城市地铁活塞风对地铁环境的影响规律与有效应用分析

活塞效应效率对地铁轨道区排热的影响华正博【摘要】In this paper, the Subway Environment Simulation program is used to calculate the different metro ventilation mode, and analyzed the temperature distributions in the tunnel which with or without the Track Exhaust System in the normal operation mode. The results showed that,the highest temperature in the tunnel without the Track Exhaust System is 2.9℃ higher than the tunnel with the Track Exhaust System. The piston effects efficiency on both metro ventilation modes is analyzed to explain the temperature difference.%针对地铁轨行区不同的通风模式，利用SES软件对某地铁进行模拟计算，分别分析了正常工况下轨行区有、无轨道排热系统两种情况下的隧道空气温度分布情况，得到无TES比有TES时隧道空气最高温度高2.9℃的结论。

通过分析不同模式下的活塞效应效率值来解释导致2.9℃温差的原因。

【期刊名称】《制冷与空调（四川）》【年(卷),期】2014(000)002【总页数】4页(P183-185,190)【关键词】地铁轨行区;轨道排热系统;活塞效应效率【作者】华正博【作者单位】中国建筑西南设计研究院有限公司成都 610041【正文语种】中文【中图分类】TU834地铁轨行区的排热是地铁环控的重要环节，目前常见的地铁轨行区排热模式主要有两种，第一种通风模式是地铁车站轨行区设置了轨道排热系统（TES），TES包括轨顶排热（OTE）和轨底排热（UPE），分别在轨行区顶部和底部设置排热风口，通过排热风道将轨行区的热量由排风井排出地面[1]。

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。

地铁出入口活塞风有效通风量分析在城市建设中，地铁是现代城市交通中不可或缺的一部分，它不仅能够减少城市交通拥堵，提高城市运行效率，还能便捷市民出行。

然而，在日渐严重的空气污染下，地铁站内的通风工作变得尤为重要。

本文将以地铁出入口活塞风有效通风量为研究对象，探讨其特点及其对地铁通风的影响。

一、地铁出入口活塞风的特点地铁出入口活塞风是指地铁行车过程中，由车厢运动而产生的一种气流，它在地铁的进站口及出站口中的作用较为显著。

活塞风的产生主要是由于车厢在隧道中移动时，挤压了前方气流，形成气压较高区域。

当车厢经过出入口时，压缩气体会形成压缩波，从而形成活塞风，这可使地铁站内湿度、温度、污染物等指标发生变化。

二、地铁出入口活塞风对通风的影响1. 活塞风对地铁站内环境的影响活塞风的产生会对地铁站内的环境产生影响，主要体现在以下几个方面：（1）影响人员出入。

由于活塞风已成为一种重要的地铁安全因素，因此，在地铁站的进出站口处设置了大量的风口和通风设备，也可在一定程度上调整活塞风的作用，以确保地铁站内的空气流通。

（2）影响空气质量。

活塞风会使地铁站内的空气流动加速，从而使空气中的有害物质扩散更加迅速，影响空气质量。

（3）影响舒适度。

由于活塞风会扰动站内空气，使得空气温度、湿度等指标波动，进而影响人员的舒适度。

2. 活塞风对地铁通风的作用活塞风对地铁通风的作用主要表现在以下几个方面：（1）通过活塞风能够加速地铁站内空气的流动，增加通风效果。

（2）对通风设备的配置有一定的要求。

在地铁站的进出站口处配置通风设备，能够形成气流，减小活塞风对地铁通风的影响。

（3）需要加强通风管理。

由于活塞风对地铁站内空气产生影响，因此在地铁站的通风管理上需要加强，在通风时应考虑到活塞风的影响，合理调整通风设备及其运行方式，确保空气质量的合格。

三、地铁出入口活塞风有效通风量的分析为了研究活塞风对地铁通风的作用，我们有必要对地铁出入口活塞风有效通风量进行分析，有效通风量作为地铁通风设计中的重要指标，它对于保障地铁站内空气质量有着重要的意义。

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 。

第3卷　第1期 地下空间与工程学报Vol.3 2007年2月 Chinese Journal of Undergr ound Space and Engineering Feb.2007　 文章编号:167320836(2007)022*******地铁活塞风对车站环控速度场的影响3王丽慧,吴喜平(同济大学暖通空调燃气研究所,上海　200092)摘　要:通过地铁实测数据分析,研究列车进站、列车出站和交会车况下活塞风对地铁车站各单元,即站台层、站厅层、楼梯和出入口速度场的影响,分析得到站台层和站厅层两端速度场受活塞风影响较大;比较站台层、站厅层、楼梯和出入口各单元速度增加倍数大小,得到在活塞风作用下,受楼梯走向和楼梯位置影响,站台层、站厅层和楼梯速度场相互影响,并且楼梯速度场和出入口速度场变化较明显。

关键词:活塞风;站台层;站厅层;楼梯;出入口;速度场 中图分类号:U231+.1文献标识码:AThe Affect on the Subway Syste m from the P iston Acti on W i n dWANG L i2hui,W u Xi2p ing(V entilating,A ir-condition and Gas Research Institute,Tongji U niversity,Shanghai200092,China)Abstract:Thr ough the sub way test,research the affect on the vel ocity fields of the p latfor m,the undergr ound hall,the stair and the passage way fr om the p ist on acti on wind under different train conditi ons.The both ends of the p latfor m and the undergr ound hall are obvi ously afftected by the p ist on acti on paring the vel ocity increasing multi p les of the four seg ments,the vel ocity fields of the p latf or m,the undergr ound hall,the stair and the passageway inter p lay and the vel ocity fields of the stair and the passageway are influenced more obvi ously under the p ist on acti on wind affect.Keywords:the p ist on acti on wind;the p latfor m;the undergr ound hall;the stair;the passage way;the vel ocity field1　引言列车运行产生的活塞风对地铁车站环控影响较大,主要体现在进站车况,活塞风将隧道内空气带入站台,站台层处于正压,空气在正压的作用下进一步通过楼梯进入站厅层,进而通过出入口带到室外;而列车出站工况,活塞风会抽吸站台层的空气,站台层处于负压,室外空气在负压作用下进入站厅,而站厅空气经过楼梯进入站台。

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 。