下载文档原格式
特别策划高速铁路动车组横风空气动力学分析吴敬朴1，龚增进2，李红梅1，宣言1，许聪2（1.中国铁道科学研究院集团有限公司铁道科学技术研究发展中心，北京100081；2.中国铁道科学研究院集团有限公司科技和信息化部，北京100081）摘要：横风对动车组行驶安全危害极大，通过建立8辆车编组的CRH2C型动车组、高架桥梁、高路堤空气动力学模型，根据《铁路技术管理规程（高速铁路部分）》大风限速规定，对20、25m/s风速下高架桥梁和高路堤区段的动车组空气动力学进行仿真计算，分析不同风向角对动车组空气动力学的影响。
结果表明：风向对动车组空气动力学响应的影响大于风速对动车组空气动力学响应的影响；随着风速增大，动车组受到的横向力、升力、点头力矩和摇头力矩呈现增大的趋势，25m/s风速动车组200km/h运行时比20m/s风速动车组300km/h运行时，在高架桥梁区段分别增大约1%、25%、28%、2%；在高路堤区段分别增大约16%、34%、35%、17%。
关键词：高速铁路；CRH2C；动车组；横风；空气动力学；高架桥梁；高路堤中图分类号：U270.11文献标识码：A文章编号：1001-683X（2021）10-0015-07 DOI：10.19549/j.issn.1001-683x.2021.10.0150引言高速运行的列车在遇到强横风时，空气动力学性能会发生恶化，列车受到的空气阻力、升力和横向力迅速增加，列车的横向稳定性受到显著影响，严重时甚至可能导致列车脱轨、倾覆及人员伤亡。
根据研究，在特大桥梁、高架桥梁、高路堤等运行路段，环境风的作用更突出和复杂，列车脱轨、翻车的可能性大大增加。
为使列车安全地通过风区，避免发生列车脱轨、倾覆事故，国内外都开展了横风空气动力学响应以及相应的行车安全保障体系等研究。
基金项目：中国国家铁路集团有限公司科技研究开发计划项目（P2019T001）；中国铁道科学研究院集团有限公司科技研究开发计划项目（2020YJ200）第一作者：吴敬朴（1976—），男，副研究员。
高速列车横风效应及气动安全控制动力学1. 引言1.1 概述高速列车是现代交通领域的重要组成部分，以其快速、高效、安全的特点受到广大乘客的欢迎。
然而，在高速列车运行过程中，会面临各种风险因素，其中之一就是横风效应。
横风效应指的是列车在经过桥梁、隧道或其他开阔区域时受到侧向风力的作用所引起的动态响应问题。
1.2 研究背景随着高铁建设进一步推进，高速列车在我国铁路网中所占比例越来越大。
然而，在特定地理环境和天气条件下，如山区、河谷和海岸线等地区，强大的侧风可能对高速列车行车安全带来威胁。
因此，研究高速列车横风效应及相关的气动安全控制动力学显得尤为重要。
1.3 目的与意义本文旨在深入探讨高速列车横风效应及其对行车安全性能产生的影响，并了解气动力学安全控制技术在减轻这些影响方面的应用。
通过对横风效应现象的描述与分析，我们可以更好地了解其机理，并在此基础上提出有效的控制方法和技术手段，从而提高高速列车行车安全性能，并为相关领域的研究和实践提供参考和借鉴。
总之，研究高速列车横风效应及气动安全控制动力学对于确保高速列车行车安全、推动交通事业发展具有重要意义。
本文将从定义与原因、影响因素、风险评估等方面进行深入分析，并结合国内外研究现状和发展趋势，最终给出结论与展望部分所述的前景展望和探索方向建议。
2. 高速列车横风效应2.1 定义与原因高速列车横风效应指的是列车在高速行驶时遇到侧风所引起的一系列气动力学效应。
在高速铁路运营中，以及特殊地理条件下，如开放地区、大型桥梁等情况下，横向侧风对列车的运行安全和稳定性带来了重大挑战。
侧风主要由大气层的非均匀垂直温度分布、地表的粗糙程度、山脉等自然条件导致。
当高速列车经过这些地区或受到这些影响时，会遭受到来自侧面的风压力，从而对列车产生偏移力和倾覆力。
2.2 影响因素高速列车横风效应受多种因素影响，以下是一些主要因素：- 列车速度：随着列车速度增加, 横风效应也越明显。
- 侧面积和形状：不同类型的列车具有不同形状的外壳和窗户，在不同角度下暴露给侧面风将导致不同程度的横风效应。
基于湍流脉动压力的波数—频率谱预报流噪声伍宏亮;周其斗;吕晓军;孟庆昌【摘要】[目的]根据Lighthill声类比方程及其发展理论,可以将壁面湍流脉动压力的波数—频率谱作为声源项来预报流噪声,且分析湍流脉动压力的波数—频率谱有助于了解湍流结构的时空关联特性.[方法]以NACA 0012翼型为例,采用大涡模拟(LES)方法进行流场仿真计算,然后通过Fourier变换得到壁面湍流脉动压力波数—频率谱的数值解,并与Corcos的平板湍流边界层脉动压力波数—频率谱模型进行比较;在此基础上,将该波数—频率谱作为声源输入,代入Goldstein版本的声类比方程中预报辐射噪声,并与软件计算的流噪声结果以及Brooks试验拟合结果进行比较.[结果]结果发现:小曲率变化的NACA 0012翼型表面的波数—频率谱具有与平板表面相似的一般特性;在中、低频段采用该方法预报的流噪声结果与Brooks试验结果拟合更好.[结论]所得结果表明开展波数—频率谱研究是有必要的,将其作为主要声源项来预报亚声速下产生的流噪声是合理的.%[Objectives]According to the Lighthill acoustic analogy equation and its development theory, it is feasible to analyze the wavenumber-frequency spectrum of turbulent wall pressure fluctuations,then make it an acoustic source in order to predict flow noise. Moreover, the study of the wavenumber-frequency spectrum is useful for understanding the temporal and spatial characteristics of turbulent structures.[Methods]Taking the NACA 0012 airfoil,which was studied by Brooks,as an example,we employ the Large Eddy Simulation (LES)method to calculate the flow field and obtain a numerical solution of the wavenumber-frequency spectrum via the Fourier transform. On this basis,we take the wavenumber-frequency spectrum as an input conditionfor predicting the radiated noise using the acoustic analogue equation of the Goldstein version. At the same time,acoustic software is used to calculate the flow noise. Comparing these two sets of results with Brooks' empirical formula,the sound pressure level is found to be within the same order of magnitude.[Results]The results show that the spectrum on an airfoil surface with a small curvature change is comparable with the Corcos spectrum model on a flat plate,and their general characteristics are similar. Finally,we conclude that the forecast results of the method in this paper accord better with Brooks' experimental results at low and medium frequencies. [Conclusions]This shows that it is necessary to carry out the study of wavenumber-frequency spectra,and it is reasonable to make it the main sound source in order to predict flow noise produced at subsonic speed.【期刊名称】《中国舰船研究》【年(卷),期】2017(012)006【总页数】7页(P36-42)【关键词】波数—频率谱;Fourier变换;流噪声;声类比方程【作者】伍宏亮;周其斗;吕晓军;孟庆昌【作者单位】海军工程大学舰船工程系,湖北武汉 430033;海军工程大学舰船工程系,湖北武汉 430033;海军工程大学舰船工程系,湖北武汉 430033;海军工程大学理学院,湖北武汉 430033【正文语种】中文【中图分类】U661.44湍流脉动压力是湍流非定常特性的重要表征，也是流体诱发结构振动、产生噪声的重要来源。
直升机气动噪声研究进展陈平剑;仲唯贵;段广战【摘要】The status and progress in helicopter aero-acoustic technology is presented,inclu-ding test technology,analysis method and rotor noise control technology.The advanced test technologies such as unsteady pressure measurement,flow field visualization and noise source lo-calization,have been implemented in the acoustic wind tunnel test of rotor noise,which is the es-sential instrument for helicopter aero-acoustic research.Flight test of helicopter aero-acoustic measurements has become a necessary technique in the programs of helicopter noise certification and helicopter noise reduction investigation.With the development of helicopter aero-acoustic noise analysis method,many software tools for rotor noise prediction have been developed and applied in the helicopter design and noise reduction research,based on the solutions of the FW-H equation and Kirchhoff equation.Low noise blade tip is the primary and effective method for heli-copter noise control,and is used widely in helicopter design.Moreover,new technologies such as noise abatement operation and active rotor noise control have been validated by flight test,but have not been used in helicopter design get.Initiated by the demands to design environmentally compatible helicopter,both societies of industry and academia will devote more effort in helicop-ter aero-acoustic technology research.%对直升机气动噪声的研究进展进行了综述，内容包括试验技术、理论分析方法和噪声抑制技术。
高速列车空气动力学研究引言:随着科技的不断进步和人们的出行需求的增加，高速列车成为了现代交通运输的一个重要组成部分。
高速列车的速度越来越快，因此对其空气动力学性能的研究变得越来越重要。
本文将探讨高速列车的空气动力学研究的重要性、研究内容和方法，以及该研究的实际应用。
一、空气动力学研究的重要性高速列车的空气动力学性能对列车的运行效率、能源消耗和安全性都有重要影响。
研究高速列车的空气动力学特性可以帮助设计工程师改进列车的外形，减小空气阻力，提高列车的速度和运行效率。
此外，空气动力学研究还可以帮助评估列车在不同环境下的稳定性和操纵性，为列车的操作和安全提供可靠的基础。
二、高速列车空气动力学研究的内容高速列车的空气动力学研究主要包括以下几个方面：1. 空气阻力和气动特性分析：通过数值模拟和实验测试，研究列车在高速运行时的空气阻力、气动力和流场分布。
这个分析的结果有助于设计工程师优化列车外形，减少空气阻力，提高列车的速度和能效。
2. 空气流动控制技术：通过安装气动装置，如尾部扩散器和侧吹装置，可以调节列车周围的气流，减小空气阻力和横风对列车的影响。
研究空气流动控制技术可以降低列车的能源消耗，增加列车的稳定性和操控性。
3. 高速列车与周围环境的相互作用：研究列车与周围环境的相互作用可以评估列车在不同气候和地形条件下的性能。
例如，研究列车在高山地区和隧道内的空气动力学特性，可以为列车的设计和运行提供必要的信息。
4. 高速运行下的噪声和振动控制：高速列车的运行会产生噪声和振动，对乘客和周围环境造成潜在影响。
研究高速列车的空气动力学可以帮助工程师降低噪声和振动水平，提供更舒适和安静的乘车环境。
三、高速列车空气动力学研究的方法高速列车的空气动力学研究可以使用多种方法，包括数值模拟、实验测试和仿真模型。
数值模拟通常使用计算流体力学（CFD）方法，通过对列车模型的数值计算，预测列车在不同速度和工况下的空气动力学性能。
实验测试可以通过风洞试验或全尺寸试验来获得列车的气动数据。
沙尘环境下高速列车气动特性分析作者：文恒于梦阁盛旭高殷硕来源：《青岛大学学报（工程技术版）》2020年第04期摘要：为研究沙尘环境下高速列车明线运行时的气动特性，基于剪切应力传输模型SST k w双方程湍流模型和拉格朗日离散相模型，与无沙环境下的高速列车气动特性进行比较，计算分析不同沙粒浓度、不同车速下的高速列车气动特性。
计算结果表明：沙尘环境下，当车速一定时，列车整车气动阻力、头车气动阻力、尾车气动阻力均随沙粒浓度增加而逐渐增大，且与沙粒浓度近似呈线性关系;对于气动升力，当车速一定时，头车气动升力绝对值随沙粒浓度的增加而增大，尾车气动升力随车速的增加而降低。
该研究成果可为高速列车在沙尘环境中的运行安全提供理论参考。
关键词：高速列车; 沙粒浓度; 气动特性; 气动阻力; 气动升力中图分类号： U271.91; U270.1+1 文献标识码： A近几年，随着科学技术的不断进步，国家加快铁路网建设，驱动区域经济地协调发展。
兰新高铁穿越我国西部高寒风沙区域，由于兰新高铁线路的特殊性，列车途经的百里风区、三十里风区是内陆大风天气频发的地区之一，时常会引发大风灾害性气象[1 3] ，强风地区大多缺少植被覆盖，地表裸露，而风速又往往远远大于起沙风速，因此地表的沙粒在大風的作用下撞击动车组，使得高速列车的气动特性明显变差[4] 。
沙尘环境属于多相流中的气固两相流问题，多采用欧拉欧拉模型和欧拉拉格朗日模型进行模拟计算。
欧拉欧拉模型主要描述两相的运动，用于高浓度离散相的问题;欧拉拉格朗日模型适用于离散相的体积分数在10%～12%以下的问题[5] ，而且关注离散相的运动轨迹。
C.Paz等人[6] 采用欧拉拉格朗日方法研究了高速列车在沙尘环境中的运行安全性;熊红兵等人[7] 研究了沙尘暴环境下高速列车运行时的气动特性;李田等人[8] 采用欧拉欧拉方法研究了不同沙尘暴环境下高速列车的动力学性能;倪守隆[9] 采用欧拉欧拉方法研究确定了高速列车在沙尘暴环境下运行的安全域;高琛光[10] 采用欧拉拉格朗日方法研究了不同风速、不同风向、头尾中间车设备舱的流动特性。
第2卷 第2期2002年6月交通运输工程学报Journal of T raffic and T ransportation Eng ineeringV ol.2 No.2June 2002收稿日期:2002-01-28基金项目:国家自然科学基金资助项目(59775022)作者简介:刘红光(1956-),女,江苏淮安人,江苏大学副教授,从事汽车工程研究.文章编号:1671-1637(2002)02-0041-04高速车辆气流噪声计算方法刘红光,陆森林(江苏大学汽车与交通工程学院,江苏镇江 212013)摘 要:随着发动机、传动系和轮胎等其它噪声的降低以及车速的不断提高,高速车辆气流噪声变得越来越突出,因此研究和降低气流噪声已成为控制高速车辆噪声的关键之一。
通过求解广义Lig hthill 方程,得到了适合车辆行驶工况的气流噪声积分计算公式。
根据车辆的实际工况,对气流噪声计算公式进行了分析,明确了在车辆气流噪声中偶极子源噪声占主导地位,表面脉动压力是车辆气流噪声的主要声源。
在此基础上,对车辆气流噪声某些特性进行了讨论和试验。
关键词:车辆;空气动力性噪声;计算方法中图分类号:U 491.91 文献标识码:ACalculation method of the aerodynamic noise around high speed vehiclesL I U H ong -guang ,L U S en -lin(Schoo l o f A ut omo bile and T r affic Engineer ing ,Jiangsu U niv ersit y ,Z henjiang 212013,China )Abstract :T he aer ody namic noise around vehicles at high speeds has become increasing ly important and in more and more cases dom inates the vehicle noise .It is attributable to the facts that the noises fro m eng ine ,tire ,po wer train and other noise sources have been sig niflcantly reduced and the speeds of v ehicles constantly increase in the past decades.It is crucial to carry o ut the study of aerodynam ic no ise and ex plore proper countermeasures fo r suppressing its co ntribution to the v ehicle noise .In this paper ,the integral for mulations fo r the calculation of the aer ody namic noise around hig h speed vehicles is abstained through the so lution of g eneralized Lig hthill's equation.A fter the fo rmulatio n is analyzed and suitably sim plified acco rding to w ork co ndition of vehicles ,it becomes clear that their aerody nam ic no ise is do minated by dipole noise and the fluctuating pressur e o n o utside surface o f v ehicle is m ain aerodynam ic noise so urce .Some characteristics o f aero dynamics noise around vehicles are discussed and tested.4fig s,6refs.Key words :vehicle;aerodynamic no ise;calculatio n methodAuthor resume :LIU Hong -g uang (1956-),female ,an associate professo r o f Jiang su U niv ersity ,eng ag ed in r esearch of v ehicle engineering. 随着其它噪声的降低以及车速的不断提高,气流噪声相对突出,已成为高速车辆的主要噪声源之一,因此研究和降低气流噪声已成为控制高速车辆噪声的关键之一。
计算气动声学CAA若干学习经验在论坛上看到越来越多的人也在做气动声学相关的东西，颇有得遇同道中人的喜悦。
本人在硕士阶段就开始接触一些气动声学相关的东西，工作后主要的研究内容就更专一了：航空声学。
工作一年后，通过各种乱七八糟的学习过程，对计算气动声学有了更多的理解。
受版主水若无痕的影响（他是我的同学），因此打算在此写个与计算气动声学（CAA）相关的东西，和大家交流交流。
对气动声学的关注始于上世纪的50年代，原因就是当时涡喷式航空发动机的喷流噪声实在是太吓人了。
于是，牛逼的莱特希尔（Lighthill）坐在火车上，在一个信封上一顿写，就把N-S方程给改写成了波动方程的形式。
方程的左边是一个经典声学的波动方程，而右边则是一个主要与湍流相关的源项，被后人称为莱特希尔应力张量。
这就是所谓的莱特希尔方程了，气动声学的开山之作。
莱尔希尔方程的声源为四极子声源，也就是湍流噪声源，主要适用于高速、湍流为主要噪声源的情况，如高速喷流。
方程的声源项未知，需要采用CFD或者试验来获取。
再后来，柯尔（Curler）同志对莱特希尔方程进一步发展，得出了考虑了固壁影响的柯尔方程。
柯尔方程主要适用于低速情况下的固壁绕流噪声计算，如低速的圆柱绕流、机翼绕流等。
此时，气动噪声源主要为偶极子声源，声源的强度为声源表面对流体的作用力。
这种作用力不单是压力，还包括表面动量流量。
当然，对于固壁来说，法向速度为零，也就没有动量流量了，因此采用固壁表面作为声源面时，只需要壁面的压力脉动即可。
而在采用通流面作为积分面时，则需要考虑动量流量了，这在后面会有介绍。
福茨威廉斯与霍金斯（Ffcows Williams & Hawkings）两位在莱特希尔方程的基础上，发展出FW-H方程。
FW-H方程的发展主要是针对运动壁面的发声情况。
这里说的运动壁面指的是在来流中的运动，也就是说壁面具有加速度，如螺旋桨。
FW-H方程包含了所有的噪声源，单极子、偶极子和四极子。
高速列车的空气动力学研究随着科学技术的不断发展和进步，高速列车作为一种高效、安全、舒适的交通工具，已经成为人们出行的首选。
而在高速列车的设计和研发中，空气动力学就是一个尤为重要的领域。
本文将就高速列车的空气动力学进行一些初步探讨。
一、高速列车的空气动力学基础空气动力学是研究物体在流体中运动的科学，而高速列车所处的环境就是流体。
因此，研究高速列车的空气动力学就是研究高速列车在运行过程中受到的各种空气流动的影响，以及如何通过设计和改变车体外形来减小风阻和空气阻力。
这是提升高速列车运行效率和降低能耗的重要手段。
高速列车的空气动力学基础主要包括以下三个方面：1. 高速列车所处的空气流动场高速列车在行驶过程中，周围的空气会因为列车的运动而发生不同的变化，从而形成不同的气流场。
这些气流场会对列车行驶的稳定性、安全性和能耗产生影响，因此需要进行深入研究。
2. 高速列车风阻和空气阻力高速列车行驶所需要克服的阻力主要有摩擦阻力、轨道阻力和空气阻力。
其中，空气阻力是高速列车行驶主要的阻力来源之一，因此减小风阻和空气阻力可以有效提高列车的运行效率。
3. 高速列车所采用的改变车体外形的设计技术为了减小高速列车的风阻和空气阻力，降低列车运行的能耗，需要对车体外形进行改进。
列车所采用的改变车体外形的设计技术包括车头形状设计、车身尾缘、气动外形与气动平衡性的设计等等。
这些技术的应用可以有效地减小列车的风阻和空气阻力。
二、高速列车空气动力学的研究现状目前，国内外对高速列车的空气动力学研究已经取得了很大的进展。
以下就是一些目前比较典型的研究成果和应用：1. 实验和数值模拟方法的研究为了深入研究高速列车的气动特性，目前研究人员主要采用实验和数值模拟方法进行研究。
通过实验和数值模拟可以深入地了解高速列车所处的气流场，分析高速列车的气动性能，优化车体外形等等。
2. 高速列车风洞试验高速列车的风洞试验是空气动力学研究中的一种重要方法。
风洞试验可以快速地获取大量数据，帮助研究人员深入了解高速列车的运行情况、车体外形和空气动力学特性等等，从而更好地优化车体设计和改进列车性能。
高速列车头型长细比对气动噪声的影响安翼;莫晃锐;刘青泉【摘要】高速列车的头尾车外形对气动噪声具有重要的影响.工程实践中随着车速的增加,车辆头部越来越细长,日本高速磁悬浮列车实践中甚至出现了具有极端长细比的头部形状.本文以讨论头型长细比对列车气动噪声的影响规律为出发点,应用非线性声学求解器(NLAS)和FW–H声学比拟法的混合算法,在3种运行速度下对基于CRH380A高速列车头型概化的4种不同头型长细比的模型车的气动噪声进行了数值模拟.给出了不同头型长细比列车的流场特征、气动阻力和气动噪声.结果表明,列车的气动总阻力随头型长细比的增大而减小,且头型长细比对列车总气动阻力的影响随运行速度的增加而增强.而头型长细比对气动噪声的影响呈现出较为复杂的影响,并不存在单调的影响关系;综合考虑气动阻力和气动噪声,长细比最大的头型综合性能较优,但差异并不显著,因此在不考虑微气压波等因素的条件下,简单增加车头长细比并不一定能带来明显的气动噪声性能提升.%In the high-speed train design, the nose shape is a crucial control factor influencing not only aerodynamic performance but also the aerodynamic noise. In the engineering practice, the nose shape becomes more and more slender along with the increasing of the design speed, e.g. the Japanese high-speed maglev train L0 series even has a 15 m long slender nose (the slenderness ratio reach to 8.8). This study aims to discuss the influence of the slenderness ratio of the nose shape on the aerodynamic noise. The hybrid numerical method of nonlinear acoustics solver (NLAS) and Ffowcs Williams-Hawkings (FW-H) acoustic analogy method is employed to study the aerodynamics noise characteristics. The numerical method is validated with a standard windmirror test case and a set of acoustics wind tunnel experiments of the CRH380A train. The shape of the CRH380A train is chosen as a bench mark, and four different nose shapes of different slenderness ratio under different running speed situation are studied with numerical simulation. The flow field, aerodynamic drag, and the aerodynamic noise are obtained and discussed. The result shows that the total drag decrease with the increase of the slenderness ratio, and this effect enhances when the train speed increases. However, the influence of the slenderness ratio on the aerodynamic noise is much complex as no simple trend is observed. Considering both the aerodynamic and aeroacoustics characteristics, the train with the most slender nose shape is the best while this advantage is not notable compared with the second-best. Thus, simply increase the slenderness does not necessarily result in better aerodynamic noise performance if the effect of tunnel boom is not considered.【期刊名称】《力学学报》【年(卷),期】2017(049)005【总页数】12页(P985-996)【关键词】高速列车;气动噪声;气动阻力;头型长细比【作者】安翼;莫晃锐;刘青泉【作者单位】中国科学院力学研究所流固耦合系统力学重点试验室,北京100190;中国科学院力学研究所流固耦合系统力学重点试验室,北京100190;北京理工大学宇航学院力学系,北京100081【正文语种】中文【中图分类】O354.1;TB533+.2;U260.16;U266近年来，我国的高速铁路迅速发展，已成为我国最主要的城际客运系统之一，更高速的磁悬浮列车也正在研发中.随着列车运行速度的不断提升，噪声问题日显突出，成为影响高速列车可持续发展的关键问题之一.高速列车的噪声主要由机械噪声和气动噪声组成[1]，气动声学理论指出，气动噪声的声功率与速度的6～8次方成正比[2]，而机械噪声则与速度的低次幂相关.研究表明[34]，当列车运行速度超过300km/h时，气动噪声将显著增强，并主导列车的总体噪声.高速列车的气动噪声主要来自于头尾车、转向架、受电弓和车体[5]，其中头尾车产生的气动噪声是其主要来源之一[6].Mellet等[7]分析了不同时速下的TGV-Duplex和ICE3高速列车的大量噪声实测数据，发现头尾车噪声占全车噪声的比重随着列车速度的提高而快速增长，当运行速度达到300km/h以上时，头尾车辐射的噪声超过其余八节车厢辐射的噪声，且头车的噪声比尾车噪声还要显著.由于高速列车头尾车的几何外形决定着周围流动的附着、边界层的发展和分离，以及列车尾部的流动分离和所产生的非定常尾流[8]，头尾车气动噪声的产生与其几何形状密切相关[9].Kitagawa和 Nagakura[10]分析了日本新干线高速列车的气动噪声组成以及声源位置，发现光滑的车体表面可以有效地减少车体上部产生的气动噪声.Torii和Ito[11]对新干线列车噪声源的研究发现，对列车鼻形的改进可以降低标准测点处(距离轨道中心线25m，距地面高3.5m)约2dB(A)的噪声级，同时可有效减少列车在隧道中的压力波.Maeda等[12]和Ido等[13]通过风洞实验进行了一系列长细比下的高速列车头型的气动阻力测试，发现列车的气动阻力随着头型长细比的增大而有效降低.喻华华[14]曾在不同来流速度条件下，对CRH380高速列车的5种备选头型的气动噪声进行了风洞测试，结果表明，在相同长细比条件下，当头型满足流线型设计要求时，其不同横截面形状的车鼻对列车总体气动噪声的影响较为有限.王成强等[15]应用基于NLAS(nonlinear acoustics solver)的CAA模拟方法对高速列车的气动噪声进行了数值模拟研究.潘忠和陆森林[16]发现表面声功率级和脉动压力级最大值都出现在鼻锥、雨刷器等表面曲率变化较大的部位.高速列车的头车和尾车具有一致的外形设计，一般为复杂的三维曲面 [17]，其横截面存在明显形状或面积变化的区段称为车鼻，通常由此确定了头型最主要的几何特性[18].车鼻外形由众多参数决定，为头型特征结构的气动噪声特性研究带来了困难，实际研究中，常定义车头鼻形部位长度与后部车身断面等效半径之比为头型的长细比[19]，其与车鼻横截面形状分布一起，成为头型设计的重要参数.实践中，日本在 2015年试验的下一代磁悬浮列车L0系采用了长达15m的车鼻，而其车厢断面仅为3.1m×2.9m，长细比高达8.8，对列车功能和使用模式的设计都产生了影响.而在我国高速磁悬浮列车发展中，长细比在气动外形设计中的位置也是一个值得思考的问题.高速列车头型的长细比对列车气动性能有着显著的作用和影响，然而，至今关于头型长细比对列车气动噪声影响的研究还较少，仍缺乏深刻的规律性认识.为此，本文将通过数值模拟方法，以我国自行设计的CRH380A高速列车为对象，参考飞行器设计中的优化技术[2022]，针对特定的车鼻横截面形状函数，探讨其分布区间的改变，即头型长细比的变化，对不同运行速度下高速列车气动噪声的影响，以期为合理进行头型降噪设计提供科学依据.本文采用计算流体力学/计算气动声学 (hybrid CFD/CAA)的混合方法对高速列车的气动噪声进行数值模拟.将计算区域分为非线性声源区(近场流动区)和线性声传播区，分别采用相应的计算方法求解.虽然大涡模拟(LES)和脱体涡模拟(DES)类方法以及FW-H方法已经逐渐用于噪声计算[23]，但其计算量很大.考虑到本文研究对象为细长流线体，其流动的不稳定性较弱，本文选用由Batten等[24]提出的计算量较低的非线性声学求解器(non-linear acoustics solver,NLAS)作为近场流动的求解算法.即首先使用cubic k-ε RANS模型求解Navier-Stokes方程，获得流动的统计定常解，然后运用非线性声学求解器(NLAS)求解流动的非定常时空演化和压力脉动，获得近场流场和噪声声源信息.而对于远场噪声的预测则采用声比拟法实现，即采用FW-H方程[25]，通过在控制面的积分得到远场噪声.由于近场部分求解的是脉动量，避免了LES等方法直接使用流动量造成的数值误差，同时对流项影响较小，NLAS对网格的需求也远低于LES和DES等方法.非线性声学求解器是由Batten等[2627]提出的一种求解统计定常状态流动中声的产生与传播的数值算法，其控制方程是从Navier-Stokes方程的扰动推导而来，称之为非线性扰动方程(NLDE)[24]，其形式为式中，ρ为密度，u为速度，e为能量，τ为切应力，p为压强，δ为delta函数. 忽略密度扰动，对上述方程组取时间平均，可以消去时间演变项和所有线性通量项，得到其中，Ri中的物理量对应于标准雷诺应力张量和湍流的热通量项，通过RANS方法可以求得这些未知项.远场声压的预测基于Farassat[28]给出的FW-H方程的时域积分解这里，Qi=(ρ∞−ρ)vi+ρui，Li=pˆni+ρui(uj−vj)nj；ρ∞和c∞分别为远场未受扰动流体介质的密度和声速，ui和vi分别表示当地流体速度和物体表面速度；ˆni和ˆri分别为物面单位法向矢量n和单位发射矢量(x−y)/r在3个方向的分量，r=|x−y|为观测点与声源之间的距离，其中x和y分别表示观测点和声源的位置矢量.符号[]ret代表在延迟时间τ=t−r/c∞下取值，其中t和τ分别为声源发出声波的时间和声波到达观测点的时间；Mr=viˆri/c∞为声源与观测点方向上的马赫数.首先用经典的汽车后视镜噪声算例做验证.Hold等[29]和Siegert等[30]对放置于平板上的汽车后视镜简化模型的气动噪声进行了风洞实验.如图1所示，后视镜简化模型由1/2圆柱与1/4球体拼接组成，竖直放置于平板上，圆柱直径和高度以及1/4球体的直径均为0.2m.将圆柱的下底面圆心设为坐标原点，流场中设置了两个压力探点，探点a位于半圆柱下游表面的边缘，坐标为(0.0,0.117,0.085)，探点b位于下游尾流的平板表面处，坐标为(0.3978,0.0,0.14181).本文采用与Siegert[30]实验相同的后视镜模型及几何配置，运用非线性声学求解器(NLAS)数值计算后视镜简化模型的近场流动与压力脉动.采用六面体结构网格离散求解空间，流动求解域范围为x ∈ [−5D,15D]，y ∈ [0,10D]，z ∈[−5D,5D]，网格量约4.9×105. 来流速度U∞ =200km/h，瞬态计算的时间步长△t=2×10−5s，约为5.6×10−3T0，其中，T0=D/U0≈ 3.6× 10−3s 为流场以平均流速传播一个特征长度D所需的时间.数值求解时，后视镜模型和底部平板采用绝热的无滑移固壁条件，其它边界处为来流速度200km/h、参考温度298.5K和参考压力99530Pa的远场边界条件.计算可解析的信号最高频率fmax=1/(2∆t)=25000Hz.图2为探点a与探点b处声压级的数值计算结果与Siegert实验结果的对比.结果显示，在探点a处，数值结果低估了约40～400Hz频段内的声压级，但其余频段的声压级与实验结果吻合很好；而在探点b处，数值计算结果与实验结果在40～2000Hz的频段内整体上有着较好的吻合，在60～100Hz频段处，NLAS较为理想地预测了探点b处声压谱的峰值特征，但峰值频率的预测结果较实验结果偏低，整体上数值结果和实验测量结果符合良好.其次应用在同济大学的气动--声学风洞中开展的1:8模型试验结果做验证[14].该风洞在喷口速度160km/h试验段背景噪声SPL(A)为61dB，截止频率为50Hz.模型试验使用CRH 380A三编组模型，为突出头型影响，去除转向架并将其和车厢连接处填充光滑.试验中测点在距模型7.5m处平行于车长方向布置，有4组测点采集了噪声数据，试验共研究了200,230和250km/h三种风速.本文对三种风速条件下的噪声频谱和分布进行了研究，典型工况(250km/h，中间测点)的计算和试验测量结果的比较如图3所示.图中可以看出，模拟结果和试验测量结果在200Hz以上区域吻合良好，低频部分有差异.差异可能主要由风洞低频背景噪声所引起，但总体上在列车噪声所关注的频率范围，本文的数值方法给出了较好的结果.总体上验证了所采用数值方法的有效性和准确性.基于CRH380A高速列车的基本头型，抽象简化出代表列车主体结构特征的细长结构体，作为本文研究的列车几何模型，模型列车为头车、单节中间车厢和尾车组成的三节车体编组.由于车体复杂部件对流场有一定影响[3132]，本文去掉车厢间隙、受电弓和转向架等非光顺曲面结构以突出头部形状的影响，并将CRH380A高速列车的车鼻横截面形状作为初始的分布函数.将列车车鼻看作是其二维横截面沿长度方向的分布，则可使用函数S(l)表征其形状，S(l)为距离车头鼻尖l位置处的横截面形状函数，设其相对应的面积为A(l)，其中，l∈[0,ln]，ln为车鼻长度，其一般应小于单节车体的总长度.当确定车鼻横截面形状函数S(l)和其分布区间[0,ln]后，头型的最主要几何外形即可确定，其长细比λ=ln/r，其中为头型后部断面的等效半径值.为研究头型长细比对气动噪声的影响，采用了4种具有不同长细比的头型，它们对应的列车几何模型如图4.CRH380A的头型ln为12m，长细比λ0约为6.36，A,B,C,D四种列车模型对应的头型长细比分别为：λA=0.75λ0，λB=1.0λ0，λC=1.25λ0，λD=1.5λ0.简化列车模型的单节车体长Ls=26m，宽W≈3m，高H≈3.5m，取列车下底面面心为计算域原点，从而车体长度在x轴上的范围为[−39m,39m].数值计算区域长度范围为x∈[−4.5Ls,10.5Ls]，宽y∈ [−4Ls,4Ls]，高z∈ [−h,4L s]，其中h=0.371m为车体底面距离地面的高度.计算网格为四面体非结构网格，壁面附近区域的网格分辨率约为，在车体的尾流区域对网格进行了加密，当地网格分辨率约为.列车车体壁面边界层采用了棱柱网格，按照NLAS计算原理，第一层网格取在对数区，其高度对应的y+≈150，模型的计算网格总量约为5.8×106(见图5).数值求解时，列车车体为绝热的无滑移固壁条件，地面采用不可滑移的运动固壁条件，其运动速度与来流速度一致，其他边界处为参考温度298.5K和参考压力101325Pa的均匀来流的远场边界条件.近场流动的非定常计算使用隐式的双重时间步(dualtime-stepping)方法，瞬态计算的时间步长∆t=5×10−5s. 计算可解析的信号最高频率fmax=1/(2∆t)=10000Hz.计算采用了250km/h,350km/h,500km/h三种运行速度，对应的马赫数 Ma分别为0.204,0.286和0.408.由于上述马赫数之间的差异较大，并处于弱可压缩区间，近场流动的数值求解统一采用了可压缩形式的控制方程，同时，通过预处理方法调节控制方程的Jacobi系数矩阵特征值u−c,u+c和u的大小，以减小声速u±c和流体质点速度u之间的差异，减少控制方程系数矩阵的特征值分散，使问题的刚性降低以提高收敛速度.求解过程中，首先使用cubic k-ε RANS模型求得流动的定常解，进行脉动重建后运用非线性声学求解器(NLAS)进行非定常流动演进，并在预设噪声面上采集压力脉动.在这一求解步，开始收集声源信息之前流动经过了额外的0.5s的非定常演变，以消除脉动重建所造成的人为影响，获得统计稳定的非定常流动.随后，在时间上继续推进0.5s以便在噪声面上记录近场流动的压力脉动，脉动信号的采集时长足够FW-H远场积分的需求.最后进行压力脉动的FW-H积分以获得远场兴趣点处的噪声信息.流场特征决定了列车的气动噪声，为此我们首先分析了列车周围的流场特征.结果显示不同模型在不同速度下的流场表现出基本相似的特征.图6所示为B头型在350km/h运行速度下，列车周围流场不同剖面的流线.流线使用当地流向速度U与自由来流速度U∞的差值∆U进行渲染，为清晰对比当地流向速度与自由来流速度的相对大小，将速度差∆U的取值范围限定在[−10m/s,10m/s]的区间中.可见，在列车头车位置，流体从鼻尖驻点沿车鼻表面开始加速，且车鼻近地表面处的流体加速较快，在较短的距离内，当地流体的流向速度便超过了来流速度.而在车鼻表面的其他位置，流体随着曲面截面的扩张不断加速，并在车鼻截面达到最大时达到了局部的最高速度，随后，流体沿着具有固定截面形状的车体发展，当地流向速度趋近于来流速度.当流动发展到尾车附近时，车体上表面流体在尾车车鼻顶部存在加速段，随后速度快速下降，进入尾流区.在车体后部的两侧位置，靠近车体表面的流体流向速度在较长距离内都低于来流速度，它们与车体上表面的流体一起，汇聚进入车体尾部的尾流.根据Powell等的涡声理论，旋涡与势流以及旋涡之间的相互作用是流动致声的重要机制，涡不仅是流体运动的肌腱，同时也是流动产声的引擎.为此，分析了流动中的涡结构.流场中的涡湍流结构可通过 Q判据较好地表征和展现，Q被定义为：Q=(ΩijΩij− SijSij)/2,其中,以及.当流场中某处的Q值大于零时，表示当地流体微元的旋转运动主导了拉伸和剪切等形变运动.图7为运行速度350km/h时，不同头型长细比的列车周围流场的Q判据等值面，Q的取值为(U∞/H)2，其中U∞=350km/h为来流速度，H≈3.5m为车体高度.Q判据等值面由当地压力p与来流压力p∞=101325Pa的差值∆p渲染和着色，为更清楚对比，∆p的取值限制在区间[−100Pa,100Pa]内.根据图7所示的计算结果，4种车型的Q判据等值面具有相似的空间外形，主要存在于车体表面附近和尾流区域，由此可知，细长列车体流动中的主要声音产生区域为车体表面和尾流区.不同车型的Q判据等值面上的压力分布规律也具有一致性：头车车鼻位置具有高于来流压力的压力状态，随着流体沿着车鼻表面的加速流动，车鼻后部的流体速度高于自由来流速度，导致其当地压力低于自由来流的压力.随后，中间车体的压力逐渐趋于自由来流的压力值，当流体运动到列车尾部时，局部的加速导致当地压力快速下降，而当加速的流体进入尾流区域，其压力再次迅速上升.不同长细比的头型具有相异的车鼻长度和不同的截面变化率，导致当地流体的加速和减速状态存在差异，在压力分布上，表现为车头和车尾位置压力状态的空间差异.为了更清楚地了解列车周围的涡结构，图8给出了模型B尾流区域的Q判据等值面的局部视图.从中可以看出，列车尾流中存在明显的涡列对，并伴随着一系列的环状涡，环状涡从车体尾部开始发展，沿着尾流逐步扩张并随之破碎，尾涡结构的发展及破碎行为将产生可观的气动噪声.而尾涡中的压力分布整体上是从车体尾部向下游方向降低，逐步恢复到自由来流的压力状态，但其局部的压力状态是十分复杂的，比如，同一环状涡的不同位置，其压力值存在较大的差异.近场流动中压力脉动p′的空间分布特征如图9所示，p′为各位置的瞬时压力p与时均压力¯p的差，即p′=p−¯p.从车体中纵剖面处的压力脉动灰度描述(图9(a))可知，列车表面的压力脉动呈现出沿车体表面正负压力交替分布的偶极子声源特性，而尾流区的压力脉动是在体空间内正负交替分布的，表现出四极子声源特性.图9(b)给出了近场压力脉动的三维空间描述，从中可以清晰地看出，列车表面和尾流中近场压力脉动在空间分布上的正负交替特征.高速列车头尾车外形的变化将影响周围流动的发展和分离，不仅影响列车的气动噪声，同样影响其气动性能，特别是阻力性能，列车气动噪声的优化不应以气动阻力的过度增加为代价.为此，分析了A,B,C,D四种列车模型在不同运行速度下的阻力系数，如图10所示.在三种运行速度下，头车和尾车阻力系数都随着长细比λ的增大而减小，这可能是由于长细比的增大，导致车鼻处的横截面变化率降低，从而使周围流动的稳定性增强，分离减弱.但头、尾车气动阻力的明显下降段发生在[λA,λC]区间，当λ＞λC时，头尾车阻力系数的下降趋势将显著减弱.中间车厢的阻力系数与头型长细比之间没有呈现出明确的规律，由于C型车与D型车在头尾车阻力上差异很小，而前者的中间车厢阻力系数较小于后者，从而C型车有着最小的总阻力.与模型A相比，在250km/h的运行速度下，模型B,C,D的总阻力分别降低2.31%,8.56%,7.70%，在350km/h的运行速度下，总阻力分别下降2.50%,8.95%,8.01%，而在500km/h时，其总阻力分别下降2.81%,9.36%,8.45%.可见，在一定程度上，头型长细比增大有利于气动阻力的减小，但当长细比增大到一定程度时，气动阻力反而有所增大；而且头型长细比对列车气动阻力的影响随着运行速度的增加而增强.远场噪声的求解基于近场声源面的 FW-H积分，由于湍动能的主要集中区域是气动噪声的主要声源区，本文选取最大湍动能的1%等值面作为近场声源面的参照，最终所选取的声源面位置如图11所示，声源面长度范围为[−45m,60m]，宽度为[−3m,3m]，高度区间为[0,5.5m].高速列车铁路沿线噪声的评估通常基于距离轨道中心线25m、高度3.5m处的声压级，为探讨列车沿线的噪声特性，沿列车长度方向设置了如图12所示的声压探点，探点总数为13个，各探点在x方向上的间距为10m，从车头向车尾方向依次编号，其中P7探点与列车车体中点对齐.图13为模型B的3个沿线探点P1,P7和P13在3种运行速度下的声压级频谱.可以看出，其气动噪声分布在很宽的频率范围内，并不存在明显的主峰，随着运行速度的提高，各探点位置的声压级在整个频段内都相应地增加.4种车型的沿线噪声总声压级 (overall sound pressure level,OASPL)随运行速度的变化如图14，各型列车沿线噪声在车长方向上的分布具有相似的特征，列车的沿线噪声从车体前部向尾部方向上升，并且前部探点的总声压级趋于线性增长.随着运行速度的增大，各探点的总声压级相应增大，同时，越靠近车体尾部，探点的总声压级的增加幅度越大，这可能是由于速度的增大，使得列车后部产生了更高强度的尾流流动.图15给出了列车沿线噪声总声压级与头型长细比之间的关系，总体上讲，4种头型中列车沿线噪声总声压级从高到低依次为A,C,B,D，且A与C具有相近的沿线噪声声压级，而B和D具有相近的声压级.同时，4种头型沿线噪声的差异随着运行速度的提高而减少，也就是说，头型对列车气动噪声的影响随着列车速度的增大而减弱.为更全面地比较头型对列车远场噪声声压级和方向性的影响，围绕列车车体设置了如图16所示的远场压力探点，探点位于距离地面3.5m的水平面内，沿半径为150m的圆周等间隔分布，间隔角度∆θ=15°，圆周的圆心与列车的中心具有相同的x和y坐标值.沿列车周向分布远场压力探点的总声压级分布如图16所示，总声压级的圆周分布在列车两侧是对称的，声压级从高到低依次为A,C,B,D，其中，B和D的声压级在车头位置(θ=0°)存在小的差异，但在整个圆周上都是十分接近的，这与前面的沿线噪声结果一致.本文基于简化的列车细长体模型，在250km/h,350km/h,500km/h三种运行速度下，探讨了头型长细比分别为0.75λ0，1.0λ0，1.25λ0和1.5λ0四种头型的列车气动性能和气动噪声特性，得到如下主要结论：(1)列车头尾车的气动阻力随着头型长细比的增大而减少，但当头型长细比超过其一定值后，其对气动阻力的影响将减弱；且头型长细比对列车总气动阻力的影响随运行速度的增加而增强.在本文研究中，C、D两种头型列车的头尾车气动阻力差异较小，整体上长细比为1.25λ0的C型车在四种车型中具有最低的气动总阻力. (2)不同长细比的各型列车，其沿线噪声在车长方向上的分布具有相似的特征，列车的沿线噪声从车体前部到尾部逐渐上升，并且前部探点的总声压级趋于线性增长.。
计算气动声学气动声学是研究空气流动产生的声音以及其传播、辐射和控制的学科。
它在飞行器、汽车、建筑物、风电等领域具有广泛的应用。
本文将从气动声学的基本原理、计算方法和应用领域等方面进行探讨。
一、气动声学的基本原理气动声学的基本原理是通过数学模型和物理理论来描述和分析空气流动产生的声音。
声音的产生主要与空气流动的速度、压力和密度等因素有关。
当空气流经物体或障碍物时，会引起空气的振动，进而产生声波。
声波的传播和辐射特性与流动的速度、频率、声源的形状和材料的性质等因素密切相关。
二、气动声学的计算方法为了准确计算气动声学问题，研究人员采用了多种计算方法。
其中，有限元方法、边界元方法和声学有限差分法等是常用的数值计算方法。
这些方法可以通过离散化物体、流场和声场等参数，利用计算机进行模拟计算，从而得到声场的分布、声压级等信息。
三、气动声学的应用领域气动声学在飞行器设计中起着重要的作用。
通过分析飞机在高速飞行过程中产生的气动噪声，可以改进飞机的结构设计，降低噪声水平。
此外，气动声学还广泛应用于汽车噪声控制、建筑物隔音设计、风电噪声减排等领域。
通过合理的声学设计和控制手段，可以提高人们的生活质量和工作环境。
四、气动声学的挑战与发展尽管气动声学已经取得了许多重要的成果，但仍存在一些挑战和问题。
例如，高速飞行器和高速列车等复杂工程系统的气动噪声问题仍然难以解决。
此外，气动声学在计算方法和理论模型上还需要进一步的研究和改进。
未来，研究人员需要加强合作，不断推动气动声学领域的发展。
总结：气动声学作为研究空气流动产生的声音的学科，对于改善人们的生活和工作环境具有重要的意义。
通过深入研究气动声学的基本原理、计算方法和应用领域，可以为飞行器、汽车、建筑物等领域的噪声控制提供有效的解决方案。
尽管气动声学面临一些挑战和问题，但相信通过不断的努力和研究，气动声学将会取得更大的发展和进步。
前缘襟翼凹腔封条降噪措施研究摘要：本文采用混合计算气动声学方法研究前缘襟翼凹腔封条对增升装置前缘襟翼气动噪声抑制效果，使用分离涡方法进行非定常流场模拟，利用FW-H声类比方法进行了远场噪声预测，研究结果表明前缘襟翼凹腔封条能有效降低前缘襟翼噪声。
关键词：前缘襟翼凹腔封条；噪声抑制；FW-H引言目前，我们的航空工业发展正处于高速发展期，飞机噪声水平抑制技术正在成为航空界专家和学者关注的焦点。
由于现在军用和民用飞机对于噪声的考核越来越严格，所以在飞机设计初期对于飞机噪声进行准确评估，将有效降低研发成本和风险，目前，对于飞机噪声进行有效研究预计，正在成为航空工业持续关注热点问题。
飞机的噪声源主要分为发动机噪声与机体噪声两大类，增升装置前缘襟翼噪声是机体噪声的主要组成部分之一，尾缘涡脱落和凹腔内的非定常脉动是主要的噪声源，其中凹腔内的非定常脉动包括剪切层内涡与涡之间的相互作用、分离区内的非定常特性和再附区剪切层与固体壁面的冲击作用。
目前，抑制前缘襟翼噪声成为增升装置降噪研究的热点，前缘襟翼凹腔封条为其中的一种方式，Khorrami[1,2]等人使用二维翼型对前缘襟翼凹腔封条降噪效果进行研究，表明该方法具有较好的降噪效果。
本文针对三维多段翼型，采用CFD与CAA联合计算方法，用DES方法获得流场特性和声源信息，用FW-H方程求解声传播特性，获得三维多段翼型的噪声特性，并研究了前缘襟翼凹腔封条的降噪效果。
1 计算模型与计算方法1.1 计算模型研究采用的基准模型为主翼后缘局部修改三段翼模型，为了减小主翼后缘凹腔噪声对评估前缘襟翼噪声的干扰，对此位置进行光顺修型，模型弦长为0.31m，展长为0.1C。
首先针对基准模型开展流场计算，得到前缘襟翼下方尖点处拖出的剪切层在空间的位置分布，凹腔封条形状与剪切层的空间分布一致，弦向长度为前缘襟翼弦长28%。
1.2 流场计算方法纵向平面内的网格采用以四边形为主的非结构网格，计算域为半径为60C的圆形计算域，边界层网格首层高度4×10-6m，保证y+≈1，沿物面法向增长率为1.15，保证边界层内有足够的网格点。
高速铁路声屏障降噪研究现状及发展趋势分析汪红霞;孙文娟【摘要】The sound barrier technology is one of the most effective measures to reduce the radiated noise outside the carriage on high-speed railway. In order to reduce the serious effects that noise brings, this paper comprehensively analyzes the insertion loss principle, structure and method of sound barrier, discusses the research status of applying sound barrier technology in high-speed railway, thus to reduce the noise fundamentally.%声屏障技术是降低高速铁路车外辐射噪声最有效的措施之一。
为了降低噪声带来的严重影响，本文综合分析了声屏障的插入损失原理、结构和研究方法，并分析了将声屏障技术应用在高速铁路上的研究现状，从而从根本上降低了噪声。
【期刊名称】《长春大学学报（自然科学版）》【年(卷),期】2016(026)005【总页数】6页(P6-10,21)【关键词】声屏障;高速铁路;降噪【作者】汪红霞;孙文娟【作者单位】安徽新华学院信息工程学院，合肥230088;安徽新华学院信息工程学院，合肥230088【正文语种】中文【中图分类】TP13高速铁路运输的蓬勃发展给人们的出行带来了极大的便利，促进了经济的繁荣发展，但与此同时也带来了不可避免的影响。
高速列车运行时产生的噪声已经成为环境污染的主要污染源，世界卫生组织指出环境噪音污染是仅次于空气污染的威胁公民健康的一大隐患。
高速列车受电弓气动噪声特性分析杜健;梁建英;田爱琴【摘要】为研究高速列车受电弓气动噪声源分布及频谱特性,利用计算流体力学原理对高速列车受电弓流场进行计算,获得了受电弓表面脉动压力;在此基础上,利用FW-H方程计算高速列车受电弓远场气动噪声.计算结果表明:高速列车受电弓远场气动噪声具有较为明显的指向性,其指向性基本上不受列车速度的影响;远场监测点总声压及在10°～20°附近达到最大.受电弓气动噪声的总声压级随着列车速度的增加而显著增大;受电弓远场气动噪声具有明显的主频,且随着列车速度的增加,远场气动噪声的主频也增大;受电弓顶部横梁是引起受电弓气动噪声的主要因素.【期刊名称】《西南交通大学学报》【年(卷),期】2015(050)005【总页数】7页(P935-941)【关键词】高速列车;受电弓;气动噪声;脉动压力;声压级;指向性【作者】杜健;梁建英;田爱琴【作者单位】南车青岛四方机车车辆股份有限公司,山东青岛266111;南车青岛四方机车车辆股份有限公司,山东青岛266111;南车青岛四方机车车辆股份有限公司,山东青岛266111【正文语种】中文【中图分类】U292.914目前高速列车的最高试验速度达到惊人的574.8 km/h，而商业运营速度也早已突破300 km/h.对于在近地面稠密大气层中运行的高速列车，其与气流之间的相互作用非常显著，由此产生一系列的空气动力学问题［1-6］. 国内外众多学者对高速列车空气动力学问题进行了研究，且随着研究的深入逐渐形成一个独立的学科分支，即列车空气动力学［7］.沈志云指出列车高速运行所引发的最大问题就是气动噪声，噪声超标往往成为限制高速列车运行速度的决定性因素［8］;马大炜也指出列车高速运行所引发的环保问题莫过于噪声，随着列车运行速度的不断提高，气动噪声成为列车在高速时的主要噪声［9］. 高速列车受电弓是很重要的气动噪声源，德日法等高速铁路强国为降低受电弓所产生的气动噪声，开展了大量的研究工作［10］:King 采用偶极子点声源描述受电弓漩涡脱离所导致的气动噪声，发现受电弓远场气动噪声与车速的对数近似成线性关系［11］;Noger 在低噪声风洞中测试受电弓的气动噪声源，发现受电弓背部垂直面是非常重要的噪声源区域［12］;Iwamoto 结合理论研究和现场试验结果分析，提出降低受电弓气动噪声的方法［13］;Ikeda 通过现场试验和理论分析，研究低气动噪声受电弓的设计理论及方法，提出降低受电弓气动噪声的设计方案［14］. 随着计算技术及高性能计算机的发展，计算流体力学方法已经开始应用于气动噪声的模拟:郑拯宇结合大涡模拟方法和边界元方法计算高速列车表面气动偶极子噪声源分布［15］;Takaishi 利用大涡模拟和涡声理论数值模拟了转向架和受电弓表面的偶极子噪声源分布［16-17］;Yoshiki 利用格子Boltzmann 方法对受电弓气动噪声进行计算，计算结果与风洞试验结果吻合较好［18］;杨帆利用Reynolds 时均方法和边界层噪声源模型数值模拟了高速列车集电部的偶极子噪声源分布，发现当引入导流罩后，集电部的偶极子噪声源强度明显降低［19］;刘加利和肖友刚利用计算流体力学方法和Lighthill 声学比拟理论对高速列车车头的辐射气动噪声进行计算［20-21］. 目前，关于高速列车受电弓气动噪声的数值研究工作还比较少，对高速列车受电弓气动噪声的频谱特性、指向性及各部件的贡献等的了解也还较少，因此有必要研究高速列车受电弓的气动噪声特性，并以此为受电弓的优化设计及降噪研究提供参考.1 受电弓气动噪声计算方法1.1 近场流场计算模型通常情况下，当空气的运动马赫数Ma ＞0.3时，需要考虑空气的压缩性.本文中，列车的运行速度为200 ～500 km/h，相应的Ma 为0.16 ～0.41.为保证计算模型的统一，受电弓绕流流场控制方程为三维可压缩Navier-Stokes 方程，空气为理想气体，其表达式为［22］式中:div(·)为散度算子;grad(·)为梯度算子;ρ 为密度;t 为时间;u 为速度，其在x、y、z 方向的分量分别为u、v、w;p 为压力;e 为内能;k 为热传导系数;T 为温度;μ 为动力黏性系数.理论上，根据Navier-Stokes 方程，结合指定的边界条件和初始条件，可计算出受电弓绕流流场的压力、速度、温度等.然而，受电弓绕流流场是复杂的湍流流场，直接求解Navier-Stokes 方程需要设定很小的空间步长和时间步长，进而导致极大的网格数量和极长的计算时间，不适用于大规模的流场计算.目前，工程中的大规模流场计算一般采用湍流模型.本文采用SST k-ω 湍流模型计算受电弓绕流流场.SST k-ω 湍流模型在近壁面区域利用k-ω 湍流模型，能够很好地计算边界层流动，从而得到准确的受电弓表面脉动压力，为远场气动噪声的准确计算打下基础;在远离壁面区域利用Standard k-ε湍流模型，能够很好地计算远离壁面区域的充分发展的湍流流场.SST k-ω 湍流模型的表达式为［22］式中:k 为湍流动能;ω 为湍流频率;μt 为湍流黏性系数;σk 和σω 为经验系数;Gk 和Gω 为湍流生成项;Yk 和Yω 为湍流耗散项;Dω 为湍流交叉项.在列车实际运行条件下，受电弓通常安装在某节中间车厢的车顶上部.高速列车车体会对受电弓流场产生一定的影响.但气动噪声计算对网格的要求非常高，当采用二阶差分格式进行流场计算时，应保证最小波长至少含有8 个网格，以能够捕捉足够小的漩涡［18］. 本文高速列车受电弓气动噪声计算的最高频率为2.5 kHz，与之相对应的波长为136 mm，从而面网格尺寸不能超过17 mm.为获得准确的高速列车流场结构，列车车身表面网格尺寸也应不超过17 mm，对于“头车+中间车+尾车”三车编组的高速列车(受电弓位于中间车车顶上部)，如此小的表面网格尺寸将导致近亿量级的计算网格，在目前的计算条件下难以开展如此大规模的计算.因此，本文在进行高速列车受电弓气动噪声计算时，没有对列车车身进行建模，而只对受电弓进行建模，并对受电弓模型作一定的简化处理，忽略一些小的结构，而保留主要的部件. 采用非结构网格对其进行网格划分，受电弓表面的网格尺寸均不超过10 mm，从而可以保证受电弓气动噪声计算的精度.同时考虑到受电弓绕流涡脱落的特性，在受电弓表面划分出附面层网格，并在部分主要结构的尾流区进行加密.受电弓区域的网格划分情况如图1 所示，整个计算区域的总网格数约为460 万.图1 受电弓区域网格划分Fig.1 Mesh generation for the pantograph region 1.2 远场气动噪声计算模型受电弓远场气动噪声的计算通常采用FW-H方程，其表达式如下［23］:式中:等式右端第1 项为单极子声源项;第2 项为偶极子声源项;第3 项为四极子声源项;Tij 为Lighthill 张量，Tij =ρuiuj +Pij -c20(ρ -ρ0)δij;pij =(p-p0)δij -σij;f=0为封闭控制面，f ＞0 为流场区域，f ＜0 为固体区域;Δ2(·)为Laplace 算子;δ(·)为Diraclet 函数;H(·)为Heaviside 函数;c0 为声速;p'为远场声压;vn 为封面控制面表面的法向速度;un 为垂直于封面控制面表面的空气速度;ρ0 为静止流体的密度;p0为静止流体的压力;δij为单位张量;σij为单位应力张量;nj 为封闭控制面表面的单位法向量分量;ui 和uj 为空气速度分量.在亚音速流动中，四极子声源远小于偶极子声源，可以忽略.远场气动噪声计算时，封闭控制面取为受电弓表面，假设受电弓表面为刚性壁面，则单极子声源为零.此时，方程(9)的解可表示为［20，24］式中:r 表示声源点到远场点的矢径值表示声源点到远场点的单位矢径分量; 表示封闭控制面的单位法向量分量.由式(10)可以看出，受电弓远场气动噪声的声压值可以采用受电弓表面的脉动压力进行表示.计算时，首先通过SST k-ω 湍流模型模拟受电弓绕流流场，得到受电弓表面脉动压力;然后通过式(10)计算受电弓远场气动噪声. 高速列车受电弓远场气动噪声计算的监测点布置如图2 所示.以受电弓为圆心，以7 m 为半径，并以10°为角度间隔，共选取19 个监测点. 本文共计算3 个列车速度，分别为200、350 和500 km/h，非定常流场计算的时间步长取0.2 ms，对应的远场气动噪声的最高频率为2.5 kHz.图2 远场监测点示意图Fig.2 Schematic diagram of the far-field measurement points1.3 合理性讨论和正确性验证本文在开展高速列车受电弓气动噪声计算时，没有考虑列车车身，一方面是考虑到气动噪声计算对网格的要求非常高，另一方面主要是出于以下考虑:线路试验结果表明，受电弓顶部区域的噪声源强度大于其底部区域的噪声源强度，如图3 所示，而受电弓顶部区域流场受列车车身流场的影响相对较小.图3 基于线路试验的高速列车噪声源分布Fig.3 Noise source distribution of the high-speed train by the line test高速列车受电弓在运行过程中存在开口和闭口两种状态.在中国空气动力研究与发展中心低速空气动力学研究所的航空声学风洞中，开展了受电弓开口和闭口两种状态下的辐射气动噪声试验.表1 给出两种运行状态下11 个不同测点的气动噪声声压级，测点距轨道中心线的距离为7.0 m，距轨面的高度为3.5 m，相邻两测点之间的距离为0.8 m，试验风速为200 km/h.由表1 可知，受电弓开口运行和闭口运行时，远场不同测点的气动噪声声压级差异介于-0.2 ～0.3 dB，受电弓开口运行和闭口运行的远场辐射气动噪声最大值分别为80. 8 dB(A)和80. 7 dB(A)，最大值相差0.1 dB(A).基于此，本文针对开口运行状态，数值研究高速列车受电弓的辐射气动噪声特性.表1 受电弓两种运行状态下的测点气动噪声Tab.1 Aerodynamic noise of the measurement points in two operation states of the pantographdB(A)状态测点编号1234567891011开口79.780.480.180.480.480.780.680.379.980.080.2闭口79.880.680.280.380.280.680.380.179.979.980.0本文数值计算的测点10 和风洞试验的测点6 相一致.测点10 气动噪声的数值计算值为81.5 dB(A)，测点6 气动噪声的风洞试验值为80.7 dB(A)，数值计算值比风洞试验值大0.8 dB(A)，这是由于风洞试验时地板附面层效应无法有效消除，受电弓处于地板附面层内，使得流经受电弓的风速有所降低.2 计算结果分析2.1 流场计算结果图4 给出列车速度为200 km/h 时，受电弓周围的流线分布及其表面的压力分布. 图4 受电弓周围流场Fig.4 Flow field around the pantograph由图4 可以看出，在受电弓的部件后面可以看到较为明显的脱落涡，当涡流从受电弓杆件表面脱落时，会对周围气流产生一定的影响，这种脱落进行具有波动特性，由此产生的作用力和涡流脱落具有同样的频率波动，这种波动的作用力将产生偶极子声源，进而诱发气动噪声.2.2 气动噪声指向性将每个监测点的总声压级绘成曲线，可以得到不同速度下受电弓远场气动噪声的指向性曲线，如图5 所示.图5 受电弓辐射噪声指向性Fig.5 Directivity of the noise radiated from the pantograph由图5 可以看出，不同列车速度下，受电弓远场气动噪声的指向性一致，总声压级均在10° ～20°附近达到最大，且随着列车运行速度的增加，受电弓远场气动噪声的声压级增大.2.3 气动噪声频谱特性对接收点的声压信号进行FFT 变换，则可得到其频谱曲线.图6(a)～(c)为不同速度等级下的声压频谱曲线，辐射角为10°，即声接收点2 处的声压的频谱曲线. 结果表明:受电弓远场气动噪声具有明显的主频，频谱曲线以主频以及其高阶谐频为主.随着列车速度的增加，远场气动噪声的主频也增大，当列车速度为200 km/h，主频为120 Hz;当列车速度为350 km/h 时，主频为140 Hz;而当列车速度为500 km/h 时，主频为162 Hz.图6 列车第二声接收点(辐射角10°)声压频谱曲线Fig.6 Frequency curves forthe sound pressure of the second receiving point of the train(the radiation angle of 10°)2.4 受电弓部件气动噪声贡献分析以列车速度为200 km/h 为例，研究受电弓各个部件的噪声在总噪声中所起的作用.图7 给出受电弓各个部件的标号.表2 给出各个部件在接受点10 处(辐射角为90°)所产生的辐射噪声.由表2 中可知，受电弓碳滑板是受电弓气动噪声中的主控因素，其次是弓头.由此可知，受电弓顶部区域的气动噪声源强度要大于底部区域的气动噪声源强度，这与图3 的线路试验结果吻合较好.图7 受电弓各部件编号Fig.7 Number for each part of the pantograph1—弓头;2—碳滑板;3—弓角;4—上臂(右); 5—上臂(左); 6—下臂;7—悬挂筒(右);8—悬挂筒(左);9—下导杆;10—转轴;11—基座表2 受电弓各部件气动噪声声压级Tab.2 Sound pressure level of the aerodynamic noise for each part of the pantograph部件总声压级/dB部件总声压级/dB 72.9756.2 2 80.1856.4 3 65.3964.7 4 59.11042.5 5 59.81163.4 6 68.8 1——3 结论本文基于计算流体力学原理和FW-H 方程建立高速列车受电弓远场气动噪声的数值计算方法，并结合实验对高速列车受电弓远场气动噪声进行计算分析，主要有如下结论:(1)在受电弓部件后面有较为明显的脱落涡，涡流从受电弓杆件表面脱落时会产生波动的作用力，这种波动的作用力会产生偶极子声源，进而诱发气动噪声; (2)高速列车受电弓远场气动噪声具有较为明显的指向性，且不同列车速度下指向性相同，总声压级均在10° ～20°附近达到最大，且随着列车运行速度的增加，受电弓远场气动噪声的声压级增大;(3)高速列车受电弓远场气动噪声具有明显的主频，且随着列车速度的增加，远场气动噪声的主频也增大;(4)高速列车受电弓碳滑板和弓头是引起受电弓气动噪声中主要的因素.参考文献:【相关文献】［1］ SCHETZ J A. Aerodynamics of high-speed trains［J］.Annual Review Fluid Mechanics，2001，33:371-414.［2］ RAGHUNATHAN R S，KIM H D，SETOGUCHI T.Aerodynamics of high-speed railway train［J］. Progress in Aerospace Sciences，2002，38(6/7):469-514.［3］ YU M G，ZHANG J Y，ZHANG W H. Multi-objective optimization design method of the high-speed train head［J］. Journal of Zhejiang University-Science A:Applied Physics ＆ Engineering，2013，14(9):631-641.［4］ TALOTTE C. Aerodynamic noise:a critical survey［J］.Journal of Sound Vibration，2000，231:549-562.［5］ BAKER C. The flow around high speed trains［J］.Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics，2010，98:277-298.［6］于梦阁，张继业，张卫华. 随机风速下高速列车的运行安全可靠性［J］. 力学学报，2013，45(4):483-492.YU Mengge， ZHANG Jiye， ZHANG Weihua.Operational safety reliability of high-speed trains under stochastic winds［J］. Chinese Journal of Theoretical and Applied Mechanics，2013，45(4):483-492.［7］田红旗. 列车空气动力学［M］. 北京:中国铁道出版社，2007:1-11.［8］沈志云. 高速列车的动态环境及其技术的根本特点［J］. 铁道学报，2006，28(4):1-5.SHEN Zhiyun. Dynamic environment of high-speed train and its distinguished technology［J］. Journal of the China Railway Society，2006，28(4):1-5.［9］马大炜. 高速列车及其速度目标值的探讨［J］. 中国铁道科学，2003，24(5):1-8.MA Dawei. High-speed trains and its targeted speed［J］. China Railway Science，2003，24(5):1-8. ［10］孙艳军，梅元贵. 国外动车组受电弓的气动噪声介绍［J］. 铁道机车车辆，2008，28(5):32-35.SUN Yanjun， MEI Yuangui. Introduction of aerodynamic noise generated by foreign EMUs pantograph［J］. Railway Locomotive ＆ Car. 28(5):32-35.［11］ KING W F. A precis of development in the aeroacoustics of fast trains［J］. Journal of Sound and Vibration，1996，193(1):349-358.［12］ NOGER C， PATRAT J C， PEUBE J， et al.Aeroacoustical study of the TGV pantograph recess［J］. Journal of Sound and Vibration，2000，231(3):563-575.［13］ IWAMOTO K， HIGASHI A. Some consideration toward reducing aerodynamic noise pantograph［J］.Japanese Railway Engineering，1993，122(2):1-4.［14］ IKEDA M，SUZUKI M，YOSHIDA K. Study on optimization of panhead shape possessing low noise and stable aerodynamic characteristics［J］. Quarterly Report ofRailway Technical Research Institute，2006，47(2):72-77.［15］郑拯宇，李人宪. 高速列车表面气动噪声偶极子声源分布数值分析［J］. 西南交通大学学报，2011，46(6):996-1002.ZHENG Zhengyu，LI Renxian. Numerical analysis of aerodynamic dipole source on high-speed train surface［J］. Journal of Southwest Jiaotong University，2011，46(6):996-1002.［16］ TAKAISHI T，IKEDA M. Method of evaluating dipole sound source in a finite computational domain［J］.Railway Technical Research Institute，2004，116(3):1427-1435.［17］ TAKAISHI T，SAGAWA A，NAGAKURA，et al.Numerical analysis of dipole sound source around high speed trains［J］. Railway Technical Research Institute，2002，111(6):2601-2608.［18］ YOSHIKI K， YUSUKE W， FUMIO M， et al.Numerical simulation of aerodynamic noise from highspeedpantographsusingLatticeBoltzmann method［C］∥The International Symposium on Speedup，Safety and Service Technology for Railway and Maglev Systems. Seoul:［s.n.］，2012:1-9.［19］杨帆，郑百林，贺鹏飞. 高速列车集电部气动噪声数值模拟［J］. 计算机辅助工程，2010，19(1):44-47.YANG Fan，ZHENG BaiLin，HE Pengfei. Numerical simulation on aerodynamic noise of power collection equipment for high-speed trains［J］. Computer Aided Engineering，2010，19(1):44-47.［20］刘加利，张继业，张卫华.高速列车车头的气动噪声数值分析［J］. 铁道学报，2011，33(9):19-26.LIU Jiali，ZHANG Jiye，ZHANG Weihua. Numerical analysis on aerodynamic noise of the high-speed train head［J］. Journal of the China Railway Society，2011，33(9):19-26.［21］肖友刚，康志成. 高速列车车头曲面气动噪声的数值预测［J］. 中南大学学报:自然科学版，2008，39(6):1267-1272.XIAO Yougang， KANG Zhicheng.Numerical prediction of aerodynamic noise radiated from high speed train head surface［J］. Journal of Center South University:Science and Technology，2008，39(6):1267-1272.［22］ VERSTEEG H K， MALALASEKERA W. An introduction to computational fluid dynamics:the finite volumn method［M］. 2nd edition. ［S. l.］:Prentice Hall，2007:6-30. ［23］ FFOWCS W J E，HAWKINGS D L. Sound generation by turbulence and surfaces in arbitrary motion［J］.Philosophical Transations of Royal Society of London，1969，264:321-342.［24］刘加利，张继业，张卫华. 考虑地面效应的高速列车远场气动噪声计算方法研究［J］. 计算力学学报，2013，30(1):94-100.LIU Jiali，ZHANG Jiye，ZHANG Weihua. Study of computational method of far-field aerodynamic noise of a high-speed train considering ground effect［J］.Chinese Journal of Computational Mechanics，2013，30(1):94-100.。
基于 LES 方法的增升装置气动噪声特性分析卢清华;陈宝【摘要】在气动噪声数值计算中，流场的求解精度对涡流扰动的细节计算以及声学的求解结果有着重要的影响。
本文应用 LES 方法对增升装置的流场进行数值模拟，采用可穿透积分面的 Ffcows Wil1iams-Hawkings(FW-H)积分方法进行远场噪声计算。
采用圆柱绕流算例对本文的数值计算方法进行了验证，验证结果表明：本文所使用的LES 方法能准确地捕捉到涡脱落、流动分离等非定常流动现象，可为远场气动噪声的计算提供精确的近场流动的数值解；基于 FW-H 的声类比方法能够精确高效求解远场气动噪声。
在此基础上，对增升装置噪声产生的流动特性、远场特性、风速影响等进行了数值模拟研究。
结果表明：缝翼产生气动噪声的主要原因是，流动在缝翼和主翼之间的凹槽形成的不稳定波以及缝翼钝后缘的小脱落涡；襟翼产生气动噪声的主要原因是，襟翼附近由于流动分离产生的高频的小尺度不稳定涡和低频的大尺度涡。
%The accuracy of flow field has a significant impact on the details of vortex turbu-lence and aeroacoustic calculationresults.LES method is used for high lift device flow field simu-lation,and Ffcows Williams-Hawkings integral surface is used for far-field noise calculation.In this paper,numerical results are validated comparing withtest results of flow around cylinder, comparison shows that LES method used in this paper can capture unsteady flow like vortex shedding and detachment,and provide accurate near field flow solution for the following far field noise calculation,acoustic analogy based on FW-H equation can solve far-field noise accurately and efficiently.Based on this,the flow characteristics,far-field characteristics and flow speed in-fluence of high liftdevice noise generation are numerically studied in this paper.Results show that the slat noise is mainly caused by the unstable turbulence betweenslat and main element of high lift device and slat trailing edge vortex shedding;while the flap noise is mainly caused by small scale high frequency and large scale low frequency vortices generated around the flap.【期刊名称】《空气动力学学报》【年(卷),期】2016(034)004【总页数】8页(P448-455)【关键词】LES;FW-H;增升装置;脱落涡;气动噪声【作者】卢清华;陈宝【作者单位】中国航空工业空气动力研究院，黑龙江哈尔滨 150001;中国航空工业空气动力研究院，黑龙江哈尔滨 150001【正文语种】中文【中图分类】V211.3随着社会的发展和工业技术的进步，国际社会对民用航空业的环保要求越来越苛刻，如何进一步降低飞机的噪声是民用航空业目前面临的一个重要问题。
1、高速列车气动噪声特性分析与降噪研究——刘加利随着列车运行速度的提高，很多在低速时被合理忽略的问题都变得越来越明显，并严重制约着列车速度的提高。
沈志云指出，普通列车的动态环境以机械、电气为主，而高速列车的动态环境以气动作用为主，由此带来的最大限制莫过于气动噪声。
马大炜也指出铁路高速化中的环保问题莫过于噪声的影响，随着列车速度的增加，气动噪声逊色增大，在高速时将成为高速列车噪声的主要来源。
日本S2500系高速列车,设计速度和试验速度均超过350km/h,但受到噪声标准的限制,只能以300km/h的速度运行。
上海磁悬浮列车的设计速度达430km/h,但受噪声标准的限制,在市区内只能以200km/h的速度运行。
气动噪声与速度的六次方成正比,随着列车运行速度的提高,高速列车气动噪声将急剧增大,过大的气动噪声将产生环境污染,不仅严重影响乘客的乘坐舒适度和铁路沿线人员的正常生活,还可能引起铁路沿线有关设备和建筑物的疲劳破坏。
噪声超标已成为限制列车速度的主要因素,制约着高速铁路的可持续发展。
列车噪声主要由牵引噪声、轮轨噪声和气动噪声组成。
它们与列车度度的关系如图。
三类噪声对总噪声的贡献量与车速有关,在低速时, 牵引噪声对总噪声的贡献量最大,占主导地位。
随着列车运行速度的提高,轮轨噪声对总噪声的贡献量将超过牵引噪声,占主导地位。
随着列车运行速度的进一步提高,气动噪声对总噪声的贡献量将超过轮轨噪声,占主导地位。
由此将产生两个临界速度,称为声学转变速度。
当轮轨噪声得到很好的控制后,Vt1将变大,而Vt2将变小,也就是说在低速区域内,牵引噪声将在更高的车速下占主导地位,而在高速区域内,气动噪声将在更低的车速下占主导地位[12]。
高速列车的噪声主要包括轮轨噪声和气动噪声。
轮轨噪声包括轮滚动噪声，冲击噪声和曲线啸叫。
高速铁路的曲线半径非常大，而且钢轨采用的是无缝钢轨，因此高速铁路的轮轨噪声主要是轮轨滚动噪声。
轮轨滚动噪声是由轮轨表面粗糙度激发车轮、钢轨和轨枕结构振动而产生的，在欧美国家，轮轨噪声早已引起了高度重视，目前在轮轨噪声预测，以及降噪方面的研究已经展开，随着轮轨噪声的有效控制，以及列车运行速度的不断提高，气动噪声已经成为高速铁路噪声中重要的部分。
