何守寶， 吳楠楠， 臧建彬

(同濟(jì)大學(xué) 機(jī)械與能源工程學(xué)院， 上海 210804)

列車(chē)的行駛速度可以被用來(lái)評(píng)價(jià)高速列車(chē)綜合性能，也是衡量高速列車(chē)技術(shù)的關(guān)鍵因素之一。列車(chē)的行駛速度不僅取決于列車(chē)的車(chē)體結(jié)構(gòu)，更重要的因素是牽引系統(tǒng)的運(yùn)行效果，而設(shè)備艙的散熱性能是影響動(dòng)力設(shè)備運(yùn)行性能的關(guān)鍵因素，且與設(shè)備艙的通風(fēng)性能密不可分。因此，改善設(shè)備艙整體的通風(fēng)狀況及提高設(shè)備本身散熱性能，對(duì)列車(chē)行駛速度的提高有重要作用。

牽引設(shè)備持續(xù)在高溫環(huán)境下運(yùn)行時(shí)，會(huì)出現(xiàn)內(nèi)部元器件損壞，線(xiàn)路絕緣性能退化，器件材料的熱老化，線(xiàn)路焊接處開(kāi)裂，焊點(diǎn)老化、脫落等問(wèn)題，因此，及時(shí)、高效、快速地將設(shè)備散發(fā)的熱量從設(shè)備周?chē)鷰ё呤窃O(shè)備艙通風(fēng)設(shè)計(jì)的關(guān)鍵，也是國(guó)內(nèi)外學(xué)者的主要研究對(duì)象之一。其中，王業(yè)峰等[1]研究了牽引變流器中的IGBT的散熱問(wèn)題，采用無(wú)相變的液體水冷卻IGBT，實(shí)測(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)以便確定散熱量，并驗(yàn)證該散熱量符合設(shè)備正常工作的要求；黃先進(jìn)等[2]以CRH3為例對(duì)高鐵牽引傳動(dòng)系統(tǒng)基本機(jī)構(gòu)及冷卻方式進(jìn)行介紹，并應(yīng)用二次線(xiàn)性化對(duì)HXD2型機(jī)車(chē)輔助逆變器主要功率器件損耗進(jìn)行建模，依流程計(jì)算損耗值，最終利用熱仿真軟件對(duì)其建模分析工作狀態(tài)下熱分布，并與試驗(yàn)對(duì)照驗(yàn)證。而在列車(chē)空氣動(dòng)力學(xué)方面，英國(guó)C.J Baker 教授[3-4]及其團(tuán)隊(duì)對(duì)于無(wú)環(huán)境風(fēng)下列車(chē)空氣動(dòng)力學(xué)進(jìn)行了數(shù)值仿真和風(fēng)洞試驗(yàn)研究；中南大學(xué)田紅旗教授[5]帶領(lǐng)團(tuán)隊(duì)研究了橫風(fēng)作用下列車(chē)周?chē)臍鈩?dòng)性能等問(wèn)題；此外，西南交通大學(xué)的張繼業(yè)教授及其團(tuán)隊(duì)在列車(chē)空氣動(dòng)力學(xué)研究方面也做了不少貢獻(xiàn)，對(duì)高速列車(chē)頭型設(shè)計(jì)[6]，列車(chē)過(guò)隧道底板

壓力分析[7]，轉(zhuǎn)向架氣動(dòng)特性[8]等問(wèn)題都有研究。

在相關(guān)背景以及研究的基礎(chǔ)上，通過(guò)對(duì)比不同風(fēng)口設(shè)置對(duì)設(shè)備艙底部通風(fēng)特性的影響，以確定合適的風(fēng)口位置，實(shí)現(xiàn)高速列車(chē)設(shè)備艙高效散熱。

1 研究對(duì)象及模型

以某標(biāo)準(zhǔn)動(dòng)車(chē)組為原型，研究列車(chē)運(yùn)行速度為350 km/h時(shí)的列車(chē)底部流動(dòng)特性，依據(jù)相對(duì)運(yùn)動(dòng)原理，在模擬時(shí)保持列車(chē)不動(dòng)，空氣來(lái)流以350 km/h的速度相對(duì)列車(chē)運(yùn)功。列車(chē)采用參數(shù)化模型建立方法按原始尺寸建立1:1車(chē)體外形及細(xì)節(jié)模型。如圖1所示，頭車(chē)與尾車(chē)長(zhǎng)28 m，兩節(jié)中間車(chē)長(zhǎng)25 m，車(chē)寬W為3.36 m，車(chē)高H為4.05 m，四節(jié)編組總長(zhǎng)L為106 m。

考慮到整體網(wǎng)格數(shù)量及網(wǎng)格獨(dú)立性要求，采用了混合網(wǎng)格對(duì)計(jì)算模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，在遠(yuǎn)車(chē)體區(qū)域采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，而在近車(chē)體區(qū)域，由于車(chē)體結(jié)構(gòu)及設(shè)備艙內(nèi)部設(shè)備結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜而采用適應(yīng)性較強(qiáng)的非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，以便更好地利用現(xiàn)有計(jì)算機(jī)資源，并準(zhǔn)確捕捉流場(chǎng)細(xì)節(jié)。計(jì)算域總長(zhǎng)為3.1倍車(chē)長(zhǎng)，寬度約為1倍車(chē)長(zhǎng)，高度約為10倍車(chē)高。空氣進(jìn)口距離車(chē)頭約為0.6倍車(chē)長(zhǎng)，車(chē)尾距離出口邊界1.5倍車(chē)長(zhǎng)，可滿(mǎn)足車(chē)周?chē)鲌?chǎng)充分發(fā)展的要求。遠(yuǎn)車(chē)體計(jì)算域網(wǎng)格劃分如圖2所示，網(wǎng)格采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分策略，同時(shí)加密了近車(chē)體區(qū)域的網(wǎng)格，近車(chē)體外壁面處網(wǎng)格最大尺寸0.4 m，計(jì)算域整體網(wǎng)格數(shù)量約4×106，網(wǎng)格綜合質(zhì)量達(dá)到0.95以上。

為了更加詳細(xì)地捕捉車(chē)體表面的流動(dòng)細(xì)節(jié)，在車(chē)體表面進(jìn)行了邊界層加密，車(chē)體表面生成了第一層厚度為6 mm的邊界層網(wǎng)格，如圖3所示，經(jīng)計(jì)算得知車(chē)體表面Y+(第一層邊界層網(wǎng)格尺寸的無(wú)量綱參數(shù))平均值為60，滿(mǎn)足標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)要求。

2 數(shù)值計(jì)算模型

2.1 數(shù)值計(jì)算模型及條件設(shè)置

主要研究列車(chē)底部流場(chǎng)流動(dòng)特征及壓力分布，根據(jù)所要求解的問(wèn)題對(duì)數(shù)值模擬作如下基本假設(shè)：

(1)列車(chē)運(yùn)行環(huán)境分為明線(xiàn)、隧道和高架運(yùn)行，文中列車(chē)均在明線(xiàn)環(huán)境下運(yùn)行，行車(chē)區(qū)間內(nèi)列車(chē)處于勻速直線(xiàn)運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，依照相對(duì)運(yùn)動(dòng)原理，計(jì)算模型中固定列車(chē)靜止不動(dòng)，來(lái)流空氣相對(duì)列車(chē)高速流動(dòng)。

(2)列車(chē)行駛速度為350 km/h，其在環(huán)境溫度為35℃時(shí)的馬赫數(shù)小于0.3，因此空氣近似為不可壓縮氣體。

基于以上假設(shè)，采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型，采用SIMPLE算法求解離散形式的控制方程，對(duì)流項(xiàng)采用二階迎風(fēng)差分格式進(jìn)行離散[10]。為求解高速運(yùn)行的列車(chē)的外部及底部流場(chǎng)流動(dòng)特性，模擬初始邊界條件設(shè)置如下：

①入口邊界：設(shè)置空氣來(lái)流入口處邊界為速度入口velocity-inlet，空氣來(lái)流速度為97.22 m/s，即空氣相對(duì)列車(chē)以350 km/h的速度流動(dòng)。

②出口邊界：設(shè)置空氣來(lái)流出口處邊界為壓力出口pressure-outlet，出口壓力設(shè)置為零，運(yùn)行壓力為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓，即101 325 Pa。

③地面及計(jì)算域：設(shè)置地面為滑移地面，滑移速度為97.22 m/s，地面滑移方向與空氣來(lái)流方向一致；計(jì)算域邊界設(shè)置為對(duì)稱(chēng)邊界。

計(jì)算收斂依據(jù)：

①連續(xù)性方程、動(dòng)量方程、湍流動(dòng)能方程和湍流耗散率方程的殘差值小于10-3，能量方程的殘差小于10-6；

②設(shè)置的速度監(jiān)測(cè)點(diǎn)、壓力監(jiān)測(cè)點(diǎn)結(jié)果平穩(wěn)，基本無(wú)波動(dòng)；

③計(jì)算域質(zhì)量守恒，動(dòng)量守恒；

④壓力場(chǎng)，速度場(chǎng)分布合理。

2.2 模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證文中數(shù)值方法的準(zhǔn)確性，參考張斌和梁習(xí)鋒[9]對(duì)于準(zhǔn)高鐵實(shí)車(chē)測(cè)試文獻(xiàn)，將模擬結(jié)果與張斌和梁習(xí)鋒的實(shí)車(chē)測(cè)試結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。列車(chē)運(yùn)行速度為350 km/h，車(chē)體表面壓力取頭車(chē)寬度方向的中心線(xiàn)上的壓力分布。如圖4所示，圖中所取位置與文獻(xiàn)中相同。

圖4 測(cè)試壓力系數(shù)位置

式(1)將列車(chē)表面的壓力進(jìn)行了無(wú)量綱化處理，即列車(chē)表面壓力系數(shù)Cp，如式(1)所示，以便于分析比較：

(1)

式中，p為監(jiān)測(cè)點(diǎn)壓力，取絕對(duì)壓力；p∞為大氣壓力，環(huán)境溫度為35℃時(shí)取p∞=101 325 Pa；ρ為來(lái)流密度，模擬中來(lái)流馬赫數(shù)小于0.3，因此取ρ為1.225 kg/m3；ν∞為來(lái)流速度。壓力系數(shù)與列車(chē)運(yùn)行速度無(wú)關(guān)，可以表示壓力分布的一般性規(guī)律。

車(chē)頂中心線(xiàn)壓力系數(shù)分布的測(cè)試結(jié)果與模擬試驗(yàn)結(jié)果如圖5所示。由圖5可得CFD模擬計(jì)算結(jié)果與實(shí)車(chē)測(cè)試結(jié)果在趨勢(shì)上基本保持一致。由此可見(jiàn)，文中采用的數(shù)值計(jì)算方法具有相當(dāng)?shù)目煽啃浴?/p>

圖5 頭車(chē)車(chē)頂中心線(xiàn)表面壓力系數(shù)模擬與實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比

3 計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 車(chē)外流場(chǎng)總體特征

圖6為列車(chē)對(duì)稱(chēng)面中心流線(xiàn)圖。由圖可知，空氣的來(lái)流速度在列車(chē)頭部位置迅速減小，從車(chē)頭處分開(kāi)，往車(chē)上部和車(chē)底部?jī)蓚€(gè)方向流動(dòng)。向列車(chē)上部流動(dòng)的空氣沿著車(chē)身及車(chē)頂向車(chē)后部流動(dòng)，流動(dòng)平穩(wěn)未出現(xiàn)漩渦；向車(chē)底部流動(dòng)的空氣沿著列車(chē)底部結(jié)構(gòu)表面流動(dòng)，流動(dòng)特征較為復(fù)雜。底部空氣流動(dòng)特征表現(xiàn)為：空氣流過(guò)頭車(chē)第1個(gè)轉(zhuǎn)向架后，沿著底板向車(chē)下沖刷地面，在地面阻擋作用下向設(shè)備艙底板后部匯集，造成設(shè)備艙車(chē)底板前段氣流組織較為稀疏，后半段氣流組織較為密集，通過(guò)頭車(chē)第2個(gè)轉(zhuǎn)向架時(shí)在其內(nèi)部形成復(fù)雜的漩渦?？諝饬鹘?jīng)中間車(chē)及尾車(chē)底部時(shí)的流動(dòng)特征與頭車(chē)基本相同。由于列車(chē)處于明線(xiàn)環(huán)境中運(yùn)行，尾車(chē)后部及底部處未出現(xiàn)明顯的渦旋，列車(chē)車(chē)身周?chē)鲌?chǎng)流動(dòng)發(fā)展較為充分。

通過(guò)分析列車(chē)周?chē)鲌?chǎng)流動(dòng)特征，可以確定沿列車(chē)運(yùn)行方向，設(shè)備艙底板前段氣流組織分布稀疏，設(shè)備艙地板后段，靠近轉(zhuǎn)向架附近的氣流分布較密集。

圖6 列車(chē)對(duì)稱(chēng)面中心流線(xiàn)圖

圖7 列車(chē)寬度方向截面位置

圖8 列車(chē)寬度方向截面局部流線(xiàn)圖

圖9是設(shè)備艙底部流線(xiàn)圖，截圖位置距離設(shè)備艙底板10 cm。來(lái)流空氣從右到左依次流過(guò)頭車(chē)、1號(hào)中間車(chē)、2號(hào)中間車(chē)、尾車(chē)。空氣繞過(guò)頭車(chē)第1個(gè)轉(zhuǎn)向架到達(dá)頭車(chē)底部空間，流動(dòng)較為平穩(wěn)，隨后經(jīng)過(guò)兩個(gè)轉(zhuǎn)向架到達(dá)中間車(chē)底部，流動(dòng)開(kāi)始出現(xiàn)一定的波動(dòng)。列車(chē)底部由于轉(zhuǎn)向架的阻擋，空氣在經(jīng)過(guò)頭車(chē)第1個(gè)轉(zhuǎn)向架之后呈現(xiàn)出前段流線(xiàn)稀疏分布，后段密集分布的特征，中間車(chē)和尾車(chē)底部氣流分布規(guī)律與頭車(chē)相似。

圖9 設(shè)備艙底部流線(xiàn)圖

通過(guò)對(duì)列車(chē)底部不同截面處流線(xiàn)圖的分析與總結(jié)，可以得到列車(chē)底部流場(chǎng)分布規(guī)律：列車(chē)設(shè)備艙底板對(duì)稱(chēng)中心處空氣波動(dòng)強(qiáng)度較高，底板后部氣流組織密度高于前部的流動(dòng)特征。

3.2 設(shè)備艙底板壓力分布

裙板風(fēng)口的位置一般依據(jù)兩個(gè)主要原則來(lái)確定：一是裙板上壓力分布，裙板內(nèi)外壓差越大，越有利于風(fēng)口通風(fēng)：二是根據(jù)大功率發(fā)熱設(shè)備的位置，風(fēng)口布置在發(fā)熱設(shè)備周?chē)軌蚩焖?、高效地帶走設(shè)備散發(fā)的熱量。這兩個(gè)原則對(duì)于底板風(fēng)口位置的確定也適用。本節(jié)將對(duì)設(shè)備艙底板壓力分布進(jìn)行研究，探究底板壓力分布規(guī)律，以便為底板風(fēng)口位置的確定提供依據(jù)。圖10圖11為頭車(chē)和中間車(chē)設(shè)備艙底板的壓力分布。從圖中可以看出，設(shè)備艙底部壓力分布出現(xiàn)明顯的壓力梯度，并且設(shè)備艙后段壓力梯度高于前段，此趨勢(shì)與上節(jié)列車(chē)底部流動(dòng)特性相呼應(yīng)。出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因在于設(shè)備艙前段存在一段與車(chē)頭底板過(guò)渡的結(jié)構(gòu)，由于過(guò)渡結(jié)構(gòu)的導(dǎo)流作用，空氣沿過(guò)渡結(jié)構(gòu)向地面流動(dòng)，因此過(guò)渡板后方出現(xiàn)一段約為800 Pa的負(fù)壓力區(qū)域。與此同時(shí)，空氣經(jīng)過(guò)地面的阻擋后向列車(chē)底板流動(dòng)，并在列車(chē)設(shè)備艙底板的后半段進(jìn)行匯集，因此設(shè)備艙底板后半段壓力高于前半段。

圖10 頭車(chē)設(shè)備艙底板的壓力分布

圖11中間車(chē)底板壓力分布，其趨勢(shì)與頭車(chē)基本一致。由于前段轉(zhuǎn)向架的存在，空氣穿過(guò)轉(zhuǎn)向架區(qū)域后，向地面流動(dòng)，因此在轉(zhuǎn)向架后側(cè)靠近設(shè)備艙底板處形成小區(qū)域的負(fù)壓，隨后空氣被地面阻擋后再在設(shè)備艙底板后段匯集，由于后端轉(zhuǎn)向架的阻擋，在靠近后段轉(zhuǎn)向架處出現(xiàn)400～600 Pa的正壓區(qū)域。最終底板壓力分布出現(xiàn)前段低、后段高的特征。

圖11 中間車(chē)設(shè)備艙底板的壓力分布

4 通風(fēng)口位置對(duì)設(shè)備艙底流場(chǎng)的影響

基于上述結(jié)論，分別對(duì)只設(shè)置裙板風(fēng)口、只設(shè)置底板風(fēng)口以及同時(shí)設(shè)置裙板與底板風(fēng)口3種設(shè)備艙通風(fēng)方案進(jìn)行數(shù)值模擬，對(duì)比不同通風(fēng)口位置對(duì)艙內(nèi)通風(fēng)特性的影響。

4.1 通風(fēng)口位置對(duì)通風(fēng)特性的影響

圖12是1號(hào)中間車(chē)裙板風(fēng)口(QFK)、底板風(fēng)口(DFK)、裙板及底板風(fēng)口(QDFK)設(shè)備艙內(nèi)流線(xiàn)圖?？諝庠谀骋晃恢帽P(pán)旋流動(dòng)形成渦流，渦流出現(xiàn)的位置流體的流動(dòng)會(huì)受到阻礙。通過(guò)圖12(a)中QFK流線(xiàn)圖Z截面可知，空氣從設(shè)備艙兩側(cè)裙板風(fēng)口進(jìn)入設(shè)備，在艙內(nèi)沿著兩側(cè)裙板邊緣向設(shè)備艙后側(cè)流動(dòng)，匯集在艙后側(cè)端板附近，形成較大尺寸的渦流，最終集中通過(guò)艙后段兩側(cè)的裙板風(fēng)口流出設(shè)備艙。單側(cè)裙板相鄰風(fēng)口之間同時(shí)向艙內(nèi)進(jìn)風(fēng)時(shí)，風(fēng)口之間會(huì)出現(xiàn)渦流，阻礙空氣向艙后流動(dòng)，這一現(xiàn)象在圖12(a)中QFK方案中有多處體現(xiàn)。相鄰兩設(shè)備之間存在一定空隙，相比于氣流組織分布較為密集的裙板內(nèi)側(cè)附近，設(shè)備間空隙處氣流組織分布較為稀疏，由于氣流組織疏密產(chǎn)生的壓差作用及有限空間的阻礙，在設(shè)備之間也會(huì)出現(xiàn)渦流。從圖12(b)中DFK方案的流線(xiàn)中可以看出，空氣由艙內(nèi)后側(cè)底板風(fēng)口進(jìn)入設(shè)備艙內(nèi)，沿著艙內(nèi)兩側(cè)裙板及設(shè)備間空隙向設(shè)備艙前段流動(dòng)?？諝庥傻装屣L(fēng)口進(jìn)入艙內(nèi)時(shí)，由于風(fēng)口附近設(shè)備的阻擋，艙內(nèi)后側(cè)底板風(fēng)口附近出現(xiàn)渦流，而近裙板內(nèi)側(cè)附近未出現(xiàn)明顯渦旋，空氣流動(dòng)順暢。相比于QFK通風(fēng)方案中流場(chǎng)，DFK方案中相鄰兩設(shè)備之間出現(xiàn)渦流尺寸較大，且出現(xiàn)的數(shù)量也較QFK多。而綜合對(duì)比QFK、DFK及QDFK 3種通風(fēng)方案，由于裙板和底板都設(shè)置了風(fēng)口，在QDFK方案中艙內(nèi)空氣流動(dòng)最為順暢，近裙板內(nèi)側(cè)及相鄰設(shè)備之間均出現(xiàn)較為明顯的渦流。

圖12 1號(hào)中間車(chē)設(shè)備艙內(nèi)流線(xiàn)

通過(guò)對(duì)3種通風(fēng)方案艙內(nèi)空氣流動(dòng)的對(duì)比分析，QFK艙內(nèi)近裙板內(nèi)側(cè)及后端板附近出現(xiàn)渦流數(shù)量較多，空氣流動(dòng)受到阻礙較大；DFK艙內(nèi)近裙板內(nèi)側(cè)空氣流動(dòng)較QFK順暢，但相鄰設(shè)備之間出現(xiàn)渦流較多；QDFK雖未能完全消除艙內(nèi)的渦流，但艙內(nèi)空氣流動(dòng)卻比QFK和DFK 2種方案都順暢。

QFK方案中，艙內(nèi)速度呈現(xiàn)后半段大于前半段的趨勢(shì)。空氣從前段裙板兩側(cè)4個(gè)風(fēng)口進(jìn)入艙內(nèi)，并與后部風(fēng)口進(jìn)風(fēng)匯集于后段端板附近，導(dǎo)致設(shè)備艙后半段氣流組織密集，空氣流速較高。與QFK方案相比，DFK方案艙內(nèi)速度分布較為均勻，在2.75 ～8.50 m/s之間波動(dòng)，略低于QFK方案中艙內(nèi)風(fēng)速。QDFK方案中，艙內(nèi)速度分布與QFK很相似，但是較之QFK而言艙前段牽引變壓器冷卻單元附近風(fēng)速變大，艙后端風(fēng)口進(jìn)入的空氣向前段流動(dòng)的過(guò)程，可將前段風(fēng)口附近大功率發(fā)熱設(shè)備產(chǎn)生的熱量直接帶出設(shè)備艙，有利于牽引變壓器及其冷卻單元的散熱。

通過(guò)綜合分析3種方案速度場(chǎng)分布可以發(fā)現(xiàn)，QFK中艙內(nèi)前半段速度小于后半段，牽引變壓器冷卻單元附近風(fēng)速較小，設(shè)備周?chē)L(fēng)較差；DFK中艙內(nèi)速度分布較為均勻，前半段和后半段之間速度差值較小，艙內(nèi)整體速度小于QFK；QDFK方案中艙內(nèi)速度分布存在一定的不均勻性，主要發(fā)熱設(shè)備周?chē)L(fēng)速較大，設(shè)備通風(fēng)較好。

表1和圖13是1號(hào)中間車(chē)3種通風(fēng)方案設(shè)備艙內(nèi)平均速度對(duì)照及速度變化關(guān)系。從圖表中數(shù)據(jù)可知，DFK方案中設(shè)備艙內(nèi)平均風(fēng)速為3種方案中最小，QDFK風(fēng)速最大，是DFK方案的2.26倍。原因在于當(dāng)采用QFK方案時(shí)，氣流沿裙板進(jìn)入設(shè)備艙內(nèi)，在設(shè)備間流動(dòng)，從另一側(cè)或者同側(cè)裙板流出，設(shè)備底部和頂部氣流較為稀疏，流速較小，但近裙板內(nèi)側(cè)會(huì)出現(xiàn)局部速度較高。DFK方案中氣流分布較集中于艙底板和兩側(cè)裙板附近，即設(shè)備的底部和兩側(cè)，設(shè)備艙頂部側(cè)氣流較為稀疏，雖然艙內(nèi)速度分布較為均勻，但是平均速度低于QFK。而QDFK方案中，由于上下氣流得到較好的貫通，整個(gè)設(shè)備艙內(nèi)氣流分布較為均勻，且近裙板內(nèi)側(cè)、牽引變壓器及冷卻單元附近存在速度較高區(qū)域，因此設(shè)備艙內(nèi)平均速度高于前2種方案。

圖13 1號(hào)中間車(chē)3種方案設(shè)備艙內(nèi)平均速度及速度變化率

風(fēng)口位置設(shè)備艙內(nèi)平均風(fēng)速/(m·s-1)QFK6.53DFK4.62QDFK10.44

4.2 通風(fēng)口位置對(duì)設(shè)備艙底部溫度場(chǎng)的影響

圖14～圖16是1號(hào)中間車(chē)裙板風(fēng)口(QFK)、底板風(fēng)口(DFK)、裙板及底板風(fēng)口(QDFK)設(shè)備艙內(nèi)溫度場(chǎng)分布圖。1號(hào)中間車(chē)內(nèi)主要發(fā)熱設(shè)備為輔助變流器和牽引變壓器，安放在設(shè)備艙中部靠前位置，其中牽引變壓器的散熱的熱量會(huì)通過(guò)兩種方式散發(fā)：一種是通過(guò)自身殼體向外直接排除熱量，另一種是通過(guò)其他設(shè)備--冷卻單元--進(jìn)行冷卻?？v觀3種方案設(shè)備艙內(nèi)溫度場(chǎng)分布可知，艙前半段由于冷卻單元及輔助變流器大功率設(shè)備的存在，溫度明顯高于后半段，并且以冷卻單元為分界，艙前后半段溫差較大。

依據(jù)圖14和圖15中溫度場(chǎng)分布可知，DFK的設(shè)備艙內(nèi)前段溫度低于QFK的，艙前段高溫區(qū)域主要集中在冷卻單元附近，DFK中輔助變流器周?chē)鷾囟让黠@低于QFK，但是冷卻單元上表面溫度卻高于QFK。其主要原因在于：依據(jù)底板壓力梯度設(shè)置的底板風(fēng)口雖然可滿(mǎn)足通風(fēng)口通風(fēng)壓差要求，符合空氣進(jìn)入艙內(nèi)的流動(dòng)規(guī)律，但是卻不能兼顧設(shè)備艙內(nèi)大功率發(fā)熱部件的局部散熱不足導(dǎo)致的局部高溫。分析圖16可知，在采用QDFK方案時(shí)，艙內(nèi)溫度比前兩種方案都均勻，并且主要發(fā)熱設(shè)備周?chē)鷾囟纫驳玫搅撕芎玫慕档?，設(shè)備表面局部溫度過(guò)高現(xiàn)象得到明顯改善。

綜合上述分析可知，QFK方案中溫度場(chǎng)以冷卻單元為分界艙內(nèi)前段溫度明顯高于后段，且溫差在25℃左右；DFK中艙內(nèi)溫度場(chǎng)分界與QFK相同，但是前段溫度明顯低于QFK，但冷卻單元上表面出現(xiàn)局部溫度過(guò)高的現(xiàn)象；QDFK方案中設(shè)備艙內(nèi)平均溫度最低，溫度分布也較為均勻，冷卻單元表面局部高溫的現(xiàn)象得到明顯改善。

圖14 1號(hào)中間車(chē)QFK設(shè)備艙溫度場(chǎng)分布

圖15 1號(hào)中間車(chē)DFK設(shè)備艙溫度場(chǎng)分布

圖16 1號(hào)中間車(chē)QDFK設(shè)備艙溫度場(chǎng)分布

風(fēng)口位置設(shè)備艙內(nèi)平均溫度/℃溫度百分?jǐn)?shù)/%QFK62.7-DFK52.1-16.91QDFK47.6-24.08

注：“-”表示降低，“+”表示升高，比較對(duì)象均為QFK。

對(duì)于軌道車(chē)輛來(lái)說(shuō)，牽引變壓器(TF)是最重要的動(dòng)力設(shè)備之一，是整個(gè)電力牽引系統(tǒng)最核心的部分，確保高鐵穩(wěn)定運(yùn)行，其位于動(dòng)車(chē)組拖車(chē)的地板下的設(shè)備艙內(nèi)，變壓器冷卻單元在每個(gè)變壓器的旁邊起到冷卻牽引變壓器的作用。表2和表3分別為3種方案下中間車(chē)1的設(shè)備艙內(nèi)平均溫度和牽引變壓器與冷卻單元的表面平均溫度。通過(guò)對(duì)比表2和表3可知，DFK方案中設(shè)備艙整體的平均溫度低于QFK，但是由于牽引變壓器和冷卻單元出現(xiàn)局部高溫，而致使?fàn)恳儔浩骱屠鋮s單元的表面平均溫度卻高于QFK，也就是說(shuō)DFK方案雖能夠有效帶走設(shè)備艙內(nèi)設(shè)備產(chǎn)生的熱量，但是卻會(huì)導(dǎo)致設(shè)備表面出現(xiàn)局部高溫的現(xiàn)象。

表3 牽引變壓器及冷卻單元表面溫度 ℃

注："-"表示降低，"+"表示升高，溫度比較對(duì)象均為QFK。

因此，從不同方案下的通風(fēng)特性和溫度場(chǎng)分布變化對(duì)比來(lái)說(shuō)，QDFK方案下的設(shè)備艙底部的空氣流動(dòng)和溫度場(chǎng)分布都比QFK和DFK要良好。

5 結(jié) 論

研究了速度350 km/h高鐵列車(chē)明線(xiàn)運(yùn)行工況時(shí)，列車(chē)車(chē)體周?chē)暗装辶鲃?dòng)特性，并對(duì)列車(chē)外部及底板流場(chǎng)流動(dòng)特征和壓力分布進(jìn)行分析，得到如下結(jié)論：

(1)通過(guò)對(duì)列車(chē)底部不同截面處流線(xiàn)圖的分析與總結(jié)，可以得到列車(chē)底部流場(chǎng)分布趨勢(shì)：列車(chē)設(shè)備艙底板對(duì)稱(chēng)中心處空氣波動(dòng)強(qiáng)度較高，底板后部氣流密度高于前部。

(2)列車(chē)底部壓力分布沿運(yùn)行方向呈現(xiàn)一定的壓力梯度分布，頭車(chē)底板壓力高于中間車(chē)，后續(xù)車(chē)輛設(shè)備艙底板壓力依次衰減；單節(jié)列車(chē)底板壓力分布呈現(xiàn)底板前段壓力小于后段壓力趨勢(shì)。

(3)根據(jù)車(chē)體周?chē)鲃?dòng)特性可以確定底板風(fēng)口的具體位置：風(fēng)口中心距離設(shè)備艙兩端1/4處，靠近設(shè)備艙內(nèi)大功率發(fā)熱設(shè)備底部，風(fēng)口形狀為正方形。

(4)設(shè)備艙內(nèi)流場(chǎng)分布方面，QFK艙內(nèi)近裙板內(nèi)側(cè)及后端板附近出現(xiàn)渦流數(shù)量較多，空氣流動(dòng)受到阻礙較大；DFK艙內(nèi)近裙板內(nèi)側(cè)空氣流動(dòng)較QFK順暢，但相鄰設(shè)備之間出現(xiàn)渦流較多；QDFK雖未能完全消除艙內(nèi)的渦流，但艙內(nèi)空氣流動(dòng)卻比QFK和DFK兩種方案都順暢。

(5)設(shè)備艙內(nèi)溫度散熱方面，QDFK方案下的艙內(nèi)溫度比前兩種方案都均勻，并且主要發(fā)熱設(shè)備周?chē)鷾囟纫驳玫搅撕芎玫慕档停O(shè)備表面局部溫度過(guò)高現(xiàn)象得到明顯改善，可實(shí)現(xiàn)設(shè)備艙內(nèi)發(fā)熱設(shè)備的有效散熱。