基于fluent的高速列車受電弓主被動整體降噪研究

袁賢浦，袁 丁，湯 路，王雪明

（上海工程技術大學 城市軌道交通學院，上海201620）

0 引 言

高速列車為人們出行帶來便利，但是氣動噪聲擾民問題也愈發嚴重。氣動噪聲、電氣噪聲和輪軌噪聲是目前高速鐵路的三大主要噪聲來源［1］。根據研究發現，車速大于300 km／h時，氣動噪聲將成為高速列車擾民的主要噪聲源［2］。1990年國家環境保護局頒布的《鐵路邊界噪聲限值及其測量方法》中已明確規定，鐵路外側距軌道中心線30 m處等效聲級不得高于70 dB［3］，而實測數值早已超過80 dB。根據數值模擬得出：高速列車氣動產生的主要噪聲來自于高速列車受電弓，因此降低受電弓區域的氣動噪聲是高速列車降噪的當務之急。

目前對高速列車受電弓的主要研究方法是風洞試驗和數值模擬［4］。高陽等對1∶8縮比高鐵模型進行風洞試驗研究發現，轉向架與受電弓產生噪聲最大，為高速列車主要噪聲源［5］；余培汛等研究開式空腔并提出相應降噪方法［6］；南安普敦大學Zhang等指出外界氣流的涌入會導致空腔自激震蕩，而剪切氣流與腔內流場的相互影響會導致腔內氣動噪聲［7］；黃莎等對車廂連接凹槽進行數值計算并得出，凹槽最大正壓出現在迎風面頂部［8］。

本文按以1∶1某高速列車三車編組模型作為氣動噪聲源研究對象，提出弓頭仿生結構優化和空腔主動射流整體降噪方法，通過對比降噪前后流場特性變化、聲源特性變化和遠場監測點聲壓級變化，確定降噪效果，為后期高速列車降噪奠定基礎。

1 高速列車氣動噪聲計算模型

1.1 幾何模型

1.1.1 整體幾何模型

本文通過建立某型號高速列車受電弓局部1∶1三維模型，并將其作為聲源研究對象進行數值模擬計算。考慮小型部件如螺栓、電線及部分閥門在高速列車行駛過程中氣動噪聲貢獻量極低，為降低網格數量及提高計算速度，本論文給予忽略；保留受電弓區域影響流場關鍵部件：受電弓弓頭及其桿件、受電弓導流罩、空腔凹槽、空腔絕緣子。研究模型長15.46 m、寬3.36 m和高2.74 m。主被動整體降噪后的模型示意圖以及受電弓局部放大圖如圖1、2所示。

圖1 列車局部1：1三維模型Fig.1 1∶1 3D model of high speed train

圖2 受電弓處細節Fig.2 Details of pantograph

1.1.2 空腔主動射流降噪幾何模型

高速列車在快速行駛過程中，由于空腔表面外形突變導致空腔頂部前端氣流會因為剪切力作用速度發生突變而涌入空腔。氣動噪聲主要來源于兩部分，一部分來源于剪切氣流直接進入空腔內而產生的較大規模渦流；另一部分來源于剪切氣流和絕緣子迎風面的直接碰撞。因此，本文選用射流降噪方式，通過在受電弓空腔背風面設置射流裝置，行車過程利用射流氣體抬高剪切氣流，避免其直接撞擊空腔內部，實現空腔氣動噪聲降噪。射流口布置位置如圖3所示，射流速度為40 m／s、射流口與水平面呈7°夾角。

圖3 射流口布置位置Fig.3 Arrangement position of jet port

1.1.3 弓頭仿生結構優化被動降噪幾何模型

受電弓弓頭處湍動能較大，對應區域渦量也較大。弓頭部位氣動噪聲產生機理為氣流撞擊桿件造成的氣流分離與渦脫落，受電弓弓頭部位的脫落渦即氣動噪聲主要噪聲源。因此，本文采用仿生學原理，通過將鸮翅膀前端凸起尾部梳狀外形應用在碳滑板及圓桿上，形成對稱橢圓狀低噪聲外形，實現受電弓氣動噪聲降噪。其中弓頭仿生模型如圖4所示，碳滑板凸起高度為60 mm。

圖4 弓頭仿生結構（仰視圖）Fig.4 Bionic structure of bow head（bottom view）

1.2 計算域設定及網格劃分

本文三維模型計算區間如圖5所示。根據模型尺寸最終確定計算域長45 m、寬20 m及高10 m，入口面與模型前端垂直距離為10 m，出口面與模型尾部垂直距離為20 m，計算區域對稱，模型底部與計算區域底面重合。

圖5 計算域Fig.5 Computational domain

本文采用ICEM軟件對模型表面及計算區域進行網格劃分。其中，針對外形復雜表面如受電弓、導流罩表面進行加密網格處理。由于固體表面速度梯度較大，因此對模型表面進行邊界層劃分。

本文選取5組密度不同的網格進行了網格獨立性檢驗，對列車運行時速350 km／h時主被動整體降噪后的受電弓表面最大聲功率級進行分析對比，分析結果見表1。

表1 網格獨立性檢驗Tab.1 Grid independence test

對比表1數據可知，受電弓表面最大聲功率級變化在第四組開始隨網格數量的遞增最終呈現平緩趨勢，因此本文確定網格總數為4 412萬。其中近壁面共設置4層邊界層，第一層邊界層的厚度設置為0.08 mm，增長率為1.1，網格最小尺寸為0.83 mm，計算網格總數為4 412萬，計算區域及車體表面網格劃分如圖6所示。

圖6 網格劃分細節Fig.6 Meshing details

1.3 數學模型

大尺度渦流是高速列車氣動噪聲主要噪聲源，因此本文選擇大渦模擬湍流模型，其控制方程為式（1）和（2）：

式中，ρ為流體密度；ˉu i、ˉu j為過濾后的速度分量；P為處理后的壓強；μ為湍流粘性系數；τi j為亞格子尺度應力，其數學模型為式（3）：

式中，Δ代表網格尺寸；Cs是Smagorinsky常數；S ij是求解尺度下的應變力張量，表示如式（4）：

1.4 計算方法

本文使用fluent流體分析軟件對流場區域進行數值模擬計算。瞬態計算建立在穩態計算基礎上，首先進行穩態計算，計算步數為500步；瞬態流場的計算步數為1 500步，步長為5×105s；聲源聲功率級的步數為1 500步，步長為5×105s；遠場聲壓級計的步數為3 000步，步長為5×105s。

本文采用反應人耳實際聽感的A計權聲壓級來評價遠場聲壓級。查閱鐵路噪聲標準ISO3095-2013知等效連續A計權聲壓級計算表達式為式（5）［9］：

式中：采樣分辨率為T；非定常A計權聲壓表示為p A（t）；p0＝20μPa為基準聲壓。

2 流場特性對比分析

以350 km／h高速列車運行時速為例，對主被動整體降噪前后的受電弓進行速度分布、湍動能分布和渦量分布的對比分析，分析降噪前后的受電弓的流場狀態。

降噪前后的速度分布對比如圖7所示，可得：

（1）弓頭位置的尾部卡門渦街現象明顯減弱，碳滑板中間截面強烈的渦脫落現象基本消失；

（2）底部空腔前緣部位的剪切氣流撞擊絕緣子前壁面的現象基本消失，負壓區明顯減小（藍色區域）；

（3）受電弓附近整體的強湍流現象基本消失，流場較優化前更加穩定。

圖7 主被動整體降噪后速度分布對比（量程：0～130 m／s）Fig.7 Comparison of velocity distribution between active and passive noise reduction（range：0～130 m／s）

降噪前后的湍動能分布對比如圖8所示，可得：

（1）弓頭尾部湍動能基本消失，最大湍動能由299.46 m2／s2減小至94.78 m2／s2；

（2）底部空腔前緣湍動能較大區域明顯縮小，底架和絕緣子尾部的湍動能也相對減小，整體底部空腔內的最大湍動能由301.79 m2／s2減小至190.46 m2／s2；降噪前后的渦量分布對比如圖9所示，可得：

（1）弓頭碳滑板中間位置的月牙形渦有了大幅的減少，轉化為較稀疏的帶狀渦；

（2）空腔前緣的大渦流被射流氣流切碎形成了許多小渦流，對湍動能的減弱有了極大的促進作用；

（3）底架及絕緣子尾部渦量狀態基本不變，可以初步判斷主動射流方法對空腔前緣的降噪更為明顯。

圖9 主被動整體降噪后渦量分布對比Fig.9 Comparison of vorticity distribution between active and passive noise reduction

3 受電弓主被動協同降噪效果分析

3.1 聲源特性對比分析

以350 km／h高速列車運行時速為例，對主被動整體降噪前后的受電弓各個部位表面聲功率級對比分析，分析降噪前后的受電弓各個部位的聲功率級變化情況，如表2和圖10所示。

由圖10和表2可得：

（1）受電弓表面的聲功率級大小由大到小分別為：空腔＞弓頭＞絕緣子＞底架＞上臂桿＞下臂桿＞拉桿＞平衡桿；

（2）弓頭兩側曲率較大位置的聲功率級降幅較大，最大聲功率級由降噪前的134.09 dB降為118.81 dB，降低了15.28 dB；

（3）絕緣子表面和空腔前緣的聲功率級降幅也較大，分別降低了12.85 dB和16.82 dB；

（4）其他位置未施加降噪措施的位置聲功率級大小基本不變。

表2 各部位的最大聲功率級降幅Tab.2 Maximum sound power level reduction of each part

圖10 協同降噪后聲功率級對比圖（量程：0～120 dB）Fig.10 Comparison chart of sound power level after collaborative noise reduction（range：0～120 dB）

3.2 遠場氣動噪聲對比分析

在空間域布置遠場監測點，如圖11所示。以350 km／h高速列車運行時速為例，沿橫向（z）從距受電弓3 m遠處開始每隔1 m布置24個監測點，探究隨距離增加的遠場聲壓級衰減趨勢；沿縱向（x）距受電弓7.5 m遠處布置13個噪聲監測點，探究遠場氣動噪聲在縱向的變化規律；沿垂向（y）距受電弓25 m遠處布置31個噪聲監測點，探究遠場氣動噪聲在不同樓層高度的差異。

3.2.1 遠場聲壓級衰減特性分析

對主被動整體降噪前后的受電弓遠場聲壓級橫向衰減規律進行了分析，如圖12所示。

（1）受電弓遠場聲壓級隨著距離的增加逐漸變小，呈現一個對數衰減的趨勢；

（2）在3 m和11 m處降噪前后的遠場聲壓級降低值分別出現了最大值和極大值點，分別降低了4.99 dBA和4.08 dBA，3～25 m所有橫向監測點聲壓級平均降低了3.61 dBA。

圖11 遠場監測點布置形式Fig.11 Layout of remote monitoring points

圖12 遠場聲壓級橫向衰減規律Fig.12 Lateral attenuation law of far field sound pressure level

對主被動整體降噪前后的受電弓遠場聲壓級縱向變化規律進行了分析，如圖13所示。

（1）降噪前后在受電弓尾部2 m左右位置都出現了聲壓級的極大值點，說明尾部湍流及尾渦脫落是受電弓氣動噪聲產生的主要原因之一；

（2）所有縱向監測點聲壓級平均降低了3.92 dBA，最大降低值位置在受電弓尾部6 m處，降低了4.23 dBA。

對主被動整體降噪前后的受電弓遠場聲壓級垂向（25 m遠處不同樓層高度）變化規律進行了分析，如圖14所示。

（1）降噪前后受電弓在垂向上隨著高度的增加聲壓級都有著先增加后減少的規律，不同的是降噪后聲壓級極大值垂向位置比降噪前低了3 m左右，且幅值有4.79 dBA的顯著降低；

（2）所有垂向監測點聲壓級平均降低了4.18 dBA，最大降低值位置在距地面18 m高處，降低了4.94 dBA，因此主被動整體降噪對居民樓中高層住宅有著更為顯著的降噪效果。

圖13 遠場聲壓級縱向變化規律Fig.13 Longitudinal variation of far field sound pressure level

圖14 遠場聲壓級垂向（不同樓層高度）變化規律Fig.14 Variation law of far field sound pressure level in vertical direction（different floor height）

3.2.2 遠場聲壓級頻域分布對比分析

為分析主被動整體降噪前后遠場氣動噪聲聲壓級頻譜特性規律，選取距離車體7.5 m遠處的監測點Z1（如圖11所示）作為研究對象，以350 km／h高速列車運行時速為例，計算得到了受電弓遠場聲壓級頻域分布規律圖和1／3倍頻程頻譜圖，如圖15、16所示。

（1）降噪前后受電弓遠場聲壓級頻域分布都較寬，且隨著頻率的升高，聲壓級呈逐漸降低趨勢；

（2）降噪后在500～5 000 Hz頻段內遠場聲壓級都普遍降低，總聲壓級由降噪前的94.01 dBA降為90.37 dBA，降低了3.66 dBA；

（3）降噪前分別在180 Hz、350 Hz和800 Hz位置有3個主頻，降噪后這3個主頻的聲壓級都有顯著的降低，特別是在800 Hz位置聲壓級降低了8.21 dBA。

圖15 遠場聲壓級頻域分布規律圖Fig.15 Distribution of far field sound pressure level in frequency domain

圖16 1／3倍頻程頻譜圖Fig.16 1／3 octave spectrum

4 結束語

受電弓弓頭和底部空腔是氣動噪聲的主要來源。經過弓頭仿生結構優化和空腔主動射流整體降噪后，主要聲源的聲功率級都有較大的降幅，其中弓頭和空腔部位分別降低了15.28 dBA和16.92 dBA。

降噪前受電弓氣動噪聲在垂向上呈現先增加后減少的趨勢（距離受電弓25 m遠）；降噪后對中高層住宅有著更加顯著的降噪效果，最大降低位置在距地面18m高處，降低了4.94 dBA。遠場聲壓級在低頻區域降噪效果更為顯著，特別是在800 Hz位置聲壓級降幅最大，降低了8.21 dBA。