袁賢浦，苗曉丹，袁天辰，楊 儉

(1.上海工程技術(shù)大學(xué) 城市軌道交通學(xué)院， 上海 201620；2.上海工程技術(shù)大學(xué) 機械與汽車工程學(xué)院， 上海 201620)

隨著我國高速列車的快速發(fā)展，各城市之間的互聯(lián)互通效應(yīng)越來越強，然而隨著列車速度的不斷提高，噪聲問題也愈發(fā)突出。高速列車噪聲包括輪軌噪聲、牽引噪聲、氣動噪聲等，當速度達到或超過250 km/h時，氣動噪聲的影響逐漸顯現(xiàn)[1]。高速列車氣動噪聲指的是列車在高速運行時車體壁面與空氣相互碰撞，車身表面脈動壓力產(chǎn)生的噪聲以及尾渦脫落產(chǎn)生的渦激噪聲[2]。研究表明，車頭、轉(zhuǎn)向架、空調(diào)導(dǎo)流罩特別是受電弓等車體的突出部位氣動噪聲尤為突出[3]。高速列車運行時為偶極子聲源，聲壓級與運行速度的六次方成正比[4-5]。復(fù)興號最高設(shè)計速度為400 km/h，氣動噪聲尤其明顯。因此本文對復(fù)興號高速列車的受電弓氣動噪聲展開深入研究。

目前研究高速列車受電弓氣動噪聲的主要方法有試驗研究以及數(shù)值模擬研究。

試驗研究主要包括線路實車測試和風(fēng)洞試驗兩種方法。線路實車測試側(cè)重于獲得列車運行時的所有真實噪聲數(shù)據(jù)，很難將氣動噪聲單獨分離出來[6]。風(fēng)洞試驗可以準確地控制試驗條件，精確性較高，可有效對氣動噪聲進行分離，但是其試驗數(shù)據(jù)會受到列車縮比模型尺寸、地面效應(yīng)、風(fēng)洞尺寸大小等影響[7]，且風(fēng)洞試驗成本昂貴，在成本有限的情況下無法多次試驗。

利用數(shù)值模擬求解氣動噪聲分為兩類：計算氣動聲學(xué)方法(CAA)、Lighthill聲類比方法[8]。雖然理論上計算氣動聲學(xué)方法(CAA)是最精確的方法，但是由于其直接求解流場和聲場需要極大的計算量，求解時非常耗時，因此并不適用。最常用的方法是Lighthill聲類比方法[9]。文獻[10]根據(jù)渦聲理論通過數(shù)值模擬計算了高速列車受電弓的氣動噪聲，并分別對低頻和高頻噪聲產(chǎn)生機理進行分析。文獻[11]通過對高速列車外部非穩(wěn)態(tài)不可壓縮流場進行分析，應(yīng)用聲類比理論計算分析列車表面氣動噪聲產(chǎn)生機理。近年來國內(nèi)學(xué)者也廣泛利用CFD技術(shù)和計算聲學(xué)方法對高速列車氣動噪聲問題展開了分析。文獻[12-13]基于Lighthill聲類比理論，對DSA380雙碳滑板受電弓氣動噪聲進行數(shù)值模擬，對受電弓開、閉口兩種運行方式的氣動噪聲進行對比分析，并提出對應(yīng)的降噪改進意見。文獻[14]采用Lighthill聲類比理方法，對CRH380A型高速列車整車模型進行數(shù)值模擬，對高速列車氣動噪聲在聲屏障作用下的傳播規(guī)律等進行了研究。文獻[15]采用Lighthill聲類比方法計算高速列車表面噪聲源，并對車內(nèi)氣動噪聲進行降噪方法的研究。文獻[16]基于Lighthill聲類比理論計算了高速列車受電弓噪聲源特性，提出一種主動射流降噪方法，對受電弓底部空腔進行了降噪研究。文獻[17]以FW-H聲類比法為基礎(chǔ)，完成了速度500 km/h高速列車車頭外形的綜合評估和優(yōu)化設(shè)計?，F(xiàn)有研究只有對受電弓開閉口方式、受電弓底部空腔、聲屏障、車內(nèi)及車頭部位進行過氣動降噪分析，而對受電弓弓頭的降噪研究還處于初級階段，因此本文提出一種弓頭仿生結(jié)構(gòu)優(yōu)化降噪方法，對單碳滑板受電弓進行噪聲分析和降噪研究。

通過建立復(fù)興號高速列車整車氣動噪聲分析模型，對其單碳滑板受電弓各部位的氣動噪聲貢獻量、遠場傳播規(guī)律和頻域分布規(guī)律展開研究。分析受電弓主要噪聲源弓頭的氣動噪聲形成原因，對受電弓弓頭進行了仿生降噪設(shè)計并探究降噪效果。

1 氣動噪聲分析模型建立

1.1 三維幾何模型

以復(fù)興號高速列車為參考模型，研究對象為車頂受電弓。為了更好地模擬受電弓前端來流狀態(tài)，建立三節(jié)編組(車頭、帶受電弓車廂、車尾)的列車簡化模型。為減少網(wǎng)格數(shù)量，縮短計算時間，不考慮轉(zhuǎn)向架、車門、車窗等部件，對車頂受電弓進行適當簡化，忽略對氣動噪聲影響不大的細小零部件；保留受電弓底部空腔、車廂連接處等對受電弓尾部湍流產(chǎn)生較大影響的部位。

復(fù)興號八節(jié)編組，整車有開口和閉口兩個受電弓，受電弓由弓頭、上臂桿、下臂桿、平衡桿、底架、絕緣子等結(jié)構(gòu)組成。本文對噪聲較大的閉口受電弓[18]進行研究。在不影響受電弓前端來流狀態(tài)的前提下將列車簡化為三節(jié)編組，模型總長為79.50 m。列車簡化模型以及受電弓簡化模型如圖1、圖2所示。

圖1 三節(jié)編組列車簡化模型

圖2 受電弓簡化模型

1.2 網(wǎng)格劃分

1.2.1 計算域及邊界條件設(shè)置

首先確定外部流場的計算域，設(shè)定的計算域既要盡量減小對受電弓周圍湍流流場的影響，又不能超過已有計算機的計算能力。綜合考慮，設(shè)定外流場為長250 m、寬66 m、高50 m的長方體，流場入口距車頭40.5 m，流場出口距車尾130 m，列車位于中軸線上并緊靠地面。設(shè)定的計算域如圖3所示。

圖3 計算域設(shè)置

為減小地面對流場的影響，地面邊界條件為滑移壁面，移動速度和車速相同；復(fù)興號高速列車最高速度Vmax為400 km/h(0.33馬赫)，已達到亞聲速可壓縮氣流的臨界值(0.3≤Ma≤0.8)[19]，因此流場入口設(shè)置為質(zhì)量流量入口(可壓縮)。本文對受電弓在300、350、400、450 km/h(450 km/h為預(yù)測速度)4個運行速度下的噪聲情況進行分析對比，對應(yīng)的入口質(zhì)量流量分別為3.37×105、3.93×105、4.49×105、5.05×105kg/s，所有邊界條件的設(shè)置見表1。

表1 邊界條件設(shè)置

1.2.2 網(wǎng)格獨立性檢驗

采用ICEM CFD軟件對整車進行網(wǎng)格劃分。對車體附近、受電弓附近及其尾部區(qū)域等湍流較強區(qū)域進行網(wǎng)格加密處理，如圖4所示。由于固體近壁面的空氣流動速度梯度較大，因此在整車表面設(shè)定邊界層，邊界層厚度為0.1 mm，層數(shù)為5層，增長率為1.1。

圖4 整車網(wǎng)格劃分

為盡量減小網(wǎng)格數(shù)對仿真結(jié)果的影響，進行網(wǎng)格獨立性檢驗，劃分5組密度不同的網(wǎng)格并在速度350 km/h下分別對受電弓表面的最大聲功率級進行分析，分析結(jié)果見表2。

表2 網(wǎng)格獨立性檢驗

由表2可知，從第4套網(wǎng)格開始受電弓最大聲功率級變化趨于平緩，因此本文采用網(wǎng)格總數(shù)為2 866萬的第4套網(wǎng)格進行數(shù)值模擬，其中受電弓附近及尾部網(wǎng)格數(shù)為1 814.40萬，整車網(wǎng)格劃分如圖4所示。

2 受電弓外部流場特性分析

2.1 計算方法

本文采用以Navier-Stokes方程為基礎(chǔ)的RNGk-ε模型對受電弓外部流場特性進行分析。相較于標準k-ε模型，該模型的ε方程有一個附加項，計算列車近壁面大速度梯度流場時更精確，控制方程如下：

k項

Gk+Gb-ρε-YM+Sk

( 1 )

ε項

( 2 )

式中：ρ為流體密度；xi和xj分別為i、j方向的位移分量；vi為i方向的速度分量；μeff為考慮了湍流黏度的總黏度；αk、αε為有效普朗特數(shù)的倒數(shù)，高雷諾數(shù)條件下，αk=αε≈1.393；C1ε=1.42；C2ε=1.68；C3ε、Sk和Sε均為自定義源項；Gk、Gb分別為速度梯度變化、浮力導(dǎo)致的湍動能。

( 3 )

式中：ρ為流體密度；T為溫度；gi為重力矢量的分量；μt為流體的黏度系數(shù)。

YM為可壓縮流中脈動膨脹對總耗散率的貢獻，其計算式為

YM=2ρεMa2

( 4 )

Rε為RNGk-ε相較于標準k-ε模型的附加項

( 5 )

式中：η=Sk/ε;η0=4.38;β=0.012;Cμ=0.084 5。

2.2 受電弓表面脈動壓力分析

采用RNGk-ε模型分別對300、350、400、450 km/h速度下的高速列車受電弓表面脈動壓力進行瞬態(tài)仿真模擬，由仿真結(jié)果可得，各個速度工況下的車身表面壓力分布規(guī)律基本一致，主要是數(shù)值大小的差異。以列車速度350 km/h為例，受電弓表面壓力分布如圖5所示。

圖5 受電弓表面壓力分布云圖

由圖5可知，由于受到迎風(fēng)氣流的直接沖擊，受電弓最大表面正壓力出現(xiàn)在各桿件的迎風(fēng)側(cè)一面；最小表面負壓力在各桿件和碳滑板表面的氣流與固體壁面分離部位產(chǎn)生。不同速度下的最大正壓與最小負壓見表3。

表3 不同速度下受電弓表面壓力

由表3可知，隨著速度的增加，受電弓表面最大正壓力逐漸增大，最小負壓力逐漸減??；表面最大正壓與最小負壓隨著速度的增加都近似呈線性變化。

2.3 受電弓附近湍動能與渦量分布規(guī)律分析

以車速350 km/h為例，圖6為受電弓縱向?qū)ΨQ截面的湍動能分布云圖，圖7為采用Q基準(尺度為0.001 2)的受電弓附近渦量分布云圖。

圖6 受電弓截面湍動能分布云圖

圖7 受電弓附近渦量分布云圖

綜合分析圖6、圖7可知：

(1)高速氣流流經(jīng)受電弓各突出部位時受到阻礙向兩側(cè)排開并與壁面分離，在其尾部頻繁產(chǎn)生渦脫落和重組現(xiàn)象，產(chǎn)生了較大的湍動能。

(2)渦脫落現(xiàn)象和較大湍動能發(fā)生位置主要在弓頭、上下臂桿結(jié)合處和底架部位；最大湍動能為1 144.32 m2/s2(圖6湍動能為0～500 m2/s2顯示效果)。

(3)弓頭的中間位置主要是月牙形渦，邊緣部位主要為帶狀渦。

3 受電弓氣動噪聲特性分析

3.1 聲源特性3.1.1 計算方法

利用以寬頻帶噪聲源模型為基礎(chǔ)的The Boundary Layer Noise Source Model計算受電弓氣動噪聲源，能夠更好地處理高速列車受電弓湍流邊界層產(chǎn)生的氣動噪聲對總聲功率的局部貢獻問題。由湍流邊界層引起的遠場聲強為

( 6 )

整個固體表面發(fā)出的聲功率級可以表示為

( 7 )

式中：ρ0為靜止介質(zhì)的密度；I(y)為單位表面積對總聲功率級的局部貢獻，即

( 8 )

3.1.2 聲源特性分析

在利用RNGk-ε湍流模型進行瞬態(tài)仿真的基礎(chǔ)上，采用The Boundary Layer Noise Source Model，仿真得到300、350、400、450 km/h 4個速度下高速列車整車上表面及受電弓細節(jié)處的聲功率級分布，結(jié)果如圖8、圖9所示。

圖8 列車上表面聲功率級分布曲線

圖9 受電弓處聲功率級分布曲線

由圖8、圖9可知，整車的較大聲功率級在車頭中部、車廂結(jié)合處和受電弓部位產(chǎn)生，而最大聲功率級在受電弓處產(chǎn)生；受電弓處較大的聲功率級出現(xiàn)在弓頭、上下臂桿結(jié)合處以及底架位置，而最大聲功率級在弓頭產(chǎn)生。在車速為350 km/h時，最大聲功率級為137.79 dB。

圖10為受電弓弓頭彎角處以及上下臂桿結(jié)合處的聲功率級分布與壓力分布的對比。

圖10 受電弓處聲功率級與壓力對比云圖

由圖10可知，大部分聲功率級的極大值點都在各部位負壓極小值位置，而負壓極小值位置都是氣流與固體壁面的分離點，因此列車高速運行時氣流遇到受電弓表面而發(fā)生分離的現(xiàn)象是受電弓氣動噪聲產(chǎn)生的主要原因之一。

3.2 遠場氣動噪聲分布規(guī)律

3.2.1 計算方法

采用大渦模擬作為計算受電弓遠場氣動噪聲的基礎(chǔ)，大渦模擬法將大、小尺度渦分開計算，大尺度渦利用流體方程直接求得，小尺度渦則需附加一個亞格子模型求得。

( 9 )

(10)

(11)

式中：Δ為網(wǎng)格尺寸；Cs=0.1(Smagorinsky常數(shù))

以等效連續(xù)A計權(quán)聲壓級(LpAeq,T)評定受電弓遠場氣動噪聲，由鐵路噪聲標準ISO 3095—2013定義，等效連續(xù)A計權(quán)聲壓級為[20]

(12)

式中：T為采樣時間分辨率；pA(t)為非定常A計權(quán)聲壓;p0為基準聲壓，在空氣中p0=2×105Pa。

噪聲監(jiān)測點的設(shè)置方式如圖11所示。

圖11 遠場氣動噪聲監(jiān)測點分布

(1)以受電弓質(zhì)心為原點，15 m為直徑沿x-y(水平)面每兩個監(jiān)測點夾角11.25°設(shè)置一周噪聲監(jiān)測點，沿x-z(縱斷)面每兩個監(jiān)測點夾角11.25°設(shè)置半周噪聲監(jiān)測點，沿y-z(橫斷)面每兩個監(jiān)測點夾角11.25°對稱設(shè)置3/4周噪聲監(jiān)測點，總共61個噪聲監(jiān)測點。探究各個速度下受電弓沿各個方向噪聲的傳播規(guī)律。

(2)距受電弓質(zhì)心1.6 m處為起點每隔1 m布置1個噪聲監(jiān)測點，在列車左右兩側(cè)對稱布置23×2個噪聲監(jiān)測點(左側(cè)省略表示)，探究受電弓氣動噪聲隨著離列車距離增加的衰減規(guī)律。

3.2.2 遠場氣動噪聲沿各個方向傳播規(guī)律

大多數(shù)噪聲源具有指向性特點，即在離聲源某一固定距離上，聲源在不同方向上的輻射聲壓級一般不同[21]。為探究高速列車在運行時受電弓部位氣動噪聲沿各個方向的傳播規(guī)律，選擇水平面、橫斷面、縱斷面3個平面探究監(jiān)測點聲壓級的變化規(guī)律(圖12)。

圖12 受電弓遠場氣動噪聲沿各個方向傳播規(guī)律

(1)氣動噪聲指向特性：由圖12(a)可知，水平面上4個速度下受電弓均在兩側(cè)(90°和270°左右)聲壓級達到最大值，并且有一定的對稱性；在190°左右聲壓級達到最小值，因此列車運行時在水平方向上受電弓的左右兩側(cè)噪聲比前后兩側(cè)噪聲更大。由圖12(b)可知，橫斷面上4個速度下受電弓均在最高位置(90°左右)聲壓級達到最大值，在左右的水平位置(0°和180°)聲壓級最小，因此列車運行時氣動噪聲對其上方(列車過站時在站臺天橋上的行人)比對左右兩側(cè)行人的影響更大。由圖12(c)可知，縱斷面上4個速度下受電弓均在受電弓弓頭指向的位置(70°～80°)噪聲達到最大值，進一步說明弓頭為較大的噪聲貢獻位置。

(2)衰減特性：水平面、橫斷面、縱斷面3個平面內(nèi)平均聲壓級隨速度增加的變化規(guī)律分別為3.51→2.99→2.92 dBA、3.31→3.15→2.99 dBA、3.47→3.14→2.71 dBA，因此，列車低速運行時(Ma≤0.3、周圍流場不可壓縮)，遠場聲壓級隨著速度增加，增長較快；列車在亞聲速運行時(0.3≤Ma≤0.8、周圍流場可壓縮)，遠場聲壓級隨著速度增加，增長較慢。

3.2.3 遠場氣動噪聲與距離的傳播關(guān)系

為了探究受電弓氣動噪聲隨著傳播距離增加的衰減規(guī)律，距受電弓質(zhì)心1.6 m處為起點、23.6 m處為終點，每隔1 m左右對稱布置23×2個噪聲監(jiān)測點，如圖11所示。遠場氣動噪聲隨距離增加的變化規(guī)律如圖13所示。

圖13 受聲點聲壓級隨距離增加變化規(guī)律

由圖13(a、b分別為受電弓左右兩側(cè))可知，遠場A計權(quán)聲壓級LA與傳播距離的對數(shù)線性相關(guān)，滿足以下函數(shù)關(guān)系

LA=algS+b

(13)

式中：S(1.6 m≤S≤23.6 m)為橫向距離；a、b為常數(shù)。

4個速度下有平衡桿一側(cè)(b側(cè))對應(yīng)的表達式分別為

300 km/h：LA1=-17.82lgS+102.26

(14)

350 km/h：LA2=-17.32lgS+105.11

(15)

400 km/h：LA3=-17.22lgS+108.03

(16)

450 km/h：LA4=-17.17lgS+111.39

(17)

遠場A計權(quán)聲壓級隨傳播距離的衰減特性：距離受電弓越遠，其聲壓級衰減速度越緩慢；式(13)中常數(shù)a隨著速度的增加越來越小，衰減值為-0.5→-0.1→-0.05，衰減速度越來越小，并最終趨于穩(wěn)定值17.15左右；常數(shù)b隨著速度的增加越來越大，每兩個速度之間的增長值為2.85→2.92→3.36，增長速度越來越快。

3.2.4 遠場氣動噪聲頻域分布特性

為探究受電弓遠場氣動噪聲的頻域特性，以監(jiān)測點Y25處(距受電弓7.5 m，圖11)的寬頻帶噪聲為研究對象，采用傅里葉變換(FFT)，把監(jiān)測點Y25處的聲壓級信號從時域轉(zhuǎn)換到頻域，分析300、350、400、450 km/h 4個速度下的頻域分布特性，如圖14所示。由圖14 可知，7.5 m遠處在不同速度下的氣動噪聲頻域分布規(guī)律具有相似性，且都有著較寬的頻率；4個速度下都在100～400 Hz聲壓級出現(xiàn)峰值。

圖14 監(jiān)測點Y25處4個速度下聲壓級頻譜

由于500～6 000 Hz的中頻段是人最敏感的區(qū)域，且A計權(quán)聲壓級是模擬耳朵對55 dBA以下較低強度噪聲的頻率，與人耳的聽感特性最為相似貼切[22]。因此，采用1/3 倍頻程對高速列車寬頻帶氣動噪聲A 計權(quán)聲壓級進行頻域分布分析。

圖15為列車各個速度下監(jiān)測點Y25處的A計權(quán)聲壓級的1/3倍頻譜圖，由圖15可知：

圖15 監(jiān)測點Y25處四個速度下1/3倍頻譜

(1)隨著列車運行速度的增加，A計權(quán)聲壓級越來越大，能量主要集中在25～6 000 Hz頻率范圍。

(2)4個速度下，A計權(quán)聲壓級都是從25 Hz開始迅速提高，到145～315 Hz達到頂峰；然后迅速衰減到1 000 Hz；從1 000 Hz到6 000 Hz為緩慢衰減期，且這階段氣動噪聲頻率的對數(shù)lgf與聲壓級近似成線性關(guān)系。

(3)列車速度為300、350、400、450 km/h時，主頻分別在145～160、165～200、195～230、250～315 Hz之間，隨著列車速度的增加，主頻從低頻緩慢移向高頻。

4 受電弓弓頭仿生降噪分析

4.1 弓頭仿生結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計

根據(jù)GB 12525—1990《鐵路邊界噪聲限值及其測量方法》[23]，距鐵路外側(cè)軌道中心線30 m處，既有鐵路無論晝夜噪聲限值都為70 dBA，新建鐵路晝夜噪聲限值分別為70、60 dBA。以350 km/h列車運行速度為例，根據(jù)3.2節(jié)的計算，在30 m處受電弓的遠場氣動噪聲聲壓級為79.43 dBA，因此對受電弓的氣動降噪迫在眉睫。

針對受電弓最大噪聲貢獻部位弓頭，基于鸮翅膀低噪聲飛行機理[24]，在不影響弓網(wǎng)接觸穩(wěn)定性并考慮列車雙向運行特點的前提下，低噪聲弓頭須設(shè)計成前后對稱結(jié)構(gòu)且碳滑板上表面幾何形狀不變。因此將鸮翅膀的前端凸起和尾部梳狀低噪聲生態(tài)學(xué)特征(圖16)結(jié)合成前后對稱橢球狀凸起結(jié)構(gòu)應(yīng)用到弓頭較大噪聲貢獻部位。

圖16 鸮翅膀低噪聲生態(tài)學(xué)特征

基于多目標優(yōu)化法則，對圖17所示的碳滑板和圓桿進行仿生優(yōu)化設(shè)計。在碳滑板和圓桿上施加前后對稱橢球狀凸起結(jié)構(gòu)，對最優(yōu)凸起高度進行探究。對碳滑板和圓桿凸起高度分別為18～72、1.5～55.5 mm的38組數(shù)據(jù)(每隔1.5 mm一組，原始弓頭為第一組)，在監(jiān)測點Y25、運行速度為350 km/h下的弓頭截面遠場聲壓級進行二維數(shù)值模擬分析，探究最優(yōu)凸起高度。

圖17 弓頭及橢球狀凸起結(jié)構(gòu)特征

圖18分別為第1、8、22、30、34、38組(受篇幅限制只列出6組)優(yōu)化前后弓頭截面湍流狀態(tài)圖；圖19為監(jiān)測點Y25處聲壓級隨凸起高度增加的變化規(guī)律。由圖18、圖19可得：

圖18 原始弓頭和仿生優(yōu)化弓頭截面湍流狀態(tài)

圖19 遠場聲壓級隨凸起高度變化規(guī)律

(1)對比觀察速度云圖和聲壓級隨凸起高度變化規(guī)律圖可知，尾部湍流越弱，噪聲越小。

(2)在碳滑板凸起高度分別為21、42、60 mm時，有3個極小值點；在圓桿凸起高度為10.5、31.5 mm時，有兩個極小值點，且隨著凸起高度的增加，遠場噪聲呈現(xiàn)波動性減小。

(3)總噪聲與碳滑板和圓桿兩者的較大噪聲值極為相近，說明控制物體的較大噪聲發(fā)生位置對控制總噪聲起到了極為關(guān)鍵的作用。

綜合考慮降噪效果、經(jīng)濟效益和安全效益(聲壓級越低降噪效果越好，凸起高度越少成本越低、對弓網(wǎng)接觸穩(wěn)定性影響越弱)，選擇碳滑板凸起高度為21、42、60、72 mm，圓桿凸起高度為10.5、31.5、55.5 mm進行4×3的多變量實驗分析，探究兩者相互影響下的各自最佳凸起高度，見表4。

表4 多變量實驗分析

由表4可知，第(1,3)、(2,4)、(3,4)組的實驗弓頭總噪聲都控制在最小值40 dBA左右，因此選擇三組中凸起高度最小的第(1,3)組(碳滑板凸起高度為60 mm，圓桿凸起高度為10.5 mm)作為優(yōu)化指標。

4.2 仿生優(yōu)化設(shè)計降噪效果分析

在4.1節(jié)研究結(jié)果的基礎(chǔ)上，確定碳滑板凸起高度為60 mm，圓桿凸起高度為10.5 mm，建立弓頭仿生優(yōu)化后的整車氣動噪聲三維分析模型，弓頭處如圖20所示。

圖20 仿生優(yōu)化前后弓頭處對比

對比優(yōu)化前后的受電弓渦量狀態(tài)，可以得出優(yōu)化后受電弓的尾渦脫落得到了明顯的抑制，特別是碳滑板中間的月牙形渦大幅減少(圖21)。

圖21 受電弓仿生優(yōu)化前后渦量對比

圖22為運行速度350 km/h時，距鐵路外側(cè)軌道中心線30 m處仿生優(yōu)化前后受電弓A計權(quán)聲壓級的1/3倍頻譜對比。

圖22 30 m遠處仿生優(yōu)化前后1/3倍頻譜

對比分析仿生前后的噪聲頻域分布，可得：

(1)在100～6 000 Hz范圍內(nèi)，各個頻段聲壓級普遍減弱2～3 dBA。

(2)最大主頻由優(yōu)化前的190 Hz左右移動到了80 Hz左右，主頻向低頻移動。

(3)優(yōu)化前受電弓在距鐵路外側(cè)軌道中心線30 m處總聲壓級為79.43 dBA，優(yōu)化后相同位置總聲壓級減少了2.49 dBA，值為76.94 dBA。

4.3 仿生優(yōu)化設(shè)計可行性分析

仿生優(yōu)化后受電弓弓頭碳滑板的質(zhì)量m從3.46 kg變?yōu)?.17 kg，外形結(jié)構(gòu)也發(fā)生了變化，因此會引起氣動特性及其固有頻率的改變，須對弓頭所受的氣動力進行分析，并判斷是否會產(chǎn)生渦激共振現(xiàn)象[25]。

對運行速度350 km/h時由氣動力作用的碳滑板上下表面脈動壓力差時域分布規(guī)律和碳滑板氣動阻力進行分析見表5、圖23。由表5和圖23可得：

表5 氣動阻力與脈動壓差分析

圖23 脈動壓差時域分布

仿生優(yōu)化后碳滑板氣動阻力減小了433.31 N；碳滑板上下表面脈動壓差頻率(渦激振動頻率)基本相近，脈動壓差最大幅值有115 N左右的明顯減小。

(18)

表6 弓頭碳滑板優(yōu)化后前六階固有頻率 Hz

由表6、表7和圖24可得：

圖24 弓頭碳滑板優(yōu)化前后模態(tài)振型的對比

(1)優(yōu)化前后碳滑板在一、二、五、六階固有頻率基本相近，三、四階固有頻率分別有168.55、72.78 Hz的增加。

(2)碳滑板在四階振型上由優(yōu)化前的扭轉(zhuǎn)振動變?yōu)閺澟そY(jié)合振動，在五階振型上由優(yōu)化前的彎曲振動變?yōu)榕まD(zhuǎn)振動。

(3)優(yōu)化后的碳滑板渦激振動頻率為353 Hz，介于二階和三階固有頻率之間，但是并未處在產(chǎn)生共振的頻率范圍(245.98, 287.97)Hz和(409.04, 478.87)Hz內(nèi)，因此仿生優(yōu)化后的受電弓碳滑板在列車運行速度為350 km/h時不會產(chǎn)生渦激共振現(xiàn)象，不影響弓網(wǎng)接觸穩(wěn)定性。

5 結(jié)論

(1) 受電弓氣動噪聲源特性。高速列車整車的較大噪聲位置出現(xiàn)在車頭中部、車廂結(jié)合處和受電弓部位，其中受電弓部位最大，最大聲功率級為137.79 dB (速度350 km/h)；受電弓各部位噪聲的大小弓頭>上下臂桿結(jié)合處>底架>其他位置。

(2) 受電弓遠場氣動噪聲指向特性。4個速度下遠場氣動噪聲指向規(guī)律基本相同。受電弓各方向上噪聲大小排列：受電弓質(zhì)心指向弓頭方向>正上方>左右兩側(cè)>正后方>正前方。因此，列車過站時車站天橋上的乘客受到氣動噪聲的影響比兩側(cè)站臺候車乘客受到的影響更大。

(3) 受電弓遠場氣動噪聲傳播規(guī)律。距離受電弓越遠，遠場A計權(quán)聲壓級衰減速度越緩慢，與傳播距離的對數(shù)之間線性相關(guān)。

(4) 寬頻帶噪聲頻域分布規(guī)律。受電弓遠場氣動噪聲有較寬的頻域分布，4個速度下主頻都在145～315 Hz之間；A計權(quán)聲壓級都是從25 Hz開始迅速提高，到145～315 Hz達到頂峰，然后迅速衰減到1 000 Hz左右，1 000～6 000 Hz是緩慢衰減期，這階段頻率的對數(shù)lgf與聲壓級近似成線性關(guān)系；隨著列車速度增加，主頻從低頻緩慢移向高頻。

(5) 受電弓弓頭仿生降噪效果。當碳滑板凸起高度為60 mm，圓桿凸起高度為10.5 mm時，弓頭的氣動噪聲最小。仿生優(yōu)化后受電弓氣動噪聲在距鐵路外側(cè)軌道中心線30 m處為76.94 dBA，比優(yōu)化前降低了2.49 dBA，降噪效果較為明顯，并且寬頻帶噪聲有向低頻移動的趨勢。后續(xù)將針對受電弓其他噪聲貢獻量較大部位的降噪方法展開深入研究。

仿生優(yōu)化后的受電弓碳滑板渦激振動頻率并未處在產(chǎn)生共振效應(yīng)的頻率范圍內(nèi)，不會產(chǎn)生渦激共振現(xiàn)象，且碳滑板的氣動阻力減小了433.31 N，脈動壓差最大幅值減小了115 N左右，對弓網(wǎng)接觸穩(wěn)定性具有一定的改善作用。