高速列车空气动力学特性的风洞试验研究.docx
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高速列车空气动力学特性的风洞试验研究
文章编号:
1002-7602（201112-0001-05
高速列车空气动力学特性的风洞试验研究
黄志祥,陈 立,蒋科林
（中国空气动力研究与发展中心,四川绵阳621000
摘 要:
通过对2种头型高速列车1∶8模型在8m×6m风洞开展的试验,比较了2种头型高速列车的气动特性,并进行了头车大侧风安全性的试验研究。
结果表明,优化头型高速列车的气动阻力明显小于原型车的气动阻力,优化头型的3车编组列车的全车气动阻力比原型车约小3.7%;优化头型列车的纵向气动特性比原型车略差;2种头型的横向气动特性差异很小。
关键词:
高速列车;气动特性;风洞;试验
中图分类号:
U270.1+1;U270.38+3 文献标识码:
A
近年来,我国高速铁路的发展非常迅猛,轮轨列车在线运营速度已经超过300km/h。
随着高速列车运行速度的逐步提高,一些空气动力问题越来越凸显出来,包括气动阻力、横风效应、会车效应、隧道效应和气动噪声等[1]。
提高高速列车的运行安全性、降低高速列车的气动阻力是急需解决的问题。
研究结果表明,当高速列车运行速度超过300km/h时,其气动阻力占总阻力的80%以上[2]。
因此,开展以上空气动力学问题研究,对于提高高速列车的运行速度、安全性、稳定性和舒适性以及节能降耗等具有非常重要的现实意义[2-4]。
研究以上高速列车的空气动力学问题,目前主要采用的研究手段有模型风洞试验、动模型试验、数值模拟计算和实车线路测试。
其中,风洞试验是研究高速列车空气动力学问题的最主要手段。
它为数值模拟计算提供验证依据,也因为易于控制、能实现更多工况的研究而比实车线路测试和动模型试验更为方便和有效,因而在高速列车的设计和改型方面具有不可替代的作用[5]。
本文通过2种头型高速列车模型的风洞试验,比较2种头型高速列车模型的气动特性,尤其是阻力特性;通过对头车进行大侧偏角试验,考察高速列车在大侧风作用下的安全性,从而为高速列车选型与优化提供参考依据。
1 研究概况
1.1 试验设备
本次试验研究在中国空气动力研究与发展中心的8m×6m风洞第2试验段进行。
该风洞为闭口串列
收稿日期:
2011-01-30;修订日期:
2011-09-25
作者简介:
黄志祥（1980-,男,助理研究员。
双试验段大型低速风洞,第2试验段宽为8m、高为6m、长为15m,如图1所示。
在第2试验段安装了列车试验专用地板装置。
列车试验地板装置由5块板拼接而成,地板上表面距风洞下洞壁1.06m。
地板中间为直径7m、可旋转360°的转盘,转盘中心距地板前缘7.84m,距地板后缘8.26m。
地板前缘、后缘均为流线型,以减少对气流的干扰;每块板后缘下表面装有扰流片,在各板之间的缝隙附近形成涡流低压区,可以有效地吸引地板上表面的气流,从而降低地板边界层厚度。
安装列车试验地板后,试验段长为16.1m、宽为8m、高为4.94m、有效截面积为39.2m2
。
图1 8m×6m风洞结构图
根据估算的高速列车各节段（头车、中间车和尾车模型气动力、力矩的大小及模型内部空间尺寸,试验选用了3台盒式六分量应变天平,分别对高速列车模型的各节段同时进行气动力和力矩的测量。
试验天平在模型内部的安装如图2所示。
采用美国Scanivalve传感器公司生产的DSM3400型电子压力扫描阀系统测试高速列车模型表面的静态压力。
共采用了4个扫描阀模块,其中2个模块量程为6 895Pa,另2个模块量程为5 000Pa,扫描阀精度为0.08%FS。
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1
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试验研究铁道车辆 第49卷第12期2011年12月
图2 模型内部安装的试验天平
1.2 试验模型
本次试验模型为高速列车原型车及优化车模型。
列车模型为金属框架结构,外部用木材成型。
模型比例为1∶8,分为3车编组（头车、中间车、尾车和1节头车+半节中间车编组。
3车编组模型总长度约为9.7m,
1节头车+半节中间车模型总长度约为4.9m,不同编组的试验模型如图3所示。
列车模型头尾外形完全对称。
优化车的头车（或尾车流线型部位比原型车长80mm,2种车型的中间车基本相同,2种头型的外形比较
见图4
。
列车试验模型安装在路基及轨道模型之上,3车编组列车模型的路基轨道模型长度约为12m,前后端伸出列车头车、尾车的长度均约为1m
。
1.3 试验内容
本文的试验主要是获得2种头型高速列车在明线、平地路基、有不同侧风状态下运行的空气动力学特性。
另外,
由于大侧风状态下头车的横向气动力和力矩是最大的,最容易出现大风倾覆情况[6]
为此开展针
对头车在大侧风状态下的气动特性研究很有必要。
试验研究内容包括测量列车模型各节段的气动力和力矩（测力、获取车身表面的压力分布特性（测压并测量2种列车的头车在大侧风作用下的气动力和力矩（测力
。
模型编组包括3车编组以及1节头车+半节中间车的编组。
其中,3车编组状态下的测力和测压试验是分别对2种头型的列车在固定试验风速下进行变侧偏角试验;1节头车+半节中间车编组状态下的头车大侧风安全性试验是在固定风速下进行头车的测力试验,试验侧偏角为-90°~90°。
1.4 研究方法
为了实现列车模型各节段单独测力,各测力节段相互独立、
无干涉。
各独立的测力节段之间有约5mm的间隙。
各独立节段之间采用嵌套设计,以避免造成侧风（
有侧偏角状态下缝隙处流场模拟失真。
列车模型通过连接件与天平连接,天平底部与支架上部连接,支架下部支撑在路基轨道上。
列车模型的侧偏、倾斜、俯仰角度误差均控制在3′以内。
路基平面保持水平。
路基中间部位固定在转盘之上,
两端安装有滑轮,整个列车模型和路基轨道可以随转盘同步转动,通过转盘实现侧偏角的变化,以模拟作用于列车车体不同风速和风向的侧风。
采用多天平分别对列车模型各节段同时测力,测力天平内置于模型内腔。
列车模型表面测压点的压力通过细钢管连接细塑料管引入电子扫描阀模块进行测量。
列车模型表面测压点主要分布在头部和尾部,模型表面曲率较大的位置测压点分布较密,模型表面曲率较小的位置测压点分布较稀。
2 研究结果
2.1 3车编组测力试验结果
图5给出了3车编组状态下原型车和优化车在不同试验侧偏角下的气动阻力测试结果,图6~图10分别给出了其他气动力和力矩的测试结果。
图5表明,2种头型高速列车模型头车、中间车和尾车的各气动力和力矩随着试验侧偏角的变化规律是完全一致的。
在试验侧偏角范围内,优化车的头车、尾车和全车（头车+中间车+尾车的气动阻力系数在
0°及其他试验侧偏角下均比原型车小;2种列车的中
间车气动阻力系数在不同试验侧偏角下的差异很小;在0°侧偏角下,优化车的全车气动阻力比原型车约小3.7%。
这与流线型头车流线型部分越长气动阻力越
小的规律是一致的[
7-
8]。
图6和图7表明,在试验侧偏角范围内,当侧偏角在0°~1
5°区间时,2种列车头车的升力系数和俯仰力矩系数差异非常小;当侧偏角大于15°之后,优化车头车的升力系数和俯仰力矩系数均略大于原型车;在试验侧偏角范围内,2种列车中间车与尾车的升力系数
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2·铁道车辆 第49卷第12期2011年12月
和俯仰力矩系数差异很小。
图8~图10表明,在试验侧偏角范围内,2种列车头车、中间车和尾车的侧向力系数、侧偏力矩系数以及倾覆力矩系数的差异都很小
。
由此可见,优化车头车的气动阻力特性优于原型车,优化车头车的纵向气动特性较原型车略差,2种列车的横向气动特性差异很小。
2.2 3车编组测压试验结果
图11给出了2种列车的头车和尾车纵向中心轮廓线测点压力测试结果。
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3· 高速列车空气动力学特性的风洞试验研究 黄志祥,
陈 立,蒋科林
图11 2种列车的测压试验结果比较
由图1
1可知,2种列车的头车和尾车纵向中心轮廓线上的压力随侧偏角的变化规律是一致的。
在头车的纵向中心轮廓线上,优化车头车的正压区压力略小于原型车,
负压区的压力绝对值也小于原型车。
在尾车的纵向中心轮廓线上,2种列车的尾车玻璃窗附近区域均出现了压力系数在0.01~0.06范围内的正压区,优化车尾车玻璃窗以上部位的负压绝对值基本小于原型车。
因此,
从压差阻力的角度看,优化车的压差阻力略小于原型车,这与测力试验结果中优化车头车和尾车气动阻力小于原型车气动阻力的规律是一致的。
由此可见,高速列车头车流线型部位越长,越有利于减小气动阻力。
2.3 1节头车+半节中间车编组的头车大侧风测力试验结果
图1
2给出了2种头型列车模型在1节头车+半节中间车编组状态下,
头车在大侧风（侧偏角状态下的气动特性试验结果
。
图12 2种列车头车大侧风测力比较
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4·铁道车辆 第49卷第12期2011年12月
文章编号:
1002-7602（201112-0005-03
不同截止频率下轨道不平顺
对车辆垂向振动的影响
魏冲锋,罗世辉,孟 政,吴 庆
（西南交通大学牵引动力国家重点实验室,四川成都610031
摘 要:
为研究地铁车辆在不同波长不平顺轨道上的乘坐舒适性,通过模拟轨道不平顺的时域样本,分析了不同截止频率下轨道不平顺样本对车辆垂向振动的影响,得出了轨道不平顺频率或波长对地铁车辆运行舒适性的影响及规律。
结果表明,从抑制车体垂向振动的角度出发,应严格控制10m~30m波长的轨道不平顺。
关键词:
地铁车辆;轨道不平顺;舒适性;截止频率;垂向振动
中图分类号:
U270.1+1 文献标识码:
B
轨道不平顺是使机车车辆产生振动的主要根源[1-4],直接影响机车车辆的振动性能、轮轨相互作用
收稿日期:
2011-06-24;修订日期:
2011-08-31
作者简介:
魏冲锋（1986-,男,硕士研究生。
以及车辆运行安全性。
本文首先给出模拟轨道不平顺的合理方法,从轨道高低不平顺对车体垂向振动的影响这一角度出发,分析不同截止频率下车体垂向振动的差异,
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并通过速
图12表明,原型车与优化车的头车在大侧风状态下的气动特性是一致的。
当侧偏角在-30°~30°范围内时,原型车与优化车的气动升力差异很小。
优化车头车的升力系数峰值出现在60°附近,原型车头车的升力系数峰值则出现在75°附近,且优化车头车的升力系数峰值明显大于原型车。
原型车头车的正阻力系数大于优化车,负阻力系数绝对值小于优化车。
当侧偏角在-30°~30°范围内时,2种列车头车的俯仰力矩系数差异很小,而优化车头车的俯仰力矩系数的峰值明显大于原型车。
2种列车其他气动特性在-90°~90°侧偏角范围内的差异很小。
3 结论
本文通过对2种头型高速列车模型在不同状态下所进行的风洞试验,得出了以下结论:
（12种列车各节段的气动力和力矩随侧偏角的变化规律是一致的,优化车头车的气动阻力特性优于原型车,优化车头车的纵向气动特性比原型车略差,2种列车的横向气动特性差异很小;
（22种列车的头车和尾车纵向中心轮廓线上的压力随侧偏角的变化规律是一致的,在头车的纵向中心线上,优化车头车的正压和负压绝对值均略小于原型车;
（3在大侧风状态下,优化车头车的升力系数峰值、俯仰力矩系数峰值明显大于原型车,原型车头车的正阻力系数大于优化车、负阻力系数绝对值小于优化车,2种列车其他气动特性在大侧风状态下的差异很小。
本文对2种头型高速列车模型进行了空气动力学特性的风洞试验研究,可为高速列车的选型以及气动外形优化提供参考依据。
参考文献:
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（编辑:
颜 纯
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试验研究铁道车辆 第49卷第12期2011年12月
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