400 km/h高鐵隧道組合型式緩沖結構泄壓孔優化

楊偉超 ，李國志，何洪，劉義康，鄧鍔，羅祿森

(1.中南大學 土木工程學院，湖南 長沙 410075；2.高速鐵路建造技術國家工程研究中心，湖南 長沙 410075；3.香港理工大學 土木與環境工程系，香港 九龍 999077；4.中鐵二院工程集團責任有限公司，四川 成都 610031)

隧道洞口的微氣壓波嚴重影響附近居民生活質量，甚至導致洞口周圍建筑振動，損壞洞口附近建筑結構[1-2]。目前，我國已有多條在建或建成高速鐵路設計時速達到400 km。隨著列車速度的提高，微氣壓波產生的負面效應愈發嚴重[3]。相關研究及工程實踐證明[4]，單一型式緩沖結構的緩沖效果有限，等截面擴大+斜切+泄壓孔的組合型式緩沖結構具有優良的緩沖性能。此前，劉堂紅等[5-8]通過采用理論計算、數值模擬和動模型試驗等手段，對不同緩沖結構型式展開研究，例如斷面擴大無開口型和線性喇叭型緩沖結構、隧道洞門傾斜入口和帽檐斜切式洞門，研究表明緩沖結構型式對緩解效果有著顯著的影響。同時，有部分學者針對緩沖結構的泄壓孔也做了相關研究。例如，WANG 等[9]采用理論計算方法分析了泄壓孔數量、尺寸和位置分布等因素對微氣壓波的影響規律，發現泄壓孔面積對微氣壓波的影響效果最顯著。TOKUZO 等[10]基于動模型試驗和理論公式，以隧道內壓力梯度峰值為優化目標，對緩沖結構的泄壓孔進行了優化，發現壓力梯度峰值與開孔面積呈線性關系。但以上學者僅針對單一型式的緩沖結構展開研究，且列車時速絕大多數為350 km 以下，在面對車速為400 km/h 時產生的微氣壓波，單一型式的緩沖結構難以滿足規范要求[11]。一些學者注意到該問題并針對緩沖結構做了初步優化，提出了一些新型緩沖結構。例如，KIM等[12]基于動模型試驗和生物仿真，提出類似于鯊魚鰓的緩沖結構，發現采用新型緩沖結構時，隧道內初始壓縮波和微氣壓波的峰值分別降低了56.3%和78.7%。ZHANG 等[13]通過1︰20 動模型試驗，分析不同緩沖結構條件下隧道內瞬變壓力和微氣壓波的變化特性，發現帽檐斜切式與泄壓孔相結合的緩沖結構型式對微氣壓波的緩解效果最好。王英學等[14]通過數值模擬、模型試驗和現場實測結合的方法，對比了采用間縫式開口和頂部開口緩沖結構的氣動特性，發現間縫式緩沖結構緩解微氣壓波的效率及經濟性更好。盡管國內外學者對各種型式的緩沖結構進行了積極的探索，但對等截面擴大+斜切+泄壓孔的組合型式緩沖結構研究相對較少?？紤]到列車編組、列車速度、地形地勢、周圍環境等因素的影響，不同場景下微氣壓波的實際控制標準不盡相同。為了使等截面擴大+斜切+泄壓孔的組合型式緩沖結構滿足更多實際場景的要求，有必要針對其幾何參數進行進一步優化。本研究基于FLUENT軟件的RNGk-ε雙方程湍流模型，建立隧道-列車-空氣氣動仿真計算模型，通過現場實測驗證數值模擬的正確性，從組合型式緩沖結構的泄壓孔邊緣到帽檐距離、開孔率、開孔數量及環向開孔位置4個方面展開研究，分析隧道內的初始壓縮波和隧道洞口的微氣壓波，并提出等截面擴大+帽檐斜切+泄壓孔的組合型式緩沖結構的最佳優化參數，為后續相關研究提供方向。

1 模型概述

1.1 幾何模型

以設計時速為400 km 的雙線隧道為研究對象，建立隧道-列車-空氣氣動仿真計算模型，如圖1所示。隧道如圖1(a)所示，其斷面面積為100 m2，長度為1 000 m。列車采用2 編組，全長51.42 m，車頭長6.12 m，外形光滑，建模時保持其基本流線特征。緩沖結構的斷面面積為Sh=180 cm2，長度為60 m，寬度為18.5 m，厚度為0.5 m，其中帽檐斜切段長度為20 m，坡度i=1︰1.75，等截面擴大段長度為40 m。泄壓孔間距取4 m[15-16]，寬度為4 m，泄壓孔個數、長度和位置隨工況的不同而變化。圖1(a)給出了數值模型測點布置方案。由于初始壓縮波在隧道內的傳播規律具有一維特性[17]，故本文在距離隧道入口50，100，300，500 和950 m 的拱頂處分別設置5 個測點1 號～5 號，以監測隧道內瞬變壓力的變化；高速鐵路設計規范對隧道出口20 m 和50 m 處微氣壓波峰值做了相關規定[11]，故在距離隧道出口20 m 和50 m，距軌頂面1.5 m 處，分別設置2 個測點6 號和7 號，以監測微氣壓波的變化。

圖1 幾何模型Fig.1 Geometric model

如圖1(b)所示，數值模擬采用1︰1 全尺模型，隧道兩端的大氣采用長方體進行模擬。入口端長方體的長寬高分別為250，200和100 m，出口端長方體的長寬高分別為210，200和100 m。模型主要邊界條件有3 種類型：Pressure-inlet 邊界條件被用于隧道入口端的大氣域的兩側、頂部及后端；Pressure-far-field 邊界條件被用于隧道出口端大氣域的兩端、頂部及后端；隧道壁面、緩沖結構壁面、地面及隧道兩端大氣域靠近山體的壁面則采用No-slip wall，緩沖結構壁面粗糙度Ks=0.005 m，粗糙長度Cs=0.08。初始條件下設置車頭鼻尖離隧道入口的距離為130 m，使列車在大氣中運行1 s左右，保證列車周圍流場穩定。

1.2 網格策略及求解設置

采用滑移網格技術結合RNGk-ε雙方程湍流模型[18-19]，通過結構網格和非結構網格結合的技術對計算域進行劃分，如圖2所示。整體網格區域被劃分為靜網格(A)和動網格(B)這2 個部分，各區域之間通過Interface 實現流場信息交換，如圖2(b)所示。其中，靜網格(A)又進一步被劃分成大氣區域(A1)和緩沖結構區域(A2)這2 個部分，大氣區域(A1)為隧道兩端和隧道內空氣部分，采用六面體結構化網格，緩沖結構區域(A2)為包含緩沖結構的一個長方體區域，采用四面體非結構化網格。動網格(B)為包含列車附近區域(B1)和前、后端(B2，B3)鋪層區域，均采用六面體結構化網格。車體表面網格尺寸為0.1 m，在列車表面設置8 層附面層，附面層的初始厚度為1 mm，對應的y+≈30[20]，附面層網格按1.1 的比率向外擴展。前、后鋪層區域(B2，B3)的縱向網格尺寸為1 m。

圖2 模型網格示意圖Fig.2 Model grid diagram

為驗證本文模型網格獨立性，通過調整模型核心加密區，建立粗(800 萬)、中(1 500 萬)和細(2 500 萬)3 種不同網格數量的模型，均采用相同的模型工況和計算設置。圖3 為測點2 號的初始壓縮波時程曲線對比，由圖可知1 500 萬個網格單元模型的計算結果和2 500 萬個網格單元模型的計算結果比較吻合，而800萬個網格單元模型的計算結果差異較大。為平衡計算精度和計算效率，采用1 500萬網格模型，最小網格質量為0.2，集中于帽檐斜切段的狹縫處，但數量小于整體網格數的0.002%。FLUENT 軟件以網格正交質量為檢查標準，通常在前處理中保持正交質量在0.15 以上，方可滿足求解器的要求，故本網格模型滿足FLUENT 的計算要求?；贔LUENT 軟件，對隧道內流場采用Pressure-based 求解器進行求解，控制方程的離散方式為有限體積法(FNM)，采用半隱式算法(SIMPPLE)對壓力與速度耦合方程進行求解[21]，采用2 階迎風格式(Second Order Upwind)對時間積分和動量方程進行求解。物理時間步長均設置為10-3s[22]，殘差的最小收斂值為10-4[23]，每個時間步的迭代次數為30次。

圖3 不同網格數量條件下初始壓縮波對比Fig.3 Pressure curves of initial compression wave under different grid numbers

1.3 工況方案及研究思路

圖4 給出了本研究的工況擬定方案及研究思路。相關研究及工程實踐表明[24]，一般首個開孔到緩沖結構邊緣的距離為30 m 以下，本研究分別選取了4，8，16 和24 m 進行研究，確定首個開孔到帽檐的最優距離?；谑讉€開孔到帽檐的最優距離，對開孔率α展開研究(α=Sk/St，式中Sk和St分別為開孔面積和隧道斷面面積)[10,24]，對比開孔率α(24%，32%，40%和48%)的泄壓效果，確定最優開孔率。再基于首個開孔到帽檐的最優距離和最優開孔率，對比不同開孔數量(2 個、4 個和8 個)的泄壓效果，確定最優開孔數量。然后基于上述最優工況，分析不同環向位置(拱頂、拱腰單側和拱腰雙側)的泄壓效果，最后提出等截面擴大+帽檐斜切+泄壓孔的組合型式緩沖結構的最佳優化參數。

圖4 工況方案及研究思路Fig.4 Condition scheme and research ideas

2 模型驗證

通過現場實測數據與數值模擬進行對比，分別對隧道內瞬變壓力和隧道洞口微氣壓波進行驗證。本次現場實測試驗以某高速鐵路隧道為測試對象，其設計時速為350 km，隧道全長5 934 m，凈空面積為100 m2。采用微壓差傳感器輸出壓力信號，再分別使用A/D 板和2801 采集系統采集壓力波和微氣壓波數據，最后通過USB 數據線實現數據與計算機聯通。圖5為本次現場實測的測點布置示意圖，其中S1 為隧道內瞬變壓力測點，S2 為隧道洞口微氣壓波測點。

圖5 現場實測測點布置示意圖Fig.5 Field measurement point layout diagram

圖6 分別給出了現場實測和數值模擬2 種情況下，隧道內S1 測點首波瞬變壓力的時程曲線對比和隧道洞口S2 測點微氣壓波的時程曲線對比。由圖6分析可得數值模擬和現場實測的隧道內瞬變壓力變化規律，其波形基本一致。數值模擬計算得到的隧道內瞬變壓力峰值略小于現場實測得到的結果，正壓峰值相對誤差為1.86%，負峰值相對誤差為-5.41%；數值模擬得到的隧道洞口微氣壓波時程曲線負波峰的波動幅度明顯超出現場實測得到的時程曲線，兩者之間的正壓峰值相對誤差為7.63%。產生差異的原因可能是：數值模擬和現場實測不可避免地存在隧道壁面及列車車頭粗糙度的差異。然而，本研究著重于對微氣壓波的形成機理和峰值變化規律進行分析，可認為本文數值模擬方法和計算結果是合理的。

圖6 現場實測和數值模型時程曲線對比Fig.6 Comparison of field measurement and numerical model

3 結果分析與討論

3.1 首個泄壓孔邊緣到帽檐的距離

圖7 為采用4 種不同的首個泄壓孔邊緣到帽檐距離的組合型式緩沖結構，距離分別為4，8，16和24 m，均在拱頂中部設置2 個大小一致的泄壓孔。泄壓孔的寬度Dk=4 m，長度Lk=4 m。

裝配路徑反映了零組件在安裝過程中的運動路徑，在虛擬裝配過程中依據裝配技術要求，考慮裝配工藝性、可裝配性分層逐級生成零組件的裝配順序和裝配路徑，依據設計好的工藝流程、裝配順序和裝配路徑對零組件、資源在裝配過程中與其他零組件、資源的干涉等進行仿真。當存在干涉情況時，給出干涉報警同時給出干涉量和干涉區域[3]。裝配路徑規劃和干涉分析如圖5和圖6所示。

圖7 首個泄壓孔邊緣到帽檐不同距離的組合型式緩沖結構示意圖Fig.7 Combined buffer structure with dfferent distances between the first ventilation window and the hat

圖8 為采用不同縱向開孔位置的緩沖結構時，隧道內2 號測點的初始壓縮波和壓力梯度時程曲線。表1為隧道內各測點的初始壓縮波和壓力梯度峰值對比表。由圖8 和表1 分析可得：初始壓縮波壓力時程曲線的開始上升速率隨泄壓孔邊緣到帽檐距離的增加而不斷降低，但峰值不斷升高。相比于泄壓孔邊緣到帽檐的距離為4 m，當距離為8，16 和24 m 時，1 號測點的初始壓縮波峰值分別增加2.9%，5.6%和5.2%，5 號測點的初始壓縮波峰值分別增加5.6%，14.8%和19.8%。

表1 首個泄壓孔邊緣到帽檐不同距離下初始壓縮波和壓力梯度峰值Table 1 Peak value of initial compression wave and pressure gradient under different distances

圖8 不同首個泄壓孔邊緣到帽檐的距離下初始壓縮波和壓力梯度時程曲線Fig.8 Pressure curves of initial compression wave and pressure gradient under different distances

由圖8 和表1 還可得：壓力梯度時程曲線出現很明顯的3 個波峰A1，A2和Ak，各波峰峰值出現時間基本一致。當泄壓孔邊緣到帽檐的距離增加，列車經過緩沖結構泄壓孔產生的波峰A1不斷減小，Ak逐漸消失，而A2不斷增大，壓力梯度峰值也不斷增加。產生上述現象的原因可能是：隨著泄壓孔邊緣到帽檐距離的增大，Ak出現時間不斷滯后。當泄壓孔與隧道入口接近時，波峰Ak與列車進入隧道產生的波峰A2重合，壓力梯度峰值反而上升，從而使初始壓縮波上升速率加快，峰值增大。

圖9 為不同縱向開孔位置下隧道出口20 m 和50 m處微氣壓波時程曲線。由圖9分析可得，采用不同泄壓孔邊緣到帽檐的距離下，隧道出口微氣壓波時程曲線出現2 個不同的波峰A1和A2，但泄壓孔邊緣到帽檐的距離增加，波峰A1的峰值不斷降低，波峰A2的峰值不斷升高。在距離隧道出口20 m處，當泄壓孔邊緣到帽檐的距離為4 m時，微氣壓波峰值最小，相比于距離為8，16 和24 m 的情況，其微氣壓波峰值分別降低了14.4%，39.5%和50.7%。在距離隧道出口50 m 處，將泄壓孔邊緣到帽檐的距離為4，8，16 和24 m 時，其微氣壓波峰值分別為19，22，31 和39 Pa，僅泄壓孔邊緣到帽檐的距離為4 m 的情況下滿足規范要求(20 Pa)。

圖9 首個泄壓孔邊緣到帽檐不同距離下微氣壓波時程曲線Fig.9 Pressure curves of micro-pressure wave under different distances

綜上所述，組合型式緩沖結構的首個泄壓孔到帽檐的距離為4 m 時，能較好地緩解隧道洞口微氣壓波。

3.2 開孔率

圖10 給出了開孔率α為24%，32%，40%和48%這4 種組合型式緩沖結構的主要尺寸，均在拱頂中部設置2個大小一致的泄壓孔。泄壓孔的寬度Dk=4 m，長度Lk=3，4，5 和6 m，2 個泄壓孔之間的凈距均為4 m，泄壓孔邊緣距離帽檐的距離均為4 m。

圖10 不同開孔率組合型式緩沖結構示意圖Fig.10 Combined buffer structure with different ventilation ratios

圖11 為當列車通過不同開孔率的組合型式緩沖結構時，隧道內2號測點的初始壓縮波和壓力梯度時程曲線。表2為隧道內不同測點的初始壓縮波和壓力梯度峰值。由圖11 和表2 分析可得：不同開孔率下初始壓縮波時程曲線的變化規律基本一致，壓力開始上升和峰值出現時間基本一致，但開孔率越大，初始壓縮波開始上升速率越慢，隨后上升速率逐漸升高，各測點初始壓縮波峰值不斷增大。當開孔率α=48%時，初始壓縮波峰值略高于其他低開孔率條件下的峰值，相比于α=24%，1 號～4 號測點初始壓縮波峰值差異最高僅有4%，5 號測點初始壓縮波峰值也僅相差10%，說明開孔率對初始壓縮波峰值影響較小。

表2 不同開孔率下初始壓縮波和壓力梯度峰值Table 2 Peak value of initial compression wave and pressure gradient under different ventilation ratios

圖11 不同開孔率下初始壓縮波和壓力梯度時程曲線Fig.11 Pressure curves of initial compression wave and pressure gradient under different ventilation ratios

由圖11 和表2 還可得：不同開孔率下同一波峰峰值及相同開孔率下不同波峰的峰值之間均存在一定的差異。例如：對于α=24%，Ak的峰值最小，A2最大；對于α=32%，40%和48%，A1的峰值最小，A2最大。對于不同測點，壓力梯度峰值隨組合型式緩沖結構開孔率的變化存在顯著差異，例如：對于1號和2號測點，峰值隨開孔率的增加不斷增大；對于3號～5號測點，當α=24%時，初始壓縮波峰值最低，當α=32%時，壓力梯度峰值最低。

綜上所述，在組合型式緩沖結構的開孔率為32%時，緩沖結構能較好地緩解隧道洞口微氣壓波。

3.3 泄壓孔數量

在首個泄壓孔邊緣到帽檐距離為4 m，開孔率α=32%條件下，當泄壓孔數量不同時，分析初始壓縮波和微氣壓波的變化規律。圖13 給出了在拱頂分別設置2 個、4 個和8 個泄壓孔的組合型式緩沖結構的尺寸。

圖13 不同泄壓孔數量組合型式緩沖結構示意圖Fig.13 Combined buffer structure with different number of ventilation windows

圖14 為當列車通過不同泄壓孔數量的組合型式緩沖結構時，隧道內2號測點的初始壓縮波和壓力梯度時程曲線。表3為隧道內不同測點的初始壓縮波和壓力梯度峰值。由圖14 和表3 分析可得：在不同泄壓孔數量條件下，隧道內初始壓縮波時程曲線變化規律基本一致，僅上升和下降過程中的快慢程度略有偏差。泄壓孔數量對初始壓縮波峰值幾乎無影響，各測點初始壓縮波峰值的差異保持在30 Pa 以內，但總體而言，當泄壓孔數量為8 個時，初始壓縮波峰值略低于其他條件下的峰值。泄壓孔數量對壓力梯度的影響較顯著，不同泄壓孔數量下壓力梯度時程曲線均出現3 個波峰，第3 個波峰的峰值最大。1 號～4 號測點壓力梯度峰值隨開孔數量的增加先升高后降低，當泄壓孔數量為8 時，峰值最小。5 號測點壓力梯度峰值隨開孔數量的增加先降低后升高，當泄壓孔數量為4時，峰值最小。

表3 不同泄壓孔數量下初始壓縮波和壓力梯度峰值Table 3 Peak value of initial compression wave and pressure gradient under different number of ventilation windows

圖15(a)為隧道洞口20 m 處不同泄壓孔數量下微氣壓波時程曲線，圖15(b)為隧道出口20 m 和50 m 處微氣壓波峰值隨泄壓孔數量的變化規律。由圖15 分析可得：當列車通過不同泄壓孔數量的組合型式緩沖結構時，隧道出口20 m 處微氣壓波時程曲線變化規律基本一致，均出現2個波峰。當泄壓孔數量為4 個時，2 個波峰峰值差異最小，峰值分別為45.2 Pa 和45.1 Pa，僅相差0.22%；當泄壓孔數量為8 個時，2 個波峰峰值差異最大，分別為48.7 Pa和41.3 Pa，相差達到17.9%。

圖15 不同泄壓孔數量下微氣壓波的時程曲線和峰值Fig.15 Pressure curves and peak value of micro-pressure wave under different number of ventilation windows

綜上所述，組合型式緩沖結構的開孔數量為4個時，緩沖結構能較好地緩解隧道洞口微氣壓波。

3.4 泄壓孔環向位置

在首個泄壓孔邊緣到帽檐距離為4 m，開孔率α=32%，泄壓孔數量為4 個條件下，當泄壓孔環向位置不同時，分析初始壓縮波和微氣壓波的規律。圖16 為泄壓孔分別布置在拱頂、拱腰單側和拱腰雙側3種不同環向位置的組合型式緩沖結構。每個泄壓孔的尺寸均為2 m(縱向)×4 m(橫向)，拱腰泄壓孔頂部距離軌頂面3 m。

圖16 不同環向開孔的組合型式緩沖結構示意圖Fig.16 Combined buffer structure with different circumferential ventilation windows

圖17 為列車駛入不同環向開孔位置的組合型式緩沖結構時，隧道內2號測點的初始壓縮波和壓力梯度時程曲線。表4為隧道內不同測點處的初始壓縮波和壓力梯度峰值。由圖17 和表4 分析可得：泄壓孔在緩沖結構環向上的分布位置對隧道內初始壓縮波時程曲線和峰值的影響十分微弱，但對壓力梯度時程曲線和峰值的影響十分顯著。對于壓力梯度時程曲線，不同環向開孔位置下，其時程曲線均出現3 個較明顯的波峰(A1，Ak和A2)，但峰值之間的變化規律略有不同。當在拱腰單側布置4個泄壓孔時，波峰A1的峰值(4581 Pa)最小，波峰A2的峰值(6 460 Pa)略大于Ak的峰值(6 589 Pa)；當在拱腰兩側各布置2個泄壓孔時，波峰Ak的峰值(7 020 Pa)顯著大于A2的峰值(6 185 Pa)。對于壓力梯度峰值，針對受列車運行影響較小的隧道洞身段(4 號測點)和出口段(5 號測點)，當在組合型式緩沖結構的拱腰兩側各開2個泄壓孔時，壓力梯度峰值最大；當在拱頂設置4個泄壓孔時，壓力梯度峰值最小。

表4 不同環向開孔位置下初始壓縮波和壓力梯度峰值Table 4 Peak value of initial compression wave and pressure gradient under different circumferential ventilation windows

圖17 不同環向開孔位置下初始壓縮波和壓力梯度時程曲線Fig.17 Pressure curves of initial compression wave and pressure gradient under different circumferential ventilation windows

圖18為隧道洞口20 m 和50 m 處不同環向開口位置下微氣壓波時程曲線。由圖18 分析可得：隧道內初始壓縮波的壓力梯度變化規律最終體現在微氣壓波時程曲線和峰值上。不同開孔位置下的微氣壓波時程曲線均出現2個較明顯波峰，A1波峰之間的峰值差異較小，而A2波峰之間的峰值差異較大。當在組合型式緩沖結構的拱腰兩側各開2個泄壓孔時，隧道出口微氣壓波峰值最大，20 m 和50 m 處的峰值分別為56 Pa 和22 Pa，不滿足規范要求；當在拱頂設置4個泄壓孔時，微氣壓波峰值最小，20 m 和50 m 處的峰值分別為45 Pa和18 Pa，相對于拱腰兩側各開2 個泄壓孔，降低了20%和18%。

圖18 不同環向開孔位置下微氣壓波時程曲線Fig.18 Pressure curves of micro-pressure wave under different circumferential ventilation windows

綜上所述，在組合型式緩沖結構等截面擴大段拱頂設置泄壓孔時，緩沖結構能較好地緩解隧道洞口微氣壓波。

4 結論

1) 現場實測和數值模擬2種方法相互驗證，兩者所得的微氣壓波變化規律基本一致，正壓峰值誤差為7.63%。

2) 當組合型式緩沖結構的首個泄壓孔邊緣到帽檐的距離為4 m 時，對微氣壓波的緩解效果最佳，相比于距離為8，16 和24 m，其隧道出口20 m 處的微氣壓波峰值分別降低14.4%，39.5%和50.7%。

3) 當采用開孔率α為32%的組合型式緩沖結構時，對微氣壓波的緩解效果最佳，相較于開孔率為24%，40%和48%，其隧道出口20 m 處的微氣壓波峰值分別降低5.7%，9.1%和19.7%。

4) 在組合型式緩沖結構拱頂設置4 個4 m(橫向)×2 m(縱向)的泄壓孔時，對微氣壓波的緩解效果最佳，相較于設置2 個和8 個泄壓孔，其隧道出口20 m處的微氣壓波峰值分別降低0.9%和7.2%。

5) 組合型式緩沖結構的環向位置上，在拱頂設置泄壓孔時，對微氣壓波的緩解效果最佳，相較于在拱腰單側或雙側對稱設置泄壓孔，其隧道出口20 m 處的微氣壓波峰值分別降低14.2%和19.3%。