張亞東，張繼業(yè)

(1. 南方科技大學(xué) 力學(xué)與航空航天工程系，廣東 深圳 518055;2. 西南交通大學(xué) 牽引動力國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)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(xué)問題，如氣動力、明線交會氣動壓力、橫風(fēng)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(shè)備。當(dāng)列車高速運(yùn)行時(shí)，在受電弓后側(cè)及受電弓導(dǎo)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(jìn)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(dǎo)流罩是高速列車的主要?dú)鈩釉肼曉?，且占整車噪聲能量?0%左右[2]。同時(shí)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(jìn)行隔聲降噪是降低車內(nèi)氣動噪聲的主要目標(biāo)[3]。

試驗(yàn)研究和數(shù)值仿真是研究受電弓氣動噪聲產(chǎn)生機(jī)理、噪聲源位置、低噪聲設(shè)計(jì)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?dú)鈩釉肼曉?，其次是轉(zhuǎn)向架[4]。在遠(yuǎn)場氣動噪聲貢獻(xiàn)量方面，受電弓是僅次于轉(zhuǎn)向架的主要?dú)鈩釉肼曍暙I(xiàn)量部件[5]。遠(yuǎn)場測點(diǎn)頻譜表明，受電弓是導(dǎo)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(fēng)洞試驗(yàn)方面，采用多孔材料[7]、流量控制方法[8]、弓頭位置處進(jìn)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]?？刹捎梅蛛x渦模擬和Ffowcs Williams-Hawkings(FW-H)積分方程對受電弓遠(yuǎn)場氣動噪聲進(jìn)行研究[11]。可采用非線性聲學(xué)求解器和FW-H方程對受電弓導(dǎo)流罩的低噪聲設(shè)計(jì)進(jìn)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(dǎo)流罩進(jìn)行氣動噪聲數(shù)值研究[13-14]。同時(shí)對受電弓導(dǎo)流罩的不同安裝位置進(jìn)行低噪聲設(shè)計(jì)，結(jié)果表明改進(jìn)延遲獨(dú)立渦模擬和FW-H在預(yù)測氣動噪聲方面具有一定的精度，滿足設(shè)計(jì)需求[15]。研究表明受電弓導(dǎo)流罩前緣影響氣流流動的剪切邊界層，進(jìn)一步導(dǎo)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(shí)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(yuǎn)場測點(diǎn)的頻譜預(yù)測表明，受電弓遠(yuǎn)場氣動噪聲是寬頻噪聲且存在3個(gè)主要頻率，橫向噪聲評估點(diǎn)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(xiàn)[17]研究了橫風(fēng)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(jī)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(yù)測已有較高的預(yù)測精度。文獻(xiàn)[18]基于CBM分析原理(受電弓遠(yuǎn)場氣動噪聲總聲壓級等于各個(gè)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(xì)比、來流湍流度、桿件氣動噪聲指向性等進(jìn)行風(fēng)洞試驗(yàn)[19]，采用CBM方法得到受電弓遠(yuǎn)場氣動噪聲預(yù)測模型。同時(shí)將預(yù)測模型與兩種受電弓型號的風(fēng)洞試驗(yàn)進(jìn)行對比，得到CBM方法具有較高的預(yù)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(xiàn)對受電弓氣動噪聲特性進(jìn)行了大量研究。尚未有相關(guān)文獻(xiàn)研究受電弓不同安放位置和導(dǎo)流罩嵌入車體高低對遠(yuǎn)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(dǎo)流罩嵌入車體高低的氣動噪聲特性進(jìn)行研究，研究成果可為受電弓及受電弓導(dǎo)流罩的低噪聲設(shè)計(jì)提供工程設(shè)計(jì)參考。

1 高速列車氣動噪聲模型

1.1 數(shù)學(xué)模型

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

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

由FW-H微分方程推導(dǎo)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(dāng)i=j；δij=0當(dāng)i≠j)；τij為應(yīng)力張量。

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

( 8 )

因此，我們可采用商業(yè)軟件Fluent等進(jìn)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(jìn)行遠(yuǎn)場氣動噪聲評估。上述算法已在Fortran程序中實(shí)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(dǎo)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(dǎo)流罩模型

圖2 計(jì)算模型

高速列車氣動噪聲計(jì)算域如圖3所示。其中取列車長度L=105 m為基準(zhǔn)。因此，其計(jì)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(shè)置為速度入口條件，計(jì)算的運(yùn)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(shè)置為壓力出口條件，大小為1個(gè)標(biāo)準(zhǔn)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(shè)置為對稱邊界條件；地面dcgh設(shè)置為滑移地面；高速列車表面設(shè)置為固定邊界，為無滑移壁面邊界條件[13-14, 21]。

圖3 計(jì)算區(qū)域

受電弓導(dǎo)流罩不同安放位置的計(jì)算工況見表1。高速列車以不同方向運(yùn)行時(shí)，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(dāng)列車反方向運(yùn)行時(shí)(即x軸正方向運(yùn)行)，受電弓以閉口方式受流。

表1 受電弓導(dǎo)流罩的幾種安放位置方式

本文涉及受電弓安放位置共計(jì)6種：

(1)02車的受電弓導(dǎo)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(dǎo)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(dǎo)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(biāo)準(zhǔn)ISO 3095-2013[22]相關(guān)要求，高速列車受電弓導(dǎo)流罩不同安放位置的遠(yuǎn)場氣動噪聲計(jì)算的噪聲測點(diǎn)布置為：在距軌道3.5 m高、距離軌道中心線25 m遠(yuǎn)處，分布沿列車縱向(x向)均勻布置的107個(gè)噪聲測點(diǎn)，相鄰噪聲測點(diǎn)之間的距離為1 m，噪聲測點(diǎn)依次編號為x1、x2、x3，…，x106、x107。高速列車氣動噪聲測點(diǎn)布置如圖4所示。圖5所示為受電弓導(dǎo)流罩不同安放位置的整車遠(yuǎn)場氣動噪聲聲壓級對比曲線，表2給出相應(yīng)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(diǎn)示意圖(單位：mm)

圖5 高速列車遠(yuǎn)場聲壓級對比

表2 導(dǎo)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(dá)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(dǎo)流罩區(qū)域。

(2)02車的受電弓導(dǎo)流罩安放在靠近頭車的端部：受電弓以開口方式運(yùn)行時(shí)，最大聲壓級為87.8 dBA，平均聲壓級為84.12 dBA，受電弓導(dǎo)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(dǎo)流罩位置處(x29測點(diǎn))；受電弓以閉口方式運(yùn)行時(shí)，最大聲壓級為87.7 dBA，平均聲壓級為84.07 dBA，受電弓導(dǎo)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(diǎn))。因此可見，當(dāng)受電弓導(dǎo)流罩安放于02車靠近頭車的端部位置時(shí)，受電弓以閉口方式運(yùn)行的氣動噪聲性能優(yōu)于開口方式，受電弓導(dǎo)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(dǎo)流罩安放在靠近03車的端部：受電弓以開口方式運(yùn)行時(shí)，最大聲壓級為87.7 dBA，平均聲壓級為84.02 dBA，受電弓導(dǎo)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(diǎn))；受電弓以閉口方式運(yùn)行時(shí)，最大聲壓級為87.8 dBA，平均聲壓級為84.09 dBA，受電弓導(dǎo)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(diǎn))。因此可見，當(dāng)受電弓導(dǎo)流罩安放于02車靠近03車的端部位置時(shí)，受電弓以閉口方式運(yùn)行的氣動噪聲性能優(yōu)于開口方式。受電弓以閉口方式運(yùn)行時(shí)，在受電弓導(dǎo)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(dǎo)流罩安放在靠近02車的端部：受電弓以開口方式運(yùn)行時(shí)，最大聲壓級為87.9 dBA，平均聲壓級為84.84 dBA，受電弓導(dǎo)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(diǎn))；受電弓以閉口方式運(yùn)行時(shí)，最大聲壓級為87.8 dBA，平均聲壓級為84.19 dBA，受電弓導(dǎo)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(diǎn))。因此可見，當(dāng)受電弓導(dǎo)流罩安放于03車靠近02車的端部位置時(shí)，受電弓以閉口方式運(yùn)行的氣動噪聲性能優(yōu)于開口方式，受電弓導(dǎo)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(dǎo)流罩分別安放在02車前部、02車后部、03車前部的受電弓導(dǎo)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(yùn)行時(shí)，受電弓導(dǎo)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(yùn)行時(shí)，受電弓導(dǎo)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(dǎo)流罩應(yīng)盡量安放在遠(yuǎn)離車頭的位置處。

(6)無論受電弓導(dǎo)流罩安放于02車前部或02車后部或03車前部，其整車遠(yuǎn)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(diǎn)x29(受電弓導(dǎo)流罩區(qū)域的最大聲壓級測點(diǎn))的1/3倍頻程頻譜圖。由圖6可見，受電弓導(dǎo)流罩區(qū)域的氣動噪聲為寬頻噪聲，主要?dú)鈩釉肼暷芰考性?15 ～2 500 Hz范圍內(nèi)。其余計(jì)算工況具有相似分布規(guī)律。

圖6 x29測點(diǎn)的1/3倍頻程頻譜(02F-KK模型)

3 受電弓導(dǎo)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(dǎo)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(dǎo)流罩區(qū)域、尾車鼻尖處為高湍動能分布區(qū)域。受電弓導(dǎo)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(dǎo)流罩區(qū)域后部，加上受電弓的漩渦脫落，進(jìn)一步加劇受電弓導(dǎo)流罩尾部區(qū)域處的氣動噪聲輻射。且在受電弓位置，較強(qiáng)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?dú)鈩釉肼暵曉?。因此，在不考慮轉(zhuǎn)向架和風(fēng)擋結(jié)構(gòu)對氣動噪聲影響的工況下，受電弓和受電弓導(dǎo)流罩為高速列車的主要?dú)鈩釉肼暵曉础?/p>

圖7 受電弓導(dǎo)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(yùn)行的湍動能分布可見,受電弓以閉口方式運(yùn)行時(shí)，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(dǎo)流罩結(jié)構(gòu)下，受電弓以閉口方式運(yùn)行的整車氣動性能優(yōu)于開口方式。

4 受電弓導(dǎo)流罩嵌入車體高低的降噪分析

主要考慮受電弓導(dǎo)流罩嵌入車體高低的氣動噪聲降噪。為了減少計(jì)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(dǎo)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(dǎo)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(dǎo)流罩計(jì)算模型

圖9 不同類型的受電弓導(dǎo)流罩

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

(1)采用dlz3結(jié)構(gòu)的遠(yuǎn)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(yuǎn)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(dǎo)流罩結(jié)構(gòu)優(yōu)化后，在受電弓導(dǎo)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(fēng)側(cè)前側(cè)導(dǎo)流罩結(jié)構(gòu)對整車遠(yuǎn)場氣動噪聲影響較導(dǎo)流罩背風(fēng)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(dǎo)流罩與車頂表面平齊)。

圖10 3種受電弓導(dǎo)流罩遠(yuǎn)場聲壓級對比

圖11為基于Q-準(zhǔn)則(尺度為0.005)的受電弓導(dǎo)流罩區(qū)域渦量分布對比圖。從圖11可以看出，受電弓導(dǎo)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(dǎo)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?dú)鈩釉肼暵曉础?/p>

比較各工況下受電弓導(dǎo)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(dǎo)流罩區(qū)域脫落的渦數(shù)量較少且尺度較小，所以認(rèn)為采用dlz3結(jié)構(gòu)的受電弓導(dǎo)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(dǎo)流罩區(qū)域的渦量分布

5 結(jié)論

(1)受電弓導(dǎo)流罩安放位置沿列車縱向向后，受電弓導(dǎo)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(yùn)行時(shí)，受電弓導(dǎo)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(yùn)行時(shí)，最大聲壓級分別減小0.2 dBA→0.9 dBA。因此受電弓導(dǎo)流罩應(yīng)盡量安放在遠(yuǎn)離車頭的位置處。

(2)受電弓以閉口方式運(yùn)行的受電弓導(dǎo)流罩區(qū)域最大聲壓級均小于開口方式運(yùn)行：受電弓導(dǎo)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(dǎo)流罩嵌入車體高低的氣動噪聲降噪結(jié)果表明：受電弓導(dǎo)流罩應(yīng)采用dlz3結(jié)構(gòu)，即受電弓導(dǎo)流罩與車頂表面平齊時(shí)，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(dǎo)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?dú)鈩釉肼曉?。對此部件進(jìn)行氣動噪聲結(jié)構(gòu)優(yōu)化，降噪效果明顯。