張亞東， 張繼業(yè)， 李 田

(西南交通大學(xué) 牽引動(dòng)力國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都 610031)

隨著車輛運(yùn)行速度的不斷提高，高速列車的振動(dòng)噪聲問題變得日益突出。作為可以直接被司乘人員感觀的舒適性指標(biāo)，振動(dòng)噪聲已經(jīng)逐漸成為影響高速列車商業(yè)運(yùn)營(yíng)的關(guān)鍵性因素[1]。在高速運(yùn)行時(shí)，列車的動(dòng)態(tài)環(huán)境以氣動(dòng)作用為主[2]。當(dāng)列車速度超過300 km/h或者輪軌噪聲得到治理時(shí)，氣動(dòng)噪聲將取代輪軌噪聲成為高速列車上最主要的聲源[1-3]。列車高速運(yùn)行時(shí)產(chǎn)生的氣動(dòng)噪聲成為制約高速列車進(jìn)一步提速的阻礙因素。

目前對(duì)于高速列車氣動(dòng)噪聲的研究較多通過試驗(yàn)研究和數(shù)值模擬，由于問題的復(fù)雜性，大多數(shù)數(shù)值計(jì)算強(qiáng)調(diào)高速列車某一部位的氣動(dòng)噪聲，對(duì)整車氣動(dòng)噪聲及包括轉(zhuǎn)向架和車輛連接部位等結(jié)構(gòu)的數(shù)值模擬較少。Nagakura等[4-7]采用風(fēng)洞試驗(yàn)、聲陣列技術(shù)和Lighthill聲學(xué)比擬理論，指出高速列車的主要?dú)鈩?dòng)噪聲源為受電弓、轉(zhuǎn)向架、鼻尖、排障器、車頭、車尾、車窗、車門、車輛連接處和裙板等。Sueki等[8]在新干線E2-1000系列高速列車的PS207型受電弓上采用多孔材料，并通過風(fēng)洞試驗(yàn)得到受電弓以360 km/h運(yùn)行時(shí)噪聲比原材料減小1.9 dBA，說明材料屬性對(duì)受電弓氣動(dòng)噪聲影響較大，在受電弓低噪聲設(shè)計(jì)中應(yīng)考慮材料屬性。Lee等[9]通過優(yōu)化弓頭結(jié)構(gòu)形狀和采用新型低噪聲PS207型受電弓，并通過風(fēng)洞試驗(yàn)驗(yàn)證得到低噪聲的弓頭形狀和新型受電弓的降噪效果。Yu等[10]設(shè)計(jì)了3 種導(dǎo)流罩結(jié)構(gòu)，通過對(duì)DSA350型受電弓以開口方式運(yùn)行的數(shù)值模擬分析，得到采用類似風(fēng)屏障結(jié)構(gòu)的導(dǎo)流罩后，其降噪效果明顯，聲壓級(jí)下降3 dB左右。Zhu等[11]基于延遲獨(dú)立渦模擬(DDES)和FW-H方法對(duì)只包括輪對(duì)和構(gòu)架結(jié)構(gòu)的1∶10縮比簡(jiǎn)化轉(zhuǎn)向架流場(chǎng)特性和偶極子分布規(guī)律進(jìn)行了預(yù)測(cè)并通過風(fēng)洞試驗(yàn)驗(yàn)證了數(shù)值模擬的正確性。Wakabayashi等[12]通過全尺寸模型的線路測(cè)試方法，對(duì)整車全部轉(zhuǎn)向架區(qū)域設(shè)置全包裙板的FASTECH360 S型高速列車進(jìn)行噪聲測(cè)試，結(jié)果表明較E2-1000型高速列車[13]的轉(zhuǎn)向架區(qū)域噪聲減小1 dB左右。劉加利等[14-15]以高速列車頭車為研究對(duì)象，采用大渦模擬方法和Lighthill聲學(xué)比擬理論，計(jì)算頭車遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲特性及利用寬頻帶噪聲源模型計(jì)算高速列車車身表面氣動(dòng)噪聲源問題。Yamazaki等[16]通過對(duì)1∶5縮比的某型新干線列車的風(fēng)洞試驗(yàn)研究和實(shí)車測(cè)試，發(fā)現(xiàn)車輛連接處也是高速列車的主要噪聲源。孫振旭等[17]采用非線性聲學(xué)求解器和FW-H方法對(duì)CRH3型高速列車進(jìn)行氣動(dòng)噪聲預(yù)測(cè)及進(jìn)行低噪聲結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，計(jì)算結(jié)果表明在頭車視窗和流線型部位采用光滑過渡和車頭排障器位置進(jìn)行流線型設(shè)計(jì)后與原始模型對(duì)比其表面噪聲分別減少7 dBA和14 dBA，降噪效果明顯。

基于以上文獻(xiàn)調(diào)研，本文主要涉及高速列車整車氣動(dòng)噪聲聲源、遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲特性分析和降噪研究。數(shù)值計(jì)算時(shí)，同時(shí)考慮轉(zhuǎn)向架和車輛連接部位等結(jié)構(gòu)的高速列車空氣動(dòng)力學(xué)模型，建立了3 節(jié)編組高速列車整車氣動(dòng)噪聲計(jì)算模型。研究得到較準(zhǔn)確的高速列車氣動(dòng)噪聲源及各個(gè)噪聲源對(duì)整車氣動(dòng)噪聲的貢獻(xiàn)量大小，同時(shí)得到列車遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲分布規(guī)律，并優(yōu)化車輛連接處的風(fēng)擋結(jié)構(gòu)和轉(zhuǎn)向架區(qū)域的裙板結(jié)構(gòu)，取得良好的降噪效果。

1 高速列車遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲計(jì)算模型

1.1 計(jì)算幾何模型

本文以某型動(dòng)車組為研究對(duì)象，采用頭車、中間車和尾車組成3 節(jié)車編組，每輛車包括前后2個(gè)轉(zhuǎn)向架，車輛連接處采用內(nèi)風(fēng)擋結(jié)構(gòu)(本文簡(jiǎn)稱既有風(fēng)擋)。高速列車簡(jiǎn)化模型見圖1。車輛尺寸參數(shù)為：L=79.12 m、W=3.36 m、H=3.80 m，頭車流線型長(zhǎng)度為10.17 m，頭車最大橫截面積為11.91 m2。

1.2 計(jì)算區(qū)域及邊界條件

高速列車計(jì)算區(qū)域見圖2，流場(chǎng)計(jì)算區(qū)域長(zhǎng)度、寬度和高度分別為4L m、24W m和10H m，列車頭車鼻尖距入口1倍車長(zhǎng)，尾車鼻尖距出口為2倍車長(zhǎng)，列車與地面之間的距離為0.376 m。

高速列車正前方來流方向截面為入口邊界，設(shè)置為速度入口條件。正后方截面為出口邊界，設(shè)置為壓力出口條件。高速列車的左側(cè)、右側(cè)和正上方截面設(shè)置為對(duì)稱邊界，列車表面設(shè)置為無(wú)滑移壁面的wall邊界。為了模擬地面效應(yīng)，地面設(shè)置為滑移地面，其滑移速度為列車運(yùn)行速度[18]。

1.3 網(wǎng)格劃分

采用網(wǎng)格劃分軟件ICEM CFD來劃分網(wǎng)格。分別取外場(chǎng)最大尺寸2 000 mm、列車表面最大網(wǎng)格70 mm、轉(zhuǎn)向架表面最大網(wǎng)格為40 mm等的非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格。為更加精確的考慮車體表面對(duì)流體流動(dòng)的影響，在其表面進(jìn)行邊界層網(wǎng)格劃分，邊界層增長(zhǎng)率為1.2，總厚度12 mm的8層三棱柱網(wǎng)格。其相應(yīng)的網(wǎng)格總數(shù)約為4 562 萬(wàn)。

1.4 數(shù)學(xué)模型

采用基于雷諾平均模擬的標(biāo)準(zhǔn)湍能-耗散率進(jìn)行定常計(jì)算，采用大渦數(shù)值模擬湍流模型[19]進(jìn)行非定常計(jì)算，CFD模擬得到聲源信息數(shù)據(jù)后，再采用聲類比理論[20]求解聲波從近場(chǎng)到遠(yuǎn)場(chǎng)部分的傳播。其計(jì)算過程均在FLUENT軟件中完成。

2 高速列車氣動(dòng)噪聲聲源特性

2.1 高速列車聲功率級(jí)分布特性

圖3為高速列車在平地上以350 km/h運(yùn)行時(shí)整車、車端連接部位和轉(zhuǎn)向架部位的聲功率級(jí)分布云圖，圖4為縱向?qū)ΨQ面外輪廓線上的聲功率級(jí)分布圖。

由圖3和圖4可看出，頭車鼻尖、頭車排障器、轉(zhuǎn)向架部位和既有風(fēng)擋區(qū)域聲功率級(jí)峰值達(dá)到100 dB以上，而頭車非流線型部位、中間車和尾車部位的聲功率級(jí)較小。聲功率較大的車身表面處脈動(dòng)壓力值較大，產(chǎn)生的氣動(dòng)噪聲也較強(qiáng)。由此可知，頭車鼻尖處、頭車排障器部位、轉(zhuǎn)向架部位和既有風(fēng)擋區(qū)域?yàn)楦咚倭熊嚨闹饕肼曉?，由此可認(rèn)為高速列車的聲源區(qū)域發(fā)生在氣流易分離、湍流運(yùn)動(dòng)較劇烈處。

由圖3、圖4還可以看出，頭車一位端轉(zhuǎn)向架的聲功率級(jí)較其余轉(zhuǎn)向架的聲功率級(jí)大，其中輪對(duì)靠近地面?zhèn)?、轉(zhuǎn)向架制動(dòng)盤和構(gòu)架等處的聲功率較轉(zhuǎn)向架其余部件大。二位端既有風(fēng)擋處聲功率級(jí)較一位端既有風(fēng)擋處大，中間車的聲功率級(jí)衰減幅值較頭車和尾車小。由此可知，主要聲源分布在部件曲率變化比較大或是渦流變化比較激烈的地方。

因此，優(yōu)化高速列車頭部形狀及車身外形，轉(zhuǎn)向架部件進(jìn)行流線型設(shè)計(jì)，減少凹凸型排障器和既有風(fēng)擋是減小高速列車車身表面氣流擾動(dòng)和降低氣動(dòng)噪聲的有效方法。

2.2 高速列車聲功率級(jí)的速度依賴規(guī)律

圖5為高速列車縱向?qū)ΨQ面外輪廓線在不同運(yùn)行速度下的聲功率變化曲線。由圖5可以看出，隨著速度的增加，列車表面聲功率級(jí)增大。聲功率較大的部位為頭車鼻尖位置、二位端既有風(fēng)擋和一位端既有風(fēng)擋處。車端連接處采用既有風(fēng)擋結(jié)構(gòu)后，在既有風(fēng)擋處聲功率級(jí)變化梯度很大，既有風(fēng)擋區(qū)域過渡到車體部位的聲功率級(jí)沿列車運(yùn)行方向衰減較大。

圖6為車輛連接部位采用既有風(fēng)擋時(shí)的速度流線圖。由圖6可見，高速列車以350 km/h運(yùn)行時(shí)，氣流通過車輛連接處的既有風(fēng)擋結(jié)構(gòu)后，在凹槽內(nèi)滯留形成漩渦，渦心不斷向兩側(cè)發(fā)展，產(chǎn)生較大的速度梯度，此處的列車表面脈動(dòng)壓力較大，因此既有風(fēng)擋結(jié)構(gòu)處氣動(dòng)噪聲較大(見圖4、圖5)。

圖7給出高速列車不同部位處最大聲功率級(jí)與列車運(yùn)行速度的關(guān)系。由圖7可知，列車車身不同位置處最大聲功率級(jí)隨列車運(yùn)行速度的增加而顯著增大。文獻(xiàn)[1]指出最大聲功率級(jí)Pm與列車運(yùn)行速度之間的關(guān)系為

Pm=alg(V/V0)+b

( 1 )

式中：V0為參考速度，V0=200 km/h；V為列車運(yùn)行速度；a，b為需確定的常數(shù)。利用多項(xiàng)式擬合確定未知參數(shù)，得到圖7所示的最大聲功率級(jí)與列車運(yùn)行速度的對(duì)應(yīng)函數(shù)關(guān)系。其中，頭車鼻尖處最大聲功率級(jí)與運(yùn)行速度滿足以下函數(shù)關(guān)系

Pm=77.05lg(V/V0)+89.37

( 2 )

一位端既有風(fēng)擋位置擬合得到的函數(shù)關(guān)系為

Pm=81.74lg(V/V0)+80.68

( 3 )

二位端既有風(fēng)擋位置擬合得到的函數(shù)關(guān)系為

Pm=85.85lg(V/V0)+80.31

( 4 )

尾車鼻尖處最大聲功率級(jí)與速度的函數(shù)關(guān)系為

Pm=76.38lg(V/V0)+26.16

( 5 )

3 高速列車遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲分析

3.1 遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲特性

為了研究高速列車遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲特性，根據(jù)高速列車氣動(dòng)噪聲測(cè)試ISO3095—2005[21]標(biāo)準(zhǔn)，在距軌道高3.5 m、中心線25 m遠(yuǎn)處，分布沿列車縱向(x向)均勻布置80個(gè)縱向噪聲評(píng)估點(diǎn)，相鄰評(píng)估點(diǎn)的距離為1 m；在距軌道高3.5 m、中心線7.5、12、18.5 m和30 m處，分布沿列車橫向(y向)的頭車鼻尖、頭車一位端轉(zhuǎn)向架、頭車二位端轉(zhuǎn)向架、一位端風(fēng)擋、中間車一位端轉(zhuǎn)向架、中間車二位端轉(zhuǎn)向架、二位端風(fēng)擋、尾車二位端轉(zhuǎn)向架、尾車一位端轉(zhuǎn)向架、尾車鼻尖處分別布置4個(gè)評(píng)估點(diǎn)，共計(jì)40個(gè)橫向噪聲評(píng)估點(diǎn)；在距軌道面高0.5、1.2、2.2 m和5.0 m，軌道中心線12 m遠(yuǎn)處，分布沿列車垂向(z向)的頭車一位端轉(zhuǎn)向架、一位端風(fēng)擋、二位端風(fēng)擋分別布置4個(gè)噪聲評(píng)估點(diǎn)，共計(jì)12個(gè)垂向噪聲評(píng)估點(diǎn)。列車遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲計(jì)算的噪聲評(píng)估點(diǎn)布置和噪聲評(píng)估點(diǎn)編號(hào)見圖8。

本文采用等效連續(xù)A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)對(duì)高速列車氣動(dòng)噪聲進(jìn)行評(píng)估，根據(jù)ISO3095—2005定義，等效連續(xù)A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)LA的計(jì)算式[21]為

( 6 )

式中：T為測(cè)量時(shí)間間隔，T=0.5 s；pA(t)表示瞬時(shí)A計(jì)權(quán)聲壓，Pa；p0表示基準(zhǔn)聲壓，p0=20Pa。

圖9為高速列車以350 km/h運(yùn)行時(shí)，縱向噪聲評(píng)估點(diǎn)的等效連續(xù)A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)曲線，圖10為縱向噪聲評(píng)估點(diǎn)在不同運(yùn)行速度時(shí)的聲壓級(jí)對(duì)比圖。

由圖9可見，高速列車縱向氣動(dòng)噪聲聲壓級(jí)分布呈現(xiàn)減小的趨勢(shì)，其中頭車區(qū)域噪聲評(píng)估點(diǎn)的聲壓級(jí)較大，在頭車流線型過渡附近，總噪聲聲壓級(jí)達(dá)到最大值；頭車鼻尖位置過渡到x=8 m時(shí)，遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲聲壓級(jí)迅速增大，增加約9.4 dBA，達(dá)到全局最大值95.9 dBA；隨后整車噪聲聲壓級(jí)逐漸減小；在尾車流線型部位，噪聲聲壓級(jí)衰減迅速，最大衰減幅度為11.3 dBA；在頭車流線型視窗過渡區(qū)域、頭車一位端轉(zhuǎn)向架、頭車二位端轉(zhuǎn)向架，中間車一位端轉(zhuǎn)向架、中間車二位端轉(zhuǎn)向架，尾車二位端轉(zhuǎn)向架、尾車一位端轉(zhuǎn)向架和尾車流線型視窗過渡區(qū)域的等效連續(xù)A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)達(dá)到局部最大值。

由圖10可以看出，縱向噪聲評(píng)估點(diǎn)的聲壓級(jí)隨列車運(yùn)行速度的增加而顯著增大。運(yùn)行速度分別為200、250、300、350、400 km/h時(shí)，最大聲壓級(jí)(x=8 m處的縱向噪聲評(píng)估點(diǎn))分別為90.2、92.4、94.3、95.9、97.3 dBA，增加幅度分別為2.2→1.9→1.6→1.4 dBA，說明隨著速度的增大，同一噪聲評(píng)估點(diǎn)的氣動(dòng)噪聲增加幅度越小。運(yùn)行速度由200 km/h增加到400 km/h時(shí)，聲壓級(jí)增加了7.1 dBA。

由圖10還可看出，采用1點(diǎn)噪聲評(píng)估點(diǎn)的數(shù)值模擬評(píng)價(jià)整車氣動(dòng)噪聲并無(wú)意義。因此可根據(jù)能量疊加原理，采用聲壓級(jí)平均值Lpm

( 7 )

式中：(LA)i(i=1,2,…,m)為第i個(gè)噪聲評(píng)估點(diǎn)的等效連續(xù)A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)；m為測(cè)點(diǎn)總數(shù)，m=80。

通過式( 7 )計(jì)算，得到平均聲壓級(jí)為93.2 dBA，與參考文獻(xiàn)[14]對(duì)比，誤差為1.1 dBA。因此可證明本文計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。

表1為高速列車以350 km/h運(yùn)行時(shí)，距離頭車不同位置處的橫向噪聲評(píng)估點(diǎn)的等效連續(xù)A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)對(duì)比表。由表1可知：

(1) 距軌道中心線7.5、12、18.5、25、30 m的尾車鼻尖處的橫向噪聲評(píng)估點(diǎn)，聲壓級(jí)降幅為3.8→1.2→1.4→0.4 dBA，說明距離氣動(dòng)噪聲源越遠(yuǎn)，橫向截面噪聲評(píng)估點(diǎn)的聲壓級(jí)衰減幅度越??；橫向總聲壓級(jí)衰減幅度在1.5～6.8 dBA之間，且在尾車鼻尖和頭車鼻尖處的聲壓級(jí)幅值衰減最多，其他橫向截面噪聲評(píng)估點(diǎn)的聲壓級(jí)具有相同分布規(guī)律。

(2) 頭車一位端轉(zhuǎn)向架和頭車二位端轉(zhuǎn)向架的總聲壓級(jí)沿縱向方向達(dá)到最大值，頭車鼻尖處到車尾鼻尖處的縱向噪聲評(píng)估點(diǎn)的總噪聲聲壓級(jí)平均降幅12.4 dBA。在運(yùn)行速度為200、250、300、400 km/h時(shí)，可以得到同樣的結(jié)論。

表1 橫向噪聲評(píng)估點(diǎn)z=3.5 m的等效連續(xù)A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)對(duì)比表 dBA

圖11為高速列車以350 km/h運(yùn)行時(shí)垂向噪聲評(píng)估點(diǎn)的等效連續(xù)A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)曲線。由圖11可見，高速列車頭車的氣動(dòng)噪聲沿垂向差別較大，頭車一位端轉(zhuǎn)向架垂向截面測(cè)點(diǎn)的聲壓級(jí)最大相差5.0 dBA；一位端風(fēng)擋垂向截面聲壓級(jí)最多相差8.1 dBA，二位端風(fēng)擋垂向截面聲壓級(jí)最大相差8.9 dBA，且距離地面高度2.2 m處噪聲評(píng)估點(diǎn)聲壓級(jí)達(dá)到最大值。頭車一位端轉(zhuǎn)向架的最大聲壓級(jí)發(fā)生在距地面高度0.5 m處，且隨著垂向距離的增加逐漸減小。因此可見，轉(zhuǎn)向架部件對(duì)高速列車氣動(dòng)噪聲的影響較大，進(jìn)一步可驗(yàn)證頭車一位端轉(zhuǎn)向架是高速列車氣動(dòng)噪聲的主要組成成分。

圖12為縱向噪聲評(píng)估點(diǎn)x1(頭車鼻尖處)的等效連續(xù)A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)頻譜圖。其余測(cè)點(diǎn)的聲壓級(jí)頻譜圖(篇幅有限，其余測(cè)點(diǎn)的頻譜圖未列出)與鼻尖處的類似，只是同頻域的聲壓級(jí)幅值不同。

由圖12(a)可知：高速列車氣動(dòng)噪聲頻譜在很寬的頻域內(nèi)存在，是一種寬頻噪聲。20 Hz以下的主頻幅值較大，其總噪聲聲壓級(jí)達(dá)到74.2 dBA。圖12(b)可見，高速列車遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲具有較寬的頻譜，氣動(dòng)噪聲的主要能量集中在630～4 000 Hz頻率內(nèi)。主要能量頻率分布范圍與距離車頭鼻尖處的位置有關(guān)，距鼻尖處越遠(yuǎn)，1/3倍頻程主頻范圍由向高頻部分移動(dòng)的趨勢(shì)；在25～630 Hz頻率范圍內(nèi)，氣動(dòng)噪聲的1/3倍頻程隨著頻率的增加而迅速增大；當(dāng)頻率大于630 Hz時(shí)，氣動(dòng)噪聲的1/3倍頻程隨頻率的增加而變化不大，趨于平穩(wěn)。

3.2 遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲聲源貢獻(xiàn)量

上節(jié)已得到高速列車的主要噪聲源為頭車鼻尖、頭車排障器、轉(zhuǎn)向架部位和既有風(fēng)擋區(qū)域等，但主要噪聲源對(duì)總噪聲的貢獻(xiàn)量難以通過寬頻帶噪聲源模型定量分析，測(cè)試方法也難以得到各個(gè)部件對(duì)總噪聲的貢獻(xiàn)量。而基于CFD技術(shù)的高速列車氣動(dòng)噪聲大渦模擬方法和Lighthill聲學(xué)比擬理論可定量分析高速列車各個(gè)部件對(duì)總噪聲的貢獻(xiàn)量。圖13為列車以350 km/h運(yùn)行時(shí)，整車、車體、頭車、尾車、轉(zhuǎn)向架和既有風(fēng)擋結(jié)構(gòu)分別為噪聲源得到的等效連續(xù)A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)對(duì)比曲線。

由圖13可見，車體對(duì)整車總噪聲的貢獻(xiàn)量最大，其次為頭車，然后為尾車。6個(gè)轉(zhuǎn)向架對(duì)總噪聲的貢獻(xiàn)量主要是轉(zhuǎn)向架附近的噪聲輻射傳播，進(jìn)而引起圖13所示的6個(gè)局部最大聲壓級(jí)幅值，與整車總聲壓級(jí)對(duì)比可見，最多相差21 dBA，對(duì)總噪聲的貢獻(xiàn)量較小。車端連接處的噪聲主要來自既有風(fēng)擋的噪聲輻射貢獻(xiàn)，一位端風(fēng)擋總噪聲貢獻(xiàn)量較二位端風(fēng)擋大。

圖14為分別以車體、頭車、尾車、轉(zhuǎn)向架、既有風(fēng)擋為噪聲源，計(jì)算得到頭車鼻尖噪聲評(píng)估點(diǎn)x1的1/3倍頻程對(duì)比結(jié)果。由圖14和圖12(b)可見，車體對(duì)整車噪聲的貢獻(xiàn)主要是1 250～1 600 Hz，在40 Hz和160 Hz出現(xiàn)峰值，其中心頻率為40 Hz時(shí)出現(xiàn)較大噪聲；頭車噪聲的主要能量集中在800～1 600 Hz頻率范圍內(nèi)；尾車噪聲的主要能量集中在1 250～2 000 Hz頻率范圍內(nèi)，在中心頻率為100 Hz和5 000 Hz時(shí)出現(xiàn)局部最大值；轉(zhuǎn)向架對(duì)整車噪聲的貢獻(xiàn)主要集中在630～4 000 Hz頻率范圍內(nèi)，在中心頻率為160 Hz和4 000 Hz時(shí)出現(xiàn)峰值，160 Hz的幅值遠(yuǎn)大于車體、頭車、尾車和既有風(fēng)擋區(qū)域的噪聲；既有風(fēng)擋對(duì)整車噪聲的貢獻(xiàn)為1 000～2 000 Hz頻率范圍內(nèi)，在中心頻率為400 Hz和1 600 Hz時(shí)出現(xiàn)峰值。其余噪聲評(píng)估點(diǎn)可以得到同樣的結(jié)論。

3.3 遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲降噪

由圖4和圖13可知，既有風(fēng)擋位置處的聲功率級(jí)和聲壓級(jí)達(dá)到局部最大值。針對(duì)車輛連接處的氣動(dòng)噪聲過大問題，本文采取在車輛的連接處設(shè)置全風(fēng)擋結(jié)構(gòu)(本文簡(jiǎn)稱改進(jìn)風(fēng)擋)，對(duì)高速列車以350 km/h運(yùn)行時(shí)的氣動(dòng)噪聲進(jìn)行數(shù)值計(jì)算模擬，高速列車既有風(fēng)擋和改進(jìn)風(fēng)擋結(jié)構(gòu)見圖15。

圖16為采用寬頻帶噪聲源模型計(jì)算得到的高速列車以350 km/h運(yùn)行時(shí)，縱向?qū)ΨQ面外輪廓線的聲功率級(jí)分布圖，圖17為采用改進(jìn)風(fēng)擋的縱向外輪廓線在不同運(yùn)行速度時(shí)的聲功率級(jí)分布圖。

由圖16和圖17可見，車端連接處采用既有風(fēng)擋結(jié)構(gòu)的聲功率級(jí)，在車端連接處的幅值抖動(dòng)量較改進(jìn)風(fēng)擋處的大；既有風(fēng)擋區(qū)域過渡到車體部位的聲功率級(jí)沿著列車運(yùn)行方向衰減較大，而改進(jìn)風(fēng)擋的聲功率級(jí)沿列車運(yùn)行方向衰減很小，幾乎不變。

圖18為車輛連接部位采用改進(jìn)風(fēng)擋時(shí)的速度流線圖。由圖18可見，氣流通過車輛連接處的改進(jìn)風(fēng)擋結(jié)構(gòu)后，在凹槽內(nèi)未形成漩渦，氣流在此處未滯留。與既有風(fēng)擋速度流線圖6對(duì)比可見，改進(jìn)風(fēng)擋結(jié)構(gòu)處的脈動(dòng)壓力、聲功率級(jí)和氣動(dòng)噪聲較采用既有風(fēng)擋的小。因此可見，減小列車表面的凹凸結(jié)構(gòu)，采用流線型過渡曲面能更好的減小氣流擾流，進(jìn)而減小氣動(dòng)噪聲。

圖19為縱向?qū)ΨQ面外輪廓線最大聲功率級(jí)與列車采用改進(jìn)風(fēng)擋運(yùn)行速度的函數(shù)關(guān)系對(duì)比圖。由圖19可見，最大聲功率發(fā)生在頭車鼻尖處。車輛連接處采用改進(jìn)風(fēng)擋結(jié)構(gòu)的最大聲功率級(jí)增加值較既有風(fēng)擋結(jié)構(gòu)小，二位端風(fēng)擋部位聲功率級(jí)較一位端風(fēng)擋處的聲功率級(jí)大。

圖19給出最大聲功率級(jí)與列車運(yùn)行速度的函數(shù)關(guān)系。其中，改進(jìn)風(fēng)擋后，頭車鼻尖處的函數(shù)關(guān)系為

Pm=76.77lg(V/V0)+90.43

( 8 )

一位端改進(jìn)風(fēng)擋位置擬合得到的函數(shù)關(guān)系為

Pm=77.29lg(V/V0)+56.33

( 9 )

二位端改進(jìn)風(fēng)擋位置擬合得到的函數(shù)關(guān)系為

Pm=79.93lg(V/V0)+59.03

(10)

尾車鼻尖處最大聲功率級(jí)與速度的函數(shù)關(guān)系為

Pm=75.68lg(V/V0)+34.74

(11)

圖20為以風(fēng)擋為噪聲源，采用大渦模擬和Lighthill聲學(xué)比擬理論計(jì)算得到的聲壓級(jí)對(duì)比曲線。由圖20可見，在車輛連接部位采用改進(jìn)風(fēng)擋后，最大聲壓級(jí)降幅為3.2 dBA，降噪效果明顯。

圖21所示為一位端風(fēng)擋最大聲壓級(jí)噪聲評(píng)估點(diǎn)x26的頻譜圖及1/3倍頻程頻譜圖。

通過對(duì)車端連接部位采用不同連接方式的氣動(dòng)噪聲頻譜分析，可見改進(jìn)風(fēng)擋的聲壓級(jí)幅值較既有風(fēng)擋有所減小，平均降幅為3.81%。

分析既有風(fēng)擋結(jié)構(gòu)1/3倍頻程中心頻率處A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)主要能量集中在1 000～4 000 Hz范圍內(nèi)，寬頻范圍較廣。車輛連接處采用改進(jìn)風(fēng)擋后，主要能量集中在630 ～1 250 Hz范圍內(nèi)，在160～315 Hz頻率內(nèi)主要能量值較既有風(fēng)擋大。采用改進(jìn)風(fēng)擋后，在整個(gè)頻域內(nèi)，聲壓級(jí)幅值減小，主頻范圍向低頻移動(dòng)。

針對(duì)轉(zhuǎn)向架部位處氣動(dòng)噪聲過大問題，本文采取在轉(zhuǎn)向架部位設(shè)置全包裙板結(jié)構(gòu)(簡(jiǎn)稱改進(jìn)裙板)，對(duì)高速列車以350 km/h運(yùn)行時(shí)的氣動(dòng)噪聲進(jìn)行數(shù)值計(jì)算模擬，高速列車既有裙板和改進(jìn)結(jié)構(gòu)見圖22。

圖23以轉(zhuǎn)向架為噪聲源，采用大渦模擬和Lighthill聲學(xué)比擬理論計(jì)算得到的聲壓級(jí)對(duì)比曲線。由圖23可見，在轉(zhuǎn)向架部位采用改進(jìn)裙板后，最大聲壓級(jí)降幅為3.8 dBA，降噪效果很明顯。

4 結(jié)論

(1) 高速列車的主要?dú)鈩?dòng)噪聲源分布于頭車鼻尖、頭車排障器、轉(zhuǎn)向架和車輛連接位置。該模型的氣動(dòng)噪聲聲源貢獻(xiàn)量，頭車鼻尖和排障器是高速列車最主要噪聲源，噪聲水平高于其他噪聲；其次是6個(gè)轉(zhuǎn)向架，其中頭車一位端轉(zhuǎn)向架的噪聲貢獻(xiàn)量較其余轉(zhuǎn)向架多；最后是車輛連接處的風(fēng)擋區(qū)域，其中二位端風(fēng)擋的噪聲貢獻(xiàn)量較一位端風(fēng)擋多。

(2) 高速列車氣動(dòng)噪聲是一種寬頻噪聲，整車各個(gè)噪聲評(píng)估點(diǎn)的氣動(dòng)噪聲等效連續(xù)A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)主要能量集中在630～4 000 Hz頻率范圍內(nèi)；車體對(duì)整車噪聲的貢獻(xiàn)主要是1 250～1 600 Hz，在中心頻率40 Hz和160 Hz時(shí)出現(xiàn)峰值；頭車噪聲對(duì)整車噪聲的貢獻(xiàn)主要集中在800～1 600 Hz頻率范圍內(nèi)；尾車噪聲對(duì)整車噪聲的貢獻(xiàn)主要集中在1 250～2 000 Hz頻率范圍內(nèi)，在100 Hz和5 000 Hz出現(xiàn)峰值；轉(zhuǎn)向架噪聲主要貢獻(xiàn)在630～4 000 Hz內(nèi)，在160 Hz和4 000 Hz出現(xiàn)峰值，且160 Hz的幅值遠(yuǎn)大于車體、頭車和風(fēng)擋區(qū)域的噪聲；既有風(fēng)擋噪聲主要貢獻(xiàn)在1 000～2 000 Hz內(nèi)，中心頻率為400 Hz和1 600 Hz時(shí)出現(xiàn)峰值。

(3) 高速列車以不同速度運(yùn)行時(shí)，縱向噪聲評(píng)估點(diǎn)聲壓級(jí)分布特點(diǎn)：x=8 m即頭車流線型視窗過渡區(qū)域，等效連續(xù)A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)達(dá)到最大值。橫向噪聲評(píng)估點(diǎn)聲壓級(jí)分布特性：頭車鼻尖處和尾車鼻尖處的噪聲聲壓級(jí)衰減幅度最大，距軌道中心線越遠(yuǎn)，等效連續(xù)A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)衰減幅度越小。垂向噪聲評(píng)估點(diǎn)的聲壓級(jí)分布特點(diǎn)：頭車一位端轉(zhuǎn)向架附近的噪聲評(píng)估點(diǎn)越靠近地面，總噪聲聲壓級(jí)越大；風(fēng)擋附近噪聲評(píng)估點(diǎn)在距地面高度為2.2 m處，等效連續(xù)A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)達(dá)到最大值。

(4) 車輛連接處采用全風(fēng)擋結(jié)構(gòu)以及轉(zhuǎn)向架區(qū)域設(shè)置全包裙板后，降噪效果明顯。因此優(yōu)化高速列車頭部形狀及車身外形，轉(zhuǎn)向架部件進(jìn)行流線型設(shè)計(jì)，減小凹凸型的排障器和風(fēng)擋是減小列車車身表面氣流擾動(dòng)和降低氣動(dòng)噪聲的有效方法。

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