基于fluent的高速列車受電弓主被動整體降噪研究

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聲學模型，運用弓頭仿生降噪和底部空腔主動射流降噪的整體降噪措施，采用數值模擬法研究高速列車受電弓區域的降噪效果。結果表明：受電弓弓頭和底部空腔是氣動噪聲的主要來源;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遠處），降低了4.94dBA;遠場聲壓級在低頻區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。

關鍵詞：高速列車;氣動噪聲;受電弓;大渦模擬;仿生降噪;主動射流降噪

【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降噪;湯路（1995-），男，碩士研究生，主要研究方向：弓網故障預警;

王雪明（1996-），男，碩士研究生，主要研究方向：基于改進神經網絡的盾構隧道沉降預測及控制研究。

0引言

高速列車為人們出行帶來便利，但是氣動噪聲擾民問題也愈發嚴重。氣動噪聲、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]。根據研究發現，車速大于300km/h時，氣動噪聲將成為高速列車擾民的主要噪聲源[2]。1990年國家環境保護局頒布的《鐵路邊界噪聲限值及其測量方法》中已明確規定，鐵路外側距軌道中心線30m處等效聲級不得高于70dB[3]，而實測數值早已超過80dB。通過數值模擬得出：高速列車氣動產生的噪聲主要來自于高速列車受電弓，因此降低受電弓區域的氣動噪聲是高速列車降噪的當務之急。

目前，對高速列車受電弓的主要研究方法是風洞試驗和數值模擬[4]。高陽等人[5]對1：8縮比高鐵模型進行風洞試驗研究發現：轉向架與受電弓產生噪聲最大，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降噪方法。Zhang[7]指出外界氣流的涌入會導致空腔自激震蕩，而剪切氣流與腔內流場的相互影響會導致腔內氣動噪聲。黃莎等人[8]對車廂連接凹槽進行數值計算并得出運算結果，凹槽最大正壓出現在迎風面頂部。

本文即以1：1某高速列車三車編組模型作為氣動噪聲源研究對象，提出弓頭仿生結構優化和空腔主動射流整體降噪方法，通過對比降噪前后流場特性變化、聲源特性變化和遠場監測點聲壓級變化，確定降噪效果，為后期高速列車降噪奠定基礎。

1高速列車氣動噪聲計算模型

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行數值模擬計算。考慮小型部件如螺栓、電線及部分閥門在高速列車行駛過程中氣動噪聲貢獻量極低，為降低網格數量及提高計算速度，故文中將其忽略;保留受電弓區域影響流場關鍵部件：受電弓弓頭及其桿件、受電弓導流罩、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致空腔頂部前端氣流會因為剪切力作用速度發生突變而涌入空腔。氣動噪聲主要來源于2部分。一部分來源于剪切氣流直接進入空腔內而產生的較大規模渦流，另一部分來源于剪切氣流和絕緣子迎風面的直接碰撞。因此，本文選用射流降噪方式，通過在受電弓空腔背風面設置射流裝置，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部的方法，實現空腔氣動噪聲降噪。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弓頭仿生結構優化被動降噪幾何模型

受電弓弓頭處湍動能較大，對應區域渦量也較大。弓頭部位氣動噪聲產生機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噪聲主要噪聲源。因此，本文采用仿生學原理，通過將鸮翅膀前端凸起尾部梳狀外形應用在碳滑板及圓桿上，形成對稱橢圓狀低噪聲外形，實現受電弓氣動噪聲降噪。其中，弓頭仿生模型如圖4所示，碳滑板凸起高度為60mm。

1.2計算域設定及網格劃分

本文三維模型計算區間如圖5所示。根據模型尺寸最終確定計算域長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，計算區域對稱，模型底部與計算區域底面重合。

本文采用ICEM軟件對模型表面及計算區域進行網格劃分。其中，針對外形復雜表面如受電弓、導流罩表面進行加密網格處理。由于固體表面速度梯度較大，因此對模型表面進行邊界層劃分。

本文選取5組密度不同的網格進行了網格獨立性檢驗，對列車運行時速為350km/h的情況下主被動整體降噪后的受電弓表面最大聲功率級進行分析對比，分析結果見表1。

對比表1數據可知，受電弓表面最大聲功率級變化在第四組開始隨網格數量的遞增最終呈現平緩趨勢，因此本文確定網格總數為4412萬。其中，近壁面共設置4層邊界層。第一層邊界層的厚度設置為0.08mm，增長率為1.1，網格最小尺寸為0.83mm，計算網格總數為4412萬，計算區域及車體表面網格劃分如圖6所示。

2流場特性對比分析

以350km/h高速列車運行時速為例，對主被動整體降噪前后的受電弓進行速度分布、湍動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。

主被動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象明顯減弱，碳滑板中間截面強烈的渦脫落現象基本消失。

（2）底部空腔前緣部位的剪切氣流撞擊絕緣子前壁面的現象基本消失，負壓區明顯減小（藍色區域）。

（3）受電弓附近整體的強湍流現象基本消失，流場較優化前更加穩定。

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

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

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

主被動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，對湍動能的減弱有了極大的促進作用。

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

3受電弓主被動協同降噪效果分析

3.1聲源特性對比分析

以350km/h高速列車運行時速為例，對主被動整體降噪前后的受電弓各個部位表面聲功率級進行對比分析，分析降噪前后的受電弓各個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遠場氣動噪聲對比分析

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

3.2.1遠場聲壓級衰減特性分析

對主被動整體降噪前后的受電弓遠場聲壓級橫向衰減規律進行了分析，仿真結果如圖12所示。由圖12分析可知：

（1）受電弓遠場聲壓級隨著距離的增加逐漸變小，呈現一個對數衰減的趨勢。

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

對主被動整體降噪前后的受電弓遠場聲壓級縱向變化規律進行了分析，仿真結果如圖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左右位置都出現了聲壓級的極大值點，說明尾部湍流及尾渦脫落是受電弓氣動噪聲產生的主要原因之一。

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

對主被動整體降噪前后的受電弓遠場聲壓級垂向（25m遠處不同樓層高度）變化規律進行了分析，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）所有的垂向監測點聲壓級平均降低了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遠場聲壓級頻域分布對比分析

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

由圖15、圖16結果分析可得：

（1）降噪前后受電弓遠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頻段內遠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個主頻，降噪后這3個主頻的聲壓級都有

顯著的降低，特別是在800Hz位置聲壓級降低了8.21dBA。

4結束語

受電弓弓頭和底部空腔是氣動噪聲的主要來源。經過弓頭仿生結構優化和空腔主動射流整體降噪后，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。

降噪前受電弓氣動噪聲在垂向上呈現先增加、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。遠場聲壓級在低頻區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。

參考文獻

[1]董繼蕾.高速動車組受電弓氣動噪聲產生機理及分布特性研究[D].成都：西南交通大學，2016.

[2]MELLETC，LTOURNEAUXF，POISSONF，etal.Highspeedtrainnoiseemission：Latestinvestigationoftheaerodynamic/rollingnoisecontribution[J].JournalofSoundandVibration，2005，293（3）：535-546.

[3]GB12525-9011.鐵路邊界噪聲值及其測量方法[S].北京：中國標準出版社，2008.

[4]張亞東，張繼業，張衛華.高速受電弓氣動噪聲特性分析[J].鐵道學報，2017，39（5）：47-56.

[5]高陽，李新一，吳健.高速列車受電弓氣動噪聲研究[J].鐵道機車車輛，2017，37（5）：54-57，78.

[6]余培汛，白俊強，郭博智，等.剪切層形態對開式空腔氣動噪聲的抑制[J].振動與沖擊，2015，34（1）：156-164.

[7]ZHANGXin.Compressiblecavityflowoscillationduetoshearlayerinstabilitiesandpressurefeedback[J].AIAAJournal，1995，33（8）：1404-1411.

[8]黃莎，梁習鋒，楊明智.高速列車車輛連接部位氣動噪聲數值模擬及降噪研究[J].空氣動力學學報，2012，30（2）：254-259.

[9]張亞東，張繼業，李田.高速列車整車氣動噪聲聲源特性分析及降噪研究[J].鐵道學報，2016，38（7）：40-49.