地铁活塞风对车站环控速度场的影响

地铁隧道活塞风成风影响因子分析田卫明;翁其能;张建伟;张志敏【摘要】地铁列车在进站或驶离车站过程中产生的活塞效应及其活塞风与地铁通风和能耗关系密切.随着地铁的广泛应用,如何在保证满足站厅和站台层舒适度要求的前提下,尽可能的降低能耗,减少运行费用,是建设和管理部门必须考虑的问题.所以有关活塞风的合理利用对于实现地铁运营节能具有重要的理论价值和实际意义.从活塞风的成因出发,系统的研究了影响活塞风成风大小的因素,对影响活塞风成风的主要因素进行了SES单因素模拟试验,并指出活塞风成风因素的优化选择.这既是合理利用活塞风以实现进一步节能的有效途径,也为地铁设计和运营提供理论上的支持和技术上的参考.%The piston wind and the piston effect, which will be produced when the subway enters or leaves the subway sta tion , have close relationship with the ventilation of railway tunnel and energy consumption of the subway. With the wide ap plication of underground rail transit, how to save energy and money as possible, with the comfort of the stand halls and the platform layers, is a question that the construction and management apartment have to consider. Therefore, the rational utili zation of piston wind has important theoretical and practical significance to achieve saving energy consumption in railway transportation. Starting from the causes of piston wind, the factors which influence the size of piston wind was studied sys tematically. And SES simulation was carried on to explore influencing reasons of the piston wind, and a better choice of the piston wind was pointed out. Rational utilization of piston wind is not only good to achieve further energy-saving effective way, but also providethe theoretical support and provide technical reference for subway design and operation.【期刊名称】《重庆交通大学学报（自然科学版）》【年(卷),期】2012(031)001【总页数】4页(P41-43,47)【关键词】地铁;活塞风;单因素;SES模拟;影响因子【作者】田卫明;翁其能;张建伟;张志敏【作者单位】重庆交通大学土木建筑学院,重庆400074;重庆交通大学河海学院,重庆400074;重庆交通大学土木建筑学院,重庆400074;重庆交通大学河海学院,重庆400074【正文语种】中文【中图分类】U453.5随着目前经济的高速发展，对交通业的要求也越来越高。

编号：AQ-JS-05998( 安全技术)单位：_____________________审批：_____________________日期：_____________________WORD文档/ A4打印/ 可编辑城市地铁活塞风对地铁环境的影响规律与有效应用分析Influence law and effective application analysis of piston wind on Subway Environment城市地铁活塞风对地铁环境的影响规律与有效应用分析使用备注：技术安全主要是通过对技术和安全本质性的再认识以提高对技术和安全的理解，进而形成更加科学的技术安全观，并在新技术安全观指引下改进安全技术和安全措施，最终达到提高安全性的目的。

活塞风通过隧道和出入口引起地铁环境的变化,是地铁能耗的重要影响因素，在过渡季节和冬季充分利用活塞风是实现地铁通风系统进一步节能的有效措施。

风口屏蔽门系统可有效利用活塞风,因其兼具安全、舒适的特点，较之传统的半高安全门系统和屏蔽门系统具有许多优点，重点探讨活塞风对地铁环境的影响规律、活塞风的有效利用对地铁通风空调系统能耗的影响和带风口屏蔽门系统在北方城市的适用性。

某城市地铁概况某城市地铁里程全长26.188公里，全线共设22座车站，其中高架站有8座，地下站有13座，地面车站有1座，站间距离最小为0.784公里，最大为1.624公里，平均为1.225公里，站台有效长度均为120m，站台两端部均有站端风井，每站4条，区间隧道有双跨矩形有中柱(双线单洞)、双跨矩形有隔墙、单跨矩形、圆型盾构四种，车站两端各有两个机械风井，既有线各区间中部均有两个机械风井，列车车厢尺寸长宽高值分别为19.52m、2.8m、3.51m，动车自重37t，拖车自重27t,带司机室车定员252人，一列载额定乘客列车总质量为298.2t。

安装了平均高度为1.4m的安全门，拓宽看乘客在候车时的站立空间,适当减少活塞风对站台的影响，降低列车进出站时产生的噪声，在过渡季和冬季还可以利用活塞风满足车站新风需求。

北方地铁活塞风有效利用研究天津大学环境学院尹奎超由世俊董书芸摘要：地铁活塞风对地铁环控影响复杂，活塞风通过站台和出入口引起地铁能耗的变化，是地铁能耗的重要影响因素。

在过渡季节和冬季充分利用活塞风是实现地铁通风系统进一步节能的有效措施。

本文提出了一种新的屏蔽门形式——带风口屏蔽门，该系统可有效利用活塞风，因其兼具安全、舒适的特点，较之传统的半高安全门系统和屏蔽门系统具有许多优点。

本文就天津地铁车站的大量实测数据分析了既有地铁环控系统下活塞风对地铁环境的影响规律，利用CFD对带风口屏蔽门的系统进行了速度场、温度场，分析了活塞风的有效利用及带风口屏蔽门系统在北方城市的节能性和适用性。

关键词：活塞风,屏蔽门系统,CFD模拟,节能0引言随着城市地铁的迅速发展，地铁环境控制问题也愈来愈引起人们的关注。

地铁列车的运动引起的活塞风使车站通道和站台上的乘客要忍受较高风速的干扰。

列车产生的大量散热以及客流量增高使地铁内温度逐年升高[1]。

如何合理有效地控制利用地铁活塞风，制定出最优的系统运行方案，从而既满足地铁内乘客舒适度要求，保证地铁系统正常运营，又能充分的图1-3 下瓦房站站台温度测点布置图1.1 活塞风引起的速度场分析双层岛式站台隧道进站口速度变化如图1-4所示。

37～55s为进站过程，79～95s为出站过程。

列车进站前30s左右列车进站口风速即开始变大，当列车到达进站口附近时风速可达到5.7m/s，列车有一半车体进站后风速即突降到1m/s左右，列车停稳后进站口风速仍然会有小的波动。

由于天津地铁基本为4节车厢编组[2]，因此列车岀站时，其进站口风速变化不大。

图1-4下瓦房站隧道进站口速度变化图楼梯口风速：列车进站时最大可达2.41m/s ，列车出站时最大可达1.67m/s 。

下瓦房站共有3个楼梯口，则列车进站和出站时平均换气量约29m 3/s ，持续时间40s ，则可得到一次列车进出站过程可实现换气量1160m 3，按每小时六对列车计算，则换气量为13920 m 3/h ，站台按160m×18m×3m 计算折合站台换气次数约1.6次/h 。

文章编号：1673-0291（2023）04-0093-10DOI ：10.11860/j.issn.1673-0291.20220123第 47 卷 第 4 期2023 年 8 月Vol .47 N o .4Aug. 2023北京交通大学学报JOURNAL OF BEIJING JIAOTONG UNIVERSITY地铁隧道壁挂式配电箱的活塞风作用时变特性于永波 1， 谭虓1， 赵浩宇 2， 毛军 2（1.北京市地铁运营有限公司 机电分公司,北京 100043；2.北京交通大学 土木建筑工程学院,北京 100044）摘要：列车活塞风效应直接影响地铁隧道内各种附属设施的疲劳使用寿命.针对活塞风作用下地铁隧道内壁挂式配电箱所受气动荷载的时变过程，采用数值模拟方法研究了列车活塞风作用下隧道内不同安装方式配电箱的表面压力分布及所受气动荷载变化规律的影响.研究结果表明：在车头或车尾经过配电箱时，配电箱表面压力值达到最大且为负压；贴壁式安装与悬空式安装的配电箱在活塞风作用下均承受拉压交变气动力，前者配电箱所受横向气动力较大，而后者配电箱所受纵向气动力较大，且最大值均为拉力；在车速较低、活塞风未进入自模区的情况下，配电箱表面静压值与列车车速相关，且与速度作用水头值呈线性关系.配电箱表面所受压拉力变化与箱体表面正负压变化对应；同等条件下，贴壁式配电箱所受荷载约为悬空式配电箱5倍，悬空式配电箱安装方式更安全，但应注意箱体在隧道纵向方向的维护和加固.关键词：隧道工程；活塞风；配电箱；气动荷载；压力分布；数值模拟中图分类号：U25 文献标志码：ATime -varying characteristics of piston wind acting onwall -mounted distribution box in subway tunnelYU Yongbo 1, TAN Xiao 1, ZHAO Haoyu 2, MAO Jun 2（1.Electromechanical branch of Beijing Metro Operation Co., Ltd., Beijing 100043, China ；2.School of Civil Engineer⁃ing , Beijing Jiaotong University ,Beijing 100044, China ）Abstract :The effect of piston wind caused by passing trains directly impacts the fatigue life of various ancillary facilities in subway tunnels. To investigate the surface pressure distribution and the variation of aerodynamic loads on wall -mounted distribution boxes under the influence of piston wind in subway tunnels with varying installation methods, a numerical simulation method is employed. The results in⁃dicate that when a train passes by the distribution box, the surface pressure reaches its maximum, which is a negative pressure at the train ’s head or tail. Both wall -mounted and suspended distribution boxes experience alternating tensile and compressive aerodynamic forces under the influence of piston wind. The wall -mounted distribution box bears a larger lateral aerodynamic force, while the sus⁃pended distribution box bears a larger longitudinal aerodynamic force, both reaching their maximum as tensile forces. When the train speed is lower and the piston wind has not entered the self -mode area, the surface static pressure of the distribution box is linearly related to the train speed and velocity head.收稿日期：2022-09-13；修回日期：2023-01-11基金项目：北京市地铁运营有限公司科技项目（C23L00850）；国家自然科学基金（52172336）Foundation items : Science and Technology Project of Beijing Metro Operation Co.， Ltd.（C23L00850）；National Natural Science Foundationof China （52172336）第一作者：于永波（1978—），男，黑龙江虎林人，高级工程师.研究方向为机电设备运行安全.email ：*****************.引用格式：于永波，谭虓，赵浩宇，等.地铁隧道壁挂式配电箱的活塞风作用时变特性［J ］.北京交通大学学报，2023，47（4）：93-102.YU Yongbo ，TAN Xiao ，ZHAO Haoyu ，et al.Time -varying characteristics of piston wind acting on wall -mounted distribution box in subway tunnel ［J ］.Journal of Beijing Jiaotong University ，2023，47（4）：93-102.（in Chinese ）北京交通大学学报第 47 卷The variation in pressure and tension forces on the surface of the distribution box corresponds to the positive and negative pressure variations on the box surface. Under identical conditions, the load of the wall-mounted distribution box is about 5 times that of the suspended distribution box. Although the suspended distribution box installation method is safer, maintenance and reinforcement of the box in the longitudinal direction of the tunnel should be taken into account.Keywords:tunnelling engineering；piston wind；distribution box；aerodynamic load；pressure distri⁃bution； numerical simulation地铁列车在隧道内行驶过程中会由于隧道壁面对气流的约束而产生显著的活塞风效应.随着列车运行速度提升的需求日益迫切和高峰运营期间列车发车间隔缩短，活塞风引起的交变气动荷载明显增大，使得隧道内配电箱、防火门等附属设施所受气动荷载也随之增加.在长期瞬时气动冲击压力和交变气动力的作用下，配电箱等极易出现配件脱落、连接断裂等事故.例如，2021年12月某地铁线下行区间约100 m处的区间动力配电箱因箱体与固定螺栓连接处出现豁口而致使箱体脱落，事故直接导致部分列车晚点.因此，分析活塞风作用于配电箱的气动荷载变化规律，对于防范配电箱脱落、保证列车运行安全具有重要价值.目前，沈翔等［1-2］通过现场测试测定了地铁进、出站过程中典型断面的活塞风风速.Kim等［3］采用尖界面法对浸没固体的运动边界进行三维非定常数值模拟，分析地铁隧道中列车通过引起的非定常三维流动，并通过缩尺模型实验验证数值模拟的有效性.任明亮等［4］采用标准两方程模型对隧道内空气流动状态进行三维数值模拟，并结合SES软件及现场测试验证了计算的有效性.荣莉等［5-6］利用计算流体力学（Computational Fluid Dynamics，CFD）数值模拟，分析了活塞风对站台气流组织的影响.黄鹏［7］将地铁隧道内空气简化为一维不可压缩流体，利用CFD数值模拟单线及双线隧道内列车运行时的流场，分析了活塞风风速与列车速度、阻塞比的关系以及列车在不同运行状态下特定隧道断面的压力分布.杨伟超等［8］通过数值模拟对活塞风作用下地铁车站屏蔽门压力荷载特性进行分析.祝福等［9］利用数值模拟分析了不同运行速度的列车对地铁隧道内不同位置广告牌表面静压分布的影响.Han等［10］通过数值模拟对列车驶经隧道内广告牌时的静压梯度分布及最不利点进行了分析.既有研究主要关注活塞风速度场的形成机制及影响因素.活塞风效应对站台气流组织的影响，较少关注活塞风效应下地铁隧道内压力分布及附属设施所受气动荷载的变化规律.事实上，活塞风对隧道内附属设施的影响具有长期性、瞬时性和周期性等特点，配电箱是地铁车站区间动力、照明等用电设备安全运行的重要保障.大多配电箱的安装方式为壁挂式，在活塞风效应的长期作用下存在疲劳、连接断裂、结构脱落等问题或风险，不同安装方式配电箱所受活塞风气动荷载作用的规律也不同.目前还没有专门的配电箱风荷载设计规范，不利于配电箱的安全防护.为此，本文采用CFD数值模拟方法分析了活塞风作用下隧道内不同位置配电箱的表面压力分布及气动荷载的时变规律.首先根据文献［3］中缩尺模型实验（简称文献实验）建立活塞风效应计算模型，并进行网格无关性验证及模拟过程中的Courant数计算，验证了数值模拟计算的有效性和准确性.然后以实际隧道、列车和配电箱为对象，建立了1∶1的全尺寸地铁隧道列车运动动网格模型，研究不同车速、不同安装方式条件下，配电箱的表面压力分布及所受气动荷载的变化规律.1数值模拟方法1.1控制方程流体力学基本控制方程是描述流体运动和数值模拟的基础，模拟用到的基本控制方程包括连续性方程和动量方程.连续方程为ρt+x i(ρu i)=0（1）式中：ρ为流体密度；u i为流体在x i方向的速度分量；单位时间t内、单位体积的质量增量为ρt；x i(ρu i)为单位时间内、单位体积内质量的净流出量.动量方程为()ρu it+()ρu j u ix j=- ρx i+ ρx jéëêêêêμ( u j x i+u ix j)ùûúú-23 x i(μ u j x j)+(ρ-ρ0)g i（2）94于永波等：地铁隧道壁挂式配电箱的活塞风作用时变特性第 4 期式中：u j 为流体在x j 方向的速度分量；g i 为流体在i 方向的重力加速度；μ为动力黏度系数，设流体在t 0时刻密度为ρ0；()ρu it + ()ρu ju ix j为单位体积流体的惯性力； ρx i 为单位体积流体的压强梯度力；ρ x j éëêêêêμ(u jx i + u i x j )ùûúú为黏性变形应力；23x i (μ u j x j)为黏性体膨胀应力； (ρ-ρ0)g i 为单位体积质量力.1.2 计算条件和数值模拟有效性验证求解连续性方程和动量方程还需补充湍流模型，标准k -ε湍流模型已被证明适用于地铁站非定常气流的模拟［11-13］，通过指定湍流特征量（湍流动能k和湍流耗散率ε）求解控制方程，得到湍流参数.为保证模拟结果的可靠性和准确性，建立与文献实验相同的数值模型，并将模拟结果与文献实验数据对比，验证数值模拟方法的有效性.根据文献实验模型，建立同尺寸数值模型.隧道采用长方体隧道模型，长39 m ，高0.250 m ，宽0.210 m.列车为长方体列车模型，长3 m ，宽0.156 m ，高0.225 m.阻塞比约0.67.列车沿隧道中心线从距隧道口1.5 m 出发，前3 s 匀加速至3 m/s ，后匀速运动8 s ，再做匀减速运动，最后在第14 s 速度降为0 m/s ，列车实际运行33 m.此外，在沿隧道上壁面中心线距隧道口8.5、15.5、23.5、30.5 m 位置分别布置压力传感器PT1 、PT2、 PT3、 PT4，如图1所示.选取标准k -ε作为湍流模型，按中等湍流强度考虑，初始流入湍流动能和湍流耗散率均设为10−4.隧道出入口均设为压力出口，列车表面为无滑移壁面.设置4个压力测点，时间步长定为0.01 s ，仿真总时长20 s.计算模拟值压力系数C p 与文献实验结果对比如图2所示.由图2可知，模拟得到压力系数与文献实验值吻合程度较好，压力测点的值与文献实验的相对误差分别为3.8%、1.7%、9.6%，较文献实验模拟值精度有所提高.因此，可认为开展的活塞风数值模拟计算是合理有效的.2 全尺寸数值模拟计算模型和工况2.1 模型及求解设置以常见的地铁B 型车为例进行建模.列车宽图1　列车运行图及压力测点布置(单位：m)Fig.1　Train operation diagram and layout of pressure measuring points （unit: m）图 2　计算模拟值与文献实验值对比Fig.2　Comparison between calculated simulation values andliterature experimental values95北京交通大学学报第 47 卷2.9 m 、高3.5 m ，6节编组，全长141 m.列车对隧道的断面阻塞比约为0.51.根据实地调研，配电箱附近区域障碍物较少，其他附属结构（如接触网、电缆支架等）距离配电箱较远且在隧道断面所占阻塞面积较小，对配电箱气动受力模拟结果影响不大，以配电箱几何中心为原点O ，列车行进方向为+X 方向，列车宽度方向为Y 轴，列车高度方向为Z 轴，建立坐标系O -XYZ .根据实际地铁隧道内附属设施安装情况建立隧道、列车及配电箱的简化模型.配电箱尺寸为0.5 m （X ）×0.13 m （Y ）×0.5 m （Z ），共设置3个；根据配电箱与隧道壁的相对位置，考虑贴壁式和悬空式两种安装方式，悬空式配电箱距隧道壁0.1m.为使列车匀速经过配电箱，沿隧道长度方向布置的3个配电箱中心线分别距隧道入口处250.250 m （远）、316.849 m （中）、383.448 m （近）.同时，为避免设置隧道两端边界条件，在隧道出入口增设车站作为静压箱，两车站尺寸为150 m （X ）×3 m （Y ）×6.7 m （Z ），静压箱与外界连通处设为压力出口条件，列车车身及隧道壁面均为无滑移壁面.考虑单辆列车，列车从隧道口出发，总计算域长700.448 m ，地铁隧道动力设备安装示意与列车、配电箱及车站布置如图3和图4所示.采用结构化网格划分方式，将流场中任意形状的物体划分为六面体单元，列车经有限元网格划分转换为有限元模型后，通过节点速度约束，实现节点在瞬态时间步下的位移，从而实现对列车动网格模型的控制.列车与隧道模型在X 方向基础尺寸均为0.5 m ，配电箱表面最小网格尺寸10−4m ，列车及隧道网格划分如图5所示，配电箱网格划分如图6所示.贴壁式配电箱除-Y 面外均布置测点，共17个测点；悬空式配电箱6个面均布置测点，共21个测点，用于监测风压变化.配电箱各表面测点分布见图7.地铁列车运行速度一般在40~80 km/h ［9，14］，列车以一定的加速度启动或制动，由加速度变化曲线易知加速度峰值约为1 m/s 2［15］.此处假设列车从静止以1 m/s 2的匀加速度加速至最大速度之后保持匀速行驶.为研究列车不同运行速度对配电箱活塞风作用的影响，设置6种工况，仿真时间为36~55 s ，计算时间步设为0.01 s ，具体工况设置参见表1.2.2 计算模型收敛性以60 km/h 运行速度下，列车经过远隧道出口端贴壁式配电箱迎风面表面中心测点压力数据为参照，对计算模型收全文性进行分析，对比不同网格量图3　地铁隧道动力设备安装示意（单位：mm ）Fig.3　Schematic diagram of subway tunnel power equipment installation （Unit ：mm）图4　列车、配电箱及车站布置Fig.4　Layout of train, distribution box, and station96于永波等：地铁隧道壁挂式配电箱的活塞风作用时变特性第 4 期的数值模拟计算结果，分析不同网格量对测点压力峰值的影响，计算结果见表2.由表2可知，通过更改X 方向网格基础尺寸可改变网格量.X 方向基础尺寸为0.5 m 和0.35 m 时，测点压力峰值接近，证明本次计算模型所采用的网格量满足网格独立性要求.其次，计算时间步长由网格长度和列车运行速度共同决定，Courant 数为时间步长内流体运动距离与网格单位长度的比值，是衡量计算稳定性和收敛性的重要指标.表3给出了不同速度下列车运动过程中每个时间步内3个方向的平均Courant 数、速度、湍流动能求解相对误差的最大值.由表3可知，40 km/h 、60 km/h 时速下3个方向平均Courant 数均小于1，80 km/h 时速下仅X 方向平均Courant 数略大于1，且3种时速下速度求解及图5　列车及隧道网格划分Fig.5　Division of train and tunnel grids图7　配电箱表面测点分布（单位：mm ）Fig.7　Distribution of surface measurement points ondistribution box （Unit ：mm）图6　配电箱网格划分Fig.6　Division of distribution box grids表1　工况设置Tab.1 Working condition settings运行速度/(km/h)406080工况1-11-22-12-23-1配电箱与隧道壁相对位置贴壁式悬空式贴壁式悬空式贴壁式悬空式加速时间/s 11.1116.6722.22时间/s过配电箱1（远）28.0523.3422.36过配电箱2（中）34.0527.3325.36过配电箱3（近）40.0531.3328.36计算时间步/s0.010.010.01仿真时长/s55413697北京交通大学学报第 47 卷湍流动能求解时间步相对误差最大值均约为10−6，满足瞬态计算中相关方程收敛标准［16-17］，因此，本次计算模型选取的网格及求解参数是合理的.3 计算结果分析3.1 典型风压时变特性为了便于分析不同尺度的计算结果，引入表征流场中的相对压力无量纲参数压力系数C p 为C p =p -p ref 0.5ρv 2max（3）式中：p 为测点处流体压力；参考压力p ref 定义为隧道入口截面中心点处的压力值；ρ为流体密度，取1.206 kg/m 3；v max 为列车运行最大速度.图8为3种工况下不同位置贴壁式配电箱迎风面中心测点压力系数的时程变化曲线，悬空式配电箱及其他位置配电箱对应表面测点压力系数随时间变化规律与之相似.由图8可知，列车在经过配电箱前，各表面压力基本保持正压水平.车头经过配电箱时，由于配电箱的存在，过流断面有效面积骤减，车头前部高速气体流速增加，压力系数由正骤降为0，车头经过配电箱过程中，过流断面面积不变，空气流速速度值略小于车头刚经过配电箱时气体流速，配电箱表面测点压力系数反方向增加，此时测点相对静压低于外界大气压.车身经过配电箱过程中，配电箱表面区域气体流速减小，压力波的幅度在这段时间内逐渐增大，直至车尾通过配电箱时，尾部的高速气体使配电箱表面压力系数开始回升，随着列车逐渐远离，压力系数逐渐趋于0.为更好对比不同列车运行速度下配电箱各表面压力系数时程变化曲线差异，以远隧道出口贴壁式表3　不同速度平均Courant 数、速度及湍流动能求解误差最大值Tab.3 Maximum error in solving average Courant number, velocity, and turbulent kinetic energy at different speeds速度/（km/h ）4060平均Courant 数X 方向0.530.74Y 方向0.030.04Z 方向0.040.05速度值求解相对误差X 方向10-6.0010-6.00-6.00Y 方向10-6.6210-7.01-6.34Z方向10-6.4110-8.77-6.54湍流动能求解相对误差10-6.0010-6.00-6.00表2　不同网格量同一测点压力峰值Tab.2 P ressure peak value of the same measuring pointunder different mesh quantitiesX 方向网格基础尺寸/m0.250.350.400.500.75网格量6 185 5944 427 1153 869 6433 096 0062 069 012测点压力峰值/Pa81.2077.4566.8776.2970.74图8　不同位置贴壁式配电箱迎风面中心测点压力系数Fig.8　Pressure coefficients at windward center measurement points for wall -mounted distribution boxes in various positions98于永波等：地铁隧道壁挂式配电箱的活塞风作用时变特性第 4 期配电箱为研究对象，对比列车在不同运行速度下配电箱各表面中心测点的压力系数Y 轴偏移堆积，如图9所示.时程曲线参数见表4，80、60、40 km/h 列车运行速度下，配电箱表面正压持续时间分别为t 1、t 2、t 3.由图9可知，列车正压水平持续时间随列车速度的提高而减少（t 1<t 2<t 3）.为了揭示列车车速对配电箱表面压力的影响，分析表面压力p 和速度作用水头ψ以及压力系数C p 与雷诺数Re 的关系，如图10所示.由C p -Re 曲线可知，当列车速度小于80 km/h 时，列车活塞风并未进入自模拟区，说明此时配电箱表面压力分布规律及压力系数仍与列车速度有关，根据p -ψ拟合曲线，由列车活塞风引起的配电箱表面静压值可表示为p =ìíî5.82ψ-8.83-1.20ψ-7.65（4）式中：ψ=v 2/2 g ，v 为列车运行最大速度，g 为重力加速度，取9.8 m/s 2.3.2 配电箱表面静压分布为进一步分析配电箱所受活塞风气动作用的规律，以列车时速为60 km/h 的工况为典型工况，分析远隧道出口端贴壁式和悬空式配电箱在特定时刻下的迎风面静压分布情况，如图11和图12所示.对于贴壁式配电箱，当列车匀速行驶经过配电箱之前（t =16.78 s ），配电箱迎风面上的正压分布较为均匀；当列车车头经过配电箱时（t =23.34 s ），配电箱迎风面静压由正转负，且靠近车头位置处静表4　时程曲线参数含义Tab.4 M eaning of time history curve parameters曲线A 1A 2A 3B 1B 2B 3C 1C 2C 3列车速度/(km/h)808080606060404040配电箱表面+Y -Z +Z +Y -Z +Z +Y -Z +Z图11　贴壁式配电箱迎风面压力分布Fig.11　Pressure distribution on windward face ofwall -mounted distribution box图10　配电箱表面压力与列车运动的相关关系Fig.10　Correlation between surface pressure and vehiclemovement图9　不同车速远隧道出口配电箱各表面中心测点压力系数时程曲线Fig.9　Time history curves of pressure coefficient at central measurement points on different surfaces of the distributionbox near tunnel exit at various train speeds99北京交通大学学报第 47 卷压梯度较大；当车身经过时（t=27.33 s），配电箱迎风面静压均为负，压力值继续增大，但表面压力分布较均匀，压力变化梯度方向为水平方向；当车尾离开时（t=31.77 s），配电箱迎风面表面静压仍为负，出现较高的负压和较大静压梯度且梯度方向由水平方向转变为垂直方向；随着车尾逐渐远离配电箱（t=39.79 s），迎风面压力值逐渐减小，表面压力分布也趋于平均.悬空式配电箱迎风面正、负压变化规律与贴壁式类似，但在列车经过配电箱之前（t=16.78 s）及车尾通过配电箱之后（t=39.79 s），其表面压力分布呈现出明显的对称性，且在车头及车尾经过配电箱时（t=23.34 s、t=31.77 s），配电箱表面的负压值要低于贴壁式配电箱，但负压梯度较大.与贴壁式配电箱不同，悬空式配电箱迎风面在车身经过配电箱的过程中其压力梯度方向就已转变为垂直方向，在车尾经过配电箱之后（t=27.33 s），压力梯度方向为水平方向.综合来看，在列车从靠近、经过、远离配电箱的过程中，配电箱表面静压总体表现为由正到负然后逐渐衰减，车头和车尾经过配电箱时，在靠近车头处产生较大的速度梯度，车身经过配电箱时配电箱表面压力分布较均匀，当车尾经过配电箱时，配电箱表面压力值较大.3.3配电箱所受合力分析在得到配电箱表面压力分布的基础上可计算配电箱所受的合力.图13为列车时速为80 km/h时远隧道出口端悬空式和贴壁式配电箱所受合力在X、Y、Z 3个方向上分力的变化情况.由图13可知，对于贴壁式配电箱，配电箱在X、Z方向所受分力较小，最大值分别约为16 N和3 N，且在列车靠近和远离配电箱过程中保持较低值，而Y方向分力（即横向气动力）较大.结合配电箱表面静压分布情况，列车靠近配电箱之前，活塞风在箱体表面产生正压，对配电箱表面产生挤压作用，气动荷载在箱体表面的作用表现为正压力，方向沿-Y方向.在列车经过配电箱前后，箱体表面由正压变为负压，配电图12　悬空式配电箱迎风面压力分布Fig.12　Pressure distribution on windward face of suspendeddistribution box图13　不同安装方式远隧道出口配电箱X、Y、Z方向分力Fig.13　Variation of directional forces (X, Y, Z) on thedistribution box at the far end of the tunnel based on differedinstallation methods100于永波等：地铁隧道壁挂式配电箱的活塞风作用时变特性第 4 期箱表面气动荷载由最大压力（约为18 N）转化为最大拉力（约为68 N），在车身经过配电箱过程中，配电箱表面拉力先减小后增大，当车身36 m位置通过配电箱时，拉力降至最低，但仍为正，在车尾逐渐接近配电箱的过程中，配电箱表面拉力又逐渐提高，当车尾经过配电箱时，配电箱表面产生较大负压，此时拉力值的水平与列车刚经过配电箱时相当，随后在列车逐渐远离配电箱过程中，配电箱表面所受拉力逐渐衰减.与贴壁式配电箱不同，悬空式配电箱Z方向和Y方向所受合力较小，最大值分别为3 N和6 N，沿列车行进方向所受分力（纵向荷载）较大且略高于贴壁式配电箱，最大值约为5 N.箱体在列车靠近前，气动荷载在其表面的作用形式为压力，方向沿+X 方向，此后压力一直增大.列车刚经过配电箱时，压力迅速降至0并转化为最大拉力，方向沿-X方向.在车身经过配电箱过程中，拉力逐渐减小并稳定在一个较小的应力水平.在车尾逐渐接近配电箱的过程中，配电箱表面拉力小幅增加.当车尾逐渐远离时，配电箱表面所受气动荷载由拉力转化为压力.在车尾距配电箱一定距离时，受尾流影响，压力达到最大.随着列车进一步远离，压力逐渐减小.可见：贴壁式配电箱所受横向荷载（Y方向）大于悬空式配电箱；悬空式配电箱所受纵向荷载（X方向）幅值及变化趋势与贴壁式配电箱相近，竖直方向（Z方向）悬空式配电箱所受荷载幅值大于贴壁式配电箱，但所受荷载普遍较小.以列车车头为原点建立移动参考系，对各工况配电箱气动荷载的主要分力方向、相反方向最大值及发生时间点进行分析，相应的计算值见表5.由表5可知，车速越高，配电箱表面所受气动力越大.对于贴壁式配电箱，车速为40、60和80 km/h 时，Y方向分力的最大值分别是14.05、32.94和65.09 N；对于悬空式配电箱，车速为40 km/h、60 km/h和80 km/h时，X方向的分力分别是−2.66、−6.73和−13.54 N.以60 km/h为例，考虑最不利工况，贴壁式配电箱所受荷载约为悬空式配电箱的5倍.贴壁式与悬空式配电箱所受气动荷载最大值表现形式均为拉力，且出现在车头或车尾经过配电箱附近的时刻；贴壁式配电箱压力最大值均出现在列车通过配电箱前，且距配电箱有一定距离的时刻，悬空式配电箱压力最大值均出现在列车经过配电箱后，且车尾离开配电箱一定距离的时刻.随着列车速度提高，贴壁式配电箱到列车的名义距离减小，配电箱表面压力在达到最小值之后转化为拉力的时间间隔也急剧缩短.如80 km/h时速下，贴壁式配电箱最大拉压力转换的时间间隔仅为0.2 s，配电箱在短时间内同时受到较大的拉压力交变荷载作用.长此以往容易使配电箱发生疲劳破坏.4结论1）不同安装方式配电箱表面静压分布规律不同：悬空式配电箱在列车经过配电箱之前及车尾通过配电箱之后，其表面压力分布呈现出明显的对称性，且在车头及车尾经过配电箱时，其表面的负压值要高于贴壁式配电箱，负压梯度也较大.2）配电箱表面压力分布规律及压力系数与列车运动状态相关.当列车速度小于80 km/h时，列车活塞风并未进入自模拟区，表面压力值及压力系数均仍与列车速度有关，与车速的平方值即速度作用水头值满足线性关系.3）配电箱表面所受压拉力即交变气动力的变化规律与配电箱表面产生正、负压变化规律对应.气动荷载最大值在配电箱表面作用形式均为拉力.贴壁式配电箱所受主要荷载为横向荷载，悬空式配电箱所受主要荷载为纵向荷载.同等条件下，贴壁式配电箱所受荷载约为悬空式配电箱5倍，悬空式配电箱安装方式更安全，但应注意纵向方向的维护和加固.表5　远隧道出口配电箱不同安装方式下的主要受力方向分力最大值Tab.5　M aximum values of the resultant forces in different primary directions on the distribution box at the far tunnel exit underdifferent installation methods列车速度/ (km/h)406080工况1-11-22-12-23-13-2配电箱主要受力方向最大值/N14.05-2.6632.94-6.7365.09-13.54发生时间点/s40.7028.1223.5023.3722.5022.39配电箱相反方向最大值/N-6.641.74-11.484.23-15.015.54发生时间点/s11.2042.6116.5033.5222.3029.96达到相反方向最大值,列车距配电箱距离/m187.53-161.66114.13-169.841.61-168.78101。

北京地铁列车活塞风的实则与分析Fieldtestandanalysisofpistonactionventilation inBeijingundergroundrailwaysystem北京地铁列车活塞风的实则与分析:3.3隧道中列车刹车段的活塞风状况图8为前门-崇文门区间内环线隧道靠前门站一侧距前门站40m处的活塞风测量结果，该测点处于列车刹车段。

从图中可以明显看出，活塞风速平均值和最高值均减小。

对照图8和图5可知，当列车前端进站后，活塞风还要持续一段时间，这同测试人员在站台上对风流的感觉是一致的。

再对照图8和图4推断出，外环线列车起动后引起的活塞风在测点1能造成2～3m/s左右的风速。

图8测点1处的活塞风速3.4隧道中列车起动段的活塞风状况图9，图10和图11为前门--和平门区间内环线隧道靠前门站一侧距前门站分别为19m，37m，及69m处的活塞风测量结果，这些测点处于列车起动段（起动段和刹车段的阻塞比稍有增大，不予考虑），所测得的风速峰值较列车正常运行段偏小，三个测点达到最大风速值的时间亦逐渐后移。

对比图11和图5可知，当列车通过测点后，风速才逐渐加大，达到最大值，这符合列车在隧道内的运行规律。

图9测点2处的活塞风速图10测点15处的活塞风速图11测点16处的活塞风速测点15的风速（图10）较测点2的风速（图9）有所降低，是由于在测点15前后隧道隔墙上的一些窗口向另一侧隧道分流了一部分风量所致。

测验点16的风速接近于列车正常运行时引起的风速（与图7比较）。

4结论伴随列车的起动、加速、等速、减速、停止等运动状况产生的区间隧道内的活塞风随时间变化而处于不稳定状态。

本文通过现场实测，总结了地铁列车活塞风的各种现象。

4.1活塞风主要作用在列车运行的区间隧道内和两端车站行人出入口。

由于双线隧道中间隔墙卸压孔的存在，一侧隧道有列车通过时，另一侧隧道内会产生2m/s左右的风速，持续时间要较有列车通过侧短一些。

北方地铁活塞风有效利用研究天津大学环境学院尹奎超由世俊董书芸摘要：地铁活塞风对地铁环控影响复杂，活塞风通过站台和出入口引起地铁能耗的变化，是地铁能耗的重要影响因素。

在过渡季节和冬季充分利用活塞风是实现地铁通风系统进一步节能的有效措施。

本文提出了一种新的屏蔽门形式——带风口屏蔽门，该系统可有效利用活塞风，因其兼具安全、舒适的特点，较之传统的半高安全门系统和屏蔽门系统具有许多优点。

本文就天津地铁车站的大量实测数据分析了既有地铁环控系统下活塞风对地铁环境的影响规律，利用CFD对带风口屏蔽门的系统进行了速度场、温度场，分析了活塞风的有效利用及带风口屏蔽门系统在北方城市的节能性和适用性。

关键词：活塞风,屏蔽门系统,CFD模拟,节能0 引言随着城市地铁的迅速发展，地铁环境控制问题也愈来愈引起人们的关注。

地铁列车的运动引起的活塞风使车站通道和站台上的乘客要忍受较高风速的干扰。

列车产生的大量散热以及客流量增高使地铁内温度逐年升高[1]。

如何合理有效地控制利用地铁活塞风，制定出最优的系统运行方案，从而既满足地铁内乘客舒适度要求，保证地铁系统正常运营，又能充分的图1-3 下瓦房站站台温度测点布置图1.1 活塞风引起的速度场分析双层岛式站台隧道进站口速度变化如图1-4所示。

37～55s为进站过程，79～95s为出站过程。

列车进站前30s左右列车进站口风速即开始变大，当列车到达进站口附近时风速可达到5.7m/s，列车有一半车体进站后风速即突降到1m/s左右，列车停稳后进站口风速仍然会有小的波动。

由于天津地铁基本为4节车厢编组[2]，因此列车岀站时，其进站口风速变化不大。

图1-4下瓦房站隧道进站口速度变化图楼梯口风速：列车进站时最大可达2.41m/s ，列车出站时最大可达1.67m/s 。

下瓦房站共有3个楼梯口，则列车进站和出站时平均换气量约29m 3/s ，持续时间40s ，则可得到一次列车进出站过程可实现换气量1160m 3，按每小时六对列车计算，则换气量为13920 m 3/h ，站台按160m ×18m ×3m 计算折合站台换气次数约1.6次/h 。

２０２４年２月第２６卷第１期㊀㊀沈阳建筑大学学报(社会科学版)㊀㊀ＪｏｕｒｎａｌｏｆＳｈｅｎｙａｎｇＪｉａｎｚｈｕＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ(ＳｏｃｉａｌＳｃｉｅｎｃｅ)Ｆｅｂ.㊀２０２４Ｖｏｌ.２６ꎬＮｏ.１㊀㊀收稿日期:２０２２－０８－３０㊀㊀基金项目:国家自然科学基金项目(５２０３８００９)㊀㊀作者简介:李慧星(１９６４ )ꎬ女ꎬ辽宁沈阳人ꎬ教授ꎮ文章编号:１６７３－１３８７(２０２４)０１－００５７－０７ｄｏｉ:１０.１１７１７/ｊ.ｉｓｓｎ.１６７３－１３８７.２０２４.０１.０８地铁活塞效应的节能综述研究李慧星ꎬ靳佳路ꎬ冯国会(沈阳建筑大学市政与环境工程学院ꎬ辽宁沈阳１１０１６８)摘㊀要:随着地铁行业的蓬勃发展ꎬ利用活塞风降低车站能耗成为目前研究的热点之一ꎮ首先整理与活塞效应相关的国内外文献ꎬ研究活塞效应的形成机理和特性ꎬ分析活塞效应对地铁环控系统产生的影响ꎬ发现两者间潜在的节能关系ꎮ其次分别对隧道活塞风与车站活塞风的利用策略进行综述研究ꎬ这些策略主要与通风井的相关设计㊁列车的行驶㊁站台门的选择以及门帘的安装等有关ꎬ合理地采用这些策略可以为车站降低能耗ꎮ最后提出了活塞风的利用原则ꎬ在活塞风满足乘客需求的情况下应当优先利用活塞通风ꎬ应根据风量㊁温湿度㊁二氧化碳浓度以及颗粒物浓度等参数评价活塞风是否满足需求ꎮ关键词:活塞效应ꎻ地铁环控系统ꎻ能耗ꎻ利用策略中图分类号:Ｕ２３１㊀㊀㊀文献标志码:Ａ引用格式:李慧星ꎬ靳佳路ꎬ冯国会.地铁活塞效应的节能综述研究[Ｊ].沈阳建筑大学学报(社会科学版)ꎬ２０２４ꎬ２６(１):５７－６３.㊀㊀截至２０２０年底ꎬ中国有４５个城市拥有轨道交通系统ꎬ运营线路共计２４４条ꎬ运营总长度达到７９６９ ７ｋｍꎮ其中地铁线路长度为６２８０ ８ｋｍꎬ占轨道交通总长度的７８.８％ꎮ在 十四五 期间ꎬ国家提出要增加城市轨道交通的运营里程３０００ｋｍꎮ随着城市化的发展ꎬ地铁更是被誉为 城市发展的生命线 [１]ꎮ地铁给人们出行带来便利的同时ꎬ也伴随着巨大的能源消耗ꎮ韩国的一项能源调查发现ꎬ４个城市的地铁站每平方米年平均能耗为６４５ＭＪ[２]ꎮＬｉｎＬ等[３]对中国３种公共交通建筑(机场航班楼㊁火车站和地铁站)的能耗问题进行了样本调查ꎬ结果显示地铁站每平方米的年平均能耗约为１２４ ９ｋＷ ｈꎬ在３种交通建筑中能耗水平位居第二ꎮ根据相关统计数据[４]ꎬ２０２０年中国全年的用电量为７５１１０亿ｋＷ ｈꎬ其中第三产业用电量占总用电量的１６.９％ꎬ２０２０年全国城轨交通的用电量为１７２.４亿ｋＷ ｈꎬ２０２０年全国城轨交通的用电量占全社会用电量的２ ３ɢꎬ占第三产业用电量的１４ ３ɢꎮ而在地铁能耗体系中ꎬ环境控制系统的能耗尤为显著ꎬ约占地铁总能耗的３０％~５０％[５]ꎮ环控系统具有较大的节能潜力ꎬ降低环控系统能耗成为实现地铁节能的关键ꎮ在环控系统节能的研究中ꎬ列车运行产生的活塞风引起了许多研究者的关注ꎮ活塞风被认为是影响地铁能耗的主要因素之一[６]ꎮ在炎热的夏季进入车站的活塞风会增大车站制冷机组的负荷[７]ꎮ在春秋两季活塞风则是很好的风力资源ꎬ增大了车站公５８㊀㊀㊀㊀沈阳建筑大学学报(社会科学版)第２６卷共区域的自然通风ꎮ因此有研究提出利用活塞风替代车站新风机组的思路ꎬ并在无锡某地铁站进行了研究ꎬ结果发现活塞通风可以满足车站乘客的新风需求[８]ꎮ此外有研究探究冬季改善车站热环境的方法ꎬ研究发现冬季列车制动散出的热量ꎬ在活塞风作用下进入车站可以把车站公共区域温度提高约１ħ[９]ꎮ因此ꎬ充分利用活塞风是地铁环控系统的节能有效措施ꎮ一㊁地铁车站中的活塞效应１.活塞效应的形成机制由于隧道壁的空间限制ꎬ当列车在隧道中运行时ꎬ在列车尾部形成的负压区将引导空气从开口处进入隧道[１０]ꎮ这种列车在隧道内推动气流向前流动的现象被称为活塞效应ꎬ推动的气流称为活塞风ꎮ在一些研究中ꎬ活塞风又被称为列车诱导的非定常气流[１１]ꎮ作为特殊的地下建筑ꎬ地铁站内的空间结构很复杂ꎮ由于站台门㊁出入口和通风井的存在ꎬ车站环境㊁隧道环境和室外环境是相互联系的(见图１)ꎮ由图１可知ꎬ当列车进站时ꎬ由列车前部的正压推动的隧道气流进入站台ꎬ最终从出口流向室外ꎮ当列车离站图１㊀地铁车站活塞风示意图时ꎬ列车尾部的负压将室外空气经出入口通道吸入站厅ꎬ继而流向站台ꎬ最终吸入隧道ꎮ随着列车的进站与出站ꎬ站台门与出入口处发生着周期性的气流运动ꎬ这对车站的环境维持和能耗有着重要的影响ꎮ２.活塞效应对环控系统的影响列车在隧道中运行ꎬ隧道环境存在较为复杂的热量交换ꎬ包括列车制动散热(Ｑｚｄ)㊁车厢空调冷凝散热(Ｑｌｎ)㊁周围土壤和围护结构散热(Ｑｔｒ)以及与室外空气的热量交换(Ｑｓｗ)等(见图２)ꎮ周期性的活塞效应将来自隧道和室外的活塞风带入车站ꎬ对车站的热环境会造成影响ꎮ图２㊀地铁车站风㊁热交换示意图㊀㊀根据传热学相关理论ꎬ进入车站的活塞风负荷(Ｑｈｓ)的计算可以通过以下公式计算Ｑｈｓ＝Ｑｈｓ１＋Ｑｈｓ２(１)Ｑｈｓ１＝ρｃＶｈｓ１ｔｗ－ρｃＶｈｓ１ｔｎ＝ρｃＶｈｓ１(ｔｗ－ｔｎ)(２)Ｑｈｓ２＝ρｃＶｈｓ２ｔｓ－ρｃＶｈｓ２ｔｎ＝ρｃＶｈｓ２(ｔｓ－ｔｎ)(３)式中:Ｑｈｓ为活塞风总负荷ꎻＱｈｓ１为室外活塞风负荷ꎻＱｈｓ２为隧道活塞风负荷ꎻρ和ｃ分别为空气密度和比热ꎻＶｈｓ１㊁Ｖｈｓ２分别为出入口活塞风风量㊁站台活塞风风量ꎬｔｗ㊁ｔｓ㊁ｔｎ分别为室外温度㊁隧道温度和站台温度ꎮ马江燕[１２]对不同车站的出入口活塞风量进行计算对比ꎬ其中没有安装站台门车站的活塞风量最大ꎬ装有站台安全门的车站活塞风的风量范围在５００００ｍ３/ｈ~７００００ｍ３/ｈꎬ即使是安装屏蔽门的车站ꎬ由于活塞渗透风ꎬ车站出入口仍存在１００００ｍ３/ｈ~３００００ｍ３/ｈ第１期李慧星等:地铁活塞效应的节能综述研究５９㊀的活塞风ꎮ如此风量巨大的活塞风对车站环境的扰动是巨大的ꎮ来自室外和隧道的活塞风在不同季节对车站热环境的影响是不同的ꎬ具体影响结果如表１所示ꎮ表１㊀不同季节活塞风的影响季节隧道活塞风室外活塞风夏季利/弊利/弊春秋两季利利冬季利弊㊀㊀在夏季ꎬ活塞效应引起的站台门和出入口进风ꎬ将隧道与室外的热量带入车站ꎬ这明显增加车站制冷机组负荷ꎮ另外ꎬ热的活塞风也会给乘客带来不舒适感和健康问题[１３]ꎮ而在地铁运营初期ꎬ隧道的温度是低的ꎬ即使在炎热的夏天ꎬ隧道温度仍可保持在２３ ５~２７ ５ħ[１４]ꎮ根据«地铁设计规范»(ＧＢ５０１５７ ２０１３)ꎬ地铁站台的夏季设计温度为不超过２９ħ[１５]ꎮ因此在某些地区地铁运营初期ꎬ来自隧道的活塞风是凉爽的ꎬ而不是热的ꎮ在春秋两季ꎬ车站只进行通风ꎬ活塞效应引起的气流交换增大了车站公共区域的自然通风[１６]ꎮ冬季的室外温度较低ꎬ列车牵引产生的活塞效应使得车站出入口㊁风井㊁隧道洞口等位置大量进入外部冷空气ꎬ引起地铁内部温度急剧降低ꎬ低于地铁设计规范中的要求温度[１７]ꎮ冷风渗入被认为是影响冬季车站出入口温度的重要因素ꎮ低温还可能引起地铁内部的设备㊁水管等冻损ꎬ影响地铁系统正常运营ꎬ安全隐患较大[１８]ꎮ与室外低的温度相比ꎬ隧道中的温度是温暖的ꎬ由于列车制动产生的热量提高了隧道温度ꎬ站台门处进入的活塞风将这部分热量带入车站ꎬ可以改善车站热环境ꎬ提高车站温度ꎮ二㊁利用活塞风的策略１.隧道活塞风的利用策略通风竖井作为隧道与外界环境的连接通道ꎬ研究者主要通过优化通风井的设计ꎬ利用活塞风增大隧道通风效率ꎮＫｉｍＪＹ等[１９]通过三维数值模拟优化隧道通风井的位置提高自然通风效率ꎬ并发现车站附近是通风井的最佳位置ꎮＸｕｅＰ等[２０]通过数值模拟发现ꎬ位于车站前的通风竖井比位于车站后的通风竖井作用更大ꎮＷｕＹ等[２１]研究了通风井位置和数量对自然通风系统的影响ꎬ结果显示ꎬ双通风井系统可显著提高空气交换效率ꎮＧｏｎｚáｌｅｚＭＬ等[２２]使用ＣＦＤ软件建立了两个典型车站模型ꎬ并分析了通风竖井对车站活塞风量的影响ꎬ发现活塞效应驱动的瞬时流量可以达到通风系统中产生的总流量的５０％ꎮ也有学者对列车的相关运行进行了研究ꎬＬｉｕＭ等[２３]基于三维模拟和实验研究ꎬ提出列车运行的最佳列车速度为３０ｍ/ｓꎬ列车以最佳速度行驶可以同时满足隧道内二氧化碳浓度和热量释放的最小化ꎮ为了增强隧道活塞效应ꎬＣｒｏｓｓＤ等[２４]提出在列车两侧安装固定角度为１０ʎ的翼型ꎬ其研究结果表明在列车运行的不同阶段ꎬ通过调节翼型的角度最大可增加８％的排风量ꎮ２.车站活塞风的利用策略(１)站台活塞风的利用策略站台屏蔽门将站台与隧道完全隔开ꎬ在夏季最大程度地降低了活塞风对环控系统的影响ꎬ减少了空调制冷机组负荷ꎮＨｕＳＣ等[２５]人对中国台北某地铁站使用ＳＥＳ进行了模拟研究ꎬ发现安装屏蔽门可以降低车站空调机组能耗ꎮ同时ꎬ屏蔽门的安装提高了站台的空气质量[２６]ꎮ但安装屏蔽门的车站无法在春秋两季利用活塞通风ꎬ车站的新风负荷量较大ꎬＹｉｎＨ等[２７]的一项调查发现车站新风负荷高达３４％~３７％ꎬ屏蔽门并不是完全密封的ꎬ仍存在漏风现象[２８]ꎮ结合屏蔽门与安全门的优势ꎬ李国庆[２９]首次提出带有可调节通风口的新型站台门的思路ꎬ并且成功研制出新型站台门产品ꎬ与传统站台门不同的是ꎬ新型站台门系统在固定门的上方和下方装有可调节的百叶风口ꎬ通过调节通风口来控制活塞风的进出ꎮ新型站台门系统可以实现屏蔽门与安全门的灵活切换ꎬ在夏季关闭通风口可以发挥屏蔽门的作用ꎬ在春秋两季和冬季打开通风口又可实现６０㊀㊀㊀㊀沈阳建筑大学学报(社会科学版)第２６卷安全门的功能ꎬ实现了对活塞风的充分利用ꎮ通风口的开启与关闭通常以室外空气的温度作为判断依据(见表２)ꎬ当室外的温度较低(ｔｗ<１２ħ)时ꎬ活塞风对车站热环境的维持是不利的ꎬ此时应当关闭通风口ꎮ然而在ＺｈａｎｇＨ等[３０]的研究中认为ꎬ通风口开启较小的角度(３０ʎ)ꎬ适量的活塞风进入车站不仅满足了车站新风需求ꎬ来自隧道的活塞风又可以将列车制动散出的热量带入车站进而提高车站温度ꎮ当室外温度升高(１２ħɤｔｗ<ｔ１)ꎬ车站产生的全部热负荷可以通过活塞通风消除ꎮ当活塞通风无法消除全部的热负荷时(ｔ１ɤｔｗ<ｔ２)ꎬ车站风机打开ꎬ机械通风与活塞通风共同运行ꎮ当室外温度较高(ｔ２ɤｔｗ<ｔ３)ꎬ活塞风会造成车站热负荷的增加ꎬ此时关闭通风口ꎮ表２㊀新型站台门的环控系统运行模式通风模式开启条件通风口状态是否利用活塞风机械通风ｔｗ<１２ħ关闭否活塞通风开启是活塞通风１２ħɤｔｗ<ｔ１开启是机械通风与活塞通风ｔ１ɤｔｗ<ｔ２开启是机械通风ｔ２ɤｔｗ<ｔ３关闭否回风空调ｈａ>ｈｉ关闭否全新风空调ｈａɤｈｉ关闭否㊀㊀表格中的ｔ１ꎬｔ２ꎬｔ３分别为不同通风模式的判别依据ꎬ可由下面的公式计算[３０]:ｔ１＝ρｃ(Ｖｈ１＋Ｖｈ２)ｔｎ－３６００Ｑｉ－ρｃＶｈ２ｔｔρｃＶｈ１(４)ｔ２＝ρｃ(Ｖｈ１＋Ｖｈ２)ｔｎ－ρｃＶｈ２ｔｔρｃＶｈ１(５)ｔ３＝ｔｎ－ＱｉρｃＶＡＵＨｍａｘ(６)式中:ＶＡＵＨｍａｘ为送风机组风机达到上限时的风量ꎬ单位为ｍ３/ｈꎻＱｉ为车站的热负荷ꎻｈａ和ｈｉ分别为室外空气焓值和空调回风焓值ꎮＹａｎｇＺ等[３１]对新系统进行了数值模拟ꎬ研究发现在５种运行模式下ꎬ不同城市的节能潜力存在差异ꎬ非空调季节越长的地区ꎬ新系统的节能效果越明显ꎮＺｈａｎｇＨ等[３０]对通风口的位置㊁开启大小以及角度进行了数值模拟ꎬ研究发现通过调节通风口的开启角度可以满足不同季节的新风和舒适性要求ꎬ该系统在温带地区节能效果显著ꎬ不同气候区的节能率为２０.６４％~６０.４３％ꎮＨｅＤ等[３２]的模拟研究中发现新系统在温带城市节能效果显著ꎬ最大节能率为４２.７１％ꎬ而在寒冷地区节能率最低ꎬ仅为９.６７％ꎬ节能效率存在较大差异的一个可能原因为不同地区的过渡季节长短是不同的ꎬ新系统在过渡季节的节能效果最明显ꎮＺｈａｎｇＹ等[３３]对ＰＳＤ系统ꎬＰＢＤ系统和ＰＳＤ－ＰＢＤ系统进行了对比分析ꎬ能耗结果显示ＰＳＤ－ＰＢＤ确实可以实现节能ꎬ但节能效果仅为１％~８％ꎮ目前ꎬ新型可调节通风口的站台门在中国地铁站的实际应用案例较少ꎬ仅在上海的云锦路站使用ꎮＬｉＧ等[３４]对云锦路站的热舒适性和节能效果进行了研究ꎬ测量结果显示使用该系统的站内平均温度在１６.５~２８ħꎬ该系统的节能效果明显ꎮ(２)出入口活塞风的利用策略ＰｅｒｎａＤＣ等[３５]在巴塞罗纳的一个地铁站通过现场试验和模拟的方法ꎬ利用室内空气速度和压力估算出走廊的空气流量ꎬ并通过自动控制系统控制车站的机械通风量达到节能目的ꎮＧｕａｎＢ等[３６]在制冷季节对两个地铁站进行了现场测量ꎬ结果显示车站入口渗入室外空气量大ꎬ并进一步发现在不设置机械送风条件下ꎬ采用单独回风工况ꎬ出入口室外进气量可以满足乘客需求ꎬ且ＶＡＣ系统能耗降低１０％~２０％ꎮＫｒａｓｙｕｋＡＭ等[３７]在新西伯利亚地铁某终点站计算了进入车站的室外冷空气的实际体积ꎬ研究结果表明ꎬ当室外空气温度低于－１０ħ时ꎬ暖风幕并不能保证将室外冷空气加热到额定温度ꎮＭａＪ等[３８]使用ＩＤＡ地铁仿真软件和现场测试对北方严寒地区的地铁站进行了调查ꎬ验证了冬季６４.４％的热损失由入口活塞效应引起的冷空气侵入造成ꎬ采用门帘则可明显降低冷风浸入ꎮ三㊁结语与展望从利用活塞效应的形式来看ꎬ活塞效应第１期李慧星等:地铁活塞效应的节能综述研究６１㊀的利用和控制策略可以分为３个角度:源头㊁路径和直接利用ꎮ列车运行是活塞效应产生的原因[３９]ꎬ对活塞效应的源头采取一些措施可以增大活塞效应的强度ꎬ这些措施包括采取最佳的列车行驶速度(３０ｍ/ｓ)㊁列车两侧安装固定角度的翼型等ꎮ站台门㊁门帘㊁通风竖井的使用主要是通过改变活塞气流路径的几何形状(阻力)ꎬ从而控制公共区域或隧道中活塞风的风量ꎮ来自室外的活塞风是可以被直接利用的ꎬ在活塞效应作用下ꎬ车站的环控系统可以不设置新风机ꎬ单独设置回风工况ꎬ或者根据活塞风量自动控制机械通风ꎮ通过优化通风竖井的设计ꎬ可以有效利用隧道中的活塞风ꎬ这些设计包括通风竖井的位置㊁数量以及尺寸等ꎮ这些研究成果应当作为未来地铁隧道设计的重要参考ꎬ特别对于正在运营的地铁线路ꎬ采用一些措施增大隧道活塞通风也可以达到节能的目的ꎮ对于从隧道进入车站的活塞风ꎬ安装站台门是个有效的控制策略ꎮ新型可调节通风口的站台门通过开启或关闭站台门上的通风口ꎬ调整开启角度和大小ꎬ可以实现对活塞风的精确和灵活控制ꎮ调节通风口的参考指标往往是室外环境的相关参数ꎬ实际上隧道环境的相关参数也应当被考虑ꎬ然而现有的研究中忽略了隧道参数的重要性ꎮ值得注意的是ꎬ对新系统的节能潜力大多数研究是基于模拟的方法计算得到ꎬ对新系统运营数据的实测研究较少ꎬ这对新系统的推广应用是不利的ꎮ尽管相关研究表明气候特性会影响新系统的节能潜力ꎬ但新系统在未来仍有很大的发展空间ꎮ列车与轨道的摩擦是车站颗粒物的主要来源ꎬ活塞效应使得站台颗粒物浓度随列车进站出站发生变化ꎬ甚至会大于室外颗粒物浓度ꎮ因此ꎬ来自隧道的活塞风是否可以被直接利用是值得思考和研究的问题ꎮ通过研究发现ꎬ活塞风不仅可以为车站提供可高效利用的通风ꎬ在一些情况下ꎬ活塞风携带的冷量或热量进入车站ꎬ改善了车站的冷热环境ꎮ对进入地铁车站公共区域的活塞风有如下利用原则:当活塞风满足车站乘客需求时ꎬ即为相关参数满足规范标准ꎬ例如风量㊁温度㊁湿度㊁二氧化碳浓度以及颗粒物浓度等ꎬ环控系统应当优先采用活塞通风ꎻ当活塞风无法满足需要时ꎬ环控系统需要耗能的风机和空调等设备应当作为补充ꎮ当环境发生变化ꎬ活塞风对车站环境不利时ꎬ应当采取一些措施阻止或降低活塞风的侵入ꎬ以降低环控系统的负荷ꎮ在未来的地铁建设项目中ꎬ地铁活塞风应该是环控系统设计的一项重要参考ꎮ目前关于活塞风的控制策略中缺乏针对颗粒物的有效手段ꎬ地铁颗粒物也应当是评价活塞风是否满足需求的重要参考指标ꎮ新型可调风口的站台门系统已经在中国开始应用ꎬ围绕新系统提出全年跨度的环控系统运行方案与相关能耗评价体系ꎬ有助于新系统的改进与推广ꎮ参考文献:[１]㊀ＰＡＮＳꎬＦＡＮＬꎬＬＩＵＪꎬｅｔａｌ.Ａｒｅｖｉｅｗｏｆｔｈｅｐｉｓｔｏｎｅｆｆｅｃｔｉｎｓｕｂｗａｙｓｔａｔｉｏｎｓ[Ｊ].Ａｄｖａｎｃｅｓｉｎｍｅｃｈａｎｉｃａｌｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ２０１３(５):９５０２０５. [２]㊀ＨＯＮＧＷꎬＫＩＭＳ.ＡｓｔｕｄｙｏｎｔｈｅｅｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎｕｎｉｔｏｆｓｕｂｗａｙｓｔａｔｉｏｎｓｉｎＫｏｒｅａ[Ｊ].Ｂｕｉｌｄｉｎｇａｎｄｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔꎬ２００４ꎬ３９(１２):１４９７－１５０３.[３]㊀ＬＩＮＬꎬＬＩＵＸꎬＺＨＡＮＧＴꎬｅｔａｌ.ＥｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎｉｎｄｅｘａｎｄｅｖａｌｕａｔｉｏｎｍｅｔｈｏｄｏｆｐｕｂｌｉｃｔｒａｆｆｉｃｂｕｉｌｄｉｎｇｓｉｎＣｈｉｎａ[Ｊ].Ｓｕｓｔａｉｎａｂｌｅｃｉｔｉｅｓａｎｄｓｏｃｉｅｔｙꎬ２０２０ꎬ５７:１０２１３２. [４]㊀中国城市轨道交通协会.城市轨道交通２０２０年度统计和分析报告[Ｒ].北京:北京交通大学出版社ꎬ２０２１.[５]㊀ＧＵＡＮＢꎬＬＩＵＸꎬＺＨＡＮＧＴꎬｅｔａｌ.ＥｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎｏｆｓｕｂｗａｙｓｔａｔｉｏｎｓｉｎＣｈｉｎａ:ｄａｔａａｎｄｉｎｆｌｕｅｎｃｉｎｇｆａｃｔｏｒｓ[Ｊ].Ｓｕｓｔａｉｎａｂｌｅｃｉｔｉｅｓａｎｄｓｏｃｉｅｔｙꎬ２０１８ꎬ４３:４５１－４６１. [６]㊀王丽慧.地铁活塞风与地铁环控节能[Ｄ].上海:同济大学ꎬ２００７.[７]㊀ＬＩＨꎬＴＡＮＧＢꎬＣＨＥＬꎬｅｔａｌ.Ｅｎｅｒｇｙｓａｖｉｎｇｐｏｔｅｎｔｉａｌｏｆａｉｒｃｏｎｄｉｔｉｏｎｉｎｇｓｙｓｔｅｍｏｆｅｑｕｉｐｍｅｎｔｓｔａｔｉｏｎｓｉｎｍｅｔｒｏｓｙｓｔｅｍｓ[Ｊ].Ｐｒｏｃｅｄｉａｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ２０１７ꎬ２０５:３５１９－３５２４.６２㊀㊀㊀㊀沈阳建筑大学学报(社会科学版)第２６卷[８]㊀ＺＨＡＮＧＹꎬＬＩＸ.Ａｓｔｕｄｙｏｆｆｒｅｓｈａｉｒｃｏｎｔｒｏｌｉｎｓｕｂｗａｙｓｔａｔｉｏｎｓ[Ｊ].Ｊｏｕｒｎａｌｏｆｗｉｎｄｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇａｎｄｉｎｄｕｓｔｒｉａｌａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｓꎬ２０１８ꎬ１７５:３８４－３９０.[９]㊀ＺＨＡＮＧＨꎬＺＨＵＣꎬＺＨＥＮＧＷꎬｅｔａｌ.ＥｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌａｎｄｎｕｍｅｒｉｃａｌｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎｏｆｂｒａｋｉｎｇｅｎｅｒｇｙｏｎｔｈｅｒｍａｌｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔｏｆｕｎｄｅｒｇｒｏｕｎｄｓｕｂｗａｙｓｔａｔｉｏｎｉｎＣｈｉｎａᶄｓｎｏｒｔｈｅｒｎｓｅｖｅｒｅｃｏｌｄｒｅｇｉｏｎｓ[Ｊ].Ｅｎｅｒｇｙꎬ２０１６ꎬ１１６:８８０－８９３.[１０]董书芸.北方城市地铁活塞风对地铁环境的影响规律及其有效利用[Ｄ].天津:天津大学ꎬ２００８.[１１]ＺＨＡＮＧＸꎬＭＡＪꎬＬＩＡꎬｅｔａｌ.Ｔｒａｉｎ－ｉｎｄｕｃｅｄｕｎｓｔｅａｄｙａｉｒｆｌｏｗｅｆｆｅｃｔａｎａｌｙｓｉｓｏｎａｓｕｂｗａｙｓｔａｔｉｏｎｕｓｉｎｇｆｉｅｌｄｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｓａｎｄｎｕｍｅｒｉｃａｌｍｏｄｅｌｌｉｎｇ[Ｊ].Ｅｎｅｒｇｙａｎｄｂｕｉｌｄｉｎｇｓꎬ２０１８ꎬ１７４:２２８－２３８.[１２]马江燕.北方地区冬季地铁车站热环境及其控制策略[Ｄ].西安:西安建筑科技大学ꎬ２０２０.[１３]ＫＨＡＹＲＵＬＬＩＮＡＡꎬＢＬＯＣＫＥＮＢꎬＪＡＮＳＳＥＮＷꎬｅｔａｌ.ＣＦＤｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆｔｒａｉｎａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｓ:ｔｒａｉｎ￣ｉｎｄｕｃｅｄｗｉｎｄｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓａｔａｎｕｎｄｅｒｇｒｏｕｎｄｒａｉｌｒｏａｄｐａｓｓｅｎｇｅｒｐｌａｔｆｏｒｍ[Ｊ].Ｊｏｕｒｎａｌｏｆｗｉｎｄｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇａｎｄｉｎｄｕｓｔｒｉａｌａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｓꎬ２０１５ꎬ１３９:１００－１１０.[１４]姜波.地铁运营初期区间隧道气温变化规律研究[Ｊ].都市快轨交通ꎬ２０１８ꎬ３１(２):１１３－１１８.[１５]中华人民共和国住房和城乡建设部.地铁设计规范:ＧＢ５０１５７ ２０１３[Ｓ].北京:中国建筑工业出版社ꎬ２０１４.[１６]李涛.活塞风对地铁站内环境的影响[Ｄ].天津:天津大学ꎬ２００５.[１７]谷雅秀ꎬ翟彤ꎬ潘嵩ꎬ等.长春地铁热环境与热舒适实测分析[Ｊ].都市快轨交通ꎬ２０１９ꎬ３２(５):２５－３２.[１８]韩平.严寒地区地铁环控系统方案探讨[Ｊ].铁道工程学报ꎬ２０１１ꎬ２８(６):８１－８７. [１９]ＫＩＭＪＹꎬＫＩＭＫＹ.Ｅｆｆｅｃｔｓｏｆｖｅｎｔｓｈａｆｔｌｏｃａｔｉｏｎｏｎｔｈｅｖｅｎｔｉｌａｔｉｏｎｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｉｎａｓｕｂｗａｙｔｕｎｎｅｌ[Ｊ].Ｊｏｕｒｎａｌｏｆｗｉｎｄｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇａｎｄｉｎｄｕｓｔｒｉａｌａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｓꎬ２００９ꎬ９７(５ ６):１７４－１７９.[２０]ＸＵＥＰꎬＹＯＵＳꎬＣＨＡＯＪꎬｅｔａｌ.Ｎｕｍｅｒｉｃａｌｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎｏｆｕｎｓｔｅａｄｙａｉｒｆｌｏｗｉｎｓｕｂｗａｙｉｎｆｌｕｅｎｃｅｄｂｙｐｉｓｔｏｎｅｆｆｅｃｔｂａｓｅｄｏｎｄｙｎａｍｉｃｍｅｓｈ[Ｊ].Ｔｕｎｎｅｌｌｉｎｇａｎｄｕｎｄｅｒｇｒｏｕｎｄｓｐａｃｅｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬ２０１４ꎬ４０:１７４－１８１.[２１]ＷＵＹꎬＧＡＯＮꎬＷＡＮＧＬꎬｅｔａｌ.Ａｎｕｍｅｒｉｃａｌａｎａｌｙｓｉｓｏｆａｉｒｆｌｏｗｓｃａｕｓｅｄｂｙｔｒａｉｎ￣ｍｏｔｉｏｎａｎｄｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｅｖａｌｕａｔｉｏｎｏｆａｓｕｂｗａｙｖｅｎｔｉｌａｔｉｏｎｓｙｓｔｅｍ[Ｊ].Ｉｎｄｏｏｒａｎｄｂｕｉｌｔｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔꎬ２０１４ꎬ２３(６):８５４－８６３.[２２]ＧＯＮＺÁＬＥＺＭＬꎬＶＥＧＡＭＧꎬＯＲＯＪＭＦꎬｅｔａｌ.Ｎｕｍｅｒｉｃａｌｍｏｄｅｌｉｎｇｏｆｔｈｅｐｉｓｔｏｎｅｆｆｅｃｔｉｎｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌｖｅｎｔｉｌａｔｉｏｎｓｙｓｔｅｍｓｆｏｒｓｕｂｗａｙｔｕｎｎｅｌｓ[Ｊ].Ｔｕｎｎｅｌｌｉｎｇａｎｄｕｎｄｅｒｇｒｏｕｎｄｓｐａｃｅｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬ２０１４ꎬ４０:２２－３７.[２３]ＬＩＵＭꎬＺＨＵＣꎬＺＨＡＮＧＨꎬｅｔａｌ.Ｔｈｅｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔａｎｄｅｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎｏｆａｓｕｂｗａｙｔｕｎｎｅｌｂｙｔｈｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｐｉｓｔｏｎｗｉｎｄ[Ｊ].Ａｐｐｌｉｅｄｅｎｅｒｇｙꎬ２０１９ꎬ２４６:１１－２３. [２４]ＣＲＯＳＳＤꎬＨＵＧＨＥＳＢꎬＩＮＧＨＡＭＤꎬｅｔａｌ.Ｅｎｈａｎｃｉｎｇｔｈｅｐｉｓｔｏｎｅｆｆｅｃｔｉｎｕｎｄｅｒｇｒｏｕｎｄｒａｉｌｗａｙｔｕｎｎｅｌｓ[Ｊ].Ｔｕｎｎｅｌｌｉｎｇａｎｄｕｎｄｅｒｇｒｏｕｎｄｓｐａｃｅｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬ２０１７ꎬ６１:７１－８１.[２５]ＨＵＳＣꎬＬＥＥＪＨ.Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｐｌａｔｆｏｒｍｓｃｒｅｅｎｄｏｏｒｓｏｎｅｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎｏｆｔｈｅｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔｃｏｎｔｒｏｌｓｙｓｔｅｍｏｆａｍａｓｓｒａｐｉｄｔｒａｎｓｉｔｓｙｓｔｅｍ:ｃａｓｅｓｔｕｄｙｏｆｔｈｅＴａｉｐｅｉＭＲＴｓｙｓｔｅｍ[Ｊ].Ｅｎｅｒｇｙｃｏｎｖｅｒｓｉｏｎａｎｄｍａｎａｇｅｍｅｎｔꎬ２００４ꎬ４５(５):６３９－６５０. [２６]ＫＩＭＫＨꎬＨＯＤＸꎬＪＥＯＮＪＳꎬｅｔａｌ.ＡｎｏｔｉｃｅａｂｌｅｓｈｉｆｔｉｎｐａｒｔｉｃｕｌａｔｅｍａｔｔｅｒｌｅｖｅｌｓａｆｔｅｒｐｌａｔｆｏｒｍｓｃｒｅｅｎｄｏｏｒｉｎｓｔａｌｌａｔｉｏｎｉｎａＫｏｒｅａｎｓｕｂｗａｙｓｔａｔｉｏｎ[Ｊ].Ａｔｍｏｓｐｈｅｒｉｃｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔꎬ２０１２ꎬ４９:２１９－２２３.[２７]ＹＩＮＨꎬＹＡＮＧＣꎬＹＩＬꎬｅｔａｌ.Ｖｅｎｔｉｌａｔｉｏｎａｎｄａｉｒｃｏｎｄｉｔｉｏｎｉｎｇｓｙｓｔｅｍｏｆｄｅｅｐ￣ｂｕｒｉｅｄｓｕｂｗａｙｓｔａｔｉｏｎｉｎｓｕｂ￣ｔｒｏｐｉｃａｌｃｌｉｍａｔｅｓ:ｅｎｅｒｇｙ￣ｓａｖｉｎｇｓｔｒａｔｅｇｉｅｓ[Ｊ].Ａｐｐｌｉｅｄｔｈｅｒｍａｌｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ２０２０ꎬ１７８:１１５５５５.[２８]ＬＩＸꎬＷＡＮＧＹ.Ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｓｔｕｄｙｏｎａｉｒｌｅａｋａｇｅｏｆｐｌａｔｆｏｒｍｓｃｒｅｅｎｄｏｏｒｓｉｎｓｕｂｗａｙｓｔａｔｉｏｎｓ[Ｊ].Ｓｕｓｔａｉｎａｂｌｅｃｉｔｉｅｓａｎｄｓｏｃｉｅｔｙꎬ２０１８ꎬ４３(１１):３５０－３５６.[２９]李国庆.用于地铁的可调通风型站台门系统综合技术研究[Ｄ].天津:天津大学ꎬ２０１２. [３０]ＺＨＡＮＧＨꎬＣＵＩＴꎬＬＩＵＭꎬｅｔａｌ.Ｅｎｅｒｇｙｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎｏｆａｎｉｎｎｏｖａｔｉｖｅ第１期李慧星等:地铁活塞效应的节能综述研究６３㊀ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔａｌｃｏｎｔｒｏｌｓｙｓｔｅｍｉｎｓｕｂｗａｙｓｔａｔｉｏｎ[Ｊ].Ｂｕｉｌｄｉｎｇａｎｄｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔꎬ２０１７ꎬ１２６:６８－８１.[３１]ＹＡＮＧＺꎬＳＵＸꎬＭＡＦꎬｅｔａｌ.Ａｎｉｎｎｏｖａｔｉｖｅｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔａｌｃｏｎｔｒｏｌｓｙｓｔｅｍｏｆｓｕｂｗａｙ[Ｊ].Ｊｏｕｒｎａｌｏｆｗｉｎｄｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇａｎｄｉｎｄｕｓｔｒｉａｌａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｓꎬ２０１５ꎬ１４７:１２０－１３１.[３２]ＨＥＤꎬＴＥＮＧＸꎬＣＨＥＮＹꎬｅｔａｌ.Ｐｉｓｔｏｎｗｉｎｄｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃａｎｄｅｎｅｒｇｙｓａｖｉｎｇｏｆｍｅｔｒｏｓｔａｔｉｏｎｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔａｌｃｏｎｔｒｏｌｓｙｓｔｅｍ[Ｊ].Ｊｏｕｒｎａｌｏｆｂｕｉｌｄｉｎｇｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ２０２１ꎬ４４:１０２６６４. [３３]ＺＨＡＮＧＹꎬＬＩＸ.ＲｅｓｅａｒｃｈｏｎａｉｒｆｌｏｗａｎｄｅｎｅｒｇｙｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｉｎＰＢＤꎬＰＳＤａｎｄＰＢＤ￣ＰＳＤ￣ｃｏｍｂｉｎｅｄｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔｃｏｎｔｒｏｌｓｙｓｔｅｍｓｉｎｓｕｂｗａｙ[Ｊ].Ｓｕｓｔａｉｎａｂｌｅｃｉｔｉｅｓａｎｄｓｏｃｉｅｔｙꎬ２０１８ꎬ４２:４３４－４４３.[３４]ＬＩＧꎬＭＥＮＧＸꎬＺＨＡＮＧＸꎬｅｔａｌ.ＡｎｉｎｎｏｖａｔｉｖｅｖｅｎｔｉｌａｔｉｏｎｓｙｓｔｅｍｕｓｉｎｇｐｉｓｔｏｎｗｉｎｄｆｏｒｔｈｅｔｈｅｒｍａｌｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔｉｎＳｈａｎｇｈａｉｓｕｂｗａｙｓｔａｔｉｏｎ[Ｊ].Ｊｏｕｒｎａｌｏｆｂｕｉｌｄｉｎｇｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ２０２０ꎬ３２:１０１２７６.[３５]ＰＥＲＮＡＤＣꎬＣＡＲＢＯＮＡＲＩＡꎬＡＮＳＵＩＮＩＲꎬｅｔａｌ.Ｅｍｐｉｒｉｃａｌａｐｐｒｏａｃｈｆｏｒｒｅａｌ￣ｔｉｍｅｅｓｔｉｍａｔｉｏｎｏｆａｉｒｆｌｏｗｒａｔｅｓｉｎａｓｕｂｗａｙｓｔａｔｉｏｎ[Ｊ].Ｔｕｎｎｅｌｌｉｎｇａｎｄｕｎｄｅｒｇｒｏｕｎｄｓｐａｃｅｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬ２０１４ꎬ４２:２５－３９.[３６]ＧＵＡＮＢꎬＺＨＡＮＧＴꎬＬＩＵＸ.Ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎｏｆｏｕｔｄｏｏｒａｉｒｓｕｐｐｌｙａｎｄｉｎｄｏｏｒｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔｒｅｌａｔｅｄｔｏｅｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎｉｎｔｗｏｓｕｂｗａｙｓｔａｔｉｏｎｓ[Ｊ].Ｓｕｓｔａｉｎａｂｌｅｃｉｔｉｅｓａｎｄｓｏｃｉｅｔｙꎬ２０１８ꎬ４１:５１３－５２４.[３７]ＫＲＡＳＹＵＫＡＭꎬＬＵＧＩＮＩＶꎬＰＡＶＬＯＶＳＡ.Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｒｅｓｅａｒｃｈｉｎｔｏａｉｒｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｉｎａｔｅｒｍｉｎａｌｓｕｂｗａｙｓｔａｔｉｏｎ[Ｊ].Ｔｕｎｎｅｌｌｉｎｇａｎｄｕｎｄｅｒｇｒｏｕｎｄｓｐａｃｅｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬ２０１９ꎬ８５:２１－２８. [３８]ＭＡＪꎬＺＨＡＮＧＸꎬＬＩＡꎬｅｔａｌ.Ａｎａｌｙｓｅｓｏｆｔｈｅｉｍｐｒｏｖｅｍｅｎｔｏｆｓｕｂｗａｙｓｔａｔｉｏｎｔｈｅｒｍａｌｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔｉｎｎｏｒｔｈｅｒｎｓｅｖｅｒｅｃｏｌｄｒｅｇｉｏｎｓ[Ｊ].Ｂｕｉｌｄｉｎｇａｎｄｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔꎬ２０１８ꎬ１４３:５７９－５９０.[３９]张德海ꎬ孙绍桐.基于ＢＩＭ的地铁换乘站工程钢筋有效利用方法:以沈阳某地铁换乘站工程为例[Ｊ].沈阳建筑大学学报(社会科学版)ꎬ２０２３ꎬ２５(３):２６４－２７０.ＡＲｅｖｉｅｗｏｎＥｎｅｒｇｙＳａｖｉｎｇｏｆＳｕｂｗａｙＰｉｓｔｏｎＥｆｆｅｃｔＬＩＨｕｉｘｉｎｇꎬＪＩＮＪｉａｌｕꎬＦＥＮＧＧｕｏｈｕｉ(ＳｃｈｏｏｌｏｆＭｕｎｉｃｉｐａｌａｎｄＥｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬＳｈｅｎｙａｎｇＪｉａｎｚｈｕＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙꎬＬｉａｏｎｉｎｇꎬＳｈｅｎｙａｎｇꎬ１００１６８ꎬＣｈｉｎａ)Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｗｉｔｈｔｈｅｔｈｒｉｖｉｎｇｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔｏｆｔｈｅｓｕｂｗａｙｉｎｄｕｓｔｒｙꎬｒｅｄｕｃｉｎｇｓｔａｔｉｏｎｅｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎｂｙｕｔｉｌｉｚｉｎｇｐｉｓｔｏｎｗｉｎｄｈａｓｂｅｃｏｍｅｏｎｅｏｆｔｈｅｃｕｒｒｅｎｔｒｅｓｅａｒｃｈｈｏｔｓｐｏｔｓ.Ｆｉｒｓｔｌｙꎬｔｈｉｓｐａｐｅｒｃｏｌｌｅｃｔｓａｎｄｃｏｌｌａｔｅｓｒｅｌｅｖａｎｔｄｏｍｅｓｔｉｃａｎｄｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌｌｉｔｅｒａｔｕｒｅｒｅｌａｔｅｄｔｏｔｈｅｐｉｓｔｏｎｅｆｆｅｃｔꎬｓｔｕｄｉｅｓｔｈｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｍｅｃｈａｎｉｓｍａｎｄｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓｏｆｔｈｅｐｉｓｔｏｎｅｆｆｅｃｔꎬａｎａｌｙｚｅｓｉｔｓｉｍｐａｃｔｏｎｓｕｂｗａｙｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔａｌｃｏｎｔｒｏｌｓｙｓｔｅｍｓꎬａｎｄｄｉｓｃｏｖｅｒｓｔｈｅｐｏｔｅｎｔｉａｌｅｎｅｒｇｙ￣ｓａｖｉｎｇｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐｂｅｔｗｅｅｎｔｈｅｔｗｏ.Ｓｅｃｏｎｄｌｙꎬｔｈｅｕｔｉｌｉｚａｔｉｏｎｓｔｒａｔｅｇｉｅｓｏｆｔｕｎｎｅｌｐｉｓｔｏｎｗｉｎｄａｎｄｓｔａｔｉｏｎｐｉｓｔｏｎｗｉｎｄａｒｅｒｅｖｉｅｗｅｄａｎｄｓｔｕｄｉｅｄｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙｉｎｔｈｉｓｐａｐｅｒ.Ｔｈｅｓｅｓｔｒａｔｅｇｉｅｓａｒｅｍａｉｎｌｙｒｅｌａｔｅｄｔｏｔｈｅｄｅｓｉｇｎｏｆｔｈｅｖｅｎｔｉｌａｔｉｏｎｓｈａｆｔꎬｔｒａｉｎｏｐｅｒａｔｉｏｎｓꎬｐｌａｔｆｏｒｍｄｏｏｒｓｅｌｅｃｔｉｏｎｓꎬａｎｄｔｈｅｉｎｓｔａｌｌａｔｉｏｎｏｆｄｏｏｒｃｕｒｔａｉｎｓ.Ｒｅａｓｏｎａｂｌｙａｄｏｐｔｉｎｇｔｈｅｓｅｓｔｒａｔｅｇｉｅｓｃａｎｅｆｆｅｃｔｉｖｅｌｙｒｅｄｕｃｅｓｔａｔｉｏｎｅｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎ.Ｆｉｎａｌｌｙꎬｔｈｉｓｐａｐｅｒｐｕｔｓｆｏｒｗａｒｄｔｈｅｕｔｉｌｉｚａｔｉｏｎｐｒｉｎｃｉｐｌｅｏｆｐｉｓｔｏｎｗｉｎｄ.Ｗｈｅｎｔｈｅｐｉｓｔｏｎｗｉｎｄｍｅｅｔｓｐａｓｓｅｎｇｅｒｎｅｅｄｓꎬｔｈｅｐｉｓｔｏｎｖｅｎｔｉｌａｔｉｏｎｓｈｏｕｌｄｂｅｇｉｖｅｎｐｒｉｏｒｉｔｙ.Ｔｈｅｅｖａｌｕａｔｉｏｎｏｆｗｈｅｔｈｅｒｔｈｅｐｉｓｔｏｎｗｉｎｄｍｅｅｔｓｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔｓｉｓｍａｉｎｌｙｂａｓｅｄｏｎｐａｒａｍｅｔｅｒｓꎬｓｕｃｈａｓａｉｒｖｏｌｕｍｅꎬｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅａｎｄｈｕｍｉｄｉｔｙꎬｃａｒｂｏｎｄｉｏｘｉｄｅｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｉｏｎꎬａｎｄｐａｒｔｉｃｌｅｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｉｏｎ.Ｋｅｙｗｏｒｄｓ:ｐｉｓｔｏｎｅｆｆｅｃｔꎻｓｕｂｗａｙｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔａｌｃｏｎｔｒｏｌｓｙｓｔｅｍꎻｅｎｅｒｇｙｃｏｎｓｕｍｐｔｉｏｎꎻｕｔｉｌｉｚａｔｉｏｎｓｔｒａｔｅｇｉｅｓ(责任编辑:王丽娜㊀英文审校:贾凡华)。