地鐵快慢線運營工況下站臺門系統(tǒng)的優(yōu)化設(shè)計

引言

隨著國家對軌道交通發(fā)展的重視以及國民生活水平的提高,乘客及建設(shè)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(shè)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停靠車站時快車從越行軌行駛,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(xù)開展了越行配線方案的研究并應(yīng)用于車站建設(shè)中,以期提高地鐵的輸送效率。

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

目前,學(xué)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(fēng)效應(yīng)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(xiàn)場動態(tài)風(fēng)壓實驗,測試在高密度行車情況下站臺門所承受的風(fēng)壓;研究發(fā)現(xiàn)進站端部第一道門所承受的風(fēng)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(fēng)壓是側(cè)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(gòu)建了兩車、兩車站、三區(qū)間隧道的地鐵隧道模型,運用Fluent19.1軟件,利用滑移網(wǎng)格技術(shù)仿真模擬列車在隧道運行時引起的活塞風(fēng)速度與壓力,并提取在不同列車運行速度下車站站臺門區(qū)域所受活塞風(fēng)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(fēng)壓進行測量或模擬,無法驗證越行工況下的動態(tài)風(fēng)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(shè)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(fēng)壓,驗證其對站臺門滑動門開關(guān)的影響,并提出對站臺門系統(tǒng)選型的優(yōu)化方案。

1地鐵越行工況下站臺門承受活塞風(fēng)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(cè)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(cè)越行軌以160 km/h的速度越行;陳頭崗站為雙島正線外側(cè)越行,快車在島式站臺外側(cè)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(shè)置。為研究越行工況活塞風(fēng)壓對站臺門的影響,需計算越行工況下的活塞風(fēng)壓值。

1.1建立車站模型

沙溪站配線方式為單島外側(cè)越行[3],越行軌與公共區(qū)之間通過分隔墻隔離,站臺層左線與右線軌行區(qū)基本分隔無空氣交流,因此建模只按照一側(cè)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(cè)越行[3],站臺層左線與右線軌行區(qū)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(shè)置流體力學(xué)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(biāo)準(zhǔn)大氣壓作為環(huán)境基本條件。此外,所有隧道出入口及活塞風(fēng)井出口均視為與標(biāo)準(zhǔn)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(shè)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(shè)置,列車速度按照開通后列車運行速度設(shè)置:沙溪站越行軌列車速度按44.44 m/s(160 km/h)設(shè)置,停站軌列車按照靜止?fàn)顟B(tài)(0 km/h)設(shè)置;陳頭崗站越行軌列車速度按22.22 m/s(80 km/h)設(shè)置,停站軌列車按照靜止?fàn)顟B(tài)(0 km/h)設(shè)置。隧道內(nèi)通風(fēng)條件按無風(fēng)機情況設(shè)置。

1.3活塞風(fēng)壓模擬結(jié)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(shù)數(shù)據(jù)。本文重點收集8D列車每節(jié)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(fēng)壓;沙溪站僅收集停站軌旁站臺門位置的風(fēng)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(fēng)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(fēng)壓最大正風(fēng)壓為+1 003.45 pa,最大負風(fēng)壓值為—632.32 pa。此外,不同門體位置風(fēng)壓的大小隨時間變化規(guī)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(cè)最大正風(fēng)壓值為+995.90 pa,最大負風(fēng)壓值為—213.09 pa;停站側(cè)最大正風(fēng)壓為+35.37 pa,最大負風(fēng)壓為—6.43 pa。從上述兩組活塞風(fēng)壓對比可知,對于雙島外側(cè)越行車站,停站側(cè)站臺門所受到的動態(tài)風(fēng)壓要遠小于越行軌側(cè)的動態(tài)風(fēng)壓;此外,同一側(cè)站臺門不同站臺門位置的活塞風(fēng)壓大小變化規(guī)律一致,這與沙溪站的模擬結(jié)果一致。

1.3.3小結(jié)

綜上,兩座車站流體模擬得出的單側(cè)站臺門最高正負活塞風(fēng)壓如表1所示。

2站臺門活塞風(fēng)壓下的電機分析

根據(jù)劉鑫美[4]、梁海健等人[5]對站臺門系統(tǒng)動態(tài)風(fēng)壓理論的研究,滑動門在關(guān)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(dǎo)軌間的滾動摩擦力F1;(2)因活塞風(fēng)壓作用在站臺門,懸掛裝置滾輪與導(dǎo)軌之間的側(cè)向滑動摩擦力F2;(3)因活塞風(fēng)壓作用在站臺門,導(dǎo)靴與導(dǎo)軌產(chǎn)生滑動摩擦力F3;(4)毛刷等部件產(chǎn)生的固有摩擦力F4;(5)關(guān)門過程中,使滑動門加速至最大關(guān)門速度的牽引力F5。其中,F1和F4為滑動門開關(guān)過程中的固有摩擦力,僅與滑動門門體重量、接觸面材質(zhì)有關(guān),與滑動門承受活塞風(fēng)壓無關(guān);F2和F3均為因活塞風(fēng)壓導(dǎo)致的關(guān)門摩擦力,其大小與活塞風(fēng)壓正相關(guān);F5由關(guān)門速度、門體質(zhì)量決定,也不受活塞風(fēng)壓的影響。

關(guān)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(guān)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(tài),可視為滑動門內(nèi)外風(fēng)壓值一致,F2和F3可基本忽略不計,滑動門關(guān)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(guān)閉,其他滑動門均已關(guān)閉的情況,軌行區(qū)與公共區(qū)存在壓力差,滑動門關(guān)門克服固有摩擦力為F1、F2、F3和F4。

結(jié)合前文通過ANSYS CFX模擬軟件得出的單側(cè)站臺門承受活塞風(fēng)壓最大值,計算出越行工況下站臺門關(guān)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(guān)門速度u=0.4 m/s時,站臺門電機的輸出功率應(yīng)不小于855.62 W。目前,國內(nèi)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(yōu)化措施,站臺門會因活塞風(fēng)壓關(guān)門受阻,無法完成關(guān)門流程。

3站臺門活塞風(fēng)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(fēng)壓的影響關(guān)門受阻;考慮到站臺門電機的輸出參數(shù)與越行工況的特性,可通過以下兩種方案優(yōu)化控制系統(tǒng)。

3.1 DCU智能控制電機輸出功率

如上文所述,當(dāng)滑動門受到活塞風(fēng)壓導(dǎo)致關(guān)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(fēng)壓導(dǎo)致關(guān)門受阻,則需要站臺門DCU通過智能控制模式監(jiān)測電機的運行參數(shù)來進行判斷。滑動門關(guān)門受阻可能有兩種原因:(1)因為活塞風(fēng)壓導(dǎo)致滑動門摩擦力增大,電機轉(zhuǎn)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(zhuǎn)速會在非常短的時間內(nèi)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。基于上述原理,可通過在站臺門電機設(shè)置轉(zhuǎn)速傳感器,并將實時轉(zhuǎn)速反饋給DCU進行判斷,識別阻力類型并采取相應(yīng)控制措施。具體控制流程圖如圖6所示。

通過監(jiān)測電機的轉(zhuǎn)速,DCU可識別站臺門受風(fēng)壓阻擋關(guān)門的情況,并及時介入改變輸出條件:在關(guān)門過程中,通過閉環(huán)控制的方式,持續(xù)監(jiān)控關(guān)門速度并及時調(diào)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(dāng)關(guān)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(guān)門時間,但可在不改變電機功率的情況下,克服動態(tài)風(fēng)壓的影響完成站臺門關(guān)門?？紤]到電機的最大輸出功率,DCU智能控制的參數(shù)建議全線按照活塞風(fēng)壓在一定范圍(±400 pa)內(nèi)進行調(diào)整設(shè)定。

3.2調(diào)整滑動門關(guān)門時間

站臺門門體在越行工況下承受的活塞風(fēng)壓隨越行列車相對位置變化而變化。從圖7可看出,活塞風(fēng)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(fēng)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(guān)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(guān)門同時出現(xiàn)的概率較小。

考慮到上述情況,通過調(diào)整站臺門關(guān)門時間方案,可避免越行工況造成的活塞風(fēng)壓對站臺門關(guān)門造成影響。如上文所述,站臺門明顯承受活塞風(fēng)壓的時間在8 s左右,而一般市域線路高峰期行車對數(shù)在每小時14~20對,對應(yīng)行車間隔在120~257 s,適當(dāng)對站臺門關(guān)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(jié)合:當(dāng)活塞風(fēng)壓在—400~+400 pa的風(fēng)壓范圍內(nèi),站臺門仍按正常關(guān)門時間執(zhí)行關(guān)門流程,減少關(guān)門時間的延遲,降低運營壓力。

4結(jié)論

本文針對站臺門受到活塞風(fēng)壓影響導(dǎo)致關(guān)門受阻的情況進行深入研究,結(jié)論如下:

(1)結(jié)合ANSYS CFX軟件包對車站越行工況進行模擬,得出最大活塞風(fēng)壓出現(xiàn)在沙溪站,最大正風(fēng)壓為+1 003.45 pa,最大負風(fēng)壓為—632.32 pa。

(2)站臺門電機輸出功率應(yīng)不小于855.62 W,才可克服越行工況最大活塞風(fēng)壓完成關(guān)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(guān)門同時出現(xiàn)的概率較小,通過結(jié)合DCU智能控制調(diào)整輸出電流方案與調(diào)整滑動門關(guān)門時間的方案,可避開越行工況下最大風(fēng)壓,降低對站臺門受到活塞風(fēng)壓的阻礙作用。

本研究提出的方案,能夠減少因活塞風(fēng)壓導(dǎo)致關(guān)門受阻的情況,減輕現(xiàn)場站務(wù)人員處理壓力,優(yōu)化車站人員結(jié)構(gòu);減少因關(guān)門受阻造成的頻繁列車延誤,保證列車準(zhǔn)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(wù)的質(zhì)量,對維護地鐵的正面形象起到積極作用。