(SCI论文)高速列车转向架部位气动噪声数值模拟及降噪研究

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式中:ρ 为流体密度,t 为时间; ui , u j 分别为过滤 后的速度分量;μ 为湍流黏性系数;τij 为亚格子尺度 应力(SGS 应力),t ij = ruiu j - rui u j ,它体现了小尺 度涡对运动方程的影响。同时,为了使方程封闭,必
须用亚格子尺度(SGS)模型来构造 τij 的数学表达式。
1 高速列车气动噪声数值分析理论
1.1 气动噪声声学方程 1952 年,英国科学家 Lighthill 根据 N­S 方程和连
续性方程导出了气动声学基本方程[11]:
òs (t )
fi R 1- M ar
dS (z
)+
1 4πc02
¶2 ¶xi¶x j
×
ò Tij d (z )
v(t) R 1- M ar
(中南大学 交通运输工程学院,轨道交通安全教育部重点实验室,湖南 长沙,410075)
摘要:基于 Lighthill 声学理论,采用三维、LES 大涡模拟和 FW­H 声学模型对高速列车转向架部位气动噪声进行
数值模拟,并提出降噪改进意见。研究结果表明:转向架部位气动噪声在很宽的频带内存在,无明显的主频率,
能用于工程计算;雷诺时间平均模拟将非稳态的控制
方程对时间作平均,在所得到的关于时均物理量的控
制方程中包含了脉动量乘积的时间均值等未知量,但
平均的结果都将脉动运动时空变化的细节抹平,丧失
了包含在脉动运动中的全部信息[13−14];大涡模拟(LES)
对尺度大的湍流运动通过 N­S 方程直接计算,小尺度
涡采用亚格子模型进行模拟,是目前计算湍流脉动较
FW­H 声学类比方程将声学方程扩展到考虑运动 固体边界的影响,其方程为[12]:
式中: Sij
是变形速率张量, Sij
=
1
æ ç
¶ui
2 çè ¶x j
+
¶u j ¶xi
ö ÷ ÷ø

亚格子尺度湍流黏度 μt 公式为:
mt = (CsD)2 S
(6)
ò r¢ = ¶ ¶t
R
r0vn¢ 1- M ar
是一种宽频噪声;各监测点气动噪声频谱在低频时幅值较大,随着频率的升高,幅值下降,1/3 倍频程 A 声压级
主要集中在 315~1 250 Hz 频率范围内;当来流速度一定时,距离气动噪声源越远,声压级幅值和总声压级越小;
在列车转向架部位设置裙板后,运行速度为 300 km/h 时,车外声压级幅值较无裙板时有所减小,平均降幅约为
Aerodynamic noise numerical simulation and noise reduction of high­speed train bogie section
HUANG Sha, YANG Ming­zhi, LI Zhi­wei, XU Gang
(1. Key Laboratory of Traffic Safety on Track, Ministry of Education, School of Traffic & Transportation Engineering, Central South University, Changsha 410075, China)
(2)
式中:R=|x−y|,x 为接受点位置,y 为声源点位置;fi
为静止固体边界的单元法向量; M ar 为运动马赫数在 观察方向的投影。
1.2 湍流模型的选择
湍流模型中的直接数值模拟对瞬时 N­S 方程进行
计算,可以分辨出气流的空间结构及变化剧烈的时间
特性,但内存空间及计算速度要求极高,目前还不可
根据 Smagorinsky 的基本 SGS 模型,τij 可利用 SGS 的
湍流黏度 μt 进行模化:
t ij
-
1 3
t
kk
d
ij
=
-2mt
S ij
(5)
动的流体密度;ρ′为流体密度的波动量,ρ′=ρ−ρ0;p0 为 未 受 扰 动 的 流 场 压 力 ; p′ 为 流 场 中 压 力 的 脉 动 量 p′=p−p0;c0 为声速。
随着列车运行速度的提高,铁路噪声污染也急剧 增加,过大的噪声将严重影响乘客和轨道沿线人们的
生理、心理和正常生活,还可能引起周围有关设备和 周边建筑物的疲劳损坏,缩短使用寿命,因此高速列
收稿日期:2010−12−16;修回日期:2011−04−10 基金项目:空气动力学国家重点实验室开放基金(SKLA20110202);中南大学前沿研究计划(2010QZZD020) 通信作者:黄莎(1985−),女,新疆阿勒泰人,博士研究生,从事列车空气动力学研究;电话:13975800456;E­mail:joanna_119@
2 数值计算模型
选择头车无裙板转向架部位作为噪声源,对列车 以 300 km/h 速度运行时转向架部位气动噪声进行数
值模拟,得到了各监测点的声压频谱图。1 号,3 号和
在数值模拟计算中,一般采取有限计算区域来代 替无限计算域,区域长度方向尺寸的选取则是使计算 区域下游边界尽可能远离列车尾部,以避免出口截面 受到动车组尾流的影响,便于出口边界条件的给定, 计算区域及坐标定义如图 1 所示。由于用于计算的高 速列车表面形状不规则,带有转向架等复杂结构,使 得对其进行结构网格划分比较困难,因此本文采用非 结构化四面体网格,模型最小网格线尺度为 1 mm,
8%,总声压级平均降幅 1.3 dBA;适当增加裙板面积后,声压级幅值平均降幅达到 12%,总声压级平均降幅 2.08
dBA,降噪效果较明显。
关键词:气动噪声;数值模拟;声压级幅值;总声压级;降噪
中图分类号:U260.331;U491.9+1
文献标志码:A
文章编号:1672−7207(2011)12−3899−06
6 号测点的声压频谱如图 3 所示。在对铁路噪声进行 测量和评价时,通常采用 A 声级,因此对上述模型各 监测点在 1/3 倍频程中心频率处的 A 声级进行分析, 1 号,3 号和 6 号测点的 1/3 倍频程 A 声压级如图 4 所示。
从图 3 可知:转向架部位气动噪声在很宽的频带 内存在,无明显的主频率,是一宽频噪声;转向架部 位各监测点气动噪声频谱在低频时幅值较大,随着频
(1)
式 中 : T i j 为 Li gh th ill 张 量 , Tij = ruiu j - eij +
d
ij
(
p¢)
-
c
2 0
d
ij
(r
¢)
;eij 为黏性应力张量, eij
=
m
¶ ¶x j
×
æ çç è
¶ux ¶x j
+
¶u j ¶xx
-
2 3
d
ij
¶uk xk
ö ÷÷ ø
;δij 为单位张量;ρ0 为未受扰
理想的方法[15−16]。
经过空间过滤可得到大涡模拟(LES)的控制方程:
¶r ¶t
+
¶ ¶xi
(r ui )
=
0
(3)
¶ ¶t
(rui ) +
¶ ¶x j
(rui u j )
=
-
¶p ¶xi
+
¶ ¶x j
(m
¶ui ¶x j
)-
¶t ij ¶x j
(4)
¶2r¢ ¶t 2
- c02Ñ2 r ¢
=
¶ 2Tij ¶yi y j
dS (z
)-
1 4πc02
¶ ¶xi
×
式 中 : S = (2Sij Sij )1/ 2 ; D = (Dx Dy Dz )1/3 ; Cs 为 Smagrinsky 常数,根据 Van Driest 模型来确定。
第 12 期
黄莎,等:高速列车转向架部位气动噪声数值模拟及降噪研究
3901
3.2 高速列车转向架部位气动噪声频谱分析
第 42 卷第 12 期 2011 年 12 月
中南大学学报(自然科学版) Journal of Central South University (Science and Technology)
Vol.42 No.12 D拟及降噪研究
黄莎,杨明智,李志伟,徐刚
3900
中南大学学报(自然科学版)
第 42 卷
车的噪声问题成为高速铁路发展过程中亟待解决研究 的重要课题之一[1−2]。目前,随着列车运行速度的提高, 机械噪声退居次要地位,气动噪声逐渐趋于主导地位。 根据铁路噪声理论研究和实验测试,检定出了高速列 车气动噪声源的主要产生部位[3−6]。国内外很多学者对 高 速 列 车 不 同 位 置 处 的 气 动 噪 声 做 了 研 究 , Ikeda 等[7−9]介绍了高速列车低气动噪声受电弓的设计理论 和方法,并提出了改善受电弓气动噪声的设计方案; Sassa 等[10]通过实验和数值计算对车门处产生的气动 噪声进行了研究。而转向架部位是气流的喷射和回流 区域,由于结构复杂,气流流经时底部产生严重的分 离现象, 形成漩涡,产生复杂的气动噪声,尤其是头 车转向架部位,而对于高速列车转向架部位气动噪声 的研究相对甚少。因此,本文作者基于 Lighthill 声学 理论,应用 LES 大涡模拟和 FW­H 声学类比模型对高 速列车头车转向架部位车外气动噪声进行数值模拟研 究,并提出了降噪改进意见。
网格总数约为 450 万。
图 1 计算区域及坐标定义 Fig.1 Computational domain and coordinate defination
3 数值计算结果及分析
3.1 高速列车转向架部位气动噪声监测点布置 由于转向架结构复杂,在保证其主要外形气动特
Abstract: In order to decrease the aerodynamic noise of train bogie section, three­dimensional, large eddy simulation and FW­H acoustic model were adopted to simulate the aerodynamic noise outside high­speed train bogie section based on Lighthill acoustic theory, and noise reduction advice was proposed. The results show that the aerodynamic noise is a kind of wide frequency noise which exits in wide frequency band without obvious main frequency. The acoustic pressure amplitude of every test point is great at low frequency, decreasing with the increase of frequency, and the acoustic pressure level within 1/3 octave band frequency ranges from 315 Hz to 1 250 Hz. Given a certain incoming wind speed, the total acoustic pressure level is lower when the test point is farther from the noise source. Once aprons are set in bogie sections, acoustic pressure amplitude and total acoustic pressure level of each point reduce compared with that without apron, respectively with an average reduction of about 8% and 1.3 dBA at the speed of 300 km/h. Besides, the average reduction will come to 12% and 2.08 dBA when the apron area increases properly, making noise reduction more effective apparently. Key words: aerodynamic noise; numerical simulation; acoustic pressure amplitude; total acoustic pressure level; noise reduction