受電弓艙對受電弓區(qū)域氣動噪聲的影響

史佳偉，葛 帥，圣小珍

(西南交通大學 牽引動力國家重點實驗室,成都 610031)

隨著列車運行速度的不斷提高，列車噪聲對周邊環(huán)境的影響愈加顯著，降噪已成為高速列車設計中一個重要的考慮因素。高速列車的降噪設計最終可以歸結(jié)為對主要噪聲源的降噪。其中，受電弓就是列車重要的噪聲源之一，作為列車車頂?shù)耐怀霾考?，其直接受到高速氣流沖擊，噪聲強度很大，是高速列車局部最強聲源[1]。此外，對于兩側(cè)安裝了聲屏障的線路而言，受電弓的噪聲會更加突顯，因為列車下部的噪聲可以被聲屏障遮擋，而車頂?shù)穆曉磩t是暴露的[2]。綜上所述，控制受電弓的氣動噪聲對降低高速列車的噪聲水平至關重要。

控制受電弓氣動噪聲的一類重要措施是引入導流罩、隔聲板等附屬設備。這些設備可以使受電弓避免直接暴露于高速氣流中或隔斷受電弓噪聲向周圍傳播的路徑。對于這類降噪方法，國內(nèi)外學者進行了大量研究。Noger等[3]在低噪聲風洞中測試了TGV列車受電弓系統(tǒng)的氣動噪聲，發(fā)現(xiàn)受電弓落弓槽后方的豎直面是主要的聲源部位，受電弓的存在會增大寬頻噪聲的幅值；與一般的空腔流動不同，受電弓艙不會出現(xiàn)空腔共振的現(xiàn)象。Kurita等[4]通過聲源識別，發(fā)現(xiàn) FASTECH360S 試驗列車車頂?shù)腪形隔聲板的前緣和后緣是主要噪聲源；與傳統(tǒng)隔聲板相比，Z型隔聲板的隔聲效果更好，但其本身產(chǎn)生的氣動噪聲更大，因而總體上降噪效果并不明顯。Yu等[5-6]通過數(shù)值模擬對比分析了4種受電弓導流罩的降噪效果，發(fā)現(xiàn)僅有單獨使用兩側(cè)隔聲板的方案可以降低受電弓氣動噪聲，且4種方案都會使受電弓區(qū)域的氣動阻力增大。Zhang等[7-8]從降噪的角度研究了受電弓開閉口方式、導流罩結(jié)構(gòu)及導流罩安裝位置的影響。Kim等[9]將受電弓簡化為單個圓柱，研究了受電弓艙附近的空氣流動特性和噪聲特性。Kim等[10]還比較了3種不同的受電弓附屬設備對受電弓區(qū)域流場和噪聲的影響，認為受電弓隔聲板的方案降噪效果最好。陳羽等[11]通過風洞試驗研究了受電弓導流罩對受電弓氣動噪聲的影響，發(fā)現(xiàn)降弓狀態(tài)下導流罩有比較明顯的降噪效果，而升弓狀態(tài)下導流罩的降噪效果有限。

在中國標準動車組上采用了受電弓艙的方案[12]，即受電弓位置的車頂下沉一定高度形成一個凹腔，受電弓安裝于凹腔內(nèi)，這也被稱為受電弓下沉式安裝?？讓W舟等[13]和林鵬等[14]分別研究了這種安裝方式對受電弓區(qū)域氣動阻力的影響，結(jié)果表明：受電弓艙的方案可以使受電弓區(qū)域?qū)崿F(xiàn)近20%的減阻，但目前關于受電弓艙對受電弓區(qū)域氣動噪聲影響的研究還比較少。為此，本文基于大渦模擬 (large eddy simulation,LES)方法和FW-H (Ffowcs Williams-Hawkings)方程，通過數(shù)值模擬研究了受電弓艙對受電弓區(qū)域氣流流動特性、表面氣動聲源以及遠場氣動噪聲的影響，相關結(jié)果可為高速列車受電弓氣動噪聲控制提供參考。

1 數(shù)值計算模型

1.1 幾何模型

本文采用三車模型，受電弓安裝在中間車二位端處，分別建立受電弓外置和下沉式(受電弓艙)安裝的列車模型。由于研究重點為受電弓區(qū)域的氣動噪聲，故所用模型忽略了轉(zhuǎn)向架等對車頂流場影響較小的部件并對列車底部做了平整化處理，將車端風擋簡化為光滑曲面，以減少數(shù)值計算所需的網(wǎng)格數(shù)量。幾何模型，如圖1所示。

(a)整車模型

1.2 計算域及邊界條件

本文模擬列車以350 km/h的速度在明線上運行的工況，相應的馬赫數(shù)小于0.3，故將空氣視作不可壓縮流體[15]。圖2給出了列車外流場計算域和邊界條件的示意圖。其中，列車車頭鼻尖距離計算域入口100 m，車尾鼻尖距離計算域出口200 m，計算域?qū)挾群透叨确謩e為60 m和30 m，列車底部距地面0.376 m。計算域入口設定為速度入口，輸入列車運行速度。出口設定為壓力出口，靜壓為0。計算域兩側(cè)及頂部邊界設定為對稱邊界。計算域底部設置為滑移壁面以消除地面附面層的影響，滑移速度為來流速度。

圖2 計算域及邊界條件 (m)Fig.2 Computational domain and boundary conditions (m)

1.3 網(wǎng)格劃分

劃分切割體網(wǎng)格離散計算域，為避免網(wǎng)格差異對計算結(jié)果的影響，所有計算模型采用相同的網(wǎng)格尺寸進行網(wǎng)格劃分。其中，受電弓表面網(wǎng)格尺寸控制在5～10 mm，車身部位網(wǎng)格的最大尺寸為60 mm，流線型車頭和車尾最大網(wǎng)格尺寸為30 mm，外流場區(qū)域最大網(wǎng)格尺寸為2 000 mm。對列車周圍和受電弓區(qū)域進行了局部加密，列車周圍加密區(qū)域加密尺寸為60 mm，受電弓周圍兩個加密區(qū)的網(wǎng)格尺寸分別為15 mm和30 mm。在列車表面拉伸出初始高度0.1 mm，增長率為1.2的8層棱柱層網(wǎng)格。各模型劃分后的網(wǎng)格數(shù)量均在2 400萬左右。圖3給出了受電弓下沉式安裝時受電弓區(qū)域和整個計算域的網(wǎng)格分布示意圖。

(a)受電弓區(qū)域面網(wǎng)格

1.4 求解過程

為了加快收斂速度，首先進行穩(wěn)態(tài)模擬，之后以穩(wěn)態(tài)模擬結(jié)果作為初值開始瞬態(tài)模擬。穩(wěn)態(tài)模擬采用SST-kω模型，共迭代4 000步以確保計算收斂。瞬態(tài)模擬采用基于WALE亞格子應力的LES模型，時間離散格式為二階隱式。瞬態(tài)計算時間步長取為0.000 1 s，相應的最大分析頻率為5 000 Hz，每個時間步內(nèi)迭代步數(shù)設為10步。瞬態(tài)計算總時長設為0.4 s。對遠場聲學信號的采集在瞬態(tài)模擬進行到0.15 s時開始。

本文采用FW-H方程計算受電弓區(qū)域的遠場噪聲。已有研究表明，受電弓的遠場噪聲主要由受電弓表面的偶極子聲源貢獻[16-17]，故本文將積分面取在固體表面，忽略了四極子源，同時由于列車靜止，故單極子源項為0，即相當于僅考慮了偶極子源的影響。需要說明的是，使用不可壓縮流體模型結(jié)合FW-H方程計算受電弓區(qū)域的氣動噪聲相當于僅考慮了受電弓艙通過改變受電弓區(qū)域流場對受電弓區(qū)域氣動噪聲產(chǎn)生的影響，而沒有考慮艙壁的反射作用。

2 流場分析

2.1 受電弓區(qū)域的流動特征

圖4為兩種不同安裝方式下受電弓區(qū)域縱對稱面時均流場的速度矢量圖。由圖4可見，當受電弓外置安裝在車頂時，來流直接沖擊受電弓的所有部件并在滑板、平衡臂、底座支架及絕緣子等處發(fā)生分離，在這些部件的背風側(cè)形成明顯的分離渦。當受電弓下沉式安裝時，流入受電弓艙的氣流在受電弓艙前部形成向下翻卷的漩渦，受電弓艙內(nèi)氣流流速明顯降低，受電弓艙內(nèi)部件周圍的氣流流動狀態(tài)與外置安裝時有很大不同。受漩渦影響，位于受電弓艙上方距離受電弓艙較近的氣流會比較明顯的向下偏轉(zhuǎn)，而距離受電弓艙較遠的氣流則基本不受影響。

(a)外置-升弓

2.2 受電弓區(qū)域的尾渦結(jié)構(gòu)

圖5給出了當使用Q準則等值面所顯示的t=0.4 s時受電弓區(qū)域的尾渦結(jié)構(gòu)，采用渦量值渲染。Q準則將渦定義為渦量量級大于剪切應變率量級的區(qū)域，Q值的計算式為[18]

(1)

式中：xi(i=1,2,3)為直角坐標分量；ui為流體速度在xi方向的分量。

由圖5可見，Q值越大，渦區(qū)范圍越小。當受電弓外置安裝于車頂時，流經(jīng)受電弓時的氣流首先在受電弓表面分裂成泡沫狀的小渦，而后逐漸發(fā)展成蠕蟲狀或發(fā)夾狀的大渦。受電弓表面剛剛形成的渦具有較大的渦量，隨著渦向后運動遠離受電弓，其渦量值逐漸減小。當存在受電弓艙時，氣流在受電弓艙前緣即發(fā)生分離。形成的分離渦向下游運動，作用于受電弓表面。進入受電弓艙的氣流流經(jīng)受電弓時，會因受電弓的干擾再次發(fā)生分離，但分離渦的形態(tài)與外置安裝時有所不同。在升弓狀態(tài)下，可以觀察到受電弓底架和下臂桿附近渦的數(shù)量及渦量大小有一定程度的減小。在降弓狀態(tài)下，可以觀察到滑板 和平衡臂附近渦的數(shù)量及渦量大小有一定程度的減小。在受電弓的后方，流出受電弓艙的氣流與艙外的氣流發(fā)生匯聚，形成更大尺度的漩渦，同時，還可以觀察到受電弓艙后緣拐角處流動分離形成的尾渦，這些渦在受電弓后方很大的范圍內(nèi)存在，但渦量很小。

(a)外置-升弓，Q=500

3 受電弓表面氣動聲源分析

圖6給出了兩種不同安裝方式下受電弓表面脈動壓力標準差sp的大小和分布，該值反映了受電弓表面一點處壓力波動的劇烈程度，可以用來表征受電弓表面一點處聲源的強度。sp的定義為

(2)

(a)外置-升弓

由圖6可見，受電弓艙的存在改變了受電弓表面氣動噪聲源的強度和分布。受電弓外置安裝時，平衡臂的上表面、迎風側(cè)和背風側(cè)，后方滑板的迎風側(cè)和背風側(cè)、底座支架和絕緣子的背風側(cè)，底座支架前方橫梁的上下表面以及后方絕緣子和底座支架與下臂桿相連位置的迎風側(cè)壓力波動劇烈，是受電弓表面的主要氣動聲源位置。當受電弓下沉式安裝時，底座支架和絕緣子的背風側(cè)，底座支架前方橫梁的上下表面，后方絕緣子以及底座支架與下臂桿相連位置的迎風側(cè)壓力波動明顯減弱，而底架前方橫梁和前排絕緣子的迎風側(cè)、以及降弓狀態(tài)下前方滑板和平衡臂的上表面壓力波動加強。此外，還可以發(fā)現(xiàn)，在降弓狀態(tài)下，平衡臂表面的壓力波動有所加強，而后方滑板表面的壓力波動有所減弱。

為了解釋不同安裝方式下受電弓表面聲源強度和分布的差異，圖7給出了不同安裝方式下當t=0.4 s時受電弓區(qū)域縱對稱面的瞬時渦量圖，這些云圖更加清晰的顯示了受電弓的尾渦形態(tài)及其與受電弓各部件之間的相互作用。由圖7可見，當存在受電弓艙時，氣流在受電弓艙前緣即發(fā)生分離，分離渦沖擊底架、絕緣子和前方滑板(降弓狀態(tài))的迎風側(cè)，使這些位置的壓力脈動加劇。但受電弓前緣形成的渦向下翻卷，艙內(nèi)氣流速度降低，這減弱了底架和絕緣子本身引起的流動分離，從而使底架和絕緣子背風側(cè)分離區(qū)的壓力脈動較外置安裝時顯著降低。此外，由于底架和絕緣子處分離減弱，分離渦的尺度變小，渦量降低，其與下游部件的相互作用也較外置時變?nèi)酰@使得受電弓底架和絕緣子尾渦影響的區(qū)域(如底架與下臂桿相連位置的迎風側(cè)和后方絕緣子迎風側(cè))壓力脈動減弱。此外，在降弓狀態(tài)下，可以觀察到滑板和平衡臂處的流動分離也有一定程度的減弱。值得注意的是，降弓狀態(tài)下受電弓艙的存在使得前方滑板的尾渦向下偏轉(zhuǎn)撞擊平衡臂上表面，這可能是降弓狀態(tài)下平衡臂表面壓力波動加劇的原因。

(a)外置-升弓

4 遠場氣動噪聲分析

第2章和第3章分析了受電弓艙對受電弓區(qū)域流場及受電弓表面氣動聲源的影響，本節(jié)進一步研究受電弓艙對受電弓區(qū)域遠場氣動噪聲的影響。用于評價受電弓艙對遠場噪聲影響的遠場聲學測點，布置如圖8所示。其中，縱向測點沿z軸負向依次命名為q1～q5，測點間距均為3 m，q3測點與受電弓底部中心縱向坐標一致。垂向測點沿y軸正向(y軸正向垂直紙面向外)命名為r1～r8，垂向間距均為1 m，其中r1測點距離地面高度為0.5 m，r4測點與q3測點重合，垂向測點距列車縱對稱面橫向距離均為7.5 m。橫向測點沿x軸正向依次命名為p1～p5，距計算域縱對稱面距離依次為7.5 m、15.0 m、25.0 m、30.0 m和50.0 m，p1測點與q3測點重合。

圖8 遠場噪聲測點布置示意圖(不按比例)Fig.8 Layout of far field noise measurement points (not to scale)

圖9給出了分別以受電弓和受電弓艙(或外置狀態(tài)下的受電弓底板)為聲源，各測點聲壓級的計算結(jié)果。由圖9可見，各工況下受電弓輻射噪聲的聲壓級均較受電弓艙(或受電弓底板)高6～20 dB(A)。這說明無論受電弓外置安裝還是下沉式安裝，無論升弓還是降弓，受電弓區(qū)域向軌道兩側(cè)輻射的氣動噪聲均由受電弓本身所主導。此外，對于本文所建立的受電弓模型，受電弓外置安裝且為降弓狀態(tài)時遠場測點的聲壓級最大，受電弓下沉式安裝且為降弓狀態(tài)時遠場測點的聲壓級最小。

統(tǒng)計兩種不同安裝方式下受電弓遠場噪聲聲壓級在3個方向的平均變化量(下沉安裝的結(jié)果減去外置安裝時的結(jié)果)，如圖10所示。

分析圖10中的數(shù)據(jù)可得：升弓狀態(tài)下受電弓下沉式的安裝方案在縱向和橫向輻射的噪聲較外置安裝時分別平均低約0.2 dB(A)和0.48 dB(A)，垂向測點還略有增大。而降弓狀態(tài)下，受電弓下沉式的安裝與受電弓外置安裝時相比，3個方向測點的聲壓級都平均降低了約5 dB(A)，降噪效果明顯。圖11給出了兩種安裝方式下測點q3的A計權聲壓級頻譜圖。由圖11可見，升弓狀態(tài)下，受電弓艙的存在主要降低了受電弓315 Hz以下頻段的噪聲。而在降弓狀態(tài)下，受電弓艙的存在幾乎使得整個分析頻段的噪聲都有所降低。由于A計權弱化了低頻的影響，故受電弓艙對升弓狀態(tài)下受電弓的降噪效果并不明顯，而對降弓狀態(tài)下受電弓的氣動噪聲則有明顯的降噪效果。

(a)縱向測點

圖10 降噪量統(tǒng)計Fig.10 Noise reduction statistics

(a)升弓狀態(tài)

5 結(jié) 論

本文結(jié)合LES方法與FW-H方程通過數(shù)值模擬研究了受電弓艙對受電弓區(qū)域流場和氣動噪聲的影響。分析計算結(jié)果，得到如下結(jié)論：

(1)受電弓艙會顯著影響受電弓區(qū)域的氣流流動狀態(tài)進而改變受電弓表面的氣動聲源強度和分布。當存在受電弓艙時，來流在受電弓艙前緣發(fā)生分離，分離渦與受電弓相互作用，加劇受電弓表面的壓力波動。但進入受電弓艙的氣流向下偏轉(zhuǎn)，流速降低，這使得受電弓本身所引起的流動分離減弱，受電弓表面分離區(qū)及受到上游部件尾渦干擾的區(qū)域壓力波動明顯減弱。

(2)無論受電弓是外置式安裝還是下沉式安裝，無論升弓還是降弓，受電弓區(qū)域向軌道兩側(cè)輻射的氣動噪聲均由受電弓本身所主導。

(3)對于本文所建立的模型，在升弓狀態(tài)下，受電弓艙的存在主要降低了受電弓315 Hz以下頻段的噪聲。而在降弓狀態(tài)下，受電弓艙的存在幾乎使整個分析頻段的噪聲都有所降低?？傮w而言，受電弓艙對降弓狀態(tài)下受電弓的氣動噪聲的降噪效果更好。