底部風口對高速列車設備艙通風特性的影響

劉天驕，何守寶，臧建彬

( 同濟大學 機械與能源工程學院，上海 嘉定 201804 )

0 引言

隨著我國經(jīng)濟蓬勃發(fā)展與科技水平的日新月異，高鐵在我們生活中出現(xiàn)的頻率越來越高，對高速列車的運行安全性也提出了更高的要求。高速列車的設備艙(以下簡稱設備艙)作為放置各種為高速列車提供動力的電子電器設備的重要空間，其內(nèi)部設備產(chǎn)生熱量能否及時高效地被排出，直接決定著高速列車的運行安全性。

圖3 四節(jié)編組列車外形及對應編號

目前，國內(nèi)外學者對于如何改善設備內(nèi)通風環(huán)境進行大量的研究。黃少東等[1]對CRH3型動車組設備艙溫度分布和變化規(guī)律進行了研究，通過模擬研究得到設備艙發(fā)熱設備周圍空氣速度相對小，設備底部溫度較高。CRH3型動車組在牽引變流器的側部開設了大面積的通風格柵，利用空氣特性有效的達到了散熱的效果。董煥彬等[2]通過搭建牽引系統(tǒng)熱容量試驗平臺驗證了CRH3型高速列車的牽引變流器冷卻系統(tǒng)的可靠性，并通過實車測試進行驗證。張壘[3]使用數(shù)值分析與實車實驗相結合的方法研究了高寒列車設備艙溫度場特性，得到了設備艙內(nèi)發(fā)熱設備的溫度分布、車身表面的壓力分布，同時數(shù)值分析方法在列車設備艙散熱方面應用的準確性得到了驗證。章國平等[4-5]通過數(shù)值方法研究了高速列車不同運行工況時設備艙通風散熱性能的變化及裙板底板的氣動載荷變化。梁習鋒、何沖[6，7]等對高速列車的牽引電機冷卻風機進行研究，獲得冷卻風機風量計算方法，并結合試驗對其計算方法進行驗證。賈瓊等[8-9]采用CFD方法對時速250km/h明線運行的高速動車組設備艙進行數(shù)值模擬，分析了設備艙內(nèi)外速度場和溫度場。陳羽等[10]研究了底部結構對高速列車流場及氣動優(yōu)化規(guī)律的影響。夏超等[11]研究了風洞地面效應對高速列車空氣動力學特性的影響。上述學者對于設備艙通風特性的研究主要是針對裙板風口進行的，并未考慮底部風口對設備艙通風散熱特性的影響進行分析研究，因此，本文將對底部風口對設備艙散熱性能的影響進行研究。

1 研究方法

1.1 研究對象

列車在研究設備艙散熱時均不考慮頂部受電弓和車輛連接處間隙。底部風口位于設備艙底板風口，考慮到轉(zhuǎn)向架對于設備底部流動的影響，底部保留裙板、轉(zhuǎn)向架及其兩側擋板。模型采用參數(shù)化建模的方法，依據(jù)某標準動車組實際尺寸1:1建立。因為不同列車上安裝設備不同，故選用四節(jié)連掛式列車，兩端頭車長度為28米，中間車長25米，四節(jié)編組總長106米，列車間連接處密封處理，設備艙分別在裙板處以及底板處開設通風口。計算域尺寸、設備艙模型及艙內(nèi)設備布置、列車模型如圖1、2、3所示，計算域尺寸中L為四節(jié)編組總長。

為了研究設備艙底板開設風口對設備艙通風特性的影響，分別建立了只開設裙板風口(記為QFK)、只開設底板風口(DFK)以及同時開設裙板和底板風口(QDFK)三個列車模型進行模擬計算，并以TC01車為例進行分析。

圖1 計算域尺寸

圖2 TC01車設備艙內(nèi)設備布置

1.2 研究方法

本文采用非結構化四面體網(wǎng)格進行幾何空間離散，在車體表面生成第一層厚度為6mm的邊界層網(wǎng)格，通過計算得到模型車體表面的Y+(第一層網(wǎng)格尺寸的無量綱參數(shù))平均數(shù)為60，滿足非平衡壁面函數(shù)要求，忽略了車輛上的復雜結構，如受電弓、門把手、窗戶等，網(wǎng)格數(shù)量為1600萬。

本文采用商用軟件Fluent對數(shù)值模型進行求解，模擬運行時速在350公里的高速列車設備艙通風散熱性能。高鐵運行速度達到350km/h時，其表面雷諾數(shù)已經(jīng)達到105以上的數(shù)量級，車體周圍流動處于湍流狀態(tài)，因而黏性模型采用湍流模型。文中采用工程應用成功案例較多的標準k-ε模型，同時采用SIMPLE算法來求解湍流方程組。在邊界條件處理上，對地面進行滑移壁面處理，移動方向與來流方向一致，這樣可以最大限度的減少地面效應對模擬結果的影響，除進、出口的其他計算域面設為無反射壁面。計算域入口采用速度入口，來流速度取97.22m/s，來流溫度取35℃，出口邊界取壓力出口，邊界溫度也為35℃，設備艙內(nèi)設備發(fā)熱量為相關設備廠家提供發(fā)熱量。

1.3 研究方法檢驗

為了驗證本文數(shù)值方法的準確性，本文研究了張斌和梁習鋒對于準高鐵實車測試文獻，并將本文模擬結果與張斌和梁習鋒的實車測試結果進行對比。車體表面壓力取頭車車寬度方向的中心線上的壓力分布。如圖4所示，圖中所取位置與文獻中基本相同。

圖4 測試壓力系數(shù)位置

為了便于分析比較，定義無量綱系數(shù)即列車表面壓力系數(shù)Cp如下式(1)：

(1)

式中，p為取值監(jiān)測點壓力，取絕對壓力；p∞為大氣壓力，環(huán)境溫度為35℃時取p∞=101325Pa；ρ為來流密度，模擬中來流馬赫數(shù)小于0.3，因此取ρ為1.225kg·m3；ν∞為來流速度。壓力系數(shù)與列車運行速度無關，可以表示壓力分布的一般性規(guī)律。

車頂中心線與車頂邊緣線上壓力系數(shù)分布的測試結果與模擬試驗結果分別如圖所示。由圖5可得，CFD模擬計算結果與實車測試結果在趨勢上基本保持一致，其中大多數(shù)數(shù)據(jù)結果也能大致吻合，由此可見，本文采用的數(shù)值計算方法具有相當?shù)目煽啃?。值得一提的是，靠近列車頭部位置壓力系數(shù)的模擬值與測試結果存在一定的差異，究其原因，在于列車頭型存在差異。

圖5 頭車車頂中心線表面壓力系數(shù)對比

2 結果分析

底部風口對高速列車設備艙通風特性的影響體現(xiàn)在設備艙內(nèi)通風量、速度場分布、溫度場分布以及壓力場分布。由于篇幅限制，這里僅給出TC01車的三種模型的對比分析，相應的設備艙內(nèi)截圖位置如圖6所示，截圖選取車寬和車高兩個方向，截圖位置均為二分之一處。

圖6 設備艙截圖位置

圖7 TC01底板壓力分布及風口位置

圖8 不同工況模型風量對比

2.1 設備艙底部壓力分布分析

通過對四節(jié)編組列車進行空氣動力學模擬，得

到高速列車相應車段設備艙底部壓力分布，如圖7所示分別TC01車底部壓力分布云圖。通過對云圖進行分析，可以發(fā)現(xiàn)設備艙底部壓力分布呈現(xiàn)一定的規(guī)律性，即沿著列車運行的方向壓力出現(xiàn)一定的梯度，并逐漸衰減，靠近列車前端轉(zhuǎn)向架處壓力較大，靠近后端轉(zhuǎn)向架處壓力較低，中間出現(xiàn)明顯的壓力梯度。依據(jù)此規(guī)律，同時為了避開轉(zhuǎn)向架電機散熱進入設備艙，對設備艙散熱性能產(chǎn)生不利影響，因此，將設備艙底板風口的開設位置在距離一端轉(zhuǎn)向架四分之一距離處，即兩端風口分別位于不同壓力梯度分布區(qū)域，開設風口尺寸為2200×2200(mm)。

圖9 QDFK模型中裙板風口與底板風口風量占比

圖10 TC01車QFK溫度場云圖(單位：K)

2.2 底部風口與裙板風口風量對比分析

圖8對QFK、DFK以及QDFK三個模型中風口面積進行了對比，通過對比可知，底板風口面積約為裙板風口面積的2.4倍。對三種模型中設備艙的通風量進行分析，由圖9可知，QFK模型的設備艙進風量最小，DFK和QDFK模型的進風量較大，且后兩者進風量基本相同，即在同時開設裙板風口和底板風口的模型中，設備艙的總通風量基本與單獨開設底板風口時設備艙的通風量相同。在QDFK工況下，由圖9可知裙板風口進出風量在總風量中的占比約為56%，大于底板風口。按照風量來計算，QDFK中裙板風口的風量要小于QFK模型中的裙板風口風量，底板風口的風量同樣也小于DFK中的底板風口風量。由于同時開設裙底風口設備艙內(nèi)通風情況變得復雜，設備艙總通風量相對于只開設裙板風口時有明顯改善，但是相對于底板風口卻通風量未有顯著提升。

圖11 TC01車DFK溫度場云圖(單位：K)

圖12 QDFK底板風口TC01車溫度場云圖(單位：K)

2.3 底部風口對設備艙內(nèi)溫度場的影響

圖10～12為TC01車三種模型設備艙溫度分布圖。從圖10 QFK模型設備艙內(nèi)截面溫度分布來看：當只開設裙板風口時，設備艙內(nèi)溫度場呈現(xiàn)左側溫度分布高于右側溫度，即靠近車頭處溫度高于遠離車頭處溫度，溫度梯度降低方向與車體運行方向相一致。同時，設備艙內(nèi)溫度分布出現(xiàn)一定的不均勻性，是由于設備艙兩側同時開設風口，設備艙內(nèi)進出風具有一定的隨機性所致。設備艙內(nèi)主要發(fā)熱設備輔助變流器表面溫度約為39℃左右，溫度較為合理。當只開設底板風口時，設備艙內(nèi)溫度分布趨勢基本與只開設裙板風口保持一致，但是通過對比兩種工況下溫度分布云圖可以發(fā)現(xiàn)，DFK工況下設備艙內(nèi)溫度分布(見圖11)較之QFK時更為均勻，且輔助變流器附近溫度也更低。

表1 輔助變流器表面溫度

2.4 設備艙內(nèi)氣流組織分布對比分析

圖13～15為TC01車三種模型設備艙內(nèi)流線圖。由圖13 QFK模型可知，風從裙板風口進入設備艙內(nèi)部，由于風口位置，設備艙底部氣流分布較為稀疏，個別設備體積較大，相應設備周圍空氣流速較大，氣流組織分布密集，在輔助變流器右側存在一定的回流區(qū)。圖14為DFK模型，由流線圖可知相比較于QFK，輔助變流器右側底板進風因為受到輔助變流器的阻擋而改變方向，向設備艙前段流動，但設備艙前段氣流分布較為稀疏。從圖15 QDFK模型流線圖可以看出，由于同時開設裙板與底部風口，設備艙內(nèi)氣流分布有了較大的提升，設備周圍氣流分布均勻，能夠較為充分地帶走設備艙內(nèi)設備的散熱。

圖13 TC01車QFK設備艙內(nèi)部流線圖

圖14 TC01車DFK速度矢量圖

圖15 TC01車QDFK速度矢量圖

3 結論

通過采用計算流體力學和對比試驗分析的方法研究了底板風口對高速列車設備艙通風特性的影響，具體對比分析了三種工況中車體的溫度場、通風量、以及速度分布，得到高速列車設備艙通風優(yōu)化規(guī)律，主要結論如下：

(1)設備艙底部壓力分布具有一定的梯度，沿列車行進相反方向降低，并且梯度較大，可依據(jù)此規(guī)律在設備艙底板不同壓力分布區(qū)域開設格柵風口，優(yōu)化設備艙通風特性?？拷D(zhuǎn)向架處壓力分布較為復雜。

(2)同時開設裙板與底板風口時設備艙通風量與僅開設底板風口時大致相同，比僅開設裙板風口時要有所提高，其中同時開設裙板與底板風口的工況中裙板風口的通風量占總設備艙通風量的56%。

(3)同時開設裙板與底板風口時設備艙內(nèi)氣流組織、溫度場分布較單獨開設裙或底板風口時均勻，輔助變流器表面平均溫度降低了12%，各設備散熱能夠得到較好的改善。

參考文獻：

[1] 黃少東，范樂天，李福祿，等.CRH3 型動車組設備艙溫度分布和變化規(guī)律[J].大連交通大學學報，2013，34(5):54-57.

[2] 董煥彬，林范坤，陳樂恒.CRH3 型高速動車組牽引變流器冷卻系統(tǒng)試驗研究[J].電力機車與城軌車輛，2012，35(6):28-30.

[3] 張壘.高寒車設備艙溫度場特性研究[D].大連：大連交通大學，2013.

[4] 章國平，范樂天，王廣明，等.高速列車車下設備艙溫度場分析[J].鐵道機車車輛，2012(06):5-8.

[5] 胡文錦.高速列車設備艙通風散熱及氣動響應研究[D].成都：西南交通大學，2013.

[6] 梁習鋒，武傳田.高速列車牽引電機冷卻風機流量實車試驗研究[J].鐵道學報，2004，26(2):38-41.

[7] 何沖，何云風，王昕.牽引電機通風計算方法研究[J].電機與控制應用，2015，42(11):75，76，84

[8] QiongJia，Chunjing Xia，JianbingZang et al.Numerical simulation on the temperature field in an equipment cabin of a high-speed railway train[J].Building Simulation，2016:1-12

[9] Jia Q，Zang J，Pan D，et al.Analysis of High Speed Train Equipment Cabin Temperature Field Based on Numerical Simulation[J].Procedia Engineering，2015，121:1954-1961.

[10] 陳羽，楊志剛，高喆，等.底部結構對高速列車流場及氣動優(yōu)化規(guī)律的影響[J].同濟大學學報(自然科學版)，2016，44(6):930-936.

[11] 夏超，單希壯，楊志剛，等.風洞地面效應對高速列車空氣動力學特性的影響[J].鐵道學報，2015(4):8-16.