張文敏 李啟良 賈尚帥 韓鐵禮 王毅剛

(1.中車唐山機(jī)車車輛有限公司技術(shù)研究中心， 063035， 唐山； 2.同濟(jì)大學(xué)上海地面交通工具風(fēng)洞中心， 201804， 上海∥第一作者， 工程師)

我國是世界上高速鐵路發(fā)展速度最快、規(guī)模最大的國家。高速列車以超過300 km/h的速度運(yùn)行時，列車的轉(zhuǎn)向架、受電弓和車廂連接處會產(chǎn)生強(qiáng)烈的氣動噪聲，嚴(yán)重影響了車內(nèi)乘客的乘坐舒適性，因而長期受到廣泛關(guān)注。

車廂連接處是高速列車降噪隔振的薄弱部位，車外氣流產(chǎn)生的氣動噪聲較易通過車廂連接處進(jìn)入車內(nèi)。目前，針對車廂連接處噪聲的研究，大多基于壓縮比例和簡化的車廂連接處，采用試驗(yàn)與仿真方法，圍繞噪聲產(chǎn)生機(jī)理及其控制開展。文獻(xiàn)[1]通過測量以300 km/h運(yùn)行的高速列車車內(nèi)噪聲發(fā)現(xiàn)，車廂連接處的測點(diǎn)總聲壓級比車廂中央處的測點(diǎn)高14.6 dB，比車廂兩端轉(zhuǎn)向架上方車內(nèi)測點(diǎn)約高2.0 dB。文獻(xiàn)[2]給出法國TGV(高速鐵路)系統(tǒng)的列車以350 km/h運(yùn)行時，其車廂連接處外部測點(diǎn)噪聲量值和峰值頻率(76 Hz、196 Hz和276 Hz)的產(chǎn)生原因。文獻(xiàn)[3]基于車廂端部二維空腔模型，研究了車廂端部上部倒角、上下同時倒角對于氣動噪聲的影響，發(fā)現(xiàn)設(shè)置車廂端部上端倒角可明顯降低下游氣動噪聲。在平順、光滑車廂連接上端圓角的基礎(chǔ)上，再平順、光滑下端的圓角，其降噪效果并不明顯。文獻(xiàn)[4]基于1∶8壓縮比例設(shè)置了3節(jié)編組列車模型，研究了高速列車在350 km/h速度下全包風(fēng)擋與半包風(fēng)擋對車廂連接處氣動噪聲的影響。該研究發(fā)現(xiàn)，采用全包風(fēng)擋時，列車運(yùn)行方向聲壓級最大降幅為3.1 dB，橫向聲壓級最大降幅為3.0 dB，垂向聲壓級最大降幅為2.4 dB。文獻(xiàn)[5]采用非線性聲學(xué)求解方法和FW-H方程獲得車廂連接處近場和遠(yuǎn)場特性，發(fā)現(xiàn)車廂連接處呈現(xiàn)開式空腔噪聲特征，存在42 Hz共振峰值，總聲壓級與車速的5次方成正比。在此基礎(chǔ)上，提出并評估了半包風(fēng)擋和全包風(fēng)擋的控制方案。文獻(xiàn)[6]提出了一種基于貓頭鷹無聲飛行仿生學(xué)的氣動噪聲分析與設(shè)計(jì)方法，確定湍流強(qiáng)度最小的關(guān)鍵形態(tài)參數(shù)，以用于車廂連接處噪聲控制，從而達(dá)到較好的降噪效果。但是，針對車廂連接處的實(shí)車結(jié)構(gòu)提出解決車廂連接處具體噪聲問題的有效措施并不多，而基于射流的主動流動控制尚未涉及。

為此，本文以某型高速列車車廂連接處的噪聲問題作為案例進(jìn)行研究。該列車運(yùn)行到350 km/h時，靠近第5節(jié)和第6節(jié)車廂連接處的乘務(wù)員室測點(diǎn)在中心頻率為40 Hz時所對應(yīng)的聲壓級高達(dá)105 dB，遠(yuǎn)大于其他頻率的聲壓級，嚴(yán)重影響了乘務(wù)員的乘坐舒適性。本文通過試驗(yàn)和數(shù)值仿真手段找出車廂連接處噪聲的產(chǎn)生原因，在此基礎(chǔ)上評估基于波浪板的被動流動控制和射流的主動流動控制的效果，進(jìn)而解決該噪聲問題。

1 脈動壓力預(yù)測

1.1 建立模型與體網(wǎng)格

目前線路上運(yùn)行的高速列車通常為8節(jié)編組或16節(jié)編組，車長L超過200 m，車寬W約為3.5 m，車高H約為4.0 m。對如此大尺寸的高速列車進(jìn)行實(shí)車脈動壓力預(yù)測與控制，保守估計(jì)所建立的列車模型的體網(wǎng)格數(shù)將超過10億個。為解決網(wǎng)格數(shù)過大、計(jì)算時間過長的問題，本文采用子域法，對實(shí)車車廂連接處的脈動壓力進(jìn)行計(jì)算。所謂子域法，是指僅選取整車計(jì)算的一部分，并在此基礎(chǔ)上創(chuàng)建較小的計(jì)算域，如圖1所示。已有對實(shí)車頭型的研究表明[7]，子域法得到測點(diǎn)和截面的平均流場和脈動流場特性與整車基本相同。本文所研究的車廂連接處也有類似的結(jié)論，受篇幅所限，不再贅述。

a) 8車編組高速列車模型

注：D為車廂端墻間距，約為0.7 m。 b) 第5節(jié)和第6節(jié)車廂連接處圖1 基于子域法建立的車廂連接處模型Fig.1 Model of inter-coach based on subdomain method

如圖1所示，模型的子域長、寬和高分別為3D、2W和1.5H。為了盡可能真實(shí)地模擬車廂連接處的氣動特性，除部分小孔洞外，模型幾乎保留了列車內(nèi)、外風(fēng)擋的所有細(xì)節(jié)。所有表面均劃分為三角形網(wǎng)格，其中：外風(fēng)擋網(wǎng)格的基本尺寸為8 mm，最小為2 mm；內(nèi)風(fēng)擋和端墻等部件的網(wǎng)格尺寸為8 mm；車身等較大表面的網(wǎng)格尺寸為16 mm；計(jì)算域的網(wǎng)格最大尺寸為32 mm。所有表面共生成了280萬個面網(wǎng)格。

在此基礎(chǔ)上，使用STARCCM+軟件的Trimmer+layer策略生成計(jì)算域的體網(wǎng)格。對外風(fēng)擋的四周進(jìn)行網(wǎng)格加密，網(wǎng)格尺寸為8 mm。為了有效捕捉車廂連接處上、下缺口射流剪切層渦流的變化情況，對該區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化，網(wǎng)格尺寸為4 mm。網(wǎng)格的加密位置如圖2所示，其中：圖2 a)標(biāo)注為6-1等8處為外風(fēng)擋所在加密區(qū)；圖2 b)標(biāo)注為3-1等4處為上、下缺口所在加密區(qū)。

為了更好地模擬壁面邊界層流動，模型生成了第1層為0.025 mm的邊界層網(wǎng)格，首層網(wǎng)格對應(yīng)量綱為一的壁面距離約為2，滿足延遲分離渦 (iDDES) 模型[8]對近壁網(wǎng)格的要求。模型中，除地面和軌道外的所有壁面均生成6層邊界層網(wǎng)格，網(wǎng)格尺寸的增長率為1.2。整個計(jì)算域共生成約3 100萬個體網(wǎng)格。

使用子域法進(jìn)行脈動壓力計(jì)算時，不應(yīng)直接在進(jìn)口處給定均勻來流的邊界條件，而應(yīng)將實(shí)車測試得到對應(yīng)截面的速度、壓力、湍動能和耗散率等作為邊界條件。為此，在參考TB/T 3503.4—2018《鐵路應(yīng)用空氣動力學(xué) 第4部分:列車空氣動力學(xué)性能數(shù)值仿真規(guī)范》的基礎(chǔ)上，本文建立了8節(jié)編組高速列車的實(shí)車氣動仿真模型。該模型含頭型、平直段、受電弓、轉(zhuǎn)向架、軌道等結(jié)構(gòu)部件。整個模型面網(wǎng)格總計(jì)約650萬個。分別對所關(guān)注的車廂連接處進(jìn)行網(wǎng)格加密，加密區(qū)域的網(wǎng)格尺寸為32 mm。除地面和軌道外，所有壁面均生成5層邊界層網(wǎng)格，網(wǎng)格尺寸的增長率為1.2，首層網(wǎng)格對應(yīng)量綱為一的壁面距離約為100，滿足SSTk-w(剪切應(yīng)力傳輸) 模型[9]對近壁網(wǎng)格的要求。整個計(jì)算域共計(jì)生成約1.2億個體網(wǎng)格。

a) 外風(fēng)擋加密區(qū)

b) 上、下缺口加密區(qū)圖2 對車廂連接處外風(fēng)擋區(qū)域的體網(wǎng)格加密位置Fig.2 Densifying volume mesh of the outer windshield region of the inter-coach

設(shè)定子域的進(jìn)口為速度入口，并指定速度為350 km/h。地面和軌道為移動壁面，其移動速度也為350 km/h。車輪為旋轉(zhuǎn)壁面，設(shè)定角速度為214 rad/s，與之對應(yīng)的輪邊線速度也為350 km/h。經(jīng)穩(wěn)態(tài)迭代3 000步后，計(jì)算結(jié)果收斂。在此基礎(chǔ)上，輸出子域?qū)?yīng)截面的速度、壓力、湍動能和耗散率。

1.2 計(jì)算流程設(shè)置

子域的進(jìn)口、兩側(cè)和頂面均指定為速度邊界，導(dǎo)入由整車模型輸出對應(yīng)截面的速度、湍動能和耗散率。出口指定為壓力邊界，導(dǎo)入由整車模型輸出對應(yīng)截面的壓力、湍動能和耗散率。地面和軌道給定為移動邊界，移動速度為350 km/h。

采用STARCCM+軟件的分離式求解器進(jìn)行計(jì)算。參考TB/T 3503.4—2018的建議方法，并結(jié)合本研究，對計(jì)算流程設(shè)定如下：① 首先采用不可壓SSTk-ω模型迭代1 500步，然后更換成可壓SSTk-ω模型繼續(xù)迭代1 500步，以得到穩(wěn)定的流場；② 選用iDDES進(jìn)行非定常計(jì)算。由于車廂連接處的脈動壓力主要發(fā)生在幾十赫茲的低頻段，為了在有限的計(jì)算資源和較短的計(jì)算時間內(nèi)能夠采集到足夠長的壓力信號，將時間步長設(shè)為0.002 s；③ 采用隱式計(jì)算方法，以避免產(chǎn)生時間步長對應(yīng)的柯朗-弗里德里希斯-列維數(shù)大于1的情況發(fā)生，計(jì)算的時間和空間離散格式均為二階；④ 當(dāng)非定常計(jì)算物理時間達(dá)到2 s時，發(fā)現(xiàn)監(jiān)控點(diǎn)的脈動壓力達(dá)到動態(tài)平衡；⑤繼續(xù)進(jìn)行非定常計(jì)算，并開始采集車廂連接處的表面壓力和空間壓力，采集時間為2 s。采集得到的數(shù)據(jù)將用于分析車廂連接處的脈動壓力特性。

1.3 計(jì)算結(jié)果分析

如圖3所示，在上、下缺口分別以150 mm間距創(chuàng)建3個空間測點(diǎn)，分別依次命名為P1-1、P1-2和P1-3，P2-1、P2-2和P2-3。其中：P1-1和P2-1分別靠近上、下缺口前端；P1-3和P2-3分別靠近上、下缺口末端。

圖3 車廂連接處測點(diǎn)布置圖Fig.3 Layout of inter-coach test points

圖4為各測點(diǎn)的壓力功率譜密度圖。從圖4可以看出，壓力脈動主要能量集中在50 Hz以下。P1-1的壓力峰值小于P1-3的壓力峰值，這是由于車廂連接處長度與深度的比值較小，氣流從前端分離，渦流逐漸向末端發(fā)展和擴(kuò)散，呈現(xiàn)出開式空腔的流動形態(tài)。P1-3分別在頻率為24 Hz、38 Hz和45 Hz時出現(xiàn)明顯的峰值，但P2-3僅在39 Hz時出現(xiàn)明顯尖峰。缺口區(qū)域氣流分離形成的射流剪切層雖然存在多個頻率成分，但并非每個頻率都會引起強(qiáng)烈的氣動噪聲，只有那些自身能量大且與聲腔模態(tài)頻率一致或接近的頻率才會因共振而產(chǎn)生氣動噪聲問題。

提取車廂連接處端墻和內(nèi)、外風(fēng)擋形成的聲學(xué)空腔區(qū)域并建立聲學(xué)網(wǎng)格，使用ACTRAN軟件對此區(qū)域進(jìn)行聲學(xué)模態(tài)計(jì)算。聲學(xué)模態(tài)計(jì)算的最高頻率與流場計(jì)算的最高頻率相同，均為250 Hz。為了保證最高頻率對應(yīng)波長有20個節(jié)點(diǎn)，模型的面網(wǎng)格和體網(wǎng)格最大尺寸均為68 mm，總聲學(xué)網(wǎng)格數(shù)約為14萬個。經(jīng)計(jì)算，該聲學(xué)空腔的1～5階模態(tài)頻率依次為24 Hz、40 Hz、58 Hz、75 Hz和96 Hz。通過對比射流剪切層頻率和聲學(xué)模態(tài)頻率可知，40 Hz附近的射流剪切層頻率會引起車廂連接處的共振，進(jìn)而產(chǎn)生強(qiáng)烈的氣動噪聲。因此，乘務(wù)員室的噪聲問題主要是車廂連接處發(fā)生了共振，共振頻率在40 Hz附近。后續(xù)的優(yōu)化重點(diǎn)為降低40 Hz附近的脈動壓力。

a) 上缺口測點(diǎn)

b) 下缺口測點(diǎn)圖4 各測點(diǎn)的功率譜密度-頻率曲線Fig.4 Power spectral density-frequency curve of each test point

2 脈動壓力控制

2.1 控制方案

2.1.1 波浪板控制方案

將上文所述的尚未采取控制措施時的模型定義為基礎(chǔ)模型。當(dāng)前脈動壓力控制主要為外形優(yōu)化、被動流動控制和主動流動控制。在本車型車廂連接處通過外形優(yōu)化來控制脈動壓力，其控制效果不大?？紤]到車廂連接處與轉(zhuǎn)向架艙都有類似的空腔結(jié)構(gòu)，結(jié)合近年在1∶3和1∶8壓縮比例下高速列車轉(zhuǎn)向架氣動噪聲控制的風(fēng)洞試驗(yàn)所積累的經(jīng)驗(yàn)，以及本車廂連接處具體結(jié)構(gòu)，確定在上、下缺口兩端采用波浪板進(jìn)行車廂連接處的脈動壓力控制。波浪板向外傾斜5°；下缺口板的長度和寬度分別為217 mm和281 mm，波高和波距分別為50 mm和70 mm；上缺口梯形板的短邊和長邊的長度分別為127 mm和229 mm，梯形板高為105 mm，波高和波距分別為50 mm和72 mm。

2.1.2 射流控制方案

主動射流近年來被嘗試用于航空領(lǐng)域的氣動噪聲控制，但目前并未應(yīng)用于高速列車領(lǐng)域中。為了評估射流在車廂連接處脈動壓力控制的效果，本文嘗試在上、下缺口兩端布置射流器，以滿足高速列車頭尾互換的運(yùn)行工況。上、下缺口射流器的寬度分別為132 mm和302 mm，高度均為20 mm。模擬時采用105 km/h(約0.3倍車速)的射流速度，射流方向與氣流方向相同[10]。

2.2 控制效果分析

分別選取P1-3、P2-3，對比2個方案下各測點(diǎn)的壓力功率譜密度變化情況，如圖5所示。從圖5中可知，采用波浪板方案后，多數(shù)頻率下所對應(yīng)能量均有顯著降低。對以40 Hz為中心頻率、帶寬36～45 Hz各測點(diǎn)的脈動壓力總能量進(jìn)行計(jì)算，發(fā)現(xiàn)上缺口測點(diǎn)的脈動壓力總能量由152 Pa2降至105 Pa2，下缺口測點(diǎn)的脈動壓力總能量由171 Pa2降至71 Pa2；射流方案的降噪效果更好，開啟射流后，上、下缺口測點(diǎn)的脈動壓力總能量分別降至1 Pa2和15 Pa2。

a) 波浪板方案與基礎(chǔ)模型的對比

b) 射流方案與基礎(chǔ)模型的對比圖5 波浪板方案、射流方案與基礎(chǔ)模型的 功率譜密度-頻率曲線對比

雖然射流方案降噪效果好，但是在高速列車車廂連接處實(shí)施的難度很大。為此，本文僅在線路上測試時進(jìn)行增加了波浪板控制方案，測試結(jié)果如圖6所示。由圖6可知，中心頻率為40 Hz的聲壓級由105.0 dB降低到100.0 dB，降低了5.0 dB。其他頻率的聲壓級也有不同程度的降低，車內(nèi)總聲壓級由106.5 dB降低到102.5 dB，降低了4.0 dB，可見波浪板控制方案的降噪效果較好。

圖6 波浪板方案和基礎(chǔ)模型在不同頻率下的聲壓級對比

3 結(jié)語

本文建立了含內(nèi)、外風(fēng)擋和端墻的車廂連接處的子域仿真模型，建立了8節(jié)編組列車的實(shí)車氣動仿真模型，計(jì)算得到對應(yīng)截面的速度、壓力、湍動能和耗散率等參數(shù)，以作為子域的邊界條件，采用延遲分離渦模型完成車廂連接處脈動壓力的計(jì)算。經(jīng)計(jì)算可知，由上、下缺口射流剪切層頻率和車廂連接處所圍區(qū)域的聲腔的二階聲學(xué)模態(tài)頻率接近，從而產(chǎn)生共振，這是高速列車上車廂連接處附近的乘務(wù)員室噪聲過大的主要原因。

為解決此問題，本文提出了基于波浪板的被動流動控制方案，減弱了上、下缺口流動分離，降低了上、下缺口末端脈動壓力和40 Hz所覆蓋帶寬的脈動壓力總能量。實(shí)測結(jié)果表明：波浪板控制方案能使中心頻率40 Hz的聲壓級降低5 dB，使車內(nèi)的總聲壓級降低4 dB。

本文進(jìn)一步提出了基于射流的主動流動控制方案，并對該方案進(jìn)行了評估。射流方案相當(dāng)于在缺口部位增加氣幕，以起到屏障和遮擋作用，可顯著減少缺口區(qū)域的平均渦量及測點(diǎn)在40 Hz所覆蓋帶寬的脈動壓力總能量。因該方案的實(shí)施難度大，本文并未在線路進(jìn)行實(shí)際測試，但根據(jù)外部脈動壓力的降低量，可以預(yù)測該方案應(yīng)該能降低車內(nèi)噪聲，并有望在未來成為可實(shí)施的方案。