高速列車動(dòng)車轉(zhuǎn)向架氣動(dòng)噪聲數(shù)值分析

（西南交通大學(xué)牽引動(dòng)力國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川成都610031）

（西南交通大學(xué)牽引動(dòng)力國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川成都610031）

為研究高速列車動(dòng)車轉(zhuǎn)向架氣動(dòng)噪聲特性，建立了動(dòng)車轉(zhuǎn)向架空氣動(dòng)力學(xué)模型，采用定常RNG k-ε湍流模型與寬頻帶噪聲源模型對其氣動(dòng)噪聲聲源進(jìn)行初步探討，并結(jié)合非定常LES大渦模擬與Lighthill聲學(xué)比擬理論進(jìn)行了遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲分析.研究結(jié)果表明：動(dòng)車轉(zhuǎn)向架氣動(dòng)噪聲源為輪對、構(gòu)架、牽引電機(jī)1、枕梁、垂向減振器、抗側(cè)滾扭桿等結(jié)構(gòu)的迎風(fēng)側(cè)凸起部位，且構(gòu)架對動(dòng)車轉(zhuǎn)向架遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲的貢獻(xiàn)最大，其次為輪對和抗側(cè)滾扭桿，然后為垂向減振器和枕梁，牽引電機(jī)1、牽引電機(jī)2、空氣彈簧和橫向減振器對遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲的貢獻(xiàn)較小.動(dòng)車轉(zhuǎn)向架遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲是寬頻噪聲，具有衰減特性、幅值特性和氣動(dòng)噪聲指向性.在低頻部分能量較大，中心頻率為25、50 Hz，且分布規(guī)律不隨運(yùn)行速度的改變而變化.

高速列車；動(dòng)車轉(zhuǎn)向架；氣動(dòng)噪聲；大渦模擬；Lighthill聲學(xué)比擬理論；噪聲貢獻(xiàn)量

為滿足交通運(yùn)輸體系安全、高效、可靠和舒適性的需要，我國高速鐵路發(fā)展迅速.但與此同時(shí)產(chǎn)生了諸多空氣動(dòng)力學(xué)問題，包括氣動(dòng)阻力、列車風(fēng)、橫風(fēng)安全性能、列車交會(huì)壓力波、氣動(dòng)噪聲等，這些問題均與高速列車轉(zhuǎn)向架密切相關(guān).而轉(zhuǎn)向架是高速列車結(jié)構(gòu)中最重要的部件之一，位于車輛最下部車體與軌道之間.它牽引和引導(dǎo)車輛沿著軌道行駛，并承受和傳遞來自車體及線路的各種載荷，同時(shí)緩和其作用力，它是保證高速列車以200 km/h及以上速度安全平穩(wěn)運(yùn)行品質(zhì)的關(guān)鍵部件之一［1］.研究表明，低速運(yùn)行時(shí)，列車阻力中的氣動(dòng)阻力所占比例很小，但當(dāng)速度達(dá)到200和300 km/h時(shí)，氣動(dòng)阻力在總阻力中所占的比例將上升到70%和80%左右［2］，且轉(zhuǎn)向架阻力占整車氣動(dòng)阻力的20%以上.高速帶來的噪聲問題更為嚴(yán)重，當(dāng)列車的運(yùn)行速度超過300 km/h時(shí)，氣動(dòng)噪聲超過輪軌噪聲成為主要噪聲聲源，且轉(zhuǎn)向架是高速列車氣動(dòng)噪聲的主要聲源部位［3-6］.所以，研究高速列車轉(zhuǎn)向架的氣動(dòng)噪聲特性、主要聲源對總噪聲的貢獻(xiàn)量等對高速列車減阻降噪具有重要的工程參考意義.

當(dāng)前多數(shù)對高速列車轉(zhuǎn)向架空氣動(dòng)力學(xué)性能的研究采用試驗(yàn)研究和數(shù)值模擬方法.數(shù)值模擬主要針對轉(zhuǎn)向架與整車阻力關(guān)系及整車遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲特性.由于轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性，大多數(shù)數(shù)值計(jì)算過多地簡化了轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)，或者采用縮比模型研究轉(zhuǎn)向架氣動(dòng)噪聲特性，但對組成轉(zhuǎn)向架各部件的氣動(dòng)噪聲問題研究甚少.文獻(xiàn)［7］通過對動(dòng)車轉(zhuǎn)向架的氣動(dòng)阻力分析，得出頭車第一個(gè)轉(zhuǎn)向架阻力是中間車第二個(gè)轉(zhuǎn)向架阻力的4倍以上，在側(cè)風(fēng)作用下轉(zhuǎn)向架阻力占列車總阻力的40%左右.文獻(xiàn)［8］采用分離渦數(shù)值計(jì)算方法，研究了橫風(fēng)中高速列車轉(zhuǎn)向架在時(shí)域、頻域的非定常氣動(dòng)力特性，得到基本氣動(dòng)力在時(shí)域內(nèi)具有隨機(jī)波動(dòng)性，在頻域內(nèi)存在明顯的主頻段1.664～12.990 Hz.文獻(xiàn)［9］通過在頭尾車第一個(gè)轉(zhuǎn)向架處安裝裙板并進(jìn)行數(shù)值研究，結(jié)果表明整車阻力減少較多.文獻(xiàn)［10］重點(diǎn)研究了以簡單轉(zhuǎn)向架（只考慮輪對和枕梁結(jié)構(gòu)的轉(zhuǎn)向架）為噪聲源的高速列車氣動(dòng)噪聲問題，分析了優(yōu)化轉(zhuǎn)向架裙板后，轉(zhuǎn)向架對遠(yuǎn)場噪聲評估點(diǎn)的氣動(dòng)噪聲降噪效果.文獻(xiàn)［11］基于延遲獨(dú)立渦模擬方法，對只包括輪對和構(gòu)架結(jié)構(gòu)的1∶10縮比簡化轉(zhuǎn)向架流場特性和偶極子分布規(guī)律進(jìn)行了預(yù)測，并通過風(fēng)洞試驗(yàn)驗(yàn)證了數(shù)值模擬結(jié)果的正確性.

本文進(jìn)行數(shù)值計(jì)算時(shí)，同時(shí)考慮高速列車動(dòng)車轉(zhuǎn)向架的細(xì)微結(jié)構(gòu)，例如橫向減振器、垂向減振器、抗蛇形減振器、空氣彈簧和抗側(cè)滾扭桿等結(jié)構(gòu)的空氣動(dòng)力學(xué)模型.研究得到動(dòng)車轉(zhuǎn)向架的漩渦分布特性、氣動(dòng)噪聲聲源分布特點(diǎn)，以及遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲的衰減特性、幅值特性、氣動(dòng)噪聲指向性等規(guī)律，同時(shí)得到各噪聲源對動(dòng)車轉(zhuǎn)向架氣動(dòng)噪聲的貢獻(xiàn)量.研究成果可為研制設(shè)計(jì)高速動(dòng)車轉(zhuǎn)向架初期的結(jié)構(gòu)優(yōu)化、氣動(dòng)噪聲改進(jìn)等提供工程參考依據(jù).

1 動(dòng)車轉(zhuǎn)向架氣動(dòng)噪聲數(shù)值分析理論

1.1 大渦模擬理論計(jì)算方法

大渦模擬（large eddy simulation，LES）控制方程［12］為不可壓縮粘性流體的N-S方程，LES中大尺度的速度為濾波速度，其定義為

G（y，y′，Δ）為濾波函數(shù)，描述過濾網(wǎng)格的大小.

假定過濾過程和求導(dǎo)過程可交換，把該函數(shù)用于不可壓縮粘性流體的N-S方程，不管其形式如何，總可得到：

為使方程組封閉，根據(jù)Smagorinsky的基本亞格子尺度應(yīng)力（sub-grid-scale streese，SGS）模型，假定SGS雷諾應(yīng)力具有如下形式

式中：δij為單位張量的分量；

μi為亞格子湍流粘性系數(shù)；

ˉSij為求解尺度下的應(yīng)變張量的分量，

1.2 計(jì)算氣動(dòng)聲學(xué)方法

計(jì)算氣動(dòng)聲學(xué)（computational aeroacoustics，CAA）中普遍使用聲類比法，F(xiàn)fowcs Williams-Hawking方程［13］（簡稱FW-H方程）的微分形式為

式中：p′為氣體壓強(qiáng)；

ni為法向方向；

a0為聲速；

vn為法向速度；

p為靜壓強(qiáng)；

Tij為Lighthill壓力張量的分量，

δ（f）為Dirac delta函數(shù)；

H（f）為Heaviside函數(shù).

FW-H模型表達(dá)式表示聲壓是由于瞬態(tài)變化的質(zhì)點(diǎn)力和加速度引起，式（6）右邊分別為單極子聲源、偶極子聲源和四極子聲源.高速列車以一定的速度行駛時(shí)，車身表面可以看作是剛性的，體積脈動(dòng)量幾乎為0，所以可不考慮單極子聲源項(xiàng)［14］.文獻(xiàn)［15］指出，流場中四極子聲源與偶極子聲源強(qiáng)度之比正比于馬赫數(shù)的平方，而高速列車的運(yùn)動(dòng)仍屬于低速運(yùn)動(dòng)，其四極子聲源噪聲強(qiáng)度遠(yuǎn)小于偶極子聲源，故四極子聲源項(xiàng)可忽略.即本文只考慮偶極子聲源引起的高速列車動(dòng)車轉(zhuǎn)向架氣動(dòng)噪聲問題.

2 動(dòng)車轉(zhuǎn)向架氣動(dòng)噪聲計(jì)算模型

2.1 計(jì)算模型

通常高速列車轉(zhuǎn)向架可分為動(dòng)力轉(zhuǎn)向架（又稱動(dòng)車轉(zhuǎn)向架）和非動(dòng)力轉(zhuǎn)向架（拖車轉(zhuǎn)向架），本文主要以動(dòng)車轉(zhuǎn)向架為分析對象.動(dòng)車轉(zhuǎn)向架主要包括輪對、軸箱、一系懸掛，構(gòu)架、二系懸掛、牽引電機(jī)和枕梁7部分，結(jié)構(gòu)如圖1所示.

圖1 動(dòng)車轉(zhuǎn)向架簡化模型Fig.1 Simplified model of motor car bogie

2.2 計(jì)算區(qū)域、邊界條件及網(wǎng)格劃分

計(jì)算區(qū)域如圖2所示，流場計(jì)算區(qū)域長度、寬度和高度分別為25L、12W和6H，動(dòng)車轉(zhuǎn)向架長度L=3.477 m，寬度W=3.068 m，高度H=1.115 m，輪對踏面與軌道所處地面之間的距離為0.2 m.

動(dòng)車轉(zhuǎn)向架來流方向截面為速度入口邊界，正后方截面為壓力出口邊界，左側(cè)、右側(cè)和正上方截面設(shè)置為對稱邊界，動(dòng)車轉(zhuǎn)向架表面設(shè)置為無滑移壁面的wall邊界.為了模擬地面效應(yīng)，地面設(shè)置為滑移地面，其滑移速度為動(dòng)車轉(zhuǎn)向架的運(yùn)行速度.

由于動(dòng)車轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜，因此采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，如圖3所示.計(jì)算過程中采用網(wǎng)格自適應(yīng)技術(shù)，不斷調(diào)整網(wǎng)格密度，以保證計(jì)算精度.為更加精確的考慮動(dòng)車轉(zhuǎn)向架表面對流體流動(dòng)的影響，在其表面進(jìn)行邊界層網(wǎng)格劃分，邊界層增長率為1.2、總厚度為10 mm的5層三棱柱網(wǎng)格，計(jì)算域網(wǎng)格量約為2 515萬.

圖2 計(jì)算區(qū)域及邊界設(shè)置Fig.2 Computational domain and boundary setting

圖3 動(dòng)車轉(zhuǎn)向架表面網(wǎng)格Fig.3 Surface meshes of motor car bogie

3 動(dòng)車轉(zhuǎn)向架氣動(dòng)噪聲特性

3.1 動(dòng)車轉(zhuǎn)向架流場特性

圖4給出垂直于z軸的縱向速度流線圖.由圖4可以看出，轉(zhuǎn)向架區(qū)域的氣流流速變慢，在有的區(qū)域產(chǎn)生了一定的漩渦.迎風(fēng)側(cè)軸箱與構(gòu)架之間的外側(cè)、牽引電機(jī)后側(cè)、空氣彈簧與抗蛇形減振器之間的臨近區(qū)域均存在不同尺度不同方向的漩渦，尤其是在迎風(fēng)側(cè)軸箱與構(gòu)架之間、空氣彈簧與抗蛇形減振器的鄰近區(qū)域形成了較大的漩渦，此位置位于構(gòu)架側(cè)梁外側(cè).在進(jìn)行動(dòng)車轉(zhuǎn)向架流線型優(yōu)化設(shè)計(jì)及減阻降噪時(shí)，需要考慮該區(qū)域的流場分布特性.

3.2 動(dòng)車轉(zhuǎn)向架氣動(dòng)噪聲聲源特性

圖5為動(dòng)車轉(zhuǎn)向架以350 km/h運(yùn)行時(shí)的聲功率級分布云圖.由圖5可見，迎風(fēng)側(cè)大部分表面，即輪對、構(gòu)架、牽引電機(jī)1、枕梁、垂向減振器和抗側(cè)滾扭桿等聲功率級均達(dá)到112 dB以上.其中迎風(fēng)側(cè)的垂向減振器、抗側(cè)滾扭桿和枕梁的表面聲功率最高.可見，迎風(fēng)側(cè)凸起部位為動(dòng)車轉(zhuǎn)向架的氣動(dòng)噪聲源，且此氣動(dòng)噪聲源區(qū)域發(fā)生在氣流易分離、湍流運(yùn)動(dòng)較劇烈處.

圖4 動(dòng)車轉(zhuǎn)向架截面流線圖Fig.4 Streamline diagram in longitudinal sections of the motor car bogie

圖5 動(dòng)車轉(zhuǎn)向架聲功率分布云圖Fig.5 Sound power contours of the motor car bogie

［4］關(guān)于列車表面最大聲功率級Pm與列車運(yùn)行速度之間的關(guān)系

式中：a、b為常系數(shù)；v0=200 km/h.

進(jìn)一步尋求動(dòng)車轉(zhuǎn)向架最大聲功率與運(yùn)行速度的對應(yīng)函數(shù)關(guān)系.

圖6給出動(dòng)車轉(zhuǎn)向架表面最大聲功率級與運(yùn)行速度的關(guān)系.由圖6可知，動(dòng)車轉(zhuǎn)向架的最大聲功率級隨著運(yùn)行速度的增加而顯著增大，且動(dòng)車轉(zhuǎn)向架最大聲功率級與運(yùn)行速度滿足以下函數(shù)關(guān)系：

動(dòng)車轉(zhuǎn)向架最大表面聲功率級與運(yùn)行速度滿足以下函數(shù)關(guān)系

圖6 最大聲功率級與轉(zhuǎn)向架速度的函數(shù)關(guān)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 動(dòng)車轉(zhuǎn)向架遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲特性

為了研究動(dòng)車轉(zhuǎn)向架遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲分布特性，以動(dòng)車轉(zhuǎn)向架前后輪對中心（距地面高度為0.688 m）為原點(diǎn)，以25 m為半徑，在xz平面以5°間隔布置一周噪聲評估點(diǎn)，在xy平面和yz平面以5°間隔分別布置半周噪聲評估點(diǎn).

動(dòng)車轉(zhuǎn)向架遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲計(jì)算的噪聲評估點(diǎn)布置與坐標(biāo)平面的對應(yīng)關(guān)系如圖7所示.本文規(guī)定xz平面為垂向平面，xy平面為縱向平面，yz平面為橫向平面，動(dòng)車轉(zhuǎn)向架正前方、正左方、正后方、正右方測點(diǎn)編號依次為y1、y2、y3、y4，動(dòng)車轉(zhuǎn)向架正上方測點(diǎn)編號為xz19（橫向平面與縱向平面噪聲評估點(diǎn)的交匯處）.

通常以聲壓級形式對高速鐵路噪聲進(jìn)行評價(jià)，本文采用等效連續(xù)A計(jì)權(quán)聲壓級，根據(jù)ISO3095—2005的定義，等效連續(xù)A計(jì)權(quán)聲壓級LA的計(jì)算式［16］為

式中：Δt為測量時(shí)間間隔，

Δt=0.5 s；

pA（t）為瞬時(shí)A計(jì)權(quán)聲壓，Pa；

p0為基準(zhǔn)聲壓，p0=20 μPa.

圖7 遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲評估點(diǎn)分布Fig.7 Distribution of far-field aerodynamic noise evaluation points

利用快速傅里葉變換將遠(yuǎn)場測點(diǎn)的聲壓轉(zhuǎn)換到頻域，并采用A頻域計(jì)權(quán)表［17］對頻域進(jìn)行修正，然后再利用傅里葉逆變換將頻域聲壓轉(zhuǎn)換到時(shí)域，即可得到測點(diǎn)的A計(jì)權(quán)聲壓pA（t），進(jìn)而利用式（10）計(jì)算出測點(diǎn)的等效連續(xù)A計(jì)權(quán)聲壓級.

圖8為高速列車以200、250、300、350和400 km/h運(yùn)行時(shí)，垂向、縱向和橫向平面噪聲評估點(diǎn)的等效連續(xù)A計(jì)權(quán)聲壓級分布對比圖.

由圖8可見以下特性：

（1）衰減特性

運(yùn)行速度分別為200、250、300、350和400 km/h時(shí)，垂向噪聲評估點(diǎn)的等效連續(xù)A計(jì)權(quán)聲壓級平均增加幅度為2.96 dBA→2.56 dBA→2.22 dBA→1.94 dBA.說明隨著動(dòng)車轉(zhuǎn)向架運(yùn)行速度的增大，垂向平面的噪聲評估點(diǎn)等效連續(xù)A計(jì)權(quán)聲壓級增加幅度逐漸減小.其余兩平面均有同樣的分布規(guī)律.

（2）幅值特性

各平面噪聲評估點(diǎn)的聲壓級在θ=0°、90°、180°、270°時(shí)均出現(xiàn)最大值；垂向平面聲壓級最大值位于θ=90°（噪聲評估點(diǎn)y2）、θ=270°（噪聲評估點(diǎn)y4）處；縱向平面和橫向平面聲壓級最大值均位于θ=90°（噪聲評估點(diǎn)xz19）處，為113.1 dBA（動(dòng)車轉(zhuǎn)向架以350 km/h運(yùn)行）；不同運(yùn)行速度下，垂向噪聲評估點(diǎn)最大值和最小值聲壓級相差18.8～21.2 dBA，縱向噪聲評估點(diǎn)最大值和最小值聲壓級相差19.3～21.8 dBA，橫向噪聲評估點(diǎn)最大值和最小值聲壓級相差22.0～26.2 dBA.

圖8 遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲評估點(diǎn)的聲壓級分布圖Fig.8 Sound pressure level（SPL）distribution of aerodynamic noise evaluation points

（3）氣動(dòng)噪聲指向特性

動(dòng)車轉(zhuǎn)向架氣動(dòng)噪聲是典型的偶極子噪聲，在圓形噪聲評估點(diǎn)中，噪聲輻射表現(xiàn)出很強(qiáng)的對稱性；聲源主要輻射方向?yàn)閬砹髡砹赫戏剑浯螢闄M向正左方和正右方，最后為來流正前方和正后方.表明動(dòng)車轉(zhuǎn)向架的氣動(dòng)噪聲在垂向、縱向和橫向平面內(nèi)具有明顯的氣動(dòng)噪聲指向性.

圖9為動(dòng)車轉(zhuǎn)向架以350 km/h運(yùn)行時(shí)，噪聲評估點(diǎn)xz19的1/3倍頻程分布圖.由圖9可見，當(dāng)中心頻率為25和50 Hz時(shí)，主頻能量較大.動(dòng)車轉(zhuǎn)向架的氣動(dòng)噪聲能量主要集中在高頻部分，隨著運(yùn)行速度的增大，其主要能量向高頻部分轉(zhuǎn)移且呈現(xiàn)增大趨勢.此外，分析動(dòng)車轉(zhuǎn)向架以200、250、300和400 km/h運(yùn)行時(shí)的1/3倍頻程可見，中心頻率25和50 Hz為動(dòng)車轉(zhuǎn)向架的固有中心頻率且在低頻部分能量較大，分布規(guī)律不隨運(yùn)行速度的改變而變化.

圖10為動(dòng)車轉(zhuǎn)向架以350 km/h運(yùn)行時(shí)噪聲評估點(diǎn)xz19的功率譜密度圖.由圖10可見，動(dòng)車轉(zhuǎn)向架遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲是寬頻噪聲，在很寬的頻率內(nèi)存在，主要能量集中在28～44.7 kHz頻率范圍內(nèi).當(dāng)頻率小于11.2 kHz時(shí)，功率譜密度的值很小；當(dāng)頻率在11.2～28 kHz時(shí)，功率譜密度隨頻率的增加顯著增大；當(dāng)頻率大于44.7 kHz時(shí)，功率譜密度迅速減小.

圖9 遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲評估點(diǎn)的1/3倍頻程Fig.9 1/3 octave band centre frequency of far-field aerodynamic noise evaluation points

分析動(dòng)車轉(zhuǎn)向架不同運(yùn)行速度下的功率譜密度可見，功率譜密度的分布規(guī)律不隨運(yùn)行速度的改變而變化，其幅值隨運(yùn)行速度的增加而增大.

圖10 遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲評估點(diǎn)的功率譜密度Fig.10 Power spectral density of far-field aerodynamic noise evaluation points

4 動(dòng)車轉(zhuǎn)向架遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲聲源貢獻(xiàn)量分析

圖11所示為動(dòng)車轉(zhuǎn)向架各部件分別作為噪聲源以350 km/h運(yùn)行時(shí)得到的等效連續(xù)A計(jì)權(quán)聲壓級對比曲線.

圖11 各部件作為噪聲源的遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲在垂向平面的聲壓級對比圖Fig.11 SPL comparison of the far-field aerodynamic noise on vertical plane for components of noise sources

由圖11可看出，采用1個(gè)噪聲評估點(diǎn)的聲壓 級評價(jià)動(dòng)車轉(zhuǎn)向架遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲無意義.因此，可根據(jù)能量疊加原理，采用聲壓級的平均值

式中：ηi為第i個(gè)噪聲評估點(diǎn)所得到的等效連續(xù)A計(jì)權(quán)聲壓級；

I為測點(diǎn)總數(shù).

在垂向平面中，I=71.由圖11可見：

（1）構(gòu)架（ηI=85.45 dBA）對動(dòng)車轉(zhuǎn)向架遠(yuǎn)場總噪聲的貢獻(xiàn)最大，其次為輪對（ηI= 79.74 dBA），然后為抗側(cè)滾扭桿（ηI= 79.31 dBA）、垂向減振器（ηI=78.97 dBA）和枕梁（ηI=78.52 dBA）.牽引電機(jī)1（ηI=77.42 dBA）、牽引電機(jī)2（ηI=77.18 dBA）、空氣彈簧（ηI= 75.19 dBA）和橫向減振器（ηI=64.52 dBA）對遠(yuǎn)場總噪聲的貢獻(xiàn)量較小.

（2）對比構(gòu)架與動(dòng)車轉(zhuǎn)向架的聲壓級可見，在θ=0°和180°處最大聲壓級相差9.9 dBA；在θ= 90°和270°處最大聲壓級相差3.5 dBA.可見構(gòu)架在θ=90°和270°處的遠(yuǎn)場噪聲輻射能量最多，指向性較明顯.

（3）輪對在垂向平面θ=90°和270°處的氣動(dòng)噪聲指向性很明顯，最大聲壓級達(dá)到101.6 dBA，與動(dòng)車轉(zhuǎn)向架最大聲壓級相差4.3 dBA.

（4）枕梁的氣動(dòng)噪聲指向性主要在垂向平面的θ=180°處，在θ=180°處枕梁聲壓級與轉(zhuǎn)向架聲壓級相差12.2 dBA，θ=0°，90°，270°處的最大聲壓級分別相差23.6、13.3和13.3 dBA.

（5）抗側(cè)滾扭桿在θ=0°，40°，90°，130°，180°，230°，270°，320°處的遠(yuǎn)場噪聲輻射較強(qiáng)，且氣動(dòng)噪聲指向性明顯，平均聲壓級達(dá)到79.3 dBA，最大聲壓級與動(dòng)車轉(zhuǎn)向架聲壓級相差23.5 dBA.

（6）垂向減振器在垂向平面內(nèi)的氣動(dòng)噪聲指向性不明顯，其與轉(zhuǎn)向架聲壓級比較，最大聲壓級相差25.3 dBA.

（7）牽引電機(jī)1主要對動(dòng)車轉(zhuǎn)向架在垂向平面θ=0°，85°，180°，275°處的遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲輻射有貢獻(xiàn)，牽引電機(jī)2主要對動(dòng)車轉(zhuǎn)向架在垂向平面θ=0°，95°，180°，265°處的遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲輻射有貢獻(xiàn)，其中在θ=0°和180°處對遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲輻射的貢獻(xiàn)最大，氣動(dòng)噪聲指向性很明顯.

（8）空氣彈簧在垂向平面內(nèi)的遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲輻射指向性不明確，其與轉(zhuǎn)向架聲壓級比較，最大聲壓級相差29.4 dBA.橫向減振器在垂向平面θ= 0°，90°，180°，270°處的遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲指向性很明顯，最大聲壓級達(dá)到76.5 dBA，與動(dòng)車轉(zhuǎn)向架最大聲壓級相差32.7 dBA.

5 結(jié)束語

本文主要進(jìn)行了某型動(dòng)車轉(zhuǎn)向架的氣動(dòng)性能及氣動(dòng)噪聲研究，探討了動(dòng)車轉(zhuǎn)向架的流場特性、氣動(dòng)噪聲聲源分布、遠(yuǎn)場噪聲傳播及動(dòng)車轉(zhuǎn)向架各部件對遠(yuǎn)場總噪聲的貢獻(xiàn)量等問題，對動(dòng)車轉(zhuǎn)向架氣動(dòng)噪聲機(jī)理、衰減特性、幅值特性及氣動(dòng)噪聲指向性等均進(jìn)行了較深入的研究.關(guān)于車體底板等結(jié)構(gòu)對動(dòng)車轉(zhuǎn)向架氣動(dòng)噪聲的影響需要進(jìn)一步研究.

（1）輪對、構(gòu)架、牽引電機(jī)1、枕梁、垂向減振器、抗側(cè)滾扭桿等部件的迎風(fēng)側(cè)凸起位置為動(dòng)車轉(zhuǎn)向架的氣動(dòng)噪聲源，且迎風(fēng)側(cè)的垂向減振器、抗側(cè)滾扭桿和枕梁對氣動(dòng)聲源的貢獻(xiàn)量最大.因此，對氣動(dòng)聲源貢獻(xiàn)較大的部位進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，降噪效果會(huì)很顯著.

（2）動(dòng)車轉(zhuǎn)向架在各平面內(nèi)具有衰減特性、幅值特性和氣動(dòng)噪聲指向特性等.動(dòng)車轉(zhuǎn)向架遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲是寬頻噪聲，主要能量集中在28～44.7 kHz范圍內(nèi).低頻部分的主要能量集中在中心頻率為25和50 Hz附近，且分布規(guī)律不隨運(yùn)行速度的改變而變化.

（3）對動(dòng)車轉(zhuǎn)向架遠(yuǎn)場氣動(dòng)噪聲總噪聲貢獻(xiàn)量最多的部件依次為構(gòu)架、輪對、抗側(cè)滾扭桿、垂向減振器和枕梁.牽引電機(jī)1、牽引電機(jī)2、空氣彈簧和橫向減振器對遠(yuǎn)場總噪聲的貢獻(xiàn)量較小.

參考文獻(xiàn)：

［1］ 王伯銘.高速動(dòng)車組總體及轉(zhuǎn)向架［M］.成都：西南交通大學(xué)出版社，2014：28-32.

［2］ GAWTHORPE R G.Train drag reduction from simple design changes［J］.International Journal of Vehicle Design，1982，3（3）：263-274.

［3］ KITAGAWA T，NAGAKURA K.Aerodynamic noise generated by Shinkansen cars［J］.Journal of Sound and Vibration，2000，231（5）：913-924.

［4］ MELLET C，L TOURNEAUX F，POISSON F，et al. High speed train noise emission：latest investigation of the aerodynamic/rolling noise contribution［J］.Journal of Sound and Vibration，2006，293（3）：535-546.

［5］ NAGAKURA K.Localization of aerodynamic noise sources of Shinkansen train［J］.Journal of Sound and Vibration，2006，293（3）：547-556.

［6］ 高陽，王毅剛，王金田，等.聲學(xué)風(fēng)洞中的高速列車模型氣動(dòng)噪聲試驗(yàn)研究［J］.聲學(xué)技術(shù)，2013，32（6）：506-510.

GAO Yang，WANG Yigang，WANG Jintian，et al. Testing study of aerodynamic noise for high-speed train model in aero-acoustic wind tunnel［J］. Technical Acoustic，2013，32（6）：506-510.

［7］ 鄭循皓，張繼業(yè)，張衛(wèi)華.高速列車轉(zhuǎn)向架空氣阻力的數(shù)值模擬［J］.交通運(yùn)輸工程學(xué)報(bào)，2011，11（2）：45-51.

ZHENG Xunhao，ZHANGJiye，ZHANGWeihua. Numerical simulation of aerodynamic drag for high-speed train bogie［J］.Journal of Traffic and Transportation Engineering，2011，11（2）：45-51.

［8］ 郗艷紅，毛軍，高亮，等.橫風(fēng)作用下高速列車轉(zhuǎn)向架非定常空氣動(dòng)力特性［J］.中南大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2014，45（5）：1705-1714.

XIYanhong， MAO Jun， GAO Liang， etal. Aerodynamic force/moment for high-speed train bogie in crosswind field［J］.Journal of Central South University：Science and Technology，2014，45（5）：1705-1714.

［9］ 楊志剛，高喆，陳羽，等.裙板安裝對高速列車氣動(dòng)性能影響的數(shù)值分析［J］.計(jì)算機(jī)輔助工程，2010，19（3）：16-21.

YANG Zhigang，GAO Zhe，CHEN Yu，etal. Numericalanalysis on influence on aerodynamic performance of high-speed train caused by installation of skirt plates［J］.Computer Aided Engineering，2010，19（3）：16-21.

［10］ 黃莎，楊明智，李志偉，等.高速列車轉(zhuǎn)向架部位氣動(dòng)噪聲數(shù)值模擬及降噪研究［J］.中南大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2011，42（12）：3899-3904.

HUANG Sha，YANG Mingzhi，LI Zhiwei，et al. Aerodynamic noise numerical simulation and noise reduction of high-speed train bogie section［J］.Journal of Central South University：Science and Technology，2011，42（12）：3899-3904.

［11］ ZHU J Y，HU Z W，THOMPSON D J.Analysis of aerodynamic and aeroacoustic behaviour of a simplified high-speed train bogie［J］. Noise and Vibration Mitigation for Rail Transportation Systems，2015，126：489-496.

［12］ GARNIER E，SAGAUT P，ADAMS N.Large eddy simulation for compressible flows［M］.［S. l.］：Springer，2009：172-184.

［13］ FFOWCS-WILLIAMS J E，HAWKINGS D L.Sound generation by turbulence and surfaces in arbitrary motion［J］.Philosophical Transactions for the Royal Society ofLondon，SeriesA，Mathematicaland Physical Sciences，1969，264（1151）：321-342.

［14］ 鄭拯宇，李人憲.高速列車表面氣動(dòng)噪聲偶極子聲源分布數(shù)值分析［J］.西南交通大學(xué)學(xué)報(bào)，2011，46（6）：996-1002.

ZHENG Zhengyu，LI Renxian.Numerical analysis of aerodynamic dipole source on high-speed train surface［J］.Journal of Southwest Jiaotong University，2011，46（6）：996-1002.

［15］ LIGHTHILL M J. On sound generated aerodynamically： part 1： general theory［J］. Proceedings of the Royal Society of London，Series A，Mathematical and Physical Sciences，1952，211：564-587.

［16］ ISO.ISO 3095-2005 Railway application-acousticsmeasurement of noise emitted by railbound vehicles［S］.［S.l.］：ISO，2005.

［17］ 馬大猷.現(xiàn)代聲學(xué)理論基礎(chǔ)［M］.北京：科學(xué)出版社，2004：57-59.

高速列車動(dòng)車轉(zhuǎn)向架氣動(dòng)噪聲數(shù)值分析

張亞東， 張繼業(yè)， 張 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

張亞東，張繼業(yè)，張亮，等.高速列車動(dòng)車轉(zhuǎn)向架氣動(dòng)噪聲數(shù)值分析［J］.西南交通大學(xué)學(xué)報(bào)，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

高速鐵路基礎(chǔ)研究聯(lián)合基金資助項(xiàng)目（U1234208）；中央高校基本科研業(yè)務(wù)費(fèi)資金資助項(xiàng)目（2682014CX042）

張亞東（1987—），男，博士研究生，研究方向?yàn)楦咚俎D(zhuǎn)向架氣動(dòng)噪聲特性分析及降噪，E-mail：aliyzyd@163.com

（中文編輯：秦萍玲 英文編輯：蘭俊思）