何守寶， 吳楠楠， 臧建彬

(同濟大學 機械與能源工程學院， 上海 210804)

列車的行駛速度可以被用來評價高速列車綜合性能，也是衡量高速列車技術的關鍵因素之一。列車的行駛速度不僅取決于列車的車體結構，更重要的因素是牽引系統(tǒng)的運行效果，而設備艙的散熱性能是影響動力設備運行性能的關鍵因素，且與設備艙的通風性能密不可分。因此，改善設備艙整體的通風狀況及提高設備本身散熱性能，對列車行駛速度的提高有重要作用。

牽引設備持續(xù)在高溫環(huán)境下運行時，會出現(xiàn)內(nèi)部元器件損壞，線路絕緣性能退化，器件材料的熱老化，線路焊接處開裂，焊點老化、脫落等問題，因此，及時、高效、快速地將設備散發(fā)的熱量從設備周圍帶走是設備艙通風設計的關鍵，也是國內(nèi)外學者的主要研究對象之一。其中，王業(yè)峰等[1]研究了牽引變流器中的IGBT的散熱問題，采用無相變的液體水冷卻IGBT，實測表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)以便確定散熱量，并驗證該散熱量符合設備正常工作的要求；黃先進等[2]以CRH3為例對高鐵牽引傳動系統(tǒng)基本機構及冷卻方式進行介紹，并應用二次線性化對HXD2型機車輔助逆變器主要功率器件損耗進行建模，依流程計算損耗值，最終利用熱仿真軟件對其建模分析工作狀態(tài)下熱分布，并與試驗對照驗證。而在列車空氣動力學方面，英國C.J Baker 教授[3-4]及其團隊對于無環(huán)境風下列車空氣動力學進行了數(shù)值仿真和風洞試驗研究；中南大學田紅旗教授[5]帶領團隊研究了橫風作用下列車周圍的氣動性能等問題；此外，西南交通大學的張繼業(yè)教授及其團隊在列車空氣動力學研究方面也做了不少貢獻，對高速列車頭型設計[6]，列車過隧道底板

壓力分析[7]，轉(zhuǎn)向架氣動特性[8]等問題都有研究。

在相關背景以及研究的基礎上，通過對比不同風口設置對設備艙底部通風特性的影響，以確定合適的風口位置，實現(xiàn)高速列車設備艙高效散熱。

1 研究對象及模型

以某標準動車組為原型，研究列車運行速度為350 km/h時的列車底部流動特性，依據(jù)相對運動原理，在模擬時保持列車不動，空氣來流以350 km/h的速度相對列車運功。列車采用參數(shù)化模型建立方法按原始尺寸建立1:1車體外形及細節(jié)模型。如圖1所示，頭車與尾車長28 m，兩節(jié)中間車長25 m，車寬W為3.36 m，車高H為4.05 m，四節(jié)編組總長L為106 m。

考慮到整體網(wǎng)格數(shù)量及網(wǎng)格獨立性要求，采用了混合網(wǎng)格對計算模型進行網(wǎng)格劃分，在遠車體區(qū)域采用六面體結構化網(wǎng)格，而在近車體區(qū)域，由于車體結構及設備艙內(nèi)部設備結構較為復雜而采用適應性較強的非結構化網(wǎng)格，以便更好地利用現(xiàn)有計算機資源，并準確捕捉流場細節(jié)。計算域總長為3.1倍車長，寬度約為1倍車長，高度約為10倍車高?？諝膺M口距離車頭約為0.6倍車長，車尾距離出口邊界1.5倍車長，可滿足車周圍流場充分發(fā)展的要求。遠車體計算域網(wǎng)格劃分如圖2所示，網(wǎng)格采用結構化網(wǎng)格劃分策略，同時加密了近車體區(qū)域的網(wǎng)格，近車體外壁面處網(wǎng)格最大尺寸0.4 m，計算域整體網(wǎng)格數(shù)量約4×106，網(wǎng)格綜合質(zhì)量達到0.95以上。

為了更加詳細地捕捉車體表面的流動細節(jié)，在車體表面進行了邊界層加密，車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)計算得知車體表面Y+(第一層邊界層網(wǎng)格尺寸的無量綱參數(shù))平均值為60，滿足標準壁面函數(shù)要求。

2 數(shù)值計算模型

2.1 數(shù)值計算模型及條件設置

主要研究列車底部流場流動特征及壓力分布，根據(jù)所要求解的問題對數(shù)值模擬作如下基本假設：

(1)列車運行環(huán)境分為明線、隧道和高架運行，文中列車均在明線環(huán)境下運行，行車區(qū)間內(nèi)列車處于勻速直線運動狀態(tài)，依照相對運動原理，計算模型中固定列車靜止不動，來流空氣相對列車高速流動。

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

基于以上假設，采用標準k-ε模型，采用SIMPLE算法求解離散形式的控制方程，對流項采用二階迎風差分格式進行離散[10]。為求解高速運行的列車的外部及底部流場流動特性，模擬初始邊界條件設置如下：

①入口邊界：設置空氣來流入口處邊界為速度入口velocity-inlet，空氣來流速度為97.22 m/s，即空氣相對列車以350 km/h的速度流動。

②出口邊界：設置空氣來流出口處邊界為壓力出口pressure-outlet，出口壓力設置為零，運行壓力為標準大氣壓，即101 325 Pa。

③地面及計算域：設置地面為滑移地面，滑移速度為97.22 m/s，地面滑移方向與空氣來流方向一致；計算域邊界設置為對稱邊界。

計算收斂依據(jù)：

①連續(xù)性方程、動量方程、湍流動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設置的速度監(jiān)測點、壓力監(jiān)測點結果平穩(wěn)，基本無波動；

③計算域質(zhì)量守恒，動量守恒；

④壓力場，速度場分布合理。

2.2 模型驗證

為了驗證文中數(shù)值方法的準確性，參考張斌和梁習鋒[9]對于準高鐵實車測試文獻，將模擬結果與張斌和梁習鋒的實車測試結果進行對比。列車運行速度為350 km/h，車體表面壓力取頭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相同。

圖4 測試壓力系數(shù)位置

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

(1)

式中，p為監(jiān)測點壓力，取絕對壓力；p∞為大氣壓力，環(huán)境溫度為35℃時取p∞=101 325 Pa；ρ為來流密度，模擬中來流馬赫數(shù)小于0.3，因此取ρ為1.225 kg/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。

車頂中心線壓力系數(shù)分布的測試結果與模擬試驗結果如圖5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。由此可見，文中采用的數(shù)值計算方法具有相當?shù)目煽啃浴?/p>

圖5 頭車車頂中心線表面壓力系數(shù)模擬與實測結果對比

3 計算結果及分析

3.1 車外流場總體特征

圖6為列車對稱面中心流線圖。由圖可知，空氣的來流速度在列車頭部位置迅速減小，從車頭處分開，往車上部和車底部兩個方向流動。向列車上部流動的空氣沿著車身及車頂向車后部流動，流動平穩(wěn)未出現(xiàn)漩渦；向車底部流動的空氣沿著列車底部結構表面流動，流動特征較為復雜。底部空氣流動特征表現(xiàn)為：空氣流過頭車第1個轉(zhuǎn)向架后，沿著底板向車下沖刷地面，在地面阻擋作用下向設備艙底板后部匯集，造成設備艙車底板前段氣流組織較為稀疏，后半段氣流組織較為密集，通過頭車第2個轉(zhuǎn)向架時在其內(nèi)部形成復雜的漩渦?？諝饬鹘?jīng)中間車及尾車底部時的流動特征與頭車基本相同。由于列車處于明線環(huán)境中運行，尾車后部及底部處未出現(xiàn)明顯的渦旋，列車車身周圍流場流動發(fā)展較為充分。

通過分析列車周圍流場流動特征，可以確定沿列車運行方向，設備艙底板前段氣流組織分布稀疏，設備艙地板后段，靠近轉(zhuǎn)向架附近的氣流分布較密集。

圖6 列車對稱面中心流線圖

圖7 列車寬度方向截面位置

圖8 列車寬度方向截面局部流線圖

圖9是設備艙底部流線圖，截圖位置距離設備艙底板10 cm。來流空氣從右到左依次流過頭車、1號中間車、2號中間車、尾車?？諝饫@過頭車第1個轉(zhuǎn)向架到達頭車底部空間，流動較為平穩(wěn)，隨后經(jīng)過兩個轉(zhuǎn)向架到達中間車底部，流動開始出現(xiàn)一定的波動。列車底部由于轉(zhuǎn)向架的阻擋，空氣在經(jīng)過頭車第1個轉(zhuǎn)向架之后呈現(xiàn)出前段流線稀疏分布，后段密集分布的特征，中間車和尾車底部氣流分布規(guī)律與頭車相似。

圖9 設備艙底部流線圖

通過對列車底部不同截面處流線圖的分析與總結，可以得到列車底部流場分布規(guī)律：列車設備艙底板對稱中心處空氣波動強度較高，底板后部氣流組織密度高于前部的流動特征。

3.2 設備艙底板壓力分布

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

圖10 頭車設備艙底板的壓力分布

圖11中間車底板壓力分布，其趨勢與頭車基本一致。由于前段轉(zhuǎn)向架的存在，空氣穿過轉(zhuǎn)向架區(qū)域后，向地面流動，因此在轉(zhuǎn)向架后側靠近設備艙底板處形成小區(qū)域的負壓，隨后空氣被地面阻擋后再在設備艙底板后段匯集，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 中間車設備艙底板的壓力分布

4 通風口位置對設備艙底流場的影響

基于上述結論，分別對只設置裙板風口、只設置底板風口以及同時設置裙板與底板風口3種設備艙通風方案進行數(shù)值模擬，對比不同通風口位置對艙內(nèi)通風特性的影響。

4.1 通風口位置對通風特性的影響

圖12是1號中間車裙板風口(QFK)、底板風口(DFK)、裙板及底板風口(QDFK)設備艙內(nèi)流線圖。空氣在某一位置盤旋流動形成渦流，渦流出現(xiàn)的位置流體的流動會受到阻礙。通過圖12(a)中QFK流線圖Z截面可知，空氣從設備艙兩側裙板風口進入設備，在艙內(nèi)沿著兩側裙板邊緣向設備艙后側流動，匯集在艙后側端板附近，形成較大尺寸的渦流，最終集中通過艙后段兩側的裙板風口流出設備艙。單側裙板相鄰風口之間同時向艙內(nèi)進風時，風口之間會出現(xiàn)渦流，阻礙空氣向艙后流動，這一現(xiàn)象在圖12(a)中QFK方案中有多處體現(xiàn)。相鄰兩設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)側附近，設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，在設備之間也會出現(xiàn)渦流。從圖12(b)中DFK方案的流線中可以看出，空氣由艙內(nèi)后側底板風口進入設備艙內(nèi)，沿著艙內(nèi)兩側裙板及設備間空隙向設備艙前段流動。空氣由底板風口進入艙內(nèi)時，由于風口附近設備的阻擋，艙內(nèi)后側底板風口附近出現(xiàn)渦流，而近裙板內(nèi)側附近未出現(xiàn)明顯渦旋，空氣流動順暢。相比于QFK通風方案中流場，DFK方案中相鄰兩設備之間出現(xiàn)渦流尺寸較大，且出現(xiàn)的數(shù)量也較QFK多。而綜合對比QFK、DFK及QDFK 3種通風方案，由于裙板和底板都設置了風口，在QDFK方案中艙內(nèi)空氣流動最為順暢，近裙板內(nèi)側及相鄰設備之間均出現(xiàn)較為明顯的渦流。

圖12 1號中間車設備艙內(nèi)流線

通過對3種通風方案艙內(nèi)空氣流動的對比分析，QFK艙內(nèi)近裙板內(nèi)側及后端板附近出現(xiàn)渦流數(shù)量較多，空氣流動受到阻礙較大；DFK艙內(nèi)近裙板內(nèi)側空氣流動較QFK順暢，但相鄰設備之間出現(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?？諝鈴那岸稳拱鍍蓚?個風口進入艙內(nèi)，并與后部風口進風匯集于后段端板附近，導致設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，略低于QFK方案中艙內(nèi)風速。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速變大，艙后端風口進入的空氣向前段流動的過程，可將前段風口附近大功率發(fā)熱設備產(chǎn)生的熱量直接帶出設備艙，有利于牽引變壓器及其冷卻單元的散熱。

通過綜合分析3種方案速度場分布可以發(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速較小，設備周圍通風較差；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)熱設備周圍風速較大，設備通風較好。

表1和圖13是1號中間車3種通風方案設備艙內(nèi)平均速度對照及速度變化關系。從圖表中數(shù)據(jù)可知，DFK方案中設備艙內(nèi)平均風速為3種方案中最小，QDFK風速最大，是DFK方案的2.26倍。原因在于當采用QFK方案時，氣流沿裙板進入設備艙內(nèi)，在設備間流動，從另一側或者同側裙板流出，設備底部和頂部氣流較為稀疏，流速較小，但近裙板內(nèi)側會出現(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裙板附近，即設備的底部和兩側，設備艙頂部側氣流較為稀疏，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，整個設備艙內(nèi)氣流分布較為均勻，且近裙板內(nèi)側、牽引變壓器及冷卻單元附近存在速度較高區(qū)域，因此設備艙內(nèi)平均速度高于前2種方案。

圖13 1號中間車3種方案設備艙內(nèi)平均速度及速度變化率

風口位置設備艙內(nèi)平均風速/(m·s-1)QFK6.53DFK4.62QDFK10.44

4.2 通風口位置對設備艙底部溫度場的影響

圖14～圖16是1號中間車裙板風口(QFK)、底板風口(DFK)、裙板及底板風口(QDFK)設備艙內(nèi)溫度場分布圖。1號中間車內(nèi)主要發(fā)熱設備為輔助變流器和牽引變壓器，安放在設備艙中部靠前位置，其中牽引變壓器的散熱的熱量會通過兩種方式散發(fā)：一種是通過自身殼體向外直接排除熱量，另一種是通過其他設備--冷卻單元--進行冷卻?？v觀3種方案設備艙內(nèi)溫度場分布可知，艙前半段由于冷卻單元及輔助變流器大功率設備的存在，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中溫度場分布可知，DFK的設備艙內(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中輔助變流器周圍溫度明顯低于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)底板壓力梯度設置的底板風口雖然可滿足通風口通風壓差要求，符合空氣進入艙內(nèi)的流動規(guī)律，但是卻不能兼顧設備艙內(nèi)大功率發(fā)熱部件的局部散熱不足導致的局部高溫。分析圖16可知，在采用QDFK方案時，艙內(nèi)溫度比前兩種方案都均勻，并且主要發(fā)熱設備周圍溫度也得到了很好的降低，設備表面局部溫度過高現(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)局部溫度過高的現(xiàn)象；QDFK方案中設備艙內(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號中間車QFK設備艙溫度場分布

圖15 1號中間車DFK設備艙溫度場分布

圖16 1號中間車QDFK設備艙溫度場分布

風口位置設備艙內(nèi)平均溫度/℃溫度百分數(shù)/%QFK62.7-DFK52.1-16.91QDFK47.6-24.08

注：“-”表示降低，“+”表示升高，比較對象均為QFK。

對于軌道車輛來說，牽引變壓器(TF)是最重要的動力設備之一，是整個電力牽引系統(tǒng)最核心的部分，確保高鐵穩(wěn)定運行，其位于動車組拖車的地板下的設備艙內(nèi)，變壓器冷卻單元在每個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1的設備艙內(nèi)平均溫度和牽引變壓器與冷卻單元的表面平均溫度。通過對比表2和表3可知，DFK方案中設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，而致使牽引變壓器和冷卻單元的表面平均溫度卻高于QFK，也就是說DFK方案雖能夠有效帶走設備艙內(nèi)設備產(chǎn)生的熱量，但是卻會導致設備表面出現(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，溫度比較對象均為QFK。

因此，從不同方案下的通風特性和溫度場分布變化對比來說，QDFK方案下的設備艙底部的空氣流動和溫度場分布都比QFK和DFK要良好。

5 結 論

研究了速度350 km/h高鐵列車明線運行工況時，列車車體周圍及底板流動特性，并對列車外部及底板流場流動特征和壓力分布進行分析，得到如下結論：

(1)通過對列車底部不同截面處流線圖的分析與總結，可以得到列車底部流場分布趨勢：列車設備艙底板對稱中心處空氣波動強度較高，底板后部氣流密度高于前部。

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

(3)根據(jù)車體周圍流動特性可以確定底板風口的具體位置：風口中心距離設備艙兩端1/4處，靠近設備艙內(nèi)大功率發(fā)熱設備底部，風口形狀為正方形。

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

(5)設備艙內(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)熱設備周圍溫度也得到了很好的降低，設備表面局部溫度過高現(xiàn)象得到明顯改善，可實現(xiàn)設備艙內(nèi)發(fā)熱設備的有效散熱。