張 軍，朱 程

(大連交通大學 機車車輛工程學院，遼寧 大連 116028)

高速列車運行噪聲已成為其乘坐舒適性的主要影響因素之一。無論輪軌噪聲還是氣動噪聲都隨著運行速度的增加而顯著增加,空氣動力噪聲主要是由于車體表面湍流邊界層產(chǎn)生的，車體、轉向架及受電弓是主要氣動噪聲源?？諝鈩恿υ肼曤S速度增加而增加，幅度大大超過輪軌噪聲隨速度增加的幅度，當速度超過300 km·h-1以上時氣動噪聲超過輪軌噪聲，成為高速列車的主要噪聲源[1]。因此，降低高速列車氣動噪聲已成為降低高速列車總體噪聲的關鍵問題之一。高速列車氣動噪聲問題的研究方法主要是實驗法[2-5]和數(shù)值計算法[6-9]。實驗法是通過風洞試驗或者通過線路測試得到噪聲特性,風洞試驗得到的是試驗模型的總體氣動噪聲。線路試驗得到的是包括氣動噪聲、輪軌噪聲等在內的所有噪聲。與此相反，數(shù)值法可以對整車或者針對轉向架、受電弓等主要噪聲源進行詳細分析和計算[10-15]，并分析降低噪聲的方法和措施。無論是數(shù)值計算還是測試試驗，某一點噪聲主要來自哪個噪聲源一直是研究的重點內容之一[16]。文獻[17]通過對車內噪聲的測試分析，發(fā)現(xiàn)車內噪聲主要來自車底部和頂部，車底部包括輪軌噪聲和氣動噪聲，車頂部主要是來自受電弓產(chǎn)生的氣動噪聲。文獻[18]通過對高速列車噪聲測試數(shù)據(jù)的統(tǒng)計分析表明，下部噪聲以輪軌噪聲和車體氣動噪聲為主, 上部噪聲以弓網(wǎng)噪聲為主。從氣動噪聲來看，主要氣動噪聲源是車體表面、車下轉向架和車頂部受電弓。

本文建立CRH3型高速列車3輛編組的氣動噪聲計算模型，計算高速列車單個轉向架、全部6個轉向架、車體頭部、車體尾部、車體中間部、全部車體、受電弓、列車整體分別為噪聲源的遠場氣動噪聲，分析高速列車不同噪聲源的遠場氣動噪聲特點和對總體噪聲的貢獻，并驗證高速列車整體對遠場的輻射噪聲與各局部噪聲源氣動噪聲的疊加值基本相等。

1 氣動聲學計算原理

1.1 氣動噪聲計算基本理論

氣動噪聲是流體流過固體表面時流體與結構相互作用的結果，氣動聲學計算是計算流體動力學(CFD)的一部分。目前，氣動聲學計算多是基于Lighthill方程。Lighthill以流體力學的質量和動量守恒方程為基礎,推導出靜止流體包圍的小尺度范圍內湍流產(chǎn)生的氣動噪聲波動方程,表示為

(1)

式(1)左端和以密度ρ為變量的聲學方程相同，右端相當于聲源項，稱為Lighthill聲源項。如果右端項為零,則該方程轉化為一般的聲速為c0的靜止流體中的聲波動方程。Lighthill指出，如果將方程右端看成是四極子源項，則式(1)就是1個典型的聲學波動方程。

以Lighthill方程為基礎，F(xiàn)W-H(Ffowcs Williams and Hawkings)應用廣義Green函數(shù)，將Lighthill聲類比理論推廣到了有任意固體邊界存在的流體流動發(fā)聲問題中，即物體在流體中運動的發(fā)聲問題，得到目前被廣泛應用的FW-H方程，表示為

(2)

式中：vn為表面發(fā)向速度，Pij為表面應力張量，H為Heaviside函數(shù)。

FW-H方程右邊也可視為聲源項，其中：第1項表示Lighthill聲源項，為四極子聲源；第2項表示由表面脈動壓力引起的聲源(力分布)，是偶極子聲源；第3項表示由表面加速度引起的聲源(流體位移分布)，是單極子聲源。Lighthill聲源項只存在于運動固體表面之外，在表面內為零；第2、第3聲源項僅在固體表面上產(chǎn)生。目前，基于FW-H方程的氣動聲學計算已成為氣動聲學計算的主要方法。

1.2 聲源疊加基本理論

在高速列車的噪聲控制應用中，涉及車體、受電弓、轉向架等噪聲源的噪聲疊加問題。噪聲疊加遵循聲壓幅值的平方相加規(guī)則，設有n個噪聲源，它們在某位置分別單獨產(chǎn)生有效聲壓pi，與其對應的聲壓級為Li，其合成有效聲壓平方為

(3)

式中：p為有效聲壓。

根據(jù)聲壓級定義可得

(4)

式中：Lp為有效聲壓級；pref為參考聲壓。

因為pi=pref10Li/20，將其代入式(4)可得有效聲壓級的疊加公式,表示為

(5)

實際工程問題中噪聲由多個噪聲源產(chǎn)生，不同位置產(chǎn)生最高聲壓級的來源不同，因此在某位置降噪應該先從對該位置產(chǎn)生最高聲壓級的噪聲源采取降噪措施。

2 高速列車氣動噪聲計算模型

2.1 車體物理模型

3輛車編組的CRH3型動車組氣動噪聲計算模型包括1個頭車、1個中間車和1個尾車，每車帶有2個轉向架，中間車帶有受電弓，車廂連接處采用外包風擋。由于高速列車的表面形狀不規(guī)則，帶有受電弓等復雜結構，因此對計算模型進行適當簡化，忽略一些細小結構。計算模型如圖1所示，動車編組長75 m，寬3.2 m，高3.8 m，頭車和尾車結構一樣，對稱設置。

圖1 CRH3動車3輛車編組幾何模型

2.2 計算域

計算域大小主要考慮計算精度和計算時間及內存需求，在保證計算精度的同時盡量減少模型， 以提高計算效率。3輛車編組所需計算域如圖2所示，計算域總長為495 m，寬110 m，高80 m。列車底部為水平地面，位于y=0的平面上。列車沿縱向中心線位于計算寬度的正中央，即z=0位置處?？紤]到列車的尾流不穩(wěn)定，列車頭車鼻錐頂點距入口處100 m，尾車距出口約275 m。計算區(qū)域的邊界條件定義如下：abcd面為速度入口，根據(jù)計算速度設定，efgh面為1個標準大氣壓的壓力出口，底面abfe為滑移壁面，其余邊界設為無滑移固定壁面。

圖2 計算區(qū)域及邊界設置(單位：m)

2.3 網(wǎng)格劃分

本文模型的網(wǎng)格量為2 600萬，其中最小網(wǎng)格尺寸為2 mm，在列車的車頭、車尾鼻錐處進行了網(wǎng)格局部加密，以便計算中更好地捕捉到氣流梯度變化?？紤]到整車模型中含有轉向架、受電弓、空調導流罩等復雜結構，對模型進行結構網(wǎng)格劃分比較困難，本文采用非結構化網(wǎng)格，對車體、受電弓和轉向架表面使用三角形網(wǎng)格進行劃分，距車體近處采用四面體網(wǎng)格，遠處采用六面體網(wǎng)格，四面體網(wǎng)格向六面體網(wǎng)格過渡區(qū)域采用五面體網(wǎng)格，三維網(wǎng)格的尺寸按一定比例向外擴大。圖3為車頭、受電弓、車廂連接處和轉向架的表面網(wǎng)格。

圖3 結構表面網(wǎng)格

3 遠場氣動噪聲貢獻度

3.1 遠場噪聲監(jiān)測點

為了研究高速列車的車體、轉向架、受電弓等噪聲源對遠場氣動噪聲的貢獻，在車體側向從車頭到車尾共設置18個監(jiān)測點，監(jiān)測點位置按照國際鐵路噪聲測量標準ISO-2005的要求[19]，即每個點垂向距離軌面高3.5 m、距離車體縱向中心線25 m處，如圖4所示。在車體長度方向上，監(jiān)測點1和18分別位于距車頭部、尾部鼻錐1 m處，監(jiān)測點2和17分別與車頭部鼻錐、尾部鼻錐平齊，監(jiān)測點3，6，8，11，13，16分別對應6個轉向架中心位置處，監(jiān)測點7和12分別對應2個車廂的連接處，監(jiān)測點4，5，9，10，14，15分別均勻布置于各車廂轉向架之間對應處。

圖4 遠場噪聲監(jiān)測點位置

3.2 轉向架為噪聲源的遠場噪聲貢獻度

每個轉向架如圖3(d)所示，3輛車編組從車頭到車尾共6個轉向架，如圖1、圖4所示。每個轉向架對18個監(jiān)測點的遠場輻射噪聲如圖5所示。圖5中縱坐標為不同轉向架噪聲源對各監(jiān)測點輻射的未計權的總聲壓級，圖中給出了每個轉向架及全部6個轉向架為噪聲源對各監(jiān)測點輻射的總聲級，“轉向架合成”曲線是按照式(5)對各單個轉向架聲壓級在監(jiān)測點合成得到的。圖5表明，從車頭到車尾即監(jiān)測點1至監(jiān)測點18，車頭部第1個轉向架即轉向架1對遠場的輻射噪聲遠遠大于其它轉向架，在車頭部即監(jiān)測點1至監(jiān)測點5，轉向架1遠場輻射噪聲幾乎與全部轉向架為噪聲源輻射的噪聲相同。每個轉向架在與其對應的監(jiān)測點產(chǎn)生最大遠場噪聲，隨著監(jiān)測點遠離噪聲源，轉向架對其輻射的噪聲級逐漸降低。全部轉向架為噪聲源時，在監(jiān)測點5產(chǎn)生最大聲壓級，全部轉向架在監(jiān)測點1至監(jiān)測點18產(chǎn)生的噪聲分布與轉向架1的噪聲分布趨勢相同，總體上全部轉向架對遠場輻射噪聲級從車頭到車尾逐漸降低。6個單個轉向架在各監(jiān)測點輻射噪聲按式(5)的合成聲級與全部轉向架為噪聲源的聲級曲線幾乎重合，說明轉向架聲源符合噪聲疊加原理。

圖5 轉向架遠場噪聲

3.3 車體遠場噪聲貢獻度

為了研究車體頭部、尾部、中部對高速列車遠場氣動噪聲的輻射特點及貢獻，需要分別計算車頭部、中間、尾部對遠場輻射的噪聲級。車頭部、中間部、車尾部位置如圖1和圖4所示，車體不同部位遠場聲壓級如圖6所示。圖6中， 車體聲級包括全部車體，即包括車體頭部、中間部位和尾部。圖6表明車體在監(jiān)測點1至監(jiān)測點15均產(chǎn)生較大總聲級，在監(jiān)測點4產(chǎn)生最大總聲級，與車體中間部位產(chǎn)生最大聲級的監(jiān)測點相同，在各監(jiān)測點的總體分布規(guī)律也與車體中間部位在各監(jiān)測點噪聲的分布規(guī)律相同。車頭部位在監(jiān)測點3產(chǎn)生最大總聲級，車尾部位在監(jiān)測點16產(chǎn)生最大總聲級?？傮w來看車體頭部對遠場輻射總聲級遠大于車體尾部對遠場輻射的總聲級，車體頭部在監(jiān)測點3產(chǎn)生的聲級也高于車體中間部位產(chǎn)生的最大總聲級，即從3個車體局部噪聲源來看，車體頭部是主要的噪聲源。車體頭部、中間部位及尾部按式(5)的合成聲級與全部車體為噪聲源在監(jiān)測點輻射的總聲級曲線基本重合，說明車體各噪聲源也符合聲源疊加原理。

圖6 車體遠場聲級

3.4 整車遠場噪聲貢獻度

全部車體、全部轉向架、受電弓及整車對遠場噪聲監(jiān)測點輻射的噪聲如圖7所示。圖7中，整車聲級即包括全部車體、全部轉向架、受電弓一起為噪聲源時對遠場各監(jiān)測點產(chǎn)生的總聲級。整車聲級最大值出現(xiàn)在監(jiān)測點4，與車體最大聲級所對應的監(jiān)測點4相同?？傮w來看，整車聲級從監(jiān)測點4至車體尾部逐漸降低，與車體頭部對應的監(jiān)測點即從監(jiān)測點1至監(jiān)測點4逐漸增加。從車體、轉向架、受電弓3個局部噪聲源來看，車體是主要噪聲源，從車頭到車尾部對遠場輻射的噪聲級遠高于轉向架和受電弓對遠場輻射噪聲級，而且其分布規(guī)律與整車聲級規(guī)律相似，可以認為整車總聲級主要來自車體的貢獻。從車頭到車尾，車體對遠場輻射聲級比整車聲級大致小5 dB左右。從監(jiān)測點1至監(jiān)測點7，轉向架對遠場聲級大于受電弓，即與頭車部位對應的監(jiān)測點轉向架對遠場輻射聲級大于受電弓，從監(jiān)測點7至監(jiān)測點18，即為與中間車和尾車對應的各監(jiān)測點，受電弓對遠場輻射噪聲大于轉向架輻射噪聲?？傮w來看，受電弓對遠場輻射噪聲大于轉向架對遠場輻射噪聲，受電弓在與其對應的監(jiān)測點10產(chǎn)生最大聲壓級，高于轉向架遠場最大聲級2 dB。雖然6個轉向架構成的聲源尺度要遠大于受電弓，但受電弓由于處于車體頂部，對遠場的聲輻射性能高于處于車體下部的轉向架，形成了受電弓遠場輻射噪聲高于轉向架遠場輻射噪聲。車體、全部轉向架、受電弓單獨為噪聲源在遠場的輻射噪聲按式(5)疊加合成的結果與整車聲級完全吻合，最大差值僅0.6 dB，說明車體、轉向架、受電弓聲源也符合聲源疊加原理。

圖7 整車遠場輻射噪聲

3.5 遠場噪聲貢獻度誤差分析

各局部噪聲源對遠場輻射聲級的疊加合成聲級與各局部一起形成整體聲源對遠場輻射聲級之間的誤差，如圖8所示。圖8中3條曲線分別是轉向架合成聲級與全部轉向架作為聲源聲級差值，車體合成聲級與全部車體作為聲源聲級差值，車體、轉向架和受電弓合成聲級與整車作為聲源聲級差值。圖9表明，最大差值小于1.7 dB，轉向架疊加合成聲級與全部轉向架作為噪聲源聲級之間產(chǎn)生了最大誤差值，其值為1.68 dB。總體來看，在車體兩端誤差較大，在車體中間部位誤差較小。尤其從整車來看，將高速列車整車分成車體、轉向架、受電弓3個噪聲源時，它們對遠場聲級的疊加合成聲級與高速列車整體作為噪聲源遠場輻射聲級差值最大值僅為0.6 dB，充分說明高速列車各氣動噪聲源之間符合噪聲疊加原理，這為高速列車氣動噪聲研究提供了新的思路。本文氣動噪聲計算采用FW-H噪聲模擬法，它的基本前提條件是緊致聲源[20-21]，即假設移動物體表面的湍流噪聲源為單極子聲源、偶極子聲源及四極子聲源，并且是緊致聲源，其聲壓級之間可以按照式(5)進行疊加計算。本文通過高速列車不同局部噪聲源之間的疊加值與整體作為噪聲源的仿真值之間的比較驗證了高速列車不同氣動噪聲源之間符合疊加原理。

圖8 局部合成聲級與總體聲源聲級誤差

4 基于貢獻度的高速列車降噪分析

如果認為高速列車對遠場輻射噪聲是由不同氣動噪聲源之間疊加產(chǎn)生的，則按照式(5)，可以定量分析出某個噪聲源在某一點輻射噪聲減小ΔSPL時導致的整體噪聲級降低值。圖7表明,高速列車整車對遠場監(jiān)測點4輻射噪聲最大,同時也表明對監(jiān)測點4噪聲貢獻大小依次為車體、轉向架和受電弓，即要降低高速列車整車對遠場的輻射噪聲，應該首先降低車體對該點的輻射噪聲。而按照圖6，車體中對監(jiān)測點4噪聲貢獻大小依次為車體頭部、車體中間部、車體尾部，車體尾部對監(jiān)測點4噪聲和車頭部、中間部相比可以忽略不計，因此要降低高速列車對遠場輻射噪聲應首先減小車頭部噪聲，其次是車體中間部；同理，從圖5表示的轉向架對遠場輻射噪聲來看，應首先降低頭部第1個轉向架對遠場輻射噪聲級。

5 結 論

(1)單個轉向架為噪聲源時，皆在與其對應位置處的監(jiān)測點產(chǎn)生最大遠場噪聲，其中轉向架1的遠場輻射噪聲遠大于其它轉向架；全部轉向架為噪聲源時，在各監(jiān)測點的噪聲分布規(guī)律與轉向架1為噪聲源時一致，且在車頭部的監(jiān)測點處遠場噪聲大小與轉向架1為噪聲源的輻射噪聲近似相同。全部轉向架對遠場輻射噪聲級從車頭到車尾呈逐步降低趨勢。

(2)車體頭部、中間部、尾部分別為噪聲源時，分別在監(jiān)測點3，4，16處產(chǎn)生最大總聲級，且車體頭部對遠場輻射的總聲級大于車體后2部分的總聲級，車體頭部是車體的主要噪聲源；車體在監(jiān)測點4產(chǎn)生最大總聲級，在各監(jiān)測點的總體分布規(guī)律與中間部位在各監(jiān)測點的噪聲分布規(guī)律一致，說明車體中間部也是車體主要氣動噪聲源?？傮w上，車體對遠場輻射噪聲可以認為是車頭部和中間部聲級的合成，車體尾部對遠場輻射噪聲相對較小。

(3)車體對遠場輻射的噪聲遠高于轉向架和受電弓對遠場輻射的噪聲級，其聲壓級分布規(guī)律與整車相似，輻射聲級比整車大約低5 dB，故整車總聲級主要來自車體?？傮w上受電弓對遠場輻射噪聲大于轉向架對遠場輻射噪聲；整車聲級最大值出現(xiàn)在監(jiān)測點4，其聲壓級分布規(guī)律呈先增大后減小的趨勢。

(4)車體、轉向架、受電弓3個噪聲源對遠場輻射的疊加合成聲級與整車輻射聲級最大差值為0.6 dB；總體上在車體兩端誤差較大，在中間部位誤差較小，其中轉向架疊加合成聲級與全部轉向架作為噪聲源的遠場聲級誤差較大，但最大值小于1.68 dB。

(5)計算結果及分析表明，高速列車車體頭部、第1個轉向架和受電弓是高速列車遠場輻射噪聲的主要噪聲源，降低高速列車遠場輻射噪聲應首先降低車體頭部、受電弓和第1個轉向架這3個氣動噪聲源遠場輻射噪聲。

(6)通過將不同局部噪聲源輻射噪聲的疊加值與整體作為噪聲源的計算值進行比較分析，驗證了高速列車不同氣動噪聲源滿足聲源疊加原理，這為高速列車噪聲控制研究、路邊聲屏障設計提供了新的研究思路。