李 輝, 肖新標, 李志輝, 朱旻昊, 金學松

(西南交通大學 牽引動力國家重點實驗室， 四川 成都 610031)

受電弓是高速列車供電系統(tǒng)的重要組成部分，其良好的工作性能是高速列車供電平穩(wěn)、安全運行的保障。受電弓氣動阻力會對列車高速行駛產(chǎn)生不利影響，同時，列車高速行駛時受電弓對氣流的擾動作用引起很大氣動噪聲。因此，由于高速列車安全性與舒適性的要求，受電弓的氣動特性與氣動噪聲一直是科研工作者的研究熱點和重點。目前開展得更多的是關(guān)于受電弓氣動特性方面的研究。文獻[1]對弓網(wǎng)系統(tǒng)進行了較為系統(tǒng)的研究，提出了弓網(wǎng)系統(tǒng)耦合理論；文獻[2]進行了受電弓氣動抬升力計算方法研究，文中提出的計算方法能夠取得與實驗基本一致的結(jié)果；文獻[3-4]分析受電弓在開口、閉口運行情況下的氣動特性，認為開口運行工況下受電弓的氣動特性更加明顯；文獻[5]通過研究受電弓的彈性均勻性，提出了改善受電弓氣動特性的措施；文獻[6]分析了強側(cè)風對高速列車受電弓的氣動作用規(guī)律；文獻[7]通過受電弓弓頭部位進行優(yōu)化來改善氣動特性。在受電弓氣動噪聲研究方面，文獻[8]基于聯(lián)合仿真的方法分析了受電弓的遠場氣動噪聲；文獻[9]利用直接計算氣動聲學方法，對受電弓近場區(qū)域的氣動噪聲進行了直接求解，并與風洞實驗進行了對比；文獻[10]利用FW-H方程對受電弓各個主要部件的氣動噪聲進行了預(yù)測。文中基于表面聲源理論[11]，分析了受電弓表面氣動聲源。并通過FW-H聲類比方法計算了受電弓對稱面上虛擬測點的氣動噪聲值，利用插值法研究了受電弓對稱面上的氣動聲場分布規(guī)律。最后將近場氣動噪聲預(yù)測值與實驗測試結(jié)果進行對比。

1 Curle方程與Curle表面氣動聲源理論

Curle將Lighthill建立的聲類比理論擴展到了固體邊界，得到了Curle方程[11]

( 1 )

式中：p′是待解聲場參量；Tij為Lighthil張量；pij為流體應(yīng)力張量；為哈密頓算子；nj為固體表面法向單位向量在xj方向上的分量；H為Heaviside函數(shù)；t為時間；c0自由空間聲速；δ(f)為迪拉克三角函數(shù)；xi、xj(i，j=1,2,3)表示直角坐標分量。方程中的第一項是存在于空間流體區(qū)域的四極子聲源，第二項是存在于固體表面的偶極子聲源。

Curle曲面積分式可以用來計算因流體與固體相互作用而存在于固體表面的偶極子聲源引起的氣動噪聲，Curle曲面積分式為[12]

ρ′(x,t)=

( 2 )

式中：t-r/c0為發(fā)射時刻；r/c0為延遲時間；p為聲源表面壓力；x為受聲點向量；y為聲源向量；S(y)為聲源表面微元；r表示受聲點x與聲源y之間距離;n為固體表面法向單位向量。

噪聲聲壓與聲密度之間具有如下關(guān)系

p′=c02ρ′

( 3 )

于是式( 2 )改寫為

( 4 )

則固體表面向外輻射的聲強為

( 5 )

式中：Ac表示相關(guān)區(qū)域；θ為r與n之間的方向角。

固體表面向外輻射的總聲功率為

( 6 )

以分貝表示為

( 7 )

式中：I(y)為每個面積微元上的噪聲強度；Pref為參考聲壓，2×10-5Pa。

2 受電弓模型

本文研究的受電弓經(jīng)過簡化后，各組成部件由上至下分別為弓頭、上臂、中間鉸接、下臂和底座。受電弓模型座落于列車頂面，模型見圖1。

該型受電弓工作高度為H=1.92 m,橫向?qū)挾葹镈=1.84 m,行駛方向的前后跨度為L=1.2 m。流體計算域為長方體形狀，氣流入口距受電弓前端 4L，壓力出口距離受電弓后端4L，計算域?qū)挾葹?D，高度為4H[13]。對流體計算域的網(wǎng)格進行加密，加密示意圖見圖2。第一層加密區(qū)域包圍受電弓及其附近區(qū)域，加密區(qū)域網(wǎng)格的最大尺寸為0.04 m，受電弓與噪聲測點位于第一層加密區(qū)域內(nèi)。第二層加密區(qū)域內(nèi)的最大網(wǎng)格尺寸為0.1 m。整個計算域網(wǎng)格的最大尺寸為0.3 m。列車行駛前方設(shè)置為速度入口邊界條件，速度值為83.3 m/s，后方設(shè)置為壓力出口邊界條件，列車頂面及受電弓設(shè)置為無滑移恒溫壁面，地面設(shè)置為滑移壁面邊界條件，滑移方向與風速方向相同，其余邊界設(shè)置為對稱邊界條件。

利用Fluent軟件進行氣動噪聲計算。仿真分為2個步驟，首先進行流場穩(wěn)態(tài)計算，選用k-ε湍流模型，殘差收斂到設(shè)定值以下時，穩(wěn)態(tài)計算結(jié)束。然后進行瞬態(tài)計算，穩(wěn)態(tài)計算提供了瞬態(tài)計算的初始值。瞬態(tài)計算時選用大渦湍流模型(LES)，求解算法選SIMPLEC算法，離散格式選中心差分格式(Central Difference)。待流場瞬態(tài)特性充分發(fā)展后，選取受電弓為聲源，進行氣動噪聲計算。

氣動噪聲測點位于受電弓縱向?qū)ΨQ平面上。測點在X、Z方向上的間隔均為0.2 m。測點布置見圖3。

3 受電弓仿真結(jié)果

3.1 渦脫

圖4、圖5為受電弓開口運行與閉口運行時的旋渦脫落示意圖，從圖4(a)和圖5(a)可以看出，受電弓的弓頭、上臂、中間鉸接部位的兩根橫梁、下臂與底座都引起了旋渦的脫落。旋渦分布集中的區(qū)域在受電弓上臂與下臂鉸接部位和受電弓底座部位。從圖4(b)、圖5(b)可以看出，旋渦主要由上臂與下臂鉸接部位和受電弓底座部位垂直于氣流方向的桿件引起。因此可以推斷，垂直于氣流方向的桿件切割流場時對氣流的擾動作用強于傾斜的桿件切割流場。圖4、圖5中受電弓弓頭部位的后方區(qū)域沒有大量的旋渦是因為桿件擾流導致的旋渦尺寸與桿件本身尺寸有關(guān)，第一層加密區(qū)域內(nèi)的網(wǎng)格尺寸與弓頭圓柱桿件的尺寸相近，這種較粗的網(wǎng)格不足以抓住弓頭部位脫落的旋渦，而弓頭表面附近的網(wǎng)格較細密。因此，僅在弓頭表面附近的區(qū)域里出現(xiàn)了旋渦。

3.2 對稱平面上的氣動噪聲分布

受電弓對稱平面上的氣動噪聲測點布置在底座以上區(qū)域。根據(jù)測點的氣動噪聲值，在受電弓縱向?qū)ΨQ平面上測點分布的區(qū)域內(nèi)進行插值分析，插值后得到受電弓縱向?qū)ΨQ平面上的氣動噪聲分布，見圖6。受電弓閉口運行時，受電弓引起的氣動噪聲在其對稱平面上(底座以上區(qū)域)的分布規(guī)律見圖6(a)，開口運行時的噪聲分布見圖6(b)。

圖6表明，列車行駛速度為300 km/h時，受電弓能夠引起很大的氣動噪聲，受電弓近場區(qū)域的對稱平面上的氣動噪聲基本保持在105 dB(A)以上，這表明受電弓是高速列車一個重要的氣動噪聲源。受電弓縱向?qū)ΨQ平面上的氣動噪聲主要分布在弓頭附近區(qū)域、上臂與下臂之間鉸接區(qū)域和底座附近區(qū)域。對本文分析的受電弓而言，受電弓中間鉸接部位是氣動噪聲分布最強的區(qū)域，而從圖4、圖5也可以看出，受電弓中間鉸接部位是旋渦分布較強的區(qū)域。受電弓這些位置的部件都垂直于氣流方向，對氣流的擾動作用較強，引起旋渦脫落現(xiàn)象明顯，并產(chǎn)生了很大的氣動噪聲。在受電弓對稱平面上，隨著測點與受電弓表面距離的增加，氣動噪聲值減小。

受電弓開口運行與閉口運行時，對稱平面上氣動噪聲較大值出現(xiàn)的區(qū)域基本相同。但開口運行時受電弓對稱平面上氣動噪聲在開口前方較大區(qū)域保持較高值，并且氣動噪聲最大值比閉口運行時大，達到130.5 dB(A)。閉口運行時對稱平面上的氣動噪聲最大值為129 dB(A)。

3.3 氣動聲源

氣動噪聲聲源在受電弓表面的分布見圖7。氣動噪聲值較大區(qū)域處的受電弓桿件的表面噪聲功率級也較大。原因是受電弓垂直于氣流方向的桿件比傾斜于氣流方向的桿件對氣流的切割效應(yīng)更加突出，桿件在行駛過程中對氣流產(chǎn)生了更強烈的擾流作用，并引起了更多的旋渦脫落。更多的旋渦脫落引起更劇烈的表面壓力波動，根據(jù)Curle表面聲源理論，固體表面的脈動壓力幅值的提高直接引起表面噪聲功率的增強。

4 結(jié)果驗證

利用B&K 系列噪聲測試設(shè)備對300 km/h速度下受電弓噪聲進行了實測。麥克風安裝位置位于受電弓底座中心位置，貼近列車表面。仿真時虛擬噪聲測點位于受電弓底座下方。安裝示意圖見圖8。

受電弓閉口運行時的仿真結(jié)果與實驗結(jié)果噪聲頻譜的對比見圖9。受電弓底座中心位置氣動噪聲的仿真結(jié)果在中低頻下出現(xiàn)了較多峰值，這是因為受電弓模型中各個桿件的尺寸并不相同。底座處主要桿件的尺寸由大到小依次為0.1、0.08、0.05、0.04 m，對應(yīng)的峰值頻率依次為158、215、310、411 Hz，對應(yīng)的Strouhal數(shù)依次為0.189、0.206、0.186、0.197，與文獻[14]圓柱擾流引起的氣動噪聲無量綱頻率約為0.2的結(jié)論相同。實驗測試結(jié)果在整個頻率范圍內(nèi)比較平滑，無明顯的峰值，這是因為實驗情況下，受電弓工作時周圍有許多輔助設(shè)備以及絕緣子等，結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性使氣動噪聲實測值的優(yōu)勢頻率并不突出。測點氣動噪聲總聲壓級對比見圖10。受電弓經(jīng)過簡化，預(yù)測的氣動噪聲值比實測值小。受電弓閉口運行時，底座處的噪聲實測值為120.6 dB(A)，仿真結(jié)果為116.8 dB(A)；受電弓開口運行時，氣動噪聲實測值為122.5 dB(A),仿真結(jié)果為120.1 dB(A)。實測結(jié)果與仿真結(jié)果都印證了受電弓開口運行時能夠產(chǎn)生更大的氣動噪聲。

5 結(jié)論

文中對某一型號受電弓周圍流場、對稱面上的氣動噪聲進行仿真，并將仿真結(jié)果與實驗結(jié)果進行對比，得到如下結(jié)論：受電弓工作狀態(tài)中，垂直于氣流方向的桿件對氣流具有更明顯的繞流效果，引起更大范圍的旋渦脫落。脫落渦主要分布在弓頭、上臂與下臂之間的鉸接和底座的后方區(qū)域。受電弓縱向?qū)ΨQ平面上的氣動噪聲分布在弓頭附近、上臂與下臂之間的鉸接部位和底座區(qū)域，最大值出現(xiàn)在上臂與下臂的鉸接附近。

氣動噪聲源主要分布在受電弓垂直于氣流方向的桿件表面上，這些部位的表面曲率變化大的地方表面噪聲功率也大。受電弓開口運行比閉口運行引起更大的氣動噪聲。開口運行時受電弓底座附近的氣動噪聲仿真結(jié)果比閉口時大3.3 dB(A)，實驗測試結(jié)果比閉口時大1.9 dB(A)。

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