高速磁浮列車氣動聲學特征的數(shù)值模擬研究

張潔，吳雨薇，高建勇，高廣軍，楊志剛

(1.中南大學 交通運輸工程學院，軌道交通安全教育部重點實驗室，湖南 長沙，410075；2.軌道交通安全關鍵技術國際合作聯(lián)合實驗室，湖南 長沙，410075；3.軌道交通列車安全保障技術國家地方聯(lián)合工程研究中心，湖南 長沙，410075)

磁浮列車運行時懸浮于軌道之上，避免了輪軌系統(tǒng)的復雜接觸，相較于高速列車能獲得更高的速度，在安全、環(huán)保及能耗等方面優(yōu)勢明顯[1-2]。600 km/h速度級高速磁浮列車被視為高鐵和飛機之間的空白速度區(qū)的有效補充，具有廣闊的發(fā)展前景，對完善高速交通運輸體系具有重要意義[3]。但磁浮列車高速運行時，氣動噪聲強度劇增，不僅影響乘客的舒適性，而且對周邊居民的正常生活會產生極大的影響[4]，因此，有必要對磁浮列車氣動噪聲進行研究。目前國內外對高速列車氣動噪聲的研究相對成熟。研究表明，高速列車氣動噪聲主要由車身外形不平整引起氣流擾動所致，受電弓、風擋空腔、轉向架是主要氣動噪聲源。ZHANG等[5]利用LES(大渦模擬)及FW-H聲類比方法對受電弓氣動噪聲特性進行了數(shù)值仿真，發(fā)現(xiàn)弓頭、底架及臂桿鉸接處為主要聲源，渦結構脫落及受電弓周圍的流動分離是該區(qū)域氣動噪聲產生的關鍵因素。黃莎等[6]采用大渦模擬與聲類比相結合的方法，對高速列車連接部位氣動噪聲展開研究，發(fā)現(xiàn)該區(qū)域噪聲呈寬頻特性，聲能量主要集中在低頻。LIANG 等[7]基于大渦模擬及Ffowcs Williams-Hawkins 聲學模擬方法對頭車1 位轉向架氣動噪聲產生機理進行研究，發(fā)現(xiàn)空腔噪聲為該區(qū)域主要發(fā)聲源。何嬌等[8]對3 車動車組模型在200，250，300及350 km/h速度級下氣動噪聲特性進行仿真模擬，發(fā)現(xiàn)列車偶極子聲源強度主要分布在轉向架及其周圍的車體表面位置，頭車流線型附近輻射聲壓級較大。譚曉明等[9]對CIT500 高速列車在200～350 km/h 區(qū)間內列車輻射噪聲聲源特征進行研究，發(fā)現(xiàn)轉向架、受電弓、車頭、風擋均為列車噪聲源區(qū)，其中，轉向架及受電弓為最主要的噪聲源，這與ZHANG等[10]利用聲陣列技術對310 km/h 速度級下高速列車車外輻射噪聲源位置的研究結果一致。THOMPSON 等[11]認為在300～350 km/h 速度區(qū)間內，列車氣動噪聲主要由氣流流經受電弓、車頭、轉向架等不平順區(qū)域產生。相較于高速列車其他噪聲源，車體表面湍流邊界層產生的氣動噪聲不占主導地位，但在更高速度級下，其影響將更為顯著。

與高速列車相比，磁浮列車車體表面光順，無轉向架、受電弓等復雜結構，車體表面邊界層內氣流擾動發(fā)展及尾部誘導分離現(xiàn)象不容忽視，且磁浮列車最高運行速度可達到600 km/h，四極子噪聲貢獻凸顯。目前，人們對高速磁浮列車氣動噪聲的研究很少，僅開展了上海TR08磁浮列車400 km/h及以下速度級的試驗研究[12-14]，因此，有必要對適用于高速磁浮列車氣動噪聲仿真方法進行研究。本文基于K-FWH 方程及大渦模擬方法[5,7-8,15]，通過對比400 km/h速度級下高速列車與磁浮列車氣動激擾特征及聲場特性，分析磁浮列車發(fā)聲機理；從頭、中、尾三部分擾動源特征出發(fā)，討論不同區(qū)域積分面設置，對600 km/h 速度級下高速磁浮列車偶極子、四極子氣動輻射噪聲進行仿真研究。

1 數(shù)學物理模型

1.1 大渦模擬

大渦模擬控制方程為空間隱式濾波N-S 方程[15]，其中，空間濾波器由特征寬度決定(Δi(i=1,2,3)分別為x，y和z這3個方向的計算網(wǎng)格邊長)。

濾波后的動量方程及連續(xù)性方程為：

式中：t為時間；ρ為氣體密度；μ為黏性系數(shù)；xi為直角坐標系分量；和為濾波后的速度分量；為濾波后的壓力；τij為亞格子應力，為求解其中的未知量，需對亞格子應力進行建模，本文采用Smagorinsky 亞格子模型[16]，其應力表達式為

式中：δij為克羅內克函數(shù)；τkk為亞格子應力各向同性部分；為流體微團的應變率；vsgs為亞格子尺度的黏度，Cs為Smarorinsky 常數(shù)，Cs=0.1；f為Van Driest 阻尼函數(shù)。

1.2 可穿透積分面聲輻射方法

FRANCESCANTONIO[18]在傳統(tǒng)FW-H 方程基礎上利用KIRCHHOFF[19]提出的方法，推導得到了應用范圍更廣的 K-FWH(Kirchhoff-Ffowcs Williams-Hawkings)方程[20]：

2 數(shù)值計算模型

采用1∶8縮比的磁浮列車模型及高速列車模型進行仿真計算。磁浮列車省去頭、尾車頂部的無線電終端，以車高H=0.5 m 為特征長度，車長為20H，寬為0.9H，從上游至下游將車體劃分為頭車(流線型區(qū)域)、頭車車身、中車車身、尾車車身和尾車(流線型區(qū)域)幾部分，如圖1(a)所示；高速列車保留轉向架、風擋等重要部件，以車高h=0.5 m為特征長度，車長為20h，車寬為0.83h，如圖1(b)所示。

圖1 列車模型Fig.1 Train models

圖2(a)所示為磁浮列車計算域示意圖，用于模擬磁懸浮列車在高架上的運營情況。列車及軌道位于計算域正中間，其中計算域入口ABCD和出口A1B1C1D1均采用壓力遠場邊界條件，流域4個側面均給定對稱邊界條件，使該面法向速度為0 m/s，保證流場發(fā)展的同時能消除壁面對流場的影響。磁浮列車模型表面設定為無滑移邊界，軌道為滑移固壁邊界條件，滑移速度與來流速度一致。圖2(b)所示為高速列車計算域示意圖，高速列車位于距離地面0.05h處。計算域入口、出口同樣采用壓力遠場邊界條件，地面DCC1D1設置為滑移固壁邊界，滑移速度與來流速度一致。其余側面均設置為對稱邊界，高速列車模型表面給定無滑移邊界條件。

圖2 計算域Fig.2 Computational domains

圖3所示為磁浮列車及高速列車模型網(wǎng)格示意圖。磁浮列車和高速列車流線型車頭均采用邊長為3.75 mm 的網(wǎng)格，頭車尾車采用邊長為5 mm 的網(wǎng)格，中車采用邊長為6.25 mm網(wǎng)格，其中，高速列車風擋網(wǎng)格邊長為6.25 mm，轉向架網(wǎng)格尺寸為5 mm。為精確描述表面偶極子氣動噪聲源，在磁浮列車及高速列車車體表面增設15 層附面層，采用三棱柱網(wǎng)格覆蓋，第一層網(wǎng)格厚度為0.012 5 mm，增長系數(shù)為1.2。磁浮列車網(wǎng)格數(shù)為1.3 億個左右，高速列車網(wǎng)格數(shù)為1.1億個左右。劃分600 km/h速度級下磁浮列車網(wǎng)格時，在磁浮列車尾部建立積分面，積分面內最大網(wǎng)格邊長設置為12.5 mm，其余網(wǎng)格邊長設置保持不變，網(wǎng)格數(shù)為2.1 億個左右。各個工況列車表面第一層網(wǎng)格所對應的y+值均在1以下，表明網(wǎng)格邊長能夠滿足大渦模擬基本要求。

圖3 計算網(wǎng)格Fig.3 Computational grids

采用商業(yè)CFD 軟件ANSYS Fluent 進行數(shù)值仿真計算?？紤]到來流馬赫數(shù)大于0.3，空氣可壓效應明顯，因此，穩(wěn)態(tài)流場計算選取基于密度基的隱式求解方法，采用SSTk-ω湍流模型開展數(shù)值仿真，對流項和耗散項均采用二階迎風格式進行離散。隨后，開展大渦模擬(LES)計算，采用基于Smagorinsky-Lilly的LES模型，壓力和速度場耦合采用Coupled算法進行計算；采用有界二階隱式格式對時間導數(shù)進行離散，有界中心差分用于求解動量方程。非定常計算時間步長為5×10-5s，每時間步長內迭代30 次，共計算10 000 個時間步，確保氣流有足夠的時間通過整個計算域，并通過監(jiān)測車輛氣動力以及距離車尾1個車長位置處的速度變化，判斷流場是否達到充分發(fā)展程度。

3 聲學風洞驗證

在中國空氣動力研究與發(fā)展中心的聲學風洞中進行磁浮列車氣動噪聲測試。試驗模型為某型高速磁浮列車3車編組1∶8縮比模型(見圖4)，模型高為H1，寬為0.94H1，長為19.7H1，試驗來流速度為300 km/h。為研究試驗模型的遠場噪聲輻射特性，在模型側面布置16 個遠場傳聲器。遠場傳聲器布置如圖5所示。沿垂向共布置2排，第一排傳聲器距離地板0.8H1，第二排距離地面1.6H1；每排沿軸向(X向)布置8個，軸向間距為1.6H1，上游第一個傳聲器距車頭3.2H1。試驗中，所有傳聲器通道進行同步采集，采樣頻率為51.2 kHz，采樣時間為90 s。

圖4 風洞試驗模型Fig.4 Wind tunnel test model

圖5 傳聲器布置圖Fig.5 Arrangement of microphones

按照風洞試驗模型建立對應數(shù)值仿真模型，并在相應位置建立聲壓級測點。表1所示為風洞試驗結果和數(shù)值仿真結果。

表1 300 km/h時仿真和試驗輻射噪聲對比Table 1 Comparison of radiated noise between simulation and test at 300 km/h dB

在距離地面高度為0.8H1測點位置，磁浮列車輻射噪聲仿真結果和試驗結果的誤差最大為1.7 dB；在距離地面高度為1.6H1測點位置，仿真結果和試驗結果的誤差在0.9 dB以內。可見，本文采用的仿真模型具有較高精度。

4 氣動激擾發(fā)聲研究

國內外在高速輪軌列車氣動噪聲特征方面已有較多研究成果，但高速磁浮列車在氣動外形上與高速輪軌列車存在顯著差異。為明確新型磁浮列車與現(xiàn)有高速列車氣動噪聲的差異性及磁浮列車氣動激擾發(fā)聲機理，從氣動激擾特征、噪聲源分布以及遠場輻射噪聲這3個方面對400 km/h速度級的磁浮列車和高速列車氣動聲學特征進行對比分析，以便為高速磁浮列車氣動噪聲研究方法提供支撐。

4.1 氣動激擾特征

由于空氣的黏性作用，當氣流流經固體表面時，會形成具有較大速度梯度的附面層，其厚度定義為壁面法向方向上速度為0.99Uin時的垂直距離(其中，Uin為來流速度)。圖6所示為高速列車和磁浮列車周圍瞬時附面層云圖，利用式(6)對速度進行無量綱化處理。

圖6 附面層云圖Fig.6 Boundary layer contours

由圖6(a)可知：氣流撞擊磁浮列車鼻尖點時，速度迅速下降，在該位置形成滯止區(qū)，隨后氣流沿車身向后運動，附面層穩(wěn)定發(fā)展，厚度沿車身不斷增加；在氣流流經尾車流線型肩部后，由于車身曲面變化，氣流與車體分離，在該區(qū)域形成湍流度較高的回流區(qū)，在不同低速區(qū)呈嵌套式分布；在列車與軌道之間的腔體區(qū)域，氣流撞擊頭車鼻尖點后沿著鼻尖點兩側進入底部空間，隨后氣流速度沿流向不斷減小。由圖6(b)可見：高速列車車體上方流場特征與磁浮列車的相似。在頭車流線型區(qū)域，高速列車氣流穩(wěn)定位置相對靠后，在尾車流線型區(qū)域，高速列車附面層分離點相對提前；在車體下方，氣流在流經轉向架等復雜結構時，引起大尺度擾動，并向車體兩側擴散。

為展示列車周圍瞬態(tài)流場結構，采用Q準則來識別列車周圍的渦結構。Q準則表達式如下：

式中：B和A分別為速度梯度張量的反對稱項和對稱項，即旋轉渦量幅值和剪切應變張量幅值。

圖7 所示為磁浮列車和高速列車Q等值面云圖。由圖7(a)可見磁浮列車渦結構主要集中在頭車流線型及尾車流線型區(qū)域。在頭車流線型產生的渦結構主要可分為3種類型：1) 在頭車流線型頂部形成周期性的小尺度渦結構，此處渦結構聚集呈條紋狀分布，直至肩部消失；2) 在頭車流線型兩側車身與抱軌之間的過渡區(qū)域，渦結構呈條狀分布；3) 在頭車流線型抱軌底部，高速氣流沖擊抱軌后，部分氣流流向抱軌與軌道中間的狹窄縫隙，另一部分沿著抱軌底面發(fā)展，并在該區(qū)域形成周期性脫落的蠕狀渦結構。尾車流線型上表面渦結構分布特征與頭車流線型的分布特征類似，但其速度幅值遠小于頭車流線型渦結構的速度幅值。在尾車流線型兩側，氣流沿著車體表面向下游發(fā)展，形成一系列小尺度渦，渦團聚集成帶狀結構。列車尾流區(qū)受附面層內氣流分離再附著的影響，表現(xiàn)出明顯的氣流摻混特征，在軌道兩側形成類似于卡門渦街的對稱渦結構，繼續(xù)向下游發(fā)展。

圖7 Q=200 000時的列車周圍渦結構Fig.7 Vortex structures around trains when Q=200 000

從圖7(b)可知：高速列車頭、尾車流線型區(qū)域出現(xiàn)與磁浮列車類似的條狀渦結構分布，在頭車車窗位置產生小尺度渦，沿氣流向后發(fā)展成長條狀；在尾車流線型區(qū)域，流體分離及氣流摻混效應顯著，形成尺度豐富的渦結構；在渦結構向后運動的過程中，速度不斷增加；在列車底部排障器邊緣，氣流發(fā)生分離，形成渦包，在向下游發(fā)展過程中形成螺旋狀渦結構。在轉向架區(qū)域，以頭車1位轉向架為例，轉向架艙前沿分離的剪切流與轉向架輪對及轉向架艙后壁相互作用，在地面與轉向架之間產生大尺度渦結構，并從兩側溢出沿車體側壁向后發(fā)展，渦結構尺寸進一步增大；其余轉向架區(qū)域流場結構與1位轉向架區(qū)域的流場結構類似，但氣流脈動程度較弱。

4.2 偶極子噪聲源

列車表面脈動壓力時間梯度均方根歸一化可表征列車表面偶極子聲源強度，計算公式如下(其中，利用式(9)進行量綱歸一化處理)：

式中：C'rms為歸一化的列車表面偶極子聲源強度。

圖8 所示分別為磁浮列車以及高速列車表面C′rms云圖。由圖8可見：在同一速度級下，高速列車車體表面偶極子聲源分布范圍明顯比磁浮列車的大。其中，磁浮列車偶極子聲源主要分布在頭車流線型鼻尖底部區(qū)域、頭車流線型抱軌底部、尾車流線型鼻尖及其底部區(qū)域范圍；高速列車偶極子聲源主要分布在頭車迎風玻璃凹陷處、轉向架區(qū)域、轉向架艙導邊后方區(qū)域以及尾車流線型區(qū)域，頭車1 位轉向架(#1)區(qū)域的偶極子聲源強度最大。

圖8 列車表面C′rms云圖Fig.8 C′rms contours on train surface

為確定列車各部分對整車偶極子聲能量貢獻占比，利用式(10)計算得到各個部件等效聲源聲功率，進而得到各部件偶極子聲源能量占比。

其中：Wsource為聲源等效聲功率；y為聲源空間坐標矢量；為列車表面脈動壓力時間梯度；S為噪聲源面積。各部件等效聲源聲功率占比計算結果如圖9所示。從圖9可見：磁浮列車各部件偶極子聲源能量占比呈兩頭大、中間小的分布特征，其中尾車(流線型區(qū)域)聲源能量最大，占比為34.9%，其次為頭車(流線型區(qū)域)；高速列車各部件偶極子聲源能量占比總體上呈沿車身減小的趨勢，頭車(流線型區(qū)域)占比最高，為29.8%，尾車(流線型區(qū)域)占比最低，中車由于車體面積較大，聲源能量占比比頭、尾車的高。

圖9 各部件等效聲源功率占比Fig.9 Proportion of sound power of equivalent sound source of each component

4.3 遠場噪聲輻射特性

A計權是一種常用的噪聲評價指標，用于反映人耳的響應特性，用dB(A)表示。為考察列車遠場噪聲輻射特征，在距離高速列車及磁浮列車縱向對稱面6.25H遠至離地面0.875H高之處，每隔2.5H布置1個測點，測點1與頭車鼻尖點齊平。具體測點布置如圖10所示。

圖10 遠場測點布置示意圖Fig.10 Layout diagram of far-field measuring points

圖11 所示為磁浮列車和高速列車遠場噪聲聲壓級對比結果。由圖11 可見：在400 km/h 速度級下，磁浮列車遠場噪聲遠比高速列車的小，其中，高速列車各測點聲壓級分布整體呈下降趨勢，聲壓級最大值分布在測點1，為102.4 dB(A)。測點5至測點7 的聲壓級有較小波動；與高速列車不同，磁浮列車測點聲壓級呈先上升后略微下降趨勢，在測點6 達到最大值，為79.5 dB(A)。在同一速度級下，磁浮列車的遠場輻射聲能量集中分布于列車尾部，而高速列車頭部聲能量更明顯，可見磁浮列車與高速輪軌列車流場結構及氣動發(fā)聲機理存在較大差異。高速輪軌列車車身不平順，氣流在流經轉向架等復雜結構時，氣動激擾強烈，產生較多聲源，而磁浮列車車身平順，尾車流線型區(qū)域曲面變化導致的附面層分離是磁浮列車發(fā)聲的主要原因。因此，在對磁浮列車氣動噪聲開展進一步研究時，應著重關注尾車流線型區(qū)域的附面層發(fā)展以及尾流區(qū)域的空間擾動。

圖11 遠場輻射聲壓級Fig.11 Sound pressure levels of radiated noise

5 600 km/h 速度級磁浮列車遠場噪聲研究

磁浮列車與高速列車氣動激擾發(fā)聲對比分析結果明確了磁浮列車偶極子噪聲源特征。據(jù)文獻[23]，當磁浮列車運行速度提升至600 km/h 時，馬赫數(shù)接近0.5，氣動激擾劇烈，四極子聲源能量不容忽視，這對更高速磁浮列車氣動噪聲仿真方法提出了新的要求。因此，基于前面對磁浮列車氣動噪聲的研究，針對磁浮列車發(fā)聲特性，考慮空間四極子噪聲影響，這里采用可穿透積分面并結合KFW-H 方程對600 km/h 速度級磁浮列車氣動噪聲進行仿真計算，同時對比不設積分面以車體作為聲源面進行積分計算的結果，以驗證空間四極子噪聲源對磁浮列車輻射和噪聲的影響。

原則上，建立包裹整個列車的穿透積分面且外推得夠遠，就能完全捕捉列車周圍聲源擾動，從物理上可避免聲源能量的缺失。但此方法會使得網(wǎng)格量急劇上升，影響計算效率，且網(wǎng)格濾波效應可能導致計算車體表面偶極子源輻射時產生較大誤差[22]。為保證模型的計算精度，本文僅在可能形成四極子聲源區(qū)域建立穿透積分面。在四極子聲源產生區(qū)域，通常伴隨著較強的渦脫落現(xiàn)象[24]。對磁浮列車流場結構進行分析可知，磁浮列車在頭車流線型區(qū)域存在少量渦結構脫落，尾車流線型因附面層分離引起的空間擾動強烈，因此，這里僅考慮在頭車流線型、尾車流線型區(qū)域建立可穿透積分面。構建積分面時，盡可能使其包含列車主要聲源區(qū)域，同時確保積分面不產生“偽源”[25]。

圖12 所示為600 km/h 速度級磁浮列車尾流區(qū)流向渦量發(fā)展規(guī)律。由圖12 可見：尾流區(qū)渦量在160 m下游波動趨于平穩(wěn)，且渦量幅值低于100 s-1。根據(jù)尾流區(qū)渦量發(fā)展規(guī)律建立穿透積分面，如圖13 所示。從圖13 可見：穿透積分面起于尾車流線型肩部位置，總長為24H，尾端面A1B1C1D1對應x坐標為160 m；底面CDD1C1距離軌道底部約0.25H，頂面ABGH距離車頂約0.25H，總高約為2H。由于尾流區(qū)的渦結構往后發(fā)展的過程中向兩側發(fā)散，因此，穿透積分面采用上游小、下游大的形式。積分面前端面ABCD寬度為2H，尾端面A1B1C1D1寬度為3.5H。由于積分面后端面A1B1C1D1位于尾流區(qū)，可能存在質量穿透產生偽聲，且尾部積分面延伸得足夠遠，四周積分面足以捕捉該區(qū)域聲源信息，因此，在計算遠場輻射噪聲時，不對后端面進行積分。

圖12 尾流區(qū)渦量發(fā)展示意圖(y=1.6 m，z=1.2 m)Fig.12 Diagram of vorticity development in wake region(y=1.6 m,z=1.2 m)

圖13 尾車流線型積分面Fig.13 Integral surface around streamlined head of tail car

利用遠場測點對不同積分方案遠場輻射噪聲進行研究，測點位置與前面的一致，計算結果如圖14 所示(其中，方案1 不設積分面，以車體作為聲源面，進行積分計算；方案2在尾車流線型區(qū)域建立積分面，積分計算時，有積分面包裹區(qū)域以積分面作為聲源面，無積分面包裹區(qū)域仍以車體作為聲源面)。由圖14可見：在建立積分面后，各個測點的聲壓級均增大，表明積分面有效捕捉到尾車流線型區(qū)域四極子聲源，測點越靠近尾流區(qū)，增大越明顯；測點9 聲壓級增長幅值最大，為4.9 dB(A)。

圖14 輻射噪聲聲壓級Fig.14 Sound pressure levels of radiated noise

測點7為車體輻射噪聲峰值測點，取該測點的頻譜曲線對列車遠場輻射噪聲頻譜特性進行分析，結果如圖15所示。由圖15可見車體輻射聲能量呈寬頻特性，在尾車建立積分面后，測點低頻能量明顯增加，表明尾流區(qū)四極子噪聲能量主要分布于低頻段，測點高頻段能量有所損失，有可能是網(wǎng)格的濾波效應所致。

圖15 測點7的輻射噪聲頻譜曲線Fig.15 Spectrum curves of radiated noise for point 7

在尾車流線型積分面基礎上，對頭車流線型區(qū)域積分面進行研究。頭車流線型積分面如圖16所示，前端位于鼻尖點前1.25H處，在頭車流線型肩部位置截斷，長為5.2H，寬為2H，高為2H。

圖16 頭車流線型積分面Fig.16 Integral surface around the streamlined head of the head car

圖17 所示為建立積分面后遠場噪聲輻射結果與車體輻射結果的對比結果，其中方案1、方案2工況不變，方案3在方案2的基礎上設置頭車流線型積分面。由圖17可見：方案3和方案2的遠場輻射結果相近，各個測點的差值在0.3 dB(A)以內，表明頭車附近幾乎沒有四極子聲源，無需在頭車建立穿透積分面。

圖17 輻射噪聲聲壓級Fig.17 Sound pressure levels of radiated noise

綜上可知，當磁浮列車高速運行時，四極子聲源主要分布在尾車流線型及其尾流區(qū)域，在研究磁浮列車氣動噪聲時，只需在該部分建立可穿透積分面。

式中：RQ為四極子輻射聲能量占比；I為輻射聲能量；SPL為測點聲壓級；Isur為建立積分后遠場輻射聲能量；Itrain為無積分面時遠場測點輻射聲能量。

由式(11)和(12)可計算得到測點9 四極子輻射聲能量占比及測點1至測點9的四極子輻射聲能量占比平均值，分別為56.3%和60.9%?？梢?，該速度級下四極子聲源輻射能量較強，對遠場輻射噪聲的貢獻超過偶極子聲源的貢獻。

為研究列車遠場輻射噪聲指向性，在xOy，yOz和xOz這3 個平面，以頭車鼻尖點為圓心，分別建立半徑為500 m的圓，在各個圓周上均勻布置36個測點，如圖18所示。圖19所示為各個測點輻射噪聲計算結果，其中，從最里面的圈到最外面的圈是從25 dB(A)到55 dB(A)等比例分配的。

圖18 指向性測點布置示意圖Fig.18 Layout diagram of directivity measuring point

圖19 噪聲輻射指向性示意圖Fig.19 Diagrams of radiated noise directivity

由圖19 可見：列車車體噪聲在yOz平面，指向性呈圓形，表現(xiàn)出點聲源特征，各個方向的輻射噪聲差異較小；在xOy及xOz兩平面指向性特征相似，均在“8”字形基礎上產生少許變化，表現(xiàn)出偶極子聲源特性，噪聲主要輻射方向為斜前方，峰值均分布120°及240°方向；設置積分面后，在xOy面，各個方向的噪聲輻射均增大，指向性無明顯變化；在xOy及xOz兩平面，列車尾部輻射噪聲增長明顯，峰值位置均向列車后方偏移；在xOy平面，峰值位置偏轉10°左右；在xOz平面，峰值位置偏轉約30°。

6 結論

1) 高速列車偶極子噪聲源主要分布于車窗、頭車排障器底部、轉向架、轉向架艙后沿等車體不平整區(qū)域，頭車流線型區(qū)域聲能量占比最大，為29.8%；磁浮列車偶極子聲源主要分布在頭、尾車流線型區(qū)域，其中尾車流線型能量占比最大，達34.9%。

2) 在對高速列車氣動噪聲進行仿真時，捕捉列車車體不平順區(qū)域的氣動激擾特征是關鍵；在對磁浮列車進行數(shù)值仿真時，應重點關注列車車身附面層擾動發(fā)展及列車尾部的分離現(xiàn)象。

3) 高速磁浮列車四極子聲源主要分布在尾車流線型及其尾流區(qū)域，其輻射聲能量主要集中分布在低頻段。

4) 高速磁浮列車以600 km/h 速度運行時，四極子聲源平均輻射聲能量占比比偶極子聲源的高，占主導地位，尾流區(qū)四極子聲源使得列車噪聲輻射方向向后偏移。