高速列車受電弓氣動(dòng)噪聲分析與弓頭降噪研究

袁賢浦，苗曉丹，袁天辰，楊 儉

(1.上海工程技術(shù)大學(xué) 城市軌道交通學(xué)院， 上海 201620；2.上海工程技術(shù)大學(xué) 機(jī)械與汽車工程學(xué)院， 上海 201620)

隨著我國高速列車的快速發(fā)展，各城市之間的互聯(lián)互通效應(yīng)越來越強(qiáng)，然而隨著列車速度的不斷提高，噪聲問題也愈發(fā)突出。高速列車噪聲包括輪軌噪聲、牽引噪聲、氣動(dòng)噪聲等，當(dāng)速度達(dá)到或超過250 km/h時(shí)，氣動(dòng)噪聲的影響逐漸顯現(xiàn)[1]。高速列車氣動(dòng)噪聲指的是列車在高速運(yùn)行時(shí)車體壁面與空氣相互碰撞，車身表面脈動(dòng)壓力產(chǎn)生的噪聲以及尾渦脫落產(chǎn)生的渦激噪聲[2]。研究表明，車頭、轉(zhuǎn)向架、空調(diào)導(dǎo)流罩特別是受電弓等車體的突出部位氣動(dòng)噪聲尤為突出[3]。高速列車運(yùn)行時(shí)為偶極子聲源，聲壓級與運(yùn)行速度的六次方成正比[4-5]。復(fù)興號最高設(shè)計(jì)速度為400 km/h，氣動(dòng)噪聲尤其明顯。因此本文對復(fù)興號高速列車的受電弓氣動(dòng)噪聲展開深入研究。

目前研究高速列車受電弓氣動(dòng)噪聲的主要方法有試驗(yàn)研究以及數(shù)值模擬研究。

試驗(yàn)研究主要包括線路實(shí)車測試和風(fēng)洞試驗(yàn)兩種方法。線路實(shí)車測試側(cè)重于獲得列車運(yùn)行時(shí)的所有真實(shí)噪聲數(shù)據(jù)，很難將氣動(dòng)噪聲單獨(dú)分離出來[6]。風(fēng)洞試驗(yàn)可以準(zhǔn)確地控制試驗(yàn)條件，精確性較高，可有效對氣動(dòng)噪聲進(jìn)行分離，但是其試驗(yàn)數(shù)據(jù)會(huì)受到列車縮比模型尺寸、地面效應(yīng)、風(fēng)洞尺寸大小等影響[7]，且風(fēng)洞試驗(yàn)成本昂貴，在成本有限的情況下無法多次試驗(yàn)。

利用數(shù)值模擬求解氣動(dòng)噪聲分為兩類：計(jì)算氣動(dòng)聲學(xué)方法(CAA)、Lighthill聲類比方法[8]。雖然理論上計(jì)算氣動(dòng)聲學(xué)方法(CAA)是最精確的方法，但是由于其直接求解流場和聲場需要極大的計(jì)算量，求解時(shí)非常耗時(shí)，因此并不適用。最常用的方法是Lighthill聲類比方法[9]。文獻(xiàn)[10]根據(jù)渦聲理論通過數(shù)值模擬計(jì)算了高速列車受電弓的氣動(dòng)噪聲，并分別對低頻和高頻噪聲產(chǎn)生機(jī)理進(jìn)行分析。文獻(xiàn)[11]通過對高速列車外部非穩(wěn)態(tài)不可壓縮流場進(jìn)行分析，應(yīng)用聲類比理論計(jì)算分析列車表面氣動(dòng)噪聲產(chǎn)生機(jī)理。近年來國內(nèi)學(xué)者也廣泛利用CFD技術(shù)和計(jì)算聲學(xué)方法對高速列車氣動(dòng)噪聲問題展開了分析。文獻(xiàn)[12-13]基于Lighthill聲類比理論，對DSA380雙碳滑板受電弓氣動(dòng)噪聲進(jìn)行數(shù)值模擬，對受電弓開、閉口兩種運(yùn)行方式的氣動(dòng)噪聲進(jìn)行對比分析，并提出對應(yīng)的降噪改進(jìn)意見。文獻(xiàn)[14]采用Lighthill聲類比理方法，對CRH380A型高速列車整車模型進(jìn)行數(shù)值模擬，對高速列車氣動(dòng)噪聲在聲屏障作用下的傳播規(guī)律等進(jìn)行了研究。文獻(xiàn)[15]采用Lighthill聲類比方法計(jì)算高速列車表面噪聲源，并對車內(nèi)氣動(dòng)噪聲進(jìn)行降噪方法的研究。文獻(xiàn)[16]基于Lighthill聲類比理論計(jì)算了高速列車受電弓噪聲源特性，提出一種主動(dòng)射流降噪方法，對受電弓底部空腔進(jìn)行了降噪研究。文獻(xiàn)[17]以FW-H聲類比法為基礎(chǔ)，完成了速度500 km/h高速列車車頭外形的綜合評估和優(yōu)化設(shè)計(jì)。現(xiàn)有研究只有對受電弓開閉口方式、受電弓底部空腔、聲屏障、車內(nèi)及車頭部位進(jìn)行過氣動(dòng)降噪分析，而對受電弓弓頭的降噪研究還處于初級階段，因此本文提出一種弓頭仿生結(jié)構(gòu)優(yōu)化降噪方法，對單碳滑板受電弓進(jìn)行噪聲分析和降噪研究。

通過建立復(fù)興號高速列車整車氣動(dòng)噪聲分析模型，對其單碳滑板受電弓各部位的氣動(dòng)噪聲貢獻(xiàn)量、遠(yuǎn)場傳播規(guī)律和頻域分布規(guī)律展開研究。分析受電弓主要噪聲源弓頭的氣動(dòng)噪聲形成原因，對受電弓弓頭進(jìn)行了仿生降噪設(shè)計(jì)并探究降噪效果。

1 氣動(dòng)噪聲分析模型建立

1.1 三維幾何模型

以復(fù)興號高速列車為參考模型，研究對象為車頂受電弓。為了更好地模擬受電弓前端來流狀態(tài)，建立三節(jié)編組(車頭、帶受電弓車廂、車尾)的列車簡化模型。為減少網(wǎng)格數(shù)量，縮短計(jì)算時(shí)間，不考慮轉(zhuǎn)向架、車門、車窗等部件，對車頂受電弓進(jìn)行適當(dāng)簡化，忽略對氣動(dòng)噪聲影響不大的細(xì)小零部件；保留受電弓底部空腔、車廂連接處等對受電弓尾部湍流產(chǎn)生較大影響的部位。

復(fù)興號八節(jié)編組，整車有開口和閉口兩個(gè)受電弓，受電弓由弓頭、上臂桿、下臂桿、平衡桿、底架、絕緣子等結(jié)構(gòu)組成。本文對噪聲較大的閉口受電弓[18]進(jìn)行研究。在不影響受電弓前端來流狀態(tài)的前提下將列車簡化為三節(jié)編組，模型總長為79.50 m。列車簡化模型以及受電弓簡化模型如圖1、圖2所示。

圖1 三節(jié)編組列車簡化模型

圖2 受電弓簡化模型

1.2 網(wǎng)格劃分

1.2.1 計(jì)算域及邊界條件設(shè)置

首先確定外部流場的計(jì)算域，設(shè)定的計(jì)算域既要盡量減小對受電弓周圍湍流流場的影響，又不能超過已有計(jì)算機(jī)的計(jì)算能力。綜合考慮，設(shè)定外流場為長250 m、寬66 m、高50 m的長方體，流場入口距車頭40.5 m，流場出口距車尾130 m，列車位于中軸線上并緊靠地面。設(shè)定的計(jì)算域如圖3所示。

圖3 計(jì)算域設(shè)置

為減小地面對流場的影響，地面邊界條件為滑移壁面，移動(dòng)速度和車速相同；復(fù)興號高速列車最高速度Vmax為400 km/h(0.33馬赫)，已達(dá)到亞聲速可壓縮氣流的臨界值(0.3≤Ma≤0.8)[19]，因此流場入口設(shè)置為質(zhì)量流量入口(可壓縮)。本文對受電弓在300、350、400、450 km/h(450 km/h為預(yù)測速度)4個(gè)運(yùn)行速度下的噪聲情況進(jìn)行分析對比，對應(yīng)的入口質(zhì)量流量分別為3.37×105、3.93×105、4.49×105、5.05×105kg/s，所有邊界條件的設(shè)置見表1。

表1 邊界條件設(shè)置

1.2.2 網(wǎng)格獨(dú)立性檢驗(yàn)

采用ICEM CFD軟件對整車進(jìn)行網(wǎng)格劃分。對車體附近、受電弓附近及其尾部區(qū)域等湍流較強(qiáng)區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密處理，如圖4所示。由于固體近壁面的空氣流動(dòng)速度梯度較大，因此在整車表面設(shè)定邊界層，邊界層厚度為0.1 mm，層數(shù)為5層，增長率為1.1。

圖4 整車網(wǎng)格劃分

為盡量減小網(wǎng)格數(shù)對仿真結(jié)果的影響，進(jìn)行網(wǎng)格獨(dú)立性檢驗(yàn)，劃分5組密度不同的網(wǎng)格并在速度350 km/h下分別對受電弓表面的最大聲功率級進(jìn)行分析，分析結(jié)果見表2。

表2 網(wǎng)格獨(dú)立性檢驗(yàn)

由表2可知，從第4套網(wǎng)格開始受電弓最大聲功率級變化趨于平緩，因此本文采用網(wǎng)格總數(shù)為2 866萬的第4套網(wǎng)格進(jìn)行數(shù)值模擬，其中受電弓附近及尾部網(wǎng)格數(shù)為1 814.40萬，整車網(wǎng)格劃分如圖4所示。

2 受電弓外部流場特性分析

2.1 計(jì)算方法

本文采用以Navier-Stokes方程為基礎(chǔ)的RNGk-ε模型對受電弓外部流場特性進(jìn)行分析。相較于標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型，該模型的ε方程有一個(gè)附加項(xiàng)，計(jì)算列車近壁面大速度梯度流場時(shí)更精確，控制方程如下：

k項(xiàng)

Gk+Gb-ρε-YM+Sk

( 1 )

ε項(xiàng)

( 2 )

式中：ρ為流體密度；xi和xj分別為i、j方向的位移分量；vi為i方向的速度分量；μeff為考慮了湍流黏度的總黏度；αk、αε為有效普朗特?cái)?shù)的倒數(shù)，高雷諾數(shù)條件下，αk=αε≈1.393；C1ε=1.42；C2ε=1.68；C3ε、Sk和Sε均為自定義源項(xiàng)；Gk、Gb分別為速度梯度變化、浮力導(dǎo)致的湍動(dòng)能。

( 3 )

式中：ρ為流體密度；T為溫度；gi為重力矢量的分量；μt為流體的黏度系數(shù)。

YM為可壓縮流中脈動(dòng)膨脹對總耗散率的貢獻(xiàn)，其計(jì)算式為

YM=2ρεMa2

( 4 )

Rε為RNGk-ε相較于標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型的附加項(xiàng)

( 5 )

式中：η=Sk/ε;η0=4.38;β=0.012;Cμ=0.084 5。

2.2 受電弓表面脈動(dòng)壓力分析

采用RNGk-ε模型分別對300、350、400、450 km/h速度下的高速列車受電弓表面脈動(dòng)壓力進(jìn)行瞬態(tài)仿真模擬，由仿真結(jié)果可得，各個(gè)速度工況下的車身表面壓力分布規(guī)律基本一致，主要是數(shù)值大小的差異。以列車速度350 km/h為例，受電弓表面壓力分布如圖5所示。

圖5 受電弓表面壓力分布云圖

由圖5可知，由于受到迎風(fēng)氣流的直接沖擊，受電弓最大表面正壓力出現(xiàn)在各桿件的迎風(fēng)側(cè)一面；最小表面負(fù)壓力在各桿件和碳滑板表面的氣流與固體壁面分離部位產(chǎn)生。不同速度下的最大正壓與最小負(fù)壓見表3。

表3 不同速度下受電弓表面壓力

由表3可知，隨著速度的增加，受電弓表面最大正壓力逐漸增大，最小負(fù)壓力逐漸減小；表面最大正壓與最小負(fù)壓隨著速度的增加都近似呈線性變化。

2.3 受電弓附近湍動(dòng)能與渦量分布規(guī)律分析

以車速350 km/h為例，圖6為受電弓縱向?qū)ΨQ截面的湍動(dòng)能分布云圖，圖7為采用Q基準(zhǔn)(尺度為0.001 2)的受電弓附近渦量分布云圖。

圖6 受電弓截面湍動(dòng)能分布云圖

圖7 受電弓附近渦量分布云圖

綜合分析圖6、圖7可知：

(1)高速氣流流經(jīng)受電弓各突出部位時(shí)受到阻礙向兩側(cè)排開并與壁面分離，在其尾部頻繁產(chǎn)生渦脫落和重組現(xiàn)象，產(chǎn)生了較大的湍動(dòng)能。

(2)渦脫落現(xiàn)象和較大湍動(dòng)能發(fā)生位置主要在弓頭、上下臂桿結(jié)合處和底架部位；最大湍動(dòng)能為1 144.32 m2/s2(圖6湍動(dòng)能為0～500 m2/s2顯示效果)。

(3)弓頭的中間位置主要是月牙形渦，邊緣部位主要為帶狀渦。

3 受電弓氣動(dòng)噪聲特性分析

3.1 聲源特性3.1.1 計(jì)算方法

利用以寬頻帶噪聲源模型為基礎(chǔ)的The Boundary Layer Noise Source Model計(jì)算受電弓氣動(dòng)噪聲源，能夠更好地處理高速列車受電弓湍流邊界層產(chǎn)生的氣動(dòng)噪聲對總聲功率的局部貢獻(xiàn)問題。由湍流邊界層引起的遠(yuǎn)場聲強(qiáng)為

( 6 )

整個(gè)固體表面發(fā)出的聲功率級可以表示為

( 7 )

式中：ρ0為靜止介質(zhì)的密度；I(y)為單位表面積對總聲功率級的局部貢獻(xiàn)，即

( 8 )

3.1.2 聲源特性分析

在利用RNGk-ε湍流模型進(jìn)行瞬態(tài)仿真的基礎(chǔ)上，采用The Boundary Layer Noise Source Model，仿真得到300、350、400、450 km/h 4個(gè)速度下高速列車整車上表面及受電弓細(xì)節(jié)處的聲功率級分布，結(jié)果如圖8、圖9所示。

圖8 列車上表面聲功率級分布曲線

圖9 受電弓處聲功率級分布曲線

由圖8、圖9可知，整車的較大聲功率級在車頭中部、車廂結(jié)合處和受電弓部位產(chǎn)生，而最大聲功率級在受電弓處產(chǎn)生；受電弓處較大的聲功率級出現(xiàn)在弓頭、上下臂桿結(jié)合處以及底架位置，而最大聲功率級在弓頭產(chǎn)生。在車速為350 km/h時(shí)，最大聲功率級為137.79 dB。

圖10為受電弓弓頭彎角處以及上下臂桿結(jié)合處的聲功率級分布與壓力分布的對比。

圖10 受電弓處聲功率級與壓力對比云圖

由圖10可知，大部分聲功率級的極大值點(diǎn)都在各部位負(fù)壓極小值位置，而負(fù)壓極小值位置都是氣流與固體壁面的分離點(diǎn)，因此列車高速運(yùn)行時(shí)氣流遇到受電弓表面而發(fā)生分離的現(xiàn)象是受電弓氣動(dòng)噪聲產(chǎn)生的主要原因之一。

3.2 遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲分布規(guī)律

3.2.1 計(jì)算方法

采用大渦模擬作為計(jì)算受電弓遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲的基礎(chǔ)，大渦模擬法將大、小尺度渦分開計(jì)算，大尺度渦利用流體方程直接求得，小尺度渦則需附加一個(gè)亞格子模型求得。

( 9 )

(10)

(11)

式中：Δ為網(wǎng)格尺寸；Cs=0.1(Smagorinsky常數(shù))

以等效連續(xù)A計(jì)權(quán)聲壓級(LpAeq,T)評定受電弓遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲，由鐵路噪聲標(biāo)準(zhǔn)ISO 3095—2013定義，等效連續(xù)A計(jì)權(quán)聲壓級為[20]

(12)

式中：T為采樣時(shí)間分辨率；pA(t)為非定常A計(jì)權(quán)聲壓;p0為基準(zhǔn)聲壓，在空氣中p0=2×105Pa。

噪聲監(jiān)測點(diǎn)的設(shè)置方式如圖11所示。

圖11 遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲監(jiān)測點(diǎn)分布

(1)以受電弓質(zhì)心為原點(diǎn)，15 m為直徑沿x-y(水平)面每兩個(gè)監(jiān)測點(diǎn)夾角11.25°設(shè)置一周噪聲監(jiān)測點(diǎn)，沿x-z(縱斷)面每兩個(gè)監(jiān)測點(diǎn)夾角11.25°設(shè)置半周噪聲監(jiān)測點(diǎn)，沿y-z(橫斷)面每兩個(gè)監(jiān)測點(diǎn)夾角11.25°對稱設(shè)置3/4周噪聲監(jiān)測點(diǎn)，總共61個(gè)噪聲監(jiān)測點(diǎn)。探究各個(gè)速度下受電弓沿各個(gè)方向噪聲的傳播規(guī)律。

(2)距受電弓質(zhì)心1.6 m處為起點(diǎn)每隔1 m布置1個(gè)噪聲監(jiān)測點(diǎn)，在列車左右兩側(cè)對稱布置23×2個(gè)噪聲監(jiān)測點(diǎn)(左側(cè)省略表示)，探究受電弓氣動(dòng)噪聲隨著離列車距離增加的衰減規(guī)律。

3.2.2 遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲沿各個(gè)方向傳播規(guī)律

大多數(shù)噪聲源具有指向性特點(diǎn)，即在離聲源某一固定距離上，聲源在不同方向上的輻射聲壓級一般不同[21]。為探究高速列車在運(yùn)行時(shí)受電弓部位氣動(dòng)噪聲沿各個(gè)方向的傳播規(guī)律，選擇水平面、橫斷面、縱斷面3個(gè)平面探究監(jiān)測點(diǎn)聲壓級的變化規(guī)律(圖12)。

圖12 受電弓遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲沿各個(gè)方向傳播規(guī)律

(1)氣動(dòng)噪聲指向特性：由圖12(a)可知，水平面上4個(gè)速度下受電弓均在兩側(cè)(90°和270°左右)聲壓級達(dá)到最大值，并且有一定的對稱性；在190°左右聲壓級達(dá)到最小值，因此列車運(yùn)行時(shí)在水平方向上受電弓的左右兩側(cè)噪聲比前后兩側(cè)噪聲更大。由圖12(b)可知，橫斷面上4個(gè)速度下受電弓均在最高位置(90°左右)聲壓級達(dá)到最大值，在左右的水平位置(0°和180°)聲壓級最小，因此列車運(yùn)行時(shí)氣動(dòng)噪聲對其上方(列車過站時(shí)在站臺天橋上的行人)比對左右兩側(cè)行人的影響更大。由圖12(c)可知，縱斷面上4個(gè)速度下受電弓均在受電弓弓頭指向的位置(70°～80°)噪聲達(dá)到最大值，進(jìn)一步說明弓頭為較大的噪聲貢獻(xiàn)位置。

(2)衰減特性：水平面、橫斷面、縱斷面3個(gè)平面內(nèi)平均聲壓級隨速度增加的變化規(guī)律分別為3.51→2.99→2.92 dBA、3.31→3.15→2.99 dBA、3.47→3.14→2.71 dBA，因此，列車低速運(yùn)行時(shí)(Ma≤0.3、周圍流場不可壓縮)，遠(yuǎn)場聲壓級隨著速度增加，增長較快；列車在亞聲速運(yùn)行時(shí)(0.3≤Ma≤0.8、周圍流場可壓縮)，遠(yuǎn)場聲壓級隨著速度增加，增長較慢。

3.2.3 遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲與距離的傳播關(guān)系

為了探究受電弓氣動(dòng)噪聲隨著傳播距離增加的衰減規(guī)律，距受電弓質(zhì)心1.6 m處為起點(diǎn)、23.6 m處為終點(diǎn)，每隔1 m左右對稱布置23×2個(gè)噪聲監(jiān)測點(diǎn)，如圖11所示。遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲隨距離增加的變化規(guī)律如圖13所示。

圖13 受聲點(diǎn)聲壓級隨距離增加變化規(guī)律

由圖13(a、b分別為受電弓左右兩側(cè))可知，遠(yuǎn)場A計(jì)權(quán)聲壓級LA與傳播距離的對數(shù)線性相關(guān)，滿足以下函數(shù)關(guān)系

LA=algS+b

(13)

式中：S(1.6 m≤S≤23.6 m)為橫向距離；a、b為常數(shù)。

4個(gè)速度下有平衡桿一側(cè)(b側(cè))對應(yīng)的表達(dá)式分別為

300 km/h：LA1=-17.82lgS+102.26

(14)

350 km/h：LA2=-17.32lgS+105.11

(15)

400 km/h：LA3=-17.22lgS+108.03

(16)

450 km/h：LA4=-17.17lgS+111.39

(17)

遠(yuǎn)場A計(jì)權(quán)聲壓級隨傳播距離的衰減特性：距離受電弓越遠(yuǎn)，其聲壓級衰減速度越緩慢；式(13)中常數(shù)a隨著速度的增加越來越小，衰減值為-0.5→-0.1→-0.05，衰減速度越來越小，并最終趨于穩(wěn)定值17.15左右；常數(shù)b隨著速度的增加越來越大，每兩個(gè)速度之間的增長值為2.85→2.92→3.36，增長速度越來越快。

3.2.4 遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲頻域分布特性

為探究受電弓遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲的頻域特性，以監(jiān)測點(diǎn)Y25處(距受電弓7.5 m，圖11)的寬頻帶噪聲為研究對象，采用傅里葉變換(FFT)，把監(jiān)測點(diǎn)Y25處的聲壓級信號從時(shí)域轉(zhuǎn)換到頻域，分析300、350、400、450 km/h 4個(gè)速度下的頻域分布特性，如圖14所示。由圖14 可知，7.5 m遠(yuǎn)處在不同速度下的氣動(dòng)噪聲頻域分布規(guī)律具有相似性，且都有著較寬的頻率；4個(gè)速度下都在100～400 Hz聲壓級出現(xiàn)峰值。

圖14 監(jiān)測點(diǎn)Y25處4個(gè)速度下聲壓級頻譜

由于500～6 000 Hz的中頻段是人最敏感的區(qū)域，且A計(jì)權(quán)聲壓級是模擬耳朵對55 dBA以下較低強(qiáng)度噪聲的頻率，與人耳的聽感特性最為相似貼切[22]。因此，采用1/3 倍頻程對高速列車寬頻帶氣動(dòng)噪聲A 計(jì)權(quán)聲壓級進(jìn)行頻域分布分析。

圖15為列車各個(gè)速度下監(jiān)測點(diǎn)Y25處的A計(jì)權(quán)聲壓級的1/3倍頻譜圖，由圖15可知：

圖15 監(jiān)測點(diǎn)Y25處四個(gè)速度下1/3倍頻譜

(1)隨著列車運(yùn)行速度的增加，A計(jì)權(quán)聲壓級越來越大，能量主要集中在25～6 000 Hz頻率范圍。

(2)4個(gè)速度下，A計(jì)權(quán)聲壓級都是從25 Hz開始迅速提高，到145～315 Hz達(dá)到頂峰；然后迅速衰減到1 000 Hz；從1 000 Hz到6 000 Hz為緩慢衰減期，且這階段氣動(dòng)噪聲頻率的對數(shù)lgf與聲壓級近似成線性關(guān)系。

(3)列車速度為300、350、400、450 km/h時(shí)，主頻分別在145～160、165～200、195～230、250～315 Hz之間，隨著列車速度的增加，主頻從低頻緩慢移向高頻。

4 受電弓弓頭仿生降噪分析

4.1 弓頭仿生結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)

根據(jù)GB 12525—1990《鐵路邊界噪聲限值及其測量方法》[23]，距鐵路外側(cè)軌道中心線30 m處，既有鐵路無論晝夜噪聲限值都為70 dBA，新建鐵路晝夜噪聲限值分別為70、60 dBA。以350 km/h列車運(yùn)行速度為例，根據(jù)3.2節(jié)的計(jì)算，在30 m處受電弓的遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲聲壓級為79.43 dBA，因此對受電弓的氣動(dòng)降噪迫在眉睫。

針對受電弓最大噪聲貢獻(xiàn)部位弓頭，基于鸮翅膀低噪聲飛行機(jī)理[24]，在不影響弓網(wǎng)接觸穩(wěn)定性并考慮列車雙向運(yùn)行特點(diǎn)的前提下，低噪聲弓頭須設(shè)計(jì)成前后對稱結(jié)構(gòu)且碳滑板上表面幾何形狀不變。因此將鸮翅膀的前端凸起和尾部梳狀低噪聲生態(tài)學(xué)特征(圖16)結(jié)合成前后對稱橢球狀凸起結(jié)構(gòu)應(yīng)用到弓頭較大噪聲貢獻(xiàn)部位。

圖16 鸮翅膀低噪聲生態(tài)學(xué)特征

基于多目標(biāo)優(yōu)化法則，對圖17所示的碳滑板和圓桿進(jìn)行仿生優(yōu)化設(shè)計(jì)。在碳滑板和圓桿上施加前后對稱橢球狀凸起結(jié)構(gòu)，對最優(yōu)凸起高度進(jìn)行探究。對碳滑板和圓桿凸起高度分別為18～72、1.5～55.5 mm的38組數(shù)據(jù)(每隔1.5 mm一組，原始弓頭為第一組)，在監(jiān)測點(diǎn)Y25、運(yùn)行速度為350 km/h下的弓頭截面遠(yuǎn)場聲壓級進(jìn)行二維數(shù)值模擬分析，探究最優(yōu)凸起高度。

圖17 弓頭及橢球狀凸起結(jié)構(gòu)特征

圖18分別為第1、8、22、30、34、38組(受篇幅限制只列出6組)優(yōu)化前后弓頭截面湍流狀態(tài)圖；圖19為監(jiān)測點(diǎn)Y25處聲壓級隨凸起高度增加的變化規(guī)律。由圖18、圖19可得：

圖18 原始弓頭和仿生優(yōu)化弓頭截面湍流狀態(tài)

圖19 遠(yuǎn)場聲壓級隨凸起高度變化規(guī)律

(1)對比觀察速度云圖和聲壓級隨凸起高度變化規(guī)律圖可知，尾部湍流越弱，噪聲越小。

(2)在碳滑板凸起高度分別為21、42、60 mm時(shí)，有3個(gè)極小值點(diǎn)；在圓桿凸起高度為10.5、31.5 mm時(shí)，有兩個(gè)極小值點(diǎn)，且隨著凸起高度的增加，遠(yuǎn)場噪聲呈現(xiàn)波動(dòng)性減小。

(3)總噪聲與碳滑板和圓桿兩者的較大噪聲值極為相近，說明控制物體的較大噪聲發(fā)生位置對控制總噪聲起到了極為關(guān)鍵的作用。

綜合考慮降噪效果、經(jīng)濟(jì)效益和安全效益(聲壓級越低降噪效果越好，凸起高度越少成本越低、對弓網(wǎng)接觸穩(wěn)定性影響越弱)，選擇碳滑板凸起高度為21、42、60、72 mm，圓桿凸起高度為10.5、31.5、55.5 mm進(jìn)行4×3的多變量實(shí)驗(yàn)分析，探究兩者相互影響下的各自最佳凸起高度，見表4。

表4 多變量實(shí)驗(yàn)分析

由表4可知，第(1,3)、(2,4)、(3,4)組的實(shí)驗(yàn)弓頭總噪聲都控制在最小值40 dBA左右，因此選擇三組中凸起高度最小的第(1,3)組(碳滑板凸起高度為60 mm，圓桿凸起高度為10.5 mm)作為優(yōu)化指標(biāo)。

4.2 仿生優(yōu)化設(shè)計(jì)降噪效果分析

在4.1節(jié)研究結(jié)果的基礎(chǔ)上，確定碳滑板凸起高度為60 mm，圓桿凸起高度為10.5 mm，建立弓頭仿生優(yōu)化后的整車氣動(dòng)噪聲三維分析模型，弓頭處如圖20所示。

圖20 仿生優(yōu)化前后弓頭處對比

對比優(yōu)化前后的受電弓渦量狀態(tài)，可以得出優(yōu)化后受電弓的尾渦脫落得到了明顯的抑制，特別是碳滑板中間的月牙形渦大幅減少(圖21)。

圖21 受電弓仿生優(yōu)化前后渦量對比

圖22為運(yùn)行速度350 km/h時(shí)，距鐵路外側(cè)軌道中心線30 m處仿生優(yōu)化前后受電弓A計(jì)權(quán)聲壓級的1/3倍頻譜對比。

圖22 30 m遠(yuǎn)處仿生優(yōu)化前后1/3倍頻譜

對比分析仿生前后的噪聲頻域分布，可得：

(1)在100～6 000 Hz范圍內(nèi)，各個(gè)頻段聲壓級普遍減弱2～3 dBA。

(2)最大主頻由優(yōu)化前的190 Hz左右移動(dòng)到了80 Hz左右，主頻向低頻移動(dòng)。

(3)優(yōu)化前受電弓在距鐵路外側(cè)軌道中心線30 m處總聲壓級為79.43 dBA，優(yōu)化后相同位置總聲壓級減少了2.49 dBA，值為76.94 dBA。

4.3 仿生優(yōu)化設(shè)計(jì)可行性分析

仿生優(yōu)化后受電弓弓頭碳滑板的質(zhì)量m從3.46 kg變?yōu)?.17 kg，外形結(jié)構(gòu)也發(fā)生了變化，因此會(huì)引起氣動(dòng)特性及其固有頻率的改變，須對弓頭所受的氣動(dòng)力進(jìn)行分析，并判斷是否會(huì)產(chǎn)生渦激共振現(xiàn)象[25]。

對運(yùn)行速度350 km/h時(shí)由氣動(dòng)力作用的碳滑板上下表面脈動(dòng)壓力差時(shí)域分布規(guī)律和碳滑板氣動(dòng)阻力進(jìn)行分析見表5、圖23。由表5和圖23可得：

表5 氣動(dòng)阻力與脈動(dòng)壓差分析

圖23 脈動(dòng)壓差時(shí)域分布

仿生優(yōu)化后碳滑板氣動(dòng)阻力減小了433.31 N；碳滑板上下表面脈動(dòng)壓差頻率(渦激振動(dòng)頻率)基本相近，脈動(dòng)壓差最大幅值有115 N左右的明顯減小。

(18)

表6 弓頭碳滑板優(yōu)化后前六階固有頻率 Hz

由表6、表7和圖24可得：

圖24 弓頭碳滑板優(yōu)化前后模態(tài)振型的對比

(1)優(yōu)化前后碳滑板在一、二、五、六階固有頻率基本相近，三、四階固有頻率分別有168.55、72.78 Hz的增加。

(2)碳滑板在四階振型上由優(yōu)化前的扭轉(zhuǎn)振動(dòng)變?yōu)閺澟そY(jié)合振動(dòng)，在五階振型上由優(yōu)化前的彎曲振動(dòng)變?yōu)榕まD(zhuǎn)振動(dòng)。

(3)優(yōu)化后的碳滑板渦激振動(dòng)頻率為353 Hz，介于二階和三階固有頻率之間，但是并未處在產(chǎn)生共振的頻率范圍(245.98, 287.97)Hz和(409.04, 478.87)Hz內(nèi)，因此仿生優(yōu)化后的受電弓碳滑板在列車運(yùn)行速度為350 km/h時(shí)不會(huì)產(chǎn)生渦激共振現(xiàn)象，不影響弓網(wǎng)接觸穩(wěn)定性。

5 結(jié)論

(1) 受電弓氣動(dòng)噪聲源特性。高速列車整車的較大噪聲位置出現(xiàn)在車頭中部、車廂結(jié)合處和受電弓部位，其中受電弓部位最大，最大聲功率級為137.79 dB (速度350 km/h)；受電弓各部位噪聲的大小弓頭>上下臂桿結(jié)合處>底架>其他位置。

(2) 受電弓遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲指向特性。4個(gè)速度下遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲指向規(guī)律基本相同。受電弓各方向上噪聲大小排列：受電弓質(zhì)心指向弓頭方向>正上方>左右兩側(cè)>正后方>正前方。因此，列車過站時(shí)車站天橋上的乘客受到氣動(dòng)噪聲的影響比兩側(cè)站臺候車乘客受到的影響更大。

(3) 受電弓遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲傳播規(guī)律。距離受電弓越遠(yuǎn)，遠(yuǎn)場A計(jì)權(quán)聲壓級衰減速度越緩慢，與傳播距離的對數(shù)之間線性相關(guān)。

(4) 寬頻帶噪聲頻域分布規(guī)律。受電弓遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲有較寬的頻域分布，4個(gè)速度下主頻都在145～315 Hz之間；A計(jì)權(quán)聲壓級都是從25 Hz開始迅速提高，到145～315 Hz達(dá)到頂峰，然后迅速衰減到1 000 Hz左右，1 000～6 000 Hz是緩慢衰減期，這階段頻率的對數(shù)lgf與聲壓級近似成線性關(guān)系；隨著列車速度增加，主頻從低頻緩慢移向高頻。

(5) 受電弓弓頭仿生降噪效果。當(dāng)碳滑板凸起高度為60 mm，圓桿凸起高度為10.5 mm時(shí)，弓頭的氣動(dòng)噪聲最小。仿生優(yōu)化后受電弓氣動(dòng)噪聲在距鐵路外側(cè)軌道中心線30 m處為76.94 dBA，比優(yōu)化前降低了2.49 dBA，降噪效果較為明顯，并且寬頻帶噪聲有向低頻移動(dòng)的趨勢。后續(xù)將針對受電弓其他噪聲貢獻(xiàn)量較大部位的降噪方法展開深入研究。

仿生優(yōu)化后的受電弓碳滑板渦激振動(dòng)頻率并未處在產(chǎn)生共振效應(yīng)的頻率范圍內(nèi)，不會(huì)產(chǎn)生渦激共振現(xiàn)象，且碳滑板的氣動(dòng)阻力減小了433.31 N，脈動(dòng)壓差最大幅值減小了115 N左右，對弓網(wǎng)接觸穩(wěn)定性具有一定的改善作用。