高速列车受电弓气动噪声分析与降噪研究

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(上海工程技术大学 城市轨道交通学院，上海 201620)

0 引言

轨道交通发展的同时，人们对列车速度要求越来越高，加快了列车运行速度的提高，由于气动噪声的声压级增长速度是运行速度的6～8次方成正比[1-2]，噪声问题日益突出。高速列车流线体外突出的部位与气流相撞，严重干扰气流，同时产生强大的远场空气脉动压力场，进而转化为气动噪声。因此对高速列车气动噪声特性研究有着重要意义，促进对后续气动噪声降噪的研究。

从近场、远场气动噪声看，受电弓是高速列车主要气动噪声源之一[3-5]；张亚东[6]等对气动噪声贡献量进行预测，得出受电弓气动噪声贡献量最大的是碳滑板、平衡臂、弓头支架、底架、绝缘子等；SUEKI[7]等在受电弓处采用多孔材料，在360 km/h风洞试验运行下噪声减小1.9 dB；张亚东等[8]对受电弓开/闭口方式、导流罩结构、导流罩安装位置进行低噪声设计，得到远场声压级最多降低3.1 dB的最优设计方案；在风洞实验中，列车最显著的噪声源是转向架和受电弓[9]; T.Mitsumoji等[10]在弓头表面施加等离子激励器，得到该方法可降低弓头产生的窄频带气动噪声，Takehisa等[11]研究受电弓弓角表面的偶极子噪声源，并分析了在弓角表面穿孔来降低气动噪声的原理。因此研究高速列车受电弓的气动噪声特性，对气动噪声的降噪研究有着重要意义。

目前，高速列车受电弓的气动噪声的数值仿真研究较少，对受电弓气动噪声的声压级特性、声压级频谱特性以及在不同车速下气动噪声规律等特性了解甚少。为受电弓气动噪声降噪研究提供参考依据，本文利用大涡模拟与FW-H声学模型对不同车速下受电弓气动噪声特性进行研究分析。

1 计算模型

1.1 几何模型

本文以CRH380B型高速列车为研究对象，建立列车几何模型，模型由一节头车、一节中间车和一节尾车组成，头车和尾车外形相同，头车车顶有2个空调导流罩，中间车车顶有1个单臂受电弓和1个受电弓空腔，且受电弓底座安装在空腔内。本文主要研究对象为车顶受电弓，对列车模型进行适当简化，在仿真中简化下半部分车身、车底转向架等结构，采用完全封闭的外风挡。单臂受电弓模型是以CX-NG型受电弓为原型，保留主要部件，忽略紧固件等细小零部件。列车模型总长度L=76.5 m，宽度W=3.26 m，高度H=3.89 m。高速列车简化模型如图1所示。

图1 高速列车几何模型

1.2 计算域与边界条件

高速列车流场计算域长宽高分别为306 m、78.24 m、38.9 m，列车位于计算域中下方，列车头车距离计算域进口处1倍列车长(即76.5 m)，尾车距离计算域出口处2倍列车长(即153 m)，且列车与地面间的距离忽略不计。

计算域的进口设置为速度进口条件。计算域出口设置为零压力出口条件。高速列车下方边界设置为无滑移条件。高速列车表面设置为无滑移的固定边界。

1.3 网格划分

本文采用ICEM CFD软件进行网格划分。计算域采用混合网格划分，列车车身附近采用四面体网格划分，外域采用六面体网格划分，四面体域与六面体域之间的数据传递通过建立interface交界面。考虑到受电弓部位的压力变化，对受电弓进行局部加密，设置最大网格尺寸为20 mm；车身附近采用加密形式；外场最大尺寸1000 mm。网格划分单元总数约为4 412万。如图2中(a)(b)所示。

图2 网格

1.4 计算方法

本文先基于SST k-w模型进行稳态计算，再采用宽频噪声模型对受电弓气动噪声源进行识别；瞬态计算是以稳态计算结果作为初始值，再进行瞬态计算，瞬态计算采用大涡模拟，得到流场中边界脉动压力，再利用傅里叶变换将流场中时域脉动信号变换成频域信号。在稳态计算中，采用SIMPIC算法；在瞬态计算中，采用PISO算法，且本文气动噪声最高频率为5 kHz，设置时间步长1×10-4s，计算2 000个时间步，总计0.2 s，具体的参数设置如表1所示。本文计算过程在Fluent软件中完成。

为了计算在高速行驶下受电弓的气动噪声情况，选取受电弓为噪声源，在列车远场附近，分别确定A、B、C、D、E列作为气动噪声的19个噪声监测点，见图3所示。

图3 监测点位置图

表1 流场计算参数

2 数学模型

本文研究中采用大涡模拟方法来预测声源相关信息。大涡模拟(LES)控制方程为：

(1)

(2)

(3)

其中:μt为亚格子湍流粘性系数，表示如下：

(4)

(5)

式中,Δ代表网格尺寸，Cs是Smagorinsky常数，对于大多数流动问题Cs=0.1具有较好的模拟结果。

由于LES只能进行瞬态计算，且对初始流场的要求比较高，从而需要进行稳态计算，稳态计算采用SST k-w湍流模型，其控制方程为：

(6)

(7)

(8)

式中，Ω为涡量，y为近壁面的距离，k为湍流动能，ω为湍流比耗散率，μt为湍流黏性系数，σk、σω、σω2、β为经验系数，ρ为密度，xj为方向坐标，μi为气流速度分量。

3 受电弓气动噪声特性分析

3.1 受电弓流场特性

图4为列车以350 km/h速度运行时，受电弓表面压力云图。有图4可知，碳滑板、弓头支架等表面的迎风面是正压，其中最大正压值为8 070 Pa，绝缘子背风面有最大负压，值为6 040 Pa。由于受电弓安装在车顶空腔内，底架及绝缘子迎风面受到的压力较小，在1 000 Pa左右。以轨道中心线为对称线，受电弓表面静压力表现出较大的对称性。

图4 受电弓表面压力云图

3.2 受电弓声场特性

在稳态流场计算结果的基础上进行瞬态计算，并建立噪声监测点，进行瞬态研究，将经过瞬态计算得到的噪声监测点的声压数据进行FFT变换，可得到监测点相应的声压级频谱曲线及1/3倍频程图。本文在受电弓附近设置5列噪声监测点(共19个监测点)，高度与地面的垂直距离为3.5 m，每列从上到下依次为1、2、3等，如A列噪声监测点A-1、A-2、A-3，其中E列为远场标准监测点。噪声监测点设置位置如图3所示。

3.2.1 气动噪声声压级分布

图5为高速列车以速度为350 km/h运行时车顶表面声功率分布云图及受电弓部位的声功率级分布云图。由图可看出，在列车车顶部位，较大表面声功率级的部位为受电弓，表面声功率级值为111 dB。以轨道中心线为对称线，受电弓表面声压级有较强的对称性。受电弓碳滑板、弓头声功率级峰值达到100 dB以上，最大声压级为111 dB。当列车时速为200 km、250 km、300 km时，受电弓处最大声功率级分别为93.5 dB、102 dB、109 dB。由于受电弓表面声功率较大的地方其脉动压力值较大，产生较强的气动噪声，因此，受电弓碳滑板、弓头部位是受电弓产生的主要噪声源。

图5 车顶表面声功率及受电弓声功率分布云图

图6是E列7个标准监测点的气动噪声总声压级，由图可知，列车速度的增加，各监测点气动噪声总声压级也随之增加，200 km/h、250 km/h、300 km/h、350 km/h列车速度下平均总声压级分别为61.61 dB、65.16 dB、74.15 dB、78.02 dB，平均总声压级增加幅值为3.55 dB、8.99 dB、3.87 dB。当列车时速从200 km提高到350 km时，受电弓气动噪声传到远场各个标准监测点时，总声压级值最大相差分别为0.83 dB、1.46 dB、0.45 dB、0.15 dB。

图6 E列监测点总声压级图

3.2.2 气动噪声频域分布特征

图7为仿真得到的以轨道中心线对称的A、B、C、D四列监测点在高速列车在300 km/h下的声压级频谱图，从图中可得出如下结论：

(1)所有噪声监测点的声压级随频率的变化规律基本相同，声压级分布的频带较宽，声压级幅值在低频段时较高，各个噪声监测点的声压级随着频率的增加呈现出下降的趋势。由此可知该型高速列车受电弓产生的气动噪声是一种宽频噪声。

(2)由图10以及表3总声压级值可知，列车左右两边对称的监测点频谱曲线图有较强的重合，以轨道中心线为对称线，表现出较强的对称性。

图7 对称监测点声压级频谱图

图8为列车在不同速度下运行时，距离地面高3.5米处，y=49米截面上，距离轨道中心线不同距离的A-2、B-2、E-4监测点总声压级图。由图可看出，在同一车速下，离轨道中心线的距离逐渐增大，监测点的气动噪声总声压级逐渐减小。各车速下总声压级减小的幅值在6.07～11.56 dB，且在不同车速下相邻两监测点的总声压级减小的幅值在0.01～0.93 dB。

图8 列车横向监测点声压级图

由表2可知，在列车速度为250 km/h下，距离轨道中心线从3.5 m增加到25 m，其气动噪声声压级减小的幅值为7.76 dB(A)、11.65 dB(A)，在不同列车速度下气动噪声声压级最大减小的幅值分别为11.56 dB(A)、11.65 dB(A)、11.47 dB(A)、10.80 dB(A)。

表2 列车横向监测点A计权声压级 dB(A)

3.2.3 A计权声压级1/3倍频程分析

A计权声压级是模拟人耳对55 dB以下低强度噪声的频率特性，和人耳的听感特性最为相似贴切，图9为列车在不同速度下运行时，监测点1的A计权声压级1/3倍频程图。由图可看出：

图9 不同速度下监测点A-2的1/3倍频程频谱图

(1)随着列车运行速度的增加，A计权声压级也随之增加，且主要能量集中在500～5 000 Hz频域内，最高A计权声压级值也逐渐增大。

(2)随着1/3倍频程的增加，监测点气动噪声A计权声压级也随之迅速增加，在0～500 Hz频率范围内，气动噪声的A计权声压级随着1/3倍频程的增加而迅速增加。

(3)列车速度为200 km/h、250 km/h、300 km/h、350 km/h时，主要能量分布在4 500～5 000 Hz，4 200～5 000 Hz，1 400～1 800 Hz，1 600～2 000 Hz，存在明显的主频，随着列车速度的增加，主频有着从高频向低频移动的趋势。

表3所示为各个监测点在不同速度下的总声压级值。

4 受电弓降噪研究

4.1 气动噪声降噪方法

高速列车气动噪声的产生及传播属于流体动力学领域，受电弓部位气动噪声降噪主要分为两大类，分别为被动降噪和主动降噪。其中，被动降噪是没有外部能量输入，目前主要靠优化几何结构、材料属性、安装导流罩、仿生改形设计、受电弓开/闭口方式等来改变流场，这些被动降噪对气动噪声只能达到有限的降噪效果；主动降噪是由外部能量输入，直接作用在局部流场中，来改变局部流场，从而达到降低气动噪声的目的，其中T.Mitsumoji等在弓头表面施加等离子激励器，得到该方法可降低弓头产生的窄频带气动噪声。

表3 不同列车速度下监测点总声压级对比表 dB

对大型客机起落架气动噪声进行主动降噪的，有如下几种方法，高哲采用空气膜降噪法，在原本形成湍流的区域增加额外层流(空气膜)，层流代替原来不规则的流动，使湍流区域明显减小；任旺在起落架背风面边缘施加垂直射流，使射流、扭力臂与支柱构成一近似封闭空间。

4.2 受电弓降噪分析

空腔噪声产生的机理是由于，气流流经空腔前缘产生分离，在空腔上方形成剪切层，转化为漩涡运动，漩涡以一定的速度流向空腔下游，到达空腔后缘处与空腔后壁产生碰撞，从而诱发向前传播的压力波。

为改变空腔内的湍流，在高速列车受电弓空腔背风面设置射流降噪装置，射流面是宽为400 mm,长为2200 mm的矩形。射流温度与来流温度保持一致，射流在整个面上保持速度均匀分布，速度设置为30 m/s，列车速度为97.2 m/s。射流方向位置如图10所示。

图10 射流位置图

在建立的受电弓模型附近设置1个噪声监测点，位于空腔的中部，高度与车顶保持一致。图11给出了该噪声监测点的A计权1/3倍频程图，从图11中可得出如下结论：

该监测点在降噪前脉动压力的能量较为稳定，主要分布于105～111dB(A)之间，在800 Hz时脉动压力级出现较高峰值，800 Hz之后的高频段变化幅值较小，趋于稳定。而在射流降噪后，噪声监测点在低频时迅速增加，然后趋于稳定，在800 Hz时脉动压力级出现最大幅值，900 Hz之后的高频段变化峰值较小，施加射流后，监测点计算得到的总声压级值从133.17 dB降到117.97 dB，该射流方法具有一定的降噪效果，为后面的降噪研究提供一定的基础。

图11 监测点1/3倍频程图

5 结论

本文基于Lighthill声学理论，采用SST K-W模型、LES等模型对高速列车受电弓进行仿真模拟，并考虑不同列车运行速度，分析了受电弓的主要气动噪声源和远场气动噪声特性，并对受电弓进行降噪研究。基于仿真结果分析，可以得出以下结论。

(1)CRH380B高速列车车顶的主要气动噪声源是受电弓，受电弓部位的碳滑板、弓头等为受电弓的主要噪声源。

(2)高速列车以不同速度运行时，同一监测点随着列车运行速度的增加其声压级增加，以轨道中心线为对称的，监测点声压级及频谱特性表现出较高的对称性。

(3)高速列车以一定速度行驶时，随着离轨道中心线距离的增大，监测点的声压级逐渐减小，且在不同运行速度下，声压级降低的幅值相差较小。高速列车远场气动噪声是一种宽频噪声，其主要的能量集中在500～5000 Hz，存在明显的主频。

(4)在受电弓空腔处加射流主动降噪，监测点降低了15.2 dB，具有明显的降噪效果，为后续射流降噪研究提供基础。