改变车身造型的气动阻力与分轴升力多目标优化

针对汽车分轴升力与阻力无法综合改善的问题,提出一种造型优化方案。以某SUV为研究对象,建立SUV流场仿真模型并分析外流场气动特性,确定车身需要优化的部位,通过风洞试验验证流场仿真结果的准确性。采用均匀拉丁超立方对造型取样并进行外流场数值仿真计算,通过克里金法建立造型参数与气动系数的对应关系,使用遗传算法生成Pareto前沿解。最终提出3种优化方案综合改善阻力系数和前后轴升力系数,分别使前轴升力系数达到最负值,阻力系数降低2.7%。

柔性飘带长度对Ahmed模型气动阻力的影响

为降低汽车行驶过程中的气动阻力,以尾部倾角为25°的Ahmed类车体模型为研究对象,提出在其尾部垂直面下边缘添加不同长度柔性飘带的控制方法,采用格子玻尔兹曼方法与有限元分析相结合的流固耦合计算方法,探讨了柔性飘带长度对汽车气动阻力的影响。首先对汽车模型进行格子尺度优化,得到模型的空气阻力系数;然后研究了柔性飘带对汽车气动阻力的影响;最后对模型尾部流场、柔性飘带附近流场以及模型尾部表面压力系数进行了分析。仿真结果表明:在模型尾部添加适当长度的柔性飘带,改善了尾流结构,提升了尾部表面压力,减小了车体的压差阻力,减阻率最高为12.25%。

高速列车通过最不利隧道气动阻力数值分析

为了探明高速列车与最不利长度隧道耦合作用下列车气动阻力变化规律,以某动车组为计算模型,基于滑移网格技术和计算流体动力学(CFD)理论,采用k-ε两方程湍流模型对最不利隧道内8辆编组单车穿越和双车等速交会时的气动效应进行了三维数值模拟,并结合遂渝线上二岩隧道实测数据对计算方法的可靠性进行了验证。结果表明:(1)列车所受气动阻力变化与列车头尾部的压差变化有直接关系,压差的升高和降低会引起阻力的增大和减小。(2)在隧道内以时速300 km单车穿越和双车交会过程中,整车最大气动阻力分别发生在列车入隧道后3.1 s和2.8 s时刻,阻力系数分别达到1.37和1.49,且此时头车阻力在整车中占比最大,分别为34.67%和36.57%。(3)当列车头头交会和头尾交会时,尾车阻力占比最大,分别为56.79%和37.33%;当列车尾尾交会时,头车阻力占比最大,为44.62%,而尾车阻力此时接近为0。(4)列车行驶速度提高会引起气动阻力迅速增大,当列车时速从250 km提升至400 km时,隧道内单车穿越和双车交会整车气动阻力平均值分别增大了132%和150%。研究结果可为车隧设计提供一定的参考。

动作姿态对北欧两项运动员跳台滑雪助滑和起跳气动阻力的影响

目的:探讨北欧两项运动员不同助滑和起跳动作姿态产生原因其对气动阻力的影响及机理,并将姿态参数对气动阻力的影响进行量化评估。方法:以5名北欧两项国家队运动员为对象,采用风洞测试和高清摄像系统及视频分析系统对其在风洞水平工作段中进行助滑和起跳训练时身体姿态和关节角度参数、气动阻力参数进行采集和分析,通过运动员身体形态、运动学特征等因素分析不同姿态产生的原因,探究其影响助滑起跳姿态的机理。结果:1)同一运动员在保持头部平视(与铅垂线夹角θ_(1)=90.4°)、躯干水平(与水平面夹角θ_(2)=0°)、手部水平伸展、完全蹲踞式(髋关节角度θ_(3)=37.6°)姿态进行助滑时气动阻力最小,具有最佳减阻效果。2)不同运动员的起跳动作中,“膝动带髋式”姿势为最佳减阻姿势,相对于平均气动阻力最大的“髋膝变速同步式”姿势,减阻率达到18.34%。3)皮尔逊相关分析表明,运动员的右侧髋关节内外旋ROM增加,起跳的气动阻力相应减小;右髋屈ROM增加,气动阻力相应会增大,起跳气动阻力的降低,有利于运动员赛季跳台的平均距离的提高,以上3组变量之间相关性均具有显著水平(P<0.05)。结论:不同助滑和起跳姿态下北欧两项运动员的气动减阻效应存在一定差异,影响助滑和起跳气动减阻的因素有运动员专项技术特点、身体形态和运动功能特征、心理和场地环境因素等。研究不同姿态的气动减阻效应能够为运动员减小空气阻力、优化能量分配、改进训练策略、提升竞技表现提供重要的科学指导。

低真空管道交通系统列车气动阻力研究

采用计算流体动力学软件,结合动网格技术,建立全长200 m的8节全尺寸列车模型,基于三维瞬态可压缩黏性流体数值模拟,分析低真空管道交通系统列车的气动阻力分布规律,以及真空度、阻塞比、管道截面形状、列车运行速度等因素与列车气动阻力的关系。研究表明,列车气动阻力主要由头车和尾车产生,中间各节车气动阻力不同但均占比不大,气动阻力成分主要为压差阻力,且远大于摩擦阻力;列车气动阻力随真空度、阻塞比增大而增大,且均近似成线性关系;在同阻塞比情况下,方形截面管道内列车气动阻力大于半圆形截面管道内列车气动阻力;在低真空管道环境下,列车气动阻力与速度近似为二次关系。

内嵌式蒙皮散热器气动阻力影响研究

目的开展内嵌式蒙皮散热器对小型飞行器气动阻力影响研究,探明气动阻力产生的原因及影响因素。方法利用数值仿真技术,对气动阻力增大的诱因进行理论分析,分别研究蒙皮散热器引流口半径、导流口半径和翅片厚度等结构参数对飞行器气动阻力及散热性能的影响,进而平衡蒙皮散热器散热能力和飞行器气动阻力等设计指标。结果配置蒙皮散热器为电子设备提供热沉会导致小型飞行器气动阻力增大,原因是配置散热器诱导产生了额外的压差阻力和摩擦阻力。结论增大引流口、导流口半径可减小压差阻力,增加翅片厚度,则可减小摩擦阻力,进而减小飞行器气动阻力。增加翅片厚度,可使气动阻力减少20%以上,同时也会导致传热性能的显著降低,增大引流口、导流口半径则可在一定程度促进传热。

导流罩头型对受电弓气动阻力的影响

为了优化列车高速运行时受电弓周围的气动性能,降低受电弓在高速运行时受到的空气阻力,设计了椭球面、导动面、双拱曲面3种不同头型的导流罩,并设定列车为稳态运行,基于RANS法对不同头型导流罩的高速列车进行了数值模拟,通过计算,对比分析了不同头型导流罩的受电弓气动阻力,研究结果表明:在受电弓区域设置导流罩后,改善了受电弓下部的流场结构,减小了受电弓前后的压差阻力,进而减小了受电弓的气动阻力;椭球面、导动面、双拱曲面导流罩分别减小了受电弓气动阻力的31.89%、37.46%、43.94%。因此,双拱曲面导流罩对受电弓的减阻效果最显著。

不同表面形式沟槽对集装箱列车气动阻力特性的影响研究

针对铁路单层集装箱表面结构单一、气动阻力特性差等问题,本文设计了适用于集装箱的三角形、梯形、弧形和矩形表面形式沟槽结构.利用ANSYS Fluent软件,采用基于Realized k-ε湍流模型和SIMPLE算法,对比了4种不同表面形式沟槽的集装箱列车模型的气动阻力,结果表明:明线情况下,弧形沟槽结构集装箱列车气动阻力最小;不同表面形式沟槽结构的集装箱列车所受的气动阻力差异主要来自于集装箱;集装箱的压差阻力贡献了主要的气动阻力,弧形沟槽结构集装箱压差阻力最小,而摩擦阻力最大.

气动阻力对燃料经济性的影响

根据气动阻力与燃料消耗量的关系,分析了气动阻力对燃料经济性的影响。从设计上和使用上减少气动阻力,达到节约燃料的目的。

高速列车气动阻力分布特性研究

针对由8辆车组成的CRH3型动车组的实际外形,生成约1.6亿个计算网格,采用大规模并行计算,模拟单列高速列车在明线轨道上以350km/h速度运行时的气流流场,并对列车各组成部分的气动阻力特性进行统计和归类,给出各部件气动阻力对列车总气动阻力的贡献,为高速列车局部减阻优化设计提供参考。

动车组气动阻力降阻优化数值研究

本文以动车组为模型,首先对其350km/h明线运行的外流场进行数值模拟,并与相关试验数据对比,计算结果与实验数据呈现良好的一致性,验证了本文计算所采用的模型及计算方法准确可靠。其次通过对流场的气流状况以及车身表面压力分布的详细分析,分别提出修改空调导流罩及受电弓导流罩,添加外包风挡、侧向裙板等措施降低列车的运行阻力,并对优化方案的外流场进行数值计算,得到阻力值及其降低率的定量结果。最终优化设计方案有效地减少了列车整体阻力,与原车相比,降阻率达到20.3%。

高速磁浮列车气动阻力性能数值模拟与参数化评估

基于粘性流体力学理论,按三维可压缩粘性流对具有流线型头部形状的TR08列车以及通过变化流线型头部纵剖面高度或流线型头部长度设计出的4种新头型列车的周围流场进行了数值模拟。为评估不同流线型头部外形的气动阻力性能,定义了表示其形状特征的整体长细比作为评估依据,综合考虑了流线型头部水平投影形状和纵向对称面投影形状对气动阻力性能的影响。通过对5种不同头型列车的模拟结果进行对比分析,得出了流线型头部外形对气动阻力性能影响的规律:随着流线型头部长度增加,气动阻力降低,而中间车阻力变化不大;在头部流线型长度相当的情况下,纵剖面轮廓线上凸的头车气动阻力比下凹的小,而尾车气动阻力大。计算得到的不同流线型列车的整体长细比大小排序与其气动阻力系数排序完全一致。分析结果表明,增加流线型头部长度是减小气动阻力的有效途径;整体长细比能较好地反映流线型头部对列车气动阻力性能的影响。

真空管道高速列车气动阻力及系统参数设计

对真空管道高速列车气动阻力特性和系统参数设计方法进行了深入系统研究，建立低压环境下真空管道高速列车的空气动力学计算模型，研究管道压力、阻塞比和列车速度对列车气动阻力的影响。在此基础上，以明线上运行速度为400km／h的高速列车气动阻力为限值，确定出真空管道高速交通系统的最佳管道压力、阻塞比和列车速度关系。研究表明，在低压（1×103—1×104Pa）环境下，真空管道中的空气流动可以采用连续介质模型描述。高速列车的气动阻力系数基本上与管道压力和列车速度无关，主要依赖于阻塞比。高速列车的气动阻力随阻塞比的增加而增大，且与管道压力近似成线性关系，与列车速度近似成平方关系。本文同时给出了真空管道高速交通系统最高经济运行条件下的管道压力、阻塞比和列车速度的计算公式，并由此确定出最佳的管道压力、阻塞比和列车速度关系。

高速列车模型编组长度和风挡结构对气动阻力的影响

采用风洞试验的方法,分别对高速列车试验模型2～6车编组状态下的各节车厢气动阻力的分布规律,以及2种不同结构外形的风挡对3车编组列车模型各节车厢气动阻力的影响进行了研究。结果表明:当编组长度大于3车,头车、尾车的阻力系数随编组长度的增加变化较小,中间车的阻力系数约为0.1。1节头车+N节中间车+1节尾车的全车气动阻力系数,可用3车编组模型试验的头车阻力系数+0.1×N+尾车阻力系数之和进行估算。高速列车风洞试验模型分别采用风挡1和风挡2两种风挡,只是使得气动阻力在各节车厢之间形成不同的分配,对由各节车厢相加形成的全车气动阻力的试验结果影响很小。

横风作用下高速列车气动阻力

采用真实的列车模型对横风作用下气动阻力进行数值模拟,对不同列车速度、不同横风风速及横风风向角下列车阻力的变化规律、列车各部件的阻力构成及分布进行研究,并利用量纲分析?定理,提出列车的阻力系数与风速、风向角及车速之间的综合表达式。研究结果表明:阻力系数与风速、风向角和列车车速分别呈三次函数关系;压差阻力为总阻力的主要部分,其所占比例为75%?85%,远大于黏性摩擦阻力所占比例。

激光等离子体点源减阻技术中入射能量对气动阻力的影响

数值模拟了来流马赫数为5时的圆球绕流冷流场,以及来流与头部驻点附近注入激光能量而产生的等离子体相互耦合形成的流场的演化过程。计算结果表明:施加局部能量点源能够改变原有的弓形激波结构,使其变为斜激波,从而减小气动阻力;气动阻力随入射激光能量的增大而逐渐减小,当入射激光能量为1.1 J时,气动阻力减小的百分比高达40%。

基于DES的高速列车气动阻力分布特性研究

基于Realizable k-ε方程的DES数值模拟方法,研究某高速列车头、中和尾车不同区域对整车气动阻力系数的贡献值,并结合风洞试验结果,验证本文所采用的计算方法,计算与风洞试验结果两者偏差在2%以内;各车辆的瞬态气动阻力系数时程曲线在均方根值上下波动,其中头车的脉动幅度最小,尾车最大;头车、尾车的头部曲面区域及各个车辆转向架区域的气动阻力占整车气动阻力的77.8%;前端转向架区域气动阻力系数从头车、到中间车、到尾车大幅度减少,后端转向架区域气动阻力系数逐渐增加;从流场结构来看,列车的头部、风挡、车底结构以及车尾处产生了大量的漩涡;沿车长方向,头车车体附近的漩涡情况好于中车和尾车。

160km/h地铁列车头型气动阻力优化

采用三维、瞬态、可压缩N-S方程和k-湍流模型及滑移网格技术的数值仿真方法,研究隧道内地铁列车头型几何参数对列车气动阻力的影响规律及气动阻力对头型几何参数的敏感性.对80km/h地铁列车头型进行气动阻力优化,获取160km/h优化模型.结果表明:当阻塞比约为0.45时,隧道气动阻力是明线的3倍;当头型长度L≤5m时,气动阻力与头型长度符合对数关系,综合考虑敏感性与气动阻力,头型长度选择3.0~4.0m较合适;车体横截面积对列车气动阻力的影响较大,且灵敏度很高,可以适当减小横截面积,以降低列车气动阻力;当头型长度L=3m时,考虑气动阻力及敏感性,俯视轮廓线等效长度选为(2.68±0.01)m,纵向轮廓线等效长度选为(2.32±0.005)m较合适.通过参数研究,优化后的列车模型在明线工况下整车气动阻力下降3.7%.

斯太尔邮政车外形结构参数和气动阻力特性关系的研究

通过风洞试验研究了斯太尔邮政车外形结构参数变化时的气动阻力特性；并对不同型式的导流罩的减阻效果进行了试验研究；为该车种的变形设计提供了依据。

轿车开窗行驶时的气动阻力分析

基于计算流体力学(CFD)的数值模拟方法,研究了轿车行驶时不同开窗情况下整车的气动阻力.根据轿车不同的车窗开窗情况,将汽车开窗行驶分成9种情况进行数值模拟,获得了整车的气动阻力系数以及室内流场分布情况.通过流场的显示分析推测气动阻力增加的原因,评价了不同开窗情况下汽车驾驶室内的通风效果.根据汽车理论,分析了开窗行驶对汽车燃油消耗的影响,给出了汽车开窗行驶的建议.研究结果表明:低速(低于90 km/h)行驶时,开窗行驶增加的燃油消耗低于开空调增加的燃油消耗;汽车低速行驶开窗能够对驾驶室进行很好的通风降温,不会大幅提高燃油消耗.车速高于90 km/h时,汽车气动阻力明显增大,功率消耗也快速增加,高速行驶打开车窗,室内的噪声会突然增大.