動車組真空斷路器隔聲罩自然對流研究

張 俊 蔣忠城 王 永 呂繼方

(南車株洲電力機車有限公司技術中心，412001，株洲∥第一作者，工程師)

動車組的真空斷路器在氣壓作用下可實現斷開和閉合的動作，以實現牽引電流的斷開和連通，由于瞬間的較大沖擊能量引起高分貝噪聲，影響了動車組的乘坐舒適性。為了降低噪聲的影響，用一個隔音罩將真空斷路器發聲部位包裹起來，以達到隔聲降噪的目的。被密閉隔聲罩包裹的部位有一個發熱電阻。發熱電阻的工作溫度范圍為－40 ℃ ～80℃，由于隔音罩的隔聲吸聲材料的熱導率都非常低，具有保溫隔熱的性能，因此，為了保障真空斷路器的正常工作，對密閉隔聲罩內部溫度進行計算分析就顯得非常重要［1］。

1 真空斷路器隔聲罩結構

真空斷路器隔聲罩安裝在動車車頂和客室頂板之間，如圖1所示。動車的車頂和客室頂板為鋁合金材料，隔聲罩外殼為不銹鋼材料。隔音罩內部有一層0.8 mm 厚的隔聲層和一層20 mm 厚的吸聲層，如圖2所示。真空斷路器噪聲源的主體結構材料為不銹鋼，發熱電阻材料等效為銅。

圖1 真空斷路器隔聲罩安裝位置側面示意圖

圖2 隔聲罩內部平面示意圖

2 隔聲罩自然對流計算模型

隨著發熱電阻的溫度升高，周圍空氣被加熱，隔聲罩內形成冷熱空氣之間的對流，屬典型的自然對流傳熱。在溫差的作用下，固體內部和固體之間存在熱傳導。

在笛卡爾坐標系(x，y，z)下，式(1)為固體域三維導熱微分方程的一般形式。

式中:

ρ——固體的密度;

c——固體的比熱容;

λs——固體的熱導率;

T——固體的溫度;

t——時間;

Φ——單位體積中單位時間內由內熱源生成的熱量。

式(2)為流體域質量守恒方程;式(3)、式(4)、式(5)為動量守恒方程;式(6)為能量守恒方程［4－7］。這些方程組成了流體計算的基本控制方程組。

式中:

λ——流體熱導率;

μ——流體的動力粘度;

cp——流體比定壓容;

ρ——流體的密度;

U——速度矢量;

u、v、w——分別為速度 x、y、z 3 個方向的分量;

λ2——流體第二分子粘度，對于氣體一般取為－2/3。

流固耦合對流傳熱應滿足流體與固體交界面(Fluid Solid Interface，簡為FSI)處溫度連續，可以通過式(7)表示。由能量守恒定律，在流固耦合交界面處固體通過該交界面導入(出)的熱量應該等于流體通過該交界面耗散(吸收)的熱量，可由式(8)表示。

式中;

n——FSI 的法線方向;

Qc——所在位置流體與固體換熱總量;

Tf——流體溫度;

Tw——固體壁面溫度;

h——對流換熱系數。

對隔聲罩溫度場進行分析時取車頂結構和客室頂板的一部分結構，如圖1所示。由于密閉隔聲罩與外界環境空氣隔離，在計算時只考慮隔聲罩內部空氣域。分別建立客室頂板計算域、隔聲材料計算域、吸聲材料計算域、不銹鋼材料計算域、發熱電阻計算域、空氣計算域、車頂結構計算域等。

為了對上述所有方程進行數值求解，需要對計算區域進行離散。通過適當的簡化得到全六面體高質量的計算網格模型(如圖3所示)，對空氣域內部邊界層網格加密如圖3 中網格線條較密部分所示。隔聲罩內部吸聲材料網格、隔聲材料網格以及不銹鋼隔聲罩網格如圖4所示。

由于動車組的高速運行，車頂與環境空氣發生強制對流傳熱。假設車頂溫度與環境溫度一致，考慮到極端天氣，假設車頂溫度為45 ℃。客室內部采用空調系統制冷，其溫度為27 ℃，內飾頂板與車頂之間的溫度為30 ℃。發熱電阻的發熱功率為16 W。忽略材料之間的接觸熱阻。

選用SST 湍流模型，考慮空氣浮力，采用基于有限容積法的CFD(計算流體動力學)求解器進行穩態計算。

圖3 計算網格模型

圖4 隔聲材料和吸聲材料網格

3 計算結果

原設計隔聲罩方案計算結果的溫度分布云圖如圖5、圖6所示。圖5、圖6 中的截面分別切分發熱電阻安裝板和發熱電阻。

圖5 原設計方案溫度分布云圖(平行于xz 平面的截面)

圖6 原設計方案溫度分布云圖(平行于yz 平面的截面)

從圖5、圖6 中可以看出，發熱電阻內部溫度高達99 ℃，已經超出發熱電阻的工作溫度范圍。上述隔聲層和吸聲層幾乎相當于隔熱層。高溫區域集中于發熱電阻附近，使熱量堆積嚴重，需要采取措施進行改進。可采取以下2 種改進方案:

1)為了讓隔聲罩內部空氣能夠與外部有局部的對流，在發熱電阻一側隔音板上開一個與發熱電阻大小相當的通孔。通孔給定一個大氣壓的壓力邊界條件，空氣可以自由通過。更改模型重新生成網格并計算，得到結果如圖7、圖8所示。圖7、圖8 中的截面分別切分發熱電阻安裝板和發熱電阻。由計算結果可知，雖然在壁面開孔后對密閉隔聲罩內部空氣溫度有一定的影響，但是并不能對發熱電阻溫度過高起到明顯的改善作用。相對高溫部位仍然集中于發熱電阻周圍，因此，需要尋求更優的解決方案。

圖7 隔聲罩開孔方案的溫度分布云圖(平行于xz 平面的截面)

圖8 隔聲罩開孔方案的溫度分布云圖(平行于yz 平面的截面)

2)為了緩解熱量過度集中的問題，在仿真計算中考慮將原模型中不銹鋼材料均替換成熱導率為其10 倍的鋁合金。得到計算結果如圖9、圖10所示。圖9、圖10 中截面分別切分發熱電阻安裝板和發熱電阻。

圖9 用鋁合金替換不銹鋼方案的溫度分布云圖(平行于xz 平面的截面)

由圖9、圖10 可知，采用鋁合金方案可以將原方案中過分集中于發熱電阻附近的熱量分散到鋁合金內部，從而緩解發熱電阻溫度過高的問題，使得發熱電阻能夠工作在額定的溫度范圍內。

圖10 用鋁合金替換不銹鋼方案的溫度分布云圖(平行于yz 平面的截面)

4 結語

本文通過對隔聲罩內部自然對流進行數值計算，發現發熱電阻溫度集中，超過最佳工作溫度區間。為此，提出了2 種改進方案:通過對開孔方案進行分析發現，其改善效果并不明顯，并且開孔方案會導致隔聲罩隔聲性能的下降;通過采用導熱性能更好的鋁合金材料將發熱電阻的熱量分散到金屬結構中去的方案，可以大大降低發熱電阻的溫度，滿足發熱電阻工作溫度范圍要求，其對具體工程項目的實施具有一定的指導意義。

［1］余小玲，魏義江，劉志遠，等.高電壓真空斷路器溫升影響因素的仿真研究［J］.高壓電工，2007(3):179.

［2］楊世銘，陶文銓.傳熱學［M］.北京:高等教育出版社，2006.

［3］賈力，方肇洪.高等傳熱學［M］.北京:高等教育出版社，2008.

［4］陳秋煬，章大海，曾敏，等.高壓真空斷路器用散熱器的自然對流換熱特性［J］.高壓電技術，2007(7):134.

［5］陶文銓.數值傳熱學［M］.西安:西安交通大學出版社，2001.

［6］林建忠，阮曉東，陳邦國，等.流體力學［M］.北京:清華大學出版社，2005.

［7］王福軍.計算流體動力學分析［M］. 北京:清華大學出版社，2004.