Page 130 - 《应用声学》2021年第4期

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构，当恒定来流绕过受电弓各杆件时发生扰动，垂 即动车组整车升弓状态下远场气动噪声总声能随
直于来流的杆件发生卡门涡街现象，因此受电弓处 速度的 6.6 次方增加，符合气动载荷噪声发声机理，

会诱发单频噪声且此频率与来流速度成正比。图 5 通过函数式 (2) 可以对其他风速下远场气动噪声总
曲线所示由转向架引起的两个主要噪声峰值频率 声压级进行推算。
(275 Hz和387.5 Hz)呈现“频率锁定”现象(lockin),
只在 lockin 范围内，噪声峰值频率不随来流速度变 2 气动噪声数值计算
化，这是由于转向架舱具有开式空腔的结构特点，恒
通过数值仿真手段以表面湍流脉动压力级、表
定来流引起空腔声共振现象，产生高强度的单频噪
面声压级和声功率级为评价指标分析动车组近场
声，其峰值频率与转向架舱的几何尺寸有关，来流速
气动噪声特性及其产生原因。
度增加只会影响其总声压级大小并不会影响其频
率特性。 2.1 数值模型
建立与风洞试验相一致的数值仿真模型，各部
70
位采用三角形面网格，尺寸如下：车头鼻尖2 mm、排
ᣁՔ౶ 障器2 mm、转向架舱2 ∼ 4 mm、转向架2 ∼ 3 mm、
60 ࢏ϙ 受电弓 1 mm、车厢连接部位 4 mm，车体其他部位
ܦԍጟ/dB(A) 50 160 km/h 为 5 mm。转向架车轮与轨道接触，轨道安装在基

座上，基座固定在地面上，轨道和基座的面网格尺
40
180 km/h
200 km/h 寸分别为 2 mm 和 6 mm。创建长方体虚拟风洞计
30 300 km/h
330 km/h 算域，其长、宽和高分别为 18500 mm、5500 mm 和
20
10 2 10 3 10 4 2500 mm，头车鼻尖距计算域入口约 2500 mm，尾
ᮠဋ/Hz 车鼻尖距计算域出口约 5600 mm，车身距两侧均约
图 5 整车远场气动噪声频谱曲线 为 2500 mm [12] ，虚拟风洞的面网格尺寸为 50 mm
的三角形网格。分别在车身、转向架和轨道部位生
Fig. 5 Far-field aerodynamic noise spectrum curve
of train 成边界层网格，总厚度0.35 mm，第一层网格厚度约
为0.125 mm，对应网格无因次尺寸 y+ ≈ 2，增长率
在160 km/h、180 km/h、200 km/h、300 km/h
1.2，层数为10层。为了避免基座和地面出现大长细
和330 km/h 的风速下远场气动噪声 10个测点总声
比的体网格和计算出口回流，基座和地面边界层设
压级的平均值L pm 分别为70.6 dB(A)、74.1 dB(A)、
为1 层，厚度0.35 mm。在计算域内排障器、转向架、
77.2 dB(A)、88.9 dB(A) 和 91.3 dB(A)，总声压级
L pm 与运行速度的对数 lg v 近似呈线性关系，拟合 风挡和受电弓位置处设置网格尺度不同的加密区，
共计生成5796万个体网格，网格单元体积变化率小
曲线如图6所示。
于7.7 × 10 −5 ，关键截面体网格分布，如图7所示。
95
y=65.97x-74.72
90
ܦԍጟ/dB(A) 80
85
75
70 (a) ࠫሦ˗੕᭧Ꭺಫ
65
2.15 2.25 2.35 2.45 2.55
lg v
图 6 总声压级与运行速度的函数关系
Fig. 6 Function relationship between sound pres-
sure level and running speed
进一步分析得到两者满足如下函数关系： (b) ഷ੕᭧Ꭺಫ

L pm = 65.97 lg v − 74.72. (2) 图 7 体网格截面
Fig. 7 Volume mesh section