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

（上海工程技術(shù)大學(xué) 城市軌道交通學(xué)院，上海201620）

0 引 言

高速列車為人們出行帶來(lái)便利，但是氣動(dòng)噪聲擾民問(wèn)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(lái)源［1］。根據(jù)研究發(fā)現(xiàn)，車速大于300 km／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(guó)家環(huán)境保護(hù)局頒布的《鐵路邊界噪聲限值及其測(cè)量方法》中已明確規(guī)定，鐵路外側(cè)距軌道中心線30 m處等效聲級(jí)不得高于70 dB［3］，而實(shí)測(cè)數(shù)值早已超過(guò)80 dB。根據(jù)數(shù)值模擬得出：高速列車氣動(dòng)產(chǎn)生的主要噪聲來(lái)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(duì)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(yáng)等對(duì)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［5］；余培汛等研究開(kāi)式空腔并提出相應(yīng)降噪方法［6］；南安普敦大學(xué)Zhang等指出外界氣流的涌入會(huì)導(dǎo)致空腔自激震蕩，而剪切氣流與腔內(nèi)流場(chǎng)的相互影響會(huì)導(dǎo)致腔內(nèi)氣動(dòng)噪聲［7］；黃莎等對(duì)車廂連接凹槽進(jìn)行數(shù)值計(jì)算并得出，凹槽最大正壓出現(xiàn)在迎風(fēng)面頂部［8］。

本文按以1∶1某高速列車三車編組模型作為氣動(dòng)噪聲源研究對(duì)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(guò)對(duì)比降噪前后流場(chǎng)特性變化、聲源特性變化和遠(yuǎn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)點(diǎn)聲壓級(jí)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(guò)建立某型號(hào)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(duì)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(mén)在高速列車行駛過(guò)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，本論文給予忽略；保留受電弓區(qū)域影響流場(chǎng)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(zhǎng)15.46 m、寬3.36 m和高2.74 m。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、2所示。

圖1 列車局部1：1三維模型Fig.1 1∶1 3D model of high speed train

圖2 受電弓處細(xì)節(jié)Fig.2 Details of pantograph

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(guò)程中，由于空腔表面外形突變導(dǎo)致空腔頂部前端氣流會(huì)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(lái)源于兩部分，一部分來(lái)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(lái)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(guò)在受電弓空腔背風(fēng)面設(shè)置射流裝置，行車過(guò)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，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40 m／s、射流口與水平面呈7°夾角。

圖3 射流口布置位置Fig.3 Arrangement position of jet port

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(duì)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(guò)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(duì)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60 mm。

圖4 弓頭仿生結(jié)構(gòu)（仰視圖）Fig.4 Bionic structure of bow head（bottom view）

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(zhǎng)45 m、寬20 m及高10 m，入口面與模型前端垂直距離為10 m，出口面與模型尾部垂直距離為20 m，計(jì)算區(qū)域?qū)ΨQ，模型底部與計(jì)算區(qū)域底面重合。

圖5 計(jì)算域Fig.5 Computational domain

本文采用ICEM軟件對(duì)模型表面及計(jì)算區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格劃分。其中，針對(duì)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(duì)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(duì)列車運(yùn)行時(shí)速350 km／h時(shí)主被動(dòng)整體降噪后的受電弓表面最大聲功率級(jí)進(jìn)行分析對(duì)比，分析結(jié)果見(jiàn)表1。

表1 網(wǎng)格獨(dú)立性檢驗(yàn)Tab.1 Grid independence test

對(duì)比表1數(shù)據(jù)可知，受電弓表面最大聲功率級(jí)變化在第四組開(kāi)始隨網(wǎng)格數(shù)量的遞增最終呈現(xiàn)平緩趨勢(shì)，因此本文確定網(wǎng)格總數(shù)為4 412萬(wàn)。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0.08 mm，增長(zhǎng)率為1.1，網(wǎng)格最小尺寸為0.83 mm，計(jì)算網(wǎng)格總數(shù)為4 412萬(wàn)，計(jì)算區(qū)域及車體表面網(wǎng)格劃分如圖6所示。

圖6 網(wǎng)格劃分細(xì)節(jié)Fig.6 Meshing details

1.3 數(shù)學(xué)模型

大尺度渦流是高速列車氣動(dòng)噪聲主要噪聲源，因此本文選擇大渦模擬湍流模型，其控制方程為式（1）和（2）：

式中，ρ為流體密度；ˉu i、ˉu j為過(guò)濾后的速度分量；P為處理后的壓強(qiáng)；μ為湍流粘性系數(shù)；τi j為亞格子尺度應(yīng)力，其數(shù)學(xué)模型為式（3）：

式中，Δ代表網(wǎng)格尺寸；Cs是Smagorinsky常數(shù)；S ij是求解尺度下的應(yīng)變力張量，表示如式（4）：

1.4 計(jì)算方法

本文使用fluent流體分析軟件對(duì)流場(chǎng)區(qū)域進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算。瞬態(tài)計(jì)算建立在穩(wěn)態(tài)計(jì)算基礎(chǔ)上，首先進(jìn)行穩(wěn)態(tài)計(jì)算，計(jì)算步數(shù)為500步；瞬態(tài)流場(chǎng)的計(jì)算步數(shù)為1 500步，步長(zhǎng)為5×105s；聲源聲功率級(jí)的步數(shù)為1 500步，步長(zhǎng)為5×105s；遠(yuǎn)場(chǎng)聲壓級(jí)計(jì)的步數(shù)為3 000步，步長(zhǎng)為5×105s。

本文采用反應(yīng)人耳實(shí)際聽(tīng)感的A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)來(lái)評(píng)價(jià)遠(yuǎn)場(chǎng)聲壓級(jí)。查閱鐵路噪聲標(biāo)準(zhǔn)ISO3095-2013知等效連續(xù)A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)計(jì)算表達(dá)式為式（5）［9］：

式中：采樣分辨率為T(mén)；非定常A計(jì)權(quán)聲壓表示為p A（t）；p0＝20μPa為基準(zhǔn)聲壓。

2 流場(chǎng)特性對(duì)比分析

以350 km／h高速列車運(yùn)行時(shí)速為例，對(duì)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(duì)比分析，分析降噪前后的受電弓的流場(chǎng)狀態(tài)。

降噪前后的速度分布對(duì)比如圖7所示，可得：

（1）弓頭位置的尾部卡門(mén)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)明顯減小（藍(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(chǎng)較優(yōu)化前更加穩(wěn)定。

圖7 主被動(dòng)整體降噪后速度分布對(duì)比（量程：0～130 m／s）Fig.7 Comparison of velocity distribution between active and passive noise reduction（range：0～130 m／s）

降噪前后的湍動(dòng)能分布對(duì)比如圖8所示，可得：

（1）弓頭尾部湍動(dòng)能基本消失，最大湍動(dòng)能由299.46 m2／s2減小至94.78 m2／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(duì)減小，整體底部空腔內(nèi)的最大湍動(dòng)能由301.79 m2／s2減小至190.46 m2／s2；降噪前后的渦量分布對(duì)比如圖9所示，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(duì)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(duì)空腔前緣的降噪更為明顯。

圖9 主被動(dòng)整體降噪后渦量分布對(duì)比Fig.9 Comparison of vorticity distribution between active and passive noise reduction

3 受電弓主被動(dòng)協(xié)同降噪效果分析

3.1 聲源特性對(duì)比分析

以350 km／h高速列車運(yùn)行時(shí)速為例，對(duì)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(jí)對(duì)比分析，分析降噪前后的受電弓各個(gè)部位的聲功率級(jí)變化情況，如表2和圖10所示。

由圖10和表2可得：

（1）受電弓表面的聲功率級(jí)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(jí)降幅較大，最大聲功率級(jí)由降噪前的134.09 dB降為118.81 dB，降低了15.28 dB；

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

（4）其他位置未施加降噪措施的位置聲功率級(jí)大小基本不變。

表2 各部位的最大聲功率級(jí)降幅Tab.2 Maximum sound power level reduction of each part

圖10 協(xié)同降噪后聲功率級(jí)對(duì)比圖（量程：0～120 dB）Fig.10 Comparison chart of sound power level after collaborative noise reduction（range：0～120 dB）

3.2 遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲對(duì)比分析

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

3.2.1 遠(yuǎn)場(chǎng)聲壓級(jí)衰減特性分析

對(duì)主被動(dòng)整體降噪前后的受電弓遠(yuǎn)場(chǎng)聲壓級(jí)橫向衰減規(guī)律進(jìn)行了分析，如圖12所示。

（1）受電弓遠(yuǎn)場(chǎng)聲壓級(jí)隨著距離的增加逐漸變小，呈現(xiàn)一個(gè)對(duì)數(shù)衰減的趨勢(shì)；

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

圖11 遠(yuǎn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置形式Fig.11 Layout of remote monitoring points

圖12 遠(yuǎn)場(chǎng)聲壓級(jí)橫向衰減規(guī)律Fig.12 Lateral attenuation law of far field sound pressure level

對(duì)主被動(dòng)整體降噪前后的受電弓遠(yuǎn)場(chǎng)聲壓級(jí)縱向變化規(guī)律進(jìn)行了分析，如圖13所示。

（1）降噪前后在受電弓尾部2 m左右位置都出現(xiàn)了聲壓級(jí)的極大值點(diǎn)，說(shuō)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(cè)點(diǎn)聲壓級(jí)平均降低了3.92 dBA，最大降低值位置在受電弓尾部6 m處，降低了4.23 dBA。

對(duì)主被動(dòng)整體降噪前后的受電弓遠(yuǎn)場(chǎng)聲壓級(jí)垂向（25 m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。

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

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

圖13 遠(yuǎn)場(chǎng)聲壓級(jí)縱向變化規(guī)律Fig.13 Longitudinal variation of far field sound pressure level

圖14 遠(yuǎn)場(chǎng)聲壓級(jí)垂向（不同樓層高度）變化規(guī)律Fig.14 Variation law of far field sound pressure level in vertical direction（different floor height）

3.2.2 遠(yuǎn)場(chǎng)聲壓級(jí)頻域分布對(duì)比分析

為分析主被動(dòng)整體降噪前后遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲聲壓級(jí)頻譜特性規(guī)律，選取距離車體7.5 m遠(yuǎn)處的監(jiān)測(cè)點(diǎn)Z1（如圖11所示）作為研究對(duì)象，以350 km／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(chǎng)聲壓級(jí)頻域分布規(guī)律圖和1／3倍頻程頻譜圖，如圖15、16所示。

（1）降噪前后受電弓遠(yuǎn)場(chǎng)聲壓級(jí)頻域分布都較寬，且隨著頻率的升高，聲壓級(jí)呈逐漸降低趨勢(shì)；

（2）降噪后在500～5 000 Hz頻段內(nèi)遠(yuǎn)場(chǎng)聲壓級(jí)都普遍降低，總聲壓級(jí)由降噪前的94.01 dBA降為90.37 dBA，降低了3.66 dBA；

（3）降噪前分別在180 Hz、350 Hz和800 Hz位置有3個(gè)主頻，降噪后這3個(gè)主頻的聲壓級(jí)都有顯著的降低，特別是在800 Hz位置聲壓級(jí)降低了8.21 dBA。

圖15 遠(yuǎn)場(chǎng)聲壓級(jí)頻域分布規(guī)律圖Fig.15 Distribution of far field sound pressure level in frequency domain

圖16 1／3倍頻程頻譜圖Fig.16 1／3 octave spectrum

4 結(jié)束語(yǔ)

受電弓弓頭和底部空腔是氣動(dòng)噪聲的主要來(lái)源。經(jīng)過(guò)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(jí)都有較大的降幅，其中弓頭和空腔部位分別降低了15.28 dBA和16.92 dBA。

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(shì)（距離受電弓25 m遠(yuǎn)）；降噪后對(duì)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4.94 dBA。遠(yuǎn)場(chǎng)聲壓級(jí)在低頻區(qū)域降噪效果更為顯著，特別是在800 Hz位置聲壓級(jí)降幅最大，降低了8.21 dBA。