鈍體繞流氣動(dòng)噪聲源特性數(shù)值研究

鄭朝榮，王笑寒，武 岳

(1. 結(jié)構(gòu)工程災(zāi)變與控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(哈爾濱工業(yè)大學(xué))，哈爾濱150090；2. 哈爾濱工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院，哈爾濱150090；3. 深圳奧意建筑工程設(shè)計(jì)有限公司，廣東 深圳518000)

鈍體繞流氣動(dòng)噪聲源特性數(shù)值研究

鄭朝榮1,2，王笑寒3，武 岳1,2

(1. 結(jié)構(gòu)工程災(zāi)變與控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(哈爾濱工業(yè)大學(xué))，哈爾濱150090；2. 哈爾濱工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院，哈爾濱150090；3. 深圳奧意建筑工程設(shè)計(jì)有限公司，廣東 深圳518000)

為研究鈍體繞流的氣動(dòng)噪聲源特性，采用Realizablek-ε湍流模型與寬頻帶噪聲源模型相結(jié)合的方法模擬鈍體的聲功率級(jí)和表面聲功率級(jí)，比較并分析來(lái)流風(fēng)速、鈍體截面形式及尺寸對(duì)氣動(dòng)噪聲源強(qiáng)度及其分布特性的影響規(guī)律，探討氣動(dòng)噪聲源的影響機(jī)制.結(jié)果表明：鈍體繞流氣動(dòng)噪聲源主要位于氣流發(fā)生分離、湍流運(yùn)動(dòng)比較劇烈的地方，且鈍體的外形越趨近于流線型，其氣動(dòng)噪聲源強(qiáng)度越低；四極子噪聲源對(duì)總噪聲的貢獻(xiàn)比偶極子噪聲源的貢獻(xiàn)小得多；柱體表面聲功率級(jí)最大值與來(lái)流風(fēng)速對(duì)數(shù)之間呈線性正相關(guān)，與截面尺寸之間呈線性負(fù)相關(guān).最后提出了表面聲功率級(jí)的數(shù)學(xué)預(yù)測(cè)模型，為工程結(jié)構(gòu)的聲環(huán)境設(shè)計(jì)及氣動(dòng)噪聲控制提供參考.

鈍體繞流；氣動(dòng)噪聲源；寬頻帶噪聲源模型；影響機(jī)制；預(yù)測(cè)模型

鈍體繞流時(shí)，將產(chǎn)生復(fù)雜的流動(dòng)分離及一系列的旋渦脫落及破碎，從而在鈍體表面及附近產(chǎn)生顯著的脈動(dòng)壓力場(chǎng)，進(jìn)而誘發(fā)較大的氣動(dòng)噪聲.這個(gè)問(wèn)題在高速列車、航空航天和土木工程中廣泛存在.

隨著運(yùn)行速度的不斷提高，高速列車所產(chǎn)生的氣動(dòng)噪聲迅速增大.與此同時(shí)，由于輪軌噪聲已得到有效控制，從而使氣動(dòng)噪聲可能超越輪軌噪聲成為主要的噪聲源.過(guò)大的氣動(dòng)噪聲不僅嚴(yán)重影響乘客的乘坐舒適度和鐵路沿線人員的正常生活，還可能引起列車系統(tǒng)結(jié)構(gòu)以及鐵路沿線相關(guān)設(shè)備的疲勞破壞，這些問(wèn)題嚴(yán)重制約了列車運(yùn)行速度的進(jìn)一步提高[1].Talotte等[2]研究表明，受電弓氣動(dòng)噪聲是高速列車所產(chǎn)生的氣動(dòng)噪聲中的重要組成部分，因此研究桿件的低噪聲技術(shù)是降低受電弓氣動(dòng)噪聲乃至高速列車氣動(dòng)噪聲的關(guān)鍵技術(shù)基礎(chǔ).

大型客機(jī)在起飛和著陸的過(guò)程中會(huì)在低空飛行很長(zhǎng)距離，使得大片區(qū)域暴露在飛機(jī)產(chǎn)生的噪聲環(huán)境中；與此同時(shí)，外部噪聲通過(guò)飛機(jī)側(cè)壁傳到機(jī)艙內(nèi)部，嚴(yán)重影響乘客的飛行體驗(yàn)[3].飛機(jī)噪聲主要包括發(fā)動(dòng)機(jī)噪聲和機(jī)體氣動(dòng)噪聲，但隨著新技術(shù)的發(fā)展和應(yīng)用，發(fā)動(dòng)機(jī)噪聲已經(jīng)大為降低，使得機(jī)體氣動(dòng)噪聲占據(jù)飛機(jī)噪聲的主體地位[4].Chow等[5]對(duì)空中客車A340進(jìn)行實(shí)測(cè)發(fā)現(xiàn)，起落架所產(chǎn)生的氣動(dòng)噪聲是飛機(jī)進(jìn)場(chǎng)及離場(chǎng)的主要噪聲源.

無(wú)論是高速列車的受電弓，還是飛機(jī)的起落架，其裝置主要都是由鈍體桿件構(gòu)成的.本文從氣動(dòng)噪聲產(chǎn)生的源頭角度研究鈍體繞流的氣動(dòng)噪聲源特性，結(jié)合Realizablek-ε湍流模型和寬頻帶噪聲源模型方法模擬不同截面形式及尺寸的鈍體在不同來(lái)流風(fēng)速下氣動(dòng)噪聲源的分布情況，探討鈍體表面氣動(dòng)噪聲源強(qiáng)度及其分布的影響參數(shù)和影響機(jī)制.通過(guò)對(duì)簡(jiǎn)單鈍體模型氣動(dòng)噪聲源特性的研究，為加強(qiáng)各領(lǐng)域?qū)鈩?dòng)噪聲的認(rèn)識(shí)奠定基礎(chǔ)，同時(shí)也可為工程設(shè)計(jì)中降低氣動(dòng)噪聲強(qiáng)度提供參考.

1 數(shù)值模擬方法

鈍體繞流氣動(dòng)噪聲源的數(shù)值模擬方法主要分兩個(gè)步驟：第一步，采用基于Realizablek-ε湍流模型的RANS方法計(jì)算鈍體繞流的穩(wěn)態(tài)流場(chǎng)參數(shù)；第二步，采用寬頻帶噪聲源模型(broadband noise sources model)計(jì)算鈍體表面的兩個(gè)氣動(dòng)噪聲源參數(shù)，即聲功率級(jí)和表面聲功率級(jí).文獻(xiàn)[6-9]的研究結(jié)果表明，采用Realizablek-ε湍流模型與寬頻帶噪聲源模型相結(jié)合的方法來(lái)研究鈍體的氣動(dòng)噪聲源特性是合理的，所得結(jié)果也將是正確的.

1.1 Realizable k-ε湍流模型

本文采用Realizablek-ε湍流模型來(lái)計(jì)算鈍體繞流的穩(wěn)態(tài)流場(chǎng)，并獲得平均速度、湍動(dòng)能和湍流耗散率等參數(shù).該湍流模型由Shih等[10]于1995年提出，其控制方程為：

(1)

(2)

Realizablek-ε湍流模型可準(zhǔn)確地模擬大曲率流動(dòng)、分離流、旋轉(zhuǎn)流、以及帶方向壓強(qiáng)梯度的邊界層流等問(wèn)題.

1.2 寬頻帶噪聲源模型

寬頻帶噪聲源模型不需要任何控制方程的瞬態(tài)求解，所有的源模型參數(shù)都可由定常RANS方法計(jì)算得到，有助于快速確定噪聲源的主要區(qū)域.在ANSYS Fluent中提供了兩種聲源模型，即偶極子聲源模型和四極子聲源模型.偶極子聲源模型關(guān)注偶極子聲源，它主要由物體表面的脈動(dòng)壓力引起；四極子聲源模型關(guān)注四極子聲源，也就是湍流噪聲，它主要由分離流和邊界層流的湍流脈動(dòng)引起.

1)偶極子聲源模型.Curle[11]方程主要解決氣體流經(jīng)靜止物體表面所產(chǎn)生的噪聲問(wèn)題，基于Curle方程可以近似獲得物體表面聲源對(duì)總聲功率的貢獻(xiàn).首先，遠(yuǎn)場(chǎng)聲接收點(diǎn)的聲壓可以表示為

).

(3)

利用式(3)，聲源點(diǎn)輻射的聲強(qiáng)可近似表示為

(4)

從而，由聲功率與聲強(qiáng)之間的關(guān)系，固體表面輻射的總聲功率可表示為

).

(5)

2)四極子聲源模型.Lighthill[12]方程主要解決氣體流動(dòng)本身產(chǎn)生的噪聲問(wèn)題.Proudman[13]和Lilley[14]由Lighthill方程出發(fā)，推導(dǎo)出四極子噪聲源的聲功率計(jì)算公式：

(6)

式中：α為模型常量；u為湍流速度；l為湍流長(zhǎng)度尺度.

將上式表示為湍動(dòng)能k和湍流耗散率ε的表達(dá)式：

(7)

1.3 計(jì)算模型和計(jì)算域

計(jì)算模型包括截面形式為圓形、圓角方形(倒角率為1/5)和方形的3個(gè)柱體，模型高度為0.24 m，模型截面尺寸有0.03、0.034 3、0.04、0.048和0.06 m.計(jì)算中考慮了4種來(lái)流風(fēng)速，分別為10、20、30和40 m/s.

采用ANSYS ICEM建立準(zhǔn)二維鈍體繞流模型，忽略鈍體的端部效應(yīng)，但保留了鈍體繞流的一些關(guān)鍵三維湍流因素.模型計(jì)算域在xoy平面的投影見(jiàn)圖1，鈍體中心位于坐標(biāo)原點(diǎn)(0, 0, 0)，來(lái)流方向沿x軸正向.計(jì)算域入口和出口分別距離鈍體中心20D和40D；左右邊界距離鈍體中心均為20D；計(jì)算域高度與計(jì)算模型相等，亦為0.24 m，因此上、下邊界距離鈍體中心均為0.12 m.計(jì)算域入口邊界條件設(shè)置為速度入口(velocity-inlet)，出口邊界條件設(shè)置為壓力出口(pressure-outlet)；垂直于展向的兩平面設(shè)置為對(duì)稱邊界，其余邊界及鈍體表面均設(shè)置為光滑、無(wú)滑移壁面.

計(jì)算域全部采用分塊非均勻結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格離散，并通過(guò)網(wǎng)格相關(guān)性分析確定合適的網(wǎng)格劃分方案.以直徑D=0.06 m、Re=160 000的圓形截面柱體為例，分別劃分了網(wǎng)格總數(shù)為130萬(wàn)、250萬(wàn)及500萬(wàn)的3套網(wǎng)格，并比較這3套網(wǎng)格在計(jì)算收斂后相應(yīng)監(jiān)測(cè)點(diǎn)處的壓力系數(shù)(Cp1和Cp2)、x方向速度(Vx3和Vx4)，以及聲功率級(jí)最大值(LA)、表面聲功率級(jí)最大值(LS)，如表1所示.

由表1可知，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)達(dá)到250萬(wàn)時(shí)，計(jì)算值均基本保持不變，故采用此套網(wǎng)格作為后續(xù)計(jì)算的網(wǎng)格.計(jì)算域的網(wǎng)格劃分如圖1所示，圓柱周圍采用O型網(wǎng)格，第一層網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)距圓柱壁面0.000 5 m，模型的周向、徑向網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為240×50；計(jì)算域在z軸方向的網(wǎng)格均勻劃分，網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為80.圓角方形及方形截面柱體的計(jì)算域橫截面尺寸及網(wǎng)格劃分方式與圓形截面柱體類似，不再贅述.

定常流場(chǎng)計(jì)算時(shí)，采用二階迎風(fēng)格式離散對(duì)流項(xiàng)，速度-壓力耦合方程采用SIMPLE算法進(jìn)行解耦.表面氣動(dòng)噪聲源計(jì)算時(shí)，遠(yuǎn)場(chǎng)聲速設(shè)置為340 m/s，參考聲功率設(shè)置為10-12W.

表1不同網(wǎng)格方案的相關(guān)指標(biāo)比較

Tab.1 Comparisons of relevant indices for different schemes of grid configuration

網(wǎng)格數(shù)/萬(wàn)Cp1Cp2Vx3Vx4LALS130-0.69-0.3739.9440.6090.1099.37250-0.71-0.3239.9540.5689.7399.48500-0.71-0.3239.9640.5689.7599.49

圖1 計(jì)算域及其網(wǎng)格劃分

2 數(shù)值模擬結(jié)果分析

2.1 聲功率級(jí)及表面聲功率級(jí)

聲功率級(jí)和表面聲功率級(jí)沿各鈍體軸向的分布均基本不變，而沿周向的分布則變化顯著，且不同截面形式具有不同的分布規(guī)律.圖2、3分別給出了不同截面形式的鈍體在z=0截面處的聲功率級(jí)和表面聲功率級(jí)分布圖.其中，0°對(duì)應(yīng)前駐點(diǎn)，180°對(duì)應(yīng)后駐點(diǎn).無(wú)論是圓形、圓角方形還是方形截面鈍體，其表面噪聲源(包括四極子聲源和偶極子聲源)的主要區(qū)域均位于迎風(fēng)面及側(cè)面的角部，即氣流發(fā)生分離、湍流運(yùn)動(dòng)比較劇烈的地方；不同截面形式鈍體的最大噪聲源位置有所不同，這是由于各截面的分離點(diǎn)位置不同導(dǎo)致的，且圓形截面鈍體表面噪聲源強(qiáng)度在氣流分離點(diǎn)處的變化相較于圓角方形和方形截面鈍體更為平緩；鈍體背風(fēng)面區(qū)域的噪聲源強(qiáng)度均較小.比較聲功率級(jí)和表面聲功率級(jí)可知，鈍體表面聲功率級(jí)的分布情況和聲功率級(jí)很相似，但峰值出現(xiàn)的角度及數(shù)值有所不同，具體分析見(jiàn)下文；在數(shù)值上聲功率遠(yuǎn)小于表面聲功率，也就是說(shuō)，四極子噪聲源對(duì)總噪聲的貢獻(xiàn)比偶極子噪聲源的貢獻(xiàn)要小得多，可以忽略.此外，由于各鈍體的表面聲功率級(jí)分布關(guān)于來(lái)流方向均呈現(xiàn)很好的對(duì)稱性，因而下文僅分析鈍體繞流0°～180°范圍內(nèi)的表面聲功率級(jí).

圖4、5分別給出了不同來(lái)流風(fēng)速及不同截面尺寸時(shí)圓柱z=0截面的表面聲功率級(jí)分布圖，圖4的截面尺寸取為0.03 m，圖5中的來(lái)流風(fēng)速取為10 m/s.由圖可知，各模型的表面聲功率級(jí)的分布形式基本相同，僅在數(shù)值上有所差別；來(lái)流風(fēng)速越大，表面聲功率級(jí)越大，40 m/s時(shí)的最大表面聲功率級(jí)比10 m/s時(shí)大28.7 dB；截面尺寸越大，表面聲功率級(jí)越小，總的來(lái)說(shuō)，表面聲功率級(jí)受截面尺寸的影響較小.此外，圓角方形截面鈍體和方形截面鈍體的表面聲功率級(jí)也具有類似的分布規(guī)律，這里不再贅述.

圖2 不同截面形式鈍體的聲功率級(jí)分布

Fig.2 Distribution of acoustic power level for bluff bodies with different cross-sections

圖3 不同截面形式鈍體的表面聲功率級(jí)分布

Fig.3 Distribution of surface acoustic power level for bluff bodies with different cross-sections

圖4 不同來(lái)流風(fēng)速下圓柱表面聲功率級(jí)分布

Fig.4 Distribution of surface acoustic power level for cylinders under different oncoming wind speeds

綜上，下文僅分析鈍體表面聲功率級(jí)最大值隨來(lái)流風(fēng)速、鈍體截面尺寸及截面形式的變化規(guī)律.

圖5 不同截面尺寸圓柱表面聲功率級(jí)分布

Fig.5 Distribution of surface acoustic power level for cylinders with different characteristic sizes

2.2 表面聲功率級(jí)的影響參數(shù)分析

1)來(lái)流風(fēng)速的影響.圖6給出了不同截面尺寸的圓柱表面聲功率級(jí)最大值LS隨來(lái)流風(fēng)速lgU的變化曲線.由圖可知，LS與lgU具有很好的線性關(guān)系.此外，圓角方形截面鈍體和方形截面鈍體也有類似的變化規(guī)律.對(duì)這些鈍體的LS-lgU曲線進(jìn)行線性擬合，可得到回歸方程LS=klgU+b.表2給出了各模型的擬合結(jié)果，其中R2為相關(guān)系數(shù)，反映了擬合程度的好壞.可以看出，相關(guān)系數(shù)均接近于1，說(shuō)明擬合效果很好.

2)截面尺寸的影響.圖7給出了4種來(lái)流風(fēng)速下圓柱表面聲功率級(jí)最大值LS隨截面尺寸D的變化曲線.由圖可知，對(duì)于10、20、30和40 m/s來(lái)流風(fēng)速下的圓柱，當(dāng)截面尺寸由0.03 m增至0.06 m時(shí)，柱體的LS分別降低了約4.2、3.2、3及2.8 dB，且LS與截面尺寸之間基本呈線性遞減的變化規(guī)律.對(duì)于方形截面鈍體和圓角方形截面鈍體，其LS與截面尺寸的關(guān)系與圓柱類似.

表2LS-lgU的回歸系數(shù)及相關(guān)系數(shù)

Tab.2 The regression coefficients and correlation coefficients oftheLS-lgUcurves

模型kbR2C-0.0347.6425.550.9992C-0.034348.1124.600.9987C-0.0449.4121.860.9996C-0.04849.6620.510.9997C-0.0650.0819.010.9997R-0.0348.2731.590.9997R-0.034348.5230.490.9997R-0.0448.5429.700.9996R-0.04848.8828.090.9996R-0.0649.4925.780.9997S-0.0344.5938.840.9933S-0.034346.7534.770.9919S-0.0446.4634.680.9841S-0.04847.5432.820.9931S-0.0647.0932.930.9915

注： 模型編號(hào)中，C、R、S分別代表圓形(circular)截面、圓角方形(rounded square)截面和方形(square)截面；字母后的數(shù)字代表相應(yīng)鈍體的截面尺寸.

3)截面形式的影響.圖8比較了不同截面形式鈍體的表面聲功率級(jí)最大值LS.限于篇幅，這里僅給出10 m/s來(lái)流風(fēng)速的情況，其他來(lái)流風(fēng)速與之類似，僅在數(shù)值上有所差別.由圖可知，對(duì)于不同的截面尺寸(0.03～0.06 m)，圓角方形截面鈍體的LS比方形截面鈍體降低了約3.5～5.2 dB，而圓形截面鈍體的LS則比方形截面鈍體降低了約10.1～11.8 dB.表面聲功率級(jí)在數(shù)值上總體表現(xiàn)為方形截面>圓角方形截面>圓形截面，表明鈍體外形趨近于流線型，其氣動(dòng)噪聲源強(qiáng)度越低.

圖6 圓柱LS隨來(lái)流風(fēng)速lg U的變化

圖7 圓柱LS隨截面尺寸D的變化

圖8 鈍體LS隨截面形式的變化

Fig.8 The maximum surface acoustic power level of bluff bodies with different cross-sections

此外，隨著來(lái)流風(fēng)速的增加，圓形截面鈍體、圓角方形截面鈍體的LS相比方形截面鈍體減小的數(shù)值和幅度均逐漸減小.當(dāng)來(lái)流風(fēng)速為40 m/s時(shí)，圓形截面鈍體與圓角方形截面鈍體的LS比方形截面鈍體分別降低了約6.7～8.7 dB和0.9～1.9 dB.表明隨著來(lái)流風(fēng)速的增加，趨近于流線型的鈍體的低噪聲優(yōu)勢(shì)逐漸減弱.

2.3 表面聲功率級(jí)數(shù)學(xué)預(yù)測(cè)模型

由上述分析可知，鈍體的表面聲功率級(jí)最大值LS與來(lái)流風(fēng)速lgU、截面尺寸D均呈線性關(guān)系，因此可由數(shù)值模擬結(jié)果分別擬合得到圓形、圓角方形(倒角率為1/5)和方形截面柱體的LS表達(dá)式：

LS_C=-144.44D+49.03lgU+27.13,

LS_R=-139.20D+48.78lgU+35.02,

LS_S=-84.81D+45.64lgU+39.98.

式中，LS_C、LS_R和LS_S分別為圓形、圓角方形和方形截面鈍體的LS的預(yù)測(cè)值.

3 氣動(dòng)噪聲源的影響機(jī)制探討

由1.2節(jié)中的敘述和式(7)可知，表面聲功率級(jí)與湍動(dòng)能k、湍流耗散率ε和壁面剪切應(yīng)力等流場(chǎng)參數(shù)有關(guān)，而聲功率級(jí)則可由k、ε計(jì)算得到.因此本節(jié)利用k、ε和壁面剪切應(yīng)力等流場(chǎng)參數(shù)對(duì)氣動(dòng)噪聲源的影響機(jī)制進(jìn)行探討.

圖9給出了3種截面形式鈍體在z=0高度處的氣動(dòng)噪聲源強(qiáng)度(包括聲功率級(jí)及表面聲功率級(jí))與流場(chǎng)參數(shù)(包括湍動(dòng)能、湍流耗散率和壁面剪切應(yīng)力)之間的關(guān)系對(duì)照?qǐng)D，各鈍體的截面尺寸均取為0.03 m，來(lái)流風(fēng)速為10 m/s.

由圖可知，圓形、圓角方形截面鈍體的表面聲功率級(jí)和壁面剪切應(yīng)力在45°附近同時(shí)出現(xiàn)一個(gè)較高峰值，此外，圓形截面鈍體在120°附近又同時(shí)出現(xiàn)一個(gè)較低峰值，而圓角方形截面鈍體在120°和130°附近同時(shí)出現(xiàn)兩個(gè)較低峰值.

圓形、圓角方形截面鈍體的聲功率級(jí)和湍動(dòng)能、湍流耗散率的較高峰值角度也對(duì)應(yīng)相等，但圓形截面鈍體出現(xiàn)在85°附近，圓角方形截面鈍體出現(xiàn)在55°附近.此外，圓形截面鈍體的聲功率級(jí)與湍動(dòng)能、湍流耗散率又同時(shí)在150°附近出現(xiàn)一個(gè)較低值，而圓角方形截面鈍體則在比145°略靠前的位置同時(shí)出現(xiàn)一個(gè)較低值；方形截面鈍體的氣動(dòng)噪聲源強(qiáng)度和3個(gè)流場(chǎng)參數(shù)均在45°附近同時(shí)出現(xiàn)一個(gè)較高峰值，而在135°附近又同時(shí)出現(xiàn)一個(gè)較低峰值.也就是說(shuō)，鈍體表面聲功率級(jí)的分布和變化趨勢(shì)與壁面剪切應(yīng)力基本保持一致，聲功率級(jí)的分布和變化趨勢(shì)與湍動(dòng)能和湍流耗散率基本保持一致，而對(duì)于不同截面形式的鈍體而言，逆壓梯度(剪切應(yīng)力)和氣流分離點(diǎn)位置的不同導(dǎo)致了它們各自的峰值角度有所不同.

綜上，鈍體的湍動(dòng)能和湍流耗散率是影響其四極子聲源的主要流場(chǎng)參數(shù)；鈍體的壁面剪切應(yīng)力是影響其偶極子聲源的主要流場(chǎng)參數(shù).

圖9 氣動(dòng)噪聲源強(qiáng)度與流場(chǎng)參數(shù)的關(guān)系對(duì)照?qǐng)D

Fig.9 Comparison of magnitude of aerodynamic noise sources and flow field parameters

4 結(jié) 論

1)鈍體表面氣動(dòng)噪聲源的主要區(qū)域位于迎風(fēng)面及側(cè)面角部，即氣流發(fā)生分離、湍流運(yùn)動(dòng)比較劇烈的地方；圓形截面鈍體表面噪聲源強(qiáng)度在氣流分離點(diǎn)處的變化相較于倒角率為1/5的圓角方形和方形截面鈍體更為平緩；鈍體背風(fēng)面區(qū)域的噪聲源強(qiáng)度均較小.

2)聲功率級(jí)的分布情況與表面聲功率級(jí)類似，但四極子噪聲源對(duì)總噪聲的貢獻(xiàn)比偶極子噪聲源小得多.

3)表面聲功率級(jí)在數(shù)值上總體表現(xiàn)為方形截面>圓角方形截面(倒角率為1/5)>圓形截面，即外形趨近于流線型的鈍體氣動(dòng)噪聲源強(qiáng)度較低，但隨著來(lái)流風(fēng)速的增加，這種低噪聲優(yōu)勢(shì)逐漸減弱.

4)不同來(lái)流風(fēng)速和截面尺寸時(shí)，鈍體表面聲功率級(jí)的分布形式基本相同，且表面聲功率級(jí)最大值LS與來(lái)流風(fēng)速lgU呈線性正相關(guān)，與截面尺寸D呈線性負(fù)相關(guān).建立了不同截面形式鈍體的表面聲功率級(jí)預(yù)測(cè)模型，為工程結(jié)構(gòu)中的聲環(huán)境設(shè)計(jì)及氣動(dòng)噪聲控制提供參考.

5)鈍體的湍動(dòng)能和湍流耗散率是影響其四極子聲源的主要流場(chǎng)參數(shù)；鈍體的壁面剪切應(yīng)力是影響其偶極子聲源的主要流場(chǎng)參數(shù).

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(編輯趙麗瑩)

Numericalinvestigationonthecharacteristicsofaerodynamicnoisesourcesinducedbyflowsaroundbluffbodies

ZHENG Chaorong1,2, WANG Xiaohan3, WU Yue1,2

(1.Key Laboratory of Structures Dynamic Behavior and Control (Harbin Institute of Technology), Ministry of Education, Harbin 150090, China; 2. School of Civil Engineering, Harbin Institute of Technology, Harbin 150090, China; 3. Shenzhen A+E Design Co., Ltd., Shenzhen 518000,Guangdong,China)

To investigate the characteristics of aerodynamic noise sources induced by flows around bluff bodies, the acoustic power level and surface acoustic power level of the bluff bodies were numerical simulated based on combination of the Realizablek-εturbulence model and broadband noise sources model method. And the effects of oncoming wind speed, cross-section and characteristic size of the bluff bodies on the magnitude and distribution of aerodynamic noise sources were analyzed, and the influence mechanism of aerodynamic noise sources was further discussed. The results show that, the aerodynamic noise sources are quite significant in the regions where flow separation occurs with intensive turbulence, and they show a decreasing trend for the bluff body with a more streamlined cross-section. And the contribution of quadrupole sources to the total noise is much less than that of dipole sources, and thus the surface acoustic power level, which corresponds to the dipole sources, is used to analyze the characteristics of aerodynamic noise sources. Furthermore, the maximum surface acoustic power level is positively linear correlated with the logarithm of the oncoming wind speed, and is negatively linear correlated with the characteristic size. Finally, the proposed mathematical prediction model for the surface acoustic power level provides references for the acoustic environment design and aerodynamic noise control in engineering applications.

flows around bluff bodies; aerodynamic noise source; broadband noise sources model; influence mechanism; prediction model

10.11918/j.issn.0367-6234.201705130

TB533

A

0367-6234(2017)12-0146-06

2017-05-23

國(guó)家自然科學(xué)基金(51578186)；中國(guó)建筑股份有限公司科研基金(CSCEC-2015-Z-39, CSCEC-2010-Z-01-02)

鄭朝榮(1981—),男,講師,碩士生導(dǎo)師；

武 岳(1972—),男,教授,博士生導(dǎo)師

武 岳，wuyue_2000@163.com