动车组受电弓开闭口对车外噪声影响试验研究

2021-12-15张毅超伍向阳刘兰华何财松

铁道标准设计 2021年12期

张毅超，尹皓，伍向阳，刘兰华，何财松，韩立

(1.中国铁道科学研究院研究生部，北京 100081； 2.中国铁道科学研究院集团有限公司节能环保劳卫研究所，北京 100081)

国内外研究表明，集电系统噪声是高速铁路噪声的重要来源之一，其噪声主要为气动噪声、受电弓和接触网之间摩擦产生的噪声以及受电弓在极短时间内与接触网分离产生的电弧噪声。我国高速铁路建设发展以来，通过不断改进和优化受电弓受流性能及弓网接触关系，电弧噪声已大为减少，摩擦噪声也大幅降低，随着高速铁路运行速度提高，气动噪声占比明显高于其他噪声，成为普遍关注的对象。

关于高速铁路受电弓区域气动噪声，国内外众多学者进行了相关研究。POISSON F[1]总结了各国对高速列车气动噪声不同的降噪措施，并分别对其效果做出了评价；NOGER[2]通过试验得出受电弓的主要气动噪声源来自于受电弓的弓头背风的一侧；Mitsuru IKEDA[3]对弓头经过平滑处理、表面使用多孔吸声材料的特制受电弓进行风洞试验，发现其相比普通受电弓具有较好的降噪效果；池田充[4]研究介绍了日本新干线针对受电弓电弧噪声和气动噪声相关降噪措施及其效果；张亚东[5]通过建模对受电弓气动噪声进行数值模拟，分析了受电弓气动噪声源特性和受电弓各部件对噪声贡献量情况；李田[6]通过建立空气动力学模型，对比了高速受电弓在开闭口不同状态下流场情况和其动力特性；张永升[7]通过风洞试验发现高速列车运行时，受电弓开闭口状态的不同对弓网接触压力和受电弓升力特性影响较大；高阳[8]通过缩比模型风洞试验，对受电弓升降弓状态下气动噪声特性进行了研究；郭建强[9]对设计的受电弓结构减振座进行数次试验台试验，验证了该装置对受电弓噪声的降噪效果和可靠性；梁永廷[10]通过实验发现对受电弓施加隔声罩、吸音板和吸音棉可在全频段内对隔声水平进行改善；曾昭阳[11]通过建模计算得出沟槽橡胶复合隔振结构对降低由受电弓振动引起的车厢噪声有突出效果；徐志龙[12]将表面光滑的受电弓结构设计成螺纹型非光滑结构，通过建模计算得出螺纹型非光滑结构能有效降低受电弓气动噪声；肖友刚[13]研究得出对受电弓零部件采取尺寸加大、数量减少的措施可降低其产生的气动噪声；MITSUMOJI Takeshi[14]研究得出等离子体激励器通过控制弓头的气流可降低受电弓区域的气动噪声；杜健[15]利用模型计算得出高速列车受电弓远场噪声的指向性相关特点；柳润东[16]利用宽带噪声源模型和声类比理论，通过数值模拟混合求解方法得出高速列车气动噪声源强最大区域是在转向架、头车和受电弓区域；黄凯莉[17]通过建立模型分析计算得出受电弓区域主要噪声源来自受电弓部位的碳滑块和弓头；王洋洋[18]通过建立受电弓流体和气动噪声的仿真模型，在分析气动噪声产生机理的基础上引入仿生结构，提出了对受电弓结构的优化方案。我国高速铁路噪声源识别结果表明：动车组运行速度为300 km/h及以上时，集电系统部位逐渐成为声强级最高的噪声源，且随着动车组运行速度提高，集电系统噪声贡献进一步提升。

受电弓开闭口是高速铁路两种运行工况，高速列车受电弓噪声相关研究以仿真建模和风洞试验为主，在运营工况下单独分析受电弓气动噪声研究较少，为进一步掌握动车组受电弓运营时噪声实际影响，通过现场试验，对动车组车运营期受电弓在开闭口两种状态下的车外噪声特性进行对比分析。

1 现场试验方案

1.1 试验对象

现场试验选取在某高速铁路桥梁区段，敷设双块式无砟轨道。试验列车为CR400BF-A型动车组，为16节编组。如图1所示，CR400BF-A型动车组车长414.3 m，使用CX-GI032型受电弓，该动车组受电弓两弓之间距离为208 m。受电弓升弓后，列车运行过程中通过碳滑板与接触网的接触来集取电流。高速列车受电弓在升弓状态下有开口和闭口两种工况，如图2所示，在高速列车运行过程中，没有明确统一规定要求其受电弓开闭口方向，目前这两种工况都存在。

图1 CX-GI032型受电弓

图2 受电弓开口、闭口状态

1.2 试验设备及测点布置

由于试验列车运行速度均大于200 km/h，根据ISO 3095—2013《声学铁路应用轨道机车车辆发射噪声测量》中对列车运行辐射噪声测试的相关规定[19]，声学传感器放置在距铁路近侧线路中心线25 m、轨面以上3.5 m处(图3)。为减少传声器故障以及一些随机性因素引起的试验结果偏差，对应测试位置同时布设2个声学传感器，试验开始前，采用标准声源对2个传声器开展校准和一致性试验，保障试验结果的一致性。测点周围环境开阔，无类似于积雪和高大植被等吸声物体，无水、冰、柏油等反射覆盖物，列车和传声器之间无人[20](图4)，测试均选择在晴朗无风的天气条件下进行。

图3 测点布置示意(单位：m)

图4 测试现场环境

为避免动车组其他因素对测试结果的影响，测试期间未发生车轮镟修、钢轨打磨及高级修等影响车外噪声的因素，可实现受电弓开、闭口单因素条件变化时的测试分析。

现场试验设备采用丹麦B&K多通道数据采集分析仪，动态响应范围为0～160 dB；声学传感器为B&K4189-A21型，灵敏度为50 mv/pa，频率响应范围为16～20 000 Hz。试验前后均对仪器设备进行标定。

针对3列高速动车组进行跟踪测试，跟踪过程动车组编号分别设定为1号、2号、3号，均为CR400BF-A型高速动车组，跟踪过程中动车组均未出现车轮多边形以及高级修，钢轨表面未出现波磨等异常磨耗，测试过程中详细记录动车组受电弓开闭口方式，数据分析处理流程如图5所示，噪声信号通过声学传感器进入多通道数据采集前端，经计算机软件分析计算，获得列车通过速度、噪声声压级、频谱、时域和频域图形等相关信息，据此分析受电弓开口、闭口状态对车外辐射噪声的影响。

图5 噪声信号采集分析系统

2 现场试验测试数据对比分析研究

2.1 数据分析方法

本次主要采取时频分析方法对试验数据进行分析，其中，频谱分析主要运用快速傅立叶变换(FFT)，将时域信号转换成频域信号，对信号进行1/3倍频程滤波，分析频率下限设置为20 Hz，上限为5000 Hz，采用线性计权，获得列车车外噪声1/3倍频程频谱图。

对列车通过时段噪声信号进行时频分析，将采集到的非稳态噪声信号使用短时傅立叶变换(STFT)。加滤波窗对信号进行分段，目的是使分段后每一段信号在其分段内波形特性无显著变化，得到稳态信号，然后对每段信号分别进行傅立叶变换(FT)得到时频图。

2.2 测试数据对比分析

选取速度为295 km/h 的1号动车组进行时域分析。1号动车组受电弓分别以开、闭口状态通过测点时，线性声级时域变化如图6所示。

图6 1号动车组(V=295 km/h)在开、闭口状态下列车通过时域变化曲线

由图6可知，受电弓通过测点时列车通过辐射噪声能量达到最大值，受电弓噪声对辐射噪声总声级有着不容忽视的影响。同时在动车组受电弓通过时段，开闭口两种状态下声能量有较大差异。

进一步对1号动车组以开、闭口两种状态通过测点时段进行时频对比分析，如图7所示。

图7 1号动车组开、闭口不同状态下车外噪声时频(线性计权)

由图7可知，在闭口状态下受电弓通过时(圆圈标记处)比开口状态通过时在时频图中亮度更大，代表其声压级更大。通过光标读数表明：开闭口不同状态下40 Hz声压级差异最大，在受电弓前弓和后弓通过时刻，闭口状态下比开口状态下声压级分别大2.9 dB和2.6 dB。这也表明，受电弓开闭口状态对声级有较大影响。

图8为1号动车组通过测点时，距铁路下行线轨道中心线25 m、轨面以上3.5 m处受电弓在开闭口工况下的辐射噪声频谱图。

图8 1号动车组、开闭口不同状态下车外噪声频谱(V=295 km/h)

由图8可知，动车组在各频段闭口状态下等效声级普遍高于开口状态。两者差异主要体现在低频区段，在频率为40 Hz时差异最大，声压级差达到3 dB。

通过计算进一步对1号动车组受电弓在开口和闭口两种状态下线性计权下声能量进行对比分析，比较分析结果如图9所示。

图9 1号动车组在开、闭口不同状态下列车通过声压平方对比(V=295 km/h)

从图9可以看出，1号动车组运行速度为295 km/h时，在气动噪声占重要作用的20～200 Hz低频频段内受电弓闭口状态声能量明显高于开口状态；尤其是40 Hz，闭口状态下声能量相比开口状态下高出近1倍。

导致闭口状态与开口状态下的声级存在差异的原因，主要是由于采用闭口方式运行时，在受电弓铰接处和弓头后端均会产生较大的漩涡，亦即闭口状态的涡流强度大于开口状态，因而导致闭口状态噪声相对较大[21]。国外的相关研究结果也证明了这一结果[22]：当受电弓膝部与列车运行方向呈逆流时(即闭口状态)，由受电弓头、绝缘子以及在框架和下臂之间的相互作用在很大程度上会影响声辐射。鉴于此，高速铁路动车组在日常运营时，应尽量采用开口状态运行。