黃凱莉，袁天辰，楊 儉，苗曉丹，宋瑞剛

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

列車速度的快速提升，引發(fā)氣動(dòng)噪聲的危害日益顯著。由于運(yùn)動(dòng)中的氣流受到列車表面凹凸不平位置的影響，兩者碰撞引起劇烈的遠(yuǎn)場(chǎng)空氣脈動(dòng)壓力場(chǎng)的變化，從而引發(fā)成氣動(dòng)噪聲問題，其聲壓等級(jí)也會(huì)隨車速以6～8次方比增加[1-2]。結(jié)合近遠(yuǎn)場(chǎng)的氣動(dòng)噪聲特性來看，受電弓底座及絕緣子區(qū)域是受電弓主要噪聲源[3-5]，列車速度達(dá)300 km/h時(shí)，受電弓底座聲壓級(jí)值可達(dá)到151.7 dB，僅次于弓頭部位總聲壓級(jí)值156.3 dB，并且有較多的低頻噪聲[6]。由此可見，如何有效減少受電弓底座部位的氣動(dòng)噪聲迫在眉睫，同時(shí)也是列車降噪的關(guān)鍵所在。

目前對(duì)氣動(dòng)噪聲研究中有被動(dòng)及主動(dòng)2類降噪方法。被動(dòng)降噪指在流場(chǎng)中無外部能量輸入，國內(nèi)外研究中有優(yōu)化幾何結(jié)構(gòu)(如優(yōu)化弓頭截面形狀[7-9]、優(yōu)化受電弓絕緣子截面形狀[10]等)、材料屬性(圓柱桿件采用多孔材料[11]等)、安裝導(dǎo)流罩(施加導(dǎo)流罩[12-14]等)、仿生改形設(shè)計(jì)(圓柱桿件表面做仿生改形設(shè)計(jì)[17-18]等)、受電弓的開/閉口方式[15-16]來影響局部流場(chǎng)運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，其中SUEKI等[11]通過改用多孔材料，再經(jīng)過風(fēng)洞仿真實(shí)驗(yàn)。最終結(jié)果表明，列車車速為360 km/h的噪聲值降低了1.9 dB；張亞東等[15]對(duì)受電導(dǎo)流罩結(jié)構(gòu)和位置、弓開/閉口方式進(jìn)行優(yōu)化，最終將噪聲值減小了3.1 dB。主動(dòng)降噪指增加外部能量，使局部流場(chǎng)發(fā)生變化，來進(jìn)一步影響氣動(dòng)噪聲值的變化。Mitsumoji等[19]為了達(dá)到減少窄頻帶噪聲目標(biāo)，于弓頭處引入主動(dòng)激勵(lì)器。目前國內(nèi)外主要用被動(dòng)降噪對(duì)受電弓進(jìn)行降噪研究且降噪效果有限，而對(duì)其主動(dòng)降噪研究還處于初級(jí)階段。本文提出一種基于射流的受電弓主動(dòng)降噪方法，針對(duì)受電弓空腔區(qū)域做相關(guān)降噪仿真分析。

本文通過建立3節(jié)車編組高速列車簡化數(shù)學(xué)模型，利用定常剪切應(yīng)力傳輸模型SST k-w計(jì)算高速列車周圍穩(wěn)態(tài)流場(chǎng)，得到了降噪前后流場(chǎng)靜壓力圖，以及空腔內(nèi)速度流線圖與粒子軌跡圖，同時(shí)進(jìn)行大渦、FW-H 聲學(xué)比擬理論以及FFT模擬仿真；通過計(jì)算得出相應(yīng)遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲，研究空腔部位的噪聲特點(diǎn)，并分析在2個(gè)不同射流方向下的氣動(dòng)噪聲具體表現(xiàn)情況。

1 氣動(dòng)噪聲計(jì)算模型

1.1 幾何模型

基于CRH380B型高速列車做仿真分析，對(duì)列車車身進(jìn)行建模，并對(duì)該車身作一定的簡化處理，主要由2輛拖車(頭車和尾車)、中間1輛帶受電弓動(dòng)車構(gòu)成，頭車車頂設(shè)置了2個(gè)導(dǎo)流罩。模型選用我國高鐵線路上普遍應(yīng)用的單臂受電弓，并帶有安裝受電弓用的車頂凹槽。重點(diǎn)分析受電弓與空腔的噪聲流場(chǎng)，因射流降噪對(duì)列車底部影響不大，仿真計(jì)算過程中簡化了列車車輛下半部分，包括轉(zhuǎn)向架及車門等系統(tǒng)。以CX-NG型列車受電弓作研究對(duì)象，同時(shí)將受電弓模型做略微簡化，忽略螺栓墊片等細(xì)小特征。該仿真模型長76.5 m，寬3.26 m，高3.89 m，高速列車幾何模型見圖1。

1.2 計(jì)算域與邊界條件

流場(chǎng)的計(jì)算域及邊界條件見圖2(a)，計(jì)算域長306 m、寬78.24 m、高38.9 m，為提高精確度，模擬真實(shí)行車環(huán)境，將模型置于整個(gè)計(jì)算域的底部中心位置，忽略列車走行部與地面的間隙，其前端與計(jì)算域進(jìn)口處的間隔為76.5 m(約1節(jié)車的長度)，其后端到計(jì)算域出口的間隔為153 m(約2節(jié)車長)。

計(jì)算域設(shè)定:進(jìn)口氣流速度v=98 m/s；出口壓力為0；模型底面無滑移；車身表面為固定邊界。

1.3 網(wǎng)格劃分

本文使用Fluent中的ICEM CFD做網(wǎng)格劃分處理。其中，車身區(qū)域部分進(jìn)行四面體網(wǎng)格處理，外域部分進(jìn)行六面體網(wǎng)格處理，其兩者連接處設(shè)定為interface交界面，進(jìn)行兩者信息交換傳送。主要研究受電弓區(qū)域，把研究區(qū)域的網(wǎng)格再做加密處理，同時(shí)設(shè)定研究區(qū)域最大網(wǎng)格尺寸20 mm；同樣列車周圍做加密處理；外場(chǎng)設(shè)定最大尺寸1 000 mm。經(jīng)過網(wǎng)格獨(dú)立性檢驗(yàn)，最終劃分單元總數(shù)約為412萬，見圖2(b)—圖2(d)。

1.4 計(jì)算方法

采用基于SST k-w模型做穩(wěn)態(tài)仿真，將瞬態(tài)仿真的初始值設(shè)置為穩(wěn)態(tài)仿真的計(jì)算結(jié)果，通過大渦模擬得到瞬態(tài)仿真的結(jié)果，仿真得到流場(chǎng)中邊界脈動(dòng)壓力，再采用FW-H聲學(xué)比擬理論來求解近場(chǎng)到遠(yuǎn)場(chǎng)的傳播，最后實(shí)行FFT，把最終仿真計(jì)算結(jié)果時(shí)域脈動(dòng)信號(hào)轉(zhuǎn)為頻域信號(hào)。在瞬態(tài)仿真過程中，時(shí)間步長設(shè)定為1×10-4s，共0.2 s(2 000步)。

分析受電弓區(qū)域處于高速氣流中的聲壓級(jí)值，將其當(dāng)作聲源，共設(shè)定A、B、C3列遠(yuǎn)場(chǎng)噪聲監(jiān)測(cè)點(diǎn)。聲場(chǎng)計(jì)算選用FW-H方程聲模擬，計(jì)算頻率上限設(shè)定為5 kHz。

2 數(shù)學(xué)模型與降噪模型

2.1 數(shù)學(xué)模型

( 1 )

該式右端含有不封閉項(xiàng)

( 2 )

τij為亞格子尺度應(yīng)力，若達(dá)到大渦模擬條件，需構(gòu)造封閉模式，增加Smagorinsky-Lilly模型，其方程為

( 3 )

( 4 )

( 5 )

其中，Δ代為網(wǎng)格尺寸；Cs是Smagorinsky常數(shù)。

初始流場(chǎng)在大渦模擬做瞬態(tài)仿真分析中是最為重要的前提，故本文在做穩(wěn)態(tài)仿真時(shí)，運(yùn)用SST k-w模型，具體方程為

( 6 )

( 7 )

( 8 )

式中：vt為渦黏系數(shù)；Ω為渦量；y為近壁面間隔；k為湍流動(dòng)能；ω為湍流比耗散率；σk、σω為k和ω的湍流普朗特?cái)?shù)；Vt為湍流黏性系數(shù)；v為湍動(dòng)黏度；a1、γ、β*、σ、β為經(jīng)驗(yàn)系數(shù);D為運(yùn)算符號(hào)；F1、F2為混合函數(shù)，分別為

F1=tanh(ξ4)

其中,

2.2 空腔射流模型

受電弓底座安裝部位有幾種形式，一種形式是將受電弓安裝于車頂空腔內(nèi)(也稱為受電弓溝槽)，見圖3。本文將空腔模型做適當(dāng)簡化，其空腔長深比L/D=6.25，是具有代表性的開式空腔[20-21]。

高速運(yùn)行中的氣流在靠近空腔前端處分散，局部分散的氣流匯合成剪切層，從而誘發(fā)相應(yīng)漩渦運(yùn)動(dòng)，該漩渦按照相應(yīng)的流速往空腔后端運(yùn)行，沖擊后壁，再引發(fā)壓力波往回傳遞；該壓力波和空腔前壁發(fā)生碰撞，又產(chǎn)生新的漩渦，循環(huán)往復(fù)產(chǎn)生空腔內(nèi)自激振蕩[22]。空腔噪聲產(chǎn)生機(jī)理示意見圖4。

本文采用的射流裝置安裝在受電弓空腔處，見圖5，射流面設(shè)置為寬40 cm，長220 cm。參考余培汛等[23]引入的射流速度為0.1倍來流馬赫數(shù)的條件，其v=30 m/s，射流面上射流速度保持一致，第一種射流方向與來流方向保持一致，安裝在空腔背風(fēng)面，在此稱之為順向射流，第二種射流方向與來流方向相對(duì)，安裝在迎風(fēng)面，在此稱之為逆向射流。射流方向位置見圖5。

3 射流降噪分析

3.1 近場(chǎng)氣動(dòng)噪聲

在車速350 km/h下，表面聲功率級(jí)分布云圖見圖6。根據(jù)仿真結(jié)果，位于車頂?shù)氖茈姽啾溶図斊渌恢镁哂休^高聲功率級(jí)(極值達(dá)111 dB)。碳滑板和弓頭部位的最高聲壓級(jí)可達(dá)111 dB。聲功率高的位置，其對(duì)應(yīng)的脈動(dòng)壓力值也會(huì)相對(duì)較高，同時(shí)會(huì)引發(fā)較高的氣動(dòng)噪聲，所以上述2個(gè)部位是受電弓部位的主要噪聲源。

3.2 渦量分析

射流前后受電弓空腔水平截面，同一時(shí)刻下的渦量圖對(duì)比見圖7。降噪前空腔中主要的不穩(wěn)定區(qū)域集中在空腔迎風(fēng)面附近，漩渦運(yùn)動(dòng)抵達(dá)空腔后端，和后壁產(chǎn)生碰撞，形成壓力波，驗(yàn)證空腔部位引發(fā)氣動(dòng)噪聲的機(jī)理，見圖7(a)；引入順向射流后，使得空腔前端處的渦流較為平緩，也減弱了漩渦撞擊空腔后壁的碰撞力度，把局部運(yùn)動(dòng)中的氣體從空腔后緣導(dǎo)出，見圖7(b)；逆向射流的加入，與來流發(fā)生碰撞，來流氣流在碰撞后從空腔后壁導(dǎo)出，見圖7(c)。圖7的渦量圖對(duì)比說明,正向及逆向射流的施加，減小了空腔內(nèi)氣體的碰撞。

3.3 靜壓力云圖

在車速350 km/h下，射流前后受電弓空腔部位的靜壓力分布見圖8。由圖8可得出如下結(jié)論：

(1) 弓頭、底架、平衡桿和絕緣子等為受電弓的主要靜壓力部位，空腔靜壓力范圍在3 580～6 950 Pa之間，其中空腔后端氣動(dòng)噪聲的脈動(dòng)壓力幅值有較大的變化，見圖8(a)。

(2) 施加順向射流后，空腔后緣有較大的靜壓力，相對(duì)于射流前流場(chǎng)，空腔后緣部分的最大靜壓力從6 950 Pa降到4 520 Pa，下降了34.9%；在逆向降噪后，空腔的后緣部分的最大靜壓力從6 950 Pa降到5 450 Pa，下降了21.6%，見圖8(b)、圖8(c)。

3.4 速度流線分析

受電弓空腔速度流線見圖9。由圖9可知，射流前空腔后壁及前壁尾流較為復(fù)雜，易形成分離流動(dòng)，導(dǎo)致這些位置的壓力變化比較劇烈；加順向射流后，空腔前壁、中部以及后壁流線圖較為穩(wěn)定；加逆向射流后，來流的氣流與射流的氣流在空腔中部相撞，在空腔中部形成一定的渦流。較明顯的是，加順向射流后，最快速度由原來81.1 m/s降到69.6 m/s。

3.5 粒子軌跡圖

降噪前后粒子軌跡見圖10。由圖10可見，降噪前粒子在空腔內(nèi)軌跡混亂，形成沒有規(guī)律可循的漩渦，部分氣流在空腔底部滯留；加順向射流后的粒子軌跡較為平緩、清晰，順向射流的加入將一部分向后流動(dòng)的氣體從后空腔中導(dǎo)出，能更好的減弱氣流到達(dá)空腔后壁與之發(fā)生的碰撞力度，進(jìn)而減小氣動(dòng)噪聲值；而逆向射流的加入，與來流在空腔中部碰撞，來流一部分在空腔前緣回旋，一部分到達(dá)空腔底部后從空腔后緣導(dǎo)出。順向射流可明顯改善粒子在空腔內(nèi)的流動(dòng)。

4 遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲分析

根據(jù)穩(wěn)態(tài)流場(chǎng)的分析，構(gòu)建與之對(duì)應(yīng)的遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲監(jiān)測(cè)點(diǎn)，基于瞬態(tài)下噪聲值，分析得到相應(yīng)的聲壓信息，最后針對(duì)該聲壓信息做快速傅里葉變換。本文共設(shè)置A、B、C3列噪聲監(jiān)測(cè)點(diǎn)，分別距離軌道中心線3.5、7、25 m(共13個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn))，相對(duì)地面高度3.5 m，按順序各列由下至上設(shè)定成3、2、1，例如A處監(jiān)測(cè)點(diǎn)A1、A2、A3，見圖11。

射流前后標(biāo)準(zhǔn)監(jiān)測(cè)點(diǎn)(C列)的氣動(dòng)噪聲總聲壓級(jí)見圖12，可得出以下結(jié)論：列車速度350 km/h下，C列標(biāo)準(zhǔn)監(jiān)測(cè)點(diǎn)，降噪前、順向射流和逆向射流3種工況的平均總聲壓級(jí)值依次是78.02、71.98、77.89 dB。施加順向射流后，其平均總聲壓級(jí)比降噪前下降了6.04 dB；施加逆向射流后，其平均總聲壓級(jí)比降噪前下降了0.13 dB。

各個(gè)位置監(jiān)測(cè)點(diǎn)相應(yīng)的平均總聲壓級(jí)見表1。從表1可以看出：施加順向射流后，空腔附近監(jiān)測(cè)點(diǎn)平均總聲壓級(jí)小于施加逆向射流時(shí)相應(yīng)監(jiān)測(cè)點(diǎn)平均總聲壓級(jí)，車速達(dá)到350 km/h時(shí)，施加順向射流的降噪效果最為顯著。

表1 各個(gè)位置監(jiān)測(cè)點(diǎn)的平均總聲壓級(jí) dB

監(jiān)測(cè)點(diǎn)C4處射流前后的聲壓級(jí)頻譜圖見圖13，由圖13可得：高速列車受電弓部位產(chǎn)生寬頻噪聲，處于低頻段時(shí)聲壓級(jí)值達(dá)到高峰，并且隨頻率的增加，其聲壓級(jí)值不斷減小。射流前、順向射流和逆向射流在100 Hz低頻內(nèi)，各自的最大聲壓級(jí)值分別是57.09、62.81、61.41 dB。

每個(gè)頻段發(fā)出的噪聲對(duì)人耳產(chǎn)生的影響是不同的，人們能敏銳感受到的頻率是500～6 000 Hz范圍內(nèi)。本文采用A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)衡量方法，見圖14。

由圖14可知：

(1) 施加射流前后，監(jiān)測(cè)點(diǎn)氣動(dòng)噪聲的能量重點(diǎn)集中于700～5 000 Hz頻率內(nèi)，并且監(jiān)測(cè)點(diǎn)處A計(jì)權(quán)1/3倍頻程圖呈現(xiàn)出相似規(guī)律，在低頻時(shí)A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)值迅速增大，隨后變化幅度較為緩慢，趨于平穩(wěn)。

(2) 射流前在高頻1 600 Hz處出現(xiàn)最高峰值65.03 dB(A)；施加順向射流后，在低頻900 Hz處出現(xiàn)最高值57.89 dB(A)，隨著頻率增大，A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)值趨向于穩(wěn)定；施加逆向射流后，在高頻2 500 Hz處出現(xiàn)最高峰值59.85 dB(A)。射流在該點(diǎn)處抑制高頻段的聲壓級(jí)較為明顯。

由上述分析可知，空腔逆向射流的加入，減小了漩渦與空腔后壁的碰撞，然而由于逆向射流與來流相撞產(chǎn)生新的漩渦，同時(shí)漩渦也影響空腔前緣的剪切層，遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲監(jiān)測(cè)點(diǎn)(C列)平均總聲壓級(jí)值降低了0.13 dB?？涨粌?nèi)引入順向射流，部分射流將運(yùn)動(dòng)的氣體從后空腔中導(dǎo)出，另一部分射流減小了漩渦與空腔后壁的碰撞程度，同時(shí)減少了空腔內(nèi)部自激振蕩的過程，遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲監(jiān)測(cè)點(diǎn)平均總聲壓級(jí)值降低了6.04 dB。綜上所述，在受電弓空腔處施加順向射流有明顯降噪效果。

5 結(jié)論

本文提出了一種基于射流的受電弓空腔主動(dòng)降噪方法，對(duì)空腔部位做仿真分析，根據(jù)SST k-w模型和大渦模擬對(duì)受電弓底座與空腔部位做計(jì)算分析，同時(shí)比較2個(gè)射流方向的降噪效果。數(shù)值計(jì)算結(jié)果表明，順向射流降噪效果較為顯著，射流降噪對(duì)高速列車節(jié)能減排、減阻降噪具有重要意義?；谟邢拊抡娼Y(jié)果分析，得出以下結(jié)論。

(1) 受電弓系統(tǒng)是高速列車主要噪聲源，氣動(dòng)噪聲聚焦產(chǎn)生在受流碳滑板、弓頭以及底架，其中弓頭部位的靜壓力值為6 950 Pa，底座靜壓力值為5 820 Pa，由此可見在受電弓底座區(qū)域做降噪很有必要。

(2) 施加順向射流后，由于射流對(duì)空腔漩渦的影響，從而改變空腔內(nèi)的壓力分布，減弱了漩渦與空腔后壁的碰撞，將一部分流動(dòng)的氣體從后空腔導(dǎo)出。經(jīng)仿真驗(yàn)證，本文采取的模擬方法所模擬的空腔流動(dòng)狀態(tài)與空腔流動(dòng)機(jī)理是相吻合的，證明了順向射流主動(dòng)降噪具有一定可行性。

(3) 施加逆向射流后，減小了漩渦與空腔后壁的碰撞，逆向射流與來流相撞產(chǎn)生新的漩渦，新的漩渦一部分向后空腔導(dǎo)出，一部分影響空腔前緣，空腔后緣部分的最大靜壓力從6 950 Pa降到5 450 Pa，下降21.6%。

(4) 遠(yuǎn)場(chǎng)標(biāo)準(zhǔn)監(jiān)測(cè)點(diǎn)平均總聲壓級(jí)為78.02 dB。加入順向射流后，射流改變剪切層與后壁的碰撞強(qiáng)度，遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲監(jiān)測(cè)點(diǎn)平均總聲壓級(jí)降幅為6.04 dB，作為對(duì)比，施加逆向射流后，平均總聲壓級(jí)降幅為0.13 dB。因此，順向射流降噪效果比逆向射流降噪效果顯著。