高速列车气动噪声源远场噪声贡献度研究

建立3辆车编组高速列车气动噪声计算模型,包括1辆头车、1辆中间车、1辆尾车、6个转向架和1个受电弓,利用标准k-ε湍流模型和大涡模拟分别计算列车的外部稳态和瞬态流场,并基于瞬态流场用FWH方法计算高速列车远场气动噪声。计算单个转向架、全部6个转向架、车体头部、车体尾部、车体中间部、全部车体、受电弓、列车整体分别为噪声源时的远场辐射噪声,分析这些噪声源对远场噪声评估点的总声压级,以及不同噪声源对远场噪声的贡献,以验证局部气动噪声源对远场辐射噪声与整体噪声源之间的叠加关系。计算结果表明:车体是高速列车远场辐射噪声的主要噪声源,其次是受电弓,转向架对远场辐射噪声影响相对较小;从局部噪声源来看,车体头部、受电弓、头部第1个转向架是高速列车远场辐射噪声的主要噪声源;各局部气动噪声源远场噪声的叠加值与整体气动噪声源远场噪声一致,验证了高速列车整体噪声源与其包括的各局部噪声源符合声源叠加原理。     

高速列车气动噪声源特性研究

本文建立包括头车、尾车、中间车、受电弓、6个转向架在内的CRH3高速列车整车三维绕流流动的物理数学模型,用Fluent软件内大涡模型数值计算外部瞬态流场,得到时域Lighthill声源项,对时域声源项进行傅利叶变换得到频域声源项,用有限元-无限元法计算高速列车车头及转向架、受电弓、车尾及转向架附近的气动噪声,得到高速列车主要气动噪声源的声压分布及特点。计算结果表明:受电弓弓头部附近气动噪声最大,而且具有更多高频噪声,300km/h速度运行时其总声压级为156.3dB,受电弓底座也具有很高的声压级,并且具有较多的低频噪声;在车头及第一个转向架附近,转向架区域噪声明显高于车头鼻尖处,其总声压级分别为135.3dB和129.7dB;在车尾及最后一个转向架附近,车尾部噪声大于转向架区域噪声;总气动噪声声压级按受电弓滑板、受电弓底座、车尾部、第一个转向架、车头部逐次降低。通过与现有文献的对比分析,证明了本文计算结果的正确性。     

高速列车车头的气动噪声数值分析

随着列车运行速度的提高,列车气动噪声变得越来越明显,降低气动噪声已成为控制高速列车噪声的关键之一。本文对高速列车车头气动噪声进行数值分析。首先,建立高速列车三维绕流流场的数学物理模型,分别利用标准k-ε湍流模型和大涡模拟计算高速列车的外部稳态和瞬态流场。然后,基于稳态流场,利用宽频带噪声源模型计算高速列车车身表面气动噪声源;基于瞬态流场,分析车身表面脉动压力的时域及频域特性;利用Lighthill声学比拟理论,计算高速列车远场气动噪声,分析远场气动噪声的时域及频域特性。本文对研究和控制高速列车气动噪声具有一定意义。     

时速120公里地铁列车气动噪声数值仿真分析

列车噪声影响车内乘客舒适性,其产生原理复杂,在一定程度上影响着轨道交通车辆的发展,开展列车噪声研究意义重大。文章采用数值仿真方法,以3辆车编组、带转向架、无受电弓的1:8缩比列车模型为基础,运用软件ICEM的拓扑优化、多层网格加密技术、附面层网格技术与网格拉伸技术开展精细化四面体/三棱柱网格划分,构建列车明线运行环境下的计算域网格。通过建立地铁列车气动噪声仿真模型,研究了80 km/h、120 km/h和130 km/h不同工况下列车明线运行的气动声学特性;分析了不同速度下地铁列车流场脉动性能、气动噪声源性能和远场辐射噪声性能,研究列车外部流场情况及其声学规律。仿真结果表明,随着列车运行速度增加,列车车体表面的声功率级逐渐增加,声源能量和声压级也随之增大。对时速120公里地铁列车气动噪声特性的研究可为地铁车型气动声学优化设计提供参考。     

高速列车受电弓射流降噪仿真分析与风洞试验研究

针对高速列车行驶过程中受电弓区域产生的气动噪声问题，提出一种基于射流的主动降噪新方法。通过建立1∶30缩比受电弓空腔射流降噪装置模型，探究不同射流速度对空腔噪声的抑制效果。采用LES湍流模型和FW-H声学模型对受电弓空腔流场和声场进行求解，分析不同射流速度对湍动能、涡量、表面声功率级及远场噪声值的影响，得出来流马赫数M=0.117时的最优射流速度为40 m/s;在最优射速下，受电弓空腔表面最大声功率级降低了4.503 dB,远场噪声值在2.5 m接收点处降低1.43 dB,在8.333 m接收点处降低1.16 dB,达到降噪设计目标。在此基础上，进行1∶30缩比模型的风洞试验，测试受电弓空腔后壁面监测点的脉动压力，并对其进行傅里叶变换(FFT),得到300～5 000 Hz范围内噪声频谱特性；在射速40 m/s下，后壁面中间、边缘监测点处总声压级分别减小0.53、0.49 dB。将仿真与试验数据进行对比，得出总声压级最大误差为3.54 dB,误差值占总声压级的2.4%,验证了气动噪声计算方法的准确性。     

受电弓安放位置与导流罩嵌入车体高低的气动噪声特性

为研究高速列车受电弓安放位置和受电弓导流罩嵌入车体高低对气动噪声的影响,基于计算声学理论,建立高速列车气动噪声模型。高速列车模型采用四节编组,包括头车、两节中间车和尾车。受电弓分别安放于02车一位端、02车二位端和03车一位端,并考虑受电弓的开/闭口方式。研究结果表明:沿列车长度方向,受电弓分别安放在02车一位端、02车二位端、03车一位端的受电弓导流罩区域的气动噪声最大声压级呈减少趋势,且这种减小趋势与受电弓开闭口方式无关;受电弓导流罩安放在同一位置时,受电弓以闭口方式运行的受电弓导流罩区域声压级均小于开口方式,最大声压级相差1.1 dBA;采用dlz3模型(受电弓导流罩与车顶表面平齐)的气动噪声性能最优,最大声压级减小2.3 dBA。     

明线上与隧道内高速列车流场结构及气动噪声源

基于成熟的明线上高速列车气动噪声计算模型和可压缩大涡模型,考虑声学无反射边界条件,利用计算流体力学软件Fluent建立无限长隧道内高速列车气动噪声计算模型,对比分析高速列车在明线上与隧道内运行时的流场组织结构和气动噪声源。结果表明:高速列车在明线上与隧道内运行时具有类似的流场结构和气动噪声源分布规律,但隧道内的流场结构尺度与强度、气动噪声源强度均比明线上大;车速为350 km·h-1时,隧道内头车排障器尖点扰动区的速度幅值约为明线上的1.2倍,列车尾流区长度约为明线上的1.7倍,整车、1位转向架、头车流线型车底及中间车上部的等效声源声功率分别约为明线上的3.2倍、1.6倍、2.7倍和4.2倍;隧道内活塞效应并不是在全频率范围增加等效声源声功率,而是在包含峰值频率较狭窄的频率范围显著地增加等效声源声功率。     

高速列车车身表面气动噪声源研究

介绍了计算气动噪声源的宽频带噪声源模型,建立了高速列车三维绕流流动的物理数学模型,数值模拟了在不同运行速度下高速列车在平地、路堤和高架桥上的外部流场,进而利用宽频带噪声源模型对车身表面气动噪声源进行了计算。计算结果表明,3种运行工况下车身表面噪声源的分布规律很相似,而且随着列车运行速度的提高,列车车身声功率及表面声功率都显著增加,因此,降低气动噪声对发展高速列车至关重要。     

高速受电弓气动噪声特性分析

针对高速列车受电弓气动噪声声源组成的复杂性和各部件对总噪声的贡献量问题,基于Lighthill声学理论,采用三维、宽频带噪声源模型,LES大涡模拟和FW-H声学模型对DSA380型高速受电弓气动噪声进行数值模拟,分析该型受电弓的主要气动噪声声源特性及各部件对受电弓远场气动噪声的贡献量大小,并提出降噪改进意见。研究结果表明:受电弓主要噪声源为弓头、绝缘子、底架、下臂杆等组件的迎风侧位置,其中碳滑板、平衡臂、弓头支架、底架、绝缘子、下臂杆等部件对远场气动噪声声源的贡献量最多;受电弓气动噪声是宽频噪声,且主要能量集中在1602 500Hz,存在主频305、608、913Hz(350km/h运行),且各阶主频与运行速度均满足线性关系;相邻2测点满足2倍关系的横向受声点声压级,其衰减幅度大约为6dBA,且与横向距离的对数成线性关系;垂向受声点的声压级最大值出现在距地面高度7.192m处;运行速度不改变受电弓的偶极子噪声指向特性(垂向平面在θ=0°、纵向平面在θ=120°、横向平面在θ=90°处的噪声指向性明显),只改变其幅值,随着运行速度的增大其增加幅度越小;受电弓以开口方式运行的气动噪声性能较闭口方式好,降噪效果明显。     

EMU6动车组气动声学性能分析

采用三维、不可压缩和Lilly LES+FW-H方法,对1:8缩比3车编组EMU6动车组以200,250,300和350 km/h的车速运行时进行气动噪声特性数值模拟,得到列车不同速度级运行时的压力、速度与涡量分布,表面脉动压力、辐射声场等气动与声学性能。研究结果表明:偶极子声源强度主要分布在转向架及其周围的车体表面位置;A计权声压频谱在略小于1 000 Hz频率处测点声压级达到峰值;气动噪声分布频带很宽,噪声能量在1 000 Hz左右较为集中,往高频和低频部分则逐渐衰减;头车流线型附近声压级较大,在尾车以后越远离车体,声压级越小。其研究结果可为高速动车组的气动声学特性优化研究提供参考依据。     

城轨交通高架线噪声控制指标及限值探讨

我国目前城市轨道交通高架线噪声的控制标准尚属空白,噪声控制指标和限值均参照《声环境质量标准》(GB3096—2008)。详细分析现行《声环境质量标准》的昼间等效声级、夜间等效声级噪声控制指标及限值在城市轨道交通高架线噪声控制方面的不足,在对比分析国内外其他噪声标准的基础上,针对国内城市轨道交通高架线噪声影响的特点,提出列车通过时段等效A声级噪声控制指标及限值的补充建议,增加早晚时段以及背景噪声增量的影响,可作为城市轨道交通高架线噪声控制的参考。     

铁路常见固定性声源声功率级的测定

对铁路系统常见的１１类４３种型号计１８７台固定性声源进行了测定，噪声级为８３．０－１３１．１ｄＢ（Ａ），线性声功率级为８９．４－１３８．６ｄＢ。在多数固定性怕源呈中高频特性。     

基于统计能量分析法的地铁车辆噪声预估

建立了用于地铁车辆中高频噪声分析的整车统计能量分析(SEA)预测模型,分析了对地铁车辆内部噪声具有较大贡献的噪声源种类,通过对SEA模型施加噪声源激励载荷进行仿真,计算出地铁车辆内部各部位的噪声声压级,找出地铁车辆噪声的薄弱环节进而进行改进。     

职业卫生监测中应用个体噪声剂量计异常值处置方法的研究

针对职业卫生噪声个体监测过程中异常导致的数据无法使用的问题,本文以某大型装置巡检工个体噪声监测中出现的异常情况为例,探讨数据调整方法。研究发现删除异常值或使用平均值替代两种方法,数据调整后与实际情况吻合度较好,两种方法均能满足个体声级计监测实践要求。     

车端间距对高速列车风挡气动噪声的影响

为研究车端间距对高速列车风挡气动噪声的影响,文章利用大涡模拟方法和Lighthill声学比拟理论建立高速列车风挡气动噪声数值计算模型,并设计四种不同车端间距下的风挡方案,计算相应的气动噪声。结果表明,风挡的气动噪声随着车端间距的增加而增大,在满足工程约束的条件下,可以通过减小车端间距来改善高速列车风挡的气动噪声。     

GJ-Ⅲ减振扣件轨道对轨道交通高架段环境噪声的影响分析

为了研究不同形式减振轨道对降低地铁线路高架段环境噪声效果,以国内某地铁高架桥段周边环境噪声为研究对象,分别对列车以110 km/h通过该高架段2种不同轨道时诱发的噪声水平进行测试分析,然后改变原有评价方式,通过引入更符合人耳听觉的响度分析方式对噪声水平进行综合评价,并对比分析两种轨道形式的噪声水平,提出改进思路。结果表明:(1)相比DZⅢ-1型普通减振扣件轨道,GJ-Ⅲ型中等减振扣件轨道除在桥中央线测点处有一定降噪效果外,在其他测点处降噪效果并不明显;(2)通过响度分析发现,GJ-Ⅲ型中等减振扣件可能还会增大人耳对环境噪声的感知情况。     

吸声型声屏障的频率特性对降噪的贡献研究

针对目前吸声型声屏障仅用平均吸声系数作为评价吸声性能指标的缺点,结合多种吸声材料,给出了两个不同路段的噪声频谱计算结果,分析了吸声型屏障各频程吸声系数对整体吸声降噪的贡献,得出了各频程吸声系数的改变对整体降噪的影响程度依赖于路段的噪声频谱分布情况的结论。     

现代有轨电车噪声机理及减振降噪技术

简述了我国现阶段现代有轨电车的噪声限值要求,以测试数据给出了典型现代有轨电车的噪声水平现状,系统分析了现代有轨电车的声源分布和噪声产生机理。针对现代有轨电车噪声特性及其产生机理,提出了车内外噪声控制的关键技术。研究结果表明:轮轨噪声是现代有轨电车的主导声源,通过弹性车轮和嵌入式轨道结构实现轮轨噪声声源控制,通过风挡隔声控制和结构传声路径控制实现车内噪声控制是有轨电车减振降噪的关键技术所在。     

无砟轨道聚合微粒吸声板研究

分析聚合微粒吸声材料特性,采用阻抗管试验研究吸声板厚度、材料颗粒大小、空腔设置对吸声系数的影响规律,确定聚合微粒材料的关键参数,首次采用聚合微粒材料研发一种无砟轨道降噪吸声板并确定其几何尺寸、表面设计及强度设计。提出采用拱形空腔提高吸声板的承载力且拓展其吸声频段;通过配置纤维钢筋增强吸声板的安全冗余;通过材料与结构的综合设计使吸声板兼具微孔吸声、共振吸声和干涉消声功能,增强了吸声效果。混响室试验表明,吸声板降噪系数为1.0;实车试验结果表明,测试速度为60~170 km/h时距轨道中心线25 m处吸声板降噪4.0~4.4 dB(A),降噪效果显著。     

地铁设备自动化现状及展望

通过对国内外地铁自动化现状的分析及技术发展趋势的研究,探讨如何实现地铁综合自动化的具体解决方案。