陳羽，高陽(yáng)，王毅剛，楊志剛,4，李啟良

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導(dǎo)流罩對(duì)受電弓氣動(dòng)噪聲影響的風(fēng)洞試驗(yàn)研究

陳羽1,2，高陽(yáng)3，王毅剛1,2，楊志剛1,2,4，李啟良1,2

(1. 同濟(jì)大學(xué)上海地面交通工具風(fēng)洞中心，上海 201804； 2. 同濟(jì)大學(xué)上海市地面交通工具空氣動(dòng)力學(xué)與熱環(huán)境模擬重點(diǎn)試驗(yàn)室，上海 201804； 3. 高速列車系統(tǒng)集成國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，吉林長(zhǎng)春 130062；4. 北京民用飛機(jī)技術(shù)研究中心，北京 102211)

受電弓是高速列車頂部最主要的氣動(dòng)噪聲源，合理的導(dǎo)流罩設(shè)計(jì)是降低受電弓氣動(dòng)噪聲的重要方法。通過(guò)聲學(xué)風(fēng)洞試驗(yàn)的方法，研究縮比模型導(dǎo)流罩對(duì)高速列車受電弓氣動(dòng)噪聲的影響，采用遠(yuǎn)場(chǎng)麥克風(fēng)及聲陣列，給出了風(fēng)速范圍為200～250 km·h-1時(shí)的升弓、降弓狀態(tài)下，受電弓和加裝導(dǎo)流罩的遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲頻譜、主要噪聲源位置、強(qiáng)度和對(duì)應(yīng)頻帶范圍。研究表明，受電弓氣動(dòng)噪聲為寬頻帶噪聲，中頻噪聲源位于受電弓區(qū)域后部近車體位置，中高頻、高頻噪聲源對(duì)應(yīng)弓頭和支座區(qū)域；升弓狀態(tài)下，導(dǎo)流罩增大了弓頭區(qū)域的氣動(dòng)噪聲能量，在降弓狀態(tài)下，導(dǎo)流罩減小了弓頭和支座的噪聲水平。

高速列車；受電弓；氣動(dòng)噪聲；導(dǎo)流罩；聲學(xué)風(fēng)洞試驗(yàn)

0 引言

受電弓系統(tǒng)是高速列車最主要的氣動(dòng)噪聲源之一[1]。受電弓下方噪聲比客室中部高約4～5 dB(A)，噪聲頻率主要分布在100 Hz～1 kHz之間，范圍較廣。其氣動(dòng)噪聲強(qiáng)度與列車運(yùn)行速度的6～8次方成正比、峰值頻率有很強(qiáng)的噪聲能量，對(duì)車內(nèi)的乘坐舒適性和車外的環(huán)境噪聲水平有重要影響，因此受到國(guó)內(nèi)外學(xué)者、工業(yè)界的廣泛重視[2-3]。

受電弓由弓頭、弓架、支座、頂部絕緣子等部件組成，其氣動(dòng)噪聲的產(chǎn)生是由類方柱、類圓柱的鈍體渦脫落[4-5]導(dǎo)致。受電弓氣動(dòng)降噪優(yōu)化的重點(diǎn)一方面是降低鈍體繞流產(chǎn)生的峰值頻率噪聲，近年來(lái)已開展的研究包括：外形優(yōu)化設(shè)計(jì)[6]、多孔介質(zhì)被動(dòng)控制[7-8]、基于等離子激勵(lì)器的主動(dòng)控制氣動(dòng)降噪[9]等。但由于受電弓自身結(jié)構(gòu)和功能的復(fù)雜性，改形涉及到弓網(wǎng)動(dòng)力學(xué)、流固耦合等諸多方面。另一方面希望通過(guò)導(dǎo)流罩來(lái)降低氣動(dòng)噪聲[10]。Holmes等[11]研究指出，導(dǎo)流罩前緣分離的漩渦撞擊后緣會(huì)產(chǎn)生附加噪聲；張亞?wèn)|等[12]通過(guò)數(shù)值研究，指出導(dǎo)流罩不同的安裝位置對(duì)受電弓氣動(dòng)噪聲有顯著影響；丁叁叁[13]在分析不同導(dǎo)流罩的氣動(dòng)降噪效果時(shí)，發(fā)現(xiàn)遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲有增有減，Yu等[14]對(duì)比計(jì)算了4種形式導(dǎo)流罩的降噪效果，指出僅有1種類型的導(dǎo)流罩有降噪效果，可能是導(dǎo)流罩降低了支座的速度，減小了噪聲，以及側(cè)板的安裝起到了降噪的作用。因此有必要在明確受電弓系統(tǒng)噪聲源頻域特征及主要聲源位置的基礎(chǔ)上，進(jìn)一步討論導(dǎo)流罩對(duì)其氣動(dòng)噪聲的影響。

本文通過(guò)聲學(xué)風(fēng)洞試驗(yàn)的方法，針對(duì)高速列車受電弓和導(dǎo)流罩1∶8模型，研究了不同速度下受電弓在升弓和降弓時(shí)的遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲特性，給出了噪聲頻譜、主要噪聲源位置，分析了導(dǎo)流罩對(duì)受電弓氣動(dòng)噪聲的影響，為導(dǎo)流罩和受電弓系統(tǒng)的氣動(dòng)降噪設(shè)計(jì)提供參考。

1 聲學(xué)風(fēng)洞試驗(yàn)方法

試驗(yàn)在同濟(jì)大學(xué)上海地面交通工具風(fēng)洞中心的低噪聲氣動(dòng)聲學(xué)風(fēng)洞中進(jìn)行，風(fēng)洞試驗(yàn)段尺寸為27 m×17 m×12 m，試驗(yàn)段有效長(zhǎng)度為15 m，為半消聲室設(shè)計(jì)。聲學(xué)風(fēng)洞的噴口面積為27 m2，最高風(fēng)速為250 km·h-1，在風(fēng)速為160 km·h-1的工況時(shí)，風(fēng)洞的背景噪聲為61 dB(A)。

考慮到列車的幾何尺度與風(fēng)洞試驗(yàn)段的尺寸，試驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦x擇某高速列車1∶8的縮比模型，列車模型安裝在專用的支撐地板上，受電弓、導(dǎo)流罩和頂部絕緣子等安裝在中間車后部靠近尾車位置。風(fēng)洞試驗(yàn)中受電弓包含升弓、降弓兩種狀態(tài)，升弓狀態(tài)如圖1(a)所示，加裝導(dǎo)流罩的模型如圖1(b)所示，試驗(yàn)時(shí)風(fēng)速分別為200、230、250 km·h-1。

圖1 受電弓和導(dǎo)流罩聲學(xué)風(fēng)洞試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/p>

圖2給出了遠(yuǎn)場(chǎng)麥克風(fēng)的位置示意圖，4個(gè)測(cè)點(diǎn)均距風(fēng)洞噴口到收集口之間的中心線為7.5 m，傳聲器位于射流剪切層外，測(cè)點(diǎn)高度為0.8 m。麥克風(fēng)采樣時(shí)間為30 s，采樣頻率為48 kHz，對(duì)獲得的聲學(xué)信號(hào)進(jìn)行快速傅里葉變換(Fast Fourier Transform, FFT)得到遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲的A計(jì)權(quán)總聲壓級(jí)和頻譜。在信號(hào)處理過(guò)程中為減少因在時(shí)域截?cái)嘈盘?hào)而在頻域產(chǎn)生的滲漏誤差，數(shù)據(jù)處理時(shí)均加了漢寧(Hanning)窗并修正了加窗對(duì)聲壓頻譜密度幅值帶來(lái)的影響。

圖2 模型及遠(yuǎn)場(chǎng)麥克風(fēng)測(cè)點(diǎn)位置

由于高速列車的轉(zhuǎn)向架和車輛連接處也是主要的氣動(dòng)噪聲源，為了重點(diǎn)研究受電弓及導(dǎo)流罩的氣動(dòng)噪聲，設(shè)計(jì)了全密封狀態(tài)列車模型。該狀態(tài)列車不安裝轉(zhuǎn)向架，并將車體和地板之間、車輛連接處的空間全部封閉，詳細(xì)的安裝與試驗(yàn)方法可參見(jiàn)文獻(xiàn)[15]。此狀態(tài)車體模型產(chǎn)生的噪聲很小，對(duì)風(fēng)洞僅安裝地板時(shí)背景噪聲幾乎無(wú)影響，風(fēng)速為200 km·h-1時(shí)遠(yuǎn)場(chǎng)測(cè)點(diǎn)的總聲壓級(jí)如表1所示。同時(shí)給出測(cè)點(diǎn)3全密封模型和背景噪聲頻譜，如圖3所示。

表1 風(fēng)速為200 km·h-1時(shí)遠(yuǎn)場(chǎng)測(cè)點(diǎn)的總聲壓級(jí)

圖3 風(fēng)洞背景和全密封車體噪聲頻譜

采用Gfai公司的相位傳聲器陣列聲源識(shí)別系統(tǒng)，具體參數(shù)如下：平面螺旋陣列，尺寸為1.8 m×1.8 m；傳感器采用GRAS公司1/4 in(1 in=2.54 cm)陣列傳聲器，120套；數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，120通道高精度數(shù)據(jù)采樣，單通道采樣率為192 kHz，采樣時(shí)間為4 s；數(shù)據(jù)處理采用基于波束成型算法的聲源識(shí)別軟件NoiseImage。

2 不同速度下受電弓氣動(dòng)噪聲

2.1 受電弓升弓狀態(tài)

受電弓是由弓頭、支架、支座等直徑不同的類圓柱、類方柱鈍體組成的復(fù)雜結(jié)構(gòu)，氣流流過(guò)受電弓后，在后部形成紊亂的湍流尾跡。圖4給出在200 km·h-1工況下，全密封模型、全密封模型安裝受電弓升弓時(shí)，遠(yuǎn)場(chǎng)測(cè)點(diǎn)3的A計(jì)權(quán)噪聲頻譜。測(cè)點(diǎn)3為正對(duì)受電弓測(cè)點(diǎn)，與測(cè)點(diǎn)1、2相比可以更好地反映出受電弓的遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲特性。測(cè)點(diǎn)3總聲壓級(jí)為71.7 dB(A)，通過(guò)與全封閉模型對(duì)比，可以看出縮比模型受電弓遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲為寬頻帶噪聲，噪聲能量集中在300～700 Hz、1.4～7 kHz兩個(gè)頻段，而且在1.8～4 kHz之間存在多個(gè)峰值。

圖4 風(fēng)速為200 km·h-1時(shí)升弓遠(yuǎn)場(chǎng)測(cè)點(diǎn)3氣動(dòng)噪聲頻譜

Fig.4 Noise spectrum measured by Microphone 3 in pantograph lifted condition at 200 km·h-1

圖5給出了風(fēng)速為200 km·h-1工況下，中心頻率為500 Hz和2.5 kHz時(shí)的1/3倍頻程聲源分布云圖，聲源識(shí)別的動(dòng)態(tài)范圍為0.1 dB(A)(下文相同)，這兩個(gè)頻帶對(duì)應(yīng)圖4中遠(yuǎn)場(chǎng)測(cè)點(diǎn)3頻譜中兩個(gè)噪聲能量集中分布的頻率范圍。聲源位置已經(jīng)過(guò)聲飄移量修正[17]，對(duì)應(yīng)中心頻率為500 Hz時(shí)，主要噪聲源位于受電弓區(qū)域后部靠近車體位置，聲源識(shí)別最大聲壓級(jí)為60.11 dB(A)；對(duì)應(yīng)中心頻率為2.5 kHz時(shí)，主要噪聲源位置在受電弓弓頭、支座后部區(qū)域，最大聲壓級(jí)為59.5 dB(A)。

圖6給出了風(fēng)速范圍為200～250 km·h-1時(shí)，升弓狀態(tài)下遠(yuǎn)場(chǎng)測(cè)點(diǎn)3的頻譜。由圖6可知，隨著風(fēng)速的增加，各個(gè)頻帶的噪聲均增大，其中頻率范圍在300～800 Hz之間噪聲聲壓級(jí)不隨風(fēng)速變化，僅對(duì)應(yīng)幅值增加；頻率范圍在1.8～4 kHz之間時(shí)噪聲聲壓級(jí)隨風(fēng)速增加，頻率范圍和對(duì)應(yīng)幅值均增大。

圖5 風(fēng)速為200 km·h-1時(shí)升弓狀態(tài)的聲源分布(1/3倍頻程)

圖6 升弓狀態(tài)不同風(fēng)速下風(fēng)洞測(cè)點(diǎn)3噪聲頻譜

2.2 受電弓降弓狀態(tài)

圖7給出風(fēng)速為200 km·h-1工況下，全封閉模型、全封閉模型安裝受電弓降弓狀態(tài)測(cè)點(diǎn)3的噪聲頻譜。受電弓降弓時(shí)遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲為寬頻帶噪聲，測(cè)點(diǎn)3的總聲壓級(jí)為71.5 dB(A)，噪聲能量集中在300～800 Hz、1.8～3 kHz、4～6 kHz三個(gè)頻段，且在1.8～3 kHz、4～6 kHz范圍內(nèi)存在多個(gè)峰值噪聲。采用式(1)，計(jì)算得到受電弓降弓時(shí)遠(yuǎn)場(chǎng)測(cè)點(diǎn)3的氣動(dòng)噪聲能量隨風(fēng)速呈6.2次方增加，與升弓狀態(tài)的風(fēng)速次方率接近。

圖8給出了風(fēng)速為200 km·h-1工況下，中心頻率為500 Hz、2.5 kHz和5 kHz的1/3倍頻程聲源分布云圖。對(duì)應(yīng)中心頻率500 Hz時(shí)，主要噪聲源位于受電弓區(qū)域后部靠近車體位置，相比于升弓狀態(tài)其位置向車體下方移動(dòng)，最大聲壓級(jí)為60.1 dB(A)；對(duì)應(yīng)中心頻率2.5 kHz和5 kHz時(shí)，主要噪聲源位置在受電弓弓頭和支座后部區(qū)域，聲源識(shí)別的最大聲壓級(jí)分別為58.0 dB(A)、49.0 dB(A)。

圖7 風(fēng)速為200 km·h-1時(shí)降弓遠(yuǎn)場(chǎng)測(cè)點(diǎn)3氣動(dòng)噪聲頻譜

圖9給出了風(fēng)速范圍為200～250 km·h-1時(shí)降弓狀態(tài)下遠(yuǎn)場(chǎng)測(cè)點(diǎn)3的頻譜。隨著風(fēng)速的增加，各個(gè)頻帶的噪聲聲壓級(jí)均增大，其中頻率范圍為300～800 Hz、1.8～3 kHz時(shí)噪聲幅值增加，300～800 Hz的噪聲頻率范圍基本不隨風(fēng)速變化；頻率范圍在4～7 kHz之間的噪聲聲壓級(jí)隨風(fēng)速增加，頻率范圍和對(duì)應(yīng)幅值均增大。

圖9 降弓不同速度下風(fēng)洞測(cè)點(diǎn)3噪聲頻譜

3 導(dǎo)流罩對(duì)受電弓氣動(dòng)噪聲影響

3.1 導(dǎo)流罩對(duì)受電弓升弓影響

表2給出了升弓狀態(tài)不同風(fēng)速下遠(yuǎn)場(chǎng)測(cè)點(diǎn)3、4的遠(yuǎn)場(chǎng)總聲壓級(jí)對(duì)比。不同風(fēng)速下兩種狀態(tài)遠(yuǎn)場(chǎng)總聲壓級(jí)差值非常小，在0.1～0.5 dB(A)之間?？芍瓲顟B(tài)安裝導(dǎo)流罩后，對(duì)遠(yuǎn)場(chǎng)總聲壓級(jí)幾乎不產(chǎn)生影響。

表2 升弓狀態(tài)不不同風(fēng)速遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲總聲壓級(jí)

圖10給出了不同風(fēng)速下測(cè)點(diǎn)3的噪聲頻譜，導(dǎo)流罩對(duì)10 kHz頻率以上遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲能量影響在0.2 dB以內(nèi)，這里給出100～10 kHz頻帶內(nèi)的A計(jì)權(quán)線性聲壓級(jí)頻譜。安裝導(dǎo)流罩后，遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲能量的頻率分布范圍與無(wú)導(dǎo)流罩相同，為寬頻帶噪聲且在300～800 Hz、1.4～7 kHz頻段的能量集中。首先，安裝導(dǎo)流罩使得1.4～4 kHz頻段內(nèi)出現(xiàn)了能量更高的峰值噪聲。相比于無(wú)導(dǎo)流罩狀態(tài)，風(fēng)速在200 km·h-1時(shí)2.2 kHz頻率處的峰值能量增大了3.7 dB(A)，風(fēng)速在230 km·h-1時(shí)2.5 kHz頻率處的峰值能量增加了2.5 dB(A)，風(fēng)速在250 km·h-1時(shí)2.7 kHz頻率處的幅值能量增加了1.8 dB(A)。

圖11給出了200 km·h-1的工況下，中心頻率為500 Hz和2.5 kHz的1/3倍頻程聲源分布云圖。當(dāng)中心頻率為500 Hz時(shí)，主要噪聲源位置位于受電弓區(qū)域后部靠近車體，與無(wú)導(dǎo)流罩時(shí)基本相同；在中心頻率為2.5 kHz時(shí)，聲源識(shí)別的最大聲壓級(jí)為60.7 dB(A)，較無(wú)導(dǎo)流罩時(shí)的59.5 dB(A)增加了1.2 dB(A)，主要聲源位置為弓頭，較無(wú)導(dǎo)流罩狀態(tài)的主要噪聲源位置上移。表明導(dǎo)流罩增大了弓頭的渦脫落噪聲能量，陣列聲源識(shí)別與遠(yuǎn)場(chǎng)測(cè)點(diǎn)3頻譜的結(jié)果一致。

圖11 風(fēng)速為200 km·h-1時(shí)升弓和導(dǎo)流罩的聲源分布(1/3倍頻程)

3.2 導(dǎo)流罩對(duì)受電弓降弓影響

表3給出降弓狀態(tài)不同風(fēng)速下，遠(yuǎn)場(chǎng)測(cè)點(diǎn)3、4的遠(yuǎn)場(chǎng)總聲壓級(jí)。安裝導(dǎo)流罩使得降弓狀態(tài)總聲壓級(jí)減小，其中測(cè)點(diǎn)3在風(fēng)速200、230、250 km·h-1下總聲壓級(jí)的差值分別為1.2、1.3、1.2 dB(A)。

表3 降弓狀態(tài)不不同風(fēng)速遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲總聲壓級(jí)

圖12給出了降弓和降弓安裝導(dǎo)流罩時(shí)，不同風(fēng)速下遠(yuǎn)場(chǎng)測(cè)點(diǎn)3 的頻譜。在降弓狀態(tài)下安裝導(dǎo)流罩后，氣動(dòng)噪聲能量的頻率分布范圍與無(wú)導(dǎo)流罩時(shí)一致，為寬頻帶噪聲且在300～800 Hz、1.8～3 kHz、4～8 kHz頻段內(nèi)的能量集中。安裝導(dǎo)流罩使得300～800 Hz、1.8～3 kHz兩個(gè)頻段內(nèi)的能量減?。粚?duì)應(yīng)于4～8 kHz的高頻噪聲，在風(fēng)速200 km·h-1時(shí)峰值能量減小，在230 km·h-1時(shí)峰值大小基本不變，在250 km·h-1時(shí)峰值能量增加，可知該峰值能量與氣流繞過(guò)導(dǎo)流罩后的具體流動(dòng)結(jié)構(gòu)有關(guān)。安裝導(dǎo)流罩后遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲僅在300 Hz以下能量增加。

圖13給出了風(fēng)速為200 km·h-1的工況下，中心頻率為500 Hz、2.5 kHz和5 kHz的1/3倍頻程聲源識(shí)別結(jié)果。

在中心頻率為500 Hz時(shí)，主要噪聲源位置位于受電弓區(qū)域后部靠近車體，與無(wú)導(dǎo)流罩基本相同；在中心頻率為2.5 kHz時(shí)，弓頭及支座位置聲源識(shí)別的最大聲壓級(jí)為55.8 dB(A)，較無(wú)導(dǎo)流罩時(shí)減小了2.2 dB(A)；在頻率為5 kHz時(shí)，最大聲壓級(jí)為45.0 dB(A)，較無(wú)導(dǎo)流罩時(shí)減小了4.0 dB(A)。聲源識(shí)別結(jié)果表明，導(dǎo)流罩有效地減小了降弓狀態(tài)弓頭及支座后部的高頻噪聲能量。

4 結(jié)論

本文通過(guò)對(duì)1∶8導(dǎo)流罩和受電弓模型的聲學(xué)風(fēng)洞試驗(yàn)，研究了風(fēng)速為200、230、250 km·h-1工況下受電弓升弓、降弓狀態(tài)下的氣動(dòng)噪聲頻域特征、主要噪聲源位置和導(dǎo)流罩對(duì)受電弓氣動(dòng)噪聲的影響，得到以下結(jié)論：

(1) 受電弓在升弓、降弓狀態(tài)下，氣動(dòng)噪聲均為寬頻帶噪聲，噪聲能量集中在300～800 Hz的中頻、1.4 kHz以上的中高頻和高頻；中頻噪聲源位于受電弓區(qū)域后部近車體位置，中高頻、高頻噪聲源對(duì)應(yīng)弓頭和支座區(qū)域，兩種狀態(tài)下遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲能量分別隨風(fēng)速呈6.3、6.2次方增加。

(2) 風(fēng)速為200～250 km·h-1升弓狀態(tài)下，安裝導(dǎo)流罩后遠(yuǎn)場(chǎng)總聲壓級(jí)變化很小，但在風(fēng)速為200 km·h-1時(shí)，1/3倍頻程中心頻率為2.5kHz的聲源識(shí)別云圖中，對(duì)應(yīng)的弓頭區(qū)域較無(wú)導(dǎo)流罩增加1.2 dB(A)。

(3) 風(fēng)速為200～250 km·h-1降弓狀態(tài)下，安裝導(dǎo)流罩后遠(yuǎn)場(chǎng)總聲壓級(jí)減小1.2～1.3 dB(A)，在風(fēng)速為200 km·h-1時(shí)，中心頻率2.5 kHz和5 kHz分別對(duì)應(yīng)于弓頭和支座后部區(qū)域，較無(wú)導(dǎo)流罩狀態(tài)分別減小2.2 dB(A)和4.0dB(A)。

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Wind tunnel experimental research on the effect of guide cover on aerodynamic noise of pantograph

CHEN Yu1,2, GAO Yang3, WANG Yi-gang1,2, YANG Zhi-gang1,2,4, LI Qi-liang1,2

(1. Shanghai Automotive Wind Tunnel Center, Tongji University, Shanghai 201804, China;2. Shanghai Key Lab of Vehicle Aerodynamics and Vehicle Thermal Management System, Tongji University, Shanghai 201804, China;3. High-Speed Train System Integration National Engineering Laboratory, Changchun 130062, Jilin, China;4. Beijing Aeronautical Science & Technology Research Institute, Beijing 102211, China)

The pantograph is the main aerodynamic noise source at the top of high-speed trains, and the key to reduce the pantograph aerodynamic noise is to properly design the pantograph guide cover. By using aero-acoustic wind tunnel test method, the influence of the guide cover on the aerodynamic noise of high speed train’s pantograph is studied at the speed of 200～250 km·h-1. Received by far field microphones and the array, the noise spectrum, dominant noise source positions, the intensity and the frequency ranges are given under the pantograph lifted and folded conditions. The study indicates that the pantograph aerodynamic noise is broadband noise; the middle frequency noise sources locate at the rear of the pantograph area near train body; the pantograph head and supporter correspond to the positions of middle and high frequency noise sources. In pantograph lifted condition, the aerodynamic noise of the pantograph head is increased by the guide cover. However, in the pantograph folded condition, the aerodynamic noise at the pantograph head and supporter is decreased by the guide cover. The results show that: the proper design of the cover can reduce the aerodynamic noise in folded condition, and avoid increasing the aerodynamic noise at the pantograph head in lifted condition.

high speed train; pantograph; aerodynamic noise; guide cover; aero-acoustic wind tunnel test

O429

A

1000-3630(2018)-05-0475-07

10.16300/j.cnki.1000-3630.2018.05.012

2018-04-08;

2018-05-28

國(guó)家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃課題(2016YFB1200503-04)、上海市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室項(xiàng)目(18DZ2273300)、上海市浦江人才計(jì)劃項(xiàng)目(17PJ1409300)

陳羽(1986－), 男, 山西太原人, 博士, 研究方向?yàn)楦咚倭熊嚳諝鈩?dòng)力學(xué)與氣動(dòng)聲學(xué)。

王毅剛,E-mail: yigang.wang@sawtc.com