磁浮列车摆脱了轮轨间黏着作用，实现列车与轨道之间无接触的悬浮和导向，具备运行速度高、爬坡能力强、转弯半径小、能耗低、噪声低、振动小、安全等优势[1-4]，成为全世界在轨道交通领域竞争的热点。超导磁浮列车具备低/中、高速/超高速的多种发展方向[5]，相较于常导式磁浮列车具有更广阔的发展前景，其运行时速理论上可超过1 000 km。高速磁浮列车噪声以气动噪声为主。列车运行时气动噪声与速度的6～8次方成正比[6-8]，400 km/h时，TR08试验线标准测点噪声已达到了93.9 dB(A)(混凝土轨道)。高速磁浮运行速度接近0.5马赫数，其气动发声及降噪问题逐渐成为研究者关注的重点。基于大涡模拟和KFW-H方法，吴雨薇等[9]对TR08模型，张洁等[10]对我国自行设计的时速600 km常导式磁浮列车模型分别进行了气动声学数值模拟研究，结果表明：尾车流线型区域附面层分离引起的空间扰动是气动发声的根源，尾车流线型区域以偶极子噪声为主，尾流区则以四极子噪声为主。杨志刚等[11]进一步对不同速度级下新型超导磁浮列车进行数值模拟研究，结果表明：在“U型轨道”与车体共同影响下，列车气动激扰主要集中于车顶两侧、尾车流线型与尾流区，其中尾流区是主要的气动噪声源区。与气动发声机理相关的模型和实车实验研究目前少见公开发表。目前高速磁浮列车气动噪声的研究主要针对明线工况，而列车在隧道中运行时比明线环境复杂得多，封闭的隧道空间会加剧列车周围的空气动力学效应[12-13]，导致车内噪声明显增强，严重影响列车运行的舒适性。因此探究超导磁浮列车在隧道工况下的气动激扰发声特征，对于发展和完善超导磁浮列车的车隧耦合气动声学优化设计十分必要。目前不具备时速600 km的超导磁浮列车气动噪声实验条件，只能借助数值仿真手段探究其气动噪声特征。本文基于大涡模拟对时速600 km的超导磁浮列车在明线、隧道工况下分别进行数值模拟对比研究，探究明线与隧道工况下列车周围流场扰动结构以及气动噪声源特征的差异性。
1 仿真模型
1.1 仿真物理模型
本次研究在隧道和明线工况下均采用简化的新型超导磁浮列车8车编组模型，列车模型示意图如图1所示，图1中x为气流流动方向，y为车宽方向，z为车高方向，全车共有7个风挡，每个风挡及头、尾车流线型处均安装超导线圈；车宽为3 150 mm，车高H为3 335 mm，悬浮高度为100 mm，头、尾车流线型车身长度为4.2H，头、尾车非流线型车身长度为4.5H，中车车身长度均为7.2H，车宽为3 150 mm；明线工况下列车侧壁面与轨道内壁间距为89 mm；隧道工况下列车侧壁面与轨道内壁间距为80 mm，轨道凹腔深度为0.099H，隧道横截面面积为79 m2。
仿真计算域示意图如图2所示，明线、隧道工况下计算域入口为无反射边界条件的压力远场，气流速度为600 km/h，出口分别为无反射边界条件的压力出口(明线工况)及无反射边界条件的压力远场(隧道工况)，列车表面为无滑移固壁面，轨道设为运动边界。明线工况计算域上表面及2个侧面均设为对称面，隧道工况下隧道壁面设为运动边界。
1.2 数值计算模型
大涡模拟是介于直接数值模拟方法和雷诺平均法之间的一种湍流数值模拟方法，该方法通过滤波函数过滤小尺度的涡，用瞬时N-S方程直接模拟流场中的大尺度涡，用亚网格尺度模型求解小尺度涡，从而避免对流场中所有尺度的涡进行模拟[14-15]。因此大涡模拟能较好地捕捉流场主尺度扰动，本文采用该方法进行仿真模拟。
1.3 仿真参数设置及网格划分
仿真计算采用1∶8缩比的超导磁浮列车模型，明线、隧道工况下列车运行速度均为600 km/h，计算分稳态流场计算、瞬态流场计算，其中稳态流场计算为瞬态流场计算提供稳定的初始流场，而噪声源信息从瞬态流场计算结果获得。稳态计算选择SST k-ω湍流模型，以稳态流场为初始结果，采用亚格子模型为Smagorinsky-Lilly的LES湍流模型进行瞬态计算[11]，使用SIMPLE算法耦合压力场和速度场，每步计算时间间隔为5×10-5 s，每个时间步进行15次迭代计算，计算10 000步，本文所采用的气动噪声仿真方法验证见文献[10]。
采用ICEM软件生成的四面体网格，为较好地预测列车表面附近湍流发展，在列车表面设置15层三棱柱网格，第1层网格厚度为0.05 mm，网格增长率为1.15。为准确捕捉列车周围的流场变化，在整车周围与尾流区设置3套空间网格加密区，明线、隧道工况下仿真模型网格总数依次为2.88亿个、2.85亿个。图3及图4分别给出了加密区几何模型及空间网格分布图。
为验证网格无关性，通过调整加密区网格尺度得到粗网格、细网格，具体如表1所示。由表1数据可知中网格与细网格气动阻力系数偏差较小，因此选择中网格进行仿真研究。
| 模型名称 | 加密区Ⅰ/mm | 加密区Ⅱ/mm | 加密区Ⅲ/mm | 网格数目/亿个 | 气动阻力系数 |
|---|---|---|---|---|---|
| 粗网格 | 1 600 | 1 200 | 600 | 2.67 | 0.400 |
| 中网格 | 1 600 | 800 | 400 | 2.88 | 0.378 |
| 细网格 | 800 | 400 | 200 | 3.22 | 0.395 |
2 流场气动激扰特征
本次研究利用瞬态流场计算所得的车体表面脉动压力计算列车的表面声源声功率，因此需要详细分析列车脉动流场特征[16]。本章从脉动流场的速度特征、空间涡结构分布及发展规律角度对比分析超导磁浮列车在隧道及明线工况下的脉动流场特点。
2.1 速度幅值
600 km/h速度级下超导磁浮明线、隧道工况下y=0截面速度幅值云图如图5所示。
分析图5可知：超导磁浮列车明线、隧道工况下流场发展规律类似；气流流经头车部位流动受阻，导致头车部位出现了高压低速的滞止区，头车鼻尖后，气流沿头车流线型车体向车顶加速爬升；列车车体表面在空气黏性作用下形成了一定厚度的附面层，隧道工况下受活塞效应的影响，超导磁浮车体表面的附面层厚度明显减小；尾车流线型车体外形发生变化导致该区域气流发生分离，尾流区气流扰动强度显著增加。
2.2 流场涡结构分布
涡结构在湍流生成和维持过程中发挥着关键性的作用[17-18]，采用Q准则来识别空间涡结构从而进一步分析流场气动激扰特征，Q准则的表达式为：
式中：B和A分别表示速度梯度张量的反对称项和对称项[11]。
超导磁浮列车有较大长细比，中车涡结构分布特点相似，为清晰展示空间涡结构主要特征，选择头车、中车5、尾车涡结构进行展示，超导磁浮列车明线、隧道工况下空间涡结构分布分别如图6(a)、图6(b)所示，图中空间涡结构等值面采用速度幅值进行渲染，Q=1×105 s-2。
分析图6可得：超导磁浮列车明线、隧道工况下空间涡结构分布特征一致，列车气动激扰主要集中在车顶两侧，尾车流线型及尾流区；在车体、U形轨道的作用下，头车流线型两侧“搓”出了长条涡结构，随着气流发展长条涡向车顶两侧抬升；超导线圈凸起于列车表面，当气流流经超导线圈时发生流动分离；尾车流线型区域，由于列车外形发生变化导致气流发生大尺度分离，明线工况下列车尾部产生了一对纵向对称涡结构，隧道工况下受壁面挤压影响，靠近隧道壁面一侧的尾涡发生掺混，导致列车尾涡不对称；随着气流运动，列车尾部涡结构尺度不断变大并最终被耗散；相较于明线工况，隧道工况下列车周围与尾流区的气动激扰显著增强。
为进一步分析流场的空间扰动，取列车不同部位yz截面分析空间涡结构随气流运动的变化过程，超导磁浮明线、隧道工况下不同yz截面的涡结构云图分别如图7、图8所示，其中图7(a)～图7(d)依次为x=20 m，x=179.52 m，x=196.94 m，x=202.5 m处yz截面涡结构云图，图8显示了隧道工况下5种典型的涡结构记为I，II，III，IV，V。
1) 隧道工况下，头车区域车体两侧产生的气动激扰与车体表面的小尺度扰动发生掺混并随气流运动逐渐向车顶两侧爬升，U型轨道底部凹腔内产生了一定尺度的气动激扰；受到隧道壁面约束影响，列车靠近隧道壁面一侧的涡在爬升过程中破碎成多尺度涡结构，涡结构I、II尺度分别约为95 mm、140 mm；尾车流线型处列车外形变化导致气流发生流动分离，产生的气动激扰随气流运动发生下洗并与U型轨内的扰动结构掺混，尾流区U型轨道内产生了多尺度扰动结构，涡结构III、IV、V的尺度依次约为120、50和30 mm。
2) 在活塞效应与轨道凹腔的共同作用下，相比于明线工况，隧道工况下超导磁浮车身周围及尾流区的气动激扰尺度更丰富。
3 气动噪声源
3.1 分布特征
列车表面的气动噪声源主要来源于表面压力脉动，偶极子声源强度可以用列车表面脉动压力时间梯度均方根
式中：
超导磁浮列车明线、隧道工况下
由图9可知：
1) 明线、隧道工况下超导磁浮列车偶极子声源强度分布规律类似，偶极子噪声源较强的区域主要位于超导线圈后方、中车车顶两侧及尾车流线型；车顶两侧长条涡与超导线圈处的气动激扰导致中车车顶两侧及超导线圈后方的偶极子源强度显著增强，尾车流线型区域列车外形改变导致车体表面发生流动分离，产生涡脱落冲击车体表面，使得尾车流线型表面偶极子源强度显著增加。
2) 受隧道“活塞效应”与壁面挤压的影响，隧道工况下超导磁浮列车在超导线圈后方、车顶两侧及尾车流线型区域的偶极子声源强度大于明线工况。
利用公式(3)计算不同部件等效声源声功率，进一步探究明线、隧道工况下超导磁浮列车各部件的偶极子声源能量分布特征。
式中：
以明线工况下整车等效声源声功率为基准，计算明线、隧道工况下列车各部件噪声能量所占百分比，结果如图10所示。
由图10可知：超导磁浮列车偶极子噪声源能量主要来源于中车及尾车，隧道工况下尾车流线型能量占比最高，约为明线工况下整车等效声源声功率的1.76倍，头车流线型能量占比最少，约为明线工况下整车等效声源声功率的0.01倍；相较于明线工况，隧道工况下列车各部件等效声源声功率均增加，但增长幅度不一致，隧道工况下中车1～6、尾车非流线型及尾车流线型等效声源声功率较明线工况增长幅度依次约为7.8倍、8.3倍、10.27倍、8.8倍、12.15倍、12.19倍、7.68倍、12.03倍。
3.2 频率特征
以明线工况整车等效声源声功率为基准，计算超导磁浮列车等效声源声功率占比，图11给出了明线、隧道工况下超导磁浮列车整车、中车5、中车6、尾车流线型的等效声源声功率占比频谱，图中频率范围为20～10 000 Hz。
从图11可知：相较于明线工况，隧道工况下超导磁浮列车在全频段，尤其是125～5 000 Hz范围内的偶极子噪声能量显著增加；超导磁浮列车整车与不同部件等效声源声功率频谱曲线均表现出宽峰特征，整车与各部件峰值频率主要源自列车表面流动分离产生的表面脉动压力。隧道工况下整车、中车5、中车6、尾车流线型等效声源声功率峰值频率依次为1 250、1 250、1 000、1 600 Hz，明线工况下整车、中车5、中车6、尾车流线型的等效声源声功率峰值频率依次为1000、800、1 000、800 Hz，这表明隧道内的活塞效应改变了超导磁浮偶极子噪声能量的峰值频率。
隧道工况下整车与各部件的等效声源声功率频谱均在160 Hz处产生峰值，需探究160 Hz偶极子声源的发声机理。中车160 Hz偶极子声源分布规律一致，图12为中车5在160 Hz下表面脉动压力变化率分布云图。
由图12可知，160 Hz偶极子声能量主要分布在超导线圈两端及车底，列车底部160 Hz偶极子声能量明显大于车身，这表明160 Hz偶极子声源主要贡献来自于列车底部，结合流场分析可知，隧道工况下列车160 Hz偶极子噪声主要源于轨道凹腔内气动激扰冲击车底而产生的表面脉动压力。
4 车内噪声
本文使用声振仿真软件VA One进行车内噪声预测分析，利用超导磁浮列车有限元模型计算得到列车表面各子系统的平均脉动压力值，并做FFT变换，作为统计能量分析(SEA)的外部激励参数。模型采用1车(头车)、2车为一组，尾车单独为一组。图13给出了超导磁浮列车子系统划分示意图。
图14给出了明线、隧道工况下超导磁浮列车车内噪声(A计权)水平。
由图14可知，相较于明线工况，隧道工况下超导磁浮列车车内噪声水平显著提升。明线、隧道工况下列车车内最大噪声(A计权)均在尾车区域(子系统9)取得，最大噪声值依次为82.5 dB(A)、97.7 dB(A)，子系统车内噪声平均声压级(A计权)依次为77.8 dB(A)、94.9 dB(A)。
5 结论
1) 明线、隧道工况下超导磁浮列车气动激扰主要集中在车顶两侧，尾车流线型及尾流区。相较于明线工况，受活塞效应影响隧道工况下列车周围与尾流区的气动激扰显著增强。
2) 明线、隧道工况下超导磁浮列车偶极子噪声源较强的区域主要位于超导线圈后方、中车车顶两侧及尾车流线型。相较于明线工况，隧道工况下列车各部件等效声源声功率均增加，但增长幅度不一致。中车1～6、尾车非流线型及尾车流线型等效声源声功率较明线工况增长幅度依次约为7.8倍、8.3倍、10.27倍、8.8倍、12.15倍、12.19倍、7.68倍、12.03倍。
3) 超导磁浮列车整车与不同部件等效声源声功率频谱曲线均表现出宽峰特征。相较于明线工况，隧道工况下超导磁浮列车在全频段，尤其是125～5 000 Hz范围内的偶极子噪声能量显著增加，隧道内的活塞效应改变了列车偶极子噪声能量的峰值频率。隧道工况下，整车与各部件160 Hz的偶极子噪声主要源于轨道凹腔内气动激扰冲击车底而产生的表面脉动压力。
4) 相较于明线工况，隧道工况下超导磁浮列车受活塞效应的影响车内噪声水平显著提升。明线、隧道工况下列车最大车内噪声(A计权)均在尾车区域处获得，最大车内噪声值(A计权)依次为82.5 dB(A)、97.7 dB(A)。
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