周丹，唐子童，戴小罡，劉漢歆，梅竹

(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.湖南省機場管理集團有限公司 湖南機場建設指揮部，湖南 長沙，410137；3.中鐵第四勘察設計院集團有限公司，湖北 武漢，430063)

近年來，為了提高出行交通的便捷性，越來越多的鐵路車站被設置于地下，以此實現(xiàn)車站與機場、公路等交通樞紐之間的立體換乘。在地下鐵路車站快速發(fā)展的同時，高速列車在車站內(nèi)運行所帶來的空氣動力學問題引起人們的關注，尤其是列車全速越站導致的瞬變壓力問題，其會對車站內(nèi)人員舒適性、安全性、設備耐久性等產(chǎn)生不利影響[1-2]。目前，國內(nèi)外學者對列車通過地下車站所造成的氣動壓力進行了大量研究，這些研究主要是針對未設置減壓豎井的車站。CHUN等[3]通過數(shù)值仿真發(fā)現(xiàn)當列車通過車站時，站臺屏蔽門的壓力幅值與列車速度的平方呈線性關系。KIM[4]對首爾地鐵2 號線某車站屏蔽門的風壓載荷進行了現(xiàn)場測量，分析了不同列車運行模式下車站屏蔽門表面的最大壓力。韓華軒等[5]采用數(shù)值計算的方法分析了隧道長度對高速鐵路地下車站內(nèi)氣動壓力的影響，并提出了最不利隧道長度判別式。LIM等[6]對高速列車通過某地下車站時的瞬態(tài)流場進行了數(shù)值模擬，探究了地下車站內(nèi)屏蔽門開閉狀態(tài)對列車越站瞬變壓力的影響。YUAN等[7]采用數(shù)值模擬方法，分析了地下車站內(nèi)屏蔽門與列車之間的間距對列車側(cè)向力的影響。蔣堯等[8-9]建立了高速列車地下車站氣動效應計算模型，得到了單車通過、列車站內(nèi)交會等工況下站臺處的氣動壓力變化規(guī)律，并且對不同隔離墻長度下高速列車過站氣動效應的影響進行了探究。高偉等[10]以某城際鐵路地下車站為背景，對列車越站時屏蔽門瞬態(tài)壓力變化進行了分析，發(fā)現(xiàn)當車頭和車尾經(jīng)過時，屏蔽門的壓力非均勻分布；而當車身經(jīng)過時，屏蔽門的壓力呈均勻分布。

在高速鐵路長大隧道建設中，經(jīng)常通過修建豎井來改善隧道內(nèi)的氣動環(huán)境[11-12]，研究者發(fā)現(xiàn)在地下車站內(nèi)設置豎井等通風設施同樣可以有效緩解列車通過所導致的氣動壓力。趙小華等[13]通過數(shù)值計算探究了安裝通風井對桃園地下車站內(nèi)瞬變壓力的影響，發(fā)現(xiàn)通風井有效降低了傳入站內(nèi)月臺區(qū)域的壓力波強度，使得月臺內(nèi)的壓力變化幅值大幅度下降；陳赤坤等[14-15]基于數(shù)值仿真，對高速列車從下穿過美蘭站時氣動效應及緩解措施開展深入研究，發(fā)現(xiàn)設置豎井可以使站臺壓力峰值降低10%左右，從而滿足了初步擬定的相應氣動效應標準；LI 等[16]以某地鐵車站為背景，通過數(shù)值計算發(fā)現(xiàn)當車站設置通風井后，列車表面和列車內(nèi)部的壓力變化幅值都較大降低。

綜上可知，當前關于列車越站瞬變壓力的研究中，較少涉及列車高速通過設有豎井的地下車站的研究，并且現(xiàn)有研究主要關注有無豎井對氣動壓力幅值的影響，沒有深入分析豎井作用下列車、站臺不同位置處的壓力分布特性以及豎井面積變化對瞬變壓力的影響。此外，以往人們對地下車站內(nèi)氣動效應的探究主要是采用數(shù)值計算方法，其計算結果受湍流模型、計算參數(shù)、網(wǎng)格質(zhì)量、殘差收斂情況等諸多因素影響，導致結果可信度不高。針對以上不足，本文作者以長贛高鐵黃花機場地下車站為工程背景，利用中南大學空氣動力特性動模型試驗平臺，對不同豎井面積條件下高速列車全速通過地下車站的氣動效應進行模擬試驗，深入探究豎井作用下的列車表面、站臺屏蔽門表面的壓力分布特性，并對豎井面積變化下的列車越站瞬變壓力進行分析。

1 試驗方法

1.1 試驗裝置

試驗在中南大學空氣動力特性動模型試驗平臺上進行。該平臺由上下兩層結構組成，上層是列車模型運行的軌道，下層是列車模型提供動力的二級動滑輪加速系統(tǒng)。實驗時，通過調(diào)節(jié)加速系統(tǒng)，可使列車模型速度最高達到500 km/h。測試系統(tǒng)實時采集列車通過地下車站時的運行速度、各測點壓力[17-18]。該試驗平臺獲中國計量認證(CMA)和中國合格評定國家認可委員會認證(CNAS)[19-20]，能實現(xiàn)列車與周圍環(huán)境之間的相對運動，精確模擬列車行駛時引起的氣動效應。

1.2 試驗模型

實地試驗模型如圖1所示，模型詳細尺寸、列車模型及其壓力測點布置、屏蔽門測點布置分別如圖2、圖3、圖4所示。定義列車運行方向為x軸正方向，以運行線至站臺方向為y軸正方向，垂直地面向上為z軸正方向。由圖2～4 可見：試驗模型分為列車模型、隧道模型、車站模型3部分，考慮到動模型試驗平臺的尺寸，試驗采用的模型比例為1∶30。高速列車模型采用頭車+6節(jié)中間車+尾車8 節(jié)車編組，其長為6.95 m，寬為0.11 m，高為0.13 m。由于試驗重點是模擬列車通過車站時的氣動效應，所以，對隧道模型長度進行了適當縮短，設置其長度為10 m。車站模型長度為15 m。

圖1 實地試驗模型Fig.1 Diagrams of field test model

圖2 模型尺寸Fig.2 Model size

圖3 列車模型及其壓力測點布置圖Fig.3 Train model and pressure measuring points layout

圖4 屏蔽門測點布置圖Fig.4 PSD measuring points layout

考慮到現(xiàn)實中屏蔽門表面的承壓性能要比列車表面弱，并且屏蔽門承擔著確保站內(nèi)人員安全的重要作用，為了使豎井對屏蔽門的減壓效果更加明顯，在車站模型內(nèi)設置豎井時盡量使豎井位置靠近站臺兩側(cè)的屏蔽門，具體位置如圖2所示。豎井開口形狀設置為正方形，豎井模型高度設置為0.6 m。

由于動模型體積與實車體積相差甚遠，要使縮比動模型試驗測得的數(shù)據(jù)具有可比性，就必須滿足一定的相似性準則。對于模擬列車繞流特性的試驗而言，主要是保證馬赫數(shù)Ma與雷諾數(shù)Re相似[21-22]。由于試驗與實車運行時的介質(zhì)都是空氣，且列車運行速度相同，因此，這2個流場的馬赫數(shù)相等。模型列車運行速度為300 km/h，對應的雷諾數(shù)為6.99×105，大于臨界雷諾數(shù)，因此，試驗處于自模擬區(qū)，滿足雷諾數(shù)相似性要求[23]。

1.3 測試系統(tǒng)與測點布置

動模型試驗測試系統(tǒng)由車載測試系統(tǒng)和地面測試系統(tǒng)組成，2個獨立的子系統(tǒng)在控制系統(tǒng)的同步控制信號作用下協(xié)調(diào)工作，完成試驗過程各參量的動態(tài)測量、數(shù)據(jù)采集及預處理。車載測試系統(tǒng)用于測量列車表面時程壓力，設備各構成單元位于列車模型內(nèi)部，隨列車一起移動。地面測試系統(tǒng)則用于測量列車模型的行駛速度與車站模型各處表面的時程壓力。其中，列車行駛速度的測量由2個光電傳感器完成，行駛速度等于2個光電傳感器間距與記錄時間差的比值。

本次試驗采用相同的瞬態(tài)壓力傳感器對車表面瞬態(tài)壓力、屏蔽門表面瞬態(tài)壓力進行測量，采樣頻率選用10 kHz，具體壓力測點布置位置如圖3和圖4所示，其中，壓力測點標記為紅色。列車右側(cè)表面上共布置16 個壓力測點(T1～T16)。站臺屏蔽門表面共布置9個壓力測點(S1～S9)，其中測點S1和S8位于站臺左側(cè)屏蔽門，其余測點位于站臺右側(cè)屏蔽門。

1.4 研究工況

為了方便各工況之間的對比分析，定義豎井量綱一面積為A*，

式中：Ashaft為豎井面積；Atunnel為隧道面積，在縮比試驗中，Atunnel=0.11 m2。單車以300 km/h 通過時，各工況設置如表1所示。工況1中站內(nèi)未設置豎井，對應的豎井量綱一面積為0。工況2、3、4、5中站內(nèi)設有豎井，對應的豎井量綱一面積分別為0.09、0.20、0.26、0.36。

表1 研究工況Table 1 Working condition

2 試驗結果及分析

2.1 重復性試驗

列車動模型試驗中的瞬態(tài)壓力測量容易受到各種因素的干擾，為了保證試驗結果的可靠性，必須對試驗數(shù)據(jù)的重復性進行分析。在每個工況下進行15～20次重復試驗，篩選出最接近目標速度的3組數(shù)據(jù)進行重復性分析[18]。圖5所示為無豎井工況的3次重復性試驗的壓力波形，其中取列車鼻尖點進入進站隧道時為零時刻。從圖5可知：列車表面測點壓力、屏蔽門測點壓力的3次試驗壓力波形完全吻合，列車表面測點壓力幅值的最大相對誤差為1.33%，屏蔽門表面測點壓力幅值的最大相對誤差為1.21%。由此可知，動模型試驗數(shù)據(jù)具有良好的重復性，滿足工程研究要求。

圖5 無豎井工況的3次重復性試驗的壓力波形Fig.5 Pressure waveforms of three repetitive tests without shaft conditions

2.2 高速列車越站壓力分布特性

為了研究在車站設置豎井時高速列車越站壓力的分布特性，以下選取豎井量綱一面積為0.20的工況，對列車表面、屏蔽門表面上不同位置測點的壓力變化規(guī)律進行對比分析。

圖6所示為列車表面對稱測點的壓力變化時程曲線。由圖6可知：列車對稱測點的壓力變化規(guī)律基本一致，靠近隧道壁面?zhèn)葴y點的壓力波動相對更加劇烈，形成的壓力幅值也更大，兩側(cè)測點壓力幅值偏差為3.65%。產(chǎn)生上述現(xiàn)象的原因是列車在沿著雙線隧道行駛時，靠近隧道壁面?zhèn)鹊目臻g較小，形成的壓力擾動相對劇烈，而靠近隧道中心側(cè)的空間較大，形成的壓力擾動相對平緩。以下對列車表面壓力進行研究時，僅選擇靠近隧道壁面?zhèn)鹊臏y點進行分析。

圖6 列車表面對稱測點壓力變化時程曲線圖Fig.6 Pressure time history curves of symmetrical measuring points on the surface of train

圖7所示為列車表面壓力變化幅值曲線。由圖7可知：列車表面壓力正、負峰值沿車長方向逐漸減小。這是因為列車前部先進入隧道，受到初始壓縮波及其反射波的影響時間更長，從而導致列車前部表面測點的整體壓力更大。相對而言，列車表面壓力幅值沿車長方向變化不大。

圖7 列車表面壓力變化幅值曲線Fig.7 Pressure variation amplitude curves at train surface

圖8所示為屏蔽門表面對稱測點壓力變化時程曲線。由圖8可知：兩側(cè)屏蔽門對稱測點的壓力變化趨勢相似，壓力波形在部分時刻產(chǎn)生差異。產(chǎn)生這種差異的原因主要是兩側(cè)屏蔽門周圍空間不對稱，其中右側(cè)屏蔽門與周圍墻體形成的空間體積是漸變的，當壓力波傳播至漸變處時會形成反射波，并與后續(xù)的壓力波相互疊加。而左側(cè)屏蔽門與周圍墻體形成的空間是固定的，兩側(cè)的壓力波傳播規(guī)律產(chǎn)生一定差別，最終導致兩側(cè)屏蔽門存在壓差。對比兩側(cè)測點的壓力幅值可知，右側(cè)屏蔽門測點壓力幅值相對更大，兩側(cè)相對誤差為5.21%。

圖8 屏蔽門表面對稱測點壓力變化時程曲線Fig.8 Pressure time history curves of symmetric measuring points at PSD

圖9所示為屏蔽門表面壓力變化幅值曲線。由圖9可知：屏蔽門表面壓力正峰值沿縱向呈增大趨勢，而壓力負峰值沿縱向呈減小趨勢，使得屏蔽門表面壓力幅值沿縱向逐漸增大，屏蔽門兩端測點壓力幅值相對誤差達19.23%。

圖9 屏蔽門表面壓力變化幅值曲線Fig.9 Pressure variation amplitude curves at PSD

圖10所示為屏蔽門表面不同高度測點壓力變化時程曲線。由圖10 可知：屏蔽門表面不同高度測點壓力曲線幾乎重合，壓力幅值最大相對誤差僅為1.59%。這些測點由于縱向位置一致、周圍空間相同，使得壓力波的作用時間和強度均基本相等，最終導致屏蔽門不同高度測點的壓力波形具有較高的重合性。

圖10 屏蔽門表面不同高度測點壓力變化時程曲線Fig.10 Pressure time history curves of measuring points at different heights on surface of PSD

2.3 豎井面積對瞬變壓力的影響

圖11所示為不同豎井面積下頭車表面測點T4壓力變化時程曲線圖。由圖11 可知：當車站內(nèi)設置豎井后，豎井削弱了初始壓力波的強度，并且形成了相反相位的反射波，這些壓力波在列車經(jīng)過車站時相互疊加，使得相比于無豎井工況而言，列車表面形成的Pmax變小，Pmin變大。不同豎井面積下列車表面壓力變化規(guī)律是相似的，豎井面積變化只是改變了壓力峰值，隨著豎井面積增大，Pmax不斷降低，Pmin不斷上升。當豎井量綱一面積由0 增至0.36 時，測點的Pmax降低55.38%，Pmin增大了45.56%，壓力幅值ΔP下降48.87%。

圖11 不同豎井面積工況下列車表面壓力變化時程曲線圖(測點T4)Fig.11 Pressure time history curves of measuring points on surface of train under different shaft area conditions(measurement point T4)

圖12所示為不同豎井面積工況下列車表面壓力幅值曲線。由圖12 可知：隨著豎井面積增大，列車表面各測點壓力幅值都不斷下降；不同測點的壓力幅值下降幅度略有區(qū)別，當豎井量綱一面積A*增至0.36時，距離頭車鼻尖點為2.2 m的T4測點壓降幅度最大，相較于無豎井工況下降了48.87%；距離頭車鼻尖點為6.5 m 的T14測點壓降幅度最小，相較于無豎井工況下降了39.21%；另外，當豎井量綱一面積超過0.26 時，進一步增加豎井面積，列車表面壓力幅值變化不大，當豎井量綱一面積由0.26 增至0.36 時，各測點壓力幅值僅下降2.13%～5.98%。

圖12 不同豎井面積工況下列車表面壓力幅值曲線Fig.12 Pressure variation amplitude curves at train surface under different shaft area conditions

圖13所示為不同豎井面積下屏蔽門表面測點S6的壓力時程曲線。由圖13 可知：隨著豎井量綱一面積增大，屏蔽門表面的Pmax不斷下降，Pmin不斷上升；當豎井量綱一面積從0增至0.36時，測點Pmax降低47.33%，Pmin上升79.76%?？梢姡帘伍T表面Pmin變化幅度明顯增大，不同工況的壓力變化規(guī)律也在Pmin處存在明顯區(qū)別，這是因為屏蔽門表面的Pmin是在列車駛過車站時形成的，由于豎井改變了列車越站所產(chǎn)生的壓力波強度與疊加過程，使得屏蔽門表面的負壓得到明顯降低，壓力波動也變得更加復雜。綜合屏蔽門表面壓力正、負峰值的變化可知，當豎井量綱一面積增至0.36時，測點的壓力幅值ΔP相對于無豎井工況下降了66.68%。

圖13 不同豎井面積下屏蔽門表面測點壓力變化時程曲線(測點S6)Fig.13 Pressure time history curves of measuring points at PSD under different shaft area conditions(measurement point S6)

圖14所示為不同豎井面積工況下屏蔽門表面壓力變化幅值曲線。在同一豎井量綱一面積下，屏蔽門表面壓力幅值沿縱向都逐漸增大；隨著豎井面積增大，屏蔽門表面縱向各測點壓力幅值都不斷下降，當豎井量綱一面積由0 增加到0.36 時，屏蔽門入口端壓力幅值下降幅度更大，最大減少71.07%，屏蔽門出口端壓力幅值下降幅度較小，減少了61.45%；當豎井量綱一面積超過0.26 時，進一步增大豎井面積，并沒有明顯降低屏蔽門表面的壓力幅值；當豎井量綱一面積由0.26增至0.36時，各測點壓力幅值僅下降3.90%～9.55%。

圖14 不同豎井面積工況下屏蔽門表面壓力變化幅值曲線Fig.14 Pressure variation amplitude curves at PSD under different shaft area conditions

3 結論

1)當高速列車以300 km/h 的速度通過設置有豎井的地下車站時，列車兩側(cè)表面對稱測點壓力變化規(guī)律基本一致，其中靠近隧道壁面?zhèn)刃纬傻膲毫Ψ蹈?，兩?cè)測點壓力幅值相對誤差為3.65%；站臺兩側(cè)屏蔽門表面對稱測點壓力變化趨勢是相似的，其中空間具有漸變側(cè)的屏蔽門測點壓力幅值更大，兩側(cè)測點壓力幅值相對誤差為5.21%；同側(cè)屏蔽門表面壓力幅值沿縱向呈增大趨勢，兩端測點壓力幅值最大相對誤差為19.23%。屏蔽門相同縱向位置不同高度的測點壓力幅值相差很小，相對誤差最大不超過1.59%。

2)當高速列車通過地下車站時，在車站內(nèi)設置豎井可以有效減緩列車表面、屏蔽門表面測點的壓力波動，降低壓力幅值。隨著豎井面積增大，列車表面、屏蔽門表面測點壓力幅值均不斷下降。當豎井量綱一面積由0增加至0.36時，列車表面測點壓力幅值降低48.87%，屏蔽門表面測點壓力幅值降低71.07%；當豎井量綱一面積超過0.26 時，進一步增大豎井面積，并沒有明顯降低列車表面、屏蔽門表面的壓力幅值；當豎井量綱一面積由0.26增加至0.36 時，列車表面各測點壓力幅值下降幅度不超過5.98%，屏蔽門表面各測點壓力下降幅度不超過9.55%。