高速列车受电弓气动噪声分析与空腔降噪研究

袁贤浦，苗晓丹，杨 俭，袁天辰，袁 丁

(1.上海工程技术大学 城市轨道交通学院,上海 201620；2.上海工程技术大学 机械与汽车工程学院,上海 201620)

高速列车的快速发展在给人们出行带来便捷的同时，也在制造着刺耳的噪声，给铁路沿线居民的身心健康造成负面影响。高速列车气动噪声主要为偶极子噪声，远场声压级与车速的6次方线性具有相关性[1-2]，且随车速的增加会逐渐加重。高速列车轮轨噪声、电气噪声和气动噪声是扰民噪声的主要噪声源[3]。当列车运行速度大于250 km·h-1时，列车表面产生的气动噪声迅速增长，超过轮轨噪声成为扰民的主要噪声源[1]。中华人民共和国国家标准《铁路边界噪声限值及其测量方法》中规定，铁路沿线外侧30 m处等效声级必须低于70 dB[4]，而随着列车行驶速度的不断提升，高速列车行驶过程中产生的噪声的等效声级早已超出规定值。

现阶段高速列车气动噪声研究方法主要是数值模拟和风洞试验[5]。风洞试验受到车体缩比尺寸、地面效应、风洞尺寸等多因素影响[6]，且成本较高。文献[7]对1∶8缩比尺寸高速列车模型进行风洞试验，发现列车主要噪声源分布于转向架与受电弓表面。

数值模拟求解气动噪声分为计算气动声学方法和Lighthill声类比方法，其中后者最为常用[8]。文献[9]通过数值模拟方法分析了开式空腔气动噪声产生机理，并提出开式空腔降噪方法，最终发现只有同时加强空腔上方流场稳定并降低流场波动性才能实现最佳降噪效果。文献[10]研究发现运动腔体上游气流易发生分离并可冲击空腔内部，腔内前端形成的涡流及声波的自激振荡是腔体的主要噪声源。文献[11]对CRH2车型的车厢连接凹槽部位进行数值模拟分析，发现最大正压力出现在凹槽迎风面上顶角处。文献[12]研究了车厢顶部棱角形状对气动噪声产生的影响，指出倾斜倒角对降低空腔内部气动噪声有显著效果。文献[13]中，研究人员在空腔内表面安装等离子激励装置，诱导腔体内部气流流动，使得空腔内部总声压级降低了3.87 dB。

现阶段的CFD数值模拟主要采用Fluent商业软件。文献[14]采用Fluent软件对稳压罐进行了数值模拟分析，测试了出口位置流量稳定性，验证了稳压罐设计的科学性。文献[15]采用Fluent软件对换向器喷嘴的射流流场分布进行了数值模拟分析，并设计出一种新型换向器。

本文通过建立某型号受电弓局部1∶1气动噪声分析模型，探究了不同网格数及边界层网格尺度对仿真结果的影响，并对不同车速下声源特性、远场气动噪声频谱特性进行分析。本文针对最大噪声贡献部位之一的空腔提出斜面主动射流降噪方法，并分析了其对降噪效果的影响。

1 高速列车气动噪声计算模型

1.1 几何模型

以某高速列车作为声源研究对象，建立了列车局部1∶1三维模型。为减少网格数量并缩短计算时间，本文省略了螺栓、导线、阀门等对受电弓周围流场影响可忽略不计的部件，仍保留受电弓导流罩、空腔、绝缘子等对尾部湍流影响较大的部件。整体模型长、宽、高分别为15.46 m、3.36 m和2.74 m。整体模型以及受电弓细节如图1和图2所示。

图1 列车局部1∶1三维模型Figure 1. 1∶1 3D model of partial train

1-底部空腔；2-导流罩；3-弓头；4-平衡杆；5-上臂杆；6-拉杆；7-下臂杆；8-底架；9-绝缘子图2 受电弓处细节Figure 2.Details of the pantograph

在研究受电弓空腔气动噪声产生机理的同时，采用对腔内气体射流的方法实现受电弓空腔气动噪声降噪。由于绝缘子是空腔内部主要噪声源且绝缘子顶端高于列车顶部平面，因此为实现最佳降噪效果，射流口必须与水平面呈一定角度。如图3所示，对250 km·h-1车速状况下多组数值模拟计算，最终确定射流气流与水平面呈7°夹角，并且在射流速度为32 m·s-1时，可以实现理想的降噪效果。

图3 射流口布置位置Figure 3. Location of jet port

1.2 计算域和边界条件设定

对所建立的三维模型进行如图4所示的计算域设定。设定计算域的长宽高分别为45 m、20 m、10 m，模型前缘距离流场入口10 m，模型后缘距离流场出口20 m，模型横向对称并紧靠地面。

图4 计算域Figure 4. Computational domain

对所设定的计算域进行边界条件设置。为减小地面对模型周围流场的影响，设置地面为滑移壁面，滑移速度与流场入口流速相同(即与车速大小相等、方向相反)。本文对在300～450 km·h-1列车行驶速度下的受电弓气动噪声进行分析，设置入口边界条件为速度入口。所有边界条件的设置如表1所示。

表1 边界条件设置

1.3 网格划分

采用ICEM软件对模型进行网格划分。对受电弓、导流罩及车体附近的湍流较强区域进行加密网格处理，对模型表面(固体表面为速度梯度较大位置)进行边界层划分。

为提高计算结果的精准度，减小网格数对仿真结果的影响，本文进行了网格独立性检验，划分了5组密度不同的网格，并在列车运行时速为350 km·h-1时，分别对受电弓表面的最大声功率级进行分析，分析结果如表2所示。

表2 网格独立性检验

由表2可知，随着网格数量的增加，测试值最大声功率级的变化逐渐趋于平缓，从第4套网格开始最大声功率级就基本稳定，因此本文采用网格总数为4 323万的第四套网格进行数值模拟。其中最靠近壁面的边界层的厚度为0.08 mm，总共设置4层边界层，增长率为1.1，受电弓表面最小网格尺寸为0.844 mm，划分完成后的网格总数为4 323万，网格划分细节如图5所示。

图5 网格划分细节Figure 5. Details of meshing

1.4 数学模型

本文采用RNGk-ε模型对流场进行稳态求解，以便获得一个较为稳定的初始流场作为LES瞬态计算的初始值。RNGk-ε模型控制式如下所示

(1)

(2)

式中，ρ为流体密度；T为温度；gi是重力矢量的分量；μt为流体的粘度系数；高雷诺数条件下(μmol/μeff<<1)，αk=αε≈1.393，C1ε=1.42，C2ε=1.68；Sk和Sε是自定义源项；Gk和Gb分别是速度梯度和浮力引起的湍动能。

(3)

在此基础上，采用大涡模拟计算受电弓的瞬态流场，再采用FW-H声类比法将流场数据转化为声场数据。大涡模拟控制方程为

(4)

(5)

式中，x和y为速度分量；ρ和μ分别为密度和黏度系数；P为流体压强；τxy为亚格子应力，其计算式为

(6)

式中，Δ为网格大小，Cs=0.1。

1.5 计算方法

本文基于Fluent软件进行的气动噪声分析。首先进行稳态计算，设置计算步数为500步；然后进行瞬态的流场计算，设置计算步长为5×105s，步数为1 500步；再进行声源计算，设置计算步长为5×105s，步数为1500步；最后进行远场声压级计算，设置计算步长为5×105s，步数为3 000步，细节设置见表3。

表3 计算方法表

A计权声压级是符合人耳听觉频率范围的远场声压级计算方式，因此本文以此作为远场气动噪声评定标准。根据铁路噪声标准ISO3095-2013，等效连续A计权声压级计算方式为[16]

(7)

式中，T为采样分辨率；pA(t)为非定常A计权声压；p0=20 μPa(基准声压)。

2 受电弓空腔气动噪声特性

2.1 流场特性分析

以350 km·h-1高速列车运行时速为例，先采用RNGk-ε模型进行稳态仿真，再进行LES大涡模拟，图6为受电弓附近的速度云图。

由图6可知，在弓头、底架、绝缘子以及空腔部位都有较大的湍流扰动。在空腔前缘有较大的垂向速度差，形成了负压真空区，容易引起大的涡流。

图6 受电弓附近速度云图Figure 6. Velocity cloud map near the pantograph

图7为高速列车横向对称截面的受电弓附近湍动能分布云图。图8为采用Q准则(尺度为0.005)的涡量分布云图。由图7和图8可知，在受电弓弓头、底架、绝缘子及空腔前缘的尾部湍动能较大，且在绝缘子及空腔前缘的尾部分布较广，最大湍动能可达301.23 m2·s-2，处于绝缘子部位。图7所示的湍动能较大的部位对应的涡量也较强，其中在受电弓弓头、底架及绝缘子的尾部主要产生环形涡，在其他部位的尾部主要产生带状涡及球状涡。

因此，受电弓弓头、底架及绝缘子部位及空腔前缘的尾部是湍流发生的主要区域，也是气动噪声产生的关键部位。

图7 受电弓附近湍动能云图(量程：0～120 m2·s-2)Figure 7. Turbulent kinetic energy cloud map near the pantograph(Range: 0～120 m2·s-2)

图8 受电弓附近涡量分布Figure 8. Vorticity distribution near the pantograph

2.2 声源特性分析

高速列车时速为350 km·h-1时，在受电弓附近流场瞬态仿真的基础上，采用边界层噪声源模型，仿真得到了350 km·h-1速度下的受电弓处声功率级分布，结果如图9所示，各部位的最大声功率级如表4所示。

图9 受电弓声功率级云图(量程：0～120 dB)Figure 9. Sound power level cloud map of pantograph(Range: 0～120 dB)

表4 各部位的最大声功率级

由图9和表4可得，在受电弓弓头、底架、绝缘子两侧以及空腔上游表面的声功率级都较大，最大声功率级发生部位为空腔前缘(绝缘子上游部位)，最大值为134.98 dB。因此针对受电弓底部空腔部位采取降噪措施是整体受电弓降噪的关键。

2.3 远场气动噪声分析

基于受电弓空腔气动噪声分析，本文确定了空腔内部噪声源特性及分布规律。由于高速列车和计算域具有对称性(轨道中心线与列车纵向中心线重合)，为提高计算效率，本文将噪声监测点设置在列车一侧，距离列车中心线距离分别为3.5 m、7 m和25 m。监测点垂向距离地面高度为3.5 m，且沿空腔纵向方向等距设置3列。在距离轨道中心线25 m处，从模型底面开始沿铅垂线方向每隔2 m设置一监测点，共设置9处监测点，用以研究远场气动噪声对不同居民楼层降噪效果。噪声监测点设置如图10所示。

图10 远场监测点布置形式Figure 10. Layout of far-field monitoring points

图11给出了高速列车在300～450 km·h-1时速范围内，在4种不同车速下的a行、b行和c行监测点处纵向三点均值声压级曲线图。由图11可知，监测点处声压级随着距车体中位线距离的增加而降低。随着速度的增加，3.5 m处声压级和25 m处声压级数值变化范围都在固定区间。因此，削弱空腔湍流脉动并降低近场声压级值，对控制远场气动噪声具有积极作用。

图11 列车纵向三点声压级均值图Figure 11. Longitudinal three-points sound pressure level mean value map of train

图12为时速350 km·h-1时3.5 m处和25 m处两个监测点A计权声压级1/3倍频程图。随着距离的增加，气动噪声低频能量损失较为明显[17]，高频能量更容易向远场传播。由图12可知，随着气动噪声传播距离的增加，各个频段A计权声压级都下降明显。在3.5 m处，气动噪声能量在300～1 600 Hz，总声压级为85 dB；在25 m处，气动噪声能量集中在400～2 000 Hz，总声压级为75 dB。

图12 A计权声压级1/3倍频程图Figure 12. 1/3 octave diagram of A-weighted sound pressure level

3 受电弓空腔气动噪声降噪分析

上文已对受电弓气动噪声产生机理及传播规律进行了分析，其中空腔是整个受电弓最大噪声贡献部位之一。空腔上游剪切气流涌入是气动噪声产生的主要原因。本文选用主动射流降噪方法，通过在受电弓空腔背风面设立7个射流口，对250 km·h-1行驶速度下的列车受电弓空腔内进行射流降噪。

图13为本文建立的射流降噪模型示意图。圆形喷嘴直径为130 mm，射流口与水平面呈7°夹角，射流速度为32 m·s-1。

图13 受电弓空腔射流降噪示意图Figure 13. Schematic diagram of pantograph cavity jet noise reduction

图14为射流降噪前后空腔内的湍动能变化对比。由图14可知，射流降噪后空腔上游及绝缘子尾部湍动能明显减弱，降噪前后空腔内部最大湍动能值由301.23 m2·s-2降低至190.90 m2·s-2，降低了110.33 m2·s-2。

(a)

(b)图14 受电弓空腔湍动能云图(量程：0～120 m2·s-2)(a)射流前空腔内部湍动能云图 (b)射流后空腔内部湍动能云图Figure 14. Turbulent kinetic energy cloud map of pantograph cavity(Range:0～120 m2·s-2)(a)Turbulent kinetic energy cloud map inside the cavity before the jet (b)Turbulent kinetic energy cloud map inside the cavity after the jet

为分析射流降噪前后靠近声源处的气动噪声频谱特性变化，选取距离车体3.5 m远处的b列监测点(图10)作为研究对象，计算求出降噪前后1/3倍频A计权声压级，如图15和图16所示。由图可知，射流降噪前后受电弓空腔气动噪声频域分布较宽，射流后在100～2 000 Hz低频频段内气动噪声声压级普遍降低，平均降低了3.24 dB，总声压级降低了3.05 dB。

(a)

(b)图15 射流降噪前后3.5 m处声压级频域分布图Figure 15. Frequency domain distribution diagram of sound pressure level at 3.5 m before and after jet noise reduction

图16 射流降噪前后3.5 m处1/3倍频声压级对比Figure 16. Comparison of sound pressure level of 1/3 octave frequency at 3.5 m before and after jet noise reduction

为研究受电弓空腔射流降噪后对不同居民楼层的降噪效果，按照图10所示形式设置噪声监测点。在距离轨道中心线25 m处，从模型底面开始沿铅垂线方向每隔2 m设置一监测点，共设置9处监测点。降噪结果如表5所示。

表5 距离轨道中心线25 m处不同高度楼层降噪效果对比

由表5可得，射流降噪后对远场不同住宅楼层均有降噪结果，对高层处的降噪效果更为明显，其中对8 m高处的住宅楼层降噪效果最为明显，降低了2.64 dB。

4 结束语

通过网格独立性检验可得以下结论：(1)当所建立的受电弓气动噪声分析模型网格总数为4 323万个时，数值模拟精确度已满足要求；(2)受电弓空腔上游、绝缘子是主要气动噪声源，最大声功率级发生在绝缘子上游部位，为134.98 dB；(3)空腔射流降噪前后气动噪声频带分布都较宽，3.5 m远处射流后在100～2 000 Hz较低频段内声压级平均降低3.24 dB，总声压级降低了3.05 dB；(4)对25 m远处不同楼层高度的射流降噪前后气动噪声进行对比，8 m高楼层处气动噪声下降最明显，为81.65 dB，下降了2.64 dB。