高速列车气动噪声研究综述

根据近年来高速列车气动噪声相关研究,从试验研究、理论分析和数值模拟方面介绍了当前高速列车气动噪声研究现状和研究成果, 分析了高速列车气动噪声源分布和产生机理,探讨了高速列车关键区域气动噪声降噪措施,展望了未来研究方向。研究结果表明:高速列车运行产生的气动噪声主要声源为几何体表面偶极子声源,分布在转向架、受电弓、车厢连接处、头车与尾车等区域;转向架区域存在着车体表面结构不连续性,气流流经时产生流动分离和流体相互作用,形成较强气动噪声源,可以采用转向架舱外设置裙板和舱内壁与周围铺设吸声板等措施进行降噪;受电弓各部件受到流动冲击作用,产生周期性涡旋脱落诱发的单音噪声,可通过减少受电弓结构部件、改变受电弓杆件截面形状、安装受电弓导流罩、受电弓两侧设置隔声板和射流控制等措施进行气动噪声有效控制;无封闭式车厢风挡形成开放式环形空腔,气流流经时产生较强的气动噪声和气动声学耦合,采用全封闭风挡可有效降低气动噪声产生;头车部位气流流动分离以及尾车部位由于尾涡脱落和非定常流动结构形成与发展,诱发气动噪声产生,头车、车身与尾车减少突出部件,保持几何体表面光滑和连续性,有利于取得较好的降噪效果;随着未来更高速度级高速列车研发,有必要进一步深入研究高速列车气动噪声理论与数值模拟方法,提升气动噪声降噪技术水平,有效控制气动噪声。      

高速列车受电弓气动噪声特性分析

为研究高速列车受电弓气动噪声源分布及频谱特性,利用计算流体力学原理对高速列车受电弓流场进行计算,获得了受电弓表面脉动压力;在此基础上,利用FW-H方程计算高速列车受电弓远场气动噪声.计算结果表明:高速列车受电弓远场气动噪声具有较为明显的指向性,其指向性基本上不受列车速度的影响;远场监测点总声压及在10~20附近达到最大.受电弓气动噪声的总声压级随着列车速度的增加而显著增大;受电弓远场气动噪声具有明显的主频,且随着列车速度的增加,远场气动噪声的主频也增大;受电弓顶部横梁是引起受电弓气动噪声的主要因素.      

基于半模型的高速列车远场气动噪声计算方法

随着高速列车运行速度的提高，其气动噪声问题逐渐凸显，如何准确快速预测高速列车的远场气动噪声成为关键.利用半自由空间的Green函数求解FW-H方程，推导了考虑半模型时的远场声学积分公式，提出通过半模型的数值计算结果预测全模型高速列车远场气动噪声的方法；建立了全模型和半模型高速列车的气动噪声数值计算模型，应用改进延迟的分离涡模拟方法对不同模型高速列车表面的气动噪声源进行求解；通过风洞试验进行了全模型高速列车的数值仿真计算方法验证；对比分析了全模型和半模型高速列车周围的流场结构、气动噪声源和远场气动噪声特性.结果表明：半模型高速列车数值计算得到的列车周围流场结构、气动噪声源以及远场气动噪声特性与全模型的一致；采用半模型计算会过高估计列车尾车流线型区域表面压力的波动程度和噪声源的辐射强度，但通过半模型预测整车模型的远场噪声平均声压级误差小于1 dBA；相比于全模型高速列车，半模型计算时的网格总量减少一半.     

高速列车受电弓杆件减阻降噪研究分析

高速列车受电弓是列车高速运行时气动阻力和气动噪声的主要来源之一。为探索受电弓杆件的减阻降噪方法,基于仿生学思想将高速列车受电弓光滑表面设计成螺纹型非光滑结构,同时研究在螺距和螺纹直径参数下对气动阻力和气动噪声的影响。选取高速列车受电弓杆件的典型尺寸建立流体仿真分析模型,采用非结构化混合网格,利用Standard k-ε湍流模型及宽频噪声模型,通过数值方法计算流场的分布特征和气动噪声大小。计算结果表明:螺纹型非光滑结构能更好地影响圆柱体尾涡区的形成,是有效降低高速列车受电弓杆件气动阻力和气动噪声的关键。为了进一步探究螺纹型非光滑结构杆件对高速列车受电弓减阻降噪的影响,设计了凹槽螺纹型和凸陷螺纹型两种不同结构杆件,分别在不同的螺距和螺纹直径参数下进行流场计算结果分析。结果表明,在350 km/h的风速下,螺距和螺纹直径参数一定时,凸陷螺纹型杆件的减阻降噪效果要优于凹槽螺纹型结构;其中,螺距PPD=60 mm,螺纹直径d=1 mm的凹槽螺纹型杆件具有最优减阻降噪效果,单个杆件的减阻率达3%;而对于凹槽螺纹型杆件类型,螺距PPD一定时,d/D的比值在0.017～0.067范围内,随着螺纹直径d的增大气动阻力和气动噪声均升高,当d/D数值超过0.067之后有显著降低气动阻力和气动噪声的趋势。     

基于CAA的高速动车组气动噪声仿真研究

随着列车运行速度的提高,气动噪声在总噪声中所占的比重越来越大,降低气动噪声已成为影响高速铁路可持续发展的关键问题。在理论研究基础上,采用了混合法来研究高速动车组受电弓周围的气动噪声特性。首先,对高速列车在RANS(雷诺平均模拟)方法计算下的统计结果进行分析,研究高速列车受电弓区域的流场特征。然后,应用非线性声学求解方法(NLAS)研究近场噪声,分析了不同部位对气动噪声的贡献。最后,采用FW-H声学比拟方法来分析远场气动噪声,通过不同测试点研究了远场噪声分布特性。     

高速列车气动噪声仿真与试验对比分析

通过Actran建立某高速列车1∶8缩尺比例的三辆编组的列车气动噪声CFD/CAA混合数值分析模型,模拟列车在250 km/h运行速度下外气动湍流噪声,分析结果表明,车外气动噪声在车头、受电弓、转向架处较大,且主要集中在500~2 000 Hz频率范围内.并将仿真分析结果与相应1∶8缩尺比例的列车模型在声学风洞中的气动噪声试验结果数据进行对比分析,仿真数据与试验数据基本吻合,仿真分析结果可以为新车型设计与改进提供可靠的数据.     

高速列车流线型受电弓气动特性仿真分析

为研究高速列车受电弓流线型结构对受电弓气动特性的影响,基于计算流体力学理论,构建某型号高速列车4车编组模型.采用k-ωSST湍流模型进行数值模拟,分析得到流线型结构对受电弓的气动特性及流场的影响.计算结果表明:流线型受电弓减小了滞止区面积和迎风面积,并减缓了受电弓尾部涡流,从而有效降低了受电弓受到的压差阻力,相较于现役...     

上下臂杆直径对高速受电弓气动抬升力的影响

建立了7种不同直径上臂杆和7种不同直径下臂杆的受电弓模型，对受电弓进行空气动力学数值模拟计算，采用多体动力学方法计算了受电弓的气动抬升力，从气动力及流场特性的角度研究了受电弓上下臂杆直径对受电弓气动性能、气动抬升力的影响规律。研究结果表明:开口运行工况上臂杆气动升力和受电弓气动抬升力都随着上臂杆直径增加而增大，随着下臂杆直径增大而减小，但下臂杆直径对受电弓气动抬升力的影响较小；闭口运行工况上臂杆气动升力和受电弓气动抬升力都随着上臂杆直径增大而减小，随着下臂杆直径增加而增大；开闭口运行工况上臂杆主体杆件气动阻力仅为上臂杆气动阻力的3%~10%，气动升力为上臂杆气动升力的26%~55%，下臂杆主体杆件气动阻力为下臂杆气动阻力的10%~25%，气动升力为下臂杆气动升力的43%~68%，直径的改变对上下臂杆气动升力的影响较大，对气动阻力的影响较小；闭口运行工况上下臂杆气动阻力的绝对值都大于开口运行工况。      

高速列车气动噪声贡献量分析

建立了3节编组的CRH380B高速列车气动噪声计算模型,包括6个转向架、2个风挡、3个空调机组和1个DSA380型受电弓等细微结构,采用基于Lighthill声学理论的宽频带噪声源模型对高速列车气动噪声源进行识别,基于高阶有限差分法的大涡模拟对高速列车近场非定常流动进行分析,并采用Ffowcs Williams-Hawkings声学比拟理论对高速列车气动噪声进行预测。计算结果表明:远场噪声计算结果与风洞试验结果的最大差值为1.45dBA,因此,高速列车气动噪声计算模型是准确的;对气动噪声贡献量由大到小依次为转向架系统(6个转向架)、车端连接处(2个风挡)、受电弓与空调机组,数值分别为83.58、79.31、74.08、59.71dBA;以受电弓开口方式运行的整车气动噪声贡献量小于闭口方式,最大声压级和平均声压级分别小于0.40、0.31dBA;头车一位端转向架对转向架系统气动噪声贡献量最大,为79.73dBA;对受电弓气动噪声贡献量由大到小依次为:碳滑板、平衡臂、弓头支架、底架、绝缘子、下臂杆、铰接结构、上臂杆、拉杆与平衡杆,数值分别为97.95、93.02、86.63、82.07、79.46、76.85、72.43、66.63、62.02、54.22dBA;在速度为350km·h-1时,受电弓气动噪声存在主频为305、608、913 Hz,且此3阶单频噪声频率是由弓头部位涡流脱落所导致的气动噪声贡献。     

高速列车底部结构参数对气动噪声影响规律

为更好地开展高速列车气动降噪设计，建立了高速列车头车第一组转向架区域的6参数模型，采用计算气动声学和拉丁超立方抽样实验所设计的方法，得到了13个参数化模型的远场气动噪声、转向架舱内湍流脉动功率级和声功率级，并分析了底部结构参数对远场和近场气动噪声的影响规律.结果表明：底部结构参数对远场噪声影响范围为75.4～78.9 dB(A)，裙板高度、排障器厚度、转向架舱后缘倒角和舱长度与远场噪声为负相关，舱前缘倒角、排障器前缘夹角与远场噪声为正相关，底部结构参数的变化主要影响中心频带315～1 250 Hz间的噪声能量；排障器厚度和前缘夹角与远场噪声、舱内湍流脉动功率、声功率均为负相关；裙板高度和远场噪声、舱内湍流脉动功率级为负相关，与舱内声功率为正相关.     

高速列车动车转向架气动噪声数值分析

为研究高速列车动车转向架气动噪声特性,建立了动车转向架空气动力学模型,采用定常RNGk-湍流模型与宽频带噪声源模型对其气动噪声声源进行初步探讨,并结合非定常LES大涡模拟与Lighthill声学比拟理论进行了远场气动噪声分析。研究结果表明:动车转向架气动噪声源为轮对、构架、牵引电机1、枕梁、垂向减振器、抗侧滚扭杆等结构的迎风侧凸起部位,且构架对动车转向架远场气动噪声的贡献最大,其次为轮对和抗侧滚扭杆,然后为垂向减振器和枕梁,牵引电机1、牵引电机2、空气弹簧和横向减振器对远场气动噪声的贡献较小。动车转向架远场气动噪声是宽频噪声,具有衰减特性、幅值特性和气动噪声指向性。在低频部分能量较大,中心频率为25、50Hz,且分布规律不随运行速度的改变而变化。      

高速列车轮轨噪声分析与控制

对高速列车轮轨噪声产生机理进行了理论分析，论证了钢轨振动产生的辐射噪声是轮轨噪声的主要成分；通过对模拟运行的高速列车轮轨噪声源的测试与分析，表明列车运行速度是影响轮轨噪声大小的主要因素之一，由此提出高速列车轮轨噪声控制的有效方法。     

中国高速列车气动减阻优化综述

研究了中国高速列车气动减阻优化进展,总结了典型部件的压力分布特性与各部件在列车气动阻力中的贡献占比,评析了惰行试验、风洞试验与数值模拟3种列车气动阻力研究方法,论述了和谐号、复兴号等系列列车头型气动性能的差异,阐述了高速列车头型气动减阻优化方法与技术,梳理了转向架区域、车端连接处、受电弓及导流罩等局部不平顺区域的气动减阻措施,归纳了适用于高速列车的前沿减阻技术。研究结果表明:数值模拟和风洞试验各有优缺点,经过风洞试验有效验证的数值模拟是准确计算列车气动阻力的有效途径; 列车气动阻力中贡献占比的主要部件为头车、尾车、转向架、受电弓与车端连接处; 由于现有高速列车的高度流线化,头型优化较难实现大幅度的减阻,改善转向架区域裙板、设计全包外风挡与优化受电弓和导流罩外形是进一步减阻的有效措施; 减阻降噪、提升运行平稳性和舒适性等多目标优化是列车头型设计的发展趋势,通过直接寻优计算或者代理模型寻优计算能够提高优化效率与降低优化设计成本; 未来应重点研究高速列车的仿生表面微结构、吹吸气流动控制、等离子体减阻与涡流发生器减阻技术,实现中国高速列车的绿色、节能、高速化发展。      

高速列车车内中高频气动噪声计算方法

利用SST k-w湍流模型计算了高速列车的外部非定常流场,提取了车身表面的脉动压力；基于统计能量分析理论,建立了高速列车车内中高频气动噪声分析模型,确定了模型中各个子系统的参数,计算了由车外脉动压力诱发产生的车内气动噪声.计算结果表明:高速列车车头的脉动压力变化最剧烈；在中高频范围内,司机室和乘客室的声压级随着频率的增...     

高速列车运行时不同转向架区噪声特性

以中国某型高速列车为研究对象, 针对高速列车运行时主要噪声来源之一的转向架区噪声开展试验研究, 掌握其噪声特性和规律, 研究了不同类型和位置的转向架区噪声特性, 预测了不同速度下转向架区噪声水平和频谱特性; 基于一定的假设, 采用测试数据类比法对车头转向架区噪声成分进行分离。研究结果表明: 列车在200~350 km·h-1速度范围内运行时, 车辆主要噪声源集中在转向架区; 转向架区噪声表现为车头转向架区噪声大于车尾转向架噪声, 200 km·h-1运行时车头转向架区噪声大于车尾转向架区噪声约3 dB(A), 主要原因为在车头转向架处气流冲击导致的气动噪声大于车尾转向架处涡流导致的气动噪声; 中间动车转向架区噪声大于中间拖车转向架区噪声, 200 km·h-1运行时中间动车转向架区噪声大于中间拖车转向架区噪声约5 dB(A), 主要原因为相比于中间拖车转向架区噪声, 中间动车转向架区增加了牵引系统噪声; 随着运行速度的提高, 转向架区噪声在全频段内显著提高, 噪声峰值频率也会增大, 主要原因为车轮滚动噪声所致, 速度越大, 其轨枕冲击频率越高; 中间拖车转向架区噪声随速度增长的3次方关系符合轮轨噪声随速度的增长趋势, 对于车头转向架区噪声来说, 气动噪声成分更加显著, 并且随着运行速度的提高, 气动噪声所占比重呈增加的趋势。      

高速列车表面气动噪声偶极子声源分布数值分析

以Lighthill方程为基础,采用边界元法并与计算流体动力学相结合,对高速列车表面气动噪声偶极子声源进行数值分析,以获得高速列车表面气动噪声偶极子声源分布.探讨了不同车速工况下列车车身表面气动偶极子声源的强弱及其分布特征,在此基础上对基于表面气动偶极子声源的列车外部气动声场进行了数值分析.研究表明:列车运行速度为270 km/h、频率为2.5 kHz时,声压级在90 dB以上的气动偶极子声源主要分布在车底转向架附近,其最大声源声压级约97 dB,是高速列车主要的气动噪声源区.     

高速列车转向架区域气动噪声源的特征识别

为了创建高速列车气动噪声源识别方法，以气动声学基本波动方程为基础，将高速列车气动声源等效为无数微球形声源组成，利用声辐射和流场物理量之间的关系，并结合高速列车气动数值仿真技术，建立了高速列车偶极子声源和四极子声源的识别方法，从全新的角度对某高速列车头车气动噪声源进行识别；基于涡声方程声源项特征，进一步揭示了偶极子声源和流场流动的关系.研究结果明确了高速列车主要偶极子和四极子声源的强弱和分布特征，表明了气流的直接撞击和分离现象是产生声源的主要原因，头车及转向架区域气动噪声源以偶极子声源为主；偶极子声源强度较大位置出现在边沿较为尖锐的地方，在绝大多数情况下流体经过时涡量急剧增加，成为其形成强声源的主要原因.     

高速列车气动噪声数值仿真

建立了高速列车组包括头车、中间车、尾车及外部空间在内的气动噪声计算物理模型,从声学理论出发,结合列车实际运行的边界条件,运用以稳态结果作为初始值进行瞬态计算,预测了高速列车气动噪声,并对采用直接瞬态法计算气动噪声的可行性进行了分析计算.研究结果表明气动噪声分布于很宽的频带内,无明显的主频,属于宽频噪声.在低频中气动噪声...     

凸包非光滑表面高速列车气动阻力及噪声研究

为减少高速列车在运行中的气动阻力及噪声,提高列车运行效率、节约能耗,提升旅客乘坐舒适度,提出凸包非光滑表面减阻技术应用于高速列车领域。以CRH3型高速列车为研究对象,通过在车体的头部和尾部加设凸包来控制湍流特性,以达到减阻、降噪效果。首先,利用PRO/Engineer建立非光滑表面CRH3高速列车简化模型,采用ICEM CFD软件对模型划分非结构网格;其次,应用Fluent流体仿真软件基于标准模型对稳态运行速度为300 km/h时的列车进行仿真计算空气阻力;最后,利用宽频带噪声模拟气动性能良好的列车外表面噪声。结果显示:将间距为460 mm、半径为40 mm、高度为10 mm的凸包阵列结构布设在前挡风玻璃周围对减小气动阻力有积极作用,阻力值为3 715 N,减阻率为1.77%,而此参数凸包非光滑对列车裙板上缘有普遍降噪效果,最大降噪率为1.72%,而对车鼻处及车顶部则会增加噪声。研究表明,通过在头车加设凸包可以改变边界层湍流特性达到减小列车气动阻力及降低部分位置气动噪声的效果。     

高速列车噪声源声功率与速度的函数关系

为了解决既有对数经验公式无法拟合高速列车显著声源贡献率与速度的函数关系这一问题，使用轮辐声阵列进行高速列车车外声源识别试验；根据显著声源位置对列车表面进行区域划分，量化分析显著声源区域的声功率级和声功率贡献率与速度之间的关系；在既有对数经验公式的基础上，根据不同种类噪声声功率随速度的变化特性，建立新的拟合公式；结合列车噪声测试数据对新的拟合公式进行验证. 研究结果表明:列车以350 km/h运行时，下部区域对列车总辐射噪声的贡献率占70%以上，升弓区域对局部区域声功率的影响最显著，超过50%；随着速度的增长，下部区域的贡献率逐渐减小，弓网区域逐渐增大，显著声源区域的贡献率变化先快后慢，最后趋于稳定；利用新的拟合方法得出，列车声源区域的声功率级和声功率贡献率与速度的拟合度基本都在0.9以上.