各类吊车起重设备性能参数及外形尺寸.docx
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各类吊车起重设备性能参数及外形尺寸
各类吊车（起重设备）性能参数及外形尺寸
TC6020塔式起重机60m臂起重性能特性
60m臂起重特性曲线
Q（t）
10987654321
0技术性能表
2.55
10
15
20
25
30
35
40
4448
5256
60
B（m）
QY8C全液压汽车起重机起重性能参数表
注：
1、额定负荷中包括吊钩及吊具的质量。
2、表中数值为起重机支腿全伸出，吊臂位于侧方及后方的起重量。
3、作业时的环境条件地面的平整坚实程度，风力的大小及司机的熟练程度，将影响作业时实际安全起重量的数值，使用时对上述因素给予充分的考虑。
QY32C全液压汽车起重机
80吨汽车起重机起重性能表
（一）
深圳市捷力达吊装运输有限公
工作半径（m）2.533.544.555.566.5789.5101111.8121314.6
12.0m18.0m80458045804570456245564050374534.339.431.535.629.127.825.420.820.819.2
19.216.514.714.212.510
主臂起重性能表
吊臂长度（支腿全伸）
24.0m
30.0m36.0m
353535
35273227
29.2272227.2252225.323.22223.721.520.32118.817.717.815.714.6171513.815.613.512.414.712.611.414.212.411.212.511.310.21010
9司
40.0m
44.0m
1818
15.71213.21212.611.411.410.410.69.710.49.59.38.88.57.8吊臂长度
不伸支腿）12.0m15151511.79.586.85.854.33.221.7（
151617.82022232627283031
主要技术参数名称参数全车总重63.00t主臂全伸时长度44.00m主臂全缩时长度12.00m最大仰角82°最大爬坡
16%
9.49.49.48.78.28.18.18.17.76.26.26.26.84.54.54.55.13.43.443
33.51.7
2.21.91.61
80吨汽车起重机起重性能表
（二）
副臂起重性能
支腿全伸在两侧或后部吊装
44m主臂+9.5m副臂5°
44m主臂+15m副臂5°夹
夹角
角工作半径
起重性能工作半径起重性能主臂仰角（m）（t）（m）（t）81.3°10611.5480.4°11612.6480.1°11.35.913478.6°135.214.63.7575.2°
16
4.4
18.2
3.05
7.67.16.35.64.43.92.62.21.91.31.1
能力
最小转弯
半径
最大提升
高度
80t主吊钩
重
80t辅助吊
钩重
6t副吊钩
重
15.40%70.8°58.50m66.0°1t63.8°0.5t58.0°0.25t55.4°203.6243262.7530.31.5321.222.52.5527.22.129.12.05341.2
200吨汽车起重机起重性能表
（一）
主臂起重性能（支腿全伸、360°回转、30t配重伸出）
工作半径（m）2.733.54567891012141618202224262830
15.3m75%85%200*220*180*198*162178*1441581171299810883917279636958
64
26.9m
（1）75%
85%
100110909980887380667361675662465137.541
30.533..525.52820.522.516
17.6
26.9m
（2）75%85%
7077657261675763545951564853434739433538.5303325.527.5212338.4m
75%
85%
5055485346514347.5414537.5413437.529.532.526.52923.52620.522.51718.714.215.611.8139.710.7
44.2m75%
85%
38423639.53437.530332729.524.52722.524.820.522.51920.917.519.215.917.513.514.811.4
12.5
50.0m75%
85%
303328312527.52325.320.522.51920.517.519.215.51714.115.512.71411.4
12.5
3288.8343638404244注：
数值后有*号表示没有其它附加设
备26.9m
（1）表示主臂第一节全伸，二、三节不伸26.9m
（2）表示1-3节臂每节伸出
1/3
200吨汽车起重机起重性能表
（二）
主臂起重性能（支腿全伸、360°回转、30t配重不伸出）
工作半径15.3m26.9m
（1）26.9m
（2）38.4m
（m）75%85%75%85%75%85%75%85%3145160
3.514015441301431001107077510511590996572
6879680886167505577583677457634752
858645560545945509.610.68.18.96.87.55.66.244.2m75%85%58429.810.88.39.177.75.86.44.85.33.84.233.350.0m75%85%
946511038
42
12141618202224262830
4347353825271718.71112.177.73.74.122.2
49544044293221.523.616.217.811.8138.59.46
6.6
424639432831212314.916.410.711.87.88.65.35.83.33.61.61.8
34373235283122241617.611.8139.310.27.17.85.15.63.43.72
2.2
30332831212315.216.711.212.38.99.86.77.455.53.642.22.41
1.1
起重性能表（NK-300）
凯博QTZ系列自升式塔式起重机性能参数表
收稿日期:
2002202228;修改稿收到日期:
20022062111
简介:
张经强3（19712,男,硕士,讲师1
第20卷第5期
2003年10月 计算力学学报
ChineseJournalofComputationalMechanics
Vol.20,No.5October2003
文章编号:
100724708（20030520631205
高速列车外形的气动性能数值计算
和头部外形的改进
张经强31, 梁习锋2
（1.北方工业大学科研处,北京100041;2.中南大学高速列车研究中心,湖南长沙410075
摘 要:
运用流体力学数值计算软件CFX对我国200kmh电动旅客列车的空气动力性能进行了数值模拟计算,针对列车气动外形存在的问题,对列车头部外形进行了改进,并提出了三种列车头部外形改进方案且对其进行了数值模拟研究。
计算结果表明,方案三优于其它两种方案,且较改进前列车的空气动力性能有了较大改善。
关键词:
高速列车;空气动力性能;数值计算;头部外形改进中图分类号:
U27012 文献标识码:
A
1 引 言
自1964年新干线以210kmh速度运营以来,欧洲铁路均以200kmh为目标稳步发展。
20世纪70年代末80年代初,法、英、德都有了时
速超过200kmh的营运裂车,到90年代法国TGV列车试验速度已闯过500kmh大关,达
515.3kmh的最新纪录[1]。
随着列车运行速度的
提高,随之出现的与列车气动性能有关的问题也越来越多,如空气阻力（当车速达到250～300kmh时,空气阻力占总阻力的75%以上[2]
、列车交会桨过隧道产生的空气压力变化、气动噪声以及对周围环境的影响等,均与列车外形的流线程度有关。
为此,还必须进一步优化车体外形,减小空气阻力、交会压力波等对列车的影响。
数值模拟计算是研究高速列车气动性能的一种重要手段,国外在这一方面已经做了大量工作
[3,4]
而且也开发出了多种商
用流体动力学数值计算软件。
我国在这一方面于20世纪90年代刚刚起步,经过近10年的发展,已
取得了一系列成果[5]。
本文运用AEA公司的流体动力学数值计算软件CFX5.3对我国首列200kmh动力集中型电动旅客列车进行数值模拟计
算,针对列车气动外形存在的问题,对列车头部外形进行了改进,并提出了列车头部外形改进方案且分别对其进行数值模拟研究。
2 数学模型
CFX5.3采用非结构网格和有限体积法对计
算区域和控制方程进行离散,并采用全新的耦合算法对速度和压力方程进行同时求解。
本次计算的数学模型采用三维粘性不可压缩雷诺平均应力方程和工程上应用较广的k2Ε双方程湍流模型。
连续性方程
t
+（ΘV=0（1
动量（矢量方程
t
+（ΘV×V-（ΛeffV= P′+（ΛeffVT
（2式中Λeff为有效粘性系数,且Λeff=Λ+Λt,Λ为动力粘性系数,Λt为湍流粘性系数,其中Λt=
CΛΘk2
Ε,CΛ为常数,一般取为CΛ=0.09[6]
;P′为修
正压力,且P′=P+3
Θk;k和Ε值可由k2Ε双方程得出。
湍流动能k方程:
t+（ΘVk-（Ρkk=G-ΘΕ（3湍流动能耗散率Ε方程:
t+（ΘVΕ-（ΕΕ=k
（
CΕ1G-CΕ2Θ
Ε（4
其中CΕ1,CΕ2,Ρk,ΡΕ为常数,其取值一般为[6]:
CΕ1=
1.44,CΕ2=1.92,Ρk=1.0,ΡΕ=1.3.剪切生成项G
的取值一般按下式得出
G=ΛtV（V+VT
-3
V（ΛtV+Θk（5
3 计算结果分析
本文在现有计算机硬件条件下,对计算模型进行了必要的简化,采用两车连挂,列车带有车顶导流罩,忽略受电弓的影响。
由于车底转向架和车头标志灯、头灯以及车门把手、窗户等结构非常复杂,若在计算中不对这些部位进行简化,势必使计算网格数将急剧增大,给计算求解带来困难。
因此计算模型对车底、车头等部位均进行了简化。
由数值计算经验可知,这些简化也是必要的。
另外,由于本文主要研究列车头部外形的气动性能,故简化了列车尾部的风挡部分,采用了头车和尾车直接连挂。
关于列车风挡处气动性能的研究在有关资料中[1]已作过研究。
本文研究的计算模型基本外形尺寸如图1（模型缩比为1∶25
。
计算区域选取如图2所示,计算模型位于计算区域中部,且模型底面距计算区域下底面为10mm,此时计算模型尾流区域长度为1767mm1（坐
标系定义为:
z=0为计算区域下底面,y=0表示纵向对称面,列车模型车头最前点x=0
。
给定入口截面ABCD来流速度为50ms,出口截面EFGH静压为0,计算区域下底面为移动边界条件,其余物面及壁面均为无滑移边界条件。
通过计算,生成面单元10万个,体单元120万个,节点18万个。
其中,面单元为三角形网格,体单元为非结构四面体网格。
为了更多地获得列车表面边界层信息,对列车模型表面进行了附面层控制和网格加密控制。
如图3（a为计算区域局部网格,（b为网格局部放大
。
由数值计算得到了列车周围流场中任意位置的压力分布和速度分布情况,我们可提取任一区域进行压力分析和速度分析。
3.1 表面压力分布
列车表面压力分布可以通过等压线图来分析,如图4（来流速度为50ms。
由图上可以看出,在头车鼻锥点处出现压力最大值,经过鼻锥点后,气流速度加快,压力下降,到列车头部向顶部过渡处及侧墙拐角处负压达到最大值,而当气流到达列车头部向车顶导流罩过渡处（此处为迎风面压力出
现正值,随后当气流越过迎风面到达导流罩上方时气流速度加快,压力下降变为负压;而对尾车,除鼻锥点局部和尾车头部向导流罩过渡处有微正压外,大部分区域为负压,侧墙与尾车头面过渡处及导流罩向车顶过渡处,负压达到最大值
。
3.2 流场速度分布
数值计算不象风洞试验那样受测点数量及位置的限制,可根据研究的需要提取任一位置的速度分布进行分析。
比如,为了更多地了解列车尾部流场情况,则可提取距列车尾部不同位置的横截面速度分布。
下面以入口速度为50ms为例研究列车流场速度分布情况。
3.2.1 头部纵向截面速度分布
图5给出了头车和尾车纵向对称面流场速度分布情况。
从图上可以看出,由于列车头部形状流线形较好,当气流流过列车头部时基本上未出现大的流动分离
。
3.2.2 尾部流场分析
图6给出的是列车产生尾涡的发展情况。
由图可以看出,在距列车模型尾部不同横截面上,都产生了一对比较对称的旋涡,而且涡心较低。
随着横截面离列车模型尾部距离的增大,气流横向流动的流速减小,旋涡的涡强也在减弱,涡核向外移动,并向地面靠近。
这说明这对旋涡在不断地扩散,
能量
也随之在耗散。
（图中尺寸单位为距列车尾部实际
尺寸
3.3 空气阻力分析
得到列车表面压力分布和流场速度分布后,可进一步计算列车受到的空气阻力,这里主要研究作用在列车上的空气阻力系数。
由计算可得,当来流速度为50ms时,作用在模型上的空气阻力系数为0.4300.
4 列车头部外形改进研究
从列车头部外形的气动性能来说有以下不足之处:
一是车顶导流罩与司机室分开,成双拱状;二是司机室侧墙与车体侧墙为同一平面,导致司机室头部向侧墙过渡处曲率变化较大。
由数值计算三维表面压力分布图可以看出,司机室头部向车顶导流罩过渡处出现正压,由于正压的存在,使头车阻力增大。
在侧墙拐角处,由于该处曲线曲率变化较大,气流绕流速度加快,压力变化很大,容易出现流动分离。
为了更好地改善列车空气动力性能,对列车头
部外形进行了改进,提出了三种列车头部外形改进方案,并对其进行了数值模拟计算。
下面分别进行研究。
4.1 动力车头部外形改进方案
方案一:
由于列车头部侧墙拐角处曲线曲率变化较大,该方案对列车头部侧墙进行了改进,即由
原先的直侧墙改为斜侧墙（前端向内斜2°,且斜侧墙分别与车头面和车身面相切,如图7所示（图示
尺寸为列车外形实际尺寸,单位:
mm
。
方案二:
车顶导流罩与司机室分开对列车气动力性能有一定影响,所以该方案对车顶导流罩的位置进行了改进,车头由原先的双拱改为单拱,如图8所示。
方案三:
对列车头部侧墙和车顶导流罩的位置一起改进,侧墙由原先的直侧墙改为斜侧墙（前端
向内斜2°
同时头部外形由原先的双拱改为单拱,即方案一和方案二的结合。
对上述三种方案进行数值模拟计算时,计算区域以及初始条件和边界条件的设定都与改进前模型相同,通过计算,得到了改进后列车气动性能的数值计算结果。
4.2 数据处理
列车模型表面某点上的压力系数定义为
Cp=
q∞
式中Pi表示计算模型表面某点的绝对压力;
P∞表示无穷远处来流静压,即参考压,这里取当地
大气压;q∞表示来流速压,即q∞=2
ΘV2∞,Θ为当地大气密度,V
∞
为来流速度。
作用在列车模型上的空气阻力系数定义为
Cx=
q∞s
式中X表示空气阻力,s表示参考面积。
4.3 改进前后列车表面压力分布对比
由于列车头部外形的改进主要是针对车顶导流罩的位置和侧墙进行的,分别取了列车纵向对称面外轮廓线和距计算区域下底面高122mm处水平截面轮廓线的压力分布来进行对比分析。
如图9和图10
1
由图上可以看出,方案二和方案三头部纵向截面轮廓线压力分布发生了很大的变化,车头向顶部过渡
处的最大负压值（指绝对值明显减小,经过计算,最大负压值（指绝对值比改进前减小了60%。
同时在车头向车顶导流罩过渡处不再出现正压值,压力变化较为平缓。
在侧墙拐角处,方案一和方案三最大负压值（指绝对值也有所减小,经过计算,最大负压值（指绝对值比改进前减小了16.7%。
4.4 改进前后空气阻力分析
改进前后作用在列车上的空气阻力系数如表1所示。
表1 改进前后列车空气阻力系数对比Tab.1 Thebalanceofaerodynamicresistance
coefficientbeforeimprovementandafterimprovementofthetrain
改进前
方案一
方案二
方案三
空气阻力系数
0.4300
0.4012
0.4254
0.3942
由上表可以得出,改进后列车所受到的空气阻力系数都有所减小,其中方案一减小6.7%,方案二减小1.1%,方案三减小8.3%1
综合上述三种方案的对比分析,方案三列车头部外形流线化程度较好。
通过计算比较,方案三列车的气动性能优于其它两种方案。
因此,在进行列车外形优化设计时,应尽量将车体外形设计成流线形,外形曲面曲率不应出现突变或变化过大,避免产生流动分离。
5 结 论
（1本文成功运用流体力学数值计算软件CFX对我国200kmh电动旅客列车的气动性能
进行了数值模拟计算,获得了列车周围流场的大量
信息,如列车表面压力分布、速度场、空气阻力系数等,计算结果可为列车头部外形优化设计提供依据。
（2由数值模拟计算得知:
列车头、尾部压力变
化较大,头车迎风面有较大部分为正压区,司机室空调新风和冷凝风机进风口可布置在这一区域;车身表面压力变化较为平缓,且均为负压。
（3列车尾流中有一对纵向涡产生,随尾流的发展,涡强减弱,涡心降低（逐渐接近轨面,涡核向外移动。
（4针对列车气动外形存在的问题,提出了三种列车头部外形改进方案,通过计算比较,方案三优于其它两种方案,且较改进前列车的空气动力性能有了较大改善。
故在列车外形优化设计研究时,应尽量将列车外形设计成流线形,外形曲面曲率不应出现突变或变化过大,避免产生流动分离。
参考文献（References:
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动力性能数值模拟及风洞试验研究[D].长沙:
中南
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GranduateSchoolofCentralSouth
University,2001.5.（inChinese
[2] BrockieNJW,BarkerCJ.Theaerodynamicdrag
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EngineeringSoftware[DBOL],CopyrightAEATechnologyPlc,1999.
Numericalcalculationofaerodynamiccharacteristicsand
improvementforheadshapeofhighspeedtrains
ZhangJingqiang31, LiangXifeng
2
（1.Scienti
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