張亞?wèn)|,張繼業(yè)
(1. 南方科技大學(xué) 力學(xué)與航空航天工程系,廣東 深圳 518055;2. 西南交通大學(xué) 牽引動(dòng)力國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,四川 成都 610031)
隨著高速列車向更高速度等級(jí)的提升,帶來(lái)諸多空氣動(dòng)力學(xué)問(wèn)題,如氣動(dòng)力、明線交會(huì)氣動(dòng)壓力、橫風(fēng)穩(wěn)定性、氣動(dòng)噪聲、隧道交會(huì)壓力波、隧道微氣壓波等,其中氣動(dòng)噪聲是影響乘坐舒適性和對(duì)周邊環(huán)境影響的主要因素[1]。
受電弓置于列車頂部且為列車重要的受流設(shè)備。當(dāng)列車高速運(yùn)行時(shí),在受電弓后側(cè)及受電弓導(dǎo)流罩區(qū)域產(chǎn)生較大漩渦。漩渦產(chǎn)生、分離、附著,引起受電弓區(qū)域較大的壓力脈動(dòng),進(jìn)一步產(chǎn)生較大的氣動(dòng)噪聲。8節(jié)編組高速列車線路測(cè)試結(jié)果表明,受電弓和受電弓導(dǎo)流罩是高速列車的主要?dú)鈩?dòng)噪聲源,且占整車噪聲能量的10%左右[2]。同時(shí)受電弓區(qū)域的脈動(dòng)壓力場(chǎng)對(duì)車內(nèi)氣動(dòng)噪聲影響顯著,對(duì)其進(jìn)行隔聲降噪是降低車內(nèi)氣動(dòng)噪聲的主要目標(biāo)[3]。
試驗(yàn)研究和數(shù)值仿真是研究受電弓氣動(dòng)噪聲產(chǎn)生機(jī)理、噪聲源位置、低噪聲設(shè)計(jì)的主要方法。8節(jié)編組高速列車線路測(cè)試結(jié)果表明,受電弓是高速列車的主要?dú)鈩?dòng)噪聲源,其次是轉(zhuǎn)向架[4]。在遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲貢獻(xiàn)量方面,受電弓是僅次于轉(zhuǎn)向架的主要?dú)鈩?dòng)噪聲貢獻(xiàn)量部件[5]。遠(yuǎn)場(chǎng)測(cè)點(diǎn)頻譜表明,受電弓是導(dǎo)致單頻噪聲的主要部件且與受電弓桿件結(jié)構(gòu)尺寸相關(guān)[6]。在基于縮比模型的風(fēng)洞試驗(yàn)方面,采用多孔材料[7]、流量控制方法[8]、弓頭位置處進(jìn)行開(kāi)孔引流[9]等措施均能夠大幅度降低受電弓的氣動(dòng)噪聲。
在數(shù)值仿真方面,采用大渦模擬(LES)和邊界元的聯(lián)合方法可研究受電弓的偶極子噪聲傳播特性[10]。可采用分離渦模擬和Ffowcs Williams-Hawkings(FW-H)積分方程對(duì)受電弓遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲進(jìn)行研究[11]。可采用非線性聲學(xué)求解器和FW-H方程對(duì)受電弓導(dǎo)流罩的低噪聲設(shè)計(jì)進(jìn)行仿真研究[12]??刹捎肔ES和FW-H積分方程對(duì)受電弓及受電弓導(dǎo)流罩進(jìn)行氣動(dòng)噪聲數(shù)值研究[13-14]。同時(shí)對(duì)受電弓導(dǎo)流罩的不同安裝位置進(jìn)行低噪聲設(shè)計(jì),結(jié)果表明改進(jìn)延遲獨(dú)立渦模擬和FW-H在預(yù)測(cè)氣動(dòng)噪聲方面具有一定的精度,滿足設(shè)計(jì)需求[15]。研究表明受電弓導(dǎo)流罩前緣影響氣流流動(dòng)的剪切邊界層,進(jìn)一步導(dǎo)致受電弓桿件的不同漩渦形式。合理布置受電弓桿件位置不僅能夠降低氣動(dòng)噪聲輻射能量,同時(shí)能夠提高受電弓系統(tǒng)的氣動(dòng)性能(表面脈動(dòng)壓力減弱、氣動(dòng)阻力和側(cè)力降低)。遠(yuǎn)場(chǎng)測(cè)點(diǎn)的頻譜預(yù)測(cè)表明,受電弓遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲是寬頻噪聲且存在3個(gè)主要頻率,橫向噪聲評(píng)估點(diǎn)的聲壓級(jí)與橫向距離(橫向距離不小于8 m)的對(duì)數(shù)成線性關(guān)系[16]。文獻(xiàn)[17]研究了橫風(fēng)環(huán)境對(duì)高速受電弓的氣動(dòng)行為及氣動(dòng)噪聲特性,結(jié)果表明,漩渦脫落、流體分離和重組是形成受電弓氣動(dòng)噪聲的主要機(jī)理且受電弓主要頻率是由弓頭碳滑板引起。
另外,基于部件法(CBM)對(duì)受電弓氣動(dòng)噪聲預(yù)測(cè)已有較高的預(yù)測(cè)精度。文獻(xiàn)[18]基于CBM分析原理(受電弓遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲總聲壓級(jí)等于各個(gè)桿件氣動(dòng)噪聲聲壓級(jí)的某種代數(shù)和),對(duì)受電弓桿件不同斷面形狀、圓柱桿件特征長(zhǎng)度、桿件分布角度、桿件表面粗糙度、桿件長(zhǎng)細(xì)比、來(lái)流湍流度、桿件氣動(dòng)噪聲指向性等進(jìn)行風(fēng)洞試驗(yàn)[19],采用CBM方法得到受電弓遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲預(yù)測(cè)模型。同時(shí)將預(yù)測(cè)模型與兩種受電弓型號(hào)的風(fēng)洞試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比,得到CBM方法具有較高的預(yù)測(cè)精度,可用于受電弓系統(tǒng)的氣動(dòng)噪聲參數(shù)化研究。
以上文獻(xiàn)對(duì)受電弓氣動(dòng)噪聲特性進(jìn)行了大量研究。尚未有相關(guān)文獻(xiàn)研究受電弓不同安放位置和導(dǎo)流罩嵌入車體高低對(duì)遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲的影響及降噪研究。因此,本文采用數(shù)值分析方法對(duì)高速列車受電弓安放位置及導(dǎo)流罩嵌入車體高低的氣動(dòng)噪聲特性進(jìn)行研究,研究成果可為受電弓及受電弓導(dǎo)流罩的低噪聲設(shè)計(jì)提供工程設(shè)計(jì)參考。
采用商業(yè)軟件Fluent進(jìn)行高速列車流場(chǎng)分析。采用LES湍流模型進(jìn)行非定常流場(chǎng)計(jì)算,采用FW-H方程[20]進(jìn)行遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲評(píng)估。
當(dāng)高速列車運(yùn)行速度為350 km/h時(shí),其馬赫數(shù)小于0.3,可見(jiàn)四極子噪聲對(duì)遠(yuǎn)場(chǎng)總氣動(dòng)噪聲的貢獻(xiàn)較小[3],因此可忽略四極子噪聲項(xiàng)對(duì)總氣動(dòng)噪聲的貢獻(xiàn)。另外,本文選取受電弓表面為FW-H的積分面,則受電弓運(yùn)行速度為0,可見(jiàn)單極子噪聲項(xiàng)也為0[3, 17]。本文只考慮偶極子噪聲項(xiàng)所導(dǎo)致的高速列車氣動(dòng)噪聲貢獻(xiàn)。
由FW-H微分方程推導(dǎo)可得
( 1 )
其余變量定義為
( 2 )
Pij=pδij-τij
( 3 )
( 4 )
( 5 )
( 6 )
( 7 )
式中:p為流體壓力;ρ為流體密度;y表示受電弓表面的位置信息;un為積分面表面的流體法向速度;vn為積分面表面的物體法向速度;ui為i方向的流體速度;nj為xj方向的外法線方向的法向矢量;δij為克羅內(nèi)克符號(hào)(δij=1當(dāng)i=j;δij=0當(dāng)i≠j);τij為應(yīng)力張量。
當(dāng)選擇受電弓表面為氣動(dòng)噪聲源時(shí),F(xiàn)W-H方程表示的偶極子噪聲項(xiàng)(式( 1 ))可簡(jiǎn)化為
( 8 )
因此,我們可采用商業(yè)軟件Fluent等進(jìn)行高速列車受電弓流場(chǎng)分析,獲得受電弓表面的脈動(dòng)壓力后再用式( 8 )進(jìn)行遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲評(píng)估。上述算法已在Fortran程序中實(shí)現(xiàn)。
建立4節(jié)編組的高速列車模型,包括1節(jié)頭車+2節(jié)中間車+1節(jié)尾車,列車總長(zhǎng)度為105 m。頭車、受電弓及受電弓導(dǎo)流罩模型如圖1所示,整車模型如圖2所示。
圖1 頭車、受電弓、受電弓導(dǎo)流罩模型
圖2 計(jì)算模型
高速列車氣動(dòng)噪聲計(jì)算域如圖3所示。其中取列車長(zhǎng)度L=105 m為基準(zhǔn)。因此,其計(jì)算域長(zhǎng)度為4L,寬度為0.6L,高度為0.4L,頭車鼻尖距入流口為L(zhǎng),尾車鼻尖與出流口相距為2L,列車與軌道所處地面之間的距離為0.376 m。高速列車正前方截面abcd為入口邊界,設(shè)置為速度入口條件,計(jì)算的運(yùn)行速度為350 km/h;高速列車尾車正后方截面efgh為出口邊界,設(shè)置為壓力出口條件,大小為1個(gè)標(biāo)準(zhǔn)大氣壓;高速列車的正上方截面abfe、左側(cè)截面bfgc和右側(cè)截面aehd設(shè)置為對(duì)稱邊界條件;地面dcgh設(shè)置為滑移地面;高速列車表面設(shè)置為固定邊界,為無(wú)滑移壁面邊界條件[13-14, 21]。
圖3 計(jì)算區(qū)域
受電弓導(dǎo)流罩不同安放位置的計(jì)算工況見(jiàn)表1。高速列車以不同方向運(yùn)行時(shí),受電弓具有兩種受流方式,即開(kāi)口方式和閉口方式。圖3所示為受電弓以開(kāi)口方式受流。而當(dāng)列車反方向運(yùn)行時(shí)(即x軸正方向運(yùn)行),受電弓以閉口方式受流。
表1 受電弓導(dǎo)流罩的幾種安放位置方式
本文涉及受電弓安放位置共計(jì)6種:
(1)02車的受電弓導(dǎo)流罩安放在靠近頭車的端部并考慮受電弓開(kāi)口和閉口,本文簡(jiǎn)稱02F-KK、02F-BK。
(2)02車的受電弓導(dǎo)流罩安放在靠近03車的端部并考慮受電弓開(kāi)口和閉口,本文簡(jiǎn)稱02R-KK、02R-BK。
(3)03車的受電弓導(dǎo)流罩安放在靠近02車的端部并考慮受電弓開(kāi)口和閉口,本文簡(jiǎn)稱03F-KK、03F-BK。
根據(jù)高速列車噪聲測(cè)試國(guó)際標(biāo)準(zhǔn)ISO 3095-2013[22]相關(guān)要求,高速列車受電弓導(dǎo)流罩不同安放位置的遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲計(jì)算的噪聲測(cè)點(diǎn)布置為:在距軌道3.5 m高、距離軌道中心線25 m遠(yuǎn)處,分布沿列車縱向(x向)均勻布置的107個(gè)噪聲測(cè)點(diǎn),相鄰噪聲測(cè)點(diǎn)之間的距離為1 m,噪聲測(cè)點(diǎn)依次編號(hào)為x1、x2、x3,…,x106、x107。高速列車氣動(dòng)噪聲測(cè)點(diǎn)布置如圖4所示。圖5所示為受電弓導(dǎo)流罩不同安放位置的整車遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲聲壓級(jí)對(duì)比曲線,表2給出相應(yīng)的聲壓級(jí)對(duì)比結(jié)果。由圖5和表2可見(jiàn):
圖4 氣動(dòng)噪聲測(cè)點(diǎn)示意圖(單位:mm)
圖5 高速列車遠(yuǎn)場(chǎng)聲壓級(jí)對(duì)比
表2 導(dǎo)流罩不同安放位置的聲壓級(jí)對(duì)比 dBA
(1)沿列車長(zhǎng)度方向,整車氣動(dòng)噪聲聲壓級(jí)呈減小趨勢(shì)且達(dá)到兩次局部最大聲壓級(jí):一次最大聲壓級(jí)位于頭車流線型與非流線型車體過(guò)渡處,另外一次最大聲壓級(jí)位于受電弓導(dǎo)流罩區(qū)域。
(2)02車的受電弓導(dǎo)流罩安放在靠近頭車的端部:受電弓以開(kāi)口方式運(yùn)行時(shí),最大聲壓級(jí)為87.8 dBA,平均聲壓級(jí)為84.12 dBA,受電弓導(dǎo)流罩位置處的最大聲壓級(jí)為87.8 dBA,可見(jiàn)最大聲壓級(jí)位于受電弓導(dǎo)流罩位置處(x29測(cè)點(diǎn));受電弓以閉口方式運(yùn)行時(shí),最大聲壓級(jí)為87.7 dBA,平均聲壓級(jí)為84.07 dBA,受電弓導(dǎo)流罩位置處的最大聲壓級(jí)為86.9 dBA,可見(jiàn)最大聲壓級(jí)位于頭車流線型過(guò)渡到非流線型車體位置處(x10測(cè)點(diǎn))。因此可見(jiàn),當(dāng)受電弓導(dǎo)流罩安放于02車靠近頭車的端部位置時(shí),受電弓以閉口方式運(yùn)行的氣動(dòng)噪聲性能優(yōu)于開(kāi)口方式,受電弓導(dǎo)流罩區(qū)域的最大聲壓級(jí)相差0.9 dBA。如圖5(a)和圖5(b)所示。
(3)02車的受電弓導(dǎo)流罩安放在靠近03車的端部:受電弓以開(kāi)口方式運(yùn)行時(shí),最大聲壓級(jí)為87.7 dBA,平均聲壓級(jí)為84.02 dBA,受電弓導(dǎo)流罩位置處的最大聲壓級(jí)為87.4 dBA,可見(jiàn)最大聲壓級(jí)位于頭車流線型過(guò)渡到非流線型車體位置處(x8測(cè)點(diǎn));受電弓以閉口方式運(yùn)行時(shí),最大聲壓級(jí)為87.8 dBA,平均聲壓級(jí)為84.09 dBA,受電弓導(dǎo)流罩位置處的最大聲壓級(jí)為86.7 dBA,可見(jiàn)最大聲壓級(jí)位于頭車流線型過(guò)渡到非流線型車體位置處(x12測(cè)點(diǎn))。因此可見(jiàn),當(dāng)受電弓導(dǎo)流罩安放于02車靠近03車的端部位置時(shí),受電弓以閉口方式運(yùn)行的氣動(dòng)噪聲性能優(yōu)于開(kāi)口方式。受電弓以閉口方式運(yùn)行時(shí),在受電弓導(dǎo)流罩區(qū)域的最大聲壓級(jí)較開(kāi)口方式小0.7 dBA。
(4)03車的受電弓導(dǎo)流罩安放在靠近02車的端部:受電弓以開(kāi)口方式運(yùn)行時(shí),最大聲壓級(jí)為87.9 dBA,平均聲壓級(jí)為84.84 dBA,受電弓導(dǎo)流罩位置處的最大聲壓級(jí)為86.9 dBA,可見(jiàn)最大聲壓級(jí)位于頭車流線型過(guò)渡到非流線型車體位置處(x13測(cè)點(diǎn));受電弓以閉口方式運(yùn)行時(shí),最大聲壓級(jí)為87.8 dBA,平均聲壓級(jí)為84.19 dBA,受電弓導(dǎo)流罩位置處的最大聲壓級(jí)為85.8 dBA,可見(jiàn)最大聲壓級(jí)位于頭車流線型過(guò)渡到非流線型車體位置處(x11測(cè)點(diǎn))。因此可見(jiàn),當(dāng)受電弓導(dǎo)流罩安放于03車靠近02車的端部位置時(shí),受電弓以閉口方式運(yùn)行的氣動(dòng)噪聲性能優(yōu)于開(kāi)口方式,受電弓導(dǎo)流罩區(qū)域的最大聲壓級(jí)相差1.1 dBA。
(5)沿列車長(zhǎng)度方向,受電弓導(dǎo)流罩分別安放在02車前部、02車后部、03車前部的受電弓導(dǎo)流罩區(qū)域的氣動(dòng)噪聲最大聲壓級(jí)呈減少趨勢(shì)。受電弓以開(kāi)口方式運(yùn)行時(shí),受電弓導(dǎo)流罩區(qū)域的最大聲壓級(jí)分別減小0.4 dBA→0.5 dBA;受電弓以閉口方式運(yùn)行時(shí),受電弓導(dǎo)流罩區(qū)域的最大聲壓級(jí)分別減小0.2 dBA→0.9 dBA。因此可見(jiàn)受電弓導(dǎo)流罩應(yīng)盡量安放在遠(yuǎn)離車頭的位置處。
(6)無(wú)論受電弓導(dǎo)流罩安放于02車前部或02車后部或03車前部,其整車遠(yuǎn)場(chǎng)最大聲壓級(jí)和平均聲壓級(jí)相差不大,差異性不明顯。
圖6所示為02F-KK模型在噪聲測(cè)點(diǎn)x29(受電弓導(dǎo)流罩區(qū)域的最大聲壓級(jí)測(cè)點(diǎn))的1/3倍頻程頻譜圖。由圖6可見(jiàn),受電弓導(dǎo)流罩區(qū)域的氣動(dòng)噪聲為寬頻噪聲,主要?dú)鈩?dòng)噪聲能量集中在315 ~2 500 Hz范圍內(nèi)。其余計(jì)算工況具有相似分布規(guī)律。
圖6 x29測(cè)點(diǎn)的1/3倍頻程頻譜(02F-KK模型)
圖7所示為高速列車整車和受電弓導(dǎo)流罩區(qū)域的表面湍動(dòng)能分布對(duì)比圖。由圖7可見(jiàn),在頭車鼻尖與頭車非流線過(guò)渡位置、受電弓導(dǎo)流罩區(qū)域、尾車鼻尖處為高湍動(dòng)能分布區(qū)域。受電弓導(dǎo)流罩前端湍流沖擊受電弓,引起受電弓較大的近場(chǎng)噪聲,湍流繼續(xù)沖擊受電弓導(dǎo)流罩區(qū)域后部,加上受電弓的漩渦脫落,進(jìn)一步加劇受電弓導(dǎo)流罩尾部區(qū)域處的氣動(dòng)噪聲輻射。且在受電弓位置,較強(qiáng)的湍動(dòng)能分布于弓頭滑板、鉸接位置和底架區(qū)域,可見(jiàn)上述部件為受電弓的主要?dú)鈩?dòng)噪聲聲源。因此,在不考慮轉(zhuǎn)向架和風(fēng)擋結(jié)構(gòu)對(duì)氣動(dòng)噪聲影響的工況下,受電弓和受電弓導(dǎo)流罩為高速列車的主要?dú)鈩?dòng)噪聲聲源。
圖7 受電弓導(dǎo)流罩區(qū)域的湍動(dòng)能分布(單位:kg/J)
對(duì)比分析受電弓以不同開(kāi)閉口方式運(yùn)行的湍動(dòng)能分布可見(jiàn),受電弓以閉口方式運(yùn)行時(shí),在受電弓尾部引起較小的湍動(dòng)能且分布范圍較開(kāi)口方式的小。因此,在本文所用受電弓導(dǎo)流罩結(jié)構(gòu)下,受電弓以閉口方式運(yùn)行的整車氣動(dòng)性能優(yōu)于開(kāi)口方式。
主要考慮受電弓導(dǎo)流罩嵌入車體高低的氣動(dòng)噪聲降噪。為了減少計(jì)算量,建立如圖8所示的求解模型。并考慮以下3種受電弓導(dǎo)流罩模型,如圖9所示,分別命名為dlz1、dlz2和dlz3模型。其中dlz1模型為原始受電弓導(dǎo)流罩。dlz2模型為dlz1模型的優(yōu)化模型。dlz3結(jié)構(gòu)嵌入車頂表面并與車頂表面平齊(dlz1和dlz2結(jié)構(gòu)在車頂表面凸起),如圖9(c)所示。
圖8 受電弓導(dǎo)流罩計(jì)算模型
圖9 不同類型的受電弓導(dǎo)流罩
圖10給出了采用不同類型受電弓導(dǎo)流罩以350 km/h速度運(yùn)行下的聲壓級(jí)對(duì)比。由圖10可見(jiàn),采用dlz3結(jié)構(gòu)的遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲性能優(yōu)于其他兩種受電弓導(dǎo)流罩結(jié)構(gòu)。
(1)采用dlz3結(jié)構(gòu)的遠(yuǎn)場(chǎng)最大聲壓級(jí)較dlz1小2.3 dBA,較dlz2結(jié)構(gòu)小1.1 dBA。
(2)采用dlz3結(jié)構(gòu)的遠(yuǎn)場(chǎng)平均聲壓級(jí)較dlz1小1.36 dBA,較dlz2結(jié)構(gòu)小0.77 dBA。
由圖10可以看出,在對(duì)受電弓導(dǎo)流罩結(jié)構(gòu)優(yōu)化后,在受電弓導(dǎo)流罩處的最大聲壓級(jí)位置發(fā)生了變化,由圖10所示的1位置處轉(zhuǎn)移到2位置處。因此可見(jiàn),受電弓迎風(fēng)側(cè)前側(cè)導(dǎo)流罩結(jié)構(gòu)對(duì)整車遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲影響較導(dǎo)流罩背風(fēng)側(cè)結(jié)構(gòu)的大,對(duì)其結(jié)構(gòu)優(yōu)化后,降噪效果明顯。
綜上可見(jiàn),在不改變受電弓結(jié)構(gòu)的情況下,若要降低受電弓處的氣動(dòng)噪聲輻射,建議采用dlz3結(jié)構(gòu)(受電弓導(dǎo)流罩與車頂表面平齊)。
圖10 3種受電弓導(dǎo)流罩遠(yuǎn)場(chǎng)聲壓級(jí)對(duì)比
圖11為基于Q-準(zhǔn)則(尺度為0.005)的受電弓導(dǎo)流罩區(qū)域渦量分布對(duì)比圖。從圖11可以看出,受電弓導(dǎo)流罩位置存在不同尺度不同旋向的漩渦。大的漩渦主要存在于受電弓導(dǎo)流罩前側(cè)位置、受電弓位置和后側(cè)部件位置。受電弓的弓頭、鉸接和底架區(qū)域是漩渦脫落和重組的主要部位,為受電弓的主要?dú)鈩?dòng)噪聲聲源。
比較各工況下受電弓導(dǎo)流罩周圍漩渦的數(shù)量及尺度發(fā)現(xiàn),采用dlz3結(jié)構(gòu)的受電弓導(dǎo)流罩區(qū)域脫落的渦數(shù)量較少且尺度較小,所以認(rèn)為采用dlz3結(jié)構(gòu)的受電弓導(dǎo)流罩布置的氣動(dòng)噪聲性能最好,這與圖10分析的結(jié)論一致。
圖11 受電弓導(dǎo)流罩區(qū)域的渦量分布
(1)受電弓導(dǎo)流罩安放位置沿列車縱向向后,受電弓導(dǎo)流罩區(qū)域的氣動(dòng)噪聲最大聲壓級(jí)呈減少趨勢(shì):受電弓以開(kāi)口方式運(yùn)行時(shí),受電弓導(dǎo)流罩區(qū)域的最大聲壓級(jí)分別減小0.4 dBA→0.5 dBA;受電弓以閉口方式運(yùn)行時(shí),最大聲壓級(jí)分別減小0.2 dBA→0.9 dBA。因此受電弓導(dǎo)流罩應(yīng)盡量安放在遠(yuǎn)離車頭的位置處。
(2)受電弓以閉口方式運(yùn)行的受電弓導(dǎo)流罩區(qū)域最大聲壓級(jí)均小于開(kāi)口方式運(yùn)行:受電弓導(dǎo)流罩置于02車前端,最大聲壓級(jí)相差0.9 dBA;置于02車后端,最大聲壓級(jí)相差0.7 dBA;置于03車前端,最大聲壓級(jí)相差1.1 dBA。
(3)考慮受電弓導(dǎo)流罩嵌入車體高低的氣動(dòng)噪聲降噪結(jié)果表明:受電弓導(dǎo)流罩應(yīng)采用dlz3結(jié)構(gòu),即受電弓導(dǎo)流罩與車頂表面平齊時(shí),氣動(dòng)噪聲性能最好。最大聲壓級(jí)最多減小2.3 dBA,平均聲壓級(jí)最多減小1.36 dBA。
(4)受電弓導(dǎo)流罩區(qū)域的氣動(dòng)行為表明:弓頭、鉸接和底架是受電弓的主要?dú)鈩?dòng)噪聲源。對(duì)此部件進(jìn)行氣動(dòng)噪聲結(jié)構(gòu)優(yōu)化,降噪效果明顯。