高速列车设备舱底流场特性分析

何守宝， 吴楠楠， 臧建彬

(同济大学 机械与能源工程学院， 上海 210804)

列车的行驶速度可以被用来评价高速列车综合性能，也是衡量高速列车技术的关键因素之一。列车的行驶速度不仅取决于列车的车体结构，更重要的因素是牵引系统的运行效果，而设备舱的散热性能是影响动力设备运行性能的关键因素，且与设备舱的通风性能密不可分。因此，改善设备舱整体的通风状况及提高设备本身散热性能，对列车行驶速度的提高有重要作用。

牵引设备持续在高温环境下运行时，会出现内部元器件损坏，线路绝缘性能退化，器件材料的热老化，线路焊接处开裂，焊点老化、脱落等问题，因此，及时、高效、快速地将设备散发的热量从设备周围带走是设备舱通风设计的关键，也是国内外学者的主要研究对象之一。其中，王业峰等[1]研究了牵引变流器中的IGBT的散热问题，采用无相变的液体水冷却IGBT，实测表面传热系数以便确定散热量，并验证该散热量符合设备正常工作的要求；黄先进等[2]以CRH3为例对高铁牵引传动系统基本机构及冷却方式进行介绍，并应用二次线性化对HXD2型机车辅助逆变器主要功率器件损耗进行建模，依流程计算损耗值，最终利用热仿真软件对其建模分析工作状态下热分布，并与试验对照验证。而在列车空气动力学方面，英国C.J Baker 教授[3-4]及其团队对于无环境风下列车空气动力学进行了数值仿真和风洞试验研究；中南大学田红旗教授[5]带领团队研究了横风作用下列车周围的气动性能等问题；此外，西南交通大学的张继业教授及其团队在列车空气动力学研究方面也做了不少贡献，对高速列车头型设计[6]，列车过隧道底板

压力分析[7]，转向架气动特性[8]等问题都有研究。

在相关背景以及研究的基础上，通过对比不同风口设置对设备舱底部通风特性的影响，以确定合适的风口位置，实现高速列车设备舱高效散热。

1 研究对象及模型

以某标准动车组为原型，研究列车运行速度为350 km/h时的列车底部流动特性，依据相对运动原理，在模拟时保持列车不动，空气来流以350 km/h的速度相对列车运功。列车采用参数化模型建立方法按原始尺寸建立1:1车体外形及细节模型。如图1所示，头车与尾车长28 m，两节中间车长25 m，车宽W为3.36 m，车高H为4.05 m，四节编组总长L为106 m。

考虑到整体网格数量及网格独立性要求，采用了混合网格对计算模型进行网格划分，在远车体区域采用六面体结构化网格，而在近车体区域，由于车体结构及设备舱内部设备结构较为复杂而采用适应性较强的非结构化网格，以便更好地利用现有计算机资源，并准确捕捉流场细节。计算域总长为3.1倍车长，宽度约为1倍车长，高度约为10倍车高。空气进口距离车头约为0.6倍车长，车尾距离出口边界1.5倍车长，可满足车周围流场充分发展的要求。远车体计算域网格划分如图2所示，网格采用结构化网格划分策略，同时加密了近车体区域的网格，近车体外壁面处网格最大尺寸0.4 m，计算域整体网格数量约4×106，网格综合质量达到0.95以上。

为了更加详细地捕捉车体表面的流动细节，在车体表面进行了边界层加密，车体表面生成了第一层厚度为6 mm的边界层网格，如图3所示，经计算得知车体表面Y+(第一层边界层网格尺寸的无量纲参数)平均值为60，满足标准壁面函数要求。

2 数值计算模型

2.1 数值计算模型及条件设置

主要研究列车底部流场流动特征及压力分布，根据所要求解的问题对数值模拟作如下基本假设：

(1)列车运行环境分为明线、隧道和高架运行，文中列车均在明线环境下运行，行车区间内列车处于匀速直线运动状态，依照相对运动原理，计算模型中固定列车静止不动，来流空气相对列车高速流动。

(2)列车行驶速度为350 km/h，其在环境温度为35℃时的马赫数小于0.3，因此空气近似为不可压缩气体。

基于以上假设，采用标准k-ε模型，采用SIMPLE算法求解离散形式的控制方程，对流项采用二阶迎风差分格式进行离散[10]。为求解高速运行的列车的外部及底部流场流动特性，模拟初始边界条件设置如下：

①入口边界：设置空气来流入口处边界为速度入口velocity-inlet，空气来流速度为97.22 m/s，即空气相对列车以350 km/h的速度流动。

②出口边界：设置空气来流出口处边界为压力出口pressure-outlet，出口压力设置为零，运行压力为标准大气压，即101 325 Pa。

③地面及计算域：设置地面为滑移地面，滑移速度为97.22 m/s，地面滑移方向与空气来流方向一致；计算域边界设置为对称边界。

计算收敛依据：

①连续性方程、动量方程、湍流动能方程和湍流耗散率方程的残差值小于10-3，能量方程的残差小于10-6；

②设置的速度监测点、压力监测点结果平稳，基本无波动；

③计算域质量守恒，动量守恒；

④压力场，速度场分布合理。

2.2 模型验证

为了验证文中数值方法的准确性，参考张斌和梁习锋[9]对于准高铁实车测试文献，将模拟结果与张斌和梁习锋的实车测试结果进行对比。列车运行速度为350 km/h，车体表面压力取头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相同。

图4 测试压力系数位置

式(1)将列车表面的压力进行了无量纲化处理，即列车表面压力系数Cp，如式(1)所示，以便于分析比较：

(1)

式中，p为监测点压力，取绝对压力；p∞为大气压力，环境温度为35℃时取p∞=101 325 Pa；ρ为来流密度，模拟中来流马赫数小于0.3，因此取ρ为1.225 kg/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。

车顶中心线压力系数分布的测试结果与模拟试验结果如图5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。由此可见，文中采用的数值计算方法具有相当的可靠性。

图5 头车车顶中心线表面压力系数模拟与实测结果对比

3 计算结果及分析

3.1 车外流场总体特征

图6为列车对称面中心流线图。由图可知，空气的来流速度在列车头部位置迅速减小，从车头处分开，往车上部和车底部两个方向流动。向列车上部流动的空气沿着车身及车顶向车后部流动，流动平稳未出现漩涡；向车底部流动的空气沿着列车底部结构表面流动，流动特征较为复杂。底部空气流动特征表现为：空气流过头车第1个转向架后，沿着底板向车下冲刷地面，在地面阻挡作用下向设备舱底板后部汇集，造成设备舱车底板前段气流组织较为稀疏，后半段气流组织较为密集，通过头车第2个转向架时在其内部形成复杂的漩涡。空气流经中间车及尾车底部时的流动特征与头车基本相同。由于列车处于明线环境中运行，尾车后部及底部处未出现明显的涡旋，列车车身周围流场流动发展较为充分。

通过分析列车周围流场流动特征，可以确定沿列车运行方向，设备舱底板前段气流组织分布稀疏，设备舱地板后段，靠近转向架附近的气流分布较密集。

图6 列车对称面中心流线图

图7 列车宽度方向截面位置

图8 列车宽度方向截面局部流线图

图9是设备舱底部流线图，截图位置距离设备舱底板10 cm。来流空气从右到左依次流过头车、1号中间车、2号中间车、尾车。空气绕过头车第1个转向架到达头车底部空间，流动较为平稳，随后经过两个转向架到达中间车底部，流动开始出现一定的波动。列车底部由于转向架的阻挡，空气在经过头车第1个转向架之后呈现出前段流线稀疏分布，后段密集分布的特征，中间车和尾车底部气流分布规律与头车相似。

图9 设备舱底部流线图

通过对列车底部不同截面处流线图的分析与总结，可以得到列车底部流场分布规律：列车设备舱底板对称中心处空气波动强度较高，底板后部气流组织密度高于前部的流动特征。

3.2 设备舱底板压力分布

裙板风口的位置一般依据两个主要原则来确定：一是裙板上压力分布，裙板内外压差越大，越有利于风口通风：二是根据大功率发热设备的位置，风口布置在发热设备周围能够快速、高效地带走设备散发的热量。这两个原则对于底板风口位置的确定也适用。本节将对设备舱底板压力分布进行研究，探究底板压力分布规律，以便为底板风口位置的确定提供依据。图10图11为头车和中间车设备舱底板的压力分布。从图中可以看出，设备舱底部压力分布出现明显的压力梯度，并且设备舱后段压力梯度高于前段，此趋势与上节列车底部流动特性相呼应。出现这种现象的原因在于设备舱前段存在一段与车头底板过渡的结构，由于过渡结构的导流作用，空气沿过渡结构向地面流动，因此过渡板后方出现一段约为800 Pa的负压力区域。与此同时，空气经过地面的阻挡后向列车底板流动，并在列车设备舱底板的后半段进行汇集，因此设备舱底板后半段压力高于前半段。

图10 头车设备舱底板的压力分布

图11中间车底板压力分布，其趋势与头车基本一致。由于前段转向架的存在，空气穿过转向架区域后，向地面流动，因此在转向架后侧靠近设备舱底板处形成小区域的负压，随后空气被地面阻挡后再在设备舱底板后段汇集，由于后端转向架的阻挡，在靠近后段转向架处出现400～600 Pa的正压区域。最终底板压力分布出现前段低、后段高的特征。

图11 中间车设备舱底板的压力分布

4 通风口位置对设备舱底流场的影响

基于上述结论，分别对只设置裙板风口、只设置底板风口以及同时设置裙板与底板风口3种设备舱通风方案进行数值模拟，对比不同通风口位置对舱内通风特性的影响。

4.1 通风口位置对通风特性的影响

图12是1号中间车裙板风口(QFK)、底板风口(DFK)、裙板及底板风口(QDFK)设备舱内流线图。空气在某一位置盘旋流动形成涡流，涡流出现的位置流体的流动会受到阻碍。通过图12(a)中QFK流线图Z截面可知，空气从设备舱两侧裙板风口进入设备，在舱内沿着两侧裙板边缘向设备舱后侧流动，汇集在舱后侧端板附近，形成较大尺寸的涡流，最终集中通过舱后段两侧的裙板风口流出设备舱。单侧裙板相邻风口之间同时向舱内进风时，风口之间会出现涡流，阻碍空气向舱后流动，这一现象在图12(a)中QFK方案中有多处体现。相邻两设备之间存在一定空隙，相比于气流组织分布较为密集的裙板内侧附近，设备间空隙处气流组织分布较为稀疏，由于气流组织疏密产生的压差作用及有限空间的阻碍，在设备之间也会出现涡流。从图12(b)中DFK方案的流线中可以看出，空气由舱内后侧底板风口进入设备舱内，沿着舱内两侧裙板及设备间空隙向设备舱前段流动。空气由底板风口进入舱内时，由于风口附近设备的阻挡，舱内后侧底板风口附近出现涡流，而近裙板内侧附近未出现明显涡旋，空气流动顺畅。相比于QFK通风方案中流场，DFK方案中相邻两设备之间出现涡流尺寸较大，且出现的数量也较QFK多。而综合对比QFK、DFK及QDFK 3种通风方案，由于裙板和底板都设置了风口，在QDFK方案中舱内空气流动最为顺畅，近裙板内侧及相邻设备之间均出现较为明显的涡流。

图12 1号中间车设备舱内流线

通过对3种通风方案舱内空气流动的对比分析，QFK舱内近裙板内侧及后端板附近出现涡流数量较多，空气流动受到阻碍较大；DFK舱内近裙板内侧空气流动较QFK顺畅，但相邻设备之间出现涡流较多；QDFK虽未能完全消除舱内的涡流，但舱内空气流动却比QFK和DFK 2种方案都顺畅。

QFK方案中，舱内速度呈现后半段大于前半段的趋势。空气从前段裙板两侧4个风口进入舱内，并与后部风口进风汇集于后段端板附近，导致设备舱后半段气流组织密集，空气流速较高。与QFK方案相比，DFK方案舱内速度分布较为均匀，在2.75 ～8.50 m/s之间波动，略低于QFK方案中舱内风速。QDFK方案中，舱内速度分布与QFK很相似，但是较之QFK而言舱前段牵引变压器冷却单元附近风速变大，舱后端风口进入的空气向前段流动的过程，可将前段风口附近大功率发热设备产生的热量直接带出设备舱，有利于牵引变压器及其冷却单元的散热。

通过综合分析3种方案速度场分布可以发现，QFK中舱内前半段速度小于后半段，牵引变压器冷却单元附近风速较小，设备周围通风较差；DFK中舱内速度分布较为均匀，前半段和后半段之间速度差值较小，舱内整体速度小于QFK；QDFK方案中舱内速度分布存在一定的不均匀性，主要发热设备周围风速较大，设备通风较好。

表1和图13是1号中间车3种通风方案设备舱内平均速度对照及速度变化关系。从图表中数据可知，DFK方案中设备舱内平均风速为3种方案中最小，QDFK风速最大，是DFK方案的2.26倍。原因在于当采用QFK方案时，气流沿裙板进入设备舱内，在设备间流动，从另一侧或者同侧裙板流出，设备底部和顶部气流较为稀疏，流速较小，但近裙板内侧会出现局部速度较高。DFK方案中气流分布较集中于舱底板和两侧裙板附近，即设备的底部和两侧，设备舱顶部侧气流较为稀疏，虽然舱内速度分布较为均匀，但是平均速度低于QFK。而QDFK方案中，由于上下气流得到较好的贯通，整个设备舱内气流分布较为均匀，且近裙板内侧、牵引变压器及冷却单元附近存在速度较高区域，因此设备舱内平均速度高于前2种方案。

图13 1号中间车3种方案设备舱内平均速度及速度变化率

风口位置设备舱内平均风速/(m·s-1)QFK6.53DFK4.62QDFK10.44

4.2 通风口位置对设备舱底部温度场的影响

图14～图16是1号中间车裙板风口(QFK)、底板风口(DFK)、裙板及底板风口(QDFK)设备舱内温度场分布图。1号中间车内主要发热设备为辅助变流器和牵引变压器，安放在设备舱中部靠前位置，其中牵引变压器的散热的热量会通过两种方式散发：一种是通过自身壳体向外直接排除热量，另一种是通过其他设备--冷却单元--进行冷却。纵观3种方案设备舱内温度场分布可知，舱前半段由于冷却单元及辅助变流器大功率设备的存在，温度明显高于后半段，并且以冷却单元为分界，舱前后半段温差较大。

依据图14和图15中温度场分布可知，DFK的设备舱内前段温度低于QFK的，舱前段高温区域主要集中在冷却单元附近，DFK中辅助变流器周围温度明显低于QFK，但是冷却单元上表面温度却高于QFK。其主要原因在于：依据底板压力梯度设置的底板风口虽然可满足通风口通风压差要求，符合空气进入舱内的流动规律，但是却不能兼顾设备舱内大功率发热部件的局部散热不足导致的局部高温。分析图16可知，在采用QDFK方案时，舱内温度比前两种方案都均匀，并且主要发热设备周围温度也得到了很好的降低，设备表面局部温度过高现象得到明显改善。

综合上述分析可知，QFK方案中温度场以冷却单元为分界舱内前段温度明显高于后段，且温差在25℃左右；DFK中舱内温度场分界与QFK相同，但是前段温度明显低于QFK，但冷却单元上表面出现局部温度过高的现象；QDFK方案中设备舱内平均温度最低，温度分布也较为均匀，冷却单元表面局部高温的现象得到明显改善。

图14 1号中间车QFK设备舱温度场分布

图15 1号中间车DFK设备舱温度场分布

图16 1号中间车QDFK设备舱温度场分布

风口位置设备舱内平均温度/℃温度百分数/%QFK62.7-DFK52.1-16.91QDFK47.6-24.08

注：“-”表示降低，“+”表示升高，比较对象均为QFK。

对于轨道车辆来说，牵引变压器(TF)是最重要的动力设备之一，是整个电力牵引系统最核心的部分，确保高铁稳定运行，其位于动车组拖车的地板下的设备舱内，变压器冷却单元在每个变压器的旁边起到冷却牵引变压器的作用。表2和表3分别为3种方案下中间车1的设备舱内平均温度和牵引变压器与冷却单元的表面平均温度。通过对比表2和表3可知，DFK方案中设备舱整体的平均温度低于QFK，但是由于牵引变压器和冷却单元出现局部高温，而致使牵引变压器和冷却单元的表面平均温度却高于QFK，也就是说DFK方案虽能够有效带走设备舱内设备产生的热量，但是却会导致设备表面出现局部高温的现象。

表3 牵引变压器及冷却单元表面温度 ℃

注："-"表示降低，"+"表示升高，温度比较对象均为QFK。

因此，从不同方案下的通风特性和温度场分布变化对比来说，QDFK方案下的设备舱底部的空气流动和温度场分布都比QFK和DFK要良好。

5 结 论

研究了速度350 km/h高铁列车明线运行工况时，列车车体周围及底板流动特性，并对列车外部及底板流场流动特征和压力分布进行分析，得到如下结论：

(1)通过对列车底部不同截面处流线图的分析与总结，可以得到列车底部流场分布趋势：列车设备舱底板对称中心处空气波动强度较高，底板后部气流密度高于前部。

(2)列车底部压力分布沿运行方向呈现一定的压力梯度分布，头车底板压力高于中间车，后续车辆设备舱底板压力依次衰减；单节列车底板压力分布呈现底板前段压力小于后段压力趋势。

(3)根据车体周围流动特性可以确定底板风口的具体位置：风口中心距离设备舱两端1/4处，靠近设备舱内大功率发热设备底部，风口形状为正方形。

(4)设备舱内流场分布方面，QFK舱内近裙板内侧及后端板附近出现涡流数量较多，空气流动受到阻碍较大；DFK舱内近裙板内侧空气流动较QFK顺畅，但相邻设备之间出现涡流较多；QDFK虽未能完全消除舱内的涡流，但舱内空气流动却比QFK和DFK两种方案都顺畅。

(5)设备舱内温度散热方面，QDFK方案下的舱内温度比前两种方案都均匀，并且主要发热设备周围温度也得到了很好的降低，设备表面局部温度过高现象得到明显改善，可实现设备舱内发热设备的有效散热。