徐翠強，周偉，蘇義，汪秀平，李國飛

（1.中國中車青島四方機車車輛股份有限公司，山東青島266111； 2.中南大學交通運輸工程學院，軌道交通安全教育部重點實驗室，湖南長沙410075）

近年來，高速動車組發(fā)展迅速，與此同時，城際動車組的服役性能也逐漸受到國內外學者的研究和關注[1-2]. 城際動車組由于其行程距離短，提速快，因此對相關關鍵設備的可靠性要求也比較高. 牽引變壓器和牽引變流器是大功率用電器，對列車的安全性和提速能力起著至關重要的作用. 城際動車組采用動力集中的設計理念，該設計將變壓器和變流器及其冷卻裝置放置于集成一體的動力包中[3]. 相關研究顯示，高溫是導致關鍵電子設備傷毀的主要原因之一，溫度過高一方面會使設備的性能降低，另一方面會使系統整體運行的穩(wěn)定性降低. 因此對通風設備的風量性能進行研究是極有必要的[4-6]. 本文將采用截面多點風速測量法對城際動車組運行過程中變流器的通風量進行跟蹤測試，分析頭尾車運行時的空氣動力效應對變流器冷卻通風性能的影響特性，以期為動車組關鍵電氣設備冷卻通風的風量設計提供科學依據.

1 試驗方法

1.1 通風量測量模型

風速風量測試基于皮托管測差壓原理，由皮托管檢測到壓差，再經過差壓傳感器轉換為模擬量進行數據采集；具體針對每一個進出風口的形狀、大小，布置多個風速管，測量空氣流速，通過對進、出風口積分求得流量，風速測量模型如圖1 所示.

圖1 等截面口通風量多點風速測量模型

以變流器出風口截面為例，將截面等分為8 個子區(qū)域，各子區(qū)域的通風面積分別定義為 A1、 A2、A3、 A4、 A5、 A6、 A7和 A8，在各子區(qū)域的中心位置布置靠背管風速測點，各測點風速分別定義為v1#、 v2#、 v3#、 v4#、 v5#、 v6#、 v7#和 v8#，則出風口總截面通風量為：

實際上，由于8 個子區(qū)域為總截面的等分區(qū)域，因此有：

其中， A 為總通風截面積. 因此出風口總截面通風量又可以表示為：

即為8 個測點風速的平均風速為表征的出風口通風量測試模型.

1.2 測點布置

選取長株潭城際運營線路CRH6F 動車組的1 車變壓器和7 車變流器進行通風量測試（見圖2）. 1 車變壓器出風口截面尺寸為440 mm ×780 mm ，設置4 個風速測點；7 車變流器出風口截面尺寸為470 mm ×1440 mm ，設置8 個風速測點. 為避免風速測量影響截面的流場分布，采用可折彎細銅管制成靠背管，靠背管用細扎絲和強力膠帶固定在橫直鐵絲上，靠背管的感壓位置設置在各子區(qū)域的中心點位置；靠背管與差壓傳感器通過導壓軟管連接，軟管長度均在2 m 范圍內，且采用相同的靠背管—導壓軟管—差壓感應元方式，在標準風洞進行標定，得到測量差壓與來流風速之間的數學關系.

圖2 7車變流器、1 車變壓器出風口風量測試靠背管安裝圖

1.3 數據采集

通風設備出風量的風速測點為靠背管風壓感知測點，其感知壓力通過導壓軟管與差壓傳感器連接，傳感器信號通過放大器放后進行數字信號轉換，由數據采集相關數據設備采集并存儲至本地計算機，經數據分析系統轉換成風量數據.

2 變流器風量分析

CRH6F 城際動車組的變流器進風口設置在設備艙內部，其進風來源除了從通風裙板進入設備艙內的外部環(huán)境風，還有設備艙內部的引導氣流. 變流器進風口正對位置的密封裙板為通風裙板，在通風裙板內側安裝濾網以過濾外部進風的污物顆粒，本次試驗中將對比分析管式迷宮格柵+濾網、現車迷宮格柵+濾網與格柵+濾網3 種不同的通風濾網形式（見圖3）.

圖3 不同通風裙板形式對比

2.1 運行方向的影響

當動車組車速低于5 km/h 時，變流器冷卻風機為半速工作模式；當車速高于5 km/h 時，變流器風機調整為全速工作模式. 為比較不同運行交路和運行方向下列車氣動效應對設備通風的影響，選取長沙—株洲、長沙—湘潭運行交路下，7 車現車迷宮+濾網式通風裙板的通風量實測數據進行分析，動車組在長沙至株洲、長沙至湘潭間往返運行的變流器出風口風量實測時程曲線如圖4 所示.

圖4 不同運行交路下7 車變流器出風口風量曲線圖（現車迷宮格柵+濾網）

根據實車測試結果可知，當8 車作為頭車運行時，7 車變流器設備靠近頭車運行方向，其出風口風量在11 575 ～11 656 m3/h，高于額定工作風量10 600 m3/h；而當8 車作為尾車、7 車靠近尾車運行方向時，變流器出風口風量在10 142 ～10 258 m3/h，要低于額定工作風量10 600 m3/h.

圖5 通風設備壓力分布圖

為定性分析頭尾車效應對設備艙內變流器設備的冷卻風量影響，動車組運行時，定義設備艙內部的壓力為PSBC，設備艙外部壓力為 PENV，風道內部壓力定義為FDP . 變流器設備的進風口設置在設備艙內部、出風口為獨立風道連通通風裙板至外部環(huán)境，冷卻進風量一方面來源于設備艙內部氣流，另一方面通過帶濾網通風裙板來源于外部環(huán)境（見圖5）. 設備艙內外壓差可表示為 PSBC_ENV= PSBC–PENV，風道內部與設備艙內壓差可表示為 PFD_SBC=PFD–PSBC，風道內部與設備艙外部壓差可表示為 PFD_ENV=PFD–PENV.

由壓力的傳遞關系，變流器出風口內外的差壓可表示為：

由于冷卻風量測點布置在變流器出風口，其通風量的大小，由風道內部與設備艙外部的差壓PFD_ENV決定. 在動車組運行時，設備艙內外差壓呈現內正外負的微正壓狀態(tài)，顯然當風機功率一定的情況下，設備艙內外差壓 PSBC_ENV越大，設備艙內部壓力 PSBC增大，設備艙內的氣流更易于通過風機進入風道，出風口內外差壓 PFD_ENV總體變大趨勢，因此出風口冷卻風量增加；反之，當設備艙內外差壓 PSBC_ENV變小時，設備艙內部壓力SBCP 減小，同時設備艙內部氣流通過風機進入風道的阻力增大，出風口內外差壓 PFD_ENV總體呈現減小趨勢，因此出風口冷卻風量降低. 由以上分析可知，當設備艙內外差壓增大時，變流器出風口冷卻風量增加；反之則降低.

圖6 8編組動車組頭尾車運行工況的設備艙內外差壓響應

根據8 編組動車組的設備艙內外差壓實車試驗結果[7]，當動車組全速運行時，頭車運行工況下的設備艙動態(tài)內外差壓為尾車運行工況的近2 倍，如圖6 所示. 試驗結果為動車組以200 km/h 運行的頭尾車設備艙內外差壓數據，本文所研究對象為160 km/h 的8 編組城際動車組，兩者的編組形式相同、運行車速差異不大，試驗結果的對比顯示，對于城際動車組，其頭車運行時的設備艙內外差壓，必定大于尾車運行工況. 因此，當城際動車組的8 車作為頭車運行時，7 車變流器冷卻風量要高于8 車作為尾車運行下的設備通風量.

2.2 通風裙板形式的影響

變流器進風口的通風裙板采用現車迷宮格柵+濾網、格柵+濾網和管式迷宮格柵+濾網3 種不同的通風濾網時，變流器風機半速和全速工作時的出風口冷卻風量對比如表1、圖7 所示.

表1 不同通風濾網形式的變流器出風口冷卻風量對比m3/h

3 種通風濾網形式中，以格柵+濾網通風形式的冷卻通風量最大，管式迷宮格柵+濾網通風次之，現車迷宮格柵+濾網通風最小. 從結構形式上分析，格柵+濾網形式，為裙板的格柵與濾網之間直接過渡，風阻較小，外部環(huán)境氣流在風機作用下更容易進入到設備艙內，因此進風量更大；管式迷宮格柵+濾網形式通風裙板無格柵，直接由前后交錯式的管式迷宮與濾網組合進風，考慮了對外部氣流防雨防塵，但風阻較大，因此進風量次之；現車迷宮+濾網形式為裙板格柵+并排式迷宮+濾網組合進風，其防塵效果明顯，但風阻最大，也限制了變流器進風口風量.

從牽引變流器側裙板進風風速的對比來看，格柵+濾網（5.49 m/s）＞管式迷宮格柵（3.14 m/s）＞現車迷宮格柵（2.53 m/s），這說明現車迷宮格柵的進風阻力最大. 為降低進風阻力，同時考慮牽引變流器內部元器件防水要求，建議變流器進風裙板采用管式迷宮格柵+濾網方案.

3 變壓器風量分析

選取長沙—株洲—長沙運行交路的變壓器冷卻風量數據，由于變壓器風機工作工況無半速與全速之分，動車組全速運行時，無論是1 車頭車還是尾車運行工況，1 車變壓器出風口風量均維持在一個比較穩(wěn)定的范圍，在37413 ～7973 m /h 之間變化，如圖8 所示.

圖7 不同通風濾網形式

與頭尾車運行影響下7 車變流器的冷卻風量特性不同，1 車變壓器的進風來源有3 處：設備艙進風側裙板、設備艙內部及敞開式底板結構（見圖8-b），變壓器的底部敞開式底板空隙較大，亦是變壓器進風的主要來源，因此變壓器的冷卻風量受頭尾車運行的空氣動力效應影響不大.

圖8 1車變壓器出風口風量測試結果

4 結論

本文首次開展城際動車組電氣設備的冷卻通風跟蹤測試工作，系統分析了不同運行方向下頭尾車空氣動力效應、不同進風口濾網形式對設備冷卻通風的影響特性，

1）當通風設備近頭車運行方向時，采用現車迷宮格柵+濾網通風形式下，變流器出風量在11 575 ～11656 m3/h ，高于額定工作風量10 600 m3/h ；而近尾車運行方向時，變流器出風量在10 142 ～10 258 m3/h，要低于額定工作風量10 600 m3/h. 建議在變流器風機額定工作風量設計時，考慮空氣動力效應對變流器冷卻通風的影響，按照5%的余量進行工作風量設計.

2）通過比較格柵+濾網、格柵迷宮+濾網與管式迷宮+濾網3 種濾網形式的變流器冷卻風量，考慮低進風阻力與牽引變流器內部元器件防水要求，建議變流器進風裙板采用管式迷宮+濾網方案.

3）采用底部開放式進風的變壓器設備，其冷卻出風量維持在37 413 ～7973 m /h 之間變化，受頭尾車運行的空氣動力效應影響不大，因為變壓器的進風來源包括進風側裙板、設備艙內部和底部敞開式底板，其中底部敞開式底部間隙較大，是變壓器進風的主要來源，因此其冷卻風量較為穩(wěn)定.

4）未來亟待開展頭尾車空氣動力效應對不同編組位置（如中間車）電氣設備冷卻通風的影響特性試驗研究，并結合理論分析和數值仿真分析、驗證試驗結論，為電氣設備冷卻通風的工作風量設計、運行過程中的通風優(yōu)化提供科學建議和理論依據.