高速列車頭車安裝裙板后流場(chǎng)與氣動(dòng)噪聲特性仿真分析

朱劍月 徐凡斐 朱穎謀 張俊

摘要： 運(yùn)用渦聲理論和聲類比方法，計(jì)算分析了轉(zhuǎn)向架艙外安裝裙板后高速列車頭車簡(jiǎn)化模型的空氣動(dòng)力與氣動(dòng)噪聲特性?；谘舆t分離渦模型獲得的近場(chǎng)流場(chǎng)被用于預(yù)測(cè)遠(yuǎn)場(chǎng)聲輻射。結(jié)果表明，流體通過(guò)頭車時(shí)形成了不同尺度和方向的復(fù)雜渦結(jié)構(gòu)，上游幾何體周圍產(chǎn)生的湍渦向下游傳播并與下游幾何體相互作用，從而在頭車尾部形成高湍流度尾跡。頭車幾何體近壁流場(chǎng)內(nèi)形成的四極子噪聲中，體偶極子聲源高于體四極子聲源，成為四極子主要聲源。頭車鼻錐、轉(zhuǎn)向架、轉(zhuǎn)向架艙后壁面以及尾部等部位的渦脫落、流動(dòng)分離和流體相互作用劇烈，渦結(jié)構(gòu)發(fā)展集中，幾何體表面壓力脈動(dòng)變化顯著，誘發(fā)形成偶極子氣動(dòng)噪聲源。轉(zhuǎn)向架艙外側(cè)安裝裙板后，在沿轉(zhuǎn)向架中心的水平面內(nèi)，后轉(zhuǎn)向架部位輻射的氣動(dòng)噪聲較前轉(zhuǎn)向架強(qiáng);頭車沿線路側(cè)向輻射的氣動(dòng)噪聲強(qiáng)度分布較均勻，頭車端部產(chǎn)生的氣動(dòng)噪聲略高于頭車尾部。裙板減弱了轉(zhuǎn)向架區(qū)域流動(dòng)沖擊與湍流脈動(dòng)，降低了頭車氣動(dòng)噪聲的產(chǎn)生與輻射。

關(guān)鍵詞： 氣動(dòng)噪聲預(yù)測(cè); 鐵路噪聲; 流體特性; 高速列車頭車; 轉(zhuǎn)向架艙裙板

中圖分類號(hào)： TB535; U270.1+6 文獻(xiàn)標(biāo)志碼： A 文章編號(hào)： 1004-4523（2021）05-1036-09

DOI：10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2021.05.018

引 言

當(dāng)高速列車運(yùn)行速度超過(guò)300 km/h，與滾動(dòng)噪聲和牽引噪聲相比，氣動(dòng)噪聲將占據(jù)主導(dǎo)地位[1?3]。近年來(lái)，很多研究采用數(shù)值仿真方法計(jì)算分析了高速列車整車及其關(guān)鍵區(qū)域氣動(dòng)噪聲的輻射特性與影響因素。肖友剛等[4]以高速列車頭部曲面為研究對(duì)象，利用映射法生成六面體貼體網(wǎng)格，分析了高速列車流線型頭部的氣動(dòng)噪聲特點(diǎn)，認(rèn)為車頭產(chǎn)生的氣動(dòng)噪聲為寬頻噪聲，無(wú)明顯主頻率，車頭采用平滑的流線型外形，能有效減少氣動(dòng)噪聲產(chǎn)生。劉加利等[5]根據(jù)簡(jiǎn)化高速列車頭車模型，基于穩(wěn)態(tài)流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果，利用寬頻帶噪聲源模型計(jì)算分析了高速列車頭車表面氣動(dòng)噪聲源特性;另外基于瞬態(tài)流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果，分析了頭車表面脈動(dòng)壓力與遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲的時(shí)域與頻域特性。黃莎等[6]對(duì)高速列車轉(zhuǎn)向架部位氣動(dòng)噪聲進(jìn)行了數(shù)值模擬，表明轉(zhuǎn)向架部位氣動(dòng)噪聲為寬頻噪聲，優(yōu)化設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)向架外側(cè)裙板，可以有效降低氣動(dòng)噪聲的產(chǎn)生。張亞?wèn)|等[7]建立了細(xì)化拖車轉(zhuǎn)向架的列車模型，分析了輪對(duì)、構(gòu)架與減振器等轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)各主要部件的氣動(dòng)力性能以及轉(zhuǎn)向架的速度場(chǎng)與氣動(dòng)噪聲源特性，認(rèn)為構(gòu)架和輪對(duì)的噪聲貢獻(xiàn)量較多，轉(zhuǎn)向架遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲為寬頻噪聲，在各平面內(nèi)具有噪聲指向性與衰減特性。杜健等[8]數(shù)值計(jì)算了高速列車受電弓氣動(dòng)噪聲，認(rèn)為受電弓聲輻射具有指向性，受電弓頂部橫梁是誘發(fā)氣動(dòng)噪聲產(chǎn)生的主要部件。張軍等[9]建立了安裝有受電弓與轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)的三車編組高速列車模型，根據(jù)穩(wěn)態(tài)流場(chǎng)結(jié)果計(jì)算了車體表面聲功率級(jí)，又根據(jù)瞬態(tài)流場(chǎng)預(yù)測(cè)了車體側(cè)向輻射噪聲，結(jié)果表明受電弓滑板、車頭部位轉(zhuǎn)向架與車頭鼻尖處為主要的氣動(dòng)噪聲源。Zhu等[10]計(jì)算模擬了高速列車三車編組模型周圍流場(chǎng)特性與氣動(dòng)噪聲輻射性能，認(rèn)為列車運(yùn)行所產(chǎn)生的氣動(dòng)噪聲源為偶極子聲源，其中車頭轉(zhuǎn)向架區(qū)域產(chǎn)生的氣動(dòng)噪聲較大。朱劍月等[11]通過(guò)建立高速列車轉(zhuǎn)向架區(qū)域簡(jiǎn)化模型，計(jì)算分析了轉(zhuǎn)向架艙對(duì)轉(zhuǎn)向架區(qū)域流動(dòng)與氣動(dòng)噪聲產(chǎn)生的影響，發(fā)現(xiàn)與單獨(dú)轉(zhuǎn)向架相比，轉(zhuǎn)向架艙結(jié)構(gòu)改變了轉(zhuǎn)向架流動(dòng)特性與聲輻射指向性，削弱了轉(zhuǎn)向架所產(chǎn)生氣動(dòng)噪聲的強(qiáng)度，但轉(zhuǎn)向架艙后壁由于流動(dòng)沖擊作用會(huì)形成較強(qiáng)氣動(dòng)噪聲源。

綜上所述，以往研究多數(shù)采用商用流體動(dòng)力學(xué)（CFD）軟件進(jìn)行流場(chǎng)數(shù)值計(jì)算，CFD商用軟件作為一個(gè)封閉系統(tǒng)，無(wú)法定制和修改源代碼，多數(shù)軟件包（如ANSYS Fluent）在計(jì)算邊界層流動(dòng)時(shí)，當(dāng)網(wǎng)格精度無(wú)法滿足求解黏性底層時(shí)，將轉(zhuǎn)換為采用壁面函數(shù)法進(jìn)行數(shù)值模擬[12]。由于高速列車結(jié)構(gòu)復(fù)雜，多數(shù)數(shù)值仿真采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行近場(chǎng)流場(chǎng)計(jì)算，然后基于聲比擬方法進(jìn)行遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲預(yù)測(cè)，分析時(shí)域與頻域內(nèi)氣動(dòng)噪聲特性及其變化規(guī)律，對(duì)于綜合考慮來(lái)流與幾何體結(jié)構(gòu)間相互作用而誘發(fā)氣動(dòng)噪聲產(chǎn)生的機(jī)理還需要深入研究。由于不能識(shí)別湍渦的形成與發(fā)展等渦動(dòng)力學(xué)特征，聲比擬理論無(wú)法理解渦運(yùn)動(dòng)與流體流動(dòng)發(fā)聲之間的關(guān)系，同時(shí)四極子聲源在低馬赫數(shù)流動(dòng)下的計(jì)算常被忽略。高速列車整車數(shù)值模擬需要較大計(jì)算資源，采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行數(shù)值模擬時(shí)，需確保流場(chǎng)計(jì)算準(zhǔn)確，以獲得影響氣動(dòng)噪聲產(chǎn)生的流體微小脈動(dòng)。相比之下，一些簡(jiǎn)化模型的氣動(dòng)噪聲數(shù)值模擬可以采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格計(jì)算流場(chǎng)，以提高計(jì)算精度，并可以對(duì)流動(dòng)現(xiàn)象和氣動(dòng)噪聲特性進(jìn)行分析。另外，由于頭車各關(guān)鍵部位 （如車頭轉(zhuǎn)向架區(qū)域） 流動(dòng)復(fù)雜，基于CFD商用軟件采用定常或壁面函數(shù)法求解流場(chǎng)，很難獲得流場(chǎng)準(zhǔn)確特性，從而影響氣動(dòng)噪聲預(yù)測(cè)的精確度。因此，本文在轉(zhuǎn)向架區(qū)域未設(shè)裙板的高速列車頭車流場(chǎng)和氣動(dòng)噪聲特性分析基礎(chǔ)上[13]，考慮在轉(zhuǎn)向架艙外安裝裙板結(jié)構(gòu)，建立高速列車頭車模型，采用全結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分計(jì)算域，運(yùn)用具有開(kāi)源代碼的分析軟件進(jìn)行流場(chǎng)數(shù)值模擬，采用延遲分離渦模型（DDES）進(jìn)行幾何體壁面邊界層求解與邊界層外流動(dòng)計(jì)算，以準(zhǔn)確模擬頭車周圍高湍流度的復(fù)雜非定常流動(dòng)，基于渦聲理論并結(jié)合聲比擬方法分析高速列車頭車氣動(dòng)噪聲產(chǎn)生機(jī)理，闡明其聲輻射指向性與各主要部件噪聲貢獻(xiàn)量，為高速列車關(guān)鍵區(qū)域低噪聲設(shè)計(jì)和優(yōu)化提供理論基礎(chǔ)。

1 氣動(dòng)噪聲數(shù)值模擬方法

高速列車周圍為低馬赫數(shù)流動(dòng)，若列車運(yùn)行速度為300 km/h，對(duì)應(yīng)馬赫數(shù)為0.25，故在計(jì)算流場(chǎng)的流體動(dòng)力學(xué)性能時(shí)，將忽略流體的可壓縮性。另外在低馬赫數(shù)時(shí)，幾何體表面壓力脈動(dòng)產(chǎn)生的偶極子噪聲是流動(dòng)誘發(fā)噪聲的主要聲源，可以通過(guò)不可壓縮流體方程進(jìn)行計(jì)算[14]。采用開(kāi)源軟件OpenFOAM求解流體動(dòng)力學(xué)控制方程，空間和時(shí)間離散均采用二階精度格式;根據(jù)基于Spalart?Allmaras（S?A）湍流模型的延遲分離渦模型（DDES）進(jìn)行數(shù)值模擬。

根據(jù)聲學(xué)類比方法，近場(chǎng)流體計(jì)算結(jié)果將為遠(yuǎn)場(chǎng)聲學(xué)預(yù)測(cè)提供聲源數(shù)據(jù)。假設(shè)流場(chǎng)參數(shù)為廣義函數(shù)，F(xiàn)fowcs Williams 和Hawkings由廣義導(dǎo)數(shù)守恒律得到廣義波傳播方程[15]

式中 為周圍無(wú)擾動(dòng)時(shí)聲波在空氣中的傳播速度;為遠(yuǎn)場(chǎng)聲壓;為空氣密度，為靜止流場(chǎng)的空氣密度;和為垂直于固體表面的流體和固體表面速度分量;為方向上的流體速度分量（）;為Dirac delta函數(shù)，采用方程描述積分面;或表示笛卡爾坐標(biāo)系的三個(gè)方向;為可壓縮應(yīng)力張量;為單位法向量分量;為L(zhǎng)ighthill應(yīng)力張量，為四極子噪聲源;是Heaviside函數(shù)（當(dāng)時(shí)， =1;當(dāng)時(shí)， =0）。

采用聲類比方法計(jì)算噪聲時(shí)，若不考慮四極子聲源產(chǎn)生的聲輻射，基于延遲時(shí)間法，方程（1）的解可表示為

式中 表示位于遠(yuǎn)場(chǎng)x的聲接受點(diǎn)在基于觀測(cè)者時(shí)間t的聲壓脈動(dòng);和分別為厚度噪聲源與載荷噪聲源產(chǎn)生的遠(yuǎn)場(chǎng)聲壓，由以下公式進(jìn)行求解[16?17]：

為了闡明高速列車頭車周圍流場(chǎng)中湍渦運(yùn)動(dòng)發(fā)聲機(jī)理，運(yùn)用渦聲理論分析頭車近壁流場(chǎng)內(nèi)四極子聲源特性[18?19]。對(duì)于等熵低速流動(dòng)，渦聲方程可以表示為

式中 表示聲壓，與分別為渦矢量與速度矢量，為L(zhǎng)amb矢量;方程右端第1項(xiàng)為體偶極子聲源，來(lái)自于流場(chǎng)中渦系的拉伸與破裂;方程右端第2項(xiàng)為體軸向四極子聲源，表現(xiàn)為流體動(dòng)能分布不均勻形成的聲源。渦聲方程是Lighthill聲類比方程在低馬赫數(shù)流動(dòng)下的近似，兩方程本質(zhì)上一致。當(dāng)流動(dòng)中存在固體邊界時(shí)，幾何體壁面上由于流場(chǎng)內(nèi)渦運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生了作用在壁面附近流體上的脈動(dòng)力，該作用力隨時(shí)間的變化誘發(fā)了固體邊界上偶極子源氣動(dòng)噪聲的形成與輻射，故Ffowcs Williams?Hawkings （FW?H）方程中偶極子聲源也可以通過(guò)渦聲方程中Lamb矢量求解獲得[19]。因此，渦聲方程將流場(chǎng)中渦量的運(yùn)動(dòng)變化與氣動(dòng)噪聲的產(chǎn)生聯(lián)系了起來(lái)，可以基于渦動(dòng)力學(xué)進(jìn)行流體流動(dòng)發(fā)聲的產(chǎn)生機(jī)理研究。

2 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性分析與數(shù)值計(jì)算試驗(yàn)驗(yàn)證

由于需要較大計(jì)算資源，網(wǎng)格無(wú)關(guān)性分析對(duì)于復(fù)雜結(jié)構(gòu)較難實(shí)現(xiàn)。本簡(jiǎn)化模型中輪軸是典型的圓柱狀結(jié)構(gòu)，壁面易產(chǎn)生流動(dòng)分離與形成渦脫落等復(fù)雜流動(dòng)，故圓柱繞流算例用于網(wǎng)格無(wú)關(guān)性分析與數(shù)值計(jì)算試驗(yàn)驗(yàn)證，并為高速列車頭車模型的網(wǎng)格劃分提供參考。風(fēng)洞試驗(yàn)設(shè)置如下[20]：圓柱直徑為20 mm，長(zhǎng)度為500 mm （25倍直徑），對(duì)于預(yù)測(cè)圓柱橫向中軸面內(nèi)氣動(dòng)噪聲輻射問(wèn)題可視為無(wú)限長(zhǎng);來(lái)流速度為64 m/s，湍流度低于0.5%。根據(jù)風(fēng)洞試驗(yàn)參數(shù)建立數(shù)值仿真模型，計(jì)算域左右兩側(cè)設(shè)置為周期邊界條件，模擬無(wú)限長(zhǎng)圓柱體，遠(yuǎn)場(chǎng)聲接收點(diǎn)位于圓柱橫向中軸面內(nèi)，距離圓柱軸向中心線1.4 m處。通過(guò)改變圓柱周向與軸向網(wǎng)格數(shù)進(jìn)行不同精度網(wǎng)格的劃分[21]。圖1為圓柱繞流遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲頻域內(nèi)聲壓級(jí)比較。由圖1（a）可見(jiàn)，采用基準(zhǔn)網(wǎng)格的數(shù)值預(yù)測(cè)結(jié)果與風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果取得很好一致。分析圖1（b）可以發(fā)現(xiàn)，兩種不同精度網(wǎng)格的數(shù)值計(jì)算結(jié)果也吻合很好，圓柱繞流渦脫落對(duì)應(yīng)的主頻值相近，與基準(zhǔn)網(wǎng)格（網(wǎng)格數(shù)為115 萬(wàn)）相比，采用精密網(wǎng)格 （網(wǎng)格數(shù)為460 萬(wàn)）預(yù)測(cè)的主頻幅值較高，這是由于網(wǎng)格精度提高、時(shí)間步長(zhǎng)減少之后，靠近圓柱壁面尾跡內(nèi)生成了更多脫落渦，各湍渦之間相互作用也相應(yīng)加強(qiáng)，導(dǎo)致圓柱壁面壓力脈動(dòng)幅值增加。因此，考慮節(jié)約計(jì)算資源與提高計(jì)算效率，該圓柱算例基準(zhǔn)網(wǎng)格的網(wǎng)格拓?fù)浼夹g(shù)被用于本文高速列車頭車模型的網(wǎng)格劃分，相同的網(wǎng)格生成技術(shù)曾被應(yīng)用于高速列車輪對(duì)與轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)的氣動(dòng)噪聲預(yù)測(cè)，其數(shù)值計(jì)算值與風(fēng)洞測(cè)試值吻合良好[21?22]。

3 計(jì)算模型設(shè)置

轉(zhuǎn)向架艙外安裝有裙板的高速列車頭車模型（1∶25縮比）包括車頭、前后兩轉(zhuǎn)向架區(qū)域、車身與車尾等結(jié)構(gòu)，如圖2所示。其總體幾何尺寸為1020 mm×105 mm×145 mm （長(zhǎng)×寬×高），由于既有提速線路部分列車采用鈍形車頭，頭車模型未完全流線型化，以考慮其對(duì)氣動(dòng)噪聲影響;地面簡(jiǎn)化為平面，忽略鋼軌和軌枕結(jié)構(gòu)，故車輪底部與地面保留一定間距。

由于頭車沿展向（z方向）為對(duì)稱結(jié)構(gòu)，數(shù)值模擬時(shí)采用展向半車模型，以減少計(jì)算量。根據(jù)上述圓柱繞流算例網(wǎng)格無(wú)關(guān)性分析，計(jì)算區(qū)域采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，車頭表面及其周圍網(wǎng)格劃分如圖3所示。

邊界層內(nèi)第1層網(wǎng)格至幾何體固體表面距離為m，沿著壁面法向量方向以1.1的增長(zhǎng)率向外拓展，使得 （第1層網(wǎng)格質(zhì)心到壁面的無(wú)量綱距離，，其中y是網(wǎng)格質(zhì)心至壁面的距離;為運(yùn)動(dòng)黏性系數(shù);為摩擦速度：，為壁面切應(yīng)力。由于壁面流速為零，在近壁面區(qū)域內(nèi)，流體的速度梯度較大，黏性力占主導(dǎo)作用）的最大值不超過(guò)1，以確保邊界層內(nèi)所采用的湍流模型在黏性底層內(nèi)考慮低雷諾數(shù)效應(yīng)。該網(wǎng)格劃分技術(shù)在整個(gè)計(jì)算區(qū)域內(nèi)共生成6152萬(wàn)個(gè)結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。計(jì)算域的邊界條件設(shè)置如下：來(lái)流為低湍流度均勻流 （=30 m/s）;頂面與兩側(cè)面均設(shè)為對(duì)稱面 （相當(dāng)于剪切為零的滑移壁面）;頭車（除車輪外）所有固體表面均定義為靜態(tài)無(wú)滑移壁面，車輪表面定義為運(yùn)動(dòng)無(wú)滑移壁面并根據(jù)來(lái)流速度施加相應(yīng)的轉(zhuǎn)動(dòng)角速度條件;地面定義為以來(lái)流速度進(jìn)行移動(dòng)的無(wú)滑移壁面;出口設(shè)為壓力出口。數(shù)值仿真時(shí)，時(shí)間步長(zhǎng)先采用s，再增至s，使得Courant?Friedrichs?Lewy數(shù)在大部分計(jì)算區(qū)域內(nèi)小于1而在整個(gè)計(jì)算區(qū)域內(nèi)的最大值不超過(guò)2。為便于分析頭車由于周圍流動(dòng)發(fā)展與變化而誘發(fā)的氣動(dòng)噪聲，不考慮地面、頭車車體與轉(zhuǎn)向架艙外裙板等幾何體對(duì)于聲波的反射。

4 數(shù)值計(jì)算結(jié)果分析

高速列車頭車模型數(shù)值模擬在大型并行機(jī)Iridis4 （University of Southampton）上運(yùn)行，計(jì)算時(shí)采用480個(gè)處理器，運(yùn)行個(gè)時(shí)間步后，流場(chǎng)達(dá)到統(tǒng)計(jì)意義上穩(wěn)定;接著再運(yùn)行個(gè)時(shí)間步進(jìn)行聲源數(shù)據(jù)采集，以確保時(shí)間序列計(jì)算結(jié)果的頻譜分析獲得合理的頻率分辨率。為了理解頭車周圍流場(chǎng)和氣動(dòng)噪聲特性，以下對(duì)頭車壁面附近流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)則等值面、渦量場(chǎng)、頭車各主要部件氣動(dòng)力性能、遠(yuǎn)場(chǎng)輻射噪聲指向性與各關(guān)鍵區(qū)域氣動(dòng)噪聲貢獻(xiàn)量等物理量進(jìn)行分析。

4.1 瞬態(tài)流場(chǎng)

高速列車頭車流場(chǎng)內(nèi)渦運(yùn)動(dòng)及其發(fā)展將影響氣動(dòng)噪聲產(chǎn)生，為分析頭車周圍流動(dòng)特性，圖4繪出了流場(chǎng)中壁面附近的湍渦結(jié)構(gòu)，采用準(zhǔn)則顯示5的等值面，其中為速度梯度張量第二不變量，U0為來(lái)流速度，為車輪直徑;顏色表示速度幅值的大小。

可以發(fā)現(xiàn)頭車鼻錐與側(cè)墻連接部位、前后兩轉(zhuǎn)向架區(qū)域以及頭車尾部流動(dòng)變化較大，形成了不同尺度的湍渦結(jié)構(gòu)，渦運(yùn)動(dòng)發(fā)展集中。由于頭車簡(jiǎn)化模型的流線型設(shè)計(jì)程度較低，鼻錐與側(cè)墻連接部位產(chǎn)生了流動(dòng)分離，誘發(fā)了較多湍渦沿車頭與側(cè)墻交界處向車頂方向發(fā)展。前后兩轉(zhuǎn)向架區(qū)域的流動(dòng)變化也較為顯著，裙板緩和了位于轉(zhuǎn)向架區(qū)域車體側(cè)向表面上的流動(dòng)，但來(lái)流在頭車底部、轉(zhuǎn)向架艙端部分離后，與轉(zhuǎn)向架各部件發(fā)生較強(qiáng)的流體相互作用，之后又撞擊轉(zhuǎn)向架艙后壁面，形成大量湍渦結(jié)構(gòu)向下游傳播。頭車尾部流動(dòng)變化主要受尾跡形成與發(fā)展的影響，通過(guò)分析圖5所示的頭車壁面附近沿著車輪中心縱向切面的渦量場(chǎng)輪廓圖（）后可以發(fā)現(xiàn)，前轉(zhuǎn)向架部位產(chǎn)生的不同尺度的湍渦，沿著車體底部向下游流動(dòng)，與后轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)進(jìn)行相互作用后，融合在頭車尾流中形成湍流度較高、分布較廣的尾跡區(qū)。由此可見(jiàn)，頭車周圍流動(dòng)表現(xiàn)為前端鼻錐處剪切層渦流、前后轉(zhuǎn)向架區(qū)域三維近地空腔復(fù)雜流動(dòng)與后端尾跡渦脫落等特征，頭車周圍非定常流動(dòng)中不同湍渦結(jié)構(gòu)與幾何體邊界干涉誘發(fā)的壁面壓力脈動(dòng)，將導(dǎo)致氣動(dòng)噪聲產(chǎn)生與向外輻射。

4.2 氣動(dòng)力性能

如前所述，低馬赫數(shù)下運(yùn)動(dòng)物體固體壁面上形成的偶極子聲源，其分布在聲學(xué)上對(duì)應(yīng)于固體邊界施加給流體的脈動(dòng)力，故對(duì)頭車各主要部件的氣動(dòng)力性能進(jìn)行分析。圖6比較了頭車車體與前、后轉(zhuǎn)向架的升力與阻力系數(shù)功率譜密度（PSD），氣動(dòng)力系數(shù)通過(guò)（其中A為車體正投影面積）進(jìn)行無(wú)量綱化。分析圖6可知，在5 kHz頻域內(nèi)，頭車車體各氣動(dòng)力系數(shù)最高，這與頭車鼻錐部位來(lái)自于來(lái)流的直接沖擊作用、前后兩轉(zhuǎn)向架艙壁受到湍渦撞擊作用以及頭車尾跡內(nèi)大尺度尾渦激擾作用等因素密切相關(guān);轉(zhuǎn)向架區(qū)域覆蓋裙板后，在300 Hz以上頻率范圍內(nèi)，頭車前轉(zhuǎn)向架氣動(dòng)力系數(shù)略高于后轉(zhuǎn)向架，而在300 Hz以下的低頻區(qū)域內(nèi)，后轉(zhuǎn)向架受到了頭車車尾流動(dòng)分離與尾渦振蕩的激擾作用，使得脈動(dòng)力幅值明顯高于前轉(zhuǎn)向架。頭車各主要部件的氣動(dòng)力性能將影響這些區(qū)域以及整個(gè)頭車氣動(dòng)噪聲的形成與輻射。

4.3 近場(chǎng)四極子聲源特性

考慮渦聲方程（5）右端兩聲源項(xiàng)中密度為常量 （=1.225 kg/m3），為便于數(shù)據(jù)處理，省略該密度項(xiàng)，由此繪出高速列車頭車周圍流場(chǎng)內(nèi)體偶極子聲源（其強(qiáng)度定義為：）]和體四極子聲源（其強(qiáng)度定義為：），各聲源強(qiáng)度在云圖顯示時(shí)采用了相同數(shù)量級(jí)以便于比較兩不同聲源分布范圍。圖7與8分別為頭車周圍沿車輪縱向中截面的體偶極子和體四極子聲源分布，顯示了前后兩轉(zhuǎn)向架區(qū)域、車體底部與地面之間以及頭車尾端等部位形成了較強(qiáng)的體偶極子與體四極子聲源。

為進(jìn)行聲源強(qiáng)度對(duì)比，圖9繪出了車頭前轉(zhuǎn)向架區(qū)域1/4車軸長(zhǎng)度位置縱向截面內(nèi)沿流線方向體聲源分布（車頭鼻尖點(diǎn)位于x=0處），可以發(fā)現(xiàn)在轉(zhuǎn)向架艙中部和后緣附近區(qū)域分布了具有較高強(qiáng)度的體偶極子和體四極子聲源，與體四極子聲源相比，體偶極子聲源強(qiáng)度較高，這是由于高速列車幾何體近壁區(qū)流動(dòng)分離、湍渦運(yùn)動(dòng)及渦線變形與破裂產(chǎn)生了較強(qiáng)的流體相互作用，所形成的體偶極子聲源中由流動(dòng)能量轉(zhuǎn)化為聲能的效率較高，成為近場(chǎng)四極子噪聲的主要聲源。故渦聲方程中的Lamb矢量（）構(gòu)成了偶極子噪聲主要聲源，當(dāng)其隨時(shí)間變化時(shí)，相應(yīng)部分流體會(huì)產(chǎn)生噪聲。由此可見(jiàn)，渦量是低馬赫數(shù)下高速列車流動(dòng)誘發(fā)氣動(dòng)噪聲形成的根源。由于渦旋結(jié)構(gòu)往往分布于較狹小的流動(dòng)區(qū)域，因此可將列車氣動(dòng)噪聲偶極子聲源視為緊致聲源。

4.4 遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲特性

當(dāng)瞬態(tài)流場(chǎng)達(dá)到統(tǒng)計(jì)意義上穩(wěn)定后，采用FW?H聲類比方法，以近場(chǎng)流場(chǎng)數(shù)據(jù)作為源項(xiàng)對(duì)遠(yuǎn)場(chǎng)輻射噪聲進(jìn)行預(yù)測(cè)。根據(jù)Welch方法編制的程序?qū)τ?jì)算所得的遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲時(shí)間序列進(jìn)行功率譜密度分析[22]，然后再進(jìn)行總聲壓級(jí)的計(jì)算（，式中，其中為實(shí)際聲壓，=20為參考聲壓）。根據(jù)展向半車模型所得的流場(chǎng)數(shù)據(jù)，整車模型的聲壓級(jí)由沿著展向?qū)ΨQ面對(duì)稱布置的兩個(gè)接收點(diǎn)聲壓級(jí)（和）計(jì)算得出：假定兩半車聲源互不相關(guān)，。聲輻射指向性計(jì)算時(shí)，遠(yuǎn)場(chǎng)聲接受點(diǎn)均布在半徑為1 m的圓周上，圓心為車體中心 （針對(duì)整車為計(jì)算對(duì)象） 或轉(zhuǎn)向架中心 （針對(duì)轉(zhuǎn)向架部位為計(jì)算對(duì)象），垂向距離軌面高度為0.018 m，每個(gè)聲接受點(diǎn)依據(jù)其時(shí)間序列聲壓信號(hào)計(jì)算出一定頻域內(nèi)的總聲壓級(jí)。圖10繪出了轉(zhuǎn)向架區(qū)域設(shè)置裙板前后通過(guò)輪對(duì)軸心的水平面內(nèi)整個(gè)頭車及其前、后轉(zhuǎn)向架的聲輻射指向性，可以發(fā)現(xiàn)：整個(gè)頭車產(chǎn)生的氣動(dòng)噪聲沿水平面內(nèi)各方向指向性較為均勻，呈圓形輻射狀，這主要是由于來(lái)流作用下，頭車周圍產(chǎn)生了大量不同尺度的不規(guī)則渦誘發(fā)產(chǎn)生氣動(dòng)噪聲所致;相比之下，轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)流動(dòng)與轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)的相互作用，使得前、后轉(zhuǎn)向架的聲輻射指向性沿車側(cè)方向呈橫向偶極子形狀;由圖10（a）可見(jiàn)，轉(zhuǎn)向架艙外無(wú)裙板，后轉(zhuǎn)向架產(chǎn)生的氣動(dòng)噪聲遠(yuǎn)低于前轉(zhuǎn)向架，圖10（b）則顯示轉(zhuǎn)向架艙外設(shè)置裙板后，后轉(zhuǎn)向架噪聲級(jí)幅值較前轉(zhuǎn)向架增加了1.5?4 dB，表明轉(zhuǎn)向架區(qū)域被裙板覆蓋后，后轉(zhuǎn)向架由于受到列車周圍流動(dòng)與尾流的相互作用，相比于前轉(zhuǎn)向架產(chǎn)生了較強(qiáng)的氣動(dòng)噪聲，尤其是沿列車縱向中心線方向;另外，與無(wú)裙板頭車工況相比，轉(zhuǎn)向架艙外安裝裙板可使整個(gè)頭車模型沿列車側(cè)向各方向遠(yuǎn)場(chǎng)輻射噪聲降低1?3 dB，氣動(dòng)噪聲得到了有效控制。因此，頭車前轉(zhuǎn)向架區(qū)域作為主要?dú)鈩?dòng)噪聲聲源，在其兩側(cè)設(shè)置裙板后，可以抑制轉(zhuǎn)向架艙前緣車體側(cè)壁處剪切層的形成與發(fā)展，減弱轉(zhuǎn)向架艙前緣渦流和轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)空腔渦流與轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)的相互作用，有效削弱幾何體壁面壓力脈動(dòng)及其誘發(fā)氣動(dòng)噪聲的產(chǎn)生，從而降低整個(gè)頭車向外輻射的氣動(dòng)噪聲。由于數(shù)值計(jì)算時(shí)頭車靜止不動(dòng)，為了模擬頭車通過(guò)軌道線路旁某固定位置時(shí)產(chǎn)生的氣動(dòng)噪聲，在頭車前1 m處為起點(diǎn)，至頭車后1 m處為終點(diǎn)間的距離內(nèi)每隔0.03 m布置了接收點(diǎn) （側(cè)向距離轉(zhuǎn)向架中心0.3 m，垂向距離軌面0.048 m），將各均布接收點(diǎn)結(jié)果按照時(shí)間間隔依次排列在一起，則可以獲得頭車通過(guò)某固定接收點(diǎn)時(shí)產(chǎn)生的噪聲時(shí)間歷程 （不考慮多普勒效應(yīng)），圖11繪出了頭車及其各主要部件通過(guò)固定接收點(diǎn)時(shí)（位于靜止頭車前1 m處） 頭車不同部位所產(chǎn)生的總聲壓級(jí)。分析圖11可以發(fā)現(xiàn)，由于來(lái)流與頭車迎風(fēng)面間流動(dòng)沖擊、轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)復(fù)雜流動(dòng)以及頭車尾端流動(dòng)分離，使得頭車車體部位產(chǎn)生了較大噪聲;整個(gè)頭車通過(guò)時(shí)輻射的氣動(dòng)噪聲變化較為平緩，頭車端部區(qū)域聲壓級(jí)略高于頭車尾部，這是由于轉(zhuǎn)向架區(qū)域覆蓋裙板后，增加了車體表面平順性，使得頭車各部位形成的氣動(dòng)噪聲輻射均勻;另外，頭車前、后兩轉(zhuǎn)向架產(chǎn)生的氣動(dòng)噪聲相當(dāng)，究其原因，裙板減弱了氣流沿車體側(cè)向流經(jīng)轉(zhuǎn)向架艙空腔區(qū)域產(chǎn)生的流動(dòng)分離和流體沖擊，使得轉(zhuǎn)向架輻射噪聲主要由轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)流動(dòng)與轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)間相互作用誘發(fā)轉(zhuǎn)向架壁面產(chǎn)生壓力脈動(dòng)所致。

5 結(jié) 論

本文基于渦聲理論和聲類比方法，模擬計(jì)算了轉(zhuǎn)向架艙外安裝裙板后高速列車頭車模型流場(chǎng)與氣動(dòng)噪聲特性。結(jié)果表明：（1）頭車鼻錐部位與側(cè)墻連接處、兩轉(zhuǎn)向架區(qū)域、轉(zhuǎn)向架艙后壁面以及頭車尾端流動(dòng)分離與流體相互作用較強(qiáng)，渦結(jié)構(gòu)發(fā)展集中;頭車靠近幾何體近壁區(qū)流場(chǎng)內(nèi)渦運(yùn)動(dòng)劇烈，所形成的體偶極子聲源為近場(chǎng)四極子噪聲的主要聲源，強(qiáng)度高于體四極子聲源;（2）對(duì)于遠(yuǎn)場(chǎng)輻射噪聲，整個(gè)頭車沿通過(guò)轉(zhuǎn)向架中心水平面內(nèi)的氣動(dòng)噪聲聲輻射指向呈多向性且沿各方向分布較均勻，前后兩轉(zhuǎn)向架的聲輻射呈沿車體側(cè)向的橫向偶極子形狀，后轉(zhuǎn)向架由于受到頭車周圍流動(dòng)與尾流的相互作用，輻射的氣動(dòng)噪聲較前轉(zhuǎn)向架強(qiáng);（3）列車通過(guò)線路旁側(cè)向接收點(diǎn)的氣動(dòng)噪聲時(shí)間歷程表明，轉(zhuǎn)向架區(qū)域安裝裙板使得頭車各關(guān)鍵區(qū)域產(chǎn)生的氣動(dòng)噪聲強(qiáng)度分布較均勻，頭車端部形成的氣動(dòng)噪聲略高于頭車尾部;（4）與未安裝裙板工況相比，頭車轉(zhuǎn)向架艙外安裝裙板，減弱了前轉(zhuǎn)向架區(qū)域流體相互作用，平順了頭車周圍流動(dòng)，避免了較強(qiáng)湍流脈動(dòng)形成，有效降低了前轉(zhuǎn)向架區(qū)域以及整個(gè)頭車的氣動(dòng)噪聲產(chǎn)生與輻射。本文基于頭車簡(jiǎn)化模型的研究，可為實(shí)際運(yùn)行高速列車頭車與尾車裙板設(shè)置及其氣動(dòng)噪聲控制提供理論依據(jù)。

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作者簡(jiǎn)介： 朱劍月（1973-），男，博士，副教授，博士生導(dǎo)師。電話：（021）69584712;E-mail：zhujianyue@#edu.cn