基于氣動噪聲的城際列車空調導流罩外形優化

李朝威

(中國北車集團 長春軌道客車股份有限公司技術中心，吉林 長春 130062)

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基于氣動噪聲的城際列車空調導流罩外形優化

李朝威

(中國北車集團 長春軌道客車股份有限公司技術中心，吉林 長春 130062)

采用NLAS方法對某時速250 km/h城際列車進行氣動噪聲數值分析，重點研究了空調區域噪聲源的分布特性.根據仿真分析結果對客室空調導流罩的四個邊緣和四個角點進行了優化，優化后導流罩的最大聲壓級為110 dBA，比原方案的聲壓級降低6 dBA.

氣動噪聲；城際列車；空調單元；優化設計

0 前言

城際軌道交通是指在經濟發達、人口稠密的城市群區域主要中心城市之間或在某一大城市軌道交通通勤圈范圍內修建的便捷、快速、運力大的客運軌道交通系統，城際軌道交通的核心移動裝備是城際列車[1-2].盡管城際列車的運行速度比高速列車要低，但其氣動噪聲已成為其主要的噪聲源之一，和高速列車氣動噪聲有類似的特性.目前，針對高速列車的主要氣動噪聲源，如：頭車、轉向架、受電弓、車廂連接處的研究較多[3-5]，對空調導流罩產生的氣動噪聲研究較少，但空調導流罩作為車身上的突出物，設計不合理時會產生嚴重氣流分離而產生氣動噪聲.城際列車的空調導流罩也存在同樣的問題，在設計過程中其氣動噪聲仍然是城際列車研發的關鍵問題之一.

列車在運行時產生的氣動噪聲可分為兩類[6-7]：一類是由于流場中穩定的特征結構引起的氣動噪聲，類似于法國TGV列車在列車頂端的受電弓導流罩[8]，可以視為剪切邊界層和聲波分別處理的氣動噪聲源；另一類是由于湍流脈動引發的氣動噪聲，這類噪聲源主要集中在列車壁面的湍流邊界層內，或者流動發生分離的位置，如空調導流罩，若設計不合理在其前后緣和側面都會有分離產生.

本文主要采用NLAS方法，對時速250 km/h某城際列車的聲源特性進行數值分析，重點研究空調導流罩的近場噪聲特性，并對導流罩局部結構進行優化設計，比較了優化外形與原始外形的噪聲特性差異.

1 計算模型

采用NLAS方法求解噪聲之前，需要先進行穩態的RANS計算.在RANS計算中采用非線性各向異性湍流模式cubic k-epsilon模式[9-11].

時速250 km/h城際列車的聲源特性分析模型為三節車廂編組(參見圖1)，為真實反映列車實際運行場景，將軌道等地面結構納入了模型中，模型規模為2 200萬單元.在模型中，對列車附屬部件和尾流區域的網格進行了加密處理.三節車廂編組城際列車的聲源特性分析區域：以三輛編組列車的總長度L為特征長度，來流方向取1L，出口方向取2L；外場高度取0.53L，寬度取0.8L，車體離地面的高度為0.002 35L(實車運行時輪軌接觸點距離地面的高度)，如圖2所示.

(a)幾何模型

(b)受電弓 (c)客室空調

圖1 列車聲源特性分析模型

圖2 列車聲源特性分析的計算域

進行穩態RANS計算時，設定入口來流速度為250 km/h，假定列車靜止，則地面為運動壁面，且運行速度與來流速度相同.在遠場邊界位置設定為特征線邊界條件，出口為壓力出口，壓力設置為1個標準大氣壓.假定來流溫度為288.15 K，粘性與溫度滿足Sutherland定律；進行NLAS氣動噪聲計算時，將入口、遠場、出口邊界設定為NLAS外場邊界，且在這三個位置分別設置3層吸收層以防止聲波的反射對內流場區域造成污染.進行湍流脈動量重構時Fourier級數項設定為200.NLAS的時間步長設定為2e-5 s，計算總時間步數設定為15 000步，計算模擬時長0.3 s.

2 結果分析

時速250 km/h城際列車的空調導流罩附近的流線如圖3所示.由圖3可以看出，司機室空調導流罩流線比較光滑，沒有形成較強的湍動能；客室空調導流罩接近直角的連接方式，使得其前方以及下游均出現了較強的渦系，增加了導流罩區域的邊界層厚度.

圖3 空調導流罩區域流線

城際列車共有八個空調導流罩，司機室和客室的空調導流罩噪聲測點布置如圖4所示.司機室流罩上的四個測點1、2、3、4分別對應測點編號為13 690 835、189 358、9 881 411和47 327.圖5給出了這四個測點的聲壓級隨頻率的變化曲線，由圖可以看出，下游測點的聲壓級要比上游測點的低，最大聲壓級出現在導流罩的上游上方側棱處.

(a)司機室空調(b)客室空調

圖4 空調導流罩噪聲測點布置示意圖

(a)測點1(b)測點2

(c)測點3(d)測點4

圖5 司機室空調測點聲壓級-頻率曲線

客室空調導流罩的三個測點1、2、3分別對應測點編號為5 470 758、9 881 150和6 942 553.圖6給出了這三個測點的聲壓級隨頻率的變化曲線，從圖6可以看出，客室空調導流罩的最大噪聲出現在上游上方側邊上，高達116.6 dBA.這種噪聲分布規律與之前的分析是一致的，即最大值出現在上游側邊，上游噪聲大于下游噪聲.客室空調導流罩側邊與車體幾乎垂直，上游側邊的上游與下游側邊的下游流場區域易發生流動分離形成強渦旋，所以，這些位置的噪聲水平要比司機室空調導流罩區域高.

(a)測點1 (b)測點2

(c)測點3

接下來將針對司機室空調導流罩和客室空調導流罩上的噪聲軸向空間分布特性進行分析.取司機室空調導流罩上的測點3位置，客室空調導流罩上測點2位置，即上游上方側邊測點為例進行比較.因為該車三輛編組，因此共八個測點.表1給出了這八個測點對應的最大噪聲聲壓級.

由表1可以看出：客室空調導流罩聲壓級均在115 dBA以上，接近受電弓的空調導流罩聲壓級最大值為123.5 dBA.另外，司機室空調導流罩附近的聲壓級均比客室空調導流罩的小，在110 dBA以下.

表1 測點最大A計權聲壓級

3 結構優化

經過數值分析，時速250 km/h三節車廂編組城際列車客室空調導流罩前緣順流特性不理想，需要對其進行結構優化.優化后空調導流罩外形結構如圖7所示.優化模型在客室空調導流罩的上游上方正中、上方側邊以及下游上方側邊分別設置一個測點，共三個測點(參見圖7)，測點1、2、3分別對應編號為15 768 232、15 771 904和15 634 199，這三個測點的聲壓頻譜曲線如圖8所示.可以看到，優化模型第二空調導流罩區域最大A計權聲壓級得到了有效抑制，三個測點最大A計權聲壓級不超過110 dBA，遠小于原始方案.客室空調導流罩噪聲幅值的下降，主要表現在導流罩上游上方側邊測點上.由于優化模型在導流罩的四個邊緣以及四個角點位置均進行了順流處理，因而無論任何方向的氣流流經時均不會產生大幅擾動，所以，氣動噪聲得到了有效抑制.

圖7 優化后空調導流罩結構示意圖

(a)測點1 (b)測點2

(c)測點3

4 結論

時速250 km/h三節車廂編組城際列車的聲源特性分析表明：

(1)對同一個空調導流罩而言，其最大噪聲聲壓級出現在導流罩的上游上方側棱上，其下游測點噪聲聲壓級要比上游測點低；

(2)對客室導流罩模型的四個邊緣和四個角點進行了形狀優化，保證任何方向的氣流流經時均不會產生大幅擾動，從而氣動噪聲得到有效抑制.

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Optimization Design of Intercity Train HVAC Unit based on Aerodynamic Noise

LI Chaowei

(R&D Center Changchun Railway Vehicles Co.,Ltd,Changchun 130062,China)

Aerodynamic numerical analysis of 250 km/h intercity train was accomplished,and noise characteristics of its air-conditioned area was analyzed by NLAS method.Then 4 edges and corners of the air deflector was optimized.The maximum SPL of the improved air deflector is 6 dBA lower than the original design.

aerodynamic noise;intercity trains;HVAC unit;optimize design

1673-9590(2015)03-0039-04

2014-05-19

國家科技部863課題資助項目(2011AA11A103)

李朝威(1982-),女，工程師,碩士研究生，主要從車輛空調系統領域的研究E-mail:lichaowei@cccar.com.cn.

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