时速400 km高速列车转向架区域气动噪声控制

2022-03-11王广明贾尚帅张文敏李启良

声学技术 2022年1期

王广明，陈羽，贾尚帅，张文敏，李启良

(1. 中车唐山机车车辆有限公司，河北唐山 063035；2. 同济大学上海地面交通工具风洞中心，上海 201804)

0 引言

高速铁路是在能源和环境约束下解决我国交通运输能力供给不足的重要设施。我国高速列车技术发展不仅在国内展现其应用优势，并且引领国际高速列车发展趋势。随着运行速度的提高，气动噪声随速度的 6～8次方增加，对车外环境产生强噪声污染并影响车内乘坐舒适性，是高速列车重要的性能指标，对气动噪声控制技术进行研究非常必要[1-2]。

高速列车转向架区域，尤其是头车转向架区域是高速列车最主要噪声源。He等[3]、Sheng等[4]通过实车路试，对我国长编组高速列车在高架上分别以 390 km·h-1和 300 km·h-1运行时的远场噪声进行分析，暴露噪声级和声源识别指出头车转向架为主要噪声源，速度次方率表明气动噪声源在中低频占主导。Lauterbach等[5]在德国布伦瑞克声学风洞与科隆低温风洞对缩比为 1:25的高速列车模型展开了气动噪声雷诺数效应研究，发现转向架区域的气动噪声的主要频谱分布在5 000 Hz以下范围。Iglesias等[6]在日本铁路技术研究所(RTRI)声学风洞试验中通过声源成像技术发现了转向架舱后缘区域对转向架区域辐射噪声的贡献较大。高阳等[7]对 1:8缩比高速列车模型声学风洞实验发现，转向架区域远场噪声在中心频带315、400 Hz处能量较高。

目前，高速列车气动噪声数值预测主要通过大涡模拟或分离涡模拟获得非定常流场和声源输入，采用声比拟方法计算得到远场噪声[8]。张亚东等[9]等利用宽频带声源模型、声比拟方法分别计算列车远场噪声指出，高速列车气动噪声是宽频噪声，高速列车以350 km·h-1运行时，整车主要能量集中在630～4 000 Hz范围内。朱剑月等[10]基于可穿透声源积分面的FW-H方程研究了简化转向架区域气动噪声，对于转向架区域，腔体流动与轮对、车轴等钝体在转向架舱内相互作用，是该区域气动噪声的主要产生机理，裙板可以降低转向架区域远场噪声水平[11]。

湍流脉动压力和近场声压是车内噪声计算所需要的外部输入。声比拟方法通过求解格林(Green)函数，只能得到测点距离远大于声源特征尺寸的远场噪声信息。Ewert等[12]基于N-S方程建立了声扰动方程(APE)，来模拟时间和空间域中由流动诱导的引起噪声，在简单几何体的气动噪声问题进行了应用。高阳等[13]、贾尚帅等[14]基于大涡模拟和声扰动方程，对1:8缩比列车模型近场噪声进行了预测，得到了与声学风洞实验较为一致的结果。

目前高速列车转向架区域气动噪声控制主要考虑裙板控制，且文献主要关注远场噪声和车身表面湍流压力脉动，没有考虑降噪控制方法对近场噪声的影响。为此，本文以某时速 400 km高速列车为对象，建立了基于转向架舱前缘、侧缘、后缘 3种策略的6种控制方案。通过大涡模拟得到非定常流场和气动噪声源项，采用FW-H方程和APE的远场和近场噪声计算方法，得到不同控制方法对远场噪声、近场噪声的控制效果和影响规律。为高速列车的车内、外气动降噪设计提供支持。

1 研究方法

1.1 气动噪声控制方案

高速列车底部，特别是转向架舱区域是高速列车最主要的气动噪声源。转向架舱区域为复杂近地空腔流动所导致的气动噪声，由于气流与空腔及其内部复杂结构相互作用，产生高强度的噪音。根据空腔的长高比(L/D)，空腔绕流可分为开式空腔(1≤L/D≤1 0 )、过渡式空腔(10＜L/D＜13)、及闭式空腔(13≤L/D)[15]，高速列车的转向架区域是属于带有转向架的近地开式空腔。

研究对象为某时速400 km高速列车的1:8缩比三车编组模型，如图1所示。三车模型由头车、中间车、尾车组成，头车、尾车转向架为拖车转向架，中间车转向架为动力转向架。考虑转向架舱前、侧和后缘3种控制策略，设计了6种气动降噪控制方案，并与基础工况(Base)对比，基础模型的第 1组转向架舱前缘斜壁，原始倾角为20°。

转向架舱前缘控制4种：控制方案1(NC1)为排障器底部凹槽，方案 3(NC3)为前缘直壁，方案4(NC4)为前缘直壁与排障器增厚，方案 5(NC5)为排障器后部锯齿。转向架舱侧缘控制1种：降噪控制方案2(NC2)为裙板高度增加。转向架舱后缘控制1种：降噪控制方案6(NC6)为后缘倒圆角。具体方案及控制参数见表1和图1。

图1 转向架区域气动噪声控制方案Fig.1 Aerodynamic noise control methods in bogie region

表1 气动噪声控制方法Table 1 Aerodynamic noise control methods

1.2 风洞试验方法

为了验证数值仿真方法的可靠性，选取了上述时速400公里的高速列车，在四川绵阳中国空气动力学发展中心 5.5 m×4.0 m 气动声学风洞进行 1:8缩比三车编组的气动噪声试验，列车模型安装在路基上，路基放置在7.5 m宽的地板上，如图2所示。

通过激光定位保证列车模型无侧偏，传声器安装结束后，采用声学校准器校准所有麦克风。当喷口速度在300 km·h-1稳定一段时间之后，开始进行采样。通过动态数据采集系统进行数据采样，采样频率和采样时间分别为51.2 kHz和15 s。通过快速傅里叶变化对获得的时域信号进行处理，得到远场测点声压级频谱和总声压级。

车外的声场环境是评估高速列车噪声的主要指标之一，为此在喷口射流剪切层外侧布置了三排共计 30个远场麦克风。远场麦克风距车体中心截面7.5 m，高度分别距支撑地板0.4、0.8和1.2 m，各测点相距 0.8 m。首个测点正对头型鼻尖位置，如图2所示。

图2 试验模型与远场测点Fig.2 Train model and microphones for measurement in far field

1.3 数值仿真方法

1.3.1 计算模型

某时速 400 km的高速列车长、宽和高约为10.2 m×0.4 m×0.5 m。计算域如图3(a)所示，其长、宽和高分别约 18.7 m×5.5 m×2.5 m。计算域入口距头车鼻锥2.5 m，计算域出口距尾车鼻锥5.7 m。入口采用速度入口，来流速度 400 km·h-1，入口湍流度和湍流黏性比分别为1%和10，出口为压力出口，计算域两侧和顶部为对称边界条件，其他均为无滑移壁面边界条件。

分别对缩比三车编组的列车模型在 Star-ccm+中对1:8缩比列车模型进行面网格划分，头车鼻锥面网格为2 mm，排障器面网格为3 mm，转向架舱为4 mm，车体平直段为5 mm。拖车和动力转向架的面网格大小为 2～3 mm。可穿透声源面面长为12.6 m，宽为 1 m，高为 0.83 m，在受电弓区域向上凸起 0.2 m，如图 3(b)所示。可穿透声源面的网格大小为12 mm，可以计算由于高速列车车体表面脉动力源产生的偶极子噪声和湍流剪切应力产生的空间四极子噪声。

图3 计算域与声源积分面Fig.3 Computational domain and permeable source surface

采用Star-ccm+的Trim和边界层组合方法生成空间体网格。边界层网格第一层厚度为0.02 mm，计算得到的y+≈1，满足数值方法的要求。一共生成10层边界层网格，增长率为1.2。并对主要噪声源转向架舱区域空间体网格进行加密控制，加密区如图4(a)所示。排障器和转向架舱内加密区体网格为3 mm，头车流线段加密区体网格为6 mm，体网格总数为5 700万，质量满足要求，对称面网格如图4(b)所示。

图4 加密区与网格截面Fig.4 Refined areas and mesh

1.3.2 流场计算方法

在非定常流场计算时，采用不可压大涡模拟并结合壁面适应局部涡粘模型(WALE)。相比Smagorinsky模型，该模型不需要任何形式的近壁阻尼，能自动给出准确的壁面比例系数，是近年使用较广泛的湍流模型之一。

1.3.3 声场计算方法

求解远场噪声，采用考虑声源运动和固壁效应的FW-H方程，如式(1)所示：

式中：α0表示声速，单位m·s-1；p′表示声压，单位Pa；Tij表示 Lighthill应力张量；Pij表示应力张量；ui表示xi方向的流体速度分量，单位m·s-1；un表示声源面的法向流体速度分量，单位m·s-1；vi表示xi方向的表面速度分量，单位 m·s-1；vn表示声源面的法向表面速度分量，单位 m·s-1。式(1)等式表示声压传播，等式右边第1项为四极子源，第2项为偶极子源，第3项为单极子源。

近场声压通过求解APE获得，APE含声源项和声传播项。声源项来自非定常流动计算得到时均和脉动量。声传播基于源项并应用波动方程进行求解。由于声扰动方程在较粗网格上误差较大，因而它更适用于网格较密的近场区域。在不可压缩流动中，声扰动方程如式2所示[12]：

式中：c为声速，单位m·s-1；t为时间，单位s；pα为声压，单位Pa；为流场平均速度，单位m·s-1。声扰动方程能够考虑声音的多普勒效应、壁面反射和介质折射声学特性。式(2)中等式左侧第1项表示声压在时间域上传播，第2项表示声压在空间域上传播；式(2)中等式右侧第 1项表示声源随时间变化，第2项表示声源在空间上变化。

1.3.4 计算设置

对于APE计算，声源区的设置同文献[13]，在15 mm的声源和声传播过渡区采用汉宁窗处理以避免声波信号的阶跃。本文重点关注头车转向架区域的近场噪声，且需要较小的网格尺寸，为此设定图5所示区域为声源区域。

图5 声扰动方程求解区域Fig.5 Solution region of acoustic perturbation equation

非定常流动计算的时间离散格式为二阶格式，空间离散格式为中心差分格式，FW-H方程噪声计算考虑对流效应的影响。采用k-SST湍流模型计算定常流场，并将其解作为非定常流场的初始解以加快收敛速度。

非定常流动计算，先采用时间步长0.000 5 s，计算0.5 s的物理时间，保证气流流过三车编组列车模型6次。之后，将时间步长改为0.000 05s，计算1 000步使流场稳定。此时，开始对非定常流场的平均压力和速度采样，经过500步平均场基本收敛。将上述平均场用于APE方程计算，再经过500步APE计算保证声场稳定后，对远场噪声、车体表面湍流压力、声压采样，共采样0.125 s(2 500个样本点)。计算在同济大学1 352核高性能计算机集群下使用140核，所有算例共花费35 d。

1.4 数值方法验证

高速列车气动噪声数值验证模型与风洞试验一致，具体包括头车、中间车、尾车、车厢连接处、受电弓、转向架、轨道、基座、地面等。头、尾车为拖车转向架，中间车为动力转向架，受电弓为降弓状态。高速列车转向架的各车轮与轨道接触，轨道安装在基座上，基座固定在地面上。共计生成5 796万个体网格，其中可穿透声源面内、外的体网格总数约为5 334万个和462万个。计算域进口给定速度为 300 km·h-1，与风洞试验一致，出口相对压力为0，湍流度和黏性比分别为1%和10。

通过风洞试验测量得到各头型三车编组辐射到7.5 m处的远场总声压级处于84～89 dB(A)，采用FW-H预测远场7.5 m处测点总声压级处于85～90 dB(A)。在 30个测点中有 13个误差小于 1 dB(A)，有14个误差在1～3 dB(A)，共计27个测点误差在3 dB(A)以内，具体如表2所示。测点28的计算与试验在200～5 000 Hz的频谱如图6所示，计算与风洞试验的频谱趋势一致，声压级在低频段和较高频段量值小于声学风洞试验结果，分别为65、50 dB(A)；在中间频段(300～1000 Hz)的量值较大，约为70～75 dB(A)。远场噪声为宽频带噪声，表明基于上述计算方法的可靠性。

表2 试验与仿真得到的测点总声压级Table 2 Overall sound pressure levels at different measuring points obtained by experiment and simulation

图6 测点28的频谱Fig.6 Noise spectrum at the measuring point 28

2 气动降噪控制分析

2.1 远场噪声

表3给出距离模型中心线5.8 m、高度为0.4 m的 10个远场测点总声压和能量平均声压级。对于基础工况，正对转向架区域的3号测点总声压级达99.2 dB(A)，是10个测点中最大值。NC3、NC4、NC5的3号测点总声压级为10个测点中最大值，NC1的1号测点、NC2的10号测点、NC6的1号测点分别为各自所有测点中总声压级的最大值。可知在进行气动降噪控制时，高速列车远场不同位置的气动噪声均会发生改变，因此将 10个测点的能量平均声压级作为降噪的评价指标。

表3 气动降噪控制下远场测点总声压级Table 3 Overall sound pressure levels at the far field measuring points under aerodynamic noise reduction control

对于基础工况，10个测点平均声压级为 98.2 dB(A)。转向架舱前缘控制方法中，排障器底部凹槽NC1、排障器后缘锯齿 NC5远场噪声分别增大了1、0.7 dB(A)，转向架舱前直壁NC3、直壁和排障器增厚NC4分别减小了0.2、1.4 dB(A)。表明对于该型高速列车的前缘控制，直壁和排障器增厚是有效的远场气动降噪措施。对于转向架舱侧缘控制方法，6个转向架舱裙板高度增加NC2，测点平均声压级减小了 1.2 dB(A)。转向架舱后缘倒圆角NC6，测点平均声压级减小了0.2 dB(A)。结果表明裙板、后缘倒圆角是有效的降噪措施。

图7给出测点平均声压级的1/3倍频程谱。转向架舱前缘控制的 4种工况，NC1在 300～1 000 Hz、2 500～4 000 Hz的噪声能量小幅增加，底部凹槽产生高频气动噪声，并且使得靠近头部的测点 1总声压级为所有测点中最大值。NC3在160～400 Hz时，噪声能量明显减小；NC4在500～1 000 Hz时，噪声能量明显减小；NC5在 800～1 250 Hz时，噪声能量增大。NC3、NC4、NC5在2 000 Hz以上高频噪声能量与原始模型相当。可知前缘控制中，排障器加厚降低了频率为 500～1 000 Hz噪声能量，前缘直壁降低500 Hz以下噪声能量，排障器底部凹槽会产生 2 500 Hz以上高频噪声。对于侧缘控制NC2，裙板增高降低500 Hz以上噪声能量，后缘控制 NC6倒圆角主要降低200～400 Hz噪声能量。

图7 10个测点平均声压级1/3倍频程谱Fig.7 The 1/3 octave spectrum of the averaged SPL at 10 measuring points

2.2 近场噪声

2.2.1 湍流脉动压力及关键部件功率级

通过大涡模拟计算的达到车体表面静压的时域信号，之后进行快速傅里叶变换得到脉动压力级，参考压力为2×10-5Pa。湍流脉动压力以振动形式通过车身结构传入车内，脉动力偶极子源形式向远场传播，同时以振动形式通过车身结构传入车内。路试和风洞试验均表明头车第1组转向架区域是高速列车最主要的气动噪声源，因此后续气动降噪分析均针对该区域开展。

图8给出各控制措施的底部表面脉动湍流压力级。转向架舱后缘、侧缘的湍流脉动压力级最大可达 150dB(A)以上，排障器底部前缘的脉动压力级也达到相同的数值，不同降噪控制策略下压力级的大小分布规律一致。前缘控制NC3、NC4的轮对、制动盘下缘湍流脉动压力级减低，侧缘控制 NC2转向架舱后缘 150dB(A)以上的高脉动压力级区域面积减小。其他控制措施表面湍流脉动压力级变化不明显。

图8 头车底部表面湍流脉动压力级Fig. 8 Turbulent fluctuation pressure level at the bottom of head car

通过对转向架舱顶板各个点的湍流脉动压力级进行面积积分求和，得到转向架舱的湍流脉动功率级。基础工况、NC1～NC6的湍流脉动功率级分别为 132.8、132.8、129.4、131.0、131.2、132.5 和132.9 dB(A)。相较于基础工况，前缘控制 NC3、NC4、NC5分别减小了1.8、1.6和0.3 dB(A)，侧缘控制NC2减小了3.4 dB(A)，表明直壁、排障器加厚、裙板均可以有效减小转向架舱顶部湍流压力脉动功率级，后缘控制基本不改变舱顶部湍流脉动强度。以上结果表明湍流压力控制与远场噪声控制的方向一致。

图9给出转向架舱顶板湍流脉动功率级频谱。前缘控制NC3、NC4均减小了160～630 Hz之间湍流脉动能量，侧缘控制NC2使得整个频带的湍流脉动功率级降低。表明直壁、排障器加厚主要降低转向架舱顶部中、低频湍流脉动能量，裙板可以减小全频段湍流脉动能量。

图9 转向架舱顶表面湍流脉动功率级频谱Fig.9 Turbulent fluctuation power spectrum on the roof surface of bogie section

非定常旋涡的强度对应转向架区域表面压力脉动级的大小。图 10 给出了对称中截面和 x=-4.178 m位置截面涡量云图。基础工况时，在排障器后方的剪切层产生有序涡结构进入转向架舱，气流冲击舱内的转向架，形成不同尺度的涡流结构，同时在裙板区域也形成复杂的涡流结构。对于转向架舱前缘控制方法，NC1的凹槽结构在剪切层引入流动扰动，使得剪切层稳定，转向架舱内其他区域涡量分布与基础工况一致。NC3时，产生剪切层涡脱落的位置后移，减少了剪切层气流对转向架前部轮对、电机区域的冲击，该区域的表面压力脉动级下降。NC5时，前缘锯齿使得排障器后部剪切层有序涡脱落位置延后，并未影响其他区域的流动。

图10 头车转向架区域瞬时涡量Fig.10 Instantaneous vorticity magnitude around the first bogie section region

对于侧缘控制方法，NC2的裙板高度增加大幅减弱了侧缘区域的非定常漩涡强度，侧缘涡更贴近地面，同时使得舱内非定常漩涡强度降低。这使得车体表面及转向架横向减振器区域的表面压力脉动级下降。对于后缘控制方法，NC6的转向架舱后缘倒圆角不影响排障器后剪切层、侧缘漩涡结构。

2.2.2 近场声压及关键部件功率级

通过声扰动方程计算得到近场声波。声波在大部分频率范围与板件弯曲波的波数接近，而湍流压力的波数仅在低频区域和板件的弯曲波波数接近，对于车内噪声近场声波具有更高的传递效率[16]。近场声波来自于车身表面偶极子声源，也来自于车身四周的湍流的剪切应力四极子声源。

图 11给出头车转向架舱区域的声压级云图。转向架舱自身属于半封闭空腔，声源在该封闭区域内传播，转向架舱顶板和后缘的声压级比转向架大，量级超过 130 dB(A)。不同控制措施转向架舱内声场分布规律一致。

图11 头车底部表面声压级Fig.11 The sound pressure level at the bottom of head car

通过对转向架舱顶部各个点的声压级进行面积积分求和，得到转向架舱的声功率级。基础工况、NC1～NC6的声功率级分别为126.6、126.7、128.7、127.3、126.8、127.3和126.3 dB(A)。相较于基础工况，前缘控制NC3、NC4分别增大了0.7 dB(A)和0.2 dB(A)，由于直壁控制，使得转向架舱体积空间减小，进而导致舱内顶板的声功率级增大，锯齿控制NC5控制增大了0.7 dB(A)，侧缘裙板控制NC2增大了2.1 dB(A)。表明减小转向架舱空间体积、封闭使得转向架舱顶部声功率级增大，是列车气动降噪设计时需要注意的。后缘倒角控制NC6使得舱顶板声功率级减小0.3 dB(A)。

图12给出转向架舱顶板声功率级频谱。前缘控制NC3使得1 000～5 000 Hz间的高频声能量增大。侧缘控制NC2使得舱顶板100～800 Hz间的声功率级明显增大，裙板高度增加使得声波在转向架舱内反射加强，同时1 000 Hz以上高频能量降低，这与裙板抑制舱内裙板附近非定常旋涡流动结构有关。后缘倒角NC6降低中心频带400 Hz的声能量，该现象对应底部气流与后缘的撞击强度减弱。