高速列车转向架部位气动噪声数值模拟及降噪研究
黄莎，杨明智，李志伟，徐刚
(中南大学 交通运输工程学院，轨道交通安全教育部重点实验室，湖南 长沙，410075)
摘要：基于Lighthill声学理论，采用三维、LES大涡模拟和FW-H声学模型对高速列车转向架部位气动噪声进行数值模拟，并提出降噪改进意见。研究结果表明：转向架部位气动噪声在很宽的频带内存在，无明显的主频率，是一种宽频噪声；各监测点气动噪声频谱在低频时幅值较大，随着频率的升高，幅值下降，1/3倍频程A声压级主要集中在315~1 250 Hz频率范围内；当来流速度一定时，距离气动噪声源越远，声压级幅值和总声压级越小；在列车转向架部位设置裙板后，运行速度为300 km/h时，车外声压级幅值较无裙板时有所减小，平均降幅约为8%，总声压级平均降幅1.3 dBA；适当增加裙板面积后，声压级幅值平均降幅达到12%，总声压级平均降幅2.08 dBA，降噪效果较明显。
关键词：气动噪声；数值模拟；声压级幅值；总声压级；降噪
中图分类号：U260.331；U491.9+1 文献标志码：A 文章编号：1672-7207(2011)12-3899-06
Aerodynamic noise numerical simulation and noise reduction of high-speed train bogie section
HUANG Sha, YANG Ming-zhi, LI Zhi-wei, XU Gang
(1. Key Laboratory of Traffic Safety on Track, Ministry of Education,
School of Traffic & Transportation Engineering, Central South University, Changsha 410075, China)
Abstract: In order to decrease the aerodynamic noise of train bogie section, three-dimensional, large eddy simulation and FW-H acoustic model were adopted to simulate the aerodynamic noise outside high-speed train bogie section based on Lighthill acoustic theory, and noise reduction advice was proposed. The results show that the aerodynamic noise is a kind of wide frequency noise which exits in wide frequency band without obvious main frequency. The acoustic pressure amplitude of every test point is great at low frequency, decreasing with the increase of frequency, and the acoustic pressure level within 1/3 octave band frequency ranges from 315 Hz to 1 250 Hz. Given a certain incoming wind speed, the total acoustic pressure level is lower when the test point is farther from the noise source. Once aprons are set in bogie sections, acoustic pressure amplitude and total acoustic pressure level of each point reduce compared with that without apron, respectively with an average reduction of about 8% and 1.3 dBA at the speed of 300 km/h. Besides, the average reduction will come to 12% and 2.08 dBA when the apron area increases properly, making noise reduction more effective apparently.
Key words: aerodynamic noise; numerical simulation; acoustic pressure amplitude; total acoustic pressure level; noise reduction
随着列车运行速度的提高，铁路噪声污染也急剧增加，过大的噪声将严重影响乘客和轨道沿线人们的生理、心理和正常生活，还可能引起周围有关设备和周边建筑物的疲劳损坏，缩短使用寿命，因此高速列车的噪声问题成为高速铁路发展过程中亟待解决研究的重要课题之一[1-2]。目前，随着列车运行速度的提高，机械噪声退居次要地位，气动噪声逐渐趋于主导地位。根据铁路噪声理论研究和实验测试，检定出了高速列车气动噪声源的主要产生部位[3-6]。国内外很多学者对高速列车不同位置处的气动噪声做了研究，Ikeda 等[7-9]介绍了高速列车低气动噪声受电弓的设计理论和方法，并提出了改善受电弓气动噪声的设计方案；Sassa等[10]通过实验和数值计算对车门处产生的气动噪声进行了研究。而转向架部位是气流的喷射和回流区域，由于结构复杂，气流流经时底部产生严重的分离现象, 形成漩涡，产生复杂的气动噪声，尤其是头车转向架部位，而对于高速列车转向架部位气动噪声的研究相对甚少。因此，本文作者基于Lighthill声学理论，应用LES大涡模拟和FW-H声学类比模型对高速列车头车转向架部位车外气动噪声进行数值模拟研究，并提出了降噪改进意见。
1 高速列车气动噪声数值分析理论
1.1 气动噪声声学方程
1952年，英国科学家Lighthill根据N-S方程和连续性方程导出了气动声学基本方程[11]：
(1)
式中：Tij为Lighthill张量，
；eij为黏性应力张量，
；δij为单位张量；ρ0为未受扰
动的流体密度；ρ′为流体密度的波动量，ρ′=ρ-ρ0；p0为未受扰动的流场压力；p′为流场中压力的脉动量p′=p-p0；c0为声速。
FW-H声学类比方程将声学方程扩展到考虑运动固体边界的影响，其方程为[12]：
(2)
式中：R=|x-y|，x为接受点位置，y为声源点位置；fi为静止固体边界的单元法向量；
为运动马赫数在观察方向的投影。
1.2 湍流模型的选择
湍流模型中的直接数值模拟对瞬时N-S方程进行计算，可以分辨出气流的空间结构及变化剧烈的时间特性，但内存空间及计算速度要求极高，目前还不可能用于工程计算；雷诺时间平均模拟将非稳态的控制方程对时间作平均，在所得到的关于时均物理量的控制方程中包含了脉动量乘积的时间均值等未知量，但平均的结果都将脉动运动时空变化的细节抹平，丧失了包含在脉动运动中的全部信息[13-14]；大涡模拟(LES)对尺度大的湍流运动通过N-S方程直接计算，小尺度涡采用亚格子模型进行模拟，是目前计算湍流脉动较理想的方法[15-16]。
经过空间过滤可得到大涡模拟(LES)的控制方程：
(3)
(4)
式中：ρ为流体密度，t为时间；
，
分别为过滤后的速度分量；μ为湍流黏性系数；τij为亚格子尺度应力(SGS应力)，
，它体现了小尺度涡对运动方程的影响。同时，为了使方程封闭，必须用亚格子尺度(SGS)模型来构造τij的数学表达式。根据Smagorinsky的基本SGS模型，τij可利用SGS的湍流黏度μt进行模化：
(5)
式中：
是变形速率张量，
。
亚格子尺度湍流黏度μt公式为：
(6)
式中：
；
；Cs为Smagrinsky常数，根据Van Driest模型来确定。
2 数值计算模型
在数值模拟计算中，一般采取有限计算区域来代替无限计算域，区域长度方向尺寸的选取则是使计算区域下游边界尽可能远离列车尾部，以避免出口截面受到动车组尾流的影响，便于出口边界条件的给定，计算区域及坐标定义如图1所示。由于用于计算的高速列车表面形状不规则，带有转向架等复杂结构，使得对其进行结构网格划分比较困难，因此本文采用非结构化四面体网格，模型最小网格线尺度为1 mm，网格总数约为450万。
图1 计算区域及坐标定义
Fig.1 Computational domain and coordinate defination
3 数值计算结果及分析
3.1 高速列车转向架部位气动噪声监测点布置
由于转向架结构复杂，在保证其主要外形气动特征不变的情况下，对其模型做相应的简化。高速列车转向架位于列车底部，因此气动噪声监测点选择距离地面1.2 m，距离转向架分别为2 m，4 m，6 m的测点1~6的布置如图2所示。
图2 转向架部位监测点布置
Fig.2 Arrangement of monitoring points in bogie section
3.2 高速列车转向架部位气动噪声频谱分析
选择头车无裙板转向架部位作为噪声源，对列车以300 km/h速度运行时转向架部位气动噪声进行数值模拟，得到了各监测点的声压频谱图。1号，3号和6号测点的声压频谱如图3所示。在对铁路噪声进行测量和评价时，通常采用A声级，因此对上述模型各监测点在1/3 倍频程中心频率处的A声级进行分析，1号，3号和6号测点的1/3 倍频程A声压级如图4所示。
从图3可知：转向架部位气动噪声在很宽的频带内存在，无明显的主频率，是一宽频噪声；转向架部位各监测点气动噪声频谱在低频时幅值较大，随着频率的升高，幅值下降；各监测点气动噪声的频谱变化规律相似，只是幅值不同。距离轨道中心线越远，各监测点的声压级幅值和声压级波动幅度越小；沿列车长度方向，距离噪声源转向架越远，监测点的声压级幅值和声压级波动幅度越小。
图3 无裙板转向架部位监测点声压频谱图
Fig.3 Sound pressure spectra of points in bogie section without apron
图4 无裙板转向架部位监测点1/3倍频程频谱
Fig.4 1/3 octave band spectrum of points in bogie section without apron
从图4可以看出：当列车以300 km/h速度运行时，转向架部位气动噪声A声压级主要集中在315~1 250 Hz频率范围内；各监测点的1/3倍频程频谱分布规律相似，只是A声压级不同；距离轨道中心线越远的监测点，其A声压级幅值较小，且在高频区域的衰减程度较小；沿列车长度方向，距离噪声源转向架越远的监测点，其A声压级幅值越小。
4 高速列车转向架部位降噪改进 模拟
对转向架进行整流的主要措施通常是设置裙板。裙板一般在转向架外侧适当高度处设置在沿列车两侧下部，外型面与车体竖向和纵向的型面协调一致。
为了降低高速列车转向架部位气动噪声，在转向架处考虑设置了2种裙板方案，原方案为既有裙板，改进裙板方案适当的增加了裙板面积，如图5所示。设置裙板后监测点1，3，6的声压频谱和1/3 倍频程A声压级图分别如图6和图7所示。
图5 转向架部位裙板方案
Fig.5 Apron projects in bogie section
从图6和图7可知：设置裙板后转向架部位各监测点声压级级幅值较无裙板时有所减小，运行速度为300 km/h时，平均降幅约为8%。适当增加裙板面积后的改进方案平均降幅约为12%；设置裙板后各监测点的A声压级幅值较小，且在低频区域的减幅较大，高频区域较小。
通过总声压级计算公式可得各监测点的总声压级：
其中：p0=2×10-5 Pa；Lpi为第i个声源的声压级，i=1~n。
表1所示为转向架部位不同时各监测点总声压级比较。从表1可以看出：设置裙板后转向架部位各监测点总声压级小于无裙板时各监测点总声压级；运行速度为300 km/h时，原始裙板方案总声压级平均降幅约为1.3 dBA；适当增加裙板面积后各监测点总声压级平均降幅达2.08 dBA，降噪效果明显。
图6 带裙板转向架部位监测点声压频谱图
Fig.6 Sound pressure spectra of points in bogie section with apron
图7 带裙板转向架部位监测点1/3倍频程频谱
Fig.7 1/3 octave band spectra of points in bogie section with apron
表1 转向架部位不同方案时监测点总声压级比较
Table 1 Total acoustic pressure level comparison of different projects in bogie section dBA
5 结论
(1) 转向架部位气动噪声在很宽的频带内存在，无明显的主频率，是一宽频噪声；各监测点气动噪声频谱在低频时幅值较大，随着频率的升高，幅值下降。
(2) 当列车以300 km/h速度运行时，转向架部位气动噪声A声压级主要集中在315~1 250 Hz频率范围内；距离噪声源转向架越远的监测点，其声压级幅值、A声压级幅值及总声压级均越小。
(3) 设置裙板后转向架部位各监测点声压级幅值较无裙板时有所减小，原始方案裙板声压级幅值平均降幅约为8%，总声压级平均降幅约为1.3 dBA；适当增加裙板面积后的裙板方案平均降幅约为12%，总声压级平均降幅达2.08 dBA，降噪效果明显。
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(编辑 赵俊)
收稿日期：2010-12-16；修回日期：2011-04-10
基金项目：空气动力学国家重点实验室开放基金(SKLA20110202)；中南大学前沿研究计划(2010QZZD020)
通信作者：黄莎(1985-)，女，新疆阿勒泰人，博士研究生，从事列车空气动力学研究；电话：13975800456；E-mail：joanna_119@163.com
