高速列车动车转向架气动噪声数值分析

（西南交通大学牵引动力国家重点实验室，四川成都610031）

（西南交通大学牵引动力国家重点实验室，四川成都610031）

为研究高速列车动车转向架气动噪声特性，建立了动车转向架空气动力学模型，采用定常RNG k-ε湍流模型与宽频带噪声源模型对其气动噪声声源进行初步探讨，并结合非定常LES大涡模拟与Lighthill声学比拟理论进行了远场气动噪声分析.研究结果表明：动车转向架气动噪声源为轮对、构架、牵引电机1、枕梁、垂向减振器、抗侧滚扭杆等结构的迎风侧凸起部位，且构架对动车转向架远场气动噪声的贡献最大，其次为轮对和抗侧滚扭杆，然后为垂向减振器和枕梁，牵引电机1、牵引电机2、空气弹簧和横向减振器对远场气动噪声的贡献较小.动车转向架远场气动噪声是宽频噪声，具有衰减特性、幅值特性和气动噪声指向性.在低频部分能量较大，中心频率为25、50 Hz，且分布规律不随运行速度的改变而变化.

高速列车；动车转向架；气动噪声；大涡模拟；Lighthill声学比拟理论；噪声贡献量

为满足交通运输体系安全、高效、可靠和舒适性的需要，我国高速铁路发展迅速.但与此同时产生了诸多空气动力学问题，包括气动阻力、列车风、横风安全性能、列车交会压力波、气动噪声等，这些问题均与高速列车转向架密切相关.而转向架是高速列车结构中最重要的部件之一，位于车辆最下部车体与轨道之间.它牵引和引导车辆沿着轨道行驶，并承受和传递来自车体及线路的各种载荷，同时缓和其作用力，它是保证高速列车以200 km/h及以上速度安全平稳运行品质的关键部件之一［1］.研究表明，低速运行时，列车阻力中的气动阻力所占比例很小，但当速度达到200和300 km/h时，气动阻力在总阻力中所占的比例将上升到70%和80%左右［2］，且转向架阻力占整车气动阻力的20%以上.高速带来的噪声问题更为严重，当列车的运行速度超过300 km/h时，气动噪声超过轮轨噪声成为主要噪声声源，且转向架是高速列车气动噪声的主要声源部位［3-6］.所以，研究高速列车转向架的气动噪声特性、主要声源对总噪声的贡献量等对高速列车减阻降噪具有重要的工程参考意义.

当前多数对高速列车转向架空气动力学性能的研究采用试验研究和数值模拟方法.数值模拟主要针对转向架与整车阻力关系及整车远场气动噪声特性.由于转向架结构的复杂性，大多数数值计算过多地简化了转向架结构，或者采用缩比模型研究转向架气动噪声特性，但对组成转向架各部件的气动噪声问题研究甚少.文献［7］通过对动车转向架的气动阻力分析，得出头车第一个转向架阻力是中间车第二个转向架阻力的4倍以上，在侧风作用下转向架阻力占列车总阻力的40%左右.文献［8］采用分离涡数值计算方法，研究了横风中高速列车转向架在时域、频域的非定常气动力特性，得到基本气动力在时域内具有随机波动性，在频域内存在明显的主频段1.664～12.990 Hz.文献［9］通过在头尾车第一个转向架处安装裙板并进行数值研究，结果表明整车阻力减少较多.文献［10］重点研究了以简单转向架（只考虑轮对和枕梁结构的转向架）为噪声源的高速列车气动噪声问题，分析了优化转向架裙板后，转向架对远场噪声评估点的气动噪声降噪效果.文献［11］基于延迟独立涡模拟方法，对只包括轮对和构架结构的1∶10缩比简化转向架流场特性和偶极子分布规律进行了预测，并通过风洞试验验证了数值模拟结果的正确性.

本文进行数值计算时，同时考虑高速列车动车转向架的细微结构，例如横向减振器、垂向减振器、抗蛇形减振器、空气弹簧和抗侧滚扭杆等结构的空气动力学模型.研究得到动车转向架的漩涡分布特性、气动噪声声源分布特点，以及远场气动噪声的衰减特性、幅值特性、气动噪声指向性等规律，同时得到各噪声源对动车转向架气动噪声的贡献量.研究成果可为研制设计高速动车转向架初期的结构优化、气动噪声改进等提供工程参考依据.

1 动车转向架气动噪声数值分析理论

1.1 大涡模拟理论计算方法

大涡模拟（large eddy simulation，LES）控制方程［12］为不可压缩粘性流体的N-S方程，LES中大尺度的速度为滤波速度，其定义为

G（y，y′，Δ）为滤波函数，描述过滤网格的大小.

假定过滤过程和求导过程可交换，把该函数用于不可压缩粘性流体的N-S方程，不管其形式如何，总可得到：

为使方程组封闭，根据Smagorinsky的基本亚格子尺度应力（sub-grid-scale streese，SGS）模型，假定SGS雷诺应力具有如下形式

式中：δij为单位张量的分量；

μi为亚格子湍流粘性系数；

¯Sij为求解尺度下的应变张量的分量，

1.2 计算气动声学方法

计算气动声学（computational aeroacoustics，CAA）中普遍使用声类比法，Ffowcs Williams-Hawking方程［13］（简称FW-H方程）的微分形式为

式中：p′为气体压强；

ni为法向方向；

a0为声速；

vn为法向速度；

p为静压强；

Tij为Lighthill压力张量的分量，

δ（f）为Dirac delta函数；

H（f）为Heaviside函数.

FW-H模型表达式表示声压是由于瞬态变化的质点力和加速度引起，式（6）右边分别为单极子声源、偶极子声源和四极子声源.高速列车以一定的速度行驶时，车身表面可以看作是刚性的，体积脉动量几乎为0，所以可不考虑单极子声源项［14］.文献［15］指出，流场中四极子声源与偶极子声源强度之比正比于马赫数的平方，而高速列车的运动仍属于低速运动，其四极子声源噪声强度远小于偶极子声源，故四极子声源项可忽略.即本文只考虑偶极子声源引起的高速列车动车转向架气动噪声问题.

2 动车转向架气动噪声计算模型

2.1 计算模型

通常高速列车转向架可分为动力转向架（又称动车转向架）和非动力转向架（拖车转向架），本文主要以动车转向架为分析对象.动车转向架主要包括轮对、轴箱、一系悬挂，构架、二系悬挂、牵引电机和枕梁7部分，结构如图1所示.

图1 动车转向架简化模型Fig.1 Simplified model of motor car bogie

2.2 计算区域、边界条件及网格划分

计算区域如图2所示，流场计算区域长度、宽度和高度分别为25L、12W和6H，动车转向架长度L=3.477 m，宽度W=3.068 m，高度H=1.115 m，轮对踏面与轨道所处地面之间的距离为0.2 m.

动车转向架来流方向截面为速度入口边界，正后方截面为压力出口边界，左侧、右侧和正上方截面设置为对称边界，动车转向架表面设置为无滑移壁面的wall边界.为了模拟地面效应，地面设置为滑移地面，其滑移速度为动车转向架的运行速度.

由于动车转向架结构比较复杂，因此采用非结构化网格，如图3所示.计算过程中采用网格自适应技术，不断调整网格密度，以保证计算精度.为更加精确的考虑动车转向架表面对流体流动的影响，在其表面进行边界层网格划分，边界层增长率为1.2、总厚度为10 mm的5层三棱柱网格，计算域网格量约为2 515万.

图2 计算区域及边界设置Fig.2 Computational domain and boundary setting

图3 动车转向架表面网格Fig.3 Surface meshes of motor car bogie

3 动车转向架气动噪声特性

3.1 动车转向架流场特性

图4给出垂直于z轴的纵向速度流线图.由图4可以看出，转向架区域的气流流速变慢，在有的区域产生了一定的漩涡.迎风侧轴箱与构架之间的外侧、牵引电机后侧、空气弹簧与抗蛇形减振器之间的临近区域均存在不同尺度不同方向的漩涡，尤其是在迎风侧轴箱与构架之间、空气弹簧与抗蛇形减振器的邻近区域形成了较大的漩涡，此位置位于构架侧梁外侧.在进行动车转向架流线型优化设计及减阻降噪时，需要考虑该区域的流场分布特性.

3.2 动车转向架气动噪声声源特性

图5为动车转向架以350 km/h运行时的声功率级分布云图.由图5可见，迎风侧大部分表面，即轮对、构架、牵引电机1、枕梁、垂向减振器和抗侧滚扭杆等声功率级均达到112 dB以上.其中迎风侧的垂向减振器、抗侧滚扭杆和枕梁的表面声功率最高.可见，迎风侧凸起部位为动车转向架的气动噪声源，且此气动噪声源区域发生在气流易分离、湍流运动较剧烈处.

图4 动车转向架截面流线图Fig.4 Streamline diagram in longitudinal sections of the motor car bogie

图5 动车转向架声功率分布云图Fig.5 Sound power contours of the motor car bogie

［4］关于列车表面最大声功率级Pm与列车运行速度之间的关系

式中：a、b为常系数；v0=200 km/h.

进一步寻求动车转向架最大声功率与运行速度的对应函数关系.

图6给出动车转向架表面最大声功率级与运行速度的关系.由图6可知，动车转向架的最大声功率级随着运行速度的增加而显著增大，且动车转向架最大声功率级与运行速度满足以下函数关系：

动车转向架最大表面声功率级与运行速度满足以下函数关系

图6 最大声功率级与转向架速度的函数关系（v0=200 km/h）Fig.6 Function relationship of the maximum sound power level and motor bogie running speed（v0=200 km/h）

3.3 动车转向架远场气动噪声特性

为了研究动车转向架远场气动噪声分布特性，以动车转向架前后轮对中心（距地面高度为0.688 m）为原点，以25 m为半径，在xz平面以5°间隔布置一周噪声评估点，在xy平面和yz平面以5°间隔分别布置半周噪声评估点.

动车转向架远场气动噪声计算的噪声评估点布置与坐标平面的对应关系如图7所示.本文规定xz平面为垂向平面，xy平面为纵向平面，yz平面为横向平面，动车转向架正前方、正左方、正后方、正右方测点编号依次为y1、y2、y3、y4，动车转向架正上方测点编号为xz19（横向平面与纵向平面噪声评估点的交汇处）.

通常以声压级形式对高速铁路噪声进行评价，本文采用等效连续A计权声压级，根据ISO3095—2005的定义，等效连续A计权声压级LA的计算式［16］为

式中：Δt为测量时间间隔，

Δt=0.5 s；

pA（t）为瞬时A计权声压，Pa；

p0为基准声压，p0=20 μPa.

图7 远场气动噪声评估点分布Fig.7 Distribution of far-field aerodynamic noise evaluation points

利用快速傅里叶变换将远场测点的声压转换到频域，并采用A频域计权表［17］对频域进行修正，然后再利用傅里叶逆变换将频域声压转换到时域，即可得到测点的A计权声压pA（t），进而利用式（10）计算出测点的等效连续A计权声压级.

图8为高速列车以200、250、300、350和400 km/h运行时，垂向、纵向和横向平面噪声评估点的等效连续A计权声压级分布对比图.

由图8可见以下特性：

（1）衰减特性

运行速度分别为200、250、300、350和400 km/h时，垂向噪声评估点的等效连续A计权声压级平均增加幅度为2.96 dBA→2.56 dBA→2.22 dBA→1.94 dBA.说明随着动车转向架运行速度的增大，垂向平面的噪声评估点等效连续A计权声压级增加幅度逐渐减小.其余两平面均有同样的分布规律.

（2）幅值特性

各平面噪声评估点的声压级在θ=0°、90°、180°、270°时均出现最大值；垂向平面声压级最大值位于θ=90°（噪声评估点y2）、θ=270°（噪声评估点y4）处；纵向平面和横向平面声压级最大值均位于θ=90°（噪声评估点xz19）处，为113.1 dBA（动车转向架以350 km/h运行）；不同运行速度下，垂向噪声评估点最大值和最小值声压级相差18.8～21.2 dBA，纵向噪声评估点最大值和最小值声压级相差19.3～21.8 dBA，横向噪声评估点最大值和最小值声压级相差22.0～26.2 dBA.

图8 远场气动噪声评估点的声压级分布图Fig.8 Sound pressure level（SPL）distribution of aerodynamic noise evaluation points

（3）气动噪声指向特性

动车转向架气动噪声是典型的偶极子噪声，在圆形噪声评估点中，噪声辐射表现出很强的对称性；声源主要辐射方向为来流枕梁正上方，其次为横向正左方和正右方，最后为来流正前方和正后方.表明动车转向架的气动噪声在垂向、纵向和横向平面内具有明显的气动噪声指向性.

图9为动车转向架以350 km/h运行时，噪声评估点xz19的1/3倍频程分布图.由图9可见，当中心频率为25和50 Hz时，主频能量较大.动车转向架的气动噪声能量主要集中在高频部分，随着运行速度的增大，其主要能量向高频部分转移且呈现增大趋势.此外，分析动车转向架以200、250、300和400 km/h运行时的1/3倍频程可见，中心频率25和50 Hz为动车转向架的固有中心频率且在低频部分能量较大，分布规律不随运行速度的改变而变化.

图10为动车转向架以350 km/h运行时噪声评估点xz19的功率谱密度图.由图10可见，动车转向架远场气动噪声是宽频噪声，在很宽的频率内存在，主要能量集中在28～44.7 kHz频率范围内.当频率小于11.2 kHz时，功率谱密度的值很小；当频率在11.2～28 kHz时，功率谱密度随频率的增加显著增大；当频率大于44.7 kHz时，功率谱密度迅速减小.

图9 远场气动噪声评估点的1/3倍频程Fig.9 1/3 octave band centre frequency of far-field aerodynamic noise evaluation points

分析动车转向架不同运行速度下的功率谱密度可见，功率谱密度的分布规律不随运行速度的改变而变化，其幅值随运行速度的增加而增大.

图10 远场气动噪声评估点的功率谱密度Fig.10 Power spectral density of far-field aerodynamic noise evaluation points

4 动车转向架远场气动噪声声源贡献量分析

图11所示为动车转向架各部件分别作为噪声源以350 km/h运行时得到的等效连续A计权声压级对比曲线.

图11 各部件作为噪声源的远场气动噪声在垂向平面的声压级对比图Fig.11 SPL comparison of the far-field aerodynamic noise on vertical plane for components of noise sources

由图11可看出，采用1个噪声评估点的声压 级评价动车转向架远场气动噪声无意义.因此，可根据能量叠加原理，采用声压级的平均值

式中：ηi为第i个噪声评估点所得到的等效连续A计权声压级；

I为测点总数.

在垂向平面中，I=71.由图11可见：

（1）构架（ηI=85.45 dBA）对动车转向架远场总噪声的贡献最大，其次为轮对（ηI= 79.74 dBA），然后为抗侧滚扭杆（ηI= 79.31 dBA）、垂向减振器（ηI=78.97 dBA）和枕梁（ηI=78.52 dBA）.牵引电机1（ηI=77.42 dBA）、牵引电机2（ηI=77.18 dBA）、空气弹簧（ηI= 75.19 dBA）和横向减振器（ηI=64.52 dBA）对远场总噪声的贡献量较小.

（2）对比构架与动车转向架的声压级可见，在θ=0°和180°处最大声压级相差9.9 dBA；在θ= 90°和270°处最大声压级相差3.5 dBA.可见构架在θ=90°和270°处的远场噪声辐射能量最多，指向性较明显.

（3）轮对在垂向平面θ=90°和270°处的气动噪声指向性很明显，最大声压级达到101.6 dBA，与动车转向架最大声压级相差4.3 dBA.

（4）枕梁的气动噪声指向性主要在垂向平面的θ=180°处，在θ=180°处枕梁声压级与转向架声压级相差12.2 dBA，θ=0°，90°，270°处的最大声压级分别相差23.6、13.3和13.3 dBA.

（5）抗侧滚扭杆在θ=0°，40°，90°，130°，180°，230°，270°，320°处的远场噪声辐射较强，且气动噪声指向性明显，平均声压级达到79.3 dBA，最大声压级与动车转向架声压级相差23.5 dBA.

（6）垂向减振器在垂向平面内的气动噪声指向性不明显，其与转向架声压级比较，最大声压级相差25.3 dBA.

（7）牵引电机1主要对动车转向架在垂向平面θ=0°，85°，180°，275°处的远场气动噪声辐射有贡献，牵引电机2主要对动车转向架在垂向平面θ=0°，95°，180°，265°处的远场气动噪声辐射有贡献，其中在θ=0°和180°处对远场气动噪声辐射的贡献最大，气动噪声指向性很明显.

（8）空气弹簧在垂向平面内的远场气动噪声辐射指向性不明确，其与转向架声压级比较，最大声压级相差29.4 dBA.横向减振器在垂向平面θ= 0°，90°，180°，270°处的远场气动噪声指向性很明显，最大声压级达到76.5 dBA，与动车转向架最大声压级相差32.7 dBA.

5 结束语

本文主要进行了某型动车转向架的气动性能及气动噪声研究，探讨了动车转向架的流场特性、气动噪声声源分布、远场噪声传播及动车转向架各部件对远场总噪声的贡献量等问题，对动车转向架气动噪声机理、衰减特性、幅值特性及气动噪声指向性等均进行了较深入的研究.关于车体底板等结构对动车转向架气动噪声的影响需要进一步研究.

（1）轮对、构架、牵引电机1、枕梁、垂向减振器、抗侧滚扭杆等部件的迎风侧凸起位置为动车转向架的气动噪声源，且迎风侧的垂向减振器、抗侧滚扭杆和枕梁对气动声源的贡献量最大.因此，对气动声源贡献较大的部位进行结构设计，降噪效果会很显著.

（2）动车转向架在各平面内具有衰减特性、幅值特性和气动噪声指向特性等.动车转向架远场气动噪声是宽频噪声，主要能量集中在28～44.7 kHz范围内.低频部分的主要能量集中在中心频率为25和50 Hz附近，且分布规律不随运行速度的改变而变化.

（3）对动车转向架远场气动噪声总噪声贡献量最多的部件依次为构架、轮对、抗侧滚扭杆、垂向减振器和枕梁.牵引电机1、牵引电机2、空气弹簧和横向减振器对远场总噪声的贡献量较小.

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高速列车动车转向架气动噪声数值分析

张亚东， 张继业， 张 亮， 李 田

Numerical Analysis of Aerodynamic Noise of Motor Car Bogie for High-Speed Trains

ZHANG Yadong， ZHANG Jiye， ZHANG Liang， LI Tian
（State Key Laboratory of Traction Power，Southwest Jiaotong University，Chengdu 610031，China）

In order to study the aerodynamic noise characteristics of motor car bogie in high-speed trains，an aerodynamic model of motor car bogie was established，a preliminary study on the aerodynamic noise source of the motor car bogie was made using the steady-state RNG k-ε turbulence model and the broadband noise source model，and the far-field aerodynamic noise was analyzed by combined use of the transient-state large eddy simulation（LES）and Lighthill's acoustic analogue theory.The results show that the wheel set，bogie frame，traction motor-1，bolster，vertical shock absorber，anti-rolling torsion bar and other protruding parts on the windward side are the aerodynamic noise source of the bogie.Among them，bogie frame has the largest contribution to the total far-field aerodynamic noise of the bogie，the wheel set and anti-rolling torsion bar have the secondary contribution，and the vertical shock absorber and bolster have the third contribution amount.Compared to the above components，the traction motor-1，traction motor-2，air spring and lateral shock absorber have less contribution to the total noise.In addition，the far-field noise of the motor car bogie is a broadband noise，characterized by attenuation，amplitude and aerodynamic noise directivity.The main energy of the noise in the low frequency band is concentrated at the centre frequencies 25 and 50 Hz，and the power spectral density distribution does not change with the train speed.

high-speed train；motor car bogie；aerodynamic noise；large eddy simulation；Lighthill's acoustic analogue theory；noise contribution

张亚东，张继业，张亮，等.高速列车动车转向架气动噪声数值分析［J］.西南交通大学学报，2016，51（5）：870-877.

0258-2724（2016）05-870-08

10.3969/j.issn.0258-2724.2016.05.008

U270.2；TB115

A

2015-03-19

高速铁路基础研究联合基金资助项目（U1234208）；中央高校基本科研业务费资金资助项目（2682014CX042）

张亚东（1987—），男，博士研究生，研究方向为高速转向架气动噪声特性分析及降噪，E-mail：aliyzyd@163.com

（中文编辑：秦萍玲 英文编辑：兰俊思）