全尺寸高速列車頭型氣動噪聲分析方法

高陽，李啟良，王毅剛

(1.中車長春軌道客車股份有限公司 工程實驗室，吉林 長春 130062； 2.同濟大學 上海地面交通工具風洞中心，上海 201804)*

全尺寸高速列車頭型氣動噪聲分析方法

高陽1，李啟良2，王毅剛2

(1.中車長春軌道客車股份有限公司 工程實驗室，吉林 長春 130062； 2.同濟大學 上海地面交通工具風洞中心，上海 201804)*

建立高速列車頭型氣動噪聲分析方法有利于了解頭型與空氣相互作用產生的氣動噪聲特性及其對車內外的影響.為此，先后建立了兩個頭型的1∶8縮比三節編組氣動噪聲仿真模型，并開展氣動噪聲仿真計算，得到外場測點平均總聲壓級.通過與風洞試驗結果相比較，兩者量值相差小于3 dBA，且頭型1均小于頭型2，驗證數值仿真結果.為了實現全尺寸高速列車頭型氣動噪聲數值仿真，提出在三節編組的計算域中截取一部分—子域法.子域法和整車得到頭型部位的氣動特性一致性間接表明子域法的合理性.利用子域法開展了全尺寸頭型1和頭型2氣動噪聲仿真計算，得到頭型表面聲功率、表面和外場總聲壓級，可為頭型選型和優化提供依據，從而建立了基于數值仿真的全尺寸高速列車頭型氣動噪聲分析方法，解決了以往無法通過風洞試驗和數值仿真進行全尺寸高速列車頭型氣動噪聲分析.

高速列車；頭型；氣動噪聲；子域法

0 引言

高速列車產生的氣動噪聲對周圍居民的生產和生活環境造成很大的影響[1- 2]，也影響乘員乘坐的舒適性[3]，為此受到研究人員廣泛重視.高速列車氣動噪聲的研究方法主要有實車路試、聲學風洞試驗和數值計算三種.相比于路試和風洞試驗，數值計算的方法能夠為列車開發階段的氣動噪聲評估和降噪提供更多的數據支持.高速列車氣動噪聲的數值計算均是基于Lighthill聲類比方法，早期研究集中在門窗、絕緣子、受電弓桿件部件[4- 7].隨著計算能力的提升，學者們開始采用數值方法評估三車編組列車的氣動噪聲分布及聲源特性[8- 11]，并針對轉向架[12- 13]開展降噪研究.

頭車是高速列車運行中重要的氣動噪聲源，頭型的參數影響高速列車氣動噪聲等各種性能，合理的頭型氣動噪聲分析方法有助于了解頭車與空氣相互作用和產生氣動噪聲的機理.肖友剛[14- 15]分析了頭車曲面外形對列車車內及遠場氣動噪聲的影響.劉加利[16]計算了頭尾車組成的簡化模型遠場氣動噪聲特性，但都缺少與聲學風洞試驗的直接或間接對比驗證.

為此本文首先開展了1∶8縮比三節編組氣動噪聲仿真分析和風洞試驗研究，擬通過對比外場測點總聲壓級來驗證數值仿真準確性.在此基礎上提出在三節編組的計算域中截取一部分——子域法，希望通過子域法來實現全尺寸高速列車頭型氣動噪聲數值仿真，從而彌補以往無法通過風洞試驗和數值仿真進行全尺寸高速列車頭型氣動噪聲分析.

1 數值仿真方法的驗證

1.1 風洞試驗方法與數值仿真方法

為了進行頭型的選型，受風洞大小的限制.目前國內外通常只能進行1∶8或更小縮比的風洞試驗.為了驗證數值仿真方法，選取了2個頭型在綿陽二九基地的5.5 m×4.0 m的開口聲學風洞進行1∶8縮比三節編組的氣動噪聲試驗.試驗模型安裝在試驗段的支撐平臺上，并采用地板裝置支撐.頭車模型的鼻尖距地板斜坡為1.0 m，如圖1所示.模型安裝到位后，對模型的姿態角進行標定，確保試驗模型姿態角準確.

圖1 1∶8縮比三節編組試驗模型

車外的聲場環境是評估頭型噪聲的主要指標之一，也是頭型選型的主要依據，為此在試驗模型左側布置共計30個遠場麥克風.遠場麥克風距車身中心截面6.25 m，分3排布置.首排測點高度距地板0.4 m，第二排和第三排分別距地板0.8 m和1.2 m.在流動方向上，兩個麥克風相距0.8 m，如圖2所示.

圖2 測點示意圖

試驗模型和聲學測量設備安裝完成后，采用聲學校準器校準所有麥克風，并使用激光器確保模型處于0°.當試驗風速穩定在250 km/h時，設定采樣頻率和采樣時間分別為51.2 kHz和15 s，由動態數據采集系統進行數據采集.采集到時域信號通過快速傅里葉變化得到測點頻譜和總聲壓級.

建立與風洞試驗完全一致的數值仿真模型，包括試驗地板、軌道、轉向架、受電弓、車廂風擋等所有細節部件.為了更好模擬列車流場和聲場，創建如圖3所示的計算域.計算域的長、寬和高分別為18.5 m、5.5 m和2.5 m.計算域進口距離地板前緣2.5 m，設定與風洞試驗相同的速度和湍流度，即250 km/h和0.2%.計算域出口距離地板后緣5.5 m，設定相對壓力為0 Pa的壓力出口.計算域兩側距模型中心2.75 m，頂部距試驗段地面2.5 m.它們均設定為對稱邊界.所有固定不動的壁面均設定為無滑移壁面.

圖3 計算域

依次對1∶8縮比的三節編組進行面網格劃分.頭車的鼻錐、排障器、裙板和雨刮凹槽的面網格大小為2.5 mm，其它區域的面網格大小為5.0 mm，生成約24萬個三角形面網格.拖車轉向架和動力轉向架的面網格大小分別為2 mm和3 mm，分別生成約12萬個和31萬個三角形面網格.受電弓保留受電弓頭、弓架、基座和支撐絕緣子，它們的面網格大小為0.5 mm，生成24萬個三角形面網格.保留車廂連接部位風擋的具體結構，采用3.0 mm的面網格大小，生成3.5萬個三角形面網格.直流段面網格大小為5 mm.軌道面網格為2 mm.靠近軌道和遠離軌道的地板面網格分別為10 mm和30 mm.整車面網格數量約為500萬個.2個頭型對應整車面網格數相差4萬個，差異不到1%.

使用STARCCM+的Trim+layer策略生成計算域的體網格.在距車身0.3 m創建包絡面，用于實現將列車、軌道和地板表面產生的偶極子和空間渦流產生四極子噪聲輻射到外場.包絡面里側和外側體網格大小分別為20 mm和40 mm.基于可壓縮的DES湍流模型對近壁區網格要求，生成了第一層為0.5 mm，增長率為1.15，共計7層邊界層網格.整個計算域共計生成約3 200萬個體網格，滿足網格質量要求.不同頭型對應體網格差異小于1%.

氣動噪聲計算基于STARCCM+框架中的可壓縮DES，其近壁面采用k-ω湍流模型，遠離壁面采用LES.計算首先使用SSTk-ω模型得到定常解.然后基于該定常解，使用可壓縮DES進行氣動噪聲計算.設定非定常計算的時間步長和每時間步長迭代次數分別為0.000 25s和25.考慮計算精度和計算效率，共計算物理時間0.375s，最終的0.25s用于數據分析.應該指出的是，每時間步長迭代步數都是經過分析殘差、監測受電弓表面壓力系數等參數來確定.所設定的時間步長能保證流動準周期內有足夠樣本點.所有計算均在同濟大學的512核高性能計算機集群下完成.每個工況在120核的刀片服務器下，花費7天.

1.2 總聲壓級對比

圖4給出3排測點通過風洞實驗和數值仿真得到測點總聲壓級.測點1～10為第1排，測點11～20為第2排，測點21～30為第3排.從圖中可以看出，所有測點的總聲壓級處于76～85dBA之間.不同離地高度的各排測點總聲壓級稍有差異，但變化不大.

圖4 測點總聲壓級

對于第一排測點，頭型2對應測點平均總聲壓級的仿真和試驗結果分別為80.62dBA和78.62dBA，兩者相差2.00dBA.頭型1對應測點平均總聲壓級的仿真和試驗結果分別為82.78dBA和80.25dBA，兩者相差2.52dBA.對于第二排測點，頭型2對應測點平均總聲壓級的仿真和試驗結果分別為80.69dBA和78.68dBA，兩者相差2.01dBA.頭型1對應測點平均總聲壓級的仿真和試驗結果分別為82.83dBA和80.41dBA，兩者相差2.41dBA.對于第三排測點，頭型2對應測點平均總聲壓級的仿真和試驗結果分別為80.71dBA和76.96dBA，兩者相差3.75dBA.頭型1對應測點平均總聲壓級的仿真和試驗結果分別為82.81dBA和78.85dBA，兩者相差3.96dBA.

基于三排測點，頭型2對應測點平均總聲壓級的仿真和試驗結果分別為80.67dBA和78.09dBA，兩者相差2.59dBA.頭型1對應測點平均總聲壓級的仿真和試驗結果分別為82.81dBA和79.84dBA，兩者相差2.97dBA.由此可見，無論是仿真還是試驗，均表明在三節編組情況下，頭型2優于頭型1.數值仿真方法可信.

2 實車頭型對比

2.1 仿真方法

受整車風洞建設和運行成本限制，相當長時間都無法實現實車三節編組的氣動噪聲風洞試驗.為此有必要尋找實車頭型氣動噪聲的仿真方法，來解決模型縮比細節缺失和雷諾數低的問題.

為了滿足1∶8縮比三節編組氣動噪聲要求，創建了高達3 000萬個體網格，若進行實車三節編組氣動噪聲計算，保守估計網格數也將超過3億.這對于絕大多數研究人員都是無法滿足.為了解決網格數過大、計算時間過長，本文提出用于解決實車頭型氣動噪聲計算的方法-子域法.所謂子域法是只選取整車計算的一部分，并在此基礎上創建較小的計算域，具體如圖5所示.

圖5 子域法

子域進口距頭型鼻尖約6m，出口在頭車直流段的一半；兩側各距車廂中截面8.4m，約2.2倍車廂寬度；底部為地面，頂部距地面12m.整個子域的長、寬和高分別為25.3m，16.8m和12.0m.為了便于對比，直接將子域固壁表面的面網格放大8倍.子域四周邊界面網格為80mm.使用STARCCM+的Trim+layer策略生成計算域的體網格.在距車身1.2m創建包絡面，用于實現將固壁表面產生的偶極子和空間渦流產生四極子噪聲輻射到外場.包絡面里側和外側體網格大小分別為20mm和80mm.基于可壓縮的DES湍流模型對近壁區網格要求，生成了第一層為0.5mm，增長率為1.15，共計7層邊界層網格.整個子域共計生成約3 000萬個體網格，滿足網格質量要求.不同頭型對應體網格差異小于1%.

使用子域法進行氣動噪聲計算，不能按照通常在計算域進出口指定均勻的邊界條件，而應利用實車三節編組得到特定截面的速度、湍流結果作為邊界條件.由于目前無法進行實車三節編組氣動噪聲計算，但可以進行氣動計算.因此可通過實車三節編組氣動計算得到子域兩側、頂部和前部的速度分量、湍流強度和耗散率，以及后部的靜壓、湍流強度和耗散率.子域法的其它計算設置與1∶8縮比三節編組氣動噪聲計算設置完全相同，在此不再敘述.

2.2 子域法合理性

由于缺少實車三節編組氣動噪聲結果，因此評估子域法的合理性不能直接拿兩者氣動噪聲結果進行對比.將通過兩者氣動力、表面壓力和中截面速度等氣動信息來間接說明子域法的合理性.

實車三節編組氣動計算的面網格來自于縮比模型的直接放大.邊界層層數由原來的7層減少到4層、體網格大小由原來的20增加到100，使之最終網格數為3 000萬左右.其它計算設置與縮比模型氣動噪聲計算中定常部分完全相同.通過實車三節編組氣動計算可以得到頭型1和頭型2、直流段和轉向架的氣動阻力系數分別為0.087和0.095，而子域法得到氣動阻力系數分別為0.090和0.093.對于相同頭型，兩者相差小于3%，而且均表明頭型1小于頭型2.

圖6給出兩者計算得到表面靜壓和中截面速度分布.兩者一致性表明子域法得到的氣動仿真結果能夠代表真實情況，具有一定合理性.

(a)頭型1

(b)頭型2

2.3 頭型對比

2.3.1 外場測點總聲壓級

與縮比模型相同，仍通過外場測點平均總聲壓級來進行頭型的選型.對于實車外場噪聲的評估，通常選擇距車身中截面25 m.首排測點位于距地面高度0.5 m處，測點間隔1 m，序號標定為1～12.其中，序號12正對頭型末端與直流段連接處.第二排和第三排測點分別距地面1.5 m和2.5 m，序號標定分別為13～24和25～36.

從圖7的測點總聲壓級分布可以看到，所有測點的總聲壓級處于80～88 dBA，流動方向后端比前端要大，最大差異約5 dBA.不同離地高度的測點，總聲壓級稍有差異，但變化不大.頭型1和頭型2對應測點平均總聲壓級分別為82.4 dBA和85.6 dBA.兩者排序與1∶8縮比三節編組得到的排序相反.其主要原因是1∶8縮比三節編組外場測點給出的總聲壓級是整車、軌道、地板和地面等多個聲源共同結果，而實車頭型給出的僅是單個頭型、直流段和地面的聲源，可見聲源類型和個數遠小于前者，更能反映出不同頭型差異導致氣動噪聲的不同.

圖7 測點總聲壓級對比

圖8給出外場36個測點在各自頻率的能量平均聲壓級.從圖中可以看到，頭型1輻射到外場測點的聲壓級幾乎在所有頻率都低于頭型2.在250 Hz以下和500 Hz以上差異較為明顯.

圖8 測點聲壓級頻譜對比

2.3.2 表面聲功率與總聲壓級

評估頭型好壞，除了考慮外場噪聲外，還需考慮作用在車身鈑金件的激勵，并最終導致車內噪聲的大小.表面聲功率的大小反映了作用在表面激勵的聲能量.為此分別計算了鼻尖、排障器、轉向架、曲線部位和直線部位的聲功率，并由此得到它們的總聲功率.通過計算得到頭型1表面聲功率比頭型2小1 dB，仍能表明頭型1優于頭型2.應該指出的是，分析1∶8縮比三節編組在相同部位的表面聲功率可以看到，頭型1對應的表面聲功率也小于頭型2.

圖9分別給出2個頭型表面總聲壓級分布.從圖中可以看到轉向架是總聲壓級最大的區域，表明它是主要聲源，占有最大的聲能量.排障器兩側的總聲壓級低于轉向架，是不能忽略的部件.曲線部位的總聲壓級也不小，且面積大.由于雨刮凹槽區域正對著司機室.在密封較好的情況下，該區域總聲壓級不能忽略.頭型1上部總聲壓級明顯低于鳳頭型2，但底部卻不如頭型1，特別是排障器區域.

(a)頭型1

(b)頭型2

圖9 總聲壓級對比

3 結論

為了建立全尺寸高速列車頭型氣動噪聲分析方法，開展了1∶8縮比三節編組氣動噪聲風洞試驗和數值仿真，得到2個頭型在外場測點的總聲壓級.在此基礎上，建立了子域法，并通過子域法開展了實車頭型氣動噪聲研究.通過上述研究得到結論如下：

(1)建立了與風洞試驗相一致的1∶8縮比三節編組氣動噪聲仿真模型，得到了與風洞試驗相一致的氣動噪聲結果：基于外場測點平均總聲壓級，數值仿真和風洞試驗得到外場側窗平均總聲壓級相差小于3 dBA，均發現頭型1優于頭型2;

(2)將子域法引入到全尺寸高速列車頭型氣動噪聲仿真中.子域法和整車得到氣動阻力相差小于3%，靜壓系數和無量綱速度分布一致性間接表明子域法的合理性;

(3)利用子域法能夠獲得2個頭型的外場總聲壓級、表面聲功率級和總聲壓級分布，可為頭型選型和優化提供依據，從而建立了全尺寸高速列車頭型氣動噪聲仿真分析方法.

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Analysis Method of Aerodynamic Noise of Full Scale High Speed Train Head Shape

GAO Yan1，LI Qiliang2，WANG Yigang2

(1.CRRC Changchun Railway Vehicles Limited Company Engineering Laboratory,Changchun 130062,China； 2.Tongji University-Shanghai Automotive Wind Tunnel Center,Shanghai 201804,China)

The establishment of an aerodynamic noise analysis method of high-speed trains head type is conducted.Two head shapes with three marshalling 1∶8 scaled were modeled for aerodynamic noise simulation,and the average total sound pressure level of the far field measured points was calculated.By comparison with the results of wind tunnel tests, the two values differ by less than 3 dBA,and that of the head shape 1 is less.In order to achieve aerodynamic noise numerical simulation of a full-size high-speed train head,the subdomain method is proposed,and part of the computational domain of the three marshalling is intercepted.The aerodynamic characteristics obtained from the subdomain and the whole train are consistent,which shows the rationality of the subdomain method indirectly.The subdomain method is used on the full-size head shapes 1 and 2 to perform aerodynamic noise simulation,and surface acoustic power of the head,total sound pressure level of the surface and the field were obtained,which can provide the basis for selection and optimization of the head.An aerodynamic noise analysis method is established based on numerical simulation of the full size high-speed train and solved the problem that wind tunnel tests and numerical simulation analysis could not be carried out on full-size high-speed trains.

high-speed train；head shape；aerodynamic noise；subdomain

1673- 9590(2017)03- 0030- 06

2016- 10- 12基金項目:國家重點研發計劃資助項目(2016YFB1200503)

高陽(1980-),男,高級工程師, 碩士,從事高速列車噪聲與振動控制的研究E-mail:ck_gy@126.com.

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