高速铁路站台屏蔽门气压荷载数值分析

崔 涛，孙帮成，张卫华

(1．中国北车唐山轨道客车有限公司，河北 唐山 063035;2．西南交通大学 牵引动力国家重点实验室，四川 成都 610031)

高速铁路站台屏蔽门气压荷载数值分析

崔 涛1，2，孙帮成1，张卫华2

(1．中国北车唐山轨道客车有限公司，河北 唐山 063035;2．西南交通大学 牵引动力国家重点实验室，四川 成都 610031)

为研究高速铁路站台屏蔽门气压荷载特性，采用滑移网格技术和有限体积法求解气流N-S方程和湍流k-ε方程，对列车高速通过站台时屏蔽门不同位置的压力变化、压力的最大值和最小值进行计算。计算结果表明：列车高速通过时，屏蔽门上依次出现类似列车交会时的压力波动;近屏蔽门上的气压波动大于远屏蔽门;头车进出屏蔽门行车区域时，最大和最小气压分别出现峰值，且随着列车运行速度提高，屏蔽门承受的气动荷载增大，最大压力、最小压力以及两者差值的最大值出现的位置相同。

高速铁路 站台屏蔽门 气压荷载 压力波

高速铁路站台通常设有屏蔽门，以保障乘客安全。屏蔽门的主要功能之一就是阻挡列车风。屏蔽门与气流的作用是相互的，列车高速通过屏蔽门行车区时，屏蔽门上形成压力波动。目前对屏蔽门的研究主要集中在机械受力和环控方面，关于气压荷载的研究较少，尚没有屏蔽门气压荷载的相关标准。本文采用计算流体动力学方法对列车高速通过时的屏蔽门气压荷载进行分析，为屏蔽门气压强度和气动疲劳分析提供气动荷载数据，为防止气压荷载对既有屏蔽门结构造成破坏和新型屏蔽门设计提供参考。

1 模拟工况

选用现已投入运营的高速动车组列车作为模型列车，站台为高架站台。仿真开始时列车到屏蔽门的纵向距离为85 m，屏蔽门区域纵向长度为220 m，站台总长度为230 m，高架站台到地面的距离为18 m;屏蔽门高度2.10 m，其上部固定装置的高度为0.55 m，站台边缘到邻近线路中心线的横向距离为1.75 m，屏蔽门到站台边缘的横向距离为0.90 m;站台面至钢轨轨面的垂向距离为1.20 m。高架站台屏蔽门站台示意如图1。

图1 高架站台屏蔽门站台示意

列车以250，350 km/h的运行速度通过高架站台屏蔽门，计算流场结构和屏蔽门的气压荷载。

2 数值方法

采用计算流体动力学的有限体积法，根据质量、动量和能量守恒定律，对站台及周围的流场列出控制方程如下

式中，t为时间，ρ为空气密度，U为速度矢量，φ为流场通量，S为源项，Γ为扩散系数。φ因方程不同而不同:当式(1)表示连续方程时，φ=1;当其表示动量方程时，φ分别代表3维坐标系中 x方向的速度u、y方向的速度v和z方向的速度w;当其表示湍流两方程时，φ分别表示湍动能k和湍动能耗散率ε;当其表示能量方程时，为流体温度T。

3 流场分析模型

为了简化计算，忽略列车表面的凸起部分如受电弓、转向架等，建立包含高架站台、雨棚和屏蔽门的流场分析模型。列车运行速度较高，其周围为高雷诺数湍流流场，采用标准k-ε方程湍流模型模拟。列车两种运行速度的马赫数＜0.3Ma，忽略空气介质的可压缩性。

计算网格区域由两部分组成:包含地面、高架桥、屏蔽门和雨棚的部分以及包含列车的部分。前者静止不动，后者以设定速度通过静止的屏蔽门。两个网格区域由4个交互面连接实现数据传递。列车周围较小区域及站台两端小部分区域的划分采用四面体网格，其余采用六面体网格。

4 模拟结果及分析

4.1 流场特性

列车分别以250，350 km/h的运行速度通过站台屏蔽门，得到时间和空间域的流场特征参数。模拟结果表明:屏蔽门、站台和雨棚均受到列车周围压力梯度的影响，头车头部前端周围区域的正压区域在近屏蔽门上形成正压，头车头部到车身过渡段周围的负压区域在屏蔽门上形成负压。列车尾部周围的正负压区在屏蔽门上形成相应的压力梯度。列车前端的空气介质受到排挤，快速向四周流动，在屏蔽门和站台处受阻。同时列车后端的空气介质受到拖扯，气流流动受到屏蔽门的影响。

进一步分析表明:除了列车头尾部压力梯度对屏蔽门造成影响外，车体连接处和转向架周围的压力梯度也在屏蔽门上形成了压力梯度。

4.2 压力波动

在左右两个屏蔽门上不同位置布置43个压力监测点，如图2所示。这些监测点到站台面的垂向距离为1.3 m。列车高速通过时，各监测点依次出现压力波动，与列车交会时压力波动形状相似。图3为近屏蔽门压力监测点压力波动，这些监测点处在屏蔽门的端部和纵向中心位置。

图2 屏蔽门压力监测点布置(单位:m)

图3 近屏蔽门监测点压力波动(250 km/h)

列车周围的压力梯度不同，在屏蔽门上形成的压力波动亦不同，头车头部的影响大于尾车尾部的影响。压力波动的头波大于尾波。头尾波之间的压力波动是由车体连接的间隙造成的。近屏蔽门上的压力梯度大于远屏蔽门压力梯度，分析屏蔽门压力应选择近屏蔽门。

4.3 气压最大值与最小值

为了考察气流对屏蔽门的影响，实时监测了列车通过过程中远、近屏蔽门的最大压力和最小压力，见图4。列车头尾部进出屏蔽门区域时，出现气压最值，列车完全在屏蔽门区域内行驶时，屏蔽门最大气压和最小气压基本保持不变。由于列车前部的正压气团的影响，列车即将进入车站而还没有进入车站时，最大压力开始逐渐增大。头尾车驶入或者驶出站台时，最大与最小压力出现小幅度波动。当头车在站内行使时，最大与最小压力均是头车头部周围气流造成的;头车驶出而尾车没有驶出时，最大与最小压力是尾车尾部周围气流造成的。当最大与最小压力由同一气团造成时，基本保持为一恒定值。

图4 屏蔽门压力变化

列车交会压力波为表面波动相邻正负峰峰值的差值，同样，这里将监测点压力波动与屏蔽门最大、最小气压一起作为屏蔽门气动荷载指标。当列车以250，350 km/h的速度通过车站屏蔽门时，屏蔽门表面最大、最小气压及监测点压力波动值如表1所示。

表1 屏蔽门气压 Pa

由表1可见:当列车以250 km/h的速度通过车站屏蔽门时，近屏蔽门最大气压出现在列车头部驶入屏蔽门区域时，为607 Pa;最小负压出现在列车头部驶离屏蔽门区域时，为－608 Pa;屏蔽门监测点压力波动的最大值出现在列车头部驶入屏蔽门区域时，为1 158 Pa。远屏蔽门最大气压出现在列车头部驶入屏蔽门区域时，为196 Pa;最小气压亦出现在列车尾部驶入屏蔽门区域时，为－170 Pa。远屏蔽门监测点压力波动的最大值出现在列车尾部驶入屏蔽门区域时，为320 Pa。

当列车以350 km/h的速度通过车站屏蔽门时，近屏蔽门最大气压出现在列车头部驶入屏蔽门区域时，为1 184 Pa;最小气压出现在列车头部驶离屏蔽门区域时，为 －1 196 Pa;屏蔽门监测点压力波动的最大值出现在列车头部驶入屏蔽门区域时，为2 270 Pa。远屏蔽门最大气压出现在列车头部驶入屏蔽门区域时，为379 Pa;最小气压亦出现在列车尾部驶入屏蔽门区域时，为－334 Pa;远屏蔽门监测点压力波动的最大值亦出现在列车尾部驶入屏蔽门区域时，为622 Pa。

5 结论与建议

本文采用计算流体动力学的有限体积方法对高速列车以不同速度通过站台时的流场结构和屏蔽门气压荷载进行了分析，结论如下:

1)列车高速通过时，由于列车周围压力梯度的移动，屏蔽门上依次出现类似列车交会时的压力波动;近屏蔽门上气压波动大于远屏蔽门。

2)头车进出屏蔽门行车区域时，最大、最小气压分别出现峰值，且随着列车运行速度提高，屏蔽门承受的气动荷载增大，不同速度下最大压力、最小压力以及两者差值的最大值出现的位置相同。

建议建立屏蔽门弹性结构模型，施加气动荷载，进行气动强度和疲劳分析，为既有屏蔽门结构分析和新型屏蔽门结构设计提供参考数据。

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U216．41+3;U238

A

10．3969/j．issn．1003-1995．2013．04．44

1003-1995(2013)04-0142-03

2012-06-20;

2013-01-16

国家科技支撑计划项目(2009BAG12A01)，国家973计划项目(2011CB711100);国家自然科学基金(50823004)

崔涛(1978— )，男，山东成武人，博士。

(责任审编 李付军)