風井緩沖結構參數對地鐵列車氣動性能的影響

孟石，吳再新，唐明贊，熊小慧，孟爽，周丹

(1. 中南大學 交通運輸工程學院 軌道交通安全教育部重點實驗室，湖南 長沙，410075；2. 中南大學 軌道交通安全關鍵技術國際合作聯合實驗室，湖南 長沙，410075；3. 中南大學 軌道交通列車安全保障技術國家地方聯合工程研究中心，湖南 長沙，410075；4. 四川省鐵路產業投資集團有限責任公司，四川 成都，610081)

地鐵列車作為目前城市出行的主要交通工具，具有節省土地、節約資源、減少污染等特點。隨著社會的不斷發展，城市客運的壓力越來越增大，地鐵的運營速度也不斷提高[1-2]，香港地鐵、廣州地鐵三號線、深圳地鐵和舊金山BART地鐵設計最大速度均超過了120 km/h[3-4]。隨著列車速度不斷提高，列車在隧道內運行引起的隧道空氣動力學效應日益顯著[5-6]，尤其當地鐵列車通過隧道風井時(與列車突入隧道的情況類似)，會引起隧道內交變壓力劇增，同時車內壓力也發生劇烈變化，影響地鐵乘客耳部舒適度[7]。因此，亟需對地鐵列車通過隧道風井的空氣動力學問題進行研究，確定地鐵隧道風井緩沖結構合理參數，緩解地鐵列車通過隧道風井時的壓力突變。

緩沖結構多置于高速鐵路隧道入口位置，用來緩解隧道出口的微氣壓波[8]。XIANG等[9-10]對比了開口緩沖結構對高速列車進入隧道產生的初始壓縮波的影響，得到緩沖結構參數與初始壓縮波對應關系的經驗公式。不同緩沖結構形式與參數對列車突入隧道首波壓力波和微氣壓波緩解有不同效果[11-12]。陶偉明[13]對不同洞口緩沖結構形式對高速鐵路隧道洞口微氣壓波的緩解效果進行了研究。駱建軍等[14]對比分析了不同形式洞內緩沖結構下隧道內外氣動效應。ZHANG等[15-16]采用數值模擬方法研究了列車進入隧道產生的壓力梯度和微氣壓波，對比分析了不同參數斜切式緩沖結構對壓力梯度和微氣壓波的緩解效果。

對于地鐵系統，列車由車站開始做勻加速運動，此過程中隧道內壓力波緩慢增加，勻加速過程引起的隧道內交變壓力變化不大[17]。YANG等[18-19]采用數值模擬方法對地鐵列車在相鄰車站之間的隧道內運行的氣動性能進行了研究，對比分析了列車氣動阻力、隧道內交變壓力以及列車風的影響。XIONG 等[20]采用實車試驗方法測量隧道風井對地鐵列車內部和外部壓力變化的影響，詳細分析了壓力變化對乘客耳朵舒適度的影響。楊波等[21]針對地鐵列車變速通過中間風井時的氣動性能進行模擬，對比不同參數下列車表面壓力差異，并對車內乘客舒適性進行評估。

綜上所述，地鐵列車通過隧道風井過程中活塞效應加劇，隧道內會產生大的壓力波動，由于地鐵車幾乎沒有氣密性，列車內外壓力波動相同，當車廂的內部壓力波動超過限值時，可能會導致乘客耳朵不適。而目前對風井緩沖結構的研究多集中在高速列車突入隧道時的微氣壓波方面，對于地鐵隧道風井緩沖結構參數對列車氣動性能影響的研究較少，且隧道風井為地鐵列車帶來的空氣動力效應難以忽視。本研究基于滑移網格技術，模擬地鐵列車從起始車站出發做勻加速運動并以最大速度通過風井時的空氣動力學性能；研究有無緩沖結構、緩沖結構布置方式以及橫截面積對列車表面氣動壓力的影響；通過詳細分析隧道風井緩沖結構參數對列車氣動效應的影響，可為地鐵隧道系統通過風井時的壓力突變的緩解提供指導。

1 數值計算模型

1.1 計算模型及計算域

為了模擬真實的運行狀態，本文數值計算模型采用與實際運營相同的6車編組的地鐵列車，如圖1(a)所示。地鐵列車模型的寬度(W)和高度(H)分別為3.00 m 和3.77 m，列車的截面積為9.47 m2，列車總長為139.28 m，頭尾車車長為23.69 m，中間車車長為22.10 m，地鐵列車的主要尺寸分別如圖1(a)和(b)所示。

圖1 數值計算模型Fig. 1 Computational mode

本文主要考慮隧道風井緩沖結構對列車氣動性能的影響，需要保證列車以最大車速勻速通過風井緩沖結構，風井與車站之間的距離為800.0 m，風井橫截面積為25.0 m2。為了方便分析，將風井前緩沖結構長度定義為L1，風井后緩沖結構長度定義為L2，緩沖結構橫截面積定義為Sh，如圖1(c)所示。由于地鐵在起始車站開始運行時，其屏蔽門處于關閉狀態，因此，將車站簡化成長方體，其長、寬、高分別為160.0、9.2 和6.2 m，車站兩端都設置有車站風井，橫截面積為16.0 m2。隧道橫截面積為Stu=27.8 m2，風井長度為20.0 m，車站風井與外界大氣連通，為了準確模擬外界空氣域，將其設置為邊長為100.0 m的正方體。為了保證流場充分發展，減小隧道出口對隧道內氣動性能的影響，風井后隧道長度為3 000.0 m，具體如圖2所示。

圖2 計算域和邊界條件Fig. 2 Computational domain and boundary conditions

為了詳細分析整個運行過程中列車表面壓力隨時間的變化規律，在列車表面布置壓力測點。由于列車和隧道模型為對稱結構，因此，僅在列車的一側布置壓力測點。對于列車表面，每節列車中間表面均勻布置1個測點，測點距軌面高度為2.5 m，共6個測點。

1.2 網格生成方案

由于地鐵列車外形結構復雜，尤其是轉向架和頭尾車流線型部分，因此，列車周圍采用四面體網格進行離散；整個計算域的其他部分形狀較為規則，采用結構網格進行離散?？紤]到頭尾車部分列車表面壓力變化較大以及風井位置對壓力波傳播的影響，分別對列車頭尾部以及風井緩沖結構附近網格進行局部加密，列車表面網格最小邊長為0.01 m，遠離列車和風井的部分網格邊長約為0.20 m，列車周圍網格如圖3所示。每個工況計算網格規模總數約3 000萬個。

圖3 列車周圍網格Fig. 3 Grid around the train

1.3 邊界條件

計算域的邊界條件見圖2。圖2 中，列車的位置為起始位置，位于車站的中間，為了避免隧道兩側端面和風井頂部計算域對壓力波的反射作用，將隧道兩端出口和外界大氣域邊界條件均設置為壓力遠場，列車表面、隧道、風井以及車站均設置為無滑移壁面邊界條件。

2 數值方法驗證

為了驗證數值模擬算法的準確性，在深圳地鐵11號線車公廟站和福田站之間進行實車試驗，2個車站之間的隧道長度約為2 845 m，隧道截面積為19.82 m2，隧道內設置風井，風井橫截面積為28.52 m2，中間風井緩沖結構長度為32 m，橫截面積為60.14 m2，如圖4 所示。為了減小試驗過程中外界環境對試驗列車的影響，在壓力測試期間只有試驗列車通過該實驗區間，試驗用列車為8車編組的A型地鐵列車，列車寬3.0 m，高3.8 m，列車橫截面積為9.78 m2，8 節車廂總長度為185.6 m，中間車22.8 m，頭車與尾車24.4 m，如圖5所示。

圖4 實車試驗段隧道、風井參數Fig. 4 Parameters of tunnels and airshafts in the full-scale test

圖5 實車試驗模型Fig. 5 Full-scale test model

為測試列車表面壓力隨時間的變化，于每節列車的中間位置布置壓力測點，距離軌道頂面的距離為2.27 m。采用Kulite LL-250-15A 傳感器測量列車表面壓力，該傳感器的測量范圍可達103.24 kPa，靈敏度為0.969 mV/kPa，通過多通道IMC記錄系統和IMC FAMOS軟件進行數據采集和后處理。在現場測量中，采用200次/s的采樣頻率和50 Hz的濾波頻率，可以充分捕捉列車表面壓力峰值，保證瞬時壓力變化真實特性的完整性。列車以勻加速—勻速—勻減速的狀態運行，并以最高車速113 km/h通過隧道風井。

為了驗證數值方法的準確性，按照實車試驗的場景建立數值模型。圖6所示為地鐵列車在隧道中勻速運行并通過風井過程中第7節列車數值模擬與實車試驗壓力時程對比。從圖6可以看出：列車表面壓力在通過隧道風井過程中產生突變(t1～t2區間)。在列車通過風井過程中，由于壓縮波的作用，列車表面壓力迅速上升，且在尾車通過風井產生的膨脹波傳播至列車表面之前達到最大，由于實車試驗線路條件十分復雜，數值模擬結果與實車試驗結果難以完全一致，但二者壓力變化規律是相同的，證明了本文采用的數值模擬方法的準確性。

圖6 壓力時程數值模擬結果與實車試驗結果對比Fig. 6 Comparison of numerical simulation results with full-scale test results of pressure time history

3 結果與討論

本文采用滑移網格的方法模擬列車由車站勻加速出發并以最大速度勻速通過隧道風井的過程。圖7 所示為地鐵列車運行時程圖，其中X為車站-隧道模型關鍵里程點的橫坐標。列車初始位置位于車站中間位置，列車從車站由靜止開始，做勻加速運動，加速度為1 m/s2，在隧道內加速到最大速度120 km/h，然后在隧道內勻速運行并以最大速度通過隧道風井，列車通過隧道風井后仍運行一段時間，直至列車表面壓力趨于平穩。

3.1 風井緩沖結構的影響

風井緩沖結構等效于增大隧道斷面面積，可以減小列車通過風井過程的交變壓力，從而降低列車表面壓力的變化幅值。為了解風井緩沖結構對列車通過風井時氣動性能的影響規律，選擇無風井緩沖結構與風井前后緩沖結構長度均為25 m的工況進行對比分析。圖8所示為有、無緩沖結構時第3 節列車表面壓力曲線(圖中T1時刻為列車表面測點通過風井時刻)。當列車由隧道進入緩沖結構或者通過風井時，由于隧道斷面擴大，產生壓縮波并沿著列車運行反方向傳播，作用到列車表面使其壓力增大(圖中a 區域)，且當風井位置設置緩沖結構時，由于列車到達緩沖結構的時間提前，列車表面壓力上升的時刻更早；當列車表面測點通過風井位置時，由于風井的泄壓作用，測點壓力有短暫下降的趨勢(圖中b 區域)；當列車向前運行通過風井之后，隧道截面減小，由于列車受到壓縮波的影響，列車表面壓力上升；當風井設置緩沖結構時，列車通過緩沖結構與隧道交界面時，會產生膨脹波向列車運行反方向傳播，因此，列車表面測點通過風井的緩沖結構位置時，其表面壓力短暫上升之后會有下降的趨勢；當列車全部通過風井時，列車表面壓力達到最大值(圖中c 區域)；之后，列車尾部通過風井時產生的向前傳播的膨脹波，使列車表面壓力減小。

圖8 有、無緩沖段風井時第3節列車表面壓力變化曲線Fig. 8 Change curves of the third train pressure with or without hood of airshaft

圖9所示為有、無緩沖結構時整個運行過程中列車表面壓力沿車長方向的變化。從圖9 可以發現，在列車運行整個運行過程中，隨測點與頭車鼻尖距離增加，列車表面壓力呈減小的趨勢。由前文分析可知，尾車完全通過風井時，列車表面壓力達到最大，設置緩沖結構時，隧道斷面增大，列車阻塞比減小，因此，緩沖結構可以減小列車壓力變化的最大值；加速過程結束時列車表面壓力達到最小值，壓力最小值主要受2 個方面影響：1) 列車加速階段尾車產生的膨脹波；2) 頭車產生的壓縮波傳播至風井(緩沖結構)反射回來的膨脹波，列車在隧道內加速運行時有、無緩沖結構條件下尾車產生的膨脹波強度相同，設置緩沖結構可以增加反射膨脹波的強度，因此，設置風井緩沖結構時列車勻速運行階段列車表面負壓更大，但整體上壓力數值差異不大。綜合隧道風井有無緩沖結構工況對比分析結果可知，地鐵隧道風井設置緩沖結構可以降低列車通過風井時表面壓力的變化幅值。

圖9 有、無緩沖結構時列車表面壓力沿車長方向的變化Fig. 9 Train surface pressure changes along train with or without hood of the airshaft

3.2 風井緩沖結構布置方式的影響

由前文分析可知，風井前緩沖結構可以使列車壓力上升時間提前，風井后緩沖結構可以降低列車通過風井后表面壓力變化幅值。當風井緩沖段的總長一定時，風井前后緩沖結構的布置方式對列車氣動性能也有很大影響。為了分析這種影響，設置風井緩沖段總長度L1+L2=50 m，對比不同緩沖結構布置方式下列車氣動性能差異，具體工況如表1所示，其中，Stu為隧道橫截面積。

表1 風井緩沖結構布置方式參數Table 1 Layout parameters of airshaft hood

圖10 所示為不同緩沖結構布置方式下第3 節列車表面壓力變化曲線。由前文分析可知，列車表面壓力發生突變的地方分為2個區域：1) 列車通過緩沖結構到通過風井之間的區域；2) 列車到達風井到通過緩沖結構之間的區域。當風井前緩沖結構長度越大時(即L1越大)，列車壓力上升的時間點越提前，列車表面壓力突變相應減緩；當風井后緩沖結構越長時，列車表面壓力變化越小。

圖10 不同緩沖結構布置方式下列車表面壓力變化曲線Fig. 10 Change curves of train surface pressure under different hood layouts

圖11 所示為不同緩沖段布置方式下整個運行過程中列車表面壓力變化。列車由靜止開始在隧道內勻加速運行時，列車表面壓力因受到膨脹波的作用而整體呈下降趨勢；當加速階段結束，列車開始勻速運行時，列車表面壓力在一定范圍內波動，列車表面壓力最小值出現在此階段，不同緩沖結構布置方式下壓力差異不大。列車壓力最大值出現在尾車完全通過風井產生的膨脹波傳播至列車表面之前，當風井后緩沖結構長度越大，列車表面壓力最大值越小。在列車通過隧道風井(緩沖結構)過程，風井周圍流場會因受到多個壓力波的影響而變得更加紊亂，列車表面壓力的最大值和最小值沿車長方向的下降趨勢不同，從而導致列車表面壓力幅值沿車長方向并不完全呈單調遞減，而是大致呈減小的趨勢。當緩沖結構總長度一定時，隨著風井后緩沖結構長度，增加列車表面壓力變化幅值呈減小的趨勢。頭車壓力變化幅值最大，當風井后緩沖結構由0 m 增加至50 m時，頭車表面壓力幅值減小21.5%。

圖11 不同緩沖結構布置方式下沿車長方向列車表面壓力的變化Fig. 11 Train surface pressure changes along train under different hood layouts

3.3 風井緩沖結構橫截面積的影響

風井緩沖結構橫截面積發生改變時，列車通過不同橫截面積緩沖結構時，由于緩沖結構橫截面積與隧道橫截面積之比不同，列車通過緩沖結構段時隧道內產生的交變壓力會有差異，因此，在整個運行過程列車表面壓力變化不同。為了研究結構橫截面積對列車氣動性能的影響，保證風井兩側緩沖結構長度均為25 m，即L1=L2=25 m 條件，對比不同緩沖結構橫截面積下列車表面壓力變化，結果見圖12。

圖12 不同緩沖結構橫截面積下列車表面壓力變化曲線Fig. 12 Train surface pressure change curves of pressure under different cross-sectional areas of hood

從圖12 可知，緩沖結構橫截面積僅改變列車通過風井前的壓力變化率(圖中a 區域)，因此，整個運行過程中不同緩沖結構橫截面積下列車表面壓力變化的最小值差異不大；隨著緩沖結構橫截面積增大，列車通過風井后壓力變化幅值呈減小趨勢。

圖13 所示為不同緩沖段橫截面積下整個運行過程中列車表面壓力沿車長方向的變化。由前文分析可知，在列車整個運行過程中，尾車完全通過風井時，列車表面壓力達到最大，隨著緩沖結構橫截面積增大，列車通過風井緩沖結構時的阻塞比減小，因此，列車表面壓力最大值呈減小趨勢；列車表面壓力最小值主要受風井(緩沖結構)反射回來的膨脹波的影響，不同緩沖結構橫截面積對反射膨脹波強度的影響較?。活^車壓力變化幅值最大，緩沖結構橫截面積對列車表面壓力影響較小，當風井后緩沖結構面積由1.4Stu增加至1.8Stu時，頭車表面壓力變化幅值減小0.99%。

圖13 不同緩沖結構橫截面積下列車表面壓力的變化Fig. 13 Train surface pressure changes along the train under different cross-sectional areas of hood

4 結論

1) 列車在隧道內運行并通過風井的過程中，列車表面壓力最小值出現在列車勻速運行且未到達風井(緩沖結構)之前，列車表面壓力最大值出現在列車完全通過風井產生的膨脹波傳播至列車表面之前。

2) 與無風井緩沖結構相比，在風井前設置緩沖結構可以使列車表面壓力上升時間提前，從而改變列車表面壓力變化率，但是對通過風井前階段中的列車壓力影響較??；在風井后設置緩沖結構等效于減小列車通過風井的阻塞比，可以有效減小列車表面壓力變化幅值。

3) 當風井緩沖結構總長度一定時，隨著風井后緩沖結構長度增加，列車表面壓力變化幅值呈減小趨勢，且當風井后緩沖結構從0 m增加至50 m時，頭車表面壓力幅值減小21.5%，增加風井后緩沖結構的長度可以有效減小列車表面壓力。

4) 不同緩沖結構橫截面積下隧道內壓力波傳播規律相同，緩沖結構橫截面積對列車表面壓力影響較小，隨著緩沖結構橫截面積增加，列車表面壓力變化幅值呈減小趨勢，當緩沖結構橫截面積由1.4Stu(Stu為隧道橫截面積)增加至1.8Stu時，頭車表面壓力變化幅值減小0.99%。