地铁隧道活塞风演化规律及其对通风安全的影响

安伟光,孔维浩,广大庆,卢勇成,王 喆,安伟彬

(1.中国矿业大学江苏省城市地下空间火灾防护高校重点实验室,江苏 徐州 221116;2.徐州市高新区安全应急装备产业技术研究院,江苏 徐州 221100;3.天津市水务规划勘测设计有限公司,天津 300202)

随着城市规模的不断扩大,“地下新基建”已成为发展战略趋势,截止2020年底,我国城市地下空间累计建设面积达24亿m2,其中以地铁为主导的地下轨道交通发展迅速[1]。地铁不仅具有安全、舒适、快捷等特性,而且大大缓解了地上交通的压力,如今已成为我国各大城市交通中必不可少的交通工具[2]。地铁逐渐成为人们日常出行的首要选择,人们越来越关注地铁车站的环境,包括温度、湿度、压力、通风和噪声等,这些很大程度上受到由列车行驶形成的活塞风的影响[3],并且当地铁列车发生火灾时,由于地铁隧道相对封闭的环境,隧道内活塞风会对地铁隧道火灾的烟气扩散和蔓延产生强烈的影响[4],从而影响地铁隧道的通风安全。

目前国内外对地铁隧道活塞风的研究方法主要采用风洞试验方法和数值模拟方法。风洞试验方法对试验场地要求较高,组织和实施开展试验工作量巨大、成本较高,且易受到各种因素的影响,很难精准得到整个试验空间内各测量点参数的变化情况。随着数值模拟软件的出现和算法的不断完善,通过合理设置各项参数可以得到较为准确的数值模拟结果,具有较高的参考价值[5-8]。如:甘甜等[9]利用Fluent动网格方法模拟了列车以某一运动规律经过隧道后,隧道内压力场和速度场的动态变化规律;黄文昕等[10]利用Fluent动网格方法对无防火门的类矩形地铁隧道在列车不同车速、不同联络通道布置下的活塞效应进行了模拟分析;龙开天等[11]利用Fluent重叠网格方法对影响地铁区间隧道内污染物分布的活塞风进行了模拟分析;由世俊等[12]采用现场试验和数值模拟的方法对地铁隧道内活塞效应非稳态气流进行了模拟分析;赖晓龙等[13]利用CFD软件研究了冬季一侧列车靠站屏蔽门开启另一侧列车越行时所引起的地铁隧道内活塞风对站台内气流分布的影响;谢知航[14]利用Fluent动网格方法模拟了地铁列车不同车速越站产生的活塞风风速在隧道与站台间连通口的变化情况,并使用Pyrosim软件模拟列车不同越站速度工况下站台内火灾烟气的蔓延情况;陈荣[15]利用STAR-CD软件建立隧道列车二维动网格模型,模拟了列车不同车速下隧道内活塞风和压力场的变化规律;曾艳华等[16]利用Fluent动网格方法模拟了列车不同行驶状况(匀速、减速、停车)下隧道不同断面位置处活塞风的变化规律;López等[17]采用数值模拟方法分析了活塞效应对地铁隧道纵向通风系统的影响;He等[18]提出了地铁隧道活塞风风速的一般计算公式,并建立2D模型进行了数值模拟验证;Kim等[19]利用CFD软件CFX4构建和求解了地铁隧道活塞效应计算模型,分析了地铁列车行驶时隧道内活塞风的非定常流动特性,研究了压力和风速随时间的变化规律;Liu等[20]利用数值模拟方法研究了活塞效应对地铁隧道内二氧化碳浓度和热环境的影响,提出了最佳列车速度,最大限度地减少机械送风量。

然而,在上述研究中,一些研究只是单纯对地铁隧道内活塞风进行了数值模拟,没有与试验结果或数学模型预测结果进行对比分析。以往人们更加关注活塞风风速的变化,对于列车行驶对列车周围和隧道内整体流场变化的研究较少。因此,有必要对地铁隧道内列车行驶时活塞风的演化规律进行更加深入的研究。为此,本文以单洞单线类矩形区间隧道内行驶的B型地铁列车为研究对象,采用Fluent动网格方法对地铁隧道内匀速直线行驶列车形成的活塞风演化规律进行了数值模拟,主要分析了列车行驶过程中隧道内不同断面处和列车经过隧道内某断面处活塞风的演化规律,以及不同阻塞比对活塞风的影响,可为地铁隧道的机械通风安全、防排烟设计和灾情态势预测提供依据。

1 物理模型建立

根据我国地铁交通现状,本文以常见的某类矩形区间隧道内行驶的B型地铁列车为研究对象。由于类矩形区间隧道内流场具有良好的对称性,故利用ANSYS SpaceClaim建立二维物理模型,在保证准确性的前提下大大缩短了模拟时间。表1列举出我国典型单洞单线类矩形区间隧道截面尺寸。

表1 我国典型单洞单线类矩形区间隧道截面尺寸

将地铁隧道模型简化为一个长440 m、宽5.5 m的长方形;B型地铁列车截面尺寸如图1所示,列车模型采用一节B型地铁列车车厢部分,将其简化为一个长19 m、宽2.7 m的长方形,列车车厢底部距隧道底部1.1 m;在初始时刻,列车位于地铁隧道内,尾端距离隧道入口1 m,如图2所示。

图1 B型地铁列车截面尺寸Fig.1 Section size of B-type subway train

图2 地铁隧道及列车二维物理模型尺寸Fig.2 2D physical model size of subway tunnel and train

2 数值模拟方法

2.1 边界设置

考虑重力对隧道内流场的影响,在初始时刻,隧道内各处空气压力为一个标准大气压,各方向风速均为0 m/s,由于地铁隧道内列车行驶形成的活塞风在一定时间段内是实时变化的,为了保证隧道进出口压差恒定,设置隧道入口为压力入口,隧道出口为压力出口,隧道入口和出口均相对于大气压力为0 Pa,列车和隧道壁面均为无滑移绝热壁面。具体边界条件设置如表2所示。

表2 边界条件设置

2.2 网格划分

将隧道内部划分为4个区域,如图3所示。将隧道内划分为4个区域的优势是缩短了计算机模拟所消耗的时间,加快了网格的更新速度,提高了计算效率,保证了网格的质量,使得数值计算更加精确和稳定,并且在有物质交换的相邻区域之间通过滑移网格交界面(interface)连接,确保了相邻区域稳定的物质交换。在4个区域中,只有约占隧道1/2的拉伸区域和压缩区域涉及网格的消除和生成,具有良好的一维性,并且采用结构化网格将计算域划分为规则的四边形网格,大大减少了所需的网格数量。最终的网格尺寸为100.0 mm,网格数量为2 400 000。

图3 隧道内区域划分示意图Fig.3 Diagram of region division in tunnel

2.3 动网格方法

动网格方法通常用于模拟运动边界以及边界或计算域内的某个物体运动的问题,Fluent软件主要提供了3种动网格算法,分别是弹性光顺法(smoothing)、动态层法(layering)和局部网格重构法(remeshing)。本文模拟的区间隧道为类矩形区间隧道,列车在隧道内行驶时的流场变化具有较好的方向性和对称性,因此采用动态层法来实现地铁列车在隧道内的匀速运动。动态层法相比较于弹性光顺法和局部网格重构法,不仅能保证较高的网格质量和模拟流场的对称性,并且在相同收敛标准和多维规律的结构化网格条件下,采用的网格数量远小于其他两种方法,大大节省了计算时间[21]。

根据《城市轨道交通2021年度统计和分析报告》等相关资料显示,我国典型城市地铁列车平均行驶速度如下:北京38.5 km/h、上海37.3 km/h、天津33.9 km/h,因此本文选取了三者的平均速度,约为36 km/h(10 m/s)。本文主要模拟一节B型地铁列车在440 m类矩形区间隧道内以10 m/s的车速直线行驶40 s。列车在隧道中的运动被定义为简单函数,并以Profile文件形式导入Fluent软件,设计总计算时长为40 s,活塞风非定常流动计算的时间步长为0.01 s,每个时间步长迭代20次。

2.4 模拟工况

根据前人的相关研究,影响隧道内断面处活塞风的因素主要有:①隧道内列车的行驶速度;②列车的长度;③隧道的长度;④列车迎风截面对隧道截面的阻塞比。其中,影响隧道内断面处活塞风最显著的因素是阻塞比(α)[22]。为了探究隧道内不同断面处活塞风的演化规律以及不同阻塞比对活塞风的影响,设置的模拟工况如表3所示。

表3 模拟工况设置表

3 隧道内不同断面处活塞风的演化规律

3.1 隧道内不同断面处活塞风特性分析

本文选取现实地铁隧道内B型地铁列车的阻塞比,即模拟工况3,在初始时刻,列车位于隧道入口1 m处,列车行驶速度为10 m/s,列车行驶方向向右,预留一段行驶距离使得计算域适应列车启动导致的网格变化和隧道内流场稳定,并在距离隧道入口110 m处开始设置测点,每隔80 m设置一个测点,测点距离隧道底部5.3 m,共设置5个测点,如图4所示。隧道内各断面处活塞风风速的变化曲线、地铁列车前端到达隧道内各断面处活塞风速度场、地铁列车行驶过程中某时刻的压力场如图5、图6和图7所示。

图4 隧道内测点布置示意图Fig.4 Layout of measuring points in tunnel

图5 隧道内各断面处活塞风风速的变化曲线Fig.5 Variation curves of piston wind velocity at each section in tunnel

图6 地铁列车前端到达隧道内各断面处活塞风速度场图Fig.6 Piston wind velocity field of the subway train head reaching each section in tunnel

图7 地铁列车行驶过程中某时刻的压力场图Fig.7 Pressure field of the subway train running at a certain time in tunnel

由图5至图7可以看出:

1) 当列车启动并以10 m/s匀速行驶时,列车前端挤压前方空气产生正压,列车车身周围形成负压,列车尾端因空气稀薄形成负压涡流区,这使得隧道内形成与列车行驶方向相同的活塞风。

2) 在列车行驶初期(t=0～11.50 s),隧道内原本静止的流场被列车行驶打乱,隧道内的速度场呈现出紊乱的特点,列车周围和后方的空气流速显著增大,列车后方出现涡流。

3) 当t>11.50 s时,随着列车继续行驶,隧道内活塞风风速逐渐增大,隧道内的速度场产生了明显的变化,在列车前端附近和尾端负压涡流区出现高风速区,其风速大于隧道整体风速,并且列车尾端高风速区的风速和范围要大于列车前端;列车车身周围出现低风速区,其范围不断扩大,当t>35.00 s时保持不变;隧道内最高风速区位于列车尾端,该区域活塞风风速大于13.50 m/s,该区域范围逐渐缩小,当t=27.15 s时该区域消失。

4) 当t>35.00 s时,隧道内活塞风加速度小于0.02 m/s2,可认为隧道内的速度场趋于稳定,活塞风风速最终大约为4.09 m/s。需要特别注意的是,当列车经过隧道内某断面处时,会导致该断面处的风速和风向发生明显的变化,这将在下节对这一现象进行详细分析,并且列车行驶时间越长,经过该断面处引起的风速变化幅度越小,这说明隧道内的速度场越来越稳定。

基于物理模型和前人的相关研究,本文建立了相应的数学模型,地铁列车行驶时隧道内形成的活塞风示意图,如图8所示。

图8 地铁列车行驶时隧道内形成的活塞风示意图Fig.8 Schematic diagram of piston wind formed in tunnel during subway train running

严格来说,隧道内活塞风风速应按非恒定流情况计算,但考虑到按非恒定流的伯努利方程计算过程比较繁冗,并且针对隧道长度远远大于列车长度的情况,地铁列车在隧道内行驶一段时间后,隧道内活塞风风速将达到稳定值,所以可以按恒定流计算隧道内活塞风风速[23],其计算公式为

(1)

式中:v0为列车行驶速度(m/s);v为隧道内活塞风风速(m/s);ξt为隧道内局部和沿程阻力损失之和(除环腔空间);K为活塞作用系数。

其中,ξt和K可表示如下[24]:

(2)

(3)

(4)

ξ3=(1-α)2

(5)

式中:α为阻塞比,即列车横截面积与隧道横截面积的比值;ξ1、ξ4为隧道进口和出口的局部阻力系数;ξ2、ξ3为列车后端和前端的局部阻力系数;λ、λ0为隧道和环状空间的沿程阻力系数;d、d0为隧道和环状空间的水力直径(m);l、l0为隧道和环腔空间的长度(m)。

结合物理模型、数学模型和前人的相关研究[25-26],本文对地铁隧道和列车参数进行取值,详见表4和表5。

表4 地铁隧道和列车参数

表5 局部和沿程阻力系数

结合式(1)～(5)、表4和表5,可求得隧道内活塞风风速的数学模型预测结果v′=4.57 m/s,并与数值模拟结果v=4.09 m/s进行比较,误差为-10.50%,可认为该数值模拟结果与数学模型预测结果相吻合。

3.2 列车经过隧道内某断面处活塞风特性分析

上述研究发现当地铁列车经过隧道某断面处时会导致该断面处活塞风的风速和风向发生急剧变化,为了探究其原因,本文选取地铁列车经过距离隧道入口110 m断面处这段路程进行重点分析,得到列车经过距离隧道入口110 m断面处活塞风风速随时间的变化曲线、活塞风风速发生突变时的速度场、列车前端达到距离隧道入口110 m断面处的速度矢量场,如图9、图10和图11所示。

图9 地铁列车经过距隧道入口110 m断面处活塞风 风速随时间的变化曲线Fig.9 Piston wind velocity variation of subway train passing through section 110 m from tunnel entrance

图10 地铁列车经过距隧道入口110 m断面处活塞风 的速度场图Fig.10 Piston wind velocity field of subway train passing through section 110 m from tunnel entrance

图11 地铁列车前端达到距隧道入口110 m断面处活 塞风速度矢量场图Fig.11 Piston wind velocity vector field of subway train head reaching section 110 m from tunnel entrance

由图9可以看出,当t=8.17、8.83、9.18、10.99、11.95、12.93、14.40 s时,距离隧道入口110 m断面处活塞风的风速或方向发生了显著变化。结合图10和图11分析可知:由于地铁列车前端挤压空气使得隧道内列车前方大部分空气向前流动,少部分空气从列车与隧道之间形成的环状空间向后流动,这部分向后的空气流动称为回流风,还有极少部分空气流动与隧道壁面之间有夹角,甚至垂直于隧道壁面,这使得在列车前方贴近隧道壁面的某小片区域出现了低风速区(A区);当t=8.17 s时,列车前方低风速A区即将到达距离隧道入口110 m断面处时,会导致该断面处向前的活塞风风速急剧减小;当t=8.83 s时,距离隧道入口110 m断面处活塞风的风速接近0 m/s,该处活塞风风向几乎垂直于隧道壁面,之后风向发生变化,形成了向后流动的回流风,并且由于列车前端的挤压作用和截面积突然减小使得该处回流风风速急剧增大;当t=9.18 s时,刚被列车挤压后的回流风经过距离隧道入口110 m断面处,此时该断面处所在区域为回流风最大风速区(B区),最大回流风风速为9.75 m/s;当t=9.18～10.99 s时,由于隧道和列车壁面的阻力作用,该断面处回流风风速逐渐减小;当t=10.99 s时,列车整体完全通过距离隧道入口110 m断面处,由于列车尾端负压涡流区的吸引力和截面积突然增大,该断面处回流风的风速急剧减小;当t>11.95 s时,距离隧道入口110 m断面处的回流风消失,取而代之的是与列车行驶方向相同的活塞风,由于列车尾端形成的负压涡流区对活塞风的影响,活塞风风速变化呈现波浪式,活塞风风速变化幅度较大,并且随着列车行驶时间的增加,列车尾端负压涡流区对该断面处活塞风的影响减弱,活塞风风速的变化幅度减小,速度场逐渐稳定,活塞风风速缓慢增大。

4 阻塞比对隧道内活塞风及通风安全的影响

为了探究不同阻塞比对隧道内活塞风的影响,本文通过改变列车截面来改变列车对于地铁隧道的阻塞比,测点布置和参数设置与上文保持一致。当阻塞比发生改变时,隧道内各断面处活塞风风速的变化曲线、列车行驶35 s时隧道内活塞风速度场及其活塞风速度矢量场,如图12、图13和图14所示。

图12 不同阻塞比下隧道内各断面处活塞风风速的变化曲线Fig.12 Variation curves of piston wind velocity at each section under different blockage ratios

图13 不同阻塞比下地铁列车行驶35 s时隧道内活塞 风速度场图Fig.13 Piston wind velocity field diagram in tunnel when the subway train runs for 35 s under different blockage ratios

图14 不同阻塞比下地铁列车行驶35 s时隧道内活塞 风速度矢量场图Fig.14 Piston wind velocity vector field diagram in tunnel when the subway train runs for 35 s under different blockage ratios

由图12可以看出:当阻塞比发生改变时,不同阻塞比下隧道内活塞风风速的变化趋势是一致的,且随着列车行驶时间的增加,隧道内整体活塞风风速先增大后保持稳定;当列车经过隧道某断面处时,隧道内活塞风风速变化与3.2节一致;在其他条件不变的情况下,随着阻塞比增大,隧道内活塞风风速增大,达到隧道内活塞风风速稳定所需的时间缩短,列车经过某断面处引起的活塞风风速变化幅度增大,对隧道内空气扰动的影响增大,对隧道内机械通风的影响增强。结合图13和图14分析可知:当阻塞比为α=0.2、0.4、0.49时,列车尾端产生负压涡流区,涡流现象明显,列车经过隧道某断面处后该断面处的活塞风风速波动明显,且当α=0.4时产生的涡流比α=0.2、0.49时范围更大,活塞风风速波动更大,持续时间更长;当α=0.6、0.8时,列车尾端只产生负压区而不产生涡流,流场较为稳定,活塞风风速基本无波动;随着阻塞比继续增大,环腔空间的回流风风速和风量显著减小。这是因为在列车周围产生了类似于卡门涡街现象的流场变化情况,根据卡门涡街现象中圆柱绕流的经典理论可知,涡街的每个单涡的频率与绕流速度成正比,与圆柱体直径成反比。针对本研究,隧道内活塞风风速波动程度类比于圆柱绕流经典理论中的单涡频率,列车截面积类比于圆柱体直径,可得活塞风风速波动程度与列车截面积呈负相关关系。

本文将不同阻塞比下隧道内稳定活塞风风速数值模拟结果与数学模型预测结果进行了对比,如表6所示。

由表6可知,待隧道内活塞风速度场稳定后,阻塞比与活塞风风速呈正相关关系,近似为一次函数关系:y=9.301x-0.638(R2=0.995 3),其中y为活塞风风速(m/s),x为阻塞比。本研究的数值模拟结果仅在α=0.4、0.6、0.8时才与数学模型的预测结果有较高的吻合度,推测当数值模拟中阻塞比较小时,即α=0.2、0.4、0.49时,列车仅对附近区域的活塞风速度场有较大的影响,而对隧道内整体活塞风速度场的影响较小。

5 结 论

通过对单洞单线类矩形区间隧道内一节B型地铁列车匀速直线行驶时隧道内活塞风演化规律进行数值模拟分析和理论计算,得到的主要结论如下:

1) 当列车启动并以速度为10 m/s匀速直线行驶时,隧道内活塞风风速逐渐增加,列车前端和尾端的活塞风风速大于隧道整体活塞风风速,列车车身周围活塞风风速较低,最高活塞风风速出现在列车尾端负压涡流区;当列车行驶时间达到35 s时,隧道内活塞风速度场趋于稳定,活塞风风速约为4.09 m/s,其与数学模型预测结果4.57 m/s相比较,误差为-10.50%,可认为该数值模拟结果与数学模型预测结果相吻合。

2) 当列车经过隧道某断面处时,首先列车前方贴近隧道壁面的低风速区抵达该断面处,接着列车前端车身处向后快速流动的回流风抵达该断面处,回流风风速先增大后缓慢减小,该断面处回流风最大风速为9.75 m/s;当列车完全经过该断面处时,该断面处回流风风速急剧减小,接着该断面处的回流风被与列车运行方向一致的活塞风取代,活塞风风速变化呈现波浪式,变化幅度逐渐减小,活塞风风速缓慢增大。

3) 通过对阻塞比分别为α=0.2、0.4、0.49、0.6、0.8情况下隧道内活塞风的演化规律进行数值模拟分析,结果表明:当阻塞比发生改变时,隧道内活塞风风速的变化趋势是一致的,即随着阻塞比的增大,隧道内活塞风风速增大,达到活塞风风速稳定所需的时间缩短,列车经过某断面处引起的活塞风风速波动幅度增大,活塞风对隧道内机械通风的影响增强,待隧道内活塞风速度场稳定后阻塞比与活塞风风速呈正相关关系。

4) 列车行驶产生的活塞风会持续影响隧道机械通风的通风效果和换气次数,本文得到的活塞风风速变化规律对《地铁设计规范》中隧道内活塞风风速标准的制定具有一定的参考价值。此外,当地铁隧道发生火灾时,活塞风会显著影响隧道内烟气的蔓延与扩散,本研究结果可为地铁隧道机械通风安全和地铁消防设计中防排烟参数的设置和灾情态势预测提供依据,对人员安全疏散、应急救援预案制定具有一定的指导意义。