姜琛 ，湯鑫 ，高廣軍 ?，洪晨 ，周果 ，龍金蘭 ，曾雪蓮 ，王璠

［1.軌道交通安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（中南大學(xué)），湖南 長沙 410075；2.軌道交通安全關(guān)鍵技術(shù)國際合作聯(lián)合實(shí)驗(yàn)室，湖南 長沙 410075；3.軌道交通列車安全保障技術(shù)國家地方聯(lián)合工程研究中心，湖南 長沙 410075；4.湖南大學(xué) 機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院，湖南 長沙 410082］

為防止風(fēng)沙雨雪等異物對(duì)車身的撞擊破壞和侵蝕作用，提升車下關(guān)鍵動(dòng)力設(shè)備的使用壽命，保障列車的安全運(yùn)行，動(dòng)車組車下設(shè)備艙多為整體封閉式結(jié)構(gòu)［1-3］.設(shè)備艙內(nèi)懸掛的牽引變流器等大功率設(shè)備持續(xù)向設(shè)備艙內(nèi)部空間散發(fā)熱量，導(dǎo)致設(shè)備艙內(nèi)長期處于高溫狀態(tài).過高的環(huán)境溫度會(huì)影響設(shè)備的正常運(yùn)轉(zhuǎn)及使用壽命，進(jìn)而造成經(jīng)濟(jì)損失甚至引發(fā)事故.

針對(duì)設(shè)備艙的通風(fēng)散熱問題，國內(nèi)學(xué)者對(duì)其開展了大量研究.胡文錦等［4-5］研究了格柵通風(fēng)口位置對(duì)設(shè)備艙通風(fēng)散熱性能的影響，發(fā)現(xiàn)通風(fēng)口采用豎向格柵更有利于設(shè)備艙通風(fēng)散熱；代玉博等［6-7］和溫立強(qiáng)［8］發(fā)現(xiàn)設(shè)備艙格柵通風(fēng)口往設(shè)備艙兩端布置更利于設(shè)備艙通風(fēng)；張亮等［9］研究了在裙板的不同位置增加格柵對(duì)設(shè)備艙溫度場及散熱性能的影響；劉天驕等［10］研究了底板出風(fēng)口對(duì)設(shè)備艙通風(fēng)性能的影響；劉天驕等［11］研究某型高速列車中間車設(shè)備艙通風(fēng)口分別安裝橫向和豎向格柵時(shí)的通風(fēng)散熱情況，發(fā)現(xiàn)橫向格柵通風(fēng)散熱效果更佳；章國平等［12］、黃少東等［13］和潘登等［14］對(duì)設(shè)備艙內(nèi)部的流場及溫度場進(jìn)行研究，揭示了其內(nèi)部速度及溫度的分布規(guī)律，為設(shè)備艙內(nèi)設(shè)備的合理布局提供了理論參考.

設(shè)備艙內(nèi)的風(fēng)機(jī)抽取其內(nèi)部較冷空氣與發(fā)熱源進(jìn)行對(duì)流換熱，并排出換熱后的較熱氣體，使艙內(nèi)形成負(fù)壓環(huán)境，與艙外產(chǎn)生壓差，吸入外部空氣，降低艙內(nèi)溫度［15-16］，外部空氣主要經(jīng)由設(shè)備艙裙板上的格柵通風(fēng)口從外界進(jìn)入.因此，格柵是影響設(shè)備艙內(nèi)部流場及通風(fēng)散熱性能的關(guān)鍵部件.以往學(xué)者在研究設(shè)備艙通風(fēng)散熱性能時(shí)缺乏針對(duì)實(shí)物設(shè)備艙裙板格柵的試驗(yàn)驗(yàn)證，且研究所使用的格柵模型簡化程度較高，難以反映格柵處氣流的真實(shí)流動(dòng)情況.本文以一段真實(shí)列車所用設(shè)備艙為試驗(yàn)對(duì)象開展風(fēng)洞試驗(yàn)，在實(shí)驗(yàn)的基礎(chǔ)上進(jìn)一步研究格柵方向?qū)υO(shè)備艙內(nèi)部流場及格柵通風(fēng)口的進(jìn)出風(fēng)量的影響.

1 風(fēng)洞試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ图皸l件

風(fēng)洞試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒捎媚掣吆畡?dòng)車組車下設(shè)備艙牽引電機(jī)散熱風(fēng)機(jī)段（以下稱之為“節(jié)段設(shè)備艙”），該節(jié)段設(shè)備艙外殼由前后端板、上下底板以及兩側(cè)包含有通風(fēng)格柵的裙板組成，內(nèi)部裝有一臺(tái)供牽引電機(jī)散熱的風(fēng)機(jī)，其他結(jié)構(gòu)如氣罐、電纜等皆已拆除.設(shè)備艙外形及內(nèi)部結(jié)構(gòu)如圖1 所示，裙板格柵如圖2所示.本文試驗(yàn)在中南大學(xué)列車轉(zhuǎn)向架積雪結(jié)冰風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)室開展，該風(fēng)洞系統(tǒng)如圖3 所示.其功能設(shè)計(jì)參數(shù)即為本試驗(yàn)的基本實(shí)驗(yàn)條件，將本試驗(yàn)所用到的功能參數(shù)列于表1.

表1 風(fēng)洞試驗(yàn)系統(tǒng)部分參數(shù)指標(biāo)Tab.1 Part of the wind tunnel test system parameters index

圖1 節(jié)段設(shè)備艙Fig.1 Section equipment cabin

圖2 格柵Fig.2 Grille

圖3 列車轉(zhuǎn)向架積雪結(jié)冰風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)室Fig.3 Icing and snowing wind tunnel laboratory for train bogie

1.2 試驗(yàn)內(nèi)容及結(jié)果

經(jīng)過對(duì)多次試驗(yàn)過程的實(shí)時(shí)觀察，發(fā)現(xiàn)在輸入給定風(fēng)速2～3 min后，節(jié)段設(shè)備艙內(nèi)外的流場基本穩(wěn)定，故后述流線圖像和風(fēng)速試驗(yàn)數(shù)據(jù)均是在輸入給定風(fēng)速3 min后采集所得.

1.2.1 絲線法流態(tài)顯示試驗(yàn)

為減小絲線對(duì)流場的干擾，選取直徑為0.2 mm，顏色鮮艷、柔性較好的針織線進(jìn)行絲線試驗(yàn)，捕獲絲線的瞬時(shí)方向.絲線布置在格柵2 豎向中截面內(nèi)，布置位置示意圖如圖4 所示，艙外布置兩組，艙內(nèi)布置三組.絲線試驗(yàn)場景如圖5 所示.為便于后續(xù)分析，按距離流體入口的遠(yuǎn)近給各組絲線編號(hào)，按離流體噴口由近至遠(yuǎn)分別編號(hào)為第一組至第五組.

圖4 絲線布置位置示意圖Fig.4 The schematic diagram of wire arrangement position

圖5 絲線試驗(yàn)場景Fig.5 Wire test scene

在輸入風(fēng)速分別為15 m/s、20 m/s 及25 m/s 的工況下進(jìn)行絲線試驗(yàn)，不同輸入風(fēng)速工況下節(jié)段設(shè)備艙外部及內(nèi)部絲線的瞬時(shí)方向分別如圖6、圖7所示.

圖6 不同輸入風(fēng)速工況下設(shè)備艙外部絲線瞬態(tài)方向Fig.6 Transient direction of the external wire of the equipment cabin under different wind speed conditions

圖7 不同輸入風(fēng)速工況下設(shè)備艙內(nèi)部絲線瞬態(tài)方向Fig.7 Transient direction of the internal wire of the equipment cabin under different wind speed conditions

從整體上來看，在不同輸入風(fēng)速工況下，外部同一組上各絲線的方向基本相同；內(nèi)部的雖有所差別，但總體趨勢基本一致.各組絲線對(duì)應(yīng)區(qū)域流場形成機(jī)理分析及絲線情況如下.

1）在設(shè)備艙外部，氣流受到設(shè)備艙的阻塞作用，從流體入口射出的平行氣流會(huì)發(fā)生偏轉(zhuǎn).第一組絲線上部區(qū)域氣流的前方為設(shè)備艙裙板，其阻塞作用較為明顯，該區(qū)域的氣流會(huì)有明顯的偏轉(zhuǎn)；而下部區(qū)域氣流前方為格柵通風(fēng)口，其阻塞作用較前者要弱，該區(qū)域的氣流偏轉(zhuǎn)程度也會(huì)較小.第二組絲線位于近設(shè)備艙區(qū)域，該區(qū)域的氣流受設(shè)備艙的影響非常大，故該區(qū)域的氣流偏轉(zhuǎn)角度也非常大，且位于近裙板區(qū)域的氣流偏轉(zhuǎn)角度會(huì)比位于近格柵區(qū)域的更大.因此，形成了如圖6 所示的絲線結(jié)果，第一組下方的4根絲線基本平行于地面，從第5根絲線開始向上偏，離地高度越高，上偏的角度越大；第二組下方的3 根絲線向下傾斜，第4 根絲線基本平行于地面，從第5 根絲線開始向上偏，離地高度越高，上偏的角度越大，第8根絲線接近豎直狀態(tài).

2）在設(shè)備艙內(nèi)部，氣流以射流的形式從迎風(fēng)側(cè)格柵進(jìn)入，高速射流流動(dòng)到背風(fēng)側(cè)格柵時(shí)，一部分氣流從格柵縫隙流出，一部分回彈，回彈的氣流與近底部區(qū)域新進(jìn)入的射流遭遇，在設(shè)備艙底部區(qū)域產(chǎn)生一片流場較為混亂的區(qū)域；中部區(qū)域新進(jìn)入的射流受底部回流的擠壓而向上偏轉(zhuǎn)，該部分流體向上流動(dòng)至設(shè)備艙頂部時(shí)，一部分往背風(fēng)側(cè)流去，另一部分回流，與該區(qū)域新進(jìn)入的射流遭遇形成一個(gè)渦.如圖7 所示，第三至第五組下部區(qū)域的絲線搖擺不定，流場情況較為混亂；中部偏下的區(qū)域可以明顯看出絲線的方向從右至左，有由水平變?yōu)樯掀内厔?，表明此范圍?nèi)空間流線的方向由靠近格柵的水平方向逐漸變?yōu)檫h(yuǎn)離格柵的向上偏轉(zhuǎn)；上部區(qū)域，絲線在輸入風(fēng)速為15 m/s 時(shí)基本上處于自然下垂?fàn)顟B(tài)，在輸入風(fēng)速為20 m/s 和25 m/s 時(shí)下垂的角度更大，且在輸入風(fēng)速為25 m/s 時(shí)更是出現(xiàn)向后偏轉(zhuǎn)的情況，表明此區(qū)域有回流現(xiàn)象，輸入風(fēng)速較小時(shí)，回流的速度偏小，不足以吹動(dòng)絲線，故絲線處于自然下垂?fàn)顟B(tài)；輸入風(fēng)速越大，回流速度越大，絲線下垂的角度越大，在輸入風(fēng)速為25 m/s 時(shí)，出現(xiàn)了偏轉(zhuǎn)超過90°的絲線.

1.2.2 風(fēng)速測試試驗(yàn)

本試驗(yàn)采用二維風(fēng)速儀來測量測點(diǎn)風(fēng)速大小，根據(jù)絲線試驗(yàn)獲取的空間流線方向，來選取適宜的風(fēng)速測點(diǎn)位置.

根據(jù)1.2.1 試驗(yàn)結(jié)果分析可知：在格柵外側(cè)離格柵中點(diǎn)25 cm、離地60 cm 處及格柵內(nèi)部離格柵中點(diǎn)30 cm、離節(jié)段設(shè)備艙內(nèi)部底面20 cm 處，其周圍空間流線的偏轉(zhuǎn)角度在風(fēng)速儀的可接受范圍內(nèi)，故分別選取其為測點(diǎn)1及測點(diǎn)2.測點(diǎn)位置如圖8所示，二維風(fēng)速儀安裝的空間布置如圖9所示.

圖8 測點(diǎn)位置Fig.8 measurement points position

圖9 風(fēng)速試驗(yàn)場景Fig.9 Wind speed test scene

在輸入風(fēng)速分別為15 m/s、20 m/s 及25 m/s 的工況下進(jìn)行風(fēng)速測試試驗(yàn)，不同輸入風(fēng)速工況各重復(fù)試驗(yàn)5輪，共計(jì)15次試驗(yàn).試驗(yàn)所用兩種二維風(fēng)速儀均可自動(dòng)采集實(shí)時(shí)風(fēng)速，設(shè)置采樣時(shí)長2 min，取 2 min 內(nèi)所采數(shù)據(jù)的平均值作為單次試驗(yàn)的試驗(yàn)結(jié)果，15次試驗(yàn)的試驗(yàn)結(jié)果匯總于表2.

表2 風(fēng)速試驗(yàn)測點(diǎn)速度匯總Tab.2 Summary of measurement point wind speed m·s-1

2 風(fēng)洞試驗(yàn)數(shù)值模擬

2.1 幾何模型及計(jì)算域

為驗(yàn)證數(shù)值方法的準(zhǔn)確性，數(shù)值模擬的幾何模型和計(jì)算域應(yīng)與試驗(yàn)對(duì)象實(shí)物模型及風(fēng)洞試驗(yàn)段保持一致.故根據(jù)風(fēng)洞試驗(yàn)所用節(jié)段設(shè)備艙實(shí)物建立1∶1 的空間立體模型，如圖10 所示；并根據(jù)風(fēng)洞試驗(yàn)段的尺寸建立數(shù)值模擬的計(jì)算域，為使氣流在進(jìn)入試驗(yàn)段之前能充分發(fā)展，將噴口段延長5 m，如圖11 所示.

圖10 試驗(yàn)對(duì)象空間立體模型及參數(shù)Fig.10 Spatial three-dimensional model and parameters of the test object

圖11 風(fēng)洞試驗(yàn)數(shù)值仿真計(jì)算域Fig.11 Wind tunnel test numerical simulation computational domain

2.2 數(shù)值方法及邊界條件

本文采用CFD軟件STAR-CCM+進(jìn)行數(shù)值模擬，在上述風(fēng)洞試驗(yàn)條件下空氣流動(dòng)馬赫數(shù)小于0.3，可將計(jì)算域的流體處理為不可壓縮流體，流場可視為三維黏性定常湍流流場。在雷諾平均Navier-Stokes方程的基礎(chǔ)上，選擇帶兩層全y+壁面函數(shù)處理的Realizablek-ε湍流模型來模擬風(fēng)洞試驗(yàn)的空氣流動(dòng)，k-ε湍流模型中的湍流黏性系數(shù)μt考慮了部分歷史效應(yīng)，把湍流黏性系數(shù)、湍流動(dòng)能和湍流動(dòng)能的耗散率聯(lián)系在一起.

式中：μt為湍流黏性系數(shù)；k為湍流動(dòng)能；μ1為層流黏性系數(shù)；C1、C2、k、σε為經(jīng)驗(yàn)常數(shù).

流體入口設(shè)置為速度入口，出口設(shè)置為壓力出口，如圖12 所示，其余所有壁面均設(shè)置為無滑移壁面.

圖12 計(jì)算域網(wǎng)格劃分Fig.12 Meshing of the computational domain

2.3 網(wǎng)格離散及無關(guān)性驗(yàn)證

采用切割體網(wǎng)格離散計(jì)算域空間，網(wǎng)格劃分如圖12 所示.對(duì)流體入口段、設(shè)備艙周圍及格柵局部網(wǎng)格分別進(jìn)行加密處理，以更好的模擬流體入口與設(shè)備艙周圍空氣的流動(dòng)特性；同時(shí)，為了更好地捕捉風(fēng)洞壁面和設(shè)備艙表面的邊界層流動(dòng)，分別在風(fēng)洞壁面和設(shè)備艙內(nèi)外表面設(shè)置5 層棱柱層.各部分面網(wǎng)格尺寸參數(shù)設(shè)置如下：計(jì)算域表面80 mm、設(shè)備艙外表面40 mm、設(shè)備艙內(nèi)表面20 mm、格柵表面 2 mm；各區(qū)域體網(wǎng)格尺寸參數(shù)設(shè)置如下：計(jì)算域與設(shè)備艙之間體網(wǎng)格80 mm、流體噴口段及設(shè)備艙外部周圍體網(wǎng)格40 mm、設(shè)備艙內(nèi)部體網(wǎng)格20 mm、格柵周圍體網(wǎng)格8 mm.

在上述網(wǎng)格劃分策略的基礎(chǔ)上分別增大和減小網(wǎng)格尺寸，分別生成粗糙網(wǎng)格和精細(xì)網(wǎng)格，三種不同密度的網(wǎng)格參數(shù)設(shè)置及網(wǎng)格數(shù)量如表3 所示.三套網(wǎng)格在速度入口邊界條件設(shè)置為20 m/s時(shí)，過測點(diǎn)2沿y軸方向貫穿節(jié)段設(shè)備艙內(nèi)部的線探針上的壓力系數(shù)對(duì)比圖如圖13 所示.從圖中可以看出，粗糙網(wǎng)格的計(jì)算結(jié)果的壓力系數(shù)變化曲線與基礎(chǔ)網(wǎng)格的相差較大，而精細(xì)網(wǎng)格的與基礎(chǔ)網(wǎng)格的基本吻合，說明在格柵體網(wǎng)格尺寸為8 mm，體網(wǎng)格總數(shù)為1.74×107時(shí)，計(jì)算結(jié)果與網(wǎng)格已經(jīng)沒有相關(guān)性，故基礎(chǔ)網(wǎng)格的網(wǎng)格劃分策略可用于該計(jì)算.

表3 網(wǎng)格參數(shù)及網(wǎng)格數(shù)Tab.3 Grid parameters and number of grids

圖13 線探針上沿y軸方向壓力系數(shù)變化Fig.13 Variation of pressure coefficient along y-axis direction on the line probe

2.4 數(shù)值方法驗(yàn)證

根據(jù)風(fēng)洞試驗(yàn)的輸入風(fēng)速大小來設(shè)置數(shù)值計(jì)算中速度入口的風(fēng)速大小，在與圖5 所示的風(fēng)洞試驗(yàn)絲線布置平面做切片，在與圖8 所示測點(diǎn)1 和測點(diǎn)2相同的位置分別建立點(diǎn)探針1 和點(diǎn)探針2.將數(shù)值計(jì)算切片流線及測點(diǎn)速度結(jié)果分別與風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，以驗(yàn)證數(shù)值方法的準(zhǔn)確性.

2.4.1 流線對(duì)比

將輸入風(fēng)速為20 m/s 時(shí)的計(jì)算結(jié)果在切片上的流線圖與對(duì)應(yīng)的絲線試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖14所示.

圖14 輸入風(fēng)速20 m/s時(shí)切片上流線圖與絲線試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.14 Comparison of flow line on slices with wire test results at an input wind speed of 20 m/s

數(shù)值計(jì)算的結(jié)果表明：

1）如圖14（a）所示，平行的氣流從流體噴口流出，噴口下部區(qū)域的氣流仍然保持平行于地面的狀態(tài)往前流動(dòng)，受到設(shè)備艙的阻礙作用，上部區(qū)域的氣流則有偏向上方流動(dòng)的趨勢，且離地高度越大，偏轉(zhuǎn)角度越大；在氣流流動(dòng)至節(jié)段設(shè)備艙迎風(fēng)側(cè)區(qū)域時(shí)，下部區(qū)域氣流方向已經(jīng)由剛出噴口的平行變?yōu)橄蛳聝A斜，而上部區(qū)域的氣流方向則由略微向上偏轉(zhuǎn)變?yōu)榇蠓认蛏掀D(zhuǎn)的狀態(tài).此結(jié)果與1.2.1 中對(duì)外部絲線結(jié)果的分析一致.

2）如圖14（b）所示，氣流通過格柵進(jìn)入節(jié)段設(shè)備艙，在靠近格柵的上部區(qū)域形成了一個(gè)較大的旋渦，在不同輸入風(fēng)速條件下，該旋渦的大體位置基本不變，且其上下的氣流方向與1.2.1 中對(duì)內(nèi)部絲線結(jié)果分析得出的對(duì)應(yīng)區(qū)域流場方向的結(jié)論一致.

2.4.2 速度對(duì)比

不同輸入風(fēng)速條件下數(shù)值計(jì)算結(jié)果在點(diǎn)探針處的風(fēng)速數(shù)據(jù)和1.2.2 中風(fēng)速試驗(yàn)結(jié)果的平均值匯總于表4，從表中可以看出，數(shù)值計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本一致.

表4 數(shù)值計(jì)算點(diǎn)探針監(jiān)測結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Tab.4 Numerical calculation point probe monitoring results compared with experimental results

實(shí)際開展試驗(yàn)時(shí)，試驗(yàn)條件難以完美的復(fù)刻仿真工況，另外，測量設(shè)備本身也存在一定的測量誤差，因此試驗(yàn)與仿真之間存在著一定的誤差.本文旨在解決工程中的實(shí)際問題，試驗(yàn)與仿真的誤差低于10%即可.從絲線結(jié)果的對(duì)比來看，該數(shù)值模擬方法可以模擬氣流流過格柵的過程并復(fù)現(xiàn)設(shè)備艙內(nèi)部渦的分布情況；從風(fēng)速結(jié)果的對(duì)比來看，兩測點(diǎn)處風(fēng)速吻合良好，其誤差均小于10%，滿足解決工程問題的需求.因此，該網(wǎng)格劃分策略和數(shù)值方法適用于模擬格柵內(nèi)外的流場情況.

3 三車數(shù)值模擬

3.1 幾何模型

本節(jié)主要在前述風(fēng)洞試驗(yàn)與仿真研究的基礎(chǔ)上進(jìn)一步研究實(shí)車所用不同方向（豎向與橫向）格柵對(duì)CRH380BG 型高速列車三車編組頭車車下設(shè)備艙內(nèi)部流場的影響.CRH380BG 型高速列車三車編組的幾何模型及尺寸如圖15所示，其長L=75.38 m，寬W=3.26 m，高H=3.89 m.保留了設(shè)備艙內(nèi)部的主要設(shè)備，并對(duì)部分細(xì)節(jié)進(jìn)行了適當(dāng)?shù)暮喕?，兩種方向格柵的三維模型如圖16 所示，設(shè)備艙模型及其主要內(nèi)部設(shè)備如圖17 所示.為了便于后續(xù)分析，對(duì)格柵的位置進(jìn)行編號(hào)，具體格柵位置對(duì)應(yīng)編號(hào)標(biāo)注于圖17 中.其中，1 號(hào)位置格柵的尺寸為480 mm×250 mm，2～ 8號(hào)位置格柵的尺寸為650 mm×500 mm，9號(hào)和10號(hào)位置格柵的尺寸為650 mm×250mm.

圖15 CRH380BG三車編組幾何模型Fig.15 Geometric model of Three-car grouping

圖16 格柵幾何模型Fig.16 Geometric model of grille

圖17 頭車設(shè)備艙模型及其內(nèi)部設(shè)備Fig.17 Geometric model of head car equipment cabin and its internal equipment

3.2 計(jì)算域及邊界條件

三車數(shù)值模擬的計(jì)算域及邊界條件如圖18 所示，其長寬高分別為63.12H、20.78H、11H，其中H=3.89 m 為列車的特征高度.為了使列車周圍的流場充分發(fā)展，計(jì)算域入口到頭車鼻尖的距離為15H，出口到尾車鼻尖的距離為30H，頂面及兩側(cè)面到對(duì)應(yīng)方向車體壁面的距離均為10H.入口定義為速度入口，速度大小設(shè)定為列車的運(yùn)行速度83.3 m/s，方向與列車運(yùn)行方向相反；出口定義為壓力出口，參考?jí)毫υO(shè)定為0 Pa；地面及軌道定義為滑移壁面，滑移速度大小與列車速度相同，方向相反；其余壁面均定義為對(duì)稱面.xyz為笛卡兒坐標(biāo)，其原點(diǎn)位于頭車鼻尖切面、軌頂平面及兩根軌道對(duì)稱面的交點(diǎn)處.

圖18 三車編組計(jì)算域Fig.18 Three-car grouping model computational domain

在設(shè)備艙內(nèi)部，兩個(gè)風(fēng)機(jī)及一個(gè)牽引變流器冷卻單元的進(jìn)風(fēng)口相對(duì)設(shè)備艙內(nèi)部空間為流體出口，將其定義為質(zhì)量流量出口，兩風(fēng)機(jī)進(jìn)風(fēng)口質(zhì)量流率均設(shè)定為1.49 kg·s-1，冷卻單元進(jìn)風(fēng)口質(zhì)量流率設(shè)定為5.64 kg·s-1.另外，廢排單元出風(fēng)口相對(duì)設(shè)備艙內(nèi)部空間為流體入口，將其定義為質(zhì)量流量入口，其質(zhì)量流率設(shè)定為0.61 kg·s-1，將其余面均設(shè)置為壁面.

3.3 網(wǎng)格離散

三車數(shù)值模擬在設(shè)備艙區(qū)域的網(wǎng)格劃分策略與風(fēng)洞試驗(yàn)數(shù)值模擬的一致，且使用相同的數(shù)值方法.由于設(shè)備艙內(nèi)部流場受其外部的影響較大，故在列車底部區(qū)域設(shè)置網(wǎng)格加密區(qū)，以更好地模擬設(shè)備艙周邊區(qū)域的流場情況；為了精確模擬分離區(qū)的流動(dòng)現(xiàn)象，對(duì)頭車及尾車的頭部空間同樣進(jìn)行網(wǎng)格加密處理；在第一層加密區(qū)與計(jì)算域表面之間增加一層加密區(qū)，以緩和網(wǎng)格的過渡，提高網(wǎng)格質(zhì)量；在車體表面設(shè)置15 層棱柱層，以捕捉車體表面的邊界層流動(dòng).車體表面棱柱層及設(shè)備艙網(wǎng)格劃分如圖19所示.

圖19 計(jì)算域網(wǎng)格劃分Fig.19 Meshing of the computational domain

3.4 結(jié)果與分析

在各格柵通風(fēng)口處建立質(zhì)量流率監(jiān)控面，獲取其質(zhì)量流率；在z=0.465 m（即距離軌面0.465 m，下同）上做剖面，獲取該剖面的速度云圖.

3.4.1 格柵通風(fēng)口質(zhì)量流率分析

設(shè)備艙裝配豎向格柵和橫向格柵時(shí)，總進(jìn)風(fēng)質(zhì)量流率分別為7.594 0 kg·s-1和7.601 7 kg·s-1；豎向格柵通風(fēng)口y-（L）側(cè)和y+（R）側(cè)單側(cè)進(jìn)風(fēng)質(zhì)量流率分別為3.797 3 kg·s-1和3.796 7 kg·s-1，橫向格柵通風(fēng)口y-（L）側(cè)和y+（R）側(cè)單側(cè)進(jìn)風(fēng)質(zhì)量流率分別為 3.547 2 kg·s-1和4.054 5 kg·s-1，y-（L）側(cè)和y+（R）側(cè)單側(cè)進(jìn)風(fēng)質(zhì)量流率相對(duì)增長率為-6.59%和6.79%.兩種工況下，各格柵通風(fēng)口質(zhì)量流率如表5 所示，并據(jù)表計(jì)算出了各格柵通風(fēng)口質(zhì)量流率的相對(duì)增長率，據(jù)表繪制了如圖20所示的質(zhì)量流率對(duì)比圖.

表5 格柵通風(fēng)口質(zhì)量流率Table 5 Grille vent mass flow rate

圖20 格柵質(zhì)量流率對(duì)比圖Fig.22 Comparison of grille mass flow rates

相對(duì)增長率的計(jì)算公式為：

其中，MH、MV分別為橫向格柵和豎向格柵通風(fēng)口的質(zhì)量流率.

據(jù)圖20 分析可知：在裝配豎向格柵時(shí)，格柵通風(fēng)口質(zhì)量流率從1 號(hào)位置至8 號(hào)位置大幅度增加；9號(hào)和10 號(hào)位置質(zhì)量流率驟降；兩側(cè)對(duì)稱位置各格柵通風(fēng)口質(zhì)量流率基本一致.在裝配橫向格柵時(shí)，1 號(hào)位置質(zhì)量流率較??；從2號(hào)位置至5號(hào)位置格柵通風(fēng)口質(zhì)量流率呈現(xiàn)出緩步上升的趨勢；7 號(hào)、8 號(hào)及 9 號(hào)、10 號(hào)位置的格柵通風(fēng)口質(zhì)量流率出現(xiàn)了兩次驟降；從兩側(cè)對(duì)稱位置各格柵通風(fēng)口質(zhì)量流率來看，3 號(hào)至8 號(hào)位置為y+側(cè)大于y-側(cè)，9 號(hào)位置為y-側(cè)大于y+側(cè)，其余位置基本一致.結(jié)合各位置格柵實(shí)際大小可以發(fā)現(xiàn)，通風(fēng)口的大小對(duì)通風(fēng)量有較大影響.

據(jù)表5 分析可知：從單側(cè)質(zhì)量流率來看，裝配豎向格柵時(shí)單側(cè)質(zhì)量流率基本一致，其中，y-側(cè)質(zhì)量流率為3.797 3 kg·s-1，y+側(cè)質(zhì)量流率為3.796 7 kg·s-1；而裝配橫向格柵時(shí)y+側(cè)質(zhì)量流率大于y-側(cè)，其中，y-側(cè)質(zhì)量流率為3.547 2 kg·s-1，y+側(cè)質(zhì)量流率為4.054 5 kg·s-1；對(duì)比而言，橫向格柵通風(fēng)口y-側(cè)的質(zhì)量流率比豎向的減少了6.59%，y+側(cè)的增加了6.79%.從總的質(zhì)量流率來看，裝配兩種格柵的總進(jìn)風(fēng)質(zhì)量流率基本一致，其中，裝配豎向格柵時(shí)總進(jìn)風(fēng)質(zhì)量流率為7.594 0 kg·s-1，裝配橫向格柵時(shí)總進(jìn)風(fēng)質(zhì)量流率為7.601 7 kg·s-1.

綜合上述分析可知，從總的質(zhì)量流率來看，裝配兩種格柵的總進(jìn)風(fēng)質(zhì)量流率基本一致，即總體的通風(fēng)性能一致.從單側(cè)質(zhì)量流率來看，裝配豎向格柵時(shí)，兩側(cè)通風(fēng)性能基本一致；裝配橫向格柵時(shí)，y+通風(fēng)性能優(yōu)于y-側(cè)；另外，橫向格柵通風(fēng)口質(zhì)量流率較大的位置剛好在冷卻單元進(jìn)風(fēng)口所在位置周圍，說明冷卻單元進(jìn)風(fēng)口位置及朝向?qū)M向格柵通風(fēng)口的進(jìn)風(fēng)量有較大影響，而對(duì)豎向格柵通風(fēng)口的影響不大.

3.4.2 設(shè)備艙內(nèi)部流速分析

設(shè)備艙在裝配豎向格柵和橫向格柵時(shí)，設(shè)備艙內(nèi)部z=0.465 m 平面的速度云圖分別如圖21（a）、圖21（b）所示.

圖21 z=0.465 m平面速度云圖Fig.23 The velocity contour of z=0.465 m plane

從整體上看，在裝配豎向格柵時(shí)，氣流進(jìn)入設(shè)備艙時(shí)方向偏左，其內(nèi)部大部分氣流是從右端流往左端，如圖21（a）所示；在裝配橫向格柵時(shí)，氣流進(jìn)入設(shè)備艙時(shí)方向偏右，其內(nèi)部大部分氣流是從左端流往右端，如圖21（b）所示.兩種工況下皆是中間部分的整體氣流速度比兩端的大.另外，在裝配豎向格柵時(shí)，氣流從格柵通風(fēng)口各部分較為均勻地進(jìn)入；而在裝配橫向格柵時(shí)，氣流主要從格柵通風(fēng)口的右側(cè)進(jìn)入.

雖然從整體上來說，裝配橫向格柵時(shí)經(jīng)由格柵進(jìn)入的氣流的平均速度要比裝配豎向格柵時(shí)大，但由于前者進(jìn)風(fēng)區(qū)域主要集中在各格柵的右側(cè)，而后者進(jìn)風(fēng)區(qū)域均勻分布在整個(gè)格柵.即前者氣流速度大但有效進(jìn)風(fēng)口小，后者氣流速度小但有效進(jìn)風(fēng)口大，所以出現(xiàn)了3.4.1 中分析得出的裝配兩種格柵的總進(jìn)風(fēng)質(zhì)量流率基本一致的結(jié)論.

綜合上述分析可知，設(shè)備艙內(nèi)部整體的氣流方向與外部氣流進(jìn)入的方向有關(guān)，在裝配豎向格柵時(shí)，其內(nèi)部大部分氣流是從右端流往左端，即與列車運(yùn)行方向相同，裝配橫向格柵時(shí)相反；設(shè)備艙內(nèi)部整體的平均氣流速度與外部氣流的進(jìn)入速度有關(guān)，裝配豎向格柵時(shí)，經(jīng)由格柵通風(fēng)口進(jìn)入設(shè)備艙內(nèi)部的氣流速度較小，且其內(nèi)部氣流平均速度也較小，而裝配橫向格柵時(shí)，氣流進(jìn)入速度及內(nèi)部平均速度皆較前者要大.

4 結(jié)論

通過對(duì)比風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值仿真的結(jié)果，驗(yàn)證了數(shù)值計(jì)算方法并獲得了一套針對(duì)設(shè)備艙裙板格柵通風(fēng)散熱的網(wǎng)格劃分參數(shù).采用上述經(jīng)驗(yàn)證的數(shù)值方法和網(wǎng)格劃分參數(shù)分別對(duì)裝配豎向格柵和橫向格柵的高速列車三車編組頭車車下設(shè)備艙內(nèi)外流場進(jìn)行了研究，得到以下結(jié)論：

1）通風(fēng)口面積的大小對(duì)通風(fēng)量的影響較大.裝配不同方向格柵工況下1號(hào)、9號(hào)及10號(hào)位置三對(duì)面積較小的格柵通風(fēng)口處的質(zhì)量流率均明顯小于其他位置.

2）冷卻單元進(jìn)風(fēng)口位置及朝向?qū)M向格柵通風(fēng)口的質(zhì)量流率有較大影響，而對(duì)豎向格柵的影響不大.在裝配橫向格柵時(shí)，位于冷卻單元進(jìn)風(fēng)口周圍的格柵通風(fēng)口的質(zhì)量流率明顯大于其對(duì)稱位置的質(zhì)量流率，而裝配豎向格柵時(shí)，兩側(cè)基本一致.

3）設(shè)備艙內(nèi)部氣流整體流向及平均速度分別與外部氣流進(jìn)入的方向及速度有關(guān).裝配豎向格柵時(shí)，氣流均勻的從整個(gè)格柵區(qū)域進(jìn)入，其進(jìn)入方向與列車運(yùn)行方向相同，且速度較??；裝配橫向格柵時(shí)，氣流集中從格柵右側(cè)區(qū)域進(jìn)入，其進(jìn)入方向與列車運(yùn)行方向相反，且速度較大.

4）裝配橫向格柵時(shí)的通風(fēng)性能較優(yōu).裝配兩種格柵時(shí)，格柵通風(fēng)口的總質(zhì)量流率基本一致，而裝配橫向格柵時(shí)，其設(shè)備艙內(nèi)部空間的氣流平均速度更大.

本文仍存在著一些不足和需要改進(jìn)之處：在研究格柵方向?qū)Ω咚倭熊囋O(shè)備艙通風(fēng)性能的影響時(shí)，未考慮格柵濾網(wǎng)的影響；在對(duì)高速列車設(shè)備艙內(nèi)部流場進(jìn)行數(shù)值仿真研究時(shí)，風(fēng)機(jī)及冷卻單元的通風(fēng)口均設(shè)置為質(zhì)量流量入口（出口），未能模擬實(shí)際不同外部環(huán)境工況下風(fēng)機(jī)進(jìn)出風(fēng)量的變化；僅研究了橫向和豎向兩種方向格柵對(duì)高速列車設(shè)備艙通風(fēng)性能的影響，后續(xù)將進(jìn)一步研究斜向格柵的影響.