高速列車排障器底部后端擾流對(duì)轉(zhuǎn)向架區(qū)域流場與氣動(dòng)噪聲特性的影響

朱劍月，程冠達(dá)，陳 力，高 陽，張 清

（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) 汽車學(xué)院，上海 201804；3.大功率交流傳動(dòng)電力機(jī)車系統(tǒng)集成國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 株洲 412001；4.大連交通大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，遼寧 大連 116028；5.中車長春軌道客車股份有限公司 國家軌道客車工程研發(fā)中心，吉林 長春 130062）

當(dāng)高速列車運(yùn)行速度超過300 km·h-1并且不斷提高時(shí)，氣動(dòng)噪聲將高于滾動(dòng)噪聲和牽引噪聲，從而成為主要噪聲源［1-3］。

高速列車轉(zhuǎn)向架區(qū)域氣動(dòng)噪聲的研究多數(shù)采用現(xiàn)場實(shí)測和風(fēng)洞試驗(yàn)。楊妍等［4］現(xiàn)場實(shí)測了300 km·h-1速度下高速列車通過橋梁和路堤段線路時(shí)噪聲源特性，發(fā)現(xiàn)與通過橋梁段時(shí)相比列車通過路堤段時(shí)車身和受電弓區(qū)域產(chǎn)生的氣動(dòng)噪聲較大，而轉(zhuǎn)向架區(qū)域噪聲略低。王東鎮(zhèn)等［5］進(jìn)行高速列車350 km·h-1速度通過時(shí)聲源識(shí)別測試，表明高速列車氣動(dòng)噪聲源主要位于轉(zhuǎn)向架和受電弓區(qū)域；列車上不同部位轉(zhuǎn)向架產(chǎn)生氣動(dòng)噪聲的幅值和頻譜特性不同；車頭部位轉(zhuǎn)向架由于受到來流沖擊作用，輻射的氣動(dòng)噪聲較其他轉(zhuǎn)向架強(qiáng)。Mellet 等［6］基于現(xiàn)場測試獲得了TGV（Train à Grande Vitesse）Duplex 高速列車300 km·h-1速度通過時(shí)的噪聲云圖，發(fā)現(xiàn)車頭轉(zhuǎn)向架區(qū)域?yàn)橹饕肼曉础urita等［7］對(duì)新干線高速列車進(jìn)行了在線測試，通過在轉(zhuǎn)向架艙外側(cè)安裝裙板和轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)壁敷設(shè)吸聲材料，有效降低了高速列車轉(zhuǎn)向架區(qū)域氣動(dòng)噪聲的形成與輻射。郝南松［8］基于航空聲學(xué)風(fēng)洞，對(duì)高速列車1∶8 縮比模型進(jìn)行了氣動(dòng)噪聲測試，結(jié)果表明列車主要?dú)鈩?dòng)噪聲源低頻段位于車頭轉(zhuǎn)向架區(qū)域、高頻段位于受電弓區(qū)域；由于轉(zhuǎn)向架數(shù)量較多，轉(zhuǎn)向架區(qū)域氣動(dòng)噪聲貢獻(xiàn)量高于受電弓區(qū)域。Lauterbach 等［9］根據(jù)ICE3（InterCity Express）高速列車1∶25 縮比模型，在聲學(xué)風(fēng)洞里采用傳聲器陣列進(jìn)行轉(zhuǎn)向架區(qū)域氣動(dòng)噪聲源識(shí)別，比較分析不同措施的降噪效果。Latorre 等［10］基于低噪聲風(fēng)洞，對(duì)1∶7 縮比的高速列車模型進(jìn)行氣動(dòng)噪聲測試，發(fā)現(xiàn)轉(zhuǎn)向架區(qū)域產(chǎn)生了寬頻特性的氣動(dòng)噪聲，轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)中直接受到來流沖擊作用部件產(chǎn)生的氣動(dòng)噪聲較大。

隨著計(jì)算能力的提高，數(shù)值仿真方法被應(yīng)用于高速列車整車和各關(guān)鍵部位的氣動(dòng)噪聲特性分析。高陽等［11］根據(jù)聲類比方法和聲擾動(dòng)方程計(jì)算分析高速列車比例模型流場以及近場和遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲特性，聲學(xué)風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲預(yù)測的準(zhǔn)確性。張軍等［12］通過建立高速列車氣動(dòng)噪聲數(shù)值模擬模型，計(jì)算分析列車外部穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)流場以及遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲，結(jié)果表明頭車車體、一位轉(zhuǎn)向架和受電弓部位是高速列車遠(yuǎn)場輻射噪聲的主要噪聲源，高速列車不同氣動(dòng)噪聲源滿足聲源疊加原理。譚曉明等［13］采用無限長隧道內(nèi)高速列車氣動(dòng)噪聲計(jì)算模型，比較分析高速列車在明線上與隧道內(nèi)運(yùn)行時(shí)流場與氣動(dòng)噪聲源特性，認(rèn)為與明線上運(yùn)行相比高速列車在隧道內(nèi)運(yùn)行時(shí)流場結(jié)構(gòu)尺度與強(qiáng)度、氣動(dòng)噪聲源強(qiáng)度均較大，隧道活塞效應(yīng)使得峰值頻率周圍較窄范圍內(nèi)等效聲源聲功率顯著增加。Zhu等［14］基于數(shù)值模擬方法，計(jì)算分析高速列車3 車編組縮比模型氣動(dòng)力和遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲特性，表明列車氣動(dòng)噪聲為偶極子噪聲源并發(fā)現(xiàn)車頭轉(zhuǎn)向架區(qū)域輻射了較強(qiáng)的氣動(dòng)噪聲。黃莎等［15］模擬計(jì)算高速列車車廂連接部位由于流體相互作用誘發(fā)的氣動(dòng)噪聲，認(rèn)為車廂連接處空腔長度和高度對(duì)該區(qū)域氣動(dòng)噪聲強(qiáng)度的影響較大，發(fā)現(xiàn)采用全封閉風(fēng)擋可有效控制車廂連接部位氣動(dòng)噪聲的形成。劉加利等［16］基于數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)高速列車受電弓氣動(dòng)噪聲為能量集中分布于100～700 Hz 的窄頻帶噪聲。Tan等［17］采用大渦模擬和聲類比方法，計(jì)算分析高速列車受電弓區(qū)域尾渦結(jié)構(gòu)和氣動(dòng)噪聲頻譜特性及其聲指向性，為受電弓各部件低噪聲設(shè)計(jì)和優(yōu)化提供理論指導(dǎo)。Zhao 等［18］基于聲類比方法和聲擾動(dòng)方程計(jì)算分析高速列車受電弓結(jié)構(gòu)周圍流場及其氣動(dòng)噪聲特性，發(fā)現(xiàn)受電弓區(qū)域氣動(dòng)噪聲源主要為偶極子聲源，對(duì)于遠(yuǎn)場輻射噪聲貢獻(xiàn)量較大的部件為受電弓弓頭、弓角和上臂桿；四極子聲源主要分布在受電弓結(jié)構(gòu)與受電弓坑周圍尾跡內(nèi)，強(qiáng)度相對(duì)較弱。張亞東等［19］根據(jù)數(shù)值模擬，計(jì)算分析高速列車轉(zhuǎn)向架區(qū)域各主要部件的氣動(dòng)力、速度場和氣動(dòng)噪聲聲源特性，發(fā)現(xiàn)轉(zhuǎn)向架區(qū)域輪對(duì)、構(gòu)架和制動(dòng)盤等部件產(chǎn)生了較強(qiáng)氣動(dòng)噪聲。朱劍月等［20］根據(jù)高速列車轉(zhuǎn)向架簡化模型，基于聲類比方法和渦聲理論，比較分析轉(zhuǎn)向架艙結(jié)構(gòu)對(duì)轉(zhuǎn)向架部位流動(dòng)及其誘發(fā)氣動(dòng)噪聲的影響，發(fā)現(xiàn)轉(zhuǎn)向架艙改變了單獨(dú)轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)周圍流場與氣動(dòng)噪聲輻射特性，幾何體表面壓力脈動(dòng)產(chǎn)生的偶極子噪聲為轉(zhuǎn)向架區(qū)域氣動(dòng)噪聲主要聲源。

由于高速列車結(jié)構(gòu)復(fù)雜，以往研究多數(shù)根據(jù)噪聲測試和數(shù)值仿真分析高速列車各關(guān)鍵區(qū)域時(shí)域與頻域內(nèi)氣動(dòng)噪聲特性與聲指向性，對(duì)于轉(zhuǎn)向架區(qū)域氣動(dòng)噪聲控制仍局限于轉(zhuǎn)向架艙外側(cè)安裝裙板和轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)敷設(shè)吸聲板等傳統(tǒng)措施［21-23］，降噪效果有限。

本文針對(duì)高速列車車頭一位轉(zhuǎn)向架直接受到來流沖擊誘發(fā)產(chǎn)生較強(qiáng)氣動(dòng)噪聲的特點(diǎn)，通過排障器底部設(shè)置凹坑研究高速列車轉(zhuǎn)向架區(qū)域氣動(dòng)噪聲降噪途徑?；跀?shù)值計(jì)算，由高速列車排障器與轉(zhuǎn)向架區(qū)域簡化模型獲得降噪效果后，進(jìn)行高速列車車頭比例模型的數(shù)值模擬與聲學(xué)風(fēng)洞測試，比較分析排障器底部后端區(qū)域設(shè)置凹坑對(duì)車頭排障器、轉(zhuǎn)向架區(qū)域流場動(dòng)力性能及氣動(dòng)噪聲特性的影響，揭示基于排障器底部后端擾流的轉(zhuǎn)向架區(qū)域氣動(dòng)噪聲降噪機(jī)理，實(shí)現(xiàn)高速列車車頭關(guān)鍵區(qū)域氣動(dòng)噪聲有效控制。

1 基于聲類比方法的氣動(dòng)噪聲預(yù)測

高速列車周圍流動(dòng)位于低馬赫數(shù)區(qū)域，由列車各幾何體表面壓力脈動(dòng)形成的偶極子聲源是氣動(dòng)噪聲主要聲源，可將列車周圍流場視為不可壓縮流體進(jìn)行數(shù)值模擬［24］。因此，三維非定常不可壓縮Navier-Stokes（N-S）方程被用來進(jìn)行高速列車流場的模擬計(jì)算，其連續(xù)性方程和動(dòng)量方程分別為

式中：xi或xj為笛卡爾坐標(biāo)系的3個(gè)方向（i=1，2，3；j=1，2，3）；ui為流體速度；t為時(shí)間；fi為體積力；p為壓力；ρ為密度；ν為運(yùn)動(dòng)黏性系數(shù)。

基于開源軟件OpenFOAM?進(jìn)行流場數(shù)值模擬，對(duì)流項(xiàng)和擴(kuò)散項(xiàng)采用二階離散格式，時(shí)間差分采用二階隱式格式。

通過不同數(shù)值分析軟件所得計(jì)算結(jié)果的比較分析，驗(yàn)證了分離渦模型進(jìn)行氣動(dòng)聲學(xué)問題計(jì)算模擬的準(zhǔn)確性［25］。因此，基于延遲分離渦模型（Delayed Detached-Eddy Simulation，DDES）進(jìn)行流場數(shù)值計(jì)算：列車各幾何體表面附近的邊界層區(qū)域采用基于雷諾平均（Reynolds-Averaged Navier-Stokes Simulation，RANS）模型進(jìn)行求解，邊界層外主體流動(dòng)分離區(qū)域則應(yīng)用大渦模擬（Large-Eddy Simulation，LES）模型進(jìn)行求解。

根據(jù)Lighthill 聲類比方法，以達(dá)到統(tǒng)計(jì)意義上穩(wěn)定后的近場瞬態(tài)流場數(shù)據(jù)作為源項(xiàng)對(duì)遠(yuǎn)場輻射噪聲進(jìn)行預(yù)測。Ffowcs Williams 和Hawkings 假設(shè)流場參數(shù)為廣義函數(shù)，建立適用于可穿透面的廣義波傳播方程—Ffowcs Williams-Hawkings（FW-H）方程［26］，其解為

式中：x為觀測者位置矢量；y為聲源位置矢量；p'(x，t)為聲壓，即觀測者在位置x處、時(shí)間t時(shí)接收到的壓力；[ ·]τe為聲源時(shí)間τe；S為聲源積分面，被描述為函數(shù)f(x，t)=0；V為聲源體積；ni或nj為對(duì)應(yīng)于積分面單位法向量n的各分量；Qi和Lij分別為厚度噪聲（Thickness noise）與載荷噪聲（Loading noise）；Tij為Lighthill應(yīng)力張量［27］。

采用基于時(shí)間延遲的積分方法進(jìn)行FW-H 方程的數(shù)值求解［28-29］。

2 基于排障器與轉(zhuǎn)向架區(qū)域簡化模型的仿真計(jì)算

為了由數(shù)值模擬計(jì)算得到影響遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲預(yù)測精度的微小流體脈動(dòng)，采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分計(jì)算區(qū)域，以提高流場數(shù)值計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。

采用基于Spalart-Allmaras 湍流模型的DDES模型對(duì)幾何體壁面邊界層流動(dòng)進(jìn)行數(shù)值求解。為緩解對(duì)超算資源較高的要求，建模時(shí)簡化轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)，保留輪對(duì)與構(gòu)架等主要部件，且由于排障器與轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)沿列車展向?qū)ΨQ，流場作用的隨機(jī)性在縱向?qū)ΨQ面上影響較小，故為了減少仿真模擬對(duì)計(jì)算資源的過高需求，采用列車展向半車模型進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。

高速列車排障器底部與轉(zhuǎn)向架區(qū)域采用如圖1所示的簡化1∶10縮比模型［30-31］。圖中：模型1為安裝普通排障器的轉(zhuǎn)向架區(qū)域簡化模型；模型2 為安裝擾流排障器的轉(zhuǎn)向架區(qū)域簡化模型，擾流排障器是指在排障器底部后端設(shè)置4 排平行凹坑（長、寬、深分別為236.8，15.0 和5.0 mm），凹坑間距20 mm，轉(zhuǎn)向架艙前緣距離相鄰凹坑展向中心線22.8 mm。

圖1 排障器底部與前轉(zhuǎn)向架區(qū)域簡化模型（單位：mm）

網(wǎng)格劃分時(shí)邊界層內(nèi)近壁面第1 層網(wǎng)格至列車幾何體表面距離為10 μm，并以1.1 的增長率沿著固體表面法向方向向外拓展，使得近壁面第1層網(wǎng)格至列車幾何體表面的無量綱距離y+小于1。工況1（采用模型1）和工況2（采用模型2）的計(jì)算區(qū)域內(nèi)各生成3 000 萬和3 100 萬個(gè)六面體網(wǎng)格，圖2所示為轉(zhuǎn)向架區(qū)域的結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分。

圖2 簡化模型結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分

計(jì)算域內(nèi)各邊界條件設(shè)置如下：來流設(shè)置為湍流強(qiáng)度低于0.5%的低湍流度均勻流（U∞=30 m·s-1）；頂面與2 個(gè)側(cè)面均設(shè)為對(duì)稱面，相當(dāng)于無剪切滑移壁面，忽略邊界層求解；除車輪外的幾何體固體表面設(shè)為靜態(tài)無滑移壁面；出口定義為壓力出口；為了在數(shù)值風(fēng)洞模型中模擬運(yùn)動(dòng)列車運(yùn)行于靜止地面的實(shí)際情況，采用運(yùn)動(dòng)無滑移壁面定義車輪表面，模擬旋轉(zhuǎn)效應(yīng)的轉(zhuǎn)動(dòng)角速度根據(jù)入口來流速度確定；采用運(yùn)動(dòng)無滑移壁面定義地面，移動(dòng)速度與入口來流速度相同。數(shù)值迭代時(shí)間步長取為5 μs，使得主要計(jì)算區(qū)域內(nèi)柯朗-弗里德里希斯-列維（Courant-Friedrichs-Lewy）數(shù)（uΔ，其中u為流體速度，Δt為時(shí)間步長，L為網(wǎng)格尺度）小于1。

采用相同網(wǎng)格劃分技術(shù)的轉(zhuǎn)向架算例的氣動(dòng)噪聲數(shù)值計(jì)算得到了聲學(xué)風(fēng)洞試驗(yàn)驗(yàn)證［20，31-32］，表明了所用數(shù)值模擬方法的準(zhǔn)確性。

2.1 流場特性

湍渦相互作用較強(qiáng)部位會(huì)誘發(fā)固壁表面壓力脈動(dòng)的形成，從而產(chǎn)生氣動(dòng)噪聲，向車內(nèi)和遠(yuǎn)場輻射［24，26］。為闡明排障器周圍流場特性、揭示其對(duì)轉(zhuǎn)向架區(qū)域氣動(dòng)噪聲產(chǎn)生的影響，對(duì)上述2 個(gè)工況下數(shù)值模擬結(jié)果中轉(zhuǎn)向架區(qū)域流場的Q準(zhǔn)則等值面、湍動(dòng)能及列車幾何體表面壓力脈動(dòng)等物理量進(jìn)行比較分析。

基于Q準(zhǔn)則得到α（α=Q/[(U∞D(zhuǎn))2]，其中Q為速度梯度張量第二不變量，D為車輪直徑）為25 時(shí)的等值面，采用無量綱化速度系數(shù)|U|/U∞（其中，u1，u2和u3為流體沿x，y和z方向的速度）進(jìn)行著色，得到2 個(gè)工況下流場內(nèi)轉(zhuǎn)向架周圍湍渦結(jié)構(gòu)如圖3 所示。由圖3 可見：流體在轉(zhuǎn)向架艙前緣發(fā)生流動(dòng)分離后，與艙內(nèi)轉(zhuǎn)向架各幾何體產(chǎn)生流體相互作用，在轉(zhuǎn)向架構(gòu)架外側(cè)形成大尺度相干渦，在轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)產(chǎn)生大量不規(guī)則湍渦，不同尺度渦結(jié)構(gòu)之間相互作用并沿流向下游傳播，對(duì)轉(zhuǎn)向架艙后壁面和后緣產(chǎn)生了較強(qiáng)的流動(dòng)沖擊，使得轉(zhuǎn)向架艙頂部車體邊緣以及后緣處渦發(fā)展集中，湍流度較高；與工況1 相比，工況2的湍渦結(jié)構(gòu)發(fā)展較為均勻、速度幅值有所降低，轉(zhuǎn)向架構(gòu)架外側(cè)以及轉(zhuǎn)向架艙后緣部位的大尺度相干渦結(jié)構(gòu)明顯減少且強(qiáng)度較低。

圖3 不同工況下轉(zhuǎn)向架周圍渦結(jié)構(gòu)（側(cè)視圖）

在轉(zhuǎn)向架艙前緣與前輪的間隙內(nèi)設(shè)置監(jiān)測點(diǎn)，其流向速度系數(shù)Ux/U∞的功率譜密度幅值如圖4所示；轉(zhuǎn)向架阻力系數(shù)Cd的功率譜密度幅值如圖5所示。由圖4 和圖5 可見：140 Hz 頻率以下，工況2流向速度系數(shù)的幅值總體上低于工況1；50 Hz頻率以下的低頻區(qū)域內(nèi)，工況2 轉(zhuǎn)向架阻力系數(shù)的幅值明顯低于工況1。

圖4 流向速度系數(shù)功率譜密度

圖5 轉(zhuǎn)向架阻力系數(shù)功率譜密度

列車模型沿輪對(duì)中心水平切割面上的湍動(dòng)能k為流體3 個(gè)方向脈動(dòng)速度分量：為平均速度）分布如圖6 所示。由圖6 可見：與工況1 相比，工況2 下轉(zhuǎn)向架周圍和轉(zhuǎn)向架艙后壁的流體脈動(dòng)量較少，湍流強(qiáng)度相對(duì)較弱，由此將誘發(fā)較小的幾何體表面壓力脈動(dòng)。

圖6 簡化模型湍動(dòng)能（仰視圖）

針對(duì)上述結(jié)果分析其原因，這是由于工況2 下排障器底部后端平行設(shè)置的凹坑結(jié)構(gòu)改變了排障器周圍流動(dòng)狀態(tài)，緩和了排障器后緣與轉(zhuǎn)向架艙前緣的流體剪切作用，抑制了排障器底部后端壁面附近的剪切層發(fā)展和流動(dòng)分離，減弱了排障器后緣產(chǎn)生的尾跡、轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)的流動(dòng)沖擊和流體相互作用。

為了進(jìn)行列車各幾何體表面氣動(dòng)噪聲源比較，得到轉(zhuǎn)向架區(qū)域幾何體表面壓力脈動(dòng)分布Lp其中pref為參考聲壓，即20 μPa）如圖7 所示。由圖7 可見：與工況1 相比，工況2下列車幾何體表面壓力脈動(dòng)較強(qiáng)的區(qū)域顯著縮小，尤其是在轉(zhuǎn)向架艙前半部分和轉(zhuǎn)向架前輪對(duì)等部位，表明排障器底部后端采用凹坑進(jìn)行擾流，減弱了排障器后端及轉(zhuǎn)向架艙前緣剪切層渦流形成、轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)渦流發(fā)展和轉(zhuǎn)向架后端尾跡渦脫落產(chǎn)生等強(qiáng)度，降低了不同渦流結(jié)構(gòu)與轉(zhuǎn)向架艙以及轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)等因邊界干涉誘發(fā)的壁面壓力脈動(dòng)，從而將有效削弱由列車幾何體表面壓力脈動(dòng)誘發(fā)的偶極子聲源產(chǎn)生的輻射氣動(dòng)噪聲強(qiáng)度。

圖7 簡化模型幾何體表面壓力脈動(dòng)

2.2 遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲特性

對(duì)于工況1 和工況2 下的算例，流場數(shù)值計(jì)算穩(wěn)定后繼續(xù)運(yùn)行0.3 s，以采集列車各幾何體表面壓力脈動(dòng)值，進(jìn)行遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲預(yù)測，基于Welch方法編制的信號(hào)處理程序?qū)h(yuǎn)場噪聲時(shí)間序列進(jìn)行頻譜分析［30-32］，然后再進(jìn)行聲壓級(jí)的計(jì)算。遠(yuǎn)場聲接收點(diǎn)位于車體側(cè)向位置，正對(duì)轉(zhuǎn)向架中心點(diǎn)且距離為2.5 m 處。2 個(gè)工況下簡化模型遠(yuǎn)場輻射噪聲頻譜如圖8 所示。由圖8 可見：在1 kHz 以下的多數(shù)頻段內(nèi)，工況2 下所產(chǎn)生氣動(dòng)噪聲的功率譜密度幅值較低，相應(yīng)的總聲壓級(jí)為65.5 dB，比工況1 算例的總聲壓級(jí)66.6 dB 降低了1.1 dB；如前所述，這是由于工況2 下在轉(zhuǎn)向架艙前緣的排障器底部后端設(shè)置凹坑后，干擾了轉(zhuǎn)向架區(qū)域大尺度湍渦的形成與脫落，減弱了該部位湍渦強(qiáng)度、輸運(yùn)速度及其展向相干性，從而降低該區(qū)域氣動(dòng)噪聲的產(chǎn)生。

圖8 遠(yuǎn)場輻射噪聲頻譜（計(jì)算值）

3 基于高速列車車頭比例模型的仿真計(jì)算

通過采用高速列車轉(zhuǎn)向架區(qū)域簡化模型進(jìn)行數(shù)值模擬，確定進(jìn)行排障器底部擾流控制可以獲得氣動(dòng)噪聲降噪效果后，將該措施應(yīng)用于高速列車車頭比例模型，進(jìn)一步分析其在實(shí)車比例模型上的降噪效果。

高速列車車頭數(shù)值計(jì)算模型如圖9 所示。圖中：車頭比例模型（1∶3）包含車體、鼻錐、排障器、轉(zhuǎn)向架艙、轉(zhuǎn)向架和尾端等結(jié)構(gòu)，長、寬、高分別為5.8，1.4和1.1 m，為避免車體后端流體流動(dòng)分離誘發(fā)氣動(dòng)噪聲產(chǎn)生，車體尾部設(shè)計(jì)為流線型導(dǎo)流段。高速列車模型車頭底部分別采用普通排障器（工況1）和設(shè)置凹坑的排障器（工況2）。

圖9 高速列車車頭數(shù)值計(jì)算模型

由于高速列車車頭幾何模型結(jié)構(gòu)復(fù)雜，為緩解對(duì)計(jì)算資源的較高要求并提高數(shù)值計(jì)算效率，采用大渦模擬方法結(jié)合壁面適應(yīng)局部渦黏模型（Walladapting Local-eddy Viscosity）進(jìn)行流場仿真計(jì)算。基于高速列車3 車編組縮比模型網(wǎng)格拓?fù)浼夹g(shù)［11］，在完成網(wǎng)格無關(guān)性分析基礎(chǔ)上，采用適應(yīng)性較強(qiáng)的非結(jié)構(gòu)化Trim 網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格劃分，總網(wǎng)格數(shù)為1.2 億個(gè)，計(jì)算模型橫向中截面車體周圍網(wǎng)格如圖10所示。

圖10 高速列車車頭模型橫向中截面車體周圍網(wǎng)格

3.1 流場

數(shù)值模擬250 km·h-1來流速度下、低湍流度（≤0.5%）時(shí)2 個(gè)工況下轉(zhuǎn)向架區(qū)域采用Q準(zhǔn)則顯示的湍渦結(jié)構(gòu)等值面（α=100）如圖11 所示。由圖11可見：與工況1相比，工況2 下排障器底端形成的剪切層出現(xiàn)了較明顯的大尺度擬序結(jié)構(gòu)，干擾了前輪對(duì)區(qū)域幾何體表面流體產(chǎn)生的流動(dòng)分離，使得前輪對(duì)底部區(qū)域大尺度渦相對(duì)較少，渦強(qiáng)度有所降低，從而減弱了轉(zhuǎn)向架周圍流動(dòng)發(fā)展。

圖11 列車車頭模型轉(zhuǎn)向架周圍渦結(jié)構(gòu)（側(cè)視圖）

2 個(gè)工況下轉(zhuǎn)向架區(qū)域橫向中截面湍動(dòng)能分布如圖12 所示。由圖12 可見：工況2 下轉(zhuǎn)向架艙底部與后緣區(qū)域湍動(dòng)能強(qiáng)度明顯減弱；如前所述，這是由于工況2 中在排障器底部后端設(shè)置了多排平行凹坑結(jié)構(gòu)，起到較好的流動(dòng)阻滯作用，氣流流經(jīng)轉(zhuǎn)向架艙前緣時(shí)流體流動(dòng)分離形成的剪切層與渦脫落強(qiáng)度得到減弱，從而緩和了轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)受到的流動(dòng)沖擊作用。

圖12 車頭模型轉(zhuǎn)向架區(qū)域橫向中截面湍動(dòng)能分布（側(cè)視圖）

3.2 遠(yuǎn)場噪聲

高速列車車頭模型氣動(dòng)噪聲計(jì)算時(shí)，在遠(yuǎn)場設(shè)置10 個(gè)聲接收點(diǎn)，位于側(cè)向距離轉(zhuǎn)向架中心6 m、離地面高度分別為0.6，1.1 和1.6 m處，各聲接收點(diǎn)間相對(duì)位置如圖13所示。

圖13 遠(yuǎn)場聲接收點(diǎn)分布（尺寸單位：m）

5 kHz 頻率以下2 個(gè)工況的遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲總聲壓級(jí)見表1。表中：降噪量為工況1 下各聲接收點(diǎn)的總聲壓級(jí)減去工況2 下相對(duì)應(yīng)的數(shù)值。由表1 可知：工況2 較工況1 各聲接收點(diǎn)的總聲壓級(jí)均有一定的降幅，其中轉(zhuǎn)向架艙后端（測點(diǎn)6）、車體中部區(qū)域（測點(diǎn)5）總聲壓級(jí)降幅明顯，降低約0.3～0.7 dB（A），取得了較好的降噪效果。

表1 不同工況下遠(yuǎn)場輻射噪聲總聲壓級(jí)計(jì)算值

4 基于高速列車車頭比例模型的風(fēng)洞試驗(yàn)

在同濟(jì)大學(xué)地面交通工具聲學(xué)風(fēng)洞內(nèi)，進(jìn)行排障器底部后端設(shè)置凹坑的高速列車車頭模型氣動(dòng)噪聲降噪效果測試。該風(fēng)洞為3/4 開口回流式風(fēng)洞，半消聲室設(shè)計(jì)，噴口面積為27 m2，試驗(yàn)段有效長度為15 m，在160 km·h-1風(fēng)速下風(fēng)洞背景噪聲低于61 dB（A），靜壓梯度小于0.001 m-1。試驗(yàn)時(shí)來流速度為250 km·h-1，湍流強(qiáng)度低于0.5%。與數(shù)值計(jì)算模型相似，試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜑楦咚倭熊囓囶^1∶3 比例模型，如圖14 所示。圖中：U0為均勻來流速度；傳聲器陣列位于車體側(cè)向位置、正對(duì)轉(zhuǎn)向架中心且距離列車模型縱向中心線5.8 m處。

圖14 聲學(xué)風(fēng)洞內(nèi)列車模型

試驗(yàn)?zāi)Ｐ捅还潭ㄔ陲L(fēng)洞試驗(yàn)段的支撐地板上，支撐柱均采用翼型設(shè)計(jì)，以減少其對(duì)流動(dòng)形成的干擾，通過激光定位儀確保試驗(yàn)?zāi)Ｐ臀挥陲L(fēng)洞噴口縱向中心線上。在列車模型的車頭底部分別安裝底部平滑的普通排障器與底端設(shè)置凹坑的排障器，進(jìn)行風(fēng)洞試驗(yàn)。

試驗(yàn)時(shí)采用表面?zhèn)髀暺鳒y量車體底面（轉(zhuǎn)向架艙頂面）壓力，采用自由場傳聲器測量遠(yuǎn)場輻射噪聲聲壓，數(shù)據(jù)采集時(shí)采樣頻率設(shè)為48 kHz、采樣時(shí)間設(shè)為10 s，通過快速傅里葉變換將所得時(shí)域信號(hào)進(jìn)行頻域轉(zhuǎn)換后獲得遠(yuǎn)場測點(diǎn)聲壓級(jí)頻譜和總聲壓級(jí)。

高速列車車頭模型氣動(dòng)噪聲測試時(shí)遠(yuǎn)場布置10 個(gè)傳聲器，各測點(diǎn)間相對(duì)位置與仿真計(jì)算相同。聲源識(shí)別測試時(shí)，在試驗(yàn)段流場外布置120 通道傳聲器陣列，采用多通道測量分析設(shè)備獲取聲源噪聲分布云圖。聲陣列上各傳聲器采集聲壓信號(hào)后，通過延時(shí)求和對(duì)各空間角的聲源信號(hào)進(jìn)行重構(gòu)，實(shí)現(xiàn)聲源定位［33］?；趥鹘y(tǒng)互譜算法的聲源識(shí)別計(jì)算式為

式中：P(m，w)為聲源平面位于m點(diǎn)處在w頻段內(nèi)的聲功率；g(m，w)為導(dǎo)向矢量，指向聲源平面網(wǎng)格點(diǎn)m，表示位于聲源平面網(wǎng)格點(diǎn)m處的單位強(qiáng)度點(diǎn)聲源到達(dá)聲陣列上各個(gè)傳聲器的時(shí)延與幅值衰減；yN為聲陣列上第N個(gè)傳聲器所在位置坐標(biāo)值；N為聲陣列上傳聲器總數(shù)；gH(m，w)為g(m，w)的共軛矩陣；C(w)為傳聲器陣列所得信號(hào)的互譜矩陣；A(w)為聲陣列w頻段內(nèi)聲壓幅值矩陣；AH(w)為A(w)的共軛矩陣；i 為虛數(shù)單位；k為波數(shù)；rmn為聲源平面網(wǎng)格點(diǎn)m與聲陣列上第n個(gè)傳聲器間的距離；αm為歸一化因子。

安裝普通排障器（工況1）與底端設(shè)置凹坑的排障器（工況2）的高速列車模型車體底面壓力脈動(dòng)1/3倍頻程曲線如圖15所示。圖中：車體底面壓力脈動(dòng)測點(diǎn)位于轉(zhuǎn)向架艙前端頂部車體中心線上、距離轉(zhuǎn)向架艙前壁面50 mm 處。由圖15 可見：工況2下車體底面壓力脈動(dòng)在200 Hz以上頻率時(shí)均小于工況1，尤其在200～1 250 Hz頻率范圍內(nèi)的聲壓級(jí)降幅較大，在20 kHz 以下頻率內(nèi)車體底面壓力脈動(dòng)總聲壓級(jí)降低0.9 dB（A），說明排障器底部后端設(shè)置凹坑進(jìn)行擾流后，有效抑制了轉(zhuǎn)向架艙部位流體分離和渦脫落，減弱了流動(dòng)與轉(zhuǎn)向架以及轉(zhuǎn)向架艙壁面間的流體相互作用，從而降低了車體底面產(chǎn)生的壓力脈動(dòng)，與數(shù)值計(jì)算闡明的轉(zhuǎn)向架區(qū)域渦流與壁面壓力脈動(dòng)之間的關(guān)聯(lián)機(jī)理相吻合。

圖15 車體底面壓力脈動(dòng)1/3倍頻程曲線（測試值）

2 個(gè)工況下各測點(diǎn)在5 kHz 以下頻率內(nèi)遠(yuǎn)場總聲壓級(jí)試驗(yàn)值見表2。由表2 可知：車頭鼻錐（測點(diǎn)1）、車尾（測點(diǎn)6）與車頂（測點(diǎn)9 和測點(diǎn)10）位置降噪較少，降噪量為0.1～0.2 dB（A），排障器部位（測點(diǎn)2 和測點(diǎn)7）降噪量為0.2～0.3 dB（A），轉(zhuǎn)向架區(qū)域（測點(diǎn)3 和測點(diǎn)8）降噪量為0.3～0.4 dB（A），而轉(zhuǎn)向架艙后緣及其下游部位（測點(diǎn)4 和測點(diǎn)5）降噪量可達(dá)0.4～0.5 dB（A），與數(shù)值計(jì)算得到的遠(yuǎn)場各聲接收點(diǎn)均有一定的降噪效果、而轉(zhuǎn)向架艙后端區(qū)域降噪效果最明顯的結(jié)果相一致。由此可見，列車排障器底部后端采用凹坑進(jìn)行擾流控制后，有效降低了轉(zhuǎn)向架周圍與轉(zhuǎn)向架艙后緣區(qū)域產(chǎn)生的氣動(dòng)噪聲。

表2 不同工況下遠(yuǎn)場輻射噪聲總聲壓級(jí)試驗(yàn)值

測點(diǎn)4 在2 個(gè)工況下的遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲1/3 倍頻程曲線如圖16所示，工況1下的數(shù)值計(jì)算與風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如圖17所示。

由圖16 可見：在100～1 300 Hz 頻率范圍內(nèi)，工況2 較工況1 聲壓級(jí)幅值的降幅較明顯，最大降幅達(dá)1.8 dB（A）。由圖17 可見：數(shù)值計(jì)算與風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果的聲壓級(jí)曲線吻合良好（尤其在幅值較高的頻域內(nèi)），3 kHz 以下頻率的總聲壓級(jí)計(jì)算值與試驗(yàn)值誤差為0.1 dB（A），因此聲學(xué)風(fēng)洞測試結(jié)果驗(yàn)證了氣動(dòng)噪聲數(shù)值計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。

圖16 遠(yuǎn)場輻射噪聲1/3倍頻程曲線（試驗(yàn)值）

圖17 氣動(dòng)噪聲計(jì)算試驗(yàn)驗(yàn)證

2 個(gè)工況下由置于流場外的傳聲器陣列（如圖14 所示）測得的噪聲源分布云圖如圖18 所示。由圖18 可見：列車頭車模型采用底部后端設(shè)置凹坑的排障器后，20 kHz 下全頻段范圍內(nèi)轉(zhuǎn)向架周圍噪聲源區(qū)域面積得到顯著減小，噪聲幅值降低了1 dB（A）左右，氣動(dòng)噪聲降噪效果良好。

圖18 列車模型氣動(dòng)噪聲源云圖（250 km·h-1）

5 結(jié)論

（1）排障器底部后端采用凹坑進(jìn)行擾流，可以干擾排障器尾端與轉(zhuǎn)向架艙前緣剪切層流動(dòng)分離，阻滯流動(dòng)發(fā)展，減弱轉(zhuǎn)向架前輪對(duì)區(qū)域大尺度湍渦的形成與發(fā)展，抑制不同渦流結(jié)構(gòu)與轉(zhuǎn)向架區(qū)域幾何體的流動(dòng)沖擊和流體相互作用，降低轉(zhuǎn)向架艙與艙內(nèi)各幾何體結(jié)構(gòu)因邊界干涉誘發(fā)產(chǎn)生的表面壓力脈動(dòng)，從而有效降低轉(zhuǎn)向架部位氣動(dòng)噪聲的產(chǎn)生以及向遠(yuǎn)場輻射。

（2）高速列車車頭比例模型聲學(xué)風(fēng)洞氣動(dòng)噪聲測試表明：排障器底部后端設(shè)置凹坑后，轉(zhuǎn)向架艙前端頂部車體中心線上壁面壓力脈動(dòng)總聲壓級(jí)、車體側(cè)向?qū)?yīng)轉(zhuǎn)向架與轉(zhuǎn)向架艙后緣部位遠(yuǎn)場測點(diǎn)氣動(dòng)噪聲降幅明顯，降噪效果良好；聲陣列測得轉(zhuǎn)向架部位噪聲源面積縮小，在20 kHz 頻率下聲壓級(jí)降幅為1 dB（A），氣動(dòng)噪聲得到有效控制；聲學(xué)風(fēng)洞測試結(jié)果驗(yàn)證了數(shù)值計(jì)算得出的排障器底部后端布置平行凹坑進(jìn)行擾流后獲得的氣動(dòng)噪聲控制效果。

（3）對(duì)于實(shí)際運(yùn)行的高速列車車輛，基于參數(shù)設(shè)計(jì)和優(yōu)化，可在排障器底端設(shè)置不同形狀的凹坑結(jié)構(gòu)（如長條形、正方形、菱形與圓形等）進(jìn)行擾流，從而有效降低轉(zhuǎn)向架區(qū)域（尤其是前輪對(duì)部位）復(fù)雜流動(dòng)誘發(fā)氣動(dòng)噪聲的產(chǎn)生。