高速列車車輛連接部位氣動噪聲數(shù)值模擬及降噪研究

黃 莎， 梁習(xí)鋒， 楊明智

（軌道交通安全教育部重點實驗室 中南大學(xué)交通運輸工程學(xué)院，湖南 長沙410075）

0 引 言

列車運行速度不斷提高，氣動噪聲越來越顯著甚至占主導(dǎo)地位［1］。過大的噪聲將嚴(yán)重影響旅客和鐵路沿線人們的生理和心理健康，還可能引起周圍有關(guān)設(shè)備和建筑物的疲勞損壞，縮短使用壽命，列車噪聲污染已成為制約高速鐵路發(fā)展的一個瓶頸。因此，隨著客運專線的快速發(fā)展及車速的進(jìn)一步提高，研究高速列車氣動噪聲并提出可行性降噪措施已成為控制高速列車噪聲的關(guān)鍵［2］。國內(nèi)外很多學(xué)者對高速列車不同位置處的氣動噪聲做了研究，F(xiàn)rid利用低噪聲風(fēng)洞，研究了高速列車裙板及格柵對線路兩邊噪聲的影響［3］；Ikeda和Iwamoto介紹了高速列車低氣動噪聲受電弓的設(shè)計理論和方法，并提出了改善受電弓氣動噪聲的設(shè)計方案［4－7］；Sassa通過實驗和數(shù)值計算對車門處產(chǎn)生的氣動噪聲進(jìn)行了研究［8］；肖友剛通過數(shù)值模擬對高速列車司機(jī)室內(nèi)氣動噪聲進(jìn)行了預(yù)測，均取得了良好效果［9］。

為了進(jìn)一步掌握高速列車表面凹凸、臺階等噪聲源的特征，得出各噪聲源隨著車體表面高度差，凸起等的變化關(guān)系，為高速列車的低氣動噪聲設(shè)計提供技術(shù)支持，本文采用有限體積法求解大渦模擬的N－S方程，對高速列車車輛連接部位不同尺寸參數(shù)時的氣動噪聲進(jìn)行數(shù)值模擬，并提出降噪改進(jìn)意見。

1 控制方程

1．1 湍流模型方程

對于氣動噪聲模擬，大渦模擬（LES）是目前計算湍流脈動較理想的方法。大渦模擬（LES）是對尺度大的湍流運動通過Navier－Stokes方程直接計算，小尺度渦對大尺度運動的影響則通過建立模型來模擬。引入了亞格子尺度模型，構(gòu)建大渦模擬（LES）的N－S方程［10－12］如下，

其中ρ表示流體密度，μ為湍流粘性系數(shù)；τij為亞格子尺度應(yīng)力（簡稱SGS應(yīng)力），它體現(xiàn)了小尺度渦的運動對運動方程的影響，其數(shù)學(xué)模型為：

1．2 氣動噪聲聲學(xué)方程

1952年，英國科學(xué)家Lighthill根據(jù)N－S方程和連續(xù)性方程導(dǎo)出了氣動聲學(xué)基本方程［13］：

式中：Tij為 Lighthill張量為粘性應(yīng)力張量，）；δ 為單位張量；ρ 為未受擾動的流ij0體密度；ρ′為流體密度的波動量，ρ′＝ρ－ρ0；p0為未受擾動的流場壓力；p′為流場中壓力的脈動量p′＝pp0；c0為聲速。

FW－H聲學(xué)類比方程本質(zhì)上是不均勻的波動方程，它以Lighthill方程為基礎(chǔ)，可以通過連續(xù)性方程和 Navier－Stokes方程導(dǎo)出［14］。FW－H 方程為：

將聲學(xué)方程利用廣義格林公式展開得到其遠(yuǎn)場積分解，當(dāng)物體及源場和典型波長相比很小時，就可將源場作為緊致源場。緊致源場產(chǎn)生的遠(yuǎn)場聲密度近似式為：

式中，第一項代表由車輛周圍的體積源產(chǎn)生的噪聲，屬四極子源噪聲，來源于物體周圍流場內(nèi)的Lighthill應(yīng)力；第二項代表車輛表面作用在物體上的非定常力產(chǎn)生的噪聲，屬偶極子噪聲，來源于物體的表面壓力和粘性剪切應(yīng)力；第三項代表由于車輛體積位移引起體積脈動產(chǎn)生的噪聲，屬單極子源噪聲。單極子源噪聲的輻射特性等同于點聲源，由于車輛表面可看做是剛性的，所以當(dāng)車輛等速運動時，其表面速度在外法線上的投影對表面的積分為零，也即單極子源噪聲為零。氣動噪聲中的四極子源噪聲與馬赫數(shù)的五次方成正比，偶極子源噪聲與馬赫數(shù)的三次方成正比，所以四極子源噪聲與二極子源噪聲之比和馬赫數(shù)的平方成正比，即E4／E2＝Ma2。高速列車運行速度雖然較大，但相對于聲速而言，其速度還是較低。如列車速度300km／h時，其馬赫數(shù)為0．24，因此車輛氣動噪聲中的四極子源噪聲相對較小，可略去不計。這樣，高速列車遠(yuǎn)場氣動噪聲的計算公式可表達(dá)為：

當(dāng)L?λ時，（λ為聲波的波長，L為車輛的特征尺寸），由聲源位置造成的時間滯后對觀察點聲音的影響可以忽略不計，則式（6）可以進(jìn)一步簡化為：

式中，θ為x與p之間的夾角。由上述討論可知，列車遠(yuǎn)場氣動氣流噪聲主要是由偶極子源噪聲組成。由式（7）可知，只要得到高速列車表面的脈動壓力分布，就能計算出高速列車遠(yuǎn)場的輻射噪聲，而壓力脈動由大渦模擬得出。

2 計算模型及參數(shù)

高速列車計算模型采用三節(jié)車編組，如圖1所示。為了得到車輛連接部位尺寸對氣動噪聲的影響規(guī)律，針對車輛連接部位的以下四種尺寸進(jìn)行氣動噪聲數(shù)值模擬分析：（1）H＝330mm，L＝500mm；（2）H＝330mm，L＝800mm；（3）H＝400mm，L＝500mm；（4）H＝400mm，L＝800mm，如圖2所示。其中：H 表示車輛連接部位高度，L表示車輛連接部位長度，H＝330mm，L＝500mm為現(xiàn)有車輛連接部位尺寸。

圖1 高速列車計算模型Fig．1 High－speed train calculational model

在數(shù)值模擬計算中，一般采取有限計算區(qū)域來代替無限計算域，區(qū)域長度方向尺寸的選取則是使計算區(qū)域下游邊界盡可能遠(yuǎn)離列車尾部，以避免出口截面受到動車組尾流的影響，便于出口邊界條件的給定，計算區(qū)域及坐標(biāo)定義如圖3所示。高速列車勻速運行時邊界條件設(shè)定如下：

（1）如圖3，粘性流體在車體表面滿足無滑移邊界條件，因此，在車體表面給定無滑移邊界條件：即

（2）滑移邊界條件：消除地板附面層的影響，地面ABCD給定滑移邊界條件，法向速度為0，切向速度與來流速度一致，即：

（3）入口邊界條件：如圖3，面ABFE、AEHD和面BFGC均給定速度入口邊界條件。在入口截面處，x向速度為零，y方向按均勻來流給定不同速度大小v，z向速度為零，即：

（4）出口邊界條件：如圖3，頂面EFGH和面CDHG給定壓力出口邊界條件。在出口截面處，出口靜壓為0，即：

3 數(shù)值計算結(jié)果及分析

3．1 車輛連接部位氣動噪聲監(jiān)測點布置

為了研究車輛連接部位氣動噪聲，根據(jù)噪聲測量標(biāo)準(zhǔn)，在其不同方位布置9個固定監(jiān)測點，監(jiān)測點布置如圖4所示。

3．2 車輛連接部位氣動噪聲頻譜分析

高速列車以300km／h速度運行時，對車輛連接部位不同尺寸參數(shù)時氣動噪聲進(jìn)行數(shù)值模擬。

列車高速行駛時，氣流從列車鼻錐處發(fā)生分離，一部分沿著車身表面向上流動，一部分氣流向下沿車底流動。當(dāng)氣流通過車頂向后流動，到達(dá)車輛連接處時，由于結(jié)構(gòu)的突然變化，部分氣流下泄到凹槽內(nèi)形成渦旋，如圖5所示。渦旋的渦心不斷向兩側(cè)擴(kuò)展，使壓力出現(xiàn)較大的變化，形成較大的壓力梯度，如圖6所示。取車輛連接部位作為氣動噪聲源，得到各監(jiān)測點的聲壓級。圖7為車輛連接部位（尺寸為H＝330mm，L＝500mm）時7號監(jiān)測點的聲壓級頻譜及1／3倍頻程頻譜圖。

對車輛連接部位不同尺寸參數(shù)下各監(jiān)測點聲壓頻譜分析發(fā)現(xiàn)：（1）車輛連接部位氣動噪聲在很寬的頻帶內(nèi)存在，是一寬頻噪聲；（2）車輛連接部位各監(jiān)測點聲壓級隨著頻率的增大先增大后減小，在200Hz左右達(dá)到峰值。（3）各監(jiān)測點氣動噪聲的頻譜變化規(guī)律相似，只是聲壓級幅值有所不同，7號監(jiān)測點聲壓級波動范圍最寬；車輛連接部位橫向監(jiān)測點（7，8，9）聲壓級幅值大于車頂正上方測點（1，2，3）；沿車長方向，距離車輛連接部位遠(yuǎn)的監(jiān)測點，其聲壓級幅值越小。（4）當(dāng)H值一定，L值由500mm增加到800mm時，各監(jiān)測點聲壓級幅值及波動幅度均增大；當(dāng)L值一定，H值由330mm增加到400mm時，各監(jiān)測點聲壓級幅值及波動幅度均增大。

分析各個監(jiān)測點的1／3倍頻程頻譜，高速列車車輛連接部位氣動噪聲A聲壓級主要集中在315－1000Hz頻率范圍內(nèi)；各監(jiān)測點的1／3倍頻程頻譜分布規(guī)律相似，只是A聲壓級不同。

根據(jù)聲壓級的定義，能夠得到總聲壓級LpZ：

其中：p0＝2×10－5Pa。Lpi為第i個聲源的聲壓級，i取1到n。

在對車輛連接部位不同尺寸參數(shù)下各監(jiān)測點1／3倍頻程頻譜分析的基礎(chǔ)上，通過計算得到各監(jiān)測點總聲壓級如圖8所示。

圖8 車輛連接部位不同尺寸參數(shù)時監(jiān)測點總聲壓級比較Fig．8 Total acoustic pressure level comparison of different dimension parameters in connection section

分析不同尺寸參數(shù)時各監(jiān)測點總聲壓級可以看出：當(dāng)高度H不變時，各監(jiān)測點總聲壓級隨著L長度的增加而增大；當(dāng)長度L不變時，各監(jiān)測點總聲壓級隨著H高度的增加而增大。車輛連接部位四種不同尺寸時，7號監(jiān)測點的總聲壓級均最大，當(dāng)H＝400mm，L＝800mm 時，7號監(jiān)測點總聲壓級為97．29dBA；當(dāng)H 一定，L由500mm增加到800mm時，監(jiān)測點總聲壓級平均增幅為1．13dBA；當(dāng)L一定，H 由330mm增加到400mm時，平均增幅為1．19dBA。

3．3 車輛連接部位降噪改進(jìn)模擬

為了降低車輛連接部位的氣動噪聲，一般采取在車輛的連接處設(shè)置風(fēng)擋或在連接風(fēng)擋處采用韌性材料等方法。本文對H＝330mm，L＝500mm車輛連接部位設(shè)置兩種風(fēng)擋方案時的氣動噪聲進(jìn)行了數(shù)值模擬，原風(fēng)擋方案為高速列車既有風(fēng)擋，改進(jìn)風(fēng)擋方案為全風(fēng)擋，如圖9所示。

圖9 車輛連接部位風(fēng)擋方案Fig．9 Wind shield projects in train connection section

對高速列車300km／h速度運行時，車輛連接部位設(shè)置兩種方案風(fēng)擋時的氣動噪聲進(jìn)行數(shù)值計算模擬。取車輛連接部位作為氣動噪聲源，得到各監(jiān)測點不同速度下的聲壓頻譜，圖10為7號監(jiān)測點的聲壓級頻譜圖及1／3倍頻程頻譜圖。

通過對有無風(fēng)擋時的監(jiān)測點聲壓級頻譜分析，既有風(fēng)擋方案各監(jiān)測點聲壓級幅值較無風(fēng)擋時有所減小，平均降幅約為4．5%；而改進(jìn)風(fēng)擋方案各監(jiān)測點聲壓級幅值較無風(fēng)擋時，平均降幅約為9．4%。

分析兩種方案各監(jiān)測點1／3倍頻程中心頻率處的A聲壓級發(fā)現(xiàn)：在車輛連接部位設(shè)置風(fēng)擋后，氣動噪聲A聲壓級主要集中在315～800Hz頻率范圍內(nèi)，與無風(fēng)擋時相比，主頻范圍向低頻移動；車輛連接部位設(shè)置風(fēng)擋后，A聲壓級幅值減??；改進(jìn)風(fēng)擋方案各監(jiān)測點A聲壓級幅值小于原風(fēng)擋方案，且在低頻區(qū)域的減幅較大，高頻區(qū)域較小。

在對兩種風(fēng)擋方案各監(jiān)測點1／3倍頻程頻譜分析的基礎(chǔ)上，進(jìn)一步得到各監(jiān)測點總聲壓級。圖11為無風(fēng)擋及兩種降噪風(fēng)擋方案時各監(jiān)測點總聲壓級的比較曲線。

圖11 車輛連接部位不同方案時監(jiān)測點總聲壓級比較Fig．11 Total acoustic pressure level comparison of different projects in connection section

比較分析發(fā)現(xiàn)，設(shè)置風(fēng)擋后車輛連接部位各監(jiān)測點總聲壓級小于無風(fēng)擋時各監(jiān)測點總聲壓級，平均降幅約為2．36dBA；改進(jìn)方案各監(jiān)測點總聲壓級平均降幅約4．27dBA，降噪效果較明顯。

4 結(jié) 論

通過對高速列車車輛連接部位氣動噪聲進(jìn)行數(shù)值模擬計算分析，可以看出：

（1）車輛連接部位氣動噪聲在很寬的頻帶內(nèi)存在，是寬頻噪聲，各個監(jiān)測點氣動噪聲A聲壓級主要集中在315～1000Hz頻率范圍內(nèi)。

（2）車輛連接部位四種尺寸參數(shù)時各監(jiān)測點氣動噪聲頻譜在低頻時幅值較大，隨著頻率的增大先增大后減?。卉囕v連接部位四種不同尺寸時，各監(jiān)測點聲壓級幅值及波動幅度隨高度H和長度L的增加而增大。

（3）在車輛連接部位設(shè)置風(fēng)擋，并采用全風(fēng)擋方案，避免氣流在凹槽內(nèi)劇烈擾動，降噪效果明顯，各監(jiān)測點聲壓級幅值以及總聲壓級較無風(fēng)擋時均有所減小。采用全風(fēng)擋方案較無風(fēng)擋時，聲壓級平均降幅約為9．4%，總聲壓級平均降幅4．27dBA，氣動噪聲顯著改善。

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