基于射流的高速列車受電弓空腔氣動噪聲降噪方法

黃凱莉，袁天辰，楊 儉，苗曉丹，宋瑞剛

(上海工程技術大學 城市軌道交通學院， 上海 201620)

列車速度的快速提升，引發氣動噪聲的危害日益顯著。由于運動中的氣流受到列車表面凹凸不平位置的影響，兩者碰撞引起劇烈的遠場空氣脈動壓力場的變化，從而引發成氣動噪聲問題，其聲壓等級也會隨車速以6～8次方比增加[1-2]。結合近遠場的氣動噪聲特性來看，受電弓底座及絕緣子區域是受電弓主要噪聲源[3-5]，列車速度達300 km/h時，受電弓底座聲壓級值可達到151.7 dB，僅次于弓頭部位總聲壓級值156.3 dB，并且有較多的低頻噪聲[6]。由此可見，如何有效減少受電弓底座部位的氣動噪聲迫在眉睫，同時也是列車降噪的關鍵所在。

目前對氣動噪聲研究中有被動及主動2類降噪方法。被動降噪指在流場中無外部能量輸入，國內外研究中有優化幾何結構(如優化弓頭截面形狀[7-9]、優化受電弓絕緣子截面形狀[10]等)、材料屬性(圓柱桿件采用多孔材料[11]等)、安裝導流罩(施加導流罩[12-14]等)、仿生改形設計(圓柱桿件表面做仿生改形設計[17-18]等)、受電弓的開/閉口方式[15-16]來影響局部流場運動狀態，其中SUEKI等[11]通過改用多孔材料，再經過風洞仿真實驗。最終結果表明，列車車速為360 km/h的噪聲值降低了1.9 dB；張亞東等[15]對受電導流罩結構和位置、弓開/閉口方式進行優化，最終將噪聲值減小了3.1 dB。主動降噪指增加外部能量，使局部流場發生變化，來進一步影響氣動噪聲值的變化。Mitsumoji等[19]為了達到減少窄頻帶噪聲目標，于弓頭處引入主動激勵器。目前國內外主要用被動降噪對受電弓進行降噪研究且降噪效果有限，而對其主動降噪研究還處于初級階段。本文提出一種基于射流的受電弓主動降噪方法，針對受電弓空腔區域做相關降噪仿真分析。

本文通過建立3節車編組高速列車簡化數學模型，利用定常剪切應力傳輸模型SST k-w計算高速列車周圍穩態流場，得到了降噪前后流場靜壓力圖，以及空腔內速度流線圖與粒子軌跡圖，同時進行大渦、FW-H 聲學比擬理論以及FFT模擬仿真；通過計算得出相應遠場氣動噪聲，研究空腔部位的噪聲特點，并分析在2個不同射流方向下的氣動噪聲具體表現情況。

1 氣動噪聲計算模型

1.1 幾何模型

基于CRH380B型高速列車做仿真分析，對列車車身進行建模，并對該車身作一定的簡化處理，主要由2輛拖車(頭車和尾車)、中間1輛帶受電弓動車構成，頭車車頂設置了2個導流罩。模型選用我國高鐵線路上普遍應用的單臂受電弓，并帶有安裝受電弓用的車頂凹槽。重點分析受電弓與空腔的噪聲流場，因射流降噪對列車底部影響不大，仿真計算過程中簡化了列車車輛下半部分，包括轉向架及車門等系統。以CX-NG型列車受電弓作研究對象，同時將受電弓模型做略微簡化，忽略螺栓墊片等細小特征。該仿真模型長76.5 m，寬3.26 m，高3.89 m，高速列車幾何模型見圖1。

1.2 計算域與邊界條件

流場的計算域及邊界條件見圖2(a)，計算域長306 m、寬78.24 m、高38.9 m，為提高精確度，模擬真實行車環境，將模型置于整個計算域的底部中心位置，忽略列車走行部與地面的間隙，其前端與計算域進口處的間隔為76.5 m(約1節車的長度)，其后端到計算域出口的間隔為153 m(約2節車長)。

計算域設定:進口氣流速度v=98 m/s；出口壓力為0；模型底面無滑移；車身表面為固定邊界。

1.3 網格劃分

本文使用Fluent中的ICEM CFD做網格劃分處理。其中，車身區域部分進行四面體網格處理，外域部分進行六面體網格處理，其兩者連接處設定為interface交界面，進行兩者信息交換傳送。主要研究受電弓區域，把研究區域的網格再做加密處理，同時設定研究區域最大網格尺寸20 mm；同樣列車周圍做加密處理；外場設定最大尺寸1 000 mm。經過網格獨立性檢驗，最終劃分單元總數約為412萬，見圖2(b)—圖2(d)。

1.4 計算方法

采用基于SST k-w模型做穩態仿真，將瞬態仿真的初始值設置為穩態仿真的計算結果，通過大渦模擬得到瞬態仿真的結果，仿真得到流場中邊界脈動壓力，再采用FW-H聲學比擬理論來求解近場到遠場的傳播，最后實行FFT，把最終仿真計算結果時域脈動信號轉為頻域信號。在瞬態仿真過程中，時間步長設定為1×10-4s，共0.2 s(2 000步)。

分析受電弓區域處于高速氣流中的聲壓級值，將其當作聲源，共設定A、B、C3列遠場噪聲監測點。聲場計算選用FW-H方程聲模擬，計算頻率上限設定為5 kHz。

2 數學模型與降噪模型

2.1 數學模型

( 1 )

該式右端含有不封閉項

( 2 )

τij為亞格子尺度應力，若達到大渦模擬條件，需構造封閉模式，增加Smagorinsky-Lilly模型，其方程為

( 3 )

( 4 )

( 5 )

其中，Δ代為網格尺寸；Cs是Smagorinsky常數。

初始流場在大渦模擬做瞬態仿真分析中是最為重要的前提，故本文在做穩態仿真時，運用SST k-w模型，具體方程為

( 6 )

( 7 )

( 8 )

式中：vt為渦黏系數；Ω為渦量；y為近壁面間隔；k為湍流動能；ω為湍流比耗散率；σk、σω為k和ω的湍流普朗特數；Vt為湍流黏性系數；v為湍動黏度；a1、γ、β*、σ、β為經驗系數;D為運算符號；F1、F2為混合函數，分別為

F1=tanh(ξ4)

其中,

2.2 空腔射流模型

受電弓底座安裝部位有幾種形式，一種形式是將受電弓安裝于車頂空腔內(也稱為受電弓溝槽)，見圖3。本文將空腔模型做適當簡化，其空腔長深比L/D=6.25，是具有代表性的開式空腔[20-21]。

高速運行中的氣流在靠近空腔前端處分散，局部分散的氣流匯合成剪切層，從而誘發相應漩渦運動，該漩渦按照相應的流速往空腔后端運行，沖擊后壁，再引發壓力波往回傳遞；該壓力波和空腔前壁發生碰撞，又產生新的漩渦，循環往復產生空腔內自激振蕩[22]?？涨辉肼暜a生機理示意見圖4。

本文采用的射流裝置安裝在受電弓空腔處，見圖5，射流面設置為寬40 cm，長220 cm。參考余培汛等[23]引入的射流速度為0.1倍來流馬赫數的條件，其v=30 m/s，射流面上射流速度保持一致，第一種射流方向與來流方向保持一致，安裝在空腔背風面，在此稱之為順向射流，第二種射流方向與來流方向相對，安裝在迎風面，在此稱之為逆向射流。射流方向位置見圖5。

3 射流降噪分析

3.1 近場氣動噪聲

在車速350 km/h下，表面聲功率級分布云圖見圖6。根據仿真結果，位于車頂的受電弓相比車頂其他位置具有較高聲功率級(極值達111 dB)。碳滑板和弓頭部位的最高聲壓級可達111 dB。聲功率高的位置，其對應的脈動壓力值也會相對較高，同時會引發較高的氣動噪聲，所以上述2個部位是受電弓部位的主要噪聲源。

3.2 渦量分析

射流前后受電弓空腔水平截面，同一時刻下的渦量圖對比見圖7。降噪前空腔中主要的不穩定區域集中在空腔迎風面附近，漩渦運動抵達空腔后端，和后壁產生碰撞，形成壓力波，驗證空腔部位引發氣動噪聲的機理，見圖7(a)；引入順向射流后，使得空腔前端處的渦流較為平緩，也減弱了漩渦撞擊空腔后壁的碰撞力度，把局部運動中的氣體從空腔后緣導出，見圖7(b)；逆向射流的加入，與來流發生碰撞，來流氣流在碰撞后從空腔后壁導出，見圖7(c)。圖7的渦量圖對比說明,正向及逆向射流的施加，減小了空腔內氣體的碰撞。

3.3 靜壓力云圖

在車速350 km/h下，射流前后受電弓空腔部位的靜壓力分布見圖8。由圖8可得出如下結論：

(1) 弓頭、底架、平衡桿和絕緣子等為受電弓的主要靜壓力部位，空腔靜壓力范圍在3 580～6 950 Pa之間，其中空腔后端氣動噪聲的脈動壓力幅值有較大的變化，見圖8(a)。

(2) 施加順向射流后，空腔后緣有較大的靜壓力，相對于射流前流場，空腔后緣部分的最大靜壓力從6 950 Pa降到4 520 Pa，下降了34.9%；在逆向降噪后，空腔的后緣部分的最大靜壓力從6 950 Pa降到5 450 Pa，下降了21.6%，見圖8(b)、圖8(c)。

3.4 速度流線分析

受電弓空腔速度流線見圖9。由圖9可知，射流前空腔后壁及前壁尾流較為復雜，易形成分離流動，導致這些位置的壓力變化比較劇烈；加順向射流后，空腔前壁、中部以及后壁流線圖較為穩定；加逆向射流后，來流的氣流與射流的氣流在空腔中部相撞，在空腔中部形成一定的渦流。較明顯的是，加順向射流后，最快速度由原來81.1 m/s降到69.6 m/s。

3.5 粒子軌跡圖

降噪前后粒子軌跡見圖10。由圖10可見，降噪前粒子在空腔內軌跡混亂，形成沒有規律可循的漩渦，部分氣流在空腔底部滯留；加順向射流后的粒子軌跡較為平緩、清晰，順向射流的加入將一部分向后流動的氣體從后空腔中導出，能更好的減弱氣流到達空腔后壁與之發生的碰撞力度，進而減小氣動噪聲值；而逆向射流的加入，與來流在空腔中部碰撞，來流一部分在空腔前緣回旋，一部分到達空腔底部后從空腔后緣導出。順向射流可明顯改善粒子在空腔內的流動。

4 遠場氣動噪聲分析

根據穩態流場的分析，構建與之對應的遠場氣動噪聲監測點，基于瞬態下噪聲值，分析得到相應的聲壓信息，最后針對該聲壓信息做快速傅里葉變換。本文共設置A、B、C3列噪聲監測點，分別距離軌道中心線3.5、7、25 m(共13個監測點)，相對地面高度3.5 m，按順序各列由下至上設定成3、2、1，例如A處監測點A1、A2、A3，見圖11。

射流前后標準監測點(C列)的氣動噪聲總聲壓級見圖12，可得出以下結論：列車速度350 km/h下，C列標準監測點，降噪前、順向射流和逆向射流3種工況的平均總聲壓級值依次是78.02、71.98、77.89 dB。施加順向射流后，其平均總聲壓級比降噪前下降了6.04 dB；施加逆向射流后，其平均總聲壓級比降噪前下降了0.13 dB。

各個位置監測點相應的平均總聲壓級見表1。從表1可以看出：施加順向射流后，空腔附近監測點平均總聲壓級小于施加逆向射流時相應監測點平均總聲壓級，車速達到350 km/h時，施加順向射流的降噪效果最為顯著。

表1 各個位置監測點的平均總聲壓級 dB

監測點C4處射流前后的聲壓級頻譜圖見圖13，由圖13可得：高速列車受電弓部位產生寬頻噪聲，處于低頻段時聲壓級值達到高峰，并且隨頻率的增加，其聲壓級值不斷減小。射流前、順向射流和逆向射流在100 Hz低頻內，各自的最大聲壓級值分別是57.09、62.81、61.41 dB。

每個頻段發出的噪聲對人耳產生的影響是不同的，人們能敏銳感受到的頻率是500～6 000 Hz范圍內。本文采用A計權聲壓級衡量方法，見圖14。

由圖14可知：

(1) 施加射流前后，監測點氣動噪聲的能量重點集中于700～5 000 Hz頻率內，并且監測點處A計權1/3倍頻程圖呈現出相似規律，在低頻時A計權聲壓級值迅速增大，隨后變化幅度較為緩慢，趨于平穩。

(2) 射流前在高頻1 600 Hz處出現最高峰值65.03 dB(A)；施加順向射流后，在低頻900 Hz處出現最高值57.89 dB(A)，隨著頻率增大，A計權聲壓級值趨向于穩定；施加逆向射流后，在高頻2 500 Hz處出現最高峰值59.85 dB(A)。射流在該點處抑制高頻段的聲壓級較為明顯。

由上述分析可知，空腔逆向射流的加入，減小了漩渦與空腔后壁的碰撞，然而由于逆向射流與來流相撞產生新的漩渦，同時漩渦也影響空腔前緣的剪切層，遠場氣動噪聲監測點(C列)平均總聲壓級值降低了0.13 dB?？涨粌纫腠樝蛏淞?，部分射流將運動的氣體從后空腔中導出，另一部分射流減小了漩渦與空腔后壁的碰撞程度，同時減少了空腔內部自激振蕩的過程，遠場氣動噪聲監測點平均總聲壓級值降低了6.04 dB。綜上所述，在受電弓空腔處施加順向射流有明顯降噪效果。

5 結論

本文提出了一種基于射流的受電弓空腔主動降噪方法，對空腔部位做仿真分析，根據SST k-w模型和大渦模擬對受電弓底座與空腔部位做計算分析，同時比較2個射流方向的降噪效果。數值計算結果表明，順向射流降噪效果較為顯著，射流降噪對高速列車節能減排、減阻降噪具有重要意義?；谟邢拊抡娼Y果分析，得出以下結論。

(1) 受電弓系統是高速列車主要噪聲源，氣動噪聲聚焦產生在受流碳滑板、弓頭以及底架，其中弓頭部位的靜壓力值為6 950 Pa，底座靜壓力值為5 820 Pa，由此可見在受電弓底座區域做降噪很有必要。

(2) 施加順向射流后，由于射流對空腔漩渦的影響，從而改變空腔內的壓力分布，減弱了漩渦與空腔后壁的碰撞，將一部分流動的氣體從后空腔導出。經仿真驗證，本文采取的模擬方法所模擬的空腔流動狀態與空腔流動機理是相吻合的，證明了順向射流主動降噪具有一定可行性。

(3) 施加逆向射流后，減小了漩渦與空腔后壁的碰撞，逆向射流與來流相撞產生新的漩渦，新的漩渦一部分向后空腔導出，一部分影響空腔前緣，空腔后緣部分的最大靜壓力從6 950 Pa降到5 450 Pa，下降21.6%。

(4) 遠場標準監測點平均總聲壓級為78.02 dB。加入順向射流后，射流改變剪切層與后壁的碰撞強度，遠場氣動噪聲監測點平均總聲壓級降幅為6.04 dB，作為對比，施加逆向射流后，平均總聲壓級降幅為0.13 dB。因此，順向射流降噪效果比逆向射流降噪效果顯著。