地铁列车火灾

地铁列车火灾（精选7篇）

地铁列车火灾 篇1

随着地铁运输的发展,地铁火灾不断发生。由于地铁站内人流密度大,地铁车站处于地下而不易疏散,一旦发生火灾就可能造成严重的后果。我国地铁自1969年开通以来,共发生火灾156起,目前我国地铁火灾安全形势不容乐观,对地铁火灾的研究已成为当前研究的热点问题。为充分保障地铁运输安全,笔者以典型地铁车厢为研究对象进行试验研究。

1 试验过程

1.1 试验前场景布置

地铁中火灾荷载较大的主要有沙发座垫、靠垫、灯罩、广告牌、拉手等。着火点为沙发座椅中部,着火源为油盘火。试验现场平面示意如图1所示。

试验测布点如图2所示。其中热电偶安装高度、房间烟密度与毕托管安装高度与前相同。

1.2 初始条件

(1)环境情况:

试验前周围环境温度为23 ℃,轨道区间温度为20 ℃,空气压力为0.1 MPa。轨道区间火灾的蔓延不受外界风力的影响,设风速为0 m/s。

(2)开口情况:

在试验过程中,车厢一端中部留有开口(2 m×0.8 m),另一端封闭。

(3)起火点:

初始起火点是电缆从地面延伸向墙面的拐角处。具体位置如图3所示。

(4)点火方式:

试验采用置放于沙发上的废旧报纸点火。

(5)防排烟情况:

前面设一集烟罩收集逸出烟气。

1.3 试验记录

试验结果及试验过程见表1和图3所示。

在地铁车厢里由沙发上报纸引燃车辆内饰而致火灾,火沿着车厢内的椅垫蔓延到整个车厢。沙发的填料主要为聚氯醋泡沫,在56 s时达到较大浓烟;燃烧持续了约20 min。

1.4 热释放速率

车厢点火试验热释放速率见图4所示。

从图4可以看出,从点火至82 s时开始有热释放,至344 s时热释放速率达到最大值1.2 MW,其值相对较小,这是燃烧难以持续的原因。表2为试验的热释放速率。

火灾荷载是指涉火空间内所有可燃物燃烧所产生的总热量值。地铁火灾荷载的确定需要考虑三个方面内容:一是固定荷载,考虑地铁车厢本身的可燃物,主要包括列车车体的地板、窗体、墙壁及天花板材料,座椅及装饰材料;二是移动荷载,考虑旅客携带的行李物品;三是旅客,地铁内的人员流动较大,难以统计所有可燃物的荷载分布,世界各国对于地铁火灾荷载的确定没有明确表述,美国NFPA130并无可供参考的数值。因此,本试验没有考虑旅客的因素,只涉及前两种荷载分布。火灾荷载越大,发生火灾的危险性越大,需要的防火措施越多。在该试验场景下一节车厢最大热释放速率基本在5 MW左右。如果考虑到极限情况,两侧沙发同时引燃,在叠加情况下一节车厢最大热释放速率为10 MW。

1.5 烟气体积分数分析

在整个试验过程中,火灾烟气体积分数采集器位于试验房的门口中央,距离地面高度为2 m。在试验中测试得到总的烟气成分如表3所示。

从表3中数据可以得出:CO释放量较高,烟气中NO含量很低,几乎没有SO2、HCN释放出来。这证明火灾的燃烧极不充分,火灾蔓延很快,但仅为表层燃烧,材料没有完全分解。所以NO、SO2、HCN毒性气体并未释放。

1.6 温度情况分析

1区、2区温度变化情况见图5、图6所示。

从图5可知,在区域1常规点火后44 s开始出现明显温升,至点火后312 s时6号热电偶达到最大值574℃;然后1～5号热电偶依次达到最大值。可以从1～6号的变化看出:热电偶位置越高,达到最高温度的时间越快。但是7号例外,7号所处位置最高,达到最高的温度值却最低为179 ℃。这一点证明了烟气主流沿着而不贴着(距屋顶有一定距离)屋顶向外蔓延。

在区域2的热电偶与区域1的情况相同。

2 结 论

(1)在本试验场景下一节车厢最大热释放速率在5 MW左右。如考虑极限情况,两侧沙发同时引燃,在叠加情况下一节车厢最大热释放速率为10 MW左右。

(2)CO释放量较高,烟气中NO含量很低,几乎没有SO2、HCN释放出来,该点火方式下引起火灾的燃烧极不充分。

(3)从试验中烟气温度变化可以得出:烟气主流沿着而不贴着(距屋顶有一定距离)屋顶向外蔓延。

参考文献

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地铁列车火灾烟气运动规律探讨 篇2

1 试 验

1.1 试验火源位置的确定

考虑最不利火灾场景,模拟火灾试验的起火部位在列车尾部(火源位置1)和列车中部(火源位置2),如图1所示。试验选用热值较高且发烟量大的柴油作为试验燃料,并采用油盘来控制火源功率大小。

1.2 模拟火灾试验场所及试验工况

在自行修建的地铁车站缩尺实体建筑模型(缩尺比例为1∶5)中开展模拟火灾试验。模拟火灾试验方案考虑了平时正常通风换气和火灾时防排烟两种工况,试验工况如表1。油盘尺寸275 mm×275 mm。

1.3 测点布置

采用自行编制的试验综合测试系统对数据进行测试。测点布置情况如图2和图3所示。图中测试柱包括烟气流速测点1个和环境压力测点1个,其中烟气流速测点布置在0.6 m高处,环境压力测点布置在0.3 m高处,站厅和站台分别有1根这种测试柱。

2 试验结果讨论

2.1 横向烟气流速

表2为正常通风情况下和防排烟情况下站厅出口1和出口2处横向最大烟气流速。可知,站厅出口处的烟气流速均小于1 m/s,最大横向烟气流速为1.1 m/s。由于出口处烟气流速比地铁站厅和站台的其他地方的横向流动速度更大,因此从站厅出口处的烟气流动速度可知地铁火灾横向烟气流速为1 m/s左右。

2.2 纵向烟气流速

图4和图5分别为正常通风情况下和防排烟情况下站厅和站台层纵向烟气流速变化情况,其中T81是站厅纵向烟气流速,T82是站台纵向烟气流速。

表3和表4分别为正常通风情况下和防排烟情况下站厅和站台纵向最大烟气流速。可知,在地铁火灾中,不论起火部位在什么位置,纵向烟气流速为1 m/s左右,最大可达1.55 m/s。着火初期纵向烟气流速为0.3 m/s左右,启动防排烟系统以后纵向烟气流速均达1 m/s左右。

2.3 环境压力测试数据分析

图6和图7分别为正常通风情况下和防排烟情况下站厅和站台层压力变化情况,图中T91为站厅压力,T92为站台压力。

表5和表6分别为正常通风情况下和防排烟情况下站厅和站台最大压力变化范围。正常通风情况下,站厅的最大正压和最大负压分别可达3.7 Pa和-4.3 Pa,站台的最大正压和最大负压分别可达2.8 Pa和-3.4 Pa;而在防排烟情况下,站厅和站台的最大正压和最大负压均不超过1.3 Pa和-1.2 Pa,火场压力变化不大,这说明防排烟系统对火场压力起到了一定的平衡作用。

由于地铁与外界之间的相对隔绝性,为保证内部具有较好的空气质量,应使地铁内部与外界直接进行空气交换。地铁内部有大量的乘客和工作人员,为维持其正常呼吸,也应保证平时有大量的新鲜空气进入。由于地铁内可能发生火灾,为保证人员安全,必须把火灾中大量烟气及时有效地排出,因此地铁的通风换气系统中还应考虑防排烟系统的设计。在实际地铁中,由于列车运行所产生大量的热量、乘客散发的大量热量和湿气,都需要空气调节系统调节。但进行地铁缩小比例的火灾实验时实验模型内不可能有大量乘客产生热量和湿气,也没有列车运行所产生的热量,所以没有设计空调系统,只考虑平常的通风换气系统和火灾时的防排烟系统。

3 结束语

根据模拟火灾试验观测记录和试验中火源温度、烟气温度、烟气浓度、烟气流速(包括纵向和横向烟气流速)和环境压力(站厅和站台的环境压力)等测试数据的分析和相似理论研究结果,可得出以下研究结论:

(1)在地铁火灾中,不论起火点在什么位置,其横向烟气流速均为1 m/s左右,着火初期的纵向烟气流速为0.3 m/s左右,启动防排烟系统以后纵向烟气流速均达1 m/s左右,最大可达1.55 m/s。按照相似理论,模拟火灾与实际火灾的速度关系Vm=Vaλundefined,此处λL=1/5,则Va=Vm/λundefined≈2.24 Vm。因此,在实际火灾中,地铁内横向烟气流速大约为2.24 m/s,着火初期的纵向烟气流速约为0.67 m/s,启动防排烟系统后纵向烟气流速均达2.24 m/s左右,最大可达3.47 m/s。

(2)根据1∶5的缩尺寸模拟火灾试验结果可得,正常通风情况下,站厅和站台的最大压力均不超过5 Pa;在防排烟情况下,站厅和站台的最大压力均不超过1.5 Pa;按照相似理论,模拟火灾与实际火灾的压强关系Pm=PaλL,此处λL=1/5,则Pa=Pm/λL=5Pm。因此,正常通櫒櫒櫒櫒櫒櫒櫒櫒櫒櫒櫒櫒櫒櫒櫒櫒櫒櫒櫒櫒櫒櫒櫒櫒櫒风情况下,站厅和站台的最大实际压力均不超25Pa;防排烟情况下,站厅和站台的最大实际压力均不超7.5Pa。

参考文献

[1]周庆,徐志胜.模型车厢内火灾烟气层运动模拟分析[J].消防科学与技术,2006,25(1):27-29.

[2]沈友弟.地铁的消防安全问题及其对策[J].消防科学与技术,2006,25(2):260-264.

[3]王艳飞,张建文.地铁列车火灾烟气流动及传热的数值模拟[J].消防科学与技术,2007,26(5):485-488.

浅析铁路客运列车火灾扑救 篇3

一、铁路客车的火灾特点

(一) 火势蔓延快

客运列车起火, 在初始阶段尚容易扑救。如果发生在车厢顶棚, 墙板夹层内或引起易燃品燃烧, 由于火势蔓延迅速, 扑救工作难度很大。运行中的列车如果处于高速行驶中, 其行驶过程中形成的气流压力也会加速火势的蔓延。据试验测定, 客运列车运行中燃烧速率极高, 0.5min火焰燃烧到顶棚, 2min浓烟体量达到100%, 7min车窗玻璃破碎, 8min车厢燃烧面积达到一半, 11到14min车体全面燃烧, 18min全部烧毁[2]。

(二) 易造成伤亡

由于客运列车车厢内人员集中, 平均每列1000人以上。火灾发生时, 旅客急于逃生, 厢内通道狭窄, 车门少, 再加上列车在行驶中无法及时停车等原因, 易造成旅客拥堵, 互相踩踏, 特别是双层客运列车的人员疏散, 更为复杂。旅客砸窗逃生, 加速空气对流和火势蔓延, 复线区段如遇邻线列车通过, 还会增加意外伤亡。

(三) 扑救难度大

1. 道路环境复杂

铁道线路两侧环境复杂, 地势高低不平, 消防车一般无法驶近列车, 有些情况下根本无法前往现场扑救。现场灭火救援战斗也很难展开, 人员和装备资源得不到有效利用。救援现场环境复杂。列车交通事故发生后, 救援任务点多、线长。

2. 火场供水困难

现场一般情况下处于野外或山区, 消防水源缺乏, 而且由于交通的限制运水车难以发挥作用, 不能保证火灾扑救的正常用水。铁轨的纵横交错也对水带的铺设产生非常不利的影响。火场供水非常困难。这对及时控制火势, 疏散救人都十分不利。

二、铁路客运列车火灾扑救措施

扑救列车火灾时, 要坚持救人第一的指导思想, 根据不同着火部位和不同情况, 采取相应的灭火措施, 疏散抢救人命, 合理分解列车, 控制火势蔓延, 迅速扑灭火灾。

(一) 火情侦察要迅速准确

火情侦察是指消防队到达火场后, 采取的全面了解火场情况的一项任务, 它是灭火作战行动的重要保障。首批到场力量到达火场后, 要立即组织侦察人员迅速准确的查明下列情况:

1) 起火车厢位置、燃烧车厢数量、蔓延主要方向和速度。2) 是否有人员受到火势威胁, 所在地点、数量, 和抢救、疏散通道。3) 车厢内是否断电, 以及切断电源以预防触电的措施。4) 要保护的物资和人员受火势威胁的程度5) 列车周边道路交通情况, 进攻和撤离通道。

(二) 疏散救人很关键

消防部队到达现场后, 要求应要求列车工作人员配合对旅客进行疏散。利用喷雾水枪对疏散乘客进行掩护, 一是防止热辐射伤害, 二是可以稳定旅客情绪。同时指示疏散方向和路线, 力量不足的话可以组织自愿者清理疏散通道上的杂物, 防止惊慌的旅客看不清道路而绊倒发生踩踏事故。如果是夜晚的话还应利用照明车为疏散旅客提供照明。对受高温威胁的铁轨要进行冷却, 以防止变形影响列车转移。对以颠覆尚未起火的车厢体实施冷却保护。对第一线水枪手实施掩护.迅速在起火车厢两侧设置水枪阵地堵截火势, 阻止火势向列车前后蔓延。

(三) 扑救战术要灵活

对于铁路客运列车火灾, 消防部队一般坚持先控制后灭火的基本原则, 对列车着火车厢实施分解脱离。控制火势并救出所有人员后采取外攻灭火的方式扑灭火灾。

1. 堵截火势

铁路客运列车起火, 火一般集中于一节或相连的几节车厢上, 消防部队到达现场后应立即在着火车厢两端设置水枪阵地堵截火势, 防止火灾向两侧车厢蔓延。同时对受困人员进行抢救, 并对着火车厢和未着火车厢的连接钩进行冷却保护以方便下一步的摘钩分解列车。

2. 分解车厢

在铁路客运列车火灾扑救中, 为了防止火势向着火车厢两端蔓延, 应该对着火车厢进行分解。客车在行驶途中或停车时发生火灾, 在疏散完人员后, 应采取摘钩的方法分解未着火的车厢, 控制火势蔓延。中部车厢着火, 先停车摘掉着火车厢后部与未着火车厢链接的挂钩。机车牵引火车车厢向前行驶百余米再停车摘掉着火车厢。机车将其与车厢牵引至安全路段。前部和尾部车厢着火参考中部车厢着火分解方法。分解列车要由列车专业人员操作, 热辐射强烈时, 应用水雾掩护, 防止不合理分解, 发生溜车事故。

(四) 火场供水要有力

铁路客运列车火灾通常发生在远离城市、乡镇的山区、旷野, 应充分利用就近江河、湖泊、水池等水源, 利用手抬泵、消防车、抽水机及其它机械设备组织好供水。附近无水源迅速可调集水罐车运水, 可公路铁路同时进行。可利用平板列车载运消防车、手抬泵等器材前往扑救。火灾扑救时间长、用水量大, 在扑救中应确保供水不间断, 特别是在前期到场后, 一旦供水问断, 很有可能导致火势蔓延, 造成更大损失。指挥员进行布置水枪阵地阻截火势蔓延, 同时安排人员寻找水源, 组织科学供水。火场现场指挥部应及时了解力量部署情况, 统一合理安排供水, 保证火场科学供水不间断。

三、结论

针对铁路客运列车火灾, 消防人员不仅要重视火场灭火战术, 平时还要加强对铁路站台、站厅和车厢及周边环境的“六熟悉”, 制定周密的灭火预案, 和铁路局方面多开展联合灭火演习。在火灾发生后迅速赶到现场, 并展开战斗, 力争在火势还没有发展起来之前把火消灭。

参考文献

[1]马宗晋主编.中国交通灾害.湖南人民出版社, 1998.

伦敦地铁列车超酷的内部设计 篇4

乘坐大都会线 (Metropolitan Line) 前往贝克街的乘客将是首批体验伦敦空调地铁列车的乘客之一。空调系统将在接下来的夏天发挥更大的作用, 现代化的城郊列车和城际列车很早就普遍采用空调系统, LU公司S Stock列车引入了这一特色。

空调系统只是乘客期待的S Stock列车诸多改进之一, 该列车有望从2011年12月12日起在沃特福德、阿克斯布里奇、阿默舍姆、切舍姆与贝克街间投入运营。实际上2010年8月2日已经进行了首发仪式, 当时伦敦市长Boris Johnson先生、运输署署长Peter Hendy先生、LU公司的首席运营官Howard Collins先生同乘客们一起, 从文布利公园乘车前往沃特福德 (图1) 。

之后列车开始在沃特福德和文布利公园之间的线路进行有限制的运营, 与此同时, 对余下的大都会线路进行升级改造, 以适应新型列车。升级改造工作包括延长站台和变更信号系统。从2011年12月起SStock列车已经能够行驶到贝克街, 2012年3月起就能沿余下的大都会线路行驶到Aldgate的终点站。所有8辆编组的列车将在2011年底在大都会线路运行。

大都会线的新型列车是2003年与庞巴迪运输公司签订的大型订单的一部分。当时庞巴迪公司是现在已经不复存在的Metronet联营公司5大股东之一, 该公司曾经获得丧失信用的以公私合营模式对地铁升级改造项目的部分份额。2008年, Metronet成为TfL的一部分, 获得了对包括大都会线路、区域线路、环线和哈默史密斯及城市线的浅地表线路现代化升级改造的合同。这个项目还包括对所有4条线路的列车进行更新, 合同共涉及1 395辆车。

2定制设计

尽管庞巴迪公司把这批列车定义为Movia家族的一部分, 但订单量大得足以使公司要根据客户需求定制列车, 发掘出增大载客量的所有办法。这也是一个基于需求的合同, 意味着LU公司可以坚持独特的设计特点。车体设计独一无二, 既满足了装载限界, 也保证了平地登车。

大都会线路将接受58列8辆编组列车, 区域线路将配备80列7辆编组列车, 环线和哈默史密斯及城市线会分配到共计53列7辆编组列车。列车正在庞巴迪设在德比的工厂进行组装, 将于2014年全部交付。

与小轮廓、深入地层的“管道”线路相比, 浅地表线路装载限界比较大, 这也使得安装空调系统成为可能。除深埋隧道空调系统散热这个难处理的问题外, 在LU公司小轮廓列车上安装空调系统也是工程师必须要克服的难题。浅地表线路使用空调列车, 散热不是问题, 因为隧道直径大, 并且线路上有许多路段列车在露天运行。

对于像阿默舍姆站这样远离伦敦市中心的车站的大都会线旅客来说, 往往要乘坐相当长的距离。阿默舍姆到Aldgate的距离是44.7km, 加上至沃特福德、阿克斯布里奇和切舍姆的支线, 线路总长达到66.7km。相比较而言, 其他浅地表线路的典型旅程时间要短一些。因此, 大都会线列车内部布局有所不同, 安排了更多座椅。LU估计浅地表线路平均旅程时间为7min～11min。

8辆编组的大都会线列车, 每辆车座位采用纵向和横向混合布局, 而7辆编组列车座位全部采用纵向布局, 使得站立乘客数量最大化 (图2) 。这两种列车均包括一定比例的可翻转收起座椅, 每列车有2节车厢配有能存放2台轮椅的区域。所有的座位安装点都在侧墙上, 保证地面更容易清扫。

据庞巴迪公司介绍, 乘客协会受邀参与座椅设计选型, 早期从客户反馈的结果都是正面的。同样, 司机代表对驾驶室设计也给出了意见 (图3) 。

与20世纪60年代的大都会线列车A60相比 (SStock列车注定要取代它) , 新型列车提供了更少的座位, 但是承诺为乘客提供更密集的班次服务, 尽管需要等到浅地表线路信号改造项目完成后才能达到90s的间隔时间。该项目预定2011年1月完成招标, 最快将在2016年改造完成。表1为伦敦地铁S Stock列车的主要参数, 表2为伦敦地铁S Stock列车的供货商。

3短停站时间

特别令人关注的是伦敦地铁需要在繁忙站点保持短暂的停靠时间 (图4) 。因此, 每辆车每侧配有三组外挂式双滑动门, 门打开宽1 610mm, 只有列车首尾司机室后的第一个门稍微窄一些。

采用让乘客快速上下车的座位布置方式, 车厢之间宽敞的无门贯通道, 能方便旅客在列车中快速移动。庞巴迪公司和伦敦地铁公司共同研究了一种高效安排乘客的车门和座位配置理论, 并对该理论进行模拟验证。

电动车门设有感应边缘, 能探测到直径大于8mm的物体。如果检测到有障碍物, 假如障碍物不移走, 车门会在完全打开之前, 不完全开闭几次。

注: (1) 仅端部车辆司机室后的第一个车门。

层压车窗是机械扣紧的, 因为设计成便于拆除和更换, 所以没有贴防涂绘膜。

乘客信息在LED显示屏上显示, 在每列车车头和每节车厢外侧显示列车的目的地站。车内每个连廊外侧安装了双面LED面板, 每个面板都包括一个录制数字视频的闭路电视摄像头。

当乘客触发警报器, 闭路电视会把事发地点的视频提供给司机, 由司机决定是否需要通知控制中心和英国运输警察。触发警报器后, 闭路电视通过提高视频的帧率来提供更好的视频图像质量。图像通过微波传送到司机室, 司机可以在停车时查看录像。

4牵引设备

所有的车轴都是带动力的, 与A60列车相比, S Stock列车有令人印象深刻的快加速能力。DC630V电源通过每列车的端部车辆和2辆中间车的集电靴, 进入变压器转换成变频变压的交流电输入三相感应电机。

辅助电源由每列车的2台静止变流器供电, 输出400V三相交流电。每辆车在车顶安装双制冷循环空调机组, 通过安装在车顶的管道给客室送风。司机室使用独立空调模块, 如果司机室专用空调模块失效, 客室空调可作为备用为司机室送风。

车上安装了庞巴迪Mitrac列车控制和管理系统。列车管理系统使用IP环记录维修需要的日志信息。对故障进行诊断并将数据传输到控制中心, 这样当列车驶入车库的时候能进行维修和替换。

最初的时候列车只能在地表行驶时通过GSM网络传输信息。在将来, 当这套系统安装完成后, 数据将通过无线网络被下载。

列车将由LU进行维护, 合同约定庞巴迪公司提供技术支持、人员培训和备件。

5搅拌摩擦焊车体

5车体由铝合金挤压型材采取搅拌摩擦焊接和哈克螺栓连接而成。庞巴迪柔性转向架由2个可装配半幅构架组装而成, 配有人字形橡胶一系悬挂和空气弹簧与辅助橡胶弹簧的二系悬挂。许多车上配备了除冰设备, 并计划在转向架上安装轮缘润滑系统。

S Stock采用再生制动、电阻制动、空气制动的混檨檨檨檨檨檨檨檨檨檨檨檨檨檨檨檨檨檨檨檨檨檨檨檨檨檨合制动方式, 由Knorr-Bremse公司提供其EP2002产品。列车上装有空气释放停车制动装置。

地铁列车振动引起的箭楼动力响应 篇5

本文选取国家重点文物保护单位正阳门箭楼为研究对象, 着重研究地铁列车振动影响下箭楼的动力响应, 分析地铁列车振动的危害及古建筑的隔振防护措施。

1 箭楼动力响应计算

箭楼与地铁2号线的空间位置关系如图1所示。箭楼位于前门大街的南侧, 地铁2号线正好位于前门大街正下方, 以箭楼南北对称轴为X轴, 隧道中心线为Y轴, 如图2所示建立空间坐标系。箭楼为4层古建筑, 动力计算模型简化为多支点体系, 当地铁列车振动在地层中传播至箭楼底部时引起箭楼水平方向及垂直方向上的振动。

1.1 右洞列车振动的影响

在列车振动的作用下, 箭楼在水平方向和垂直方向都将产生振动。在垂直方向上, 由于箭楼自身的重力作用, 垂直方向的振动对建筑的破坏作用小;而水平方向的振动对箭楼建筑结构的剪切破坏作用大, 因此, 本文主要计算分析箭楼在水平方向 (即X轴方向) 的振动特性, 主要考察箭楼的振动速度特性。

在右洞地铁列车振动影响下, 箭楼水平方向振动特性见图3。

1.2 左洞列车振动的影响

在左洞地铁列车振动影响下, 箭楼水平方向振动特性如图4所示。

2 箭楼动力特性分析

由以上计算所得数据总结, 可得到箭楼的振动特性数值如表1, 表2所示。

从表1, 表2可以看出, 在地铁列车振动的影响下, 箭楼各层的振动位移、振动速度整体上随着楼层增高而变大, 其中1层~3层变化不明显, 而顶层增大明显, 分析该现象的原因为:当地铁列车振动沿建筑结构传播至建筑顶部时, 振动无法再继续向上传播、耗散, 而是在建筑顶部结构内发生反射向反方向传播, 与原传播方向的振动发生叠加造成了建筑顶部振动的放大。左洞列车行驶时对箭楼的振动影响又较右洞情况明显, 这是由于箭楼离左洞隧道更近造成的。

对右洞、左洞列车振动影响下箭楼顶层水平方向的振动速度时程特性进行频谱分析得到振动频谱图, 如图5, 图6所示。

从图5, 图6可以看出, 箭楼顶层振动速度的较大值主要集中在1.8 Hz~2.1 Hz, 15 Hz~17 Hz, 32 Hz~34 Hz这三个频段, 从大量的现场振动实测统计, 木结构古建筑的自振频率在2 Hz~3 Hz, 因此, 当在1.8 Hz~2.1 Hz频段地铁列车振动影响下引起了古建筑的共振而产生古建筑最大振动。

3 结语

1) 北京地铁2号线列车振动影响下, 箭楼的水平方向最大振动速度为0.049 mm/s, 在现行古建筑振动规范[6]的允许范围内, 但是在长期地铁振动影响下, 箭楼的建筑材料必将受到损坏。

2) 计算得到箭楼较大振动速度幅值主要集中在1.8 Hz~2.1 Hz, 15 Hz~17 Hz, 32 Hz~34 Hz这三个频段, 尤其是接近箭楼自振频率的1.8 Hz~2.1 Hz这一频段振动最明显。

摘要：通过分析北京正阳门箭楼与地铁2号线的位置关系, 建立了箭楼的动力分析模型, 从振动位移、速度、频率等方面, 探讨了箭楼在地铁振动影响下的动力响应特征, 指出了地铁振动的危害, 为制定古建筑的隔振防护措施提供了依据。

关键词：箭楼,振动速度,振动位移,频率

参考文献

[1]刘维宁, 马蒙.地铁列车振动环境影响的预测、评估与控制[M].北京:科学出版社, 2014.

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[5]马蒙.基于敏感度的地铁列车振动环境影响预测及动态评价体系研究[D].北京:北京交通大学, 2012.

郑州地铁1号线列车控制电路 篇6

现阶段地铁车辆大都引入了网络控制, 但是硬线电路因其极高的可靠性和可维护性, 因此在车辆电气设计中仍然大量采用硬线电路来实现其功能。本文详细阐述了郑州1号线项目中车辆硬线控制概念和电路的设计。

郑州1号线车辆为B型车, 每列车辆由6节车组成 (2节带司机室的拖车和4节动车) 。列车按照如下形式排列:

列车编组型式为:-Tc*Mp*M=M*Mp*Tc-Tc*Mp*M=构成可动单元车组。

其中:Tc为拖车 (带司机室) ;Mp为动车 (带受电弓) ;M为动车;-表示全自动车钩;=表示半自动车钩;*表示半永久车钩。

列车既可在ATC信号系统控制下进行自动驾驶, 也可在ATC系统支持下进入ATP保护的人工驾驶模式和完全人工驾驶。

列车最高持续运行速度: 80km/h;

列车设计结构速度: ≥90km/h;

列车列车联挂速度: 5 km/h;

列车洗车速度: 3 km/h;

列车退行速度: 10 km/h。

1 列车控制电路

1.1 列车操作步骤介绍

列车操作步骤类似, 大致如下:

列车激活→司机室占有→升起受电弓→合高速断路器→列车运行模式选择→列车牵引/制动→退出列车运行模式→分高速断路器→降受电弓→退出司机室占有→列车关闭。

1.2 列车激活电路设计

列车激活电路的主要作用是检查列车的完整性, 并在列车完好的情况下激活列车。列车激活后, 蓄电池正常输出电路将会接通并给整列车供电, 列车级的设备和逻辑电路将开始工作, 例如车辆中央控制单元、逆变器控制单元等。同样, 列车关闭后, 这些设备和逻辑电路将会退出工作, 蓄电池正常输出也将断开, 列车仅有永久负载有电。列车电路中, 设计两类激活继电器以完成上述的激活功能, 具体如下:

一类为列车激活继电器。在列车激活后, 在列车的两个单元的一类列车激活继电器均得电。作用是使整列车蓄电池正常输出电路工作并使列车激活电路保持 (图1中的=72-K102) 的相应触点。

二类为操作端激活继电器。在列车激活后, 仅在操作端单元的激活继电器得电。部分设备和逻辑电路, 需要在列车激活后仅在任意一端投入工作, 如列车超速电路, 列车紧急制动电路等, 此类设备和电路将使用操作端激活继电器 (见图1中的=72-K101、=72-K109和=72-K209) 的相应触点。

列车激活电路中, 设计一个自复位旋钮 (见图1中的=72-S101) 完成列车激活和关闭的操作。列车激活旋钮=72-S101采用三位置的自复位旋钮开关, 即“合”、“0”、“分”三位。“0”位为常态, 旋转此旋钮至“合”位置, 列车将被激活, 旋转至“分”位置, 列车将被关闭。激活电路中使用了此旋钮的两对触点。其中13-14触点在“0”位和“分”位时为开, “合”位时为闭;23-24触点在“0”位和“合”位时为闭, “分”位时为开。

列车激活过程:司机上车后, 旋转=72-S101 (操作端) 至“合”位置, 列车永久110V电源电流通过旋钮=72-S101 (一单元) 的13-14触点、=72-K102 (操作端) 的常闭触点71-72, 从而使列车的激活继电器=72-K101 (操作端) 得电。此后, 永久电路的电流通过=72-K101 (操作端) 的23-24触点、=72-S101 (一单元) 的23-24触点、单元间的半自动联挂电路 (见图2) 到达非操作端单元, 然后继续通过=72-S101 (非操作端) 的23-24触点、=72-K101 (非操作端) 常闭触点61-62使列车的激活继电器=72-K102 (非操作端) 得电, 同时通过列车线使操作端激活继电器=72-K102也得电。此时, 操作端的激活继电器=72-K101已得电, 而非操作端的激活继电器=72-K101不动作;两个单元的激活继电器=72-K102均得电。在操作端永久110V电源电流通过继电器=72-K102的23-24触点、=72-101的13-14触点使=72-K101在激活旋钮=72-S101处于“0”位时持续闭合。

列车关闭过程:旋转任意单元的=72-S101至0FF位, 将会导致列车两个单元的激活继电器=72-K102均失电, 然后已得电的激活继电器=72-K101、=72-K109及=72-K209也将失电。激活继电器=72-K102失电将断开整车的DC110电源 (永久电源除外) , 列车关闭。

1.3 司机占有电路设计

司机室占有电路的目的是在列车被激活后, 确定受控司机室, 并在受控司机室确定后, 占有司机室对列车运行进行操作, 将相应的设备和逻辑电路投入使用。在一列车中只能有一个司机室被占有。司机室占有电路见图3。

在列车激活后, 操作司机室钥匙至开位, 司控器钥匙开关=22-A01-S01的触点3-4闭合, 经过列车占有继电器=22-K102的31-32触点, 使列车占有继电器 (=22-K101、=22-K151等) 得电, 司机室占有生效, 司机室占有继电器能过=22-K101的33-34触点自锁。同时通过司机室占有继电器=22-K101的13-14触点和列车线使列车两个单元的列车占有继电器=22-K102得电。司机室占有和列车占有后, 可进行所有模式下的司机室内 (司机室占有端) 的列车预备操作, 列车占有=22-K102闭合后, 其常闭点31-32断开, 在电路上使非占有端的司机室占有继电器电路断开, 即在非占有端操作司机室钥匙, 非占有端的司机室占有继电器也不会得电, 同时, 通过SKS的DE模块=41-A101.01的A7点的状态判断出列车两端有司机室钥匙操作, 对司机进行错误提示, 并对操作进行记录。

1.4 受电弓控制设计

当司机室占有后, 司机可操作司机台上 (司机室占有端) 的升弓按钮, 控制列车受电弓的抬升并保持。

只有在列车两个单元的高压箱内的转换开关均在受电弓时, 升弓操作才有效。操作本弓隔离=21-S205至合位时, 操作单元的受电弓被隔离, 不能升弓。

当受电弓升起后, 可操作司机台上 (司机室占有端) 的降后弓按钮实现受电弓的降弓控制。

在紧急情况下, 司机操作紧急停车按钮时, 触发列车紧急停车, 受电弓将会降弓。

受电弓状态通过司机台上升弓按钮=21-S02和降弓按钮=21-S01上的指示灯显示。当两个单元的受电弓均升起时, 升弓按钮=21-S02的绿色灯亮;当两弓均降下时, 降弓按钮=21-S01的红色灯亮。当只有一个弓升起时, 按钮指示灯不亮, 但司机台上的HMI显示屏上会显示。

受电弓控制电路见图4, 受电弓显示电路见图5。

1.5 高速断路器控制设计

高速断路器用于切断牵引系统与接触网的连接。通过操作司机室占有端司机台上的HSCB分=21-S03或HSCB合=21-S04按钮, 硬线电路产生高速断路器控制需求后, 发送给列车中央控制系统的IO接口, 列车中央控制系统接收此需求并结合其他的条件, 通过软件逻辑产生相应的控制命令以控制高速断路器的分断。

当整列车的高速断路器闭合时, HSCB合=21-S04按钮的绿色指示灯亮;当整列车的高速断路器断开时, HSCB合=21-S03按钮的红色指示灯亮。

高速断路器闭合电路附加条件为:司机室占有、无紧急停车、高速断路器闭合按钮闭合、高速断路器分按钮处于分开状态、受电弓已升起。

在降弓或紧急停车时, 高速断路器将被断开。

1.6 列车牵引模式的设计

根据列车运营方式, 郑州1号线车辆设置以下运行模式:

ATO模式:即自动驾驶模式;

ATP模式:即ATP保护下的人工驾驶模式;

RM模式:即限制人工模式;

IATP模式:即点式ATP模式;

ATB模式:即自动折返模式;

NRM模式:即完全人工驾驶模式;

紧急牵引模式;

救援模式;

慢行模式。

设计驾驶模式电路时, 采用的是主司控器方向手柄位置与按钮信号结合的方式来设计电路。

当ATP切除开关在非切除位时, 通过模式选择开关, 列车可以运行在ATO、ATP、RM、IATP、ATB模式。

ATB模式设计:模式选择操作至“ATB”位, 司机操作司控器方向及控制手柄至零位, 关闭司机室钥匙。司机室占有、方向、牵引制动指令、参考值等完全由ATC控制。

ATO模式设计:模式选择操作至“ATO”位, 司机操作司控器方向及控制手柄至零位。方向、牵引制动指令、参考值等由ATC控制。

ATP、IATP和RM模式设计:此三种模式均为ATC设备起部分作用时的列车驾驶模式。模式选择操作至相应位, 车辆由司机操作司控器控制。

当ATP切除开关在切除位时, 列车可运行在NRM、紧急牵引模式、救援模式、慢行模式。

NRM模式:列车完全由司机操作司控器进行驾驶。

紧急牵引模式设计:司机操作司控器方向手柄至F位 (向前方向) 或R位 (向后方向) , 同时, 司机将紧急牵引旋钮旋至“紧急牵引”位时, 相应触点将输出信号给列车中央控制单元, 列车进入此模式。列车将以70%的加速度和最大常用减速度限速运行。

救援模式设计:司机操作司控器方向手柄至F位 (向前方向) 或R位 (向后方向) , 同时, 司机将紧急牵引旋钮旋至“拖动模式”位时, 相应触点将输出信号给列车中央控制单元, 列车进入此模式。此模式用于求援停在线路上的故障车。

慢行模式设计:司机操作司控器方向手柄至F位 (向前方向) 或R位 (向后方向) , 同时, 司机将慢行旋钮旋至“合”位时, 相应触点将输出信号给列车中央控制单元, 列车进入此模式。此模式用于列车联挂和洗车。

1.7 列车牵引制动控制

列车牵引和制动的控制是采用控制命令与模拟参考值结合的方式进行的。控制指令决定是否牵引或制动, 参考值决定牵引力或制动力的大小。这两个信号均由司机控制司控器或者ATC设备统一产生。

考虑到指令的安全传递, 所有牵引指令采用高电平有效形式传递 (即高电平表示牵引) ;所有制动指令采用低电平有效方式 (即低电平表示制动) 。

在由司机控制司控器产生指令的工况下, 设置紧惕按钮检测功能。列车牵引制动指令产生电路见图6。

司控器紧惕电路:在车辆处于非ATO和非ATB操作模式下运行时, 如果司机松开司控器紧惕按钮=22-A01-S00超过3 s, 列车将产生紧急制动。此逻辑的设计为在列车紧急制动电路中, 串入紧惕按钮时间继电器=22-K110的触点, 一旦运行过程中此继电器失电, 将使列车紧急制动回路断开, 产生紧急制动。

牵引指令产生电路:如图6所示, 牵引指令由司控器或者ATC设备产生。在停放制动缓解、无库用电源、无停放制动、整列车客室左门已锁闭、整列车客室右门已锁闭、ATC设备允许牵引、无紧急制动的情况下, 操作司控器至牵引位, 牵引指令有效。

制动指令产生电路:如图6所示, 制动指令由司控器或者ATC设备产生。操作司控器至制动位, 制动列车线变为低电平, 列车制动。紧急制动时, 产生制动指令。

其中为了使列车在运行过程中不会因门故障或人为恶意破坏而停在隧道中, 采用零速继电器旁路了车速>0时客室门对牵引制动指令的影响。

在ATO、ATB模式下, 牵引、制动指令及参考值由ATC通过网络发给列车控制系统, 控制列车运行。

2 结语

电路的设计不仅要满足功能上的要求, 还要尽可能地做到思路清晰、设计精简、可靠性高。此文中控制电路的设计, 其功能完全满足郑州1号线车辆合同的要求, 且结构分明, 可靠性高。

参考文献

[1]邵丙衡.电力电子技术[M].北京:中国铁道出版社, 1997.

[2]丁荣军, 陈文光.地铁车辆用交流传动系统的设计[J].机车电传动, 2001 (5) .

[3]北京地铁营运有限公司.地铁车辆通用技术条件GB/T7928-2003[S].北京:中国标准出版社, 2004.

地铁列车受电弓结构参数优化设计 篇7

随着生活水平的不断提高, 人们对城市地铁的要求也越来越高, 高速、快捷、舒适的乘车环境是地铁发展的必然趋势[1]。受电弓作为地铁车辆的一个重要部件, 其性能的好坏对地铁车辆的安全稳定良好运行具有至关重要的影响, 而受电弓的受流稳定性就是衡量受电弓性能的一个重要因素[2,3]。

为了保证受电弓具有良好的受流性能, 本文以某地铁车辆的单臂受电弓为例, 对其进行了结构优化设计, 并对优化设计的结果进行了验证。根据地铁与轻轨车辆受电弓标准[4], 当升弓范围E≥2 m时, 弓头轨迹相对垂直线的最大偏差要小于30mm;受电弓升弓所需的升弓转矩是受电弓设计中最重要的参数之一, 要在保证静态接触压力为 (120±10) N的基础上, 尽可能减小升弓转矩。此外, 为了保证在受电弓升弓过程中弓头与接触网的稳定受流, 减小弓网间的冲击和接触力的变化, 弓头应始终处于水平位置。

本文运用多目标优化技术, 在建立受电弓结构几何参数数学模型[5]的基础上, 以受电弓正常工作所需满足的条件为约束, 对其结构参数进行了优化, 得到了使受电弓性能达到最优化的设计参数。结果表明, 优化后的模型符合地铁与轻轨车辆受电弓的国家标准。

1 受电弓机构几何关系模型的建立

图1为受电弓结构的几何关系数学模型图, AD为下臂杆, 也为受电弓四杆机构运动的主动件, 其与水平面的夹角α为受电弓的升弓角, β为平衡杆EF与竖直方向的夹角, 是衡量弓头摆动的参数。图中L1~L7、a、b、e、g等11个参数为受电弓结构参数优化的设计变量, 对受电弓进行参数优化, 即寻求一组最佳设计变量值, 使得受电弓的性能达到最优。

如图1所示, 以B点为坐标原点, 建立受电弓几何关系数学表达式, 可以得到以下结果:

(1) 弓头运动轨迹方程。设xe、ye弓头E点横坐标与纵坐标, 则有:

(2) 弓头平衡杆偏转角β:

2 受电弓几何参数优化设计

由于弓头轨迹坐标以及弓头平衡杆偏转角均为多变量的函数, 故本文基于Matlab采用多目标优化设计方法对受电弓进行参数优化设计。

受电弓在正常工作过程中要满足一定的要求:

(1) 受电弓的工作高度 (弓头最高点与绝缘子底面之间的垂直距离) 范围为400~2 400mm。

(2) 落弓高度为300mm。

(3) 根据国标, 升弓范围大于等于2m时, 弓头轨迹偏差最大不得超过30mm。为保证弓头在降弓和升弓过程中尽量作竖直上下运动, 在工作高度内弓头的运动轨迹在工轴方向上的偏差应尽量小, 最大偏差不能超过30mm。

(4) 在工作过程中平衡杆应始终近乎平动, 以保证弓头始终处于水平位置。

(5) 升弓转矩应保证弓网之间静态接触压力为 (120±10) N。

2.1 弓头运动轨迹和升弓转矩的优化

弓头轨迹与升弓转矩均为变量L1、L2、L3、L4、a、b、e的函数, 因此, 对弓头轨迹与升弓转矩的优化, 即寻求一个合理的L1、L2、L3、L4、a、b、e值, 使得弓头轨迹与升弓转矩满足一定的条件。这是一个多目标优化设计的过程。

多目标优化问题的解法有很多, 在本项目中, 由于受电弓的升弓转矩并没有一个苛刻的要求, 只是要在保证静态接触压力为 (120±10) N的基础上尽可能减小升弓转矩。因此, 本文将多目标优化转化为单目标优化进行求解, 即将弓头的运动轨迹作为目标优化函数, 将升弓转矩转化为弓头轨迹优化的一个约束条件。

受电弓正常工作需要满足的条件即受电弓弓头轨迹设计优化的约束条件:

(1) 受电弓的工作高度 (弓头最高点与绝缘子底面之间的垂直距离) 范围为400~2 400mm, 即max (ye) ≤2 400;

(2) 落弓高度为300mm, 即min (ye) ≥300;

(3) 如图1所示, 受电弓机构可以看成是ABCD和DEFG两个四杆机构组成, 因此各变量范围还需满足平面机构自由运动要求, 由此可得出各设计变量的取值范围如下:1 400mm≤L1≤1 750 mm;1 800 mm≤L2≤1 900 mm;200 mm≤L3≤400mm;900 mm≤L4≤1 246 mm;765 mm≤a≤780 mm;130mm≤b≤170mm;0.1°≤e≤1.05°。

为保证弓头在降弓和升弓过程中尽量作竖直上下运动, 在工作高度内弓头的运动轨迹在工轴方向上的偏差应尽量小, 最大偏差不能超过30mm, 因此, 受电弓弓头轨迹优化的目标函数为:

2.2 平衡杆偏转角的优化

平衡杆偏转角β为变量L1、L2、L3、L4、L5、L6、L7、a、b、e、g的函数, 经过弓头轨迹优化, 可最终确定变量L1、L2、L3、L4、a、b、e的值, 在此基础上, 寻求变量L5、L6、L7、g的最优解, 使得平衡杆偏转角β最小。

考虑运动要求和结构工艺要求, 其约束条件为:1 800 mm≤L5≤1 900 mm;70 mm≤L6≤100 mm;1 500 mm≤L7≤1 550mm;0.01°≤g≤0.04°。

平衡杆转角目标函数为:

3 优化结果分析

本文基于Matlab编程对受电弓几何参数进行多目标优化, 结果如表1所示。

3.1 弓头运动轨迹优化结果分析

受电弓优化前后弓头轨迹如图2和图3所示, 优化前弓头在x方向上的最大偏移已经达到146.258mm, 不满足受电弓正常工作条件, 优化后弓头在x方向上的最大偏移为26.251 2mm<30mm, 偏移量减少, 完全达到技术规范和标准要求, 使得受电弓在升弓过程中更稳定。

3.2 升弓转矩优化结果分析

受电弓正常升弓时, 接触网对弓头保持120N压力, 而静态接触压力是由升弓转矩提供的, 因此对受电弓的升弓转矩就有一定的要求。通过虚位移原理计算出升弓转矩MB表达式, 将优化后的尺寸参数代入式中, 得到升弓转矩优化结果, 如图4所示。

从受电弓升弓转矩与弓头高度的关系图可以看出, 在受电弓正常工作范围内, 升弓时转矩从1 170 N·m迅速减小到821.1N·m, 变化速率越来越缓慢。

3.3 平衡杆偏转角优化结果分析

受电弓优化前后平衡杆偏转角对比图如图5所示, 优化前弓头平衡杆偏转角β在-6.14°~5.65°之间波动, 其偏离竖直方向最大偏转角为6.14°;通过Matlab编程, 得到了一组最优的L5、L6、L7、g值, 使得受电弓在升弓过程中, 弓头平衡杆偏转角β在-0.93°~0.77°之间波动, 其偏离竖直方向最大偏转角为0.93°。因此, 经过优化弓头平衡杆更加接近于平动, 达到了既定的目标, 获得了使受电弓的运动性能达到最优的几何参数。

4 结语

本文通过对地铁某单臂受电弓结构几何参数进行优化, 得到了使受电弓获得更佳性能的一组优化参数。通过优化, 弓头横向位移从146.258mm减小为26.2512mm, 大大减少了偏移量, 完全达到技术规范和标准要求, 使得受电弓在升弓过程中更稳定。弓头平衡杆最大偏转角由6.14°减小为0.93°, 使弓头平衡杆更加接近于平动。因此, 经过优化后的结构参数更加合理, 受电弓性能更加优越。

参考文献

[1]周晓津.中国城市地铁建设准入标准研究[J].中国软科学, 2013 (9) :169-178.

[2]Zhou Ning, Zhang Weihua.Investigation on dynamic performance and parameter optimization design of pantograph and catenary system[J].Finite Elements in Analysis and Design, 2011, 47 (2) :288-295.

[3]Jin-Hee Lee, Young-Guk Kim, Jin-Sung Paik, et al.Performance evaluation and design optimization using differential evolutionary algorithm of the pantograph for the high-speed train[J].Journal of Mechanical Science and Technology, 2012, 26 (10) :3252-3260.

[4]GB/T21561.2—2008轨道交通机车车辆受电弓特性和试验第2部分:地铁与轻轨车辆受电弓[S].