林 鵬， 王維斌

(中車青島四方機車車輛股份有限公司， 山東青島 266111)

我國高速鐵路網(wǎng)的南北跨度大，列車運行區(qū)域的溫差較大，運行里程較長，高速列車設(shè)備艙內(nèi)各類通風設(shè)備的通風冷卻性能直接影響到列車的正常及安全運行，而設(shè)備艙通風性能的好壞又直接影響到車下設(shè)備的正常工作。高速列車設(shè)備艙內(nèi)的通風設(shè)備主要包括牽引變壓器、牽引變流器、牽引電機冷卻風機、空調(diào)機組、廢排裝置、空壓機、充電機等，其中牽引變壓器、牽引變流器的通風量及散熱量都相對較大，其通風散熱性能也備受關(guān)注。

高速列車設(shè)備艙內(nèi)存在多個通風設(shè)備，整個設(shè)備艙內(nèi)空間氣流組織分布極其復(fù)雜，在設(shè)計階段較難準確把握。王東屏[1]等對設(shè)備艙內(nèi)的牽引變流器進出風口的壓力分布進行了數(shù)值計算，張亮[2]等就格柵對高速列車設(shè)備艙散熱性能的影響進行了分析，章國平[3]等將設(shè)備艙內(nèi)主要設(shè)備簡化為塊體進行設(shè)備艙溫度場分析。從設(shè)備艙整體宏觀的通風方式角度，基于高寒抗風沙動車組等車型設(shè)備艙設(shè)計經(jīng)驗，對牽引變壓器、牽引變流器的兩種典型通風方式，即：單側(cè)進風單側(cè)出風和雙側(cè)進風底部出風兩種方式進行數(shù)值仿真計算，主要就兩種不同通風方式設(shè)備艙內(nèi)的速度場、車輛不同運行速度及方向?qū)υO(shè)備艙裙板進出口風速的影響、通風阻力等進行綜合分析。

1 幾何及網(wǎng)格模型

1.1 幾何模型

圖1所示為單側(cè)進風單側(cè)出風方式幾何模型，牽引變壓器和牽引變流器從車輛設(shè)備艙一側(cè)進風，從另一側(cè)排風(綠色箭頭代表進風氣流方向，藍色箭頭代表出風氣流方向)。外界氣流從設(shè)備艙裙板格柵進入或排出設(shè)備艙，各通風設(shè)備進氣端不加風道，牽引變壓器及變流器通過密接風道向外排風。

圖1 單側(cè)進風單側(cè)出風方式幾何模型

圖2所示為雙側(cè)進風底部出風方式幾何模型，牽引變壓器和牽引變流器從車輛設(shè)備艙兩個側(cè)面進風，從底部排風(綠色箭頭代表進風氣流方向，藍色箭頭代表出風氣流方向)。外界氣流從裙板格柵進入或排出設(shè)備艙，各通風設(shè)備兩側(cè)進氣端不加風道，牽引變壓器及牽引變流器通過設(shè)備下面的密接風道向下向外排風。

圖2 雙側(cè)進風底部出風方式幾何模型

圖3所示為設(shè)備艙內(nèi)外流場仿真計算的幾何模型。在滿足計算要求的前提下，整體計算區(qū)域應(yīng)選取適當?shù)拇笮。唧w以基本不影響車體附近流體的流動為原則，選取外圍計算域的高度為車體高度的6倍，寬度為車體高度的8倍，尾流區(qū)長度為車體模型高度的16倍。

圖3 設(shè)備艙內(nèi)外流場仿真幾何模型

1.2 網(wǎng)格模型

采用四面體網(wǎng)格進行整個設(shè)備艙計算域的空間離散，網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖4所示。在網(wǎng)格劃分過程中，對設(shè)備吊裝橫梁、各個風口、主要設(shè)備等幾何尺寸較小、對流動特性影響較大的結(jié)構(gòu)進行網(wǎng)格加密處理，對外部流體空間等數(shù)據(jù)梯度變化不大的區(qū)域，網(wǎng)格尺寸適當放大，使得網(wǎng)格數(shù)量和質(zhì)量得到很好的控制。

單側(cè)進風單側(cè)出風通風方式計算域最終四面體網(wǎng)格數(shù)量總和約為1.014×107，雙側(cè)進風底部出風通風方式計算域最終四面體網(wǎng)格數(shù)量總和約為1.032×107，由于兩種結(jié)構(gòu)采用的網(wǎng)格尺度一致，網(wǎng)格數(shù)量接近，可以有效避免因網(wǎng)格數(shù)量差異對仿真結(jié)果的影響。

圖4 設(shè)備艙網(wǎng)格模型

2 數(shù)值算法及邊界條件

2.1 數(shù)值算法

列車高速運行時，其周圍流場為三維黏性定常湍流流場，列車周圍的流場可處理為不可壓縮流動[4]。湍流模型采用Realizablek-ε湍流模型，其控制方程的運輸方程形式為：

(1)

式中：t為時間，ρ為空氣密度，u為速度矢量，φ為流場通量，Γ為擴散系數(shù)，S為源項。

控制方程方面，與空間相關(guān)的擴散項均采用二階中心差分格式離散，對流項采用二階迎風格式離散。采用SIMPLE算法實現(xiàn)速度與壓力之間的耦合。采用分離式隱式方案求解三維時均雷諾N-S方程[5]。近壁區(qū)域采用標準壁面函數(shù)方程進行處理。

2.2 邊界條件

計算中給定外部大氣空間計算域的入口邊界為速度入口，速度為列車運行速度，出口邊界為壓力出口，初始壓力為一個大氣壓，即1.013 25 ×105Pa。地面給定滑移壁面，滑移速度與列車運行速度相同，車體表面為無滑移壁面。

牽引變壓器、牽引變流器、牽引電機冷卻風機為通風設(shè)備，其進風口和出風口設(shè)置為流量邊界條件，牽引變壓器、牽引變流器及牽引電機冷卻風機的風量分別為180，130，50 m3/min。

設(shè)備艙通風口裙板由格柵及濾網(wǎng)組成，幾何結(jié)構(gòu)復(fù)雜，壓降阻力特性對流場仿真影響較大，采用多孔介質(zhì)模型(Porous Baffle)，根據(jù)裙板進風口的速度-阻力特性試驗數(shù)據(jù)來近似處理，需在進風口區(qū)域建立單獨的幾何區(qū)域，后續(xù)仿真可設(shè)置為多孔介質(zhì)區(qū)域進行簡化處理，如圖5所示。

圖5 多孔介質(zhì)模型區(qū)域

3 仿真結(jié)果分析

為深入研究設(shè)備艙不同裙板通風口的進出風情況，進行了多個工況的數(shù)值計算，包括：不同的列車運行速度(400，350，300，250，200 km/h)及列車運行方向(上行，下行)。

3.1 速度場分布

圖6～圖7所示為列車運行速度350 km/h工況下，單側(cè)進風單側(cè)出風結(jié)構(gòu)，上行和下行時，設(shè)備艙裙板通風口進出風情況，可以看出，空氣沿著列車的上下行方向迎風側(cè)的裙板風口進入設(shè)備艙，擾流設(shè)備艙內(nèi)各個設(shè)備后，沿下風側(cè)裙板風口流出設(shè)備艙。對于牽引變壓器、牽引變流器等通風設(shè)備截面的速度場分布，環(huán)境氣流經(jīng)過格柵進入設(shè)備艙后，通風設(shè)備抽吸鄰近風口的環(huán)境氣流及設(shè)備艙內(nèi)氣流通過通風設(shè)備進口進入設(shè)備，而后通過密接排風風道排出設(shè)備艙。

圖8～圖9所示為列車運行速度350 km/h工況下，雙側(cè)進風底部出風結(jié)構(gòu)，上行和下行時，設(shè)備艙裙板通風口進出風情況，由于雙側(cè)進風底部出風結(jié)構(gòu)在變壓器附近比單側(cè)進風單側(cè)出風結(jié)構(gòu)多了一個進風口，使得設(shè)備艙下風側(cè)進入氣流增加，其設(shè)備艙內(nèi)氣流組織分布相對更加均勻。由于高壓設(shè)備箱距離設(shè)備艙上下的間隙較小，來流方向氣流進入設(shè)備艙后被高壓設(shè)備箱阻擋，使得高壓設(shè)備箱迎風側(cè)氣流聚集較多。雙側(cè)進風底部出風結(jié)構(gòu)在變流器附近多了兩個進風口，進風較單側(cè)進風單側(cè)出風結(jié)構(gòu)較多，其對高壓設(shè)備箱的沖擊也更加強烈。

圖6 單側(cè)進風單側(cè)出風結(jié)構(gòu)，上行，設(shè)備艙裙板通風口進出風情況

圖8 雙側(cè)進風底部出風結(jié)構(gòu)，上行，設(shè)備艙裙板通風口進出風情況

圖9 雙側(cè)進風底部出風結(jié)構(gòu)，下行，設(shè)備艙裙板通風口進出風情況

3.2 格柵進出風口風速

單側(cè)進風單側(cè)出風方式進出風口編號位置示意如圖10所示。

圖10 單側(cè)進風單側(cè)出風方式 進出風口編號位置示意圖

單側(cè)進風單側(cè)出風結(jié)構(gòu)，上行不同運行速度等級下各進出風口風速分布如圖11所示，可以看出：隨著列車運行速度的降低，進風口風速整體存在下降趨勢。沿著氣流方向，各進風口風速存在下降趨勢。另外，位于設(shè)備艙兩側(cè)相對位置相近進出風口的風速差異不大，而3和4進風口風速與前面進風口相比風速降低幅度較大，這是因為3和4進風口為牽引變流器進風口，其進風裙板是格柵+迷宮+濾網(wǎng)結(jié)構(gòu)，裙板壓降阻力約是其他進風口的10倍，使其氣流阻力增大，風速降低。

單側(cè)進風單側(cè)出風結(jié)構(gòu)，下行不同運行速度等級下圖13所示為350 km/h運行速度下，單側(cè)進風單側(cè)出風結(jié)構(gòu)，一位側(cè)和二位側(cè)上行下行工況進出風口風速分布，可以看出：沿著氣流方向，各進風口風速存在下降趨勢，可能是因為外界氣流率先通過迎風側(cè)通風口進入設(shè)備艙后，增加艙內(nèi)壓力，間接增加下風側(cè)進風口的進風阻力。另外，相比之下，上行速度幅度變化較大，而下行相對較小。二位側(cè)與一位側(cè)變化規(guī)律類似。

圖11 單側(cè)進風單側(cè)出風結(jié)構(gòu)， 上行，不同運行速度等級下各進風口風速

各進風口風速分布如圖12所示，可以看出：隨著列車運行速度的降低，進風口風速整體存在下降趨勢。沿著氣流方向，各進風口風速存在下降趨勢，與上行變化趨勢一致。另外，設(shè)備艙兩側(cè)相對位置相近進出風口的風速差異也不大，相比于上行較大的風速波動，下行各進風口風速的波動幅度較小，可能是因為二位端設(shè)備艙內(nèi)設(shè)備較多，進風阻力較大，使得二位端進風口風速降低。

圖12 單側(cè)進風單側(cè)出風結(jié)構(gòu)， 下行，不同運行速度等級下各進風口風速

圖13 350 km/h運行速度下，單側(cè)進風單側(cè)出風結(jié)構(gòu)，一位側(cè)和二位側(cè)上行下行進風口風速分布

雙側(cè)進風底部出風方式進出風口編號位置示意如圖14所示。

圖14 雙側(cè)進風底部出風結(jié)構(gòu) 進出風口編號位置示意圖

雙側(cè)進風底部出風結(jié)構(gòu)，上行不同運行速度等級下各進出風口風速分布如圖15所示，可以看出：隨著列車運行速度的降低，進風口風速整體存在下降趨勢。設(shè)備艙兩側(cè)相對位置相近進出風口的風速差異整體較小。另外，3'和4'進風口風速與前面進風口相比風速降低幅度較大，這與單側(cè)進風單側(cè)出風結(jié)構(gòu)變化趨勢一致。

雙側(cè)進風底部出風結(jié)構(gòu)，下行不同運行速度等級下各進出風口風速分布如圖16所示，可以看出：隨著列車運行速度的降低，進風口風速整體存在下降趨勢。位于設(shè)備艙兩側(cè)相對位置相近進出風口的風速差異也不大，相比于上行較大的進風風速波動，下行進風口風速的波動幅度較小。

圖15 雙側(cè)進風底部出風結(jié)構(gòu)， 上行，不同運行速度等級 下各進風口風速分布

圖16 雙側(cè)進風底部出風結(jié)構(gòu)， 下行，不同運行速度等級下 各進風口風速分布

圖17所示為350 km/h運行速度下，雙側(cè)進風底部出風結(jié)構(gòu)，一位側(cè)和二位側(cè)上行下行工況進出風口風速分布，可以看出：沿著氣流方向，各進風口風速存在下降趨勢。相比之下，上行速度幅度變化較大，而下行變化幅度相對較小。二位側(cè)與一位側(cè)變化規(guī)律類似。

圖17 350 km/h運行速度下，雙側(cè)進風底部出風結(jié)構(gòu)， 一位側(cè)和二位側(cè)上行下行進風口風速分布

3.3 設(shè)備排風阻力

設(shè)備艙內(nèi)各通風設(shè)備在列車高速運行時需要向外排風，排風壓力過低，在外界氣流壓力作用下可能導(dǎo)致氣流排出困難；排風壓力過高，會增加風機能耗，增加出口氣流風速及氣動噪聲，如果向下排風，還容易激起沙塵。因此，確定合理的排風壓力，在滿足性能要求的基礎(chǔ)上降低通風設(shè)備的通風量，可以間接降低設(shè)備能耗，降低設(shè)備自身運行引起的振動及噪聲，對指導(dǎo)設(shè)備艙排風口設(shè)計具有重要工程價值，同時可以根據(jù)排風壓力及速度對設(shè)備供應(yīng)商提出要求。

高速列車設(shè)備通風方式如圖18所示進行簡化：排風風道相當于通風設(shè)備排風風道，環(huán)境風道相當于大氣環(huán)境，由于列車高速運行，相當于環(huán)境風道內(nèi)風速較高。要保證排風風道內(nèi)氣流可以排入環(huán)境風道，需要通風設(shè)備內(nèi)的風機一方面需要克服車體兩側(cè)P1和P2形成的壓差阻力，另一方面需要克服通風設(shè)備內(nèi)部各種部件形成的摩擦阻力，同時保證排風風道出口風速應(yīng)大于0。

圖18 單側(cè)進風單側(cè)排風結(jié)構(gòu)簡化示意圖

伯努利方程是能量守恒及轉(zhuǎn)換定律在流體力學中的一種表達形式。因為氣體密度較小，由氣體位置變化引起的位能、相對壓力能及動能可以忽略。在其對應(yīng)的伯努利方程為：

(常數(shù))

(2)

式中，P為氣體靜壓；v為氣體速度；ρ為氣體密度；C為常數(shù)。

在排風風道內(nèi)，根據(jù)式(2)，

只要滿足v2>0即可使得排風風道氣流進入環(huán)境風道，臨界狀態(tài)為v2=0。

所以，對于通風設(shè)備的風機要求滿足如下兩個性能參數(shù)要求：

通過數(shù)值仿真計算得知，環(huán)境風速施加在雙側(cè)進風底部排風結(jié)構(gòu)進風口與出風口之間的壓差約170 Pa，環(huán)境風速施加在單側(cè)進風單側(cè)排風結(jié)構(gòu)進風口與出風口之間的壓差約10 Pa，平均計算，雙側(cè)進風底部排風結(jié)構(gòu)的排風壓差阻力比單側(cè)進風單側(cè)排風的排風壓差阻力大約高160 Pa?？梢钥闯觯嗤Y(jié)構(gòu)的通風設(shè)備側(cè)向排風比底部排風的阻力要小。

4 結(jié) 論

針對設(shè)備艙單側(cè)進風單側(cè)出風結(jié)構(gòu)和雙側(cè)進風底部出風結(jié)構(gòu)，完成了400,350,300,250,200 km/h運行速度，上行及下行工況下的數(shù)值計算，得出如下結(jié)論：

(1) 兩種結(jié)構(gòu)的優(yōu)缺點對比

①整體看來，單側(cè)進風單側(cè)出風結(jié)構(gòu)在設(shè)備排風阻力方面存在優(yōu)勢，而雙側(cè)進風底部出風結(jié)構(gòu)在艙內(nèi)氣流組織均勻性等方面存在優(yōu)勢。

②單側(cè)進風單側(cè)出風方式的進風口分布缺乏對稱性，一側(cè)進風口數(shù)量多于另一側(cè)，艙內(nèi)氣流組織均勻性較差。雙側(cè)進風底部出風方式進風口近似對稱分布，兩側(cè)進風口數(shù)量接近，艙內(nèi)氣流組織均勻性較好。

③單側(cè)進風單側(cè)出風方式相比于雙側(cè)進風底部出風方式，其不同進風口高風速與低風速之間差值較大，最大速度差達到約5 m/s，相鄰進風口進風風速變化梯度較大，最大速度差達到約3 m/s。

(2) 兩種結(jié)構(gòu)相同的變化規(guī)律包括

① 隨著列車運行速度的降低，進風口風速整體存在下降趨勢，下降幅度約10%～20%。

②沿著氣流方向，各進風口風速存在下降趨勢，整體下降幅度約25%。

③位于設(shè)備艙兩側(cè)相對位置相近的進出風口風速差異不大，差異幅度在5%以內(nèi)。

④下行各進出風口的通風風速整體低于上行。

(3)基于對兩種結(jié)構(gòu)設(shè)備艙內(nèi)流場的仿真對比分析，對設(shè)備艙相關(guān)設(shè)計提出如下幾點建議：

①在條件允許的情況下，兩側(cè)進風口應(yīng)盡量對稱分布，有利于提高艙內(nèi)氣流組織空間分布的均勻性。

②應(yīng)盡量減小設(shè)備艙內(nèi)各個設(shè)備的幾何尺寸，增大設(shè)備與設(shè)備艙頂板與底板之間的間隙，有利于艙內(nèi)氣流的流動。

③通風設(shè)備側(cè)向排風的壓差阻力小于底部排風，在條件允許的情況下，可優(yōu)先考慮選用側(cè)向排風方式。

④在條件允許的情況下，盡量減少設(shè)備艙內(nèi)設(shè)備的密集度，設(shè)備越多，艙內(nèi)通風阻力越大，使得艙內(nèi)較多設(shè)備附近進風口風速相對較低。

⑤在條件允許的情況下，盡量增大設(shè)備艙靠近端部通風口尺寸。上行在進風時利于增加進風量，在下行排風時利于增加排風量。