基于Icepak的電阻冷卻方案研究

張曉鴿,陳本乾,賈艷玲,李 飛,焦洋洋

(1.許繼電氣股份有限公司,河南 許昌 461000;2.許繼集團有限公司,河南 許昌 461000)

1 引言

隨著柔性直流輸電技術的不斷發展,柔直換流閥在實際工程中得到了廣泛應用。該類型換流閥由大量的子模塊級聯組成,在子模塊調試過程中,對子模塊進行額定加壓是子模塊測試的重要步驟。低壓加壓測試裝置作為實現該項測試的專用設備,在運行過程中,通常需要頻繁承受短時大電流的加壓和泄壓,該過程產生的熱量通過自然散熱已無法滿足其散熱需求[1]。另外,針對其結構緊湊且散熱效率要求高的設計需求,強迫風冷成為柔直換流閥低壓加壓測試裝置散熱方式之首選[2-3]。

目前已有多位學者在電子設備強迫風冷散熱方面進行了研究。文獻[4]針對雷達天線單元散熱模塊,提出了一種通過增加風機數量提升散熱效果的熱設計方案。文獻[5-7]從風機的特性曲線出發,分析了在風機串聯或并聯后輸送系統氣源的特性變化,也對不同類型風機串、并聯效果進行了研究。但在緊湊型大功率電力設備強迫風冷散熱方面的研究相對較少。

本文基于柔直換流閥低壓加壓測試裝置,旨在研究一種結構緊湊、散熱效果良好的強迫風冷散熱設計方案。首先,梳理出低壓加壓裝置的主要發熱元件,然后根據主要發熱元件的熱功率進行風機選型,并設計了3種散熱方案,最后應用Icepak軟件分別對3種方案進行了仿真計算與分析,最終確定了最佳方案。

2 熱設計過程

低壓加壓測試裝置具體熱設計流程如圖1所示。

圖1 熱設計具體流程

2.1 分析軟件

本文應用三維建模軟件進行主要發熱元件散熱系統建模,并將其以stp格式導入到ANSYS前處理軟件Spaceclaim進行模型簡化處理,應用Icepak軟件進行熱流耦合分析及后期數據處理。

2.2 技術要求

1)冷卻介質:空氣。

2)散熱方式:強迫風冷。

3)主要發熱元件:放電電阻(4個)。

4)放電電阻外形尺寸:長×寬×高(350 mm×107 mm×50 mm)(見圖2)。

圖2 放電電阻外形尺寸圖(單位為mm)

5)放電電阻熱功率:PR1=200 W,PR2=200 W,PR3=200 W,PR4=200 W。

2.3 風扇選型

首先,計算散去800 W熱量所需強迫對流散熱風量。

熱平衡方程式:

(1)

式中,P為風道中元件總發熱功率;Cp為空氣比熱,取值為1.005 kJ/(kg·K);ρ為空氣密度,取值為1.29 kg/m3;ΔT為風道進出口溫度差,此處溫度差設為30 K。

由上式計算可得:Q=0.020 4 m3/s。

根據計算所需風量選擇風機。此處風機選擇SF1225HA2軸流風扇。

該風扇P-Q曲線如圖3所示。該散熱方案計算所需風機流量對應該P-Q曲線上的點即為該風機的理論計算風機工作點,該工作點處于風機曲線1/3～2/3范圍內,即該風扇選型較為合適。

圖3 P-Q曲線及理論風機工作點

2.4 風扇布置方案

本文基于柔直換流閥低壓加壓測試裝置整體設計布局,設計了3種不同風機布置方案(見圖4),進行風冷系統的整體效果對比,從而選擇最佳布置方案。

圖4 風機布置方案設計

2.5 模型構建

2.5.1 物理模型建立

從提高散熱系統的散熱效率以及放熱電阻的均布性考慮,將4塊電阻兩兩對稱布置于散熱器上下散熱表面。放熱電阻工作時將熱量傳遞至散熱器表面,風機鼓風,進風口冷風進入風道,通過與散熱器鰭片強迫對流換熱帶走電阻散發的熱,從而達到冷卻目的。散熱器與電阻裝配模型如圖5所示。

圖5 散熱器與電阻裝配模型

2.5.2 熱力模型構建

將上述物理模型保存為stp格式,并導入到Spaceclaim中。對物理模型進行處理,去除多余或干涉的邊,并將模型進行有限元CAD模型簡化,以便后續導入Icepak軟件中可正常識別。

在Icepak軟件中進行如下整體框架構建。

1)建立Cabinet計算域,設定計算域大小為500 mm×500 mm×700 mm。

2)設定放電電阻屬性,表面設定為Al-rough plate-surface,固體材料設定為Aluminum 6061-T6,熱源分別設定為200 W,即總放熱功率為800 W。

3)設定散熱器屬性,表面設定為Al-rough plate-surface,固體材料設定為Aluminum 6061-T6。

4)為了確保3種方案流道的一致性,并參照結構參數要求,設計前后風道長度為75 mm,即系統風道總長為600 mm,設定Plate模型,將散熱器進出口四周圍住,模擬風道情況。

5)設定環境屬性為30 ℃空氣,打開湍流模型,設定湍流模型為Zero Equation Turbulence Model。打開自然對流模型,設定重力加速度。

6)上述整體框架設定完成后,分別對3種方案的進、出風口和風機P-Q曲線進行設定,并對3種方案模型進行網格劃分,具體網格質量見表1。

表1 3種方案模型網格質量

3 仿真結果與分析

3.1 溫升結果與分析

根據3種方案散熱模型整體溫升仿真結果匯總最大溫升于表2,其中散熱系統整體溫度云圖如圖6所示。縱向對比3種方案最大溫升可知,布置雙風機串并聯方案均可大幅度增強系統冷卻效果。

表2 3種方案最大溫升表

a) 單個風機

3.2 風機綜合性能分析

3種方案下各風機的工作點見表3。

表3 3種方案散熱器壓強表

由風機串并聯特性可知,風機串聯后,風量為兩風機風量均值,流道壓損為兩風機壓損之和;風機并聯后,流道壓損為兩風機壓損均值,風量為兩風機風量之和。由表3可知,風機串并聯后風量相對于單個風機而言均有一定的提升。對于雙風機并聯而言,風量相對提高了3.54E-03 m3/s,上升了14.5%;對于雙風機串聯而言,風量相對提高了5.82E-03 m3/s,上升了23.9%,散熱效率增加較為顯著,可見串聯風機布置方案相對于并聯風機以及單個風機方案其冷卻性能更為良好。

假設風機串聯以及并聯情況下均無其他損失,根據單風機P-Q曲線繪制風機串并聯P-Q理想曲線(見圖7)。

圖7 3種方案下風機系統P-Q曲線

現分別對雙風機串、并聯時單風機工作點進行分析。對風道進行流阻模擬,得到風道的系統流阻曲線,對比分析單風機與雙風機并聯情況(見圖8)。

圖8 單風機與并聯風機工作點

由圖8可知,系統流阻曲線與單風機、雙風機并聯P-Q曲線的交點即為單個風機P-Q曲線對應工作點,也即C單、C并兩點。由于雙風機并聯P-Q曲線為擬合繪制曲線,實際雙風機各單風機均按單風機P-Q點運作。而雙風機并聯運行時,雙風機P-Q曲線壓強與單風機曲線壓強相等,因此沿著C并點橫向做一條直線,該直線與單風機P-Q曲線交點即為雙風機并聯時單個風機實際工作點,記為C并_單。C并_單點橫縱坐標與表3所示雙風機并聯時Fan.1、Fan.2風量及壓強吻合,證明其模型可靠。

為了進一步分析并聯風機具體適用情況,虛擬出了一種比原系統流阻更高的散熱系統(見圖9)。假設單風機以及雙風機并聯均在該系統中運行,則并聯風機較之于單風機有效風量增加了Q2。而在原系統中,并聯風機對比于單個風機風量增長量為Q1,此時Q2>Q1,若進一步增加系統流阻,Q2會逐漸減小,而減小系統流阻時,Q2將逐漸增大,此時雙風機并聯風量將會顯著增大,冷卻效果大幅提高。

圖9 單風機與串聯風機工作點

單風機與雙風機串聯情況如圖9所示。雙風機串聯運行時,雙風機曲線流量與單風機曲線流量相等,沿著C串點縱向做一條直線,該直線與單風機P-Q曲線交點即為雙風機串聯時單個風機P-Q曲線對應工作點,記為C串_單。C串_單點橫縱坐標與表3中雙風機串聯時Fan.1、Fan.2風量及壓強較為吻合。

同理,為了進一步分析串聯風機具體適用情況,虛擬出一種比原系統流阻更高的系統(見圖9)。假設單風機以及雙風機串聯均在該高流阻系統中運行,則串聯風機風量比單風機增加了Q4。而在原系統中,串聯風機風量比單個風機增加了Q3,此時Q4>Q3,且該變化趨勢由風機曲線趨勢決定。就本風機曲線趨勢而言,若進一步增加系統風阻,風量會進一步增加,而增加到單風機P-Q曲線隘口處時,Q4將逐漸降低甚至低于Q3,此時雙風機串聯較之于單風機收效甚微。

4 結語

綜上所述,最終采用串聯風機作為柔直換流閥低壓加壓測試裝置的散熱布置方案。該測試裝置已完成樣機試制、實驗驗證和工程推廣,散熱效果完全滿足工程實際需求。

最后歸納總結了如下幾點結論和建議:1)雙風機串聯及并聯較之于單風機散熱而言,均會大幅度提升散熱效率;2)雙風機串聯較之于并聯對系統冷卻效果更佳,但其優化效果較為有限;3)為進一步提升設備冷卻效率,建議根據風機P-Q曲線設計合適流道。