馬福東，王 婷，彭 斌，劉建友

(中鐵工程設計咨詢集團有限公司,北京 100055)

1 概述

近年來，我國高速鐵路建設的發(fā)展勢頭迅猛，截至2018年底，中國高鐵營業(yè)里程達到2.9萬km以上，超過世界高鐵總里程的2/3。由于地理條件的限制，高速鐵路設計中出現越來越多的地下隧道和地下車站。列車在隧道中高速運行時會產生明顯的空氣動力學效應，如隧道壓力波、洞口微氣壓波、氣動噪聲、列車活塞風等，影響列車行車安全。尤其是高速鐵路車站位于地下封閉空間，列車產生的空氣動力學效應更加明顯，對車站運營環(huán)境影響更大[1]。

在高速鐵路隧道空氣動力學方面，國內外學者采用理論分析、模型實驗和數值模擬的方法對隧道內壓力波和洞口微壓波的產生與傳播[2-4]、最大壓力幅值[5-7]、洞口緩沖結構和豎井泄壓作用[8-10]等內容進行了研究。在高速鐵路地下車站方面，目前國外還沒有專門為高速鐵路建設的地下火車站，世界首個列車高速駛過地下車站的案例出現在我國臺灣高鐵上[11]，此外我國?？诘拿捞m機場站、廣深港客運專線福田站[12]也屬于高鐵地下車站，其氣動效應也受到廣泛關注。西南交大的韓華軒[13]和黨明芳[14]分別對美蘭機場的隧道長度和站臺屏蔽門的設置對站內氣動效應的影響規(guī)律進行了研究。這些地下車站的空氣動力學效應研究更多地集中在隧道壓力波、隧道活塞風和表面受力，對安全門模式下的站臺壓力及車站內的乘客安全風速缺乏相關研究。

不同結構形式的地下車站，列車產生的氣動效應也各不相同。城市軌道交通地下車站中多設置屏蔽門[15-16]，八達嶺地下車站設計中同樣考慮設置屏蔽門模式和安全門模式。本文擬針對京張高鐵八達嶺隧道及地下車站，采用數值模擬方法，對車站不同站臺門模式時高速列車經過產生的氣動效應進行研究，為高速鐵路隧道及地下車站的合理設計提供技術和數據支持。

2 計算模型和計算條件

2.1 工程概況

京張高鐵東起北京北站西至張家口南站，新八達嶺隧道是京張高鐵全線控制性工程，全長12.01 km，為雙線隧道，列車設計速度250 km/h，是全線最長、環(huán)保要求最嚴格、工期最緊張的隧道。八達嶺長城站是新八達嶺隧道內的地下車站，車站總長470 m，總寬80 m，地下建筑面積3.6萬m2，軌面埋深102 m，車站兩端渡線段單洞開挖跨度達32.7 m。車站為三層三縱地下結構，自下而上分別為站臺層、進站層及出站層；站臺層采用3個分離的平行洞室，中間為正線，兩側分別為左、右到發(fā)線。車站每個側站臺設2個進站口到達進站通道層，2個出站口到達出站通道層。八達嶺地下車站示意如圖1所示。

圖1 八達嶺地下站示意

2.2 三維數值計算模型

根據八達嶺隧道和地下車站設計方案，建立三維CFD數值計算模型。為節(jié)省計算資源，對模型進行合理簡化，簡化后的三維模型的隧道總長度2 376 m，中間車站長796 m，站臺長250 m，兩邊隧道各長500 m，區(qū)間隧道面積92 m2。數值模型平面示意見圖2，其中1-1斷面為區(qū)間隧道橫斷面，寬12.2 m、高7.54 m。2-2斷面為車站中部橫斷面，其尺寸如圖3所示。區(qū)間隧道至車站隧道由大斷面的咽喉區(qū)相連。

圖2 八達嶺地下車站計算模型 (單位：m)

圖3 車站中部2-2橫斷面 (單位：cm)

圖4 地下車站的數值模型

建立的八達嶺隧道三維CFD數值模型如圖4所示，模型網格總數為250萬個，網格最小尺寸為2.8×10-4m3。京張高鐵設計使用車型為國產的CRH3型列車，編組長度200.67 m，列車模型長度取100 m，建立的車頭及列車模型如圖5所示。列車橫斷面積12.19 m2，列車與隧道的阻塞比為0.132 5，列車運行速度250 km/h。

圖5 CRH3列車車頭及車體模型

2.3 數值計算條件

采用Fluent軟件對建立的三維模型進行模擬計算。首先對未設置站臺門時，通過對多種列車運行方案的研究，得到站臺氣動效應最不利工況；然后針對最不利的列車運行方式，研究有屏蔽門時的站內氣動效應；最后對安全門模式進行計算，分析到發(fā)線列車越行時的站臺氣動效應。

邊界條件的設置：隧道進出口連接一段空氣域，采用壓力遠場邊界條件；隧道壁面邊界采用無滑移邊界條件；列車壁面使用滑移壁面，列車的運動采用動網格模型[17]。

3 結果分析

3.1 無站臺門時車站氣動效應

通過分析，選擇3種典型或不利列車運行方案，包括單車通過、站內會車和咽喉區(qū)會車，詳細信息見表1。在兩側站臺中部靠近隧道邊緣線位置各布置一個測點(圖2)。3種工況下各測點壓縮波峰值、最大瞬變壓力以及站臺最大風速列入表2進行對比分析。

壓力峰值如表2所示，工況2下站臺壓力峰值最大，是工況1最大壓力峰值的近2倍，而工況1與工況3站臺壓力峰值相差不大。車1進入隧道產生的壓縮波(P1)波峰傳播至站臺位置時，車2還未到達隧道入口，并未產生壓縮波，因此對站臺壓力并無影響。

表1 無站臺門時站內氣動效應研究工況

表2 無站臺門時站臺氣動效應統(tǒng)計

表2中工況2下站臺的瞬變壓力最大，約為工況1下站臺瞬變壓力最大值的1倍，比工況3下站臺的瞬變壓力大40%。此外，計算結果表明，工況2站臺的最大風速值最大，約為工況1站臺最大風速值的2.5倍，約為工況3站臺最大風速值的1.6倍?？梢姽r2的站內會車氣動效應影響最大。

3.2 屏蔽門時車站內氣動效應

在3.1節(jié)模型基礎上，全站臺縱向沿站臺邊緣靠近到發(fā)線一側布置長度250 m的屏蔽門，其平面布置圖如圖6所示。到發(fā)線?？苛熊嚢凑?節(jié)列車考慮，設置8處屏蔽門活動部分，其高度2.5 m、寬度3 m。模擬的屏蔽門工作狀態(tài)包括以下3種。

工況4：兩側到發(fā)線均未停靠列車，雙側屏蔽門同時關閉。

工況5：兩側到發(fā)線均?？苛熊嚕p側屏蔽門同時打開。

工況6：線路一側到發(fā)線?？坑辛熊嚕硪粋鹊桨l(fā)線未?？苛熊嚕瑒t線路一側屏蔽門打開另一側屏蔽門關閉。

圖6 站臺屏蔽門平面布置示意(單位：m)

為了掌握列車高速過站時產生的氣動效應對屏蔽門和站臺的影響，在車站兩側站臺中心位置布置測點1和測點2，中間越行線布置測點3，兩側屏蔽門布置測點4和測點5。

表3 各種工況下各測點壓力峰值 Pa

表4 各種工況下各測點瞬變壓力最大值 kPa/3 s

表5 各種工況下各測點最大風速值 m/s

從表3～表5可知，工況4中到發(fā)線無列車?？?，屏蔽門關閉，此時站臺氣動壓力、風速等均為零，說明當屏蔽門完全關閉的時候，站臺位置是不受列車高速過站所產生的氣動效應影響。

對于3種屏蔽門開關工況，工況4中兩側屏蔽門完全關閉時，車站越行線上的壓力值和瞬變壓力都最大，相較于不設置站臺門時，其壓縮波峰值和瞬變壓力都更大。屏蔽門會惡化車站快速通道上的氣動效應。同時，工況4中屏蔽門上所受的氣動壓力達到0.9 kPa。

計算結果表明，當屏蔽門同時打開時的壓力峰值、瞬變壓力峰值、最大風速值均小于單側打開對應的值，表明單側打開屏蔽門氣動效應的影響比同時打開的氣動效應大。

對比工況5與無屏蔽門工況，發(fā)現屏蔽門雙側同時打開時站臺氣動效應相較于不設屏蔽門時的要弱，其壓縮波峰值、瞬變壓力值和速度峰值都要小一些。屏蔽門完全打開時只是指屏蔽門的活動門部分打開，屏蔽門系統(tǒng)的其他部分仍舊能夠緩解站臺位置的氣動效應。

3.3 采用安全門時車站氣動效應

采用屏蔽門時，列車在車站中部會車屏蔽門上會產生約937 Pa的氣動力作用，對屏蔽門的結構會產生較大影響，且在屏蔽門開口處風速可達近10 m/s，對站臺乘客安全影響極大。在保護站臺乘客安全的基礎上，本節(jié)進一步討論在站臺上設置1.5 m高的安全門系統(tǒng)，使到發(fā)線與站臺連通，對站臺進行泄壓和減緩列車風對站臺的作用。設置安全門后的氣動效應介于完全無站臺門和設置屏蔽門之間。

采用安全門時的計算工況，由于列車在中間線單車通過、站內會車和咽喉區(qū)會車時的站臺壓力和列車風結果應比無站臺門時的結果(表2)會稍小，可參考該結果。本節(jié)僅考慮列車單車在到發(fā)線以120 km/h的速度越行時對站臺氣動作用結果。在3.2節(jié)模型基礎上，分析無安全門模型和全站臺設置1.5 m高安全門模型。取到發(fā)線上距安全門0.7 m的測點Ⅰ和站臺內距安全門0.7 m的測點Ⅱ進行分析，結果見表6。

從表6的結果來看，不管是否設置安全門，站內的測點壓力峰值都是一樣的，但是瞬變壓力的峰值有一定程度的減小，說明安全門對降低站內壓力效果不明顯。但與設置屏蔽門相比，設置安全門后的泄壓作用非常明顯，站臺壓力值明顯低于屏蔽門時最大值。設置安全門后，安全門外測點Ⅰ的風速有所增加，而安全門內站臺測點Ⅱ的風速降低，低于5 m/s，與屏蔽門時最大風速近10 m/s相比低很多。主要是因為設置安全門后，靠近列車的測點Ⅰ周圍的流場空間受到安全門的影響，減小了自由空間，導致風速增大；而受到安全門的屏蔽作用，測點Ⅱ受到流場作用減小，所以風速減小。在站臺泄壓和降低站臺風速方面，安全門系統(tǒng)明顯優(yōu)于屏蔽門系統(tǒng)。

3.4 安全門時車站人行通道風速

設置安全門后，車站站臺與隧道相連通，隧道內列車運行產生的活塞風會進一步作用到車站內部區(qū)域，進出站人行通道和站內凈流通面積小的門位置處會受到列車風的影響而產生高風速。

對于本線采用安全門系統(tǒng)時的隧道和車站公共區(qū)列車風作用，前期采用了一維數值模擬計算方法，建立了全線隧道和地下車站公共區(qū)的模型，分別對單車越行全線隧道、車站中部會車和咽喉區(qū)會車進行了分析，模擬計算結果如表7所示。

從結果來看，采用安全門時對于最不利的車站中部會車工況，進出站通道最大風速可達7.6 m/s，低于采用屏蔽門時屏蔽門門口位置的風速。目前并沒有針對高鐵地下車站站臺與站廳連接處的人行通道安全風速標準，僅有地鐵、國鐵的隧道和站臺公共區(qū)的氣動荷載標準、風速標準或安全距離等[18-20]。通過參考距離列車一定距離外的人員安全風速和敞開區(qū)域中人員安全風速，基本可以認為在6 m/s以下對乘客而言是舒適的，行動不會受到影響；6～9 m/s時部分人員會感覺稍不舒適，出現摁衣裙等反應；9～11 m/s時部分人員行動可能受到影響，摔倒可能性?。?1 m/s以上乘客受影響大，行走困難，有一定摔倒風險。采用安全門時計算得到的人行通道最大風速7.6 m/s在安全允許范圍內，僅部分人員感覺稍不舒適。

4 空氣動力學效應引起的問題及設計對策

八達嶺長城站設置在12 km長的新八達嶺隧道內，正線設計時速250 km，過站列車高速通過地下車站時的空氣動力學效應將引起較大的活塞風速、峰值壓力和瞬變壓力，這將對站臺的乘客和機械設備產生不利影響。為了降低空氣動力學效應的不利影響，八達嶺長城站采取了如下設計對策。

(1)采用了三層三縱的分離式群洞結構，過站列車和到發(fā)線列車分別設置在站臺層3個分離的隧道中，利用中隔墻的隔離作用減小過站列車氣動效應對到發(fā)線站臺乘客的影響。

(2)利用車站旅客進出口、防災救援進出口、隧道進出口等洞口泄壓，降低車站列車的氣動效應。

(3)車站兩端的站隧過渡段設置大斷面隧道，有效凈空面積達到335 m2，大幅度降低過站列車在3洞分離口處的氣動效應。

(4)站臺門選用半高安全門，未采用全高屏蔽門，進一步減小活塞風速和氣動壓力，并消除了列車越行時屏蔽門開啟時的高風速影響。

5 結論

采用數值模擬的方法對八達嶺地下車站采用屏蔽門和安全門模式時車站氣動效應進行研究，得到以下結論。

(1)不設置站臺門時，站內氣動效應最不利的工況為列車在車站中部會車，此時，兩輛列車產生的首波波峰與波峰疊加，致使站內氣動效應最為不利，站內壓力最大峰值可達508 Pa。

(2)設置屏蔽門時，列車以中部會車的最不利方式運行，車站中間越行線位置的氣動效應惡化；列車高速過站時，在屏蔽門上產生的氣動壓力最大達到937 Pa，屏蔽門門口位置的風速值最大達到了9.88 m/s，乘客明顯感到不舒適，對人員安全存在一定影響。

(3)設置安全門時，到發(fā)線越行對站臺風壓作用小，最大壓力低于300 Pa，站臺風速在5 m/s以下，站內人行通道風速可達7.5 m/s左右，但仍在安全范圍內。

由此可見，京張高鐵八達嶺地下車站采用分離群洞布置，采用安全門系統(tǒng)消除了人行位置的最不利風速，站臺風壓和站內風速均控制在安全范圍內，是合理的氣動布局方案。