地鐵列車變截面風(fēng)道內(nèi)部結(jié)構(gòu)優(yōu)化研究

蘇偉華，伍釩,，張國良，徐任澤，李雪亮，鐘沙

(1. 中南大學(xué) 交通運(yùn)輸工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙410075；2. 中南大學(xué) 軌道交通安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長(zhǎng)沙410075)

隨著我國城市軌道交通的迅猛發(fā)展，地鐵已成為城市中最受歡迎的公共交通工具之一。然而，在地鐵列車運(yùn)營(yíng)的過程中，也出現(xiàn)了一些問題，例如車廂內(nèi)局部冷熱不均，風(fēng)速不均，空氣品質(zhì)差等問題[1?2]。造成這些問題的原因很大程度上是地鐵列車風(fēng)道設(shè)計(jì)不合理，導(dǎo)致氣流組織不能均勻穩(wěn)定的流入客室。本文中所使用的地鐵列車模型在實(shí)驗(yàn)的過程中，也出現(xiàn)了這樣的問題，因此十分有必要對(duì)其風(fēng)道進(jìn)行研究并優(yōu)化，使氣流組織更加均勻的流進(jìn)客室。國內(nèi)外的學(xué)者關(guān)于軌道列車空調(diào)系統(tǒng)已做了一些研究。TAO 等[3]為了提升軌道列車客室內(nèi)流場(chǎng)數(shù)值模擬效率，采用多孔介質(zhì)模型和多孔階躍面模型來替代地鐵列車實(shí)際通風(fēng)孔板。結(jié)果表明多孔介質(zhì)模型與原始模型以及實(shí)驗(yàn)結(jié)果數(shù)值誤差較小。ALIAHMADIPOUR 等[4]利用數(shù)值模擬方法對(duì)一列火車客室內(nèi)部環(huán)境進(jìn)行分析，并對(duì)當(dāng)前的客室結(jié)構(gòu)進(jìn)行修改以更好的滿足人體熱舒適性要求。WANG等[5]采用CFD方法對(duì)中國CRH1，CRH2和CRH5 3種型號(hào)列車車廂的空氣分配系統(tǒng)進(jìn)行分析與評(píng)價(jià)，結(jié)果表明：CRH5 型列車車廂的空氣分配系統(tǒng)效率最高。SCHMELING等[6]通過列車內(nèi)流場(chǎng)實(shí)驗(yàn)量化了車廂內(nèi)的熱釋放對(duì)置換通風(fēng)的通風(fēng)效率和熱舒適性參數(shù)的影響。孫麗花[7]針對(duì)某線地鐵列車客室冷熱不均的問題，提出調(diào)整溫度控制曲線設(shè)定值和在送風(fēng)格柵內(nèi)表面增加多孔板降低局部風(fēng)速。臧建彬等[8]采用等比例模型試驗(yàn)法，在等溫條件下，對(duì)一種運(yùn)用在磁浮列車上的孔板進(jìn)行了送風(fēng)規(guī)律研究，考察孔板的阻力特性、靜壓分布以及送風(fēng)均勻性。穆廣友等[9]分析了地鐵車輛空調(diào)系統(tǒng)設(shè)計(jì)要點(diǎn)，著重對(duì)空調(diào)負(fù)荷計(jì)算，均勻送風(fēng)風(fēng)道設(shè)計(jì)、排風(fēng)帽設(shè)計(jì)和控制系統(tǒng)設(shè)計(jì)進(jìn)行了分析并給出了相應(yīng)的建議。傳統(tǒng)軌道列車風(fēng)道的設(shè)計(jì)主要根據(jù)設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)以及反復(fù)試驗(yàn)來調(diào)整風(fēng)道送風(fēng)的均勻性，這樣的設(shè)計(jì)方法毫無疑問會(huì)花費(fèi)大量的時(shí)間與精力[10]。本文將數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證所使用數(shù)值模擬方法的正確性，并采用該方法研究了某型地鐵列車送風(fēng)風(fēng)道的內(nèi)部流場(chǎng)，根據(jù)流場(chǎng)顯示結(jié)果，提出風(fēng)道高頂部分內(nèi)部結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案，使風(fēng)道送風(fēng)更加均勻，并解決由于截面突變引起的風(fēng)道內(nèi)局部回流問題。

1 數(shù)值模擬

1.1 計(jì)算模型

本文所選用的計(jì)算模型為某型地鐵列車的一節(jié)中間車，由客室及2組送風(fēng)風(fēng)道組成，幾何模型如圖1 所示，車廂的長(zhǎng)、寬、高分別用L，W和H表示。本文在數(shù)值模擬中，未建立空調(diào)單元的實(shí)際模型，而是將送風(fēng)口和回風(fēng)口分別用速度入口和速度出口邊界條件替代。地鐵列車風(fēng)道系統(tǒng)主要由送風(fēng)風(fēng)道、回風(fēng)口、廢排口組成。如圖1(a)所示，車廂頂部送風(fēng)風(fēng)道1 與風(fēng)道2 中心旋轉(zhuǎn)對(duì)稱，藍(lán)色標(biāo)注為空調(diào)機(jī)組送風(fēng)口，綠色部分為回風(fēng)口，紅色為車門縫隙，即廢排口。

圖1 地鐵列車幾何模型Fig.1 Subway train model

圖2 為送風(fēng)風(fēng)道整體結(jié)構(gòu)及氣流流向示意圖，為了便于描述，將送風(fēng)風(fēng)道從左至右分為了低頂風(fēng)道Ⅰ位段、高頂風(fēng)道、低頂風(fēng)道Ⅱ位段(高、低頂風(fēng)道高度分別為0.19 m 和0.07 m)。同時(shí)，將客室內(nèi)的各個(gè)出風(fēng)口進(jìn)行了編號(hào)，如圖2 所示。圖2中的紅色箭頭代表氣流在風(fēng)道內(nèi)的流動(dòng)路徑，氣流由送風(fēng)口送入，一部分氣流直接流入中間高頂風(fēng)道以及右端的低頂風(fēng)道Ⅱ位段，另外一部分經(jīng)過送風(fēng)口后側(cè)分流板進(jìn)入風(fēng)道左端的低頂風(fēng)道Ⅰ位段。進(jìn)入高頂風(fēng)道中的氣流將通過送風(fēng)風(fēng)道內(nèi)置隔板上的腰型孔進(jìn)入風(fēng)道靜壓腔。最后，所有氣流都將經(jīng)過風(fēng)道底部所開的方形孔進(jìn)入客室。

圖2 送風(fēng)風(fēng)道整體結(jié)構(gòu)及氣流流向示意圖Fig.2 Overall structure and flow direction of air supply duct

1.2 網(wǎng)格及邊界條件

本文使用STAR-CCM+生成的切割體網(wǎng)格對(duì)模型進(jìn)行離散。由于列車模型中的送風(fēng)風(fēng)道幾何結(jié)構(gòu)非常復(fù)雜，為了能夠較為準(zhǔn)確的捕捉氣流在風(fēng)道中的流動(dòng)，對(duì)送風(fēng)風(fēng)道進(jìn)行了局部加密，網(wǎng)格尺寸為5 mm，同時(shí)風(fēng)道壁面及客室壁面均設(shè)置了第一層厚度為1 mm 的附面層。車廂表面及局部放大網(wǎng)格如圖3 所示，圖b 中的粗、中、細(xì)網(wǎng)格表示不同尺寸的網(wǎng)格，分別對(duì)應(yīng)的網(wǎng)格數(shù)量為8×106，3×107，8.8×107。

圖3 計(jì)算網(wǎng)格Fig.3 Computational grids

在地鐵車廂內(nèi)部流場(chǎng)的數(shù)值模擬研究中，空調(diào)單元的送風(fēng)口與回風(fēng)口邊界條件均為速度邊界。每個(gè)空調(diào)單元總送風(fēng)量為3 600 m3/h，其中，新風(fēng)量為1 060 m3/h，回風(fēng)量為2 540 m3/h，通過送風(fēng)口和回風(fēng)口的面積，換算得到送風(fēng)口和回風(fēng)口相應(yīng)的速度邊界為7.335 5 m/s，?1.121 4 m/s。廢排口的邊界條件為壓力出口。

1.3 數(shù)值方法

本文中所有場(chǎng)景均采用STAR-CCM+13.04 進(jìn)行數(shù)值計(jì)算和后處理。在列車內(nèi)流場(chǎng)的數(shù)值計(jì)算中，由于模型極其復(fù)雜，k-ε湍流模型應(yīng)用最為廣泛[3,11]，本文中所用網(wǎng)格的平均y+約為32，滿足該湍流模型y+的取值范圍。氣流在客室內(nèi)的流速較低，通常為微風(fēng)速，且壓力波動(dòng)較小，因此認(rèn)為客室內(nèi)的氣體是不可壓縮的，由溫差產(chǎn)生的空氣對(duì)流效應(yīng)，使用Boussinesq 浮力模型模擬[12?13]。本文中的計(jì)算場(chǎng)景皆是列車靜止的情況，未考慮列車運(yùn)行速度所帶來的新風(fēng)風(fēng)量下降的影響[14]。

1.4 算法驗(yàn)證

為了驗(yàn)證本文所使用數(shù)值計(jì)算方法的正確性，搭建了1:1等比例的風(fēng)道?客室模型車，圖4為風(fēng)量現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)。因?yàn)樗惋L(fēng)風(fēng)道1 與風(fēng)道2 是以列車中心旋轉(zhuǎn)對(duì)稱，因此本文在分析時(shí)，僅對(duì)送風(fēng)風(fēng)道1進(jìn)行分析。試驗(yàn)使用風(fēng)量罩測(cè)量客室不同編號(hào)出風(fēng)口的風(fēng)量，風(fēng)量罩主要利用風(fēng)量罩體采集氣流，氣流通過其內(nèi)部的風(fēng)壓傳感器，風(fēng)壓傳感器對(duì)風(fēng)速的變化做出反應(yīng)，再根據(jù)底座的尺寸計(jì)算出風(fēng)量。由于風(fēng)量罩的尺寸與單個(gè)方形出風(fēng)口的尺寸相差太大，測(cè)量時(shí)一次取3 個(gè)方形出風(fēng)孔的風(fēng)量(高頂風(fēng)道共32 個(gè)出風(fēng)口，最后一次測(cè)量取49,50號(hào)2個(gè)出風(fēng)口的風(fēng)量)。

圖4 風(fēng)量現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)Fig.4 Experimental air flux measurement

在測(cè)量高頂風(fēng)道19～21，22～24 號(hào)出風(fēng)口風(fēng)量時(shí)，風(fēng)量罩讀數(shù)為負(fù)值(氣流從出風(fēng)口流入客室為正，反之為負(fù))，經(jīng)數(shù)值計(jì)算發(fā)現(xiàn)19～25 出風(fēng)口均存在客室內(nèi)氣流被倒吸進(jìn)送風(fēng)風(fēng)道內(nèi)的回流現(xiàn)象。由于風(fēng)量罩無法準(zhǔn)確測(cè)量負(fù)風(fēng)量值，在數(shù)據(jù)處理的過程中，19～24 號(hào)出風(fēng)口試驗(yàn)測(cè)量數(shù)據(jù)未采用。

圖5為客室頂部各送風(fēng)口風(fēng)量數(shù)值仿真結(jié)果與試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果對(duì)比。粗、中、細(xì)網(wǎng)格數(shù)值模擬與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比的平均誤差分別為10.81%，3.04%和2.21%。細(xì)網(wǎng)格得出的結(jié)果雖平均誤差最小，但網(wǎng)格量巨大，所需計(jì)算資源較多。兼顧結(jié)果誤差及計(jì)算資源，本文所有計(jì)算均基于中網(wǎng)格開展。

圖5 風(fēng)量實(shí)測(cè)和數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比Fig.5 Comparison of experimental and numerical simulation results of air flux

1.5 送風(fēng)均勻性評(píng)估

本文采用風(fēng)量不均勻系數(shù)kv來評(píng)估高頂風(fēng)道的送風(fēng)均勻性[15]，定義如下：

式中：vi為各出風(fēng)口的風(fēng)量，m3/h；vˉ為n個(gè)出風(fēng)口風(fēng)量的平均值，m3/h；σv為n個(gè)出風(fēng)口風(fēng)量的均方根偏差，m3/h；kv的值越小，風(fēng)道送風(fēng)越均勻。

1.6 原始風(fēng)道模型結(jié)果分析

原始模型送風(fēng)風(fēng)道示意圖已在圖2中給出。圖6為Z=2.3 m平面(高頂風(fēng)道正中間處)的速度矢量圖及局部流線圖?？梢钥闯?，因?yàn)檫M(jìn)風(fēng)口后側(cè)分流板的存在，部分氣流會(huì)在分流板后側(cè)分離，形成漩渦以及低壓區(qū)，漩渦將其下方19～25 號(hào)出風(fēng)口中的氣流帶出，導(dǎo)致客室內(nèi)的氣流從該局部區(qū)域出風(fēng)口被吸進(jìn)風(fēng)道內(nèi)，出現(xiàn)回流現(xiàn)象。

圖6 原始模型Z=2.3 m平面速度矢量圖及局部流線圖Fig.6 Original model Z=2.3 m plane velocity vector diagram and local streamline diagram

風(fēng)道各出風(fēng)口氣流的流速與壓力狀態(tài)可近似為以下關(guān)系：

其中，pt為列車空調(diào)機(jī)組總壓頭；ps為出風(fēng)口靜壓；u為出風(fēng)口氣流流速；ρ為空氣密度；Δp為風(fēng)道沿程阻力，即風(fēng)道總送風(fēng)口到客室各出風(fēng)口之間的總壓差，主要包括由空氣黏性引起的流動(dòng)阻力，以及由風(fēng)道內(nèi)導(dǎo)流板、彎道、孔板等幾何結(jié)構(gòu)引起的局部阻力。由式4可知，同一個(gè)空調(diào)機(jī)組驅(qū)動(dòng)的風(fēng)道內(nèi)，各出風(fēng)口的風(fēng)量隨沿程阻力的增大而減小。

圖7為原始模型單條風(fēng)道風(fēng)量與沿程阻力曲線圖，可以看出，風(fēng)量與阻力基本遵循式4描述的規(guī)律，但由于風(fēng)道內(nèi)孔板、導(dǎo)流板、分流板等復(fù)雜局部結(jié)構(gòu)的存在，無法獲得各出風(fēng)口風(fēng)量與阻力之間的定量關(guān)聯(lián)關(guān)系。同時(shí)，高速氣流繞流U 型分流板，在其后方形成一個(gè)負(fù)壓區(qū)域，該區(qū)域內(nèi)靜壓小于客室靜壓，使19～25 號(hào)出風(fēng)口存在回流現(xiàn)象，即風(fēng)量為負(fù)值。

圖7 原始模型風(fēng)道風(fēng)量與阻力Fig.7 Air flux and resistance of original model

通過式1～3 計(jì)算，原始模型高頂風(fēng)道風(fēng)量不均勻系數(shù)如表1 所示，結(jié)合圖7 可以得出，原始模型高頂風(fēng)道的風(fēng)量不均勻系數(shù)較高，送風(fēng)極不均勻。

表1 原始模型高頂風(fēng)道風(fēng)量不均勻系數(shù)Table 1 Non-uniformity coefficient of air flux in high ceiling duct of original model

2 優(yōu)化方案結(jié)果分析

2.1 優(yōu)化模型

受風(fēng)道內(nèi)部空間尺寸的限制，本文的風(fēng)道內(nèi)部結(jié)構(gòu)優(yōu)化主要針對(duì)高頂部分展開。為解決高頂風(fēng)道的局部回流問題，提高其送風(fēng)均勻性。根據(jù)原始模型數(shù)值計(jì)算結(jié)果分析，在不改變風(fēng)道幾何外形前提下，進(jìn)行了3次優(yōu)化內(nèi)部導(dǎo)流結(jié)構(gòu)，優(yōu)化方案如圖8 所示。優(yōu)化方案1 在高頂風(fēng)道內(nèi)加裝了一塊導(dǎo)流板，使更多的氣流能夠流入分流板后側(cè)區(qū)域，破壞漩渦的產(chǎn)生(圖8(a))。優(yōu)化方案2 在方案1 的基礎(chǔ)之上，在導(dǎo)流板的下方加裝了3 塊小型導(dǎo)流板，使氣流直接流入分流板后側(cè)內(nèi)置隔板上的腰型孔中，增大19～26 號(hào)出風(fēng)口處的風(fēng)量，如圖8(b)。優(yōu)化方案3 在優(yōu)化方案2 上的基礎(chǔ)之上，將第一塊小導(dǎo)流板更加貼近分流板，并延長(zhǎng)其長(zhǎng)度，使更多的氣流流向分流板的后側(cè)區(qū)域，如圖8(c)。

圖8 優(yōu)化方案模型示意Fig.8 Schematic diagram of optimization model

2.2 流場(chǎng)分析

圖9給出了所有優(yōu)化方案高頂風(fēng)道中間水平面的速度矢量圖及其局部流線圖。從圖9(a)可以看出，對(duì)于優(yōu)化方案1，加裝導(dǎo)流板后，分流板后側(cè)的旋渦被破壞，在導(dǎo)流板的凹處產(chǎn)生了新的旋渦，該渦的產(chǎn)生因?yàn)閷?dǎo)流板的阻擋作用，并不會(huì)對(duì)分流板后側(cè)車廂內(nèi)部的氣流組織產(chǎn)生影響。大部分氣流會(huì)順著導(dǎo)流板直接流向后側(cè)，在19～23 號(hào)出風(fēng)口的上方，氣流流速較快，導(dǎo)致該區(qū)域壓強(qiáng)變小，由于風(fēng)道與客室內(nèi)的靜壓差，客室內(nèi)的氣流會(huì)從19～23 號(hào)出風(fēng)口被吸入進(jìn)風(fēng)道。氣流越流向后方，流速變緩，動(dòng)壓減小，靜壓增大，自由擴(kuò)散至24～25 號(hào)出風(fēng)口，24～25 號(hào)出風(fēng)口風(fēng)量由負(fù)轉(zhuǎn)正。從圖9(b)可以看出，對(duì)于優(yōu)化方案2，19～21 號(hào)出風(fēng)口風(fēng)量為負(fù)，主要是因?yàn)榈谝粔K導(dǎo)流板長(zhǎng)度過短，并未置于其上方的氣流組織中，未起到導(dǎo)流的作用。而后兩塊導(dǎo)流板從上方的氣流中分得了少量風(fēng)量，使22～25 號(hào)出風(fēng)口風(fēng)量由負(fù)變正，但風(fēng)量較小。從圖9(c)可以看出，優(yōu)化方案3使大量氣流經(jīng)過導(dǎo)流板從19 號(hào)出風(fēng)口上方流向后側(cè)，使得高頂風(fēng)道所有出風(fēng)口皆為正風(fēng)量，且風(fēng)量有較大的增加。優(yōu)化方案3較好的解決了高頂風(fēng)道回流問題，使氣流能夠更加均勻的從各個(gè)出風(fēng)口流入客室。

圖9 優(yōu)化方案Z=2.3 m平面速度矢量圖及局部流線圖Fig.9 Optimization model Z=2.3 m plane velocity vector diagram and local streamline diagram

加裝的導(dǎo)流板使風(fēng)道內(nèi)部流場(chǎng)結(jié)構(gòu)發(fā)生變化，破壞了分流板后側(cè)渦結(jié)構(gòu)的產(chǎn)生，使該區(qū)域的壓力由負(fù)壓轉(zhuǎn)為大于客室靜壓的正壓，從而消除了局部回流的現(xiàn)象；另一方面，由于導(dǎo)流板的導(dǎo)流作用，會(huì)導(dǎo)致該區(qū)域的氣流流速加快，由式(4)pt=可知，當(dāng)列車空調(diào)機(jī)組總壓頭pt變化較小，出風(fēng)口氣流流速u增大，出風(fēng)口靜壓ps增大，沿程阻力Δp降低。

2.3 風(fēng)量分析

所有模型高頂風(fēng)道各個(gè)出風(fēng)口的風(fēng)量和沿程阻力如圖10 所示。從圖10(a)中可以看出，優(yōu)化方案1 較原始模型，使得24～25 號(hào)出風(fēng)口由負(fù)風(fēng)量轉(zhuǎn)變?yōu)檎L(fēng)量，19～23 號(hào)出風(fēng)口的風(fēng)量仍為負(fù)風(fēng)量。優(yōu)化方案2 較優(yōu)化方案1，使得22～23 號(hào)出風(fēng)口的風(fēng)量由負(fù)風(fēng)量轉(zhuǎn)為正風(fēng)量。優(yōu)化方案3中所有出風(fēng)口的風(fēng)量皆為正，表明優(yōu)化方案3較好的解決了高頂風(fēng)道的回流問題。結(jié)合圖10(b)，在所有的模型中，各個(gè)出風(fēng)口的風(fēng)量與其阻力反相關(guān)，風(fēng)量隨著阻力的降低而增大，49～50 號(hào)出風(fēng)口由于處于高頂風(fēng)道的尾端，過剩的氣流都會(huì)經(jīng)其流入客室，導(dǎo)致此處的風(fēng)量較大。

圖10 高頂風(fēng)道各出風(fēng)口Fig.10 Air flux and resistance of all models

2.4 送風(fēng)均勻性分析

各模型高頂風(fēng)道風(fēng)量不均勻系數(shù)如表2 所示。從表2中可以看出，所有優(yōu)化方案高頂風(fēng)道的風(fēng)量不均勻系數(shù)均小于原始模型，而優(yōu)化方案3不均勻系數(shù)最小，較原始模型的風(fēng)量不均勻系數(shù)降低了44.25%，表明優(yōu)化方案3使高頂風(fēng)道的送風(fēng)均勻性指標(biāo)較原始模型整體提高了約一倍，氣流能夠更加均勻、順暢的流入客室。

表2 原始模型及優(yōu)化方案高頂風(fēng)道風(fēng)量不均勻系數(shù)Table 2 Original and optimization model of air flux non-uni‐formity coefficient of high ceiling air duct

3 結(jié)論

1) 本文采用實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果分析，利用導(dǎo)流板對(duì)地鐵列車風(fēng)道內(nèi)部結(jié)構(gòu)進(jìn)行了合理優(yōu)化，解決了截面突變型風(fēng)道內(nèi)局部回流現(xiàn)象。

2) 本文采用不均勻系數(shù)來評(píng)估風(fēng)道送風(fēng)的均勻性，最終優(yōu)化方案風(fēng)量不均勻系數(shù)較原始模型降低了44.25%，有效提升了風(fēng)道該截面突變風(fēng)道的送風(fēng)均勻性。

3)各個(gè)出風(fēng)口的風(fēng)量與其阻力呈反相關(guān)關(guān)系，隨著沿程阻力的減小，風(fēng)量增大。