地鐵快慢線運營工況下站臺門系統的優化設計

黎子然 齊賀瑾妍

摘要：越行配線車站提升了快慢線運營模式地鐵的運營效率，同時也給站臺門設計帶來了全新的挑戰。為研究快慢線模式下動態風壓對站臺門開關的影響，選取廣州地鐵18號線沙溪站與廣州地鐵22號線陳頭崗站為研究對象，通過ANSYS CFX模擬越行時動態風壓的大小，并計算站臺門驅動系統克服風壓阻力所需的功率輸出參數。為解決越行車站站臺門關門受阻問題，需優化站臺門DCU的控制模式；利用傳感判斷與反饋控制的原理，調整關門流程時間與關門時驅動系統的輸出，降低動態風壓對關門的影響，保障站臺門關門的流暢性和地鐵輸送乘客的效率。

關鍵詞：站臺門；活塞風壓；快慢車組合運營；智能控制；流體動力學模擬

中圖分類號：U231.5；U231.8? ? ?文獻標志碼：A? ? 文章編號：1671-0797（2024）07-0010-05

DOI：10.19514/j.cnki.cn32-1628/tm.2024.07.003

0? ? 引言

隨著國家對軌道交通發展的重視以及國民生活水平的提高，乘客及建設單位對地鐵的行車速度和運營效率的要求也在逐步提高，特別是要提高高峰期的運營效率，設置越行配線車站是一個有效的解決方案。越行配線車站允許在慢車?？寇囌緯r快車從越行軌行駛，理想情況下快車可在不降低速度的情況下越行。紐約、日本、巴黎等城市的地鐵均在客流密度較大的車站采用了越行配線方案，而廣州市14、18、21、22號線及福州市目前在建的機場線，也陸續開展了越行配線方案的研究并應用于車站建設中，以期提高地鐵的輸送效率。

但越行配線的設置對站臺門設計也帶來了全新的挑戰。列車在隧道行駛時存在活塞風效應，會造成軌行區局部區域氣壓變化。如果此時有另一臺列車在停站軌停留，軌行區空氣流動截面積較小，活塞效應也會導致停站軌位置的氣壓產生變化，對站臺門會產生一個垂直的壓力，增加站臺門關門所受到的阻力，導致站臺門滑動門出現二次關門的故障。

目前，學者們主要從實驗測量和流體建模模擬這兩個方面對地鐵活塞風效應展開研究。劉暢等人[1]的研究分別針對上海地鐵19座車站進行現場動態風壓實驗，測試在高密度行車情況下站臺門所承受的風壓；研究發現進站端部第一道門所承受的風壓最大，并且在其他條件相同的情況下，島式站臺第一道站臺門所承受的風壓是側式站臺第一道站臺門的13倍，另外，開啟車站的上下排熱對第一道站臺門的承壓影響很小。袁譽釗等人[2]構建了兩車、兩車站、三區間隧道的地鐵隧道模型，運用Fluent19.1軟件，利用滑移網格技術仿真模擬列車在隧道運行時引起的活塞風速度與壓力，并提取在不同列車運行速度下車站站臺門區域所受活塞風的壓力值。但是上述研究均未對越行配線車站在越行工況下的活塞風壓進行測量或模擬，無法驗證越行工況下的動態風壓對站臺門是否有影響及影響的程度。

本文將針對地鐵車站配線設計中的兩種配線方案，模擬并研究快慢車運行模式越行工況下站臺門承受的活塞風壓，驗證其對站臺門滑動門開關的影響，并提出對站臺門系統選型的優化方案。

1? ? 地鐵越行工況下站臺門承受活塞風壓分析

本次研究選取廣州地鐵18號線沙溪站與廣州地鐵22號線陳頭崗站為研究對象：沙溪站車站形式為單島外側越行車站，越行軌與停站軌之間通過一面混凝土墻進行分隔，快車在外側越行軌以160 km/h的速度越行；陳頭崗站為雙島正線外側越行，快車在島式站臺外側的越行軌上以80 km/h的速度越行。上述兩種方案中，停站軌上列車停車及上下客均不會影響越行軌上快車的正常行駛。兩座車站的站臺門均按照與市域8D編組列車配套設置。為研究越行工況活塞風壓對站臺門的影響，需計算越行工況下的活塞風壓值。

1.1? ? 建立車站模型

沙溪站配線方式為單島外側越行[3]，越行軌與公共區之間通過分隔墻隔離，站臺層左線與右線軌行區基本分隔無空氣交流，因此建模只按照一側進行模擬。模擬測試模型如圖1所示。

陳頭崗站配線方式為雙島正線外側越行[3]，站臺層左線與右線軌行區有多處空氣交流，因此按完整車站進行建模。模擬測試模型如圖2所示。

1.2? ? 設置流體力學邊界條件

接下來是輸入模擬模型中快慢車運行的測試工況。兩個流體模擬模型都以溫度為25 ℃、1 atm標準大氣壓作為環境基本條件。此外，所有隧道出入口及活塞風井出口均視為與標準大氣連接且為自由空氣（Opening），隧道壁均按照無滑移條件（non-slip condition）進行設置。

兩個流體模擬模型中的模擬工況均按1列車停站+

1列車越站工況進行設置，列車速度按照開通后列車運行速度設置：沙溪站越行軌列車速度按44.44 m/s（160 km/h）設置，停站軌列車按照靜止狀態（0 km/h）設置；陳頭崗站越行軌列車速度按22.22 m/s（80 km/h）設置，停站軌列車按照靜止狀態（0 km/h）設置。隧道內通風條件按無風機情況設置。

1.3? ? 活塞風壓模擬結果

通過運行ANSYS CFX運算軟件，得出整個模型各個點的流體參數數據。本文重點收集8D列車每節編組其中一個站臺門位置（滑動門編號#1、#5、#9、#13、#20、#24、#28、#32）的活塞風壓；沙溪站僅收集停站軌旁站臺門位置的風壓值，陳頭崗站則同時收集停站軌與越行軌旁站臺門位置的風壓值。

1.3.1? ? 沙溪站

如圖3所示，沙溪站越行工況下站臺門所受的活塞風壓最大正風壓為+1 003.45 Pa，最大負風壓值為-632.32 Pa。此外，不同門體位置風壓的大小隨時間變化規律基本保持一致。

1.3.2? ? 陳頭崗站

如圖4、圖5所示，陳頭崗越行側最大正風壓值為+995.90 Pa，最大負風壓值為-213.09 Pa；停站側最大正風壓為+35.37 Pa，最大負風壓為-6.43 Pa。從上述兩組活塞風壓對比可知，對于雙島外側越行車站，停站側站臺門所受到的動態風壓要遠小于越行軌側的動態風壓；此外，同一側站臺門不同站臺門位置的活塞風壓大小變化規律一致，這與沙溪站的模擬結果一致。

1.3.3? ? 小結

綜上，兩座車站流體模擬得出的單側站臺門最高正負活塞風壓如表1所示。

2? ? 站臺門活塞風壓下的電機分析

根據劉鑫美[4]、梁海健等人[5]對站臺門系統動態風壓理論的研究，滑動門在關門過程中需要克服的阻力分為五部分，包括：（1）懸掛裝置滾輪與導軌間的滾動摩擦力F1；（2）因活塞風壓作用在站臺門，懸掛裝置滾輪與導軌之間的側向滑動摩擦力F2；（3）因活塞風壓作用在站臺門，導靴與導軌產生滑動摩擦力F3；（4）毛刷等部件產生的固有摩擦力F4；（5）關門過程中，使滑動門加速至最大關門速度的牽引力F5。其中，F1和F4為滑動門開關過程中的固有摩擦力，僅與滑動門門體重量、接觸面材質有關，與滑動門承受活塞風壓無關；F2和F3均為因活塞風壓導致的關門摩擦力，其大小與活塞風壓正相關；F5由關門速度、門體質量決定，也不受活塞風壓的影響。

關門流程分加速階段、勻速階段、減速階段、低速勻速階段和停止階段，其中加速階段和勻速階段占關門流程的主要部分。加速階段中，由于大部分門處在開啟狀態，可視為滑動門內外風壓值一致，F2和F3可基本忽略不計，滑動門關門克服固有摩擦力為F1、F4和F5；勻速階段會存在某個時刻除了個別滑動門未關閉，其他滑動門均已關閉的情況，軌行區與公共區存在壓力差，滑動門關門克服固有摩擦力為F1、F2、F3和F4。

結合前文通過ANSYS CFX模擬軟件得出的單側站臺門承受活塞風壓最大值，計算出越行工況下站臺門關門加速階段和勻速階段電機克服阻力需要提供的輸出功率，如表2所示。

由上述計算得出，關門速度v=0.4 m/s時，站臺門電機的輸出功率應不小于855.62 W。目前，國內地鐵線路全高站臺門常用電機功率配置為200 W，則沙溪站越行工況下，如不采取優化措施，站臺門會因活塞風壓關門受阻，無法完成關門流程。

3? ? 站臺門活塞風壓下的控制模式選型

在越行配線車站中，站臺門門體受到越行工況下活塞風壓的影響關門受阻；考慮到站臺門電機的輸出參數與越行工況的特性，可通過以下兩種方案優化控制系統。

3.1? ? DCU智能控制電機輸出功率

如上文所述，當滑動門受到活塞風壓導致關門受阻時，可通過短時間增大電機功率來提高克服摩擦力的能力；而滑動門是否因活塞風壓導致關門受阻，則需要站臺門DCU通過智能控制模式監測電機的運行參數來進行判斷?；瑒娱T關門受阻可能有兩種原因：（1）因為活塞風壓導致滑動門摩擦力增大，電機轉速會緩慢降低并最終降到0；（2）滑動門受障礙物阻擋，電機轉速會在非常短的時間內降到0，且為防止夾傷乘客，電機需向反方向運行使滑動門釋放障礙物?；谏鲜鲈?，可通過在站臺門電機設置轉速傳感器，并將實時轉速反饋給DCU進行判斷，識別阻力類型并采取相應控制措施。具體控制流程圖如圖6所示。

通過監測電機的轉速，DCU可識別站臺門受風壓阻擋關門的情況，并及時介入改變輸出條件：在關門過程中，通過閉環控制的方式，持續監控關門速度并及時調整輸入電流，提高短時間的電機輸出功率，提升電機克服啟動阻力的能力，當關門速度提高到一定閾值時，降低輸出電流，避免電機長時間過載。這種控制方式雖然會稍微延長關門時間，但可在不改變電機功率的情況下，克服動態風壓的影響完成站臺門關門?？紤]到電機的最大輸出功率，DCU智能控制的參數建議全線按照活塞風壓在一定范圍（±400 Pa）內進行調整設定。

3.2? ? 調整滑動門關門時間

站臺門門體在越行工況下承受的活塞風壓隨越行列車相對位置變化而變化。從圖7可看出，活塞風壓絕對值大于400 Pa的累計時長約為8 s；以行車間隔120 s為例，活塞風壓大于400 Pa的時間短，僅占整個行車間隔周期6%左右。同時，由于站臺門關門時間為3.0～4.0 s，慢車停站、快車越行的工況與站臺門正在關門同時出現的概率較小。

考慮到上述情況，通過調整站臺門關門時間方案，可避免越行工況造成的活塞風壓對站臺門關門造成影響。如上文所述，站臺門明顯承受活塞風壓的時間在8 s左右，而一般市域線路高峰期行車對數在每小時14～20對，對應行車間隔在120～257 s，適當對站臺門關門時間進行延遲對車站運營影響并不顯著。在實際工程中，可將本方案與DCU智能控制方案相結合：當活塞風壓在-400～+400 Pa的風壓范圍內，站臺門仍按正常關門時間執行關門流程，減少關門時間的延遲，降低運營壓力。

4? ? 結論

本文針對站臺門受到活塞風壓影響導致關門受阻的情況進行深入研究，結論如下：

（1）結合ANSYS CFX軟件包對車站越行工況進行模擬，得出最大活塞風壓出現在沙溪站，最大正風壓為+1 003.45 Pa，最大負風壓為-632.32 Pa。

（2）站臺門電機輸出功率應不小于855.62 W，才可克服越行工況最大活塞風壓完成關門動作。

（3）考慮到快車越行工況的時間長度僅占車站運營時間較少的一部分，且慢車停站而快車越行的工況與站臺門正在關門同時出現的概率較小，通過結合DCU智能控制調整輸出電流方案與調整滑動門關門時間的方案，可避開越行工況下最大風壓，降低對站臺門受到活塞風壓的阻礙作用。

本研究提出的方案，能夠減少因活塞風壓導致關門受阻的情況，減輕現場站務人員處理壓力，優化車站人員結構；減少因關門受阻造成的頻繁列車延誤，保證列車準點到達容納站臺乘客，降低乘客出行成本，提高地鐵的客流輸送效率，提升地鐵服務的質量，對維護地鐵的正面形象起到積極作用。

[參考文獻]

[1] 劉暢，王麗慧，杜志萍，等.高密度行車時地鐵車站屏蔽門承壓測試實驗研究[J].建筑熱能通風空調，2018，37（4）：34-38.

[2] 袁譽釗，賀德強，陳彥君，等.基于兩車模型的地鐵隧道活塞風對屏蔽門影響研究[J].鐵道科學與工程學報，2021，18（1）：227-234.

[3] 宋仲仲.快慢車運營組織模式下城市軌道交通越行站配線方案包容性設計研究[J].鐵道標準設計，2022，66（12）：56-60.

[4] 劉鑫美.基于隧道動態風壓的軌道交通站臺門系統設計[J].機電信息，2020（15）：119-120.

[5] 梁海健，何東山.基于隧道動態風壓的站臺門優化方案研究[J].科技創新與應用，2020（17）：146-147.

收稿日期：2023-12-08

作者簡介：黎子然（1994—），男，廣東廣州人，助理工程師，研究方向：地鐵機電一體化、自動扶梯及電梯、站臺門。