明线上与隧道内高速列车流场结构及气动噪声源

2021-02-04谭晓明谭晓星杨志刚

中国铁道科学 2021年1期

谭晓明，余振，谭晓星，杨志刚，高宗

（1.合肥工业大学汽车与交通工程学院，安徽合肥 230009；2.中南大学交通运输工程学院，湖南长沙 410075；3.浙江森泽新材料有限公司，浙江杭州 311222;4.上海船用柴油机研究所，上海 201108）

高速列车已经成为中长距离旅行的首选交通工具，对社会的经济发展和文化交流发挥着至关重要的作用［1-2］。然而随着运行速度进一步提高（300 km·h-1以上），高速列车气动噪声问题变得尤为突出。

高速列车以低于350 km·h-1速度运行时，沿线测点噪声以偶极子噪声为主［3-6］，而以600 km·h-1速度运行时，靠近头车的测点噪声以偶极子噪声为主，靠近尾车的测点噪声以偶极子、四极子噪声为主［7］。偶极子噪声源可采用列车表面的脉动压力描述［8-10］，其与流场结构息息相关。高速列车不同部件流场结构的诱发机制差异较大，因此气动发声特征/机理也呈现多样性。国内外学者对高速列车气动发声特征/机理开展大量研究，主要结论有：①高速列车气动噪声源呈现分布式特征，主要分布在转向架、受电弓、空调、风挡等突出部位［11-12］，其中头车1位转向架气动噪声源强度显著大于其他噪声源［13］。②高速列车气动噪声沿线分布特征总体呈现“靠近头车测点气动噪声较大，而靠近尾车测点气动噪声较小”的特征［14］。③受电弓的气动噪声源主要分布在底架、3 个绝缘子、平衡梁、上臂框及下臂杆处，这些部件的声源能量约占总能量的92%［15］；受电弓不同部位偶极子噪声的优势频率不相同，底架部位偏向低频，弓头部位偏向高频［16］。④杆件处的气流分离、涡脱落及其相互作用是受电弓气动噪声产生的主要原因［15］；腔体的流动模式与轮对、车轴等的钝体流动模式在狭小的转向架舱内相互交融，是转向架区域气动噪声的产生机理［13］；尾车的气流分离及与旋转方向相反的分离对涡结构是列车尾流区气动噪声主要产生机制［17-18］。目前高速列车气动发声特征/机制研究工作主要集中于明线上，较少涉及明线上与隧道内高速列车流场结构、气动噪声源特征的对比分析。随着隧道内高速列车气动噪声问题逐渐凸显，亟须明确明线上与隧道内高速列车流场结构、气动噪声源特征的差异性，以便治理隧道内高速列车气动噪声。并且，由于受隧道环境限制，隧道内高速列车气动噪声研究较难采用实车试验、声学风洞试验，只能借助数值仿真工具。然而高速列车在隧道内产生气动噪声声压远小于压缩波和膨胀波压力，这使得隧道内高速列车气动噪声数值模拟中声波往往被压缩波或者膨胀波埋没，从而无法精确模拟隧道内高速列车气动噪声。

本文在成熟的明线上高速列车气动噪声计算模型基础上，建立隧道内高速列车气动噪声计算模型，研究隧道内高速列车流场结构与本体气动噪声源相对明线上的差异。

1 数值计算模型

由于无限长隧道可消除压缩波和膨胀波对高速列车附近声场的污染，因此隧道内高速列车气动噪声计算模型采用无限长隧道。

基于成熟的明线上高速列车气动噪声计算模型，利用计算流体力学软件Fluent建立隧道内高速列车精细化气动噪声计算模型时，采用吹风法解决无限长隧道内高速列车的气动噪声数值模拟问题。计算模型采用可压缩大涡模型，以便进行精确模拟；边界条件采用声学无反射边界条件，以有效吸收入射波，避免入射波在边界反射形成二次波污染。

采用的高速列车几何模型为某高速列车3 车编组、带转向架、无受电弓的1∶8 缩比模型，车长为9.95 m，车高为0.51 m，车宽为0.42 m。

隧道内数值计算模型的计算域横截面为半圆形（如图1所示），其半径为0.86 m，面积为1.56 m2，阻塞比为0.136，在纵向x方向，车头至计算域入口即隧道入口距离为50 m，车尾至流域出口即隧道出口距离为100 m。在横向y方向，整个计算域关于列车纵向对称面对称。轮对最底端距地面约为0.025 m。计算域入口设为压力入口与无反射边界条件，计算域出口设为压力出口与无反射边界条件。地面与隧道壁面设为滑移固壁边界，滑移速度与来流速度（350 km·h-1）一致。模型中列车表面设为无滑移固壁边界条件，速度为0。网格划分及网格合理性分析见参考文献［13］。

图1 隧道内计算域示意图

明线上稳态流场计算采用Realizable-k-ε湍流模型与增强壁面函数方法（Enhanced Wall Treat⁃ment）相结合的流场计算方案，隧道内稳态流场计算采用sst k-omega 模型；二者瞬态流场计算均采用基于Smagorimsky Lilly 的可压缩LES 湍流模型。稳态流场计算结果为瞬态流场计算提供较好的初场，瞬态流场计算输出车体表面脉动压力，并将其用于计算车体表面噪声源声功率。

2 流场结构

准确计算高速列车车体表面脉动压力是高速列车声场计算的关键，而准确计算高速列车表面脉动压力需要精确地模拟高速列车周围脉动流场。一般来说，评判脉动流场的模拟精确程度，需要综合考虑0 阶、1 阶、2 阶物理量的全场计算精度和涡结构捕捉能力。涡量是气流速度的旋度，即速度1阶导数的线性函数。Q值为涡量张量与应变率张量二范数的平方差（见式1），可以较好地识别高速列车周围的涡结构。因此，通过速度、涡量与Q值3个物理量可揭示明线上与隧道内高速列车流场结构的差异。为便于考核，对速度幅值与涡量幅值进行统计平均。统计样本时间跨度为0.1 s。

式中：‖Ω‖为涡量张量的模；‖S‖为应变率张量的模。

2.1 速度幅值

从列车纵向对称面和距离地面0.05 m 等高面的速度幅值平均值分布整体和局部放大云图，可对比高速列车隧道内与明线上流场结构的差异，分别如图2 与图3 所示（二者色图版相同）。图中：区域1 为头车鼻尖区域；区域2 为3 位转向架区域；区域3 为5 位转向架区域；区域4 为列车尾部区域。

由图2和图3可知如下结果。

（1）靠近头车鼻尖上游区域。高速列车无论是在隧道内还是在明线上运行，在该区域均形成具有类似形状的滞止区，但是在隧道内的滞止区体积明显小于明线上。

图2 列车纵向对称面速度幅值平均值分布云图

图3 距离地面0.05 m等高面速度幅值平均值分布云图

（2）头车排障器下游车底空间。高速列车在隧道内与明线上运行，在该区域均出现1列并不相连的块状加速区，它们均由排障器尖点扰动与车底/地面挤压效应综合作用而形成，然而它们的速度幅值不相同，隧道内约为明线上的1.2倍。

（3）6 个转向架及其下游车下空间区域。高速列车在隧道内与明线上运行，在该区域均发现条带状的低速区，它们均是由转向架舱导边处脱落的剪切流被转向架分割形成；相对于在明线上，隧道内的气流速度幅值偏大，并且气流掺混效应偏强。

（4）头/尾车流线型肩部上方区域及头车鼻尖下游2 侧车体周围区域。高速列车在隧道内与明线上运行时，在该区域均表现出局部加速效应，然而隧道内的加速效应明显强于明线上。

（5）头车流线型肩部至尾车流线型肩部的车体2 侧及上方区域。高速列车在隧道内运行时，在该区域呈现较强的加速效应，气流速度约为自由来流速度的1.2 倍，而在明线上运行时呈现微弱的加速效应，只是在车体2 侧低速区外围出现1 列并不相连的相对较强的块状加速区；另外，高速列车隧道内的边界层厚度明显小于明线上。

（6）尾车鼻尖下游区域。高速列车在隧道内与明线上运行时，在该区域均形成紊度较高的回流区，回流区内不同速度等级的低速区相互嵌套，并且在回流区2 侧外围区域出现1 列并不相连的块状加速区，表现出强烈的掺混效应；相对于明线上，隧道内回流区向2 侧发展的速度相对较快些，当回流区发展到隧道壁面时，受到隧道壁面的挤压作用，致使在回流区里面出现块状加速区和更多条带状的低速区，从而气流的掺混效应变得更强，隧道内回流区长度变得更长，约为明线上的1.7倍。

2.2 涡量幅值

列车纵向对称面和距离地面0.05 m 等高面的涡量幅值平均值分布云图分别如图4 与图5 所示（二者色图版相同）。

图4 列车纵向对称面的涡量幅值平均值分布云图

图5 距离地面0.05 m等高面的涡量幅值平均值分布云图

由图4 与图5 可知：高速列车在隧道内与明线上运行时的涡量幅值分布规律比较一致，例如转向架区域、头车排障器区域与尾流区等为强涡量区域，其中转向架区域的涡量幅值要比尾流区大1个数量级，1 位转向架区域的强涡量分布区域明显大于其他转向架区域；高速列车在隧道内与明线上运行时的强涡量分布区域外形近似一致，例如转向架区域的强涡量分布区域外形均为条带状，与该区域的低速区外形近乎一致；车体两侧强涡量分布区域外形均凹凸不平，且该区域内的低速区与高速区交替分布；尾流区的强涡量区外形均以条带状占主导，并且各强涡量区域外形并不连续，相互之间以弱涡量区域连接。

然而，高速列车在隧道内与明线上运行的涡量幅值差异较大，例如在1位转向架区域，隧道内强涡量区域的空间体积明显大于明线上，尤其是转向架舱导边脱落的强涡量自由流区域；在尾车流线型肩部区域，隧道内涡量幅值比明线上大1 个数量级；在车体2 侧区域，隧道内强涡量区域外缘凹凸不平的外形尺寸大于明线上；在尾流区，相对于明线上，隧道内强涡量区向2 侧发展的速度比较快，并且当隧道内强涡量区发展到隧道壁面时，由于隧道壁的挤压作用，导致中心区内强涡量区域外形尺寸偏大。

2.3 Q值

高速列车分别在隧道内与明线上运行时的涡结构空间分布如图6 所示，图中采用图4 的色图版着色。由图6可知：高速列车在隧道内与明线上运行时均具有类似的涡结构分布规律，头车与中车的2侧上部的涡结构可以忽略不计；在靠近头车排障器的车底产生体积较大、速度较快的泡沫状涡结构，向下游移动过程中相互融合很快发展成涡头型蠕虫涡；在转向架区域产生的涡结构主要为涡头型蠕虫涡，转向架舱导边产生的涡结构随着气流经过转向架后，与转向架脱落的涡结构相互融合，在随边形成尺度更大、强度更强的涡结构，并随着气流向下游车体2 侧排放，其中部分涡头型蠕虫涡逐渐发展成涡脚型蠕虫涡；在尾车流线型2 侧区域产生不同尺度的涡结构，其中靠近地面区域的涡结构主要为涡头型蠕虫涡，而远离地面区域的涡结构为涡脚型蠕虫涡；在回流区产生的涡结构主要为涡脚型蠕虫涡，可以明显观察到1对旋转方向相反的涡脚型蠕虫涡，并随着气流向2 侧运动；相对于在明线上，高速列车在隧道内产生的涡结构强度更强，回流区涡结构运动距离更长，需要注意的是靠近地面车体2 侧出现1 列涡脚型蠕虫涡，其外形与强涡量外形比较一致。

图6 涡结构空间分布（Q=2×105/（1·s-2））

综上所述，高速列车在隧道内与明线上运行时具有类似流场结构特征，但在隧道内的流场结构尺度和强度均比在明线上大。

3 气动噪声源

3.1 强度特征

列车表面脉动压力时间梯度均方根可表征采样时间内偶极子声源强度平均值，为

式中：T为采样时间；p为脉动压力。

为定性地对比隧道内与明线上高速列车表面分布规律的差异性，得到列车表面偶极子噪声源强度平均值云图如图7所示。

图7 列车表面偶极子声源强度分布云图

由图7 可见：①高速列车在隧道内与明线上运行时均具有类似的气动噪声声源强度分布规律，如：车体顶部与2 侧（除开尾车流线型2 侧）的声源强度可以忽略不计，而靠近头车排障器的车底、转向架、转向架舱、靠近转向架舱的2 侧车体、尾车流线型车体2 侧表面的声源强度较强；转向架舱随边的声源强度明显强于导边；1 位转向架区域声源强度明显强于其他转向架区域；转向架后轮对声源强度明显强于前轮对。②相对于在明线上，高速列车在隧道内产生强度更强、范围更广的气动噪声源。值得注意的是，头车排障器与前挡玻璃下部的气动噪声在明线上可以忽略不计，然而在隧道内呈现较强特性，不可忽略。

通过等效声源声功率（计算式［17，19，20］见式（3），可定量对比隧道内与明线上高速列车各部件气动噪声源能量占明线整车气动噪声源能量的百分比，如图8所示。

式中：Wsource为等效声源声功率；y为声源空间坐标矢量；为列车表面脉动压力时间梯度；S为噪声源面积。

图8 隧道内与明线上高速列车各部件噪声源能量统计百分比

由图8 可见：相对于明线上，隧道内高速列车各部件等效声源声功率均增大，只是不同部件的等效声源声功率增长幅度不一致，例如隧道内整车、1 位转向架、头车流线型车底及中间车上部的等效声源声功率分别约为明线上的3.2倍、1.6倍、2.7倍和4.2 倍；相对于明线上，隧道内车下部位的等效声源声功率增加幅度约为1.7 倍，而车上部位增加幅度约为3.0 倍。因此，相对于明线上，虽然隧道内的活塞效应明显增加车下部位的等效声源声功率，但是它对车上部位等效声源声功率增加幅度的影响更显著。

3.2 频率特征

按照1/3 倍频程，统计明线上与隧道内整车、1 位转向架、头车流线型车底及中间车上部的各频段等效声源声功率分别占明线上整车等效声源声功率的百分比如图9所示。图中，统计的频率范围为16～10 000 Hz。

由图9 可见：隧道内与明线上的整车等效声源声功率谱型均呈现峰值与宽频特性；明线上整车等效声源声功率曲线包含400 和630 Hz 这2 个主峰值频率，而隧道内的包含400 和800 Hz 这2 个主峰值频率；明线上1位转向架等效声源声功率曲线包含630 Hz 这1 个主峰值频率，而隧道内的包含400 和630 Hz这2个峰值频率主峰值频率；明线上头车流线型车底等效声源声功率曲线包含800 Hz这1个主峰值频率，而隧道内的包含400 和800 Hz 这2 个主峰值频率；明线上与隧道内中间车上部等效声源声功率曲线均只包含400 Hz这1个主峰值频率。表明隧道内活塞效应能一定程度改变列车声源峰值特征。

相对于明线上，隧道内整车、1 位转向架、头车流线型车底及中间车上部的等效声源声功率曲线分别在160～2 000，315～2 000，200～1 600 和250～2 000 Hz 频率范围内增幅显著，尤其在这些频率范围的主峰值频率附近增幅显著，而在其他频率范围增幅不明显；表明隧道内活塞效应并不是在全频率范围增加等效声源声功率，而是在包含峰值频率较狭窄的频率范围内显著地增加等效声源声功率。

综上所述，隧道内高速列车等效声源声功率的分布规律、强度特征与频率特征只能在一定程度上参考明线上的结果。