受電弓安放位置與導流罩嵌入車體高低的氣動噪聲特性

張亞東，張繼業(yè)

(1. 南方科技大學 力學與航空航天工程系，廣東 深圳 518055;2. 西南交通大學 牽引動力國家重點實驗室，四川 成都 610031)

隨著高速列車向更高速度等級的提升，帶來諸多空氣動力學問題，如氣動力、明線交會氣動壓力、橫風穩(wěn)定性、氣動噪聲、隧道交會壓力波、隧道微氣壓波等，其中氣動噪聲是影響乘坐舒適性和對周邊環(huán)境影響的主要因素[1]。

受電弓置于列車頂部且為列車重要的受流設備。當列車高速運行時，在受電弓后側(cè)及受電弓導流罩區(qū)域產(chǎn)生較大漩渦。漩渦產(chǎn)生、分離、附著，引起受電弓區(qū)域較大的壓力脈動，進一步產(chǎn)生較大的氣動噪聲。8節(jié)編組高速列車線路測試結(jié)果表明，受電弓和受電弓導流罩是高速列車的主要氣動噪聲源，且占整車噪聲能量的10%左右[2]。同時受電弓區(qū)域的脈動壓力場對車內(nèi)氣動噪聲影響顯著，對其進行隔聲降噪是降低車內(nèi)氣動噪聲的主要目標[3]。

試驗研究和數(shù)值仿真是研究受電弓氣動噪聲產(chǎn)生機理、噪聲源位置、低噪聲設計的主要方法。8節(jié)編組高速列車線路測試結(jié)果表明，受電弓是高速列車的主要氣動噪聲源，其次是轉(zhuǎn)向架[4]。在遠場氣動噪聲貢獻量方面，受電弓是僅次于轉(zhuǎn)向架的主要氣動噪聲貢獻量部件[5]。遠場測點頻譜表明，受電弓是導致單頻噪聲的主要部件且與受電弓桿件結(jié)構(gòu)尺寸相關(guān)[6]。在基于縮比模型的風洞試驗方面，采用多孔材料[7]、流量控制方法[8]、弓頭位置處進行開孔引流[9]等措施均能夠大幅度降低受電弓的氣動噪聲。

在數(shù)值仿真方面，采用大渦模擬(LES)和邊界元的聯(lián)合方法可研究受電弓的偶極子噪聲傳播特性[10]。可采用分離渦模擬和Ffowcs Williams-Hawkings(FW-H)積分方程對受電弓遠場氣動噪聲進行研究[11]。可采用非線性聲學求解器和FW-H方程對受電弓導流罩的低噪聲設計進行仿真研究[12]。可采用LES和FW-H積分方程對受電弓及受電弓導流罩進行氣動噪聲數(shù)值研究[13-14]。同時對受電弓導流罩的不同安裝位置進行低噪聲設計，結(jié)果表明改進延遲獨立渦模擬和FW-H在預測氣動噪聲方面具有一定的精度，滿足設計需求[15]。研究表明受電弓導流罩前緣影響氣流流動的剪切邊界層，進一步導致受電弓桿件的不同漩渦形式。合理布置受電弓桿件位置不僅能夠降低氣動噪聲輻射能量，同時能夠提高受電弓系統(tǒng)的氣動性能(表面脈動壓力減弱、氣動阻力和側(cè)力降低)。遠場測點的頻譜預測表明，受電弓遠場氣動噪聲是寬頻噪聲且存在3個主要頻率，橫向噪聲評估點的聲壓級與橫向距離(橫向距離不小于8 m)的對數(shù)成線性關(guān)系[16]。文獻[17]研究了橫風環(huán)境對高速受電弓的氣動行為及氣動噪聲特性，結(jié)果表明，漩渦脫落、流體分離和重組是形成受電弓氣動噪聲的主要機理且受電弓主要頻率是由弓頭碳滑板引起。

另外，基于部件法(CBM)對受電弓氣動噪聲預測已有較高的預測精度。文獻[18]基于CBM分析原理(受電弓遠場氣動噪聲總聲壓級等于各個桿件氣動噪聲聲壓級的某種代數(shù)和)，對受電弓桿件不同斷面形狀、圓柱桿件特征長度、桿件分布角度、桿件表面粗糙度、桿件長細比、來流湍流度、桿件氣動噪聲指向性等進行風洞試驗[19]，采用CBM方法得到受電弓遠場氣動噪聲預測模型。同時將預測模型與兩種受電弓型號的風洞試驗進行對比，得到CBM方法具有較高的預測精度，可用于受電弓系統(tǒng)的氣動噪聲參數(shù)化研究。

以上文獻對受電弓氣動噪聲特性進行了大量研究。尚未有相關(guān)文獻研究受電弓不同安放位置和導流罩嵌入車體高低對遠場氣動噪聲的影響及降噪研究。因此，本文采用數(shù)值分析方法對高速列車受電弓安放位置及導流罩嵌入車體高低的氣動噪聲特性進行研究，研究成果可為受電弓及受電弓導流罩的低噪聲設計提供工程設計參考。

1 高速列車氣動噪聲模型

1.1 數(shù)學模型

采用商業(yè)軟件Fluent進行高速列車流場分析。采用LES湍流模型進行非定常流場計算，采用FW-H方程[20]進行遠場氣動噪聲評估。

當高速列車運行速度為350 km/h時，其馬赫數(shù)小于0.3，可見四極子噪聲對遠場總氣動噪聲的貢獻較小[3]，因此可忽略四極子噪聲項對總氣動噪聲的貢獻。另外，本文選取受電弓表面為FW-H的積分面，則受電弓運行速度為0，可見單極子噪聲項也為0[3, 17]。本文只考慮偶極子噪聲項所導致的高速列車氣動噪聲貢獻。

由FW-H微分方程推導可得

( 1 )

其余變量定義為

( 2 )

Pij=pδij-τij

( 3 )

( 4 )

( 5 )

( 6 )

( 7 )

式中：p為流體壓力；ρ為流體密度；y表示受電弓表面的位置信息；un為積分面表面的流體法向速度；vn為積分面表面的物體法向速度；ui為i方向的流體速度；nj為xj方向的外法線方向的法向矢量；δij為克羅內(nèi)克符號(δij=1當i=j；δij=0當i≠j)；τij為應力張量。

當選擇受電弓表面為氣動噪聲源時，F(xiàn)W-H方程表示的偶極子噪聲項(式( 1 ))可簡化為

( 8 )

因此，我們可采用商業(yè)軟件Fluent等進行高速列車受電弓流場分析，獲得受電弓表面的脈動壓力后再用式( 8 )進行遠場氣動噪聲評估。上述算法已在Fortran程序中實現(xiàn)。

1.2 數(shù)值模型

建立4節(jié)編組的高速列車模型，包括1節(jié)頭車+2節(jié)中間車+1節(jié)尾車，列車總長度為105 m。頭車、受電弓及受電弓導流罩模型如圖1所示，整車模型如圖2所示。

圖1 頭車、受電弓、受電弓導流罩模型

圖2 計算模型

高速列車氣動噪聲計算域如圖3所示。其中取列車長度L=105 m為基準。因此，其計算域長度為4L，寬度為0.6L，高度為0.4L，頭車鼻尖距入流口為L，尾車鼻尖與出流口相距為2L，列車與軌道所處地面之間的距離為0.376 m。高速列車正前方截面abcd為入口邊界，設置為速度入口條件，計算的運行速度為350 km/h；高速列車尾車正后方截面efgh為出口邊界，設置為壓力出口條件，大小為1個標準大氣壓；高速列車的正上方截面abfe、左側(cè)截面bfgc和右側(cè)截面aehd設置為對稱邊界條件；地面dcgh設置為滑移地面；高速列車表面設置為固定邊界，為無滑移壁面邊界條件[13-14, 21]。

圖3 計算區(qū)域

受電弓導流罩不同安放位置的計算工況見表1。高速列車以不同方向運行時，受電弓具有兩種受流方式，即開口方式和閉口方式。圖3所示為受電弓以開口方式受流。而當列車反方向運行時(即x軸正方向運行)，受電弓以閉口方式受流。

表1 受電弓導流罩的幾種安放位置方式

本文涉及受電弓安放位置共計6種：

(1)02車的受電弓導流罩安放在靠近頭車的端部并考慮受電弓開口和閉口，本文簡稱02F-KK、02F-BK。

(2)02車的受電弓導流罩安放在靠近03車的端部并考慮受電弓開口和閉口，本文簡稱02R-KK、02R-BK。

(3)03車的受電弓導流罩安放在靠近02車的端部并考慮受電弓開口和閉口，本文簡稱03F-KK、03F-BK。

2 受電弓不同安放位置的氣動噪聲特性

根據(jù)高速列車噪聲測試國際標準ISO 3095-2013[22]相關(guān)要求，高速列車受電弓導流罩不同安放位置的遠場氣動噪聲計算的噪聲測點布置為：在距軌道3.5 m高、距離軌道中心線25 m遠處，分布沿列車縱向(x向)均勻布置的107個噪聲測點，相鄰噪聲測點之間的距離為1 m，噪聲測點依次編號為x1、x2、x3，…，x106、x107。高速列車氣動噪聲測點布置如圖4所示。圖5所示為受電弓導流罩不同安放位置的整車遠場氣動噪聲聲壓級對比曲線，表2給出相應的聲壓級對比結(jié)果。由圖5和表2可見：

圖4 氣動噪聲測點示意圖(單位：mm)

圖5 高速列車遠場聲壓級對比

表2 導流罩不同安放位置的聲壓級對比 dBA

(1)沿列車長度方向，整車氣動噪聲聲壓級呈減小趨勢且達到兩次局部最大聲壓級：一次最大聲壓級位于頭車流線型與非流線型車體過渡處，另外一次最大聲壓級位于受電弓導流罩區(qū)域。

(2)02車的受電弓導流罩安放在靠近頭車的端部：受電弓以開口方式運行時，最大聲壓級為87.8 dBA，平均聲壓級為84.12 dBA，受電弓導流罩位置處的最大聲壓級為87.8 dBA，可見最大聲壓級位于受電弓導流罩位置處(x29測點)；受電弓以閉口方式運行時，最大聲壓級為87.7 dBA，平均聲壓級為84.07 dBA，受電弓導流罩位置處的最大聲壓級為86.9 dBA，可見最大聲壓級位于頭車流線型過渡到非流線型車體位置處(x10測點)。因此可見，當受電弓導流罩安放于02車靠近頭車的端部位置時，受電弓以閉口方式運行的氣動噪聲性能優(yōu)于開口方式，受電弓導流罩區(qū)域的最大聲壓級相差0.9 dBA。如圖5(a)和圖5(b)所示。

(3)02車的受電弓導流罩安放在靠近03車的端部：受電弓以開口方式運行時，最大聲壓級為87.7 dBA，平均聲壓級為84.02 dBA，受電弓導流罩位置處的最大聲壓級為87.4 dBA，可見最大聲壓級位于頭車流線型過渡到非流線型車體位置處(x8測點)；受電弓以閉口方式運行時，最大聲壓級為87.8 dBA，平均聲壓級為84.09 dBA，受電弓導流罩位置處的最大聲壓級為86.7 dBA，可見最大聲壓級位于頭車流線型過渡到非流線型車體位置處(x12測點)。因此可見，當受電弓導流罩安放于02車靠近03車的端部位置時，受電弓以閉口方式運行的氣動噪聲性能優(yōu)于開口方式。受電弓以閉口方式運行時，在受電弓導流罩區(qū)域的最大聲壓級較開口方式小0.7 dBA。

(4)03車的受電弓導流罩安放在靠近02車的端部：受電弓以開口方式運行時，最大聲壓級為87.9 dBA，平均聲壓級為84.84 dBA，受電弓導流罩位置處的最大聲壓級為86.9 dBA，可見最大聲壓級位于頭車流線型過渡到非流線型車體位置處(x13測點)；受電弓以閉口方式運行時，最大聲壓級為87.8 dBA，平均聲壓級為84.19 dBA，受電弓導流罩位置處的最大聲壓級為85.8 dBA，可見最大聲壓級位于頭車流線型過渡到非流線型車體位置處(x11測點)。因此可見，當受電弓導流罩安放于03車靠近02車的端部位置時，受電弓以閉口方式運行的氣動噪聲性能優(yōu)于開口方式，受電弓導流罩區(qū)域的最大聲壓級相差1.1 dBA。

(5)沿列車長度方向，受電弓導流罩分別安放在02車前部、02車后部、03車前部的受電弓導流罩區(qū)域的氣動噪聲最大聲壓級呈減少趨勢。受電弓以開口方式運行時，受電弓導流罩區(qū)域的最大聲壓級分別減小0.4 dBA→0.5 dBA；受電弓以閉口方式運行時，受電弓導流罩區(qū)域的最大聲壓級分別減小0.2 dBA→0.9 dBA。因此可見受電弓導流罩應盡量安放在遠離車頭的位置處。

(6)無論受電弓導流罩安放于02車前部或02車后部或03車前部，其整車遠場最大聲壓級和平均聲壓級相差不大，差異性不明顯。

圖6所示為02F-KK模型在噪聲測點x29(受電弓導流罩區(qū)域的最大聲壓級測點)的1/3倍頻程頻譜圖。由圖6可見，受電弓導流罩區(qū)域的氣動噪聲為寬頻噪聲，主要氣動噪聲能量集中在315 ～2 500 Hz范圍內(nèi)。其余計算工況具有相似分布規(guī)律。

圖6 x29測點的1/3倍頻程頻譜(02F-KK模型)

3 受電弓導流罩區(qū)域的流場特性

圖7所示為高速列車整車和受電弓導流罩區(qū)域的表面湍動能分布對比圖。由圖7可見，在頭車鼻尖與頭車非流線過渡位置、受電弓導流罩區(qū)域、尾車鼻尖處為高湍動能分布區(qū)域。受電弓導流罩前端湍流沖擊受電弓，引起受電弓較大的近場噪聲，湍流繼續(xù)沖擊受電弓導流罩區(qū)域后部，加上受電弓的漩渦脫落，進一步加劇受電弓導流罩尾部區(qū)域處的氣動噪聲輻射。且在受電弓位置，較強的湍動能分布于弓頭滑板、鉸接位置和底架區(qū)域，可見上述部件為受電弓的主要氣動噪聲聲源。因此，在不考慮轉(zhuǎn)向架和風擋結(jié)構(gòu)對氣動噪聲影響的工況下，受電弓和受電弓導流罩為高速列車的主要氣動噪聲聲源。

圖7 受電弓導流罩區(qū)域的湍動能分布(單位：kg/J)

對比分析受電弓以不同開閉口方式運行的湍動能分布可見,受電弓以閉口方式運行時，在受電弓尾部引起較小的湍動能且分布范圍較開口方式的小。因此，在本文所用受電弓導流罩結(jié)構(gòu)下，受電弓以閉口方式運行的整車氣動性能優(yōu)于開口方式。

4 受電弓導流罩嵌入車體高低的降噪分析

主要考慮受電弓導流罩嵌入車體高低的氣動噪聲降噪。為了減少計算量，建立如圖8所示的求解模型。并考慮以下3種受電弓導流罩模型，如圖9所示，分別命名為dlz1、dlz2和dlz3模型。其中dlz1模型為原始受電弓導流罩。dlz2模型為dlz1模型的優(yōu)化模型。dlz3結(jié)構(gòu)嵌入車頂表面并與車頂表面平齊(dlz1和dlz2結(jié)構(gòu)在車頂表面凸起)，如圖9(c)所示。

圖8 受電弓導流罩計算模型

圖9 不同類型的受電弓導流罩

圖10給出了采用不同類型受電弓導流罩以350 km/h速度運行下的聲壓級對比。由圖10可見，采用dlz3結(jié)構(gòu)的遠場氣動噪聲性能優(yōu)于其他兩種受電弓導流罩結(jié)構(gòu)。

(1)采用dlz3結(jié)構(gòu)的遠場最大聲壓級較dlz1小2.3 dBA，較dlz2結(jié)構(gòu)小1.1 dBA。

(2)采用dlz3結(jié)構(gòu)的遠場平均聲壓級較dlz1小1.36 dBA，較dlz2結(jié)構(gòu)小0.77 dBA。

由圖10可以看出，在對受電弓導流罩結(jié)構(gòu)優(yōu)化后，在受電弓導流罩處的最大聲壓級位置發(fā)生了變化，由圖10所示的1位置處轉(zhuǎn)移到2位置處。因此可見，受電弓迎風側(cè)前側(cè)導流罩結(jié)構(gòu)對整車遠場氣動噪聲影響較導流罩背風側(cè)結(jié)構(gòu)的大，對其結(jié)構(gòu)優(yōu)化后，降噪效果明顯。

綜上可見，在不改變受電弓結(jié)構(gòu)的情況下，若要降低受電弓處的氣動噪聲輻射，建議采用dlz3結(jié)構(gòu)(受電弓導流罩與車頂表面平齊)。

圖10 3種受電弓導流罩遠場聲壓級對比

圖11為基于Q-準則(尺度為0.005)的受電弓導流罩區(qū)域渦量分布對比圖。從圖11可以看出，受電弓導流罩位置存在不同尺度不同旋向的漩渦。大的漩渦主要存在于受電弓導流罩前側(cè)位置、受電弓位置和后側(cè)部件位置。受電弓的弓頭、鉸接和底架區(qū)域是漩渦脫落和重組的主要部位，為受電弓的主要氣動噪聲聲源。

比較各工況下受電弓導流罩周圍漩渦的數(shù)量及尺度發(fā)現(xiàn)，采用dlz3結(jié)構(gòu)的受電弓導流罩區(qū)域脫落的渦數(shù)量較少且尺度較小，所以認為采用dlz3結(jié)構(gòu)的受電弓導流罩布置的氣動噪聲性能最好，這與圖10分析的結(jié)論一致。

圖11 受電弓導流罩區(qū)域的渦量分布

5 結(jié)論

(1)受電弓導流罩安放位置沿列車縱向向后，受電弓導流罩區(qū)域的氣動噪聲最大聲壓級呈減少趨勢：受電弓以開口方式運行時，受電弓導流罩區(qū)域的最大聲壓級分別減小0.4 dBA→0.5 dBA；受電弓以閉口方式運行時，最大聲壓級分別減小0.2 dBA→0.9 dBA。因此受電弓導流罩應盡量安放在遠離車頭的位置處。

(2)受電弓以閉口方式運行的受電弓導流罩區(qū)域最大聲壓級均小于開口方式運行：受電弓導流罩置于02車前端，最大聲壓級相差0.9 dBA；置于02車后端，最大聲壓級相差0.7 dBA；置于03車前端，最大聲壓級相差1.1 dBA。

(3)考慮受電弓導流罩嵌入車體高低的氣動噪聲降噪結(jié)果表明：受電弓導流罩應采用dlz3結(jié)構(gòu)，即受電弓導流罩與車頂表面平齊時，氣動噪聲性能最好。最大聲壓級最多減小2.3 dBA，平均聲壓級最多減小1.36 dBA。

(4)受電弓導流罩區(qū)域的氣動行為表明：弓頭、鉸接和底架是受電弓的主要氣動噪聲源。對此部件進行氣動噪聲結(jié)構(gòu)優(yōu)化，降噪效果明顯。