高速列車頭車安裝裙板后流場與氣動噪聲特性仿真分析

 　　摘要： 運用渦聲理論和聲類比方法，計算分析了轉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�；�于延遲分離渦模型獲得的近場流場被用于預測遠場聲輻射。結果表明，流體通過頭車時形成了不同尺度和方向的復雜渦結構，上游幾何體周圍產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、轉向架、轉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，渦結構發展集中，幾何體表面壓力脈動變化顯著，誘發形成偶極子氣動噪聲源。轉向架艙外側安裝裙板后，在沿轉向架中心的水平面內，后轉向架部位輻射的氣動噪聲較前轉向架強;頭車沿線路側向輻射的氣動噪聲強度分布較均勻，頭車端部產生的氣動噪聲略高于頭車尾部。裙板減弱了轉向架區域流動沖擊與湍流脈動，降低了頭車氣動噪聲的產生與輻射。

　　關鍵詞： 氣動噪聲預測; 鐵路噪聲; 流體特性; 高速列車頭車; 轉向架艙裙板

　　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

　　《交通世界(運輸車輛)》受眾為交通局、公路局、高管局、城鄉客運、物流運輸、商用汽車、發動機及配套件等行業各級領導、企業經理人和專家學者。

　　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，氣動噪聲將占據主導地位[1?3]。近年來，很多研究采用數值仿真方法計算分析了高速列車整車及其關鍵區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生。劉加利等[5]根據簡化高速列車頭車模型，基于穩態流場計算結果，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;另外基于瞬態流場計算結果，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]對高速列車轉向架部位氣動噪聲進行了數值模擬，表明轉向架部位氣動噪聲為寬頻噪聲，優化設計轉向架外側裙板，可以有效降低氣動噪聲的產生。張亞東等[7]建立了細化拖車轉向架的列車模型，分析了輪對、構架與減振器等轉向架艙內各主要部件的氣動力性能以及轉向架的速度場與氣動噪聲源特性，認為構架和輪對的噪聲貢獻量較多，轉向架遠場氣動噪聲為寬頻噪聲，在各平面內具有噪聲指向性與衰減特性。杜健等[8]數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氣動噪聲產生的主要部件。張軍等[9]建立了安裝有受電弓與轉向架結構的三車編組高速列車模型，根據穩態流場結果計算了車體表面聲功率級，又根據瞬態流場預測了車體側向輻射噪聲，結果表明受電弓滑板、車頭部位轉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，認為列車運行所產生的氣動噪聲源為偶極子聲源，其中車頭轉向架區域產生的氣動噪聲較大。朱劍月等[11]通過建立高速列車轉向架區域簡化模型，計算分析了轉向架艙對轉向架區域流動與氣動噪聲產生的影響，發現與單獨轉向架相比，轉向架艙結構改變了轉向架流動特性與聲輻射指向性，削弱了轉向架所產生氣動噪聲的強度，但轉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，以往研究多數采用商用流體動力學(CFD)軟件進行流場數值計算，CFD商用軟件作為一個封閉系統，無法定制和修改源代碼，多數軟件包(如ANSYS Fluent)在計算邊界層流動時，當網格精度無法滿足求解黏性底層時，將轉換為采用壁面函數法進行數值模擬[12]。由于高速列車結構復雜，多數數值仿真采用非結構化網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，分析時域與頻域內氣動噪聲特性及其變化規律，對于綜合考慮來流與幾何體結構間相互作用而誘發氣動噪聲產生的機理還需要深入研究。由于不能識別湍渦的形成與發展等渦動力學特征，聲比擬理論無法理解渦運動與流體流動發聲之間的關系，同時四極子聲源在低馬赫數流動下的計算常被忽略。高速列車整車數值模擬需要較大計算資源，采用非結構化網格進行數值模擬時，需確保流場計算準確，以獲得影響氣動噪聲產生的流體微小脈動。相比之下，一些簡化模型的氣動噪聲數值模擬可以采用結構化網格計算流場，以提高計算精度，并可以對流動現象和氣動噪聲特性進行分析。另外，由于頭車各關鍵部位 (如車頭轉向架區域) 流動復雜，基于CFD商用軟件采用定�；虮诿婧瘮捣ㄇ蠼饬鲌�，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，本文在轉向架區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上[13]，考慮在轉向架艙外安裝裙板結構，建立高速列車頭車模型，采用全結構化網格劃分計算域，運用具有開源代碼的分析軟件進行流場數值模擬，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，基于渦聲理論并結合聲比擬方法分析高速列車頭車氣動噪聲產生機理，闡明其聲輻射指向性與各主要部件噪聲貢獻量，為高速列車關鍵區域低噪聲設計和優化提供理論基礎。

　　1 氣動噪聲數值模擬方法

　　高速列車周圍為低馬赫數流動，若列車運行速度為300 km/h，對應馬赫數為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。另外在低馬赫數時，幾何體表面壓力脈動產生的偶極子噪聲是流動誘發噪聲的主要聲源，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;根據基于Spalart?Allmaras(S?A)湍流模型的延遲分離渦模型(DDES)進行數值模擬。

　　根據聲學類比方法，近場流體計算結果將為遠場聲學預測提供聲源數據。假設流場參數為廣義函數，Ffowcs Williams 和Hawkings由廣義導數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，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(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聲機理，運用渦聲理論分析頭車近壁流場內四極子聲源特性[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流動下的近似，兩方程本質上一致。當流動中存在固體邊界時，幾何體壁面上由于流場內渦運動產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生聯系了起來，可以基于渦動力學進行流體流動發聲的產生機理研究。

　　2 網格無關性分析與數值計算試驗驗證

　　由于需要較大計算資源，網格無關性分析對于復雜結構較難實現。本簡化模型中輪軸是典型的圓柱狀結構，壁面易產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格無關性分析與數值計算試驗驗證，并為高速列車頭車模型的網格劃分提供參考。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%。根據風洞試驗參數建立數值仿真模型，計算域左右兩側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，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格數進行不同精度網格的劃分[21]。圖1為圓柱繞流遠場氣動噪聲頻域內聲壓級比較。由圖1(a)可見，采用基準網格的數值預測結果與風洞試驗結果取得很好一致。分析圖1(b)可以發現，兩種不同精度網格的數值計算結果也吻合很好，圓柱繞流渦脫落對應的主頻值相近，與基準網格(網格數為115 萬)相比，采用精密網格 (網格數為460 萬)預測的主頻幅值較高，這是由于網格精度提高、時間步長減少之后，靠近圓柱壁面尾跡內生成了更多脫落渦，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，考慮節約計算資源與提高計算效率，該圓柱算例基準網格的網格拓撲技術被用于本文高速列車頭車模型的網格劃分，相同的網格生成技術曾被應用于高速列車輪對與轉向架結構的氣動噪聲預測，其數值計算值與風洞測試值吻合良好[21?22]。

　　3 計算模型設置

　　轉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、前后兩轉向架區域、車身與車尾等結構，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，忽略鋼軌和軌枕結構，故車輪底部與地面保留一定間距。

　　由于頭車沿展向(z方向)為對稱結構，數值模擬時采用展向半車模型，以減少計算量。根據上述圓柱繞流算例網格無關性分析，計算區域采用結構化網格劃分，車頭表面及其周圍網格劃分如圖3所示。

　　邊界層內第1層網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層網格質心到壁面的無量綱距離，，其中y是網格質心至壁面的距離;為運動黏性系數;為摩擦速度：，為壁面切應力。由于壁面流速為零，在近壁面區域內，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，以確保邊界層內所采用的湍流模型在黏性底層內考慮低雷諾數效應。該網格劃分技術在整個計算區域內共生成6152萬個結構化網格。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無滑移壁面，車輪表面定義為運動無滑移壁面并根據來流速度施加相應的轉動角速度條件;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。數值仿真時，時間步長先采用s，再增至s，使得Courant?Friedrichs?Lewy數在大部分計算區域內小于1而在整個計算區域內的最大值不超過2。為便于分析頭車由于周圍流動發展與變化而誘發的氣動噪聲，不考慮地面、頭車車體與轉向架艙外裙板等幾何體對于聲波的反射。

　　4 數值計算結果分析

　　高速列車頭車模型數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，流場達到統計意義上穩定;接著再運行個時間步進行聲源數據采集，以確保時間序列計算結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鍵區域氣動噪聲貢獻量等物理量進行分析。

　　4.1 瞬態流場

　　高速列車頭車流場內渦運動及其發展將影響氣動噪聲產生，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構，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。

　　可以發現頭車鼻錐與側墻連接部位、前后兩轉向架區域以及頭車尾部流動變化較大，形成了不同尺度的湍渦結構，渦運動發展集中。由于頭車簡化模型的流線型設計程度較低，鼻錐與側墻連接部位產生了流動分離，誘發了較多湍渦沿車頭與側墻交界處向車頂方向發展。前后兩轉向架區域的流動變化也較為顯著，裙板緩和了位于轉向架區域車體側向表面上的流動，但來流在頭車底部、轉向架艙端部分離后，與轉向架各部件發生較強的流體相互作用，之后又撞擊轉向架艙后壁面，形成大量湍渦結構向下游傳播。頭車尾部流動變化主要受尾跡形成與發展的影響，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()后可以發現，前轉向架部位產生的不同尺度的湍渦，沿著車體底部向下游流動，與后轉向架結構進行相互作用后，融合在頭車尾流中形成湍流度較高、分布較廣的尾跡區。由此可見，頭車周圍流動表現為前端鼻錐處剪切層渦流、前后轉向架區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構與幾何體邊界干涉誘發的壁面壓力脈動，將導致氣動噪聲產生與向外輻射。

　　4.2 氣動力性能

　　如前所述，低馬赫數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、后轉向架的升力與阻力系數功率譜密度(PSD)，氣動力系數通過(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，頭車車體各氣動力系數最高，這與頭車鼻錐部位來自于來流的直接沖擊作用、前后兩轉向架艙壁受到湍渦撞擊作用以及頭車尾跡內大尺度尾渦激擾作用等因素密切相關;轉向架區域覆蓋裙板后，在300 Hz以上頻率范圍內，頭車前轉向架氣動力系數略高于后轉向架，而在300 Hz以下的低頻區域內，后轉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向架。頭車各主要部件的氣動力性能將影響這些區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)，為便于數據處理，省略該密度項，由此繪出高速列車頭車周圍流場內體偶極子聲源(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，顯示了前后兩轉向架區域、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繪出了車頭前轉向架區域1/4車軸長度位置縱向截面內沿流線方向體聲源分布(車頭鼻尖點位于x=0處)，可以發現在轉向架艙中部和后緣附近區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流動分離、湍渦運動及渦線變形與破裂產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，相應部分流體會產生噪聲。由此可見，渦量是低馬赫數下高速列車流動誘發氣動噪聲形成的根源。由于渦旋結構往往分布于較狹小的流動區域，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

　　當瞬態流場達到統計意義上穩定后，采用FW?H聲類比方法，以近場流場數據作為源項對遠場輻射噪聲進行預測。根據Welch方法編制的程序對計算所得的遠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)。根據展向半車模型所得的流場數據，整車模型的聲壓級由沿著展向對稱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，。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) 或轉向架中心 (針對轉向架部位為計算對象)，垂向距離軌面高度為0.018 m，每個聲接受點依據其時間序列聲壓信號計算出一定頻域內的總聲壓級。圖10繪出了轉向架區域設置裙板前后通過輪對軸心的水平面內整個頭車及其前、后轉向架的聲輻射指向性，可以發現：整個頭車產生的氣動噪聲沿水平面內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，頭車周圍產生了大量不同尺度的不規則渦誘發產生氣動噪聲所致;相比之下，轉向架艙內流動與轉向架結構的相互作用，使得前、后轉向架的聲輻射指向性沿車側方向呈橫向偶極子形狀;由圖10(a)可見，轉向架艙外無裙板，后轉向架產生的氣動噪聲遠低于前轉向架，圖10(b)則顯示轉向架艙外設置裙板后，后轉向架噪聲級幅值較前轉向架增加了1.5?4 dB，表明轉向架區域被裙板覆蓋后，后轉向架由于受到列車周圍流動與尾流的相互作用，相比于前轉向架產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，轉向架艙外安裝裙板可使整個頭車模型沿列車側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，頭車前轉向架區域作為主要氣動噪聲聲源，在其兩側設置裙板后，可以抑制轉向架艙前緣車體側壁處剪切層的形成與發展，減弱轉向架艙前緣渦流和轉向架艙內空腔渦流與轉向架結構的相互作用，有效削弱幾何體壁面壓力脈動及其誘發氣動噪聲的產生，從而降低整個頭車向外輻射的氣動噪聲。由于數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每隔0.03 m布置了接收點 (側向距離轉向架中心0.3 m，垂向距離軌面0.048 m)，將各均布接收點結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) 頭車不同部位所產生的總聲壓級。分析圖11可以發現，由于來流與頭車迎風面間流動沖擊、轉向架艙內復雜流動以及頭車尾端流動分離，使得頭車車體部位產生了較大噪聲;整個頭車通過時輻射的氣動噪聲變化較為平緩，頭車端部區域聲壓級略高于頭車尾部，這是由于轉向架區域覆蓋裙板后，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、后兩轉向架產生的氣動噪聲相當，究其原因，裙板減弱了氣流沿車體側向流經轉向架艙空腔區域產生的流動分離和流體沖擊，使得轉向架輻射噪聲主要由轉向架艙內流動與轉向架結構間相互作用誘發轉向架壁面產生壓力脈動所致。

　　5 結 論

　　本文基于渦聲理論和聲類比方法，模擬計算了轉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。結果表明：(1)頭車鼻錐部位與側墻連接處、兩轉向架區域、轉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，渦結構發展集中;頭車靠近幾何體近壁區流場內渦運動劇烈，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，整個頭車沿通過轉向架中心水平面內的氣動噪聲聲輻射指向呈多向性且沿各方向分布較均勻，前后兩轉向架的聲輻射呈沿車體側向的橫向偶極子形狀，后轉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向架強;(3)列車通過線路旁側向接收點的氣動噪聲時間歷程表明，轉向架區域安裝裙板使得頭車各關鍵區域產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，頭車轉向架艙外安裝裙板，減弱了前轉向架區域流體相互作用，平順了頭車周圍流動，避免了較強湍流脈動形成，有效降低了前轉向架區域以及整個頭車的氣動噪聲產生與輻射。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。

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《高速列車頭車安裝裙板后流場與氣動噪聲特性仿真分析》

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文章名稱：高速列車頭車安裝裙板后流場與氣動噪聲特性仿真分析

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