高速列車受電弓空腔射流降噪方法研究

袁 丁，苗曉丹，袁天辰，楊 儉，袁賢浦

(1上海工程技術(shù)大學 城市軌道交通學院，上海201620；2上海工程技術(shù)大學 機械與汽車工程學院，上海201620)

0 引 言

隨著人們生活水平的提高，人們對高速列車行車速度及乘車舒適度的要求也在不斷上升。高速列車的迅猛發(fā)展給人們出行帶來了很大便利，節(jié)約了旅途時間，但是產(chǎn)生的噪聲卻也給鐵路沿線居民及乘客造成了一定困擾。目前，分析得出高速鐵路的主要噪聲包括氣動噪聲、電氣噪聲和輪軌噪聲［1］。列車行車速度大于300 km／h時，氣動噪聲將超過其它2類噪聲，成為高速列車擾民的主要噪聲源［2］。1990年，國家環(huán)境保護局頒布的《鐵路邊界噪聲限值及其測量方法》中已明確規(guī)定，鐵路外側(cè)距軌道中心線30 m處等效聲級不得高于70 dB［3］。根據(jù)數(shù)值模擬得出:作為高速列車氣動噪聲的主要組成部分，如何降低高速列車受電弓空腔氣動噪聲即已成為迫切需要解決的重要熱點問題。

列車行駛過程中，由于外界氣流的涌入導致受電弓空腔內(nèi)部流場劇烈波動，為研究受電弓空腔氣動噪聲機理，目前主要是通過風洞試驗和數(shù)值模擬計算［4］。高陽等人［5］通過風洞試驗對1∶8縮比尺寸高鐵模型進行研究發(fā)現(xiàn):轉(zhuǎn)向架與受電弓表面是列車主要噪聲源，且產(chǎn)生的噪聲水平明顯高于列車其它區(qū)域噪聲源；余培汛等人［6］對開式空腔進行數(shù)值模擬研究，并提出開式空腔降噪方法，得出剪切層方向和強度不是決定空腔聲源強度的主要因素；Zhang等人［7］指出空腔上游方向剪切層涌入是造成空腔自激震蕩的主要原因，腔內(nèi)產(chǎn)生的氣動噪聲是剪切氣流與腔內(nèi)流場相互作用結(jié)果；黃莎等人［8］對CRH2車型車廂連接凹槽進行數(shù)值模擬并得出:凹槽迎風面上頂角處容易出現(xiàn)最大正壓；李輝等人［9］通過改變車廂連接凹槽頂部形狀，將車頂邊緣直角棱角改為傾斜倒角，空腔內(nèi)部氣動噪聲降低2～3 dB；李麗紅等人［10］使用等離子激勵裝置誘導腔體內(nèi)部氣流流動，使空腔內(nèi)部總聲壓級降低3.87 dB。

本文以1∶1某高速列車三車編組模型作為氣動噪聲源研究對象，先分析350 km／h車速下受電弓空腔氣動噪聲產(chǎn)生機理，再分析遠場氣動噪聲頻譜特性。基于以上分析，通過對受電弓空腔內(nèi)部射流，對比射流前后空腔內(nèi)部流場特性、空腔表面聲源特性及遠場監(jiān)測點噪音聲壓級頻譜特性變化，確定最優(yōu)射流降噪?yún)?shù)，為高速列車降噪裝置的研發(fā)提供理論依據(jù)。

1 高速列車氣動噪聲計算模型

1.1 幾何模型

建立1∶1三車編組模型作為聲源研究對象。列車模型包括車頭車廂（底面為平面）、中部車廂（含受電弓空腔、空腔內(nèi)部包含絕緣子及受電弓底架、無受電弓）和尾車車廂（底面為平面）。

受電弓空腔及絕緣子外形、尺寸均按照實車模型尺寸建立，忽略車身門窗。三車模型總長L＝79.5 m，車寬W＝3.36 m，高度H＝3.52 m，三車編組模型及受電弓空腔模型如圖1所示。

1.2 計算區(qū)域設置、網(wǎng)格劃分及邊界條件設置

三車編組模型數(shù)值模擬計算區(qū)間如圖2所示。三車編組全長79.5 m，頭車頂部距離流場入口面80 m（1倍車長），尾車尾部距離出口面160 m（2倍車長）。計算區(qū)間總長319.5 m，寬72.5 m，高44 m。列車底部為平面，與車底所在平面重合。

圖2 計算區(qū)域模型Fig.2 Computational area model

目前，ICEM CFD網(wǎng)格劃分包括結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格和非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格兩類，本課題采用混合網(wǎng)格繪制。其中車體表面及車體附近區(qū)域采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格繪制，遠場區(qū)域采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格繪制。受電弓空腔作為高速列車氣動噪聲主要噪聲源，根據(jù)空腔內(nèi)部復雜曲面及計算精度要求，對受電弓空腔內(nèi)部（重點絕緣子表面）和車體表面采用局部加密處理（非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格），網(wǎng)格最大尺寸為25 mm；遠場區(qū)域空間范圍較大且外形規(guī)整，在滿足計算精度要求的同時可以適當增加網(wǎng)格尺寸減少計算時間，其中遠場邊界最大尺寸設置為800 mm。網(wǎng)格劃分單元（結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格和非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格）共計2 000萬。

網(wǎng)格劃分結(jié)束，可進行邊界條件設置，再初始化入口條件。具體設置條件見表1。

表1 邊界和初始化設置Tab.1 Computational area model

1.3 計算方法

選用SST k-ε計算模型，對三車編組列車流場進行穩(wěn)態(tài)計算，共1 000時間步長；以下瞬態(tài)計算均建立在穩(wěn)態(tài)計算基礎(chǔ)上:包括采用寬頻帶模型（Broadband Noise Sources）數(shù)值計算空腔內(nèi)部流場、渦量、湍動能及列車表面聲功率級，分析受電弓空腔氣動噪聲產(chǎn)生機理，同時優(yōu)化射流條件，共1 500時間步長；遠場氣動噪聲計算改用大渦模擬（LES）進行，計算結(jié)果采用系統(tǒng)內(nèi)部傅里葉變換（Acoustic Sources FFT）功能將計算區(qū)域脈動壓力信號轉(zhuǎn)變?yōu)槁曅盘枺傆? 000時間步長。其中，SIMPIC用于穩(wěn)態(tài)計算，瞬態(tài)采用PISO算法。流場計算參數(shù)見表2。

表2 流場計算參數(shù)Tab.2 Flow field calculation parameters

2 數(shù)學模型

湍流運動內(nèi)部包含大小不一眾多旋渦。由于大尺度旋渦對流場特性起決定性影響，同時大尺度渦旋對腔內(nèi)氣動噪聲貢獻量也最大，所以選擇大渦模擬湍流模型。為滿足計算精度要求，搭建小尺度模型與大尺度模型之間關(guān)系，滿足流場區(qū)間湍流運動狀態(tài)，最終通過數(shù)值計算得到大尺度量。

大渦模擬（LES）控制方程為:

其中，ρ為流體密度；ui、uj為過濾后的速度分量；P為過濾后的壓強；μ為湍流粘性系數(shù)；τij為亞格子尺度應力，其數(shù)學模型為:

其中，μt為亞格子湍流粘性系數(shù)，研究推得的數(shù)學公式可寫為:

其中，Sij是求解尺度下的應變力張量，具體數(shù)學公式為:

其中，△代表網(wǎng)格尺寸，Cs是Smagorinsky常數(shù)，對于大多數(shù)流動問題Cs＝0.1具有較好的模擬結(jié)果。

大渦模擬（LES）利用大渦對整體流場貢獻量，需要建立在初始穩(wěn)態(tài)流場計算基礎(chǔ)上，只能用于瞬態(tài)計算。因此在數(shù)值模擬初始階段，選用SST k-ε模型先進行穩(wěn)態(tài)計算，控制方程表達式為:

在此基礎(chǔ)上，對式（7）進行變換后可得:

其中:

其中，Ω為渦量；y為近壁面距離；k為湍流動能；ω為湍流比耗散率；μt為湍流粘性系數(shù)；σk、σω、σω2、β為經(jīng)驗系數(shù)；ρ為密度；xj為方向坐標；μi為氣流速度分量。

3 受電弓空腔流場特性

3.1 瞬態(tài)壓力分析

高速列車350km／h瞬態(tài)壓力分布云圖如圖3所示。由圖3可知，整車最大瞬態(tài)壓力出現(xiàn)在受電弓空腔內(nèi)部，其中絕緣子迎風表面為最大瞬態(tài)壓力表面，最大壓強為5 690 Pa，其次為受電弓空腔迎風面為5 570 Pa。接下來，受電弓空腔瞬態(tài)壓力分析圖如圖4所示。分析圖4（b）可知，高速列車行駛過程中，空腔上游分離氣流撞擊絕緣子迎風面造成絕緣子迎風表面壓力劇增。空腔內(nèi)部氣流混合空腔上游分離氣流向空腔下游運動，最終撞擊受電弓空腔迎風面是造成空腔迎風面壓力變大的主要原因。

圖3 高速列車瞬態(tài)壓力分布云圖Fig.3 Cloud chart of transient pressure distribution of high speed train

圖4 受電弓空腔瞬態(tài)壓力分析圖Fig.4 Transient pressure analysis diagram of pantograph cavity

3.2 渦量分析

受電弓空腔渦量圖如圖5所示。根據(jù)圖5受電弓空腔渦量云圖，可以看出:空腔前端、絕緣子尾端及空腔尾端聚集大量渦流，對應渦量較強，說明腔內(nèi)渦量體現(xiàn)渦流劇烈程度。腔內(nèi)氣流在絕緣子后方產(chǎn)生帶狀脫落渦，并與空腔前端渦流形成混合渦，是造成空腔中部渦量激增的主要原因。空腔內(nèi)部渦流最終會撞擊空腔迎風面，在空腔尾端形成渦量堆積。空腔前端、尾端氣流分離處渦量同時達到最大說明氣流分離點容易形成劇烈旋轉(zhuǎn)渦流。

3.3 湍動能分析

湍動能是反映湍流脈動強度的主要物理量。根據(jù)圖6受電弓空腔湍動能云圖，結(jié)合圖5渦量云圖可以得出:

圖5 受電弓空腔渦量圖Fig.5 Vorticity diagram of pantograph cavity

圖6 受電弓空腔湍動能云圖Fig.6 Cloud image of turbulent kinetic energy inpantograph cavity

（1）由于剪切氣流分離，導致空腔上游形成劇烈旋轉(zhuǎn)渦流，渦流自帶湍動能最大達到271 m2／s2。

（2）空腔氣流流經(jīng)絕緣子尾端極易形成脫落渦，劇烈波動的脫落渦是絕緣子尾端區(qū)域湍動能增大的主要原因。

（3）空腔尾端聚集大量渦流，所以空腔尾端區(qū)域湍動能增大。其中空腔尾端氣流分離區(qū)域（粗紅線已圈出），湍動能增漲達到250 m2／s2。

4 受電弓空腔聲源特性分析

基于受電弓空腔流場特性分析，確定了空腔表面瞬態(tài)壓力分布規(guī)律及空腔內(nèi)部流場特性，現(xiàn)對空腔表面聲源特性進行分析。針對受電弓空腔表面聲功率級計算，需要在穩(wěn)態(tài)計算基礎(chǔ)上進行瞬態(tài)數(shù)值計算，通過寬頻帶模型，求解受電弓空腔表面聲功率分布，并與空腔表面瞬態(tài)壓力進行對比，確定空腔聲源特性。

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根據(jù)受電弓空腔流場特性分析，已知空腔前端、絕緣子尾端及空腔尾端聚集大量渦流，渦流劇烈運動是產(chǎn)生氣動噪聲主要原因，因此以下對受電弓空腔氣動噪聲進行分析。

如圖7所示。分析可知，高速列車350 km／h行駛過程中，絕緣子迎風面與空腔迎風面表面聲功率級比較大，其中絕緣子表面最大聲功率級為107 dB。絕緣子與空腔表面最大聲功率級所在表面同時對應最大瞬態(tài)壓力所在表面。說明受電弓空腔內(nèi)部氣動噪聲產(chǎn)生的主要原因因為氣流的撞擊。

圖7 受電弓空腔表面的分析結(jié)果Fig.7 Analysis results of pantograph cavity

絕緣子迎風面作為受電弓空腔表面最大噪聲源與最大瞬態(tài)壓力所在平面，因此這里對絕緣子進行單獨分析，分析結(jié)果如圖8所示。

圖8 絕緣子表面聲功率級分布研究圖Fig.8 Research diagram of sound power level distribution on the surface of insulators

絕緣子除了迎風面聲功率級較大外，其兩側(cè)負壓表面聲功率級同時表現(xiàn)較大。這是因為空腔內(nèi)部氣流撞擊絕緣子迎風面后，絕緣子兩側(cè)及背風面附近會形成負壓區(qū)，負壓區(qū)產(chǎn)生氣流脈動同時生成脫落渦，最終導致絕緣子負壓區(qū)表面聲功率級也較大，這是絕緣子表面產(chǎn)生氣動噪聲的另一種原因。

5 高速列車遠場氣動噪聲特性分析

5.1 監(jiān)測點處聲壓級數(shù)計算

針對受電弓空腔遠場氣動噪聲研究分析，需要在穩(wěn)態(tài)計算基礎(chǔ)上進行瞬態(tài)數(shù)值計算，并最終通過FW-H方程對瞬態(tài)壓力進行轉(zhuǎn)換，求出遠場監(jiān)測點處噪聲聲壓級。

分別在受電弓空腔中部一側(cè)3.5 m、7 m、25 m的遠場位置設置3個監(jiān)測點（距離地面高度3.5 m），計算并求解出3個監(jiān)測點處對應的聲壓級數(shù)，統(tǒng)計結(jié)果見表3。

表3 高速列車350 km／h監(jiān)測點處聲壓級統(tǒng)計表Tab.3 Statistical table of sound pressure level at 350 km／h monitoring point of high speed train dB

由表3分析可知，隨著車距的增加，監(jiān)測點處聲壓級數(shù)在不斷降低，25 m處監(jiān)測點聲壓級比3.5 m處聲壓級數(shù)下降11.1 dB。

5.2 氣動噪聲頻譜特性分析

選取表3中3.5 m（近場）、25 m（遠場）兩處監(jiān)測點聲壓級頻譜作為研究對象，進行高速列車受電弓空腔氣動噪聲頻譜特性分析。監(jiān)測點處聲壓級頻譜特性如圖9所示。

圖9 監(jiān)測點處頻譜特性圖Fig.9 Spectrum characteristic diagram of monitoring points

由圖9可知，高速列車產(chǎn)生的氣動噪聲頻率與距離無關(guān)，沒有固定主要頻率，是一種寬頻噪聲［12］。隨著車距的增加，各頻率氣動噪聲都存在能量耗散。計算分析3.5 m和25 m車距0～2 000 Hz與2 000～4 000 Hz聲壓級數(shù)均值變化后，得出以下結(jié)論:低頻氣動噪聲聲壓級數(shù)比高頻氣動噪聲聲壓級數(shù)多降低0.53 dB。（其余監(jiān)測點頻譜特性相似不做說明）

圖10給出350 km／h兩監(jiān)測點處A計權(quán)聲壓級1／3倍頻程圖。由圖9可知，隨著車距的增加，各頻段A計權(quán)聲壓級數(shù)下降幅度基本統(tǒng)一。對比3.5 m監(jiān)測點處最高能量頻段300～500 Hz轉(zhuǎn)移至500～700 Hz略有轉(zhuǎn)移。

圖10 監(jiān)測點處A計權(quán)聲壓級1／3倍頻程圖Fig.10 1／3 octave chart of A-weighted sound pressure level at monitoring point

6 受電弓空腔氣動噪聲降噪分析

上文已對受電弓空腔氣動噪聲產(chǎn)生機理及傳播規(guī)律進行了分析。本文針對受電弓空腔氣動噪聲降噪方法研究，選用斜面主動射流降噪方法，研究250 km／h車速下32 m／s射流降噪效果。

圖11為受電弓空腔射流降噪模型圖（無弓頭）。其中，射流面長2232 mm，寬333 mm；射流出口選用5個直徑100 mm圓形噴嘴；噴嘴由射流面垂向中心線向兩側(cè)均勻分布，各射流噴嘴之間圓心距為285 mm。

圖11 受電弓空腔射流降噪三維模型圖Fig.11 3D model of jet noise reduction in Pantograph cavity

對圖12進行分析可知，高速列車以250 km／h的速度運行時，原有受電弓空腔與射流降噪后受電弓空腔內(nèi)部氣流流動圖如圖2所示。從射流前空腔氣流流線圖可以看出，氣流經(jīng)過原受電弓空腔前端因為車身外形突變形成分離氣流。分離氣流劇烈撞擊絕緣子迎風面，并在絕緣子后方形成脫落渦。斜面射流可以阻止氣流分離，推遲氣流分離點［14］，避免剪切氣流直接撞擊絕緣子迎風面發(fā)生氣動噪聲［15］；根 據(jù) 大 量 數(shù) 值 模 擬 得 出，行 車 速 度 為250 km／h時，射流速度穩(wěn)定維持在32 m／s降噪效果最為顯著。對比降噪前后空腔內(nèi)部氣流流動圖可以明顯看出:

圖12 受電弓空腔內(nèi)部氣流流動圖Fig.12 Flow chart of air flow in the cavity of pantograph

（1）降噪前空前內(nèi)部氣流流動方向紊亂，絕緣子后方空腔區(qū)間氣流波動性較大。

（2）射流降噪后空腔前端及尾端氣流波動得到了明顯的改善，且氣流分布較射流降噪前更加均勻。

通過力學分析，可以得出:順向射流增大空腔前壁面邊緣流體慣性力在合力中所占比重，降低垂向剪切力造成的空腔內(nèi)部急變流曲率變化，維持了流場的連續(xù)穩(wěn)定。

受電弓空腔湍動能云圖見圖13。由圖13可以看出，絕緣子前端空腔區(qū)間和車廂連接凹槽處為高湍動能分布區(qū)域。由圖13（a）可以看出，空腔迎風面凹槽區(qū)域渦旋運動也較為劇烈。對比圖13（b）降噪后空腔內(nèi)部湍動能云圖可以看出，射流降噪后空腔內(nèi)部高湍動能分布區(qū)域減小較為明顯，且降噪前后空腔內(nèi)部最大湍動能值也由99 m2／s2降低至80.899 m2／s2。

圖13 受電弓空腔湍動能云圖Fig.13 Cloud image of turbulent kinetic energy in Pantograph cavity

射流降噪前后絕緣子表面聲功率級分布云圖如圖14所示。由圖14分析可知，射流后絕緣子兩側(cè)最高聲功率級數(shù)由96 dB降至94.2 dB，共降低1.8 dB。

圖14 絕緣子表面聲功率云圖Fig.14 Cloud chart of sound power on insulator surface

根據(jù)射流前后絕緣子表面壓力云圖如圖15所示，繪制絕緣子表面瞬態(tài)壓力對比表，見表4。

圖15 射流前后絕緣子表面壓力云圖Fig.15 Pressure nephogram of insulator surface before and after jet

表4 射流前后絕緣子表面壓力變化表Tab.4 Pressure change table PA of insulator surface before and after jet Pa

射流后絕緣子迎風面最大正壓增大，兩側(cè)最大負壓減小，正負壓力差縮小，說明射流后絕緣子兩側(cè)氣流波動減弱，可以有效減少絕緣子后方脫落渦的形成。

絕緣子作為受電弓空腔主要噪聲源，由前文分析可知，射流降噪后絕緣子表面聲功率級得到明顯下降。下面將針對射流降噪前后遠場氣動噪聲降噪展開分析。

為研究射流前后A計權(quán)聲壓級變化，選取距離車體最近監(jiān)測點（距車體中軸線3.5 m，高3.5 m）作為研究對象，計算并繪制降噪前后監(jiān)測點處1／3倍頻A計權(quán)聲壓級數(shù)梯線圖和頻譜特性折線圖，如圖16、圖17所示。通過分析可知，射流降噪前后受電弓空腔氣動噪聲具有相似的頻譜特性，主要能量所在頻率由450～550 Hz轉(zhuǎn)移至550～650 Hz。

圖16 監(jiān)測點處1／3倍頻A計權(quán)聲壓級對比Fig.16 Comparison of 1／3 octave A-weighted sound pressure levels at monitoring points

圖17 射流降噪前后監(jiān)測點A處聲壓級對比Fig.17 Comparison of sound pressure level at monitoring point a before and after jet noise reduction

選用射流降噪方法，實現(xiàn)100～2 500 Hz低頻頻段氣動噪聲聲壓級平均降低3.32 dB；射流降噪后3 100～4 000 Hz頻段聲壓級有所增加，原因由于射流氣體與空腔流場發(fā)生撞擊產(chǎn)生高頻噪聲。

上文通過對聲源表面3.5 m近場射流前后氣動噪聲進行對比，現(xiàn)對距離車體25 m遠場處氣動噪聲降噪進行分析，本文采用對25 m處不同高度監(jiān)測點降噪效果進行研究。通過數(shù)據(jù)分析得知:射流后對遠場不同高度區(qū)域均有明顯降噪結(jié)果。其中監(jiān)測區(qū)域隨著高度的增高，降噪效果越突出，并在11.5 m樓層處射流降噪效果達到最佳為2.59 dB。超過11.5 m高度區(qū)域因為聲源距離監(jiān)測區(qū)域距離增加氣動噪聲能量本身耗散，所以與降噪后氣動噪聲聲壓級數(shù)值差值逐漸減小，25 m處射流前后聲壓級數(shù)對比結(jié)果如圖18所示。

圖18 25 m處射流前后聲壓級數(shù)對比圖Fig.18 Comparison of sound pressure series before and after jet at 25 m

圖19為高速列車受電弓空腔射流降噪前后基于Q-準則（尺度為0.01）的渦量等值面分布對比云圖。由圖19分析可知，射流降噪前受電弓空腔上游氣流分離形成大量渦流，不同尺度、強度的月牙形渦會擠壓碰撞，匯集絕緣子尾端帶狀脫落渦，撞擊空腔迎風面。反饋壓力向空腔上游傳播，造成空腔上游流場更不穩(wěn)定性；由圖b可知，射流后受電弓空腔中部迎風面新生大尺度渦流，會產(chǎn)生較大氣動噪聲［16］。射流后空腔內(nèi)部渦核實際值由5 970.1 S-2降至5 581.54 S-2，說明射流可以有效減小空腔內(nèi)部渦流整體強度與尺寸。綜合以上分析，射流具有明顯的降噪效果。

圖19 受電弓空腔Q-準則量等值面分布圖Fig.19 Distribution of q-norm equivalent surface of pantograph cavity

7 結(jié)束語

基于Lighthill聲學理論，采用寬頻帶噪聲源模型分析空腔聲源特性、采用LES大渦模型和FW-H聲學模型數(shù)值計算遠場氣動噪聲頻譜特性，基于以上分析尋求不同車速空腔內(nèi)部流場特性規(guī)律及氣動噪聲產(chǎn)生機理。對不通車距、不同高度監(jiān)測點處氣動噪聲頻譜特性進行對比分析，并通過腔內(nèi)射流實現(xiàn)空腔氣動噪聲降噪，得出以下結(jié)論:

（1）受電弓空腔為高速列車氣動噪聲主要聲源，空腔前端容易形成剪切氣流，分離的剪切氣流涌入空腔內(nèi)部擾動腔內(nèi)流場。其中空腔上游區(qū)域極易形成負壓區(qū)，產(chǎn)生大尺度劇烈旋轉(zhuǎn)渦流；絕緣子尾端容易形成帶狀脫落渦，隨腔內(nèi)流場運動最終撞擊空腔迎風面，產(chǎn)生的壓力波會反向干擾上游流場穩(wěn)定。同時隨著車速增加，腔內(nèi)渦流運動更加劇烈，氣動噪聲增長幅值也越大。

（2）受電弓空腔氣動噪聲為寬頻噪聲，沒有主頻率。隨著監(jiān)測點與聲源（受電弓空腔）距離的增加，低頻與高頻氣動噪聲能量耗散同步。對比分析3.5 m、25 m車距下0～2 000 Hz與2 000～4 000 Hz聲壓級數(shù)均值變化可以發(fā)現(xiàn)，低頻氣動噪聲聲壓級數(shù)比高頻氣動噪聲聲壓級數(shù)多降低0.53 dB，低頻能量耗散更為明顯。

（3）車速250 km／h下對受電弓空腔進行32 m／s射流降噪，可以有效降低空腔上方流場波動性。射流后空腔上游渦流尺度明顯減小，帶狀渦流取代不穩(wěn)定的月牙渦流。射流后下游渦流集中迎風面中部，造成空腔下游局部渦量增大。

（4）對比降噪前后遠場監(jiān)測點處聲壓級數(shù)，得出:隨著車距的增加，射流降噪效果愈發(fā)明顯，其中在距離軌道中心線28 m處降噪效果最佳，為2.05 dB；為研究射流降噪對居民住宅的影響，取距離軌道中心線25 m處不同高度樓層聲壓級數(shù)進行數(shù)值計算，得出:隨著樓層的增高，射流降噪效果越突出，并在11.5 m樓層處射流降噪效果達到最佳為2.59 dB。