列車空調(diào)出風(fēng)口導(dǎo)流板高度對(duì)冷凝風(fēng)量影響研究

李雪亮，伍 釩，王田天，陶 羽，徐任澤

(1.中國空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心空氣動(dòng)力學(xué)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，綿陽 621000；2.中南大學(xué)交通運(yùn)輸工程學(xué)院，長沙 410075；3.軌道交通安全關(guān)鍵技術(shù)國際合作聯(lián)合實(shí)驗(yàn)室，長沙 410075)

0 引言

高速列車的舒適性一直是列車空氣動(dòng)力學(xué)的熱點(diǎn)問題之一，而空調(diào)系統(tǒng)則是列車上用于保障旅客舒適性的重要組件?？照{(diào)系統(tǒng)能否正常工作，是關(guān)系到高速列車舒適性的核心問題。

空調(diào)冷凝風(fēng)機(jī)的作用是為冷凝器提供冷凝風(fēng)，以主動(dòng)散熱的方式加速冷凝器與外界環(huán)境的熱交換效率[1-3]。空調(diào)散熱所需冷凝風(fēng)量較大，通常使用軸流風(fēng)機(jī)以提供足夠的風(fēng)量，其缺點(diǎn)是對(duì)環(huán)境壓力變化敏感，抗壓力逆差能力弱。

高速列車運(yùn)行過程中，車身周圍流場環(huán)境（溫度、壓力、流速等）不斷隨車速而變化，車身不同位置的流動(dòng)結(jié)構(gòu)也存在較大差異[4-7]，這會(huì)對(duì)空調(diào)內(nèi)外的流場結(jié)構(gòu)產(chǎn)生顯著影響。而由于冷凝風(fēng)機(jī)對(duì)環(huán)境壓力變化的敏感性，列車運(yùn)行過程中空調(diào)冷凝風(fēng)量會(huì)出現(xiàn)較大波動(dòng)，直接影響了空調(diào)系統(tǒng)的散熱效率?？照{(diào)系統(tǒng)冷凝風(fēng)量減少，會(huì)導(dǎo)致冷凝器溫度升高，帶來制冷功率下降甚至空調(diào)報(bào)警停機(jī)的危害。

目前國內(nèi)外研究主要是直接通過列車表面壓力分布，研究空調(diào)冷凝風(fēng)量隨車速的變化規(guī)律[8-9]，各文獻(xiàn)均指出冷凝風(fēng)量會(huì)隨車速快速下降。文獻(xiàn)[10]指出，導(dǎo)致冷凝風(fēng)量下降的主要原因有以下兩個(gè)方面：1）進(jìn)風(fēng)口處，橫向柵格受列車運(yùn)行產(chǎn)生的高速氣流作用產(chǎn)生負(fù)壓區(qū)域，阻礙空調(diào)吸氣；2）出風(fēng)口處，冷凝風(fēng)與列車運(yùn)行產(chǎn)生的高速氣流相互作用，在出風(fēng)口上方形成正壓區(qū)域，阻礙空調(diào)排氣。

由于高車速下空調(diào)冷凝風(fēng)量的較大降幅將直接危害到空調(diào)系統(tǒng)的正常運(yùn)行，所以需要針對(duì)列車運(yùn)行時(shí)的空調(diào)冷凝風(fēng)量進(jìn)行優(yōu)化研究。目前有關(guān)優(yōu)化措施的研究相對(duì)較少。針對(duì)這一問題，本文從改善空調(diào)出風(fēng)口壓力環(huán)境入手，在空調(diào)冷凝出口外側(cè)使用鍥狀導(dǎo)流板，擬通過降低出風(fēng)口側(cè)壓力，達(dá)到增加冷凝風(fēng)量的目的。本文基于三維非定常不可壓縮雷諾時(shí)均N-S方程，采用k-ε湍流模型和DDES方法，通過構(gòu)建帶有空調(diào)系統(tǒng)的列車整車空氣動(dòng)力學(xué)計(jì)算模型，對(duì)運(yùn)行中的高速列車及空調(diào)系統(tǒng)進(jìn)行數(shù)值模擬，研究不同導(dǎo)流板高度對(duì)緩解冷凝風(fēng)量下降的效果差異。

1 計(jì)算模型

1.1 湍流模型和數(shù)值計(jì)算方法

計(jì)算中雷諾數(shù)為Re =2.70×107，這表明本文研究中列車周圍的流場處于強(qiáng)湍流狀態(tài)。列車周圍流場，尤其是空調(diào)進(jìn)出風(fēng)口附近和空調(diào)內(nèi)部，旋渦脈動(dòng)劇烈（如圖1所示）。采用RANS方法難以準(zhǔn)確模擬旋渦脈動(dòng)，這將導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果精度較低[10]。分離渦（DES）方法[11]能夠捕獲渦脈動(dòng)特征，可以保證足夠的計(jì)算精度，且計(jì)算量遠(yuǎn)小于LES方法，因此在解決高雷諾數(shù)、大規(guī)模分離流的問題時(shí)具有較大優(yōu)勢(shì)[12]。目前，DES方法已用于多種條件下的高速列車外部流動(dòng)研究，并得到了較好的計(jì)算結(jié)果[13-17]。延遲分離渦（DDES）是DES的改進(jìn)方法，可以減小DES方法中存在的網(wǎng)格誘導(dǎo)分離與渦黏系數(shù)衰減問題[18]。本文選擇使用基于Realizable k-ε湍流模型的DDES方法模擬湍流流動(dòng)，對(duì)流向的差分格式采用具有二階精度的QUICK格式，速度-壓力耦合求解方法為壓力修正法的改進(jìn)方法SIMPLEC算法。

圖1 列車及空調(diào)周圍流場特征Fig. 1 Characteristics of the flow field around the high-speed train and the air-conditioning unit

1.2 列車模型

本文使用如圖2所示的高速列車模型進(jìn)行仿真計(jì)算。高速列車附有外形較為復(fù)雜的附加設(shè)備，而本文的研究重點(diǎn)為列車頂部空調(diào)系統(tǒng)冷凝腔，模擬車體附加設(shè)備會(huì)大幅度增加模型生成和計(jì)算域離散的難度，增大計(jì)算量。為節(jié)省資源，參考EN 14067標(biāo)準(zhǔn)[20]的要求，對(duì)列車進(jìn)行了適當(dāng)簡化，將車體除空調(diào)外的所有復(fù)雜結(jié)構(gòu)作光順化處理，忽略轉(zhuǎn)向架、受電弓、風(fēng)擋等設(shè)備及部件。

圖2 高速列車模型Fig. 2 High-speed train model

計(jì)算使用的列車為3車編組，去掉轉(zhuǎn)向架后的車高Htr×車長Ltr×車寬Wtr為4.05 m×81 m×3.38 m，頭部流線型長度為12 m?？照{(diào)位于頭、尾車，空調(diào)中心位置距列車鼻尖點(diǎn)為23 m，其中，頭車上的空調(diào)由AC1表示，尾車上的空調(diào)由AC2表示。

1.3 空調(diào)模型

本文使用單元式空調(diào)進(jìn)行研究，空調(diào)由蒸發(fā)腔、冷凝腔、廢排裝置三個(gè)獨(dú)立的部分組成（各部分之間由隔板隔開，相互之間沒有氣流通道）?？照{(diào)的散熱能力主要取決于冷凝腔的排熱效率，又因?yàn)榭照{(diào)系統(tǒng)各個(gè)部分相互獨(dú)立，所以可以將其余部分進(jìn)行簡化，只保留冷凝腔，得到計(jì)算模型如圖3所示?？照{(diào)內(nèi)部的氣流流向?yàn)槔淠L(fēng)由風(fēng)機(jī)吸入冷凝腔，通過冷凝器進(jìn)行熱交換，最后通過冷凝出口格柵排出?？照{(diào)長寬高為LAC×WAC× HAC=1.6 m×1.8 m×0.5 m；出風(fēng)口長寬為1.459 m×0.265 m；進(jìn)風(fēng)口長寬均為0.596 m；冷凝器長寬為1.480 m×0.434 m；風(fēng)機(jī)葉片直徑為557 mm，風(fēng)機(jī)軸為圓柱形，直徑199 mm。

圖3 高速列車空調(diào)冷凝腔模型Fig.3 Condensing chamber of the air conditioner on high-speed trains

空調(diào)模型中，冷凝風(fēng)機(jī)和冷凝器兩個(gè)部分較為復(fù)雜，難以直接模擬。冷凝風(fēng)機(jī)為復(fù)雜曲面外形的軸流風(fēng)機(jī)，本文使用風(fēng)機(jī)面邊界條件簡化模型，仿真中輸入的風(fēng)機(jī)性能曲線如圖4所示。圖中曲線為通過風(fēng)機(jī)所在平面時(shí)，平面兩側(cè)壓力差與流速的關(guān)系曲線。冷凝器為具有極小幾何尺寸的翅片結(jié)構(gòu)，本文利用多孔介質(zhì)模型代替，取黏性阻力系數(shù)=4.78×107/m2，慣性阻力系數(shù)C2= 1306/m。

1.4 導(dǎo)流板布局方式和形狀參數(shù)

導(dǎo)流板結(jié)構(gòu)通過揚(yáng)起出風(fēng)口前端的高速氣流，使出風(fēng)口上方氣流速度降低，同時(shí)在出風(fēng)口上方形成負(fù)壓區(qū)域，降低空調(diào)出風(fēng)口側(cè)壓力，減小流動(dòng)阻力，以達(dá)到緩解風(fēng)量下降的目的。針對(duì)高速列車雙向行駛的需求，本文提出的導(dǎo)流板結(jié)構(gòu)為對(duì)稱布局，與車頂表面貼合，如圖5中D1～D4所示。

圖4 風(fēng)機(jī)性能曲線Fig.4 Performance curve of the condensation fan

圖5 導(dǎo)流板結(jié)構(gòu)在列車頂部的結(jié)構(gòu)示意圖Fig.5 Schematic of deflectorson the roof of train

由文獻(xiàn)[10]可知，導(dǎo)流板結(jié)構(gòu)可以在空調(diào)出風(fēng)口上方產(chǎn)生負(fù)壓區(qū)，從而達(dá)到緩解冷凝風(fēng)量隨車速下降的目的。導(dǎo)流板高度會(huì)影響負(fù)壓區(qū)域的強(qiáng)度，是決定冷凝風(fēng)量的關(guān)鍵因素之一。本文分別建立Hd=30、45、60 mm三種 導(dǎo) 流 板高 度。對(duì)車 速V =350 km/h時(shí)，不同高度導(dǎo)流板對(duì)空調(diào)冷凝風(fēng)量的影響展開研究。三種導(dǎo)流板的具體尺寸參數(shù)如圖6所示。

圖6 不同高度導(dǎo)流板示意圖（單位：mm）Fig.6 Schematic of deflectors with different heights(unit:mm)

1.5 計(jì)算域和邊界條件

為確保列車周圍的流場得到充分發(fā)展，邊界不會(huì)對(duì)流場計(jì)算結(jié)果產(chǎn)生干擾，需要設(shè)置足夠大的計(jì)算域。根據(jù)EN 14067標(biāo)準(zhǔn)[20]的要求，本文設(shè)置的計(jì)算域和邊界條件如圖7所示，所有尺寸均通過車高H =4.05 m進(jìn)行無量綱化。計(jì)算域總長為65H，其中列車前部長度為10H，后部長度為35H，列車長度為20H，計(jì)算域?qū)挒?8H，高為14H。采用相對(duì)運(yùn)動(dòng)的方式模擬列車運(yùn)動(dòng)，即列車靜止，空氣和地面以速度V向列車運(yùn)動(dòng)。設(shè)置空氣以速度V向x正方向自速度入口流入，根據(jù)文獻(xiàn)[21]中的參數(shù)，入口流動(dòng)參數(shù)湍流強(qiáng)度取1%，湍流黏性率取10；流動(dòng)出口為壓力出口，出口處相對(duì)壓力設(shè)為0；為模擬與列車的相對(duì)運(yùn)動(dòng)，地面設(shè)置為無滑移壁面，并以速度V向x正方向運(yùn)動(dòng)；計(jì)算域頂部和側(cè)面采用靜止無滑移壁面。

圖7 計(jì)算域與邊界條件設(shè)置Fig.7 Computational domain and boundary condition setup

1.6 計(jì)算網(wǎng)格

本文使用混合網(wǎng)格方法離散計(jì)算域。以空調(diào)格柵為界，由于內(nèi)部結(jié)構(gòu)復(fù)雜，內(nèi)部流動(dòng)方向難以預(yù)測(cè)，格柵下方的空調(diào)腔使用非結(jié)構(gòu)四面體網(wǎng)格離散；計(jì)算域的其余部分使用結(jié)構(gòu)化六面體網(wǎng)格進(jìn)行離散，以保證列車附近的流場獲得較好的計(jì)算精度[22]。

y+為無量綱的壁面距離，用來衡量壁面法向網(wǎng)格尺度對(duì)湍流模型的適應(yīng)性。本文所使用的Realizable k-ε模型要求y+＜300，此處取目標(biāo)y+=250可得預(yù)估的車體表面第一層網(wǎng)格厚度為Δs =1.12×10-3m，本文將Δs向下取整為Δs = 1 mm。網(wǎng)格細(xì)節(jié)由圖8給出。

圖8 計(jì)算網(wǎng)格Fig.8 Computational grid

1.7 計(jì)算設(shè)置和數(shù)據(jù)處理方法

在本文研究中，所有計(jì)算均使用ANSYS Fluent的壓力基求解器進(jìn)行非定常求解，計(jì)算時(shí)間步長取Δt = 0.001 s，每時(shí)間步方程的各項(xiàng)殘差均低于1×10-3。

為便于對(duì)比分析，風(fēng)量系數(shù)Cq和阻力系數(shù)Cd通過式（1）、式（2）定義：

式中：Q為計(jì)算得到的空調(diào)風(fēng)量；Q0=14222 m3/h為列車靜止時(shí)由試驗(yàn)測(cè)得的空調(diào)風(fēng)量；D為阻力；ρ為空氣密度，取1.225 kg/m3；V∞為無窮遠(yuǎn)處來流速度；參考面積S = 13.4 m2為列車非流線型處的橫截面積。

本文研究中，使用無量綱時(shí)間Tref對(duì)流場時(shí)間進(jìn)行衡量[19,23-24]：

式中，t為計(jì)算時(shí)間，Htr為車高4.05 m。計(jì)算總時(shí)長為192Tref。

圖9為列車兩個(gè)空調(diào)AC1和AC2的風(fēng)量系數(shù)Cq隨計(jì)算時(shí)間的波動(dòng)特征。可以看出，各監(jiān)測(cè)量隨時(shí)間無規(guī)律波動(dòng)，在時(shí)間t≥50Tref后，波動(dòng)趨于平穩(wěn)且具有周期性。這意味著流動(dòng)已充分發(fā)展，流場趨于穩(wěn)定。因此本文所有測(cè)量數(shù)據(jù)，如阻力、壓力、風(fēng)量等，均取無量綱時(shí)間[50Tref,192Tref]內(nèi)的平均值作分析。

圖9 監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)隨時(shí)間波動(dòng)曲線Fig.9 Time variation of the monitoring data Cq

2 計(jì)算驗(yàn)證

在數(shù)值計(jì)算中，所使用的離散網(wǎng)格對(duì)計(jì)算精度起著決定性作用。本文采用粗、中、細(xì)三種網(wǎng)格研究網(wǎng)格密度對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響，以確保網(wǎng)格密度與計(jì)算資源匹配。由前文可知，計(jì)算網(wǎng)格的第一層網(wǎng)格厚度可以滿足湍流模型需求，因此，在保證三種網(wǎng)格的車體表面第一層網(wǎng)格厚度均為1 mm的條件下，通過調(diào)整網(wǎng)格尺度和增長率，分別建立三種計(jì)算網(wǎng)格，具體網(wǎng)格參數(shù)見表1。

表1 不同計(jì)算網(wǎng)格尺度Table 1 Scalesof different grid sizes

基于前文所述計(jì)算方法，列車靜止情況下計(jì)算得到的三種網(wǎng)格精度的空調(diào)冷凝風(fēng)量結(jié)果如表2所示，并與文獻(xiàn)[10]中列車靜止?fàn)顟B(tài)下試驗(yàn)測(cè)量所得的冷凝風(fēng)量進(jìn)行對(duì)比。可以看出，粗網(wǎng)格與試驗(yàn)相比誤差最大，為7.45%；中等網(wǎng)格誤差為2.57%；細(xì)網(wǎng)格誤差為1.20%。粗網(wǎng)格雖然網(wǎng)格數(shù)量較少，計(jì)算資源消耗小，但是誤差較大，精度不高；細(xì)網(wǎng)格得到的計(jì)算結(jié)果最好，然而網(wǎng)格數(shù)量過大，現(xiàn)有計(jì)算資源難以支撐本文的全部計(jì)算；中網(wǎng)格具有與細(xì)網(wǎng)格相似的計(jì)算精度，而計(jì)算資源消耗遠(yuǎn)小于細(xì)網(wǎng)格。因此，本文所有計(jì)算均基于中網(wǎng)格開展。

表2 不同網(wǎng)格尺度與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Table 2 Comparison between theair flux computed with different grid sizes and the experiment result

3 導(dǎo)流板高度對(duì)冷凝風(fēng)量影響分析

3.1 冷凝風(fēng)量變化規(guī)律

圖10展示了不同導(dǎo)流板高度下冷凝風(fēng)量的變化趨勢(shì)?？梢钥闯觯S著導(dǎo)流板高度增加，風(fēng)量逐漸增大，緩解風(fēng)量隨列車運(yùn)行而下降的效果更加明顯。未使用導(dǎo)流板時(shí)，兩空調(diào)平均風(fēng)量系數(shù)僅為0.453，而使用高度為Hd=60 mm的導(dǎo)流板后，平均風(fēng)量系數(shù)達(dá)到0.791，相對(duì)增加74.6%，效果十分顯著。但導(dǎo)流板高度增加，也會(huì)帶來風(fēng)量系數(shù)標(biāo)準(zhǔn)差增大的問題，意味著空調(diào)風(fēng)量波動(dòng)幅度增大，而較大的風(fēng)量波動(dòng)幅度可能會(huì)影響空調(diào)使用壽命，產(chǎn)生風(fēng)機(jī)偏振等問題。

圖10導(dǎo)流板高度對(duì)冷凝風(fēng)量影響Fig.10 Influence of the deflector height on the condensing air flux

3.2 導(dǎo)流板高度對(duì)阻力影響分析

圖11 給出了導(dǎo)流板高度對(duì)整車阻力的影響。由于列車模型簡化程度較高，整車阻力系數(shù)較低，但計(jì)算結(jié)果足以體現(xiàn)出空調(diào)和導(dǎo)流板對(duì)阻力的影響。圖中Cd1為車身阻力；Cd2為扣除Cd3后空調(diào)受到的總阻力；Cd3是高速來流作為冷凝風(fēng)被吸入空調(diào)腔時(shí)，氣流動(dòng)量變化所帶來的不可避免的阻力增量，由式（4）代入式（2）推導(dǎo)得到：

Cd4為兩個(gè)空調(diào)8塊導(dǎo)流板所受到的總阻力。

圖11 不同導(dǎo)流板高度對(duì)整車阻力影響Fig.11 Influenceof the deflector height on the drag of high-speed trains

由圖11可知，不同工況下Cd1和Cd2基本不變。Cd3由式（4）可知與風(fēng)量成正比，是風(fēng)量增加所帶來的不可避免的阻力增量。而Cd4則隨導(dǎo)流板高度增加快速上漲。結(jié)合冷凝風(fēng)量來看，采用Hd= 45 mm的導(dǎo)流板是兼顧風(fēng)量與阻力的較優(yōu)選擇。同時(shí)可知，對(duì)于高速列車的數(shù)值計(jì)算，是否考慮空調(diào)阻力會(huì)對(duì)總阻力帶來3%左右的差異。

3.3 流動(dòng)隨導(dǎo)流板形狀變化特征分析

圖12給出了空調(diào)附近區(qū)域的壓力云圖?？梢钥闯?，無導(dǎo)流板情況，出風(fēng)口正上方有較小的正壓，但由于軸流風(fēng)機(jī)對(duì)壓力的敏感性，該正壓會(huì)對(duì)空氣流動(dòng)產(chǎn)生較大阻礙，導(dǎo)致風(fēng)量出現(xiàn)較大幅度下降。導(dǎo)流板高度為Hd=30 mm時(shí)，出風(fēng)口正上方處于較弱負(fù)壓區(qū)內(nèi)，對(duì)風(fēng)量有一定增長作用。隨著導(dǎo)流板高度進(jìn)一步增加，負(fù)壓逐漸增強(qiáng)，對(duì)空調(diào)風(fēng)量隨車速下降的緩解作用也逐漸增強(qiáng)。

圖13給出了剖切面上的速度云圖與流線圖。圖中以無窮遠(yuǎn)來流速度V∞對(duì)速度進(jìn)行了無量綱化。從圖中可以看出，導(dǎo)流板高度為Hd=0和Hd=30 mm兩個(gè)工況，冷凝風(fēng)均直接從出風(fēng)口處流出，但由于流動(dòng)阻力較大，流量相對(duì)較小。Hd= 45 mm和Hd= 60 mm時(shí)，列車外部的高速氣流撞擊在出風(fēng)口后部的導(dǎo)流板上，導(dǎo)致氣流在出風(fēng)口末端出現(xiàn)回流，一定程度上削弱了導(dǎo)流板的優(yōu)化作用。但由于導(dǎo)流板引起的負(fù)壓強(qiáng)度較大，風(fēng)量仍有一定程度增加。

圖12 空調(diào)冷凝出口處時(shí)均壓力云圖Fig.12 Time-averaged pressure contours at the condensing outlet of the air conditioner

圖13空調(diào)冷凝出口處時(shí)均速度云圖及流線圖Fig.13 Time-averaged velocity contoursand streamlines at the condensing outlet of theair conditioner

圖14 為不同導(dǎo)流板高度下的附面層曲線。當(dāng)車頂無空調(diào)時(shí)，附面層以近似于平板流動(dòng)的形式發(fā)展，沿車長方向緩慢增厚。有空調(diào)的情況下，空調(diào)對(duì)前方的附面層厚度影響不大，而空調(diào)后部附面層由于混入空調(diào)冷凝風(fēng)而被揚(yáng)起。在空調(diào)前方增加Hd= 30 mm的導(dǎo)流板后，附面層受導(dǎo)流板影響而被揚(yáng)起，但由于導(dǎo)流板所處的高度流速低，變化幅度較小。隨著導(dǎo)流板高度進(jìn)一步增加，對(duì)附面層的影響變得顯著。Hd=45 mm與Hd=60 mm的導(dǎo)流板對(duì)附面層影響相似，附面層先被揚(yáng)起至較高高度，隨后受空調(diào)冷凝出口負(fù)壓影響，高度迅速下降。在混合冷凝風(fēng)之后，由于冷凝風(fēng)量較大，低速氣體占比相對(duì)于其他工況更多，附面層厚度增加更快。

圖14空調(diào)冷凝出口處時(shí)均附面層曲線（0.99V等值線）Fig.14 Time-averaged boundary-layer thickness (iso-linesof 0.99V)at the condensing outlet of the air conditioner

3.4 渦結(jié)構(gòu)演變規(guī)律分析

圖15為AC1外部的Qcriteria= 30000/s2等值面圖，并通過時(shí)間平均速度進(jìn)行著色。無空調(diào)的車身，由于車體表面光滑，Qcriteria= 30000/s2時(shí)無法觀察到明顯的渦結(jié)構(gòu)產(chǎn)生，故此處將無空調(diào)工況的Qcriteria等值面圖略去。對(duì)于有空調(diào)的研究工況，導(dǎo)流板高度的差異，會(huì)對(duì)空調(diào)冷凝出口渦結(jié)構(gòu)產(chǎn)生較大影響。由于空調(diào)的吸氣作用和格柵影響，進(jìn)風(fēng)口處的渦細(xì)碎且與格柵貼合較緊。隨著導(dǎo)流板高度增加，空調(diào)風(fēng)量增大，吸氣作用更加強(qiáng)烈，進(jìn)風(fēng)口處渦結(jié)構(gòu)與格柵貼合更加緊密。處于排氣一側(cè)的出風(fēng)口處湍流流動(dòng)相對(duì)較為強(qiáng)烈，渦的尺寸隨著流動(dòng)的發(fā)展而增加，導(dǎo)流板較高時(shí)這一現(xiàn)象更加明顯。無導(dǎo)流板時(shí)，冷凝出口處渦較小且破碎，這是由于冷凝風(fēng)量較小且車體附近空氣流速較快造成的，空調(diào)排出的冷凝風(fēng)被強(qiáng)烈的列車運(yùn)行產(chǎn)生的高速氣流快速稀釋，在較短的空間范圍內(nèi)被耗散。導(dǎo)流板高度為Hd= 30 mm時(shí)，渦脫尺度顯著增大，可以看到相對(duì)無導(dǎo)流板工況，“發(fā)卡”狀的較大渦結(jié)構(gòu)數(shù)量和尺寸均明顯增加。隨著導(dǎo)流板高度進(jìn)一步增大，渦在寬度和高度方向均發(fā)展更快，渦脫尺度也明顯進(jìn)一步增大。

圖16顯示了空調(diào)處5個(gè)截面x1～x5的時(shí)均流線圖。圖中，渦結(jié)構(gòu)尺寸、渦心位置均清晰可見。x1截面包含了空調(diào)內(nèi)部的流動(dòng)渦結(jié)構(gòu)，無導(dǎo)流板情況下，空調(diào)內(nèi)部存在兩個(gè)大渦，分別位于左右兩側(cè)；而隨著導(dǎo)流板高度增加，空調(diào)內(nèi)部趨于均勻流動(dòng)。x2～x5位于空調(diào)后方，可以看出，渦的尺度隨導(dǎo)流板高度增加而增加。氣流剛流過空調(diào)出風(fēng)口時(shí)，在x2、x3截面，流動(dòng)相對(duì)紊亂，具有眾多小渦結(jié)構(gòu)，而氣流到達(dá)x5截面時(shí)，最終都會(huì)趨于形成4個(gè)對(duì)稱的大渦結(jié)構(gòu)。

圖15 空調(diào)外部瞬態(tài)渦結(jié)構(gòu)（Q criteria =30000/s2，由時(shí)均速度著色）Fig.15 Instantaneous vortex structures (iso-surface of Q criteria =30000/s2,colored by the time-averaged velocity)at the outlet of the air conditioner

圖16 截面x1-x5上的時(shí)均流線圖Fig.16 Time-averaged streamlinesat the crosssections x1-x5

4 結(jié)論

本文通過對(duì)不同導(dǎo)流板高度下列車空調(diào)冷凝風(fēng)量的仿真研究，得到以下結(jié)論：

不使用導(dǎo)流板優(yōu)化措施時(shí)，冷凝風(fēng)量下降量在車速V =350 km/h時(shí)可達(dá)54.7%。在出風(fēng)口外側(cè)安裝導(dǎo)流板可以較大程度緩解冷凝風(fēng)量隨車速快速下降的問題。出風(fēng)口外側(cè)的導(dǎo)流板結(jié)構(gòu)通過改變出風(fēng)口處流動(dòng)結(jié)構(gòu)，揚(yáng)起車側(cè)的高速氣流形成負(fù)壓區(qū)，達(dá)到緩解風(fēng)量下降的目的。

隨著導(dǎo)流板高度增加，冷凝風(fēng)量隨車速下降幅度減緩，但波動(dòng)更加劇烈。Hd= 30 mm的導(dǎo)流板阻力較小，對(duì)流場影響較小，緩解風(fēng)量下降的效果也較弱。Hd=45 mm和Hd=60 mm的導(dǎo)流板可以有效緩解風(fēng)量隨車速下降的問題，兩者風(fēng)量較為接近，但Hd=60 mm的導(dǎo)流板帶來的阻力較大。車速V =350 km/h時(shí)，導(dǎo)流板高度分別為Hd= 30、45、60 mm時(shí)的冷凝風(fēng)量分別下降48.5%、29.8%、21.3%，而阻力系數(shù)分別為0.2716、0.2767、0.2809。綜合考慮可知，Hd= 45 mm的導(dǎo)流板是緩解冷凝風(fēng)量隨車速快速下降的較優(yōu)措施。