軌道車輛車內(nèi)壓力與車體氣密性、側(cè)墻剛度、車外壓力變化的關(guān)系研究

王前選，胡哲龍，梁習(xí)鋒

（1.五邑大學(xué) 軌道交通學(xué)院，廣東 江門 529020；2.中南大學(xué) 交通運輸工程學(xué)院，湖南 長沙 410075；3.今創(chuàng)集團(tuán)有限公司，江蘇 常州 213011）

安全、快捷、舒適是現(xiàn)代先進(jìn)軌道交通追求的三大目標(biāo)[1]. 我國地鐵列車運行速度已達(dá)到120 km/h，城際列車運行速度已達(dá)160 km/h，京滬、京廣、滬昆等客運專線列車運行速度已達(dá)300 km/h.隨著運行速度不斷提高，當(dāng)列車高速通過隧道時，車頭前部的空氣被壓縮形成壓縮波向隧道出口傳播，當(dāng)傳遞到隧道出口時，由于隧道口空氣邊界氣壓的反射作用而變?yōu)榕蛎洸ǎ傧蛩淼廊肟趥鞑?當(dāng)列車尾部進(jìn)入隧道時，在隧道入口處產(chǎn)生膨脹波，該膨脹波在傳播到隧道出口時變成壓縮波，再由隧道反方向向隧道入口傳播. 當(dāng)壓縮波和膨脹波相遇時，產(chǎn)生疊加效應(yīng)，導(dǎo)致隧道內(nèi)空氣壓力發(fā)生劇烈變化[2]. 當(dāng)列車高速在隧道內(nèi)交會時，車外壓力將發(fā)生更加劇烈的變化，該壓力波向車內(nèi)傳遞造成車內(nèi)壓力波動，列車速度越高，車內(nèi)壓力絕對值和波動速度越大，給乘車舒適性和安全性帶來嚴(yán)重影響，會引起乘客頭暈、耳鳴、惡心、嘔吐等現(xiàn)象[3-5]，甚至造成耳膜破裂. 高速列車車內(nèi)壓力變化對乘車舒適性造成不良影響引起國內(nèi)外學(xué)者廣泛關(guān)注[6-9]，國內(nèi)外學(xué)者采用實驗和數(shù)值計算等方法，對車外壓力向車內(nèi)傳遞的規(guī)律、車內(nèi)壓力變化、車內(nèi)壓力變化控制指標(biāo)等方面進(jìn)行了研究[10-12]，但對列車過隧道或在隧道內(nèi)交會時車內(nèi)壓力變化的影響因素和影響機(jī)理研究較少.

本文首先探明車體氣密性和車體側(cè)墻剛度是影響高速列車車內(nèi)壓力變化的主要因素，在此基礎(chǔ)上，分別設(shè)計大剛度非密閉車體模型、不同剛度密閉車體模型、不同剛度非密閉車體模型，通過實驗得出：車體模型氣密性與車內(nèi)外壓力變化關(guān)系式、車體模型側(cè)墻剛度與車內(nèi)外壓力變化關(guān)系式，以及車體模型氣密性、車體側(cè)墻剛度與車內(nèi)外壓力變化關(guān)系式，以期為科學(xué)合理制定軌道車輛車體氣密性指標(biāo)、控制車內(nèi)壓力變化具體措施提供理論支撐.

1 影響車內(nèi)壓力變化的因素

為研究這一問題，本文進(jìn)行了“中華之星號”和“長白山號”高速列車在遂渝鐵路（遂寧市—重慶市）列車交會和列車通過隧道的空氣動力學(xué)實車實驗. 如圖1所示，在這兩種高速列車車廂內(nèi)布置三維動態(tài)空氣壓力測點，6個動態(tài)壓力傳感器組合成1個三維壓力傳感器（如圖2-a），對應(yīng)車體縱向、垂向、橫向各有2個傳感器，共有6個測點，分別指向列車前后端、車頂與地板、車窗玻璃與室內(nèi)（如圖2-b）.

圖1 中華之星號和長白山號高速列車車內(nèi)三維動態(tài)壓力傳感器布置

圖2 三維壓力傳感器及布置示意圖

中華之星號高速列車交會現(xiàn)場空氣動力學(xué)實驗車內(nèi)壓力變化見表1，其中正對車窗測點所處位置在兩列車交會側(cè)，朝前表示列車前進(jìn)方向. 從表1可以看出，中華之星高速列車車內(nèi)壓力變化與車內(nèi)動態(tài)壓力傳感器的放置方位有關(guān)，在置于車內(nèi)的6個動態(tài)壓力傳感器中，正對交會側(cè)車窗玻璃方向的傳感器感受的壓力最大，即正對車窗的測點壓力變化最大，其幅值是其他方向的2～4倍.

表1 中華之星號高速列車交會現(xiàn)場車內(nèi)的壓力變化

長白山號列車高速通過隧道現(xiàn)場空氣動力學(xué)實驗車內(nèi)壓力變化見表2，其中正對車窗測點所處位置在車體靠近隧道壁一側(cè)，朝前表示列車前進(jìn)方向. 從表2可以看出，長白山號高速列車以同一速度通過隧道時，車內(nèi)壓力變化與車內(nèi)動態(tài)壓力傳感器的放置方位亦有關(guān)，正對車窗測點的壓力明顯大于其他方向的，背向列車前進(jìn)方向即朝后測點的壓力明顯小于其他方向的，而朝車頂、朝車底、背對車窗和朝前測點的壓力相差不大.

表2 長白山號高速列車通過隧道時車內(nèi)的壓力變化

綜合表1和表2可以看出，正對車窗測點的壓力遠(yuǎn)大于其他測點的壓力，這是由列車交會或列車通過隧道時車體側(cè)墻發(fā)生微小變形導(dǎo)致的. 因此，當(dāng)列車高速交會和高速通過隧道時，車內(nèi)壓力變化不僅與車體氣密性有關(guān)，還與車內(nèi)外壓力差引起的車體側(cè)墻微小變形有關(guān)，車體側(cè)墻變形與車體側(cè)墻剛度緊密相關(guān)，即影響車內(nèi)壓力變化的因素是車體氣密性和車體側(cè)墻剛度.

2 車內(nèi)壓力與車體氣密性、車外壓力變化的關(guān)系

為研究車內(nèi)壓力與車體氣密性、車外壓力變化關(guān)系，設(shè)計制作氣密性不同的車體模型作為研究對象，不同泄壓時間通過在密閉車體模型上開不同孔徑的細(xì)微孔來實現(xiàn). 制作 5種不同孔徑的大剛度車體模型，車體模型尺寸為250 mm× 6 0 mm× 7 0 mm ，在車體模型表面開一個圓孔作為泄壓孔. 將被試車體模型固定在交變壓力實驗臺密閉室內(nèi)，密閉室一端為密封門，另一端是可運動的活塞，活塞與交變壓力模擬實驗臺密閉式內(nèi)壁采用柔性密封連接. 活塞一端與密閉室相連，另一端連接在曲柄連桿機(jī)構(gòu)上. 通過調(diào)速電動機(jī)帶動曲柄連桿機(jī)構(gòu)運動，曲柄連桿機(jī)構(gòu)則帶動活塞往復(fù)運動，使密閉室的容積反復(fù)發(fā)生變化，密閉室內(nèi)將產(chǎn)生周期性的壓力變化. 調(diào)節(jié)曲柄連桿機(jī)構(gòu)轉(zhuǎn)速可控制密閉室壓力變化的頻率，調(diào)節(jié)偏心輪偏心距可控制密閉室壓力變化的幅度，這樣就可以模擬車體外部空氣壓力變化情況. 將車體模型先后置于交變壓力模擬實驗臺密閉室中進(jìn)行實驗. 分析相同壓力變化周期下的不同氣密性車體車內(nèi)壓力變化率數(shù)據(jù)可以得出：車體模型氣密性與車內(nèi)壓力變化率基本呈冪函數(shù)關(guān)系：

其中，f為車內(nèi)空氣壓力變化率；t為車體泄壓時間；a,b為常數(shù)，a值由車外空氣壓力變化幅值決定，b≈-0.5.

分析相同泄壓時間、不同壓力變化周期工況下車內(nèi)壓力變化率與車外壓力峰值數(shù)據(jù)可以得出：車內(nèi)壓力變化率與車外壓力變化幅值基本呈線性關(guān)系：

其中，f為車內(nèi)空氣壓力變化率；x為車外壓力變化幅值；c為系數(shù)，其值大小與車體氣密性有關(guān).

由式（1）和式（2）可以得出，大剛度車體車內(nèi)空氣壓力變化率和車體氣密性、車外空氣壓力變化幅值存在如下關(guān)系：

其中，f為車內(nèi)空氣壓力變化率；x為車外壓力變化幅值；t為車體泄壓時間；m,b為常數(shù)，m的值與車體氣密性和車外壓力變化相關(guān).

3 車內(nèi)壓力與車體側(cè)墻剛度、車外壓力變化的關(guān)系

為研究車內(nèi)壓力與車體側(cè)墻剛度、車外壓力變化關(guān)系，設(shè)計制作剛度不同且密閉的車體模型作為研究對象. 采用不同的材質(zhì)和板厚制作了 5種不同剛度的全密閉車體模型，其空心內(nèi)腔尺寸為250 mm× 7 2 mm× 6 0 mm ，車體模型端墻、頂部和底部的厚度均為5 mm，材料都采用Q235；車體模型不同之處在于不同模型的兩面?zhèn)葔x用不同厚度或材料的金屬板來焊接（或膠接），模型車體側(cè)墻剛度不同主要是其自振頻率不同所致[13-16]. 對5種車體模型進(jìn)行有限元模態(tài)分析，車體模型采用殼單元 shell63進(jìn)行離散，Q235彈性模量為206 GPa、密度為 7 .8 g/cm3；鑄鋅鋁合金彈性模量為71 GPa、密度為 6 .75 g/cm3；泊松比均取0.3.

通過計算得到5種車體模型的自振頻率. 將5種不同剛度的車體模型分別固定在交變壓力實驗臺密閉室內(nèi)進(jìn)行實驗，通過交變壓力實驗臺模擬車體外部空氣壓力變化. 分析車體模型自振頻率相同條件下車體模型車外壓力峰值與車內(nèi)壓力變化率數(shù)據(jù)，得出：相同側(cè)墻剛度的車體模型，其車內(nèi)壓力變化率隨車外壓力變化峰值的增大而增大，呈二次曲線關(guān)系：

其中，f為車內(nèi)空氣壓力變化率；x為車外壓力變化幅值；g,h為系數(shù)；m為常數(shù).

分析車體模型車外壓力變化幅值相近的條件下不同自振頻率車體模型車內(nèi)壓力變化率數(shù)據(jù)，可以得出：當(dāng)車體模型車外壓力相近時，車體模型車內(nèi)壓力變化率隨車體模型自振頻率的增大而減?。划?dāng)車體模型車外壓力變化幅值一定時，車內(nèi)壓力變化率和車體模型自振頻率呈冪函數(shù)關(guān)系變化：

其中，f為車內(nèi)空氣壓力變化率；y為車體模型自振頻率；d,n為系數(shù)，本文中d與車體模型車外壓力變化幅值有關(guān)，n≈2.74.

由式（4）和式（5）可以得出：不同剛度密閉車體模型，其車內(nèi)壓力變化率與車體模型側(cè)墻剛度、車外空氣壓力變化幅值存在如下關(guān)系：

4 車內(nèi)壓力與車體氣密性、側(cè)墻剛度、車外壓力變化的關(guān)系

導(dǎo)致車內(nèi)壓力發(fā)生波動的主要因素是車體氣密性和車體側(cè)墻剛度，因此，在設(shè)計高速列車時，一方面需要提高車體氣密性，另一方面需要加大車體側(cè)墻剛度. 當(dāng)高速列車交會或通過隧道時，高速列車車內(nèi)壓力變化由兩部分組成：一部分是由于車體的氣密性不良，車外壓力通過車體縫隙傳遞到車內(nèi)，造成車內(nèi)壓力產(chǎn)生變化；另一部分是由于車體側(cè)墻發(fā)生變形，導(dǎo)致車內(nèi)空間容積產(chǎn)生變化，造成車內(nèi)壓力變化. 即，車內(nèi)壓力變化率與車體氣密性、車體側(cè)墻剛度、車外壓力變化幅值存在如下關(guān)系：

其中，f(x,y,t)是同時考慮車體氣密性、車體側(cè)墻剛度時的車內(nèi)壓力變化率；f(x,y)是不同剛度密閉車體車內(nèi)壓力變化率；f(x,t)是大剛度非密閉車體車內(nèi)壓力變化率；α為車體側(cè)墻剛度對車內(nèi)壓力變化的影響系數(shù)；β為車體氣密性對車內(nèi)壓力變化的影響系數(shù).

前文中f(x,y)和f(x,t)的表達(dá)式已經(jīng)得出，但需要確定α和β的值. 如果車體氣密性不好，車外壓力波動通過車體縫隙傳入車內(nèi)，而車體側(cè)墻剛度對這一傳遞過程基本不產(chǎn)生影響，所以系數(shù)β≈1. 當(dāng)車體內(nèi)外存在壓力差時，車體側(cè)墻發(fā)生微小變形，而如果車體氣密性不好，車體側(cè)墻內(nèi)外兩側(cè)所受到的壓力差比車體全密閉情況下側(cè)墻內(nèi)外兩側(cè)所受到的壓力差會小一些，車體側(cè)墻的變形量也會減小，從而削弱車體側(cè)墻剛度對車內(nèi)壓力波動的影響，即車體氣密性對由于車體側(cè)墻變形引起的車內(nèi)壓力變化率大小有影響.

為研究車體氣密性隨車體側(cè)墻變形引起的車內(nèi)壓力變化率的影響，制作三組共 15種不同氣密性、不同剛度的車體模型，每組車體模型側(cè)墻剛度不同、車體氣密性相同. 車體模型尺寸形狀與前文不同剛度密閉車體模型相同，具體設(shè)計方案見表3.

表3 不同氣密性、不同剛度的車體模型設(shè)計方案

將上述15種車體模型及其對應(yīng)的5種大剛度非密閉車體模型分別固定在交變壓力實驗臺密閉室內(nèi)，通過交變壓力實驗臺模擬車體外部空氣壓力變化，當(dāng)車體模型車外壓力變化周期為0.19 s、車外壓力變化幅值為5 000 Pa左右時，不同剛度密閉車體模型、大剛度非密閉車體模型和非大剛度非密閉車體模型車內(nèi)壓力變化數(shù)據(jù)見表4.

表4 不同剛度密閉、大剛度非密閉和非大剛度非密閉車體模型車內(nèi)壓力變化數(shù)據(jù)

將不同剛度密閉車體模型、大剛度非密閉車體模型和非大剛度非密閉車體模型車內(nèi)壓力變化率數(shù)據(jù)取出來分析，獲得的車內(nèi)壓力變化率數(shù)據(jù)比較如圖3所示.

圖3 不同剛度密閉、大剛度非密閉和非大剛度非密閉車體模型車內(nèi)壓力變化率

由圖3可以得出，當(dāng)不同剛度密閉車體模型車內(nèi)壓力變化率（僅考慮車體側(cè)墻剛度對車內(nèi)壓力變化的影響）大于大剛度非密車體模型車內(nèi)壓力變化率（僅考慮車體氣密性對車內(nèi)壓力變化的影響）時，非大剛度非密車體模型車內(nèi)壓力變化率（同時考慮車體側(cè)墻剛度和車體氣密性對車內(nèi)壓力變化的影響）介于不同剛度密閉車體模型和大剛度非密車體模型車內(nèi)壓力變化率之間. 當(dāng)不同剛度密閉車體模型車內(nèi)壓力變化率小于大剛度非密車體模型車內(nèi)壓力變化率時，非大剛度非密車體模型車內(nèi)壓力變化率分別大于不同剛度密閉車體模型、大剛度非密車體模型車內(nèi)壓力變化率. 基于此，擬定系數(shù)α的表達(dá)式如下：

將式（7）代入式（6）計算得出車內(nèi)壓力變化率的理論值見表5.

表5 非大剛度非密車體模型車內(nèi)壓力變化率實驗值與理論值比較

由表5可以看出，車內(nèi)壓力變化率理論值與實驗值誤差有三分之一處于10%～20%之間、三分之二處于 10%以內(nèi)，平均誤差在 10%以內(nèi)，說明式（7）所擬定的系數(shù)α值是可信的；而實驗值與理論值存在較大誤差，是由于交變壓力實驗臺在加載車外模擬壓力時，不同車體模型車外壓力幅值不完全一致造成的.

5 結(jié)論

列車高速交會和通過隧道時，車體氣密性、車體側(cè)墻剛度、車外壓力變化是影響車內(nèi)壓力波動的主要因素，不同氣密性、不同剛度的車體模型其車內(nèi)壓力與車體氣密性、側(cè)墻剛度、車外壓力變化滿足關(guān)系式：f(x,y,t) =αf(x,y) +βf(x,t)，式中f(x,y,t)是同時考慮車體氣密性、車體側(cè)墻剛時的車內(nèi)壓力變化率；f(x,y)是不同剛度密閉車體車內(nèi)壓力變化率；f(x,t)是大剛度非密閉車體車內(nèi)壓力變化率；α為車體側(cè)墻剛度對車內(nèi)壓力變化的影響系數(shù)，且α≈f(x,y)2(f(x,y) + 1 .5f(x,t))2；β為車體氣密性對車內(nèi)壓力變化的影響系數(shù)，且β≈1. 但結(jié)論還需采用實際車體進(jìn)行試驗驗證，進(jìn)一步準(zhǔn)確確定α、β值，為新造高速列車車體氣密性、側(cè)墻剛度設(shè)計提供理論依據(jù).