地铁列车变截面风道内部结构优化研究

2021-09-12苏伟华伍钒张国良徐任泽李雪亮钟沙

铁道科学与工程学报 2021年8期

苏伟华，伍钒,，张国良，徐任泽，李雪亮，钟沙

(1. 中南大学交通运输工程学院，湖南长沙410075；2. 中南大学轨道交通安全教育部重点实验室，湖南长沙410075)

随着我国城市轨道交通的迅猛发展，地铁已成为城市中最受欢迎的公共交通工具之一。然而，在地铁列车运营的过程中，也出现了一些问题，例如车厢内局部冷热不均，风速不均，空气品质差等问题[1−2]。造成这些问题的原因很大程度上是地铁列车风道设计不合理，导致气流组织不能均匀稳定的流入客室。本文中所使用的地铁列车模型在实验的过程中，也出现了这样的问题，因此十分有必要对其风道进行研究并优化，使气流组织更加均匀的流进客室。国内外的学者关于轨道列车空调系统已做了一些研究。TAO 等[3]为了提升轨道列车客室内流场数值模拟效率，采用多孔介质模型和多孔阶跃面模型来替代地铁列车实际通风孔板。结果表明多孔介质模型与原始模型以及实验结果数值误差较小。ALIAHMADIPOUR 等[4]利用数值模拟方法对一列火车客室内部环境进行分析，并对当前的客室结构进行修改以更好的满足人体热舒适性要求。WANG等[5]采用CFD方法对中国CRH1，CRH2和CRH5 3种型号列车车厢的空气分配系统进行分析与评价，结果表明：CRH5 型列车车厢的空气分配系统效率最高。SCHMELING等[6]通过列车内流场实验量化了车厢内的热释放对置换通风的通风效率和热舒适性参数的影响。孙丽花[7]针对某线地铁列车客室冷热不均的问题，提出调整温度控制曲线设定值和在送风格栅内表面增加多孔板降低局部风速。臧建彬等[8]采用等比例模型试验法，在等温条件下，对一种运用在磁浮列车上的孔板进行了送风规律研究，考察孔板的阻力特性、静压分布以及送风均匀性。穆广友等[9]分析了地铁车辆空调系统设计要点，着重对空调负荷计算，均匀送风风道设计、排风帽设计和控制系统设计进行了分析并给出了相应的建议。传统轨道列车风道的设计主要根据设计经验以及反复试验来调整风道送风的均匀性，这样的设计方法毫无疑问会花费大量的时间与精力[10]。本文将数值模拟结果与实验测试结果进行对比，验证所使用数值模拟方法的正确性，并采用该方法研究了某型地铁列车送风风道的内部流场，根据流场显示结果，提出风道高顶部分内部结构优化方案，使风道送风更加均匀，并解决由于截面突变引起的风道内局部回流问题。

1 数值模拟

1.1 计算模型

本文所选用的计算模型为某型地铁列车的一节中间车，由客室及2组送风风道组成，几何模型如图1 所示，车厢的长、宽、高分别用L，W和H表示。本文在数值模拟中，未建立空调单元的实际模型，而是将送风口和回风口分别用速度入口和速度出口边界条件替代。地铁列车风道系统主要由送风风道、回风口、废排口组成。如图1(a)所示，车厢顶部送风风道1 与风道2 中心旋转对称，蓝色标注为空调机组送风口，绿色部分为回风口，红色为车门缝隙，即废排口。

图1 地铁列车几何模型Fig.1 Subway train model

图2 为送风风道整体结构及气流流向示意图，为了便于描述，将送风风道从左至右分为了低顶风道Ⅰ位段、高顶风道、低顶风道Ⅱ位段(高、低顶风道高度分别为0.19 m 和0.07 m)。同时，将客室内的各个出风口进行了编号，如图2 所示。图2中的红色箭头代表气流在风道内的流动路径，气流由送风口送入，一部分气流直接流入中间高顶风道以及右端的低顶风道Ⅱ位段，另外一部分经过送风口后侧分流板进入风道左端的低顶风道Ⅰ位段。进入高顶风道中的气流将通过送风风道内置隔板上的腰型孔进入风道静压腔。最后，所有气流都将经过风道底部所开的方形孔进入客室。

图2 送风风道整体结构及气流流向示意图Fig.2 Overall structure and flow direction of air supply duct

1.2 网格及边界条件

本文使用STAR-CCM+生成的切割体网格对模型进行离散。由于列车模型中的送风风道几何结构非常复杂，为了能够较为准确的捕捉气流在风道中的流动，对送风风道进行了局部加密，网格尺寸为5 mm，同时风道壁面及客室壁面均设置了第一层厚度为1 mm 的附面层。车厢表面及局部放大网格如图3 所示，图b 中的粗、中、细网格表示不同尺寸的网格，分别对应的网格数量为8×106，3×107，8.8×107。

图3 计算网格Fig.3 Computational grids

在地铁车厢内部流场的数值模拟研究中，空调单元的送风口与回风口边界条件均为速度边界。每个空调单元总送风量为3 600 m3/h，其中，新风量为1 060 m3/h，回风量为2 540 m3/h，通过送风口和回风口的面积，换算得到送风口和回风口相应的速度边界为7.335 5 m/s，−1.121 4 m/s。废排口的边界条件为压力出口。

1.3 数值方法

本文中所有场景均采用STAR-CCM+13.04 进行数值计算和后处理。在列车内流场的数值计算中，由于模型极其复杂，k-ε湍流模型应用最为广泛[3,11]，本文中所用网格的平均y+约为32，满足该湍流模型y+的取值范围。气流在客室内的流速较低，通常为微风速，且压力波动较小，因此认为客室内的气体是不可压缩的，由温差产生的空气对流效应，使用Boussinesq 浮力模型模拟[12−13]。本文中的计算场景皆是列车静止的情况，未考虑列车运行速度所带来的新风风量下降的影响[14]。

1.4 算法验证

为了验证本文所使用数值计算方法的正确性，搭建了1:1等比例的风道−客室模型车，图4为风量现场实测。因为送风风道1 与风道2 是以列车中心旋转对称，因此本文在分析时，仅对送风风道1进行分析。试验使用风量罩测量客室不同编号出风口的风量，风量罩主要利用风量罩体采集气流，气流通过其内部的风压传感器，风压传感器对风速的变化做出反应，再根据底座的尺寸计算出风量。由于风量罩的尺寸与单个方形出风口的尺寸相差太大，测量时一次取3 个方形出风孔的风量(高顶风道共32 个出风口，最后一次测量取49,50号2个出风口的风量)。

图4 风量现场实测Fig.4 Experimental air flux measurement

在测量高顶风道19～21，22～24 号出风口风量时，风量罩读数为负值(气流从出风口流入客室为正，反之为负)，经数值计算发现19～25 出风口均存在客室内气流被倒吸进送风风道内的回流现象。由于风量罩无法准确测量负风量值，在数据处理的过程中，19～24 号出风口试验测量数据未采用。

图5为客室顶部各送风口风量数值仿真结果与试验测量结果对比。粗、中、细网格数值模拟与现场实测结果对比的平均误差分别为10.81%，3.04%和2.21%。细网格得出的结果虽平均误差最小，但网格量巨大，所需计算资源较多。兼顾结果误差及计算资源，本文所有计算均基于中网格开展。

图5 风量实测和数值模拟结果对比Fig.5 Comparison of experimental and numerical simulation results of air flux

1.5 送风均匀性评估

本文采用风量不均匀系数kv来评估高顶风道的送风均匀性[15]，定义如下：

式中：vi为各出风口的风量，m³/h；vˉ为n个出风口风量的平均值，m³/h；σv为n个出风口风量的均方根偏差，m³/h；kv的值越小，风道送风越均匀。

1.6 原始风道模型结果分析

原始模型送风风道示意图已在图2中给出。图6为Z=2.3 m平面(高顶风道正中间处)的速度矢量图及局部流线图。可以看出，因为进风口后侧分流板的存在，部分气流会在分流板后侧分离，形成漩涡以及低压区，漩涡将其下方19～25 号出风口中的气流带出，导致客室内的气流从该局部区域出风口被吸进风道内，出现回流现象。

图6 原始模型Z=2.3 m平面速度矢量图及局部流线图Fig.6 Original model Z=2.3 m plane velocity vector diagram and local streamline diagram

风道各出风口气流的流速与压力状态可近似为以下关系：

其中，pt为列车空调机组总压头；ps为出风口静压；u为出风口气流流速；ρ为空气密度；Δp为风道沿程阻力，即风道总送风口到客室各出风口之间的总压差，主要包括由空气黏性引起的流动阻力，以及由风道内导流板、弯道、孔板等几何结构引起的局部阻力。由式4可知，同一个空调机组驱动的风道内，各出风口的风量随沿程阻力的增大而减小。

图7为原始模型单条风道风量与沿程阻力曲线图，可以看出，风量与阻力基本遵循式4描述的规律，但由于风道内孔板、导流板、分流板等复杂局部结构的存在，无法获得各出风口风量与阻力之间的定量关联关系。同时，高速气流绕流U 型分流板，在其后方形成一个负压区域，该区域内静压小于客室静压，使19～25 号出风口存在回流现象，即风量为负值。

图7 原始模型风道风量与阻力Fig.7 Air flux and resistance of original model

通过式1～3 计算，原始模型高顶风道风量不均匀系数如表1 所示，结合图7 可以得出，原始模型高顶风道的风量不均匀系数较高，送风极不均匀。

表1 原始模型高顶风道风量不均匀系数Table 1 Non-uniformity coefficient of air flux in high ceiling duct of original model

2 优化方案结果分析

2.1 优化模型

受风道内部空间尺寸的限制，本文的风道内部结构优化主要针对高顶部分展开。为解决高顶风道的局部回流问题，提高其送风均匀性。根据原始模型数值计算结果分析，在不改变风道几何外形前提下，进行了3次优化内部导流结构，优化方案如图8 所示。优化方案1 在高顶风道内加装了一块导流板，使更多的气流能够流入分流板后侧区域，破坏漩涡的产生(图8(a))。优化方案2 在方案1 的基础之上，在导流板的下方加装了3 块小型导流板，使气流直接流入分流板后侧内置隔板上的腰型孔中，增大19～26 号出风口处的风量，如图8(b)。优化方案3 在优化方案2 上的基础之上，将第一块小导流板更加贴近分流板，并延长其长度，使更多的气流流向分流板的后侧区域，如图8(c)。

图8 优化方案模型示意Fig.8 Schematic diagram of optimization model

2.2 流场分析

图9给出了所有优化方案高顶风道中间水平面的速度矢量图及其局部流线图。从图9(a)可以看出，对于优化方案1，加装导流板后，分流板后侧的旋涡被破坏，在导流板的凹处产生了新的旋涡，该涡的产生因为导流板的阻挡作用，并不会对分流板后侧车厢内部的气流组织产生影响。大部分气流会顺着导流板直接流向后侧，在19～23 号出风口的上方，气流流速较快，导致该区域压强变小，由于风道与客室内的静压差，客室内的气流会从19～23 号出风口被吸入进风道。气流越流向后方，流速变缓，动压减小，静压增大，自由扩散至24～25 号出风口，24～25 号出风口风量由负转正。从图9(b)可以看出，对于优化方案2，19～21 号出风口风量为负，主要是因为第一块导流板长度过短，并未置于其上方的气流组织中，未起到导流的作用。而后两块导流板从上方的气流中分得了少量风量，使22～25 号出风口风量由负变正，但风量较小。从图9(c)可以看出，优化方案3使大量气流经过导流板从19 号出风口上方流向后侧，使得高顶风道所有出风口皆为正风量，且风量有较大的增加。优化方案3较好的解决了高顶风道回流问题，使气流能够更加均匀的从各个出风口流入客室。

图9 优化方案Z=2.3 m平面速度矢量图及局部流线图Fig.9 Optimization model Z=2.3 m plane velocity vector diagram and local streamline diagram

加装的导流板使风道内部流场结构发生变化，破坏了分流板后侧涡结构的产生，使该区域的压力由负压转为大于客室静压的正压，从而消除了局部回流的现象；另一方面，由于导流板的导流作用，会导致该区域的气流流速加快，由式(4)pt=可知，当列车空调机组总压头pt变化较小，出风口气流流速u增大，出风口静压ps增大，沿程阻力Δp降低。

2.3 风量分析

所有模型高顶风道各个出风口的风量和沿程阻力如图10 所示。从图10(a)中可以看出，优化方案1 较原始模型，使得24～25 号出风口由负风量转变为正风量，19～23 号出风口的风量仍为负风量。优化方案2 较优化方案1，使得22～23 号出风口的风量由负风量转为正风量。优化方案3中所有出风口的风量皆为正，表明优化方案3较好的解决了高顶风道的回流问题。结合图10(b)，在所有的模型中，各个出风口的风量与其阻力反相关，风量随着阻力的降低而增大，49～50 号出风口由于处于高顶风道的尾端，过剩的气流都会经其流入客室，导致此处的风量较大。