李　輝， 肖新標(biāo)， 朱旻昊， 金學(xué)松

(西南交通大學(xué) 牽引動(dòng)力國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,成都　610031)

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高速列車車廂連接處氣動(dòng)噪聲特性初探

李輝， 肖新標(biāo)， 朱旻昊， 金學(xué)松

(西南交通大學(xué) 牽引動(dòng)力國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,成都610031)

摘要：建立高速列車車廂連接處簡(jiǎn)化的氣動(dòng)噪聲分析模型，基于聲類比理論、FLUENT軟件分析車廂連接處形狀及風(fēng)擋對(duì)氣動(dòng)噪聲影響，給出車外氣動(dòng)噪聲分布規(guī)律。數(shù)值結(jié)果表明，對(duì)近車廂連接處端部進(jìn)行圓角光順能減小氣動(dòng)噪聲值。圓角半徑越大減噪效果越明顯；在車廂連接部位安裝風(fēng)擋能減小車外及車廂連接內(nèi)部空腔的氣動(dòng)噪聲，風(fēng)擋開口處的氣動(dòng)噪聲值有所增加。對(duì)風(fēng)擋板進(jìn)行圓角光順可進(jìn)一步減弱氣動(dòng)噪聲。

關(guān)鍵詞：高速列車；車廂連接；風(fēng)擋；氣動(dòng)噪聲

隨車速提高，列車行駛中的氣動(dòng)特性對(duì)其運(yùn)行影響更顯突出，表現(xiàn)為速度對(duì)氣動(dòng)安全性作用會(huì)引起更大氣動(dòng)噪聲。為此，我國(guó)已建立一系列從實(shí)驗(yàn)到理論分析的高速列車空氣動(dòng)力學(xué)研究體系，并取得國(guó)際先進(jìn)技術(shù)成果[1]。建立列車氣動(dòng)性能與車頭外形間理論研究體系，創(chuàng)立從列車空氣動(dòng)力性能分析氣動(dòng)外形、結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)等具有自主知識(shí)產(chǎn)權(quán)的研究方法[2-4]。姚拴寶等[5]研究高速列車各組成部分的氣動(dòng)阻力，統(tǒng)計(jì)、歸類后給出其對(duì)總氣動(dòng)阻力的貢獻(xiàn)。在氣動(dòng)噪聲研究上，張曙光[6]認(rèn)為列車噪聲源主要有牽引、輪軌、氣動(dòng)三類，每類噪聲源所占主導(dǎo)速度范圍不同，車速高于某臨界速度時(shí)氣動(dòng)噪聲取代輪軌噪聲成為主要噪聲源。劉紅光等[7]通過(guò)求解廣義Lighthill方程，給出適合計(jì)算車輛行駛工況的氣動(dòng)噪聲產(chǎn)生方法。

在眾多聲源中車廂連接處氣動(dòng)噪聲十分復(fù)雜。Han等[8-9]應(yīng)用羽翼仿生學(xué)原理進(jìn)行車廂連接部位低噪聲設(shè)計(jì)。Choi等[10]借助風(fēng)洞試驗(yàn)研究車廂連接處氣動(dòng)噪聲。耿冬寒等[11]認(rèn)為矩形空腔的氣動(dòng)噪聲指向氣流方向上游，并由氣動(dòng)噪聲低頻成分決定。Mizushima 等[12-13]認(rèn)為對(duì)車廂連接邊緣圓角處理可減弱氣動(dòng)噪聲水平。Kang 等[14]基于二維模型分析車廂連接處安裝的風(fēng)擋開口間隙對(duì)該部位氣動(dòng)噪聲影響。本文據(jù)文獻(xiàn)[14]研究思路，對(duì)其建立的模型進(jìn)行修改，建立車廂連接模型及對(duì)車廂端部圓角光順與安裝風(fēng)擋的車廂連接模型，分析連接部位改變車廂端部結(jié)構(gòu)形狀、風(fēng)擋幾何形狀、尺寸等噪聲頻譜特性及車外氣動(dòng)噪聲分布規(guī)律，并改進(jìn)風(fēng)擋，旨在為車廂連接處低噪聲外形設(shè)計(jì)提供參考。

1車廂連接部位計(jì)算模型

1.1車廂連接部位模型

圖1(a)為車廂連接處示意圖，箭頭表示行車方向。利用列車結(jié)構(gòu)的局部對(duì)稱性，為縮短計(jì)算時(shí)間，建立車廂連接部位二維模型，見(jiàn)圖1(b,Ⅰ)。該模型為矩形空腔結(jié)構(gòu)，腔高H=0.35 m，長(zhǎng)L=0.8 m。圖1(b,Ⅱ,Ⅲ)為改進(jìn)的車廂連接。其中Ⅱ?yàn)閷?duì)車廂連接處上部前、后緣進(jìn)行圓角光順，Ⅲ為對(duì)車廂連接上、下同時(shí)進(jìn)行圓角光順。圓角半徑均0.1 m 。

圖1　車廂連接處示意圖Fig.1 Schematic diagram of inter-coach

1.2計(jì)算流體力學(xué)方法

據(jù)Lighthill聲類比理論設(shè)聲壓對(duì)流動(dòng)狀態(tài)無(wú)察覺(jué)影響[15]。氣動(dòng)噪聲計(jì)算先獲得聲源附近瞬態(tài)流場(chǎng)，再據(jù)FW-H方程計(jì)算氣動(dòng)噪聲。流場(chǎng)用LES模型模擬，因湍流由不同尺度旋渦組成，能量由大尺度渦決定。因此，直接計(jì)算大尺度渦量，而小尺度渦用亞格子模型模擬[16]。

引入亞格子模型,重構(gòu)大渦模擬的N-S方程[17]

(1)

(2)

式中：ρ為流體密度；ui，uj為xi、xj方向速度分量；μ為流體黏性系數(shù)；τij為亞格子雷諾應(yīng)力。

為不封閉項(xiàng)，亞格子雷諾應(yīng)力是可解尺度與過(guò)濾掉的小尺度間動(dòng)量輸運(yùn)項(xiàng)，應(yīng)用模型封閉。其數(shù)學(xué)模型為

(3)

FW-H方程為

(4)

式中：p′為待解聲場(chǎng)參量；Tij為L(zhǎng)ighthilll張量；ui為流體xi方向速度分量；un為流體沿物體表面法向速度分量；vn為運(yùn)動(dòng)物體垂直物體表面的法向速度分量；ρ0為無(wú)擾動(dòng)流體密度；ρ為擾動(dòng)的流體密度；▽為哈密頓算子；f=0為隱函數(shù)描述的控制面方程，f>0表示控制面外部區(qū)域，f<0表示控制面內(nèi)部區(qū)域；H(f)為Heaviside廣義函數(shù)，即將Lighthill應(yīng)力張量引起的噪聲限制在控制面以外區(qū)域，δ(f)=dH(f)/df。

圖2　模型及網(wǎng)格Fig.2 Model and grid of inter-coach

式(4)右端由仿真求得，求解該方程可得氣動(dòng)噪。車廂連接處仿真在Fluent平臺(tái)上進(jìn)行。氣動(dòng)模型計(jì)算域據(jù)文獻(xiàn)[14]進(jìn)行修改，車廂連接前后長(zhǎng)各7 m、高5 m。劃分模型網(wǎng)格并對(duì)車廂連接區(qū)域及車身表面加密，該區(qū)域最大網(wǎng)格尺寸為0.005 m，密網(wǎng)格區(qū)域見(jiàn)圖2中黑色區(qū)域。在聲源以外區(qū)域設(shè)置網(wǎng)格過(guò)度因子稀化網(wǎng)格。網(wǎng)格總數(shù)約220萬(wàn)。對(duì)左側(cè)速度入口設(shè)定列車行駛速度v=300 km/h，右側(cè)出口設(shè)為壓力出口邊界，出口壓力設(shè)為大氣壓。車身表面設(shè)置無(wú)滑移壁面邊界條件，其余為對(duì)稱邊界。先選k-ε湍流模型進(jìn)行穩(wěn)態(tài)計(jì)算，獲得初始準(zhǔn)定常解；利用LES湍流模型進(jìn)行流場(chǎng)瞬態(tài)計(jì)算，求解算法選SIMPLEC，離散格式選中心差分格式(Central Difference)；采樣時(shí)間設(shè)置為5×10-5s。計(jì)算20 000步后開啟噪聲模塊，選車廂連接部位腔體壁面及相鄰兩節(jié)車廂近風(fēng)擋部位一倍車廂連接長(zhǎng)度車身表面為氣動(dòng)聲源，采集聲源面脈動(dòng)壓力數(shù)據(jù)，采樣時(shí)間4 000步。分析采樣時(shí)間段內(nèi)的噪聲特性。

2計(jì)算結(jié)果分析

2.1車廂連接Ⅰ氣動(dòng)噪聲特性

車外噪聲測(cè)點(diǎn)布置見(jiàn)圖3。在車廂連接部位腔體內(nèi)部布置兩個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)(1、2)。在車廂連接部位距離車身表面1 m、2 m遠(yuǎn)間隔0.4 m各布置11個(gè)測(cè)點(diǎn)。本文所有車廂連接形式的噪聲測(cè)點(diǎn)布置方式相同。

圖3　車廂連接部位氣動(dòng)噪聲測(cè)點(diǎn)布置(m)Fig.3 Arrangement of aerodynamic noise measuring points(m)

Ⅰ在車廂連接外2 m、正中位置氣動(dòng)噪聲測(cè)點(diǎn)1 000 Hz內(nèi)聲壓級(jí)頻譜曲線見(jiàn)圖4，可見(jiàn)氣動(dòng)噪聲峰值出現(xiàn)在40～140 Hz范圍內(nèi)，最高峰值對(duì)應(yīng)頻率為88 Hz。其它氣動(dòng)噪聲測(cè)點(diǎn)聲壓級(jí)頻譜規(guī)律與所選測(cè)點(diǎn)相似，此處略去。

矩形空腔流動(dòng)區(qū)域流體自激振蕩頻率可描述為

式中：L為空腔長(zhǎng)度；Mac=Uc/c為分離渦流動(dòng)馬赫數(shù)；Uc近似取為氣流平均流速。

本文矩形空腔在分析速度下的自激振蕩頻率為83.6 Hz。氣動(dòng)噪聲最大峰值對(duì)應(yīng)頻率較接近矩形空腔自激振蕩頻率。表明矩形空腔流動(dòng)的氣動(dòng)噪聲由空腔結(jié)構(gòu)所致流體自激振蕩聲。

圖4　車廂連接2 m外中間點(diǎn)氣動(dòng)噪聲頻譜 Fig.4 Aerodynamic noise information of Intermediate position point at 2 m away from train body

2.2車廂連接部位形狀對(duì)氣動(dòng)噪聲影響

利用測(cè)點(diǎn)噪聲信息求得各測(cè)點(diǎn)A計(jì)權(quán)的總聲壓級(jí)。連接Ⅰ～Ⅲ的車外氣動(dòng)噪聲分布規(guī)律見(jiàn)圖5。由圖5看出，三種類型車廂連接結(jié)構(gòu)的車外氣動(dòng)噪聲指向性相同均指向上游，與文獻(xiàn)[11]結(jié)論相同。車廂連接部位下游車身外部區(qū)域氣動(dòng)噪聲值較大，且氣動(dòng)噪聲呈前后“兩瓣”狀分布。對(duì)比Ⅰ、Ⅱ，車廂連接上端圓角光順后其下游氣動(dòng)噪聲大大減弱。以距車身2 m測(cè)點(diǎn)為例，氣動(dòng)噪聲值在車廂連接下游下降約4 dB(A)；對(duì)比Ⅱ、Ⅲ，在車廂連接上端圓角光順基礎(chǔ)繼續(xù)對(duì)下端進(jìn)行圓角光順，氣動(dòng)噪聲減弱效果不明顯。

圖5　車外氣動(dòng)噪聲分布Fig.5 The distribution of aerodynamic noise outside the train

三種車廂連接在t=1.0 s的渦量值分布見(jiàn)圖6。可見(jiàn)三種車廂連接均有漩渦流向下游，并在上游重新生成漩渦。連接Ⅰ在下游位置渦量值明顯大于Ⅱ、Ⅲ。對(duì)比三種連接渦量分布可知，對(duì)車廂連接上端進(jìn)行圓角光順能減弱氣體流動(dòng)湍流劇烈程度，而對(duì)下端進(jìn)行圓角光順對(duì)氣流流動(dòng)影響不明顯。風(fēng)擋外氣動(dòng)噪聲呈“兩瓣”狀分布原因?yàn)闅饬饕暂^高速度作用于矩形空腔下游邊緣，形成強(qiáng)烈反饋，流體反饋振蕩釋放的能量以聲波形式回傳?？涨粎^(qū)域氣體流動(dòng)引起的氣動(dòng)噪聲指向上游；氣流流過(guò)車廂連接處時(shí)上游的漩渦撞擊在車廂連接下游邊緣，漩渦破碎后引起不規(guī)則流動(dòng)作用于車廂連接下游的車身表面，使下游車身表面出現(xiàn)較大壓力變化。因此，下游車身表面亦是重要的氣動(dòng)聲源，并引起較大車外噪聲。

圖6　車廂連接Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ氣流渦量分布Fig.6 Contours of vorticity magnitude at inter-coach Ⅰ 、Ⅱ、Ⅲ

提取Fluent中的聲源表面脈動(dòng)壓力信息導(dǎo)入Virtual-lab軟件中，將CFD網(wǎng)格的脈動(dòng)壓力信號(hào)插值到Virtual-lab的聲學(xué)網(wǎng)格，利用邊界元方法計(jì)算氣動(dòng)噪聲輻射。由于車廂連接處氣動(dòng)噪聲主要集中在低頻，在Virtual-lab中截取連接Ⅰ低頻下(70 Hz，9 0Hz，120 Hz，180 Hz)車外氣動(dòng)聲場(chǎng)云圖，見(jiàn)圖7。由圖7看出，70 Hz，90 Hz的車外氣動(dòng)噪聲聲場(chǎng)分布“兩瓣”形狀明顯，其中矩形空腔所在一瓣指向上游，另一瓣指向下游。兩瓣分界點(diǎn)在車廂連接下游邊緣，與車外噪聲總聲壓級(jí)分布規(guī)律相似。120 Hz的車外氣動(dòng)噪聲分布呈前后“兩瓣”狀，但界限模糊；180 Hz時(shí)氣動(dòng)噪聲分布無(wú)“兩瓣”狀。因此，車廂連接處車外氣動(dòng)噪聲分布呈“兩瓣”狀分布由氣動(dòng)噪聲低頻成分尤其峰值附近頻率成分決定。

圖7　車廂連接外氣動(dòng)聲場(chǎng)云圖(dB)Fig.7 Contours of aerodynamic noise sound field(dB)

2.3倒角半徑對(duì)氣動(dòng)噪聲影響

對(duì)車廂連接部位上下端同時(shí)倒圓角，圓角半徑R為0.1 m，0.125 m，0.15 m，0.175 m。車外2 m噪聲分布具有相似分布規(guī)律，見(jiàn)圖8。由圖8看出，倒角0.1 m與0.125 m相比氣動(dòng)噪聲相差不大；倒角由0.125 m增加到0.15 m甚至0.175 m時(shí)，前后臺(tái)階已變平緩， 對(duì)流動(dòng)分離的反饋程度大大減弱。氣動(dòng)噪聲值亦有大幅降低。

圖8　不同圓角半徑的車外2 m氣動(dòng)噪聲分布Fig.8 Aerodynamic noise distribution under different radius at 2 m away from train body

2.4車廂連接處風(fēng)擋對(duì)噪聲影響

治理高速列車車廂連接部位氣動(dòng)噪聲廣泛采用在連接部位安裝風(fēng)擋減少流進(jìn)連接部位空腔內(nèi)部氣流，緩解湍流劇烈程度，進(jìn)而減弱氣動(dòng)噪聲。本文選三種形式風(fēng)擋見(jiàn)圖9。其中Ⅳ為平板型風(fēng)擋，Ⅴ為過(guò)渡型風(fēng)擋，Ⅵ為在風(fēng)擋Ⅳ基礎(chǔ)上對(duì)前后擋板圓角進(jìn)行處理。

安裝風(fēng)擋Ⅳ 、Ⅴ后，風(fēng)擋將車廂連接處形狀變成帶開口的“內(nèi)凹”型空腔，見(jiàn)圖10。由圖10看出，氣流在凹腔內(nèi)形成三個(gè)主要渦流區(qū)域，在風(fēng)擋、車廂連接前后兩車廂端面、底面共同作用下使風(fēng)擋內(nèi)部流動(dòng)狀況相對(duì)穩(wěn)定。

車廂連接上游風(fēng)擋擋板沿氣流流動(dòng)方向前伸，擋板下空出一塊區(qū)域，氣流流經(jīng)車廂連接位置在上游風(fēng)擋擋板末端脫離后流向風(fēng)擋凹腔內(nèi)部區(qū)域擴(kuò)散空間更大，在上游車廂端部后面形成的漩渦能量較弱。氣流流過(guò)車廂連接達(dá)下游風(fēng)擋版時(shí)遇到擋板突起發(fā)生分離，一部分沿車身外表面流向下游，另部分沿后擋板內(nèi)側(cè)向下流向車廂連接的凹腔內(nèi)部。此正對(duì)氣流的微小突起結(jié)構(gòu)較易導(dǎo)致氣流振蕩，引起旋渦脫落，誘發(fā)另類型氣動(dòng)噪聲即邊緣音。車廂連接Ⅳ、Ⅴ的渦量圖均明顯看到下游風(fēng)擋擋板引起的漩渦脫落；風(fēng)擋下游車身表面附近出現(xiàn)規(guī)律的旋渦運(yùn)動(dòng)，漩渦緊貼車身表面運(yùn)動(dòng)并拍打車身表面，會(huì)直接引起較顯著的車內(nèi)、外氣動(dòng)噪聲。兩種形式風(fēng)擋噪聲源分布見(jiàn)圖11，可見(jiàn)安裝風(fēng)擋后，車廂連接空腔內(nèi)部表面對(duì)噪聲的貢獻(xiàn)較弱，擋板突起是新引入的氣動(dòng)聲源，對(duì)氣動(dòng)噪聲貢獻(xiàn)較大。

圖9　車廂連接Ⅳ、Ⅴ、Ⅵ結(jié)構(gòu)示意圖(cm)Fig.9 The structure of windshield IV, V, Ⅵ (cm)

圖10　兩種風(fēng)擋的氣體渦量分布Fig.10 Contours of vorticity magnitude at inter-coach

圖11　安裝風(fēng)檔后車廂連接處氣動(dòng)聲源強(qiáng)度分布Fig.11 Surface acoustic power level of inter-coach with a windshield

車廂連接Ⅵ的渦量見(jiàn)圖12。改進(jìn)風(fēng)擋的車廂連接Ⅵ與Ⅳ相比，上游擋板后的渦量值增大。此因上游擋板圓角光順后引入局部“臺(tái)階”，臺(tái)階為生成旋渦提供條件。在連接Ⅵ下游擋板氣流分離處，氣流沿圓角平順越過(guò)下游擋板流向車身后方，對(duì)氣流擾動(dòng)較Ⅳ弱，故后方氣流漩渦能量降低。

圖12　車廂連接Ⅵ氣體渦量分布Fig.12 Contours of vorticity magnitude at inter-coach Ⅵ

無(wú)風(fēng)擋(Ⅰ)、三種風(fēng)擋(Ⅳ、Ⅴ、Ⅵ)車外2 m處氣動(dòng)噪聲分布見(jiàn)圖13，可見(jiàn)安裝風(fēng)擋Ⅳ、Ⅴ后車外噪聲指向性發(fā)生變化，上游氣動(dòng)噪聲較弱，中下游氣動(dòng)噪聲較強(qiáng)。車外測(cè)點(diǎn)氣動(dòng)噪聲幅值減小，即風(fēng)擋對(duì)車外氣動(dòng)噪聲減噪效果較好，且上游氣動(dòng)噪聲減小幅度更大，此因風(fēng)擋使氣流經(jīng)車廂連接部位時(shí)大部分空氣直接沿車身外表面流向下游，車廂連接凹腔內(nèi)部的氣流減少，減弱氣流反饋?zhàn)饔眉皞飨蛏嫌蔚穆暡芰俊６掠螕醢逋黄鹫龑?duì)空氣來(lái)流，對(duì)流動(dòng)造成干擾，引起旋渦脫落，漩渦在下游擋板上脫落后沿車身表面運(yùn)動(dòng)同時(shí)“拍打”車身表面，導(dǎo)致下游出現(xiàn)較大氣動(dòng)噪聲。因此風(fēng)擋對(duì)下游氣動(dòng)噪聲的減弱效果不明顯。兩種風(fēng)擋引起的氣動(dòng)噪聲在車外分布基本無(wú)差異。將擋板圓角光順后，上游噪聲有回升，下游噪聲減小。噪聲在車外指向性進(jìn)一步減弱，幅值進(jìn)一步減小。

圖13　車廂連接三種形式的車外2 m氣動(dòng)噪聲分布Fig.13 Aerodynamic noise distribution of inter-coach at 2 m away from train body

2.5車廂連接空腔區(qū)域噪聲

6種車廂連接形式在空腔內(nèi)部測(cè)點(diǎn)的氣動(dòng)噪聲值見(jiàn)表1。結(jié)果表明，車廂連接Ⅰ～Ⅲ測(cè)點(diǎn)2的氣動(dòng)噪聲較測(cè)點(diǎn)1小。安裝風(fēng)擋的車廂連接Ⅳ、Ⅴ及Ⅵ測(cè)點(diǎn)2噪聲較測(cè)點(diǎn)1大。對(duì)連接處車廂端部進(jìn)行圓角光順，其凹腔內(nèi)部減噪2～3 dB(A)。安裝風(fēng)擋后開口處氣動(dòng)噪聲較突出，凹腔內(nèi)部氣動(dòng)噪聲值與未安裝減噪10 dB(A)以上。平板型風(fēng)擋與過(guò)度型風(fēng)擋對(duì)車外氣動(dòng)噪聲無(wú)顯著差異，但平板型風(fēng)擋尺寸小，對(duì)氣流擾動(dòng)影響小，在車廂連接空腔內(nèi)部區(qū)域引起的噪聲值更小。對(duì)擋板進(jìn)行圓角光順后車廂連接Ⅵ與Ⅳ及Ⅴ相比風(fēng)擋開口處測(cè)點(diǎn)2氣動(dòng)噪聲值減小，測(cè)點(diǎn)1氣動(dòng)噪聲值有所回升，因Ⅵ模型測(cè)點(diǎn)1距風(fēng)擋開口更近，故氣流擾動(dòng)對(duì)測(cè)點(diǎn)1影響更明顯。總之，車廂連接Ⅵ 引起的車外氣動(dòng)噪聲較Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ均小，引起測(cè)點(diǎn)1的氣動(dòng)噪聲較車廂連接Ⅰ～Ⅲ小，測(cè)點(diǎn)2的氣動(dòng)噪聲較車廂連接Ⅳ、Ⅴ小，與Ⅰ相近。因此，6種車廂連接形式中Ⅵ性能最優(yōu)。

表1　測(cè)點(diǎn)1、2噪聲聲壓級(jí)

3結(jié)論

通過(guò)分析6種形式車廂連接的氣動(dòng)噪聲，結(jié)論如下：

(1)車廂連接處氣動(dòng)噪聲為由空腔結(jié)構(gòu)導(dǎo)致的流體自激振蕩噪聲。

(2)車外噪聲分布呈明顯“兩瓣”形狀，分界在車廂連接下游邊緣，中空腔所在一瓣指向上游，另一瓣指向下游。該指向性由低頻成分尤其噪聲峰值附近的頻率成分決定。

(3) 對(duì)車廂端部上端倒角，氣動(dòng)噪聲減噪效果明顯，下游氣動(dòng)噪聲減小幅度大于上游。對(duì)車廂端部下端倒角，氣動(dòng)噪聲減噪效果不明顯。車廂端部倒角半徑增大，氣動(dòng)噪聲減小。

(4)安裝風(fēng)擋后車外氣動(dòng)噪聲指向特性發(fā)生改變，噪聲指向中下游。上游氣動(dòng)噪聲減小幅度大于下游，車廂連接后緣對(duì)氣流的反饋?zhàn)饔脺p弱，指向上游的氣動(dòng)噪聲減弱；下游擋板突起會(huì)引入新的氣動(dòng)噪聲源。

(5)風(fēng)擋圓角光順可減小風(fēng)擋外氣動(dòng)噪聲值，指向性減弱。風(fēng)擋圓角光順后開口處測(cè)點(diǎn)氣動(dòng)噪聲較圓角光順前小，風(fēng)擋空腔內(nèi)部測(cè)點(diǎn)氣動(dòng)噪聲較圓角光順前大。擋板倒角后空腔內(nèi)部噪聲增大，開口處氣動(dòng)噪聲減小。

參 考 文 獻(xiàn)

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Analysis on aerodynamic noise in inter-coach space of high-speed train

LIHui,XIAOXin-biao,ZHUMin-hao,JINXue-song

(State Key Laboratory of Traction Power, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China)

Abstract:An aerodynamic noise analysis model of the simplified inter-coach space between the two carriages of a high-speed train was established based on FLUENT software and Virtual-lab software. By using the model, the effects of the inter-coach structural configuration and the windshield on aerodynamic noise generation in the inter-coach space were analysed. The exterior noise distribution and the noise radiated sound field near the inter-coach were obtained. The numerical results show that aerodynamic noise level can be decreased by rounding the edges of the inter-coach structure and the windshield. In between the carriages of the train, installing the windshield can reduce the aerodynamic noise outside and inside the cavity between the carriages effectively, but the pneumatic noise level at the windshield opening increases. Finally, the windshield was optimized, and the optimized windshield has better noise reduction effect.

Key words:high-speed train; inter-coaching; windshield; aerodynamic noise

中圖分類號(hào):U270.16

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

DOI:10.13465/j.cnki.jvs.2016.06.020

通信作者金學(xué)松 男，教授，博士生導(dǎo)師，1956年生

收稿日期：2014-11-10修改稿收到日期：2015-03-31

基金項(xiàng)目：國(guó)家自然科學(xué)基金(51475390;U1434201);國(guó)家863計(jì)劃(2011AA11A103-2-2);教育部創(chuàng)新團(tuán)隊(duì)(IRT1178);中央高校基本科研業(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金資助(SWJTU12ZT01)

第一作者 李輝 男，碩士生，1989年生

E-mail:xsjin@home.swjtu.edu.com