徐志龍，劉海濤，王超文，陳永華

（1.華東交通大學機電與車輛工程學院，江西 南昌330013；2.杭州地鐵集團有限責任公司運營分公司，浙江 杭州310017）

近年來隨著高速列車的快速發(fā)展以及都市化進程的加快，人們對高速列車速度的追求也越來越高。 在列車速度達到250 km/h 時，列車與空氣相互作用引起的氣動噪聲將首次超過輪軌振動噪聲，是制約列車速度的重要因素之一[1]。 蔡國華等[2]發(fā)現(xiàn)，當列車速度達到200 km/h 時,大約有70%的功率用于克服空氣阻力，并且隨著車速的進一步提高，不僅空氣阻力急劇增加，受電弓還會與輸電導線之間產(chǎn)生極為嚴重的氣動接觸壓力和氣動噪聲，影響受電弓質(zhì)量。 列車的氣動噪聲主要包括列車車頭，車體轉(zhuǎn)向架，受電弓等與空氣相互作用所產(chǎn)生的脈動壓力變化引起的噪聲。 受電弓作為列車頂部的重要受流裝置，其復(fù)雜的結(jié)構(gòu)形式對高速列車的空氣動力學性能影響很大，因此對高速列車受電弓桿件的優(yōu)化具有重要意義。

Nishimura 等[3]在圓柱桿件表面粘貼絨毛織物，結(jié)果發(fā)現(xiàn)絨毛織物雖然能略微增加氣流湍流流動的阻力，但能有效地降低圓柱桿件的氣動噪聲以及降低桿件表面的脈動壓力。King 等[4]對受電弓桿件的不同截面形狀（包括圓形，正方形，矩形和橢圓形）進行了氣動噪聲測試，得出橢圓截面桿件的氣動噪聲較其它截面桿件的氣動噪聲更低。近年來，仿生學的發(fā)展為機械結(jié)構(gòu)的減阻降噪研究帶來了新的契機，提出一種非光滑結(jié)構(gòu)的減阻降噪新思路，就是把自然界中具備低阻力，低噪聲的典型生物的體表形態(tài)特征應(yīng)用到實際工程中來[5]。 Hersh[6]，李典[7]，呂建民[8]和葛長江[9]等受到鸮翼前緣鋸齒結(jié)構(gòu)的啟發(fā)，均驗證了基于仿生的鸮翼鋸齒結(jié)構(gòu)能有效地達到減阻降噪的目的。石磊等[10]利用仿生學原理設(shè)計出了鋸齒形，V 型凹環(huán)型和波浪形這三種結(jié)構(gòu)，與光滑的圓柱桿件相比，這三種非光滑結(jié)構(gòu)的桿件表面的脈動壓力均有明顯的減弱。 汪久根[11]提出一種雪花表面織構(gòu)的非光滑結(jié)構(gòu)，通過在雪花織構(gòu)內(nèi)部產(chǎn)生二次渦，大大降低了與空氣相互作用產(chǎn)生的摩擦噪聲，而且進一步研究發(fā)現(xiàn)不同尺度的表面織構(gòu)與圓坑交叉耦合還要優(yōu)于單一表面織構(gòu)。 NASA 蘭利研究中心的Walsh 等[12-14]受到鯊魚表面微溝槽的啟發(fā)，設(shè)計了多種溝槽結(jié)構(gòu)，通過風洞實驗測試，發(fā)現(xiàn)V 型溝槽具有良好的減阻效果，最高減阻率達到25%。

海螺，貝殼等海洋生物為了抵御海水的沖蝕以保持自身的穩(wěn)定，其外殼表面進化出凸陷螺紋線。 基于其外殼表面微結(jié)構(gòu)啟示，設(shè)計出凹槽螺紋型和凸陷螺紋型兩種不同結(jié)構(gòu)的桿件。 在速度為350 km/h 的空氣域中，通過定量比較螺距和螺紋參數(shù)下非光滑結(jié)構(gòu)桿件的氣動阻力和氣動噪聲，來探求非光滑桿件的減阻降噪機理，為新型受電弓的減阻降噪提供借鑒和指導。

1 計算理論及方法

1.1 空氣動力學理論基礎(chǔ)

空氣動力學為流體力學的一個分支，所以在對高速列車受電弓桿件周圍流場進行數(shù)值仿真時，數(shù)值模擬的控制方程采用三維的N-S 方程，笛卡爾坐標系(x1，x2，x3)，定義速度分量(u1，u2，u3)，完整的三維N-S 方程守恒形式如下

式（1）中U，F(xiàn)， fv的表達式如下

1.2 氣動聲學基礎(chǔ)

氣動噪聲是由于氣體與固體或者氣體與氣體介質(zhì)之間的沖擊、碰撞等相互作用而產(chǎn)生的氣流壓力波動所導致的。 根據(jù)聲學相似理論以及氣動聲學產(chǎn)生的機制，流場中的聲源可以分為：單極子聲源、偶極子聲源以及四極子聲源。其中偶極子聲源也稱為流體動力聲，因為偶極子聲源沒有質(zhì)量和熱量的變化（兩邊相互抵消），但需要外加振動力。 偶極子聲源是流體中存在障礙物時，流體與流體之間出現(xiàn)不穩(wěn)定的反作用力而形成的。

高速列車受電弓產(chǎn)生的氣動噪聲屬于偶極子聲源的范疇，在對高速列車受電弓桿件進行氣動噪聲計算時， 采用基于Proudman 理論的寬頻帶噪聲模型進行計算機仿真。 Proudman 方程由Proudman 于1952 年導出，用于求解高雷諾數(shù)、低馬赫數(shù)及各項同性湍流流動中的氣動噪聲。 本研究的計算對象滿足該模型的假定條件，模型中聲功率計算公式如下

式中：u 為湍流速度；l 為湍流特征尺度；c0為聲速；α 為模型常數(shù)。ρ0對于紊流脈動動能K 和紊流脈動動能的耗散率ε，式（3）可以改寫為下式

氣動噪聲聲功率級如下

式中：Pref為10－12W/m3。

2 仿真模型的建立

對受電弓桿件進行仿真分析時，考慮計算機仿真所消耗內(nèi)存資源較大，故選取受電弓的一段桿件進行三維流體仿真分析，桿件的尺寸與受電弓桿件的常規(guī)尺寸相近，直徑為60 mm，高度為240 mm。為了使仿真結(jié)果更加接近實際情況，需建立一個與受電弓桿件模型不產(chǎn)生干涉的空氣域模型，所建立的空氣域為900 mm×500 mm×240 mm，如圖1 所示。

計算域模型建立完成并且網(wǎng)格劃分質(zhì)量符合要求之后，在Fluent 軟件中進行三維流體仿真。 本研究是基于穩(wěn)態(tài)仿真計算，且流體介質(zhì)為標準氣壓下的空氣介質(zhì)，采用Reynold 平均模擬的標準k-ε 湍流模型進行穩(wěn)態(tài)計算。 在實際的環(huán)境中，真實的流體都具有不同程度的壓縮性，而空氣的壓縮性更為明顯。 在不可壓縮流體介質(zhì)流動中，流動的參數(shù)通常只是速度和壓強，但是在可壓縮流體介質(zhì)中，另外還增加了密度和溫度兩個變量，導致流場控制方程的數(shù)量增多以及解方程的復(fù)雜程度也加大。但是當馬赫數(shù)比較小的時候，就可以忽略流體密度變化的影響，就可劃分到不可壓縮流動的范疇。

仿真流體運動中流動速度350 km/h，其馬赫數(shù)約為0.286（小于0.3），因此不屬于可壓縮的范疇。而流場中邊界條件的設(shè)置決定了流場仿真控制方程解的唯一性，又叫做流場的定解條件。 對于邊界條件設(shè)置是假設(shè)受電弓模型不動，空氣以一定的速度在空氣域模型中水平流動，利用這種方法來模擬高速列車所處的實際環(huán)境，邊界條件設(shè)置如表1 所示。

圖1 仿真幾何模型Fig.1 Simulation geometry model

3 桿件的仿生設(shè)計

受到自然界中海螺，貝殼等海洋生物類似螺紋線外殼啟發(fā)，通過仿生學思想,對高速列車受電弓桿件提出一種非光滑表面結(jié)構(gòu)設(shè)計。 本設(shè)計將高速列車受電弓桿件處理成一種螺紋型非光滑表面結(jié)構(gòu)，即凹槽螺紋型和凸槽螺紋型兩種不同類型的桿件，如圖2 所示。

圖2 仿生桿件模型Fig.2 Bionic bar model

其中model1 帶有凹槽螺紋型非光滑表面，model2 帶有凸陷螺紋型非光滑表面。為了更深層次地探求螺紋型非光滑表面結(jié)構(gòu)氣動阻力和氣動噪聲的影響， 分別對這兩種類型桿件的螺距PPD 與螺紋直徑D 進行不同規(guī)格參數(shù)化分析，具體參數(shù)如表2。

4 仿真結(jié)果分析

采用ANSYS Fluent 進行三維流體仿真，基于標準k-ε 湍流模型和寬頻帶噪聲模型，在速度為350 km/h 的環(huán)境下， 所得到的螺紋型各類型桿件不同參數(shù)下的氣動阻力和氣動噪聲值如圖3所示。

表2 螺紋型桿件各參數(shù)Tab.2 Parameters of threaded bar

圖3 非光滑桿件阻力和噪聲值Fig.3 Drag and noise of non-smooth bars

其中M1_PPD=10 表示螺距PPD=10 mm 不同螺紋直徑的凹槽螺紋型桿件，M2_PPD=10 表示螺距PPD=10 mm 不同螺紋直徑的凸陷螺紋型桿件。從圖中可以看出，螺距PPD=60 mm，螺紋直徑d=1 mm 的凹槽螺紋型桿件（M1_PPD=60）所產(chǎn)生的氣動阻力和氣動噪聲均最小，而且凸陷螺紋型桿件普遍要比凹槽螺紋型桿件的氣動阻力和氣動噪聲要明顯小很多。 為了研究其內(nèi)部機理，將PPD=10 mm，d=1 mm 的凹槽螺紋型桿件與同尺寸的傳統(tǒng)光滑受電弓桿件所仿真的速度流場云圖和聲功率云圖繪制出來進行比較如圖4 和圖5 所示。

圖4 速度流場分布Fig.4 Velocity flow distributions

圖5 聲動噪聲云圖Fig.5 Sound-power contour

從圖4 中可以看出，傳統(tǒng)的光滑桿件A 相對于螺距PPD=60 mm，螺紋直徑d=1 mm 的凹槽螺紋型桿件尾部區(qū)域具有更大的渦流區(qū)，并且渦流在圓柱桿件的邊界層上發(fā)生分離，分離時形成的漩渦被主流帶走，在物體后部形成尾流區(qū)，邊界層分離后的流動很復(fù)雜，由于尾渦中含有大量紊亂的漩渦，消耗大量的動能，這對流動來說是一種阻力作用，這也是模型B 中的螺紋型非光滑表面結(jié)構(gòu)破壞了尾流漩渦的發(fā)展導致阻力減小的關(guān)鍵原因之一。結(jié)合圖5 所示，模型B 中的凹槽螺紋型非光滑表面使得邊界層的分離點更延后，根據(jù)渦聲理論，渦流是氣動噪聲產(chǎn)生的直接原因，模型B 中尾流區(qū)域的減小使得氣動噪聲的范圍和幅值都要顯著低于傳統(tǒng)的光滑桿件模型A，這也是仿生結(jié)構(gòu)減阻降噪的關(guān)鍵機理所在。

5 結(jié)論

本研究通過建立受電弓桿件的三維流場仿真分析模型， 來計算高速列車受電弓桿件在350 km/h 的速度下流場分布以及氣動性能參數(shù)。 設(shè)計出的兩類螺紋型非光滑桿件與傳統(tǒng)光滑桿件模型進行數(shù)值計算結(jié)果對比分析,從而獲得了以下結(jié)論：

1） 相對于傳統(tǒng)光滑圓柱桿件，螺紋型非光滑表面可以有效地控制尾流區(qū)域的大小，且和螺紋直徑與圓柱尺寸d/D 的比值有關(guān)，比值d/D 在0.017 時，凹槽螺紋型桿件具有最優(yōu)的減阻降噪效果；

2） 在螺距和螺紋直徑參數(shù)相同時，凸陷螺紋型桿件的減阻降噪效果要優(yōu)于凹槽螺紋型結(jié)構(gòu)；

3） 對于凹槽螺紋型桿件類型，螺距PPD 一定時， d/D 的比值在0.017～0.067 范圍內(nèi)，氣動阻力和氣動噪聲隨著螺紋直徑d 的增加而增加，當超過數(shù)值0.067 之后有顯著降低氣動阻力和氣動噪聲的趨勢；

4） 對于凸陷螺紋型桿件類型，在螺距PPD 一定時，隨著螺紋直徑d 的增加，氣動阻力和氣動噪聲也均增加。

本次研究只是選取了螺紋型的兩種不同類型非光滑桿件進行部分參數(shù)優(yōu)化分析，要想獲得更優(yōu)的氣動性能結(jié)構(gòu)，還需開展多參數(shù)優(yōu)化以及多元耦合的非光滑表面研究。