高速列車轉(zhuǎn)向架艙對(duì)轉(zhuǎn)向架區(qū)域流場(chǎng)與氣動(dòng)噪聲影響

朱劍月, 任利惠, 雷震宇

(1.同濟(jì)大學(xué) 鐵道與城市軌道交通研究院，上海 201804；2.同濟(jì)大學(xué) 上海地面交通工具風(fēng)洞中心，上海 201804)

當(dāng)高速列車運(yùn)行速度超過(guò)300 km·h-1時(shí)，氣動(dòng)噪聲將占據(jù)主導(dǎo)地位[1-2].研究表明，轉(zhuǎn)向架部位存在著表面結(jié)構(gòu)變化的不連續(xù)性，氣流流經(jīng)時(shí)在該部位產(chǎn)生流動(dòng)分離和較強(qiáng)的流體相互作用，從而形成氣動(dòng)噪聲[2-3].已有高速列車轉(zhuǎn)向架部位氣動(dòng)噪聲研究多采用現(xiàn)場(chǎng)和風(fēng)洞測(cè)試方法.Fremion等[4]對(duì)法國(guó)高速列車(TGV)轉(zhuǎn)向架和車輛連接部位的氣動(dòng)噪聲源特性進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試，發(fā)現(xiàn)轉(zhuǎn)向架區(qū)域噪聲由多種非相干聲源組成，形成機(jī)理復(fù)雜.Noh等[5]對(duì)不同在線運(yùn)行速度的高速列車采用聲陣列與波束成形技術(shù)進(jìn)行測(cè)試，獲得了各主要?dú)鈩?dòng)噪聲源的貢獻(xiàn)量及頻率特性.隨著計(jì)算能力的提高，很多研究采用數(shù)值方法模擬分析了高速列車整車和各關(guān)鍵部位的氣動(dòng)噪聲特性.杜健等[6]對(duì)高速列車受電弓氣動(dòng)噪聲的計(jì)算結(jié)果表明,聲輻射具有指向性并存在主頻，并認(rèn)為受電弓頂部橫梁是誘發(fā)氣動(dòng)噪聲的主要因素.張亞?wèn)|等[7]建立了細(xì)化轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)的列車模型，數(shù)值計(jì)算了遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲，并分析了轉(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.Zhu等[8]考慮轉(zhuǎn)向架艙外的高速列車車輪部分直接受到來(lái)流沖擊，分析了單獨(dú)輪對(duì)氣動(dòng)噪聲的形成機(jī)理及輻射特性.由于高速列車結(jié)構(gòu)復(fù)雜，已有研究多采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行流場(chǎng)計(jì)算，然后根據(jù)聲比擬方法計(jì)算遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲，探討時(shí)域與頻域內(nèi)氣動(dòng)噪聲輻射特性及變化規(guī)律.聲比擬方法進(jìn)行氣動(dòng)噪聲預(yù)測(cè)時(shí)，無(wú)法深入理解流體流動(dòng)發(fā)聲機(jī)理.為了進(jìn)一步分析轉(zhuǎn)向架區(qū)域各結(jié)構(gòu)部件間流體相互作用與氣動(dòng)噪聲產(chǎn)生機(jī)理，本文結(jié)合渦聲理論和 Ffowcs Williams-Hawkings(FW-H)聲比擬方法,分析高速列車轉(zhuǎn)向架艙結(jié)構(gòu)對(duì)轉(zhuǎn)向架區(qū)域流場(chǎng)與氣動(dòng)噪聲特性的影響，為研究該區(qū)域氣動(dòng)噪聲控制的有效措施建立理論基礎(chǔ).

1 氣動(dòng)噪聲預(yù)測(cè)

高速列車周圍流動(dòng)處于低馬赫數(shù)區(qū)域，幾何體結(jié)構(gòu)表面壓力脈動(dòng)產(chǎn)生的面偶極子聲源是流動(dòng)誘發(fā)噪聲的主要聲源，可以根據(jù)不可壓縮流體進(jìn)行計(jì)算[9].采用開源軟件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.數(shù)值模擬采用基于Spalart-Allmaras湍流模型的延遲分離渦(DDES)模型.對(duì)于DDES模型,在固體表面附近的邊界層區(qū)域內(nèi)采用雷諾平均模型求解流場(chǎng)，而在流動(dòng)分離區(qū)域內(nèi)應(yīng)用大渦模擬模型進(jìn)行計(jì)算流體力學(xué)(CFD)數(shù)值計(jì)算[10].

根據(jù)聲比擬方法，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等[11]得出了廣義波傳播方程,如下所示:

(1)

式中：c0為周圍無(wú)擾動(dòng)時(shí)聲在空氣中的傳播速度；p′為遠(yuǎn)場(chǎng)聲壓；ρ為空氣密度，ρ0為靜止流場(chǎng)的空氣密度；un和vn為垂直于固體表面的流體和固體表面速度分量；ui為i方向上的流體表面速度分量；δ(f)為Dirac delta函數(shù)；xi或xj為笛卡爾坐標(biāo)系的3個(gè)方向；Pij為可壓縮應(yīng)力張量；nj為對(duì)應(yīng)于單位法向量的分量；Tij為L(zhǎng)ighthill湍流應(yīng)力張量；H(f)為Heaviside函數(shù).Brentner等[12]對(duì)方程(1)進(jìn)行了數(shù)值求解.

聲比擬方法無(wú)法深入理解流動(dòng)發(fā)聲機(jī)理，渦聲理論則揭示了流體自由湍流渦運(yùn)動(dòng)誘導(dǎo)噪聲的形成機(jī)理[13-14]，對(duì)于等熵低速流動(dòng)，渦聲方程可以表示為

(2)

式中：ω、v分別為渦矢量與速度矢量，(ω×v)為L(zhǎng)amb矢量.方程右端第1項(xiàng)表示聲源來(lái)自于渦線在速度場(chǎng)中的拉伸變形，為體偶極子聲源；方程右端第2項(xiàng)為流體動(dòng)能分布不均勻形成的聲源，通常為體四極子聲源.對(duì)于低馬赫數(shù)下流動(dòng)，渦聲方程中由體偶極子和體四極子組成的聲源項(xiàng)在數(shù)學(xué)上近似于聲比擬方法中Lighthill四極子聲源項(xiàng).

2 轉(zhuǎn)向架區(qū)域計(jì)算模型

高速列車轉(zhuǎn)向架區(qū)域1∶10縮比模型如圖1所示，圖1a為單獨(dú)轉(zhuǎn)向架模型(工況1)，圖1b為轉(zhuǎn)向架位于轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)模型(工況2).一般認(rèn)為轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)位于轉(zhuǎn)向架艙外部分對(duì)轉(zhuǎn)向架區(qū)域流場(chǎng)影響較大[2]，故對(duì)轉(zhuǎn)向架內(nèi)部結(jié)構(gòu)進(jìn)行了簡(jiǎn)化，忽略兩輪軸間各部件.由于轉(zhuǎn)向架區(qū)域結(jié)構(gòu)模型沿展向?qū)ΨQ，故車體縱向?qū)ΨQ面上流場(chǎng)作用的隨機(jī)性影響較小，為緩解對(duì)計(jì)算資源的要求，采用展向半車模型進(jìn)行數(shù)值模擬[15].計(jì)算區(qū)域采用全結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，邊界層內(nèi)第1層網(wǎng)格至幾何體固體表面距離為1×10-5m，并沿著壁面法向量方向以1.1的增長(zhǎng)率向外拓展，使得y+(第1層網(wǎng)格質(zhì)心到壁面的量綱一距離)的最大值不超過(guò)1.各計(jì)算區(qū)域內(nèi)共生成1.46×107個(gè)六面體網(wǎng)格(工況1)和3.65×107個(gè)六面體網(wǎng)格(工況2).計(jì)算區(qū)域的邊界條件設(shè)置如下：來(lái)流設(shè)置為低湍流度均勻流(U∞=30 m·s-1),頂面、底面與兩側(cè)面均設(shè)為對(duì)稱面(相當(dāng)于剪切為零的滑移壁面),出口設(shè)為壓力出口,幾何體固體表面定義為靜態(tài)無(wú)滑移壁面.數(shù)值仿真時(shí)，所取時(shí)間步長(zhǎng)確保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.

a 工況1

b 工況2圖1 轉(zhuǎn)向架區(qū)域縮比模型Fig.1 Scaled model of the bogie region

3 瞬態(tài)流場(chǎng)分析

為理解轉(zhuǎn)向架周圍流場(chǎng)特性及其對(duì)氣動(dòng)噪聲的影響，對(duì)上述2種工況下計(jì)算結(jié)果中轉(zhuǎn)向架物面附近流場(chǎng)的Q準(zhǔn)則等值面與渦量場(chǎng)進(jìn)行分析，普遍認(rèn)為湍流渦生成集中與發(fā)展劇烈部位會(huì)成為氣動(dòng)噪聲源.

單獨(dú)轉(zhuǎn)向架工況流場(chǎng)中物面附近的湍流渦結(jié)構(gòu)如圖2所示.采用Q準(zhǔn)則顯示α=25的等值面(α=Q/(U∞/D)2，其中Q為速度梯度張量第二不變量，D為車輪直徑，U∞為來(lái)流速度).從圖2a可以發(fā)現(xiàn)：流體在前輪對(duì)車輪前端邊緣分離后又黏附在車輪外側(cè)表面，形成沿車輪前緣呈月牙形狀的分離泡，隨后馬蹄渦在車輪表面上產(chǎn)生并沿下游傳播；同樣，流動(dòng)在轉(zhuǎn)向架構(gòu)架端部產(chǎn)生分離后，不同尺度的湍流渦沿著構(gòu)架表面向下游傳播，最后均合并入后輪對(duì)尾流中.由圖2b可見：流動(dòng)分離發(fā)生在前輪對(duì)和構(gòu)架前緣，前輪對(duì)車軸頂部生成了準(zhǔn)二維展向渦，隨著渦脫落沿下游發(fā)展成為流向渦；在輪對(duì)與構(gòu)架聯(lián)結(jié)區(qū)域，車軸尾流渦與車輪以及構(gòu)架表面產(chǎn)生的渦相互作用，形成了具有較強(qiáng)湍流度的湍流渦結(jié)構(gòu)，使得轉(zhuǎn)向架上游輪對(duì)尾流由不同尺度與強(qiáng)度的湍流渦組成，這些湍流渦向下游傳播，與轉(zhuǎn)向架下游幾何體產(chǎn)生流動(dòng)沖擊作用，導(dǎo)致后輪對(duì)車軸尾流內(nèi)大尺度相干渦結(jié)構(gòu)明顯減少而發(fā)展成大量具有不同方向的小尺度渦結(jié)構(gòu).圖3為幾何體周圍的局部流線圖.從圖3a可以發(fā)現(xiàn)，車輪兩側(cè)邊緣發(fā)生流動(dòng)分離后，剪切層離開車輪表面，轉(zhuǎn)捩后的湍流克服逆壓梯度的影響，發(fā)生流動(dòng)再附，在車輪側(cè)面形成分離泡.從圖3b 可以看出，流體在車軸頂部與底部分離點(diǎn)下游鄰近區(qū)域生成了沿輪軸軸向的準(zhǔn)二維展向渦，并逐漸發(fā)展成規(guī)則旋渦脫落后向下游傳播.

a 側(cè)視圖

b 仰視圖圖2 Q準(zhǔn)則顯示的轉(zhuǎn)向架物面附近渦結(jié)構(gòu)(工況1)Fig.2 Iso-surface of instantaneous normalized Q- criterion (case 1)

轉(zhuǎn)向架位于轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)的工況中轉(zhuǎn)向架物面附近的湍流渦結(jié)構(gòu)如圖4所示.采用Q準(zhǔn)則顯示α=25的等值面.從圖4a可以發(fā)現(xiàn)，由于受轉(zhuǎn)向架艙前端分離的剪切層流動(dòng)的影響，前輪對(duì)和轉(zhuǎn)向架艙頂壁之間產(chǎn)生了較強(qiáng)的流體相互作用，形成大量不規(guī)則湍流渦并沿著轉(zhuǎn)向架艙頂壁向下游傳播.由圖4b可見，流體在轉(zhuǎn)向架艙端部分離后，與轉(zhuǎn)向架前輪對(duì)和構(gòu)架發(fā)生較強(qiáng)的相互作用，形成不同尺度的渦結(jié)構(gòu)，由于該區(qū)域來(lái)流湍流度較高，與單獨(dú)轉(zhuǎn)向架工況相比，前輪對(duì)尾流內(nèi)大尺度相干渦結(jié)構(gòu)已不出現(xiàn).轉(zhuǎn)向架艙上游部位產(chǎn)生的渦向下游傳播，與轉(zhuǎn)向架后輪對(duì)和構(gòu)架后端進(jìn)行流動(dòng)作用后產(chǎn)生尾渦，進(jìn)而撞擊轉(zhuǎn)向架艙后壁面，形成較多高湍流度渦結(jié)構(gòu)并向車體下游傳播.

a 前輪對(duì)車輪前端

b 前輪對(duì)車軸后端圖3 局部流線(工況1)Fig.3 Local streamline (case 1)

a 側(cè)視圖

b 仰視圖圖4 Q準(zhǔn)則顯示的轉(zhuǎn)向架物面附近渦結(jié)構(gòu)(工況2)Fig.4 Iso-surface of instantaneous normalized Q- criterion (case 2)

對(duì)于工況2，車軸與車輪中截面的渦量場(chǎng)輪廓(ωz)如圖6所示.可以發(fā)現(xiàn)，一剪切層在轉(zhuǎn)向架艙前緣脫落并沿流向傳播，與前輪對(duì)車軸上端的分離渦相互作用后，迅速向上彎曲，撞擊在轉(zhuǎn)向架艙的頂壁上，導(dǎo)致該區(qū)域渦結(jié)構(gòu)復(fù)雜；另外，由于該剪切層的直接作用，前車軸上流動(dòng)提前分離，破壞了車軸后規(guī)則渦脫落的形成，使得前車軸尾流內(nèi)均形成了湍流度較高的不規(guī)則渦，所發(fā)展的渦向下游傳播并與后車軸周圍流體發(fā)生相互作用，最終后車軸尾渦與轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)渦混合在一起，作用在轉(zhuǎn)向架艙后壁與后緣上，使得該區(qū)域流動(dòng)作用劇烈，渦生成集中.

圖5 車軸截面瞬態(tài)渦量場(chǎng)輪廓(工況1)

Fig.5Contourofinstantaneousspanwisevorticityfield(case1)

圖6 車軸截面瞬態(tài)渦量場(chǎng)輪廓(工況2)

Fig.6Contourofinstantaneousspanwisevorticityfield(case2)

4 近場(chǎng)四極子聲源特性

渦聲方程(2)右端兩聲源項(xiàng)中密度為常量，為便于數(shù)據(jù)處理，省略該密度項(xiàng)，由此繪出了2種工況下轉(zhuǎn)向架水平面中心截面內(nèi)作為L(zhǎng)amb矢量散度的體偶極子聲源分布(見圖7)和流體動(dòng)能分布不均勻形成的體四極子聲源分布(見圖8)，其中體偶極子和體四極子聲源強(qiáng)度在云圖顯示時(shí)采用了相同數(shù)量級(jí)，以便于比較2類不同聲源的分布范圍.從圖7和圖8可見:前后車輪前緣、車軸尾流渦脫落以及構(gòu)架外側(cè)流體分離為轉(zhuǎn)向架周圍主要噪聲源；單獨(dú)轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)中(見圖7a和圖8a)，上游車軸流動(dòng)分離產(chǎn)生的展向交替分離渦形成了較強(qiáng)的氣動(dòng)聲源，所產(chǎn)生的渦向下游傳播，與后輪對(duì)車軸進(jìn)行流動(dòng)作用后，在轉(zhuǎn)向架尾流中產(chǎn)生了氣動(dòng)噪聲源.當(dāng)轉(zhuǎn)向架位于轉(zhuǎn)向架艙時(shí)(見圖7b和圖8b)，與單獨(dú)轉(zhuǎn)向架工況相比，轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)周圍形成的氣動(dòng)噪聲源產(chǎn)生了一定程度的削弱，但轉(zhuǎn)向架艙后壁部位由于劇烈的流動(dòng)沖擊作用，發(fā)展成為強(qiáng)氣動(dòng)噪聲源.為進(jìn)行聲源強(qiáng)度對(duì)比，圖9繪出了2種工況下轉(zhuǎn)向架前輪對(duì)車軸尾流中沿近壁流線方向的噪聲源分布.圖9表明，體偶極子聲源的強(qiáng)度遠(yuǎn)大于體四極子聲源的強(qiáng)度.因此，與體四極子聲源相比，體偶極子聲源中由流動(dòng)能量轉(zhuǎn)化為聲能的效率較高.另外，對(duì)于高速列車轉(zhuǎn)向架區(qū)域，各部件表面流動(dòng)分離產(chǎn)生較強(qiáng)的流體相互作用，使得靠近幾何體近壁區(qū)流場(chǎng)內(nèi)的渦運(yùn)動(dòng)劇烈，所形成的體偶極子聲源發(fā)展為近場(chǎng)體四極子聲源的主要組成部分.

a 工況1

b 工況2圖7 轉(zhuǎn)向架水平面中心截面體偶極子聲源分布

Fig.7Contourofvolumedipolesourcedistributiononwheelsethorizontalmid-plane

a 工況1

b 工況2圖8 轉(zhuǎn)向架水平面中心截面體四極子聲源分布

Fig.8Contourofvolumequadrpolesourcedistributiononwheelsethorizontalmid-plane

5 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，運(yùn)用FW-H聲比擬方法，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)，數(shù)值仿真結(jié)果通過(guò)低噪聲風(fēng)洞進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證.采用Welch方法對(duì)計(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[15]，然后進(jìn)行總聲壓級(jí)的計(jì)算，所用頻率分辨率為6 Hz.

a 工況1

b 工況2圖9 轉(zhuǎn)向架前輪對(duì)車軸尾流中沿流線方向四極子聲源分布

Fig.9Quadrpolenoisesourcedistributionalongthestreamlineinthefrontaxlewakeofbogie

5.1 聲學(xué)風(fēng)洞試驗(yàn)驗(yàn)證

在英國(guó)南安普頓大學(xué)聲與振動(dòng)研究所(ISVR)的低噪聲風(fēng)洞內(nèi)進(jìn)行單獨(dú)轉(zhuǎn)向架模型氣動(dòng)噪聲數(shù)值模擬的試驗(yàn)驗(yàn)證[15-16].轉(zhuǎn)向架模型被固定在噴口側(cè)向支承板上(見圖10)，遠(yuǎn)場(chǎng)測(cè)點(diǎn)位于輪對(duì)頂部；來(lái)流速度為30 m·s-1，湍流度低于0.3%.由于100 Hz以下頻域內(nèi)噴口噴流產(chǎn)生較大的背景噪聲而實(shí)際轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的氣動(dòng)噪聲幅值很小，故該頻域內(nèi)噪聲輻射數(shù)據(jù)將被忽略.從圖11可以看出，轉(zhuǎn)向架模型遠(yuǎn)場(chǎng)測(cè)點(diǎn)氣動(dòng)噪聲的數(shù)值模擬與聲學(xué)風(fēng)洞測(cè)試結(jié)果吻合得很好.對(duì)于主頻所對(duì)應(yīng)的幅值，計(jì)算值高于測(cè)試值，這是由于數(shù)值模擬時(shí)采用對(duì)稱面的邊界條件，而在試驗(yàn)中使用支承板固定輪對(duì)，削弱了車軸尾流中規(guī)則的相干渦旋脫落的產(chǎn)生與其所誘發(fā)的氣動(dòng)噪聲；同時(shí)，數(shù)值計(jì)算所得主頻值(324 Hz)略高于測(cè)試值(314 Hz)，誤差約為3%.究其原因，主要是由于轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)沿縱向較長(zhǎng)，風(fēng)洞測(cè)試時(shí)可能沒(méi)有完全處于噴口自由射流的勢(shì)流核心區(qū)內(nèi).

圖10 低噪聲風(fēng)洞內(nèi)轉(zhuǎn)向架測(cè)試裝置Fig.10 Experimental setup in anechoic chamber

圖11 遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲預(yù)測(cè)的試驗(yàn)驗(yàn)證Fig.11 Experimental verification of far-field noise prediction

5.2 轉(zhuǎn)向架氣動(dòng)噪聲頻譜分析

對(duì)于單獨(dú)轉(zhuǎn)向架和轉(zhuǎn)向架位于轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)2種工況，采用流場(chǎng)穩(wěn)定后繼續(xù)運(yùn)行0.52 s進(jìn)行物面壓力脈動(dòng)時(shí)間序列信號(hào)的采集，以進(jìn)行遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲預(yù)測(cè).近場(chǎng)噪聲源為轉(zhuǎn)向架半模型的固體表面，遠(yuǎn)場(chǎng)測(cè)點(diǎn)位于以轉(zhuǎn)向架中心為原點(diǎn)的展向平面內(nèi).圖12a比較了2種工況下轉(zhuǎn)向架頂部接收點(diǎn)輻射噪聲的功率譜密度.對(duì)于工況2，假設(shè)轉(zhuǎn)向架固面產(chǎn)生的氣動(dòng)噪聲直接輻射至遠(yuǎn)場(chǎng)聲接收點(diǎn).結(jié)果表明，與單獨(dú)轉(zhuǎn)向架相比，位于轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)轉(zhuǎn)向架的遠(yuǎn)場(chǎng)輻射噪聲級(jí)顯著降低，在2 kHz以下頻域范圍內(nèi)從72.7 dB降至55.2 dB，下降了17.5 dB.這主要是由于當(dāng)轉(zhuǎn)向架位于轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)時(shí)，來(lái)流速度降低的同時(shí)轉(zhuǎn)向架周圍不再產(chǎn)生大尺度的規(guī)則渦脫落.圖12b比較了2種工況下轉(zhuǎn)向架側(cè)向接收點(diǎn)輻射噪聲的功率譜密度.在2 kHz以下頻域內(nèi)轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)轉(zhuǎn)向架的遠(yuǎn)場(chǎng)輻射噪聲較單獨(dú)轉(zhuǎn)向架下降了約3 dB.與單獨(dú)轉(zhuǎn)向架相比，轉(zhuǎn)向架位于轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)后，不同方向的氣動(dòng)噪聲級(jí)下降幅度不同，顯然受到了結(jié)構(gòu)聲輻射指向性的影響.

a 頂部接收點(diǎn)

b 側(cè)向接收點(diǎn)圖12 遠(yuǎn)場(chǎng)測(cè)點(diǎn)輻射噪聲頻譜比較Fig.12 Comparisons of noise spectra of far-field receivers

5.3 轉(zhuǎn)向架聲輻射指向性分析

根據(jù)展向半轉(zhuǎn)向架模型所得流場(chǎng)數(shù)據(jù)，整個(gè)轉(zhuǎn)向架的聲壓級(jí)由沿著展向?qū)ΨQ面對(duì)稱布置的2個(gè)接收點(diǎn)聲壓級(jí)(Lp1和Lp2)計(jì)算得出.假定兩對(duì)稱半轉(zhuǎn)向架聲源互不相關(guān)，則Lp=10log(10Lp1/10+10Lp2/10).進(jìn)行聲輻射指向性計(jì)算時(shí)，遠(yuǎn)場(chǎng)1 946個(gè)聲接收點(diǎn)均勻分布在以轉(zhuǎn)向架中心為球心、半徑為2.5 m的球面上，每測(cè)點(diǎn)根據(jù)聲壓時(shí)間序列計(jì)算出總聲壓級(jí)值(低于5 kHz頻域內(nèi)).對(duì)于轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)轉(zhuǎn)向架工況，假設(shè)氣動(dòng)噪聲由轉(zhuǎn)向架表面向遠(yuǎn)場(chǎng)輻射，不考慮車體對(duì)聲波的反射與遮擋作用，以便于與單獨(dú)轉(zhuǎn)向架工況進(jìn)行比較.圖13a顯示了單獨(dú)轉(zhuǎn)向架的聲輻射指向性為垂向偶極子形狀，這主要是由于單獨(dú)轉(zhuǎn)向架的輪對(duì)車軸表面上較大的壓力脈動(dòng)產(chǎn)生了交替分離渦，從而形成了較強(qiáng)的面偶極子聲源.圖13b表明,轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)轉(zhuǎn)向架的聲輻射指向性為橫向偶極子形狀，噪聲級(jí)幅值較單獨(dú)轉(zhuǎn)向架工況下降約12 dB.究其原因，轉(zhuǎn)向架艙的存在，改變了轉(zhuǎn)向架周圍的流動(dòng)特性，抑制了輪對(duì)車軸表面規(guī)則交替分離渦的形成，削弱了偶極子氣動(dòng)噪聲源產(chǎn)生的強(qiáng)度.與單獨(dú)轉(zhuǎn)向架相比，轉(zhuǎn)向架艙改變了轉(zhuǎn)向架氣動(dòng)噪聲的聲輻射指向性，同時(shí)降低了其噪聲級(jí)；轉(zhuǎn)向架艙后緣壁面由于受到轉(zhuǎn)向架尾流的流動(dòng)沖擊作用，會(huì)產(chǎn)生較大氣動(dòng)噪聲.

a 工況1b 工況2

圖13轉(zhuǎn)向架氣動(dòng)噪聲聲輻射指向性(中心位于50dB)

Fig.13Noisedirectivityforbogie(startingat50dB)

6 結(jié)語(yǔ)

本文根據(jù)渦聲理論和聲比擬方法，計(jì)算分析了轉(zhuǎn)向架艙對(duì)轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)流動(dòng)與氣動(dòng)噪聲性能的影響.結(jié)果表明：當(dāng)轉(zhuǎn)向架位于轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)時(shí)，流體在轉(zhuǎn)向架艙前緣端部分離并與轉(zhuǎn)向架前端結(jié)構(gòu)發(fā)生較強(qiáng)的相互作用，與單獨(dú)轉(zhuǎn)向架工況相比，轉(zhuǎn)向架前輪對(duì)尾流內(nèi)大尺度相干渦結(jié)構(gòu)已不出現(xiàn)；2種工況下，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.對(duì)于遠(yuǎn)場(chǎng)輻射噪聲，轉(zhuǎn)向架各部件表面壓力脈動(dòng)形成的面偶極子聲源成為主要噪聲源；與單獨(dú)轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)相比，轉(zhuǎn)向架艙改變了轉(zhuǎn)向架周圍流體的流動(dòng)特性與轉(zhuǎn)向架氣動(dòng)噪聲的聲輻射指向性，削弱了轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)表面氣動(dòng)噪聲產(chǎn)生的強(qiáng)度，而車體轉(zhuǎn)向架艙后緣區(qū)域由于受到流動(dòng)沖擊作用，成為強(qiáng)氣動(dòng)噪聲源.對(duì)于實(shí)尺轉(zhuǎn)向架，輪軸間布置有牽引與制動(dòng)系統(tǒng)的相關(guān)結(jié)構(gòu)部件，將會(huì)影響單純輪軸尾流內(nèi)規(guī)則渦的形成與發(fā)展，從而影響氣動(dòng)噪聲的產(chǎn)生.本文基于簡(jiǎn)化比例模型的研究，有助于理解實(shí)際運(yùn)行車輛轉(zhuǎn)向架艙對(duì)于轉(zhuǎn)向架區(qū)域復(fù)雜流動(dòng)流場(chǎng)與氣動(dòng)噪聲特性的影響，為高速列車轉(zhuǎn)向架區(qū)域結(jié)構(gòu)優(yōu)化與噪聲控制提供理論依據(jù).