基于fluent的高速列車受電弓主被動(dòng)整體降噪研究

袁賢浦　袁丁　湯路　王雪明

摘要：針對高速列車氣動(dòng)噪聲越來越大的問題，本文以高速列車某車型為參考建立1：1受電弓區(qū)域局部模型，基于寬頻帶噪聲源模型、LES大渦模擬及FW-H聲學(xué)模型，運(yùn)用弓頭仿生降噪和底部空腔主動(dòng)射流降噪的整體降噪措施，采用數(shù)值模擬法研究高速列車受電弓區(qū)域的降噪效果。結(jié)果表明：受電弓弓頭和底部空腔是氣動(dòng)噪聲的主要來源;降噪后，主要噪聲源的聲功率級都有了較大降幅，其中弓頭和空腔部位分別降低了15.28dB和16.92dB;中高樓層住宅處的降噪效果更佳，最大聲壓級降低位置在距地面18m高處（距受電弓25m遠(yuǎn)處），降低了4.94dBA;遠(yuǎn)場聲壓級在低頻區(qū)域降噪效果更為顯著，特別是在800Hz位置聲壓級降幅最大，降低了8.21dBA。

關(guān)鍵詞：高速列車;氣動(dòng)噪聲;受電弓;大渦模擬;仿生降噪;主動(dòng)射流降噪

【Abstract】Inviewoftheincreasingaerodynamicnoiseofhigh-speedtrain，a1：1localmodelofpantographareaisestablishedbasedonahigh-speedtrainmodel.Basedonthebroadbandnoisesourcemodel，largeeddysimulationandFW-Hacousticmodel，thewholenoisereductionmeasuresofpantographheadbionicstructureoptimizationandbottomcavityactivejetareusedtostudythenoisereductionofhigh-speedtrainpantographareaeffect.Theresultsshowthat：thepantographheadandbottomcavityarethemainsourcesofaerodynamicnoise;afternoisereduction，thesoundpowerlevelsofthemainnoisesourcesarereducedby15.28dBand16.92dBrespectively;thenoisereductioneffectofmediumandhighrisebuildingsisbetter，andthemaximumsoundpressurelevelisreducedby4.94dBAat18mabovetheground（25mawayfromthepantograph）;thenoisereductioneffectoffar-fieldsoundpressurelevelismoresignificantinlow-frequencyregion，especiallyat800Hzposition，thelargestreductionis8.21dBA.

【Keywords】highspeedtrain;aerodynamicnoise;pantograph;largeeddysimulation;bionicnoisereduction;jetnoisereduction

作者簡介：袁賢浦（1996-），男，碩士研究生，主要研究方向：高速列車受電弓弓頭氣動(dòng)降噪;袁丁（1993-），男，碩士研究生，主要研究方向：高速列車受電弓空腔氣動(dòng)降噪;湯路（1995-），男，碩士研究生，主要研究方向：弓網(wǎng)故障預(yù)警;

王雪明（1996-），男，碩士研究生，主要研究方向：基于改進(jìn)神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)的盾構(gòu)隧道沉降預(yù)測及控制研究。

0引言

高速列車為人們出行帶來便利，但是氣動(dòng)噪聲擾民問題也愈發(fā)嚴(yán)重。氣動(dòng)噪聲、電氣噪聲和輪軌噪聲是目前高速鐵路的三大主要噪聲來源[1]。根據(jù)研究發(fā)現(xiàn)，車速大于300km/h時(shí)，氣動(dòng)噪聲將成為高速列車擾民的主要噪聲源[2]。1990年國家環(huán)境保護(hù)局頒布的《鐵路邊界噪聲限值及其測量方法》中已明確規(guī)定，鐵路外側(cè)距軌道中心線30m處等效聲級不得高于70dB[3]，而實(shí)測數(shù)值早已超過80dB。通過數(shù)值模擬得出：高速列車氣動(dòng)產(chǎn)生的噪聲主要來自于高速列車受電弓，因此降低受電弓區(qū)域的氣動(dòng)噪聲是高速列車降噪的當(dāng)務(wù)之急。

目前，對高速列車受電弓的主要研究方法是風(fēng)洞試驗(yàn)和數(shù)值模擬[4]。高陽等人[5]對1：8縮比高鐵模型進(jìn)行風(fēng)洞試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)：轉(zhuǎn)向架與受電弓產(chǎn)生噪聲最大，為高速列車主要噪聲源;余培汛等人[6]研究開式空腔并提出相應(yīng)降噪方法。Zhang[7]指出外界氣流的涌入會導(dǎo)致空腔自激震蕩，而剪切氣流與腔內(nèi)流場的相互影響會導(dǎo)致腔內(nèi)氣動(dòng)噪聲。黃莎等人[8]對車廂連接凹槽進(jìn)行數(shù)值計(jì)算并得出運(yùn)算結(jié)果，凹槽最大正壓出現(xiàn)在迎風(fēng)面頂部。

本文即以1：1某高速列車三車編組模型作為氣動(dòng)噪聲源研究對象，提出弓頭仿生結(jié)構(gòu)優(yōu)化和空腔主動(dòng)射流整體降噪方法，通過對比降噪前后流場特性變化、聲源特性變化和遠(yuǎn)場監(jiān)測點(diǎn)聲壓級變化，確定降噪效果，為后期高速列車降噪奠定基礎(chǔ)。

1高速列車氣動(dòng)噪聲計(jì)算模型

1.1幾何模型

1.1.1整體幾何模型

本文通過建立某型號高速列車受電弓局部1：1三維模型，并將其作為聲源研究對象進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算?？紤]小型部件如螺栓、電線及部分閥門在高速列車行駛過程中氣動(dòng)噪聲貢獻(xiàn)量極低，為降低網(wǎng)格數(shù)量及提高計(jì)算速度，故文中將其忽略;保留受電弓區(qū)域影響流場關(guān)鍵部件：受電弓弓頭及其桿件、受電弓導(dǎo)流罩、空腔凹槽、空腔絕緣子。研究模型長15.46m、寬3.36m和高2.74m。主被動(dòng)整體降噪后的模型示意圖以及受電弓局部放大圖如圖1、圖2所示。

1.1.2空腔主動(dòng)射流降噪幾何模型

高速列車在快速行駛過程中，由于空腔表面外形突變導(dǎo)致空腔頂部前端氣流會因?yàn)榧羟辛ψ饔盟俣劝l(fā)生突變而涌入空腔。氣動(dòng)噪聲主要來源于2部分。一部分來源于剪切氣流直接進(jìn)入空腔內(nèi)而產(chǎn)生的較大規(guī)模渦流，另一部分來源于剪切氣流和絕緣子迎風(fēng)面的直接碰撞。因此，本文選用射流降噪方式，通過在受電弓空腔背風(fēng)面設(shè)置射流裝置，行車過程利用射流氣體抬高剪切氣流，避免其直接撞擊空腔內(nèi)部的方法，實(shí)現(xiàn)空腔氣動(dòng)噪聲降噪。射流口布置位置如圖3所示，射流速度為40m/s、射流口與水平面呈7°夾角。

1.1.3弓頭仿生結(jié)構(gòu)優(yōu)化被動(dòng)降噪幾何模型

受電弓弓頭處湍動(dòng)能較大，對應(yīng)區(qū)域渦量也較大。弓頭部位氣動(dòng)噪聲產(chǎn)生機(jī)理為氣流撞擊桿件造成的氣流分離與渦脫落，受電弓弓頭部位的脫落渦即氣動(dòng)噪聲主要噪聲源。因此，本文采用仿生學(xué)原理，通過將鸮翅膀前端凸起尾部梳狀外形應(yīng)用在碳滑板及圓桿上，形成對稱橢圓狀低噪聲外形，實(shí)現(xiàn)受電弓氣動(dòng)噪聲降噪。其中，弓頭仿生模型如圖4所示，碳滑板凸起高度為60mm。

1.2計(jì)算域設(shè)定及網(wǎng)格劃分

本文三維模型計(jì)算區(qū)間如圖5所示。根據(jù)模型尺寸最終確定計(jì)算域長45m、寬20m及高10m，入口面與模型前端垂直距離為10m，出口面與模型尾部垂直距離為20m，計(jì)算區(qū)域?qū)ΨQ，模型底部與計(jì)算區(qū)域底面重合。

本文采用ICEM軟件對模型表面及計(jì)算區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格劃分。其中，針對外形復(fù)雜表面如受電弓、導(dǎo)流罩表面進(jìn)行加密網(wǎng)格處理。由于固體表面速度梯度較大，因此對模型表面進(jìn)行邊界層劃分。

本文選取5組密度不同的網(wǎng)格進(jìn)行了網(wǎng)格獨(dú)立性檢驗(yàn)，對列車運(yùn)行時(shí)速為350km/h的情況下主被動(dòng)整體降噪后的受電弓表面最大聲功率級進(jìn)行分析對比，分析結(jié)果見表1。

對比表1數(shù)據(jù)可知，受電弓表面最大聲功率級變化在第四組開始隨網(wǎng)格數(shù)量的遞增最終呈現(xiàn)平緩趨勢，因此本文確定網(wǎng)格總數(shù)為4412萬。其中，近壁面共設(shè)置4層邊界層。第一層邊界層的厚度設(shè)置為0.08mm，增長率為1.1，網(wǎng)格最小尺寸為0.83mm，計(jì)算網(wǎng)格總數(shù)為4412萬，計(jì)算區(qū)域及車體表面網(wǎng)格劃分如圖6所示。

2流場特性對比分析

以350km/h高速列車運(yùn)行時(shí)速為例，對主被動(dòng)整體降噪前后的受電弓進(jìn)行速度分布、湍動(dòng)能分布和渦量分布的對比分析，分析降噪前后的受電弓的流場狀態(tài)。

主被動(dòng)整體降噪后速度分布對比如圖7所示。由圖7中降噪前后的速度分布對比可得：

（1）弓頭位置的尾部卡門渦街現(xiàn)象明顯減弱，碳滑板中間截面強(qiáng)烈的渦脫落現(xiàn)象基本消失。

（2）底部空腔前緣部位的剪切氣流撞擊絕緣子前壁面的現(xiàn)象基本消失，負(fù)壓區(qū)明顯減?。ㄋ{(lán)色區(qū)域）。

（3）受電弓附近整體的強(qiáng)湍流現(xiàn)象基本消失，流場較優(yōu)化前更加穩(wěn)定。

主被動(dòng)整體降噪后湍動(dòng)能分布對比如圖8所示。由圖8中降噪前后的湍動(dòng)能分布對比可得：

（1）弓頭尾部湍動(dòng)能基本消失，最大湍動(dòng)能由299.46m2/s2減小至94.78m2/s2。

（2）底部空腔前緣湍動(dòng)能較大區(qū)域明顯縮小，底架和絕緣子尾部的湍動(dòng)能也相對減小，整體底部空腔內(nèi)的最大湍動(dòng)能由301.79m2/s2減小至190.46m2/s2。

主被動(dòng)整體降噪后渦量分布對比如圖9所示。由圖9中降噪前后的渦量分布對比可得：

（1）弓頭碳滑板中間位置的月牙形渦有了大幅的減少，轉(zhuǎn)化為較稀疏的帶狀渦。

（2）空腔前緣的大渦流被射流氣流切碎形成了許多小渦流，對湍動(dòng)能的減弱有了極大的促進(jìn)作用。

（3）底架及絕緣子尾部渦量狀態(tài)基本不變，可以初步判斷主動(dòng)射流方法對空腔前緣的降噪更為明顯。

3受電弓主被動(dòng)協(xié)同降噪效果分析

3.1聲源特性對比分析

以350km/h高速列車運(yùn)行時(shí)速為例，對主被動(dòng)整體降噪前后的受電弓各個(gè)部位表面聲功率級進(jìn)行對比分析，分析降噪前后的受電弓各個(gè)部位的聲功率級變化情況。研究后可得各部位的最大聲功率級降幅見表2，協(xié)同降噪后聲功率級對比圖如圖10所示。

由圖10和表2分析后可得：

（1）受電弓表面的聲功率級大小由大到小分別為：空腔>弓頭>絕緣子>底架>上臂桿>下臂桿>拉桿>平衡桿。

（2）弓頭兩側(cè)曲率較大位置的聲功率級降幅較大，最大聲功率級由降噪前的134.09dB降為118.81dB，降低了15.28dB。

（3）絕緣子表面和空腔前緣的聲功率級降幅也較大，分別降低了12.85dB和16.82dB。

（4）其他位置未施加降噪措施的位置聲功率級大小基本不變。

3.2遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲對比分析

在空間域布置的遠(yuǎn)場監(jiān)測點(diǎn)如圖11所示。以350km/h高速列車運(yùn)行時(shí)速為例，沿橫向（z）從距受電弓3m遠(yuǎn)處開始每隔1m布置24個(gè)監(jiān)測點(diǎn)，探究隨距離增加的遠(yuǎn)場聲壓級衰減趨勢;沿縱向（x）距受電弓7.5m遠(yuǎn)處布置13個(gè)噪聲監(jiān)測點(diǎn)，探究遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲在縱向的變化規(guī)律;沿垂向（y）距受電弓25m遠(yuǎn)處布置31個(gè)噪聲監(jiān)測點(diǎn)，探究遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲在不同樓層高度的差異。

3.2.1遠(yuǎn)場聲壓級衰減特性分析

對主被動(dòng)整體降噪前后的受電弓遠(yuǎn)場聲壓級橫向衰減規(guī)律進(jìn)行了分析，仿真結(jié)果如圖12所示。由圖12分析可知：

（1）受電弓遠(yuǎn)場聲壓級隨著距離的增加逐漸變小，呈現(xiàn)一個(gè)對數(shù)衰減的趨勢。

（2）在3m和11m處降噪前后的遠(yuǎn)場聲壓級降低值分別出現(xiàn)了最大值和極大值點(diǎn)，分別降低了4.99dBA和4.08dBA，3～25m所有橫向監(jiān)測點(diǎn)聲壓級平均降低了3.61dBA。

對主被動(dòng)整體降噪前后的受電弓遠(yuǎn)場聲壓級縱向變化規(guī)律進(jìn)行了分析，仿真結(jié)果如圖13所示。圖13中，虛線處表示的是受電弓位置。由圖13曲線分析可知：

（1）降噪前后在受電弓尾部2m左右位置都出現(xiàn)了聲壓級的極大值點(diǎn)，說明尾部湍流及尾渦脫落是受電弓氣動(dòng)噪聲產(chǎn)生的主要原因之一。

（2）所有縱向監(jiān)測點(diǎn)聲壓級平均降低了3.92dBA，最大降低值位置在受電弓尾部6m處，降低了4.23dBA。

對主被動(dòng)整體降噪前后的受電弓遠(yuǎn)場聲壓級垂向（25m遠(yuǎn)處不同樓層高度）變化規(guī)律進(jìn)行了分析，如圖14所示。圖14中，虛線處表示的是受電弓位置。由圖14結(jié)果分析可知：

（1）降噪前后受電弓在垂向上隨著高度的增加聲壓級都有著先增加、后減少的規(guī)律，不同的是降噪后聲壓級極大值垂向位置比降噪前低了3m左右，且幅值有4.79dBA的顯著降低。

（2）所有的垂向監(jiān)測點(diǎn)聲壓級平均降低了4.18dBA，最大降低值位置在距地面18m高處，降低了4.94dBA，因此主被動(dòng)整體降噪對居民樓中高層住宅有著更為顯著的降噪效果。

3.2.2遠(yuǎn)場聲壓級頻域分布對比分析

為分析主被動(dòng)整體降噪前后遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲聲壓級頻譜特性規(guī)律，選取距離車體7.5m遠(yuǎn)處的監(jiān)測點(diǎn)Z1（見圖11）作為研究對象，以350km/h高速列車運(yùn)行時(shí)速為例，計(jì)算得到了受電弓遠(yuǎn)場聲壓級頻域分布規(guī)律圖和1/3倍頻程頻譜圖，如圖15、圖16所示。

由圖15、圖16結(jié)果分析可得：

（1）降噪前后受電弓遠(yuǎn)場聲壓級頻域分布都較寬，且隨著頻率的升高，聲壓級呈逐漸降低趨勢。

（2）降噪后在500～5000Hz頻段內(nèi)遠(yuǎn)場聲壓級都普遍降低，總聲壓級由降噪前的94.01dBA降為90.37dBA，降低了3.66dBA。

（3）降噪前分別在180Hz、350Hz和800Hz

位置有3個(gè)主頻，降噪后這3個(gè)主頻的聲壓級都有

顯著的降低，特別是在800Hz位置聲壓級降低了8.21dBA。

4結(jié)束語

受電弓弓頭和底部空腔是氣動(dòng)噪聲的主要來源。經(jīng)過弓頭仿生結(jié)構(gòu)優(yōu)化和空腔主動(dòng)射流整體降噪后，主要聲源的聲功率級都有較大的降幅，其中弓頭和空腔部位分別降低了15.28dB和16.92dB。

降噪前受電弓氣動(dòng)噪聲在垂向上呈現(xiàn)先增加、后減少的趨勢（距離受電弓為25m）;降噪后對中高層住宅有著更加顯著的降噪效果，最大降低位置在距地面18m高處，降低了4.94dBA。遠(yuǎn)場聲壓級在低頻區(qū)域降噪效果更為顯著，特別是在800Hz位置聲壓級降幅最大，降低了8.21dBA。

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