高陽，李啟良，王毅剛

(1.中車長春軌道客車股份有限公司 工程實(shí)驗(yàn)室，吉林 長春 130062； 2.同濟(jì)大學(xué) 上海地面交通工具風(fēng)洞中心，上海 201804)*

全尺寸高速列車頭型氣動(dòng)噪聲分析方法

高陽1，李啟良2，王毅剛2

(1.中車長春軌道客車股份有限公司 工程實(shí)驗(yàn)室，吉林 長春 130062； 2.同濟(jì)大學(xué) 上海地面交通工具風(fēng)洞中心，上海 201804)*

建立高速列車頭型氣動(dòng)噪聲分析方法有利于了解頭型與空氣相互作用產(chǎn)生的氣動(dòng)噪聲特性及其對(duì)車內(nèi)外的影響.為此，先后建立了兩個(gè)頭型的1∶8縮比三節(jié)編組氣動(dòng)噪聲仿真模型，并開展氣動(dòng)噪聲仿真計(jì)算，得到外場測點(diǎn)平均總聲壓級(jí).通過與風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果相比較，兩者量值相差小于3 dBA，且頭型1均小于頭型2，驗(yàn)證數(shù)值仿真結(jié)果.為了實(shí)現(xiàn)全尺寸高速列車頭型氣動(dòng)噪聲數(shù)值仿真，提出在三節(jié)編組的計(jì)算域中截取一部分—子域法.子域法和整車得到頭型部位的氣動(dòng)特性一致性間接表明子域法的合理性.利用子域法開展了全尺寸頭型1和頭型2氣動(dòng)噪聲仿真計(jì)算，得到頭型表面聲功率、表面和外場總聲壓級(jí)，可為頭型選型和優(yōu)化提供依據(jù)，從而建立了基于數(shù)值仿真的全尺寸高速列車頭型氣動(dòng)噪聲分析方法，解決了以往無法通過風(fēng)洞試驗(yàn)和數(shù)值仿真進(jìn)行全尺寸高速列車頭型氣動(dòng)噪聲分析.

高速列車；頭型；氣動(dòng)噪聲；子域法

0 引言

高速列車產(chǎn)生的氣動(dòng)噪聲對(duì)周圍居民的生產(chǎn)和生活環(huán)境造成很大的影響[1- 2]，也影響乘員乘坐的舒適性[3]，為此受到研究人員廣泛重視.高速列車氣動(dòng)噪聲的研究方法主要有實(shí)車路試、聲學(xué)風(fēng)洞試驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算三種.相比于路試和風(fēng)洞試驗(yàn)，數(shù)值計(jì)算的方法能夠?yàn)榱熊囬_發(fā)階段的氣動(dòng)噪聲評(píng)估和降噪提供更多的數(shù)據(jù)支持.高速列車氣動(dòng)噪聲的數(shù)值計(jì)算均是基于Lighthill聲類比方法，早期研究集中在門窗、絕緣子、受電弓桿件部件[4- 7].隨著計(jì)算能力的提升，學(xué)者們開始采用數(shù)值方法評(píng)估三車編組列車的氣動(dòng)噪聲分布及聲源特性[8- 11]，并針對(duì)轉(zhuǎn)向架[12- 13]開展降噪研究.

頭車是高速列車運(yùn)行中重要的氣動(dòng)噪聲源，頭型的參數(shù)影響高速列車氣動(dòng)噪聲等各種性能，合理的頭型氣動(dòng)噪聲分析方法有助于了解頭車與空氣相互作用和產(chǎn)生氣動(dòng)噪聲的機(jī)理.肖友剛[14- 15]分析了頭車曲面外形對(duì)列車車內(nèi)及遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲的影響.劉加利[16]計(jì)算了頭尾車組成的簡化模型遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲特性，但都缺少與聲學(xué)風(fēng)洞試驗(yàn)的直接或間接對(duì)比驗(yàn)證.

為此本文首先開展了1∶8縮比三節(jié)編組氣動(dòng)噪聲仿真分析和風(fēng)洞試驗(yàn)研究，擬通過對(duì)比外場測點(diǎn)總聲壓級(jí)來驗(yàn)證數(shù)值仿真準(zhǔn)確性.在此基礎(chǔ)上提出在三節(jié)編組的計(jì)算域中截取一部分——子域法，希望通過子域法來實(shí)現(xiàn)全尺寸高速列車頭型氣動(dòng)噪聲數(shù)值仿真，從而彌補(bǔ)以往無法通過風(fēng)洞試驗(yàn)和數(shù)值仿真進(jìn)行全尺寸高速列車頭型氣動(dòng)噪聲分析.

1 數(shù)值仿真方法的驗(yàn)證

1.1 風(fēng)洞試驗(yàn)方法與數(shù)值仿真方法

為了進(jìn)行頭型的選型，受風(fēng)洞大小的限制.目前國內(nèi)外通常只能進(jìn)行1∶8或更小縮比的風(fēng)洞試驗(yàn).為了驗(yàn)證數(shù)值仿真方法，選取了2個(gè)頭型在綿陽二九基地的5.5 m×4.0 m的開口聲學(xué)風(fēng)洞進(jìn)行1∶8縮比三節(jié)編組的氣動(dòng)噪聲試驗(yàn).試驗(yàn)?zāi)Ｐ桶惭b在試驗(yàn)段的支撐平臺(tái)上，并采用地板裝置支撐.頭車模型的鼻尖距地板斜坡為1.0 m，如圖1所示.模型安裝到位后，對(duì)模型的姿態(tài)角進(jìn)行標(biāo)定，確保試驗(yàn)?zāi)Ｐ妥藨B(tài)角準(zhǔn)確.

圖1 1∶8縮比三節(jié)編組試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/p>

車外的聲場環(huán)境是評(píng)估頭型噪聲的主要指標(biāo)之一，也是頭型選型的主要依據(jù)，為此在試驗(yàn)?zāi)Ｐ妥髠?cè)布置共計(jì)30個(gè)遠(yuǎn)場麥克風(fēng).遠(yuǎn)場麥克風(fēng)距車身中心截面6.25 m，分3排布置.首排測點(diǎn)高度距地板0.4 m，第二排和第三排分別距地板0.8 m和1.2 m.在流動(dòng)方向上，兩個(gè)麥克風(fēng)相距0.8 m，如圖2所示.

圖2 測點(diǎn)示意圖

試驗(yàn)?zāi)Ｐ秃吐晫W(xué)測量設(shè)備安裝完成后，采用聲學(xué)校準(zhǔn)器校準(zhǔn)所有麥克風(fēng)，并使用激光器確保模型處于0°.當(dāng)試驗(yàn)風(fēng)速穩(wěn)定在250 km/h時(shí)，設(shè)定采樣頻率和采樣時(shí)間分別為51.2 kHz和15 s，由動(dòng)態(tài)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)進(jìn)行數(shù)據(jù)采集.采集到時(shí)域信號(hào)通過快速傅里葉變化得到測點(diǎn)頻譜和總聲壓級(jí).

建立與風(fēng)洞試驗(yàn)完全一致的數(shù)值仿真模型，包括試驗(yàn)地板、軌道、轉(zhuǎn)向架、受電弓、車廂風(fēng)擋等所有細(xì)節(jié)部件.為了更好模擬列車流場和聲場，創(chuàng)建如圖3所示的計(jì)算域.計(jì)算域的長、寬和高分別為18.5 m、5.5 m和2.5 m.計(jì)算域進(jìn)口距離地板前緣2.5 m，設(shè)定與風(fēng)洞試驗(yàn)相同的速度和湍流度，即250 km/h和0.2%.計(jì)算域出口距離地板后緣5.5 m，設(shè)定相對(duì)壓力為0 Pa的壓力出口.計(jì)算域兩側(cè)距模型中心2.75 m，頂部距試驗(yàn)段地面2.5 m.它們均設(shè)定為對(duì)稱邊界.所有固定不動(dòng)的壁面均設(shè)定為無滑移壁面.

圖3 計(jì)算域

依次對(duì)1∶8縮比的三節(jié)編組進(jìn)行面網(wǎng)格劃分.頭車的鼻錐、排障器、裙板和雨刮凹槽的面網(wǎng)格大小為2.5 mm，其它區(qū)域的面網(wǎng)格大小為5.0 mm，生成約24萬個(gè)三角形面網(wǎng)格.拖車轉(zhuǎn)向架和動(dòng)力轉(zhuǎn)向架的面網(wǎng)格大小分別為2 mm和3 mm，分別生成約12萬個(gè)和31萬個(gè)三角形面網(wǎng)格.受電弓保留受電弓頭、弓架、基座和支撐絕緣子，它們的面網(wǎng)格大小為0.5 mm，生成24萬個(gè)三角形面網(wǎng)格.保留車廂連接部位風(fēng)擋的具體結(jié)構(gòu)，采用3.0 mm的面網(wǎng)格大小，生成3.5萬個(gè)三角形面網(wǎng)格.直流段面網(wǎng)格大小為5 mm.軌道面網(wǎng)格為2 mm.靠近軌道和遠(yuǎn)離軌道的地板面網(wǎng)格分別為10 mm和30 mm.整車面網(wǎng)格數(shù)量約為500萬個(gè).2個(gè)頭型對(duì)應(yīng)整車面網(wǎng)格數(shù)相差4萬個(gè)，差異不到1%.

使用STARCCM+的Trim+layer策略生成計(jì)算域的體網(wǎng)格.在距車身0.3 m創(chuàng)建包絡(luò)面，用于實(shí)現(xiàn)將列車、軌道和地板表面產(chǎn)生的偶極子和空間渦流產(chǎn)生四極子噪聲輻射到外場.包絡(luò)面里側(cè)和外側(cè)體網(wǎng)格大小分別為20 mm和40 mm.基于可壓縮的DES湍流模型對(duì)近壁區(qū)網(wǎng)格要求，生成了第一層為0.5 mm，增長率為1.15，共計(jì)7層邊界層網(wǎng)格.整個(gè)計(jì)算域共計(jì)生成約3 200萬個(gè)體網(wǎng)格，滿足網(wǎng)格質(zhì)量要求.不同頭型對(duì)應(yīng)體網(wǎng)格差異小于1%.

氣動(dòng)噪聲計(jì)算基于STARCCM+框架中的可壓縮DES，其近壁面采用k-ω湍流模型，遠(yuǎn)離壁面采用LES.計(jì)算首先使用SSTk-ω模型得到定常解.然后基于該定常解，使用可壓縮DES進(jìn)行氣動(dòng)噪聲計(jì)算.設(shè)定非定常計(jì)算的時(shí)間步長和每時(shí)間步長迭代次數(shù)分別為0.000 25s和25.考慮計(jì)算精度和計(jì)算效率，共計(jì)算物理時(shí)間0.375s，最終的0.25s用于數(shù)據(jù)分析.應(yīng)該指出的是，每時(shí)間步長迭代步數(shù)都是經(jīng)過分析殘差、監(jiān)測受電弓表面壓力系數(shù)等參數(shù)來確定.所設(shè)定的時(shí)間步長能保證流動(dòng)準(zhǔn)周期內(nèi)有足夠樣本點(diǎn).所有計(jì)算均在同濟(jì)大學(xué)的512核高性能計(jì)算機(jī)集群下完成.每個(gè)工況在120核的刀片服務(wù)器下，花費(fèi)7天.

1.2 總聲壓級(jí)對(duì)比

圖4給出3排測點(diǎn)通過風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)和數(shù)值仿真得到測點(diǎn)總聲壓級(jí).測點(diǎn)1～10為第1排，測點(diǎn)11～20為第2排，測點(diǎn)21～30為第3排.從圖中可以看出，所有測點(diǎn)的總聲壓級(jí)處于76～85dBA之間.不同離地高度的各排測點(diǎn)總聲壓級(jí)稍有差異，但變化不大.

圖4 測點(diǎn)總聲壓級(jí)

對(duì)于第一排測點(diǎn)，頭型2對(duì)應(yīng)測點(diǎn)平均總聲壓級(jí)的仿真和試驗(yàn)結(jié)果分別為80.62dBA和78.62dBA，兩者相差2.00dBA.頭型1對(duì)應(yīng)測點(diǎn)平均總聲壓級(jí)的仿真和試驗(yàn)結(jié)果分別為82.78dBA和80.25dBA，兩者相差2.52dBA.對(duì)于第二排測點(diǎn)，頭型2對(duì)應(yīng)測點(diǎn)平均總聲壓級(jí)的仿真和試驗(yàn)結(jié)果分別為80.69dBA和78.68dBA，兩者相差2.01dBA.頭型1對(duì)應(yīng)測點(diǎn)平均總聲壓級(jí)的仿真和試驗(yàn)結(jié)果分別為82.83dBA和80.41dBA，兩者相差2.41dBA.對(duì)于第三排測點(diǎn)，頭型2對(duì)應(yīng)測點(diǎn)平均總聲壓級(jí)的仿真和試驗(yàn)結(jié)果分別為80.71dBA和76.96dBA，兩者相差3.75dBA.頭型1對(duì)應(yīng)測點(diǎn)平均總聲壓級(jí)的仿真和試驗(yàn)結(jié)果分別為82.81dBA和78.85dBA，兩者相差3.96dBA.

基于三排測點(diǎn)，頭型2對(duì)應(yīng)測點(diǎn)平均總聲壓級(jí)的仿真和試驗(yàn)結(jié)果分別為80.67dBA和78.09dBA，兩者相差2.59dBA.頭型1對(duì)應(yīng)測點(diǎn)平均總聲壓級(jí)的仿真和試驗(yàn)結(jié)果分別為82.81dBA和79.84dBA，兩者相差2.97dBA.由此可見，無論是仿真還是試驗(yàn)，均表明在三節(jié)編組情況下，頭型2優(yōu)于頭型1.數(shù)值仿真方法可信.

2 實(shí)車頭型對(duì)比

2.1 仿真方法

受整車風(fēng)洞建設(shè)和運(yùn)行成本限制，相當(dāng)長時(shí)間都無法實(shí)現(xiàn)實(shí)車三節(jié)編組的氣動(dòng)噪聲風(fēng)洞試驗(yàn).為此有必要尋找實(shí)車頭型氣動(dòng)噪聲的仿真方法，來解決模型縮比細(xì)節(jié)缺失和雷諾數(shù)低的問題.

為了滿足1∶8縮比三節(jié)編組氣動(dòng)噪聲要求，創(chuàng)建了高達(dá)3 000萬個(gè)體網(wǎng)格，若進(jìn)行實(shí)車三節(jié)編組氣動(dòng)噪聲計(jì)算，保守估計(jì)網(wǎng)格數(shù)也將超過3億.這對(duì)于絕大多數(shù)研究人員都是無法滿足.為了解決網(wǎng)格數(shù)過大、計(jì)算時(shí)間過長，本文提出用于解決實(shí)車頭型氣動(dòng)噪聲計(jì)算的方法-子域法.所謂子域法是只選取整車計(jì)算的一部分，并在此基礎(chǔ)上創(chuàng)建較小的計(jì)算域，具體如圖5所示.

圖5 子域法

子域進(jìn)口距頭型鼻尖約6m，出口在頭車直流段的一半；兩側(cè)各距車廂中截面8.4m，約2.2倍車廂寬度；底部為地面，頂部距地面12m.整個(gè)子域的長、寬和高分別為25.3m，16.8m和12.0m.為了便于對(duì)比，直接將子域固壁表面的面網(wǎng)格放大8倍.子域四周邊界面網(wǎng)格為80mm.使用STARCCM+的Trim+layer策略生成計(jì)算域的體網(wǎng)格.在距車身1.2m創(chuàng)建包絡(luò)面，用于實(shí)現(xiàn)將固壁表面產(chǎn)生的偶極子和空間渦流產(chǎn)生四極子噪聲輻射到外場.包絡(luò)面里側(cè)和外側(cè)體網(wǎng)格大小分別為20mm和80mm.基于可壓縮的DES湍流模型對(duì)近壁區(qū)網(wǎng)格要求，生成了第一層為0.5mm，增長率為1.15，共計(jì)7層邊界層網(wǎng)格.整個(gè)子域共計(jì)生成約3 000萬個(gè)體網(wǎng)格，滿足網(wǎng)格質(zhì)量要求.不同頭型對(duì)應(yīng)體網(wǎng)格差異小于1%.

使用子域法進(jìn)行氣動(dòng)噪聲計(jì)算，不能按照通常在計(jì)算域進(jìn)出口指定均勻的邊界條件，而應(yīng)利用實(shí)車三節(jié)編組得到特定截面的速度、湍流結(jié)果作為邊界條件.由于目前無法進(jìn)行實(shí)車三節(jié)編組氣動(dòng)噪聲計(jì)算，但可以進(jìn)行氣動(dòng)計(jì)算.因此可通過實(shí)車三節(jié)編組氣動(dòng)計(jì)算得到子域兩側(cè)、頂部和前部的速度分量、湍流強(qiáng)度和耗散率，以及后部的靜壓、湍流強(qiáng)度和耗散率.子域法的其它計(jì)算設(shè)置與1∶8縮比三節(jié)編組氣動(dòng)噪聲計(jì)算設(shè)置完全相同，在此不再敘述.

2.2 子域法合理性

由于缺少實(shí)車三節(jié)編組氣動(dòng)噪聲結(jié)果，因此評(píng)估子域法的合理性不能直接拿兩者氣動(dòng)噪聲結(jié)果進(jìn)行對(duì)比.將通過兩者氣動(dòng)力、表面壓力和中截面速度等氣動(dòng)信息來間接說明子域法的合理性.

實(shí)車三節(jié)編組氣動(dòng)計(jì)算的面網(wǎng)格來自于縮比模型的直接放大.邊界層層數(shù)由原來的7層減少到4層、體網(wǎng)格大小由原來的20增加到100，使之最終網(wǎng)格數(shù)為3 000萬左右.其它計(jì)算設(shè)置與縮比模型氣動(dòng)噪聲計(jì)算中定常部分完全相同.通過實(shí)車三節(jié)編組氣動(dòng)計(jì)算可以得到頭型1和頭型2、直流段和轉(zhuǎn)向架的氣動(dòng)阻力系數(shù)分別為0.087和0.095，而子域法得到氣動(dòng)阻力系數(shù)分別為0.090和0.093.對(duì)于相同頭型，兩者相差小于3%，而且均表明頭型1小于頭型2.

圖6給出兩者計(jì)算得到表面靜壓和中截面速度分布.兩者一致性表明子域法得到的氣動(dòng)仿真結(jié)果能夠代表真實(shí)情況，具有一定合理性.

(a)頭型1

(b)頭型2

2.3 頭型對(duì)比

2.3.1 外場測點(diǎn)總聲壓級(jí)

與縮比模型相同，仍通過外場測點(diǎn)平均總聲壓級(jí)來進(jìn)行頭型的選型.對(duì)于實(shí)車外場噪聲的評(píng)估，通常選擇距車身中截面25 m.首排測點(diǎn)位于距地面高度0.5 m處，測點(diǎn)間隔1 m，序號(hào)標(biāo)定為1～12.其中，序號(hào)12正對(duì)頭型末端與直流段連接處.第二排和第三排測點(diǎn)分別距地面1.5 m和2.5 m，序號(hào)標(biāo)定分別為13～24和25～36.

從圖7的測點(diǎn)總聲壓級(jí)分布可以看到，所有測點(diǎn)的總聲壓級(jí)處于80～88 dBA，流動(dòng)方向后端比前端要大，最大差異約5 dBA.不同離地高度的測點(diǎn)，總聲壓級(jí)稍有差異，但變化不大.頭型1和頭型2對(duì)應(yīng)測點(diǎn)平均總聲壓級(jí)分別為82.4 dBA和85.6 dBA.兩者排序與1∶8縮比三節(jié)編組得到的排序相反.其主要原因是1∶8縮比三節(jié)編組外場測點(diǎn)給出的總聲壓級(jí)是整車、軌道、地板和地面等多個(gè)聲源共同結(jié)果，而實(shí)車頭型給出的僅是單個(gè)頭型、直流段和地面的聲源，可見聲源類型和個(gè)數(shù)遠(yuǎn)小于前者，更能反映出不同頭型差異導(dǎo)致氣動(dòng)噪聲的不同.

圖7 測點(diǎn)總聲壓級(jí)對(duì)比

圖8給出外場36個(gè)測點(diǎn)在各自頻率的能量平均聲壓級(jí).從圖中可以看到，頭型1輻射到外場測點(diǎn)的聲壓級(jí)幾乎在所有頻率都低于頭型2.在250 Hz以下和500 Hz以上差異較為明顯.

圖8 測點(diǎn)聲壓級(jí)頻譜對(duì)比

2.3.2 表面聲功率與總聲壓級(jí)

評(píng)估頭型好壞，除了考慮外場噪聲外，還需考慮作用在車身鈑金件的激勵(lì)，并最終導(dǎo)致車內(nèi)噪聲的大小.表面聲功率的大小反映了作用在表面激勵(lì)的聲能量.為此分別計(jì)算了鼻尖、排障器、轉(zhuǎn)向架、曲線部位和直線部位的聲功率，并由此得到它們的總聲功率.通過計(jì)算得到頭型1表面聲功率比頭型2小1 dB，仍能表明頭型1優(yōu)于頭型2.應(yīng)該指出的是，分析1∶8縮比三節(jié)編組在相同部位的表面聲功率可以看到，頭型1對(duì)應(yīng)的表面聲功率也小于頭型2.

圖9分別給出2個(gè)頭型表面總聲壓級(jí)分布.從圖中可以看到轉(zhuǎn)向架是總聲壓級(jí)最大的區(qū)域，表明它是主要聲源，占有最大的聲能量.排障器兩側(cè)的總聲壓級(jí)低于轉(zhuǎn)向架，是不能忽略的部件.曲線部位的總聲壓級(jí)也不小，且面積大.由于雨刮凹槽區(qū)域正對(duì)著司機(jī)室.在密封較好的情況下，該區(qū)域總聲壓級(jí)不能忽略.頭型1上部總聲壓級(jí)明顯低于鳳頭型2，但底部卻不如頭型1，特別是排障器區(qū)域.

(a)頭型1

(b)頭型2

圖9 總聲壓級(jí)對(duì)比

3 結(jié)論

為了建立全尺寸高速列車頭型氣動(dòng)噪聲分析方法，開展了1∶8縮比三節(jié)編組氣動(dòng)噪聲風(fēng)洞試驗(yàn)和數(shù)值仿真，得到2個(gè)頭型在外場測點(diǎn)的總聲壓級(jí).在此基礎(chǔ)上，建立了子域法，并通過子域法開展了實(shí)車頭型氣動(dòng)噪聲研究.通過上述研究得到結(jié)論如下：

(1)建立了與風(fēng)洞試驗(yàn)相一致的1∶8縮比三節(jié)編組氣動(dòng)噪聲仿真模型，得到了與風(fēng)洞試驗(yàn)相一致的氣動(dòng)噪聲結(jié)果：基于外場測點(diǎn)平均總聲壓級(jí)，數(shù)值仿真和風(fēng)洞試驗(yàn)得到外場側(cè)窗平均總聲壓級(jí)相差小于3 dBA，均發(fā)現(xiàn)頭型1優(yōu)于頭型2;

(2)將子域法引入到全尺寸高速列車頭型氣動(dòng)噪聲仿真中.子域法和整車得到氣動(dòng)阻力相差小于3%，靜壓系數(shù)和無量綱速度分布一致性間接表明子域法的合理性;

(3)利用子域法能夠獲得2個(gè)頭型的外場總聲壓級(jí)、表面聲功率級(jí)和總聲壓級(jí)分布，可為頭型選型和優(yōu)化提供依據(jù)，從而建立了全尺寸高速列車頭型氣動(dòng)噪聲仿真分析方法.

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Analysis Method of Aerodynamic Noise of Full Scale High Speed Train Head Shape

GAO Yan1，LI Qiliang2，WANG Yigang2

(1.CRRC Changchun Railway Vehicles Limited Company Engineering Laboratory,Changchun 130062,China； 2.Tongji University-Shanghai Automotive Wind Tunnel Center,Shanghai 201804,China)

The establishment of an aerodynamic noise analysis method of high-speed trains head type is conducted.Two head shapes with three marshalling 1∶8 scaled were modeled for aerodynamic noise simulation,and the average total sound pressure level of the far field measured points was calculated.By comparison with the results of wind tunnel tests, the two values differ by less than 3 dBA,and that of the head shape 1 is less.In order to achieve aerodynamic noise numerical simulation of a full-size high-speed train head,the subdomain method is proposed,and part of the computational domain of the three marshalling is intercepted.The aerodynamic characteristics obtained from the subdomain and the whole train are consistent,which shows the rationality of the subdomain method indirectly.The subdomain method is used on the full-size head shapes 1 and 2 to perform aerodynamic noise simulation,and surface acoustic power of the head,total sound pressure level of the surface and the field were obtained,which can provide the basis for selection and optimization of the head.An aerodynamic noise analysis method is established based on numerical simulation of the full size high-speed train and solved the problem that wind tunnel tests and numerical simulation analysis could not be carried out on full-size high-speed trains.

high-speed train；head shape；aerodynamic noise；subdomain

1673- 9590(2017)03- 0030- 06

2016- 10- 12基金項(xiàng)目:國家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃資助項(xiàng)目(2016YFB1200503)

高陽(1980-),男,高級(jí)工程師, 碩士,從事高速列車噪聲與振動(dòng)控制的研究E-mail:ck_gy@126.com.

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