秦 登 戴志遠(yuǎn) 周 寧 李 田

西南交通大學(xué)牽引動(dòng)力國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，成都,610031

0 引言

隨著高速列車運(yùn)行速度的提高，空氣動(dòng)力學(xué)問題成為制約高速鐵路發(fā)展的重要因素[1-3]。受電弓周圍復(fù)雜的氣流流動(dòng)會導(dǎo)致滑板和接觸線之間發(fā)生振蕩和產(chǎn)生較強(qiáng)的氣動(dòng)噪聲。已有研究表明，當(dāng)列車運(yùn)行速度達(dá)到300 km/h以上時(shí)，空氣阻力占列車總阻力的85%以上，受電弓氣動(dòng)阻力占總阻力的15%以上[4]。此外，氣動(dòng)噪聲在列車時(shí)速高于300 km時(shí)成為主導(dǎo)噪聲，轉(zhuǎn)向架、車間連接、頭車鼻尖、受電弓等均為氣動(dòng)噪聲的主要來源[5-8]。高速列車減阻降噪這個(gè)多目標(biāo)優(yōu)化問題隨著速度的增大變得更加重要。

為了減小高速列車的運(yùn)行阻力和氣動(dòng)噪聲，目前采用的優(yōu)化措施主要有：增大頭車流線型長度和改變頭車流線型外形[9-10]；設(shè)置半裙板或全裙板優(yōu)化轉(zhuǎn)向架[11]；采用半包或全包形式的外風(fēng)擋優(yōu)化車端連接處[12]。已有眾多學(xué)者對高速受電弓的氣動(dòng)特性和聲學(xué)特性進(jìn)行了試驗(yàn)和數(shù)值研究[13-14]。受電弓主要由桿件組成，優(yōu)化桿件的橫截面形狀可以有效減小空氣阻力和氣動(dòng)噪聲[15]?，F(xiàn)有受電弓滑板橫截面大多近似為矩形設(shè)計(jì)，研究表明，設(shè)計(jì)成流線型橫截面時(shí)，受電弓氣動(dòng)阻力減小約40%左右，氣動(dòng)噪聲減小2～5 dBA[16]。盡管受電弓的結(jié)構(gòu)復(fù)雜，但通過其他合理設(shè)計(jì)也可顯著減小其氣動(dòng)阻力和噪聲。通過增設(shè)流線型導(dǎo)流罩、受電弓桿件表面覆蓋多孔介質(zhì)或進(jìn)行表面微結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)均可減阻降噪[17-19]。

隨著列車運(yùn)行速度的進(jìn)一步提高，近年來有了新的優(yōu)化方案。在列車車頂設(shè)計(jì)一個(gè)下沉式的平臺安裝受電弓，與受電弓直接安放于車頂上相比，列車總氣動(dòng)阻力減小1%～4%，同時(shí)研究表明矩形和五邊形的下沉平臺比其他平臺更好[20]。許多研究人員對轉(zhuǎn)向架和轉(zhuǎn)向架腔的流動(dòng)行為和聲學(xué)特性進(jìn)行了較為深入的研究[21-22]，但是對下沉平臺所形成的受電弓腔的流動(dòng)行為和氣動(dòng)噪聲特性研究較少。并且，形成的受電弓艙很難通過某種手段對其產(chǎn)生的噪聲輻射進(jìn)行屏蔽，安裝平臺下沉對受電弓氣動(dòng)性能和遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲性能的影響規(guī)律還有待研究。

受電弓下沉安裝方式目前已較為普遍，但是對受電弓艙產(chǎn)生的氣動(dòng)噪聲關(guān)注卻很少，腔體與受電弓部件之間的相互作用仍不清楚，因此，本文基于數(shù)值計(jì)算的方法，研究安裝平臺的下沉高度和傾角對高速受電弓流動(dòng)行為和聲學(xué)行為的影響。

1 數(shù)值計(jì)算方法

1.1 改進(jìn)延遲分離渦模擬(IDDES)

受電弓由多個(gè)部件組成且大部分為桿件，其尾渦流場具有非常復(fù)雜的三維流動(dòng)結(jié)構(gòu)，包含了各種尺度的漩渦。直接數(shù)值模擬是對受電弓周圍湍流描述最準(zhǔn)確的方法，由于模型的復(fù)雜性，目前的計(jì)算條件還難以實(shí)現(xiàn)。非定常雷諾時(shí)均模擬(unsteady Reynolds-averaged Navier-Stokes, URANS)、大渦模擬(large eddy simulation, LES)以及分離渦模擬(detach eddy simulation, DES)是目前廣泛采用的湍流數(shù)值求解方法[23]。URANS方法具有計(jì)算量小的優(yōu)點(diǎn)，但它很難準(zhǔn)確模擬出流體的瞬時(shí)脈動(dòng)。LES方法可以捕捉到URANS方法無法捕捉的許多非穩(wěn)態(tài)、非平衡過程中出現(xiàn)的大尺度效應(yīng)和擬序結(jié)構(gòu)，但是完全捕捉到附面層內(nèi)擬序結(jié)構(gòu)的演化需要非常精細(xì)的網(wǎng)格。

DES方法屬于雷諾時(shí)均(RANS)/LES混合類方法，結(jié)合了RANS和LES方法的各自特點(diǎn)，減少了網(wǎng)格數(shù)量和計(jì)算量。SPALART等[24]在Spalart-Allmaras(SA)模型的基礎(chǔ)上提出了SA-DES方法，這種方法對網(wǎng)格間距有很大的依賴性，可能會導(dǎo)致邊界層內(nèi)部從RANS提前轉(zhuǎn)換為LES，并導(dǎo)致?；瘧?yīng)力損耗現(xiàn)象。針對這個(gè)問題，SPALART等[25]又提出了延遲分離渦模擬(delay detach eddy simulation, DDES)，通過修改長度尺度的定義以確保RANS模式求解的邊界層與網(wǎng)格分辨率無關(guān)。MENTER等[26-27]也提出了基于SST(shear stress transfer)模型的DES方法來解決?；瘧?yīng)力損耗問題。之后又提出了改進(jìn)延遲分離渦模擬(improve delay detach eddy simulation, IDDES)方法，該方法包含較多的流場上游和湍流信息，在尺度構(gòu)造中包含更多的近壁信息以防止RANS和LES交界處出現(xiàn)雷諾應(yīng)力過度下降和產(chǎn)生對數(shù)層不匹配現(xiàn)象[28]。

部分研究發(fā)現(xiàn)SSTk-ω和IDDES方法在模擬壓力系數(shù)分布、描述流場精細(xì)結(jié)構(gòu)等方面均能取得較好的結(jié)果[29]，因此，本文采用SSTk-ω湍流模型求解高速列車周圍的定常流場，之后采用基于SST湍流模型的IDDES方法求解非定常流場。

1.2 FW-H方程

Ffowcs Willams和Hawkings運(yùn)用廣義函數(shù)理論推導(dǎo)出了在靜止流體中做任意運(yùn)動(dòng)的控制面的發(fā)聲方程，簡稱FW-H方程[30]，其積分形式為

(1)

式中，t為時(shí)間；H(f)為Heaviside函數(shù)，f=0表示有限固定表面邊界區(qū)域，f>0表示無限空間邊界區(qū)域，H(f)=0表示在積分曲面內(nèi)，H(f)=1表示積分曲面在外；δ(f)為Dirac delta函數(shù)；2即Δ表示拉普拉斯算子；ρ′為流體密度的脈動(dòng)量，ρ′=ρ-ρ0，ρ0為流場中未受擾動(dòng)的密度，ρ為流場中的密度；xi、xj為直角坐標(biāo)分量(i，j=1,2,3)；c0為流場聲速；Q為流體與控制面相互作用導(dǎo)致的單極子噪聲源項(xiàng)，Q=ρ0vn+ρ(un-vn)，un為垂直于積分表面的流體速度分量，vn為表面本身的法向速度；Fi為流體與控制面相互作用導(dǎo)致的偶極子噪聲源項(xiàng)，F(xiàn)i=pijnj+ρui(un-vn)，pij為應(yīng)力張量，nj為積分曲面的法向單位向量；Tij為流場中湍流以及漩渦產(chǎn)生的四極子噪聲源項(xiàng)，分別為流體速度在xi、xj方向的速度分量，p′為流體脈動(dòng)壓力，δij為克羅內(nèi)克符號(當(dāng)i=j時(shí)，δij=1；當(dāng)i≠j時(shí)，δij=0)，τij為黏性應(yīng)力張量。

式(1)等號右邊三部分聲源項(xiàng)分別對應(yīng)于厚度聲源、載荷聲源以及四極子聲源。高速列車的運(yùn)行速度一般小于367.5 km/h(0.3 Ma)，對應(yīng)受電弓的氣動(dòng)噪聲主要為偶極子噪聲[31]，因此，本文只考慮偶極子噪聲項(xiàng)對高速受電弓氣動(dòng)噪聲的貢獻(xiàn)。

2 數(shù)值計(jì)算模型

2.1 幾何模型、計(jì)算區(qū)域和邊界條件

受電弓主要分為弓頭(滑板、弓頭支撐、弓角等)、上框架、下臂桿、拉桿、平衡桿、底架和絕緣子等幾部分，對受電弓部件附屬的細(xì)小結(jié)構(gòu)進(jìn)行了一定的簡化，如螺栓等，簡化后的幾何模型如圖1所示。

圖1 高速受電弓模型Fig.1 High-speed pantograph model

為了減少網(wǎng)格計(jì)算量且反映受電弓下沉對列車氣動(dòng)阻力的影響，建立了三編組的真實(shí)列車車體模型，但忽略了轉(zhuǎn)向架和轉(zhuǎn)向架艙。計(jì)算區(qū)域如圖2所示，計(jì)算區(qū)域長L=320 m，寬W=60 m，高H=20 m。計(jì)算域的設(shè)置滿足列車空氣動(dòng)力學(xué)規(guī)范中的最低要求。列車位于計(jì)算區(qū)域的中心位置，計(jì)算域前表面距列車頭車鼻尖的距離約為80 m；后表面距尾車鼻尖的距離約為160 m。兩個(gè)側(cè)面距離列車縱向中心截面的距離均為30 m。車底距離地面0.376 m。受電弓安裝平臺如圖3所示，長l=3.424 m，寬w=2.354 m，高h(yuǎn)分別為0、0.1、0.2、0.3、0.4、0.5 m；車頂與受電弓安裝平臺的過渡傾角α分別為0°、30°、45°、60°、90°。

圖2 計(jì)算域(m)Fig.2 Calculation domain(m)

(a)三視圖

(b)俯視圖

(c)正視圖圖3 受電弓安裝平臺(mm)Fig.3 Pantograph installation platform(mm)

邊界條件設(shè)置如下：入口設(shè)定為速度入口，速度大小為350 km/h，出口設(shè)定為壓力出口，兩個(gè)側(cè)面和頂部設(shè)為對稱邊界，列車和受電弓表面設(shè)置為無滑移固定壁面，地面設(shè)置為滑移地面，滑移速度大小與列車運(yùn)行速度相等，方向相反。當(dāng)來流方向?yàn)檎齳時(shí)，受電弓為開口運(yùn)行。若來流方向?yàn)樨?fù)y方向，受電弓為閉口運(yùn)行。

2.2 網(wǎng)格劃分及獨(dú)立性檢驗(yàn)

劃分3套不同尺度的網(wǎng)格開展網(wǎng)格獨(dú)立性檢驗(yàn)，計(jì)算結(jié)果如表1所示。由表1可得，網(wǎng)格1和網(wǎng)格2計(jì)算得到的整車時(shí)均氣動(dòng)阻力之間的誤差小于0.5%。圖4進(jìn)一步給出了3套計(jì)算網(wǎng)格下，離受電弓后滑板不同距離處的流場時(shí)均速度幅值?？梢?，在時(shí)均氣動(dòng)阻力和流場物理量上網(wǎng)格2已經(jīng)滿足獨(dú)立性要求。后續(xù)計(jì)算選擇網(wǎng)格2。

表1 網(wǎng)格獨(dú)立性檢驗(yàn)

圖4 時(shí)均速度幅值對比Fig.4 Comparison of time average speed amplitude

網(wǎng)格劃分的基礎(chǔ)尺寸為512 mm，列車表面最大網(wǎng)格尺寸為64 mm，受電弓表面最大網(wǎng)格尺寸為8 mm。為保證網(wǎng)格過渡良好，在列車和受電弓周圍進(jìn)行了多次局部加密，加密區(qū)位置如圖2所示，外流場網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖5a所示。為捕捉附面層流動(dòng)，在受電弓和列車表面劃分邊界層網(wǎng)格。一般劃分邊界層網(wǎng)格時(shí)與所采用的湍流模型息息相關(guān)，不同的湍流模型對邊界層網(wǎng)格的第一層高度有所限制。理應(yīng)保證邊界層過渡均勻，每一層網(wǎng)格之間的跨度不宜過大，邊界層網(wǎng)格層數(shù)應(yīng)保證最后一層網(wǎng)格位于邊界層之外。選取邊界層的增長率為1.1，劃分15層，滑板上表面邊界層劃分結(jié)果如圖5b所示。計(jì)算網(wǎng)格數(shù)量約為5675萬。

(a)外流場網(wǎng)格劃分

(b)滑板上表面邊界層圖5 網(wǎng)格劃分Fig.5 Meshing

2.3 求解設(shè)置和噪聲測點(diǎn)布置

利用SSTk-ω湍流模型和IDDES方法分別求解高速列車周圍的定常和非定常流場。利用FW-H聲學(xué)類比方程求解遠(yuǎn)場噪聲。為了保證流場計(jì)算的準(zhǔn)確性，壓力-速度耦合采用SIMPLEC算法，時(shí)間項(xiàng)采用二階隱式方案，對流項(xiàng)采用二階迎風(fēng)格式離散，擴(kuò)散項(xiàng)采用中心差分格式離散。非定常流場和聲學(xué)計(jì)算的時(shí)間步長均選取為5×10-5s，當(dāng)非定常流場達(dá)到穩(wěn)定后，提取受電弓以及受電弓艙表面的聲源數(shù)據(jù)用于遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲輸入，計(jì)算總時(shí)長為0.3 s，最大分析頻率為10 kHz。

氣動(dòng)噪聲性能評估以遠(yuǎn)場噪聲測點(diǎn)的聲壓級大小和頻譜特性來衡量，根據(jù)高速列車噪聲測試國際標(biāo)準(zhǔn)ISO 3095-2013相關(guān)要求，測點(diǎn)布置如圖6所示。距離軌道中心線25 m、距離軌道3.5 m高，沿列車縱向(y向)布置31個(gè)測點(diǎn)(yp1～yp31)，每個(gè)測點(diǎn)之間相距1 m。受電弓幾何中心在地面的投影坐標(biāo)為(0, 0, 0)m。橫向布置8個(gè)噪聲測點(diǎn)(xp1～xp8)，距受電弓幾何中心的距離分別為7.5 m、12 m、15 m、25 m、30 m、40 m、50和60 m，其中xp4和yp16噪聲測點(diǎn)重合。

圖6 遠(yuǎn)場噪聲測點(diǎn)示意圖Fig.6 Schematic diagram of far-field noisemonitoring points

3 數(shù)值計(jì)算方法驗(yàn)證

在中國空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心低速空氣動(dòng)力研究所的風(fēng)洞群中，分別開展了某型高速受電弓的氣動(dòng)力試驗(yàn)[32]和高速列車的氣動(dòng)噪聲試驗(yàn)[33]。圖7和圖8所示分別為現(xiàn)場試驗(yàn)?zāi)Ｐ?。氣?dòng)力測試選用1/1的受電弓模型，氣動(dòng)力通過三臺常溫五分量天平測得。高速列車噪聲試驗(yàn)選用1/8的縮比模型，在模型側(cè)面5.8 m遠(yuǎn)處布置了30個(gè)遠(yuǎn)場傳聲器用于測量試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷倪h(yuǎn)場噪聲。

圖7 氣動(dòng)試驗(yàn)?zāi)Ｐ虵ig.7 Aerodynamic test model

圖8 聲學(xué)試驗(yàn)?zāi)Ｐ虵ig.8 Acoustic test model

圖9給出了受電弓氣動(dòng)力試驗(yàn)與數(shù)值計(jì)算的對比結(jié)果。開口、閉口狀態(tài)下，數(shù)值模擬得到的整弓氣動(dòng)阻力Fd與風(fēng)洞試驗(yàn)數(shù)據(jù)基本吻合，誤差小于5%。圖10給出了風(fēng)速200 km/h時(shí)受電弓區(qū)域內(nèi)氣動(dòng)噪聲在數(shù)值模擬和試驗(yàn)之間的頻譜比較。為了確保聲壓級不受干擾，數(shù)值模擬與風(fēng)洞試驗(yàn)采用相同的頻率帶寬。由圖9、圖10可得，數(shù)值模擬和試驗(yàn)展現(xiàn)出較好的一致性。表2進(jìn)一步給出了遠(yuǎn)場30個(gè)噪聲測點(diǎn)的算術(shù)平均聲壓級對比結(jié)果，試驗(yàn)與仿真之間的誤差小于1.5 dBA?？紤]到數(shù)值仿真存在一定的誤差且試驗(yàn)存在隨機(jī)誤差等，本文所采用的數(shù)值計(jì)算方法能保證一定的準(zhǔn)確性和可靠性。

圖9 受電弓氣動(dòng)阻力對比Fig.9 Comparison of aerodynamic resistanceof pantograph

圖10 受電弓頻譜對比Fig.10 Comparison of the spectrum of the pantograph

表2 受電弓氣動(dòng)噪聲對比

4 計(jì)算結(jié)果

4.1 氣動(dòng)行為

4.1.1下沉高度的影響

圖11給出了受電弓的下沉形式，考慮到列車實(shí)際運(yùn)行時(shí)接觸網(wǎng)高度一定，平臺下沉高度通過受電弓升弓來補(bǔ)償。受電弓工作高度(軌道上表面到滑板頂部的距離，5300 mm)不變，受電弓下沉高度通過增大升弓高度來補(bǔ)償，受電弓初始升弓高度為1290 mm。

圖11 受電弓下沉方式Fig.11 Subsidence methods of pantograph

圖12給出了受電弓下沉300 mm和500 mm情況下的表面時(shí)均壓力分布云圖。受電弓氣動(dòng)阻力的主要來源是前后表面的壓力差。受電弓安裝平臺下沉后改變了受電弓的下層流場結(jié)構(gòu)，與安裝平臺無下沉相比，隨著下沉高度的增大，列車前方高速氣流作用在底架和絕緣子前部的正壓明顯減小。

表3給出了安裝平臺不同的下沉高度下，受電弓開口運(yùn)行時(shí)各部件時(shí)均氣動(dòng)阻力的變化情況。安裝平臺的下沉高度對弓頭和上框架氣動(dòng)阻力的影響較小。平衡桿和拉桿的氣動(dòng)阻力隨安裝平臺下沉高度的增大略有增大，主要原因是以升弓方式補(bǔ)償受電弓的下沉高度會導(dǎo)致這些部件打表4進(jìn)一步給出了受電弓安裝平臺不同下沉高度下，受電弓開口運(yùn)行時(shí)高速列車各部件的時(shí)均氣動(dòng)阻力。由表4可得，頭車的氣動(dòng)阻力基本不受受電弓安裝平臺下沉的影響。在受電弓安裝平臺下沉后，尾車以及不含受電弓艙的中間車體部分的氣動(dòng)阻力受下沉高度變化的影響較小。受電弓安裝平臺下沉高度增大，所形成的受電弓艙產(chǎn)生的氣動(dòng)阻力先增大后減小?？傊茈姽惭b平臺下沉后，雖然會顯著減小受電弓的氣動(dòng)阻力，但形成的受電弓艙也會產(chǎn)生額外的氣動(dòng)阻力。安裝平臺下沉高度h在100～500 mm范圍內(nèi)，高速列車整車的氣動(dòng)阻力先增大后減小，但均為增阻狀態(tài)，阻力增大1.11%～4.44%。當(dāng)h=300 mm左右時(shí)，整車阻力增加最大。

(a)升弓高度1290 mm,h=0 (b)升弓高度1590 mm,h=300 mm (c)升弓高度1790 mm,h=500 mm圖12 受電弓表面的時(shí)均壓力分布Fig.12 Time-averaged pressure distribution on the surface of the pantograph

表3 受電弓開口運(yùn)行時(shí)各部件的氣動(dòng)阻力

表4 受電弓開口運(yùn)行時(shí)高速列車的氣動(dòng)阻力

表5給出了受電弓以閉口方式運(yùn)行時(shí)，高速列車各部件的時(shí)均氣動(dòng)阻力分布。由表5可得，各部件氣動(dòng)阻力的變化規(guī)律基本同受電弓開口運(yùn)行時(shí)一致。安裝平臺下沉高度h在100～500 mm范圍內(nèi)，受電弓以閉口方式運(yùn)行時(shí)，高速列車整車阻力增阻1.05%～3.85%。

圖13給出了受電弓安裝平臺不同下沉高度下，縱向中心截面的壓力和流線分布情況。由圖13可得，受電弓安裝平臺下沉改變了絕緣子和底架周圍的流場結(jié)構(gòu)。隨著下沉高度的增大，腔體前端面對受電弓下層結(jié)構(gòu)的遮擋效果增強(qiáng)。受電弓下層結(jié)構(gòu)的阻力會顯著減小。此外，隨著下沉高度的增大，腔體內(nèi)的流動(dòng)也發(fā)生顯著的改變。當(dāng)下沉高度h在100～300 mm時(shí)，形成的腔體較淺，腔體前端面后方和后端面前方分別形成負(fù)壓和正壓區(qū)域，這導(dǎo)致腔體產(chǎn)生了較大的氣動(dòng)阻力。

表5 受電弓閉口運(yùn)行時(shí)高速列車的氣動(dòng)阻力

(a)開口下沉h=0 (b)開口下沉h=100 mm (c)開口下沉h=200 mm

(d)開口下沉h=300 mm (e)開口下沉h=400 mm (f)開口下沉h=500 mm圖13 下沉高度對受電弓周圍流場的影響Fig.13 The effect of subsidence height on the flow field around the pantograph

當(dāng)下沉高度進(jìn)一步增大到500 mm時(shí)，腔體較深，氣流在腔體前后端面附近形成較大尺度的漩渦，后端面受到的正壓作用顯著減小。因此，隨著下沉高度的增大，腔體所導(dǎo)致的阻力先增大后減小。當(dāng)受電弓以閉口運(yùn)行時(shí)，氣流發(fā)展與開口運(yùn)行時(shí)類似。

4.1.2傾角的影響

由上文分析可知，h=300 mm時(shí)整車氣動(dòng)阻力增加最大。圖14給出了安裝平臺下沉300 mm時(shí)，不同腔體傾角下受電弓周圍的流場。由圖14可得，隨著傾角的減小，受電弓下層結(jié)構(gòu)受到氣流的沖擊作用增強(qiáng)，但腔體前端形成的剪切氣流強(qiáng)度減弱，腔體前端面后方的漩渦消失且負(fù)壓區(qū)域明顯減小。同時(shí)腔體后端面受到氣流沖擊形成的正壓也減小，因此，減小腔體的過渡傾角可減小受電弓艙的氣動(dòng)阻力。

圖15給出了高速列車各部件氣動(dòng)阻力隨腔體傾角變化的結(jié)果。由圖15可得，頭車、尾車以及未加受電弓艙的中間車氣動(dòng)阻力受傾角變化的影響較小。隨傾角的減小，受電弓氣動(dòng)阻力逐漸增大，受電弓艙和整車的氣動(dòng)阻力逐漸減小。當(dāng)傾角由90°減小為30°時(shí)，受電弓開口、閉口運(yùn)行整車氣動(dòng)阻力分別減小4.8%和3.9%。與安裝平臺不下沉相比，受電弓開口、閉口運(yùn)行時(shí)其氣動(dòng)阻力分別減小2.0%、1.8%，整車氣動(dòng)阻力分別減小1.4%、1.1%。因此，選取合適的下沉高度和腔體過渡傾角可使整車氣動(dòng)阻力達(dá)到最好的減阻效果。

(a)開口傾角30° (b)開口傾角45° (c)開口傾角60°

(d)閉口傾角30° (e)閉口傾角45° (f)閉口傾角60°圖14 傾角對受電弓周圍流場的影響Fig.14 The effect of inclination on the flow field around the pantograph

(a)開口運(yùn)行

(b)閉口運(yùn)行圖15 傾角對高速列車氣動(dòng)阻力的影響Fig.15 The effect of inclination on the aerodynamicresistance of high-speed trains

(b)h=300 mm, α=30°圖16 受電弓周圍渦量分布(Q=1800)Fig.16 Vorticity distribution around the pantograph(Q=1800)

4.2 聲學(xué)行為

4.2.1噪聲源特性

(a)h=0, α=0°

圖16為基于Q準(zhǔn)則的受電弓區(qū)域渦量分布對比圖，受電弓周圍區(qū)域存在尺度和旋向不同的漩渦。弓頭、鉸接、底架以及絕緣子區(qū)域是漩渦脫落和重組的主要部位，是受電弓的主要?dú)鈩?dòng)噪聲源，受電弓安裝平臺下沉后，絕緣子和底架周圍氣流速度顯著降低，其后部漩渦脫落強(qiáng)度和尺度顯著減小。由于腔體的存在，受電弓下層渦旋的發(fā)展也受到一定的限制。

圖17給出了受電弓表面的聲功率級分布。由圖17可得，受電弓安裝平臺下沉后，由于流場的改善，絕緣子和底架表面的聲功率顯著減小。絕緣子和底架區(qū)域的表面聲功率級最大減小可達(dá)50 dB?？梢?，受電弓下沉后可顯著降低其下層結(jié)構(gòu)的噪聲輻射強(qiáng)度。

(a)h=0 mm, α=0°

(b)h=300 mm, α=30°圖17 受電弓表面聲功率級Fig.17 Surface acoustic power of pantograph

4.2.2遠(yuǎn)場噪聲特性

圖18給出了兩種工況下橫向噪聲測點(diǎn)的聲壓級對比結(jié)果。由圖18可得，受電弓艙產(chǎn)生的氣動(dòng)噪聲較小，與受電弓相比相差10 dBA以上。受電弓下沉后所產(chǎn)生的噪聲輻射強(qiáng)度顯著降低。與安裝平臺無下沉相比，安裝平臺下沉后受電弓下層結(jié)構(gòu)(底架和絕緣子)的遠(yuǎn)場聲壓級最大減小4.48 dBA，整弓遠(yuǎn)場聲壓級最大減小2.61 dBA。

圖18 橫向測點(diǎn)聲壓級對比Fig.18 Comparison of sound pressure levels at lateralmonitoring points

圖19 縱向噪聲測點(diǎn)聲壓級對比Fig.19 Comparison of sound pressure levels oflongitudinal noise monitoring points

圖19給出了兩種工況下，受電弓縱向噪聲測點(diǎn)的聲壓級對比。與受電弓安裝平臺無下沉相比，下沉后受電弓下層結(jié)構(gòu)的遠(yuǎn)場聲壓級最大減小4.25 dBA，整弓遠(yuǎn)場聲壓級最大減小2.02 dBA。

為了綜合表示受電弓遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲的性能，以平均聲壓級對受電弓的氣動(dòng)噪聲進(jìn)行評估，根據(jù)能量疊加原理，平均聲壓級(sound pressure level)Lp的計(jì)算公式為

(2)

式中，Lpi為第i個(gè)噪聲評估點(diǎn)的聲壓級，i=1,2,…,m，m為噪聲測點(diǎn)的總數(shù)。

表6給出了兩種工況下受電弓縱向噪聲測點(diǎn)的平均聲壓級結(jié)果。將受電弓分為三大部分，分別為上層結(jié)構(gòu)(弓頭等)，中層結(jié)構(gòu)(上框架、下臂桿、拉桿和平衡桿等)和下層結(jié)構(gòu)(底架和絕緣子等)。安裝平臺下沉對受電弓上層結(jié)構(gòu)的噪聲影響較小，對下層結(jié)構(gòu)的影響較大。下層結(jié)構(gòu)減小4.06 dBA，整弓遠(yuǎn)場平均聲壓級減小1.31 dBA。

表6 遠(yuǎn)場平均聲壓級對比

4.2.3頻譜特性

圖20給出了平臺下沉高度h=0、傾角α=0°下，yp16噪聲測點(diǎn)處的功率譜密度。由圖20可知：受電弓具有明顯的主頻特性，主要頻率為330 Hz左右，受電弓上層結(jié)構(gòu)(弓頭)對主頻的貢獻(xiàn)量最大。受電弓下層和中層結(jié)構(gòu)對低頻能量貢獻(xiàn)較大，上層結(jié)構(gòu)對中頻能量貢獻(xiàn)較大。

圖20 yp16噪聲測點(diǎn)的功率譜密度Fig.20 Power spectral density at noise monitoring point yp16

圖21給出了不同工況下，yp16噪聲測點(diǎn)處功率譜密度的對比。由圖21可知，兩種工況下yp16噪聲測點(diǎn)處功率譜密度的變化規(guī)律一致，安裝平臺改善了絕緣子和底架周圍的流場結(jié)構(gòu)。與受電弓安裝平臺無下沉相比，當(dāng)受電弓下沉300 mm時(shí)，遠(yuǎn)場噪聲測點(diǎn)處的噪聲能量更低。

圖21 yp16噪聲測點(diǎn)功率譜密度對比Fig.21 Comparison of power spectral density at noisemonitoring point yp16

圖22 yp16噪聲測點(diǎn)處的1/3倍頻程對比Fig.22 Comparison of 1/3 octave frequency at noisemonitoring point yp16

圖22給出了兩種工況下，yp16噪聲測點(diǎn)處的A計(jì)權(quán)1/3倍頻程。受電弓遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲的能量集中在400～2500 Hz范圍內(nèi)。與受電弓安裝平臺無下沉相比，受電弓安裝平臺下沉后降低了受電弓低中頻范圍內(nèi)的噪聲輻射，減小了受電弓在遠(yuǎn)場噪聲測點(diǎn)處的聲壓級，改善了受電弓的氣動(dòng)噪聲性能。

5 結(jié)論

(1)受電弓前后表面的壓力差是氣動(dòng)阻力的主要來源。安裝平臺下沉后改變了受電弓的下層流場結(jié)構(gòu)，絕緣子和底架受高速氣流沖擊的迎風(fēng)面積減小致使氣動(dòng)阻力減小。隨著安裝平臺下沉高度的增大，受電弓氣動(dòng)阻力逐漸減小。受電弓艙會產(chǎn)生額外的氣動(dòng)阻力，需通過減小腔體傾角來緩和氣流使附加的阻力減小。當(dāng)受電弓安裝平臺下沉300 mm且腔體傾角為30°時(shí)，受電弓開口、閉口運(yùn)行整車分別減阻1.4%、1.1%。

(2)受電弓區(qū)域氣動(dòng)噪聲的主要來源有弓頭、框架鉸接、底座和絕緣子等。安裝平臺下沉后，受電弓下層結(jié)構(gòu)周圍流體流速顯著降低，絕緣子和底座表面聲功率級大幅度減小。

(3)受電弓向外輻射噪聲具有明顯的主頻特性，主要頻率約為330 Hz，主要能量集中在400～2500 Hz范圍。受電弓艙所附加的氣動(dòng)噪聲相比于受電弓氣動(dòng)噪聲更小。受電弓艙通過改善流場提高了受電弓的聲學(xué)性能，降低了其噪聲輻射能量。與安裝平臺無下沉相比，下沉300 mm且腔體傾角為30°的情況下，受電弓向外輻射的聲壓級最大減小2.02 dBA，平均聲壓級減小1.31 dBA。