基于CAA的高速動車組氣動噪聲仿真研究

王成強，邢海英，鄭繼峰

（1.長春軌道客車股份有限公司技術中心, 吉林 長春130062; 2.華東交通大學軌道交通學院，江西 南昌330013）

氣動噪聲功率增長速度是列車運營速度的六次方，因此隨著運營速度的不斷提高，氣動噪聲在列車總噪聲水平中的貢獻會發生顯著地變化［1］。運行速度低于250 km·h-1時，機械旋轉噪聲為列車主要的噪聲源；當運行速度高于300 km·h-1時，氣動噪聲則成為主要的噪聲源。因此，考慮高速列車降噪問題必須著重考慮氣動噪聲的問題［2］。

與流體力學一樣，理論分析、實驗研究和數值仿真是研究氣動噪聲問題的3種基本手段。傳統氣動聲學的研究主要以理論分析和實驗研究為主，但隨著數值計算理論的飛速發展和高性能計算機的出現，采用數值技術來模擬氣動聲學問題變得可行。計算氣動聲學自20世紀80年代中期開始逐步興起，在90年代成為研究熱點，如今已經成為科學研究和工程應用的重要研究手段［3］。孫振旭等［2］通過仿真，研究了車體不同部位對氣動噪聲貢獻，分析了高速列車遠場氣動噪聲特性。張軍等［4］基于大渦模擬和氣動聲學理論，對高速列車氣動噪聲進行仿真，分析氣動噪聲的分布特性。鄭拯宇等［5］將邊界元與流體動力學有機結合，實現了基于表面偶極子聲源的列車氣動噪聲外輻射場的數值仿真，研究了列車氣動噪聲外輻射場特性。

目前國內的研究都集中在對動車組氣動噪聲場的整體特性方面，對受電弓等細節關注不夠。文章在研究計算氣動聲學（computational aeroacoustics，CAA）基本理論的基礎上，建立了CRH3A動車組的CAA模型，分析了受電弓周圍氣動噪聲特性，為列車外形設計與降噪提供參考。

1 CAA理論基礎

1.1 控制方程

氣動噪聲計算的控制方程有多種，其中應用最廣的是FW-H（Ffowcs Williams-Hawkings）方程［6］。為了推導FW-H 方程，引入Heaviside 函數H(f)及其導數函數δ(f)

H(f)函數乘以連續方程和動量方程中的所有流動參數，便可以推導出FW-H方程，其表達式[7]為

其中：c為聲速；ρ′為空氣密度波動量；ρ0為未受擾動的空氣密度；vi為曲面上某生源點x的法向速度；Pij為應力張量；xi、xj為觀測點x處的坐標；Tij=Pij+ρuiuj-c2ρδij；ui、uj為速度分量；δij為克羅內克符號。

1.2 求解方法

高速動車組氣動噪聲問題涉及空氣動力學和聲學兩大學科，相應的氣動噪聲問題可分為噪聲在列車流場中產生及在聲場中傳播兩階段。氣動噪聲計算時，上述兩階段可同時計算，也可分開計算。綜合國內外的研究，氣動噪聲計算方法有純理論法、半經驗法、純數值法以及CFD 同“聲類比”相結合的方法（又稱混合法）［8］。混合法克服了半經驗法和純理論法對列車外形及運行狀態的限制，使求解結果更加接近物理實際；同時，與純數值方法相比，顯著提高了遠場噪聲計算效率［7］。

采用混合方法來計算CRH3A動車組氣動噪聲，計算過程如下。

首先，用RANS（雷諾平均模擬）方法進行動車組定常流仿真。該過程采用CFD++商業軟件包，湍流模型采用二方程cubick-ε模型［9］，應用各項異性的湍流模型計算初始流場，產生噪聲計算的初始流場和初始噪聲信號輸入。

其次，以CFD++結果為輸入，應用非線性聲學（non-linear acoustics solver）NLAS 方法［10］計算近場噪聲。

最后，采用FW-H 聲學比擬法計算遠場觀測點噪聲。

2 氣動噪聲仿真分析

利用上述理論與方法，建立CRH3A動車組的CAA模型，并進行仿真計算。

2.1 仿真模型

動車組外形復雜，且編組運行，在現有技術條件下，采用完全真實模型進行氣動噪聲仿真幾乎是不可能的。實際分析過程中，對列車模型進行了適當簡化，如將波紋狀風擋簡化為平板狀，忽略空調導流罩進氣與散熱孔等。簡化后的列車采用3節車模擬，即整個模型由1節頭車、1節尾車和1節中間車組成，如圖1所示。

圖1 幾何模型Fig.1 Geometric model

計算區域尺寸，在試算的基礎上，以3輛編組列車的長度L為特征長度，來流方向為1L，出口方向為2L，高度為0.53L，寬度為0.8L，車體底部離地面的距離為實際距離0.002 35L，如圖2所示。

圖2 計算區域Fig.2 Schematic diagram of the computational domains

采用分塊劃分的原則對模型進行網格劃分，以降低對內存的需求，提高效率。網格劃分過程中，對受電弓等車體附件區域采用較小的網格，對遠離列車表面的區域采用較大的網格；尾流區網格進行細化，以充分反映該區域的復雜的渦流情況。受電弓區域及車頭局部網格劃分如圖3所示。

圖3 局部網格模型Fig.3 Local mesh

2.2 邊界條件與湍流模型

根據動車組實際運行環境，CFD仿真計算邊界條件設置如下：①列車表面為固定壁面，無滑移和穿透；②地面為移動壁面，速度為負列車速度，無滑移和穿透；③入口、出口以及遠場由特征線方法給出，速度為負列車速度。

在NLAS計算聲場時，入口、出口及遠場邊界條件應設置為吸收層邊界。

列車周圍空氣為理想氣體，為了得到比較詳細的流場統計信息，在流場求解時采用了非線性的湍流模式，即cubick-ε模型。

2.3 仿真結果與分析

文章以250 km·h-1為例，對CRH3A動車組流場和氣動噪聲特性進行分析，并分析運行速度對列車近場噪聲的影響。

2.3.1 流場

利用上述模型，采用CFD++商業軟件對動車組流場進行仿真求解。圖4為列車湍流動能分布云圖，圖5為受電弓區域流場云圖。

從圖4可以看出，在受電弓的上游區域，從第一導流罩到第五導流罩，其周圍的湍動能強度均較低；而在受電弓下游區域的3個導流罩，則均為略微高強度的湍動能所覆蓋，說明該區域可能成為重要的氣動噪聲源。

圖5表明，受電弓的滑板、下拉桿以及幾個絕緣子等位置均存在較大的湍動能，其中風擋下游的壁面拐角位置由于受到了風擋內三維旋轉渦系的影響更為突出，成為重要的氣動噪聲源。

圖4 列車湍動能云圖(單位：E/(m2·s-2))Fig.4 Turbulent intensity contour of the train

圖5 湍動能云圖（單位：E/(m2·s-2)）Fig.5 Turbulent intensity contour

2.3.2 氣動噪聲

2.3.2.1 近場噪聲

在RANS 計算結果基礎上，采用NLAS 方法將這些統計意義上的流場變量進行湍流脈動信號重構，進行高速列車氣動噪聲的非定常計算。近場測點氣動噪聲在NLAS 計算完畢后可以直接通過對脈動壓力做FFT獲得聲壓頻譜曲線。

受電弓區域是高速列車頂端一個比較重要的擾流區域，布置5個測點，如圖6所示。測點1位于受電弓下游滑板中間位置，測點2位于受電弓上游滑板中間位置，而測點3位于中部滑板的端點位置，測點4位于下臂桿上端點水平下下游平移0.5 m 所在的位置，測點5為由空氣彈簧中心點向后平移0.5 m所在的位置。測點1～4的聲壓頻譜曲線如7圖所示。對測點的最大聲壓級進行統計分析，可以得到各點的最大A計權聲壓級，如表1所示。

圖6 測點布置示意圖Fig.6 Schematic diagram of probes configuration

圖7 測點聲壓頻譜曲線Fig.7 Frequency spectrum of the probes

表1 測點最大A 計權總聲壓級Tab.1 Comparison of SPL for different probes

受電弓區域所有測點最大噪聲聲壓級出現在受電弓滑板中間位置，約123.2 dBA左右；其它測點噪聲均集中在101～122 dBA之間，屬于比較強的噪聲聲源。由于本文所用測點均在受電弓或絕緣子柱體的下游，表1中各測點值比從湍動能分布云圖中得到的預測值要低。

2.3.2.2 遠場噪聲

通過NLAS 計算可以得到近場噪聲分布特性，然而，要進行遠場噪聲特性分析，需要通過FW-H 聲音傳播方程進行求解。首先在列車車體周圍建立噪聲積分面，然后通過NLAS的非定常計算在該積分面上進行數據積累，進而通過FW-H 方程求解遠方測點噪聲。

為了考察列車遠場噪聲沿著X方向的分布，根據ISO-2005-3095的要求選擇遠場噪聲觀測點：選取距列車鐵軌中心橫向25 m，高3.5 m的線上，取X從-60 m到60 m間隔為10 m的點，共13個點。對于這13個測點，以來流方向為正，將列車正中位置測點編號為0，向下游方向每隔10 m命名一個測點，分別為1到6；向上游方向每隔10 m命名一個測點，分別為7到12，如表2所示。

通過對各點聲壓頻譜曲線進行統計分析，可以得到各點的最大A 計權聲壓級，如表2所示。對車身區域段遠場測點做積分求解，可得：Leq=86.96 dBA。

表2 遠場噪聲測點A計權總聲壓級Tab.2 Comparison of SPL for far field noise

在X方向上，各測點的聲壓級分布如表2所示。表2表明，遠場噪聲在軸向分布上，其極大值出現在列車中部偏上游位置，從頭車鼻錐開始到中間車車身，列車均處于高噪聲狀態。越向下游發展，噪聲水平逐漸降低。另外，越往上游發展，遠離頭車流線型，遠場噪聲的幅值也會逐漸降低。

2.3.3 運行速度的影響

為了分析速度對列車氣動噪聲的影響，文章對了160，200，220，250 km·h-14個等級下CRH3A氣動噪聲進行仿真，分析了各測點近場噪聲隨速度變化的規律。

表3為該點最大的A計權聲壓級。由表3可知，隨著列車運行速度的提高，測點4噪聲隨速度增加而顯著增加。

表3 測點4不同速度下的最大A計權聲壓級Tab.3 SPL comparison of probe 4 at different velocity

通過對其它測點分析，發現上述規律并不是普遍的。表4為受電弓底罩板上游區域某測點的最大的A計權聲壓級。表4表明，該測點噪聲聲壓級在不同速度下總體上相差不大，沒有明顯的線性關系。這主要是因為該測點緊挨受電弓導流罩前緣底面，不同來流速度下，氣流在該位置的速度很低，接近于零，因而同速度看不出明顯的關系。

表4 導流罩上游區域測點不同速度下的最大A計權聲壓級Tab.4 SPL comparison of probes located at the up stream of dome at different velocity

3 總結

1）在受電弓下游區域的3個導流罩均為略微高強度的湍動能所覆蓋，說明該區域可能成為重要的氣動噪聲源。

2）在受電弓的上框架、滑板等位置迎風側均出現了滯止高壓，并對來流造成一定擾動。

3）遠離列車壁面測點的氣動噪聲，受列車運行速度影響顯著，而貼近列車壁面的測點，由于處于列車下游區域，噪聲隨速度變化特性不明顯。

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