高速列车受电弓导流罩气动噪声特性分析

针对高速列车受电弓区域气动噪声问题,采用大涡模拟和FW-H声学模型重点对列车在250 km/h、350 km/h运行时受电弓导流罩气动噪声进行数值模拟,建立了车体+受电弓导流罩的计算模型,分析导流罩表面偶极子声源分布和气动噪声频谱特性。研究结果表明：350 km/h下导流罩表面气动噪声整体大于250 km/h;两种速度下导流罩表面偶极子声源分布规律在频域表现一致：在高频阶段声压级明显低于低频阶段,5 000 Hz下最大声压级仅为20 Hz下的40%;导流罩表面最大声压级都诱发于凹腔与后引导面的过渡处,20 Hz下分别可达136 dB、143 dB。此外,导流罩近场和远场气动噪声频谱曲线相似,均是一种宽频噪声,且能量主要集中在150～950 Hz,对后续更高速级列车受电弓导流罩降噪结构设计和隔声材料的选取有一定实际参考意义。     

高速列车气动噪声及影响

以Lighthill声类比理论为基础,采用计算流体力学的方法得出列车高速运行时车体表面的偶极子声源分布数据,在此基础上采用边界元法求解得到高速列车通过时周边气动噪声的分布情况,对铁路沿线气动噪声的分布规律进行探讨,得出偶极子声源的辐射规律,并分析声屏障对铁路边界气动噪声传播规律的影响及其对沿线噪声的抑制作用。     

分形及规则布置方柱绕流场及气动噪声特性数值研究

采用大涡模拟并结合K-FWH声比拟方法对两种具有相同阻塞率的方柱布置(规则布置和分形布置)流场进行数值模拟研究。首先利用前人的单方柱绕流实验和数值结果对本文所使用的大涡模拟方法进行验证,结果表明本文所采用的数值方法能较好的预测绕流问题的湍流特性。研究发现在雷诺数为10⁴,两类布置方柱尾流场平均阻力系数大致相等。规则布置方柱尾流场旋涡脱落呈现明显的“相位锁定”现象,而分形布置方柱尾流场旋涡脱落杂乱无序。与此同时,声学仿真结果表明两类流场的远场声压级指向分布大致相同。规则布置方柱流场中的噪声呈现“相位锁定”现象,分形布置方柱流场能够改变噪声频谱特性,使低频噪声向高频噪声转移。     

CRH380A型高速列车远场气动噪声计算分析

随着运行速度的提高,高速列车的通过噪声显著增加,由于气动噪声与列车运行速度的4~8次方成正比,气动噪声有可能成为高速列车的主要噪声源。基于Lighthill声类比理论的混合方法,结合完美匹配层边界条件和高阶单元,利用有限元法对CRH380A型高速列车远场气动噪声特性进行了计算分析,得到了列车远场噪声的分布情况、影响区域和传播方向。结果表明:高速列车表面偶极子噪声源由车身向列车四周辐射,随着距车身距离的增加,辐射噪声不断衰减;随着频率的增加,高速列车周围各处噪声均下降,高声压级噪声的区域缩小,声压级分布渐趋于均匀;列车运行速度为300km/h时,标准测点处的噪声时域等效声压级为87.11dB,与实验实测值接近;不同运行速度下,标准测点处的噪声在很宽的频带内存在;随着运行速度的增加,标准测点处噪声声压级在频域和时域内都增加。     

高速列车转向架区气动噪声分离研究

高速列车转向架区的噪声包含气动噪声、轮轨噪声和设备（结构）噪声,为了将这几种噪声进行分离,将工况传递路径分析（operational transfer path analysis,简称OTPA）技术用于转向架区气动噪声分离。低速运行工况,转向架区的噪声主要是轮轨噪声和由电机、轴箱、齿轮箱等动力设备产生的结构噪声,气动噪声很小可以忽略不计,通过低速运行工况的传递路径分析可以得到轮轨声和结构声路径的传递函数;高速运行工况,转向架区目标点的噪声是3种噪声贡献叠加的结果,在假定轮轨噪声和结构噪声传递函数不随速度变化的前提下,用低速运行工况下的传递函数可以求得轮轨噪声和结构噪声的贡献量,与目标点总值比较,差异部分即为气动噪声的贡献量。分离结果表明,气动噪声占主导的速度转折点出现在200 km/h,350 km/h速度级下气动噪声的贡献量达到60%,轮轨噪声的贡献量约为30%,仍不可忽略。     

拖车转向架气动噪声数值研究

拖车转向架作为高速列车最主要的气动噪声声源,由于其结构复杂、细小部件多、周围涡流分布紊乱等,对拖车转向架的气动力和气动噪声认识甚少。采用定常RNG k-ε湍流模型与宽频带噪声源模型对拖车转向架的气动阻力、气动升力和气动噪声声源进行初步探讨,并结合非定常大涡模拟与Lighthill声学比拟理论对其进行远场气动噪声分析。计算结果表明:较大漩涡存在于空气弹簧与抗蛇形减振器之间、迎风侧轴箱与构架侧梁外侧的邻近区域;气动阻力、气动升力与运行速度的平方成正比关系,占总气动阻力最大的部件依次为构架(24.02%)、轮对(19.30%)、枕梁(18.08%)、制动闸片、抗侧滚扭杆、制动盘、构架支架和空气弹簧,枕梁的气动升力最大且占总气动升力的157.88%左右;轮对、构架、制动闸片、制动盘、枕梁、垂向减振器、抗侧滚扭杆等凸起部位的迎风侧表面为拖车转向架的气动噪声源,且构架对拖车转向架总噪声的贡献量最多,其次为轮对,然后为盘形制动装置和枕梁,抗侧滚扭杆、垂向减振器、空气弹簧和横向减振器对总噪声的贡献量较少。拖车转向架远场气动噪声是宽频噪声,具有噪声指向性、衰减性和幅值特性等,主要能量集中在28~56 k Hz频率范围内,中心频率为50 Hz、100 Hz、160 Hz在低频部分能量较大且分布规律不随运行速度的改变而变化。     

高速列车集电部的气动噪声研究

针对铁路提速后高速列车集电部气动噪声过大的问题,在集电部引入导流罩,应用Fluent对不同速度下含导流罩及不含导流罩的外流场和气动噪声分别进行数值模拟和分析。计算结果表明,引入导流罩后集电部的气动噪声有明显降低,集电部产生的气动噪声以偶极子声源为主。     

基于简化模型的头车转向架气动噪声特性研究

由于高速列车气动噪声形成的机理和分析较为复杂,目前的检测系统还不能从列车高速运行状态下噪声测试中做出清楚的分辨,通过计算流体力学方法研究高速列车头车转向架气动噪声特性。建立经过简化的转向架、头车未安装转向架的简化车身和头车安装简化转向架的车身三种计算模型,分析列车运行200 km/h,300 km/h速度下简化转向架周围流场与气动声场特性,进一步分析此速度下简化转向架对头车车外气动噪声的影响。分析结果显示转向架周围有周期性的漩涡生成、脱落现象,气动噪声在其周围的辐射规律呈现偶极子分布。转向架车轴和构架横梁的上、下表面为偶极子声源集中的部位。前轮对在垂直与气流方向的竖直平面上和平行于气流方向的竖直平面上引起的噪声比后轮对大,在平行于气流的水平平面上比后轮对小。两个速度下,转向架气动噪声分布规律大致相同,幅值有差别。转向架使头车车外噪声显著增高,转向架附近噪声增幅尤为明显。行车速度200 km/h时,简化转向架能使头车车外气动噪声幅值增大3~5 d BA,行车速度300 km/h时,增幅为5~8 d BA。     

不同形式风挡的高速列车气动噪声数值模拟研究

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。     

钢液固态力学性能的实验研究

本文采用凝固法,在Gleeble-1500动态热力模拟实验机上首次对0.11%C网液态模锻法兰材料进行了凝固过程液固态力学性能的实验测定。结果表明：0.11%C钢液固态存在三个力学性能行为不同的区域：抗拉强度为零,断裂应变较高但随温度降低而急剧下降的Ⅰ区;抗拉强度逐渐形成,断裂应变进一步减小的Ⅱ区;抗拉强度和断裂应变随温度下降而急剧增加的Ⅲ区。很明显Ⅱ区（约1495～1505℃）是热裂纹最易形成的热脆性区。对试样断口形貌的观察和分析进一步证实了实验结果。     

高速列车受电弓区车内噪声研究与控制

针对高速列车受电弓区噪声相对较高的问题,提出受电弓减振安装方案,并在模拟实车环境下验证了其降噪效果和可靠性。首先,在某高速列车上进行了线路运行条件下受电弓区振动和噪声测试,分析发现结构振动是该区域噪声传播的重要方式,设计了一种独特的锥形椭圆结构减振座,用于受电弓弹性安装;其次,搭建了模拟现车试验台,验证减振座的降噪效果;最后,进行了总计252万次的疲劳试验以验证减振座的可靠性。试验结果表明,该减振座能够有效减小受电弓振动对车体的激励,从而降低该区域的噪声,降噪效果约为4dB(A),其疲劳可靠性能够满足线路运行要求。     

8车编组重联及16车编组下高速列车气动性能研究

为研究长大编组情况下高速列车的空气动力学性能,基于Navier-Stokes方程及标准k-ε湍流模型建立高速列车空气动力学计算模型,计算两列8车编组重联及16车编组情况下的高速列车空气动力学性能。数值计算结果表明,在重联区域,8车流线型处的流动分离直接作用于9车,影响了两车的气动阻力分布,8车阻力系数为0.094,9车阻力系数为0.145,8车编组重联整车气动阻力较16车编组增大0.060。重联编组下,向上升力最大的是8车,升力系数为0.073,向下升力最大的是头车,升力系数为-0.101。对于16车编组,向上升力最大的是尾车,其升力系数为0.054,向下升力最大的为头车,其升力系数为-0.088。研究结果对长编组高速列车气动性能优化具有参考意义。     

高速列车室内噪声模拟试验方法与系统

高速列车室内噪声模拟系统完成了声频范围20～20kHz和声压级范围20～120dB噪声的编辑、播放、调控与采集记录,分时模拟试验中声压测量值与实测线路信号误差在允许范围内,验证了该噪声模拟试验系统的有效性与实用性,目前已成功应用到用于评价高速列车听觉舒适性试验中.该系统实现了静态列车模拟动态行驶列车噪声的功能,对后期列车噪声舒适度模拟试验台的优化是一种实践借鉴.     

高速列车噪声对人体机理影响研究

高速列车运行过程中伴有大量噪声,严重影响人体舒适度。由于中耳解剖技术和传声机制的复杂,目前尚未能完全掌握噪声对人体机理的影响过程。根据已掌握的人耳传声机制,基于医学CT扫描的人耳实际模型,简化建立耳膜、三根听小骨、中耳韧带及肌肉的有限元模型,设定复杂结构上的约束条件。在耳膜上加载不同工况下所得不同大小声压级下的静压力,得到鼓膜及三根听小骨的最大位移量和最大等效应力,对所得结果采用幂函数进行拟合,用拟合结果进行分析。同时模拟中耳模型位移分布及等效应力场,分析并得到鼓膜结构最容易破坏部位。     

基于混合方法的轨道交通牵引电机离心风扇的气动及噪声性能计算

作为轨道车辆的主要动力来源,牵引电机在高转速下会产生很大的气动噪声.为改进电机的气动性能并降低气动噪声,本文采用基于CFD仿真与声比拟的混合方法计算某牵引电机内部流场及气流产生的噪声,取得三个转速下的气动性能.同时,本文对电机内部流场及气动噪声来源进行了分析和展示.最后,本文提出了对风扇和流道设计的改进措施,以提升流动效率和降低气动噪声.     

大涡模拟在轴流风扇气动噪声仿真中的应用

随着高集成、大功率电子设备的应用越来越广泛,随之而来的气动噪声问题越来越受到人们的重视,对其主要气动噪声来源—风扇的研究也越来越深入。伴随着仿真计算方法以及计算机技术的发展,数值仿真已经成为气动噪声仿真、预测、降噪的新手段。在总结了前人在气动噪声仿真中的相关手段方法后、采用流体力学计算软件Fluent和LES大涡模型对轴流风扇气动噪声进行了数值模拟,分析了轴流风扇气动噪声产生机理,验证了仿真方法的正确性,结果表明LES湍流模型能够准确预测气动噪声,满足工程应用要求。     

离心通风机气动噪声数值研究的现状与分析

归纳与分析了离心通风机气动噪声数值研究的现状,对涡声理论在宽频噪声研究中的可行性进行了探讨,并指出了目前离心通风机气动噪声数值研究所面临的主要问题.可为离心通风机气动噪声产生机理和数值预测的研究提供参考.     

串联圆柱体绕流气动噪声三维数值仿真

基于大涡模拟(LES)和Ffowcs Williams-Hawkings(FW-H)方程相结合的方法对串联圆柱体绕流气动噪声进行三维数值仿真,并对下游圆柱体在不同直径情况下进行对比研究。首先通过LES求解不可压缩Navier-Stokes方程得到串联圆柱体的非定常湍流流场;然后以圆柱体表面为积分面利用FW-H方程进行积分求解,得到远场辐射噪声。通过与美国国家航空航天局(NASA)的基准实验对比,验证仿真方法的正确性,研究结果能够为起落架的低噪声设计和制造提供一定参考。     

汽车气动噪声特性的随机声学法分析

为分析某款汽车高速行驶时车内气动噪声特性,采用流体力学(CFD)软件与专业声学仿真软件进行联合仿真,并进行了实车道路试验。通过分离涡模拟(DES)方法,计算车外涡流场,得到车身表面脉动压力,并将其视为随机载荷,利用随机声学法计算车内声场。结果表明:气动噪声为宽频噪声,主要能量集中在2500 Hz以下,且无明显主频率,噪声频谱变化趋势与脉动压力频谱变化趋势基本一致。随机声学法较好地模拟了脉动压力能量向车内的传播过程,且捕捉了湍流场相互叠加所致的声压级波动。     

飞机起落架气动噪声的数值计算改进方法

在飞机着陆过程中,起落架已成为飞机的主要噪声源。因此,对起落架气动噪声进行研究,并建立其数值计算方法是从总体上降低飞机噪声的主要途径之一。在已提出的基于试验数据的飞机起落架气动噪声数值计算方法基础上,提出一类改进方法。该方法除保持原有方法计算效率高、指向性计算正确的优点外,还进行了如下改进:首先,通过对小部件进行建模,实现了高频噪声的计算。其次,建立了起落架气动噪声散射模型,并对机轮与声源距离,机轮与接收点距离以及机轮直径对散射系数的影响进行了详细分析。最终通过对波音737主起落架全尺寸简化模型气动噪声进行计算,并与试验结果进行对比验证了该方法的正确性。