高速鐵路站臺屏蔽門氣壓荷載數值分析

崔 濤，孫幫成，張衛華

(1．中國北車唐山軌道客車有限公司，河北 唐山 063035;2．西南交通大學 牽引動力國家重點實驗室，四川 成都 610031)

高速鐵路站臺屏蔽門氣壓荷載數值分析

崔 濤1，2，孫幫成1，張衛華2

(1．中國北車唐山軌道客車有限公司，河北 唐山 063035;2．西南交通大學 牽引動力國家重點實驗室，四川 成都 610031)

為研究高速鐵路站臺屏蔽門氣壓荷載特性，采用滑移網格技術和有限體積法求解氣流N-S方程和湍流k-ε方程，對列車高速通過站臺時屏蔽門不同位置的壓力變化、壓力的最大值和最小值進行計算。計算結果表明：列車高速通過時，屏蔽門上依次出現類似列車交會時的壓力波動;近屏蔽門上的氣壓波動大于遠屏蔽門;頭車進出屏蔽門行車區域時，最大和最小氣壓分別出現峰值，且隨著列車運行速度提高，屏蔽門承受的氣動荷載增大，最大壓力、最小壓力以及兩者差值的最大值出現的位置相同。

高速鐵路 站臺屏蔽門 氣壓荷載 壓力波

高速鐵路站臺通常設有屏蔽門，以保障乘客安全。屏蔽門的主要功能之一就是阻擋列車風。屏蔽門與氣流的作用是相互的，列車高速通過屏蔽門行車區時，屏蔽門上形成壓力波動。目前對屏蔽門的研究主要集中在機械受力和環控方面，關于氣壓荷載的研究較少，尚沒有屏蔽門氣壓荷載的相關標準。本文采用計算流體動力學方法對列車高速通過時的屏蔽門氣壓荷載進行分析，為屏蔽門氣壓強度和氣動疲勞分析提供氣動荷載數據，為防止氣壓荷載對既有屏蔽門結構造成破壞和新型屏蔽門設計提供參考。

1 模擬工況

選用現已投入運營的高速動車組列車作為模型列車，站臺為高架站臺。仿真開始時列車到屏蔽門的縱向距離為85 m，屏蔽門區域縱向長度為220 m，站臺總長度為230 m，高架站臺到地面的距離為18 m;屏蔽門高度2.10 m，其上部固定裝置的高度為0.55 m，站臺邊緣到鄰近線路中心線的橫向距離為1.75 m，屏蔽門到站臺邊緣的橫向距離為0.90 m;站臺面至鋼軌軌面的垂向距離為1.20 m。高架站臺屏蔽門站臺示意如圖1。

圖1 高架站臺屏蔽門站臺示意

列車以250，350 km/h的運行速度通過高架站臺屏蔽門，計算流場結構和屏蔽門的氣壓荷載。

2 數值方法

采用計算流體動力學的有限體積法，根據質量、動量和能量守恒定律，對站臺及周圍的流場列出控制方程如下

式中，t為時間，ρ為空氣密度，U為速度矢量，φ為流場通量，S為源項，Γ為擴散系數。φ因方程不同而不同:當式(1)表示連續方程時，φ=1;當其表示動量方程時，φ分別代表3維坐標系中 x方向的速度u、y方向的速度v和z方向的速度w;當其表示湍流兩方程時，φ分別表示湍動能k和湍動能耗散率ε;當其表示能量方程時，為流體溫度T。

3 流場分析模型

為了簡化計算，忽略列車表面的凸起部分如受電弓、轉向架等，建立包含高架站臺、雨棚和屏蔽門的流場分析模型。列車運行速度較高，其周圍為高雷諾數湍流流場，采用標準k-ε方程湍流模型模擬。列車兩種運行速度的馬赫數＜0.3Ma，忽略空氣介質的可壓縮性。

計算網格區域由兩部分組成:包含地面、高架橋、屏蔽門和雨棚的部分以及包含列車的部分。前者靜止不動，后者以設定速度通過靜止的屏蔽門。兩個網格區域由4個交互面連接實現數據傳遞。列車周圍較小區域及站臺兩端小部分區域的劃分采用四面體網格，其余采用六面體網格。

4 模擬結果及分析

4.1 流場特性

列車分別以250，350 km/h的運行速度通過站臺屏蔽門，得到時間和空間域的流場特征參數。模擬結果表明:屏蔽門、站臺和雨棚均受到列車周圍壓力梯度的影響，頭車頭部前端周圍區域的正壓區域在近屏蔽門上形成正壓，頭車頭部到車身過渡段周圍的負壓區域在屏蔽門上形成負壓。列車尾部周圍的正負壓區在屏蔽門上形成相應的壓力梯度。列車前端的空氣介質受到排擠，快速向四周流動，在屏蔽門和站臺處受阻。同時列車后端的空氣介質受到拖扯，氣流流動受到屏蔽門的影響。

進一步分析表明:除了列車頭尾部壓力梯度對屏蔽門造成影響外，車體連接處和轉向架周圍的壓力梯度也在屏蔽門上形成了壓力梯度。

4.2 壓力波動

在左右兩個屏蔽門上不同位置布置43個壓力監測點，如圖2所示。這些監測點到站臺面的垂向距離為1.3 m。列車高速通過時，各監測點依次出現壓力波動，與列車交會時壓力波動形狀相似。圖3為近屏蔽門壓力監測點壓力波動，這些監測點處在屏蔽門的端部和縱向中心位置。

圖2 屏蔽門壓力監測點布置(單位:m)

圖3 近屏蔽門監測點壓力波動(250 km/h)

列車周圍的壓力梯度不同，在屏蔽門上形成的壓力波動亦不同，頭車頭部的影響大于尾車尾部的影響。壓力波動的頭波大于尾波。頭尾波之間的壓力波動是由車體連接的間隙造成的。近屏蔽門上的壓力梯度大于遠屏蔽門壓力梯度，分析屏蔽門壓力應選擇近屏蔽門。

4.3 氣壓最大值與最小值

為了考察氣流對屏蔽門的影響，實時監測了列車通過過程中遠、近屏蔽門的最大壓力和最小壓力，見圖4。列車頭尾部進出屏蔽門區域時，出現氣壓最值，列車完全在屏蔽門區域內行駛時，屏蔽門最大氣壓和最小氣壓基本保持不變。由于列車前部的正壓氣團的影響，列車即將進入車站而還沒有進入車站時，最大壓力開始逐漸增大。頭尾車駛入或者駛出站臺時，最大與最小壓力出現小幅度波動。當頭車在站內行使時，最大與最小壓力均是頭車頭部周圍氣流造成的;頭車駛出而尾車沒有駛出時，最大與最小壓力是尾車尾部周圍氣流造成的。當最大與最小壓力由同一氣團造成時，基本保持為一恒定值。

圖4 屏蔽門壓力變化

列車交會壓力波為表面波動相鄰正負峰峰值的差值，同樣，這里將監測點壓力波動與屏蔽門最大、最小氣壓一起作為屏蔽門氣動荷載指標。當列車以250，350 km/h的速度通過車站屏蔽門時，屏蔽門表面最大、最小氣壓及監測點壓力波動值如表1所示。

表1 屏蔽門氣壓 Pa

由表1可見:當列車以250 km/h的速度通過車站屏蔽門時，近屏蔽門最大氣壓出現在列車頭部駛入屏蔽門區域時，為607 Pa;最小負壓出現在列車頭部駛離屏蔽門區域時，為－608 Pa;屏蔽門監測點壓力波動的最大值出現在列車頭部駛入屏蔽門區域時，為1 158 Pa。遠屏蔽門最大氣壓出現在列車頭部駛入屏蔽門區域時，為196 Pa;最小氣壓亦出現在列車尾部駛入屏蔽門區域時，為－170 Pa。遠屏蔽門監測點壓力波動的最大值出現在列車尾部駛入屏蔽門區域時，為320 Pa。

當列車以350 km/h的速度通過車站屏蔽門時，近屏蔽門最大氣壓出現在列車頭部駛入屏蔽門區域時，為1 184 Pa;最小氣壓出現在列車頭部駛離屏蔽門區域時，為 －1 196 Pa;屏蔽門監測點壓力波動的最大值出現在列車頭部駛入屏蔽門區域時，為2 270 Pa。遠屏蔽門最大氣壓出現在列車頭部駛入屏蔽門區域時，為379 Pa;最小氣壓亦出現在列車尾部駛入屏蔽門區域時，為－334 Pa;遠屏蔽門監測點壓力波動的最大值亦出現在列車尾部駛入屏蔽門區域時，為622 Pa。

5 結論與建議

本文采用計算流體動力學的有限體積方法對高速列車以不同速度通過站臺時的流場結構和屏蔽門氣壓荷載進行了分析，結論如下:

1)列車高速通過時，由于列車周圍壓力梯度的移動，屏蔽門上依次出現類似列車交會時的壓力波動;近屏蔽門上氣壓波動大于遠屏蔽門。

2)頭車進出屏蔽門行車區域時，最大、最小氣壓分別出現峰值，且隨著列車運行速度提高，屏蔽門承受的氣動荷載增大，不同速度下最大壓力、最小壓力以及兩者差值的最大值出現的位置相同。

建議建立屏蔽門彈性結構模型，施加氣動荷載，進行氣動強度和疲勞分析，為既有屏蔽門結構分析和新型屏蔽門結構設計提供參考數據。

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U216．41+3;U238

A

10．3969/j．issn．1003-1995．2013．04．44

1003-1995(2013)04-0142-03

2012-06-20;

2013-01-16

國家科技支撐計劃項目(2009BAG12A01)，國家973計劃項目(2011CB711100);國家自然科學基金(50823004)

崔濤(1978— )，男，山東成武人，博士。

(責任審編 李付軍)