高速列車頭車氣動噪聲的控制方法研究

姜世杰，楊 松，張博宏，聞邦椿

（東北大學機械工程與自動化學院，遼寧 沈陽 110819）

1 引言

隨著技術(shù)水平的發(fā)展，列車的運行速度極大提高，致使一些在低速時可以被合理忽略的問題變得尤為突出，并嚴重制約著列車高速技術(shù)的發(fā)展。鐵路高速化中最嚴重的問題之一莫過于噪聲的影響，此噪聲主要包括輪軌噪聲和氣動噪聲[1-2]。目前，鐵路輪軌噪聲已得到了有效的控制，但列車的高速運行使得氣動噪聲成為鐵路噪聲中最為重要的組成部分[3]?，F(xiàn)有研究表明[4]，當運行速度達到250km/h 及以上時氣動噪聲將超過輪軌噪聲，成為列車最主要的噪聲源。急劇增大的氣動噪聲給乘客的舒適度和鐵路沿線居民的日常生活帶來極大的負面影響，甚至造成周圍各類設備和建筑物等的疲勞破壞，極大地制約著高速鐵路的進一步發(fā)展。為此，研究高速列車氣動噪聲的控制方法具有十分重要的意義。

在噪聲頻率分布方面[5]，研究結(jié)果表明列車的氣動噪聲屬于寬頻噪聲，即在較寬的頻帶內(nèi)分布，無明顯的主頻；并且其在低頻范圍內(nèi)噪聲能量較大，而在高頻范圍能量則較小。因此對于噪聲阻斷方面，聲屏障對高速列車氣動噪聲的減弱作用不大，甚至可能會使得屏障與列車之間的噪聲值上升，降低乘車舒適性。所以，從源頭針對列車進行氣動噪聲的改進具有普適性。由于車頭附近的表面狀態(tài)變化集中，并且沿表面的氣流大，導致在該處產(chǎn)生劇烈的空氣湍流并形成噪聲，成為主要氣動噪聲源之一[6]。因此，針對列車的車頭進行有效的改進，將對降低和控制其氣動噪聲產(chǎn)生明顯的效果。

提出了針對高速列車外流場氣動噪聲的車頭改進方案，并進行了相應的仿真計算，分別完成了穩(wěn)態(tài)流場、列車表面噪聲源和瞬態(tài)流場的計算，進而獲得了遠場氣動噪聲的仿真結(jié)果；通過對比分析不同形式的頭車氣動噪聲的仿真結(jié)果，確定了車頭改進的有效性和最佳方案。

2 車頭改進

為了降低高速列車氣動噪聲，提出了9 種不同形狀的車頭改進方案，通過研究不同車頭形狀對遠場氣動噪聲的影響，以確定改進方案的可行性和有效性。不同形狀車頭的示意圖，如圖1所示。縱向截面共分三種：其中，A 型車頭前端與水平面夾角為45°；B 型車頭前端與水平面夾角為25 度；C 型車頭前端與水平面夾角為15°；橫向截面也分為三種：其中1 型車頭兩側(cè)面夾角為140°；2 型車頭兩側(cè)面夾角為 80°；3 型車頭兩側(cè)面夾角為 60°。由于只分析車頭流線型對遠場氣動噪聲的影響，并且氣流通過車頭13m 以后趨于穩(wěn)定，車尾流場對車頭流場的影響可以忽略，因此將頭車之后車廂全部略去，以減少網(wǎng)格劃分數(shù)量，加快仿真計算時間。

圖1 不同車頭的縱向截面和橫向截面Fig.1 Train Heads with Different Longitudinal and Cross Sections

模型的長、寬、高尺寸分別為25700mm，3400mm 和3700mm，為了進一步提高計算效率，保證結(jié)果只取決于車頭流線型的影響，模型略去車窗、車門、轉(zhuǎn)向架和受電弓等部分，如圖2 所示。

圖2 改進的頭車模型Fig.2 Improved Train Heads Model

為保證流場邊界域不對流場產(chǎn)生影響，車外流場模型需足夠大。將流場域定義為長方體，入口邊界距離車頭20m，出口邊界距離車尾90m，側(cè)面邊界距離車身中線20m。因為模型為對稱體，為便于計算，取模型對稱的一半做分析。

采用混合網(wǎng)格法對模型進行網(wǎng)格劃分，車身表面采用三角形和四邊形單元，空間流場域采用以四面體為主，六面體單元為輔的網(wǎng)格劃分策略。由于車身表面氣體流動復雜，故列車表面生成3 層三棱柱形邊界層，第一層厚1.25mm，每層按照1：1.2 的比例增加，總網(wǎng)格數(shù)約為500 萬個，如圖3 所示。

圖3 模型和流域網(wǎng)格劃分Fig.3 Model Mesh Structure of Car and Flow Field

3 仿真計算方法

高速列車氣動噪聲的仿真計算主要包括：首先，應用Realizable k-ε 湍流模型計算穩(wěn)態(tài)流場；再次，基于穩(wěn)態(tài)流場的計算，采用寬頻帶噪聲模型計算列車表面的氣動噪聲源；然后再基于穩(wěn)態(tài)流場的仿真，利用大渦模擬（LES）方法研究瞬態(tài)流場的計算，獲得車身外表面的脈動壓力；最后，基于瞬態(tài)流場的仿真，應用Lighthill 聲類比理論完成列車外流場氣動噪聲的計算。

3.1 穩(wěn)態(tài)計算

目前，由于高速列車的運行速度遠低于聲速（340 m/s），馬赫數(shù)遠小于1，因此，周圍空氣可當作粘性不可壓縮流體計算，其基本控制方程如下：

式中：u—列車周圍流場的空氣速度的分量；x—模型的直角坐標分量；p 和ρ—列車周圍流場的空氣壓力和空氣密度；μ—空氣動力黏度。

穩(wěn)態(tài)計算是基于Realizable k-ε 兩方程湍流模型開展的[7]。選用該模型是因其適用的流動類型更為廣泛（如有旋均勻剪切流、腔道流動和邊界層流動等），且模擬結(jié)果相較于標準的k-ε 模型更為準確。Realizable k-ε 湍流模型關于k 和ε 的輸送方程為：

式中：xi，xj—位置矢量；ρ—氣體密度；σk—常數(shù) σk=1.0；Gk—由于平均速度梯度而產(chǎn)生的湍流動能；Gb—由浮力而產(chǎn)生的湍流動能；σε—湍流動能耗散率普朗特數(shù)σε=1.2；E—源項；C1=max應力變化率張量。

穩(wěn)態(tài)流場仿真計算中的主要參數(shù)設置，如表1 所示。

表1 穩(wěn)態(tài)設置Tab.1 Steady State Setting

3.2 噪聲源計算

高速列車氣動噪聲沒有明顯的頻段，屬于寬頻帶噪聲，即噪聲能量是在一個寬頻段的范圍內(nèi)呈連續(xù)分布的狀態(tài)。在較低馬赫數(shù)和較高雷諾數(shù)下，Proudman 利用聲學類比理論，對單位體積內(nèi)各向同性湍流所輻射的聲功率進行了推導[8]，其表達式為：

式中：α—模型常量；u—湍流速度；l—湍流尺度；c0—聲速。用 k、ε 的形式，可分別表示成。

Hussaini 和Sarker 針對各向同性湍流進行了直接數(shù)值模擬分析[7]，獲得αε的值為0.1?；谕牧髂Ｐ偷姆€(wěn)態(tài)計算，提取流場中各節(jié)點的湍流動能和湍流耗散率，計算出各個節(jié)點處的聲功率，從而獲得整車表面的聲功率級分布云圖。

3.3 瞬態(tài)計算

基于N-S 方程在物理空間的濾波分析推導得出的大渦模擬（LES）模型的控制方程，開展了瞬態(tài)仿真分析[2]。該過程將小于設定過濾寬度的渦旋去掉，而只保留大的渦旋，從而得到其控制方程為：

表2 瞬態(tài)設置Tab.2 Transient State Setting

3.4 遠場氣動噪聲計算

高速列車遠場氣動噪聲計算采用Lighthill[9-10]推導的聲比擬理論方法進行研究。根據(jù)連續(xù)性方程和N-S 方程，聲傳播方程為：

式中：Tij—lighthill 湍流應力張量-eij，eij—流體的粘性應力張量 ρ′=ρ-ρ0，p′=p-p0，ρ0和 p0—未受擾動時的流體密度和流場壓力的均值，ρ′和p′—流體密度和流場壓力的波動值。

當非定常流動區(qū)域存在固壁邊界時，Curle 導出Lighthill 方程的解為：

式中：x—測聲點矢量；t—時間；y—聲源點矢量；nj—垂直列車外壁向外（指向外流場）的方向余弦；R=x-y；Pij—空氣對車身外表面的脈動壓力。

上述等式（9）中包含了兩類噪聲源[11]，等號右邊第一項代表表面偶極子聲源（源于列車周圍流場內(nèi)部的Lighthill 應力）；第二項為體積四極子聲源（源于物體的表面壓力與黏性剪切應力）。由于列車的偶極子聲源和四極子聲源所產(chǎn)生的氣動噪聲分別與馬赫數(shù)的三次方和五次方成正比，因此，四極子聲源與偶極子聲源所產(chǎn)生的噪聲之比與馬赫數(shù)的平方成正比。所述的高速列車的運行速度在300km/h 左右，相較于聲速而言是很低的，其馬赫數(shù)僅為0.245，進而高速列車的四極子聲源所產(chǎn)生的氣動噪聲相對較低，可忽略不計[11]。由此，高速列車外流場氣動噪聲的計算式（9）可以表達如下：

式中：P—聲壓；P0—參考聲壓，P0=2×10-5Pa。

由此可知，高速列車遠場氣動噪聲的聲壓可由車身表面脈動壓力求得。根據(jù)瞬態(tài)計算結(jié)果，提取車身表面各個節(jié)點的脈動壓力數(shù)值，再根據(jù)式（11）便可獲得高速列車遠場氣動噪聲的聲壓預測值。在流場域中沿車身方向共均勻布置了21 個監(jiān)測點，兩點間距為2m，每個監(jiān)測點距離列車軸中心線和車底分別為7.5m 和3.5m，其中第一個監(jiān)測點距頭車鼻尖沿車身方向為5m，如圖4 所示。

圖4 遠場噪聲監(jiān)測點排布圖Fig.4 Monitors Location

4 結(jié)果分析

以頭車鼻尖為坐標原點，車身長度方向為橫坐標軸正方向，在相同縱截面情況下，不同的橫截面對遠場氣動噪聲的影響，如圖5 所示。由圖5（a）可知，當車頭縱向截面為A 型時，1 型橫截面頭車外流場氣動噪聲平均值最大，3 型橫截面頭車氣動噪聲平均值最小，為108dB。在鼻尖附近，1 型和3 型橫截面頭車氣動噪聲的聲壓級峰值分別為117dB 和102dB，差值達15dB。

可見，在車頭縱截面相同的情況下，車頭兩側(cè)面夾角越小，即橫截面鼻尖處越窄，在鼻尖附近所產(chǎn)生的遠場氣動噪聲聲壓級峰值越小，整個頭車的氣動噪聲平均值也越??；此外，在3 型橫截面下，鼻尖處已不再出現(xiàn)突變聲壓級峰值。由圖5（b）和圖5（c）可知，當車頭縱向截面分別為B 和C 型時，橫截面的影響均符合上述規(guī)律。

圖5 不同橫截面對相同縱截面頭車氣動噪聲的影響Fig.5 Influence of Different Cross Sections on Aerodynamic Noise Generated by the Train Heads with the Same Type Longitudinal Section

在相同橫截面情況下，不同的車頭縱截面對頭車遠場氣動噪聲的影響，如圖6 所示?？梢钥闯?，在1 型橫截面（車頭兩側(cè)面夾角較大，橫截面較寬）情況下，不同的縱截面對氣動噪聲的影響較小，即聲壓級數(shù)值趨于一致，平均值大約為110dB。在2 型和3型車頭橫截面情況下，B 型縱截面有效降低了頭車的氣動噪聲，最大差值達10dB。B2 型頭車氣動噪聲的平均聲壓級為85.1dB，相比A2 和C2 型頭車降低了4.5dB；B3 型頭車氣動噪聲的平均聲壓級為104dB，相比A3 和C3 型頭車降低了4.3dB；由此可見，合理的流線型車頭的設計將有效降低頭車所產(chǎn)生的外流場氣動噪聲。

氣動噪聲的平均聲壓級由大到小的排序為：B1（110.6 dB）＞A（1110.4 dB）＞C（1110.3 dB）＞A（3108.3 dB）=C（3108.3 dB）＞B（3104 dB）＞A（289.6 dB）＞C（289.5 dB）＞B（285.1 dB），由此可見，B2型流線型車頭由于其縱截面鼻尖處夾角適中，車頭橫截面兩側(cè)面夾角較小，車頭（鼻尖）向車身過渡的曲線平緩，流線型好，因此B2型車頭所產(chǎn)生的遠場氣動噪聲的平均值最小，其降噪效果最好。

9 種不同流線型頭車表面靜壓云圖的正視圖，如圖7 所示。從圖7 中可明顯看出：各個模型表面最大靜壓（紅色區(qū)域）均為4400 Pa 左右，但A1、B1和C1表面最大靜壓的面積較大且壓力梯度變化劇烈；而 A2、A3、C2和 C3的表面平均靜壓數(shù)值較大；B2和B3的表面最大靜壓面積都較小且平均靜壓也較小，但B2的靜壓梯度變化更加平緩，說明B2型頭車流線型最好，進一步說明B2型頭車在降低氣動噪聲方面的優(yōu)越性。

5 結(jié)論

為改善高速列車外流場氣動噪聲的影響，提出了9 種不同車頭形狀的改進方案，并進行了仿真分析，具體結(jié)論如下：（1）改變高速列車車頭的形狀，可以有效降低列車頭車的外流場氣動噪聲，本研究可以為高速列車流線型車頭的降噪設計提供一定的參考；（2）在車頭縱截面相同的情況下，車頭兩側(cè)面夾角越小，即橫截面鼻尖處越窄，在鼻尖附近所產(chǎn)生的遠場氣動噪聲聲壓級峰值越小，整個頭車的氣動噪聲平均值也越小；（3）車頭表面最大靜壓的面積和平均靜壓值越小、靜壓梯度變化越平緩，則車頭的流線型越好，降低頭車氣動噪聲的效果越好。