高速地鐵通過隧道車外壓力波研究

陳大偉，丁叁叁，宋軍浩，姚拴寶

(中車青島四方機車車輛股份有限公司，青島 266111)

0 引 言

隨著社會的發展和生活水平的提高，人們的出行壓力越來越大，地鐵作為解決城市交通壓力的有效工具，具有大通勤量和高效率等特點，可以有效地解決城市地面交通阻塞問題，近年來得到了飛速發展。目前各大城市都建有或在建城市軌道交通系統，地鐵列車的最高運行速度也從80 km/h逐漸提高到160 km/h，如廣州地鐵3號線、鄭州地鐵鄭許線最高運行速度120 km/h；成都地鐵18號線最高運行速度140 km/h；北京地鐵大興新機場線最高運行速度160 km/h。

隨著運行速度的提高，隧道內空氣與列車間的相互作用產生的隧道壓力波問題變得越來越顯著。高強度的壓力波由車外傳至車內引起司機和乘客耳膜出現不適癥狀，嚴重時會對人體健康造成影響。目前關于隧道壓力波的研究大多集中在高速動車組方面[1-5]，地鐵列車速度較低時，隧道空氣動力學效應不明顯，對地鐵列車通過隧道產生壓力波的研究較少。梅元貴[6]對特長隧道和中長隧道兩種條件下的車外瞬變壓力和車內壓力波動特性進行研究，歸納了隧道長度、列車速度和氣密性指數對車內壓力變化的影響特性。冉騰飛[7]采用三維非定常數值計算方法對地鐵列車由明線駛入隧道及站間運行時產生的最大車體表面峰峰值進行了分析比較。徐世南[8]對地鐵車輛通過最不利長度隧道時的空氣動力學性能進行數值模擬，得到并分析了車體表面壓力峰峰值與列車速度和隧道凈空面積關系。駱建軍[9]對區間隧道段內設置擴大段+通風豎井組合式緩解設施改變高速地鐵隧道內瞬變壓力的作用進行了研究，結果表明合適的擴大段位置和增大斷面積可以有效的緩解隧道內的壓力和壓力梯度。楊偉超[10]對地鐵內列車的運行過程進行了模擬，分析了中間風井和區間隧道通風對車體壓力的影響。

本文結合高速地鐵運行隧道一般結構，建立地鐵列車模型和隧道模型。采用數值仿真方法對列車通過隧道壓力波進行了仿真分析，研究不同運行速度、隧道斷面面積、編組形式、隧道長度等對車外壓力波動幅值影響規律。

1 數值計算方法

1.1 數學模型

列車通過隧道時，隧道內空氣受到列車和隧道壁面空間的限制而受到擠壓，須將空氣視為可壓縮的理想氣體。因此，計算采用三維、非定常、可壓縮的時均Navier-Stokes方程和標準k-ε兩方程湍流模型。計算采用Fluent 14.0，壓力速度修正采用SIMPLEC算法，對流項采用高階精度的二階迎風格式離散，擴散項采用二階中心格式離散。

1.2 計算模型

計算模型采用采用四輛編組B型地鐵列車，幾何模型做適當簡化，忽略轉向架的影響。列車編組圖如圖1所示，頭、尾車對稱分布，長度均為20 m，中間車長度19 m，橫截面投影面積為9.071 m2。車外壓力測點以四編組為例共16個，其中頭、尾車各5個，每節中間車3個。如果編組加長，頭、尾車測點位置不變，中間車的測點數量依照每節車3個逐漸增加，測點位置位于車廂中間區域。

圖1 列車幾何模型及測點布置Fig. 1 Geometry model of the train and the measurement point layout

隧道模型斷面根據現有斷面情況，如圖2所示。凈空面積為26.63 m2，地鐵B 型車與隧道截面的阻塞比為0.341。

圖2 隧道模型斷面Fig. 2 Cross section of the tunnel model

1.3 計算域及邊界條件

為模擬列車通過隧道的相對運動過程，采用滑移網格法進行模擬。計算域如圖3，外場區域為半圓形遠場，長度為250 m，高度為50 m，寬度為100 m，隧道長度與計算工況保持一致。

圖3 計算區域Fig. 3 Computational domain

采用ICEM CFD劃分計算區域的空間網格，列車模型結構復雜，采用非結構網格進行離散，頭部和風擋區域單獨加密，外場區域采用結構化網格，計算網格如圖4。

圖4 計算網格Fig. 4 Computational grid

邊界條件：外場均為壓力出口，出口壓力為101325 Pa，靠近隧道的兩側壁面均為固壁邊界，列車、隧道和地面也為固壁邊界。若無特殊說明，列車均從距離隧道入口100 m的位置勻速進入隧道。

2 數值方法驗證

為驗證列車隧道壓力波數值計算方法的準確度，利用中國科學院力學研究所的高速列車雙向動模型實驗平臺測試列車通過隧道時的壓力波試驗數據，進行相同工況的數值仿真計算。

考慮到目前缺乏地鐵列車的隧道壓力波試驗結果，且不同類型列車、不同速度等級下的列車隧道壓力波計算方法是相同的。本文數值計算方法驗證采用的列車模型是CRH380A。試驗模型為縮比尺寸為1∶8的三輛編組CRH380A，列車運行速度為310 km/h，隧道長度為60 m，隧道凈空面積為1.56 m2。車體表面測點位于中間車長度方向中心位置，圖5給出了車體表面壓力隨時間變化的試驗數據（紅線）和數值計算結果（黑線），可以看出：數值計算結果與試驗數據的壓力波曲線基本一致，動模型試驗的壓力波幅值為3 556 Pa，數值計算得到的壓力波變化幅值為3490 Pa，相對誤差為1.9%，表明本文采用的計算方法和網格離散方法能夠較為準確的模擬列車通過隧道時的壓力變化。

圖5 列車車體表面測點壓力隨時間的變化曲線Fig. 5 Time variation of the pressure at the measurement points of the train surface

3 計算結果及分析

以下主要對列車速度、阻塞比、隧道斷面形狀、列車編組形式、隧道長度進行分析。

3.1 列車速度

不同速度在最不利隧道長度條件下隧道通過的車外壓力波動曲線如圖6所示。不同速度下隧道壓縮波、膨脹波疊加至車身的變化使測點壓力波動趨勢有所不同。可以看出：運行速度越高，車外壓力波動越顯著；對于頭車和中間車測點，列車進入隧道后產生的第一個車外壓力波動峰峰值最大，對于尾車測點，列車進入隧道時產生的壓縮波對該區域的壓力波動影響可以忽略，而尾車進入后產生的膨脹波對該區域的壓力波動影響較大，列車進入隧道后產生的第二個壓力波動峰峰值對尾車車外壓力波動的影響最大。列車出隧道時產生的車外壓力波動較弱，對列車影響很小。

圖6 列車表面測點在不同運行速度條件下的壓力波動曲線Fig. 6 Pressure fluctuation at the measurement points of the train surface for different running speeds

不同速度等級條件下的車外壓力波如圖7，隧道斷面為矩形斷面，凈空面積為26.63 m2，可以看出：列車運行速度越高，車外壓力波動峰峰值和最大值越大，最小值的絕對值越大；在各個速度等級條件下，越靠近頭車，車外壓力波動越顯著；對于不同速度、不同位置的測點，壓力最小值的貢獻量都顯著大于壓力最大值的貢獻量，即負壓占主導位置；對于壓力峰峰值，列車運行速度越高，壓力峰峰值對速度的變化越靈敏，對于測點H3和M1，車外壓力峰峰值與列車運行速度的2.7次方成正比，對于測點M4，車外壓力峰峰值與列車運行速度的2.6次方成正比，對于測點T1，車外壓力峰峰值與列車運行速度的2.9次方成正比。

圖7 列車表面測點在不同運行速度下的壓力波動幅值Fig. 7 Pressure fluctuation amplitude at the measurement points of the train surface for different running speeds

3.2 阻塞比

阻塞比是指車體正向投影面積與隧道凈空面積的比值，定義為，和分別對應列車橫斷面積和隧道橫斷面積，該參數是影響列車車外壓力波動的關鍵參數之一。為分析阻塞比對隧道壓力波的影響，圖8給出了不同阻塞比條件下的測點M1處的車外壓力波動，可以看出：不同速度條件下，車外壓力波動隨阻塞比的變化趨勢基本一致。隨著阻塞比的增大，最大值、最小值和峰峰值均逐漸增大，且阻塞比越大，車外壓力波動的增大幅度越顯著。從列車以120 km/h通過隧道壓力波數據可以看出：與阻塞比為0.2的車外壓力波動相比，當阻塞比增大為0.45時，車外壓力的最大值、最小值和峰峰值的絕對值分別增大91.4%、75.9%和81.3%。

圖8 不同阻塞比條件下的測點M1壓力波動幅值Fig. 8 Pressure fluctuation amplitude at the measurement point M1 under different blockage ratios

3.3 隧道斷面形狀

圖9給出了最不利長度條件下，運行速度為120 km/h時，列車通過兩種斷面隧道的車外壓力波動。從圖中可以看出：當隧道斷面的凈空面積不變時，隧道斷面形狀的變化對列車車外壓力波動峰峰值、最大值和最小值的影響都可以忽略。

圖9 不同隧道斷面形狀下的測點壓力波動幅值（速度120 km/h）Fig. 9 Pressure fluctuation amplitude at the measurement points for different tunnel cross-section shapes (V = 120 km/h)

3.4 列車編組形式

地鐵車輛的編組形式多樣，對于同一種車型，不同的編組形式導致列車長度發生明顯的變化。四編組、六編組和八編組三種編組形式以120 km/h速度通過最不利長度隧道得到的車外壓力波動如圖10。可以看出：頭車區域測點的車外壓力最大值顯著大于尾車區域測點的最大值，而尾車區域測點的車外壓力最小值顯著小于頭車區域測點的最小值，從頭車到尾車，車外壓力峰峰值逐漸減小。對于不同的編組形式，車外壓力波動的變化趨勢基本一致，編組越長，車外壓力波動越劇烈。對于測點M1，與四輛編組相比，八輛編組列車的車外壓力波動峰峰值、最大值和最小值分別增大12.6%、32.3%和3.5%，可見，最大值的變化幅度最大，最小值的變化幅度最小。

圖10 不同編組形式下壓力波動幅值沿列車長度方向分布（速度120 km/h）Fig. 10 Pressure fluctuation amplitude distribution along the longitudinal direction of the train for different formation forms (V = 120 km/h)

3.5 隧道長度

為了分析隧道長度對隧道壓力波的影響，四編組列 車 以120 km/h通 過500 m、1000 m、2000 m和3000 m四種長度的矩形斷面隧道測點M1處的車外壓力波動如圖11所示。可以看出：隧道長度為2 000 m時，車外壓力波動的最大值、最小值和峰峰值均最為惡劣，從500 m到2 000 m變化時，車外壓力波動的最大值、最小值和峰峰值的絕對值均逐漸增大。與隧道長度為500 m時的車外壓力波動相比，隧道長度為2 000 m時，車外壓力波動的最大值、最小值和峰峰值的絕對值分別增大2.1%、24.8%和17.6%。

圖11 M1測點在不同隧道長度條件下壓力波動幅值Fig. 11 Pressure fluctuation amplitude at the measurement point M1 for different tunnel lengths

3.6 入口緩沖結構

隧道口安裝合理的緩沖結構能夠減弱列車通過隧道時產生的車內外壓力波動，并且可以降低隧道出口區域的微氣壓波。緩沖結構的設計參考城市地鐵隧道緩沖結構型式，緩沖結構為喇叭型，長度為30 m，最大斷面面積為40 m2，并考慮了無開口和開口兩種型式，開口緩沖結構是在無開口緩沖結構的頂部設計了兩個壓力釋放孔，如圖12所示。

圖12 隧道洞口緩沖結構Fig. 12 Hood structures at the tunnel opening ends

圖13給出了不同緩沖結構條件下測點M1處的車外壓力波動曲線，可以看出：各壓力波動曲線的波動形式基本一致，列車進入隧道后產生的第一個壓力波動峰峰值最為劇烈，安裝緩沖結構之后，第一個壓力波形的最大值降低。

圖13 不同隧道緩沖結構下M1測點壓力波動曲線Fig. 13 Pressure fluctuation at the measurement point M1 for different tunnel hoods

表1給出了不同緩沖結構類型對應的車外壓力波動值，可以看出：安裝緩沖結構之后，列車進入隧道時的壓力波的最大值降低，而壓力波的最小值變化不明顯。安裝緩沖結構可減弱列車進入隧道的第一個壓力波峰值，進而有助于降低隧道微氣壓波。

表1 不同緩沖結構類型對應的測點壓力波動幅值Table 1 Pressure fluctuation amplitude at the measurement points for different tunnel hoods

4 結 論

本文針對高速地鐵列車通過隧道過程中車外壓力波動，從運行速度、阻塞比、隧道斷面形狀、列車編組形式、隧道長度、緩沖結構形式方面進行了仿真分析研究，主要得到如下結論：

1）同一列車通過同一隧道，列車運行速度越高，車外壓力波動越劇烈，車外壓力波幅值約與速度2.6～2.9次方成正比。

2）隨著阻塞比的增大，車外壓力的最大值、最小值和峰峰值均逐漸增大，且阻塞比越大，車外壓力波動的增大幅度越顯著。與阻塞比為0.2的車外壓力波動相比，當阻塞比增大為0.45時，車外壓力的最大值、最小值和峰峰值的絕對值分別增大91.4%、75.9%和81.3%。當隧道斷面面積不變時，同一列車以同一速度通過隧道時，斷面形狀對車外壓力波的影響很小。

3）不同的編組形式，車外壓力波動的變化趨勢基本一致，編組越長，車外壓力波動越劇烈。應根據最為關心的列車位置確定最不利隧道長度，對于列車不同位置的車外壓力波動而言，最不利隧道長度也不同，對于工程實際問題，需要具體問題具體分析。

4）安裝緩沖結構之后，列車通過隧道時的壓力波的最大幅值降低，對壓力波的最小幅值變化不明顯。安裝緩沖結構可減弱列車進入隧道的第一個壓力波峰值，進而有助于降低隧道微氣壓波。