空气动力噪声范文

空气动力噪声范文（精选8篇）

空气动力噪声 第1篇

在日本, 新干线列车穿越人口密集地区。所以, 降低新干线列车造成的道旁噪声对保护铁路沿线环境是至关重要的。由于空气动力噪声的声功率与列车运行速度的6次方~8次方成正比, 空气动力噪声成为高速线路道旁噪声的主要噪声源。受电弓尤其是弓头 (图1) 是新干线列车主要的空气动力噪声源之一。

已知弓头产生空气动力噪声的机理如下:弓头在空气中移动时, 弓头周围的气流从弓头表面分离和弓头后方的卡门涡流脱落造成压力波动。这种压力波动向远方传播, 称之为风吹声。因此, 如果可以控制弓头周围的气流, 那么就可以消弱卡门涡流, 相应地就可以降低弓头的风吹声。

以前的研究[1,2,3]试图用优化形状及采用多孔材料的方法来减弱噪声。虽然这些被动方法是有效的, 但还是有必要使用一种新技术进一步降低空气动力噪声。现在的研究集中于气流的主动控制方法:在弓头表面应用等离子体激励器作为气流控制装置。等离子体激励器是一种比较新型的气流控制装置, 正日益引起空气动力研究人员的关注。图2为等离子体激励器的典型结构。等离子体激励器在其表面产生等离子体并对周围空气产生体积力, 诱导局部气流。体积力吸引周围空气并引起切向气流。用专用电源 (输出电压:几千伏, 频率:几千赫兹) 向激励器供电。虽然供电设备是专门设计的, 但如电介质和电极等其他元件还是易于得到的。本次研究进行的风洞试验中, 用0.05mm厚的卡普顿 (聚酰亚胺) 胶带作电介质, 用0.035mm厚的铜箔胶带作电极。从这个意义上说, 等离子体激励器有许多优点, 如:厚度很薄, 没有复杂的机械结构, 易于装配。目前, 由于等离子体激励器诱导的气流速度不足以控制高速气流, 因此只能用于控制低速 (约几米每秒) 气流。但是可以断言, 等离子体激励器能够产生前所未有的气流控制效果, 并为气流控制及机理提供了新的理念。在当前的研究中, 等离子体激励器应用在弓头上, 进行了两项评定来阐明其气流控制效果及机理。第一项评定采用低速风洞试验。在风洞试验中通过检测弓头周围的流场, 验证了低速时的气流控制效果。 第二项评定采用计算流体动力学 (CFD) 分析。CFD分析估算了高速时的气流控制效果和降低空气动力噪声的效果。

2 风洞试验

2.1 风洞试验概述

在日本铁道综合技术研究所的小型低噪声风洞 (喷管尺寸:760 mm×600 mm, 最高气流速度:150km/h) 进行了风洞试验。通过使用可同时获得二维平面气流速度分布的粒子影像测速法 (PIV) , 评定弓头后方的流场, 验证了等离子体激励器的气流控制效果。在PIV测试中, 在流体里撒播油粒子。用激光片光照射油粒子, 用高性能CCD摄像机拍摄粒子影像对。从两张快照间粒子的时间间隔和位移, 可以获得快照平面的气流速度矢量场。风洞试验的试验装置和坐标系见图3。

2.2 弓头应用等离子体激励器

如图4所示, 将等离子体激励器用于按比例缩小一半的弓头模型。将等离子体激励器紧靠气流分离点 (即弓头的逆流角) 逆流安装 (见图4 (b) 方案1) 和顺流安装 (见图4 (c) 方案2) 。用专用电源 (KI-Tech., PSI-PG1040F) 驱动等离子体激励器。AC电源的电压为8kV, 频率为4kHz。本次试验中的等离子体激励器诱导的气流速度约为1 m/s。考虑到供电设备的容量, 等离子体激励器的跨长为100 mm。如图5 所示, 在等离子体激励器两端附近安装了隔板, 以防止由等离子体激励器控制的隔板间的气流, 与不是由等离子体激励器控制的隔板外的气流混合。

由于等离子体激励器诱导的气流速度比较低, 因此最好设定低的自由气流速度和使用小比例模型。故将自由气流速度设定为4.6m/s (这是风洞的最小气流速度) , 模型比例设定为 (以便等离子体激励器的跨长比弓头截面尺寸长得多) 。本次风洞试验的雷诺数约为7.7×103, 比新干线真实列车的要小得多。然而, 认为弓头周围的气流是充分发展的湍流, 对雷诺数依赖性很小, 所以, 认为本次风洞试验观测到的基本气流控制效果和机理适用于新干线真实列车。

2.3 风洞试验结果

图6为用PIV测试的流场的比较, 图6 (a) ~图6 (c) 为主气流方向平均流速分布。根据这些图, 方案1 (见图6 (b) ) 和方案2 (见图6 (c) ) 的尾流区与 “不用PA” (见图6 (a) ) 的情况相比, 在主气流方向更长。认为等离子体激励器抑制了弓头表面的气流分离并稳定了剪切层。图6 (d) ~图6 (f) 为垂直于气流方向的均方根速度 (以下称为横向RMS速度) 波动的分布。根据这些图, 方案1 (见图6 (e) ) 和方案2 (见图6 (f) ) 的横向RMS速度与“不用PA” (见图6 (d) ) 的情况相比, 变得更小了。也就是说, 等离子体激励器消弱了卡门涡流, 并降低了非定常速度波动。方案1与方案2相比, 确认方案2获得的气流控制效果更明显。因此, 将等离子体激励器用在分离点右侧顺流方向, 比用在分离点左侧逆流方向的效果更好。

从这些结果, 可以将用等离子体激励器的气流控制机理说明如下。等离子体激励器诱导的切向射流速度 (约为1 m/s) 比4.6 m/s的自由气流速度要低得多。因此, 主要的气流控制效果来自气流吸引效果, 而不是切向射流本身。在方案1中, 由等离子体激励器产生的体积力改变了边界层的速度分布。相反, 方案2中等离子体激励器吸引分离的剪切层并阻止弓头的气流分离, 从而削弱了卡门涡流。如果在高速范围内获得这些效果, 那么用等离子体激励器获得的气流控制机理就可以降低空气动力噪声。然而, 由等离子体激励器诱导的速度不够高。因此, 风洞试验不能验证空气动力噪声降低。故进行CFD分析来评估高速时的气流控制效果和降低空气动力噪声的效果。

3 CFD分析

3.1 CFD分析概述

进行CFD分析来评估高速时由等离子体激励器获得的气流控制效果和降低空气动力噪声的效果。本次CFD分析使用ANSYS Fluent 13软件, 用大涡模拟 (LES) 计算了非定常流场。图7为CFD分析的计算域和边界条件。分析了跨长为150 mm、比例为 的弓头模型周围的气流。单元最小尺寸为0.01mm, 计算单元总数为143 万个。 自由气流速度为36.1m/s (130km/h) , 计算时间步长为1.0×10-4s。积分时间为0.45s (4 500个时间步长) , 评定了0.05s~0.45s间的流场。

3.2 等离子体激励器的模拟

基于Shyy等[8]提出的模型, 采用简化定常体积力模型模拟了等离子体激励器的效果。图8为定常体积力模型。由式 (1) 求出的定常体积力只用于等离子体三角区域 (由图8所示的点A、点B和点O形成的区域) 。

定常体积力模型用于弓头模型上 (图9) 。体积力幅值设定为F0= 8.0×106N/m3。图10为在无自由气流速度的条件下, 利用本模型获得的体积力分布和诱导速度分布。图10证实本模型适用于模拟等离子体激励器的典型效果 (即吸引周围空气和诱导切向射流) 。

3.3 CFD分析结果

图11~图13为CFD分析的结果。在这些图中, 体积力幅值为F0= 8.0×106N/m3, 诱导速度为61m/s。诱导速度约为自由气流速度的1.7 倍。图11为主气流方向的平均速度分布。“用PA”情况的尾流区 (见图11 (b) ) 在主气流方向比“不用PA”情况 (见图11 (a) ) 的要长。 图12 为垂直于主气流方向的RMS速度分布。“用PA”情况 (见图12 (b) ) 的RMS速度比“不用PA”情况 (见图12 (a) ) 的要小。这些趋势与风洞试验结果一致。图13为跨度方向瞬时涡量分布。“用PA”情况 (见图13 (b) ) , 从弓头表面的气流分离得到明显抑制, 尾流区的卡门涡流得到削弱。根据这些结果, 推测即使是在高速时, 弓头周围的流场也能得到控制。

3.4 空气动力噪声评估

根据非定常CFD分析, 用紧近似卡尔方程[9]计算了弓头辐射的空气动力噪声。

图14为用式 (2) 获得的在观测点x (0m、5m、0m) 的声压级。观测到的“不用PA”情况下, 在80 Hz附近存在窄频带峰值噪声。与之相反, 在“用PA”情况下, 峰值噪声急剧下降。这表明在高速时也可用功率足够强的等离子体激励器来降低弓头辐射的空气动力噪声。然而, 目前功率足够强的等离子体激励器不容易获得。此外, 实际应用时, 等离子体激励器还有一些缺点。因此, 有必要更详细地了解等离子体激励器的气流控制机理, 并依据等离子体激励器的气流控制机理, 提出另一种实用的气流控制方法。

4 结论

本次研究将等离子体激励器应用在弓头上并进行了2项评定。第一项评定是进行低速风洞试验, 来验证在低速气流时的气流控制效果。第二项评定是用CFD分析, 来评估在高速气流时的气流控制效果和降低空气动力噪声的效果。可以得出以下结论:

(1) 将等离子体激励器用于弓头分离点附近, 弓头表面的气流分离可以得到控制, 卡门涡流可得到削弱;

(2) 等离子体激励器紧靠弓头表面气流分离点顺流安装, 比紧靠气流分离点逆流安装更能有效地控制流场;

(3) 等离子体激励器阻止了弓头表面的气流分离, 削弱了卡门涡流并降低了速度波动;

(4) 根据CFD分析结果, 推测即使在高速时, 等离子体激励器可控制弓头周围的流场, 并可降低弓头辐射的空气动力噪声。

基于等离子体激励器获得的气流控制机理, 建议提出一种实用的空气动力噪声降低方法。

参考文献

[1]Sueki T., Takaishi T., Ikeda M., Arai N..Application of porous material to reduce aerodynamic sound from bluff bodies[J].Fluid Dynamics Research, 2010, 42 (l) :015004.

[2]Sueki T., Ikeda M., Takaishi T..Aerodynamic Noise Reduction using Porous Materials and their Application to High-speed Pantographs[J].Quarterly Report of RTRI, 2009, 50 (1) :26-31.

[3]Ikeda M., Mitsumoji T., Sueki T., Takaishi T..Aerodynamic noise reduction of a pantograph by shape-smoothing of panhead and its support and by the surface covering with porous material[C].Presented at 10th International Workshop on Railway Noise, 2010.

用空气实现混合动力 第2篇

位于苏黎世的瑞士联邦理工学院(Swiss Federal Institute ofTechnology)正在研制一种新型的混合动力车，它与如今的油电混合动力车节省的燃料相当，但成本却只有后者的一小部分。瑞士的研究人员在2009年4月举行的汽车工程师学会年会(Soclecy for Automotive Engineer’sCongress)上用一个新系统测试版演示了其实验结果。

传统的油电混合动力车使用电池来储存在制动过程中回收到的能量，否则这些能量会以热能的形式被浪费。接着这些能量可用来驱动辅助汽车发动机的电动机。但是，高昂的电池成本和附加成本—包括电动机和汽油发动机两种驱动装置——使得这种混合动力车售价昂贵。这就减缓了大众对其的接受程度，并限制了它们在减少车辆温室气体排放中所起的作用。

瑞士研究所的机械工程教授利诺·古泽拉(Lino Guzzella)正在开发一种不需要电池或者电动机的混合动力车。相反，它通过用发动机活塞压缩空气来储存能量。之后这些空气被释放以推动活塞，并驱动车辆。古泽拉说，这个系统只比传统发动机增加了20％的成本，而混合动力电动车所需的额外组件需增加200％的成本。他说，计算机模拟显示，此设计可以减少32％的燃油消耗，大约是油电混合动力车节省燃油的80％。初始实验表明，该设计能够实现。

空气(或者叫气动)混合动力的整体概念并不是全新的，但要使其高效则面临很大的挑战。麻省理工学院机械工程教授约翰·海伍德(JohnHeywood)一直致力于空气混合动力研究，他说：“在流动的空气中把(能量)损耗保持在一个足够小的数值，这看上去很有吸引力，但实现起来非常困难。”而且，弗吉尼亚理工大学(VirginiaTech)的机械工程教授道格·纳尔逊说，压缩空气罐储存的能量远小于电池储存的能量，这严重制约了在典型的空气混合动力设计中的燃料节约。这是完全使用压缩空气的车辆设计存在的一个主要缺陷。

古泽拉的新式空气混合动力设计使用先进的控制系统，可以更精确地控制空气的流动，提高了整体效率。为了解决存储容量的限制问题，这项设计与其他混合动力车相比，较少地依赖从制动中获取能量，而更多地依赖于另一种途径来节约能量：使用气动动力来改善更小、更有效率的汽油发动机的性能。

传统车辆使用可以提供远大于车辆巡航时所需能量的发动机，剩余的能量被用来加速和维持很高的速度。但这些发动机效率低，尤其是其在大部分时间里在远低于原定设计的负荷下运行。

古泽拉的设计用一个能提供足够续航速度的750毫升的汽油发动机取代了一个2升的发动机。它使用压缩空气提供汽车加速所需的能量。密集的压缩空气提供的氧气比通常情况下燃烧更多燃料所需的氧气还多，这种技术称为增压技术。

类似的方法已经在某些量产汽车中使用了，其使用废气来推动涡轮增压器。但是涡轮增压器存在被称为“涡轮迟滞”的问题——在油门减小和额外动力补充之间存在一个明显的延迟。该滞后的产生是因为涡轮在涡轮机旋转到足够快的速度需要时间。古泽拉说，他的系统能即刻提供额外的动力，所以不会出现这样的延迟。密西根大学机械工程教授卓然·菲利匹(Zoran Filipi)没有参与这项研究，他说，这将使这项技术更吸引消费者。

古泽拉的系统有80％的效能来自于小发动机的使用，其余的来自于制动中获得的能量，并用于加速——在短距离内，无需使用燃料，只用压缩空气就可以驱动汽车。通过调整发动机的负荷一要么通过活塞压缩空气来增加负荷，要么用压缩空气驱动活塞来减小负荷——使其在最佳效率的状态运转也能节省燃料。最后，压缩空气还可以用来重启发动机，这使得在任何时候停车时关闭发动机变得现实可行，而不是怠速运转。

古泽拉对效率和性能的结论来自于计算机模型，但他也已经在一台测试发动机上演示了设计中的基本组成部分。这个测试装置使用压缩空气来驱动活塞，提供增压并启动发动机。接下来要做的就是优化发动机，力图使其达到计算机模型所预测的效率。

但是，古泽拉的混合动力概念将面临来自其他计划改进燃油效率技术的激烈竞争。

伊利诺斯州芝加哥市的阿尔贡国家实验室(Argonne NationalLaboratory)能源系统部研究员迈克尔-多巴(Michael Duoba)说，涡轮增压器变得越来越好，而其他的新技术也显示出解决涡轮增压机迟滞问题的前景。他还表示，最重要的不是一项技术的性能，而是这项技术如何与现有的技术——比如直接喷射和改进变速箱——结合以更好地提高效率。

锌空气动力电池循环技术研究 第3篇

动力电源的开发和使用是缓解能源紧张的有效途径, 并已经成为了世界性的课题。文献[1]中报道了能源形势的紧张状态以及各种储能方式的比较, 包括电池储能系统的开发, 文献[2]介绍了燃料电池混合动力车的开发。动力电池的研发和应用被认为是保护环境和资源有效利用的重要途径。锌空气动力电池是继小电流锌空气电池产品实用化以来, 在动力源市场的进一步拓展。锌空气动力电池研发是一项系统性的工程, 在能源紧张形势下, 对该系统的开发利用显得尤为重要。该电池的特点可总结为大容量、绿色环保、资源丰富等, 还有更重要的是该电池使用形式下体现的循环经济特征。

锌空气动力电池突破了传统的一次和二次电池概念, 它通过机械式更换锌电极完成电池的“充电”。不仅体现在大大减少充电时间, 提高产品使用率, 还体现在可保证电池的反复充放电的一致性。更重要的是其体现出来的循环特性, 值得仔细分析。

锌电极和空气电极是锌空气电池的重要部件, 电池在放电结束后, 仅仅需要将电池的锌电极从电池中抽出, 更换新的锌电极, 电池则可以继续放电。更换下的锌电极将经过电解还原, 重新被制作成可以继续使用的锌电极, 以实现锌空气电池的循环使用。这种电池使用模式下, 更能够体现资源可持续利用的发展方针, 同时, 锌空气电池的循环使用特性还可以带动社会的循环经济建设, 具体体现在与电池循环利用关系密切的配套服务设施的建设上。

锌空气电池的循环利用是与组成电池的各个部件的有效循环分不开的。为了能够更有效地合理利用资源, 促进可持续发展, 同时也是为了加快锌空气动力电池的实用化步伐, 有必要更全面地认识锌空气电池的循环特性。本文即通过对电池各个部件的循环特性进行分析, 有针对性地提出促进锌空气动力电池各部件循环次数的方法, 提高其循环寿命, 为产品尽快跨入实用化阶段奠定基础。

1 空气电极循环

空气电极是锌空气电池的重要部件, 其性能好坏直接影响着电池的有效功率。同时, 空气电池的使用状况, 包括其循环特性也直接影响到电池的重复使用性和成本。

1.1 制作工艺和结构特点

文献[3]中介绍了空气电极一般是由高比表面的粉末状活性物质或与具有导电性的惰性团体微粒混合, 经过压制、烧结或化学合成等方法制备, 其中最主要的催化材料是活性碳, 二氧化锰等, 导电网也是电极的重要部件, 通常使用泡沫镍, 空气电极的制作工艺直接影响着电极的微观结构, 同时也影响着电极的放电特性。对于电极的循环来说, 每次电极工作后, 必然有一定的损耗, 同时, 电极的物质构成、结构特征都发生一定的变化, 因此, 对电极每循环使用的表面特征和内部结构进行记录并分析很重要, 保障电极循环使用的一致性是保障电池循环使用一致性的关键。

1.2 空气电极在循环中的表现

根据锌空气电池的反应原理, 空气电极在反应过程中不参与物质反应, 因此, 理论上空气电极是可以无限次循环使用的, 直至它的机械强度受到致命损伤, 但是在电池参与电化学的反应过程中, 历经着非常复杂的物理和化学变化, 因此, 电极的物质构成和结构会发生必然的变化, 结合对空气极参与电极反应的原理的分析, 可进一步认识电极可能发生的物理化学等变化, 结合实验现象的分析, 可认识电极的变化过程和变化方向。

在实际反应过程中, 我们发现, 空气电极每次使用后, 可以清楚地看到电极表面的一些变化, 比如, 我们在反复的实验中, 发现空气电极在使用后出现的表面褶皱现象, 这种褶皱对电极的长期稳定使用有程度不同的负面影响, 因此, 寻找褶皱的生成原因, 分析抑制褶皱的方法都是很重要的保障空气极良性循环使用的研发策略。

此外, 还要重视一点, 那就是对空气极内部微孔的结构变化的分析。三相界面是电化学反应的场所, 空气极内部微孔必然存在着数不清的反应场所, 但是在电极的重复使用过程中, 该场所都会发生一定的变化, 由于电池反应过程中新物质的生成, 以及随着反应进程的深入, 电极微孔内物质可能出现的附着和脱离, 都会改变电极内的微观结构, 因此, 不断的有三相界面的破坏和新的三相界面的产生, 在这种情况下, 对电极微孔内的结构的分析难度较大, 这时候, 采用具有规则微孔结构的空气极成为有望可方便、迅速、正确地获得电极微孔内物质变换的重要方法, 同时也可以更全面地了解电极随工作过程的变化规律。

空气极作为电池的重要部件, 对其循环过程中现象的分析以及摸索有利于循环畅通进行的方法都是非常重要的, 而这些工作都建立在对电极的放电实验的观察上。通过无数次的电极放电实验的观察, 我们总结了空气电极的循环特性:

(1) 空气极每次使用后, 表面会有一定的损伤, 比较明显的现象是电极表面压制的一层防水膜出现明显的褶皱现象, 随着使用次数的增加, 褶皱越加明显。

(2) 空气极在使用过程中, 随着使用次数的增加, 催化剂会从电极基体中扩散进入电解液中, 影响催化效果。针对该现象的出现, 我们分析是和电极制作的工艺非常相关, 我们制作电极的工艺可简单表述为低温黏结压制, 即催化剂和活性碳是通过黏结压制在电极基底泡沫镍孔隙内的, 通过150℃的低温烘干, 冷却后使用, 该工艺决定了空气极在碱液存在的环境中会随着反应进程、使用次数的增加出现催化剂从电极微孔内扩散迁移, 影响催化效果, 同时在长期的电解液浸泡下, 电极的活性碳物质也会受到一定的影响, 导致导电效果的下降。

(3) 同时, 我们也注意到锌空气电池在反应过程中, 必然也会受到空气中灰尘的影响, 堵塞部分的内部微孔, 出现三相界面的破坏, 这些都是不利于空气极长期循环使用的因素。

(4) 关于二氧化碳对电极的影响, 可查阅的文献非常有限, 我们通过长期的实验将二氧化碳对空气极的影响进行了全面的分析。我们用滤去二氧化碳的空气参与电池反应与没有滤去二氧化碳的空气参与反应进行了实验对比。总结发现, 二氧化碳对空气极的侵蚀主要表现在二氧化碳参与反应生成的碳酸盐导致的结晶影响了空气极的表面和内部结构, 而空气极结构的稳定性又会影响到电池的正常工作。随着电化学反应的进程, 二氧化碳会逐渐地与电解液反应生成碳酸钾等碳酸盐结晶, 该结晶物会导致空气电极表面出现“鼓包”的褶皱现象, 影响氧气通过空气电极的扩散通道, 对氧气的传质产生重要的影响, 从而导致空气极的使用效率下降。我们观察滤去二氧化碳的空气在参与反应时, 由于空气通过过滤系统 (过滤液为氢氧化钾溶液) 后, 其湿度增加, 促使空气极处于较为湿润的环境中, 延缓了空气极表面褶皱现象的发生, 延缓时间约为一倍。但是, 由于二氧化碳的过滤不可能达到100%, 而且, 对于电极表面褶皱现象的产生也不完全是由于二氧化碳的结晶盐导致的变形, 还存在着电解液顺着电极表面压膜 (防水膜) 空隙处的爬升导致的粘结不牢引起的电极表面变形, 因此, 电极的褶皱现象导致的电极使用效率降低问题是影响电极寿命和可循环性的重要原因。及时总结二氧化碳对空气极的影响规律, 是电极能有效循环使用的前提。

1.3 有利于循环的改进方案

针对我们对空气极在循环中表现的分析, 我们可进一步认识到影响其稳定循环的重要因素, 并且有针对性地提出有利于循环长期进行的方法。

我们对电极的结构提出了改进的方案, 这就是采用具有直通微孔的电极基底材料, 然后在直通孔内充填催化物质, 以保证每个孔的均匀性。众所周知, 泡沫镍等孔隙材料的应用带来了空气极效率的大踏步进步, 因其表面积大的特点, 增大了反应物质的接触和扩大了反应场所, 但是, 这种应用于复杂的物理化学环境中的多孔介质同样带来了两个主要问题。一是电极的微观结构在电极反应过程中的不易控制, 可理解为, 电极内的有效孔和无效孔的控制问题, 孔的分布以及孔隙大小, 填充物质的充实度等都是未知数, 尤其是每次电化学反应其内部结构都有不同程度的变化, 对有效和无效孔的把握更是困难, 这时候, 我们提出一个“有效孔保障”方案, 这个方案就是用具有直通孔的电极基底来填充有效物质, 以保证每个孔都是有效孔, 进一步缩短电子和离子传输路径, 这种设计可以极大地减少实验的不可确定性, 在对电极性能的把握上可以做到有的放矢, 进一步探索电极的特性。另一个是, 这种电极可以清洗, 通过简单的工艺就可以实现填充物的更新, 这对于复杂的多孔介质来说, 是非常难以达到的, 这种可清洗性, 就可以保证电极可以方便地再生更新, 同时对节约成本, 减少循环过程的投资也是有非常好的作用的。这种直通孔电极在放电性能上是否会存在突变性以及对电池放电效果的具体影响, 还需要实验的进一步探索。

2 锌电极循环

锌电极是锌空气电池的消耗极, 直接决定着电池的放电容量。锌电极的制作通常是将金属锌或者电解锌调和成膏状, 与集流体一起压制成块状, 成为锌块, 反应结束后, 更换锌块, 即可以使电池继续工作, 称为机械式充电方式。该充电方式下, 使锌电极的循环变的非常重要, 同时该电极的循环也成为制约电池循环再生成本的重要一环。

锌电极在电池反应结束后, 需要从电池中取出, 更换新的锌电极, 更换下来的锌电极要在专门的电解设备中进行电解, 重新生成电解锌, 经过工艺处理后, 进行配膏, 成为可循环使用的锌膏, 由此可见, 锌电极的再生处理工艺对整个电池的再生的重要性, 下面就阐述该再生过程的细节。

2.1 电解锌工艺概述

电解法炼锌又称湿法炼锌, 是较为成熟的工业技术, 现在80%的锌是由此获得的[4]。对于锌矿, 湿法炼锌工艺大致分焙烧、浸出、净化、电积等步骤, 而将氧化锌混合物还原成锌粉则只需最后一个步骤。锌电积技术可选用的方法也较多, 有流动床法, 喷射床法等[5]。

具体步骤是将锌从锌矿中用硫酸浸取出来后, 净化硫酸锌溶液, 然后将其送入电解槽中, 用含有0.5%～1%Ag的铅板做阳极, 压延纯铝板作阴极, 并联悬挂在电解槽内, 通以直流电, 在阴极上析出金属锌。

国外倾向于采用低面积电流 (300～400 A/cm2) 、大阴极 (1.6～3.4 m2) 以适应机械化、自动化作业及降低电耗的要求[6]。

电极反应

阴极:Zn2++2e-=Zn (1)

阳极:H2O-2e-undefined

总反应:undefined

为了节约电能, 提高电解锌质量及改善劳动条件等的需要, 电解液中还常加入一些添加剂, 如胶、锶或钡的碳酸盐、皂根和豆饼等[6]。

为提高锌电极的电流效率, 必须设法提高氢析出过电位。氢气过电位与面积电流、温度和阴极材料的关系可用Tafel公式描述

式中, i是阴极电极密度;a为依据阴极材料与温度而定的经验常数值;b为undefined

金属锌的析出是电结晶的过程, 包括新晶核的生长及晶核成长的两个过程。当新晶核生成速度大于晶核成长速度时, 可获得表面结晶致密的阴极锌[6]。

针对锌空气电池所处的碱性循环体系, 需确定合适的电解方法。若在循环体系中采用与现有电解锌工业同样的体系进行锌电极的循环, 即先将电池运行中产生的氧化锌、锌酸盐及碳酸锌用硫酸中和, 然后通过电解硫酸盐的方式得到锌, 相当于将碱性体系中和, 然后再回到碱性体系中。这种方式大大增加了电池循环中能量的消耗 (化学能) , 因而对锌空气电池工业并不适用。

碱性体系电解锌资料较少, 北京长力联合能源公司关于电解的一个专利“锌空气电池的电解还原装置” (公开号:CN2736943) 只提到了电解装置, 没有对电解液进行说明[7]。

专利“一种湿法炼锌工艺” (公开号:CN1341760) 介绍了一种采用氯化铵浸取锌矿, 净化液中加入少量氨水进行电解的方法, 但由于氯离子会造成电池性能的下降故不予采用[8]。

专利“从氧化锌矿生产高纯金属锌的方法” (公开号:CN1482263) 认为:碳酸锌和氧化锌很容易溶解于强碱性溶液中, 该方法将锌矿粉碎为0.1～1 mm的颗粒进行电解, 浸出率高, 电解电压2.2～2.7 V, 生产出的锌纯度在99.99%左右, 但没有提供电流效率的数据[9]。

文献[10]提到了锌在稀Na2SO4电解液中的电解腐蚀和钢的防腐, 探索了电解液浓度, 钢、锌电极之间距离等参数对锌腐蚀的影响, 但是并不涉及到碱性体系的锌还原问题, 并且在现有的文献中, 有关碱性体系下的电解锌工艺的资料非常少。

针对锌空气电池的碱性循环体系的特性, 结合现有的电解工业方法, 我们对锌空气电池的电解技术做了一定的改进, 首先是对传统锌空气电池电解装置的剖析, 在此基础上, 我们提出了改进的电解槽设计, 在实验中摸索碱性体系下电解锌的工艺、影响参数等具体指标。具体设计内容可参考文献[11]。使用经过改进的电解槽后, 在常温常压下, 电解槽运行槽压可控制在2.5 V, 电流密度达50～75 mA/cm2, 电流效率可达90%, 当电流密度是50 mA/cm2时, 电解每千克锌的能耗是2.28 kWh, 当电流密度是75 mA/cm2时, 电解每千克锌的能耗是2.56 kWh。

实验中, 我们发现电解过程中的环境温度, 电解液的浓度等参数对电解效果影响较为突出。把握对电解效果影响较为突出的重要参数可极大地提高电解效率和产量, 而电解锌的使用效果和产出量又会影响到整个电池系统循环的良性运作。

2.2 电解锌的处理工艺

电解锌从电解设备中取出后, 就面临着继续使用的问题, 但是, 从电解设备取出的电解锌不可以直接使用, 因为该电解锌含有大量的水, 同时, 电解锌的孔率高、比表面大, 活性高, 在再处理的过程中, 需要注意和避免的问题主要是电解锌的氧化问题, 由于其活性高的特点, 因此, 氧化可能性非常大, 通常需要用蒸馏水进行保护, 而蒸馏水的保护同时又会使锌的孔内过多地充满水, 影响其再反应过程中的碱的浓度, 不利于电池再反应效果。因此, 对电解锌的处理工艺非常重要。同时, 电解锌的再配膏工艺也对电池的使用影响较大, 结合电解锌的特点, 在进行再次配膏的时候, 要保持工艺的一致性, 将电解锌的处理工艺与再配膏过程结合起来, 降低电解锌的被氧化率。

这里, 还有一个重要的问题要提出, 就是电解锌的储存和配制好的锌膏的储存问题。电解锌的活性很高是个需要注意的问题, 因此, 通常的处理方法是将电解极板上的电解锌刮取后收集在有蒸馏水的密闭容器内, 使用时再经过去水, 配膏等处理。在储存过程中, 要尽可能地保证电解锌处于稳定的状态, 一旦氧化, 则影响再次使用的放电效果。当电解锌被配制成膏后, 也要注意保持其不被氧化, 密切关注电解锌的强活性造成电池放电损失容量。

2.3 提高电解锌产量和改善电解锌膏存放在原理上的一致性

对于电池整体循环来说, 保障电解锌的产量和保障电解锌膏的存放是重要的再生成环节。这里, 我们发现, 提高电解锌产量和改善电解锌膏存放在原理上的一致性。具体可以解释为, 对于具有一定形貌的电解锌, 其产量高, 同时, 表现出的稳定性也非常好, 因此, 在配制锌膏并且存放的过程中, 受到环境干扰的程度小, 因此, 我们可以总结为, 保证特定电解锌的形貌对提高电解锌产量和改善电解锌膏存放具有一致性。这就需要在实验中, 掌握好电解锌生成的环境要素和其它必要条件, 以有利于循环的实施。

3 其它部件循环

3.1 集流体

集流体通常采用铜材料, 可以是紫铜, 黄铜片, 使用时通常将集流体与锌膏共同压制成块状使用。在放电过程中集流体会镀上一层光亮的锌, 在更换锌电极后, 将锌电极拆分, 发现集流体氧化变暗。

对集流体的再生成循环可使用的方法是对集流体进行简单的清洗, 去除表面的氧化层。另外, 可以对集流体不进行任何处理直接投入使用, 该方法是希望在再次使用过程中, 通过电池反应激发铜的活性, 使其充分发挥传导电子的作用。

3.2 电池外壳

使用塑料件作为电池的外壳时, 塑料件可能会受热变形, 在再生成过程中, 由于多次拆装还会发生应力变形, 导致漏液、降低安装速度, 影响再生成进程。

对电池外壳的循环保障可采取的方法有加强对外壳可用性的检查工作, 尽量选用耐变形材料, 对外壳进行更合理的结构设计, 避免多次的人工拆装后的漏液。

3.3 隔膜纸

隔膜纸是电池反应中的必须部件, 提高隔膜纸的循环使用率, 要保障在使用中隔膜纸尽量地保持湿润, 并且平整, 降低破损率。

3.4 氢氧化钾循环

碱液在电池反应中主要会受到碳酸化的影响, 生成碳酸盐的结晶, 不仅影响碱液的浓度, 造成碱的供应问题, 还会引起空气极的变形。碱液的损失还体现在受到电池产生的热量而引起的蒸发, 因此, 碱液在反应中消耗也是比较大的, 其方法就是重新配制添加。或者还有一种碱液循环的方法, 也值得尝试, 该方法要结合电池的结构设计, 使碱液能够在反应过程中处于动态的循环中, 既可以避免碱液的无谓损失, 又有利于避免碱参与的结晶对电极的影响。

3.5 聚合物循环

聚合物是配制锌膏的重要添加物, 在电池重复使用过程中, 不利于回收再使用。伴随着电池的反应, 聚合物逐渐地解体, 最终混合在反应产生物中, 进入电解设备。在电解过程中, 聚合物混合在待电解物中, 对电解效果影响甚微, 可不予分离。在电解锌配制锌膏的过程中, 要根据锌膏配制的要求, 添加合适的新聚合物。

4 结论

锌空气动力电池是21世纪的绿色环保能源, 大力发展锌空气电池在动力源市场的应用可以促进缓解能源紧张的局面, 该电池对促进创建循环经济社会的优势是其它新型动力电池不可比拟的, 正因为锌空气电池有这样的优越性, 因此, 我们更要分析其在循环使用上的技术特性, 包括其各个部件的循环, 尤其是重要的空气极、锌电极部件, 直接影响着整个电池系统的循环运作。而对锌空气电池循环特性及技术的分析更是全面认识锌空气电池并发展锌空气电池技术的基础工作。

针对锌空气电池的各部件循环特性进行的技术分析和改进方案是锌空气电池循环使用的重要保障, 涉及到系统的稳定性, 因此, 在实际的电池实验和工作过程中, 应及时地发现问题, 总结规律, 提出解决问题的方法对锌空气电池早日进入实用化阶段具有重要的作用。

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B747飞机空气动力特性研究 第4篇

关键词：B747飞机,空气动力,特性

1 B747飞机的设计特点及参数

1.1 设计特点

波音747的机翼悬臂式下单翼, 外翼相对厚度为8%, 翼根部相对厚度为13.44%, 1/4弦线后掠角为37.5°。机翼的内侧是高速副翼, 外侧是低速副翼。采用三缝后退式襟翼, 每侧机翼上表面有扰流片, 每侧机翼前缘有前缘襟翼, 尾翼为全动水平尾翼。

1.2 部分设计参数

B747飞机部分设计参数 (表1) 。

2 B747飞机空气动力特性分析

2.1 有限翼展的空气动力特性

(1) 有限翼展的升力特性。取一段丝线, 一端系上一个小棉球, 将其放在处于风洞实验段正迎角机翼的翼尖处。气流流过机翼时, 小球将旋转起来, 连同丝线形成一个旋转椎体。从机翼后面往前看, 左翼尖小球顺时针旋转, 右翼尖小球逆时针旋转, 该现象说明了翼尖漩涡的出现。机翼左右翼尖后缘出现的漩涡叫做翼尖涡。

分析翼尖涡形成的原因, 当机翼处于正迎角, 产生升力时, 翼面的下表面压力高于上表面, 在压差的作用下, 下表面气流绕过翼尖流向上表面, 从而使下翼面流线从将机翼对称面向翼尖倾斜, 上翼面的则相反, 由于上下翼气流在后缘处具有不同流向、空气的粘性作用以及漩涡的相互作用, 漩涡面在翼后不远处卷成两个大涡索, 从而形成漩涡, 并且在机翼后面形成了一个涡流面, 并很快卷成两束翼尖涡向后延伸出去。

由于翼尖涡的作用, 机翼范围内诱导出了一个向下的速度为下洗速度 (W) , 如图1所示, 流过机翼的空气沿下洗速度和相对气流速度 (V) 合速度方向流动, 且向下倾斜, 这种气流称为下洗流 (V′) , 倾斜角为下洗角 (ε) 。

综上所示, 有限翼展在中小迎角下的升力特性可归纳为:

1) 同一迎角下展弦比越小的机翼, 它的升力系数值也越小。这是因为展弦比越小, 下洗越强, 所以有效迎角和升力系数值也就越小。

2) 有限翼展的升力系数曲线斜率随展弦比的减小而降低。有限翼展机翼的下洗角并非恒定, 其随着迎角 (升力系数) 的增加而成比例增大, 机翼迎角每增加一度, 有效迎角增加不到一度。展弦比越小下洗影响越大。有效迎角增加越少升力系数曲线斜率越低。

(2) 有限翼展机翼的失速特性。B747飞机采用的是后掠梯形翼, 至于梯形机翼, 翼梢下洗角小, 有效迎角大, 首先会在翼梢附近发生气流分离, 因机翼失速总是从某个局部开始, 然后蔓延到全翼, 所以当局部剖面的气流已严重分离, 其余大部分剖面并未失速, 机翼升力系数还能随迎角增加而增大, 不过机翼的升力系数曲线斜率下降了。我们将局部出现严重气流分离、升力系数曲线斜率显著下降时的迎角称为抖动迎角。迎角从抖动迎角增加到另一更大迎角时, 机翼表面分离区进一步扩大, 整个机翼升力系数达到最大值, 此时迎角为机翼临界迎角, 升力系数为机翼的最大升力系数, 此时在增大迎角, 机翼的升力系数开始急速下降, 机翼开始失速。

2.2 后掠翼的空气动力特性

由于B747飞机机采用1/4弦线后掠角为37.5°的后掠翼, 其主要起减阻的作用, 下面将详细讨论后掠翼的空气动力特性。

(1) 后掠翼的低速空气动力特性。经实验发现, 空气流过后掠翼时, 从平面看流线将左右倾斜成S形, 原因如下:

气流流过后掠翼, 其流速方向与机翼前缘既不平行也不垂直, 可分解为两个分速:一个是平行分速 (Vt) , 在空气流过机翼表面的过程中, 平行分速基本不变;另一个垂直分速 (Vn) , 同空气以垂直分速流过一个平直翼一样, 垂直分速不断发生变化。平行分速和垂直分速与前缘后掠角的关系是Vn=Vcosχ, Vt=Vsinχ。

设有一个无限长的平直翼, 空气以流速Vn流过机翼, 若此时机翼以Vt向右运动, 平行于翼展的相对气流不会使机翼的气动特性发生变化。这种情况同空气以流速V流过无限翼展斜置翼一样, 这样, 后掠角为χ的无限翼展后掠翼的升阻力特性, 就可以利用无限长直机翼的升阻力特性来求得。经推导, 后掠翼升阻力特性 (用Cyχ, Cxχ, Cαyχ表达) 与对应直机翼的升阻力特性 (用Cy, Cx, Cyα表达) 之间表达式为

由以上三个公式可以看出, 如果无限翼展后掠翼与无限翼展平直翼的法向迎角、垂直分速、法向弦长、翼型均相同, 那么后掠翼的升力系数、阻力系数、升力系数斜率都将小于平直翼。因此, 后掠翼的低速空气动力特性不如平直翼好。而有限翼展后掠翼与无限翼, 除翼根和翼尖部分有较大差别外其余部分均十分接近。

(2) 后掠翼的亚声速空气动力特性。在亚声速阶段, 后掠翼的升力系数斜率同翼型一样, 随飞行马赫数的增加而增大。根据理论计算, 在亚声速阶段, 后掠翼的升力系数斜率由下式可以得到

在此阶段, 由于空气压缩性的影响, 随着飞行马赫数的增加, 机翼表面产生吸力的地方吸力更大, 产生压力的地方压力更大, 使得机翼上下表面的压差增大, 升力系数斜率增大。另外, 在亚声速阶段, 升力系数斜率还随展弦比λ的增大而增大, 随后掠角χ的增大而减小。

2.3 B747飞机部分增升与减升、增 (减) 阻装置介绍

B747飞机采用的增升减阻装置主要有后退三开缝襟翼、克鲁格襟翼、扰流板等。下面将将具体介绍其中一部分的原理与作用。

(1) 后退三开缝襟翼。开缝式襟翼是由简单襟翼不断改进而来。开缝式襟翼放下后, 不仅会增大翼型相对弯度, 还会令机翼的前缘与后缘之间形成间隙, 这样空气就可以从机翼的下表面通过缝隙流向上表面。高速气流通过缝隙流到上翼面后, 可增加附面层能量, 推迟气流分离。后退式机翼的特点是襟翼放下的同时可向后滑动, 在增大翼型相对弯度的同时, 还增大了机翼的面积, 这种襟翼增升显著, 降低了临界迎角。

后退式开缝襟翼则是将上面两种机翼结合起来。其特点是, 能够在襟翼向下偏转增大相对弯度的同时, 还能通过襟翼的向后滑动增大机翼面积, 因此增升效率比两者单独都高。

(2) 前缘襟翼 (克鲁格襟翼) 。前缘襟翼设置在机翼前缘, 常用于高速飞机。因为高速飞机一般采用前缘半径较小的薄机翼, 这种机翼在大迎角下容易在前缘就开始气流分离, 放下前缘襟翼, 既能增加机翼剖面的相对弯度, 又能减小前缘相对于气流的角度, 使气流平顺的流过, 可以延迟气流分离的产生, 提高临界迎角和最大升力系数。

B747飞机中使用的一种前缘襟翼, 叫克鲁格襟翼。它装在机翼前缘根部, 打开时向前下方翻转, 不仅能增大机翼面积, 还能够增大翼型弯度。所以有较好增升效果。

(3) 飞机扰流板。扰流板 (卸升板) 是为了在飞机全收状态 (主要指增升装置和起落架全收起的状态) 紧急下降中增加下降率、飞机下降速度低于极限速度、同时缩短着陆和中断起飞距离而安装的, 具体作用如下:

1) 副翼一侧机翼的扰流板按规定角度打开, 一侧不动可提高副翼在大迎角时的性能。

2) 两边同时打开, 可增加飞机的下降率。

3) 两边扰流板随过载的变化快速收放从而降低飞机的突风载荷。

4) 两边同时打开并上偏到最大角度, 这样在着陆接地后或中断起飞地面滑跑时打开地面扰流板, 从而破坏机翼上表面的平顺流动, 使升力迅速减小, 增大机轮与地面的摩擦阻力, 同时增加空气阻力, 可使飞机迅速减速。

3 小结

汽车底盘护板的空气动力特性探讨 第5篇

汽车空气动力学是研究空气流经汽车表面时的流动规律及其与汽车相互作用的一门学科[1]。汽车底部一般比较粗糙,其不平度最大可达15cm以上[2],这对汽车底部的流场影响较大。目前汽车空气空力学在汽车车身方面的研究已经取得了长足进步,空气阻力系数降低较大,最多可以降至0.2左右,进一步降低空间较小,只有尽量减少汽车的迎风面积。当空气流经汽车底部时会产生一个较大的阻力,且汽车底部与地面之间的流场受到气流干扰,将产生强烈湍流,耗散能量,进而又形成一定的阻力。这对汽车的动力性、燃油经济性,汽车高速转弯时的操纵稳定性和安全性都有较大影响。

本文通过选取GMT (Glass Mat Reinforced Ther-moplastics)玻璃纤维毡增强热塑性复合材料作为汽车底盘功能性护板。GMT材料具有密度小、质量轻、弯曲强度高等特点,且该种复合材料原料来源丰富,力学及电学性能良好,特别是价格相对低廉、加工方便[3]等优点被广泛使用。本文旨在设计一种具有流线型的汽车底盘功能性护板将车辆底部封住,防止气流通过凹凸不平的汽车底部直接形成的干扰阻力和因底盘不平所形成的形状阻力,具有良好的汽车底部流线型对汽车的形状阻力具有较大帮助。在保证燃油经济性的基础上,提高汽车行驶安全性和操纵稳定性。

1、汽车空气动力学简介

1.1 汽车空气动力学发展

所谓空气动力学,就是研究物体在空气或任何流体中所受到的来自各方向的力,并根据在实验测试中得到的数据来改善其外观和形状,使之达到人们所需求的特性。发展的最初来源是航空航天领域,随后空气动力学在汽车上得到广泛运用。鉴于汽车不同于航空器的一些自身的独特性,其发展主要分为四个阶段[4]:基本形状造型阶段(纯水滴状)、流线型造型阶段、车身细化优化阶段、车身整体优化阶段。不难看出,汽车空气动力学的发展史就是车身造型不断完善的一个演化过程。

1.2 汽车空气动力学特性对行驶特性的影响

汽车在行驶过程中将不可避免地受到空气阻力的作用,空气阻力可以分为压力阻力和摩擦阻力两部分。压力阻力又可分:形状阻力、干扰阻力,内循环阻力和诱导阻力[5]。形状阻力占压力阻力的大部分,与车身主体形状有很大关系,干扰阻力是车身表面突出物(后视镜、门把、饮水槽、悬架导向杆、传动轴等)引起。

在汽车行驶的范围内,空气阻力的数值通常与气流相对速度的动压力成正比的形式,即:

式中:CD-空气阻力系数ρ空气密A一迎风面积(m2) Ur-相对速度(m/s)

由上式可知,车速愈快,空气阻力愈大,那么在一定车速下,只能通过增加燃油来抵抗空气阻力。当汽车的时速超过100km/h时,气动阻力超过滚动阻力而占主导作用[2],因此解决高速情况下空气阻力对汽车的动力性、燃油经济性问题都有重要意义。

2、汽车底盘功能性护板物理模型建立与分析

2.1 底盘功能性护板物理模型的建立

本文主要针对降低汽车底部的空气阻力理论设计,设计一种具有流线型的汽车底盘功能性护板将汽车底部封住,防止气流通过凹凸不平的汽车底部直接形成的干扰阻力和形状阻力。本文设计时在通过汽车底部时采取一种“水滴状”或“纺锤体状”的流线型设计方案:本文的设计方案主要针对中型车,其具体尺寸为:长:4546～4880mm,宽:1710～1886mm,高:1415～1510mm。且要求表面进行光滑处理。

以下即为汽车底盘功能性护板的物理模型设计方案示意图。考虑燃油经济性时为方便计算考虑采用长,4500mm宽,1600mm高为1:5的模型处理,实际应用中此底盘功能性护板的上下高度根据功能性护板的厚度和夹层的厚度可确定范围为50mm～80mm其中包括夹层的填充。

物理模型的建立如下图:

2.2底盘功能性护板对汽车性能影响综合分析

当流体经过物体时,如果后部太“钝”,压强梯度将变大,将导致气动分离[6]。汽车底部气流在流经汽车底盘部位时,若是一块平板,流经前部气流压强下降,流速相对较快;在流经后部时压强增大,流速变慢。虽在物体前部形成了较薄的边界层,越到后部边界层厚度越大,达到一定厚度后必然将会出现气动分离。压力过高时就将会产生气流分离和形成尾涡流的条件,这对汽车底部的流场是不利的,气泡分离过早还会增加汽车行驶形状阻力,使汽车动力性,燃油经济性变差。

2.3 汽车底盘功能性护板对动力性和燃油经济性影响分析

本文在设计汽车底盘功能性护板时从车身中部由车轮以后稍稍升高,即设计为图3中所设计的流线型物理模型。使气流流经汽车底部后端时气流速度加快,顺畅地流经汽车底部,对汽车底部次生边界层和尾部涡流的形成起到抑制作用,进而减少底部空气阻力。采取这种具有流线型的底盘功能性护板后,气流经过汽车底部的前部时因头部曲率较大则气流速度较快,因此很快可以达到最大值,则压力较小,边界层厚度较薄,在经过最大速度点后,使汽车底盘功能性护板向后部起曲率慢慢变化,在汽车底部后端剩余的动能可以克服汽车底部气流的粘滞力,使流体流到尾部,尽量减少尾部涡流,这对总体上减少汽车的阻力是有较大帮助。本文设计使其成流线型,抑制过早气动分离,减少汽车形状阻力,使汽车底部流场更加顺畅。采用此种底盘功能性护板后一方面可以减少汽车行驶时的形状阻力或尾涡阻力,同时又因为将底盘突出物盖覆盖在底盘功能性护板内,减少了突出物外露,避免产生了干扰阻力,这对解决汽车的动力性和燃油经济性都有较好帮助。

2.4 汽车底盘功能性护板对操纵稳定性与安全性影响分析

采用底盘功能性护板流线型设计,理论上空气经过汽车底部时压强较低,会使流速加快。一方面使汽车底部流场变得更加顺畅,另一方面因流体力学知识可知,采用这种类似“反机翼设计”原理,气流经过汽车底部时因流速加快,会产生负压,这能够增加汽车在行驶过程中的下压力或附着力,对高速行驶时汽车产生的升力可抵消一部分,较少驾驶员在行驶时感到“发飙”感觉,可以降低汽车的侧翻发生可能性,对于高速行驶的汽车制动性能、方向稳定性和操纵稳定性、安全性有着较好的帮助。

在底盘功能性护板的纵向边缘和侧向边缘要求采用圆滑过渡,这样做的好处是使底部气流和侧向气流相互贯通,一般有利于底部气流向侧面溢出和侧向压力向底板中心位置移动,减少阻力和升力[2]。降低高速行驶时汽车的行驶阻力,能够提高燃油经济性和安全性。

总体设计方案是使汽车底部气流顺利地通过汽车底部,用底盘功能性护板盖住汽车底部,使原来汽车底部凹凸不平的底面覆盖于功能性护板之中。减少了气流在经过汽车底盘功能性护板时产生气流涡旋,对汽车底部更加复杂的流场实际的好处。GMT底盘功能性护板具有较好的强度和刚度,这是现在许多汽车底盘所不具有的功能设计。

3、汽车底盘功能性护板的设计方案及考虑因素

加装汽车底盘功能性护板,在实际中必须要考虑气流进入进气格栅流经发动机后气流的流向问题,本文设计出整体式和分开式两种安装方案如下。

方案一:分开式底盘功能性护板安装方案。

开缝式功能性护板。整个功能性护板分为前后两部分,以下称前面部分为前板(能够在发动机前部形成一个类似“气坝”的导流装置),后面部分为后板,两种形状选择如上设计好的流线型形状。主流部分流体经前盖射向功能性护板的下表面,将尚未分离的前盖边界层带入主流[7],使气流在经过底盘功能性护板流出时速度加快,在出口处与外部气压相等,从而使气流达到与外部气流速度相近。从A流至C的气流带走发动机的部分热量后经缝流出,升温导致气流速度加快,从而使涡流分离向后转移有益,减小了内部阻力。在后板的尾端还设有吸气槽,可以将已经减速的流体吸入槽中,并在槽后的后盖下表面形成新的边界层,推迟了涡流分离,减小压差阻力。在实际中因两块盖板之间存在间隙,需要根据具体车型和按照发动机安装特点来确定。由于缝隙处在发动机附近,发生碰撞时,发动机可以较容易穿破功能性护板,不会影响“发动机下沉”,安全性较好。此种方案还具有制造简单,装卸方便等特点。

方案二:整体式底盘功能性护板方案设计与分析

整体式底盘功能性护板。这种功能性护板为一整体,但开有发动机舱气流引导槽和尾端吸气槽。引导槽应设计成前宽后窄,从而使发动机舱的气流在流出时有一个加速过程,在导出后不至于因流速太慢而过早产生涡流分离,减小内部阻力。此功能性护板为一体式,汽车碰撞时发动机下沉受阻,安全性不佳,此外引导槽加工难度大,相对分开式装卸不方便。

综合上述两种底盘功能性护板的设计方案,本文提出在实际应用中采取分开式安装方案效果较好,对发动机下沉的安全性影响不大。

4、对汽车燃油经济性的综合分析

在加装汽车底盘功能性护板后可以降低汽车的空气阻力,能够提高汽车的操纵稳定性和安全性。实际中存在一个问题是在车速较低的情况下空气阻力所占比例较小,对汽车综合性能影响不大。加装此底盘功能性护板相当于增加了汽车的质量,本文采用的GMT (Glass Mat Reinforced Thermoplastics)一玻璃纤维毡增强热塑性复合材料作为汽车底盘功能性护板。以常见中型车为例,汽车的质量增加情况计算如下。选取一般中型车尺寸,长:4.5米;宽:1.6米。假设板的厚度取3mm,GMT材料密度为1.09g/cm3在不开空洞、槽的情况下,完全板的重量为:

M=1.09*450*160*0.3g=23544g=24kg

按照汽车整备质量每增加25%,油耗增加8%[5],中级车按1.4t计[8]。燃油按10L/100Km计。

X=0.0548L即汽车每百公里比平时多消耗燃油0.0548L。

从上式计算结果中可以看出即使在车速较低,空气阻力较小的情况下对汽车的燃油经济性不会产生很大影响。可以得出如下结论:对于中型车加装功能性护板后,即使在车速较低的市区行驶时对燃油经济性影响不大,能够在车主接受范围内。但是当以高速行驶时,由于具有良好的底盘空气动力学外形对汽车的动力性、燃油经济性会有明显的提高,此外对于汽车的操纵稳定性和安全性具有较大帮助,因此具有广泛的应用前景。

5、结语

汽车的空气动力学问题是一个极具有实际意义的问题,许多专人已经正在这方面研究,本文则提出在汽车底盘处加装功能性护板,并讨论空气动力特性。建立汽车底盘功能性护板符合空气空力学流线型设计的物理模型,对影响汽车的综合性能进行了讨论,并对汽车底盘加装功能性护板后气流流向进行了设计,本文提出的功能性护板对于中型以上轿车的动力性、操纵稳定性、安全性有较大帮助,低速对燃油经济性方面影响不大,高速时由于降低空气阻力对燃油经济性有帮助。因汽车底部流场相对复杂且测试试验难度较大,本文仅从理论层面进行了以上系统设计分析研究,这是本文研究工作存在的一个缺点。

对于汽车企业必须要系统考虑各方面的因素,同时需要考虑汽车方案实施的最优方案。随着人们对汽车动力性、安全性、和操纵稳定性、以及对燃油经济性进一步要求的提高,汽车底盘加功能性护板的空气动力学考虑将被企业所采用,这具有很强的实际应用意义。

摘要：因汽车底部的不平整,空气阻力随车速增加而增大,影响车辆的行驶动力性和燃油经济性;高速转弯时升力变大影响汽车的操纵稳定性和安全性。本文设计一种符合空气动力学形状的功能性底盘护板,建立这种功能性护板的物理模型,这种结构保证燃油经济性基础上产生向下方向的压力,提高汽车行驶的操纵稳定性和安全性;提出加装功能性护板后气流经过底盘处解决方案,综合考虑在实际使用中燃油经济性问题。

关键词：底盘护板,空气阻力,燃油经济性,操纵稳定性,流线型

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体育运动中的空气动力学 第6篇

体育运动是一种竞技运动,运动成绩的提高,除了人的力量,各种技术技巧之外,空气动力学与体育运动的结合在某种条件下对运动成绩的提高将起决定性的作用.

1984年5月国内著名空气动力学专家庄逢甘院士和中国航天空气动力研究院的科技人员一起来到了中国女排训练现场,为了弄清排球发飘球与空气动力学的关系,以便更好地掌握发飘球的技术,之后又开展了标枪、铁饼的空气动力学研究,团体自行车比赛项目中跟骑技巧的实车风洞试验与气动的研究以及游泳项目的流体动力学研究等.

现只以排球飘球与标枪优化设计等两项研究为例,做一简要介绍.

1 排球飘球运动[1]

运动员发球后,通常排球在由初速V0与重力方向g组成的L平面内作近于抛物曲线的运动,如图1所示.但在某些条件下排球在与速度V垂直平面(与平面L也垂直)的某一方位上由于空气绕流的分离引起随时间周期变化的侧向气动力,排球在该方位上交替摆动(图1上表示为左右摆动).这就是所谓的“飘球”运动.当产生“飘球”时,比赛防守方接球的运动员难以控制接球的作用点与用力大小,致使“一传”出界或不到位、二传手组织不好高质量的进攻,导致防守失分.

众所周知,在空气中运动的球体,速度达到某一临界值时,由于绕过球体流场特性的变化和非对称分离尾涡的形成,会在球体上产生侧向交变的气动力,这就是排球飘球运动的力学机理.排球风洞实验与排球从高处自由落体的实验均证实了约在10 m/s速度时,将产生侧向交变气动力.在排球比赛中,产生侧向交变气动力的临界速度多大,又如何将其转化为发“飘球”的技术指标,这就是“飘球”研究需回答的问题.

1984年5月用每秒300幅的高速摄影,记录了之后获五连冠的中国女排8位运动员的发球过程,图2展示了二位运动员发球击球的记录图像.由图像判读可获取排球离手时刻运动速度V0,姿态角θ0(速度与水平线夹角)及排球离地高度h0.

排球“离手”后仅受空气动力与重力作用,给出排球在速度方向的气动阻力后,即可计算出排球在L平面内的运动轨迹.由8位运动员发球记录,作一系列排球运动轨迹的数值计算,可知结果:当排球运动速度达17～18m/s时,即发生“飘球”.有了这个临界速度值,即可由运动员击球的力量(产生相应的初速度V0)与位置(影响θ0,h0)来决定与掌握发飘球的技术指标.发飘球的另一个要领是,击球时作用力线一定要通过球心,使球不产生旋转,这样,球在达到一定速度时,便产生上下或左右的飘晃.

由V0,θ0,h0计算排球运动特点后曾得出1#运动员的发球容易出界(排球落在对方场地区域外),几乎不会出现飘球.3#,4#运动员发飘球的概率极高,但发球容易触网(排球过中场线时高度低于2.24m).在向中国女排负责技术工作的现场教练介绍这一结果时,该教练认为:这一结果与运动员在训练和比赛中的实际情况很一致.

2 标枪外形的优化设计及标枪投掷运动初参数与最大投掷距离相关性

标枪运动员在决赛的6次投掷中,最大与最小的投掷距离差十几米的情况经常发生.为什么在投掷力量(这里以标枪从运动员手中脱离时刻的运动初参数速度V0来评定)几乎相同的条件下,用同一枝标枪投掷,距离可差10%～20%.影响投掷距离最敏感的运动初参数是什么?增加标枪投掷距离与标枪外形的优化设计是否有关?这些就是提高标枪运动成绩,必需回答的技术难点.

标枪从运动员手中脱离以后,仅受重力与空气动力的作用,因而只有精准地给出作用在标枪上的气动力,才能准确地回答:哪个投掷运动初参数对投掷距离的影响最敏感?如何优化设计标枪以增加标枪的投掷距离?

标枪全尺寸气动实验见文献[2,3,4],国外[2]与国内北京大学[3]、中国航天空气动力研究院院[4]给出的气动轴向力与气动法向力比较一致.但是气动压力中心的位置文献[2]没有给出.文献[3,4]又明显不一致,且在小攻角状态下数据分布极其离散有正有负.众所周知不给出精准的不同攻角下的压心位置,是无法计算标枪在空中飞行的轨迹(以下又称“弹道”),也就无法评估运动初参数对投掷距离的影响,外形优化设计就无从入手.

中国航天空气动力研究院于1983年提出了标枪压力中心计算公式[5],并由全尺寸标枪气动风洞实验及简化的类似于标枪外形的模型(缩比1:2,长细比>85与标枪一致)风洞实验结果所证实.

为了得出了精准的气动力,作了一系列的数值模拟[6].给出了如下2个重要的结论:

(1)影响投掷距离最敏感的运动初参数是俯仰方向的初始角速度ωz0

图3给出了标枪投掷距离与运动初参数俯仰初角速度ωz0的关系.计算模拟中初速度V0=28 m/s,初始弹道角(速度V0与水平线夹角)θo=36°,初始攻角(标枪中心轴与速度V0夹角)AF0=0°,初始俯仰角速度ωzo与投掷距离s如表1所示.

注:落地时攻角值过大,无法保证枪尖着地,比赛成绩无效.

图3中还给出了标枪在“真空”(即不考虑气动阻力)中飞行,当θo=45°时最大投掷距离80m.不同的ωzo。可以使s相差20m,合适的ωzo比“真空”中的s大.

(2)标枪外形的优化设计与V0值的大小相关

国际田联(IAAF)对标枪外形与重心位置等有一系列规定.标枪外形的优化设计首先必需符合国际田联的规则.有了与标枪外形有关联的标枪气动压力中心的计算公式[5],可作出一系列标枪外形的设计,由数值模拟给出优化设计准则.经大量数值模拟结果证明:在不同V0下,必须控制标枪纵向剖面面心与重心的距离,才能保证取得最大投掷距离.

专门制作了标枪发射装置,将国外名牌标枪与国内自主设计的优化外形的飞鹿牌标枪作对比发射试验,我国经优化设计后的飞鹿牌标枪发射距离更远,如图4与表2所示.

早在1985年全国田径冠军赛期间,前8名中的5名女子标枪运动员用飞鹿牌标枪超过用世界名牌标枪取得的成绩.从1985年开始国产标枪首次进入国内正式大赛的比赛用枪,之后进入世界大赛的比赛用枪,女子标枪亚洲纪录,男子标枪全国纪录均是用飞鹿牌标枪创造的.

由于种种原因,如何控制运动员出手瞬时的ωz,以有效快速地提高投掷成绩,没有机会经历实践验证,这实在令人遗憾,相信在今日大力提倡科技体育的今天,会有机会进行一些实践验证的.

3 结束语

许多体育竞赛项目,如球类、投掷、游泳、滑雪、赛车等,其运动成绩的提高和运动器材性能的改进,都与空气动力学密切相关.通过空气动力学风洞试验、数值模拟计算和现场实地测量,可以找出与改进器材性能和提高运动成绩相关的各种参数,为改进训练方法提供有效的技术支持.文中以排球发飘球和标枪及其投掷运动为例,对此作了简要的介绍.从这里给出的例子,可以看出加强体育科学的研究,对我国体育运动的发展具有非常重要的现实意义.

摘要：许多运动项目成绩的提高和体育器材的改进，都与空气动力学有着很密切的关系．本文通过排球发飘球和标枪投掷运动两个典型例子，概要介绍了空气动力学的作用．通过风洞试验、理论计算和现场实测结果，为改进器材性能，提高运动成绩，提供了理论依据．

关键词：体育运动,飘球,标枪,空气动力学

参考文献

[1]崔尔杰，贾区耀．排球飘球运动．第五届全国风工程及工业空气动力学会议论文集，1998．8，PI-40-I-45

[2] Hoerner SF.Fluid-dynamic lift.P.19-12,Published by Mrs.Liseloffe A.Hoerner,

[3]林荣生等．标枪的空气动力学特性．体育运动和流体力学座谈会，广州，1983，10

[4]蔡国华等．标枪几何物理参数和气动力测量．北京空气动力研究所，技术报告1983．12

[5]贾区耀．两头尖细细长体压力中心的实验研究．空气动力学学报，1987，5(1)：82～87

发声性别差异的空气动力学建模研究 第7篇

关键词：发声,性别差异,空气动力学,有限元

0引言

男女性发声器官在生理上存在明显的差异。例如在发声的主要器官———声带上,男女性声带的长短、 厚薄、组织形态和黏弹性等方面均存在着差异[1,2,3],这些差异不仅在语音产生的过程中诱发空气动力学参量、声带振动特征参量等与“功能”相关多类参量的不同,也使得男女性在发声方式和嗓音的音质上各有特点。对于这方面机制的研究有助于揭示不同性别语音的产生机制,并在男女性临床喉科疾病的分性别诊疗、语音合成及语音的性别转换等领域均具有较好的应用前景。

然而,目前对于男女性发声差异研究的文献较少。 TANG Jun-nong等从发声空气动力学与发声效率的角度研究了儿童、妇女和成年男性嗓音源特性的差异[4]。于萍等采用Dr. Speech for Windows嗓音评估软件对临床病例和正常成人进行的嗓音对比研究中,发现嗓音客观检测参数存在性别上的差异[5]。这些研究主要集中于语音产生的最终结果———语音声学参数的对比研究[6],而较少涉及到语音产生的本质因素———发声空气动力学机制的性别差异研究。

本文拟从发声空气动力学的角度对男女性语音的产生进行建模和对比研究。在精确确定男女性声带组织形态的基础上,建立多种典型的男女性声带组织形态发声模型,采用有限元算法在不同气流流量条件下获取声门及喉腔内的空气动力学参量,并进一步对比研究男女性发声空气动力学差异及其对发声的影响,以此为临床嗓音疾病的分性别诊疗、语音的性别转换及语音合成等相关领域的发展奠定理论基础。

1有限元算法及男女性发声空气动力学模型的建立

1.1有限元算法

男女性正常发声时的雷诺数(Reynolds number) 数值较低,一般不大于4 000,因此可以认为喉腔内的气流是不可压缩的。这种条件下可以采用标准的k-ε 模型来模拟喉腔内的气流场,所采用的控制方程包括:连续性方程、动量方程、能量方程以及k-ε方程,采用矢量形式表示的方程形式如下:

式中:ρ 为空气密度,单位为kg/m3;φ 为通用变量,可以代表求解变量ui、k、ε;Γ 为广义扩散通量;S为广义源相。

为了使有限元方程的计算获得更好的收敛解, 我们采用了以下方法:(1)采用局部线性化方式和亚松弛方法计算各源项;(2)采用延迟修正方法以保证方程求解过程的稳定性,在具体实现过程中采用Galerkin方法构造有限元方程[7],同时采用线性函数为压力插值,线性插值函数的优点是能够获取较准确的收敛解;(3)在网格计算中采用四节点压力参元,最大限度地保证方程解的收敛性。

在有限元方程的求解过程中采用直接迭代法, 并采用亚松弛方法对每次迭代的解进行校正,直到标准误差比收敛标准 ε 小时,则认为完成了总体有限元方程的迭代。收敛准则为

式中,U为求解向量,n为方程的迭代级数,收敛标准 ε 是一个预先设定的数值。在本计算中,我们设定了一个足够小的收敛标准(ε=0.001)来保证解的准确度。详细的有限元计算方法和方程式可参考文献[8]。

1.2男女性发声空气动力学模型的建立

成年男女性喉部解剖结构存在明显的差异。甲状软骨是喉部最大的软骨,由颈前左、右对称的2部分四边形甲状软骨板以一定的角度联合而成。男性的该角度较小,上端向前突出,而女性的该角度则近似钝角。研究[2,4]发现,女性甲状软骨前角为63~104°,平均81°;男性甲状软骨前角为59~96°,平均73°,显示男女性有较明显差异,且该角度越大声带越短。此外,甲状软骨水平径线男性平均41.5 mm,女性平均32.2 mm; 垂直径线男性平均31.2 mm,女性平均22.4 mm,男性尺寸均较女性长。男女性声带黏膜的大小也存在一定的差异。据测量,正常男性声带黏膜比女性声带黏膜大1.6倍。本文采用典型的声带尺寸比例对声带进行空气动力学建模[1,2,3,9],将男女性甲状软骨尺寸比例定为1.2∶1,将男女性声带黏膜尺寸比例定为1.6∶1。同时根据男女性声带厚度的典型尺寸,将女性声带厚度设定为0.308 cm,男性声带厚度设定为0.370 cm,声带上表面角为50°。在此基础上,构建声门倾角分别为±2.5、±5、±10°以及0°共14个典型的发声空气动力学模型。声门角为0°条件下男女性的声门组织形态模型如图1所示。

2结果

2.1作用于声带表面的压力分布

图1 声门倾角为 0°条件下男女性的声门组织形态模型

声门倾角分别处于0°和10°发散角时,男女性声带表面组织形态及作用于声带表面空气动力学压力值的分布曲线如图2所示。由图2可以看出,在声门入口位置前,由于声门横截面积逐渐减小,气流加速,在很大程度上引起压力降的产生(Bernoulli效应)。在声门入口附近,沿着声门入口壁面,由于声带壁面的黏性及气流加速作用进一步降低了压力。在声门最小直径处,出现声门腔内最低压力值。在该位置下游,由于声门横截面积开始逐渐增大,压力又出现回升。

由图2还可以看出,无论在0°还是10°发散角条件下,女性声门腔内的压力分布曲线要比男性陡峭,显示女性声门腔内的气流压力变化率要比男性的高。在大部分声带表面,女性声门腔内的压力值都比男性的要高,表明作用于女性声带表面的压力值普遍比男性的高。

2.2不同声门倾角条件下的声门气流量及压力极值

男女性声门在不同倾角条件下的气流量变化曲线如图3所示。由图3可以看出,男女性发声时的气流量随声门倾角的变化趋势一致。声门收敛角从 -20°到0°,气流量逐渐减小;而从0°到发散角10°, 气流量逐渐增大,表明声门气流量随倾角的增大而增大。由图3还可以看出,在同样的声门倾角条件下,女性的气流量要比男性小,这主要是女性声门尺寸较小的缘故。

男女性声门在不同倾角条件下,声门腔内的压力极低值的变化曲线如图4所示。由图4可以看出, 不论男性还是女性,压力极低值随声门倾角变化的趋势与气流量随声门倾角的变化趋势相反,表明气流量与声门腔内的压力值成反比。此外,从0°角向收敛角增大变化及向发散角增大变化时,男女性压力极低值点的差有逐渐增大的趋势,表明声门倾角越大,男女性声门腔内的压力值差异也越大。

注: 1 cm H2O=98.06 Pa

图3 不同声门角条件下的声门气流量变化曲线

注: 1 cm H2O=98.06 Pa

3讨论

由于男女性在声带组织形态上存在差异,导致男女性在语音的产生过程中存在明显差异。这些差异主要表现在作用于声带表面的压力、声门腔内气流量的不同,这些差异又随着发声条件,如声门倾角及跨声门压的不同而产生较大的变化,并进一步对最终产生语音的声学参量产生影响。

一般情况下,作用于女性声带表面的压力值都大于男性,而且声门倾角(无论是发散角还是收敛角) 越大,男女性声带表面的压力差就越大。以压力极低值点为例,男女性声门腔内压力极值点的差异在0° 声门倾角时达到最小,为0.18 cm H2O(1 cm H2O = 98.06 Pa),而在20°发散角下达到最大值,此时,男性声门腔内的压力最低值是-1.71 cm H2O,女性声门腔内的压力最低值是-2.63 cm H2O,其压力差为0.92 cm H2O,是0°声门倾角(0.18 cm H2O)条件下的5倍。说明男女性发声的性别差异随发声条件的不同也会有很大的变化。

从声门内气流量来看,在所有的角度下,女性声门内的气流量值都低于男性。这说明在同样的发声条件下,男性声带更容易产生较大的声门气流,具有比女性更低的声门阻抗。如声门角为0°时,男女性声门腔内气流量分别达到各自的最小值,男性气流量是39.74 cm3/s,女性气流量是10.91 cm3/s,男性是女性的3.6倍。说明女性能够比男性产生更高的声门阻抗。

从声门气流量的结果图3中还能看出,在跨声门压一定的条件下,男女性在0°声门倾角均为各自最小的声门气流量,对应最大的声门阻抗。而当声门倾角均为10°发散角时,男女性声门腔内的气流量又均达到各自的最大值,表明10°发散角对应最小的声门阻抗。

这些研究结果表明,作用于女性声带表面的压力值一般要比男性的高,女性声带更容易产生更低的压力极低值点,并且产生较小的声门气流,对应更高的声门阻抗和发声效率。这些发声空气动力学参量的差异在发声过程中会进一步导致所产生语音声学参量的不同,如作用于声带表面的压力会直接影响声带的振动频率和振幅,而声门气流量又对应声强的大小。因此,对于发声空气动力学参量差异的对比研究能够从更底层揭示出男女性语音产生在发声功能上的差异。

空气动力噪声 第8篇

1 现场实验

实验的主要内容包括:一列车通过隧道内某固定点交会时压力变化的量测;两列车在隧道内某固定点交会时压力变化的量测;客车内外压力变化的量测;在有通风竖井的隧道内固定点的压力变化的量测。1)日本铁路于1985年在东北新干线的大又双线隧道进行了试验,研究由925S2编组的列车在隧道内产生的列车风。试验表明:风压随列车速度的提高而增加;由12辆编组列车以270 km/h的速度运行时产生的风压为4.1 Pa。关于列车在隧道内交会时的情况,其最大的风压约为单列车通过时的2倍,即8.5 kPa。2)联邦德国铁路和英国铁路分别在单线和双线隧道中进行了试验,研究了当列车进入隧道时,通风竖井对降低压力变化的影响。理论研究表明:根据隧道长度、列车长度及速度,合理布置通风竖井,可降低50%的瞬变压力。试验结果与理论预测值非常符合。3)意大利国营铁路在蒙特—切奇托(Monte-Cechito)和圣奥里斯特(Sant’orest)隧道进行了试验,它揭示了在不同运行条件下隧道空气动力学现象的特征,并与理论计算结果做了比较。此外对车窗的密封性的要求不同,车内相应的压力变化最大值也不同。

2 模拟实验

2.1风洞试验

风洞按结构区分有开路式风洞和回流式风洞。回流式风洞包括单回流式、双回流式和环状回流式,其中单回流式使用较广泛;按速度范围区分有低速风洞、高亚音速风洞、跨音速风洞、超音速风洞以及高超音速风洞。

风洞试验结果表明:为了减少列车受空气动力的负荷,改变列车横断面的形状,例如平滑的车体侧面及头尾形状略呈一定的锥度,可减小空气对车体的抬升力;车顶稍呈圆形,可减小侧向风力;同时圆的车顶与车体的过渡角可减小侧向力,如英国的APT和德国的ICE/V那样。

风洞试验结果还表明:减小侧向大风对列车影响的最有效措施,迄今为止是采用屏蔽围栏。只要使用围栏高度达到列车高度的1/2,即可把侧向大风对列车的不稳定作用减小到未保护的1/3。根据英国铁路的研究,列车被大风掀翻的可能性取决于车辆的重量和列车的速度。他们把车辆单位长度的最小自重作为抗风稳定性的设计标准。在西海岸干线上,在露天条件下,对列车时速为200 km、车辆采用约1.3 t/m作为设计标准,这足可抵挡速度达45 m/s～50 m/s的侧向风。但风洞试验技术也有其局限性。

2.2非风洞式的模型试验

2.2.1缓解隧道入口压力式模型试验

1979年美国加利福尼亚理工学院与英国剑桥大学联合提出了“缓解隧道入口处的压力瞬时变化现象”的试验报告。

试验设备主要包括以下部分:1)模型发射装置:它由三根带有涂层织物的橡皮松紧绳与弹射腔底板相连,底板依次推动列车模型底座。调整绳索的初始长度和它们的张力,就可以改变列车模型的发射速度。一电机拉住底板背面,使之处于准备发射状态,速度可达30 m/s。2)隧道模型:它是按1/100的比例模型模拟2 000 m长的隧道,其本身采用内径为5.04 cm的圆管,共分为三段,每段6.5 m,用法兰盘连接,内壁平滑。为便于与各种不同的隧道入口相配合,另有一根2 m长的管段被制作成可拆装式的。隧道入口有两种形式:a.带侧窗式的明洞式隧道入口,孔眼沿隧道管周间隔90°等距离排列,孔眼的总面积与隧道横断面面积成一定比例;b.喇叭口形的,采用1 m长的圆锥式管段,使其最大横断面面积为隧道横断面面积的2.5倍。模型中在距隧道入口2 m处,有一15 cm长,内径为5 cm的通风竖井。3)列车模型:列车模型由铝制壳体制成,壳体两端设有滑道,它沿发射装置的三根轨道运行,保持在隧道的中心线位置。列车长度分为55 cm和110 cm两种,列车模型的直径可以变化,使其阻塞比分别达到0.25,0.5,0.75三种情况。列车模型射入隧道后,在隧道出口外1 m处,被一缓冲装置所制动。

试验结果说明:由列车和隧道基本轮廓确定的阻塞比是十分重要的,特别是当列车头部进入隧道时,,其波阵面幅值在阻塞比为0.25,0.5,0.75时,大约以1∶2∶8的比例变化。

对带通气孔壁的明洞式入口,当列车前部进入隧道时波阵面的特征图像和波的幅度与壁上开孔的隧道入口段的长度基本无关,但压力变化率与长度成反比。这正是我们所希望的隧道入口形式,因为它可导致降低压力梯度和减小压力波动的幅值。

喇叭口式的隧道入口,由于环状区域内降低了表面摩擦力与喇叭口的扩散作用,能使峰值压力小于带通气孔式的明洞式入口的降压值。另外,喇叭口式入口对列车尾部进入隧道时产生的波阵面能拉得与头部进入时的波阵面一样。但对这种入口与隧道的连接处,在施工中要处理的很平滑,否则可能出现压力再生现象。

2.2.2电机驱动式模型试验

美国加州理工学院喷气推进实验室,在公路间断式隧道中,根据车辆行驶而引起的气流特性,进行了小比例的模型试验,并于1982年提出了研究报告。将模型试验情况简要介绍如下:

1)驱动方式。汽车模型附在两条由电机驱动的传送带上,各自独立操作,因而可以用不同的速度在同一方向或相反方向行驶。设计速度范围为32 km/h～74 km/h,雷诺数为3×104,调节试验条件,可使之提高到105以上。

2)隧道模型。尺寸比例为3/100,设备总长33.5 m,分为7个区段,中间5个区段为水平的(23.75 m),两端区段有5%的坡度。间隔式隧道模型为一“堑式”路基通道,在其顶部每隔一定距离加覆盖板。在覆盖区段被分成两个封闭、平行的隧道,每个高15.2 cm、宽22.9 cm。

3)测试技术。以六氟化硫(SF6)作示踪气体,从隧道入口引进,在隧道模型中适当位置进行空气取样,测定示踪气体浓度的变化,藉以确定由车辆引起的隧道气流特性。

2.2.3水槽式模型试验

1976年前法国马赛大学的J.Valens等人在研究两地铁车站间由于列车的活塞作用而引起的气流特性时,进行过水槽试验。后来,英国威灵福特水力研究站W.R.怀特和英国大不列颠铁路局C.W.波谱也采用了水槽模型试验,研究火车通过隧道时的空气动力学问题,并于1979年提出了研究报告。这里的模型试验不同于前面介绍的,它是根据模型中水的运动描述原型隧道中的气流和压力,属于一种比拟的试验。

下面简单介绍威灵福特水力研究站所做试验的具体情况:

1)隧道和列车模型。

本模型针对在布里斯托(Bristol)附近伦敦—南威尔市(South Wales)干线上的帕齐韦·唐(Patchway Down)单线隧道所做的,隧道长度1 140 m,列车长100.3 m。模型长度的比例Sx=1/30,模型宽度根据阻塞比相等的原则确定,经计算选定:bp=100 mm,Bp=275 mm。隧道模型为一长38 m的矩形露天通道,边墙高200 mm。隧道与列车模型均为木制结构,它们被置于水槽中部。

时间比例:tm/tp=St=10。

速度比例:以Cw,Ca分别表示气体中波速和声速,则:

Cw/Ca=Sv=Sx/St=1/300。

即Cw=Ca×Sx/St=1.105 m/s。

又Cw=g×h,故h=0.125 m。

因此,水槽中水的模型深度要求为125 mm,模型中轨道采用宽50 mm,高60 mm的挤制铝型材,它被置于通道中央。

2)驱动装置。

列车是由车前水平面下的一条细线牵引,牵引线借助模型两端的滑轮形成一闭合回路,返回线路则在水平面以上。驱动滑轮通过一个固定比例的齿轮箱连接到一个可变速的电动机上,它被放在水槽下游的端部。

3)量测仪器。

模型试验是想重现在帕齐韦隧道现场所进行的量测结果。模型中双线波高探测器安装在距入口点3.33 m,16.67 m,30.00 m处靠近通道边墙的地方。从探头输出的信号由中央控制台接收,然后经过放大显示在一个记录器上。其电流器的偏转量可达水平面变化的20倍。在隧道模型中每隔15 m放置一个磁性驱动开关,作为列车车头通过开关时的标志,以测量列车模型的行驶速度。在列车运行中,还采用了小型旋桨式测量仪,以确定水速。