黃莎，楊明智，李志偉，徐剛

(中南大學(xué) 交通運(yùn)輸工程學(xué)院，軌道交通安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長沙，410075)

隨著列車運(yùn)行速度的提高，鐵路噪聲污染也急劇增加，過大的噪聲將嚴(yán)重影響乘客和軌道沿線人們的生理、心理和正常生活，還可能引起周圍有關(guān)設(shè)備和周邊建筑物的疲勞損壞，縮短使用壽命，因此高速列車的噪聲問題成為高速鐵路發(fā)展過程中亟待解決研究的重要課題之一[1-2]。目前，隨著列車運(yùn)行速度的提高，機(jī)械噪聲退居次要地位，氣動(dòng)噪聲逐漸趨于主導(dǎo)地位。根據(jù)鐵路噪聲理論研究和實(shí)驗(yàn)測(cè)試，檢定出了高速列車氣動(dòng)噪聲源的主要產(chǎn)生部位[3-6]。國內(nèi)外很多學(xué)者對(duì)高速列車不同位置處的氣動(dòng)噪聲做了研究，Ikeda等[7-9]介紹了高速列車低氣動(dòng)噪聲受電弓的設(shè)計(jì)理論和方法，并提出了改善受電弓氣動(dòng)噪聲的設(shè)計(jì)方案；Sassa等[10]通過實(shí)驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算對(duì)車門處產(chǎn)生的氣動(dòng)噪聲進(jìn)行了研究。而轉(zhuǎn)向架部位是氣流的噴射和回流區(qū)域，由于結(jié)構(gòu)復(fù)雜，氣流流經(jīng)時(shí)底部產(chǎn)生嚴(yán)重的分離現(xiàn)象,形成漩渦，產(chǎn)生復(fù)雜的氣動(dòng)噪聲，尤其是頭車轉(zhuǎn)向架部位，而對(duì)于高速列車轉(zhuǎn)向架部位氣動(dòng)噪聲的研究相對(duì)甚少。因此，本文作者基于Lighthill聲學(xué)理論，應(yīng)用LES大渦模擬和FW-H聲學(xué)類比模型對(duì)高速列車頭車轉(zhuǎn)向架部位車外氣動(dòng)噪聲進(jìn)行數(shù)值模擬研究，并提出了降噪改進(jìn)意見。

1 高速列車氣動(dòng)噪聲數(shù)值分析理論

1.1 氣動(dòng)噪聲聲學(xué)方程

1952年，英國科學(xué)家Lighthill根據(jù)N-S方程和連續(xù)性方程導(dǎo)出了氣動(dòng)聲學(xué)基本方程[11]：

式中：Tij為 Lighthill張量，為黏性應(yīng)力張量，δij為單位張量；ρ0為未受擾動(dòng)的流體密度；ρ′為流體密度的波動(dòng)量，ρ′=ρ-ρ0；p0為未受擾動(dòng)的流場(chǎng)壓力；p′為流場(chǎng)中壓力的脈動(dòng)量p′=p-p0；c0為聲速。

FW-H聲學(xué)類比方程將聲學(xué)方程擴(kuò)展到考慮運(yùn)動(dòng)固體邊界的影響，其方程為[12]：

1.2 湍流模型的選擇

湍流模型中的直接數(shù)值模擬對(duì)瞬時(shí)N-S方程進(jìn)行計(jì)算，可以分辨出氣流的空間結(jié)構(gòu)及變化劇烈的時(shí)間特性，但內(nèi)存空間及計(jì)算速度要求極高，目前還不可能用于工程計(jì)算；雷諾時(shí)間平均模擬將非穩(wěn)態(tài)的控制方程對(duì)時(shí)間作平均，在所得到的關(guān)于時(shí)均物理量的控制方程中包含了脈動(dòng)量乘積的時(shí)間均值等未知量，但平均的結(jié)果都將脈動(dòng)運(yùn)動(dòng)時(shí)空變化的細(xì)節(jié)抹平，喪失了包含在脈動(dòng)運(yùn)動(dòng)中的全部信息[13-14]；大渦模擬(LES)對(duì)尺度大的湍流運(yùn)動(dòng)通過N-S方程直接計(jì)算，小尺度渦采用亞格子模型進(jìn)行模擬，是目前計(jì)算湍流脈動(dòng)較理想的方法[15-16]。

經(jīng)過空間過濾可得到大渦模擬(LES)的控制方程：

式中：ρ為流體密度，t為時(shí)間；，分別為過濾后的速度分量；μ為湍流黏性系數(shù)；τij為亞格子尺度應(yīng)力(SGS應(yīng)力)，，它體現(xiàn)了小尺度渦對(duì)運(yùn)動(dòng)方程的影響。同時(shí)，為了使方程封閉，必須用亞格子尺度(SGS)模型來構(gòu)造τij的數(shù)學(xué)表達(dá)式。根據(jù)Smagorinsky的基本SGS模型，τij可利用SGS的湍流黏度μt進(jìn)行?；?/p>

式中：是變形速率張量，

亞格子尺度湍流黏度μt公式為：Cs為Smagrinsky常數(shù)，根據(jù)Van Driest模型來確定。

式中：

2 數(shù)值計(jì)算模型

在數(shù)值模擬計(jì)算中，一般采取有限計(jì)算區(qū)域來代替無限計(jì)算域，區(qū)域長度方向尺寸的選取則是使計(jì)算區(qū)域下游邊界盡可能遠(yuǎn)離列車尾部，以避免出口截面受到動(dòng)車組尾流的影響，便于出口邊界條件的給定，計(jì)算區(qū)域及坐標(biāo)定義如圖1所示。由于用于計(jì)算的高速列車表面形狀不規(guī)則，帶有轉(zhuǎn)向架等復(fù)雜結(jié)構(gòu)，使得對(duì)其進(jìn)行結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分比較困難，因此本文采用非結(jié)構(gòu)化四面體網(wǎng)格，模型最小網(wǎng)格線尺度為 1 mm，網(wǎng)格總數(shù)約為450萬。

圖1 計(jì)算區(qū)域及坐標(biāo)定義Fig.1 Computational domain and coordinate defination

3 數(shù)值計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 高速列車轉(zhuǎn)向架部位氣動(dòng)噪聲監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置

由于轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)復(fù)雜，在保證其主要外形氣動(dòng)特征不變的情況下，對(duì)其模型做相應(yīng)的簡(jiǎn)化。高速列車轉(zhuǎn)向架位于列車底部，因此氣動(dòng)噪聲監(jiān)測(cè)點(diǎn)選擇距離地面1.2 m，距離轉(zhuǎn)向架分別為2 m，4 m，6 m的測(cè)點(diǎn)1～6的布置如圖2所示。

圖2 轉(zhuǎn)向架部位監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置Fig.2 Arrangement of monitoring points in bogie section

3.2 高速列車轉(zhuǎn)向架部位氣動(dòng)噪聲頻譜分析

選擇頭車無裙板轉(zhuǎn)向架部位作為噪聲源，對(duì)列車以 300 km/h速度運(yùn)行時(shí)轉(zhuǎn)向架部位氣動(dòng)噪聲進(jìn)行數(shù)值模擬，得到了各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的聲壓頻譜圖。1號(hào)，3號(hào)和6號(hào)測(cè)點(diǎn)的聲壓頻譜如圖3所示。在對(duì)鐵路噪聲進(jìn)行測(cè)量和評(píng)價(jià)時(shí)，通常采用A聲級(jí)，因此對(duì)上述模型各監(jiān)測(cè)點(diǎn)在1/3 倍頻程中心頻率處的A聲級(jí)進(jìn)行分析，1號(hào)，3號(hào)和6號(hào)測(cè)點(diǎn)的1/3 倍頻程A聲壓級(jí)如圖4所示。

從圖3可知：轉(zhuǎn)向架部位氣動(dòng)噪聲在很寬的頻帶內(nèi)存在，無明顯的主頻率，是一寬頻噪聲；轉(zhuǎn)向架部位各監(jiān)測(cè)點(diǎn)氣動(dòng)噪聲頻譜在低頻時(shí)幅值較大，隨著頻率的升高，幅值下降；各監(jiān)測(cè)點(diǎn)氣動(dòng)噪聲的頻譜變化規(guī)律相似，只是幅值不同。距離軌道中心線越遠(yuǎn)，各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的聲壓級(jí)幅值和聲壓級(jí)波動(dòng)幅度越?。谎亓熊囬L度方向，距離噪聲源轉(zhuǎn)向架越遠(yuǎn)，監(jiān)測(cè)點(diǎn)的聲壓級(jí)幅值和聲壓級(jí)波動(dòng)幅度越小。

圖3 無裙板轉(zhuǎn)向架部位監(jiān)測(cè)點(diǎn)聲壓頻譜圖Fig.3 Sound pressure spectra of points in bogie section without apron

從圖4可以看出：當(dāng)列車以300 km/h速度運(yùn)行時(shí)，轉(zhuǎn)向架部位氣動(dòng)噪聲A聲壓級(jí)主要集中在315～1 250 Hz頻率范圍內(nèi)；各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的1/3倍頻程頻譜分布規(guī)律相似，只是A聲壓級(jí)不同；距離軌道中心線越遠(yuǎn)的監(jiān)測(cè)點(diǎn)，其A聲壓級(jí)幅值較小，且在高頻區(qū)域的衰減程度較??；沿列車長度方向，距離噪聲源轉(zhuǎn)向架越遠(yuǎn)的監(jiān)測(cè)點(diǎn)，其A聲壓級(jí)幅值越小。

4 高速列車轉(zhuǎn)向架部位降噪改進(jìn)模擬

對(duì)轉(zhuǎn)向架進(jìn)行整流的主要措施通常是設(shè)置裙板。裙板一般在轉(zhuǎn)向架外側(cè)適當(dāng)高度處設(shè)置在沿列車兩側(cè)下部，外型面與車體豎向和縱向的型面協(xié)調(diào)一致。

為了降低高速列車轉(zhuǎn)向架部位氣動(dòng)噪聲，在轉(zhuǎn)向架處考慮設(shè)置了2種裙板方案，原方案為既有裙板，改進(jìn)裙板方案適當(dāng)?shù)脑黾恿巳拱迕娣e，如圖5所示。設(shè)置裙板后監(jiān)測(cè)點(diǎn)1，3，6的聲壓頻譜和1/3 倍頻程A聲壓級(jí)圖分別如圖6和圖7所示。

圖5 轉(zhuǎn)向架部位裙板方案Fig.5 Apron projects in bogie section

從圖6和圖7可知：設(shè)置裙板后轉(zhuǎn)向架部位各監(jiān)測(cè)點(diǎn)聲壓級(jí)級(jí)幅值較無裙板時(shí)有所減小，運(yùn)行速度為300 km/h時(shí)，平均降幅約為8%。適當(dāng)增加裙板面積后的改進(jìn)方案平均降幅約為12%；設(shè)置裙板后各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的A聲壓級(jí)幅值較小，且在低頻區(qū)域的減幅較大，高頻區(qū)域較小。

通過總聲壓級(jí)計(jì)算公式可得各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的總聲壓級(jí)：

其中：p0=2×10-5Pa；Lpi為第i個(gè)聲源的聲壓級(jí)，i=1～n。

表1所示為轉(zhuǎn)向架部位不同時(shí)各監(jiān)測(cè)點(diǎn)總聲壓級(jí)比較。從表1可以看出：設(shè)置裙板后轉(zhuǎn)向架部位各監(jiān)測(cè)點(diǎn)總聲壓級(jí)小于無裙板時(shí)各監(jiān)測(cè)點(diǎn)總聲壓級(jí)；運(yùn)行速度為300 km/h時(shí)，原始裙板方案總聲壓級(jí)平均降幅約為1.3 dBA；適當(dāng)增加裙板面積后各監(jiān)測(cè)點(diǎn)總聲壓級(jí)平均降幅達(dá)2.08 dBA，降噪效果明顯。

圖6 帶裙板轉(zhuǎn)向架部位監(jiān)測(cè)點(diǎn)聲壓頻譜圖Fig.6 Sound pressure spectra of points in bogie section with apron

圖7 帶裙板轉(zhuǎn)向架部位監(jiān)測(cè)點(diǎn)1/3倍頻程頻譜Fig.7 1/3 octave band spectra of points in bogie section with apron

表1 轉(zhuǎn)向架部位不同方案時(shí)監(jiān)測(cè)點(diǎn)總聲壓級(jí)比較Table 1 Total acoustic pressure level comparison of different projects in bogie section dBA

5 結(jié)論

(1) 轉(zhuǎn)向架部位氣動(dòng)噪聲在很寬的頻帶內(nèi)存在，無明顯的主頻率，是一寬頻噪聲；各監(jiān)測(cè)點(diǎn)氣動(dòng)噪聲頻譜在低頻時(shí)幅值較大，隨著頻率的升高，幅值下降。

(2) 當(dāng)列車以300 km/h速度運(yùn)行時(shí)，轉(zhuǎn)向架部位氣動(dòng)噪聲A聲壓級(jí)主要集中在315～1 250 Hz頻率范圍內(nèi)；距離噪聲源轉(zhuǎn)向架越遠(yuǎn)的監(jiān)測(cè)點(diǎn)，其聲壓級(jí)幅值、A聲壓級(jí)幅值及總聲壓級(jí)均越小。

(3) 設(shè)置裙板后轉(zhuǎn)向架部位各監(jiān)測(cè)點(diǎn)聲壓級(jí)幅值較無裙板時(shí)有所減小，原始方案裙板聲壓級(jí)幅值平均降幅約為8%，總聲壓級(jí)平均降幅約為1.3 dBA；適當(dāng)增加裙板面積后的裙板方案平均降幅約為12%，總聲壓級(jí)平均降幅達(dá)2.08 dBA，降噪效果明顯。

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