韓斐， 周毅*

(1.中國空氣動力研究與發(fā)展中心氣動噪聲控制重點實驗室, 綿陽 621000； 2.南京理工大學能源與動力工程學院, 南京 210094)

隨著高速列車運行速度逐步增加，由此引發(fā)的氣動噪聲不僅造成車內的噪聲污染，還會嚴重影響周邊居民的生活[1-2]。當列車速度超過250 km/h，氣動噪聲成為列車噪聲源中貢獻最大的部分，并與運行速度的六次方成正比[3]。Nagakura[4]發(fā)現(xiàn)高速列車主要噪聲源是受電弓、轉向架區(qū)域。受電弓作為高速列車氣動噪聲主要噪聲源之一，由于外形復雜導致周圍的流場具有強烈擾動，并對周圍流動產(chǎn)生影響[5]，故研究其流場特性及氣動噪聲特性，對理清受電弓噪聲產(chǎn)生機理以及噪聲傳播特性，從而降低氣動噪聲，減少噪聲污染有著極其重要的意義。

列車運行時受電弓表面邊界層壓力變化導致尾流區(qū)產(chǎn)生旋渦[6]，由于這些旋渦的產(chǎn)生、脫落、碰撞、消散和再附著，會使受電弓的受力發(fā)生劇烈變化，以致其周圍流場產(chǎn)生復雜的湍流邊界層流動狀態(tài)，這種不同尺度的渦與渦之間相互碰撞以及受電弓不同柱體間的相互干擾，產(chǎn)生了不同頻率的脈動壓力，從而產(chǎn)生氣動噪聲。目前中外學者對受電弓流場及其氣動噪聲問題進行了一系列研究，主要的研究手段是基于實驗分析及數(shù)值模擬。

實驗分析方面，Iwamoto等[7]與Ikeda等[8]通過理論與實驗相結合的方法，分別提出了降低受電弓噪聲的設計方案。Noger等[9]在低噪聲風洞中通過實驗來測試受電弓的氣動噪聲源，發(fā)現(xiàn)受電弓背部是重要的氣動噪聲源區(qū)域，并且發(fā)現(xiàn)這一區(qū)域流場運動最為復雜。蔡國華[10]在中國航天空氣動力技術研究院FD-09低速風洞進行試驗，研究了高速列車受電弓的整弓氣動阻力，為改進受電弓氣動力和氣動噪聲特性提供準確而可靠的依據(jù)。高陽等[11]通過氣動-聲學風洞試驗平臺，對包含受電弓的整車模型進行氣動噪聲試驗并分析了主要噪聲源特性，研究發(fā)現(xiàn)受電弓以及轉向架產(chǎn)生的噪聲是模型最主要噪聲源。張毅超等[12]通過對同一受電弓以開、閉口運行狀態(tài)來開展噪聲現(xiàn)場跟蹤試驗研究，發(fā)現(xiàn)閉口狀態(tài)噪聲能量在各個頻段高于開口狀態(tài)。

而數(shù)值模擬計算方面，King[13]將受電弓等效為圓柱體，通過偶極子聲源來描述柱體旋渦脫落引起的氣動噪聲，探討了受電弓的遠場氣動噪聲。Takaishi等[14]通過大渦模擬與緊致Green函數(shù)的混合方法研究了受電弓偶極子噪聲源。Yoshiki等[15]通過格子Boltzmann方法得到受電弓的氣動噪聲與試驗結果吻合較好。Shi等[16]采用不可壓縮流體流動分析和邊界元聲學分析相結合的方法，對單臂受電弓表面偶極子聲源的分布及其噪聲輻射進行了數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)該型號受電弓氣動噪聲主要是低頻與中頻噪聲。杜健等[17]利用計算流體力學原理和FW-H方程對受電弓遠場氣動噪聲進行分析，發(fā)現(xiàn)受電弓遠場氣動噪聲具有明顯的指向性。羅樂等[18]基于大渦模擬和直接邊界元法對受電弓進行數(shù)值模擬，研究表明受電弓引發(fā)的氣動噪聲是一種寬頻噪聲，噪聲頻譜在中高頻段的幅值明顯降低，但擴散區(qū)域更為廣泛。Tan等[19]通過大渦模擬(large eddy simulation，LES)與FW-H方程得到受電弓遠場氣動噪聲，發(fā)現(xiàn)受電弓的漩渦結構具有一定周期性，并提出了一些相應的聲學優(yōu)化方法。姚永芳等[20]采用延遲脫體渦模擬和聲學有限元相結合的方法，并分析了不同建模方式對噪聲幅值和指向性的影響。趙萌等[21]通過采用分離渦模擬方法對受電弓不同姿態(tài)運行時的非定常氣動特性進行了相關研究，并探討了受電弓在不同開口方向下運動時擾流特性的相關差異，發(fā)現(xiàn)閉口狀態(tài)下受電弓受到干擾強烈。秦登等[22]通過DES分析了受電弓在不同運行狀態(tài)下的流場特性以及氣動特性，發(fā)現(xiàn)不同運行狀態(tài)下列車受電弓氣動性能有差異較大，并指出所研究型號受電弓上碳滑板引起的噪聲主頻特性非常明顯。曾昭陽等[23]通過簡化受電弓弓網(wǎng)系統(tǒng)，建立弓網(wǎng)耦合系統(tǒng)的動力學模型，并對受電弓的激勵力頻幅特性進行了預測，發(fā)現(xiàn)受電弓的激勵幅值隨著頻率的增加逐漸減小。柳叢彥等[24]基于Lighthill聲類比理論混合方法主要探討了受電弓表面偶極子聲源的分布規(guī)律及頻譜特性，并通過有限元法計算遠場噪聲輻射特性。

如上所述，目前前人關于高速列車受電弓的研究大都集中在受電弓氣動力以及氣動噪聲頻譜特性等相關方向。而對于受電弓上引起氣動噪聲的具體部件貢獻量的研究較為缺乏，除此之外，對于獨立受電弓在不同開口方向及不同運行速度下的流場和氣動噪聲特性也有待于作進一步對比研究。因此，現(xiàn)采用大渦模擬和基于Kirchhoff積分的K-FWH (Kirchhoff-Ffowcs Williams Hawkings)方程相結合的方法，以受電弓表面為積分面對受電弓流場以及聲場進行數(shù)值模擬。首先驗證串列雙圓柱標準算例流場以及聲場特性，證明數(shù)值方法及聲場求解算法的準確性。其次，使用快速傅里葉變換(fast Fourier transform,FFT)得到不同速度下聲壓級頻譜，并對受電弓各部件上引起氣動噪聲的貢獻量進行研究。再次，通過對受電弓周圍監(jiān)測點的頻譜分析，得到遠場指向性分布。最后，對比分析不同速度與開口方向下遠場聲壓的幅值變化，以期為工程降噪問題提供參考數(shù)據(jù)。

1 數(shù)值方法

采用LES進行數(shù)值模擬，利用壁面自適應局部渦粘WALE (wall adapting local eddy viscosity)亞格子模型進行模擬。WALE模型可以合理地預測壁面附近的渦黏性，能正確反映壁面渦流黏度衰減與垂直壁面距離的三次方的正比關系[25]，且表達式中不包含關于邊界幾何尺寸的參數(shù)，較易應用于復雜情況的湍流模擬。該模型表達式為

(1)

通過引入赫維塞德廣義函數(shù)，按照流體運動波動方程形式，將Navier-Stokes方程重新整理成FW-H方程[26]，表達式為

(2)

D為圓柱直徑圖1 計算驗證模型示意圖Fig.1 Schematic diagram of calculation verification model

式(2)等號右邊第一項是由δ(f)函數(shù)決定的面聲源，性質屬于單極子聲源，第二項是由δ(f)函數(shù)決定分布于物體表面的面聲源，性質屬于偶極子聲源，第三項是由赫維塞德函數(shù)決定的分布于流體中的體聲源，性質屬于四極子聲源[27]。依據(jù)文獻[28-29]，低馬赫數(shù)流動(小于0.3)可以近似看作不可壓縮流動進行計算，而本文最大運行速度為350 km/h，馬赫數(shù)約為0.286(小于0.3)，因此屬于不可壓縮范疇。受電弓弓體表面可以看作剛性壁面，其與氣流之間的耦合作用非常小，體積脈動量幾乎為0，故不用考慮單極子源的影響。對于亞聲速流動，偶極子噪聲貢獻占總噪聲的絕大部分，四極子與偶極子聲源強度之比正比于馬赫數(shù)平方[30]，由于馬赫數(shù)約為0.286，故四極子聲源所占比重遠小于偶極子聲源，可忽略不計。Zhang等[1]、杜健等[17]和柳叢彥等[24]基于理論分析，在研究受電弓氣動噪聲過程中忽略了單極子和四極子源，只考慮偶極子源，所得結果與前人試驗結果[31-32]吻合良好。除此之外，杜健等[17]還在中國空氣動力研究與發(fā)展中心的航空聲學風洞中開展了受電弓噪聲試驗，試驗結果也與數(shù)值模擬結果相吻合。故在本文研究中，只考慮偶極子聲源。

采用K-FWH聲壓時域解公式是在FW-H方程的基礎上結合Kirchhoff方法在OpenFOAM開源軟件中實現(xiàn)的，主要的優(yōu)點是不需要表面壓力法向導數(shù)[33]。簡化后求瞬時聲壓p′時域解公式為

(3)

2 計算方法驗證模型

2.1 計算模型設置

受電弓模型的部件在外形結構上可以與圓柱進行類比，所以本文選取串列雙圓柱模型進行計算方法可行性與準確性驗證。參照標準算例[34]驗證過程，對串列雙圓柱流場進行模擬，首先通過LES求解不可壓Navier-Stokes方程得到非定常流場；然后以圓柱表面為積分面，結合K-FWH方程時域解進行積分求解，得到監(jiān)測點的聲壓時域值，即遠場噪聲。計算模型如圖1(a)所示，圖1(b)中θ為沿圓柱順時針方向圓周角度。串列雙圓柱由兩個直徑相同的沿來流方向串列排列的圓柱體組合而成，坐標系原點為上游圓柱中心點。圓柱直徑D為0.057 15 m，整個計算域流向長度35D，法向長度20D，展向長度3D，兩個圓柱中心點之間的距離為3.7D。

在圓柱表面共設置6層邊界層網(wǎng)格，法向增長率為1.2，對靠近圓柱部分進行加密，并保證壁面無量綱量y+< 1，網(wǎng)格總量約為91萬。邊界條件設置均勻速度入口Uin=43.4 m/s，壓力出口以大氣壓為參考，圓柱表面設置無滑移壁面邊界條件，其余邊界面為周期性邊界條件。基于圓柱直徑和來流速度的雷諾數(shù)為Rein=UinD/v=1.66×105，其中Uin為入口速度，v為動力黏度。時間項采取二階隱式離散格式，使用高斯積分計算梯度，中心差分進行插值，時間步長Δt=4×10-6/s。本文計算所得流場與聲場數(shù)據(jù)皆是在流場達到相對穩(wěn)定之后開始統(tǒng)計，采樣時間170 000時間步，對應總的計算時間為0.68 s，約123個旋渦脫落周期。

2.2 數(shù)值模擬及聲場計算驗證

圖2所示為X-Y平面無量綱化瞬時流向速度云圖及流線圖。圓柱兩側紅色區(qū)為局部高速區(qū)域，藍色區(qū)域為局部低速區(qū)域。通過流線圖也可以顯著看到流場中的回流區(qū)。圖2中可以清晰看到圓柱背風面的附著渦，上游圓柱尾部一側的渦向中心線移動并向下游轉移，流場下游也會出現(xiàn)向中心線移動現(xiàn)象。此外在圓柱下游出現(xiàn)類似卡門渦街的旋渦脫落現(xiàn)象。

圖2 X-Y平面無量綱瞬時流向速度云圖及流線圖Fig.2 Instantaneous flow velocity diagram on X-Y plane and streamline diagram

圖3所示為上下游圓柱時均壓力系數(shù)沿圓柱表面的分布，結果與Lockard[34]的實驗數(shù)據(jù)及余雷等[35]的數(shù)值模擬結果吻合良好。圓柱表面時均壓力系數(shù)沿周向對稱分布，上游圓柱正對來流方向處最大壓力系數(shù)值為1。隨著流速逐步提升，壓力系數(shù)順著圓周方向逐步減小，在75°及285°達到最大負壓，之后沿圓周方向壓力系數(shù)有所提高，在圓柱背面形成負壓回流區(qū)，壓力分布比較穩(wěn)定。由于上游圓柱的渦作用于下游圓柱，形成更為復雜的渦結構，下游圓柱正對來流處壓力系數(shù)小于上游圓柱的同樣位置。上下游圓柱均在圓柱背面較穩(wěn)定區(qū)形成均勻的壓力分布。

圖3 上下游圓柱表面時均壓力系數(shù)Cp分布Fig.3 Distributions of the time-averaged pressure coefficient Cp on the surface of the upstream cylinder and the downstream cylinder

通過FFT將監(jiān)測點處的聲壓信息從時域轉化為頻域，得到取樣帶寬為10 Hz的頻譜。如圖4所示為監(jiān)測點(9.11D, 32.49D, 1.50D)的噪聲功率譜密度，并與Lockard[34]的實驗進行對比。圖4中功率譜密度主級峰頻率f=180.4 Hz，次級峰頻率f=545.3 Hz。明顯地看到功率譜密度(PSD)在主、次級峰頻率和峰值方面均與實驗吻合良好，證明了本文計算方法的可行性以及準確性。

3 受電弓流場特性以及氣動噪聲特性

3.1 受電弓模型

高速列車受電弓作用于車頂，由上下臂、底架、碳滑板和弓角等部件構成。為了網(wǎng)格劃分的合理性以及簡易性，在不影響主要氣動特性條件下，對實際受電弓模型進行簡化，忽略了彈簧、推桿和平衡桿等部件，簡化后的受電弓模型如圖5所示。

圖4 監(jiān)測點處的聲壓級功率譜密度Fig.4 Power spectral density of the sound pressure level at the monitoring points

圖5 受電弓結構示意圖Fig.5 Schematic diagram of pantograph structure

3.2 計算域模型設置及網(wǎng)格劃分

受電弓外流場計算域模型如圖6所示，具體參數(shù)為：流向(X方向)21.3 m；法向(Y方向)8.875 m；展向(Z方向)10.65 m。開閉口狀態(tài)與高速列車行駛方向有關，開口狀態(tài)是指受電弓上下臂的夾角與來流方向反向這一狀態(tài)，閉口狀態(tài)則正好與開口方向相反，上下臂的夾角與來流方向同向。受電弓縱向對稱面與流域縱向對稱面重合，開閉口狀態(tài)下坐標系原點均為底座1前沿中點位置。

圖6 受電弓計算域Fig.6 Pantograph calculation domain

受電弓位于計算域底部邊界上，受電弓前部距入口處7.1 m，Z方向邊界距受電弓中軸線5.325 m。受電弓在流向(X方向)最大長度2.46 m，展向(Z方向)最大長度1.9 m。由于受電弓外形結構復雜，采用非結構網(wǎng)格來劃分外流域?？紤]到模擬結果準確性，對湍流劇烈區(qū)域進行網(wǎng)格加密處理。依據(jù)杜健等研究結論[17]，受電弓表面網(wǎng)格尺寸不超過10 mm，可保證受電弓噪聲計算準確性，綜合考慮計算機性能后，設置6層邊界層網(wǎng)格，增長率為1.2。整個計算域網(wǎng)格劃分如圖7所示，圖7給出受電弓開口狀態(tài)下計算區(qū)域網(wǎng)格示意圖，開閉口狀態(tài)下總網(wǎng)格數(shù)分別為480萬和550萬。邊界條件具體設置如表1所示，設置思路為受電弓靜止不動，來流以列車時速沿著受電弓前進方向的相反方向來模擬受電弓在實際生活中的運行過程，由于目前中國大部分高速列車都是以350 km/h及以下速度運行，故本文最大速度設置為350 km/h。本文計算時間步長Δt=2×10-5s，聲場數(shù)據(jù)采樣頻率間隔為2.5 Hz，庫朗數(shù)約為1.75，采樣時間25 000時間步，對應總的計算時間為0.5 s，以保證流體流經(jīng)整個計算域。

表1 邊界條件設置Table 1 Boundary condition setting

圖7 受電弓流域網(wǎng)格劃分示意圖Fig.7 Schematic diagram of grid divisionin pantograph basin

3.3 噪聲監(jiān)測點設置

為了研究受電弓的遠場氣動噪聲特性，根據(jù)ISO3095—2013噪聲監(jiān)測標準[36]在受電弓周圍設置噪聲監(jiān)測點，監(jiān)測點位于距離原點7.5 m或者25 m處位置，高度為1.2 m或者3.5 m。本文X-Z平面選擇監(jiān)測點以7.5 m為半徑，1.2 m高度每隔10°取一個監(jiān)測點，而X-Y，Y-Z上半平面選擇的噪聲監(jiān)測點是每隔10°以7.5 m為半徑所取，如圖8所示。

圖8 受電弓遠場噪聲監(jiān)測點示意圖Fig.8 Schematic diagram of pantograph far-field noise monitoring points

沿展向及法向噪聲監(jiān)測點設置如圖9所示。沿原點遠離弓體，垂直向外區(qū)域方向，分別間隔3.75、3.75、7.5 m取不同監(jiān)測面，而在受電弓法向方向，監(jiān)測點的縱坐標分別是0.4、1.4、2.8、5、10、15、25 m。

圖9 沿著展向以及法向噪聲監(jiān)測點布置圖Fig.9 Layout of noise monitoring points along the span and normal directions

沿流向監(jiān)測點如圖10所示，監(jiān)測點展向距受電弓中心線7.5 m，水平面高度3.5 m，沿流向每間隔2.5 m取一個監(jiān)測點。

圖10 沿流向噪聲監(jiān)測點布置圖Fig.10 Layout of noise monitoring points along the flow direction

圖11 受電弓中心截面Z=0 m速度分布Fig.11 Velocity distribution of pantograph central section Z=0 m

3.4 流場特性

圖11所示是受電弓在350 km/h速度下垂直中心界面Z=0 m處0.7 s的時均速度云圖，其中圖11(a)和圖11(b)分別表示開口和閉口狀態(tài)。圖11中低速區(qū)域大都分布在受電弓背風面。而且由于流體流動的黏性和壓力，受電弓表面邊界層發(fā)生流動分離而產(chǎn)生旋渦脫落現(xiàn)象。來流作用于上下臂桿迎風面時，上下臂引導氣流在臂桿連接處匯集并向下游發(fā)展，所以在上下臂連接處速度較大。而低速區(qū)域則主要集中在底架以及3個底座的背風面。

圖12 受電弓中心截面Z =0 m時均壓力分布Fig.12 Time-averaged pressure distribution of pantograph central section Z=0 m

圖12所示是受電弓在350 km/h速度下中心截面處Z=0 m時的均壓力云圖。由圖12可以看到受電弓碳滑板來流面、上下臂桿連接處和底架底座來流面均出現(xiàn)了明顯的高壓區(qū)。當來流繞過受電弓后，背面形成的負壓區(qū)主要集中在碳滑板、下臂和底座等位置，這種前后壓力差正是受電弓氣動阻力的主要來源。由于上下臂桿受力不同，對來流導流特性不同，導致下臂負壓區(qū)面積大于上臂。閉口狀態(tài)運行時，受電弓底座背風面的低壓區(qū)面積大于開口狀態(tài)，由于不同開口狀態(tài)下圧力分布特性不同將導致噪聲聲壓級產(chǎn)生差異。

受電弓表面壓力的分布情況與脈動壓力相關，受電弓在350 km/h速度下表面壓力分布云圖如圖13所示。從圖13中可以看到，閉口狀態(tài)與開口狀態(tài)下的表面壓力分布類似，迎著來流方向的受電弓表面大多都位于局部高壓區(qū)，主要包括碳滑板、下臂、上下臂交界處和底座等部分，因此上述區(qū)域也是產(chǎn)生氣動噪聲的主要區(qū)域。但不同開口狀態(tài)下，來流撞擊受電弓表面位置不同。閉口狀態(tài)迎風面最大壓力6 778 Pa，而開口狀態(tài)下迎風面最大壓力4 709 Pa，兩種狀態(tài)下壓力差為2 069 Pa?？梢婇]口狀態(tài)下旋渦脫落更強，因此可以預測閉口狀態(tài)受電弓引發(fā)的噪聲聲壓級更大。

圖13 受電弓表面壓力云圖Fig.13 Pressure distribution of pantograph surface

圖14 遠場監(jiān)測點聲壓級頻譜Fig.14 Sound pressure level spectrum of far-field monitoring point

3.5 聲場特性

3.5.1 受電弓遠場監(jiān)測點噪聲頻譜

將受電弓在開口狀態(tài)下以350 km/h速度運行時3個監(jiān)測點瞬時聲壓數(shù)據(jù)經(jīng)過FFT變換，得到聲壓級頻譜如圖14所示。圖14中1～3噪聲監(jiān)測點依次表示沿受電弓的中心點為參考，流向方向0.15 m，法向方向1.4 m，展向方向間隔3.75、3.75、7.5 m取3個監(jiān)測點，具體如圖9所示。

受電弓模型部件在外形結構上可以與圓柱進行類比，而圓柱桿產(chǎn)生的氣動噪聲具有明顯的單頻特性，所以受電弓的噪聲頻譜也應該具有單頻特性。從圖14中可以看到，噪聲具有明確的主級峰，頻率為120 Hz。而不同監(jiān)測點的噪聲頻譜呈現(xiàn)高度相似性，隨著頻率f的升高，幅值升高到達峰值后持續(xù)減小，當頻率f> 500 Hz時趨于平緩，在一定的水平面上下波動。不同的監(jiān)測點由于距受電弓位置不同，同頻率下聲壓級幅值也不同，監(jiān)測點距受電弓越近，聲壓級越高。

圖15 0.15、25、3.75 m遠場監(jiān)測點聲壓級頻譜Fig.15 Sound pressure level spectrum of far-field monitoring pointat 0.15，25，3.75 m

將受電弓開口狀態(tài)下在(0.15、25、3.75 m)監(jiān)測點瞬時聲壓數(shù)據(jù)經(jīng)過FFT變換，得到不同速度下聲壓級頻譜，并與Tan等[19]在類似監(jiān)測點下的結果進行對比，同時采用相同型號單臂受電弓，但分別在325、225 km/h速度下運行。對照如圖15所示?？梢园l(fā)現(xiàn)不同速度下噪聲頻譜峰值頻率、聲壓級大小和曲線趨勢與Tan等[19]的研究結論吻合良好，再次驗證了本文算法的正確性以及網(wǎng)格準確性。

3.5.2 受電弓部件氣動噪聲貢獻分析

以開口狀態(tài)下列車速度350 km/h為例，研究受電弓的各個部件所引發(fā)的噪聲在總噪聲中貢獻量。如表2所示計算得到0.15、1.4、7.5 m監(jiān)測點處受電弓各部件噪聲聲壓級，通過功率譜密度主頻峰值求得聲壓級大小，序號與圖5各部件序號相同。由表2可知，下臂產(chǎn)生的噪聲是整個受電弓氣動噪聲的第一大貢獻源，3個底座是第二大貢獻源，而上臂所產(chǎn)生的噪聲聲壓級僅次于前兩個貢獻源，為第三大貢獻源。因為受電弓下臂及底座后方有較為明顯的旋渦脫落，使得受電弓表面產(chǎn)生脈動壓力，進而產(chǎn)生較為強烈的噪聲。據(jù)此發(fā)現(xiàn)該型號受電弓遠場氣動噪聲主要來自受電弓下部，如果在實際生活中，能夠有效控制下部區(qū)域所產(chǎn)生的噪聲，就可以有效降低受電弓引起的總氣動噪聲。

表2 受電弓各部件氣動噪聲聲壓級Table 2 Sound pressure level of aerodynamic noise for pantograph components

3.5.3 氣動噪聲指向性分布

圖16所示是不同速度下受電弓誘發(fā)噪聲在不同平面指向性分布，其中左欄是開口狀態(tài)，右欄是閉口狀態(tài)。監(jiān)測點設置參考3.3節(jié)，開口與閉口狀態(tài)噪聲指向性分布相類似。圖16(b)中X-Y平面上，受電弓氣動噪聲具有方向性，在開口狀態(tài)時，50°～80°聲壓級幅值最大，0°與180°最小，說明受電弓產(chǎn)生氣動噪聲具有偶極子特性，噪聲主要向尾流斜上方傳播。而在圖16(c)中，Y-Z平面上聲壓級基本對稱分布，但在90°左右聲壓級最小。不同速度下聲壓級指向性類似，聲壓級隨著速度增大而變大。

3.5.4 氣動噪聲衰減特性

如圖17～圖19所示是受電弓周圍不同監(jiān)測點聲壓級對比，其中左欄和右欄分別表示開口和閉口狀態(tài)運行。監(jiān)測點說明如下：圖17是按圖10設置監(jiān)測點，圖17(a)共計11個監(jiān)測點，圖17(b)由于第一個噪聲監(jiān)測點位于 -2.5 m，所以共計12個監(jiān)測點；圖18表示在x=0.15 m，z=7.5 m處，沿法向按圖9所示設置監(jiān)測點；圖19表示在x=0.15 m，y=1.4 m處，沿展向按圖9設置監(jiān)測點。從圖17(a)和圖17(b)可以看出，沿流向噪聲聲壓級逐漸減小，開口狀態(tài)與閉口狀態(tài)類似，5 m之后聲壓級幅值減小明顯。而5 m之內的監(jiān)測點，聲壓級幅值總體上有減小的趨勢，但趨勢較平緩，因為這幾個監(jiān)測點距受電弓原點位置相接近。不同速度下監(jiān)測點聲壓級呈現(xiàn)高度相似性，只是同位置下幅值不同，說明受電弓的速度越大，聲壓級越高。圖18(a)和圖18(b)中，聲壓級總體呈現(xiàn)逐漸減小的趨勢。但在圖18(a)中速度為300 km/h與250 km/h下，個別點會出現(xiàn)反轉。反轉出現(xiàn)的原因是因為相比于監(jiān)測點距受電弓的距離，監(jiān)測點之間距離過小，此外受電弓弓體對聲波的反射和繞射也有一定影響。圖19(a)和圖19(b)中沿展向噪聲聲壓級總體上逐漸減小，直線斜率也逐漸減小?？梢娡槐O(jiān)測面上距離受電弓越遠，噪聲聲壓級衰減幅度越小。此外還可以發(fā)現(xiàn)開口和閉口狀態(tài)下聲壓級衰減趨勢類似，但結合圖19(a)和圖19(b)對比發(fā)現(xiàn)，相同監(jiān)測點下閉口狀態(tài)受電弓引發(fā)的氣動噪聲聲壓級更大，該結論與之前通過圖13觀測到閉口狀態(tài)下迎風面最大壓力比開口狀態(tài)下迎風面最大壓力大的結論相一致。

圖16 受電弓誘發(fā)噪聲在不同平面指向性分布Fig.16 Directivity distribution of pantograph induced noise in different planes

圖17 受電弓沿流向監(jiān)測點聲壓級對比Fig.17 Comparison of sound pressure levels at monitoring points along the flow direction of pantograph

圖18 受電弓沿法向監(jiān)測點聲壓級對比Fig.18 Comparison of sound pressure levels at monitoring points along the normal direction of pantograph

圖19 受電弓沿展向監(jiān)測點聲壓級對比Fig.19 Comparison of sound pressure levels at monitoring points along the spanwise direction of pantograph

4 結論

采用LES和K-FWH方程相結合的方法，并對數(shù)值方法的準確性進行了驗證，對不同運行速度及受電弓不同開口狀態(tài)下的流場以及聲場進行數(shù)值模擬，對受電弓流場特性及氣動噪聲特性進行了研究，得出如下結論。

(1)來流在碳滑板、上下臂連接處和底架等部位會顯著地發(fā)生旋渦脫落現(xiàn)象，導致邊界層發(fā)生流動分離，進而產(chǎn)生氣動噪聲。不同開口方向下，碳滑板、下臂和底座前后面壓力差是受電弓氣動阻力的主要來源，也是產(chǎn)生氣動噪聲的主要區(qū)域。該型號受電弓遠場氣動噪聲主要來自受電弓下部，對受電弓下部區(qū)域做降噪處理是很有必要的。

(2)不同監(jiān)測點的噪聲聲壓級呈現(xiàn)高度相似性，且隨著頻率f先增大到峰值后逐漸減小，之后逐漸趨于平緩，在一定的水平面上下波動。受電弓引發(fā)的氣動噪聲主要是低頻和中頻噪聲并且噪聲頻譜具有明顯的主頻。

(3)遠場噪聲指向性方面，開口與閉口狀態(tài)指向性分布類似，受電弓產(chǎn)生氣動噪聲具有偶極子特性。不同來流速度下指向性相似，速度越大，噪聲聲壓級幅值越大。

(4)沿流向、法向和展向方向噪聲聲壓級總體逐漸減小，距受電弓越遠，聲壓級衰減幅度越小。閉口與開口狀態(tài)下聲壓級衰減趨勢幾乎一致，但是閉口狀態(tài)下受電弓引發(fā)的噪聲聲壓級更大。