底部风口对高速列车设备舱通风特性的影响

刘天骄，何守宝，臧建彬

( 同济大学 机械与能源工程学院，上海 嘉定 201804 )

0 引言

随着我国经济蓬勃发展与科技水平的日新月异，高铁在我们生活中出现的频率越来越高，对高速列车的运行安全性也提出了更高的要求。高速列车的设备舱(以下简称设备舱)作为放置各种为高速列车提供动力的电子电器设备的重要空间，其内部设备产生热量能否及时高效地被排出，直接决定着高速列车的运行安全性。

图3 四节编组列车外形及对应编号

目前，国内外学者对于如何改善设备内通风环境进行大量的研究。黄少东等[1]对CRH3型动车组设备舱温度分布和变化规律进行了研究，通过模拟研究得到设备舱发热设备周围空气速度相对小，设备底部温度较高。CRH3型动车组在牵引变流器的侧部开设了大面积的通风格栅，利用空气特性有效的达到了散热的效果。董焕彬等[2]通过搭建牵引系统热容量试验平台验证了CRH3型高速列车的牵引变流器冷却系统的可靠性，并通过实车测试进行验证。张垒[3]使用数值分析与实车实验相结合的方法研究了高寒列车设备舱温度场特性，得到了设备舱内发热设备的温度分布、车身表面的压力分布，同时数值分析方法在列车设备舱散热方面应用的准确性得到了验证。章国平等[4-5]通过数值方法研究了高速列车不同运行工况时设备舱通风散热性能的变化及裙板底板的气动载荷变化。梁习锋、何冲[6，7]等对高速列车的牵引电机冷却风机进行研究，获得冷却风机风量计算方法，并结合试验对其计算方法进行验证。贾琼等[8-9]采用CFD方法对时速250km/h明线运行的高速动车组设备舱进行数值模拟，分析了设备舱内外速度场和温度场。陈羽等[10]研究了底部结构对高速列车流场及气动优化规律的影响。夏超等[11]研究了风洞地面效应对高速列车空气动力学特性的影响。上述学者对于设备舱通风特性的研究主要是针对裙板风口进行的，并未考虑底部风口对设备舱通风散热特性的影响进行分析研究，因此，本文将对底部风口对设备舱散热性能的影响进行研究。

1 研究方法

1.1 研究对象

列车在研究设备舱散热时均不考虑顶部受电弓和车辆连接处间隙。底部风口位于设备舱底板风口，考虑到转向架对于设备底部流动的影响，底部保留裙板、转向架及其两侧挡板。模型采用参数化建模的方法，依据某标准动车组实际尺寸1:1建立。因为不同列车上安装设备不同，故选用四节连挂式列车，两端头车长度为28米，中间车长25米，四节编组总长106米，列车间连接处密封处理，设备舱分别在裙板处以及底板处开设通风口。计算域尺寸、设备舱模型及舱内设备布置、列车模型如图1、2、3所示，计算域尺寸中L为四节编组总长。

为了研究设备舱底板开设风口对设备舱通风特性的影响，分别建立了只开设裙板风口(记为QFK)、只开设底板风口(DFK)以及同时开设裙板和底板风口(QDFK)三个列车模型进行模拟计算，并以TC01车为例进行分析。

图1 计算域尺寸

图2 TC01车设备舱内设备布置

1.2 研究方法

本文采用非结构化四面体网格进行几何空间离散，在车体表面生成第一层厚度为6mm的边界层网格，通过计算得到模型车体表面的Y+(第一层网格尺寸的无量纲参数)平均数为60，满足非平衡壁面函数要求，忽略了车辆上的复杂结构，如受电弓、门把手、窗户等，网格数量为1600万。

本文采用商用软件Fluent对数值模型进行求解，模拟运行时速在350公里的高速列车设备舱通风散热性能。高铁运行速度达到350km/h时，其表面雷诺数已经达到105以上的数量级，车体周围流动处于湍流状态，因而黏性模型采用湍流模型。文中采用工程应用成功案例较多的标准k-ε模型，同时采用SIMPLE算法来求解湍流方程组。在边界条件处理上，对地面进行滑移壁面处理，移动方向与来流方向一致，这样可以最大限度的减少地面效应对模拟结果的影响，除进、出口的其他计算域面设为无反射壁面。计算域入口采用速度入口，来流速度取97.22m/s，来流温度取35℃，出口边界取压力出口，边界温度也为35℃，设备舱内设备发热量为相关设备厂家提供发热量。

1.3 研究方法检验

为了验证本文数值方法的准确性，本文研究了张斌和梁习锋对于准高铁实车测试文献，并将本文模拟结果与张斌和梁习锋的实车测试结果进行对比。车体表面压力取头车车宽度方向的中心线上的压力分布。如图4所示，图中所取位置与文献中基本相同。

图4 测试压力系数位置

为了便于分析比较，定义无量纲系数即列车表面压力系数Cp如下式(1)：

(1)

式中，p为取值监测点压力，取绝对压力；p∞为大气压力，环境温度为35℃时取p∞=101325Pa；ρ为来流密度，模拟中来流马赫数小于0.3，因此取ρ为1.225kg·m3；ν∞为来流速度。压力系数与列车运行速度无关，可以表示压力分布的一般性规律。

车顶中心线与车顶边缘线上压力系数分布的测试结果与模拟试验结果分别如图所示。由图5可得，CFD模拟计算结果与实车测试结果在趋势上基本保持一致，其中大多数数据结果也能大致吻合，由此可见，本文采用的数值计算方法具有相当的可靠性。值得一提的是，靠近列车头部位置压力系数的模拟值与测试结果存在一定的差异，究其原因，在于列车头型存在差异。

图5 头车车顶中心线表面压力系数对比

2 结果分析

底部风口对高速列车设备舱通风特性的影响体现在设备舱内通风量、速度场分布、温度场分布以及压力场分布。由于篇幅限制，这里仅给出TC01车的三种模型的对比分析，相应的设备舱内截图位置如图6所示，截图选取车宽和车高两个方向，截图位置均为二分之一处。

图6 设备舱截图位置

图7 TC01底板压力分布及风口位置

图8 不同工况模型风量对比

2.1 设备舱底部压力分布分析

通过对四节编组列车进行空气动力学模拟，得

到高速列车相应车段设备舱底部压力分布，如图7所示分别TC01车底部压力分布云图。通过对云图进行分析，可以发现设备舱底部压力分布呈现一定的规律性，即沿着列车运行的方向压力出现一定的梯度，并逐渐衰减，靠近列车前端转向架处压力较大，靠近后端转向架处压力较低，中间出现明显的压力梯度。依据此规律，同时为了避开转向架电机散热进入设备舱，对设备舱散热性能产生不利影响，因此，将设备舱底板风口的开设位置在距离一端转向架四分之一距离处，即两端风口分别位于不同压力梯度分布区域，开设风口尺寸为2200×2200(mm)。

图9 QDFK模型中裙板风口与底板风口风量占比

图10 TC01车QFK温度场云图(单位：K)

2.2 底部风口与裙板风口风量对比分析

图8对QFK、DFK以及QDFK三个模型中风口面积进行了对比，通过对比可知，底板风口面积约为裙板风口面积的2.4倍。对三种模型中设备舱的通风量进行分析，由图9可知，QFK模型的设备舱进风量最小，DFK和QDFK模型的进风量较大，且后两者进风量基本相同，即在同时开设裙板风口和底板风口的模型中，设备舱的总通风量基本与单独开设底板风口时设备舱的通风量相同。在QDFK工况下，由图9可知裙板风口进出风量在总风量中的占比约为56%，大于底板风口。按照风量来计算，QDFK中裙板风口的风量要小于QFK模型中的裙板风口风量，底板风口的风量同样也小于DFK中的底板风口风量。由于同时开设裙底风口设备舱内通风情况变得复杂，设备舱总通风量相对于只开设裙板风口时有明显改善，但是相对于底板风口却通风量未有显著提升。

图11 TC01车DFK温度场云图(单位：K)

图12 QDFK底板风口TC01车温度场云图(单位：K)

2.3 底部风口对设备舱内温度场的影响

图10～12为TC01车三种模型设备舱温度分布图。从图10 QFK模型设备舱内截面温度分布来看：当只开设裙板风口时，设备舱内温度场呈现左侧温度分布高于右侧温度，即靠近车头处温度高于远离车头处温度，温度梯度降低方向与车体运行方向相一致。同时，设备舱内温度分布出现一定的不均匀性，是由于设备舱两侧同时开设风口，设备舱内进出风具有一定的随机性所致。设备舱内主要发热设备辅助变流器表面温度约为39℃左右，温度较为合理。当只开设底板风口时，设备舱内温度分布趋势基本与只开设裙板风口保持一致，但是通过对比两种工况下温度分布云图可以发现，DFK工况下设备舱内温度分布(见图11)较之QFK时更为均匀，且辅助变流器附近温度也更低。

表1 辅助变流器表面温度

2.4 设备舱内气流组织分布对比分析

图13～15为TC01车三种模型设备舱内流线图。由图13 QFK模型可知，风从裙板风口进入设备舱内部，由于风口位置，设备舱底部气流分布较为稀疏，个别设备体积较大，相应设备周围空气流速较大，气流组织分布密集，在辅助变流器右侧存在一定的回流区。图14为DFK模型，由流线图可知相比较于QFK，辅助变流器右侧底板进风因为受到辅助变流器的阻挡而改变方向，向设备舱前段流动，但设备舱前段气流分布较为稀疏。从图15 QDFK模型流线图可以看出，由于同时开设裙板与底部风口，设备舱内气流分布有了较大的提升，设备周围气流分布均匀，能够较为充分地带走设备舱内设备的散热。

图13 TC01车QFK设备舱内部流线图

图14 TC01车DFK速度矢量图

图15 TC01车QDFK速度矢量图

3 结论

通过采用计算流体力学和对比试验分析的方法研究了底板风口对高速列车设备舱通风特性的影响，具体对比分析了三种工况中车体的温度场、通风量、以及速度分布，得到高速列车设备舱通风优化规律，主要结论如下：

(1)设备舱底部压力分布具有一定的梯度，沿列车行进相反方向降低，并且梯度较大，可依据此规律在设备舱底板不同压力分布区域开设格栅风口，优化设备舱通风特性。靠近转向架处压力分布较为复杂。

(2)同时开设裙板与底板风口时设备舱通风量与仅开设底板风口时大致相同，比仅开设裙板风口时要有所提高，其中同时开设裙板与底板风口的工况中裙板风口的通风量占总设备舱通风量的56%。

(3)同时开设裙板与底板风口时设备舱内气流组织、温度场分布较单独开设裙或底板风口时均匀，辅助变流器表面平均温度降低了12%，各设备散热能够得到较好的改善。

参考文献：

[1] 黄少东，范乐天，李福禄，等.CRH3 型动车组设备舱温度分布和变化规律[J].大连交通大学学报，2013，34(5):54-57.

[2] 董焕彬，林范坤，陈乐恒.CRH3 型高速动车组牵引变流器冷却系统试验研究[J].电力机车与城轨车辆，2012，35(6):28-30.

[3] 张垒.高寒车设备舱温度场特性研究[D].大连：大连交通大学，2013.

[4] 章国平，范乐天，王广明，等.高速列车车下设备舱温度场分析[J].铁道机车车辆，2012(06):5-8.

[5] 胡文锦.高速列车设备舱通风散热及气动响应研究[D].成都：西南交通大学，2013.

[6] 梁习锋，武传田.高速列车牵引电机冷却风机流量实车试验研究[J].铁道学报，2004，26(2):38-41.

[7] 何冲，何云风，王昕.牵引电机通风计算方法研究[J].电机与控制应用，2015，42(11):75，76，84

[8] QiongJia，Chunjing Xia，JianbingZang et al.Numerical simulation on the temperature field in an equipment cabin of a high-speed railway train[J].Building Simulation，2016:1-12

[9] Jia Q，Zang J，Pan D，et al.Analysis of High Speed Train Equipment Cabin Temperature Field Based on Numerical Simulation[J].Procedia Engineering，2015，121:1954-1961.

[10] 陈羽，杨志刚，高喆，等.底部结构对高速列车流场及气动优化规律的影响[J].同济大学学报(自然科学版)，2016，44(6):930-936.

[11] 夏超，单希壮，杨志刚，等.风洞地面效应对高速列车空气动力学特性的影响[J].铁道学报，2015(4):8-16.