時(shí)速400 km高速列車轉(zhuǎn)向架區(qū)域氣動(dòng)噪聲控制

王廣明，陳 羽，賈尚帥，張文敏，李啟良

(1. 中車唐山機(jī)車車輛有限公司，河北 唐山 063035；2. 同濟(jì)大學(xué)上海地面交通工具風(fēng)洞中心，上海 201804)

0 引 言

高速鐵路是在能源和環(huán)境約束下解決我國(guó)交通運(yùn)輸能力供給不足的重要設(shè)施。我國(guó)高速列車技術(shù)發(fā)展不僅在國(guó)內(nèi)展現(xiàn)其應(yīng)用優(yōu)勢(shì)，并且引領(lǐng)國(guó)際高速列車發(fā)展趨勢(shì)。隨著運(yùn)行速度的提高，氣動(dòng)噪聲隨速度的 6～8次方增加，對(duì)車外環(huán)境產(chǎn)生強(qiáng)噪聲污染并影響車內(nèi)乘坐舒適性，是高速列車重要的性能指標(biāo)，對(duì)氣動(dòng)噪聲控制技術(shù)進(jìn)行研究非常必要[1-2]。

高速列車轉(zhuǎn)向架區(qū)域，尤其是頭車轉(zhuǎn)向架區(qū)域是高速列車最主要噪聲源。He等[3]、Sheng等[4]通過(guò)實(shí)車路試，對(duì)我國(guó)長(zhǎng)編組高速列車在高架上分別以 390 km·h-1和 300 km·h-1運(yùn)行時(shí)的遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲進(jìn)行分析，暴露噪聲級(jí)和聲源識(shí)別指出頭車轉(zhuǎn)向架為主要噪聲源，速度次方率表明氣動(dòng)噪聲源在中低頻占主導(dǎo)。Lauterbach等[5]在德國(guó)布倫瑞克聲學(xué)風(fēng)洞與科隆低溫風(fēng)洞對(duì)縮比為 1:25的高速列車模型展開(kāi)了氣動(dòng)噪聲雷諾數(shù)效應(yīng)研究，發(fā)現(xiàn)轉(zhuǎn)向架區(qū)域的氣動(dòng)噪聲的主要頻譜分布在5 000 Hz以下范圍。Iglesias等[6]在日本鐵路技術(shù)研究所(RTRI)聲學(xué)風(fēng)洞試驗(yàn)中通過(guò)聲源成像技術(shù)發(fā)現(xiàn)了轉(zhuǎn)向架艙后緣區(qū)域?qū)D(zhuǎn)向架區(qū)域輻射噪聲的貢獻(xiàn)較大。高陽(yáng)等[7]對(duì) 1:8縮比高速列車模型聲學(xué)風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，轉(zhuǎn)向架區(qū)域遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲在中心頻帶315、400 Hz處能量較高。

目前，高速列車氣動(dòng)噪聲數(shù)值預(yù)測(cè)主要通過(guò)大渦模擬或分離渦模擬獲得非定常流場(chǎng)和聲源輸入，采用聲比擬方法計(jì)算得到遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲[8]。張亞?wèn)|等[9]等利用寬頻帶聲源模型、聲比擬方法分別計(jì)算列車遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲指出，高速列車氣動(dòng)噪聲是寬頻噪聲，高速列車以350 km·h-1運(yùn)行時(shí)，整車主要能量集中在630～4 000 Hz范圍內(nèi)。朱劍月等[10]基于可穿透聲源積分面的FW-H方程研究了簡(jiǎn)化轉(zhuǎn)向架區(qū)域氣動(dòng)噪聲，對(duì)于轉(zhuǎn)向架區(qū)域，腔體流動(dòng)與輪對(duì)、車軸等鈍體在轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)相互作用，是該區(qū)域氣動(dòng)噪聲的主要產(chǎn)生機(jī)理，裙板可以降低轉(zhuǎn)向架區(qū)域遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲水平[11]。

湍流脈動(dòng)壓力和近場(chǎng)聲壓是車內(nèi)噪聲計(jì)算所需要的外部輸入。聲比擬方法通過(guò)求解格林(Green)函數(shù)，只能得到測(cè)點(diǎn)距離遠(yuǎn)大于聲源特征尺寸的遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲信息。Ewert等[12]基于N-S方程建立了聲擾動(dòng)方程(APE)，來(lái)模擬時(shí)間和空間域中由流動(dòng)誘導(dǎo)的引起噪聲，在簡(jiǎn)單幾何體的氣動(dòng)噪聲問(wèn)題進(jìn)行了應(yīng)用。高陽(yáng)等[13]、賈尚帥等[14]基于大渦模擬和聲擾動(dòng)方程，對(duì)1:8縮比列車模型近場(chǎng)噪聲進(jìn)行了預(yù)測(cè)，得到了與聲學(xué)風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)較為一致的結(jié)果。

目前高速列車轉(zhuǎn)向架區(qū)域氣動(dòng)噪聲控制主要考慮裙板控制，且文獻(xiàn)主要關(guān)注遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲和車身表面湍流壓力脈動(dòng)，沒(méi)有考慮降噪控制方法對(duì)近場(chǎng)噪聲的影響。為此，本文以某時(shí)速 400 km高速列車為對(duì)象，建立了基于轉(zhuǎn)向架艙前緣、側(cè)緣、后緣 3種策略的6種控制方案。通過(guò)大渦模擬得到非定常流場(chǎng)和氣動(dòng)噪聲源項(xiàng)，采用FW-H方程和APE的遠(yuǎn)場(chǎng)和近場(chǎng)噪聲計(jì)算方法，得到不同控制方法對(duì)遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲、近場(chǎng)噪聲的控制效果和影響規(guī)律。為高速列車的車內(nèi)、外氣動(dòng)降噪設(shè)計(jì)提供支持。

1 研究方法

1.1 氣動(dòng)噪聲控制方案

高速列車底部，特別是轉(zhuǎn)向架艙區(qū)域是高速列車最主要的氣動(dòng)噪聲源。轉(zhuǎn)向架艙區(qū)域?yàn)閺?fù)雜近地空腔流動(dòng)所導(dǎo)致的氣動(dòng)噪聲，由于氣流與空腔及其內(nèi)部復(fù)雜結(jié)構(gòu)相互作用，產(chǎn)生高強(qiáng)度的噪音。根據(jù)空腔的長(zhǎng)高比(L/D)，空腔繞流可分為開(kāi)式空腔(1≤L/D≤1 0 )、過(guò)渡式空腔(10＜L/D＜13)、及閉式空腔(13≤L/D)[15]，高速列車的轉(zhuǎn)向架區(qū)域是屬于帶有轉(zhuǎn)向架的近地開(kāi)式空腔。

研究對(duì)象為某時(shí)速400 km高速列車的1:8縮比三車編組模型，如圖1所示。三車模型由頭車、中間車、尾車組成，頭車、尾車轉(zhuǎn)向架為拖車轉(zhuǎn)向架，中間車轉(zhuǎn)向架為動(dòng)力轉(zhuǎn)向架。考慮轉(zhuǎn)向架艙前、側(cè)和后緣3種控制策略，設(shè)計(jì)了6種氣動(dòng)降噪控制方案，并與基礎(chǔ)工況(Base)對(duì)比，基礎(chǔ)模型的第 1組轉(zhuǎn)向架艙前緣斜壁，原始傾角為20°。

轉(zhuǎn)向架艙前緣控制4種：控制方案1(NC1)為排障器底部凹槽，方案 3(NC3)為前緣直壁，方案4(NC4)為前緣直壁與排障器增厚，方案 5(NC5)為排障器后部鋸齒。轉(zhuǎn)向架艙側(cè)緣控制1種：降噪控制方案2(NC2)為裙板高度增加。轉(zhuǎn)向架艙后緣控制1種：降噪控制方案6(NC6)為后緣倒圓角。具體方案及控制參數(shù)見(jiàn)表1和圖1。

圖1 轉(zhuǎn)向架區(qū)域氣動(dòng)噪聲控制方案Fig.1 Aerodynamic noise control methods in bogie region

表1 氣動(dòng)噪聲控制方法Table 1 Aerodynamic noise control methods

1.2 風(fēng)洞試驗(yàn)方法

為了驗(yàn)證數(shù)值仿真方法的可靠性，選取了上述時(shí)速400公里的高速列車，在四川綿陽(yáng)中國(guó)空氣動(dòng)力學(xué)發(fā)展中心 5.5 m×4.0 m 氣動(dòng)聲學(xué)風(fēng)洞進(jìn)行 1:8縮比三車編組的氣動(dòng)噪聲試驗(yàn)，列車模型安裝在路基上，路基放置在7.5 m寬的地板上，如圖2所示。

通過(guò)激光定位保證列車模型無(wú)側(cè)偏，傳聲器安裝結(jié)束后，采用聲學(xué)校準(zhǔn)器校準(zhǔn)所有麥克風(fēng)。當(dāng)噴口速度在300 km·h-1穩(wěn)定一段時(shí)間之后，開(kāi)始進(jìn)行采樣。通過(guò)動(dòng)態(tài)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)進(jìn)行數(shù)據(jù)采樣，采樣頻率和采樣時(shí)間分別為51.2 kHz和15 s。通過(guò)快速傅里葉變化對(duì)獲得的時(shí)域信號(hào)進(jìn)行處理，得到遠(yuǎn)場(chǎng)測(cè)點(diǎn)聲壓級(jí)頻譜和總聲壓級(jí)。

車外的聲場(chǎng)環(huán)境是評(píng)估高速列車噪聲的主要指標(biāo)之一，為此在噴口射流剪切層外側(cè)布置了三排共計(jì) 30個(gè)遠(yuǎn)場(chǎng)麥克風(fēng)。遠(yuǎn)場(chǎng)麥克風(fēng)距車體中心截面7.5 m，高度分別距支撐地板0.4、0.8和1.2 m，各測(cè)點(diǎn)相距 0.8 m。首個(gè)測(cè)點(diǎn)正對(duì)頭型鼻尖位置，如圖2所示。

圖2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ团c遠(yuǎn)場(chǎng)測(cè)點(diǎn)Fig.2 Train model and microphones for measurement in far field

1.3 數(shù)值仿真方法

1.3.1 計(jì)算模型

某時(shí)速 400 km的高速列車長(zhǎng)、寬和高約為10.2 m×0.4 m×0.5 m。計(jì)算域如圖3(a)所示，其長(zhǎng)、寬和高分別約 18.7 m×5.5 m×2.5 m。計(jì)算域入口距頭車鼻錐2.5 m，計(jì)算域出口距尾車鼻錐5.7 m。入口采用速度入口，來(lái)流速度 400 km·h-1，入口湍流度和湍流黏性比分別為1%和10，出口為壓力出口，計(jì)算域兩側(cè)和頂部為對(duì)稱邊界條件，其他均為無(wú)滑移壁面邊界條件。

分別對(duì)縮比三車編組的列車模型在 Star-ccm+中對(duì)1:8縮比列車模型進(jìn)行面網(wǎng)格劃分，頭車鼻錐面網(wǎng)格為2 mm，排障器面網(wǎng)格為3 mm，轉(zhuǎn)向架艙為4 mm，車體平直段為5 mm。拖車和動(dòng)力轉(zhuǎn)向架的面網(wǎng)格大小為 2～3 mm?？纱┩嘎曉疵婷骈L(zhǎng)為12.6 m，寬為 1 m，高為 0.83 m，在受電弓區(qū)域向上凸起 0.2 m，如圖 3(b)所示?？纱┩嘎曉疵娴木W(wǎng)格大小為12 mm，可以計(jì)算由于高速列車車體表面脈動(dòng)力源產(chǎn)生的偶極子噪聲和湍流剪切應(yīng)力產(chǎn)生的空間四極子噪聲。

圖3 計(jì)算域與聲源積分面Fig.3 Computational domain and permeable source surface

采用Star-ccm+的Trim和邊界層組合方法生成空間體網(wǎng)格。邊界層網(wǎng)格第一層厚度為0.02 mm，計(jì)算得到的y+≈1，滿足數(shù)值方法的要求。一共生成10層邊界層網(wǎng)格，增長(zhǎng)率為1.2。并對(duì)主要噪聲源轉(zhuǎn)向架艙區(qū)域空間體網(wǎng)格進(jìn)行加密控制，加密區(qū)如圖4(a)所示。排障器和轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)加密區(qū)體網(wǎng)格為3 mm，頭車流線段加密區(qū)體網(wǎng)格為6 mm，體網(wǎng)格總數(shù)為5 700萬(wàn)，質(zhì)量滿足要求，對(duì)稱面網(wǎng)格如圖4(b)所示。

圖4 加密區(qū)與網(wǎng)格截面Fig.4 Refined areas and mesh

1.3.2 流場(chǎng)計(jì)算方法

在非定常流場(chǎng)計(jì)算時(shí)，采用不可壓大渦模擬并結(jié)合壁面適應(yīng)局部渦粘模型(WALE)。相比Smagorinsky模型，該模型不需要任何形式的近壁阻尼，能自動(dòng)給出準(zhǔn)確的壁面比例系數(shù)，是近年使用較廣泛的湍流模型之一。

1.3.3 聲場(chǎng)計(jì)算方法

求解遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲，采用考慮聲源運(yùn)動(dòng)和固壁效應(yīng)的FW-H方程，如式(1)所示：

式中：α0表示聲速，單位m·s-1；p′表示聲壓，單位Pa；Tij表示 Lighthill應(yīng)力張量；Pij表示應(yīng)力張量；ui表示xi方向的流體速度分量，單位m·s-1；un表示聲源面的法向流體速度分量，單位m·s-1；vi表示xi方向的表面速度分量，單位 m·s-1；vn表示聲源面的法向表面速度分量，單位 m·s-1。式(1)等式表示聲壓傳播，等式右邊第1項(xiàng)為四極子源，第2項(xiàng)為偶極子源，第3項(xiàng)為單極子源。

近場(chǎng)聲壓通過(guò)求解APE獲得，APE含聲源項(xiàng)和聲傳播項(xiàng)。聲源項(xiàng)來(lái)自非定常流動(dòng)計(jì)算得到時(shí)均和脈動(dòng)量。聲傳播基于源項(xiàng)并應(yīng)用波動(dòng)方程進(jìn)行求解。由于聲擾動(dòng)方程在較粗網(wǎng)格上誤差較大，因而它更適用于網(wǎng)格較密的近場(chǎng)區(qū)域。在不可壓縮流動(dòng)中，聲擾動(dòng)方程如式2所示[12]：

式中：c為聲速，單位m·s-1；t為時(shí)間，單位s；pα為聲壓，單位Pa；為流場(chǎng)平均速度，單位m·s-1。聲擾動(dòng)方程能夠考慮聲音的多普勒效應(yīng)、壁面反射和介質(zhì)折射聲學(xué)特性。式(2)中等式左側(cè)第1項(xiàng)表示聲壓在時(shí)間域上傳播，第2項(xiàng)表示聲壓在空間域上傳播；式(2)中等式右側(cè)第 1項(xiàng)表示聲源隨時(shí)間變化，第2項(xiàng)表示聲源在空間上變化。

1.3.4 計(jì)算設(shè)置

對(duì)于APE計(jì)算，聲源區(qū)的設(shè)置同文獻(xiàn)[13]，在15 mm的聲源和聲傳播過(guò)渡區(qū)采用漢寧窗處理以避免聲波信號(hào)的階躍。本文重點(diǎn)關(guān)注頭車轉(zhuǎn)向架區(qū)域的近場(chǎng)噪聲，且需要較小的網(wǎng)格尺寸，為此設(shè)定圖5所示區(qū)域?yàn)槁曉磪^(qū)域。

圖5 聲擾動(dòng)方程求解區(qū)域Fig.5 Solution region of acoustic perturbation equation

非定常流動(dòng)計(jì)算的時(shí)間離散格式為二階格式，空間離散格式為中心差分格式，F(xiàn)W-H方程噪聲計(jì)算考慮對(duì)流效應(yīng)的影響。采用k-SST湍流模型計(jì)算定常流場(chǎng)，并將其解作為非定常流場(chǎng)的初始解以加快收斂速度。

非定常流動(dòng)計(jì)算，先采用時(shí)間步長(zhǎng)0.000 5 s，計(jì)算0.5 s的物理時(shí)間，保證氣流流過(guò)三車編組列車模型6次。之后，將時(shí)間步長(zhǎng)改為0.000 05s，計(jì)算1 000步使流場(chǎng)穩(wěn)定。此時(shí)，開(kāi)始對(duì)非定常流場(chǎng)的平均壓力和速度采樣，經(jīng)過(guò)500步平均場(chǎng)基本收斂。將上述平均場(chǎng)用于APE方程計(jì)算，再經(jīng)過(guò)500步APE計(jì)算保證聲場(chǎng)穩(wěn)定后，對(duì)遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲、車體表面湍流壓力、聲壓采樣，共采樣0.125 s(2 500個(gè)樣本點(diǎn))。計(jì)算在同濟(jì)大學(xué)1 352核高性能計(jì)算機(jī)集群下使用140核，所有算例共花費(fèi)35 d。

1.4 數(shù)值方法驗(yàn)證

高速列車氣動(dòng)噪聲數(shù)值驗(yàn)證模型與風(fēng)洞試驗(yàn)一致，具體包括頭車、中間車、尾車、車廂連接處、受電弓、轉(zhuǎn)向架、軌道、基座、地面等。頭、尾車為拖車轉(zhuǎn)向架，中間車為動(dòng)力轉(zhuǎn)向架，受電弓為降弓狀態(tài)。高速列車轉(zhuǎn)向架的各車輪與軌道接觸，軌道安裝在基座上，基座固定在地面上。共計(jì)生成5 796萬(wàn)個(gè)體網(wǎng)格，其中可穿透聲源面內(nèi)、外的體網(wǎng)格總數(shù)約為5 334萬(wàn)個(gè)和462萬(wàn)個(gè)。計(jì)算域進(jìn)口給定速度為 300 km·h-1，與風(fēng)洞試驗(yàn)一致，出口相對(duì)壓力為0，湍流度和黏性比分別為1%和10。

通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)測(cè)量得到各頭型三車編組輻射到7.5 m處的遠(yuǎn)場(chǎng)總聲壓級(jí)處于84～89 dB(A)，采用FW-H預(yù)測(cè)遠(yuǎn)場(chǎng)7.5 m處測(cè)點(diǎn)總聲壓級(jí)處于85～90 dB(A)。在 30個(gè)測(cè)點(diǎn)中有 13個(gè)誤差小于 1 dB(A)，有14個(gè)誤差在1～3 dB(A)，共計(jì)27個(gè)測(cè)點(diǎn)誤差在3 dB(A)以內(nèi)，具體如表2所示。測(cè)點(diǎn)28的計(jì)算與試驗(yàn)在200～5 000 Hz的頻譜如圖6所示，計(jì)算與風(fēng)洞試驗(yàn)的頻譜趨勢(shì)一致，聲壓級(jí)在低頻段和較高頻段量值小于聲學(xué)風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果，分別為65、50 dB(A)；在中間頻段(300～1000 Hz)的量值較大，約為70～75 dB(A)。遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲為寬頻帶噪聲，表明基于上述計(jì)算方法的可靠性。

表2 試驗(yàn)與仿真得到的測(cè)點(diǎn)總聲壓級(jí)Table 2 Overall sound pressure levels at different measuring points obtained by experiment and simulation

圖6 測(cè)點(diǎn)28的頻譜Fig.6 Noise spectrum at the measuring point 28

2 氣動(dòng)降噪控制分析

2.1 遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲

表3給出距離模型中心線5.8 m、高度為0.4 m的 10個(gè)遠(yuǎn)場(chǎng)測(cè)點(diǎn)總聲壓和能量平均聲壓級(jí)。對(duì)于基礎(chǔ)工況，正對(duì)轉(zhuǎn)向架區(qū)域的3號(hào)測(cè)點(diǎn)總聲壓級(jí)達(dá)99.2 dB(A)，是10個(gè)測(cè)點(diǎn)中最大值。NC3、NC4、NC5的3號(hào)測(cè)點(diǎn)總聲壓級(jí)為10個(gè)測(cè)點(diǎn)中最大值，NC1的1號(hào)測(cè)點(diǎn)、NC2的10號(hào)測(cè)點(diǎn)、NC6的1號(hào)測(cè)點(diǎn)分別為各自所有測(cè)點(diǎn)中總聲壓級(jí)的最大值?？芍谶M(jìn)行氣動(dòng)降噪控制時(shí)，高速列車遠(yuǎn)場(chǎng)不同位置的氣動(dòng)噪聲均會(huì)發(fā)生改變，因此將 10個(gè)測(cè)點(diǎn)的能量平均聲壓級(jí)作為降噪的評(píng)價(jià)指標(biāo)。

表3 氣動(dòng)降噪控制下遠(yuǎn)場(chǎng)測(cè)點(diǎn)總聲壓級(jí)Table 3 Overall sound pressure levels at the far field measuring points under aerodynamic noise reduction control

對(duì)于基礎(chǔ)工況，10個(gè)測(cè)點(diǎn)平均聲壓級(jí)為 98.2 dB(A)。轉(zhuǎn)向架艙前緣控制方法中，排障器底部凹槽NC1、排障器后緣鋸齒 NC5遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲分別增大了1、0.7 dB(A)，轉(zhuǎn)向架艙前直壁NC3、直壁和排障器增厚NC4分別減小了0.2、1.4 dB(A)。表明對(duì)于該型高速列車的前緣控制，直壁和排障器增厚是有效的遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)降噪措施。對(duì)于轉(zhuǎn)向架艙側(cè)緣控制方法，6個(gè)轉(zhuǎn)向架艙裙板高度增加NC2，測(cè)點(diǎn)平均聲壓級(jí)減小了 1.2 dB(A)。轉(zhuǎn)向架艙后緣倒圓角NC6，測(cè)點(diǎn)平均聲壓級(jí)減小了0.2 dB(A)。結(jié)果表明裙板、后緣倒圓角是有效的降噪措施。

圖7給出測(cè)點(diǎn)平均聲壓級(jí)的1/3倍頻程譜。轉(zhuǎn)向架艙前緣控制的 4種工況，NC1在 300～1 000 Hz、2 500～4 000 Hz的噪聲能量小幅增加，底部凹槽產(chǎn)生高頻氣動(dòng)噪聲，并且使得靠近頭部的測(cè)點(diǎn) 1總聲壓級(jí)為所有測(cè)點(diǎn)中最大值。NC3在160～400 Hz時(shí)，噪聲能量明顯減?。籒C4在500～1 000 Hz時(shí)，噪聲能量明顯減?。籒C5在 800～1 250 Hz時(shí)，噪聲能量增大。NC3、NC4、NC5在2 000 Hz以上高頻噪聲能量與原始模型相當(dāng)?？芍熬壙刂浦?，排障器加厚降低了頻率為 500～1 000 Hz噪聲能量，前緣直壁降低500 Hz以下噪聲能量，排障器底部凹槽會(huì)產(chǎn)生 2 500 Hz以上高頻噪聲。對(duì)于側(cè)緣控制NC2，裙板增高降低500 Hz以上噪聲能量，后緣控制 NC6倒圓角主要降低200～400 Hz噪聲能量。

圖7 10個(gè)測(cè)點(diǎn)平均聲壓級(jí)1/3倍頻程譜Fig.7 The 1/3 octave spectrum of the averaged SPL at 10 measuring points

2.2 近場(chǎng)噪聲

2.2.1 湍流脈動(dòng)壓力及關(guān)鍵部件功率級(jí)

通過(guò)大渦模擬計(jì)算的達(dá)到車體表面靜壓的時(shí)域信號(hào)，之后進(jìn)行快速傅里葉變換得到脈動(dòng)壓力級(jí)，參考?jí)毫?×10-5Pa。湍流脈動(dòng)壓力以振動(dòng)形式通過(guò)車身結(jié)構(gòu)傳入車內(nèi)，脈動(dòng)力偶極子源形式向遠(yuǎn)場(chǎng)傳播，同時(shí)以振動(dòng)形式通過(guò)車身結(jié)構(gòu)傳入車內(nèi)。路試和風(fēng)洞試驗(yàn)均表明頭車第1組轉(zhuǎn)向架區(qū)域是高速列車最主要的氣動(dòng)噪聲源，因此后續(xù)氣動(dòng)降噪分析均針對(duì)該區(qū)域開(kāi)展。

圖8給出各控制措施的底部表面脈動(dòng)湍流壓力級(jí)。轉(zhuǎn)向架艙后緣、側(cè)緣的湍流脈動(dòng)壓力級(jí)最大可達(dá) 150dB(A)以上，排障器底部前緣的脈動(dòng)壓力級(jí)也達(dá)到相同的數(shù)值，不同降噪控制策略下壓力級(jí)的大小分布規(guī)律一致。前緣控制NC3、NC4的輪對(duì)、制動(dòng)盤下緣湍流脈動(dòng)壓力級(jí)減低，側(cè)緣控制 NC2轉(zhuǎn)向架艙后緣 150dB(A)以上的高脈動(dòng)壓力級(jí)區(qū)域面積減小。其他控制措施表面湍流脈動(dòng)壓力級(jí)變化不明顯。

圖8 頭車底部表面湍流脈動(dòng)壓力級(jí)Fig. 8 Turbulent fluctuation pressure level at the bottom of head car

通過(guò)對(duì)轉(zhuǎn)向架艙頂板各個(gè)點(diǎn)的湍流脈動(dòng)壓力級(jí)進(jìn)行面積積分求和，得到轉(zhuǎn)向架艙的湍流脈動(dòng)功率級(jí)?；A(chǔ)工況、NC1～NC6的湍流脈動(dòng)功率級(jí)分別為 132.8、132.8、129.4、131.0、131.2、132.5 和132.9 dB(A)。相較于基礎(chǔ)工況，前緣控制 NC3、NC4、NC5分別減小了1.8、1.6和0.3 dB(A)，側(cè)緣控制NC2減小了3.4 dB(A)，表明直壁、排障器加厚、裙板均可以有效減小轉(zhuǎn)向架艙頂部湍流壓力脈動(dòng)功率級(jí)，后緣控制基本不改變艙頂部湍流脈動(dòng)強(qiáng)度。以上結(jié)果表明湍流壓力控制與遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲控制的方向一致。

圖9給出轉(zhuǎn)向架艙頂板湍流脈動(dòng)功率級(jí)頻譜。前緣控制NC3、NC4均減小了160～630 Hz之間湍流脈動(dòng)能量，側(cè)緣控制NC2使得整個(gè)頻帶的湍流脈動(dòng)功率級(jí)降低。表明直壁、排障器加厚主要降低轉(zhuǎn)向架艙頂部中、低頻湍流脈動(dòng)能量，裙板可以減小全頻段湍流脈動(dòng)能量。

圖9 轉(zhuǎn)向架艙頂表面湍流脈動(dòng)功率級(jí)頻譜Fig.9 Turbulent fluctuation power spectrum on the roof surface of bogie section

非定常旋渦的強(qiáng)度對(duì)應(yīng)轉(zhuǎn)向架區(qū)域表面壓力脈動(dòng)級(jí)的大小。圖 10 給出了對(duì)稱中截面和 x=-4.178 m位置截面渦量云圖?；A(chǔ)工況時(shí)，在排障器后方的剪切層產(chǎn)生有序渦結(jié)構(gòu)進(jìn)入轉(zhuǎn)向架艙，氣流沖擊艙內(nèi)的轉(zhuǎn)向架，形成不同尺度的渦流結(jié)構(gòu)，同時(shí)在裙板區(qū)域也形成復(fù)雜的渦流結(jié)構(gòu)。對(duì)于轉(zhuǎn)向架艙前緣控制方法，NC1的凹槽結(jié)構(gòu)在剪切層引入流動(dòng)擾動(dòng)，使得剪切層穩(wěn)定，轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)其他區(qū)域渦量分布與基礎(chǔ)工況一致。NC3時(shí)，產(chǎn)生剪切層渦脫落的位置后移，減少了剪切層氣流對(duì)轉(zhuǎn)向架前部輪對(duì)、電機(jī)區(qū)域的沖擊，該區(qū)域的表面壓力脈動(dòng)級(jí)下降。NC5時(shí)，前緣鋸齒使得排障器后部剪切層有序渦脫落位置延后，并未影響其他區(qū)域的流動(dòng)。

圖10 頭車轉(zhuǎn)向架區(qū)域瞬時(shí)渦量Fig.10 Instantaneous vorticity magnitude around the first bogie section region

對(duì)于側(cè)緣控制方法，NC2的裙板高度增加大幅減弱了側(cè)緣區(qū)域的非定常漩渦強(qiáng)度，側(cè)緣渦更貼近地面，同時(shí)使得艙內(nèi)非定常漩渦強(qiáng)度降低。這使得車體表面及轉(zhuǎn)向架橫向減振器區(qū)域的表面壓力脈動(dòng)級(jí)下降。對(duì)于后緣控制方法，NC6的轉(zhuǎn)向架艙后緣倒圓角不影響排障器后剪切層、側(cè)緣漩渦結(jié)構(gòu)。

2.2.2 近場(chǎng)聲壓及關(guān)鍵部件功率級(jí)

通過(guò)聲擾動(dòng)方程計(jì)算得到近場(chǎng)聲波。聲波在大部分頻率范圍與板件彎曲波的波數(shù)接近，而湍流壓力的波數(shù)僅在低頻區(qū)域和板件的彎曲波波數(shù)接近，對(duì)于車內(nèi)噪聲近場(chǎng)聲波具有更高的傳遞效率[16]。近場(chǎng)聲波來(lái)自于車身表面偶極子聲源，也來(lái)自于車身四周的湍流的剪切應(yīng)力四極子聲源。

圖 11給出頭車轉(zhuǎn)向架艙區(qū)域的聲壓級(jí)云圖。轉(zhuǎn)向架艙自身屬于半封閉空腔，聲源在該封閉區(qū)域內(nèi)傳播，轉(zhuǎn)向架艙頂板和后緣的聲壓級(jí)比轉(zhuǎn)向架大，量級(jí)超過(guò) 130 dB(A)。不同控制措施轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)聲場(chǎng)分布規(guī)律一致。

圖11 頭車底部表面聲壓級(jí)Fig.11 The sound pressure level at the bottom of head car

通過(guò)對(duì)轉(zhuǎn)向架艙頂部各個(gè)點(diǎn)的聲壓級(jí)進(jìn)行面積積分求和，得到轉(zhuǎn)向架艙的聲功率級(jí)。基礎(chǔ)工況、NC1～NC6的聲功率級(jí)分別為126.6、126.7、128.7、127.3、126.8、127.3和126.3 dB(A)。相較于基礎(chǔ)工況，前緣控制NC3、NC4分別增大了0.7 dB(A)和0.2 dB(A)，由于直壁控制，使得轉(zhuǎn)向架艙體積空間減小，進(jìn)而導(dǎo)致艙內(nèi)頂板的聲功率級(jí)增大，鋸齒控制NC5控制增大了0.7 dB(A)，側(cè)緣裙板控制NC2增大了2.1 dB(A)。表明減小轉(zhuǎn)向架艙空間體積、封閉使得轉(zhuǎn)向架艙頂部聲功率級(jí)增大，是列車氣動(dòng)降噪設(shè)計(jì)時(shí)需要注意的。后緣倒角控制NC6使得艙頂板聲功率級(jí)減小0.3 dB(A)。

圖12給出轉(zhuǎn)向架艙頂板聲功率級(jí)頻譜。前緣控制NC3使得1 000～5 000 Hz間的高頻聲能量增大。側(cè)緣控制NC2使得艙頂板100～800 Hz間的聲功率級(jí)明顯增大，裙板高度增加使得聲波在轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)反射加強(qiáng)，同時(shí)1 000 Hz以上高頻能量降低，這與裙板抑制艙內(nèi)裙板附近非定常旋渦流動(dòng)結(jié)構(gòu)有關(guān)。后緣倒角NC6降低中心頻帶400 Hz的聲能量，該現(xiàn)象對(duì)應(yīng)底部氣流與后緣的撞擊強(qiáng)度減弱。

圖12 轉(zhuǎn)向架艙頂表面聲功率級(jí)頻譜Fig.12 Sound power spectrum on the roof surface of bogie section

3 結(jié) 論

針對(duì)時(shí)速400 km某高速列車1:8縮比模型，開(kāi)展了基于轉(zhuǎn)向架艙前緣、側(cè)緣、后緣3種策略的6種氣動(dòng)降噪控制方法數(shù)值和聲學(xué)風(fēng)洞試驗(yàn)研究，得到以下結(jié)論：

(1) 建立了 1:8縮比三車編組氣動(dòng)噪聲仿真模型，與風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果相比遠(yuǎn)場(chǎng)30個(gè)測(cè)點(diǎn)中90%的測(cè)點(diǎn)總聲壓級(jí)誤差在 3 dB(A)以內(nèi)，頻譜變化趨勢(shì)相同，量級(jí)相差較小；

(2) 在速度為 400 km·h-1時(shí)，不同降噪控制方法使得遠(yuǎn)場(chǎng)測(cè)點(diǎn)能量平均聲壓級(jí)最大減小1.4 dB(A)，轉(zhuǎn)向架艙湍流脈動(dòng)功率級(jí)最大減小3.4 dB(A)，轉(zhuǎn)向架艙聲功率最大減小0.6 dB(A)；

(3) 轉(zhuǎn)向架艙前緣控制中直壁、排障器加厚，側(cè)緣控制裙板高度增加、后緣控制倒圓角均可降低遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲水平，以及轉(zhuǎn)向架艙頂板湍流脈動(dòng)壓力功率級(jí)，兩者設(shè)計(jì)目標(biāo)一致；

(4) 對(duì)于轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)聲功率級(jí)，前緣排障器加厚、后緣倒角可以減小艙內(nèi)聲功率級(jí)，其他減小轉(zhuǎn)向架艙空間體積、封閉的措施使得轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)聲功率級(jí)增大。