250-400 km_h高速列车气动声学性能的仿真研究.pdf

第2 0 卷第9 期2023年9月D0I:10.19713/ki.43-1423/u.T20221924铁道科学与工程学报Journal of Railway Science and Engineering25040 0 k m/h 高速列车气动声学性能的仿真研究Volume 20Number 9September2023刘翰林1,2.3，杨志刚1,2.3，吴雨薇1.2.3，高建勇1.2.3，谭晓明4(1.中南大学轨道交通安全教育部重点实验室，湖南长沙410 0 7 5；2.轨道交通安全关键技术国际合作联合实验室，湖南长沙410 0 7 5；3.轨道交通列车安全保障技术国家地方联合工程研究中心，湖南长沙410 0 7 5；4.湖南理工学院机械工程学院，湖南岳阳4140 0 6)摘要：高速列车是我国重点关注的现代化高速交通工具，速度由350 km/h提升至40 0 km/h，对其产生气动噪声水平提出了更高要求。为了探究高速列车的噪声源及声辐射控制机制，基于大涡模拟(LES)和Ffowcs Williams and Hawkings(FW-H)方程，对某型1:8 缩比3车编组高速列车开展数值模拟仿真，得到了其在40 0 km/h速度等级的流场特征，研究了随速度的提升各部件偶极子声源能量占比及整车远场辐射噪声变化规律，并获取了转向架区域的辐射噪声及其对整车辐射噪声的贡献主体频段。研究结果表明：高速列车的主要气动噪声源为转向架区域；在2 50，30 0，350 和40 0 km/h速度级下，整车远场辐射噪声声压级最大值分别为8 7.2，91.9，96.9及10 2.3dB(A)，沿流向整体呈下降趋势；噪声频谱呈宽频带和峰值结合的特征，且随速度提升，峰值频率和主体能量范围缓慢向高频偏移；在40 0 km/h速度级下，转向架区域偶极子声源能量占比约2 3.6 3%，远场辐射噪声声压级平均值为96.6 dB(A)，较350 km/h运行时偶极子声源能量占比增加1.6 8%，声压级平均值增加5.2 dB(A)，其中头车1位转向架辐射噪声声压级平均值增量为5.7 dB(A)，对转向架区域辐射噪声贡献的占比由约69%增长至7 8%；与整车的噪声频谱相比，转向架区域占中低频噪声的主体部分，且呈单峰值特征。研究结果对时速40 0km的高速列车的气动声学设计有一定参考价值。关键词：高速列车；气动噪声；大涡模拟；数值仿真中图分类号：U271.91文章编号：16 7 2-7 0 2 9（2 0 2 3）0 9-32 42-0 9文献标志码：A开放科学(资源服务)标识码(OSID)Numerical simulation on aeroacoustic performance of250400 km/h high-speed trainLIU Hanlin2,ANG Zhigang*2,U Yuwei22,AO Jjanyong2,TAN Xiaoming(1.Key Laboratory of Traffic Safety on Track,Ministry of Education,Central South University,Changsha 410075,China;2.Joint International Research Laboratory of Key Technologies for Rail Traffic Safety,Changsha 410075,China;3.National and Local Joint Engineering Research Center of Safety Technology for Rail Vehicle,Changsha 410075,China;4.College of Mechanical Engineering,Hunan Institute of Science and Technology,Yueyang 414006,China)Abstract:High-speed trains are modern high-speed vehicles that our country focus on,and the speed has been收稿日期：2 0 2 2-10-0 7基金项目：中国国家铁路集团有限公司科技研究开发计划课题(P2019J008)通信作者：杨志刚(197 6)，男，湖南桃源人，副教授，博士，从事气动声学研究；E-mail：y a n g z g c s u.e d u.c n第9 期increased from 350 km/h to 400 km/h,putting higher demands on the level of aerodynamic noise.To investigatethe noise source and how to regulate radiated noise emitted by high-speed trains,combined with the Large EddySimulation(LES)and Ffowcs Williams and Hawkings(FW-H)equations,a 1:8 scaled three-car high-speed trainwas numerically simulated.Its flow distribution characteristics were determined at a speed level of 400 km/h.Thechange of the energy share of each components sound source and far-field radiated noise with increasing speedwere studied.Additionally,the noise radiated from the bogies and its contribution to the noise spectrum of theentire vehicle were obtained.The results show that the bogie area is the primary source of high-speed trainaerodynamic noise.At the speed of 250,300,350 and 400 km/h,the maximum values of the far-field radiatednoise sound pressure level of the entire train are 87.1,91.9,96.9 and 102.3 dB(A),with a general decreasing trendalong the flow direction.The peak frequency and major energy range gradually move to high frequency as speedincreases,and the noise spectrum is characterized by a combination of broadband and peak.At a speed of 400 km/h,the dipole source energy share in the bogie area accounts for about 23.63%and the average far-field radiationsound pressure level is 96.6 dB(A),an increase of 1.68%and 5.2 dB(A)compared to 350 km/h.The first bogiesaverage increase in sound pressure level is 5.7 dB(A),and the contribution to the radiated noise rises fromapproximately 69%to 78%in the bogie area.Compared with the noise spectrum of the whole vehicle,the bogieregion accounts for the main part of the low and medium frequency noise,and is a single peak feature.Theresearch results can be used as a guide when designing pneumatic-acoustic high-speed trains that travel at up to400 km/h.Key words:high-speed train;aerodynamic noise;LES;numerical simulation刘翰林，等：2 50 40 0 km/h高速列车气动声学性能的仿真研究3243当高速列车速度超过30 0 km/h，气动噪声就成为噪声的主要来源之一-2。目前我国正在发展400km/h速度等级的高速列车，提出在40 0 km/h运行产生的噪声水平要与现有列车以350 km/h运行产生的噪声水平相当，这对列车气动噪声控制技术是一大挑战。早在2 0 世纪9 0 年代，日本学者就在新干线对FASTECH360列车进行了噪声试验3，法国学者对TGV系列高速列车开展了实车声学测试4。近年来，我国在大西线等开展了多次声学专项试验，积累了较完整的实车噪声图谱数据。还同步开展了大量的声学风洞模型实验，研究了转向架、受电弓等部件以及整车模型在缩比条件下的气动噪声特征5-6。LATORRE等7 对某简化的1：7 缩比列车模型进行风洞实验，结果表明转向架的辐射噪声与进气流速度有关，因此位置靠前的转向架噪声更大；郝南松8 对某型动车组开展风洞实验，研究表明转向架区域主体辐射中低频宽带噪声。在此基础上，基于DES和LES的高速列车气动噪声仿真优化技术发展迅速9-14。何娇等15对某型动车组进行大涡模拟，结果表明转向架区域有强偶极子声源分布。高阳等16 采用LES对某高速列车头型进行仿真研究，结果表明该模型中转向架舱的总声压级最大。刘雯等17 基于IDDES对3车编组的CRH380A高速列车开展数值仿真，研究表明高速列车的尾流场内存在一对旋向相反的涡旋。KIM等18 采用IDDES对某1:10 缩比的受电弓模型进行仿真计算，结果表明升弓时受电弓的盘头是主要噪声源，与腔体内部的流场有关。时速400km高速列车的气动声学设计是一个全新的任务。分析从350 40 0 km/h速度等级列车气动声学特征的变化，将有助于深入理解需要降噪的声源及声辐射控制机制，从而为后续高速列车的气动声学设计提供参考。本文从这个角度出发，对比分析不同速度级的高速列车在气动发声特征以及远场声辐射水平方面的差异变化，并讨论了由35040 0 k m/h 转向架区域远场辐射噪声的增量及对整车噪声的贡献。1数值计算方法1.1基本方程三维、可压缩、黏性Navier-Stokes方程采用张量形式表达的数学表达式如下：3244(pE)at式中：p为气体密度；t为时间；u为气流速度；x为直角坐标分量；p为压力；t,为黏性应力张量分量；f为单位质量气体的体积力；E为单位质量气体的总能，E=e+0.5u,u，e 为单位质量气体的内能；q为单位质量气体的加热速率；T为温度；k为热导率。1.2FW-H声学方程1969年，WILLIAMS等19通过引入广义函数将Navier-Stokes方程按波动方程的形式重新整理，得到了在垂直运动壁面条件下的发声方程，是声类比方法最通用的形式，即FW-H声学方程：10p(T,H(J)-aat2ax,ox头车头车流线型头车非流线型铁道科学与工程学报papui=0atOxa(pu,pu;u;ox;ota(pEu,Tiu+pf.uiOx22023年9月(Pun,+pu(u,-v,)o(J)+oppf.ax;Tpu;pqox2(2)其中：。为自由来流速度；p代表观测点声压；uiax;为x,方向上的流速分量；u,和v,分别为垂直于积分面的流体速度分量和积分面移动速度分量；()代(1)表迪拉克三角函数；P和T，分别为应力张量和Lighthill张量。等式右侧的3个部分分别为单极子源项、偶极子源项和四极子源项。2计算模型2.1几何模型及计算设置本文采用简化的某型高速列车3车模型，选取列车车高H=4.0m为特征长度，车宽0.8 H，车长20.7H。为研究列车不同部分对气动噪声的贡献率，沿车长方向，将列车分为头车、中车、尾车及风挡，对头尾车再划分流线型及非流线型部分。建立的高速列车模型如图1所示。中车尾车尾车非流线型尾车流线型3.5H3.6H6.3H图1几何模型图Fig.1Geometricmodel3.6H3.5H图2 网格示意图Fig.2Computational grids采用商业软件ICEMCFD对高速列车表面进行网格划分，全局采用非结构四面体网格划分，网格总量约为2.2 亿，网格示意图如图2 所示。车体附近设置3层嵌套加密区，网格最大尺度分别设置第9期为2 0 0，40 0 和6 0 0 mm。为了能更精确地捕捉列车表面的流脉动量，在车体表面设置15层附面层网格，除受电弓表面第1层网格厚度设为0.02mm，增长率为1.2，其余表面第1层网格厚度均设为0.0 5mm，增长率为1.2。整体y+保持在1左刘翰林，等：2 50 40 0 km/h高速列车气动声学性能的仿真研究3245右，满足大涡模拟的基本要求。图3为仿真计算域示意图。计算域长10 0 H，宽15H，高7.5H，列车头车鼻尖点距离计算域入口20H，尾车鼻尖点距离计算域出口59.3H，列车位于计算域正中间，轮对最低点距地面0.0 5H。59.3H20.7H图3仿真计算域Fig.3Computational domain7.5H15H计算域入口处采用速度入口边界条件；出口处采用压力出口边界条件；地面设置为滑移壁面边界条件，速度与来流速度保持一致，其余侧面均设置为对称(Symmetry)边界条件。采用商业软件AnsysFluent进行仿真计算，对列车模型进行1:8 缩比，定常流场计算选用基于压力基的隐式求解方法，选用SSTk-湍流模型进行数值仿真，压力-速度耦合选用SIMPLE算法，压力采用Standard离散格式，对流项和耗散项均采用2 阶迎风离散格式。非定常流场计算采用基于Smagorinsky-Lilly的LES方法，离散动量方程采用有界中心差分格式，时间步长为510 5s，每步长迭代30 次，共10 0 0 0 时间步。2.2网格无关性验证为验证网格无关性，调整车体外3层嵌套加密区网格及表面网格尺寸分别得到粗网格和细网格，网格参数如表1所示。表1网格尺度和气动阻力系数C。Table1Mesh size and aerodynamic drag force coefficient Ca模型名称第1层第2 层第3层网格量C粗网格300 mm600 mm900 mm约1.1亿0.286计算网格200 mm400 mm600 mm约2.2 亿0.347细网格100 mm200mm300mm约2.6 亿0.345如表1所示，3套网格的网格量分别约为1.1亿，2.2 亿和2.6 亿，进行定常计算得到的阻力系数分别约为0.2 8 6，0.347，0.345，计算网格和细网格阻力系数之间的偏差约为0.58%，可认为本文20H模型满足网格无关性要求。3风洞试验的仿真校验高速列车气动噪声试验于某声学风洞中进行，试验模型如图4所示，试验风速为6 5m/s，数值仿真中来流速度与试验保持一致，计算域中地面设置为静壁，其他设置均和2.1节中一致。为证明数值模拟仿真的合理性，将噪声测点布置在列车一侧，距列车中截面6.5m，从头部开始，每隔0.8 m布置一个测点，与风洞试验保持一致，共计10 个测点，如图5所示。图4风洞试验模型Fig.4Wind tunnel test model7.2m2.3.4.5.6.7.8.9.10.0.8 m图5远场声测点示意图测点Fig.5Far field measuring points3246表2 为风洞试验和数值仿真在上述测点位置的辐射噪声结果。表2 试验和仿真结果对比Table 2(Comparison of experimental and simulation results测点编号试验结果/dB(A）仿真结果/dB(A）差值/dB(A)175.4276.2375.7476.0575.8676.2776.0875.7975.31075.4由表2 可知，仿真结果和风洞试验结果差值在-0.71.6 d B(A)之间，表明本文数值仿真模型具有较高精度，适用于高速列车气动噪声仿真研究。4仿真结果分析4.1流场特征为了可视化高速列车周围的瞬时流场，采用Q准则识别列车周围的空间涡结构，如式(3)所示：(3)式中：S,和,分别为速度梯度张量的对称项和反对称项。以40 0 km/h速度级为例，给出列车的空间涡铁道科学与工程学报结构云图。尽管运行速度由350 km/h增加到400km/h，跨越了0.3马赫数，但空气压缩性变化很小，两者近壁面气动激扰特征基本相似。故由图可知，在头车流线型部分形成小尺度涡结构，到达肩部处消失；而排障器边缘形成的涡向后发展，在转向架舱前缘脱落，与头车1位转向架形成74.01.474.61.674.71.075.10.976.5-0.775.30.975.60.475.60.175.4-0.175.10.32023年9月的涡结构相互作用，继续向两侧并沿车体向上方发展；在其他转向架区域，由于腔体、轮对及构架杆件的存在，气流扰动剧烈，形成了各种尺度的涡结构脱落，但大多为不规则的小尺度涡结构，速度幅值远小于头车1位转向架；在尾流区，流线型尾部的脱落涡与从转向架分离的气流掺混，发展成各种尺度的涡结构。4.2偶极子源分布和能量占比分析为描述列车表面的偶极子源分布特征，拟用表面脉动压力时间梯度均方根pms表征，如式(4)所示，T代表采样时间，p为脉动压力，上标“”代表对时间求导：Pms=(p)dtT由图7 可知，车体上方，偶极子声源主要集中在受电弓附近，弓体的下半部及舱体后缘由于受到受电弓舱前缘分离的气流冲击，声源强度更大；车底部分，转向架及转向架舱有强偶极子声源分布，其中构架底部、后轮对及转向架舱后壁声源强度较高，各转向架区域偶极子声源强度分布规律类似，但头车1位转向架偶极子源强度远大于其他转向架区域。(4)Magnitudevelocity:Fig.6 Vortex structures around the train(top:side view;bottom:elevation view)图8 为列车各部件偶极子声源能量占比图。如图所示，随速度增长，转向架和头车流线型区域的偶极子声源能量占比变化较大，速度由2 50 km/h增长至40 0 km/h，转向架区域占比由2 0.0 9%提升：012224364860728496108120图6 空间涡结构分布云图(上：侧视图；下：仰视图)至2 3.6 3%，增长约3.54%，头车流线型由17.7 3%降低至14.8 9%，占比减少约2.8 4%。整体来看，偶极子声源能量主要集中在转向架、尾车非流线型、头车流线型部分。第9期刘翰林，等：2 50 40 0 km/h高速列车气动声学性能的仿真研究3247Pms:02520151050头车头车受转风中尾车尾车流线非流电向挡车流线非流型线型号架型线型图8 列车各部件偶极子声源能量占比Fig.8 Proportion of dipole sound source energy of components4.3远场辐射气动噪声为考察列车远场辐射噪声，在距离列车纵向对称面2 5m远、距地面3.5m高处均匀布置16 个声接收点，测点布置范围为-7 98 m，示意图如图9。第1个测点位于头车鼻尖点前7 m处，每间隔7 m布置1个声接收点，列车位于测点2 测点12317m1X1062X1063X10641065106图7 列车车体表面pms分布云图(上：侧视图；下：仰视图)Fig.7 pms contours on the train surface(top:side view;bottom:elevation view)250km/h300km/h350km/h400km/h6X1067X1068X1069X1061X10714之间。对于测点1测点16，高速列车车体表面远场辐射噪声声压级分布如图10 所示。由图可知，随着速度的增大，各测点得到的声压级不断增大，幅值测点逐渐向头车鼻尖点移动；沿车身方向声压级分布整体呈下降趋势，在受电弓附近测点出现微弱的上升。在2 50，30 0，350 及40 0 km/h速度级下，车体远场辐射噪声声压级最大值分别为87.2,91.9,96.9及10 2.3 dB(A)。由于在40 0 km/h速度级下，测点2 处的A计权声压级达到幅值，故给出该测点频谱。由图可见，频谱整体呈现多峰与宽频带相结合的特征，峰值频率出现在50 0 8 0 0 Hz及16 0 0 2 50 0 Hz处；随速度提升，频带能量范围主体分布存在差异，250km/h速度级下主体能量分布在50 0 16 0 0 Hz频段，30 0 km/h及350 km/h速度级下主要分布在5002 0 0 0 H z 频段，而40 0 km/h速度级下为6302 50 0 H z。故可以看出峰值频率及主体能量范围均在缓慢向高频迁移。14151625mm列车远场辐射噪声平均值计算式为：101g(Ia)SPL平均=16式中：总对应各测点辐射噪声能量之和，即I总=测上16m图9声源接收点示意图Fig.9 Layout diagram of far-field measuring points采用式(5)计算噪声平均值，得到在2 50，30 0，350及40 0 km/h速度级下，车体表面远场辐射噪声(5)平均值分别为8 5.5，90.1，94.8 及99.1dB(A)。4.4车转向架区域对于转向架区域，主要分析速度由350 km/h3248提升至40 0 km/h后，带来的声辐射的变化。由图12可知，2 种速度级下远场辐射噪声沿车身方向均呈下降趋势，40 0 km/h速度级下声压级幅值为101.0dB(A)，平均声压级为96.6 dB(A)；350 k m/h速度级下幅值为9 5.3dB(A)，平均声压级为91.4dB(A)。其中头车1位转向架的辐射噪声贡献占转向架区域辐射噪声的主体部分，故单独给出该部分远场辐射噪声声压级分布图。如图13所示，在40 0 km/h速度级下辐射声压级幅值为10 0.5dB(A)，平均声压级为95.5dB(A)，占转向架区域声辐射贡献约7 8%；350 km/h速度级下幅值为94.6 dB(A)，平均声压级为8 9.8 dB(A)，占比约6 9%。105102.3100(v)AP/指9590858075-20图10列车表面远场辐射噪声Fig.10Far field radiated noise of train surface250 km/h100-300 km/h-350km/h400 km/h(V)AP/王单80604020图11测点2 处A计权声压级频谱Fig.1lA-weighted sound pressure level spectrum atmeasuring point 2为考察转向架区域和整车的频谱对应关系，给出350 及40 0 km/h速度级下位于测点2 的噪声频谱，可看出350 km/h速度级下两者在16 0 16 0 0 Hz铁道科学与工程学报吻合较好，差值基本在2 dB(A)以下，40 0 km/h速度级下3152 0 0 0 Hz较贴合，差值均在1dB(A)以内，故可看出转向架区域的噪声贡献主要集中在中低频段，且存在明显的单峰值特征。105(V)P/10095908580o250 km/h75-20-300 km/h96.991.987.2350km/h+400 km/h020距离/m160050080010010001/3倍频程频率/Hz2023年9月-350km/h-400 km/h020距离/m图12转向架区域远场辐射噪声Fig.12Far-field radiated noise in the bogie area105(/10095406040801002.50060350 km/h+400 km/h90858075220图13头车1位转向架区域远场辐射噪声Fig.13Far-field radiated noise in the first bogie area100(V)aP/王单源80604020图14350 km/h速度级下测点2 的频谱Fig.14 Spectrum of measuring point 2 at 350 km/h80020距离/m350km/h整车模型350km/h转向架区域10010001/3倍频程频率/Hz100406080100第9 期10080604020图1540 0 km/h速度级下测点2 的频谱Fig.15 Spectrum of measuring point 2 at 400 km/h5结论1)高速列车空间扰动主要集中在转向架区域，由气流冲击杆件及腔体结构有关，转向架区域偶极子声源能量占比最高，超过2 0%，其中头车1位转向架区域强度最大。2)在2 50，30 0，350 和40 0 km/h速度级下，整车远场辐射声压级沿流向呈下降趋势，声压级最大值分别为8 7.2，91.9，96.9及10 2.3dB(A)；噪声频谱呈峰值和宽频带特征结合的特点，且随速度提升峰值频率及主体能量范围逐渐向高频偏移。3）时速40 0 km相较于350 km，整车远场辐射噪声声压级平均值增加4.3dB(A)；转向架区域偶极子源辐射声能占比增大约1.6 8%，辐射声压级平均值增加5.2 dB(A)，头车1位转向架辐射声压级平均值增量为5.7 dB(A)，通过对比频谱可知转向架区域为高速列车辐射的中低频噪声的主要源区。本文开展数值模拟的模型为3车编组模型，实际运行时高速列车为8 车编组，相应转向架区域的偶极子声源能量占比会增加，对于远场辐射噪声的贡献也会增加，因此对于新一代高速列车气动噪声优化设计，转向架区域具有较大的降噪潜力，其中应重点关注头车1位转向架区域。参考文献：1THOMPSON D J,LATORRE IGLESIAS E,LIUXiaowan,et al.Recent developments in the prediction刘翰林，等：2 50 40 0 km/h高速列车气动声学性能的仿真研究ElsevierScience,2008.3 晋永荣，陈晓丽.日本新干线列车噪声声源分布及主动降噪实车试验研究综述.现代信息科技，2 0 19,3(3):168-169,171.400km/h整车模型400km/h转向架区域10010001/3倍频程频率/Hz3249and control of aerodynamic noise from high-speed trainsJ.International Journal of Rail Transportation,2015,3(3):119-150.2 THOMPSOND.Railwaynoiseamechanisms,modlling and 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