高速列车表面气动噪声偶极子声源分布数值分析
高速列车车头气动噪声分析
高速列车车头气动噪声分析摘要随着列车运行速度的提高，高速列车气动噪声变得越来越明显，降低气动噪声已成为控制高速列车噪声的关键之一，而对高速列车气动噪声进行计算就显得尤为重要。
本文旨在研究高速列车气动噪声的计算方法，首先建立高速列车三维绕流流场的数学物理模型，分别利用标准k-ε湍流模型和大涡模拟计算了高速列车的外部稳态和瞬态流场；然后基于稳态流场，利用宽频带噪声源模型计算了高速列车车身表面气动噪声源，基于瞬态流场，分析了车身表面脉动压力的时域及频域特性，并利用Lighthill声学比拟理论计算了高速列车远场气动噪声，分析了远场气动噪声的时域及频域特性。
本文对高速列车气动噪声的计算研究，对研究和控制高速列车气动噪声具有一定的意义。
关键字高速列车；气动噪声；大涡模拟；宽频带噪声源模型；Lighthill声学比拟理论中图分类号文献标识码Analysis of Aeroacoustics for the Head of a High-speed Train ABSTRACT With the increasing of train speed, the aeroacoustics of the high-speed train is becoming more and more important. Reducing aeroacoustics has become one of the most significant factors to control the noise of the high-speed train and what’s the most important is to compute the aeroacoustics of the high-speed train. This paper aims to study the computational method of aeroacoustics for the high-speed train. It first establishes the mathematical and physical models of three dimensional flow field of the high-speed train and computes the external steady and unsteady flow field of the high-speed train using the turbulence model of standard k-εand the large eddy simulation (LES) respectively. Then based on the steady flow field, this paper computes the aeroacoustics sources on the body surface of the high-speed train using the Broadband Noise Source Model. Based on the unsteady flow field, this paper analyses the time and frequency domain characteristics of fluctuating pressure on the body surface and computes the far-field aeroacoustics of the high-speed train using Lighthill’s acoustics analogy theory as well as analyses the time and frequency domain characteristics of aeroacoustics in the far-field. The computational research of aeroacoustics for the high-speed train in this paper has a certain significance to study and control the aeroacoustics of the high-speed train.Key Words: high-speed train; aeroacoustics; large eddy simulation; broadband noise source model; Lighthill’s acoustics analogy theory高速铁路是世界铁路运输发展的共同趋势，也是铁路技术现代化的主要标志[1]。
高速列车导流罩气动噪声优化分析
高速列车导流罩气动噪声优化分析发布时间：2022-09-06T08:14:11.462Z 来源：《科技新时代》2022年4期作者：李新一吴健[导读] 近几年，我国的铁路交通事业蓬勃发展，研制出的具有自主知识产权的高速列车，李新一吴健中车长春轨道客车股份有限公司国家轨道客车工程研究中心，吉林长春130062摘要：近几年，我国的铁路交通事业蓬勃发展，研制出的具有自主知识产权的高速列车，其高速、舒适、快捷的特点已深受广大乘客的好评，但同时，高速列车的噪声问题也日益严重，成为限制列车提速的重要因素之一。
列车在行驶到一定速度时，气动噪声成为列车的主要噪声源。
本文利用仿真分析方法，针对受电弓导流罩装置结构进行优化分析，得到较优的导流罩结构，为后期的气动噪声风洞试验提供依据。
关键字：高速列车；气动噪声；导流罩；仿真分析随着我国高速铁路的快速发展的同时，许多制约着列车提速的问题随着列车运行速度的提高逐渐出现，空气动力学就是在这种环境下发展起来的[1]。
通过研究，列车的机械噪声（轮轨噪声）与气动噪声组成了高速运行列车的主要噪声[2]，并且当车辆时速超过300km/h 时，气动噪声成为列车的主要噪声源，随着速度大约以60log10V（V为列车运行速度）的关系增长，即随行驶速度的6次方增长[3]。
在高速列车的气动噪声源中，受电弓区域的气动噪声占比较大，因此，如何有效地降低受电弓区域产生的噪声是降低车辆整体气动噪声水平的重点问题。
本文从气动噪声的角度分析某型号动车组在导流罩前缘和后缘倾角变化后的气动噪声特性，与原始结构相比评估改形方案的优劣。
具体包括以下三方面工作：（1）直行升弓工况下，通过对导流罩前缘倾角改形前后的表面气动噪声和远场气动噪声特性对比分析，评估改形方案的优劣。
（2）直行升弓工况下，通过对导流罩后缘倾角改形前后的表面气动噪声和远场气动噪声特性对比分析，评估改形方案的优劣。
（3）直行降弓工况下，通过对优化后的导流罩前缘倾角和后缘倾角的表面气动噪声和远场气动噪声特性对比分析，验证在降弓工况的效果。
高速列车集电部气动噪声数值模拟
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高速列车整车气动噪声声源特性分析及降噪研究
高速列车整车气动噪声声源特性分析及降噪研究张亚东;张继业;李田【摘要】针对高速列车气动噪声声源组成的复杂性和各部件对总噪声的贡献量问题,本文基于Lighthill声学理论,采用三维、宽频带噪声源模型、LES大涡模拟和FW-H声学模型对初期研制设计的某型高速列车气动噪声进行数值模拟,分析该型列车的主要气动噪声源特性及对整车的贡献量大小,并提出降噪改进意见.研究结果表明:高速列车气动噪声是宽频噪声,高速列车以350 km/h运行时,在20 Hz以下存在明显的主频率,整车主要能量集中在630～4 000 Hz范围内;距轨道中心线25 rn、头车鼻尖8 rn处的纵向噪声评估点,总声压级达到最大值95.9 dBA;离轨道中心线的距离越大,其横向噪声评估点的声压级衰减幅度越小;运行速度的大小不改变列车声功率和远场噪声评估点的分布规律,只改变其幅值,随着运行速度的增大其增加幅度越小.高速列车最主要噪声源为头车的鼻尖和排障器,其次是转向架,最后是车辆连接处;对整车总噪声的贡献量,800～1 600 Hz范围内主要是头车,630～4 000 Hz范围内主要是转向架,且中心频率为160 Hz的幅值远大于车体、头车、尾车和风挡区域的噪声,1 000～2 000 Hz范围内的噪声主要是车辆连接处,且中心频率为400 Hz和1 600 Hz时出现峰值;在车辆连接处设置全风挡及列车转向架部位设置全包裙板后,降噪效果明显.文中所得研究成果,可为高速列车气动噪声分布规律和结构优化、减阻降噪提供一定的科学依据.【期刊名称】《铁道学报》【年(卷),期】2016(038)007【总页数】10页(P40-49)【关键词】高速列车;气动噪声;大涡模拟;噪声贡献量;宽频带噪声源模型;Lighthill声学比拟理论【作者】张亚东;张继业;李田【作者单位】西南交通大学牵引动力国家重点实验室,四川成都610031;西南交通大学牵引动力国家重点实验室,四川成都610031;西南交通大学牵引动力国家重点实验室,四川成都610031【正文语种】中文【中图分类】TB535;TK83随着车辆运行速度的不断提高，高速列车的振动噪声问题变得日益突出。
基于气动声学的高速列车振动与噪声控制研究
基于气动声学的高速列车振动与噪声控制研究高速列车是当今国家重要的交通工具之一，其重要性可以从经济、环境、能源等多个角度考虑。
但是，高速列车在运行过程中产生的震动和噪声却是不可避免的问题，这不仅会影响列车内部乘客的乘坐舒适感，还会影响周边居民的日常生活。
为此，基于气动声学的高速列车振动与噪声控制研究应运而生。
一、高速列车振动与噪声的来源高速列车在行驶过程中，主要会带来两种干扰，即振动和噪声。
首先来看高速列车的振动源，主要包括以下几个方面：（1）轮轨作用。
轮轨作用会引起列车的振动和噪声，尤其是在高速列车的高速行驶过程中，由于频率增加，振动和噪声的影响就越严重。
（2）车体骨架。
车体骨架是轨道交通中非常重要的部件，但是其不可避免的振动和噪声问题一直困扰着轨道交通的研究。
（3）能源装置。
高速列车在行驶过程中需要能量的供给，发动机、电机等能源装置的运转会带来一定程度的振动和噪声干扰。
其次，高速列车的噪声源主要包括以下几个方面：（1）轮轨作用。
轮轨作用不仅会引起振动，还会产生高频的辐射噪声，这种噪声会对列车乘客的耳朵产生极大的刺激。
（2）风噪。
由于车辆行驶会带来空气的运动，高速列车行驶时空气会在车体和轴线周围流动，产生大量的风噪声。
（3）车体和车门的噪声。
列车在行驶过程中，当车门在停车和开关过程中碰撞车体和道岔时，会发出一些杂音噪声，还会产生一些紊流和湍流噪声。
二、基于气动声学的高速列车振动与噪声控制研究的应用基于气动声学的高速列车振动与噪声控制研究，是利用声学理论和空气流动规律，在列车运行过程中对其振动和噪声进行精细控制的一种技术手段。
这种控制方法不仅具有减小车体振动和噪声的优点，而且对于提升列车行驶速度、降低运营成本等方面也有很大的意义。
（1）振动控制在高速列车运行过程中，应用气动声学技术可以有效地控制列车产生的震动，并对车体的振动进行精细控制，从而提高列车的乘坐舒适度。
具体方法包括利用空气动力学原理设计悬挂系统、对车体加装振动控制器、布置较好的垫层、使用光滑性好的钢轮等。
高速列车气动噪声特性分析及其控制
高速列车气动噪声特性分析及其控制随着高速列车的运行越来越频繁，气动噪声成为了影响列车行驶舒适性的主要因素之一。
在高速列车中，气动噪声主要由列车运行时与空气的摩擦所产生的气流声和空气流动所引起的涡旋噪声组成。
因此，对高速列车的气动噪声特性进行分析，以及有效地控制噪声，对于提高列车行驶的舒适性及其使用寿命具有重要意义。
一、高速列车气动噪声的特性分析高速列车气动噪声的特性是由列车的运行速度、车身外形、风阻特性以及空气性质等因素共同决定的。
其中，列车运行速度是影响气动噪声最重要的因素。
在列车高速运行时，气动噪声主要是由瞬间所产生的气动力引起的。
气动力是由于列车在空气中移动而产生的渐进压强差所引起的。
不同的列车速度会产生不同的气动力和气动噪声。
此外，车身外形和风阻特性也对气动噪声的产生起着重要的作用。
列车的车头设计经过了不断的优化，以减小平均运动阻力系数，但是车顶和侧面的流线设计并不完全。
这些不太完整的表面都会产生涡流和紊流，并且产生噪声。
二、高速列车气动噪声的控制为了控制高速列车的气动噪声，需要从以下几个方面入手。
1、减低列车与空气之间的阻力列车运行中产生的气体扰动最主要的来源是空气与车辆表面的摩擦。
因此，在设计列车时，需要具备减小阻力的能力。
目前，列车的车头设计已经相当成熟，可以减小运动阻力系数。
同时，列车的车窗和车门等部位也需要采用适当的密封措施，防止气体进入车内，从而减小气体扰动产生的噪音。
2、采用降噪技术目前，列车行驶过程中，采用的主要降噪技术有：被动噪声控制技术和主动噪声控制技术。
（1）被动噪声控制技术：被动噪声控制技术的主要目的是减低高速列车所产生的噪声，以保证乘客的舒适度。
该技术一般采用狭缝吸声器或声学环境控制技术等。
（2）主动噪声控制技术：主动噪声控制技术是通过引入消噪装置来达到降低噪声的效果。
主动噪声控制技术主要有智能噪声控制技术和反噪声技术两种。
3、采用先进的材料和技术为减小高速列车的气动噪声，还可以采用更加先进的材料和技术，如减音材料、空气动力学技术等。
高速列车上气动声振特性分析及其控制研究
高速列车上气动声振特性分析及其控制研究高速列车作为现代交通运输领域的重要组成部分，其安全性与舒适性一直是关注的热点问题。
其中，气动声振特性分析及其控制是重要的研究方向之一。
首先，针对高速列车上的气动声振问题，需要进行相关特性分析。
气动声振是指风切声、流动噪声、空气动力噪声等声波与物体振动相互作用产生的声振问题。
因为高速列车经过时在车厢内会产生较大的气流，因此其气动声振是较为复杂的。
一方面，高速列车的气动声振会对列车内部的乘客造成较大的噪声干扰，降低了乘坐体验。
另外一方面，过高的气动声振会对车体结构形成损害，对于列车稳定性的影响也不容忽视。
针对高速列车上的气动声振问题，应该通过实验和仿真等方式分析其特性，并在此基础上探究有效的控制策略，降低列车运行时的气动声振水平。
对于特性分析方面，可以通过对车体结构进行实验测试和数值仿真等方式进行。
例如，通过风洞实验探究车辆在高速情况下的气动特性，掌握其振动机理和振动主要发生区域；通过数值仿真构建具体列车模型，重现车体振动及噪声信号，掌握其变化规律和产生原因。
这些数据和实验结果对于制定控制策略非常有价值。
其次，为了有效控制高速列车运行时的气动声振，对于控制策略的研究也非常重要。
目前常见的气动声振控制策略主要包括振动隔离控制、主动降噪控制和结构优化控制等。
振动隔离控制通过采用具有隔振性能的材料或结构改善车体震动特性，达到减振的效果；主动降噪控制则是通过喇叭、扬声器等音源发出反向声波，抵消车内的噪声信号；结构优化控制则是通过改善列车结构设计，减少车体在高速情况下的气动影响，从而达到控制气动声振的目的。
这些控制策略的选择应根据实际情况进行调整，比如针对不同场景选择不同的控制策略，从而达到更加理想的控制效果。
综合以上分析，高速列车上的气动声振特性分析及控制研究是一个综合性难度比较大的课题。
需要通过实验和仿真模拟掌握列车的气动行为，同时探究有效的控制策略，降低列车运行时的气动声振水平。
高速列车气动噪声的理论研究与数值模拟的开题报告
高速列车气动噪声的理论研究与数值模拟的开题报告一、研究背景和意义高速列车作为现代化交通工具，其极具发展潜力和广阔前景。
然而，高速列车的气动噪声问题备受关注。
高速列车在高速行驶时，会产生由于空气流过车身表面而产生的噪声，如果不得到有效控制，很容易对乘客、驾驶员和周围环境造成不可忽视的负面影响。
因此，研究高速列车气动噪声的理论和数值模拟，具有重大的科学意义和实用价值。
本文旨在基于理论分析和数值模拟，探究高速列车气动噪声的特性和产生机理，为其进一步的控制和降噪提供科学依据和技术支持。
二、研究内容和方法1.研究高速列车气动噪声的理论基础和产生原理，探究影响气动噪声的主要因素；2.建立高速列车气动噪声的数值模型，使用计算流体力学（CFD）方法，模拟高速列车通过隧道、桥梁等场景中的气动噪声；3.分析高速列车气动噪声的频率特性、声场分布和声压级等参数，探究不同工况条件下气动噪声的变化规律；4.探索高速列车气动噪声控制和降噪的技术手段和方法。
三、预期结果和目标通过本论文的研究，预期达到以下目标和结果：1.深入探究高速列车气动噪声的机理和特性，为其进一步控制和降噪提供科学理论和技术基础；2.建立高速列车气动噪声的数值模拟模型，模拟高速列车在不同场景中的气动噪声，获知噪声的频率特性、声场分布和声压级等参数；3.分析高速列车气动噪声产生机理和控制方法，提出一些有效的降噪方案和技术手段；4.对高速列车气动噪声的研究结果进行实际应用和推广，为高速列车的安全、环保和社会效益做出贡献。
四、论文结构安排本论文预计分为以下几个部分：1.绪论：介绍高速列车气动噪声问题的背景和意义，阐明研究内容和方法，分析预期结果和目标；2.课题背景与技术路线：介绍高速列车气动噪声的相关工作和研究现状，阐述本文的研究方法和技术路线；3.高速列车气动噪声的理论分析：对高速列车气动噪声的机理和产生原理进行理论分析，探究影响气动噪声的主要因素；4.高速列车气动噪声的数值模拟：建立高速列车气动噪声的数值模拟模型，使用CFD方法，模拟高速列车通过不同场景中的气动噪声；5.高速列车气动噪声的特性分析：分析高速列车气动噪声的频率特性、声场分布和声压级等参数，探究不同工况条件下气动噪声的变化规律；6.高速列车气动噪声的控制与降噪：探索高速列车气动噪声的控制和降噪技术手段和方法；7.结论：总结本文的研究成果，对高速列车气动噪声的控制与降噪提出建议和展望。
高速动车组受电弓气动噪声数值仿真分析
高速动车组受电弓气动噪声数值仿真分析董继蕾【摘要】With speed increasing of high-speed trains, the proportion of the pantograph induced aerodynamic noise to the total noise becomes larger and larger. This aerodynamic noise will reduce the comfort of passengers and result in noise pollution to the adjacent environment. In this paper, a three-dimensional simulation model of"pantograph-isolator"of the high-speed trains was built. The aerodynamic noise frequency spectrums on the surface of the pantograph were obtained for different speeds of the train. The noise distribution characteristics around the pantograph, when the high-speed train traveling at the speeds of 200 to 400 km/h, were analyzed. It is demonstrated that when the train traveling at 300 km/h, the maximum sound pressure level of the aerodynamic noise induced by the pantograph is 99.3 dB in the area 25m away from the train. This conclusion provides a theoretical basis for inhibition of aerodynamic noise of high-speed trains.%随着我国高铁的不断提速,列车运行时所产生的气动噪声占总声压强的比例也越来越大,不仅影响车厢内乘客的乘坐舒适度,还可能对铁路沿线区域周边环境带来噪音污染.为此建立高速动车组"受电弓-绝缘子"仿真模型,求解列车不同运行速度下受电弓表面噪声频谱特性,分析受电弓周围空间环境的噪声分布情况.分析得出:当列车以300 km/h时速运行时,受电弓产生的气动噪声在列车周边25 m外最大声压级为99.3 dB.以上结论为抑制列车气动噪声提供了理论依据.【期刊名称】《噪声与振动控制》【年(卷),期】2018(038)0z1【总页数】5页(P46-50)【关键词】声学;高速动车组;气动噪声;频谱特性;声压级【作者】董继蕾【作者单位】安徽理工大学力学与光电物理学院,安徽淮南 232001【正文语种】中文【中图分类】TB533+2随着高速动车组的不断提速，人们对乘车舒适度也越来越关注，其中列车运行时产生的噪声是影响乘车舒适度的关键因素之一。
高速列车受电弓气动噪声频谱分析
高速列车受电弓气动噪声频谱分析柳丛彦，李人宪，陆晓柳（西南交通大学机械工程学院，四川成都610031）来稿日期：2018-07-05基金项目：国家自然科学基金（51475387）作者简介：柳丛彦，（1991-），男，福建宁德人，硕士研究生，主要研究方向：车辆空气动力学；李人宪，（1954-），男，河北唐山人，博士研究生，教授，主要研究方向：内燃机性能、车辆空气动力学1引言随着列车运行速度的提高，车辆所处的动态环境发生了根本的变化，噪声超标往往成为限制高速列车运行速度的决定性因素[1]，而当车速超过300km/h 时气动噪声成为贡献最大的噪声。
高速列车的气动噪声来源有很多，这些噪声源主要包括：弓网噪声、转向架区域、车厢连接处、车体表面空腔、车体表面湍流边界层噪声。
对于不同的噪声源，影响大小与规律是不同的。
受电弓作为高速列车主要噪声源之一，研究其气动噪声的传播特性，对提高列车乘坐的舒适性，减少对周围环境的噪声污染具有重要意义。
然而采用线路实测的方法测量受电弓的气动噪声不但花费巨大，而且测得的噪声信号中包含有其他噪声源产生的噪声。
采用模型风洞试验测量其气动噪声又需要低噪声风洞或静音风洞。
拟采用Lighthill 声类比理论的混合方法，通过数值计算分析受电弓在不同车速条件下的气动噪声的大小、分布和高声压级频段。
2流体声学理论基础文献[2]用广义函数法将Lightill-Curle 方程扩展到运动固体边界情况下得FW-H 方程（方程（1）），指出气动噪声相当于单极子声源、偶极子声源、四极子声源这三种气动声源产生的声场。
ə2ət 2-c 2ə2əx 2i()ρ′=ə2T ijəx i əx j -əəx i ［p ij δij H （f ）］+əət ［ρ0v i δij H （f ）］（1）式中：右端第一项为四极子声源，第二项为偶极子声源，第三项为单极子声源。
受电弓表面可近似看成刚性的，其与空气之间摘要：受电弓是高速列车上主要的气动噪声源，而受电弓气动噪声又是宽频噪声，其气动噪声的声压级和频率可能达到多大的水平目前还没有定论。
基于气动噪声数值分析的高速列车等效通过噪声预测
基于气动噪声数值分析的高速列车等效通过噪声预测姜旭东;颜佳慧;李盈利;闫仕光;汤宴宁【期刊名称】《铁道科学与工程学报》【年(卷),期】2024(21)5【摘要】在列车外形设计阶段,工程上通常采用列车通过噪声评估线路噪声以指导气动外形设计。
实车试验测量通过噪声成本高且条件苛刻,本文通过数值模拟分析了高速列车气动噪声特性,并利用运动声源延迟模型预测了列车等效通过噪声,为车外气动噪声评估以及列车外形设计提供理论与技术支撑。
为了精确捕捉列车表面流体扰动,因为列车气动噪声计算网格量较大,因此建立高速列车三车网格模型以简化计算。
高速列车气动噪声特性分析使用流体仿真软件ANSYS FLUENT,基于稳态的湍流模型以及大涡模拟的数值分析模型,并通过Ffowcs Williams-Hawkins(FW-H)方程得到车外沿线标准点辐射气动噪声;随后,根据运动声源延迟时间模型,建立列车等效通过噪声换算模型,将频域下各标准点的列车辐射噪声转换为时域等效通过噪声。
通过声源叠加进一步预测列车不同编组的通过噪声水平,可以观察到编组数量增加会提高噪声水平;为了全面评估列车运行时通过噪声水平,在气动激励的基础上叠加轮轨噪声激励,以最大A声级(L_(Amax))、声暴露级(SEL)和短时等效连续声压级(L_(Aeq,T))表示通过噪声水平,结果表明轮轨噪声对通过噪声水平影响显著。
高速列车数值模拟气动辐射噪声转化为通过噪声的预测模型可以初步评估高速列车运行时的线路噪声水平,为优化列车外形提供指导,从而降低列车噪声水平。
【总页数】10页(P1737-1746)【作者】姜旭东;颜佳慧;李盈利;闫仕光;汤宴宁【作者单位】中南大学交通运输工程学院;中南大学轨道交通安全教育部重点实验室;中车长春轨道客车股份有限公司;中国空气动力研究与发展中心气动噪声控制重点实验室【正文语种】中文【中图分类】U270.2【相关文献】1.高速列车动车转向架气动噪声数值分析2.高速列车表面气动噪声偶极子声源分布数值分析3.基于神经网络方法的高速列车车外气动噪声预测4.高速列车车头的气动噪声数值分析5.高速列车外流场及气动噪声特性数值分析因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。
高速列车动车组的气动噪声特性分析
高速列车动车组的气动噪声特性分析随着现代化的快速发展，高速列车动车组在我国交通运输领域所占比重越来越大。
然而，随之产生的气动噪声问题也成为人们关注的焦点之一。
本文旨在深入分析高速列车动车组的气动噪声特性，探究其成因及应对措施。
首先，气动噪声是由列车高速行驶时的空气流动所产生的声音。
这种声音的主要成因就是列车在高速运行过程中，空气对列车车体、车轮、车架等部位产生的压力差所引起的气动力振动，继而再造成振动声。
为了更好地了解气动噪声产生的原理，我们需要对气动力学基本概念进行了解。
气动噪声中的主要参数是气动阻力、气动力矩和气动力，其中气动力振动是气动噪声的主要分量。
空气流动的速度、粘度、密度和流量等因素都会影响气动阻力、气动力矩和气动力的大小以及振幅和频率的变化。
因此，为了降低气动噪声产生，需要对这些气动因素进行调整和优化。
在高速列车动车组的设计中，应当采用科学的气动设计减少气动噪声的产生。
通过对列车车体和车轮的形状进行优化设计，可以降低空气对列车车体的阻力，减少气动噪声的产生。
另外，在车轮和轨道间设置适当的泥槽，可有效地控制汽车产生的气体流动和噪声的产生。
除此之外，在维护和保养时也应重视气动噪声的问题。
以车体清洗为例，应采用科学的清洗方法，将车体表面的沉积物、污垢彻底清理干净，防止这些杂质对列车的气动状态造成影响，从而降低气动噪声的产生。
此外，在气动噪声的减弱措施中，安装吸音装置也是不可或缺的。
这是因为吸音装置能够有效地吸收噪声，从而减轻噪声的传播，并起到隔音的作用，最大限度地减少对周围环境产生的影响。
总的来说，高速列车动车组的气动噪声问题必须引起足够的重视。
为了实现列车的高速度、高效率和高安全性，必须在列车的设计、运营和维护等各个环节中采取措施，尽可能地减少气动噪声的产生，防止其对周围环境和人们的生活造成影响。
CRH2型高速列车气动噪声及其影响的数值计算的开题报告
CRH2型高速列车气动噪声及其影响的数值计算的开题报告一、选题意义与背景高速列车作为我国铁路运输的重要组成部分，其发展已经成为了国民经济的重要支柱。
然而，高速列车在运行过程中会产生噪声和振动，这些噪声和振动不仅会影响乘客的乘坐舒适性，还会对通过铁路沿线的居民、野生动物以及环境造成不利的影响。
特别是高速列车的气动噪声，阻碍了我国高速列车运行环境的进一步改善和提高。
本文立足于探究CRH2型高速列车气动噪声及其影响，对此进行数值模拟计算，为我国高速铁路运行环境的改善提供科学依据。
二、研究目标和内容本文的研究目标是对CRH2型高速列车气动噪声进行数值计算，并量化其对周围环境的影响。
具体内容包括：1.收集CRH2型高速列车的相关数据，如车体外形、速度、空气动力学参数等；2.建立CRH2型高速列车的数值模型，并进行流场模拟和气动噪声计算；3.分析模拟计算结果，评估CRH2型高速列车对周围环境的气动噪声影响；4.提出改善高速列车气动噪声的建议，并探索相应的技术手段。
三、预期成果本文的预期成果主要包括：1.建立CRH2型高速列车数值模型，获得列车运行过程中的流场及气动噪声分布情况；2.分析气动噪声的影响因素，确定其对周围环境的影响程度；3.提出改善高速列车气动噪声的具体建议，为我国高速铁路运行环境的改善提供技术支持。
四、研究方法和技术路线本文采用数值模拟方法，通过ANSYS等软件建立CRH2型高速列车的数值模型，并进行流场模拟和气动噪声计算。
具体技术路线如下：1.搜集高速列车相关数据，如车体外形、速度、空气动力学参数等；2.建立高速列车的数值模型，包括列车外形、车轮尺寸、空气动力学参数等；3.进行CFD计算，对列车运行过程中的流场情况进行模拟；4.计算气动噪声，提取列车产生的相应波形和频谱；5.对模拟结果进行分析，并进行验证。
五、可行性分析和存在的问题本文所采用的数值模拟方法，在气动噪声研究领域已经有广泛的应用和成功案例。
高速列车受电弓气动噪声特性分析
高速列车受电弓气动噪声特性分析杜健;梁建英;田爱琴【摘要】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.【期刊名称】《西南交通大学学报》【年(卷),期】2015(050)005【总页数】7页(P935-941)【关键词】高速列车;受电弓;气动噪声;脉动压力;声压级;指向性【作者】杜健;梁建英;田爱琴【作者单位】南车青岛四方机车车辆股份有限公司,山东青岛266111;南车青岛四方机车车辆股份有限公司,山东青岛266111;南车青岛四方机车车辆股份有限公司,山东青岛266111【正文语种】中文【中图分类】U292.914目前高速列车的最高试验速度达到惊人的574.8 km/h，而商业运营速度也早已突破300 km/h.对于在近地面稠密大气层中运行的高速列车，其与气流之间的相互作用非常显著，由此产生一系列的空气动力学问题［1-6］. 国内外众多学者对高速列车空气动力学问题进行了研究，且随着研究的深入逐渐形成一个独立的学科分支，即列车空气动力学［7］.沈志云指出列车高速运行所引发的最大问题就是气动噪声，噪声超标往往成为限制高速列车运行速度的决定性因素［8］;马大炜也指出列车高速运行所引发的环保问题莫过于噪声，随着列车运行速度的不断提高，气动噪声成为列车在高速时的主要噪声［9］. 高速列车受电弓是很重要的气动噪声源，德日法等高速铁路强国为降低受电弓所产生的气动噪声，开展了大量的研究工作［10］:King 采用偶极子点声源描述受电弓漩涡脱离所导致的气动噪声，发现受电弓远场气动噪声与车速的对数近似成线性关系［11］;Noger 在低噪声风洞中测试受电弓的气动噪声源，发现受电弓背部垂直面是非常重要的噪声源区域［12］;Iwamoto 结合理论研究和现场试验结果分析，提出降低受电弓气动噪声的方法［13］;Ikeda 通过现场试验和理论分析，研究低气动噪声受电弓的设计理论及方法，提出降低受电弓气动噪声的设计方案［14］. 随着计算技术及高性能计算机的发展，计算流体力学方法已经开始应用于气动噪声的模拟:郑拯宇结合大涡模拟方法和边界元方法计算高速列车表面气动偶极子噪声源分布［15］;Takaishi 利用大涡模拟和涡声理论数值模拟了转向架和受电弓表面的偶极子噪声源分布［16-17］;Yoshiki 利用格子Boltzmann 方法对受电弓气动噪声进行计算，计算结果与风洞试验结果吻合较好［18］;杨帆利用Reynolds 时均方法和边界层噪声源模型数值模拟了高速列车集电部的偶极子噪声源分布，发现当引入导流罩后，集电部的偶极子噪声源强度明显降低［19］;刘加利和肖友刚利用计算流体力学方法和Lighthill 声学比拟理论对高速列车车头的辐射气动噪声进行计算［20-21］. 目前，关于高速列车受电弓气动噪声的数值研究工作还比较少，对高速列车受电弓气动噪声的频谱特性、指向性及各部件的贡献等的了解也还较少，因此有必要研究高速列车受电弓的气动噪声特性，并以此为受电弓的优化设计及降噪研究提供参考.1 受电弓气动噪声计算方法1.1 近场流场计算模型通常情况下，当空气的运动马赫数Ma ＞0.3时，需要考虑空气的压缩性.本文中，列车的运行速度为200 ～500 km/h，相应的Ma 为0.16 ～0.41.为保证计算模型的统一，受电弓绕流流场控制方程为三维可压缩Navier-Stokes 方程，空气为理想气体，其表达式为［22］式中:div(·)为散度算子;grad(·)为梯度算子;ρ 为密度;t 为时间;u 为速度，其在x、y、z 方向的分量分别为u、v、w;p 为压力;e 为内能;k 为热传导系数;T 为温度;μ 为动力黏性系数.理论上，根据Navier-Stokes 方程，结合指定的边界条件和初始条件，可计算出受电弓绕流流场的压力、速度、温度等.然而，受电弓绕流流场是复杂的湍流流场，直接求解Navier-Stokes 方程需要设定很小的空间步长和时间步长，进而导致极大的网格数量和极长的计算时间，不适用于大规模的流场计算.目前，工程中的大规模流场计算一般采用湍流模型.本文采用SST k-ω 湍流模型计算受电弓绕流流场.SST k-ω 湍流模型在近壁面区域利用k-ω 湍流模型，能够很好地计算边界层流动，从而得到准确的受电弓表面脉动压力，为远场气动噪声的准确计算打下基础;在远离壁面区域利用Standard k-ε湍流模型，能够很好地计算远离壁面区域的充分发展的湍流流场.SST k-ω 湍流模型的表达式为［22］式中:k 为湍流动能;ω 为湍流频率;μt 为湍流黏性系数;σk 和σω 为经验系数;Gk 和Gω 为湍流生成项;Yk 和Yω 为湍流耗散项;Dω 为湍流交叉项.在列车实际运行条件下，受电弓通常安装在某节中间车厢的车顶上部.高速列车车体会对受电弓流场产生一定的影响.但气动噪声计算对网格的要求非常高，当采用二阶差分格式进行流场计算时，应保证最小波长至少含有8 个网格，以能够捕捉足够小的漩涡［18］. 本文高速列车受电弓气动噪声计算的最高频率为2.5 kHz，与之相对应的波长为136 mm，从而面网格尺寸不能超过17 mm.为获得准确的高速列车流场结构，列车车身表面网格尺寸也应不超过17 mm，对于“头车+中间车+尾车”三车编组的高速列车(受电弓位于中间车车顶上部)，如此小的表面网格尺寸将导致近亿量级的计算网格，在目前的计算条件下难以开展如此大规模的计算.因此，本文在进行高速列车受电弓气动噪声计算时，没有对列车车身进行建模，而只对受电弓进行建模，并对受电弓模型作一定的简化处理，忽略一些小的结构，而保留主要的部件. 采用非结构网格对其进行网格划分，受电弓表面的网格尺寸均不超过10 mm，从而可以保证受电弓气动噪声计算的精度.同时考虑到受电弓绕流涡脱落的特性，在受电弓表面划分出附面层网格，并在部分主要结构的尾流区进行加密.受电弓区域的网格划分情况如图1 所示，整个计算区域的总网格数约为460 万.图1 受电弓区域网格划分Fig.1 Mesh generation for the pantograph region 1.2 远场气动噪声计算模型受电弓远场气动噪声的计算通常采用FW-H方程，其表达式如下［23］:式中:等式右端第1 项为单极子声源项;第2 项为偶极子声源项;第3 项为四极子声源项;Tij 为Lighthill 张量，Tij =ρuiuj +Pij -c20(ρ -ρ0)δij;pij =(p-p0)δij -σij;f=0为封闭控制面，f ＞0 为流场区域，f ＜0 为固体区域;Δ2(·)为Laplace 算子;δ(·)为Diraclet 函数;H(·)为Heaviside 函数;c0 为声速;p'为远场声压;vn 为封面控制面表面的法向速度;un 为垂直于封面控制面表面的空气速度;ρ0 为静止流体的密度;p0为静止流体的压力;δij为单位张量;σij为单位应力张量;nj 为封闭控制面表面的单位法向量分量;ui 和uj 为空气速度分量.在亚音速流动中，四极子声源远小于偶极子声源，可以忽略.远场气动噪声计算时，封闭控制面取为受电弓表面，假设受电弓表面为刚性壁面，则单极子声源为零.此时，方程(9)的解可表示为［20，24］式中:r 表示声源点到远场点的矢径值表示声源点到远场点的单位矢径分量; 表示封闭控制面的单位法向量分量.由式(10)可以看出，受电弓远场气动噪声的声压值可以采用受电弓表面的脉动压力进行表示.计算时，首先通过SST k-ω 湍流模型模拟受电弓绕流流场，得到受电弓表面脉动压力;然后通过式(10)计算受电弓远场气动噪声. 高速列车受电弓远场气动噪声计算的监测点布置如图2 所示.以受电弓为圆心，以7 m 为半径，并以10°为角度间隔，共选取19 个监测点. 本文共计算3 个列车速度，分别为200、350 和500 km/h，非定常流场计算的时间步长取0.2 ms，对应的远场气动噪声的最高频率为2.5 kHz.图2 远场监测点示意图Fig.2 Schematic diagram of the far-field measurement points1.3 合理性讨论和正确性验证本文在开展高速列车受电弓气动噪声计算时，没有考虑列车车身，一方面是考虑到气动噪声计算对网格的要求非常高，另一方面主要是出于以下考虑:线路试验结果表明，受电弓顶部区域的噪声源强度大于其底部区域的噪声源强度，如图3 所示，而受电弓顶部区域流场受列车车身流场的影响相对较小.图3 基于线路试验的高速列车噪声源分布Fig.3 Noise source distribution of the high-speed train by the line test高速列车受电弓在运行过程中存在开口和闭口两种状态.在中国空气动力研究与发展中心低速空气动力学研究所的航空声学风洞中，开展了受电弓开口和闭口两种状态下的辐射气动噪声试验.表1 给出两种运行状态下11 个不同测点的气动噪声声压级，测点距轨道中心线的距离为7.0 m，距轨面的高度为3.5 m，相邻两测点之间的距离为0.8 m，试验风速为200 km/h.由表1 可知，受电弓开口运行和闭口运行时，远场不同测点的气动噪声声压级差异介于-0.2 ～0.3 dB，受电弓开口运行和闭口运行的远场辐射气动噪声最大值分别为80. 8 dB(A)和80. 7 dB(A)，最大值相差0.1 dB(A).基于此，本文针对开口运行状态，数值研究高速列车受电弓的辐射气动噪声特性.表1 受电弓两种运行状态下的测点气动噪声Tab.1 Aerodynamic noise of the measurement points in two operation states of the pantographdB(A)状态测点编号1234567891011开口79.780.480.180.480.480.780.680.379.980.080.2闭口79.880.680.280.380.280.680.380.179.979.980.0本文数值计算的测点10 和风洞试验的测点6 相一致.测点10 气动噪声的数值计算值为81.5 dB(A)，测点6 气动噪声的风洞试验值为80.7 dB(A)，数值计算值比风洞试验值大0.8 dB(A)，这是由于风洞试验时地板附面层效应无法有效消除，受电弓处于地板附面层内，使得流经受电弓的风速有所降低.2 计算结果分析2.1 流场计算结果图4 给出列车速度为200 km/h 时，受电弓周围的流线分布及其表面的压力分布. 图4 受电弓周围流场Fig.4 Flow field around the pantograph由图4 可以看出，在受电弓的部件后面可以看到较为明显的脱落涡，当涡流从受电弓杆件表面脱落时，会对周围气流产生一定的影响，这种脱落进行具有波动特性，由此产生的作用力和涡流脱落具有同样的频率波动，这种波动的作用力将产生偶极子声源，进而诱发气动噪声.2.2 气动噪声指向性将每个监测点的总声压级绘成曲线，可以得到不同速度下受电弓远场气动噪声的指向性曲线，如图5 所示.图5 受电弓辐射噪声指向性Fig.5 Directivity of the noise radiated from the pantograph由图5 可以看出，不同列车速度下，受电弓远场气动噪声的指向性一致，总声压级均在10° ～20°附近达到最大，且随着列车运行速度的增加，受电弓远场气动噪声的声压级增大.2.3 气动噪声频谱特性对接收点的声压信号进行FFT 变换，则可得到其频谱曲线.图6(a)～(c)为不同速度等级下的声压频谱曲线，辐射角为10°，即声接收点2 处的声压的频谱曲线. 结果表明:受电弓远场气动噪声具有明显的主频，频谱曲线以主频以及其高阶谐频为主.随着列车速度的增加，远场气动噪声的主频也增大，当列车速度为200 km/h，主频为120 Hz;当列车速度为350 km/h 时，主频为140 Hz;而当列车速度为500 km/h 时，主频为162 Hz.图6 列车第二声接收点(辐射角10°)声压频谱曲线Fig.6 Frequency curves forthe sound pressure of the second receiving point of the train(the radiation angle of 10°)2.4 受电弓部件气动噪声贡献分析以列车速度为200 km/h 为例，研究受电弓各个部件的噪声在总噪声中所起的作用.图7 给出受电弓各个部件的标号.表2 给出各个部件在接受点10 处(辐射角为90°)所产生的辐射噪声.由表2 中可知，受电弓碳滑板是受电弓气动噪声中的主控因素，其次是弓头.由此可知，受电弓顶部区域的气动噪声源强度要大于底部区域的气动噪声源强度，这与图3 的线路试验结果吻合较好.图7 受电弓各部件编号Fig.7 Number for each part of the pantograph1—弓头;2—碳滑板;3—弓角;4—上臂(右); 5—上臂(左); 6—下臂;7—悬挂筒(右);8—悬挂筒(左);9—下导杆;10—转轴;11—基座表2 受电弓各部件气动噪声声压级Tab.2 Sound pressure level of the aerodynamic noise for each part of the pantograph部件总声压级/dB部件总声压级/dB 72.9756.2 2 80.1856.4 3 65.3964.7 4 59.11042.5 5 59.81163.4 6 68.8 1——3 结论本文基于计算流体力学原理和FW-H 方程建立高速列车受电弓远场气动噪声的数值计算方法，并结合实验对高速列车受电弓远场气动噪声进行计算分析，主要有如下结论:(1)在受电弓部件后面有较为明显的脱落涡，涡流从受电弓杆件表面脱落时会产生波动的作用力，这种波动的作用力会产生偶极子声源，进而诱发气动噪声; (2)高速列车受电弓远场气动噪声具有较为明显的指向性，且不同列车速度下指向性相同，总声压级均在10° ～20°附近达到最大，且随着列车运行速度的增加，受电弓远场气动噪声的声压级增大;(3)高速列车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;(4)高速列车受电弓碳滑板和弓头是引起受电弓气动噪声中主要的因素.参考文献:【相关文献】［1］ SCHETZ J A. 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采用计算气动声学研究高速列车表面偶极子声源外辐射的指向性
采用计算气动声学研究高速列车表面偶极子声源外辐射的指向
性
郑拯宇;李人宪
【期刊名称】《现代制造工程》
【年(卷),期】2012(000)006
【摘要】将边界元声场分析方法与流体动力学分析技术有机结合起来,在某高速列车边界元模型中,导人流场脉动压力数据并在声学网格上转换成气动偶极子声源边界条件,采用直接边界元算法实现了基于表面偶极子声源的列车气动噪声外辐射声场的数值仿真,在此基础上对列车气动噪声外辐射场声压力分布规律以及车身表面偶极子源外辐射的指向性等特性进行了分析.研究表明:列车两侧的正横方向为车身表面偶极子声源主要水平声辐射方向,在离声源中心25m距离上可达80dB左右；车顶上方为主要横向声辐射声域,25m距离上可达83dB；频率越高,车身表面偶极子声源的指向性越强.
【总页数】5页(P42-46)
【作者】郑拯宇;李人宪
【作者单位】西南交通大学机械工程学院,成都610031;重庆理工大学重庆汽车学院,重庆400054;西南交通大学机械工程学院,成都610031
【正文语种】中文
【中图分类】TB535;U270.1+6
【相关文献】
1.高速列车表面气动噪声偶极子声源分布数值分析 [J], 郑拯宇;李人宪
2.空中声源辐射噪声信号超指向性接收基阵设计 [J], 张伟政;杨日杰;韩建辉;孔晓鹏
3.环状活塞声源辐射声场指向性研究 [J], 任惠娟;贺西平;扈凤
4.椭圆形活塞声源辐射声场的指向性研究 [J], 巩建辉;严碧歌
5.正八边形活塞声源辐射声场的指向性研究 [J], 巩建辉;严碧歌
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高速列车整车气动噪声及分布规律研究
高速列车整车气动噪声及分布规律研究张军;孙帮成;郭涛;方吉;兆文忠【期刊名称】《铁道学报》【年(卷),期】2015(000)002【摘要】本文建立包括头车、尾车、中间车、受电弓、转向架在内的C R H3型高速列车整车三维绕流流动的数值计算模型，用Fluent软件计算不同速度的外部稳态流场，基于稳态流场结果，使用宽频带噪声源模型计算车身表面气动噪声源，得到车体表面声功率级分布；以稳态流场为初始值，用大涡模拟计算车外部瞬态流场，基于瞬态流场用FW‐H噪声模型预测高速列车辐射的远场噪声；分析车体表面声功率级和远场总声压级的分布规律，并将车体侧面远场噪声计算结果与试验结果进行比较分析。
结果表明：列车高速运行时的气动噪声源主要是迎风侧车头及受电弓等曲率变化较大的曲面，受电弓滑板表面声功率级最大，高于头车头部15 dB ；从总声压级来看，受电弓滑板、头车第一个转向架和头车鼻尖处总声压级分别为160 dB、135 dB、130 dB ，受电弓滑板处具有最大的总声压级；从车体侧面噪声来看，离地面越近噪声越大。
通过将远场噪声计算结果与噪声测试结果的对比证明了本文计算结果的准确性。
【总页数】8页(P10-17)【作者】张军;孙帮成;郭涛;方吉;兆文忠【作者单位】大连交通大学交通运输工程学院，辽宁大连 116028;唐山轨道客车有限责任公司，河北唐山 063035;唐山轨道客车有限责任公司，河北唐山063035;大连交通大学交通运输工程学院，辽宁大连 116028;大连交通大学交通运输工程学院，辽宁大连 116028【正文语种】中文【中图分类】U270.16【相关文献】1.高速列车表面气动噪声偶极子声源分布数值分析 [J], 郑拯宇;李人宪2.高速列车受电弓气动噪声分布特性及仿生降噪研究 [J], 王洋洋;周劲松;宫岛;刘海涛3.高速列车整车气动噪声声源特性分析及降噪研究 [J], 张亚东;张继业;李田4.高速列车气动噪声源强及分布特性数值仿真分析 [J], 柳润东;何财松;李晏良5.高速列车气动噪声源强及分布特性数值仿真分析 [J], 柳润东;何财松;李晏良因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。
不同形式风挡的高速列车气动噪声数值模拟研究
不同形式风挡的高速列车气动噪声数值模拟研究
杨恩宇;赵博洋
【期刊名称】《机械工程师》
【年(卷),期】2022()10
【摘要】为了研究不同形式风挡的高速列车在明线运行时的气动噪声,给3辆编组的高速列车模型分别配备3种不同形式的风挡(仅具内风挡、内风挡+半开放式外
风挡、内风挡+全封闭式外风挡),运用大涡模拟的方法,对流场进行瞬态计算并获得列车表面动态压力,经傅里叶变换后,对整车及风挡局部的偶极子声源进行频谱分析。
研究表明,不同速度下的高速列车表面统计平均A计权声压级频谱曲线基本平行,声压级随着高速列车运行速度的提高而增加,其高频段和低频段声压级较小,在
200~1000 Hz之间较高,形成了一个宽频段;与整车表面相比,风挡局部表面偶极子
声源的平均A计权声压级明显更高,低频段增加也非常明显,宽频区域也更大,说明风挡局部是全车主要噪声来源之一;3种风挡局部噪声由大到小顺序为:仅具内风挡>
内风挡+半开放式外风挡>内风挡+全封闭式外风挡,即内风挡+全封闭式外风挡的
降噪效果最好。
【总页数】4页(P66-68)
【作者】杨恩宇;赵博洋
【作者单位】昆明铁道职业技术学院;新疆铁道职业技术学院
【正文语种】中文
【中图分类】U270
【相关文献】
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ｔｒａｉ“
单极子声源项（ｃ项）积分可不必考虑”４’”ｏ；在文 献［１２］中ＩｊｇｈｔｈｉｌＩ指出：流场中四极子声源与偶极 子声源强度之比正比于马赫数的平方，而高速列车 的运动仍属于低速运动（远小于马赫数），其四极
子源噪声强度远小于偶极子声源，故四极子声源项
流场计算域为长方体形状，入口距车前端２倍 车长，出口距车后端４倍车长，高度为４倍车高，宽 度为４倍车宽．车身表面贴体网格采用三角形网 格，为了更好捕获车身表面附近湍流场参数．在边 界附面层区域内，按照ｌ：１．３的比例拉伸成３层三 棱柱附面层网格．其它计算区域体网格的划分选用 四面体网格，采用分层加密的方式，对车体近壁层 的网格加密，远离车体的网格采用稀疏网格，以减 少计算量，加快收敛速度．同时利用其对称性，沿车 身纵向对称平面截取一半作为计算域，以节约计算 机资源，空间体单元约为１８７万，见图３．声源网格 则主要用于在直接边界元中生成声源边界条件，其 网格大小是由所分析频率的上限所决定的，文中采 用四边形贴体网格，最大单元长度为１８ ｍｍ．
流相互作用而产生不同频率的压力脉动，是诱发车
辆产生气动噪声的主要原因．各国发展高速铁路和
高速列车的同时，均对高速车辆气动噪声方面做了
收稻日明：２０ｌｌⅢ３．２２
基金项目：高等学校博士学科点专项科研基金资助项目（２０１００１８４１１０００２）；重庆市自然科学基金计划项目（ｃＳＴｃ，２００８ＢＢ７３４１）；重庆 市教委科学技术研究项目（ＫＪｌ００８１ １） 作者简介：郑拯宇（１９６９一），男，讲师，博士研究生，研究方向为车辆空气动力学及环境工程、工程力学、计算机应用技术等， Ｅ－ｍａｉｌ：ｚＩＩｅｎｇｚｈｅｎｇｙｕ＠１２６．ｃｏｍ 通讯作者：李人宪（１９５４一），男，教授，博上，主要研究方向为车辆空气动力学，Ｅ．ｍａｊｌ：ｒ】【ｌｉ＠ｈｏｍｅ．ｗｊｔｕ．ｅｄｕ．ｃｎ
由Ｎｙｑｕｉｓｔ采样定律ｎｒ知，当采样频率大于信号中
上＿…＝ｋＡｒ＝＾／（．Ｊ＼，缸），
式中：ｐ．。为辐射声压；Ｐ（ｙ）为边界上的流体脉动 压力；Ｃ（ｚ，ｙ）为拉普拉斯方程的格林函数，表示 在流场中固体表面ｓ上ｙ处的点声源于ｒ时刻发 出的声音在ｔ时刻传至ｘ处的声压；ｓ，为固体表 面积分区域；ｎ，表示在固体表面ｓ上ｙ处的外法 线向量；Ⅳ为采样点数；ｋ为第＾个采样点．
源边界条件．
Ｆｉｇ ３
图３列车计算流场模型
ｎｏｗ矗ｅｌｄ ｍｏｄｅｌ ｏｆｔｌｌｅ廿ａｉｎ
３
高速列车偶极子声源分布数值模拟
３．１流场计算结果分析
‰２缈掣峨，
㈤
（４）
列车外部计算流场人口采用速度边界条件．速 度工况分别设定为２ｌＯ和２７０ ｋＨ∥ｈ，出口采用压 力边界条件，在非稳态下利用大涡模拟湍流模型对 高速列车外流场进行计算．并输出压力脉动信号．
万方数据
西
南
交
通
大
学
学
报
第４６卷
加速度引起的声源（流体位移分布），是单极子声
源项．其中，Ａ项只存在于运动固体表面之外，在固
体表面内为零，占、ｃ项仅在固体表面上产生．
１．３
高速列车气动声源分析及其计算方法 对于在空气流场中行驶的高速列车．其车身表
Ｆｉｇ
２
面可以看作是刚性的，体积脉动量几乎为零，所以
图２列年几何模型 ｃｅｏｍｅ埘ｍｏｄｅＪ ｏｆｔｈｅ
ｓｏｕｒｃｅ８
争一ｃ２鲁＝丢≥一去［ｐ声∽若】＋ 可————ｒ—一
言ｋ艿∽老】，
。———１—●
（２）
式中：ｐ’＝ｐ—ｐ。为声压，ｐ。为未受扰动时流场压
力；６∽为Ｄｉ啪书函数．
’胁．Ｉ
坐
图ｌ流场区域
Ｆｉｇ．１ ｎｏｗ ｆｉｅＩｄ ｗｉｔｈ ｓｏ“ｄ ｂｏｕｎｄａｒｙ
式（２）中，方程右边Ａ项是“ｇｈｔｈｉｕ声源项，为 表中，单极子声源是由纯放射状的运动压缩周 围流体而发出声的声源；偶极子源是由２个相距很 四极子声源项；８项表示由表面脉动压力引起的 声源（力分布），是偶极子声源项；Ｃ项表示由表面
万方数据
第６期
郑拯宇等：高速列车表面气动噪声偶极子声源分布数值分析
９９７
大量的研究工作．但大多数的研究工作主要采取现 场采样等实验手段Ｈ引，由于气动噪声并不存在一
个清晰的音调，噪声能是在一个宽频带范围呈连续 分布的，故欲从现场采样数据中提取并分析由气流
近、相位完全相反，并以相同振幅振动的单极子声
源构成，具有声场的最大指向性；四极子源则是由 ２个相位不同的偶极子声源构成，并且由于轴的方
产生不同频率的压力脉动，列车表面的偶极子声源
正是由这种流场边界脉动压力所决定的．因此，文 中采用大涡模拟（ＬＥｓ）湍流模型和ｓｍａｇｏｒｉｎｓｋｙ－
Ｌｉｌｌｙ亚格子模型求出流场边界脉动压力，将此脉 动压力导人声振耦合软件ｓｙｓｎｏｉｓｅ，利用式（３）在 声学网格上转换成声辐射压力，即声载荷，并在利 用快速傅里叶变换（Ｆｎ＇）将流场中时域脉动信号 变换成频域信号后，利用式（４）求出压力脉动频 率”“…，从而获得气动噪声辐射场中的偶极子声
一步研究高速列车车身优化设计和铁路干线噪声
环境控制提供数值分析依据．
１基于Ｌｉｇｈｔｈｉｌｌ方程的声源理论及 其数值计算策略
１．１流场中声源的分类 流场中的声源包括单极子声源、偶极子声源和 四极子声源３种。钆¨】，如表１所示．
表ｌ流场声源的分类
Ｃｌａｓｓｉｆｉｃａｔｉｏｎ ｏｆ ｎｏｗ ａｃｏｕｓ￡ｊｃ
气动力学特性下的环境污染问题日益突出¨引．其
气在列车表面附近形成流动状态十分复杂的湍流 场，产生旋涡、旋涡脱落、气流分离、再附着等复杂
的边界层流态，所形成不断发展的不同尺度涡与湍
中，列车高速行驶时所产生的气动噪声对列车乘坐 舒适性以及对铁路干线周边的环境噪声污染等指 标将产生重要影响ｐ１．列车高速行驶时，周围的空
ｐｒｅｓｓｕｒｅ
ｌｅｖｅｌ ｉｓ ａｐｐｍｘｉｍａｔｅｌｙ ９７ ｄＢ． Ｖｅｈｉｃｌｅ ｎｏｉｓｅ；神ｒｏａｃｏｕｓｔｉｃｓ；ｕｎｓｔｅａｄｙ ｎｏｗ；ｌａｒｇｅ
Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ：
ｅｄｄｙ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ（ＬＥＳ）；ｂｏｕｎｄａｒｙ
ｅｌｅｍｅｎｔ ｍｅｔｈｏｄ（ＢＥＭ）
高速化已经成为当今世界铁路发展的共同趋 势，随着我国高速铁路建设的推进，伴随而来的空
式中：ｐ为空气密度；ｎ为压应力张量；ｃ为声速 度；％为流体在茹ｉ向速度分量；瓦为Ｌｉｇｈｔｈｉｎ应力 张量． １９５５年，Ｃｕｒｌｅ将Ｌｉｇｈｔｈｉｎ方程应用于引入静 止固体边界条件的有限空间流场中，得到Ｌｉｇｈｔｈｉｕ－
Ｃｕｒｌｅ解形式㈦．１９６６年。Ｆｆｏｗｃ８ Ｗｉｌｌｉａｍｓ和
Ｈａｗｋｉｎｇｓ将Ｃｕｄｅ的研究成果扩展到运动固体边
（Ａ项）亦可忽略不计．因此，Ｆｗ－Ｈ方程右边仅剩
下偶极子声源项（Ｂ项）．表明：行驶中的高速列车
所产生的气动噪声源主要来自于其车身表面附近 的偶极子声源，其强弱和分布特性决定着其外部辐
射声场的强弱及其分布规律．
湍流场由不断发展的大小不同的涡旋构成，一 般认为大尺度涡控制流动特性，小尺度涡耗散能
量．这种不断发展的不同尺度涡与湍流相互作用而
ｓｈｏｗ ｔ｜Ｉａｔ ｗｈｅｎ
ｓｏｕｒｃｅ
ｔｒａｊｎ
ｒｕｎｓ
２７０ ｈｎ／ｈ ａｎｄ ｔｈｅ ｆ如ｑｕｅｎｃｙ ｉｓ ２．５ ｋＨｚ，ｍａｉｎ ａｅｍｄｙｎａｍｉｃｓ ｎｏｉ∞
ｏｖｅｒ
ｗｉｔｈ
ａ
ｓｏｕｎｄ ｐｒｅｓｓｕｍ ｌｅｖｅｌ
９０ ｄＢ ｉｓ ｌｏｃａｔｅｄ
ｎｅａｒ
ｉ协ｂｏｇｉｅｓ。
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Ｎｕｍｅｒｉｃａｌ Ａｎａｌｙｓｉｓ ０ｆ Ａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃ Ｄｉｐｏｌｅ Ｓｏｕｒｃｅ
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（１．
Ｔｒａｉｎ Ｓｕｒｆａｃｅ
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Ⅱ如础玩，１１
ｕｎｉＶｅ瑁ｉｔｙ，Ｃｈｅｎｇｄｕ
６１００３ ｌ，ＣＩｌｉ舱；２． ＣｈｏｎｇｑｉｒＩｇ
ｓｃｈ∞１ ０ｆ Ｍｅｃｈａｎｊｃａｌ Ｅｎ舀ｎｅｅｒｉｎｇ，ｓｏｕｔｈｗｅｓｔ Ｊｉａｏｔｏｎｇ
基于ＬｉｇｌＩｔｈｊⅡ方程的气动声源理论分析
英国学者Ｌ曲ｔｈｉｌｌ于１９５２年在没作任何简化
和假定前提下，在一个无边界的自由空间中通过严
格的流体运动连续方程和动量方程，并与静止介质
中的声传播公式相比对，得到反映了流场中声波运 动与流场参数之间关系的Ｌｉｇｈｔｈｉｌｌ波动方程【Ｉ ２１：
源模型理论对车辆表面气动声源强弱的分布进行
位不同，可分为横向四极子声源和纵向四极子
声源．
１．２
脉动所诱发的噪声信号存在较大困难，而大型静音 风洞数量稀少、成本高．因此，部分学者试图利用数
值模拟分析方法进行研究，并取得了一定的进 展阳引．但其研究方向主要致力于车辆内部封闭空 间的声场分析，或针对车辆外部流场中有限个离散 点的噪声信号进行预测，或局限于选择某种宽带声
ｄｉｐｏｌｅ
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大致预判，而这类宽带声源模型是基于稳态流场建 立起来的，在其理论推导过程中作了一系列必要的 简化假设，并忽略了湍流中涡旋在时间历程上对整
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（１）
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体流场声能的影响，故精度不高，并且均不能获得