黃 莎，于 楊，李志偉，車(chē)正鑫

(1.五邑大學(xué) 軌道交通學(xué)院，廣東 江門(mén) 529020；2.山東職業(yè)學(xué)院 城市軌道學(xué)院，山東 濟(jì)南 250104)

高速鐵路以其高效便捷、舒適安全和綠色環(huán)保等優(yōu)勢(shì)已成為世界各國(guó)重點(diǎn)發(fā)展的對(duì)象。然而隨著列車(chē)運(yùn)行速度、載客量、運(yùn)輸距離的不斷提高，列車(chē)能耗大幅度增加，對(duì)節(jié)能環(huán)保提出新的挑戰(zhàn)。為了保障高速列車(chē)可持續(xù)發(fā)展，建設(shè)資源節(jié)約型、環(huán)境友好型社會(huì)，列車(chē)的節(jié)能降耗研究迫在眉睫。

列車(chē)運(yùn)行過(guò)程中的能耗主要用于克服運(yùn)行阻力，在高速運(yùn)行狀態(tài)下列車(chē)受到的空氣阻力隨速度的平方急劇增加，列車(chē)空氣阻力研究是高速列車(chē)減阻節(jié)能的主要考慮因素[1-3]。在鐵路列車(chē)氣動(dòng)減阻研究過(guò)程中，隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的發(fā)展，大批學(xué)者致力于高速列車(chē)頭型設(shè)計(jì)[4-13]與局部結(jié)構(gòu)優(yōu)化[14-21]的研究，以達(dá)到減阻降噪的目的，取得了一系列實(shí)質(zhì)性的研究成果，大大降低了列車(chē)運(yùn)行阻力。然而傳統(tǒng)的通過(guò)改變外形來(lái)提高列車(chē)氣動(dòng)性能的方法已趨于完善與成熟，并受制造工藝和設(shè)計(jì)要求不斷提高的限制，逐步顯示出其局限性，很難再有新的重大突破。因此，學(xué)者們開(kāi)始致力于探索新型減阻方法。

湍流流場(chǎng)主動(dòng)控制減阻技術(shù)是目前國(guó)際上的前沿研究領(lǐng)域，它在不改變物體外形的前提下，通過(guò)施加適當(dāng)能量激勵(lì)，改變物體周?chē)植磕酥寥至鲌?chǎng)結(jié)構(gòu)，達(dá)到優(yōu)化氣動(dòng)性能的目的[22]。該方法在航空航天等領(lǐng)域已有廣泛應(yīng)用[23-27]，但在地面交通工具領(lǐng)域僅處于探索起步階段。文獻(xiàn)[28]采用大渦模擬的方法研究了25°Ahmed模型尾流特性，提出一種基于半正弦波信號(hào)的非定常噴流主動(dòng)控制方法，與傳統(tǒng)合成射流方法相比具有更有效的減阻效果；文獻(xiàn)[29]采用SSTk-ω湍流模型對(duì)標(biāo)準(zhǔn)25°Ahmed模型的穩(wěn)態(tài)射流減阻開(kāi)展研究，在模型尾部設(shè)置射流孔，分析射流孔孔徑、形狀、射流速度、射流角度等參數(shù)對(duì)列車(chē)氣動(dòng)阻力的影響規(guī)律，得到最佳射流方案減阻13.23%的良好效果；文獻(xiàn)[30]基于Boltzmann法，對(duì)鈍體尾流結(jié)構(gòu)進(jìn)行射流控制，研究在鈍體尾端垂直面的邊界布置射流孔，結(jié)果表明當(dāng)射流與來(lái)流成45°并指向地面時(shí)，具有顯著的減阻效果，當(dāng)射流速度為0.5倍來(lái)流速度時(shí)，減阻率高達(dá)20%。

然而，基于主動(dòng)控制的尾部射流技術(shù)在高速列車(chē)氣動(dòng)減阻方面的研究鮮有記載，本文采用數(shù)值計(jì)算的方法對(duì)高速動(dòng)車(chē)組周?chē)鲌?chǎng)結(jié)構(gòu)和氣動(dòng)阻力的特性進(jìn)行模擬，探索在尾部特殊流動(dòng)部位設(shè)置射流狹縫，研究射流位置、射流速度等變量對(duì)高速列車(chē)流場(chǎng)結(jié)構(gòu)和氣動(dòng)阻力的影響規(guī)律，得到具有最佳減阻效果的射流模式。本文研究成果為高速列車(chē)新型減阻技術(shù)的研究提供了理論基礎(chǔ)，有助于高速鐵路節(jié)能減耗可持續(xù)發(fā)展。

1 數(shù)值計(jì)算模型

1.1 幾何模型

計(jì)算模型采用三車(chē)編組CRH1型高速動(dòng)車(chē)組列車(chē)，見(jiàn)圖1，三節(jié)車(chē)分別表示為頭車(chē)、中間車(chē)和尾車(chē)。本文關(guān)注尾部射流對(duì)列車(chē)氣動(dòng)阻力的影響，因此合理忽略了車(chē)頂空調(diào)、受電弓、車(chē)底轉(zhuǎn)向架、車(chē)門(mén)、車(chē)窗等復(fù)雜的外部構(gòu)件。三車(chē)編組CRH1型列車(chē)總長(zhǎng)L=80 m，寬度W=3.328 m，高度H=4.04 m。

圖1 列車(chē)幾何模型(單位：m)

1.2 計(jì)算區(qū)域及邊界條件

采用有限體積法對(duì)CRH1型高速列車(chē)明線運(yùn)行氣動(dòng)特性進(jìn)行數(shù)值模擬，見(jiàn)圖2。有限計(jì)算區(qū)域的建立用以保證來(lái)流和列車(chē)周?chē)鲌?chǎng)的充分發(fā)展，避免計(jì)算區(qū)域邊界影響列車(chē)周?chē)鷼饬鞯牧鲃?dòng)特性。參考相關(guān)文獻(xiàn)和標(biāo)準(zhǔn)[31-34]，計(jì)算區(qū)域列車(chē)頭車(chē)鼻尖點(diǎn)距離速度入口25H，尾車(chē)鼻尖點(diǎn)距離壓力出口(靜壓為0)54H，計(jì)算區(qū)域?qū)捄透叻謩e為30H和20H；計(jì)算區(qū)域速度入口給定與車(chē)速大小一致、方向相反的入流速度，兩側(cè)面和頂面給定對(duì)稱(chēng)邊界條件，地面設(shè)置為滑移地面，設(shè)定滑移速度與速度入口一致。

圖2 計(jì)算區(qū)域及邊界條件

1.3 網(wǎng)格劃分及無(wú)關(guān)性分析

采用切割體網(wǎng)格技術(shù)對(duì)計(jì)算區(qū)域網(wǎng)格進(jìn)行劃分，該方法能夠在計(jì)算區(qū)域生成高質(zhì)量六面體網(wǎng)格，復(fù)雜邊界區(qū)域生成多面體網(wǎng)格，從而有效減小網(wǎng)格數(shù)量，提高計(jì)算精度。列車(chē)表面網(wǎng)格見(jiàn)圖3(a)和圖3(b)，為了準(zhǔn)確模擬列車(chē)表面附面層流動(dòng)，采用棱柱邊界層技術(shù)對(duì)列車(chē)壁面網(wǎng)格進(jìn)行特殊處理，棱柱層網(wǎng)格大于10層并按1.18的增長(zhǎng)因子向法向方向過(guò)渡，使得黏性效應(yīng)影響范圍內(nèi)有足夠的節(jié)點(diǎn)，同時(shí)控制第一層網(wǎng)格厚度，以保證y+值滿(mǎn)足湍流模型壁面函數(shù)的要求，附面層網(wǎng)格見(jiàn)圖3(c)。由于貼近車(chē)身周?chē)臀擦鲄^(qū)域是列車(chē)周?chē)鲌?chǎng)變化最劇烈的位置，本文采用控制體網(wǎng)格對(duì)列車(chē)周?chē)臀擦鲄^(qū)域網(wǎng)格進(jìn)行加密，見(jiàn)圖3(d)和圖3(e)。

圖3 計(jì)算區(qū)域網(wǎng)格

由于網(wǎng)格疏密程度對(duì)數(shù)值計(jì)算結(jié)果的影響較大，為了保證計(jì)算精度要求，同時(shí)兼顧計(jì)算資源經(jīng)濟(jì)合理，提高計(jì)算效率并節(jié)約成本，本文對(duì)粗糙網(wǎng)格、中等網(wǎng)格、精細(xì)網(wǎng)格三種不同網(wǎng)格密度進(jìn)行了無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，三種密度網(wǎng)格參數(shù)如表1所示，計(jì)算所得y+平均值均在30～300區(qū)間，滿(mǎn)足湍流模型壁面函數(shù)求解條件。

表1 不同網(wǎng)格密度基本參數(shù)

不同網(wǎng)格密度下，分別對(duì)流線型尾車(chē)縱剖面壓力和列車(chē)氣動(dòng)阻力進(jìn)行比較。為了便于分析，在工程上常用無(wú)量綱系數(shù)分別表示為

壓力系數(shù)

Cp=p/(0.5ρU2)

( 1 )

阻力系數(shù)

Cd=Fd/(0.5ρU2S)

( 2 )

式中：p為流場(chǎng)中某點(diǎn)的壓力；Fd為列車(chē)運(yùn)行中所受到的氣動(dòng)阻力；ρ為空氣密度,ρ=1.225 kg/m3；U為列車(chē)運(yùn)行速度，即遠(yuǎn)方來(lái)流風(fēng)速；S為列車(chē)迎風(fēng)最大橫截面積，本文采用高速列車(chē)橫截面面積約為11.36 m2。

三種不同網(wǎng)格密度下的列車(chē)流線型頭、尾車(chē)中心縱剖面表面壓力系數(shù)比較見(jiàn)圖4。圖4中，z為距離軌面高度。不同網(wǎng)格密度列車(chē)氣動(dòng)阻力系數(shù)比較見(jiàn)圖5。由圖4、圖5可以看出：①頭車(chē)流線型部位中心縱剖面壓力系數(shù)沿高度分布相差不大，差值在1%左右。②尾車(chē)流線型部位中心縱剖面壓力系數(shù)沿高度0.2

圖4 不同網(wǎng)格密度下的列車(chē)表面壓力系數(shù)比較

圖5 不同網(wǎng)格密度列車(chē)氣動(dòng)阻力比較

1.4 求解設(shè)置

本文采用Realizablek-ε湍流模型，它對(duì)于旋轉(zhuǎn)流動(dòng)、強(qiáng)逆壓梯度的邊界層流動(dòng)、流動(dòng)分離和二次流有很好的表現(xiàn)。壓力速度耦合采用SIMPLEC 算法求解，控制方程壓力項(xiàng)采用二階迎風(fēng)格式進(jìn)行離散，動(dòng)量、湍流動(dòng)能、湍耗散率均采用QUICK格式；殘差項(xiàng)均設(shè)置至10-6，以保證數(shù)值模擬精度。

1.5 數(shù)值方法驗(yàn)證

為了驗(yàn)證數(shù)值計(jì)算方法的正確性，采用本文所述建模方法和中等網(wǎng)格策略，建立CRH2型動(dòng)車(chē)組明線運(yùn)行氣動(dòng)特性仿真模型，見(jiàn)圖6，與文獻(xiàn)[35]在中國(guó)空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心風(fēng)洞8 m×6 m高速段開(kāi)展的模型試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。試驗(yàn)選用1/8縮比CRH2型高速動(dòng)車(chē)組，路基和軌道模型位于距離風(fēng)洞下洞壁1.06 m的支撐地板上，試驗(yàn)風(fēng)速為60 m/s。圖7給出了數(shù)值計(jì)算所得列車(chē)頭、尾車(chē)中心縱剖面壓力系數(shù)沿長(zhǎng)度方向變化曲線與風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比，由圖7可以看出,數(shù)值計(jì)算結(jié)果和風(fēng)洞試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果的變化規(guī)律一致，數(shù)值計(jì)算所得頭車(chē)中心縱剖面各監(jiān)測(cè)點(diǎn)壓力系數(shù)與風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果相差不大，差值均小于5%；尾車(chē)中心縱剖面各監(jiān)測(cè)點(diǎn)壓力除中部三個(gè)測(cè)點(diǎn)壓力系數(shù)略大于風(fēng)洞試驗(yàn)測(cè)量值，其余各測(cè)點(diǎn)均吻合良好。通過(guò)與風(fēng)洞試驗(yàn)的對(duì)比，驗(yàn)證了本文所采用數(shù)值計(jì)算方法和網(wǎng)格策略正確可信。

圖6 與風(fēng)洞試驗(yàn)對(duì)比數(shù)值計(jì)算區(qū)域(單位：m)

圖7 數(shù)值計(jì)算列車(chē)中心縱剖面壓力系數(shù)與風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

2 列車(chē)尾部射流位置確定

尾部射流主動(dòng)控制方法主要是在流場(chǎng)中施加適當(dāng)?shù)臄_動(dòng)模式，通過(guò)局部能量輸入，改變局部或全局的流場(chǎng)，從而使氣動(dòng)性能顯著改善，主要包括：抑制/促進(jìn)流動(dòng)或邊界層的分離、延遲/加速流動(dòng)的轉(zhuǎn)捩、減弱/加強(qiáng)湍流渦旋等。根據(jù)對(duì)CRH1型高速列車(chē)周?chē)牧髁鲌?chǎng)的分析，可以得到以下特殊流動(dòng)位置。

(1)來(lái)流流經(jīng)列車(chē)鼻尖點(diǎn)時(shí)發(fā)生滯止，此處流速為零，表現(xiàn)為強(qiáng)正壓區(qū)；經(jīng)過(guò)該點(diǎn)后，空氣向列車(chē)頂部和兩側(cè)加速流動(dòng)，壓力迅速下降，至流線型與等截面車(chē)身過(guò)渡位置負(fù)壓最大，稱(chēng)為強(qiáng)負(fù)壓區(qū)；隨后氣流流經(jīng)等截面車(chē)身部位，壓力再次回升為平穩(wěn)、較小的負(fù)壓，此區(qū)域稱(chēng)為穩(wěn)流區(qū)域；當(dāng)來(lái)流流至列車(chē)等截面車(chē)身和流線型尾部過(guò)渡部位時(shí)，氣流加速，壓強(qiáng)減小，產(chǎn)生次強(qiáng)負(fù)壓區(qū)；同時(shí)，使附面層突變并脫離列車(chē)表面，見(jiàn)圖8和9，此處設(shè)置適當(dāng)?shù)闹鲃?dòng)控制，將會(huì)對(duì)氣動(dòng)阻力產(chǎn)生較大的影響。

圖8 列車(chē)尾部表面壓力分布

圖9 列車(chē)尾部附面層分布

(2)列車(chē)表面及中心縱剖面流線分布見(jiàn)圖10。由圖10可見(jiàn)，當(dāng)氣動(dòng)流經(jīng)列車(chē)尾部擋風(fēng)玻璃上方時(shí)發(fā)生流動(dòng)分離，產(chǎn)生渦旋結(jié)構(gòu)，如何有效控制流動(dòng)分離是氣動(dòng)減阻途徑之一。

圖10 列車(chē)表面及中心縱剖面流線分布

(3)基于雷諾平均的列車(chē)尾渦結(jié)構(gòu)分布見(jiàn)圖11。由圖11可見(jiàn)，尾流區(qū)域旋渦結(jié)構(gòu)在尾車(chē)鼻尖點(diǎn)附近脫離列車(chē)表面向遠(yuǎn)方耗散，探索在該位置設(shè)置適當(dāng)?shù)纳淞?，抑制尾流渦旋的脫落，從而降低渦脫氣動(dòng)阻力。

圖11 基于雷諾平均的列車(chē)尾渦結(jié)構(gòu)分布

在列車(chē)尾部三個(gè)位置分別設(shè)置寬度為50 mm射流狹縫，見(jiàn)圖12，位置1位于列車(chē)等截面車(chē)身和流線型尾部過(guò)渡位置、位置2位于尾車(chē)前擋風(fēng)玻璃上方流動(dòng)分離處、位置3位于鼻尖點(diǎn)尾渦脫落處。分別在三個(gè)位置沿狹縫法向法向以不同速度射流，探索其氣動(dòng)減阻效果。

圖12 列車(chē)尾部射流位置

3 不同尾部射流模式對(duì)列車(chē)周?chē)鲌?chǎng)結(jié)構(gòu)和氣動(dòng)阻力的影響

3.1 位置1(列車(chē)等截面車(chē)身和流線型尾部過(guò)渡位置)

在列車(chē)尾部狹小區(qū)域，低速射流對(duì)頭車(chē)和中間車(chē)周?chē)鲌?chǎng)及氣動(dòng)阻力的影響不大，因此僅對(duì)列車(chē)尾車(chē)和整車(chē)氣動(dòng)阻力進(jìn)行分析。減阻率定義為

( 3 )

列車(chē)尾部位置1(列車(chē)等截面車(chē)身和流線型尾部過(guò)渡位置)以不同速度射流時(shí)，尾車(chē)和整車(chē)氣動(dòng)減阻率隨射流速度的變化曲線見(jiàn)圖13。位置1僅以V/U(V為射流速度)<0.14速度射流時(shí)具有減阻效果，且V/U=0.05時(shí)，減阻率最大，列車(chē)以250 km/h速度運(yùn)行時(shí)的尾車(chē)和整車(chē)減阻率分別為10.78%和4.88%，大于或小于該射流速度減阻率均呈減小趨勢(shì)；當(dāng)射流速度V/U>0.14后，列車(chē)氣動(dòng)阻力隨射流速度急劇增大，表現(xiàn)為持續(xù)增阻。

比較不同運(yùn)行速度下，位置1以不同速度射流對(duì)列車(chē)氣動(dòng)阻力的影響，見(jiàn)圖13和圖14。各運(yùn)行速度下，列車(chē)氣動(dòng)減阻率隨射流速度變化規(guī)律一致，均在射流速度V/U=0.05時(shí)氣動(dòng)減阻率最大；隨著列車(chē)運(yùn)行速度的增大，各射流速度下的列車(chē)氣動(dòng)減阻率均呈現(xiàn)逐漸減小的趨勢(shì)。

圖13 不同運(yùn)行速度下，列車(chē)氣動(dòng)減阻率隨位置1射流速度的變化曲線

圖14 位置1不同射流速度下減阻率隨列車(chē)運(yùn)行速度變化

位置1以四種速度射流時(shí)尾車(chē)表面壓力分布、中心縱剖面速度云圖及流線圖與無(wú)射流原型車(chē)比較見(jiàn)圖15和圖16。由圖15和圖16可見(jiàn)：射流位置后方的負(fù)壓區(qū)域面積和負(fù)壓值隨著射流速度的增大逐漸減小，由負(fù)壓帶來(lái)的氣動(dòng)阻力逐漸減?。坏S著射流速度的加大，尾部流動(dòng)分離提前，分離區(qū)域面積增大，抑制了流動(dòng)的再附著，造成尾部正壓值逐漸減小，由于列車(chē)尾部正壓區(qū)域面積較負(fù)壓區(qū)大，因此當(dāng)正壓值減小的增阻效應(yīng)逐漸大于由于負(fù)壓值減小的減阻效應(yīng)時(shí)，位置1射流隨著速度的增大逐漸失去減阻功能。綜上可知，當(dāng)位置1以較小速度射流(V/U=0.05)時(shí)，尾部正壓值減小量小于負(fù)壓值減小量，此時(shí)，減阻效果最佳。

圖15 位置1以不同速度射流時(shí)尾車(chē)表面壓力變化

圖16 位置1以不同速度射流時(shí)尾車(chē)中心縱剖面速度云圖及流線圖

3.2 位置2(尾車(chē)前擋風(fēng)玻璃上方流動(dòng)分離處)

在列車(chē)尾部位置2(尾車(chē)前擋風(fēng)玻璃上方流動(dòng)分離處)以不同速度射流時(shí)，尾車(chē)和整車(chē)氣動(dòng)減阻率變化見(jiàn)圖17。當(dāng)射流速度V/U=0.025時(shí)，尾車(chē)和整車(chē)減阻率接近0，分別為0.04%和0.01%，可知以V/U<0.025速度射流時(shí)，不具備減阻效果；列車(chē)減阻率隨位置2射流速度的增加而逐漸增大，當(dāng)射流速度達(dá)到V/U=0.2時(shí)，氣動(dòng)減阻率達(dá)到最大，列車(chē)以250 km/h速度運(yùn)行時(shí)的尾車(chē)和整車(chē)減阻率分別為6.58%和2.99%；隨后隨著射流速度的繼續(xù)增大，減阻率逐漸降低。由此可知，在尾部位置2以V/U=0.2速度射流時(shí)，具有最佳減阻效果。

圖17 不同運(yùn)行速度下，列車(chē)氣動(dòng)減阻率隨位置2射流速度變化曲線

比較不同運(yùn)行速度下，位置2以不同速度射流對(duì)列車(chē)氣動(dòng)阻力影響，見(jiàn)圖17和圖18。各運(yùn)行速度下，列車(chē)氣動(dòng)減阻率隨射流速度的變化規(guī)律一致；當(dāng)射流速度0.0250.08后，隨著列車(chē)運(yùn)行的速度的提高，各射流速度下的列車(chē)氣動(dòng)減阻率逐漸降低。

圖18 位置2不同射流速度下減阻率隨列車(chē)運(yùn)行速度變化

當(dāng)運(yùn)行速度為250 km/h，位置2以四種速度射流時(shí)尾車(chē)表面壓力分布、中心縱剖面速度云圖及流線圖與無(wú)射流原型車(chē)比較見(jiàn)圖19、圖20。由圖19和圖20可見(jiàn)：隨著射流速度的增大，尾車(chē)負(fù)壓區(qū)域負(fù)壓值逐漸減小；由于在分離點(diǎn)位置附近設(shè)置射流，射流槽上方空氣受射流氣流的影響發(fā)生滯止，流速降低，產(chǎn)生正壓區(qū)，且正壓值隨著射流速度的增大而增加；原分離點(diǎn)后漩渦區(qū)強(qiáng)度略增大，流動(dòng)再附著被抑制，因此射流槽下方的正壓值減小。綜合比較，在射流速度V/U<0.2時(shí)，原正壓區(qū)正壓值減小幅度不大，負(fù)壓值減小和射流槽上方正壓值增大的氣動(dòng)減阻效應(yīng)明顯；隨著射流速度的增大，原尾車(chē)流動(dòng)分離下方區(qū)域和再附著區(qū)域正壓值減小的增阻效應(yīng)逐漸明顯，因此減阻率隨射流速度的增加呈現(xiàn)減小趨勢(shì)。

圖19 位置2以不同速度射流時(shí)尾車(chē)表面壓力變化

圖20 位置2以不同速度射流時(shí)尾車(chē)中心縱剖面速度云圖及流線圖

3.3 位置3(鼻尖點(diǎn)尾渦脫落處)

在列車(chē)尾部位置3(鼻尖點(diǎn)尾渦脫落處)以不同速度射流時(shí)，尾車(chē)和整車(chē)氣動(dòng)減阻率變化見(jiàn)圖21。當(dāng)射流速度從V/U=0.025增大到V/U=0.05時(shí)，減阻率降低，但均非常小(接近0)，氣動(dòng)阻力變化可以忽略不計(jì)；隨著射流速度的增大，減阻率逐漸增大，然而當(dāng)射流速度增加到V/U=0.3時(shí)，尾車(chē)和整車(chē)的減阻率僅為2.11%和0.96%，減阻效果微弱。

比較不同運(yùn)行速度下，位置3以不同速度射流對(duì)列車(chē)氣動(dòng)阻力的影響，見(jiàn)圖21和圖22。各運(yùn)行速度下，列車(chē)氣動(dòng)減阻率隨射流速度變化規(guī)律一致；各射流速度下，列車(chē)氣動(dòng)減阻率均隨列車(chē)運(yùn)行速度的增加而減小。

圖21 不同運(yùn)行速度下，列車(chē)氣動(dòng)減阻率隨位置3射流速度變化曲線

圖22 位置3不同射流速度下減阻率隨列車(chē)運(yùn)行速度變化

當(dāng)運(yùn)行速度為250 km/h，位置3以不同速度射流時(shí)列車(chē)尾車(chē)表面壓力分布、中心縱剖面速度云圖和流線圖與原型車(chē)比較見(jiàn)圖23和圖24。

圖23 位置3以不同速度射流時(shí)尾車(chē)表面壓力變化

圖24 位置3以不同速度射流時(shí)尾車(chē)中心縱剖面速度云圖及流線圖

由圖23和圖24可見(jiàn)：位置3以不同速度射流對(duì)尾車(chē)表面壓力、速度云圖和流線的影響不大，可能的原因包括：①由圖20所示，減阻率仍有隨射流速度逐漸增大的趨勢(shì)，然而設(shè)置更大的射流速度將消耗更多額外的能耗，不利于整體的節(jié)能；②射流的能量遠(yuǎn)小于渦脫能量，不足以克服渦旋脫離列車(chē)表面，需探索抽、吸等更多模式的主動(dòng)控制方式。

3.4 三個(gè)位置射流減阻效果比較

圖25給出了列車(chē)運(yùn)行速度為250 km/h時(shí)，在列車(chē)尾部三個(gè)位置以不同速度射流時(shí)整車(chē)氣動(dòng)阻力的變化，由于位置1以V/U>0.15速度射流時(shí)，氣動(dòng)阻力大幅度增大，為了清晰表達(dá)三個(gè)位置減阻效果的對(duì)比，省去位置1以V/U>0.15速度射流時(shí)的數(shù)據(jù)值。

圖25 尾部三個(gè)位置以不同速度射流時(shí)整車(chē)減阻率變化

從圖25可以看出，在位置3(鼻尖點(diǎn)尾渦脫落處)設(shè)置射流的減阻效果微弱，只有當(dāng)射流速度不斷增大才能緩慢減小列車(chē)氣動(dòng)阻力，從能耗角度考慮不宜作為射流部位；當(dāng)射流速度V/U<0.12時(shí)，位置1(列車(chē)等截面車(chē)身和流線型尾部過(guò)渡位置)射流具有最佳減阻效果，整車(chē)減阻率在V/U=0.05時(shí)約為4.88%；當(dāng)射流速度V/U>0.12時(shí)，位置2(尾車(chē)前擋風(fēng)玻璃上方流動(dòng)分離處)射流減阻效果更顯著，且在射流速度V/U=0.2時(shí)減阻效果最佳，整車(chē)減阻率達(dá)到2.99%。綜上可知，在尾車(chē)位置1和位置2設(shè)置主動(dòng)射流控制，具有較好的減阻效果，從盡可能降低射流能耗角度考慮，位置1最佳。

4 結(jié)束語(yǔ)

本文采用數(shù)值模擬的方法深入分析了簡(jiǎn)化CRH1型高速列車(chē)周?chē)牧髁鲌?chǎng)結(jié)構(gòu)及氣動(dòng)阻力特性，通過(guò)定位尾部特殊流動(dòng)部位，提出一種基于尾部射流控制的氣動(dòng)減阻方法，探索不同射流位置、射流速度對(duì)列車(chē)周?chē)鲌?chǎng)結(jié)構(gòu)和氣動(dòng)阻力的影響規(guī)律，得到具有最佳減阻效果的射流模式：當(dāng)列車(chē)運(yùn)行速度為250 km/h時(shí)，在列車(chē)等截面車(chē)身和流線型尾部過(guò)渡位置設(shè)置50 mm寬射流狹縫，并以0.05倍車(chē)速沿狹縫法向方向射流能夠?qū)崿F(xiàn)尾車(chē)減阻10.78%，整車(chē)減阻4.88%的良好減阻效果，研究成果為高速列車(chē)新型減阻方式的提出提供理論基礎(chǔ)和技術(shù)支撐。