全尺寸试验（精选八篇）
全尺寸试验 篇1
日本位于世界上为数不多的地震频发区, 各个领域为免受地震巨大灾害、保护全社会人们的生命和财产安全, 持续地开展了地震研究及抗震对策的应用。在铁路部门实施了结构物的抗震补强, 并引进了早期检测地震以使列车停止运行的报警系统等。2004年发生的新潟县中越地震中, 以速度约200km/h运行中的新干线列车 (200系325号列车) 在历史上首次发生了脱轨事故。日本航空及铁道事故调查委员会针对该事故性质所做出的最终报告结论是, 此次脱轨不是由于轨道损坏的原因, 而是由于地震产生车辆横向摇动 (侧滚) 的原因[1]。根据该事故, 为了尽可能防止受到地基振动的铁道车辆引发脱轨, 从铁道基础设施 (指轨道、结构物) 和车辆2个方面进行抗震对策可行性研究是非常重要的。
作者所在的研究小组以系统研究关于地震情况下的脱轨机理及防脱轨防护装置 (或防脱轨护轨) 的功能等为目的, 利用新干线车辆的转向架进行了转向架试验[2];利用模型车辆, 开展了能再现更广范围试验条件的多次模型试验[3,4,5]。此外, 还基于数值仿真技术进行了分析[6,7,8]。关于铁路技术的开发, 以往也是通过对铁路生产现场中的现象的把握, 开展理论研究及仿真分析, 利用大型试验装置等系统地进行验证[9]。开展地震情况下为防止车辆脱轨的研究, 也采用基于试验装置进行验证的研究与分析方法。
本文除了所论述的全尺寸验证试验外, 还利用模型通过试验研究比全尺寸模型试验更大激振振幅时的脱轨机理, 以及防脱轨防护装置的功能等[3]。利用1/10模型车辆在轨道轮运行情况下, 研究在施加大的激振时的车辆动力学及脱轨的临界振幅等[4,5]。利用数值仿真计算技术, 建立与轨道正交的二维平面内运行的车辆、轨道仿真计算模型, 研究地震情况下的脱轨机理及其影响因素、防脱轨防护装置的功能[6,7,8]。还利用新干线车辆模型进行了分析, 指出地基振动中横向成分的影响大于垂向成分的影响等[10]。提出的建议有:根据地基振动的位移波形简便地判定车辆脱轨可能性的方法等[11]。
另一方面, 进行了新干线实际转向架的试验, 作者所在的研究小组在试验之前对转向架施加大的激振, 使车轮像跳轨那样弹起, 研究车辆的动态响应[12]。试验中, 在振动台上设置的钢制路基直接与钢轨相连, 对车辆激振而言, 正研究车轮从钢轨上抬升3mm时的临界激振振幅及相应的车辆动态响应等。
本文参照近年来以其他途径实施的实际转向架振动台试验[12]的试验方法等, 进行了以下试验:
(1) 在东海道新干线的标准结构有碴轨道上, 验证受到地震那样巨大的激振时的车辆动态响应的试验;
(2) 施加大的激振使车辆脱轨, 验证脱轨机理的试验;
(3) 以验证防脱轨防护装置的功能为目的试验。
本文就上述 (1) 项、 (2) 项试验引起脱轨的激振条件 (激振频率和激振振幅) 以及脱轨机理, 着眼于车辆的运动特性进行分析与研究。
2 试验概况
在大型振动台上模拟有碴轨道, 其上布置新干线用无摇枕转向架, 以及相当于新干线车辆的半车车体构件。对构件主要施加水平方向的激振。
2.1 试验装置
振动试验台是由大林组技术研究所有限公司提供的三维振动台 (最大承载质量50t, 振动台尺寸5m×5m, 最大位移600mm, 最大加速度29.4m/s2) 。如图1所示, 振动台设置3m×4m的钢制槽, 构成试验用有碴轨道, 轨道上放置1台新干线用无摇枕转向架, 以及相当于半个新干线车辆的构件 (模拟半个车体) 。构件上的工装可以约束激振时的纵向、侧滚及点头运动。为了防止万一车辆出现大的跳跃而脱离振动台, 在振动台上安装了防护框架。
2.2 车辆条件
将模拟半个车体的构件直接坐落在新干线用无摇枕转向架上, 该转向架放置在钢轨上。车辆的运动自由度主要考虑浮沉、横移和侧滚运动 (图2) , 工装并不约束上述方向的运动。表1给出了主要的车辆技术参数。表1参数所对应的半车模型其横向振动的固有振动频率为0.6Hz, 阻尼比为0.4, 侧滚运动的固有振动频率为0.9Hz, 阻尼比为0.3左右。通常安装的抗蛇行减振器被拆除。另外, 空气弹簧高度自动调整装置也被拆除, 试验中由于没有向空气弹簧供气, 所以需要调整车高时, 在试验的空隙时间实施调整。为降低激振时产生严重的轮/轨磨耗, 在轮/轨间涂抹润滑脂, 在降低轮/轨摩擦系数的同时, 车轮的抬升并未受太大影响[6]。此外, 车轮的横向滑动接近于实际运动状态[6], 并且脱轨的极限振幅也接近于实际运动状态。
2.3 轨道条件
如图3所示, 利用东海道新干线上使用的60kg级钢轨、4T轨枕、102型钢轨扣件, 构成试验有碴轨道。轨距设定为1 435mm, 轨道内设置防脱轨防护装置。设置间隔, 假设为从距钢轨轨距线60 mm (以下称距离60mm) 到85mm (以下称距离85mm) 。振动台上设置的钢槽 (宽3m×长4m×深0.4m) 内尽量模拟有碴轨道特性, 在振动台的质量限制范围之内, 铺填尽可能多的道碴。此外, 因为轨道长度受到制约, 钢轨全长设定为6m, 为模拟实际沿长度方向连续铺设钢轨的横向刚度等, 按5 m间隔, 在振动台上仅支承连接钢轨两端部分, 从结构上约束该位置处的钢轨横向位移。测力传感器测试结果表明, 约束力比车辆激振时作用于钢轨上的横向力要小些, 并没有约束轨道的整体运动。
2.4 激振条件
输入波设定为周期波 (正弦波) 与随机波 (实际地震观测波、设计中假定地震波) 。在随机波中, 假设将地表面或结构物顶端的地震波形、响应波形作为试验用输入波。本文仅介绍有关正弦波的试验结果。试验时, 正弦波的形状设定为如图4所示的连续5个波的位移波形, 频率假设为0.5 Hz~2.0 Hz。此外, 为了缓和由于激振时的波形不连续导致的冲击性输入, 在输入连续5个正弦波的起始点、终点, 插入过渡波形。激振试验中, 在确认试验状况的同时, 按1 mm~10mm左右的幅度依次增加振幅。
2.5 测试项目
测试车辆、轨道的动态响应及作用于轮、轨上的力。此外, 作为激振输入, 也测试振动台的加速度及位移等。具体测试项目包括:车体、转向架、轮对的垂向、横向振动加速度, 垂向、横向位移, 以及侧滚角、钢轨的横向位移, 轨枕的横向位移等。测试轮重、横向力、转向架构架应力, 横向减振器、轴箱减振器的阻尼力, 此外还有空气弹簧的内部压力等。另外, 作为振动输入信息, 测试振动台的激振加速度与激振位移等。测试数据按5ms的采样周期进行记录, 并且用视频摄像机对试验的整体概况进行摄像, 车轮与钢轨的接触状况则用高速摄像机进行摄像。
2.6 试验顺序
为再现车辆的脱轨, 改变激振条件 (频率及振幅) 来进行试验。从激振来看, 是以增大振幅的方式实施激振, 直至车轮抬升, 其轮缘高度上升到相当于30mm左右。车辆的脱轨是这样定义的 (图5) :单侧车轮离开初始的对中位置22.5mm (当防脱轨防护装置设置在距轨距线60 mm时或距轨距线85 mm时, 单侧车轮横向离开47.5 mm) 以上, 沿横向移动并与防脱轨防护装置接触, 且另一侧的车轮抬升, 相当于轮缘高度上升30mm以上的状态即为脱轨。
轨道部分实施了1天 (平均实施28次左右的激振试验) 的激振试验之后, 临时拆除试验装置, 进行轨道整备养护, 根据需要更换材料, 捣固道碴, 然后安装试验装置, 转交下次试验用。由于拆除了空气弹簧高度自动调整装置, 当空气弹簧高度偏离中立位置±3mm以上时, 进行车高调整。
3 试验结果及分析
通过试验确认车辆脱轨的激振条件, 以及脱轨时的车辆运动特性, 在试验结果的基础上进行研究分析。
3.1 脱轨与激振条件
图6为假设车辆脱轨时的激振振幅。激振频率从1.1Hz~1.5Hz。从直至脱轨的最小激振振幅来看, 1.1Hz时为125mm;激振频率1.2 Hz时及1.3 Hz时为110mm;1.5Hz以上为100mm。在增加激振振幅的情况下进行了再现试验, 在1.1Hz时发现3次脱轨, 1.2Hz时发现10次脱轨, 1.3 Hz时发现12次脱轨, 激振频率1.5 Hz时发现9次脱轨, 共计34次脱轨。另一方面, 当激振频率在1.0 Hz以下时, 车轮轮缘虽然抬升30 mm左右, 但不至于脱轨。车轮抬升30mm左右时的激振振幅, 在激振频率为0.5 Hz时, 最大为326 mm, 随着激振频率的增加, 激振振幅减小, 在1.0Hz时, 激振振幅最小值为100 mm。还试验了当激振频率为1.2 Hz、1.3 Hz及1.5 Hz时, 从车轮抬升30mm直至脱轨的状况。此外, 当激振频率为1.8Hz与2.0Hz时, 没有发生脱轨, 但发现车轮内侧面与防脱轨防护装置接触的现象。表2给出了不同激振频率下脱轨及车轮抬升30mm左右的几个工况的组合。
3.2 车辆的运动特性与激振条件
激振频率在1.0Hz以下时没有发生脱轨;激振频率在1.1 Hz~1.5 Hz范围则发生脱轨。因此, 将试验划分为:
(1) 在1.0Hz以下低频激振的情形;
(2) 在1.1Hz~1.5Hz高频激振的情形。
在上述2种情形下分析车辆运动特性的差异及其对脱轨的影响。
3.2.1 低频激振下的车辆运动特性
图7以频率0.5Hz、振幅326mm条件下的低频激振为例, 给出了以下考察指标的时间历程曲线:
(a) 振动台的横向位移;
(b) 车体侧滚角;
(c) 左侧轮重、横向力;
(d) 右侧轮重、横向力;
(e) 车轮抬升量 (左、右) , 以及轮/轨横向相对位移;
(f) 轨枕相对于振动台的横向相对位移。
车体侧滚角按照与振动台位移相同的周期变化, 在2.3s时振动台达到最大振幅以后至2.4s时, 车体侧滚角的变动幅度最大值达5.0°左右。按方向来看, 如振动台向右 (位移为正) 运动, 则车辆以右侧的车轮为旋转支点, 左侧车体处在抬起的方向 (车体侧滚角为负值) , 类似于人们以左、右两脚交替地抬离地面、用力踏地的动作。轮重按照与侧滚运动相同的周期变化。例如, 在2.4s, 车体的侧滚角达到最大时, 右侧的轮重为零, 右侧车轮抬升。故车轮交替地抬升, 反复产生运动。车体大的侧滚运动会引起车辆整体晃动, 车轮悬浮。
轮重减小侧与轮重非减小侧的车轮的轮重及横向作用力增加, 其最大值分别为100kN、80kN左右。在2.2s附近脱轨系数超过0.8的时间持续达35ms左右, 但是没有观察到车轮在钢轨上滑行、抬升等与脱轨有关的现象。车轮的抬升量在2.6s时右侧车轮最大达31 mm, 这时轮对与钢轨形成图8所示的位置关系, 但轮对相对于钢轨没有同时产生横向移动, 故并没引起脱轨。轮对相对于钢轨的横向移动, 即轮/轨横向相对位移如图7所示, 在振动台的位移达到最大值的稍微往前的时段, 呈现反复进行矩形形状的变化。轮/轨横向相对位移为正值时, 右车轮轮缘与右边钢轨接触;轮/轨横向相对位移为负值时, 右车轮轮缘最先离开右侧钢轨。车轮从钢轨上悬浮, 轮对在钢轨上横向移动后, 由于上升过程中没有产生相对于钢轨的横向移动, 故车轮能回落到正常位置而不脱轨。
轨枕位移最大为1.2 mm, 相对于振动台的位移是非常小的。因此, 在这种激振情形下, 通过振动台上的有碴轨道输入到车辆上的激振位移大致与振动台的位移相等。
3.2.2 高频激振下的车辆运动特性
图9以频率1.2Hz、振幅115mm条件下的高频激振为例, 给出了与图7低频激振下同样考察指标的时间历程曲线。
车体侧滚角按照与振动台位移相同的周期变化, 在振动台达到最大振幅的那个时刻, 车体侧滚角变化幅度同时达到最大, 最大值在2.4s时达5.9°左右。应该注意的是, 车体侧滚运动的相位与频率0.5Hz低频激振时相反。例如, 振动台如向右运动 (位移为正值) , 则车辆以左侧的车轮为旋转支点, 右侧车体处在抬起的方向 (车体侧滚角为正值) 。其特征是在高频下激振时, 车体的侧滚运动相对于激振位移产生了相位滞后。
轮重以与车体侧滚运动相同的周期变化, 车体抬起侧的轮重大幅减少, 车体非抬起侧的轮重则猛增。在时刻2.75s左右, 除去右侧车轮的巨大冲击性轮重外, 右侧轮重最大值约为210kN。在车轮与钢轨沿横向碰撞、接触的时刻, 产生横向轮轨作用力, 最大值为100kN左右。
从车轮的抬升量看, 在超过2.0s时, 左侧车轮最大抬升量为39mm, 然后, 于2.4s时, 右侧车轮抬升量达到33mm左右, 车轮、钢轨的横向相对位移大幅超过轮缘游隙值 (5.5mm) , 达到21mm左右, 如图10所示, 车轮超出轨头顶面悬浮过程中横向移动直至脱轨。这是因为车体大的侧滚运动导致车轮交替地悬浮, 车轮悬浮之间, 由于轮对在钢轨上产生横向滑移, 导致脱轨, 为爬轨型脱轨 (即车轮轮缘滚上钢轨的爬轨脱轨形式) 。另外, 假设轮对进一步向右横移 (图9中正方向) , 左车轮与防脱轨护轨接触, 在2.5s时, 受到约36kN的反向横向力, 抑制着轮对产生过大的横向移动。
(输入:激振频率1.2Hz, 振幅115mm)
轨枕位移最大为1.2 mm, 相对于振动台的位移是非常小的。因此, 在这种激振情形下, 通过振动台上的有碴轨道输入到车辆上的激振位移大致与振动台的位移相等。
对比激振频率0.5Hz与1.2Hz的2种激振的结果可知, 车轮抬升过程中, 是否同时在钢轨上产生横向移动, 决定了是否脱轨。图11为激振频率为0.5 Hz与1.2Hz情况下, 以下为考察指标的试验结果:
(1) 振动台的横向位移 (即输入) ;
(2) 左侧轮重;
(3) 左侧横向力;
(4) 车体侧滚角;
(5) 左侧车轮/钢轨横向相对位移。
在以周期为横轴的图形中比较不同激振频率下的车辆运动特性。
在激振频率0.5 Hz和1.2 Hz的情况下, 轮重减小的时刻不大相同。导致轮重增减的车体侧滚运动在激振频率为1.2Hz情况下比激振频率0.5Hz情况下大致有0.4个周期的相位滞后, 轮重增减大致形成反相位。另一方面, 从各周期所见到的横向力最初的大峰值来看, 它并不依赖于激振频率, 大致按相同的时段产生上述峰值。因此, 在形成爬轨型脱轨的重要因素 (1) 车轮抬升 (或轮重为0的现象) , 以及 (2) 轮对相对于钢轨横向移动中, 可以说第 (1) 项有明确的激振频率依赖性, 而第 (2) 项则没有激振频率依赖性。如图11所示, 在激振频率为0.5Hz时, 第 (1) 项、第 (2) 项难以同时发生, 而激振频率为1.2Hz时, 第 (1) 项、第 (2) 项大致同时发生, 虽然是同一车辆, 但由于激振频率不同, 车辆脱轨与否的试验结果会截然不同。
上述情况下的车轮抬升量是相对于同等程度的激振而言的, 即使是低频激振, 进一步加大激振振幅, 在车轮出现相当大的悬浮、在回落前相对于钢轨产生横向移动的情况下, 同样有产生爬轨型脱轨的可能性。
3.3 有碴轨道特性对车辆运动的影响
本文所介绍的试验中, 对一整天的试验来说, 在没有进行轨道整备养护的情况下, 平均持续进行28次左右的激振试验。因此, 道床的状态虽然稍微有点松弛, 但在维持现状而不整备的道床状态下进行试验, 取得了若干试验数据。
可以预计, 有碴轨道在施加很大外力下的位移及变形肯定与板式轨道不同。有碴轨道的特性到底对车辆的运动特性有多大的影响, 通过比较道床在不同松弛状态下的试验结果, 是可以推测出来的。因此, 在激振条件相同的条件下, 比较道床松弛状态不同, 即激振过程中轨枕位移量不同的2种试验结果, 就可以验证有碴轨道特性对车辆运动的影响。
图12表示激振频率1.5Hz、振幅110mm情形下的2种轨道对应的试验结果, 主要对比以下考察指标:
(1) 车体侧滚角;
(2) 右侧车轮抬升量;
(3) 右侧车轮与钢轨的横向相对位移;
(4) 轨枕横向位移。
假设激振中轨枕位移小的情形为工况1, 假设轨枕位移大的情形为工况2。在工况1中, 轨枕位移的最大值为2.8mm, 激振后的残余位移为0.0 mm;工况2中轨枕位移最大值为6.0 mm, 激振后的残余位移为3.0mm, 可见工况2的轨枕位移最大值超过工况1的2倍。关于车辆动态响应, 从车体侧滚角来看, 工况1、工况2都大致相同。从车轮抬升量来看, 如1.3s及2.0s时所示, 工况2的车轮抬升量小些。车轮相对于钢轨的横向相对位移如在1.0s、2.3s、3.0s、3.6s时所示那样, 工况2稍微小些, 可推测钢轨回弹量相对也会小些。如3.2.1节及3.2.2节中所论述的那样, 多数情况下, 轨枕位移远远小于振动台位移。另外, 如本节所述, 如道床有松弛现象, 即便轨枕位移较大状态下, 车辆动态响应仍然类似, 与道床松弛状态无关。故本文试验所模拟的有碴轨道特性对车辆脱轨没有明显影响。
4 基于数值仿真计算的研究
铁路技术研发一般会将试验研究与理论研究结合在一起, 从而力求正确地认识本质现象。作者所在的研究小组利用车辆运动仿真计算程序, 对地震情况下车辆的脱轨机理开展了研究分析[6,7,8]。下面对比数值仿真计算结果和试验结果, 在验证了两者的一致性以后, 利用数值分析方法, 研究试验中还没有确认脱轨的激振频域的脱轨机理。
4.1 车辆运动仿真概况
在车辆运动仿真计算中, 在钢轨上运行或停止的车辆其输入是来自于地基的、与轨道正交的正弦波形状的横向位移。图13为计算模型, 由半辆车及轨道组成。车辆在y-z平面内运动, 由半个车体 (3个自由度:横向运动、浮沉运动、侧滚运动) ;1个转向架构架 (3个自由度:横向运动、浮沉运动、侧滚运动) ;2条轮对 (3个自由度:横向运动、浮沉运动、侧滚运动) 共计9个自由度构成 (审校者注:在本文研究的情况下, 2条轮对是整体考虑的, 故2条轮对计3个自由度, 而不是6个自由度) 。建立了如图13所示的轨道模型, 左、右两根钢轨与路基之间在垂向、横向用弹簧及减振器支承, 对每根钢轨提供横向、垂向运动, 两根钢轨共计4个自由度, 整个仿真模型有13个自由度, 由于轮轨接触的约束, 系统独立自由度减少到11个。计算时从几何学角度判别轮/轨的接触, 例如, 车轮与钢轨接触时, 根据轮/轨的接触点一致的条件, 计算出钢轨的垂向位移[6]。计算参数以本文试验中使用的车辆及轨道的技术参数为准。
4.2 车轮抬升量的对比
当车辆承受大的横向激振时, 试验表明会引发爬轨。如3.2.2节所述, 爬轨的一大特征是与车体的侧滚运动相对应, 并伴随车轮的抬升运动。下面对车轮抬升30mm时的激振振幅进行数值分析, 并与试验结果进行比较。
如图14所述, 车轮抬升30 mm时的激振振幅的特征如下:
(1) 整体上, 随着激振频率的增加, 激振振幅减小;
(2) 1Hz附近振幅取极小值;
(3) 1Hz~1.5Hz中, 呈现振幅趋于极大值的趋势。
关于以上趋势, 试验结果与数值解析结果相类似。类似地相对于车轮的抬升运动, 车体的侧滚运动起主要作用[6]。在0.5 Hz~1.8 Hz的宽广激振频域内, 当车轮抬升30mm左右, 激振振幅的试验结果与数值分析结果基本一致。用1/10的模型车辆所进行的模型试验中, 在车辆停止条件下得到的试验结果[4], 与按比例换算的模型车辆的分析结果大致相同。
4.3 时间历程响应的比较
图15为激振频率1.0Hz、振幅100mm条件下激振时的轮重、横向力、车轮抬升量的时间历程曲线。
轮重增加、减少反复变化的情况, 以及横向力由0急剧地增加, 大约经历2个峰值, 复原为0的情况, 在试验方面与计算方面较为吻合。车轮抬升量最大值存在差异 (试验最大值为25mm, 数值计算最大值为37mm) , 但车轮悬浮、落下的变化情况大概一致。由上述结果可见, 数值计算结果与试验结果是吻合的, 可以用数值计算方法研究试验过程中所没能涵盖工况下的脱轨情况。
4.4 关于脱轨极限的研究
下面以仿真计算手段研究本文试验中没有确认脱轨的激振频率下, 车辆发生脱轨的激振条件。
图16给出了试验中所取得的脱轨极限振幅 (黑圆点) 与进行试验的最大激振振幅 (白圆点) , 以及基于数值分析的脱轨极限振幅 (实线) 结果。激振频率在1.0Hz以下及2.0 Hz时, 试验中的激振振幅并没有达到根据数值分析所得到的脱轨极限。在发生脱轨的1.1Hz~1.5 Hz频率范围内进行试验, 试验激振振幅超出了根据数值分析所得到的脱轨极限。当激振频率为1.8Hz时, 数值分析所获得的脱轨极限与试验中的最大振幅一致, 但没有脱轨。此时的车轮最大抬升量为26mm。
根据3.1节所介绍的结果, 在这种高的激振频率下 (即1.8Hz) , 如果车轮抬升量超过轮缘高度, 则会立即脱轨。可以想象, 在试验中如果加大激振振幅则极可能发生脱轨。可见, 通过仿真计算, 可以预测试验中没有涵盖的激振频率之外, 因进一步加大激振振幅而导致车辆脱轨与否。另外, 利用比例尺寸为1/10的车辆模型进行试验, 从比例尺换算的结果来看, 能够确认车辆在静止条件下与计算结果相吻合的试验结果[4]。
5 结论
(1) 为验证在东海道新干线标准结构的有碴轨道上运行的铁道车辆在受到地基振动时的脱轨机理, 在大型振动台上建成了模拟试验有碴轨道, 其上置放新干线用实际无摇枕转向架, 通过对其进行大位移激振而进行了试验。试验中激振足够大, 可再现车辆脱轨。
(2) 正弦波激振的试验结果表明, 在激振频率为1.1Hz~1.5 Hz的激振条件下, 共计再现了34次车辆脱轨。从脱轨来看, 由于车体大的侧滚运动, 导致车轮交替地悬浮, 当单侧车轮悬浮的同时, 由于非悬浮侧的车轮相对于钢轨产生横向移动, 将引起车辆发生爬轨型脱轨。
(3) 在激振频率为0.5 Hz~1.0 Hz的激振条件下, 车辆侧滚运动使车轮抬升到相当于轮缘高度对应的位置。在这种激振频率下, 当轮对横向移动时, 悬浮的车轮已降落在钢轨上, 故不会发生脱轨。
(4) 在相同的激振条件下, 比较了道床不同松弛状态下 (激振中的轨枕位移量) 的2种试验结果。结果表明, 即使道床的松弛状态有所不同, 车辆动态响应也是类似的, 本文试验中模拟的有碴轨道特性对车辆脱轨等运动没有明显影响。
(5) 大型振动台所试验的爬轨型脱轨结果与用作者所在研究小组开发的车辆运动仿真计算程序计算的结果较为吻合。从计算结果可以推知, 即使试验中的某些激振频率下车辆没有脱轨, 若进一步加大激振振幅, 车辆也会发生脱轨。
参考文献
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这才是全尺寸 篇2
说来惭愧，以鄙人如此娇小的南方人身材要坐进领航员如此庞大的美式全尺寸SUV驾驶座里面，必须像猴子爬树般四肢并用。左脚踏上自动伸缩的迎宾踏板，左手扶着A柱的把手，然后借力“爬”上去。好不容易坐进驾驶座里面，别以为你就马上可以溜之大吉。因为林肯领航员的驾驶座空间实在太大了，需要花费一定时间去调整好适合自己的驾驶姿态。还好并没有太多怪异的设计，挂上D挡，给油就走。
不得不说，驾驶着这款5米长、宽和高都接近2米的大块头穿出酒店的羊肠小道，手心情不自禁冒汗，生怕碰到周边的障碍物。之后在弯道上转动方向盘，刚才的怯意马上消除了不少。那么庞大的SUV转向居然如此轻盈，而且不是轻得虚无缥缈，而是拥有一定质感的转向。驶上大路之后，公交车般的驾驶视野让我信心大增，之前那强烈的压迫感也烟消云散。
除了那威武的车身尺寸，我相信领航员更多争议性的地方莫过于那套动力系统了。3.5L双涡轮增压发动机是目前最大排量的EcoBoost系列发动机，是福特EcoBoost系列的旗舰。作为旗舰，这台发动机的确拥有更好的技术与更好的调校，相比起EcoBoost其它小排量发动机，它功率输出高那自然是情理之中，但是那个运转质感与平顺程度也是充满旗舰风范，三分之一不到的油门开度，足以在打一个哈欠的功夫便可完成超车，但我想告诉大家的是，领航员车身净重已经达到2.8吨，如果再坐四个人装载一些行李，那么达到3吨重根本不在话下。全油门踩下去，发动机并没有出现预期的涡轮迟滞与爆发，依然从容而渐进地将强大的扭矩释放出来。官方给出的数据是这大块头0～100km/h的加速时间大约7秒左右，够不够力那是根本不在考虑范围。有一点可以明确告诉大家，就连崇尚大排量的美国市场，领航员也不再提供V8发动机车型。
另外一个争议点我认为是其变速器，说实话那副6AT变速器自身并无大过，换挡时机与配合度都非常符合领航员这种从容的风格，与发动机乃是非常成熟的匹配。但放眼其它豪华品牌，均配备了更先进更高效的8AT变速器，无论对消费者的宣传还是实际的驾驶质感，都大有补益。当然，我不厌其烦再说一次：其实这副6AT与发动机的匹配度已经非常高，正常行驶几乎看不到有任何短板。
作为豪华品牌，动力系统与底盘质感自然都是高水准，而这个环节林肯领航员更是表现出更淋漓尽致的美式风格。尤其隔音方面，以120km/h速度跑在高速上面，噪音居然和80km/h的时候差不多。虽然是非承载式车身，行驶舒适感也不比城市SUV差。有一点需要值得注意的是，虽然领航员在硬件方面拥有非承载式车身加上适时四驱，应付一般泥泞路面没有太大问题，但是它毕竟车身轴距太长，爬坡或者通过炮弹坑的时候难免会托底。
相信领航员如此庞大威武的造型无人不喜欢，除了它没有V8发动机，几乎可以说是国内能够买得到比较纯粹的美式豪华SUV。但你懂得，越是纯粹的美式风格越显得粗糙。林肯领航员的内饰便是如此，细细打量车内，无一不是用上等的材料，但就是不够精致细腻。
应用全微分解平面尺寸链 篇3
在产品设计和工艺设计中,常常需要解尺寸链。目前,对尺寸链按应用场合分为零件尺寸链、工艺尺寸链和装配尺寸链;按各尺寸的空间位置分为直线尺寸链、平面尺寸链和空间尺寸链;按各尺寸的几何特征分为长度尺寸链和角度尺寸链。
用极值法解尺寸链时,对于直线尺寸链只是对各组成环运用简单的代数加减运算;对于平面尺寸链,常用投影法将其转化为直线尺寸链求解(见图1)。将平面尺寸链中各有关组成环按平行于封闭环方向投影,就可将平面尺寸链简化为直线尺寸链来计算,即A0=A1+A2cosθ。对于不能简化为直线尺寸链的平面尺寸链,求解较为困难,不能运用简单的代数和求解。
2全微分基本理论
现运用全微分概念,把封闭环尺寸视为各组成环的函数。设各组成环尺寸Ai为自变量,则封闭环尺寸A0为多元函数:
A0=f(A1,A2,…,Ai) 。 (1)
根据全微分的概念,当各组成环变量产生微小增量时,则封闭环尺寸的增量为:
undefined。 (2)
其中:undefined为转递系数ζi,可能为正或负。当undefined为正时,Ai为增环;当undefined为负时,Ai为减环。
现设某尺寸链有n个组成环,其中有m个增环,记为Ai;则有n-m个减环,记为Aj。用各环的上偏差或下偏差代替微小增量dAi,即可近似求得封闭环A0的上、下偏差。封闭环上偏差ES0为:
undefined。 (3)
封闭环的下偏差EI0为:
undefined。 (4)
其中:ESi、EIi分别为各增环的上、下偏差;ESj、EIj分别为各减环的上、下偏差。
封闭环公差T0为:
undefined。 (5)
式中:Ti——各组成环公差。
3应用举例
图2为某镗削加工中的平面尺寸链,已知:A1=100±0.07,A2=60±0.06。则:
undefined。
undefined。
undefined。
所以A1、A2均为增环。
(1)A0的基本尺寸为:
undefined。
(2)封闭环的上偏差为:
undefined。
(3) 封闭环的下偏差为:
undefined。
即:两孔距尺寸A0≈116.62±0.091。
4结论
应用全微分解尺寸链,概念清晰,判断增减环计算简便,可以快速求解平面尺寸链。
参考文献
[1]孔庆华,刘传绍.极限配合与测量技术基础[M].上海:同济大学出版社,2002.
全尺寸试验 篇4
地铁在英国、美国等国家已经有一百多年的历史, 但在我国的发展历程却只有半个世纪, 但是过去五年乃至未来十年, 我国地铁建设已处于空前的发展时期, 至2011年10月, 我国大陆地区已建成地铁线路总长约为1536公里, 约30个城市正在进行地铁规划和建设, 至2015年前后, 我国地铁线路将达到4189公里规模。未来我国北京、上海和广州的地铁开通里程将成为世界城市的前三位。并且我国地铁的建设规模和承载的客流量都是世界最大的。对于地铁来说, 危害最大的是地铁站台和地铁隧道内火灾、烟气的扩散形成的人员伤亡[1]。地铁火灾与地面或其他地下建筑火灾相比有其特殊性:地铁系统与外界的联系主要为出入口, 人员密集、排除热量及烟气困难, 因此与地面建筑火灾相比具有更大的危险性, 一旦发生火灾, 损失往往十分严重。因此地铁火灾安全设计的内涵包括通风排烟设计、紧急疏散设计以及探测报警等其他防灾系统设计, 均越来越多的引起了国内设计单位和科研学者的重视。
从国内外地铁火灾研究来看, 关于地铁火灾方面的报道多集中在数值模拟方面, 例如Edison Brock[2]对芝加哥地铁隧道火灾进行了模拟分析, 建立了列车活塞效应的计算式。美国交通部开发出SES程序用以模拟地铁内各种运行工况下隧道和通风井中的风速、风量、温度和湿度以及车站的空调负荷。Fox等[3]对地铁车站运行过程中的隧道压力分布进行了模拟研究。日本的平野敏右[4]和英国的Woodburn[5]研究了地铁隧道内纵向通风速度、火源的热释放速率以及湍流模型对烟气回流扩散范围的影响。Chow[6]用场模型对地铁火灾烟气与火灾时通风进行了三维模拟。Simcox[7]对King’s Cross地铁站火灾进行了数值模拟, 研究了火灾烟气在地铁站内的流动情况。Abu.Zaid等人[8]对地铁换乘站火灾进行了模拟, 给出了不同火灾位置下烟气温度场和速度场的分析。Deng等人[9]对地铁火灾计算机模拟中的网格划分、物理模型的选择等方面进行了研究。陈法林[10]对台北地铁火灾烟气蔓延过程进行了数值模拟研究, 对火灾时各种烟控方案进行了讨论。Park等人[11]利用FDS对地铁站排烟下烟气蔓延过程进行了数值模拟, 提出了站台排烟最优方案。国内部分科研院所也做了一些地铁火灾模拟方面的工作[12,13,14]。但总的来说, 国内外开展地铁火灾模型实验的研究较少, 其中Rie等人[15]建立了一个1/40的模型实验台来对地铁站内机械排烟的模式进行了模拟。Drysdale等人[16]建立了1/15尺度的模型来研究国王十字地铁站中楼扶梯井道效应。中国安全生产科学研究院建立了1:10的深埋车站实验模型对深埋地铁火灾进行了模拟实验研究[17,18,19]。中国科学技术大学建立了小尺寸的地铁火灾实验台, 通过基础性实验建立了地铁站火灾时顶棚射流最高温度的预测模型[13]。四川消防研究所利用建立的地铁模拟实验台[20], 研究了轨行区火灾、站厅火灾等场景的火灾特性。
在有限的全尺寸火灾实验方面, 国内科研单位联合地铁企业在深圳地铁1号线[13]、广州地铁5号线和2/8号线、深圳地铁2号线和4号线 (港铁) 、北京地铁亦庄线和8号线二期北段、成都地铁1号线、西安地铁2号线开展了地铁车站站台火灾、站厅火灾、区间隧道火灾的全尺寸实验研究, 得了较多的有参考价值的数据[21]。相比而言, 地铁全尺寸实验更能较实际的反映地铁火灾扩散规律, 并能同时监测地铁各防灾系统的联动状况, 给地铁设计和运营提供更好的数据参考。
本文及后续文章将系列研究笔者在国内不同城市地铁开展的全尺寸火灾实验结果, 探索地铁通风排烟及防灾系统联动等方面的规律和实践经验, 以期望对国内的地铁防灾系统设计提供数据支持和科学的支撑。
1 热烟测试方法的特点
全尺寸火灾实验采用热烟测试的方法, 即采用具有实际火灾功率 (热释放速率) 的火源, 加入示踪烟气粒子, 火源燃烧产生的热的、具有浮力流驱动的烟气流动, 能够较真实的反应烟气运动和控制效果。而对于传统的用于消防检测的冷烟测试来说, 采用发烟物质燃烧产生烟气, 一般不具有真实火灾功率 (热释放速率) , 因此烟气没有浮力驱动, 不能真实反应烟气的运动和控制效果。
因此相比而言, 热烟实验更能较好的测试烟气管理系统的工作状况, 是国内外成熟的测试方法。目前国际上已有的热烟测试标准为澳大利亚的AS4391[22], 我国也正在制定地铁试运营前热烟测试标准。热烟测试方法适用于已建成的建筑或即将竣工的新建筑。对于后者, 在建筑主体结构及防火封堵等已经完工, 而且包括烟气控制系统在内的通风系统、探测报警系统及防灾联动系统已安装并检验完毕后, 测试方能进行。
2 全尺寸火灾实验设计
在实际地铁工程内开展全尺寸火灾热烟测试, 需要事先设计好细致安全的实验系统和实验方案, 因为试运营线路在实验时一般都在按图空载试运行, 留给实验的时间较少。同时地铁内各系统、设备和装修均已基本完成, 对地铁设备系统的保护和紧急状况下的应急预案均需要实验者事先仔细考虑。这里结合多年的实践经验, 介绍在地铁内开展全尺寸火灾实验的设计, 包括实验系统、实验方案和实验步骤等。
2.1 实验系统
全尺寸火灾实验系统主要包括火源系统、测量系统。火源系统用于产生预设火灾功率的热烟气, 包括燃烧器、烟气发生器和烟气发生箱和保护装置, 主体结构见图1。燃烧器包括由钢板焊接形成、根据预设火灾功率改变数量组合及摆放方式的燃烧油盘组成。油盘尺寸为0.841m (内部长) ×0.595m (内部宽) ×0.13m (内部高) , 油盘钢板焊接而成, 实验前和实验时都不能漏油, 在燃烧油盘短边的外部盘壁用0.1m直径的钢焊接两个把手。不同数量油盘组合产生的火源功率见表1。
烟气发生箱的具体结构见图1, 主体为0.5m (长) ×0.5m (宽) ×0.6m (高) 的箱体, 骨架采用角钢, 周围及圆管用铁皮焊接, 确保焊接处的密封性, 底部四周留有通风口, 正面顶部焊接一定直径的圆管, 仰角优选为40°, 水平投影长度0.4m, 背面装配可开启的门, 两侧留有把手, 烟气发生箱距离地面一定高度处 (0.2m) 为钢丝网, 阴燃的烟饼置于其上。烟饼阴燃发出白烟, 由烟气发生箱的圆管注入火羽流加以混和卷吸, 产生白色热烟气。
保护装置包括位于燃烧器的正上方的保护罩 (见图1) , 位于轨行区上由钢板组成的保护支架 (见图2) , 以及位于燃烧油盘下方的防火板。保护罩用于实验过程中保护站台、站厅顶部设备设施不受火焰的灼烧, 保护罩置于火源正上方, 四周开放、顶棚钢板封闭, 下部形成2.5m (长) ×2m (宽) ×2m (高) 的燃烧空间, 为方便拆卸, 横梁、立柱、斜拉之间采用螺栓连接。
测量系统用于获得现场热烟测试的指标参数, 主要测量单元包括温度测量单元、气体浓度测量单元、气流速度测量单元、图像信息采集和显示单元、热像测量单元、烟层高度指示单元等。典型的现场热烟测试设备布置方式见图3。
温度测量单元包括:测温电缆、串连电缆和与串连电缆相连的采集模块、与采集模块相连的通讯模块;测温电缆包括沿竖直方向间隔设置的温度探头, 竖直方向每隔至少0.5m间隔设置1个温度探头, 温度探头为地址可编号、直接输出温度数字信号的温度传感器;测温电缆通过置于地面的串连电缆连接, 或者相邻的两个测温电缆通过其下部的插头连接;采集模块通过RS485采集总线组网且分布布置;通讯模块与数据分析系统相连。典型的网络拓扑结构如图4所示, 后端的温度测量采集模块实体图如图5所示。
气体浓度测量单元包括气体浓度测量模块, 气体浓度测试模块内封装CO和CO2气体传感器, 每个CO和CO2气体传感器为地址可编号、直接输出气体浓度数字信号的传感器, 气体浓度测量模块的电缆下部接口与测温电相同。CO和CO2气体传感器均与采集模块相连且接入总线组网。由于气体传感器布置比较困难, 在一般实验中很少安装。
气流速度测量单元包括速度传感器, 速度传感器分别设置在车站楼扶梯开口位置、屏蔽门和活动门开口位置、车站出入口内楼扶梯开口位置及区间隧道内, 采集流速数据。
图像信息采集和显示单元包括多点布置的CCD摄像系统, 以及与CCD摄像系统相连的分频器、显示器和硬盘录像机;CCD摄像系统设置在火源系统周围、站台、站厅及隧道内。
热像测量单元包括热像仪, 热像仪设置在火源系统周围, 记录火焰及顶棚烟气温度。
烟层高度指示单元包括指示灯和标尺, 设置在火源系统周围, 指示灯和标尺用于配合图像信息采集单元观测记录、指示烟气层的沉降高度。
2.2 实验方案
地铁全尺寸火灾实验测试一般在地铁工程建设完成后、载客试运营前, 采用现场热烟试验方法, 对地铁火灾安全性进行全尺寸实验检测, 评估地铁车站站台、站厅以及区间隧道的火灾探测报警系统、通风排烟系统、事故照明、疏散通道和疏散指示的工作效果、可靠性及联动状况, 判定各消防系统在火灾等事故情况下能否确保乘客安全疏散。
地铁全尺寸火灾实验的车站宜选取地下敷设形式的车站和区间隧道。实验内容包括站台热烟测试、站厅热烟测试和区间隧道热烟测试。
由于在实际工程中进行7.5MW火灾功率的火灾试验具有较大的危险性和破坏性, 因此实验设置的火灾功率进行一定比例的减弱。火源功率不能太大, 否则难以控制火灾的破坏性。但火源功率也不能太小, 否则不能完全反映热烟气的扩散和排烟规律。站台、站厅和区间隧道热烟测试的火源功率宜设置为2-3MW。燃烧时间应不少于10min。根据Mc Cafferey, Quintiere, Harkleroad (MQH) [23]等人提出的相似关系:
其中, Tg, T0为烟气层温度和环境空气温度, AT为顶棚和侧壁总面积 (扣除通风面积) Av为通风口面积, ρ0为空气密度, H为顶棚高度, g为加速度。珚Q为火灾功率, cp为空气比热。在其他参数相同的情况下, 烟气温升ΔTg与火灾功率Q2/3成正比。因此实验的烟气温度可进行比例换算得到预期火灾功率的烟气温度。
同时, 根据烟气产生量与机械排烟量的平衡关系, 地铁空间内烟气层高度Z与换气率ACH的关系表示为[24]:
其中, 为空间的形状因子。因此实验的烟气层高度也可做相应的比例换算得到预期火灾功率的烟气高度。
热烟测试时燃料采用95%级以上的工业甲醇, 发烟材料采用烟饼, 示踪烟气p H值应接近中性, 白色。烟气浓度按照模拟燃烧场景设置, 通过火源系统控制烟气浓度。
全尺寸实验获取的信息一方面是通过测量系统采集的数据, 另一方面是通过实验人员记录和地铁FAS、BAS系统等动作的数据, 还有需要对采集数据进行处理后获得的参数, 典型的实验测量参数见表2所示。
2.3 实验步骤
(1) 根据地铁车站的结构和规模, 确定站台火灾、站厅火灾、车站隧道火灾及区间隧道火灾的火灾工况、火源功率和地铁消防系统联动方案。
(2) 根据所确定的火灾工况、火源功率和地铁消防系统联动方案布置火源系统, 以及调试和标定数据采集和处理系统。将火源系统置于预先设定位置, 搭设保护罩、保护支架, 布置防火板及防火布;安装和连接温度测量单元、气体浓度测量单元、气流速度测量单元、热像测量单元、摄像头、标尺、指示灯和采集模块;对通风排烟系统、探测报警系统及其他系统进行测试前的预调试;对测量采集及数据分析系统进行调试和标定。
(3) 测试开始, 实验人员点燃燃料和烟饼, 对火灾场景中的气体温度、气体浓度、气流速度、图像信息、热像信息、指示灯和标尺显示以及地铁各系统联动时间进行采集。
(4) 火源熄灭后, 测试结束, 待烟气完全排放完毕后, 关闭信号采集系统;切换探测报警系统、通风排烟系统及其他系统进入正常模式, 准备下一组实验测试。
(5) 改变火灾工况、火源功率和地铁消防系统联动方案, 重复测试过程。
(6) 对多次实验测试所得到的数据进行分析, 判定地铁防灾系统安全指标的符合性。地铁防灾系统安全指标的符合性包括地铁火灾探测报警系统、通风排烟系统、事故照明、疏散通道、疏散指示的工作效果、可靠性及地铁各防灾系统联动状况是否符合安全标准;总体可用安全疏散时间是否符合安全标准。
3 结论
全尺寸试验 篇5
东北林业大学的薛伟教授、卞伟博士等在森林储木场火灾研究方面做了很多研究。在火灾室内实验方面, 提出了实验模型, 通过对两个相同材质的楞堆进行火灾燃烧实验, 测得室内温度场等参数。在火灾模拟方面, 通过实验测定了楞堆表面的温度场及周围的温度场, 确定了储木场楞堆的四个燃烧阶段, 对大型楞堆的温度场特性进行数值模拟, 确定了楞堆之间的防火间距。目前, 对原木楞堆火蔓延特性的研究主要集中在温度场的研究, 而对燃烧趋势和各参数的研究十分有限。
笔者以落叶松原木楞堆为重点, 通过全尺寸实验研究原木楞堆火蔓延过程中的热释放速率、室内温度场分布及参数之间的关系, 为储木场原木楞堆火灾防治和火灾安全设计提供参考依据。
1 实验设计
1.1 氧消耗法实验原理
基于耗氧原理测量燃烧热释放速率是目前火灾研究中通用的实验原理。Thronton和Huggett在大量试验的基础上得出结论:对于有机液体和气体, 建筑和工业常用的塑料及其他有机固体可燃物在完全燃烧时, 每消耗单位质量的氧气释放的净热量接近一常数E, E=13.1 MJ/kg, 实际应用中误差不大于5%。
ISO ROOM火灾实验方法是采用氧耗原理测量落叶松原木楞堆的热释放速率&, 计算方程式见式 (1) 。
undefined (1)
式中:E1为耗散单位体积氧气产生的热释放能, kJ/m3, 取值E1=17.2×103 kJ/m3 (25 ℃) ;V298为25 ℃时标准大气压下排气通道中体积流量, m3/s;α为气体膨胀因子, 指排出气体与流入空气摩尔数之比;xundefined为环境摩尔分数, 包括空气中的水分, 由式 (2) 给出;φ为氧气消耗因子, 由式 (3) 给出。
xundefined=xundefined (1-xundefined) (2)
式中:xundefined为流入空气中水蒸气摩尔数。
undefined (3)
式中:xundefined为燃烧实验前多组分气体分析仪测得的氧气摩尔分数初值;xo2为燃烧实验中多组分气体分析仪测得的氧气摩尔分数值;xundefined为燃烧实验前多组分气体分析仪测得的CO2摩尔分数值;xco2为燃烧实验中多组分气体分析仪测得的CO2摩尔分数值。
1.2 实验装置
实验在ISO ROOM标准火灾实验室内进行, 图1是ISO ROOM主体实验装置示意图, 是按照ISO 9705标准建造的全尺寸标准燃烧间。燃烧间内部尺寸为2.4 m×2.4 m×3.6 m, 墙体结构为24 mm砖墙, 墙的四周和顶棚都由砖混结构组成, 内衬有15 mm厚水泥砂浆灰层。东墙的中央对外开口, 尺寸为宽0.8 m, 高2 m, 集烟罩开口尺寸为3 m×3 m×l m, 位于标准燃烧间的外部, 它的上方与排烟管道相连接。排烟管道的内径为0.4 m, 管长4 m。在排烟管道的末端装有风机, 最大流量为18 000 m3/h。在排烟管道后半段有一部分是测量段, 装有气体采样设备。
1.3 实验方案
实验主要是对落叶松原木楞堆进行燃烧测试。落叶松在储木场中较典型, 其燃烧稳定, 数据重复性较好。原木长0.5 m, 直径为200～300 mm, 含水率21%～23%。
实验步骤如下:
(1) 完成落叶松原木楞堆的摆放。
(2) 为测量温度场的分布, 在燃烧室内和门口处的相应位置布置了热电偶, 如图2～图4所示。顶棚水平平面上布置了T1、T5、T6、T7和T85个热电偶, 在棚顶下方垂直平面布置了T1、T2、T3和T44个热电偶, 测量棚顶水平和垂直面内不同点顶棚烟气温度, 门中心处布置了D1、D2、D3、D4、D5和D66个热电偶, 测量流出流入冷热气体的温度。
(3) 实验共进行4次, 分别改变燃池尺寸、通风机的数量和引燃汽油的体积, 实验的具体情况见表1。
(4) 根据楞堆的燃烧状况, 在原木楞堆达到稳定燃烧状态后, 关闭数据采集设备和电源, 启动灭火装置灭火。
2 实验结果与分析
2.1 热释放速率
热释放速率指单位时间内材料燃烧时所释放的热量, 是燃烧过程基本的特征参数之一, 也是衡量火灾危害的一个重要参数。
图5为落叶松原木分别在圆形油池 (D×H=0.6 m×0.15 m) 和方型油池 (L×W×H=1.5 m×0.4 m×0.15 m) 中燃烧的热释放速率曲线。设实验1中原木燃烧迅速上升的时间为t1, 实验2中原木燃烧迅速上升的时间为t2, 方形油池与圆型油池面积比为2.12, 两个实验中热释放速率迅速上升时间t2/t1=1.55。由此可知, 热释放速率迅速上升时间之比小于油池面积之比。油池中汽油的体积虽然相同, 但方形油池的面积大于圆形油池的面积, 随着油池面积的增大, 燃烧面积增大, 燃料之间相互的预热更加完全, 因此实验2比实验1提前500 s进入热释放速率迅速上升阶段, 这是促进燃烧的积极因素。同时, 油池的面积增大, 使燃料的热量消耗也更为显著。通过图5可以看出, 实验1和实验2在2 800 s左右时, 热释放速率达到120 kW左右, 基本保持稳定。
图6为落叶松原木在不同的排风量情况下的热释放速率曲线。排风量不同时, 原木的热释放速率的变化趋势基本保持一致, 但较大的排风量对燃烧的促进作用非常大, 空气快速进入燃烧室, 燃烧室中氧气含量增大, 汽油迅速燃烧, 实验3在初始时刻即有较大的热释放速率, 同时原木燃烧的蔓延速度增加较快, 新鲜空气的快速进入促使燃烧室的气温有所降低, 设实验2中原木燃烧达到稳定的时间为t2, 实验3中原木燃烧达到稳定的时间为t3, t3/t2=1.62, 而两次实验的排风量之比为2, 可知热释放速率达到稳定的时间之比小于排风量之比。实验3中落叶松原木楞堆在1 649 s时热释放速率达到120 kW以上, 并基本保持不变, 燃烧处于稳定状态。
图7为落叶松原木在引燃燃料体积不同的情况下热释放速率曲线。原木的体积较大, 燃料对落叶松原木燃烧过程的主要影响体现在燃烧的初始阶段。引燃的燃料体积越大, 火源功率越大, 因此实验4的初始热释放速率大于实验3, 随着原木热解燃烧区域的不断上移, 逐渐远离点火源的辐射范围, 原木的火蔓延受点火源功率的影响越来越小, 火焰继续向上蔓延的能量主要来自于落叶松原木自身的燃烧, 所以实验3和实验4达到燃烧稳定阶段的时间十分接近。原木进入燃烧稳定阶段后, 热释放速率基本保持不变。
2.2 温度场
落叶松原木燃烧过程中会产生大量的高温烟气, 热烟气上升到顶棚后聚集成一个热烟气层, 烟气层的下方是以新鲜空气为主的冷空气层。图8为实验2中原木燃烧时燃烧室内顶棚水平面和棚顶中心点下方的垂直面的温度变化曲线, 反映了顶棚热烟气层的温度变化情况。从图8可以看出, 棚顶水平面和垂直平面不同点的热烟气温度基本相同, 其变化趋势和热释放速率的变化趋势保持一致。顶棚烟气温度的均匀分布说明了着火区域烟气上下分层, 顶部及棚顶下方1 m的空间内烟气温度较高, 并保持一致。
图9为实验3中门口中心处的温度变化曲线。从图中可以看出, 门口的温度变化较大, 分层明显, 温度随着测点与地面距离的增大而升高。门口上部区域温度高, 变化很快, 温度从75 ℃上升到100 ℃, 而下部区域温度低, 变化不明显, 位置最低的热电偶D6温度变化最小, 保持在25 ℃。这是因为热烟气从门口的上部流出, 温度较高;冷空气从下部流入, 其温度接近外界环境温度。
2.3 参数关系分析
热释放速率是火灾中的关键参数, 它不仅能反映火灾的尺度大小, 甚至能控制许多其他火灾因素的发生、发展。实验中热释放速率影响温度场的变化, 随着原木热释放速率的增加, 室内温度持续增高。图10为4次实验的气体温度随时间的变化情况。由图9和图10可以看出, 热释放速率也影响室内气体的变化, 气体温度随着热释放速率的增加而升高, 气体温度小于棚顶温度, 与门口中心处距地面0.8 m处温度变化情况基本一致。
热释放速率与O2的含量有密切的关系。为研究二者之间的关系, 以O2的含量为自变量, 热释放速率为因变量, 对两个参数进行线性回归, 可得式 (1) ～式 (4) 。设回归拟合的函数形式为:
Y=A+BX (1)
式中:A, B为参数, 由最小二乘法确定。
A为截距, undefined
式中:undefined。
B为斜率, undefined
SD为拟合的标准差。
undefined (4)
图11给出了实验1～实验4的热释放速率与O2体积分数关系的曲线图, 由于原木材质单一、均匀, 热释放速率和O2体积分数大致成线性关系, 热释放速率与O2体积分数的线性回归曲线如表2所示。而且, 氧气消耗量越大, 原木燃烧的热释放速率越大, 热释放率和O2体积分数的线性曲线斜率越大。由图11和表2可以看出, 在实验1中, 由于原木燃烧不充分, 所以热释放速率和O2体积分数分布曲线与拟合直线的标准差相对较大, 达到5.3, 而在实验2、实验3、实验4中, 线性拟合的标准差在2.0～2.5, 概率值<0.000 1。
3 结 论
采用ISO ROOM大型实验装置对落叶松原木楞堆的燃烧蔓延过程进行了全尺寸火灾实验研究。通过对实验数据的分析和讨论, 可得出以下结论:
(1) 在燃料体积相同和风机排风量相同的情况下, 在原木燃烧的初始阶段, 油池面积大的原木热释放速率大于油池面积小的情况, 进入热释放速率迅速上升阶段的时间比例小于油池面积比例。
(2) 在燃料体积相同和油池面积相同的情况下, 排风量较大时原木的热释放速率要大于排风量较小的情况, 燃烧过程中到达热释放速率稳定阶段的时间比例小于排风量比例。
(3) 在油池表面积相同和风机排风量相同的情况下, 引燃燃料体积大的原木的热释放速率初始值大于燃料体积小的情况, 但原木到达热释放速率稳定阶段的时间几乎不受引燃燃料体积影响。
(4) 热释放速率影响原木楞堆周围温度场和气体温度的变化, 随着热释放速率的增大, 楞堆燃烧的温度场和气体温度随之升高, 气体温度值小于燃烧室棚顶温度值, 气体温度值与门口中心处距地面0.8 m处温度变化情况基本一致。
(5) 热释放速率与O2体积分数大致呈线性关系, 原木充分燃烧时, 线性标准误差小于2.5。
参考文献
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全尺寸试验 篇6
1 轰燃实验
轰燃实验在建筑二层的一间走廊尽头的房间进行, 房间尺寸及内部家具的摆设, 如图1所示。
实验选用直径为1mm的K型热电偶, 共布置了19个热电偶, 布置位置如图1所示。编号201~216的热电偶从右至左水平均匀分布在走廊顶棚以下4cm的位置;房间的顶部正中央设了3个热电偶, 这样的布置能够有效估算房间及走廊内烟气层的温度变化。房间和走廊内设置有摄像头以观测烟气层的沉降高度。
2 实验结果
2.1 轰燃房间和走道温度变化
由于主要研究烟气层中的温度分布, 热电偶多集中布置在轰燃房间及走道狭长空间的上部。轰燃实验是在二层一个密闭房间内进行的, 轰燃房间中三个热电偶 (表示为301、302、303) 的温度变化, 如图2所示。
由图可知, 开始点燃至40s是火灾发生的初期阶段, 房间内的温度没有发生大的变化, 该阶段一般是由小火源引燃室内的可燃物, 易燃或可燃的材料开始燃烧, 火源对室内各点的辐射热通量较小。40~188s是火灾的成长阶段, 靠近火源的可燃材料燃烧并传播至室内其他部位, 火焰的燃烧范围进一步扩大并产生大量的燃烧热和高温烟气;在燃烧热和高温烟气的作用下, 一些难燃性的材料也将分解并释放出部分可燃性气体。188~550s密闭房间内由于没有新鲜空气的补给, 火源在氧气浓度较低的情况下以较慢的速率维持燃烧, 着火材料难以充分氧化, 产生大量单体炭粒、CO2、CO及可燃气体, 烟雾浓而黑。此时的燃烧状态为通风控制燃烧, 如果此时消防队员直接打开房门救火则会导致轰燃的发生, 危害消防队员的人身安全。550s以后, 轰燃实验房间侧窗玻璃因高温破裂, 新鲜空气大量涌入, 室内燃烧由通风控制向燃料控制转变, 大量新鲜空气进入室内并与可燃气体掺混, 室内的可燃气体迅速燃烧并发生轰燃。轰燃发生后室内温度开始跳跃式上升, 火源上方温度急剧增长到近1 200℃, 室内所有的可燃物进行不完全燃烧, 产生大量的浓烟和有害气体并向室外扩散。
走廊中上方设有16个热电偶, 分别表示为201~216, 从轰燃房间开始每隔1m设一个热电偶, 以测量走廊内热烟气层的温度。热电偶的设置如图1所示, 热电偶测量的走廊内热烟气层温度, 如图3所示。
由图3可知, 走廊内的温度在100~220s时有所上升, 这是由于实验房间内有焰燃烧逐渐增长, 室内少量高温烟气通过门窗缝隙进入走廊。220~680s走廊内烟气层温度几乎没有变化。680s后由于轰燃房间面向走廊的窗户玻璃部分破裂致使走廊内的温度开始上升。820s时走廊内热烟气层的温度为180℃, 达到了人的耐受极限, 如果此时还有人停留在走廊内则非常危险。随后面向走道的窗户玻璃全部破裂, 导致大量有毒浓烟涌向走廊。走廊内温度急剧升高, 轰燃房间附近走廊的烟气层温度达到900℃, 远离轰燃实验房间处走廊内烟气层温度达到200℃, 均超过了人的耐受极限, 此时二层已错过施救时机。由此可知, 二层人员如果在820s之前还未疏散完毕, 停留在走廊内的人则很难生还。
2.2 轰燃房间和走道烟气变化
火灾过程中会产生大量的烟气, 烟气中游离的固体碳颗粒及高沸点的液滴对光线有吸收、反射和折射等作用, 从而对可见光起到遮蔽的作用, 高浓度烟气弥漫时会降低火场能见度, 且火灾烟气中的HCl、NH3和SO2等气体对眼睛有极大的刺激作用, 影响人的视觉从而影响人员疏散, 给火场中被困人员逃生及消防员灭火救援带来困难。实验在走道和室内的墙面上用黑色记号笔标示刻度, 并用摄像头全程监控的方法研究火场能见度的变化。着火房间能见度变化过程, 如图4所示。
由图4可知, 实验房间在点火后40s时, 室内有少量的烟气, 在点火后55s烟气沉降至距离2层地面180cm处并在点火后70s时充满整个房间, 随后密闭房间内的烟气越来越多。100s时随着室内氧气的含量越来越少, 火势逐渐减小;110~273s房间内处于阴燃时期, 能见度几乎为零;随后房间东侧窗的玻璃由于室内高温影响逐渐炸裂, 火势逐渐增大;在明火的影响下室内能见度逐渐增大;在点火后550s室内家具发生轰燃, 室内所有可燃物均开始燃烧并产生大量的高温烟气, 室内的能见度又再次下降。
由于着火房间封闭, 走廊内能见度变化与着火房间内能见度变化有很大的差别, 走廊内能见度变化过情况, 如图5所示。
由图5可知, 点火后100s走道烟气很少, 110~130s时部分烟气蔓延到走道内, 且沉降至距离二层地面2.4m处;由于一~三层的楼梯是敞开楼梯, 所以烟气到达楼梯口时沿着楼梯向上蔓延, 150~190s时烟气层聚集在距二层地面2.7m处, 且烟气层的浓度逐渐减少;220~440s稀薄的烟气弥漫在整个走道内, 且逐渐向三层蔓延, 此时虽然走道内有烟气, 但人员还是能够看到出口安全疏散至室外的。460s时, 着火房间面向走道的窗户在高温作用下破裂, 烟气蔓延到走道内, 在13s内烟气就充满整个走道且沉降至距地面2.5m;486s时烟气已沉降至距地面2m, 高温烟气将走道内悬挂的塑料标尺熔断, 标尺掉落;500s时整个走道内全部充满烟气, 走道内的能见度几乎为零;随后越来越多的高温烟气聚集在走道内, 走道内面向室外的玻璃在高温烟气的作用下逐渐破裂, 部分高温烟气蔓延至室外, 但由于着火房间发生轰燃, 室内大部分可燃物都开始燃烧, 源源不断地产生大量的烟气蔓延至走道内。
3 实验结果分析
由图2、图3可知, 轰燃发生在550s, 即着火后约9min。轰燃后轰燃房间的温度急剧上升, 烟气急剧下降。室内发生轰燃后会出现1 000℃以上的高温, 并有火焰喷出, 整个房间处于高温中。由于热应力的作用, 某些建筑构件将会被破坏。如果持续时间较长, 还可能引起建筑物更严重的损坏, 如墙壁、顶棚的坍塌等, 并且会迅速蔓延至建筑物的其他部分。轰燃发生后喷出的火焰是造成火灾蔓延的主要因素, 其强烈的辐射热不但会使火灾向上蔓延, 甚至会危及相邻建筑物, 同时也严重妨碍了火灾扑救工作的顺利开展。
取火灾实验的任一时刻 (ti) 温度, 烟气层温度的增长速率可以定义为式 (1) 。
式中:Tg为热烟气层的温度, ℃;Δt为数据采集的间隔时间, s;下标i和i-1分别代表第i s和第 (i-1) s。
此时, 温度上升速率的变化率可表示为式 (2) 。
从初始温度到温度接近峰值时热烟气层温度上升的平均速率可以定义为式 (3) 。
式中:tpeak为从着火开始至达到高峰的温度 (Tgpeak, ℃) 的时间, s;T0为环境空气的温度, ℃。
热烟气层温度上升速率的最高值, 即从一开始着火到tpeak所有平均速率的最大值, 如式 (4) 所示。
式 (1) 和 (2) 将提供一对表示在某一刻正在发生变化的离散率参数, 数据采集的时间间隔相对于封闭室内火灾整个过程的时间足够小。在实验测试中, 6s的采样时间远远小于封闭室内火灾发生的时间, tpeak在大多数情况下长于1 000s。
如果d2Tg/dt2是正值, 热烟气层温度会增加, 封闭室内的火也将快速发展;相反, 如果d2Tg/dt2是负值, 热烟气层的温度将降低, 封闭室内的火将发展缓慢。除了最初使用助燃剂快速生成火焰吞没整个燃料表面的火灾外, 持续的正的变化率表明可能即将发生轰燃。
由图2、图3可知, 室内最高温度为1 155℃, 时间为着火后1 246s;走廊最高温度为891℃, 时间为着火后1 266s。将测得的数据进行整理, 依据式 (1) ~式 (4) 得到室内和走廊内烟气层温度的变化情况, 如表1所示。
由表1可知, 室内烟气层温度增长速率的最大值为20.21℃/s, 温度上升速率的最大值为31.05℃/s;走廊烟气层温度上升的平均速率为4.09℃/s, 温度上升速率的最大值为25.6℃/s。
4 结论
(1) 办公建筑封闭室内轰燃发生在着火后约9 min, 轰燃发生前室内温度为130℃, 轰燃后极短的时间内房间的温度急剧上升, 最高值达到1 155℃;轰燃发生后300s, 走廊温度从50℃上升到700℃以上。
(2) 从走廊和室内温度随时间变化情况可看出, 轰燃发生后一段时间内, 温度急剧上升, 走廊和室内烟气层温度增长速率的最大值分别为25.63℃/s和20.21℃/s。
(3) 室内烟气在着火后55s时沉降至距离二层地面180cm处, 着火后70s时充满整个房间, 走道内烟气在400s前不影响人员疏散, 486s时走道内的烟气沉降到距地面2m处, 影响人员安全疏散。
参考文献
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[8]李松阳, 宗若雯, 谭家磊, 等.室内轰燃试验及数值模拟分析[J].安全与环境学报, 2008, 8 (5) :141-145.
[9]陆时正, 时颖倩, 李璞.火源对标准房间轰燃影响的数值模拟[J].安全与环境工程, 2010, 17 (2) :98-102.
全尺寸试验 篇7
我国砂土等岩土颗粒材料由大量离散的颗粒所组成, 其本质是离散的, 而非连续的。不可否认的是, 基于连续介质力学的唯象方法研究已经在诸多工程实践中发挥了重要作用。从微观颗粒尺度出发, 深入研究颗粒材料的微细观力学以及变形特性, 已经逐渐成为变形破坏等岩土颗粒材料灾变过程研究的新途径。
我国地形复杂, 表面起伏较大, 近年来, 沿海地区掀起了围海造陆热潮, 以解决工程建设所需用地, 比如昆明新机场场地[1]。围海填筑材料常用的有开山土石、河砂、海砂、疏浚土, 其中广泛涉及粗粒土的运用, 其力学性质的研究具有较大影响, 因此对粗粒土颗粒粒径及试样尺寸的研究具有重要意义[2]。然而, 在室内实验中, 改变试样尺寸及颗粒大小并不可行, 导致我们对其造成的误差忽略不计。离散单元法的广泛运用过程中, 计算机性能难以满足其大规模计算。研究表明[1], 在离散元模拟过程中, 一般并不能做到与实际颗粒数相同, 而是适当缩小颗粒数目进行分析, 同时保证其精度。然而, 在减小试样的尺寸或放大颗粒粒径的过程中, 其导致计算的误差常常被忽略, 关于此方面研究甚少。
Matthewl对无粘性颗粒材料进行双轴试验, 他提出数值试样尺寸较小会导致剪切强度的偏大, 且达到一定程度不再有变化。周健[4]的研究表明, 颗粒数量大于2 000时, 适当增加平均粒径并不会对其结果造成很大影响, 且当D/d50>20时, 计算精度较高。Van BAITS的研究表明当试样高度/颗粒半径=30~40时, 尺寸效应不明显。
本文对PFC3D的伺服机制进行修正, 以便更精确地研究L/R的值对无粘性材料剪切强度的影响。
1 PFC3D的伺服机制
离散元法的求解是颗粒不断运动而后平衡的动态过程。数值伺服机制 (numerical servo-mechanism) 利用中心差分法把速度和加速度对时间步长进行显式各人分。其算法如下:
固结过程的模拟中, 数值试样由上下两平面及侧面一曲面组成一个圆柱体, 对上下两端 (平面) 墙体进行加载的同时侧面通过伺服机制进行控制侧面平面墙体的速度, 以达到围压的稳定[6]。这种伺服机制的算法如下:
根据PFC3D手册, 墙体运动过程中, 其速度为:
式中:G———固定参数;
σm———墙体所受不平衡力, 即围压;
σt———所需达到的围压。
一个时步中, 墙体力的增量为:
式中:Nc———墙体所接触颗粒个数;
knω———平均刚度。
墙体所受到的平均应力变化量为:
与此同时, 我们使用安全系数α来保证计算的稳定性:
可以得到:
进行离散元数值模拟时, 为了使得围压稳定不变, 每运行一个时步, 上下墙体进行一定位移以进行加载, 之后侧向的墙体向外移动, 然而其仅移动一次, 并不进行来回反复调整, 导致每一时步完成后围压都存在一点误差。
本文采用自定义代码对数值试验的伺服机制进行重新定义:每一时步, 使墙体模拟加载的同时, 调整侧向墙体持续地向外或向内移动使得墙体所监测的力与实际需要达到的围压相差近乎于0。
2 PFC3D三轴试验伺服修正
如图1所示为数值试样模型图, 取试样高度为2 cm, 试样直径为4 cm, 围压为100 k Pa, 固结压力为100 k Pa。其各项参数如表1所示。
建模完成后, 对数值试样进行固结, 采用等压固结的方式对试样进行固结, 固结完成后颗粒间接触力呈均匀分布, 如图2所示为试样颗粒间接触力分布图。
固结完成, 对三轴试样进行压缩试验, 对此过程中的偏应力进行监测, 得到的偏应力曲线如图3 (未修正) , 图4 (修正) 所示。从横坐标可以看出修正后所需步骤大大增加。
对比以上两组模拟结果可以发现, 计算步数未修正时为70 000步, 修正后为210 000步, 修正后由于对伺服机制进行实时调整使围压保持恒定, 步骤大大增加。
图7为图5, 图6卸载阶段放大图, 围压如黑线所示, 由此可见, 未修正的围压在卸载阶段出现不稳定情况, 而经过修正的伺服机制, 其围压始终保持恒定。可知, 修正后伺服机制虽然大大增加了计算时间, 但是其精度更高。
3 PFC3D尺寸效应的消除
本文设计三维数值试样进行三轴试验, 并采用修正伺服机制与未修正伺服机制对比, 探讨未修正伺服机制及修正伺服机制对尺寸效应的影响。图8为设计试样示意图。其模型参数见表2。此外, 颗粒微观参数如表3所示。
分别对两组试样进行未修正伺服机制三轴压缩试验及修正三轴压缩试验。对比分析监测所得围压曲线, 如图9所示为未修正伺服机制试样所得围压曲线。
由图9可见, 其围压不稳定, 呈现波动, 且颗粒越大, 围压变化越大。而修正伺服机制后试样的围压曲线见图10。由图10可以看出, 数值试样所监测到的围压始终保持恒定, 减小了围压不稳定所导致的误差。
4 结语
本文采用PFC3D软件进行三轴试验模拟, 改进了软件所提供的伺服机制, 减小由于围压不稳定带来的误差。同时, 对PFC3D尺寸效应进行对比分析, 可以发现, 改进的伺服机制对尺寸效应的消除具有较大意义。
摘要：针对离散元颗粒流模拟中, 其所提供的伺服机制存在的缺陷问题, 采用PFC3D软件进行了三轴试验模拟, 提出了伺服机制及尺寸效应的修正方法, 减小了由于围压不稳定所带来的误差。
关键词：PFC3D,颗粒流,数值模拟,三轴试验
参考文献
[1]史旦达, 周健, 刘文白, 等.初始组构影响砂土液化的细观数值模拟[J].水利学报, 2011 (7) :766-774.
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[3]刘洋.基于离散元模拟的砂土液化微细观机理分析[Z].张家界:颗粒材料计算力学会议, 2012.
[4]周健, 池毓蔚, 池永, 等.砂土双轴试验的颗粒流模拟[J].岩土工程学报, 2000 (22) :701-704.
全尺寸试验 篇8
近年来, 中国高速动车组技术取得了巨大进步。通常一列动车组一天的行驶里程高达上千公里, 动车组长时间的运行, 部分地区的动车组还要在高寒、风沙、高温、高海拔、强紫外线等恶劣环境中运行, 因此, 动车组的维修保养工作就显得格外重要, 动车组检修分为五个等级, 一级和二级检修为运用检修, 三级、四级和五级检修为高级检修, 其中四、五级修为分解检修, 单车称重是分解检修的重要工序之一, 称重是依据轮重差进行空簧高度、轴簧高度调整, 本文着重对轮重差影响因素及调整进行分析。
1 称重试验的目的
简而言之, 称重试验目的是保证左右轮重差在允许范围内。我们对平直轨道上列车车轮受力分析见图1, 列车牵引力由踏面与轨道间的摩擦力提供, 摩擦力Ff, 正常情况下, 两侧车轮所受支持力在允许差距范围内, 两侧的摩擦力也在允许差距范围内, 即两轮牵引力基本一致;如两侧重量相差超过允许范围, 则一侧牵引力大, 另一侧牵引力小, 导致两轮受力情况不一致, 可导致两轮磨损情况不一致, 缩短轮对使用寿命。
2 称重台构成及工作原理
称重台工作原理为:当重物垂直压在称重轨的有效部位上, 下部压力传感器产生应变, 该应变被下位机的数据采集模块记录并处理, 通过A/D转换, 将变形的模拟量转变为数字量, 经过单片机与PC的接口进行通讯, 数字量通过PC机上软件显示出来, 整个过程如下图2。
JWLZ-J静态轮重检测装置共有8根称重轨, 每根称重轨对应一个车轮, 每根称重轨所构成的系统为一个独立的称重单元, 能够承担车辆相应部分的质量, 经过校准, 8根称重轨处于相同的水平高度。
如果上述条件已具备, 启动计算机, 打开测量软件, 将车辆用牵引车拉入称重轨, 并保证轮径落入指定范围内, 点击计算机软件上开始检测按钮, 待示数稳定, 即显示出8处车轮各自的重量及同轴两轮的轮重差。对于任意轮对, 假定内轮轮重为WL、外轮轮重为WR, 则有:
3 轮重差影响因素及如何调整
目前主要检修的是中、高速动车组, 该型动车组均要求轮重差在4%以内。理想状态下, 左右车轮承受的重量相同, 轮重差为0, 但实际因车下设备分配不均匀等原因, 我们对车辆模型进行简化处理, 取一端2个空气弹簧支撑作用下, 对其受力分析 (整车重心在设备舱, 不在图示截面几何中心) :
轮重差为0即两侧重量相同, 空气弹簧和轴箱弹簧压缩量左右相同, 车体两侧高度相同, 即图5所示情况, 且N1=N2=0.5G。
假设右边偏重了, 则右边空气弹簧和轴箱弹簧压缩量大于左边, 虽然这种情况下转向架与车体支架还有横向减振器、抗蛇减振器和牵引拉杆连接, 这些连接之间还有其他作用力, 这些连接左右情况相同, 即减振器橡胶变形相同, 主要受力点在空气弹簧上, 只考虑主要作用力, 不影响我们对两侧竖直方向的作用力进行定性分析。三力或其延长线汇交于一点, 假设车体侧倾角为θ, 则左侧竖直方向作用力为F1·cosα, 右侧竖直方向作用力为F2·cosβ, 令Fx=F1·cosα, Fy=F2·cosβ, 有如下方程成立:
由以上 (1) (2) (3) (4) (5) 式可得:
其中, 因车体实际侧倾角很小, 取近似。
导致车轮一侧偏重即一侧轮重值过大, 有哪些影响因素呢?
(1) 车下设备及车体整体重量分配不均。车体新造时要求空气弹簧安装面平面度不大于1mm, 四个空气弹簧安装面高度差在1.5mm内, 枕梁上平面的平面度不大于1mm/m, 车体挠度:中部9~13mm, 端部0~5mm, 左右差在2mm内, 这对于20多米长的车体而言, 要求已经很高了, 将制造因素导致车体某部位位置降到或升高降到最低, 即车体本身误差对重量分配的影响已降到最低。
车内车外装上设备后, 整体重心越接近车体设备舱的几何中心, 则重量分布越均匀, 这时将车体看成是由四个固定点支撑在空簧安装座处, 则这四个点受到的压力不同, 产生的形变不同, 既要保证前后两端重量在一定范围内, 又要保证左右两侧重量在一定范围内, 受力不同的四个支撑点如替换为转向架上的空气弹簧, 则转向架产生的形变不同, 形变相差越大, 则对应的轮重差也越大 (图3, 图4) 。
(2) 车体或底板有积水, 可导致一侧轻一侧重, 三级修还需考虑设备舱积灰导致重量分配不均。
(3) 空气弹簧充气后, 产生的变形将车体顶起, 但空气弹簧本身比较复杂, 具有非线性变化特点, 充气相同却产生不同的效果。
已知这些影响因素, 再看怎样进行轮重差的调整由上述结论知, 车体向哪一侧倾斜, 则表明哪一侧偏重, 这个结论同样可用于前后两端, 在整车上考虑倾斜, 可能是向四个角中某个角倾斜, 也可能向某两个角倾斜, 一般而言, 车体对角线方向刚度要差于邻边, 所以你将某位车体调高了, 可能是对角位置高度变化大, 所以调整高度需要一般而言, 先“调杆”再“加垫”, “调杆”即调整高度调整杆, 先在较低一角将调整杆上螺旋扣左旋, 使高度阀杠杆上翘, 向空簧充风, 空簧产生的向上形变将车体抬高, 高度到达一定程度, 高度阀杠杆变为水平, 高度阀内部单向阀关闭, 充风停止, 该角重量减轻, 对角重量增重, 调整须满足空簧高度在mm范围内, 其中t为空簧底部加垫厚度。
其实由轮重差公式还可以得出一个更直观的判断公式:
因为:
则有:
又:
故有:
4 结语
本文分析了称重测量时轮重差的产生原因, 找出影响轮重差的因素, 结合实际称重可能出现的各种情况说明问题产生的原因及如何解决, 可以为称重试验及调整提供部分理论依据和方法。
摘要：本文介绍了高速动车组称重试验时轮重差的产生机理, 对平常所讲的调整空簧高度及轴簧加垫进行详细的分析, 得出轮重差的影响因素及调整的本质原因, 对部分特殊情况的调整提供了解决方案。
关键词：传感器,轮重差,轴重,应变
参考文献
[1]王伯铭.高速动车组总体及转向架[M].成都:西南交通大学出版社, 2008.
