高速列车车厢连接处脉动压力分析与控制

赵月影，杨志刚,3，李启良

高速列车车厢连接处脉动压力分析与控制

赵月影1,2，杨志刚1,2,3，李启良1,2

(1. 同济大学汽车学院，上海 201804；2. 上海地面交通工具风洞中心，上海 201804；3. 北京民用飞机技术研究中心，北京 102211)

高速列车的表面湍流脉动压力和近场声压会影响车内的噪声。为了了解并降低车厢连接处的湍流脉动压力，制作了一个高速列车1:40缩比的两车编组模型，使用表面传声器和激光粒子测速仪得到车厢连接处的脉动压力和流场分布。通过试验发现，有受电弓时，车厢连接处前后测点的脉动能量分别为速度的5.07次方和5.19次方；无受电弓时，对应的脉动能量分别减少到速度的3.90次方和4.45次方。对于车厢连接处进行优化时，无论是否有受电弓，对车厢连接处进行全封闭处理均能够较好地降低其脉动压力、涡量和湍流强度。无受电弓时，在车厢连接处前端增加扰流球可使其前后方测点的湍流脉动总压力级分别降低0.6 dB(A)和0.8 dB(A)。有受电弓时，在车厢连接处前端增加扰流柱可使其后方测点的总湍流脉动压力级降低0.8 dB(A)。

高速列车；车厢连接处；脉动压力；扰流柱；扰流球

0 引言

近年来，高速列车以快速、便捷等优点获得大众的广泛认可。随着速度的不断提高，许多在低速环境下不十分明显的问题变得日益突出，尤其是伴随振动和声音水平的增加而引起的乘客舒适度和气动噪声问题[1-4]。高速列车的受电弓和车厢连接处为主要的气动噪声源[5-6]。列车运行时，车厢连接处的气流扰动、涡流脱落、气流与壁面相互作用将产生剧烈的湍流脉动压力和高声压，从而影响车内外的声环境。国内外许多学者通过数值仿真和试验的方法对车厢连接处的噪声机理和控制开展了相关研究。在机理方面，王金田等[7]基于某型300 km.h-1速度等级高速列车，采用球形阵列声源系统，发现车内声源主要位于内风挡下部区域、车门上部密封条区域和车门地板处。其中最显著的声源位于内风挡下部区域。CUI等[8]基于两车厢模型，研究高速列车连接处的气动噪声，通过测量近场和远场噪声，发现主要的气动噪声源位于连接位置的凹槽和后部。KIM等[9]通过风洞试验和数值仿真相结合，提出一种高速列车车厢间气动噪声预测方法，并提出一种覆盖在区间空间内的气动声场的轮廓图。MIZUSHIMA等[10]在风洞中使用1/5比例的模型列车进行了试验，发现当涡脱落频率与气隙几何形状确定的声共振频率相对应时，会产生较强的峰噪声，并在涡碰撞的气隙下游边缘产生宽带噪声。在被动控制方面，HAN等[11-12]提出了一种基于猫头鹰无声飞行仿生学的高速列车气动噪声分析与设计方法。选择与羽毛形态有关的五个形态参数，并应用试验方法学设计构建仿真实例，确定影响湍流的关键形态参数，然后对车厢连接处进行了低噪声设计。李辉等[13]基于空腔模型，发现对车厢端部上缘进行倒角可明显降低气动噪声，风挡进行圆角光顺可减小风挡外气动噪声，但会增大空腔内部噪声。YAMAZAKI等[14]通过试验对比研究采用全风挡、无风挡和两侧闭式风挡时列车的气动噪声，发现全风挡和两侧闭式风挡有较好的降噪效果。NOH等[15]基于韩国KTX高速列车，研究了车厢连接处车厢的内外噪声，通过在车外增加扰流罩和车内增加波纹管的方式，降低车内噪声。刘国庆等[16]基于1:8缩比三节车体高速列车模型，综合大涡模拟和基于FW-H方程的声类比方法，在车速350 km.h-1下，对比全包风挡与半包风挡对车厢连接处气动噪声的影响规律，发现采用全包风挡，列车运行方向声压级最大降幅为3.1 dB(A)，横向声压级最大降幅为3.04 dB(A)，垂向声压级最大降幅为2.4 dB(A)。

纵观已有的研究可以看出，车厢连接处气动噪声的产生机理已被初步阐述，而且优化控制的措施形式各异。为了进一步明确车厢连接处湍流脉动能量与速度的关系，丰富其优化控制措施，本文通过缩比模型试验，测量不同速度和控制方案下，车厢连接处前后测点的湍流脉动压力，并结合粒子测速仪获得关键截面流场，从而明确脉动能量与速度关系和评估出有效优化控制措施，为后续研究提供指导。

1 试验设备及方案

高速列车车厢连接处试验在同济大学1:15模型风洞进行。模型风洞喷口为423 mm×287 mm。采用1:40高速列车两车编组，模型安装位置如图1所示。首先固定轨道位置，然后调节头车鼻尖与喷口距离为50 mm，并有针对性地固定高速列车，保证试验过程中高速列车的稳定。

图1 模型安装位置及两个测点位置

1.1 脉动压力测量

受电弓及其车厢连接处是高速列车两个主要的噪声源，为了研究两者对高速列车湍流脉动压力的影响及其之间的相互作用，在模型上布置测点1、2，如图1所示。

试验工况包括无受电弓、有受电弓，车厢连接处基础模型、车厢连接处全封闭、车厢连接处前端有扰流球及有扰流柱，如图2所示。测试速度为80、100及120 km.h-1，共计24个测试工况。通过表面传声器测量测点1、2的脉动压力，采样频率和采样时间分别为48 kHz和10 s。

图2 试验工况

1.2 流场测量

采用TSI Power View的激光粒子测速仪进行车身中截面速度场测量。激光粒子测速仪主要包括激光器、控制器、同步器和(Charge Coupled Device, CCD)相机。试验时，激光从风洞顶部射向车厢连接处平面，相机固定在与激光平面垂直的风洞后方，如图3所示。CCD相机像素为6 600×4 400，同步器采样频率为1.5 Hz，每个工况样本数量为1 200张，来流速度为100 km.h-1，对应的雷诺数为1.0×105。试验共进行4个工况，分别为基础模型无受电弓、基础模型有受电弓、有受电弓且车厢连接处全封闭和有受电弓且车厢连接处有扰流柱。试验后截取车厢连接处及其上方区域进行分析。

图3 激光粒子测速仪示意图

2 基础模型气动分析

2.1 脉动压力

通过表面传声器测量出的车厢连接处前后测点脉动压力通常包含湍流脉动压力和声压。尽管本试验在气动风洞中进行，背景噪声较大，但测点所在流场内，声压仍远低于湍流脉动压力，因此后续仅将该信号等价于湍流脉动压力信号。

表1给出了车厢连接处前后测点1和2在不同工况下的湍流脉动总压力级。从表1中可以看出：(1) 受电弓对车厢连接处前后湍流脉动压力有决定性影响。靠近受电弓的测点1在有无受电弓时，各速度工况之间的湍流脉动总压力级可相差约18 dB(A)，远离受电弓的测点2仍相差5 dB(A)。(2) 相同速度且有受电弓时，距离受电弓更远的测点2的湍流脉动总压力级比测点1小约13 dB(A)，这表明湍流脉动压力沿着对流速度方向快速衰减。(3) 相同速度但无受电弓时，距离受电弓更远的测点2的总压力级稍大于测点1，这由于紧贴车身的气流绕过车厢连接处所致。

表1 测点湍流脉动总压力级/dB(A)

研究表明[17]，车辆产生的空气动力学噪声与车辆速度的次方成正比，如式(1)所示：

速度为100 km.h-1时，测点湍流脉动压力经过快速傅里叶变换可以得到图4所示的压力级频谱图。从图4中可以看出，随着频率的增大，压力级均呈现先增大后减小的趋势。在较低和较高频段的量值较小，在中间频段的量值较大，且没有明显的峰值，说明其为宽频信号。有受电弓时，车厢连接处前方测点1的高压力级主要分布在500～1 500 Hz频率范围内，后方测点2的高压力级主要分布在400～1 000 Hz频率范围内。与无受电弓相比，两者在中高频段更陡，最大量值均往低频移动。

图4 测点1和2的压力级频谱图

2.2 涡量和湍流强度分布

通过粒子图像测速仪 (Particle Image Velocimetry, PIV)测量车厢连接处中截面瞬时速度，经式(2)和式(3)换算可得图5所示的涡量和湍流强度分布图。

从图5中可以看到：车厢连接处涡量量值超过500 m2·s-1，湍流强度超过10%。有受电弓时，受电弓的底座和车厢连接处的涡量及湍流强度仍较大，经过车厢连接处后数值明显降低。气流通过受电弓底座，流动分离形成强烈的漩涡。漩涡向下游运动时经过了车厢连接处被进一步恶化，从而导致涡量和湍流强度增加。受电弓导致车身中截面涡量及湍流强度分布十分不均匀。

(a) 无受电弓时的平均涡量

(b) 有受电弓时的平均涡量

(c) 无受电弓时平均湍流强度

(d) 有受电弓时平均湍流强度

图5 车厢连接处中截面涡量与湍流强度分布

Fig.5 The distributions of vorticity and turbulence intensity in the middle section of inter-coach space

3 车厢连接处优化控制

3.1 脉动压力

表2给出速度为100 km.h-1、有无受电弓时，车厢连接处前后测点1和2在不同工况下湍流脉动总压力级。从表2中数据可以看出，(1) 全封闭情况下，无受电弓时测点1和测点2的湍流脉动总压力级分别下降2.7 dB(A)和0.4 dB(A)，有受电弓时测点1和测点2的压力级均下降0.7 dB(A)，因此，全封闭对车厢连接处前后的湍流脉动有明显改善。(2) 车厢连接处增加扰流球，无受电弓时测点1和测点2的总压力级分别下降0.6 dB(A)和0.8 dB(A)，但有受电弓时，测点1和测点2的总压力级分别增加0.3 dB(A)和0.4 dB(A)，该方案适用于前方无受电弓的车厢连接处控制。(3) 车厢连接处增加扰流柱，无受电弓时，测点1和测点2的总压力级分别增加0.3 dB(A)和0.5 dB(A)，但在有受电弓时测点2的总压力级下降0.8 dB(A)，该方案适用于前方有受电弓的车厢连接处控制。

表2 速度为100 km.h-1时测点湍流脉动总压力级/dB(A)

图6、7分别给出无受电弓时，测点1和测点2的湍流脉动压力级频谱。从图6、7中可以看出：(1) 车厢连接处全封闭时，连接处前方测点1的压力级小于基础模型，连接处后方测点2在350～2 000 Hz范围内的压力级低于基础模型，在其他频率范围的压力级大于基础模型的压力级。可见，车厢连接处全封闭对于车厢连接处前端影响较大，其原因为气流以较高的速度作用于车厢连接处下游，形成强烈的反馈，导致车厢连接处前端湍流脉动较大。(2) 车厢连接处前端加扰流球时，测点1的压力级在中低频时明显下降，当>2 500 Hz时，压力级变大，而测点2在整个频率范围内均有下降。(3) 车厢连接处前端加扰流柱时，两个测点在整个频率范围内的压力级均有增大。

图6 无受电弓时不同工况下测点1的压力级频谱图

图7 无受电弓时不同工况下测点2的压力级频谱图

图8给出有受电弓时测点1和测点2的湍流脉动压力级频谱。从图8中可以看出：(1) 车厢连接处全封闭在中低频的压力级小于基础模型，当>1 500 Hz时，测点1的压力级基本等于基础模型的压力级，测点2的压力级大于基础模型的压力级。可见，车厢连接处全封闭在降低湍流脉动总压力级的同时增加了高频脉动压力，因此可以说明车厢连接处的湍流脉动能量主要集中在低频。(2) 车厢连接处前端加扰流球时，测点1的压力级频谱基本不变，但测点2在相同频率下的压力级略有增大。(3)车厢连接处前端加扰流柱时，两个测点在整个频率范围内的压力级均有降低。

图8 有受电弓时不同工况下测点1和2的压力级频谱图

3.2 湍流强度对比

图9给出了基础模型、车厢连接处全封闭及增加扰流柱时的平均湍流强度云图。从图9中可以看出：(1) 全封闭时整个区域的湍流强度均有所下降，尤其是在受电弓弓头及底座后方区域，湍流强度随着来流速度方向衰减变快。(2) 车厢连接处前方增加扰流柱时，在车厢连接处后方贴近车身表面的区域，湍流强度降低且变得较为均匀，说明扰流柱对后方流场起到了一定的平顺作用。

(a) 基础模型的平均湍流强度

(b) 全封闭时的平均湍流强度

(c) 扰流柱时的平均湍流强度

4 结论

通过开展高速列车缩比模型试验，测量车厢连接处前后测点脉动压力和中间截面的速度，得到以下结论：

(1) 无受电弓时，车厢连接处前端测点1的脉动能量与速度的3.90次方成正比，后端测点2的脉动能量与速度的4.45次方成正比；有受电弓时，测点1的脉动能量与速度的5.07次方成正比，测点2的脉动能量与速度的5.19次方成正比。因此，受电弓和车厢连接处导致速度指数增大，四极子源贡献增大，偶极子源减少。

(2) 在车厢连接处前端增加扰流球的方案适用于无受电弓时车厢连接处的控制。在车厢连接处前段增加扰流柱的方案适用于有受电弓时车厢连接处的控制。

(3) 目前该模型采用1:40的缩比模型，因此，雷诺数对此结果的影响仍然需要进一步研究。

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Analysis and control of the fluctuation pressure at inter-coach space of high-speed train

ZHAO Yue-ying1,2, YANG Zhi-gang1,2,3, LI Qi-liang1,2

(1. School of Automotive Studies, Tongji University, Shanghai 201804, China; 2. Shanghai Automotive Wind Tunnel Center, Shanghai 201804, China; 3. Beijing Aeronautical Science & Technology Research Institute, Beijing 102211, China)

The surface turbulent fluctuation pressure and the near-field sound pressure of the high-speed train affect the interior noise. In order to understand and reduce the turbulent fluctuation pressure at inter-coach space, a two-coach connecting model for the 1:40 contraction ratio of high-speed train is made. The surface microphones and the laser particle velocimetry are used to obtain the fluctuation pressure and flow field distribution at inter-coach space. According to the experimental results, it is found that the fluctuation energies at the measuring points before and after the inter-coach space are respectively 5.07 power and 5.19 power of the speed for the train with pantograph, but for the train without any pantograph, they are reduced to 3.90 power and 4.45 power of the speed respectively. For the optimization at the inter-coach space, no matter with or without pantograph, the full closure of the inter-coach space can well reduce the turbulent fluctuation pressure, vorticity and turbulence intensity. Adding spoiler balls at the front end of the inter-coach space can reduce the total turbulent fluctuation pressure level at the front and rear measuring points by 0.6 dB (A) and 0.8 dB (A) respectively when there is no pantograph. But adding spoiler pillars at the front end of the inter-coach space can reduce the total turbulent fluctuation pressure level at the rear measuring point by 0.8 dB (A) when there is a pantograph.

high-speed train; inter-coach space; fluctuation pressure; spoiler pillars; spoiler balls

U270.16

A

1000-3630(2019)-05-0568-06

10.16300/j.cnki.1000-3630.2019.05.014

2018-12-04;

2019-03-14

国家自然科学基金重点项目(U1834201), 上海市重点实验室项目(18DZ2273300)

赵月影(1995－), 女, 河北保定人, 硕士研究生, 研究方向为高速列车噪声与振动控制。

李启良,E-mail: qiliang@tongji.edu.cn