朱劍月 徐凡斐 朱穎謀 張俊

摘要： 運用渦聲理論和聲類比方法，計算分析了轉(zhuǎn)向架艙外安裝裙板后高速列車頭車簡化模型的空氣動力與氣動噪聲特性?；谘舆t分離渦模型獲得的近場流場被用于預測遠場聲輻射。結(jié)果表明，流體通過頭車時形成了不同尺度和方向的復雜渦結(jié)構(gòu)，上游幾何體周圍產(chǎn)生的湍渦向下游傳播并與下游幾何體相互作用，從而在頭車尾部形成高湍流度尾跡。頭車幾何體近壁流場內(nèi)形成的四極子噪聲中，體偶極子聲源高于體四極子聲源，成為四極子主要聲源。頭車鼻錐、轉(zhuǎn)向架、轉(zhuǎn)向架艙后壁面以及尾部等部位的渦脫落、流動分離和流體相互作用劇烈，渦結(jié)構(gòu)發(fā)展集中，幾何體表面壓力脈動變化顯著，誘發(fā)形成偶極子氣動噪聲源。轉(zhuǎn)向架艙外側(cè)安裝裙板后，在沿轉(zhuǎn)向架中心的水平面內(nèi)，后轉(zhuǎn)向架部位輻射的氣動噪聲較前轉(zhuǎn)向架強;頭車沿線路側(cè)向輻射的氣動噪聲強度分布較均勻，頭車端部產(chǎn)生的氣動噪聲略高于頭車尾部。裙板減弱了轉(zhuǎn)向架區(qū)域流動沖擊與湍流脈動，降低了頭車氣動噪聲的產(chǎn)生與輻射。

關(guān)鍵詞： 氣動噪聲預測; 鐵路噪聲; 流體特性; 高速列車頭車; 轉(zhuǎn)向架艙裙板

中圖分類號： TB535; U270.1+6 文獻標志碼： A 文章編號： 1004-4523（2021）05-1036-09

DOI：10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2021.05.018

引 言

當高速列車運行速度超過300 km/h，與滾動噪聲和牽引噪聲相比，氣動噪聲將占據(jù)主導地位[1?3]。近年來，很多研究采用數(shù)值仿真方法計算分析了高速列車整車及其關(guān)鍵區(qū)域氣動噪聲的輻射特性與影響因素。肖友剛等[4]以高速列車頭部曲面為研究對象，利用映射法生成六面體貼體網(wǎng)格，分析了高速列車流線型頭部的氣動噪聲特點，認為車頭產(chǎn)生的氣動噪聲為寬頻噪聲，無明顯主頻率，車頭采用平滑的流線型外形，能有效減少氣動噪聲產(chǎn)生。劉加利等[5]根據(jù)簡化高速列車頭車模型，基于穩(wěn)態(tài)流場計算結(jié)果，利用寬頻帶噪聲源模型計算分析了高速列車頭車表面氣動噪聲源特性;另外基于瞬態(tài)流場計算結(jié)果，分析了頭車表面脈動壓力與遠場氣動噪聲的時域與頻域特性。黃莎等[6]對高速列車轉(zhuǎn)向架部位氣動噪聲進行了數(shù)值模擬，表明轉(zhuǎn)向架部位氣動噪聲為寬頻噪聲，優(yōu)化設計轉(zhuǎn)向架外側(cè)裙板，可以有效降低氣動噪聲的產(chǎn)生。張亞東等[7]建立了細化拖車轉(zhuǎn)向架的列車模型，分析了輪對、構(gòu)架與減振器等轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)各主要部件的氣動力性能以及轉(zhuǎn)向架的速度場與氣動噪聲源特性，認為構(gòu)架和輪對的噪聲貢獻量較多，轉(zhuǎn)向架遠場氣動噪聲為寬頻噪聲，在各平面內(nèi)具有噪聲指向性與衰減特性。杜健等[8]數(shù)值計算了高速列車受電弓氣動噪聲，認為受電弓聲輻射具有指向性，受電弓頂部橫梁是誘發(fā)氣動噪聲產(chǎn)生的主要部件。張軍等[9]建立了安裝有受電弓與轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)的三車編組高速列車模型，根據(jù)穩(wěn)態(tài)流場結(jié)果計算了車體表面聲功率級，又根據(jù)瞬態(tài)流場預測了車體側(cè)向輻射噪聲，結(jié)果表明受電弓滑板、車頭部位轉(zhuǎn)向架與車頭鼻尖處為主要的氣動噪聲源。Zhu等[10]計算模擬了高速列車三車編組模型周圍流場特性與氣動噪聲輻射性能，認為列車運行所產(chǎn)生的氣動噪聲源為偶極子聲源，其中車頭轉(zhuǎn)向架區(qū)域產(chǎn)生的氣動噪聲較大。朱劍月等[11]通過建立高速列車轉(zhuǎn)向架區(qū)域簡化模型，計算分析了轉(zhuǎn)向架艙對轉(zhuǎn)向架區(qū)域流動與氣動噪聲產(chǎn)生的影響，發(fā)現(xiàn)與單獨轉(zhuǎn)向架相比，轉(zhuǎn)向架艙結(jié)構(gòu)改變了轉(zhuǎn)向架流動特性與聲輻射指向性，削弱了轉(zhuǎn)向架所產(chǎn)生氣動噪聲的強度，但轉(zhuǎn)向架艙后壁由于流動沖擊作用會形成較強氣動噪聲源。

綜上所述，以往研究多數(shù)采用商用流體動力學（CFD）軟件進行流場數(shù)值計算，CFD商用軟件作為一個封閉系統(tǒng)，無法定制和修改源代碼，多數(shù)軟件包（如ANSYS Fluent）在計算邊界層流動時，當網(wǎng)格精度無法滿足求解黏性底層時，將轉(zhuǎn)換為采用壁面函數(shù)法進行數(shù)值模擬[12]。由于高速列車結(jié)構(gòu)復雜，多數(shù)數(shù)值仿真采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進行近場流場計算，然后基于聲比擬方法進行遠場氣動噪聲預測，分析時域與頻域內(nèi)氣動噪聲特性及其變化規(guī)律，對于綜合考慮來流與幾何體結(jié)構(gòu)間相互作用而誘發(fā)氣動噪聲產(chǎn)生的機理還需要深入研究。由于不能識別湍渦的形成與發(fā)展等渦動力學特征，聲比擬理論無法理解渦運動與流體流動發(fā)聲之間的關(guān)系，同時四極子聲源在低馬赫數(shù)流動下的計算常被忽略。高速列車整車數(shù)值模擬需要較大計算資源，采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進行數(shù)值模擬時，需確保流場計算準確，以獲得影響氣動噪聲產(chǎn)生的流體微小脈動。相比之下，一些簡化模型的氣動噪聲數(shù)值模擬可以采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格計算流場，以提高計算精度，并可以對流動現(xiàn)象和氣動噪聲特性進行分析。另外，由于頭車各關(guān)鍵部位 （如車頭轉(zhuǎn)向架區(qū)域） 流動復雜，基于CFD商用軟件采用定?；虮诿婧瘮?shù)法求解流場，很難獲得流場準確特性，從而影響氣動噪聲預測的精確度。因此，本文在轉(zhuǎn)向架區(qū)域未設裙板的高速列車頭車流場和氣動噪聲特性分析基礎(chǔ)上[13]，考慮在轉(zhuǎn)向架艙外安裝裙板結(jié)構(gòu)，建立高速列車頭車模型，采用全結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分計算域，運用具有開源代碼的分析軟件進行流場數(shù)值模擬，采用延遲分離渦模型（DDES）進行幾何體壁面邊界層求解與邊界層外流動計算，以準確模擬頭車周圍高湍流度的復雜非定常流動，基于渦聲理論并結(jié)合聲比擬方法分析高速列車頭車氣動噪聲產(chǎn)生機理，闡明其聲輻射指向性與各主要部件噪聲貢獻量，為高速列車關(guān)鍵區(qū)域低噪聲設計和優(yōu)化提供理論基礎(chǔ)。

1 氣動噪聲數(shù)值模擬方法

高速列車周圍為低馬赫數(shù)流動，若列車運行速度為300 km/h，對應馬赫數(shù)為0.25，故在計算流場的流體動力學性能時，將忽略流體的可壓縮性。另外在低馬赫數(shù)時，幾何體表面壓力脈動產(chǎn)生的偶極子噪聲是流動誘發(fā)噪聲的主要聲源，可以通過不可壓縮流體方程進行計算[14]。采用開源軟件OpenFOAM求解流體動力學控制方程，空間和時間離散均采用二階精度格式;根據(jù)基于Spalart?Allmaras（S?A）湍流模型的延遲分離渦模型（DDES）進行數(shù)值模擬。

根據(jù)聲學類比方法，近場流體計算結(jié)果將為遠場聲學預測提供聲源數(shù)據(jù)。假設流場參數(shù)為廣義函數(shù)，F(xiàn)fowcs Williams 和Hawkings由廣義導數(shù)守恒律得到廣義波傳播方程[15]

式中 為周圍無擾動時聲波在空氣中的傳播速度;為遠場聲壓;為空氣密度，為靜止流場的空氣密度;和為垂直于固體表面的流體和固體表面速度分量;為方向上的流體速度分量（）;為Dirac delta函數(shù)，采用方程描述積分面;或表示笛卡爾坐標系的三個方向;為可壓縮應力張量;為單位法向量分量;為Lighthill應力張量，為四極子噪聲源;是Heaviside函數(shù)（當時， =1;當時， =0）。

采用聲類比方法計算噪聲時，若不考慮四極子聲源產(chǎn)生的聲輻射，基于延遲時間法，方程（1）的解可表示為

式中 表示位于遠場x的聲接受點在基于觀測者時間t的聲壓脈動;和分別為厚度噪聲源與載荷噪聲源產(chǎn)生的遠場聲壓，由以下公式進行求解[16?17]：

為了闡明高速列車頭車周圍流場中湍渦運動發(fā)聲機理，運用渦聲理論分析頭車近壁流場內(nèi)四極子聲源特性[18?19]。對于等熵低速流動，渦聲方程可以表示為

式中 表示聲壓，與分別為渦矢量與速度矢量，為Lamb矢量;方程右端第1項為體偶極子聲源，來自于流場中渦系的拉伸與破裂;方程右端第2項為體軸向四極子聲源，表現(xiàn)為流體動能分布不均勻形成的聲源。渦聲方程是Lighthill聲類比方程在低馬赫數(shù)流動下的近似，兩方程本質(zhì)上一致。當流動中存在固體邊界時，幾何體壁面上由于流場內(nèi)渦運動產(chǎn)生了作用在壁面附近流體上的脈動力，該作用力隨時間的變化誘發(fā)了固體邊界上偶極子源氣動噪聲的形成與輻射，故Ffowcs Williams?Hawkings （FW?H）方程中偶極子聲源也可以通過渦聲方程中Lamb矢量求解獲得[19]。因此，渦聲方程將流場中渦量的運動變化與氣動噪聲的產(chǎn)生聯(lián)系了起來，可以基于渦動力學進行流體流動發(fā)聲的產(chǎn)生機理研究。

2 網(wǎng)格無關(guān)性分析與數(shù)值計算試驗驗證

由于需要較大計算資源，網(wǎng)格無關(guān)性分析對于復雜結(jié)構(gòu)較難實現(xiàn)。本簡化模型中輪軸是典型的圓柱狀結(jié)構(gòu)，壁面易產(chǎn)生流動分離與形成渦脫落等復雜流動，故圓柱繞流算例用于網(wǎng)格無關(guān)性分析與數(shù)值計算試驗驗證，并為高速列車頭車模型的網(wǎng)格劃分提供參考。風洞試驗設置如下[20]：圓柱直徑為20 mm，長度為500 mm （25倍直徑），對于預測圓柱橫向中軸面內(nèi)氣動噪聲輻射問題可視為無限長;來流速度為64 m/s，湍流度低于0.5%。根據(jù)風洞試驗參數(shù)建立數(shù)值仿真模型，計算域左右兩側(cè)設置為周期邊界條件，模擬無限長圓柱體，遠場聲接收點位于圓柱橫向中軸面內(nèi)，距離圓柱軸向中心線1.4 m處。通過改變圓柱周向與軸向網(wǎng)格數(shù)進行不同精度網(wǎng)格的劃分[21]。圖1為圓柱繞流遠場氣動噪聲頻域內(nèi)聲壓級比較。由圖1（a）可見，采用基準網(wǎng)格的數(shù)值預測結(jié)果與風洞試驗結(jié)果取得很好一致。分析圖1（b）可以發(fā)現(xiàn)，兩種不同精度網(wǎng)格的數(shù)值計算結(jié)果也吻合很好，圓柱繞流渦脫落對應的主頻值相近，與基準網(wǎng)格（網(wǎng)格數(shù)為115 萬）相比，采用精密網(wǎng)格 （網(wǎng)格數(shù)為460 萬）預測的主頻幅值較高，這是由于網(wǎng)格精度提高、時間步長減少之后，靠近圓柱壁面尾跡內(nèi)生成了更多脫落渦，各湍渦之間相互作用也相應加強，導致圓柱壁面壓力脈動幅值增加。因此，考慮節(jié)約計算資源與提高計算效率，該圓柱算例基準網(wǎng)格的網(wǎng)格拓撲技術(shù)被用于本文高速列車頭車模型的網(wǎng)格劃分，相同的網(wǎng)格生成技術(shù)曾被應用于高速列車輪對與轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)的氣動噪聲預測，其數(shù)值計算值與風洞測試值吻合良好[21?22]。

3 計算模型設置

轉(zhuǎn)向架艙外安裝有裙板的高速列車頭車模型（1∶25縮比）包括車頭、前后兩轉(zhuǎn)向架區(qū)域、車身與車尾等結(jié)構(gòu)，如圖2所示。其總體幾何尺寸為1020 mm×105 mm×145 mm （長×寬×高），由于既有提速線路部分列車采用鈍形車頭，頭車模型未完全流線型化，以考慮其對氣動噪聲影響;地面簡化為平面，忽略鋼軌和軌枕結(jié)構(gòu)，故車輪底部與地面保留一定間距。

由于頭車沿展向（z方向）為對稱結(jié)構(gòu)，數(shù)值模擬時采用展向半車模型，以減少計算量。根據(jù)上述圓柱繞流算例網(wǎng)格無關(guān)性分析，計算區(qū)域采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，車頭表面及其周圍網(wǎng)格劃分如圖3所示。

邊界層內(nèi)第1層網(wǎng)格至幾何體固體表面距離為m，沿著壁面法向量方向以1.1的增長率向外拓展，使得 （第1層網(wǎng)格質(zhì)心到壁面的無量綱距離，，其中y是網(wǎng)格質(zhì)心至壁面的距離;為運動黏性系數(shù);為摩擦速度：，為壁面切應力。由于壁面流速為零，在近壁面區(qū)域內(nèi)，流體的速度梯度較大，黏性力占主導作用）的最大值不超過1，以確保邊界層內(nèi)所采用的湍流模型在黏性底層內(nèi)考慮低雷諾數(shù)效應。該網(wǎng)格劃分技術(shù)在整個計算區(qū)域內(nèi)共生成6152萬個結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。計算域的邊界條件設置如下：來流為低湍流度均勻流 （=30 m/s）;頂面與兩側(cè)面均設為對稱面 （相當于剪切為零的滑移壁面）;頭車（除車輪外）所有固體表面均定義為靜態(tài)無滑移壁面，車輪表面定義為運動無滑移壁面并根據(jù)來流速度施加相應的轉(zhuǎn)動角速度條件;地面定義為以來流速度進行移動的無滑移壁面;出口設為壓力出口。數(shù)值仿真時，時間步長先采用s，再增至s，使得Courant?Friedrichs?Lewy數(shù)在大部分計算區(qū)域內(nèi)小于1而在整個計算區(qū)域內(nèi)的最大值不超過2。為便于分析頭車由于周圍流動發(fā)展與變化而誘發(fā)的氣動噪聲，不考慮地面、頭車車體與轉(zhuǎn)向架艙外裙板等幾何體對于聲波的反射。

4 數(shù)值計算結(jié)果分析

高速列車頭車模型數(shù)值模擬在大型并行機Iridis4 （University of Southampton）上運行，計算時采用480個處理器，運行個時間步后，流場達到統(tǒng)計意義上穩(wěn)定;接著再運行個時間步進行聲源數(shù)據(jù)采集，以確保時間序列計算結(jié)果的頻譜分析獲得合理的頻率分辨率。為了理解頭車周圍流場和氣動噪聲特性，以下對頭車壁面附近流場計算結(jié)果的準則等值面、渦量場、頭車各主要部件氣動力性能、遠場輻射噪聲指向性與各關(guān)鍵區(qū)域氣動噪聲貢獻量等物理量進行分析。

4.1 瞬態(tài)流場

高速列車頭車流場內(nèi)渦運動及其發(fā)展將影響氣動噪聲產(chǎn)生，為分析頭車周圍流動特性，圖4繪出了流場中壁面附近的湍渦結(jié)構(gòu)，采用準則顯示5的等值面，其中為速度梯度張量第二不變量，U0為來流速度，為車輪直徑;顏色表示速度幅值的大小。

可以發(fā)現(xiàn)頭車鼻錐與側(cè)墻連接部位、前后兩轉(zhuǎn)向架區(qū)域以及頭車尾部流動變化較大，形成了不同尺度的湍渦結(jié)構(gòu)，渦運動發(fā)展集中。由于頭車簡化模型的流線型設計程度較低，鼻錐與側(cè)墻連接部位產(chǎn)生了流動分離，誘發(fā)了較多湍渦沿車頭與側(cè)墻交界處向車頂方向發(fā)展。前后兩轉(zhuǎn)向架區(qū)域的流動變化也較為顯著，裙板緩和了位于轉(zhuǎn)向架區(qū)域車體側(cè)向表面上的流動，但來流在頭車底部、轉(zhuǎn)向架艙端部分離后，與轉(zhuǎn)向架各部件發(fā)生較強的流體相互作用，之后又撞擊轉(zhuǎn)向架艙后壁面，形成大量湍渦結(jié)構(gòu)向下游傳播。頭車尾部流動變化主要受尾跡形成與發(fā)展的影響，通過分析圖5所示的頭車壁面附近沿著車輪中心縱向切面的渦量場輪廓圖（）后可以發(fā)現(xiàn)，前轉(zhuǎn)向架部位產(chǎn)生的不同尺度的湍渦，沿著車體底部向下游流動，與后轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)進行相互作用后，融合在頭車尾流中形成湍流度較高、分布較廣的尾跡區(qū)。由此可見，頭車周圍流動表現(xiàn)為前端鼻錐處剪切層渦流、前后轉(zhuǎn)向架區(qū)域三維近地空腔復雜流動與后端尾跡渦脫落等特征，頭車周圍非定常流動中不同湍渦結(jié)構(gòu)與幾何體邊界干涉誘發(fā)的壁面壓力脈動，將導致氣動噪聲產(chǎn)生與向外輻射。

4.2 氣動力性能

如前所述，低馬赫數(shù)下運動物體固體壁面上形成的偶極子聲源，其分布在聲學上對應于固體邊界施加給流體的脈動力，故對頭車各主要部件的氣動力性能進行分析。圖6比較了頭車車體與前、后轉(zhuǎn)向架的升力與阻力系數(shù)功率譜密度（PSD），氣動力系數(shù)通過（其中A為車體正投影面積）進行無量綱化。分析圖6可知，在5 kHz頻域內(nèi)，頭車車體各氣動力系數(shù)最高，這與頭車鼻錐部位來自于來流的直接沖擊作用、前后兩轉(zhuǎn)向架艙壁受到湍渦撞擊作用以及頭車尾跡內(nèi)大尺度尾渦激擾作用等因素密切相關(guān);轉(zhuǎn)向架區(qū)域覆蓋裙板后，在300 Hz以上頻率范圍內(nèi)，頭車前轉(zhuǎn)向架氣動力系數(shù)略高于后轉(zhuǎn)向架，而在300 Hz以下的低頻區(qū)域內(nèi)，后轉(zhuǎn)向架受到了頭車車尾流動分離與尾渦振蕩的激擾作用，使得脈動力幅值明顯高于前轉(zhuǎn)向架。頭車各主要部件的氣動力性能將影響這些區(qū)域以及整個頭車氣動噪聲的形成與輻射。

4.3 近場四極子聲源特性

考慮渦聲方程（5）右端兩聲源項中密度為常量 （=1.225 kg/m3），為便于數(shù)據(jù)處理，省略該密度項，由此繪出高速列車頭車周圍流場內(nèi)體偶極子聲源（其強度定義為：）]和體四極子聲源（其強度定義為：），各聲源強度在云圖顯示時采用了相同數(shù)量級以便于比較兩不同聲源分布范圍。圖7與8分別為頭車周圍沿車輪縱向中截面的體偶極子和體四極子聲源分布，顯示了前后兩轉(zhuǎn)向架區(qū)域、車體底部與地面之間以及頭車尾端等部位形成了較強的體偶極子與體四極子聲源。

為進行聲源強度對比，圖9繪出了車頭前轉(zhuǎn)向架區(qū)域1/4車軸長度位置縱向截面內(nèi)沿流線方向體聲源分布（車頭鼻尖點位于x=0處），可以發(fā)現(xiàn)在轉(zhuǎn)向架艙中部和后緣附近區(qū)域分布了具有較高強度的體偶極子和體四極子聲源，與體四極子聲源相比，體偶極子聲源強度較高，這是由于高速列車幾何體近壁區(qū)流動分離、湍渦運動及渦線變形與破裂產(chǎn)生了較強的流體相互作用，所形成的體偶極子聲源中由流動能量轉(zhuǎn)化為聲能的效率較高，成為近場四極子噪聲的主要聲源。故渦聲方程中的Lamb矢量（）構(gòu)成了偶極子噪聲主要聲源，當其隨時間變化時，相應部分流體會產(chǎn)生噪聲。由此可見，渦量是低馬赫數(shù)下高速列車流動誘發(fā)氣動噪聲形成的根源。由于渦旋結(jié)構(gòu)往往分布于較狹小的流動區(qū)域，因此可將列車氣動噪聲偶極子聲源視為緊致聲源。

4.4 遠場氣動噪聲特性

當瞬態(tài)流場達到統(tǒng)計意義上穩(wěn)定后，采用FW?H聲類比方法，以近場流場數(shù)據(jù)作為源項對遠場輻射噪聲進行預測。根據(jù)Welch方法編制的程序?qū)τ嬎闼玫倪h場噪聲時間序列進行功率譜密度分析[22]，然后再進行總聲壓級的計算（，式中，其中為實際聲壓，=20為參考聲壓）。根據(jù)展向半車模型所得的流場數(shù)據(jù)，整車模型的聲壓級由沿著展向?qū)ΨQ面對稱布置的兩個接收點聲壓級（和）計算得出：假定兩半車聲源互不相關(guān)，。聲輻射指向性計算時，遠場聲接受點均布在半徑為1 m的圓周上，圓心為車體中心 （針對整車為計算對象） 或轉(zhuǎn)向架中心 （針對轉(zhuǎn)向架部位為計算對象），垂向距離軌面高度為0.018 m，每個聲接受點依據(jù)其時間序列聲壓信號計算出一定頻域內(nèi)的總聲壓級。圖10繪出了轉(zhuǎn)向架區(qū)域設置裙板前后通過輪對軸心的水平面內(nèi)整個頭車及其前、后轉(zhuǎn)向架的聲輻射指向性，可以發(fā)現(xiàn)：整個頭車產(chǎn)生的氣動噪聲沿水平面內(nèi)各方向指向性較為均勻，呈圓形輻射狀，這主要是由于來流作用下，頭車周圍產(chǎn)生了大量不同尺度的不規(guī)則渦誘發(fā)產(chǎn)生氣動噪聲所致;相比之下，轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)流動與轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)的相互作用，使得前、后轉(zhuǎn)向架的聲輻射指向性沿車側(cè)方向呈橫向偶極子形狀;由圖10（a）可見，轉(zhuǎn)向架艙外無裙板，后轉(zhuǎn)向架產(chǎn)生的氣動噪聲遠低于前轉(zhuǎn)向架，圖10（b）則顯示轉(zhuǎn)向架艙外設置裙板后，后轉(zhuǎn)向架噪聲級幅值較前轉(zhuǎn)向架增加了1.5?4 dB，表明轉(zhuǎn)向架區(qū)域被裙板覆蓋后，后轉(zhuǎn)向架由于受到列車周圍流動與尾流的相互作用，相比于前轉(zhuǎn)向架產(chǎn)生了較強的氣動噪聲，尤其是沿列車縱向中心線方向;另外，與無裙板頭車工況相比，轉(zhuǎn)向架艙外安裝裙板可使整個頭車模型沿列車側(cè)向各方向遠場輻射噪聲降低1?3 dB，氣動噪聲得到了有效控制。因此，頭車前轉(zhuǎn)向架區(qū)域作為主要氣動噪聲聲源，在其兩側(cè)設置裙板后，可以抑制轉(zhuǎn)向架艙前緣車體側(cè)壁處剪切層的形成與發(fā)展，減弱轉(zhuǎn)向架艙前緣渦流和轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)空腔渦流與轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)的相互作用，有效削弱幾何體壁面壓力脈動及其誘發(fā)氣動噪聲的產(chǎn)生，從而降低整個頭車向外輻射的氣動噪聲。由于數(shù)值計算時頭車靜止不動，為了模擬頭車通過軌道線路旁某固定位置時產(chǎn)生的氣動噪聲，在頭車前1 m處為起點，至頭車后1 m處為終點間的距離內(nèi)每隔0.03 m布置了接收點 （側(cè)向距離轉(zhuǎn)向架中心0.3 m，垂向距離軌面0.048 m），將各均布接收點結(jié)果按照時間間隔依次排列在一起，則可以獲得頭車通過某固定接收點時產(chǎn)生的噪聲時間歷程 （不考慮多普勒效應），圖11繪出了頭車及其各主要部件通過固定接收點時（位于靜止頭車前1 m處） 頭車不同部位所產(chǎn)生的總聲壓級。分析圖11可以發(fā)現(xiàn)，由于來流與頭車迎風面間流動沖擊、轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)復雜流動以及頭車尾端流動分離，使得頭車車體部位產(chǎn)生了較大噪聲;整個頭車通過時輻射的氣動噪聲變化較為平緩，頭車端部區(qū)域聲壓級略高于頭車尾部，這是由于轉(zhuǎn)向架區(qū)域覆蓋裙板后，增加了車體表面平順性，使得頭車各部位形成的氣動噪聲輻射均勻;另外，頭車前、后兩轉(zhuǎn)向架產(chǎn)生的氣動噪聲相當，究其原因，裙板減弱了氣流沿車體側(cè)向流經(jīng)轉(zhuǎn)向架艙空腔區(qū)域產(chǎn)生的流動分離和流體沖擊，使得轉(zhuǎn)向架輻射噪聲主要由轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)流動與轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)間相互作用誘發(fā)轉(zhuǎn)向架壁面產(chǎn)生壓力脈動所致。

5 結(jié) 論

本文基于渦聲理論和聲類比方法，模擬計算了轉(zhuǎn)向架艙外安裝裙板后高速列車頭車模型流場與氣動噪聲特性。結(jié)果表明：（1）頭車鼻錐部位與側(cè)墻連接處、兩轉(zhuǎn)向架區(qū)域、轉(zhuǎn)向架艙后壁面以及頭車尾端流動分離與流體相互作用較強，渦結(jié)構(gòu)發(fā)展集中;頭車靠近幾何體近壁區(qū)流場內(nèi)渦運動劇烈，所形成的體偶極子聲源為近場四極子噪聲的主要聲源，強度高于體四極子聲源;（2）對于遠場輻射噪聲，整個頭車沿通過轉(zhuǎn)向架中心水平面內(nèi)的氣動噪聲聲輻射指向呈多向性且沿各方向分布較均勻，前后兩轉(zhuǎn)向架的聲輻射呈沿車體側(cè)向的橫向偶極子形狀，后轉(zhuǎn)向架由于受到頭車周圍流動與尾流的相互作用，輻射的氣動噪聲較前轉(zhuǎn)向架強;（3）列車通過線路旁側(cè)向接收點的氣動噪聲時間歷程表明，轉(zhuǎn)向架區(qū)域安裝裙板使得頭車各關(guān)鍵區(qū)域產(chǎn)生的氣動噪聲強度分布較均勻，頭車端部形成的氣動噪聲略高于頭車尾部;（4）與未安裝裙板工況相比，頭車轉(zhuǎn)向架艙外安裝裙板，減弱了前轉(zhuǎn)向架區(qū)域流體相互作用，平順了頭車周圍流動，避免了較強湍流脈動形成，有效降低了前轉(zhuǎn)向架區(qū)域以及整個頭車的氣動噪聲產(chǎn)生與輻射。本文基于頭車簡化模型的研究，可為實際運行高速列車頭車與尾車裙板設置及其氣動噪聲控制提供理論依據(jù)。

參考文獻：

[1] 田紅旗.中國高速軌道交通空氣動力學研究進展及發(fā)展思考[J]. 中國工程科學，2015，4：30-41.

Tian Hongqi. Development of research on aerodynamics of high-speed rails in China[J]. Engineering Sciences， 2015， 4： 30-41.

[2] 楊國偉，魏宇杰，趙桂林，等. 高速列車的關(guān)鍵力學問題[J].力學進展，2015，45：217-459.

Yang Guowei， Wei Yujie， Zhao Guilin， et al. Research progress on the mechanics of high speed rails[J]. Advances in Mechanics， 2015， 45： 217-459.

[3] Thompson D J， Latorre I E， Liu X W， et al. Recent developments in the prediction and control of aerodynamic noise from high-speed trains[J]. International Journal of Rail Transportation， 2015， 3（3）： 119-150.

[4] 肖友剛，康志成. 高速列車車頭曲面氣動噪聲的數(shù)值預測 [J]. 中南大學學報，2008，39（6）：1267-1272.

Xiao Yougang， Kang Zhicheng. Numerical prediction of aerodynamic noise radiated from high speed train head surface[J]. Journal of Central South University， 2008， 39（6）： 1267-1272.

[5] 劉加利，張繼業(yè)，張衛(wèi)華. 高速列車車頭的氣動噪聲數(shù)值分析[J]. 鐵道學報，2011，33（9）：19-26.

Liu Jiali， Zhang Jiye， Zhang Weihua. Numerical analysis on aerodynamic noise of the high-speed train head [J]. Journal of the China Railway Society， 2011， 33（9）： 19-26.

[6] 黃 莎，楊明智，李志偉，等. 高速列車轉(zhuǎn)向架部位氣動噪聲數(shù)值模擬及降噪研究[J]. 中南大學學報，2011，42（12）：3899-3904.

Huang Sha， Yang Mingzhi， Li Zhiwei， et al. Aerodynamic noise numerical simulation and noise reduction of high speed train bogie section[J]. Journal of Central South University， 2011， 42（12）： 3899-3904.

[7] 張亞東，張繼業(yè)，李 田，等. 拖車轉(zhuǎn)向架氣動噪聲數(shù)值研究 [J]. 機械工程學報，2016， 52（16）：106-116.

Zhang Yadong， Zhang Jiye， Li Tian， et al. Numerical research on aerodynamic noise of trailer bogie[J]. Journal of Mechanical Engineering， 2016， 52（16）： 106-116.

[8] 杜 健，梁建英，田愛琴. 高速列車受電弓氣動噪聲特性分析[J]. 西南交通大學學報，2015，50（5）：935-941.

Du Jian， Liang Jianying， Tian Aiqin. Analysis of aeroacoustics characteristics for pantograph of high-speed trains[J]. Journal of Southwest Jiaotong University， 2015， 50（5）： 935-941.

[9] 張 軍，孫幫成，郭 濤，等. 高速列車整車氣動噪聲及分布規(guī)律研究 [J]. 鐵道學報，2015，37（2）：10-17.

Zhang Jun， Sun Bangcheng， Guo Tao， et al. Research on aerodynamic noise radiated from whole body surface of high-speed train and its distribution[J]. Journal of the China Railway Society， 2015， 37（2）： 10-17.

[10] Zhu C L， Hemida H， Flynn D， et al. Numerical simulation of the slipstream and aeroacoustic field around a high-speed train[J]. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers Part F： Journal of Rail and Rapid Transit， 2017， 231（6）： 740-756.

[11] 朱劍月，任利惠，雷震宇. 高速列車轉(zhuǎn)向架艙對轉(zhuǎn)向架區(qū)域流場與氣動噪聲影響[J]. 同濟大學學報 （自然科學版），2018，46（11）：1556-1608.

Zhu Jianyue， Ren Lihui， Lei Zhenyu. Effect of bogie cavity on flow and flow-induced noise behaviour around high-speed train bogie region[J]. Journal of Tongji University （Natural Science）， 2018， 46（11）： 1556-1608.

[12] FLUENTANSYS 19.1 Theory Guide[M]. ANSYS，Inc.， 2018.

[13] 朱劍月，胡志偉. 高速列車頭車空氣動力和氣動噪聲特性分析[C]. 2016年度全國氣動聲學學術(shù)會議，北京，2016.

Zhu Jianyue， Hu Zhiwei. The flow and flow-induced noise behaviour of a simplified high-speed train leading car[C]. National Academic Conference on Aeroacoustics， Beijing， 2016.

[14] Wang M， Freund J B， Lele S K. Computational prediction of flow-generated sound[J]. Annual Review of Fluid Mechanics， 2006， 38： 483-512.

[15] Ffowcs Williams J， Hawkings D. Sound generation by turbulence and surfaces in arbitrary motion[J]. Philosophical Transactions of the Royal Society of London A： Mathematical， Physical and Engineering Sciences， 1969， 342： 264-321.

[16] Farassat F. Derivation of formulations 1 and 1A of Farassat[R]. NASA/TM-214853， 2007.

[17] Brentner K S， Farassat F. Modelling aerodynamically generated sound of helicopter rotors[J]. Progress in Aerospace Sciences， 2003， 39： 83-120.

[18] Powell A. Theory of vortex sound[J]. Journal of the Acoustical Society of America， 1964， 36（1）： 177-195.

[19] Howe M S. Theory of Vortex Sound[M]. Cambridge： Cambridge University Press， 2003.

[20] King W F， Pfizenmaier E. An experimental study of sound generated by flows around cylinders of different cross-section[J]. Journal of Sound and Vibration， 2009， 328： 318-337.

[21] Zhu J Y， Hu Z W， Thompson D J. Flow behaviour and aeroacoustic characteristics of a simplified high-speed train bogie[J]. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers Part F： Journal of Rail and Rapid Transit， 2016， 230（7）： 1642-1658.

[22] Zhu J Y. Aerodynamic noise of high-speed train bogies[D]. Southampton： University of Southampton， 2015.

Numerical investigation on flow and flow-induced noise behaviour of simplified high-speed train leading car with bogie fairing

作者簡介： 朱劍月（1973-），男，博士，副教授，博士生導師。電話：（021）69584712;E-mail：zhujianyue@#edu.cn