王友君，穆廣友，姜海英，劉立平

（1.上海海洋大學 制冷與空調(diào)系，上海 201306；2.上海阿爾斯通交通設備有限公司 設計部，上海 200245；3.山東電力經(jīng)濟技術研究院 建設管理中心，山東 濟南 250001）

C型地鐵列車次風道出風均勻性研究

王友君1，穆廣友2，姜海英3，劉立平1

（1.上海海洋大學 制冷與空調(diào)系，上海 201306；2.上海阿爾斯通交通設備有限公司 設計部，上海 200245；3.山東電力經(jīng)濟技術研究院 建設管理中心，山東 濟南 250001）

利用數(shù)值模擬方法研究了C型地鐵列車次風道內(nèi)的空氣流動特性和出風均勻性.研究結(jié)果表明：擾流板鉛直寬度、混合腔前端斜隔板以及隔板孔洞與出風口的相對位置是影響風道氣流組織的3個重要因素.因受尺寸限制和不合理內(nèi)部結(jié)構(gòu)的制約，C型地鐵列車不能很好地實現(xiàn)靜壓送風，從而可能導致不合理的速度分布和出風的不均勻性.

出風均勻性；次風道；擾流板；混合腔；地鐵列車

地鐵列車客室的空氣品質(zhì)對乘客健康具有重要的影響［1］，而送風均勻性是決定客室空氣品質(zhì)的關鍵因素之一［2］.對于車體寬度較大的A型車，靜壓條縫送風可以實現(xiàn)很好的送風均勻性［3］.但是，對于車體寬度較小的地鐵列車，如B型或C型車，現(xiàn)有送風方式仍不能很好地實現(xiàn)均勻送風.因此，本文采用實驗與模擬相結(jié)合的方法分析了一種C型車次風道的空氣流動特性和出風均勻性.

1 實驗與數(shù)值模擬準備

1.1 實驗簡介

本文研究對象是C型地鐵列車中間客室兩端短風道的一端，其一半對稱結(jié)構(gòu)如圖1所示.風道長為3 412 mm，高為100 mm，頂面寬為1 186 mm，底面寬為1 216 mm.風機送風口尺寸為762 mm×284 mm，風道出風口尺寸為217 mm×102 mm.距風機送風口最近的對稱布置的斜擾流板（2個）和中間垂直擾流板（1個）的尺寸均為313 mm×50 mm，最遠垂直擾流板（1個）的尺寸為700 mm×30 mm.斜擾流板與對稱面的夾角為45°，斜擾流板頂端與中間垂直擾流板在x軸方向上的間距為1 114 mm，中間擾流板與最遠擾流板的間距為952 mm.

實驗時，風機送風量調(diào)整為最小安全風量740 m3／h，監(jiān)測各出風口風量用來驗證數(shù)值模型.監(jiān)測風量所用儀器為TSI-8357型風量罩（美國，TSI公司），風量罩位于圖1所示的3個位置i、ii、iii.其中，位置i處風量罩測量出風口3、4、5的總風量，位置ii處風量罩測量出風口6、7的總風量，位置iii處風量罩測量出風口8、9、10的總風量.

圖1 送風風道和出風量采樣點分布示意圖Fig.1 Sketch of air supply duct and outlet flow rate sampling points arrangement

1.2 數(shù)值模擬描述

本文所考察的空氣流動屬于絕熱不可壓流，滿足式（1）所示的歐拉守恒方程［4］.

式中：ρ為空氣密度；t為時間；Φ為通用變量；u為速度矢量；Γ為廣義擴散系數(shù)；S為廣義源項.

采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格把圖1所示風道劃分為10 173個四面體單元，擾流板、隔板孔洞和出風口附近網(wǎng)格加密，邊界上最小網(wǎng)格點間距為11.67 mm，具體如圖2所示.選擇Fluent軟件中的標準κ-ε模型進行湍流計算.利用一階差分格式的有限體積法將歐拉方程離散成代數(shù)方程，并利用SIMPLE方法耦合壓力場和速度場.風道對稱面、進風口、出風口、隔板孔洞和固體壁面分別定義為Symmetry，Velocityinlet，Pressure-out，Interface，Wall，并假設進風湍流強度為10%，壁面光滑.除了實驗的最小安全風量740 m3／h，本文又模擬了5種送風風量：1 077，1 645，2 153，2 691，3 229 m3／h.

圖2 數(shù)值模擬采用的送風風道非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格Fig.2 Unstructured grids of air supply duct for the numerical simulations

2 數(shù)值模型驗證

風機送風量為740 m3／h時，實驗與模擬得出的出風量數(shù)據(jù)如圖3所示.由圖3可知，模擬數(shù)據(jù)變化趨勢與實驗數(shù)據(jù)的一致性很好，模擬得出的平均出風量比實驗值大14%左右.因此，數(shù)值模型可以用來研究C型地鐵列車風道的空氣流動特性和出風均勻性.

圖3 模擬與實驗出風量對比Fig.3 Comparison of simulation and test air-out capacity

3 模擬數(shù)據(jù)討論

3.1 氣流組織

本文所研究送風工況處在流體自模區(qū)范圍內(nèi)，風道氣流組織不隨送風量大小變化.因此，選取送風量為740 m3／h時的氣流組織以分析風道內(nèi)空氣流動特性.圖4給出高度70 mm（z＝0.07 m）水平剖面上的氣流速度矢量分布.圖4的數(shù)值結(jié)果表明，風道前端斜擾流板和中間垂直擾流板的鉛直寬度較大（50 mm），對風道內(nèi)空氣流動影響顯著.因為擾流板的阻礙作用，導致空氣向兩側(cè)流入混合腔.但是，風道末端擾流板的鉛直寬度較?。?0 mm），對風速的影響很弱.總體而言，風道水平面上氣流速度矢量分布很不均勻.

圖4 水平剖面（z＝0.07 m）的氣流速度矢量分布圖Fig.4 Airflow velocity vector distribution of horizontal section（z＝0.07 m）

結(jié)合圖4所示水平剖面上的空氣流動特征，圖5進一步給出了風道上一些典型位置處垂直剖面（x＝0.30，-0.15，-0.25，-2.10，-2.30 m）上的氣流速度矢量分布信息.由圖5（a）可知，風道前部有一段距離沒有出風口，部分空氣存在橫向循環(huán)，而不是直接流向后部.由圖5（b）和5（c）可知，因為距送風口最近的斜擾流板和側(cè)面混合腔前端斜隔板的綜合阻礙和擠壓作用，送風氣流運動到這段位置直接流向風道后部，不能有效地流進側(cè)面混合腔.進一步對比圖5（d）和5（e）還可以發(fā)現(xiàn)：如果空氣通過隔板孔洞進入混合腔內(nèi)沒有對應的出風口可以直接流入客室（見圖5（d）），進入混合腔的空氣不得不發(fā)生橫向渦旋，這種現(xiàn)象不利于向客室送風.但是，若進入側(cè)面混合腔的空氣有對應的出風口可以直接流入客室（見圖5（e）），這種現(xiàn)象則有利于向客室送風.

圖5 垂直剖面氣流速度矢量分布圖Fig.5 Airflow velocity vector distribution of vertical sections

3.2 出風均勻性

為了進一步理解每個出風口的出風均勻性，圖6給出了各出風口（10個）的鉛直速度分量（z軸速度分量）分布.根據(jù)前面風道氣流組織分析可知，因為空氣不能有效進入側(cè)面混合腔，或者進入混合腔的空氣不能直接流出出風口而發(fā)生橫向渦旋，從而導致有些出風口的部分位置出現(xiàn)向上速度（負z軸速度）的氣流，特別是風道前面的出風口1和2.這意味著存在負z軸速度氣流的這些出風口會吸入部分客室的污染空氣，從而引起客室空氣交叉污染.

圖6 各出風口z軸氣流速度分量分布Fig.6 Airflow velocity component of z-axis distribution of all outlets

由風道內(nèi)氣流組織和出風口鉛直速度分量分布特征導致各出風口出風量的變化規(guī)律，如圖7所示.由圖7可知，對于本文所研究的這種風道結(jié)構(gòu)，在模擬風量范圍（流體自模區(qū)）內(nèi)，各出風口的相對出風均勻性比較差，且受送風量變化的影響較弱.比如，送風量為2 153 m3／h時，最小出風口風量（出口1）比平均風量低135%，最大出風口風量（出口10）比平均值高69%.

圖7 出風量隨出風口位置的變化Fig.7 Dependence of air-out capacity on outlet position

4 結(jié) 語

根據(jù)本文對C型地鐵列車次風道的出風均勻性的數(shù)值模擬結(jié)果，可以看出：擾流板鉛直寬度越大對風道氣流組織影響越顯著；側(cè)面混合腔最前端的斜隔板不利于空氣進入混合腔；混合腔隔板空洞與出風口之間的相對位置不合理時，使得進入混合腔的空氣發(fā)生渦旋，不能直接流出出風口，甚至有些出風口會卷吸部分客室污染空氣進入風道混合腔.因為C型地鐵列車送風風道受幾何尺寸和內(nèi)部幾何結(jié)構(gòu)制約，導致風道內(nèi)氣流組織分布不合理.為了提高C型地鐵列車送風風道的出風均勻性，風道內(nèi)部結(jié)構(gòu)需要進一步調(diào)整和優(yōu)化.

［1］NIEUWENHUIJSEN M J， GóMEZ-PERALES J E，COLVILE R N.Levels of particulate air pollution，its elemental composition，determinants and health effects in metro systems［J］.Atmospheric Environment，2007，41（37）：7995-8006.

［2］陶紅歌.地鐵列車客室送風系統(tǒng)性能優(yōu)化及列車客室內(nèi)CO2擴散規(guī)律研究［D］.武漢：華中科技大學能源與動力工程學院，2011.

［3］王書傲，談越明.空調(diào)客車均勻送風風道的研制［J］.鐵道車輛，1992（8）：112-114.

［4］王福軍.計算流體動力學分析：CFD軟件原理與應用［M］.北京：清華大學出版社，2004.

Study on Air-Out Uniformity of the Secondary Air Supply Duct for a C Car-Type Metro Vehicle

WANGYou-jun1，MUGuang-you2，JIANGHai-ying3，LIULi-ping1

（1.Department of Refrigeration and Air-Conditioning Engineering，Shanghai Ocean University，Shanghai 201306，China；2.Design Department，Shanghai ALSTOM Transport Equipment Co.Ltd.，Shanghai 200245，China；3.Construction Management Center，Shandong Electric Power Economic Research Institute，Jinan 250001，China）

Numerical simulation is carried out to investigate the airflow characteristics and air-out uniformity of the secondary air supply duct for a C car-type metro vehicle.The results show that the vertical width of spoilers，the inclined dummy plate of front end mixing chamber as well as the relative location between dummy plate holes and outlets are the three key factors that influence air distribution of the air supply duct.For the limited air supply duct size and unoptimizable inner structure，this air supply duct can not bring effective static pressure air supply，and maybe lead to unreasonable velocity distribution and the terrible air-out uniformity.

air-out uniformity；secondary air supply duct；spoiler；mixing chamber；metro vehicle

TU 843.3

A

2014-06-11

上海海洋大學博士科研啟動基金資助項目（A-2400-12-0000346）

王友君（1980—），男，山東濟寧人，講師，博士，研究方向為交通環(huán)境空氣污染控制.E-mail：wangyoujun＠shou.edu.cn

1671-0444（2015）05-0689-03