采用IRI评价机场道面平整度的适用性

提出一种采用国际平整度指数(IRI)评价机场道面平整度的适用性综合分析方法,建立了1/4车辆模型与飞机的动力学模型,采用IRI和飞机重心处竖向加速度(VACGA)作为机场道面平整度的评价指标,利用MATLAB/Simulink建立了IRI和VACGA求解模型;以正弦函数形式的不平整激励模拟机场道面纵断面的微波起伏,在不同振幅、波长和滑行速度条件下定量解析IRI和VACGA的分布特性。计算结果表明:VACGA和IRI均与振幅成正比;IRI的敏感波段为波长1~5m的短波,并在波长为2m时达到最大;飞机在200km·h~(-1)滑行速度下,VACGA随波长的变化呈现3个波峰,并且在波长为15m时达到最大波峰;当飞机在滑行道的滑行速度小于40km·h~(-1)时,VACGA的敏感波段为2.3~7.2m,基本分布在IRI的敏感波段内,说明滑行道平整度的评估可采用IRI,但当飞机在跑道的滑行速度大于60km·h~(-1)时,VACGA敏感波段为6.4~23.6m,分布在IRI不敏感波段内,说明当飞机在跑道的滑行速度较高时,采用IRI检测机场道面平整度是不合理的。     

高速公路超高过渡段几何线形对小型客车滑水速度的影响

为了揭示高速公路不同超高过渡段线形指标下小型客车滑水速度变化规律,考虑小型客车滑水过程轮胎受力特征,分析了滑水速度与水膜厚度和超高过渡段几何线形的作用关系;应用多元线性回归和流体力学仿真建立了高速公路超高过渡段小型客车滑水速度量化模型,计算了降雨强度、纵坡坡度、超高渐变率等多变量组合下的小型客车临界滑水速度;以典型双向四车道高速公路超高过渡段为例,分析了降雨强度、纵坡坡度、超高渐变率对小型客车滑水速度的影响规律,并给出了超高过渡段小型客车限制速度建议值。研究结果表明:小型客车滑水速度最大值出现在纵坡坡度为0.3%、超高渐变率为1/200、降雨强度为20 mm·h-1组合工况下,为115.5 km·h-1,滑水速度最小值出现在纵坡坡度为3.0%、超高渐变率为1/330、降雨强度为80 mm·h-1组合工况下,为99.3 km·h-1;在降雨强度和超高渐变率一定的情况下,随着纵坡坡度增大,滑水速度逐渐减小,当纵坡坡度由0.3%增加到3.0%时,滑水速度减小2.68%;在降雨强度和纵坡坡度一定条件下,随着超高渐变率增大,滑水速度逐渐增大,当超高渐变率从1/330增加到1/200时,滑水速度上升了2.25%;增加纵坡坡度会降低滑水速度,但当降雨强度增加到一定程度,纵坡坡度、超高渐变率对滑水速度的影响趋于平缓;当降雨强度为20~80 mm·h-1时,双向四车道高速公路限速建议值为95.0~115.0 km·h-1,但不应大于其设计速度。      

基于CFD的轮胎滑水及其性能影响因素分析

轮胎滑水性能对车辆安全性和操控性具有决定性影响,而花纹结构设计参数直接影响着轮胎接地区水流运动进而对轮胎滑水性能也会产生直接影响。但由于滚动轮胎的滑水性能测试条件极为苛刻,且很难捕获到滑水现象发生时水流运动流场特性。为明晰滑水现象发生时的流场特性及花纹结构设计参数对滑水性能的影响,基于计算流体动力学的方法,建立考虑轮胎接地印痕及花纹变形特征的滑水分析模型,掌握了水膜升力、自由液面及沟槽内水流速度等流场分布特征,分析了水膜厚度、水流速度、纵向花纹及横花纹结构设计对滑水性能的影响。结果表明:在水膜厚度较小时,路面水流可顺畅进入接地区花纹沟并被及时排出;水流速度的变化对胎面动水压力有显著影响;纵向花纹沟深度对滑水性能影响显著;改变横向花纹沟水流运动方向、降低胎面动水压力可提升滑水性能。     

城市快速路平行式加速车道长度计算方法

比较了现行中美规范平行式加速车道长度计算方法的差异,结合运动学模型和可接受间隙理论,在考虑主线交通水平、初始速度与可变间隙3种影响因素的基础上,建立了城市快速路平行式加速车道长度计算模型,采用蒙特卡洛方法求解模型,分析了3种影响因素对加速车道长度的影响,并提出了一种基于期望初始速度和期望主线交通水平的加速车道长度确定方法。分析结果表明:3种影响因素对加速车道长度有较大的影响,在不同设计时速下,《城市快速路设计规程》(CJJ129—2009)规定的长度最小值均小于仿真值,在设计时速为100km·h~(-1)时,三级服务水平上下限的加速车道长度分别比规定的最小值大27~36、9~27 m,在设计时速为80km·h-1时,分别大10~22、4~24m,在设计时速为60km·h~(-1)时,分别大15~24、13~30m;随着初始速度的减小,加速车道长度呈现增大趋势;在相同条件下,第4种临界间隙函数的加速车道长度最大,而第1种临界间隙函数的加速车道长度最小,表明临界间隙越大,需要的加速车道就越长;不同设计时速下三级服务水平上下限加速车道长度和初始速度的二次函数拟合度为0.865 8~0.999 7,因此,整体拟合效果良好。可见,本文的快速路平行式加速车道长度计算方法合理、可靠。     

轿车轮胎动力滑水分析

基于弹性流体动力润滑理论,将轮胎、路表水膜和路面作为一个弹性流体动力润滑系统,研究了轮胎的动力滑水问题。在轮胎上建立坐标系,则轮胎是静止的而水膜是运动的,推导了控制动力滑水的Reynolds方程、水膜厚度方程和变形方程,采用复合直接迭代求解方法,并编制了计算程序,分析了轿车轮胎在沥青路面上行驶的动力滑水。分析结果表明:随着行驶速度的增大,能够引起动力滑水的路表水膜厚度不断减小,当行驶速度为120km.h-1时,路表水膜厚度为2mm就会发生动力滑水。     

基于Fluent软件的雨天潮湿路面滑水现象研究

通过建立纵横向花纹轮胎有限元模型,利用Fluent软件模拟得到不同行驶条件下车轮所受到动水压强大小以及轮胎不同部位水流速度的分布规律.结果表明动水压强产生的高压区域在轮胎的前端,而且当轮胎发生完全滑水时花纹起不到原有排水效果.根据实验结果提出雨天行驶条件下临界滑水车速以及车辆安全行驶的建议.     

温州轨道交通S1线:全国首条市域铁路

正温州轨道交通S1线(一期)全长53.5 km,近期设置车站18座,采用市域D型车、点式ATC信号控制系统,最高运行速度为120 km·h~(-1),旅行速度约为55 km·h~(-1)。S1线作为城市轨道交通快线承担都市区范围内东西走向组团间快速交通联系,肩负着拉大城市框架、拓展城市空间、缓解交通压力的重任。     

换道决策中的车辆速度估计模型

为研究换道决策阶段驾驶人对后方车辆的速度感知特征,以小型乘用车为平台,利用毫米波雷达、车载总线数据仪、音视频监测系统等搭建了试验车。招募了15名驾驶人,在某高速公路完成后方车辆速度估计试验,试验车速度分别设置为60、70、80、90km·h~(-1),最后获取了1 625组数据。采用显著性分析方法,分析了相对速度、后方车辆速度与相对距离对驾驶人速度估计行为的影响特性。利用多元线性回归理论建立了驾驶人速度估计模型,并对模型进行了检验。分析结果表明:约60%的速度估计误差绝对值不大于10km·h~(-1),且驾驶人的速度估计误差满足正态分布;驾驶人速度估计误差随两车相对速度和后方车辆速度的增大而减小,相对速度和后方车辆速度较低时,易高估后方车辆速度,相对速度和后方车辆速度较高时,易低估后方车辆速度;随两车相对距离的增大,驾驶人速度估计误差变化趋势不显著,但两车相对距离较小时,驾驶人易高估后方车辆速度;速度估计模型的平均误差为-0.56km·h~(-1),因此,估计结果可靠。     

机场跑道全波段不平整测试方法

结合车载式激光断面仪与全球导航卫星移动定位系统，提出了一种机场跑道全波段不平整测试方法；在济南遥墙国际机场进行了现场测试，采用重复试验与水准仪对该测试方法进行了可靠性验证；利用ADAMS/Aircraft软件建立了B737-800虚拟样机模型，进行了实测跑道不平整数据下的飞机滑跑仿真，探究了不同检测方法、滑跑速度、飞机位置下实测道面数据特征对飞机振动响应的影响。研究结果表明:所提出的测试方法可获得道面全波段不平整数据，弥补了激光断面仪难以捕获14 m以上波长的缺陷；当速度为80 km·h-1时，全波段不平整道面下飞机振动响应波动幅值分别为长波不平整和短波不平整下的1.25~2.39倍和1.19~1.85倍，说明仅考虑道面长波或短波不平整将低估飞机在实际不平整条件下的振动响应；随着飞机滑跑速度的增大，全波段不平整与短波不平整条件下的飞机振动加速度差别逐渐增大，而动载系数差值则呈现先增大后减小的趋势，在速度为160 km·h-1时达到最大，说明飞机在高速滑行中道面长波不平整的影响更为明显；全波段不平整相比短波不平整条件下驾驶舱加速度增幅平均比重心处大0.062 m·s-2，前起落架动载系数增幅比主起落架平均大0.039，表明长波不平整对飞机前部振动的影响比重心处大，且随着滑行速度增大，这一差值先增大后减小，加速度的差值在80~120 km·h-1时最明显，峰值约为0.078 m·s-2，而动载系数的差值在160 km·h-1达到0.062的峰值。      

高速条件下隧道出入口行驶速度特性

为明确山区隧道出入口区段的车辆运行特性和驾驶行为，揭示隧道洞口交通事故的发生机制，在高速公路和城市快速路各选择3座隧道，采集了小客车和货车在隧道出入口区段的断面速度，高速公路单个断面观测样本大于500 veh，快速路隧道单个断面样本大于1 100 veh，基于断面数据分析了车辆行驶速度的变化规律和影响因素，并建立了运行速度预测模型。分析结果表明:驾驶人临近隧道洞口时会减速，小客车速度降幅为12~21 km·h-1，货车速度降幅为2~10 km·h-1，货车速度降幅低于小客车；洞口位置小客车运行速度大于80 km·h-1，货车运行速度大于70 km·h-1；高速公路隧道出入口段的车速范围为75~110 km·h-1，快速路隧道出入口段的车速范围为60~88 km·h-1，高速公路隧道出入口段的车速普遍高于城市快速路隧道; 驾驶人进入隧道洞内适应环境之后会加速行驶，驶出隧道时有加速行为，但当隧道出口前方有小半径弯道和互通立交时，驾驶人会减速以适应前方的道路条件；隧道入口前100 m至洞口范围内的车辆减速度最大，货车减速度范围为0.23~0.58 m·s-2，小客车减速度范围为0.47~ 0.70 m·s-2；同一断面的速度观测值存在较强的离散性，表明车辆之间存在明显的纵向干涉，容易发生追尾事故。      

山区圆曲线路段半挂汽车列车行驶安全性分析

根据山区圆曲线路段的特点,分析了轮胎的受力和变形情况,建立了半挂汽车列车与山区圆曲线路段的耦合动力学模型。以牵引车和半挂车的轮胎侧偏角和折叠角为指标,运用提出的动力学仿真法分析了不同车速下圆曲线路段半径、超高、滑动附着系数对半挂汽车列车行驶安全性的影响,并与运行速度法和理论极限速度法的计算结果进行对比。仿真结果表明:当圆曲线半径为125m,路面超高为2%,滑动附着系数分别为0.20、0.35、0.50、0.80时,运用动力学仿真法求得的临界安全车速分别为20、35、55、72km·h-1,运用运行速度法求得的临界安全车速均为50km·h-1,运用理论极限速度法求得的临界安全车速分别为18、20、25、30km·h-1;当圆曲线半径为250m,滑动附着系数为0.35,超高分别为0、2%、4%、6%时,运用动力学仿真法求得的临界安全车速分别为35、38、25、20km·h-1,运用运行速度法求得的临界安全车速均为60km·h-1,运用理论极限速度法求得的临界安全车速分别为30、31、32、33km·h-1;当路面超高为6%,滑动附着系数为0.50,圆曲线半径分别为125、250、400、650m时,运用动力学仿真法求得的临界安全车速分别为58、62、70、72km·h-1,运用运行速度法求得的临界安全车速分别为50、60、68、71km·h-1,运用理论极限速度法求得的临界安全车速分别为28、37、48、60km·h-1。可见,提出的动力学仿真法考虑了车辆悬架动力学特性、天气与路面条件,可以准确描述半挂汽车列车的运行状态。     

考虑齿面摩擦的机车齿轮传动系统参数振动稳定性（英文）

针对机车齿轮传动系统的参数振动问题,建立了考虑齿面摩擦时机车齿轮传动系统的动力学模型,基于势能原理获得了齿轮时变啮合刚度,并利用傅里叶级数展开,利用多尺度法进行求解,获得了系统参数振动稳定的边界条件。最后开展实例分析,研究了齿面摩擦因数对机车齿轮传动系统参数振动稳定性的影响。分析结果表明:不计齿面摩擦时,当机车速度约为119.02/j km·h~(-1)(j是谐波项)时,系统会产生参数共振,摩擦因数越大,对应的参数共振速度越大;在参数共振速度附近存在系统振动不稳定区域,当系统阻尼系数和摩擦因数均为0,谐波项分别为1、2、3、4时,相对于参数共振速度的波动值分别为9.16、1.46、0.53、0.55km·h~(-1),系统振动不稳定;当阻尼系数为0时,在对应谐波项下,与摩擦因数为0时相比,齿面摩擦因数分别为0.1、0.2时,系统振动不稳定区域内相对于参数共振速度的波动值分别增加了约4.88%、9.54%;当阻尼系数为0.01时,随着摩擦因数的增大,在系统振动不稳定区域内相对于参数共振速度的波动值不一定增加;摩擦因数越大,系统稳定所需的阻尼系数越小。     

工程车辆翻新轮胎接地力学特性分析

为进一步明确翻新轮胎的力学性能并提高其使用寿命,构建工程车辆翻新轮胎静态接地工况三维模型、轮胎与地面接触模型、静态接地工况有限元分析模型及承载-接地力学特性试验系统。分析结果表明:静态接地工况、接地压力及接地摩擦力在轮胎与地面接触区域内中心位置达到最小值,沿轮胎滚动方向及宽度方向呈现不同程度增大的"V"型分布规律;当载荷较小时,接地印痕形状近似为圆形,随着载荷不同程度地增大,其形状变化由近似圆形到近似椭圆形,再到近似矩形,最后到近似马鞍形的变化规律;当胎压一定时,随着载荷的增加,接地面积逐渐增大,增大趋势呈现非线性变化规律;工程翻新轮胎胎肩部位接地压力及接地摩擦力均最大,该部位较容易发生橡胶崩花掉块、撕裂脱层的失效损坏现象。     

基于小滚轮高频激励的高速列车齿轮箱箱体振动试验

为探究高速列车齿轮箱箱体振动特性和疲劳损伤, 应用小滚轮高频激励台架试验, 将滚轮表面加工成径跳量幅值为0.05 mm的13阶多边形, 可等效成20阶车轮多边形, 研究了某型齿轮箱箱体在不同垂向载荷与速度工况下的振动特性; 通过雨流计数法及Miner线性损伤法则, 分析了齿轮箱箱体单位时间应力累计损伤。研究结果表明: 受齿轮箱箱体共振影响, 不同垂向载荷与速度工况下, 高速列车运行速度为200 km·h-1时, 齿轮箱箱体各测点的垂、横向加速度均方根值均为最小; 当垂向载荷为23 t时, 大部分测点的垂、横向加速度均方根值均为最大; 齿轮箱箱体存在573 Hz的局部固有频率被激发共振, 其原因是试验速度为100 km·h-1时试验台发生共振, 以及试验速度为300 km·h-1时, 受到20阶多边形车轮转频约580 Hz的主频激扰; 车轮初始速度从0加速到200 km·h-1及从300 km·h-1减速至0的速度等级之间时, 齿轮箱箱体各测点的单位时间应力累计损伤波动较大, 其余速度等级段各测点的单位时间应力累计损伤波动很小; 单位时间应力损伤最大值出现在大齿轮箱齿面观察孔, 为3.72×10-10, 损伤最小值位于小齿轮箱轴承正上方, 仅为8.29×10-18。可见, 箱体共振、试验台减速运行、速度等级对齿轮箱箱体振动加速度影响较大; 非共振、试验台不减速运行、相同速度等级下, 垂向载荷对单位时间应力累计损伤影响甚微。      

道面摩阻不平衡对飞机着陆滑行参数影响

从运动学原理入手建立飞机着陆滑行力学模型, 引入道面摩阻不平衡度, 基于实测道面摩擦因数及其摩阻不平衡度分析飞机着陆减速和匀速滑行阶段的偏航角与偏航距离的变化趋势, 并设计模型试验分析湿滑道面摩阻不平衡下飞机着陆滑行参数变化规律。研究结果表明: 当跑道中心线两侧摩阻不平衡时, 机体产生绕竖轴扭矩, 导致飞机产生偏航角和偏航距离; 摩阻不平衡度的增大导致飞机偏航角与偏航距离增大, 摩阻不平衡度由0.03增加到0.38时, 偏航角增大4倍, 偏航距离增大1倍; 减小中心线两侧的摩阻不平衡度可以有效降低飞机偏出跑道概率; 滑移率对偏航角和偏航距离影响较小; 道面摩擦因数降低, 减速滑行距离增大, 基本呈线性变化; 随着跑道接地带摩阻不平衡度增大, 飞机所产生的偏航角呈直线增长, 当摩阻不平衡度达0.165时, 偏航角达1.2°; 随着跑道接地带摩阻不平衡度增大, 偏航距离也增大, 由于减速段所产生的偏航角, 加之匀速段滑行距离较长, 70%以上的偏航距离是在匀速阶段发生的; 湿滑道面下随着中心线两侧的水膜厚度差增大, 偏航角和偏航距离均增大, 水膜厚度差从0.05mm增加到2.50mm, 偏航角增大6倍, 偏航距离增大5倍。可见, 在接地带保证飞机主起落架两侧摩阻平衡, 有利于着陆减速过程飞机偏航角的控制。      

重载货车车轮磨耗仿真

以装用转K6型转向架的C80型货车为例,在SIMPACK软件中建立车辆动力学模型,采用LM型车轮型面和75 kg.m-1级钢轨型面匹配,并根据大秦线实际情况建立线路模型。基于FASTSIM算法和Zobory踏面磨耗模型,对重载货车车轮磨耗进行仿真分析,并与现场实测结果进行对比。研究结果表明:磨耗主要发生在踏面上-50~45 mm范围内,轮缘处磨耗最大,在轮缘根部磨耗最小;随着运营里程的增加,轮缘和滚动圆处的磨耗速度变慢;踏面垂直磨耗量的仿真结果小于现场实测结果;车轮磨耗后,车辆临界速度下降,空车临界速度下降13~18 km.h-1,重车临界速度下降2~8 km.h-1。     

气液环簧组合式缓冲器非对称拉压特性动力学建模及冲击仿真

为解决气液环簧组合式缓冲器呈现非对称拉压动态特性问题，构建了气液环簧组合式缓冲器动力学模型，基于MATLAB/Simulink软件编制了考虑不同吸能元件特性的车辆冲击动力学模型程序，研究了两辆单车冲击及两列动车组冲击的动态特性。研究结果表明:组合式缓冲器动力学模型既能有效地模拟拉伸状态下环簧缓冲器的线性加载特性，又能较好地模拟压缩状态下气液缓冲器随冲击速度变化的非线性加载动态特性，即组合式缓冲器动力学模型体现了明显的非对称拉压特性；低速与中高速冲击过程中，组合式缓冲器动力学模型及车辆冲击模型可依次完整有效地模拟缓冲器-压溃管-防爬器-车体结构变形产生的缓冲吸能动态过程及磁滞拉压特性曲线；列车冲击速度为5 km·h-1时，最大车钩力及组合式缓冲器最大行程均小于缓冲器阻抗力和行程限值，其压缩加载特性曲线仅呈现出气液缓冲器的加载特性；冲击速度为20 km·h-1时，最大车钩力为2 900 kN，最大行程为534 mm，防爬器已经触发，其压缩加载特性曲线呈现出了气液缓冲器-压溃管-防爬器组成的连续力学特性，此时车体结构未发生破坏；冲击速度达到25~30 km·h-1时，列车开始发生结构破坏，车钩力陡升；全自动车钩与半永久车钩参数选型能够满足冲击速度20 km·h-1以内的列车车体结构安全性。      

高速列车运行时不同转向架区噪声特性

以中国某型高速列车为研究对象, 针对高速列车运行时主要噪声来源之一的转向架区噪声开展试验研究, 掌握其噪声特性和规律, 研究了不同类型和位置的转向架区噪声特性, 预测了不同速度下转向架区噪声水平和频谱特性; 基于一定的假设, 采用测试数据类比法对车头转向架区噪声成分进行分离。研究结果表明: 列车在200~350 km·h-1速度范围内运行时, 车辆主要噪声源集中在转向架区; 转向架区噪声表现为车头转向架区噪声大于车尾转向架噪声, 200 km·h-1运行时车头转向架区噪声大于车尾转向架区噪声约3 dB(A), 主要原因为在车头转向架处气流冲击导致的气动噪声大于车尾转向架处涡流导致的气动噪声; 中间动车转向架区噪声大于中间拖车转向架区噪声, 200 km·h-1运行时中间动车转向架区噪声大于中间拖车转向架区噪声约5 dB(A), 主要原因为相比于中间拖车转向架区噪声, 中间动车转向架区增加了牵引系统噪声; 随着运行速度的提高, 转向架区噪声在全频段内显著提高, 噪声峰值频率也会增大, 主要原因为车轮滚动噪声所致, 速度越大, 其轨枕冲击频率越高; 中间拖车转向架区噪声随速度增长的3次方关系符合轮轨噪声随速度的增长趋势, 对于车头转向架区噪声来说, 气动噪声成分更加显著, 并且随着运行速度的提高, 气动噪声所占比重呈增加的趋势。      

胶束荧光法对兔血浆中胺碘酮药代动力学的研究

利用具有高灵敏度的胶束荧光法,对胺碘酮的血药浓度进行了监测;使用SLS为胶束试剂,以国产930型荧光光度计为主要分析仪器,得到系列药代动力学参数:t_(1/2)(α)为1.18h,t_(1/2)(β)为40.75h,K_(21)为0.278h~(-1),K_(10)为0.036h~(-1),K_(12)为0.291h~(-1)。该法的线性范围为2×10~(-9)～8×10~(-6)mol/L,检测限为1.3×10~(-9)mol/L,平均回收率为99.93%。     

CNG公交客车燃料消耗量计算方法

分析了CNG公交客车的燃料消耗量测试参数,确定了流量计的安装位置;基于安装位置的固定气压范围,考虑到驾驶节能技术水平与乘坐人数的影响,提出了CNG质量流量的计算方法;通过场地测试,验证了CNG质量流量与燃料温度、燃料压力之间的非线性关系,以及与环境温度、气瓶出口端压力的关系;通过运营测试,分析了CNG质量流量修正前后的差异,并验证了测试方案的可行性。研究结果表明:受测试气压的限制,流量计唯一的串接位置是减压阀的出口端与低压燃气滤清器之间,CNG经过减压阀后的出口压力基本稳定在0.80~0.95 MPa之间;在运营测试结果修正中,驾驶节能技术的影响最大,最大偏差可达4%,受测公交线路的驾驶节能技术水平有87.6%的相对值介于0.9~1.1,离散度较低;当环境温度升速为4.0~4.3℃·h~(-1)时,燃料温度的变化速度基本波动于±0.61℃·h~(-1)之间,证明了燃料温度对环境温度的变化不敏感;气瓶出口端压力与燃料压力没有必然联系,其数值的减小不会影响CNG质量流量的变化;在0.80~0.95 MPa的燃料压力下,测试位置的CNG当量密度基本稳定在6.1kg·m~(-3),连续测试30km后,CNG质量流量计算值与实测值误差小于5%;经对CNG质量流量修正后,3辆测试车CNG质量流量的变化幅度分别为1.88%、-4.04%和1.71%,因此,采用CNG质量流量计算CNG消耗量更为精确。