紀(jì) 偉，曹艷梅

（1.中鐵橋隧技術(shù)有限公司，江蘇 南京 210061；2.北京交通大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，北京 100044）

0 引 言

高速鐵路噪聲主要包括集電系統(tǒng)噪聲、結(jié)構(gòu)二次噪聲、輪軌噪聲和氣動(dòng)噪聲[1]。當(dāng)車(chē)速低于250 km·h-1時(shí)，噪聲成分主要為輪軌噪聲，然而當(dāng)車(chē)速超過(guò)300 km·h-1的時(shí)候，氣動(dòng)噪聲將超過(guò)其他噪聲而成為最主要的噪聲成分[2]。另一方面，在我國(guó)高速鐵路的建設(shè)中橋梁占到了很大的比例，截止到 2017年底，高速鐵路線路總長(zhǎng)中橋梁占比高達(dá)45.2%[3]，其中京滬線中橋梁總長(zhǎng)占線路總長(zhǎng)的80%。因此，本文以京滬線為研究背景，對(duì)沿線高架橋周邊的高速鐵路氣動(dòng)噪聲的空間分布特征進(jìn)行研究，具有重要的工程意義。

目前，氣動(dòng)噪聲的研究方法主要有理論分析、試驗(yàn)研究和數(shù)值模擬三種[4]。理論研究方面，影響較為深遠(yuǎn)的是Lighthill聲類(lèi)比理論的提出和發(fā)展[5-7]，大量氣動(dòng)噪聲的研究都基于該理論[8]。在試驗(yàn)研究方面，人們多次對(duì)高速列車(chē)進(jìn)行了實(shí)車(chē)線路試驗(yàn)和風(fēng)洞試驗(yàn)，得出列車(chē)受電弓處的氣動(dòng)噪聲對(duì)整車(chē)氣動(dòng)噪聲的貢獻(xiàn)量較大且提出了相應(yīng)的降噪措施[9-11]。在數(shù)值分析方面，Sassa等利用大渦模擬方法和聲學(xué)分析相結(jié)合的方法，將空氣看作不可壓縮流體，對(duì)高速列車(chē)的氣動(dòng)噪聲特性進(jìn)行了研究[12]；Takaishi等針對(duì)列車(chē)重要部位（如：受電弓和轉(zhuǎn)向架）的氣動(dòng)噪聲分布特性進(jìn)行了研究[13]；Kato等將圓柱繞流所產(chǎn)生氣動(dòng)噪聲的實(shí)測(cè)值與理論計(jì)算值進(jìn)行比較，結(jié)果表明誤差在允許范圍之內(nèi)[14]。

我國(guó)雖然在氣動(dòng)噪聲研究領(lǐng)域起步較晚，但是進(jìn)步迅速，陸森林基于時(shí)間序列采樣法研究了流場(chǎng)中車(chē)輛后視鏡的脈動(dòng)壓力頻譜特征[15]；鐵道部采用噪聲采集設(shè)備對(duì)某鐵路段上高速行駛的列車(chē)進(jìn)行實(shí)車(chē)線路試驗(yàn)，研究其引起的氣動(dòng)噪聲分布特征[16]；劉加利等通過(guò)聲類(lèi)比理論對(duì)高速列車(chē)車(chē)頭的氣動(dòng)噪聲分布特性進(jìn)行了研究[17]；朱遠(yuǎn)征等利用虛擬激勵(lì)法對(duì)車(chē)輛內(nèi)部的氣動(dòng)噪聲分布特征進(jìn)行研究[18]；蔣樹(shù)杰等在對(duì)機(jī)翼氣動(dòng)噪聲進(jìn)行研究時(shí)，考慮了流固耦合振動(dòng)對(duì)氣動(dòng)噪聲的影響[19]。

本文將列車(chē)和高架橋梁結(jié)合起來(lái)分析，利用寬頻帶噪聲源法、大渦模擬方法和聲類(lèi)比法，分別對(duì)列車(chē)近場(chǎng)氣動(dòng)噪聲聲源強(qiáng)度、列車(chē)表面脈動(dòng)壓力和高架橋周邊遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲進(jìn)行了研究，對(duì)新建鐵路線的設(shè)計(jì)和規(guī)劃、對(duì)既有鐵路沿線噪聲水平的降低和人們生活水平的改善提供一定的理論參考。

1 氣動(dòng)噪聲數(shù)值計(jì)算模型的建立

1.1 車(chē)輛-橋梁數(shù)值模型的幾何參數(shù)

列車(chē)計(jì)算模型按照京滬線上常見(jiàn)的 CR400-BF型復(fù)興號(hào)高速列車(chē)近似建立（如圖1所示），由頭車(chē)、中間車(chē)和尾車(chē)三節(jié)車(chē)廂組成，整個(gè)列車(chē)模型尺寸為：長(zhǎng)74.6 m、寬3.36 m、高4.05 m。

圖1 高速列車(chē)幾何模型Fig.1 Geometric model of high-speed train

橋梁計(jì)算模型按照雙線 32 m跨預(yù)應(yīng)力混凝土簡(jiǎn)支箱梁的外形近似建立，共計(jì) 350 m（11跨）。在保證計(jì)算結(jié)果準(zhǔn)確性的前提下，考慮到計(jì)算效率和建模難度，本文不考慮橋墩的影響，將橋體簡(jiǎn)化成實(shí)心、橋面簡(jiǎn)化成光滑平面。橋梁模型的尺寸和計(jì)算幾何模型如圖2和圖3所示。

圖2 高架橋梁橫斷面尺寸Fig.2 The cross-section size of viaduct

圖3 橋梁計(jì)算幾何模型Fig.3 The geometric model of viaduct for computation

1.2 計(jì)算域尺寸擬定

本文計(jì)算域與高架橋梁等長(zhǎng)，列車(chē)靠著橋梁左側(cè)行駛，計(jì)算域尺寸為350 m（長(zhǎng)）、53 m（寬）、38 m（高）。其中，列車(chē)車(chē)身地面離橋面的距離為0.35 m，車(chē)身縱向中心線離橋梁左側(cè)距離為4 m、離橋梁右側(cè)距離為9 m。列車(chē)離計(jì)算域入口和出口的距離分別為65.4 m和210 m；橋面中心離計(jì)算域兩個(gè)側(cè)面的距離均為26.5 m，離計(jì)算域頂面為25 m。橋梁底面離計(jì)算域底面的垂直距離為 10 m（即橋墩高度為10 m）。計(jì)算域尺寸如圖4所示。

圖4 計(jì)算域尺寸Fig.4 The sizes in computational domain

1.3 網(wǎng)格生成

網(wǎng)格生成作為數(shù)值計(jì)算的前處理階段，其生成網(wǎng)格質(zhì)量的高低對(duì)最終計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性有著不可忽視的影響。

本文采用混合網(wǎng)格方法對(duì)計(jì)算域進(jìn)行網(wǎng)格劃分，如圖5所示?？紤]車(chē)身表面形狀不規(guī)則，故其附近空間區(qū)域采用尺寸為0.2 m的非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格進(jìn)行劃分，且車(chē)身表面設(shè)置5層，尺寸為0.02 m的邊界層；距離車(chē)身表面一定距離后，采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格并按照一定的增大因子過(guò)渡的方法對(duì)剩下的計(jì)算域進(jìn)行網(wǎng)格劃分。整個(gè)計(jì)算域約劃分1 200萬(wàn)個(gè)網(wǎng)格。

圖5 計(jì)算域網(wǎng)格劃分Fig.5 Mesh partition in computational domain

1.4 邊界條件和求解參數(shù)的設(shè)定

本文將高架橋上高速列車(chē)周?chē)目諝饪醋鞑豢蓧嚎s流體，空氣屬性按照Fluent軟件中的默認(rèn)值設(shè)定。利用相對(duì)運(yùn)動(dòng)的思想，假定列車(chē)靜止不動(dòng)，高架橋梁與計(jì)算域的底面以速度v=300 km·h-1向列車(chē)行駛的反方向移動(dòng)。相關(guān)邊界條件的設(shè)定詳見(jiàn)表1。

表1 邊界條件設(shè)定Table 1 Boundary condition setting

計(jì)算列車(chē)在高架橋梁上高速行駛時(shí)所引起的氣動(dòng)噪聲需先進(jìn)行流場(chǎng)的計(jì)算，再以流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果為基礎(chǔ)進(jìn)行聲場(chǎng)計(jì)算。其中，流場(chǎng)計(jì)算分為穩(wěn)態(tài)計(jì)算和瞬態(tài)計(jì)算。本文流場(chǎng)的穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)計(jì)算均設(shè)置為基于壓力的求解方法，壓力與速度耦合設(shè)置為隱式連接壓力方程算法，并采用標(biāo)準(zhǔn)格式的連續(xù)方程。

穩(wěn)態(tài)計(jì)算采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型，其動(dòng)量方程、湍流能量方程和湍流耗散率方程的離散格式均為二階迎風(fēng)格式；瞬態(tài)計(jì)算采用大渦模擬方法，亞格子尺度模型采用斯馬格林斯基-麗莉模型，動(dòng)量方程采用有界中心差分格式，時(shí)間差分采用有界二階隱式格式。

考慮到高速列車(chē)氣動(dòng)噪聲的噪聲能量主要集中在低頻區(qū)[20]，所以本文最高分析頻率設(shè)定為2 000 Hz。再根據(jù)奈奎斯特采樣定理，為使原波形不產(chǎn)生“半波損失”，采樣頻率至少為最高采樣頻率的2倍，即本文采樣頻率確定為4 000 Hz。采樣頻率的倒數(shù)即為時(shí)間步長(zhǎng)，所以瞬態(tài)計(jì)算的時(shí)間步長(zhǎng)取Δt=2.5×10-4s，計(jì)算步數(shù)設(shè)置為3 000步。另外，需要說(shuō)明的是聲場(chǎng)計(jì)算的時(shí)間步長(zhǎng)與瞬態(tài)計(jì)算的時(shí)間步長(zhǎng)一致，聲場(chǎng)的時(shí)間步數(shù)取2 000步。

2 氣動(dòng)噪聲的計(jì)算方法

2.1 列車(chē)近場(chǎng)氣動(dòng)噪聲聲源的計(jì)算方法

高速鐵路的氣動(dòng)噪聲是沒(méi)有明顯主頻的，而是在一個(gè)寬頻段的范圍內(nèi)連續(xù)分布的[20]，本文采用Proudman方程對(duì)其進(jìn)行計(jì)算分析。

Proudman[21]采用等效同步協(xié)方差來(lái)替代延遲時(shí)間的微分，通過(guò)Lighthill聲類(lèi)比理論推導(dǎo)了適用于單位體積的低馬赫數(shù)和高雷諾數(shù)各向同性流體的輻射聲功率的表達(dá)式：

其中，PA表示單位體積的湍流輻射聲功率，單位為W·m-3；u表示湍流流速；l為湍流長(zhǎng)度；α和c0分別為模型常數(shù)和聲速。

當(dāng)式（1）用k和ε來(lái)表示時(shí)，表達(dá)式為

其中，αε為常數(shù)，通常取0.1；ρ0為流場(chǎng)靜止時(shí)的密度；Mt的表達(dá)式為

聲功率級(jí)的定義為[22]

其中，Pr=10-12W·m-3，為參考聲功率；Lp為聲功率級(jí)（單位為dB）。

數(shù)值計(jì)算時(shí)，首先采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型對(duì)整個(gè)流場(chǎng)進(jìn)行穩(wěn)態(tài)計(jì)算，得到計(jì)算域各網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)處的k和ε，再利用Proudman方程計(jì)算得到列車(chē)車(chē)身周?chē)鷼鈩?dòng)噪聲聲功率級(jí)，進(jìn)而對(duì)高架橋上高速列車(chē)的氣動(dòng)噪聲聲源能量分布特征進(jìn)行研究。

2.2 高架橋周邊遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲的計(jì)算方法

考慮高架橋上列車(chē)的實(shí)際運(yùn)行條件，利用格林（Green）函數(shù)對(duì)FW-H方程進(jìn)行積分求解，得到遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲的理論預(yù)測(cè)公式為[23]

式中，x=（x1,x2,x3）和y=（y1,y2,y3）分別為遠(yuǎn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)點(diǎn)及車(chē)身表面聲源點(diǎn)的空間坐標(biāo)；t表示聲音從聲源點(diǎn)傳到接收點(diǎn)所花的時(shí)間；c0表示聲速；Mar表示車(chē)速的馬赫數(shù)在接收點(diǎn)方向的投影；R表示聲源點(diǎn)到接收點(diǎn)的距離；Tij表示Lighthill應(yīng)力張量；pi表示列車(chē)表面作用在流體的力；ρ0表示流體未發(fā)生運(yùn)動(dòng)時(shí)的密度；vn表示車(chē)速在列車(chē)表面法線方向上的投影。

從遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲的理論預(yù)測(cè)公式可以看出，高速列車(chē)的氣動(dòng)噪聲由三部分組成：?jiǎn)螛O子聲源引起的噪聲（公式第三項(xiàng)）、偶極子聲源引起的噪聲（公式第二項(xiàng)）、四極子聲源引起的噪聲（公式第一項(xiàng)）。

單極子聲源對(duì)氣動(dòng)噪聲的貢獻(xiàn)值與列車(chē)表面的體積變形有關(guān)[24]，由于列車(chē)車(chē)身表面可看作是剛體，車(chē)身表面無(wú)體積變形，所以可不考慮單極子聲源對(duì)氣動(dòng)噪聲的影響；又因?yàn)樗臉O子聲源與偶極子聲源的輻射聲功率之比為馬赫數(shù)的平方[25]。雖然經(jīng)過(guò)大提速后的中國(guó)高鐵速度很快，但還是遠(yuǎn)遠(yuǎn)不及聲速，當(dāng)列車(chē)運(yùn)行速度為350 km·h-1（即97.22m·s-1）時(shí)，馬赫數(shù)約為0.29，而其平方僅為0.08。所以四極子聲源對(duì)氣動(dòng)噪聲的貢獻(xiàn)量相對(duì)于偶極子聲源而言很小，可忽略其對(duì)氣動(dòng)噪聲的影響。

故而，式（5）可進(jìn)一步簡(jiǎn)化為

由簡(jiǎn)化后的遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲理論預(yù)測(cè)公式（6）可以得出，列車(chē)表面脈動(dòng)壓力所引起的偶極子聲源噪聲在高速鐵路氣動(dòng)噪聲的貢獻(xiàn)量中占有主導(dǎo)地位，所以研究列車(chē)表面的脈動(dòng)壓力對(duì)于了解氣動(dòng)噪聲的分布特征具有重要的意義。

3 列車(chē)周?chē)鼒?chǎng)氣動(dòng)噪聲分析

3.1 近場(chǎng)氣動(dòng)噪聲聲源強(qiáng)度分布特征及驗(yàn)證

首先利用寬頻帶噪聲源法對(duì)整個(gè)流場(chǎng)進(jìn)行穩(wěn)態(tài)計(jì)算，得到列車(chē)縱向上半部分外輪廓線的表面聲功率級(jí)散點(diǎn)圖（如圖6所示），可以看出：列車(chē)車(chē)頭鼻尖處的聲功率級(jí)最大，隨后沿著列車(chē)縱向迅速降低，在車(chē)頭變截面處有小幅度上升；車(chē)身表面的聲功率級(jí)波動(dòng)不大，在車(chē)尾變截面處同樣有小幅度上升，之后迅速降低，在車(chē)尾鼻尖處達(dá)到最小值。

為了驗(yàn)證計(jì)算結(jié)果的正確性，將圖6的計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)[26]中列車(chē)縱向上半部分外輪廓線的表面聲功率級(jí)散點(diǎn)圖（見(jiàn)圖7）進(jìn)行比較。

圖6 列車(chē)表面縱向外輪廓線處聲功率級(jí)散點(diǎn)圖（v=300 km·h-1）Fig.6 The scatter diagram of acoustic power level at longitudinal outline of train surface

圖7 參考文獻(xiàn)[26]列車(chē)表面聲功率級(jí)Fig.7 The acoustic power level on train surface in reference[26]

文獻(xiàn)[26]以CHR3型動(dòng)車(chē)組列車(chē)為原型進(jìn)行建模（見(jiàn)圖8），共有車(chē)頭、車(chē)尾以及帶有受電弓的中間車(chē)三節(jié)車(chē)廂組成，每節(jié)車(chē)廂含有前后兩個(gè)轉(zhuǎn)向架并在車(chē)廂連接處考慮外包風(fēng)擋的作用，列車(chē)模型尺寸為長(zhǎng)75.5 m、寬3.2 m、高3.8 m；同樣通過(guò)相對(duì)運(yùn)動(dòng)的思想，列車(chē)模型在計(jì)算域中靜止，計(jì)算域底面設(shè)為滑動(dòng)壁面，以300 km·h-1的速度向列車(chē)前進(jìn)的反方向運(yùn)動(dòng)。

圖8 參考文獻(xiàn)[26]高速列車(chē)幾何模型Fig.8 The Geometric model of high-speed train in reference[26]

文獻(xiàn)[26]和本文均對(duì)聲功率級(jí)隨列車(chē)車(chē)身縱向長(zhǎng)度的變化規(guī)律進(jìn)行了分析，通過(guò)對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)，圖7中的聲功率級(jí)在車(chē)頭和受電弓處較大，在車(chē)頂外包風(fēng)擋有小幅度上升，車(chē)廂連接處以及車(chē)尾處較小；圖6中的聲功率級(jí)在車(chē)頭部位較大、車(chē)尾部位較小、車(chē)身處中等且變化幅度不大。

文獻(xiàn)[26]與本文列車(chē)模型運(yùn)行狀態(tài)相同，出現(xiàn)計(jì)算結(jié)果有差異的主要原因是列車(chē)模型的差別。本文中的列車(chē)模型車(chē)身表面光滑，無(wú)受電弓、外包風(fēng)擋、轉(zhuǎn)向架，從圖7的計(jì)算結(jié)果可以看出，若不考慮受電弓、轉(zhuǎn)向架、外包風(fēng)擋的影響，兩篇文章的列車(chē)表面聲功率級(jí)分布特征規(guī)律相同，都是車(chē)頭鼻尖處聲功率級(jí)最大、車(chē)身次之且變化幅度較小、車(chē)尾鼻尖處聲功率級(jí)最小，另外在車(chē)頭和車(chē)尾變截面處聲功率級(jí)均有小幅度波動(dòng)。文獻(xiàn)[26]的計(jì)算結(jié)果和列車(chē)表面聲功率級(jí)隨車(chē)身縱向長(zhǎng)度的變化規(guī)律在一定程度上驗(yàn)證了本文計(jì)算結(jié)果的合理性。

以上為高架橋上高速列車(chē)表面的聲功率級(jí)分布特征，為了進(jìn)一步研究列車(chē)車(chē)身附近空間區(qū)域的聲功率級(jí)分布特征，我們?nèi)≌麄€(gè)流場(chǎng)縱向?qū)ΨQ面聲功率級(jí)云圖，如圖9所示。

圖9 高速列車(chē)不同部位的流場(chǎng)聲功率級(jí)云圖Fig.9 The cloud charts of acoustic power level of the flow fields at different sections of high speed train

從圖9中可以看出：

（1）對(duì)于在高架橋上高速行駛的列車(chē)，其車(chē)身附近空間區(qū)域的聲源能量比車(chē)頭和車(chē)尾附近低；

（2）雖然列車(chē)車(chē)頭表面的聲源能量比車(chē)尾表面的聲源能量高，但是車(chē)頭存在高聲源能量的空間區(qū)域很小，而車(chē)尾存在較大空間區(qū)域的尾流，整個(gè)尾流空間區(qū)域的聲源能量不容忽視。所以，并不能進(jìn)一步判斷車(chē)頭和車(chē)尾聲源能量的高低。

3.2 列車(chē)表面脈動(dòng)壓力分布特征

基于穩(wěn)態(tài)計(jì)算結(jié)果，本文利用大渦模擬方法對(duì)整個(gè)流場(chǎng)繼續(xù)進(jìn)行瞬態(tài)計(jì)算。為從氣動(dòng)噪聲的產(chǎn)生機(jī)理上對(duì)高架橋周邊的高速列車(chē)氣動(dòng)噪聲進(jìn)行分析，掌握其分布規(guī)律，在進(jìn)行流場(chǎng)瞬態(tài)計(jì)算的同時(shí)也對(duì)列車(chē)表面的脈動(dòng)壓力進(jìn)行監(jiān)測(cè)。圖 10為列車(chē)車(chē)身表面的脈動(dòng)壓力監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置圖。計(jì)算得到各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的脈動(dòng)壓力級(jí)隨著車(chē)速的關(guān)系如圖11所示。

圖10 列車(chē)表面脈動(dòng)壓力測(cè)點(diǎn)布設(shè)圖Fig.10 The layout of monitoring points on the surface of train

從圖 11中可以看出，車(chē)身部分氣動(dòng)噪聲聲源強(qiáng)度最小；車(chē)尾和車(chē)頭部分氣動(dòng)噪聲聲源強(qiáng)度較大，且車(chē)尾比車(chē)頭大。

圖11 測(cè)點(diǎn)處的總脈動(dòng)壓力級(jí)與車(chē)速的關(guān)系Fig.11 The relationship between vehicle speeds and overall pulsating pressure levels at monitoring points

上述研究?jī)?nèi)容從氣動(dòng)噪聲的產(chǎn)生機(jī)理上驗(yàn)證了寬頻帶噪聲源法計(jì)算結(jié)果的合理性的同時(shí)，也進(jìn)一步判斷了車(chē)頭和車(chē)尾聲源能量的高低。

4 高架橋周邊遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲的空間分布特征

以瞬態(tài)計(jì)算結(jié)果為基礎(chǔ)，通過(guò)基于聲類(lèi)比理論的FW-H聲波波動(dòng)方程，對(duì)高速鐵路遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲進(jìn)行計(jì)算并分析其空間分布特征。根據(jù)《聲學(xué)—軌道機(jī)車(chē)車(chē)輛發(fā)射噪聲測(cè)量》[27]的標(biāo)準(zhǔn)布置高架橋周邊遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲空間監(jiān)測(cè)點(diǎn)，如圖12和圖13所示。

圖12 沿橋梁縱向監(jiān)測(cè)面選取示意圖Fig.12 The selection of the monitoring surfaces along the longitudinal direction of the bridge

圖13 監(jiān)測(cè)截面空間測(cè)點(diǎn)布置圖Fig.13 The layout of spatial monitoring points on the monitoring surfaces

計(jì)算得到沿橋梁垂向不同高度處的垂面上，遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲的空間分布特征如圖14所示。

從圖14中可以看出，沿橋梁縱向氣動(dòng)噪聲聲壓級(jí)在車(chē)頭及車(chē)尾部分較大；沿橋梁橫向，除z=14.5 m外，其他4個(gè)高度垂面上的測(cè)點(diǎn)在離橋梁橫向距離較遠(yuǎn)處均有小幅度上升，但其整體趨勢(shì)還是下降的；沿橋梁垂向，氣動(dòng)噪聲聲壓級(jí)在z=14.5 m垂面處最大，隨著與該垂面距離的增加，聲壓級(jí)逐漸減小。

圖14 高架橋周邊遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲強(qiáng)度三維圖Fig.14 The three-dimensional graph of aerodynamic noise intensity around the viaduct

接下來(lái)本文將從沿橋梁縱向、橫向和垂向三個(gè)方向?qū)α熊?chē)在高架橋上高速行駛時(shí)所引起的遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲的空間分布特征進(jìn)行詳細(xì)分析。

4.1 沿橋梁縱向的分布特征

在距離地面 14.5 m（z=14.5 m）的垂面上且離線路中心線不同的橫向距離處，沿著橋梁縱向（x軸）選取監(jiān)測(cè)點(diǎn)（見(jiàn)圖12和圖13），計(jì)算各監(jiān)測(cè)點(diǎn)處氣動(dòng)噪聲總聲壓級(jí)，如圖15所示。

圖15 沿橋梁縱向測(cè)點(diǎn)處噪聲強(qiáng)度Fig.15 The noise intensities at monitoring points along the longitudinal direction of the viaduct

從圖15中我們可以看出：

（1）當(dāng)測(cè)點(diǎn)離列車(chē)較近時(shí)，列車(chē)在高架橋上高速行駛時(shí)所引起的遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲，在車(chē)尾變截面處的遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲強(qiáng)度最大，車(chē)頭變截面處的遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲強(qiáng)度次之。

（2）隨著與列車(chē)橫向距離的加大，相應(yīng)測(cè)點(diǎn)處的遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲總聲壓級(jí)逐漸減小。當(dāng)與列車(chē)的橫向距離超過(guò)一定值后，除車(chē)頭和車(chē)尾曲率變化較大的流線型部位，正對(duì)車(chē)身各測(cè)點(diǎn)處的遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲總聲壓級(jí)都相差不大。

（3）由于列車(chē)車(chē)身長(zhǎng)細(xì)比大且曲率變化小，列車(chē)在高架橋上高速行駛時(shí)，其車(chē)身周?chē)臍饬鞑](méi)有發(fā)生激烈的流動(dòng)，所以當(dāng)離列車(chē)的橫向距離相同時(shí)（即 y不變），正對(duì)車(chē)身各測(cè)點(diǎn)處的遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲總聲壓級(jí)都相差不大。

4.2 沿橋梁橫向的分布特征

在中心橫截面（x=0）上且離地面不同高度處，沿著橋梁橫向（y軸）選取監(jiān)測(cè)點(diǎn)（見(jiàn)圖12和圖13），計(jì)算各監(jiān)測(cè)點(diǎn)處氣動(dòng)噪聲總聲壓級(jí)，如圖16所示。

圖16 沿橋梁橫向測(cè)點(diǎn)處噪聲強(qiáng)度Fig.16 The noise intensities at monitoring points along the transverse direction of the viaduct

從圖16中可以得出：

（1）當(dāng)離地面高度為14.5 m時(shí)，沿橋梁橫向各測(cè)點(diǎn)的遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲總聲壓級(jí)較大；隨著與離列車(chē)橫向距離的加大，各測(cè)點(diǎn)處的氣動(dòng)噪聲總聲壓級(jí)以越來(lái)越小的幅度減小。

（2）當(dāng)距離地面高度為3.5、9、20、25 m時(shí)，高架橋周邊高速鐵路的遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲的總聲壓級(jí)雖然在離橋梁橫向距離較遠(yuǎn)處有約1～2 dB的小幅度上升，但是，其沿橋梁橫向變化的整體趨勢(shì)是下降的。

4.3 沿橋梁垂向的分布特征

在中心橫截面上（x=0）上且離線路中心線不同橫向距離處，沿著橋梁垂向（z軸）選取監(jiān)測(cè)點(diǎn)（見(jiàn)圖12和圖13），計(jì)算各監(jiān)測(cè)點(diǎn)處氣動(dòng)噪聲總聲壓級(jí)，如圖17所示。

從圖17中可以得出：

圖17 沿橋梁垂向測(cè)點(diǎn)處噪聲強(qiáng)度Fig.17 The noise intensiies at monitoring points along the vertical direction of the viaduct

（1）隨著離地面高度的增加，沿橋梁垂向各測(cè)點(diǎn)處的高速鐵路遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲總聲壓級(jí)逐漸增大，當(dāng)離地面高度為14.5 m時(shí)，氣動(dòng)噪聲總聲壓級(jí)達(dá)到最大值，隨后又逐漸降低。

（2）值得說(shuō)明的是，在本文所研究的模型中，z=14.5 m即距離軌道頂面高度為 1.2 m，該空間位置是國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)中注明的重要監(jiān)測(cè)位置，而我們的計(jì)算結(jié)果也表明了該監(jiān)測(cè)位置的敏感性。

5 結(jié) 論

本文首先利用k-ε湍流模型對(duì)整個(gè)流場(chǎng)進(jìn)行穩(wěn)態(tài)計(jì)算，基于穩(wěn)態(tài)計(jì)算結(jié)果，再利用寬頻帶噪聲源法計(jì)算列車(chē)車(chē)身附近的聲功率級(jí)；再以穩(wěn)態(tài)計(jì)算結(jié)果為基礎(chǔ)，利用大渦模擬方法繼續(xù)對(duì)整個(gè)流場(chǎng)進(jìn)行瞬態(tài)計(jì)算，同時(shí)監(jiān)測(cè)列車(chē)表面脈動(dòng)壓力隨著車(chē)速的變化關(guān)系；最后基于瞬態(tài)計(jì)算結(jié)果，利用聲類(lèi)比法計(jì)算高架橋周邊遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲。得出結(jié)論如下：

（1）對(duì)于在高架橋上行駛的高速列車(chē)，空氣與列車(chē)外表面相互作用所產(chǎn)生的脈動(dòng)壓力對(duì)氣動(dòng)噪聲的貢獻(xiàn)量最大；

（2）沿橋梁縱向：? 對(duì)于在高架橋上高速行駛的列車(chē)，遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲強(qiáng)度在車(chē)尾變截面處最大，車(chē)頭變截面處的噪聲強(qiáng)度次之；? 當(dāng)離橋梁的橫向距離較遠(yuǎn)時(shí)，遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲強(qiáng)度在正對(duì)列車(chē)車(chē)身曲率變化較小處相差不大；

（3）沿橋梁橫向：? 當(dāng)離地面高度為14.5 m（即距離軌道頂面高度為1.2 m）時(shí)，隨著與橋梁橫向距離的增大，遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲強(qiáng)度以越來(lái)越小的幅度降低；? 在離地面其他垂向高度處，雖然噪聲強(qiáng)度在距離列車(chē)橫向距離較遠(yuǎn)處有小幅度提升，但是其整體趨勢(shì)還是下降的；

（4）沿橋梁垂向：當(dāng)離列車(chē)橫向距離一定時(shí)，遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲在距離地面高度為 14.5 m（即距離軌道頂面高度為1.2 m）處的強(qiáng)度最大。