賈尚帥 張文敏 韓鐵禮 彭 壘

(中車(chē)唐山機(jī)車(chē)車(chē)輛有限公司技術(shù)研究中心 唐山 063035)

0 引言

高速動(dòng)車(chē)組噪聲主要由牽引系統(tǒng)噪聲、輪軌噪聲及氣動(dòng)噪聲組成，當(dāng)動(dòng)車(chē)組運(yùn)行速度低于35 km/h 時(shí)，牽引噪聲起主導(dǎo)作用；動(dòng)車(chē)組運(yùn)行速度大于35 km/h 而小于250 km/h 時(shí)，輪軌噪聲起主導(dǎo)作用；動(dòng)車(chē)組運(yùn)行速度超過(guò)250 km/h 時(shí)，氣動(dòng)噪聲起主導(dǎo)作用[1?3]。隨著高鐵行業(yè)的迅猛發(fā)展，我國(guó)大部分線路的高速動(dòng)車(chē)組運(yùn)行速度已經(jīng)超過(guò)300 km/h，部分線路達(dá)到350 km/h。高速動(dòng)車(chē)組氣動(dòng)噪聲不僅引起車(chē)內(nèi)噪聲污染降低乘客舒適性，而且嚴(yán)重影響沿線居民的正常生活。因此通常將低氣動(dòng)噪聲設(shè)計(jì)作為高速動(dòng)車(chē)組開(kāi)發(fā)的關(guān)鍵技術(shù)和重要內(nèi)容之一，非常有必要對(duì)高速動(dòng)車(chē)組氣動(dòng)噪聲特性進(jìn)行研究并加以改善。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)高速動(dòng)車(chē)組氣動(dòng)噪聲特性展開(kāi)了初步研究。Nagakura[4]基于新干線列車(chē)1 :5 縮比模型風(fēng)洞試驗(yàn)，得到了200 km/h 風(fēng)速下新干線列車(chē)模型氣動(dòng)噪聲源的分布情況和車(chē)頭區(qū)域遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲。孫振旭等[5]采用非線性聲學(xué)求解方法(Nonlinear acoustic solver,NLAS)對(duì)近場(chǎng)氣動(dòng)噪聲進(jìn)行研究，得到了CRH3 型高速列車(chē)不同部位的氣動(dòng)噪聲貢獻(xiàn)量。張軍等[6]基于穩(wěn)態(tài)流場(chǎng)結(jié)果，使用寬頻帶噪聲源模型計(jì)算得到CRH3 型高速列車(chē)車(chē)身表面氣動(dòng)噪聲源，并得到車(chē)體表面聲功率級(jí)分布情況。劉加利等[7]結(jié)合大渦模擬(Large eddy stimulation,LES)和統(tǒng)計(jì)能量分析方法(Statistical energy analysis,SEA)，計(jì)算得到了高速動(dòng)車(chē)組車(chē)內(nèi)氣動(dòng)噪聲分布特性。高陽(yáng)等[8]基于某高速動(dòng)車(chē)組1 :8 縮比模型風(fēng)洞試驗(yàn)，測(cè)試分析得到250 km/h風(fēng)速下轉(zhuǎn)向架和受電弓噪聲是高速動(dòng)車(chē)組模型的最主要?dú)鈩?dòng)噪聲源。在此基礎(chǔ)上，采用LES 獲得車(chē)身湍流脈動(dòng)壓力，基于FW-H 方程和聲擾動(dòng)方程(Acoustic perturbation equation,APE)分別獲得遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲和近場(chǎng)噪聲，建立了一整套頭型氣動(dòng)噪聲預(yù)測(cè)方法，并基于250 km/h 運(yùn)行速度進(jìn)行了風(fēng)洞試驗(yàn)驗(yàn)證[9]。張亞?wèn)|等[10]結(jié)合數(shù)值仿真和風(fēng)洞試驗(yàn)，以受電弓為主要?dú)鈩?dòng)噪聲源進(jìn)行降噪研究，得到了低噪聲的受電弓結(jié)構(gòu)。李輝等[11]基于數(shù)值仿真方法，分析了高速動(dòng)車(chē)組轉(zhuǎn)向架氣動(dòng)噪聲特性及噪聲產(chǎn)生機(jī)理。

風(fēng)洞試驗(yàn)是研究遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲較有效的方法，具有精度高、影響小等優(yōu)勢(shì)。根據(jù)可公開(kāi)查閱的出版資料可以看出，目前國(guó)內(nèi)外高速動(dòng)車(chē)組氣動(dòng)噪聲風(fēng)洞試驗(yàn)的最高速度為250 km/h，對(duì)于時(shí)速300 km/h 及更高運(yùn)行速度的動(dòng)車(chē)組氣動(dòng)噪聲特性分析，缺乏有效的風(fēng)洞試驗(yàn)測(cè)試數(shù)據(jù)支撐。本文研究基于綿陽(yáng)中國(guó)空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心低速空氣動(dòng)力研究所的聲學(xué)風(fēng)洞平臺(tái)，首次將高速動(dòng)車(chē)組氣動(dòng)噪聲風(fēng)洞試驗(yàn)的試驗(yàn)速度提升到300 km/h 以上，并重點(diǎn)分析了300 km/h運(yùn)行速度下受電弓及轉(zhuǎn)向架對(duì)遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲的貢獻(xiàn)和頻率特性。數(shù)值仿真是研究近場(chǎng)氣動(dòng)噪聲的有效方法，可以避免測(cè)試設(shè)備及支撐設(shè)備對(duì)模型氣動(dòng)流場(chǎng)的干擾。APE具有無(wú)需求解密度方程、計(jì)算成本相對(duì)較少的優(yōu)點(diǎn)，因此特別適合高速動(dòng)車(chē)組等復(fù)雜氣動(dòng)噪聲計(jì)算的問(wèn)題。本文基于APE，以表面湍流脈動(dòng)壓力級(jí)、表面聲壓級(jí)和聲功率級(jí)為評(píng)價(jià)指標(biāo)，分析高速動(dòng)車(chē)組車(chē)頭近場(chǎng)氣動(dòng)噪聲特性。

1 氣動(dòng)噪聲風(fēng)洞試驗(yàn)

1.1 風(fēng)洞設(shè)備及模型

風(fēng)洞試驗(yàn)在綿陽(yáng)中國(guó)空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心低速空氣動(dòng)力研究所的5.5 m×4 m 聲學(xué)風(fēng)洞四分之三開(kāi)口試驗(yàn)段進(jìn)行，最大風(fēng)速100 m/s，試驗(yàn)段外包圍著全消聲室。在風(fēng)速80 m/s 時(shí)，背景噪聲為75.6 dB(A)。試驗(yàn)段采用下置式地板模擬地面，地板與前緣噴口無(wú)縫連接，在其上安裝路基、軌道和模型。模型為某高速動(dòng)車(chē)組3車(chē)編組1:8縮比模型，如圖1所示。

圖1 高速動(dòng)車(chē)組模型及測(cè)點(diǎn)位置Fig.1 High-speed train model and locations of microphones

1.2 測(cè)點(diǎn)位置與試驗(yàn)工況

在模型側(cè)面布置10支遠(yuǎn)場(chǎng)傳聲器，測(cè)量試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷倪h(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲輻射特性。傳聲器排成一排，距離車(chē)體中心線7.5 m 遠(yuǎn)，距離地板1.2 m 高，軸向間距0.8 m，上游第一支傳聲器與車(chē)頭鼻尖平齊，對(duì)測(cè)點(diǎn)依次編號(hào)為1–10，測(cè)點(diǎn)示意圖如圖2所示。

圖2 試驗(yàn)遠(yuǎn)場(chǎng)測(cè)點(diǎn)Fig.2 Far field test points

在風(fēng)速300 km/h時(shí)，對(duì)動(dòng)車(chē)組進(jìn)行3 種車(chē)輛狀態(tài)的受電弓部件影響試驗(yàn)，分別為整車(chē)升弓狀態(tài)、整車(chē)降弓狀態(tài)和整車(chē)無(wú)弓狀態(tài)，根據(jù)測(cè)試結(jié)果分析受電弓對(duì)遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲的貢獻(xiàn)和頻率特性。與此同時(shí)，在風(fēng)速300 km/h 時(shí)，對(duì)動(dòng)車(chē)組進(jìn)行兩種車(chē)輛狀態(tài)的轉(zhuǎn)向架部件影響試驗(yàn)，分別為光車(chē)體狀態(tài)和光車(chē)體+轉(zhuǎn)向架狀態(tài)，其中光車(chē)體狀態(tài)對(duì)轉(zhuǎn)向架艙進(jìn)行封堵，根據(jù)結(jié)果分析轉(zhuǎn)向架對(duì)遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲的貢獻(xiàn)和頻率特性。在整車(chē)升弓狀態(tài)下，在160 km/h、180 km/h、200 km/h、300 km/h 和330 km/h 的風(fēng)速下進(jìn)行試驗(yàn)，分析整車(chē)遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲的速度特性與頻率特性。

1.3 試驗(yàn)結(jié)果分析

根據(jù)能量疊加原理，采用A 加權(quán)聲壓級(jí)的平均值Lpm評(píng)價(jià)整車(chē)氣動(dòng)噪聲，即

式(1)中，Lpi(i= 1,2,3,···,m)為第i個(gè)噪聲評(píng)估點(diǎn)測(cè)得的A 加權(quán)聲壓級(jí)，m為噪聲評(píng)估點(diǎn)總數(shù)，本試驗(yàn)中，m=10。

圖3給出了風(fēng)速300 km/h 時(shí)受電弓不同狀態(tài)遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲頻譜曲線，由試驗(yàn)結(jié)果可知受電弓引起的氣動(dòng)噪聲主要集中在大于1800 Hz 的中高頻范圍內(nèi)，在受電弓升弓狀態(tài)下，部分頻段存在噪聲峰值；受電弓氣動(dòng)噪聲呈現(xiàn)出明顯的諧頻特性，噪聲峰值基頻為2075 Hz，噪聲達(dá)到67.1 dB(A)，二階和三階諧頻峰值頻率為4175 Hz 和6225 Hz，分別為基頻的2 倍和3 倍，該諧頻特性由受電弓組成部件中的圓柱桿件產(chǎn)生；此外圖3所示的升弓狀態(tài)存在2800 Hz 的噪聲峰值，該峰值由受電弓組成部件中的方形桿件產(chǎn)生，未呈現(xiàn)諧頻特性；在受電弓降弓狀態(tài)，頻段的峰值消失，高頻噪聲能量也略有降低，但略高于無(wú)弓狀態(tài)。

圖3 受電弓遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲頻譜曲線Fig.3 Far-field aerodynamic noise spectrum curve of pantograph

圖4給出了風(fēng)速300 km/h 時(shí)轉(zhuǎn)向架對(duì)遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲影響頻譜曲線，由試驗(yàn)結(jié)果可知轉(zhuǎn)向架引起的氣動(dòng)噪聲主要集中在200～5000 Hz 的中低頻頻段，在275～1125 Hz 之間，動(dòng)車(chē)組光車(chē)體狀態(tài)各頻段噪聲都要比光車(chē)體+轉(zhuǎn)向架狀態(tài)低5 dB(A)左右，1125 Hz 以后的各頻段兩種狀態(tài)噪聲差值逐漸減小，大于5000 Hz 的各頻段二者幾乎重合，轉(zhuǎn)向架氣動(dòng)噪聲在275 Hz 和387.5 Hz 附近出現(xiàn)噪聲峰值，分別達(dá)到69.9 dB(A)和70.4 dB(A)。

圖4 轉(zhuǎn)向架遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲頻譜曲線Fig.4 Far-field aerodynamic noise spectrum curve of bogie

圖5給出了整車(chē)升弓狀態(tài)下變風(fēng)速試驗(yàn)頻譜曲線，由試驗(yàn)結(jié)果可知整車(chē)氣動(dòng)噪聲是一寬頻噪聲，不同風(fēng)速下噪聲頻譜具有相似的分布規(guī)律，風(fēng)速增加，遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲總聲壓級(jí)逐漸變大。圖5曲線所示由受電弓引起的噪聲峰值頻率隨速度的變化線性增加，這是由于組成受電弓的各部件均為桿件結(jié)構(gòu)，當(dāng)恒定來(lái)流繞過(guò)受電弓各桿件時(shí)發(fā)生擾動(dòng)，垂直于來(lái)流的桿件發(fā)生卡門(mén)渦街現(xiàn)象，因此受電弓處會(huì)誘發(fā)單頻噪聲且此頻率與來(lái)流速度成正比。圖5曲線所示由轉(zhuǎn)向架引起的兩個(gè)主要噪聲峰值頻率(275 Hz和387.5 Hz)呈現(xiàn)“頻率鎖定”現(xiàn)象(lockin),只在lockin 范圍內(nèi)，噪聲峰值頻率不隨來(lái)流速度變化，這是由于轉(zhuǎn)向架艙具有開(kāi)式空腔的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，恒定來(lái)流引起空腔聲共振現(xiàn)象，產(chǎn)生高強(qiáng)度的單頻噪聲，其峰值頻率與轉(zhuǎn)向架艙的幾何尺寸有關(guān)，來(lái)流速度增加只會(huì)影響其總聲壓級(jí)大小并不會(huì)影響其頻率特性。

圖5 整車(chē)遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲頻譜曲線Fig.5 Far-field aerodynamic noise spectrum curve of train

在160 km/h、180 km/h、200 km/h、300 km/h和330 km/h 的風(fēng)速下遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲10個(gè)測(cè)點(diǎn)總聲壓級(jí)的平均值Lpm分別為70.6 dB(A)、74.1 dB(A)、77.2 dB(A)、88.9 dB(A)和91.3 dB(A)，總聲壓級(jí)Lpm與運(yùn)行速度的對(duì)數(shù)lgv近似呈線性關(guān)系，擬合曲線如圖6所示。

圖6 總聲壓級(jí)與運(yùn)行速度的函數(shù)關(guān)系Fig.6 Function relationship between sound pressure level and running speed

進(jìn)一步分析得到兩者滿足如下函數(shù)關(guān)系：即動(dòng)車(chē)組整車(chē)升弓狀態(tài)下遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲總聲能隨速度的6.6 次方增加，符合氣動(dòng)載荷噪聲發(fā)聲機(jī)理，通過(guò)函數(shù)式(2)可以對(duì)其他風(fēng)速下遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲總聲壓級(jí)進(jìn)行推算。

2 氣動(dòng)噪聲數(shù)值計(jì)算

通過(guò)數(shù)值仿真手段以表面湍流脈動(dòng)壓力級(jí)、表面聲壓級(jí)和聲功率級(jí)為評(píng)價(jià)指標(biāo)分析動(dòng)車(chē)組近場(chǎng)氣動(dòng)噪聲特性及其產(chǎn)生原因。

2.1 數(shù)值模型

建立與風(fēng)洞試驗(yàn)相一致的數(shù)值仿真模型，各部位采用三角形面網(wǎng)格，尺寸如下：車(chē)頭鼻尖2 mm、排障器2 mm、轉(zhuǎn)向架艙2～4 mm、轉(zhuǎn)向架2～3 mm、受電弓1 mm、車(chē)廂連接部位4 mm，車(chē)體其他部位為5 mm。轉(zhuǎn)向架車(chē)輪與軌道接觸，軌道安裝在基座上，基座固定在地面上，軌道和基座的面網(wǎng)格尺寸分別為2 mm 和6 mm。創(chuàng)建長(zhǎng)方體虛擬風(fēng)洞計(jì)算域，其長(zhǎng)、寬和高分別為18500 mm、5500 mm 和2500 mm，頭車(chē)鼻尖距計(jì)算域入口約2500 mm，尾車(chē)鼻尖距計(jì)算域出口約5600 mm，車(chē)身距兩側(cè)均約為2500 mm[12]，虛擬風(fēng)洞的面網(wǎng)格尺寸為50 mm的三角形網(wǎng)格。分別在車(chē)身、轉(zhuǎn)向架和軌道部位生成邊界層網(wǎng)格，總厚度0.35 mm，第一層網(wǎng)格厚度約為0.125 mm，對(duì)應(yīng)網(wǎng)格無(wú)因次尺寸y+≈2，增長(zhǎng)率1.2，層數(shù)為10層。為了避免基座和地面出現(xiàn)大長(zhǎng)細(xì)比的體網(wǎng)格和計(jì)算出口回流，基座和地面邊界層設(shè)為1 層，厚度0.35 mm。在計(jì)算域內(nèi)排障器、轉(zhuǎn)向架、風(fēng)擋和受電弓位置處設(shè)置網(wǎng)格尺度不同的加密區(qū)，共計(jì)生成5796萬(wàn)個(gè)體網(wǎng)格，網(wǎng)格單元體積變化率小于7.7×10?5，關(guān)鍵截面體網(wǎng)格分布，如圖7所示。

圖7 體網(wǎng)格截面Fig.7 Volume mesh section

2.2 計(jì)算方法

穩(wěn)態(tài)流場(chǎng)計(jì)算采用剪切應(yīng)力輸運(yùn)(Shear stress transport,SST)k-w模型，計(jì)算迭代3000 步，通過(guò)監(jiān)控殘差、氣動(dòng)力和關(guān)鍵點(diǎn)速度，確定迭代達(dá)到收斂。以穩(wěn)態(tài)流場(chǎng)作為初始條件，采用LES 進(jìn)行瞬態(tài)流場(chǎng)計(jì)算，時(shí)間和空間均采用二階離散格式。瞬態(tài)流場(chǎng)的計(jì)算首先采用5×10?4s 的時(shí)間步長(zhǎng)計(jì)算1000 個(gè)時(shí)間步，每步迭代10 次，一共計(jì)算了0.5 s的物理時(shí)間，相當(dāng)于來(lái)流流過(guò)了約5 倍的車(chē)身長(zhǎng)度，計(jì)算完成后使流場(chǎng)達(dá)到動(dòng)態(tài)平衡。此后，將時(shí)間步長(zhǎng)改為5×10?5s，每步迭代10 次，經(jīng)過(guò)1000步計(jì)算使流場(chǎng)的波動(dòng)完全穩(wěn)定，開(kāi)始對(duì)平均壓力和平均速度進(jìn)行采樣，用于后續(xù)APE 的計(jì)算。經(jīng)過(guò)500 步的采樣平均場(chǎng)基本收斂，開(kāi)始進(jìn)行APE 的計(jì)算。經(jīng)過(guò)500 步的聲場(chǎng)計(jì)算之后，流場(chǎng)和聲場(chǎng)共同達(dá)到穩(wěn)定，開(kāi)始同時(shí)對(duì)湍流壓力脈動(dòng)和聲場(chǎng)壓力脈動(dòng)進(jìn)行采樣，一共進(jìn)行了2500 步的采樣。在空間上，采樣的區(qū)域包括了整個(gè)的車(chē)身表面。計(jì)算域進(jìn)口給定速度300 km/h，出口相對(duì)壓力為0 Pa，湍流度(Turbulent intensity)和黏性比(Turbulent viscosity ratio)分別為1%和10；計(jì)算域頂部和兩側(cè)為對(duì)稱(chēng)邊界，車(chē)身表面為無(wú)滑移壁面；模型校驗(yàn)仿真工況地面和軌道為無(wú)滑移壁面，與風(fēng)洞試驗(yàn)保持一致；模型校驗(yàn)完成后地面和軌道設(shè)置為移動(dòng)壁面，移動(dòng)速度為300 km/h，與列車(chē)運(yùn)行方向相反。

遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲采用可穿透聲源面的FW-H 積分方程求解，能夠同時(shí)考慮動(dòng)車(chē)組表面壓力脈動(dòng)偶極子噪聲和空間湍流邊界層的四極子噪聲的貢獻(xiàn)，本次計(jì)算所應(yīng)用的方程如式(3)所示：

式(3)中，a0表示聲速，p′表示聲壓，Tij表示Lighthill 應(yīng)力張量，Pij表示壓縮應(yīng)力張量，ui表示xi方向的流體速度分量，un表示聲源面的法向流體速度分量，vi表示xi方向的表面速度分量，vn表示聲源面的法向表面速度分量，δ(f)表示迪拉克函數(shù)，H(f)表示海維賽德函數(shù)。公式左邊兩項(xiàng)表示聲壓，右邊第一項(xiàng)表示四級(jí)子聲源，第二項(xiàng)表示偶極子聲源，第三項(xiàng)表示單級(jí)子聲源。因?yàn)閯?dòng)車(chē)組表面在氣動(dòng)噪聲分析中可以看作是剛性的，所以單級(jí)子聲源近似為零。

為了能夠有效捕捉高速列車(chē)表面偶極子和空間四極子聲源，在流動(dòng)不太紊亂的位置創(chuàng)建可穿透聲源面。聲源面長(zhǎng)12620 mm，寬840 mm，高746 mm，在受電弓區(qū)域向上凸起200 mm，如圖8所示。

圖8 可穿透聲源面Fig.8 Permeable surface

近場(chǎng)氣動(dòng)噪聲采用APE 求解，多普勒效應(yīng)、壁面反射和介質(zhì)折射等聲學(xué)現(xiàn)象都能夠在計(jì)算中得到考慮，本次計(jì)算所應(yīng)用的方程如式(4)所示：

式(4)中，c表示聲速，pa表示聲壓表示流場(chǎng)平均速度，τ表示阻尼衰減項(xiàng)。公式左邊前兩項(xiàng)表示聲壓在時(shí)間域上傳播，左邊后兩項(xiàng)表示聲壓在空間域上傳播，公式右邊前兩項(xiàng)表示聲源隨時(shí)間的變化，公式右邊第三項(xiàng)表示聲源在空間上的變化。

圖9顯示了APE定義的噪聲計(jì)算區(qū)域。紅色為聲源區(qū)所在區(qū)域，藍(lán)色為非聲源區(qū)。兩者之間定義了過(guò)渡區(qū)。在噪聲計(jì)算區(qū)域內(nèi)，APE 聲源權(quán)重為1，聲傳播阻尼為0，APE 將在此區(qū)域按聲源進(jìn)行計(jì)算；在噪聲計(jì)算區(qū)域外，APE聲源權(quán)重為0，聲傳播阻尼為1，APE將在該區(qū)域進(jìn)行聲傳播計(jì)算。

圖9 噪聲計(jì)算區(qū)域Fig.9 Acoustic perturbation region

2.3 模型校驗(yàn)

為驗(yàn)證數(shù)值仿真模型的準(zhǔn)確性，選擇對(duì)應(yīng)的風(fēng)洞試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證，測(cè)點(diǎn)位置與風(fēng)洞試驗(yàn)一致。表1給出時(shí)速300 km/h、整車(chē)升弓工況遠(yuǎn)場(chǎng)測(cè)點(diǎn)的總聲壓級(jí)，由表1可知數(shù)值仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的最大差值2.2 dB(A)，最大相對(duì)誤差2.5%。

表1 遠(yuǎn)場(chǎng)測(cè)點(diǎn)總聲壓級(jí)Table 1 Comparison of total sound pressure levels at far-field measurement points

圖10給出了測(cè)點(diǎn)3 的仿真與試驗(yàn)聲壓級(jí)頻譜。由圖10可以看出，仿真與風(fēng)洞試驗(yàn)的整體頻譜趨勢(shì)一致，部分頻段仿真值與試驗(yàn)值存在偏差。原因分析如下：在低于400 Hz 的頻段，仿真值與試驗(yàn)值的偏差是由兩者條件的差異造成的，風(fēng)洞試驗(yàn)存在的測(cè)試設(shè)備(表面?zhèn)髀暺髯呔€)及支撐設(shè)備會(huì)導(dǎo)致湍流流動(dòng)，造成400 Hz以下低頻段的氣動(dòng)噪聲試驗(yàn)值偏大。在受電弓引起的離散噪聲頻段仿真值與試驗(yàn)值的偏差是因?yàn)槭芫W(wǎng)格尺寸的影響，對(duì)于三車(chē)編組模型，受電弓區(qū)域1 mm的網(wǎng)格尺度仍然偏大，數(shù)值計(jì)算不能捕捉到最小網(wǎng)格尺度以下的漩渦，缺少了該部分的能量，造成由受電弓引起的離散氣動(dòng)噪聲頻段仿真值偏小，該離散噪聲頻段能量主要影響受電弓區(qū)域氣動(dòng)噪聲，對(duì)下文重點(diǎn)分析的頭型轉(zhuǎn)向架區(qū)域近場(chǎng)氣動(dòng)噪聲影響不大。同時(shí)由圖1可以看出，為滿足遠(yuǎn)場(chǎng)測(cè)試條件，傳聲器與聲學(xué)風(fēng)洞的地板邊緣之間存在較寬的距離，會(huì)衰減地面反射噪聲，而仿真條件下地面為固壁，能將所接受的噪聲完全反射出去，不發(fā)生衰減，從而會(huì)造成部分頻段仿真值高于試驗(yàn)值。綜上偏差分析可知，仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合度較好，仿真模型可靠。

圖10 測(cè)點(diǎn)3 聲壓級(jí)頻譜Fig.10 Frequency spectral of sound pressure level of Test Point 3

2.4 近場(chǎng)噪聲結(jié)果分析

湍流脈動(dòng)壓力級(jí)由表面靜壓脈動(dòng)計(jì)算得到，表征由于流體和固體相互作用的偶極子聲源強(qiáng)度。通過(guò)車(chē)頭區(qū)域的湍流脈動(dòng)壓力級(jí)分布可以明晰主要噪聲源分布，從而為遠(yuǎn)場(chǎng)和車(chē)內(nèi)提供降低噪聲的方向。圖11給出了300 km/h運(yùn)行速度下車(chē)頭區(qū)域表面湍流脈動(dòng)壓力級(jí)云圖。由計(jì)算結(jié)果可知：以車(chē)頭鼻尖為界，底部湍流脈動(dòng)壓力級(jí)大于上部流線型湍流脈動(dòng)壓力級(jí)；在底部結(jié)構(gòu)中，氣流正面沖擊排障器頭部后向兩側(cè)和底部流動(dòng)，頭部向后翻轉(zhuǎn)渦流及兩側(cè)拖曳渦流導(dǎo)致排障器底部湍流脈動(dòng)壓力級(jí)較大且呈現(xiàn)月牙型分布；后續(xù)氣流繼續(xù)前行撞擊轉(zhuǎn)向架，在轉(zhuǎn)向架區(qū)域發(fā)生流動(dòng)分離，導(dǎo)致轉(zhuǎn)向架下部輪對(duì)、轉(zhuǎn)向架艙側(cè)緣和轉(zhuǎn)向架艙后緣位置的湍流脈動(dòng)壓力級(jí)較大。

圖11 車(chē)頭表面湍流脈動(dòng)壓力級(jí)云圖Fig.11 Turbulent pressure fluctuation level of head surface

考慮對(duì)車(chē)內(nèi)噪聲的貢獻(xiàn)，不僅需要關(guān)注湍流脈動(dòng)壓力級(jí)，也需要關(guān)注近車(chē)身區(qū)域湍流導(dǎo)致聲場(chǎng)的輻射聲壓級(jí)。湍流脈動(dòng)壓力以振動(dòng)的形式作用于車(chē)身結(jié)構(gòu)并向車(chē)內(nèi)輻射，由于車(chē)身結(jié)構(gòu)的濾波效應(yīng)，中高頻能量衰減較快，而聲場(chǎng)以聲波形式作用于車(chē)內(nèi)，對(duì)車(chē)內(nèi)噪聲的貢獻(xiàn)以中高頻為主?？臻g聲場(chǎng)的形成不僅來(lái)自于車(chē)身表面壓力脈動(dòng)的偶極子噪聲，也有來(lái)自于車(chē)身四周渦流的四極子噪聲，因此在車(chē)內(nèi)噪聲的評(píng)估和計(jì)算時(shí)，通常選取空間平均聲場(chǎng)。圖12為300 km/h 運(yùn)行速度下車(chē)頭區(qū)域在空間聲場(chǎng)作用下車(chē)身表面的聲壓級(jí)云圖?？傮w特征如下：以車(chē)頭鼻尖為界，底部聲壓級(jí)大于上部流線型聲壓級(jí)。在底部結(jié)構(gòu)中，轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)的聲壓級(jí)最大，轉(zhuǎn)向架艙后緣、頂板是轉(zhuǎn)向架艙聲壓級(jí)最大的位置，受轉(zhuǎn)向架艙的聲波繞射影響，車(chē)體兩側(cè)表面的聲壓級(jí)也較大。

圖12 車(chē)頭表面聲壓級(jí)云圖Fig.12 Total sound pressure level of head surface

聲功率指聲源單位時(shí)間內(nèi)向外輻射的能量大小，了解聲功率級(jí)的大小有助于了解聲源本身的特征，從而提供降低噪聲的方向。表2給出300 km/h運(yùn)行速度下，轉(zhuǎn)向架艙頂板、車(chē)體、排障器、鼻尖、轉(zhuǎn)向架艙、車(chē)窗的聲功率級(jí)。轉(zhuǎn)向架艙包含艙內(nèi)前緣面、頂板、后緣面、兩側(cè)裙板面，考慮到氣動(dòng)噪聲向車(chē)內(nèi)傳播時(shí)，主要經(jīng)由頂板和車(chē)體結(jié)構(gòu)向車(chē)內(nèi)傳播，單獨(dú)給出了轉(zhuǎn)向架艙頂板的聲功率級(jí)，為車(chē)內(nèi)噪聲提供參考。各個(gè)部件的聲功率級(jí)大小順序?yàn)檗D(zhuǎn)向架艙>排障器>車(chē)體>車(chē)窗>鼻尖。

表2 車(chē)頭各部件聲功率級(jí)Table 2 Sound power level of head parts

通過(guò)分析車(chē)頭區(qū)域表面湍流脈動(dòng)壓力級(jí)、聲壓級(jí)及聲功率級(jí)分布規(guī)律可知，動(dòng)車(chē)組車(chē)頭近場(chǎng)氣動(dòng)噪聲以車(chē)頭鼻尖為界，底部氣動(dòng)噪聲能量大于上部流線型氣動(dòng)噪聲能量，其中轉(zhuǎn)向架艙位置噪聲能量最大，該位置是發(fā)生氣動(dòng)分離，湍流運(yùn)動(dòng)比較劇烈的區(qū)域。因此進(jìn)行車(chē)內(nèi)外降噪方案設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注轉(zhuǎn)向架艙區(qū)域。

3 結(jié)論

本文通過(guò)氣動(dòng)噪聲風(fēng)洞試驗(yàn)和數(shù)值仿真對(duì)高速動(dòng)車(chē)組氣動(dòng)噪聲特性進(jìn)行了分析，分析結(jié)果表明：

(1)氣動(dòng)噪聲風(fēng)洞試驗(yàn)測(cè)試與分析表明高速動(dòng)車(chē)組遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲是一寬頻噪聲，不同風(fēng)速下噪聲頻譜具有相似的分布規(guī)律，氣動(dòng)噪聲總聲能隨速度的6.6 次方增加；受電弓引起的氣動(dòng)噪聲主要集在中高頻，噪聲峰值頻率隨速度的變化線性增加；轉(zhuǎn)向架引起的氣動(dòng)噪聲主要集中在中低頻，噪聲峰值頻值頻率與速度無(wú)關(guān)。

(2)對(duì)比高速動(dòng)車(chē)組氣動(dòng)噪聲遠(yuǎn)場(chǎng)10 個(gè)測(cè)點(diǎn)仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的總聲壓級(jí)，最大差值2.2 dB(A)，最大相對(duì)誤差2.5%，驗(yàn)證了仿真模型的準(zhǔn)確性。

(3)基于APE 的仿真分析表明動(dòng)車(chē)組車(chē)頭近場(chǎng)氣動(dòng)噪聲以車(chē)頭鼻尖為界，底部氣動(dòng)噪聲能量大于上部流線型氣動(dòng)噪聲能量，其中轉(zhuǎn)向架艙位置噪聲能量最大，該位置是發(fā)生氣動(dòng)分離，湍流運(yùn)動(dòng)比較劇烈的區(qū)域。因此進(jìn)行車(chē)內(nèi)外降噪方案設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注轉(zhuǎn)向架艙位置。