高速鐵路氣動(dòng)噪聲的數(shù)值分析及分布特征研究

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(xiàn)路總長(zhǎng)中橋梁占比高達(dá)45.2%[3]，其中京滬線(xiàn)中橋梁總長(zhǎng)占線(xiàn)路總長(zhǎng)的80%。因此，本文以京滬線(xiàn)為研究背景，對(duì)沿線(xiàn)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(xiàn)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(xiàn)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(xiàn)的設(shè)計(jì)和規(guī)劃、對(duì)既有鐵路沿線(xiàn)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(xiàn)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(xiàn) 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(xiàn)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(xiàn)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(xiàn)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(xiàn)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(xiàn)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??；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(chēng)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(xiàn)路中心線(xiàn)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(xiàn)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(xiàn)路中心線(xiàn)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。