北京新機場線列車氣動聲學特征仿真分析

齊凱文，林鵬，張業，尚克明

北京新機場線列車氣動聲學特征仿真分析

齊凱文，林鵬，張業，尚克明

(中國中車集團 中車青島四方機車車輛股份有限公司，山東 青島 266111)

采用大渦模擬和FW-H方法，對1:8縮比8車編組北京軌道交通新機場線列車氣動聲學特征進行模擬研究。列車模型按照實際列車縮比而成，包含轉向架、風擋和受電弓等復雜結構。列車運行速度分別為140，160，220和250 km/h。研究分析速度場、渦量場、壓力脈動場和輻射聲場等。研究結果表明：偶極子聲源強度主要分布在尾車、頭車流線型車底、第1個轉向架、空調機組和受電弓區域；不同測點聲壓級隨著頻率的增加，總體呈現為先上升后下降的趨勢，在400~700 Hz頻率左右時測點聲壓級達到峰值；監測點的總聲壓級在頭車流線型附近較大，在尾車及其下游，總聲壓級逐漸減小。

氣動聲學；大渦模擬；FW-H方法；輻射聲場

隨著列車運行速度的提高，其氣動效應會顯著增加，氣動噪聲問題成為列車設計相關和制約列車向更高速度發展的關鍵問題[1?2]。列車氣動噪聲正比于列車運行速度的六次方[3]；當速度越大，氣動噪聲將愈發成為列車噪聲的主導。因此，針對列車開展精細化的氣動聲學性能研究將直接影響列車進一步發展，具有顯著的工程意義。列車氣動噪聲研究主要分為理論、實驗和數值模擬3種[4]，其中數值模擬相對于前兩者能夠用相對較低成本獲取豐富的流場和聲場特征，在噪聲研究中被廣泛應用。利用非線性聲學求解方法和Ffowcs Williams- Hawking(FW-H)方法，孫振旭等[5]對CRH3型列車(=300 km/h)近場和遠場氣動聲學性能進行了研究，重點關注了車體幾何對噪聲的影響。何嬌等[6]采用大渦模擬(LES)和FW-H方法對EMU6動車組(縮比1:8和3車編組)不同速度級進行了仿真，并結合流場信息(渦結構、湍動能和壓力脈動等)分析了氣動聲學特性。DAI等[7]利用雷諾平均法(RANS)、非線性聲學求解和FW-H方法，研究了風擋區域的近場和遠場聲學特性?；贚ES和FW-H方法，TAN等[8]對受電弓的尾流區域渦三維結構和遠場噪聲進行了研究。利用LES和FW-H方法，LAN等[9]研究了轉向架區域的流場結構特征和遠場聲學特性。結合脫體渦模擬(DES)和FW-H方法，SUN等[10]研究了受電弓的非穩態流場和氣動噪聲特性，并通過聲學邊界元方法研究了噪聲輻射。高陽等[11]針對某頭型列車(縮比1:8和3車編組)氣動噪聲仿真模型，利用LES得到湍流脈動壓力，基于聲擾動方程獲得近場噪聲并基于FW-H獲得遠場噪聲。張亞東等[12]則對受電弓(DSA380型)主要氣動噪聲源和各部件對應總噪聲的貢獻量進行了探討。針對列車氣動噪聲的數值模擬研究主要集中于局部結構[13?15]，而對整車的氣動聲學性能研究則相對較少。本文采用LES和FW-H聲類比法對北京新機場線列車進行整車高精度仿真研究，分析了速度場、渦量場、脈動壓力等流場特征，以此為基礎進一步分析聲源能量、輻射噪聲等聲場特征，相關結果能為列車整車噪聲分析提供參考。

1 數學模型

本文穩態計算中湍流模型采用Realizable k-ε兩方程模型，而非穩態計算則以穩態計算最終結果作為初始結果，湍流模型采用大渦模擬(LES)。LES方法中，通過濾波將渦分為大尺度和小尺度渦結構。小尺度渦對大尺度渦的影響通過亞格子雷諾應力體現出來，而大尺度的渦結構則通過求解瞬時N-S方程獲得。因此，不需要直接模擬全尺度渦結構的運動。由于本文考慮的列車運行速度較小，對應≤0.3，流體可視為不可壓。濾波后的LES控制方程如下：

對于μ，常采用Smagorinsky-Lilly模型：

Ffowcs Williams和Hawkings考慮運動的物體邊界對流致發生的影響，得到FW-H方程：

式中：u和u分別為x和面=0法向方向流速分量；v和v分別為x方向和正交面的面速度分量；()為迪拉克三角函數，()為海威賽德函數。由聲類比法，FW-H方程右端三項分別為四極子聲源、偶極子聲源和單極子聲源。

根據聲類比思想，FW-H方程的右端項也可以作為氣動噪聲的聲源項，第1項為四極子聲源，其強度為Lighthill應力張量；第2項為偶極子聲源，其大小由控制面表面的壓力脈動和速度脈動特征確定；第3項為單極子聲源。本文由于列車速度相對較小，僅考慮偶極子聲源，其主要由車體表面的壓力脈動以及速度脈動特性確定。

車體表面偶極子聲源強度擬通過脈動壓力表征[8]，偶極子聲源等效聲功率由下式得到：

2 數值模擬方法

本文仿真模型為1:8縮比8車編組北京軌道交通新機場線列車，列車包括轉向架、風擋、受電弓(升弓和降弓)和空調機組。圖1給出了計算模型，包括整車(圖1(a)，1(b))，轉向架(圖1(c))，頭車流線型(圖1(d))，頭車(圖1(e))和包含升弓的中間車2(圖1(f))。列車明線運行，計算包含4個速度級，分別為=140，160，220和250 km/h。

(a) 側面視圖；(b) 底面視圖；(c) 轉向架；(d) 頭車流線型；(e) 頭車和(f)中間車2

對于明線運行，計算區域應足夠大以保證流動充分發展。列車的特征高度為4.26m，對應車頂至地面的距離。圖2為列車計算域示意圖。坐標系方向對應來流方向，同時=0為頭車最前端點，=0置于列車的對稱面上=0對應地面。-為計算域，計算域大小為620 m×60 m×30 m。方向，流動入口至車頭前端距離為80m，車身長187m，車尾尾端至流動出口距離為353m。方向以列車對稱面為中心，寬60m。方向高30m，同時列車底部最低點至面的距離為0.2m，即底部最低點位對應= 0.2。

流動入口邊界條件為速度入口，出口邊界條件為壓力出口。，和設定為對稱面，其法向速度等于0，能夠消除壁面的影響。邊界條件設定為滑移地面，以模擬列車真實運行時與地面的相對運動狀態。滑移地面在方向速度與來流相同，和方向則為0。列車表面的邊界條件為存在摩擦的無滑移，速度為0。

單位：m

(a)Y方向截面；(b)X方向截面

對于網格劃分，利用ICEM自動生成全局非結構四面體網格。列車運行時，來流遇到頭車流線型會發生劇烈的速度和壓力的變化，尾車流線型尾流中則存在大量的渦結構，流動結構相對更復雜。同時受電弓區域存在大量的桿件結構，桿件結構間存在復雜的相互干涉作用，尾流中亦會產生許多渦結構。此外轉向架部分亦流動復雜。因此在網格劃分過程中應對這些區域進行加密處理。車體表面第一層附面層網格厚度0.05mm。附面層網格增長率為1.03，共15層。圖3為計算網格：方向截面和方向截面示意圖，網格總數約為3億。

數值模擬計算采用商業軟件FLUENT，由穩態計算過程和非穩態計算過程2部分組成。穩態計算使用Realizable-湍流模型，結合增強壁面函數法，SIMPLE算法用于壓力速度耦合，二階迎風格式用于湍動能、動量和湍流耗散率，標準離散格式用于連續性方程。非穩態計算的初始流場采用穩態計算最終流場，選用LES湍流模型，壓力與速度耦合使用PISO算法，標準離散格式用于連續性方程。聲場遠場的計算采用FW-H法。對于非定常計算，其時間步長為5×10?5，單位時間步長共迭代30步，總共10000個時間步長。

3 仿真算法驗證

為驗證本數值計算的準確性和可靠性，利用圖4中受電弓模型，基于本文的LES和FW-H方法得到的結果與受電弓輻射噪聲風洞測試結果[13]進行對比。表1為受電弓不同測點氣動噪聲聲壓級仿真和試驗結果對比，其中相對誤差由試驗結果和LES之差的絕對值與試驗結果之比表示。試驗中來流速度=200 km/h，測點位置與軌道中心線相距7.0m，與軌面相距3.5m，相鄰測點間距為0.8m。相對誤差最大值發生在11號測點處，為2.37%。結果表明本仿真模型具有較高的精確度，能夠準確地模擬列車的遠場聲場特征。

圖4 受電弓

表1 受電弓聲壓級模擬和試驗結果對比

4 結果分析

4.1 流場分析

圖5給出了列車以220 km/h典型速度級運行時的速度云圖，包括=0截面(圖5(a))和=0.05截面(圖5(b))。列車頭車流線型鼻尖處存在一定范圍的速度變化劇烈區域，同時流動經過尾車流線型表面逐漸減速并附著于地面。來流經過第1個轉向架速度迅速降低，而后在車底部保持較低的速度。同時，受電弓尾部亦存在較長的減速區域。

(a) Y=0截面和；(b)Z=0.05截面

圖6給出了列車以220 km/h典型速度級運行時=0截面和=0.05截面的渦量云圖。由圖可見，頭車流線型鼻尖速度變化劇烈附近以及頭車流線型底部對應著很強的渦量場。尾車流線型的尾流中存在很多強度較大的混亂的渦。受電弓區域由于各個不同桿件與流體之間的相互干涉作用，尾流中存在較長的強渦區。此外，車底由于轉向架和其它復雜幾何結構的存在，亦存在較強的渦量場。

(a)Y=0截面和；(b)Z=0.05截面

4.2 聲學特性分析

采用脈動壓力表征車體表面偶極子聲源強度，圖7為列車220km/h運行時車體表面p'分布云圖。由圖7可見，尾車頭車車頂空調機組附近偶極子聲源很強，而對于中車，尾車則在空調機組凹腔及下游附近偶極子聲源較強，空調機組上游相對較弱。受電弓表面偶極子聲源強度很大，其下方車頂表面由于絕緣子和上游空調機組的作用，亦強度很大。同時，風擋附近亦存在偶極子聲源較強區域。對于車底，頭車流線型車底和沿來流第一個轉向架區域偶極子聲源強度很大，其后由于速度的降低，強度相對小很多。

圖8給出列車220 km/h運行時各部件偶極子聲源能量占總聲源能量的百分比柱狀圖。列車車底、車頂、車體、風擋、受電弓和轉向架聲源能量百分比分別為14.4%，24.8%，57.6%，0.2%，0.4%以及2.6%，其中車頂對應空調導流罩，車體則包含列車側表面和不考慮空調導流罩以及受電弓的車頂表面。

圖7 車體表面p'rms分布云圖

為研究列車輻射聲場特征，在=25 m和=3.5 m沿線布置輻射噪聲測點，測點的位置由=?20 m至=210 m，每間隔5m，共布置47個測點。聲測點布置示意圖如圖9所示，其中=?20 m處對應1號測點，隨著的增加依次類推。由圖9可知，列車位于5號測點(=0)和43號測點(=190m)之間。

圖8 列車各部件聲源能量占比

圖9 聲測點布置示意圖

圖10給出了列車220km/h運行時1號(=?20m)，10號(=25m)，20號(=75m)，30號(=125 m)，40號(=175 m)和47號(=210 m)聲測點得到的輻射噪聲1/3倍頻程的A計權聲壓頻譜圖。由圖10可見，列車聲壓級隨著頻率的增加，總體呈現為先上升后下降的趨勢，在400~800Hz頻率左右時測點聲壓級達到峰值；從1號測點到47號測點，峰值頻率逐漸往小頻率方向偏移，到47號測點時，峰值頻率約在400Hz附近；在尾車及其下游，隨著的增加，不同測點處的聲壓級逐漸降低。

圖11是列車以不同運行速度(140，160，220和250km/h)運行時沿方向不同測點得到的A計權總聲壓級。由圖11可見，頭車流線型附近接收點的聲壓級較大；尾車以后，越遠離車體，聲壓級越小。當速度為140km/h時，總聲壓級在=?20m處由73dB逐漸增加，到=15m處達到最大值77dB，隨著的增加直至=150m有略微下降，而在>150m時則隨著的增加迅速下降。對于4個速度級140，160，220和250km/h，沿軸方向平均總聲壓級分別為73.30，76.6，86.92和91.06dB，呈上升趨勢。

圖11 不同測點A計權總聲壓級

5 結論

1)偶極子聲源強度主要分布在尾車、頭車流線型車底、第一個轉向架、空調機組和受電弓區域，但聲源能量主要還是由車身、車頂和車底表面貢獻，由于其尺寸相對更大。

2)不同測點聲壓級隨著頻率的增加，總體呈現為先上升后下降的趨勢，在400~700Hz頻率左右時測點聲壓級達到峰值。隨著的增加，聲測點得到頻譜的峰值頻率逐漸降低；同時聲壓級在尾車及其下游處亦逐漸降低。

3)隨著的增加，監測點的聲壓級在頭車流線型附近較大。同時，在尾車及其下游，越大，總聲壓級越小。對于4個速度級140，160，220和250km/h，沿軸方向平均總聲壓級分別為73.30，76.68，86.92和91.06dB，呈上升趨勢。

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Simulation analysis of aeroacoustic characteristics of trains on Beijing New Airport Line

QI Kaiwen, LIN Peng, ZHANG Ye, SHANG Keming

(CRRC Qingdao Sifang Co., Ltd, Qingdao 266111, China)

The large eddy simulation and FW-H methods are used to simulate the aero-acoustic characteristics of trains (New airport line of Beijing rail transit) with a scale of 8 cars at 1:8. The train model is scaled down according to the actual train, including bogie, wind shield and pantograph and other complex structures. The running speeds of the train are 140, 160, 220 and 250 km/h respectively. The velocity field, vorticity field, pressure fluctuation field and radiated sound field are analysed. The results indicate: the dipole sound source mainly locates at areas near the rear car, the streamlined bottom of the front car, the first bogie, the air-conditioning unit and the pantograph area. With the increase of frequency, the sound pressure level of different measuring points generally shows a trend of rising firstly and then decreasing, reaching the peak when the frequency is about 400~700 Hz. The total sound pressure level at the monitoring point is larger near the streamline of the front car, and decreases gradually at the tail vehicle and its downstream.

aero-acoustic; large eddy simulation (LES); FW-H method; radiated sound field

U266.2

A

1672 ? 7029(2020)04 ? 0988 ? 08

10.19713/j.cnki.43?1423/u.T20190509

2019?06?06

國家“十三五”重點研發計劃資助項目(2017YFB1201103-05)

張業(1988?)，男，山東萊蕪人，高級工程師，從事高速列車技術研究；E?mail：lixuezhangye@126.com

(編輯 蔣學東)