基于OpenFOAM地鐵隧道防火門的活塞風作用時變特性研究

摘"要"為了研究地鐵隧道聯絡通道防火門表面的活塞風壓特征，基于OpenFOAM開源軟件，建立了地鐵隧道三維非穩態流動模擬模型，并使用動網格方法模擬了地鐵列車在隧道內的實時運動。通過與既有試驗數據的對比，發現該方法能夠準確地模擬地鐵隧道內的風環境。在此基礎上，建立了完整的足尺地鐵隧道-聯絡通道復合模型，分析了不同行車速度、不同聯絡通道設計和不同測點距離下防火門的表面風壓及其周邊的流動特征。計算結果表明，聯絡通道防火門的表面壓力對行車速度最為敏感，對聯絡通道的幾何形態不敏感，隧道-列車間的剪切流動對聯絡通道內部的流動特征影響較小。

關鍵詞"時變特性，"區間聯絡通道，"活塞風，"動網格，"表面風壓

Study on Time Variant Characteristics of Piston Wind Action on Fireproof Doors of Connecting Passages in Subway Tunnel Based on OpenFOAM

YIN Jing^*"LIU Jianchun

（China Railway First Survey and Design Institute Group Co.，nbsp;Ltd.，"Xi’an 710100，"China）

Abstract"In order to study the characteristics of the piston wind pressure on the surface of the fireproof door in the subway tunnel，"a three-dimensional unsteady flow simulation model of the subway tunnel was established based on the computational fluid dynamics software OpenFOAM，"and real-time movement of the subway train in the tunnel was simulated using the dynamic mesh method. As compared to existing experimental data，"this strategy can correctly reproduce the wind environment in the subway tunnel. Based on this，"a full-scale subway tunnel-communication passage composite model was built，"and the surface wind pressure of the fireproof door and the flow characteristics around the fireproof door were studied under different driving speeds，"different connecting passage designs and different measuring point distances. The calculation results show that the surface pressure of the fireproof door of the connecting passage is the most sensitive to the vehicle speed，"and is not sensitive to the geometry of the connecting passage. The shear flow between the tunnel and the train has little impact on the flow characteristics within the communication tunnel.

Keywords"time variant characteristics，"connecting passages，"piston wind，"dynamic mesh，"surface wind pressure

0"引"言

地下隧道中因列車高速行駛而產生的活塞風效應是一個常見的現象。在封閉的隧道中，列車車頭和車尾產生的壓力波以遠大于列車速度的音速迅速向隧道上/下游傳遞，由此產生的壓力梯度致使上/下游的空氣沿著隧道方向發生運動，形成地鐵活塞風。通常情況下，地鐵活塞風的強弱與列車運行速度、列車氣動外形、列車在隧道中的阻塞比、隧道長度和通風井設置等因素密切相關，地鐵活塞風對乘客舒適度、隧道及站臺內的空氣環境、地鐵區間聯絡通道附屬設施等影響顯著。

圍繞地鐵活塞風的變化特征、應對方法和工程應用，相關領域學者已經開展了大量的針對性研究。任明亮等^［1］對活塞風的形成機制及其作用于地鐵隧道內的空氣流動特性和影響規律進行了分析，并以北京正在運營中的某地鐵為研究對象，比較了SES與CFD商業計算軟件PHOENICS的計算結果，兩者計算結果具有較好的一致性。田衛明等^［2］從活塞風的成因出發，系統的研究了影響活塞風成風大小的因素，對影響活塞風成風的主要因素進行了SES單因素模擬試驗，并指出活塞風成風因素的優化選擇。Kim等^［3］為了分析列車通過引起的地鐵隧道中的非定常三維流動，采用1/20比例的縮尺隧道模型進行地鐵活塞風的實驗，給出了壓力和氣流速度隨時間的變化，并搭建了與實驗場景相同的數值模型進行了數值計算方法的驗證工作，獲得了同實驗數據吻合較好的結果。甘甜等^［4］則以Kim的地鐵活塞風實驗臺為物理模型，使用Gambit軟件建立了其全尺寸模型，利用Fluent軟件建立了相應的活塞風動網格模型，模擬了列車以某一運動規律經過隧道后，隧道內壓力場和速度場的動態變化規律。祝福等^［5］采用計算流體動力學軟件開展了活塞風三維非穩態流動模擬，基于用戶自定義函數定義了列車運行控制與動網格控制程序，搭建了精度更髙的活塞風模擬方法。何磊等^［6］基于有限體積法建立了地鐵車站三維靜態數值計算模型，對列車阻塞隧道時站臺滑動門所受的活塞風壓進行了計算研究。

兩條單線區間隧道應設聯絡通道，相鄰兩個聯絡通道之間的距離不應大于600 m，聯絡通道內應設并列反向開啟的防火門^［7］。聯絡通道及其配套的防火門是隧道內常見的附屬設施，若單條通道內出現火災災情，乘客能夠通過該處迅速疏散至另一側的隧道避險，防火門則能夠確保火災的煙氣被阻隔，提高乘客疏散的成功率。然而，由于地鐵列車發車頻率高，時間間隔短，持續形成的活塞風強度相當客觀，足以對防火門造成破壞，進而引發進一步的設備損傷^［8］。現有的多數研究通過理論分析或實地測量等手段闡述活塞風對防火門的具體影響并提出解決方案。如王明昇^［9］利用區間風壓計算軟件和經驗模型推斷區間防火門易被破壞的主要原因是門體受壓的頻率高，長、大區間遭破壞更嚴重，提出應當完善防火門的設計規范。馮忠強^［10］通過實際測試數據分析，闡述防火門在活塞風作用下產生的抗壓值，為今后制定相關標準提供數據支持。目前的研究更多集中于地鐵隧道內的活塞風特征等，對地鐵隧道-聯絡通道-防火門系統的精細化數值模擬研究較少。當基于既有的研究成果對聯絡通道內氣流和防火門風壓的計算時，往往需要先行評估隧道內的風環境，之后通過經驗模型進行換算，不利于相關設計的優化與迭代。

本文研究背景源于西安某地鐵項目，地鐵列車設計最高運行速度為80 km/h，既有隧道區間聯絡通道防火門存在多種布置方式。為選擇合理的防火門布置形式，有必要建立抽象化的幾何參數模型對諸多影響因素開展針對性研究，搭建參數化的地鐵隧道-聯絡通道-防火門系統數值分析模型，研究聯絡通道內防火門在存在活塞風時的表面壓力與周邊流動的時變特征，分析隧道內活塞風對聯絡通道及防火門的影響。

1"數學模型及分析方法

1.1 不可壓縮流體動力學模型

通常，列車在隧道內的運動速度要遠低于聲速。而當流動速度低于0.3 Ma時，即0.3倍音速。一般將空氣處理為不可壓縮流體。此時，用于描述宏觀流動的Navier-Stokes方程可被寫作

式中：u_i和u_j分別為i（i=1，2，3）和j（j=1，2，3）向的流體速度；x_i和x_j分別為i和j向的坐標；t為時間；p為壓力；ρ為空氣密度；ν為分子黏度；ν_t為湍流黏度（又稱渦黏度）。

湍流黏度ν_t表征渦流引發的切應力水平，其在雷諾時均模型（RANS）中被用于封閉流體的動量方程。考慮到地鐵列車的氣動特征，本文使用realizable k-ε模型計算的湍流黏度ν_t，該模型發展自標準k-ε模型，被認為能夠在分離、旋轉等復雜流動的情形下較為準確地捕獲流場結構

式中：A₀和A_S為半經驗參數，需要通過簡單流動實驗進行標定^［11］；U^*為反映流體內部應變和旋轉水平的高階項^［11］；k為湍動能；ε為湍流耗散率。

本文使用開源計算流體力學程序OpenFOAM v2206中的pimpleFoam求解器^［12］對上述方程進行數值求解。pimpleFoam是OpenFOAM標準組件中的基于瞬態不可壓縮流動的湍流求解器，其采用的PIMPLE算法結合了PISO和SIMPLE兩大經典算法。該算法能在單個時間步內進行多次SIMPLE亞松弛迭代實現偽瞬態求解，極大地改善了較大庫朗數情形下的計算穩健性，而在庫朗數較小時，該算法亦能退化為PISO算法以加速計算收斂，具有很好的伸縮性。

1.2 動網格模型和壓力系數

列車在隧道中的行進是一個相對運動的過程，因此在模擬計算中需要實時地調整計算網格。由于運動范圍極大，基于僅對運動節點進行光順而不發生拓撲改變的經典動網格模型（smooth）無法滿足計算要求，而激進的網格重構（remesh）實現難度大且難以控制網格質量。考慮到列車本身的幾何拓撲沒有發生改變，且行進方向單一，故本文采用displacement-LayeredMotion組件^［13］實現網格的運動。該組件等效于ANSYS Fluent中的動態層鋪法（dynamic layering），其能夠在網格增長的位置處對過長的網格進行分裂，在網格縮短的位置處對過短的網格進行合并。

計算分析中所有用于描述壓力的數值均采用壓力系數表示，壓力系數C_p是流體力學中的常見無量綱數，用于描述流場中壓力的相對水平，其數值為靜壓力和參考壓力的比值

式中：ρ為空氣密度；U_ref為參考風速，文中參考風速取為列車行進速度。

1.3 方法驗證

參考Kim^［3］開展的地鐵活塞風實驗，對上述的數值方法進行驗證。該地鐵活塞風實驗臺采用1/20的縮尺比，斷面寬為210 mm、高為250 mm，全長為39 m，見圖1（a）。沿列車行進方向共有4個壓力監測點PT1、PT2、PT3和PT4，它們分別位于8.5 m、15.5 m、23.5 m和30.5 m處。在實驗過程中，列車在3 s內從0 m/s勻加速至3m/s，并維持8 s的勻速運動，最后在3 s內從3 m/s勻減速至0 m/s，見圖1（b）。圖1（c）和圖1（d）展示了壓力測點PT1和PT4處的壓力系數實驗值和壓力系數模擬值的時變曲線。PT1測點的壓力時變曲線在列車車頭未通過測點時，由于正在經歷加速過程，呈現顯著增長的正壓力，其實驗值和本文的模擬值吻合較好。但是，Kim在文章中提供的模型速度參數表明列車在3 s內從0 m/s勻加速至3 m/s，這是一個速度連續但加速度不連續的運動模型，意味著時刻驅動力發生了跳變，導致測點壓力在第一個計算步中的壓力變化很大［圖1（c）］，這與滿足更高階運動連續性的實驗結果形成了一定差異。而在車頭經過測點時，壓力在短時間內轉變為較大的負壓，但又迅速發生回升，維持在較低的負壓水平，該段時間內，實驗值和模擬值呈現相似的變化趨勢，但吻合度欠佳。而在末尾階段，當列車開始減速時，壓力進一步回升，最終基本歸零，此段的實驗值和模擬值吻合同樣良好。而PT4測點由于壓力波動相對PT1測點要偏小，因此模擬值和實驗值在全段都具有很好的吻合度。可見本文采用的數值方法開展的仿真案例與實驗結果總體吻合較好，但在壓力波動變化較大時可能存在失真現象。

2"地鐵隧道的計算模型

2.1 幾何模型

為了建立地鐵隧道-聯絡通道-防火門系統數值模型，設計的地鐵隧道計算模型主要包含三個幾何部分：隧道外側、隧道內側以及地鐵列車，見圖2。地鐵列車的幾何模型被嵌入隧道外側，隧道外側和內側從同一個幾何模型中切割獲得，兩者間存在一個完全吻合的交接平面。

地鐵車型可分為A、B、C三類，分別對應高運量、大運量地鐵和中小型運量輕軌^［13］。本文的計算模型采用較為常見的B型。該車型車寬為2.8 m，高為3.7 m，6節編組總長為124 m。在實際建模中，車體的長寬按照B類車型建模，輪軌接觸部分被簡化為車體，并在車身邊緣處設置了半徑0.3 m的倒角。隧道內壁半徑2.75 m，阻塞比約為0.42，總長取440 m，且聯絡通道位于中部，距離出入口的距離均為220 m。靜止時列車尾部距離入口30 m，列車頭部距離聯絡通道76 m。

西安地鐵隧道區間聯絡通道內設四扇防火門，分析的結構布置形式采用已在西安地鐵應用的A、B兩種結構布置形式，如圖3所示。

本文針對隧道壁與列車壁間的空氣流域，采用Grasshopper構建參數化的幾何模型，并將隧道內部空氣流域的外側和內側進行分割，形成實際數值模擬中的計算域，隨后使用OpenFOAM中的snappyHexMesh組件^［12］進行計算網格繪制，如圖4所示。所有的網格模型均在遠離核心區的位置使用多重細分的笛卡爾網格，并在核心區使用多面體網格，目的是能在確保網格質量與正交性的同時最大化地降低網格數量。實際劃分的最大網格尺寸為0.1 m，最小網格尺寸為0.01 m。此外，考慮到列車表面可能存在較大的速度梯度，因此針對列車壁面繪制3層邊界層，最內側邊界層高度為0.01 m，邊界層擴展率為1.05。

2.2 邊界條件

考慮到地下隧道均設計了通風井以平衡隧道內部和外部大氣的氣壓，因此隧道模型兩端的出入口邊界使用恒定的總壓邊界（p_total=0），即totalPressure邊界條件；當氣流穿過邊界流出時，速度設置為零梯度，當氣流穿過邊界流入時，速度參照相鄰單元的通量進行設置，即pressureInletOutletVelocity邊界條件。其余隧道壁面和列車表面均設置為表面切向流速為0的無滑移墻壁面（U=0）。針對移動的列車壁面，需要注意其表面法向速度非零，但通量應當為零，因此需要進行額外的通量修正，在OpenFOAM中通常使用movingWall邊界來執行此操作^［11］。詳細的邊界條件設定可見表1。

2.3 計算工況

1）"列車行進速度

該研究依托工程項目的地鐵列車最高設計速度為80 km/h。考慮到目前國內已出現了一些以更高速度運行的地鐵線路，如北京地鐵大興機場線、廣州地鐵18號線、成都地鐵19號線等，其最高設計速度達到了160 km/h，因此計算工況考慮列車行進速度時，考慮了更加廣泛的地鐵速度運行區間。本文按照列車行進速度為20 m/s、30 m/s、40 m/s和50 m/s劃分為四個主要工況，時間步長為0.001 s，每隔0.01 s對防火門壁面網格的壓力數據進行面積加權的平均采樣。盡管旨在模擬勻速列車駛過聯絡通道時產生的活塞風效應，但是初始狀態時若直接對列車壁面施加穩定的列車運行速度，初始計算步不容易收斂，因此在最初的數秒內，以10 m/s²的加速度將列車從靜止狀態加速至需要的運行速度。需要注意的是，這個加速狀態是非物理的，其目的是為了在較短的計算時間內獲得穩定的隧道活塞風，同時確保計算的穩健性。

2）"防火門結構布置形式

為研究不同幾何空間內的活塞風形態及其對防火門表面風壓的影響，建立了A、B兩種不同布置形式的聯絡通道防火門結構模型。由于已將隧道和聯絡通道模型區分為獨立的網格模型，并使用cyclicAMI界面進行流場信息溝通，因此在實際計算中，列車和隧道外側的網格是固定的，兩個模型只需要替換外側的聯絡通道網格。在執行動網格計算時，隧道網格的前后兩端被固定，內部的網格點根據指定代碼向前滑動，在每個計算步判斷過長或過短的網格執行分裂或合并操作。在這個階段內，隧道和聯絡通道網格兩側的cyclicAMI界面發生了相對滑動，因此需要在每個時間步重新執行界面處的拓撲映射。

3"計算結果分析

3.1 典型過流斷面

圖5展示了防火門結構布置A時，以30 m/s車速運行5 s時的隧道內列車周圍沿隧道方向的流場特征。

由圖5可知，車頭表面的流速呈現明顯的正值，且最大值與車速相仿，而上方由于分離渦的加速效應產生最高約40 m/s的流速［圖5（b）］，車身與隧道壁之間的流速則呈現為明顯的負值，最小處為-15 m/s。車尾由于活塞效應出現與車速相仿的尾流，且隨著車尾的遠離，流速逐漸衰減，但最終仍然存在約8 m/s的正向流動［圖5（a）］。圖5（d）展示了車頭位置的壓力分布，可以看到法線平行于列車行進方向的壁面外側的壓力為正壓，且最大正壓與動壓的理論數值接近，風壓系數處在1.0左右。而上方車身一側的流動主要表現為剪切形態，因此出現了較明顯的負壓，最小風壓系數約為-2.5。

圖6展示了其他兩個方向上斷面的壓力與速度分布。

圖6（a）和圖6（b）中，在隧道內的-x方向流速達到了18 m/s，但聯絡通道內的流速卻維持在0至6 m/s，這表明隧道內的流動對聯絡通道影響較小，這也進而導致聯絡通道內的壓力分布也相對均勻，圖6（c）、圖6（d）也證實了這一點，這是由于聯絡通道與地鐵隧道的幾何布局相對垂直，導致沿隧道方向行進的活塞風與聯絡通道內的空氣相干性較差。據此可以推斷，在防火門關閉時，列車活塞風對聯絡通道內流場的變化可以忽略不計，防火門受到的壓力主要來源于活塞效應產生的靜壓力而非列車攜帶氣流產生的動壓力。

3.2 防火門表面風壓時變特性

1）"速度的影響

不同行車速度下的，防火門的表面平均風壓系數變化見圖7。

由圖7可知，當車頭尚未經過聯絡通道，可以觀察到列車在勻加速運動時，所有工況中的防火門表面的正壓力發生相同的爬升，表明此時防火門壓力的變動與列車加速度相關。在速度較低的20 m/s和30 m/s的工況中，列車加速完畢后其車頭尚未通過聯絡通道，此時正壓回落至某個穩定水平，其壓力系數保持在0.25和0.4。而在車頭經過聯絡通道時，防火門表面壓力從較大的正壓瞬間轉變為極大的負壓，一直維持到車尾經過聯絡通道，在四組不同列車行進速度工況中，最大的負壓系數分別達到了-0.5、-1.2、-2.5和-4.0。當車尾經過聯絡通道后，防火門表面的負壓力發生衰減，最終穩定在某個水平，但數值仍然為負。這是由于數值模型中并未設置通風井，這導致活塞效應的長期存在。從所有工況中可以看到，最大的正壓發生在列車加速階段，而最大的負壓發生在列車經過聯絡通道的時間段內，且行車速度越高，正壓和負壓的極值也越大。此外，列車通過時防火門產生的最大負壓數值要顯著高于最大正壓數值，這提示了防火門結構在設計時應當針對特定的受力方向進行優化。

2）"防火門結構布置形式的影響

圖8對比揭示了不同聯絡通道布置形式的流場特征。

由圖8可知，聯絡通道內的流動幾乎不受外部活塞風的影響，此處產生的壓力梯度可以忽略不計，見圖8（a）、圖8（b）。最后發現當其余控制因素相同時，A、B兩種不同形狀的聯絡通道內防火門上的表面壓力時變特性幾乎完全一致，如圖8（c）所示，從這個意義上講，兩種結構布置形式無顯著差異，均可選擇。

為進一步了解聯絡通道上不同位置點的風壓狀況，在聯絡通道的中軸線上布置了一系列壓力測點，在列車通過聯絡通道時，測點距離列車壁面的距離為0.1 m、0.2 m直至0.8 m，算例監測了列車車頭通過聯絡通道時產生的最大負壓力，結果表明除了0.1 m距離的監測點的負壓要顯著更大，而其余距離上的監測點的數值隨距離的變化維持穩定，如圖9所示。

由圖9可知，隨著距離的增加，當行車速度位于30 m/s以下時，列車周圍由氣流激發的壓力發生了急劇的衰減；當行車速度位于50 m/s時，不同距離點的壓力系數基本一致，呈水平直線分布。在3.1節的流場云圖中也已經觀察到，隧道內流場和聯絡通道內流場的相關性很低，造成隧道內因車頭快速行進產生的激波無法傳遞到聯絡通道內，這可能是由于聯絡通道和隧道相對垂直的幾何構造造成的，可以認為，其主要來源是地鐵隧道的高阻塞比引起的活塞效應而非車頭運動激發的應力波。故在實際的設計中，可以不予考慮防火門與列車距離對表面壓力帶來的影響。

4"結"論

（1）"列車車頭通過聯絡通道前后時，防火門表面由穩定的正應力迅速轉變為負壓。行車速度越快，正壓和負壓的極值也越大，防火門產生的最大負壓數值要顯著高于最大正壓數值。

（2）"行車速度對防火門的表面風壓影響最為顯著。行車速度為50 m/s時防火門表面最大正壓是20 m/s時的1.5倍，最大負壓則為4倍。

（3）"地鐵隧道的活塞風效應對聯絡通道內流動的影響十分有限，不同的聯絡通道防火門的結構布置形式對防火門表面的風壓造成的波動幅度小于1%。

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