地铁运行范文

地铁运行范文（精选8篇）

地铁运行 第1篇

关键词：宁天城际,客流,时刻表

1 研究背景

南京地铁宁天城际S8线采用卡斯柯CBTC信号系统,现有OFFLINE编图软件较难实现高低峰的平稳转换,这导致了目前宁天线运行图无高低峰。全天不同时间段同样的间隔,高峰期不利于乘客出行,低峰期又会导致运能浪费。

本文就OFFLINE编图软件的现状,通过组织列车高峰上线,低峰下线的方法,以现阶段的运行图为例,对运行图做出优化。

2 客流特点

结合宁天城际开通一年以来的数据来看,客流最多的三个站为泰山新村站、信息工程大学站和葛塘站,这三个站相对集中,从泰山新村起每隔两站就有一客流大站,分别位于桥北地区、高新区及大厂区。客流最少的三个站为长芦站、六合开发区站和沈桥站,长芦站和六合开发区站地处化工业集中区,人流量稀少,沈桥站附近居民少且也没有风景名胜。当有节假日时,终点站金牛湖站客流会激增,前往旅游的乘客络绎不绝;平时金牛湖站因开通天长至南京的大巴车,客流也不容小觑。泰冯路站虽进站客流不多,但三号线开通后换乘客流数量可观,基本上占据了宁天城际1/3的客流。

3 优化方案

3.1 无高低峰时刻表的弊端

工作日运行图无高低峰,全天间隔唯一,高峰期间部分车站客流量较大,特别是换乘站泰冯路站,而低峰期部分车站站台乘客寥寥无几。采用这种运行图的弊端是不能起到灵活调度的目的以及不能最大程度满足乘客出行的需求。

3.2 早晚高峰需求

在对三号线开通后的数据进行统计后发现,以6月份和7月份的客流数据为例,最大断面客流均出现在泰冯路至高新开发区之间,早上6:30~7:30,下行(往泰山新村方向)客流集中;下午17∶30~18∶30,上行(往金牛湖或方州广场方向)客流集中。目前的工作日时刻表无高低峰转换,全天间隔相同,不能很好的满足乘客出行需要。

因此,基于以上原因,本文建议在早高峰及晚高峰期间组织列车上线,缩短行车间隔,高峰结束,组织上线列车转备用或者回库。但因编图软件原因,要想实现均匀的间隔,需人为计算数据,工作量较大,只适用于高峰加开较少列次的情况。

3.3 具体优化内容

现阶段宁天城际工作日执行LS8Z006时刻表,采用大小交路套跑模式,小交路列车在方州广场折返。行车间隔大交路为17分24秒,小交路为8分42秒。

以LS8Z006时刻表为例,断面客流最大的时间段出现在上午6∶30~7∶30上行、下午17∶30~18∶30下行,该时间段内开行列车见表1和表2。

优化方法为参考南京地铁一号线的大小交路2∶1模式实现早晚高峰。

以LS8Z006时刻表为基础时刻表,在此表上进行开行方式的优化。

在早高峰期间增开列车,假设服务号依次为13、14、15、16;在晚高峰期间增开列车,假设服务号依次为17、18、19。

LS8Z006时刻表大交路间隔为17分24秒,中间若插入两趟小交路列车,经计算可得间隔为5分48秒。分别计算每一趟列车始发点,调整间隔至5分48秒,这样早晚高峰期间均可开行3对2∶1列车,即每两趟小交路列车匹配一趟大交路列车,高峰期间隔缩短为5分48秒,与原图相比间隔缩小了2分54秒。

结语

通过高峰期加开能缓解一部分客流,但同时也会带来空驶里程和牵引电耗的增加,以目前宁天线最高满载率不超过90%的情况来看,加开列车只是提高乘客满意度的一种手段。本文只抛砖引玉,提供优化运行图的一种思路,具体还需编图人员通过不断摸索找出快速有效的编图方法。

参考文献

[1]徐新玉.城市轨道交通行车组织交路形式分析[J].铁道运输与经济,2010(09).

地铁运行对建筑物的振动影响论文 第2篇

[关键词]地铁运行;振动波;建筑物振动

1 前 言

随着近年来城市化进程的加快,我国已进入大规模发展城市轨道交通的阶段,越来越多的地铁线路投入运营,人们也逐步认识到尽管地铁总体上较其他交通方式污染较少,但仍然不能完全避免对沿线周围环境的影响,特别是振动污染较其他城市交通方式更为显著,地铁引起的振动对建筑物特别是古旧建筑物的结构安全,以及其中居民的工作和日常生活产生了很大的影响。

因此,在大规模规划建设轨道交通体系的同时,研究分析其对周围建筑物的振动影响具有重要意义。

2 地铁运行引起的振动及其传播

近年来,随着城市面积的扩大和社会节奏的不断加快,地铁运行对周围环境的振动影响问题亦越来越严重。国际上早已把振动列为一大环境公害,国内外学者已着手研究地铁振动产生的原因、传播规律、对周围环境及人体的危害和控制方法[1、2、3]。

对于轨道交通系统,由于地铁列车的移动,车轮与轨道接触引起轨道周期性的振动,以及车轮在轨道接缝处引起的冲击振动。这些振动经钢轨通过道床传到隧道结构,再通过隧道结构传递到周围的土层中,进而通过土层向四周传播,诱发了附近地下结构以及地面建筑物的二次振动。

地铁运行 第3篇

深圳地铁一期地铁列车编组采用三辆车为一个列车单元, 两个对称单元六辆车为一列车编组, 形式为—A*B*C=C*B*A—, 其中:A为带司机室拖车;B为带受电弓动车;C为带空压机的动车, “—”为自动车钩;“=”为半自动车钩;“*”为半永久牵引杆。车辆为直交传动, 变频变压电动车组。列车由受电弓从接触网获得电流电压, 额定电压为DC 1500 V, 允许电变化范压围为DC 1000~1800 V, 在电压达到DC 1980 V时, 必须切除辅助和牵引设备负载。通过牵引控制电路使得电流经受电弓到车下的PH箱的两个高速断路器 (H SCB) 与动车的PH箱、PA箱中的牵引逆变器相连接, 经牵引逆变器逆变送入牵引电机, 实现牵引力的输出。

2 列车牵引控制系统

列车牵引控制系统是指为实现列车牵引控制相关功能而设计的有节点逻辑控制电路系统, 其采用的主要部件为司机控制器、继电器、行程开关、按钮开关、旋钮开关以及连接用的导线等;在该系统中, 继电器是实现各项逻辑功能的主要部件, 通过确定继电器的线圈得电吸合的条件以及其触头开关所关联的功能电路, 则可以实现一定逻辑的电路逻辑功能, 以达到列车整体性牵引, 并将该信息输入到列车通信控制系统, 通过其内部的控制程序运算, 最终来实现对列车的有效控制。

列车正线运行模式有URM (无监督手动模式) 、ATO (自动运行模式) 、SM (监督手动模式) , 无论取用何种运行模式, 列车建立牵引功能的原理是相同的, 只有当七大电路 (司机台激活、列车向前方向、列车安全环路、列车警惕监视、列车制动指令、列车牵引安全、列车牵引允许) 同时满足才能建立列车牵引的条件。本文以列车URM模式为例, 介绍该种车型的七大电路, 以此说明列车建立牵引的原理。

2.1 司机台激活电路

激活列车蓄电池后如图1中A区所示, 列车线30271有DC110 V电压, 02F01处于合位其常开则闭合, 打开司机台主控钥匙 (-S01) 后, 列车控制继电器02K01、02K02、02K03、02K04、02K05、02K07得电, 其常开触点闭合, 常闭触点断开, 司机台激活;反之, 当关闭主控钥匙后, 这些继电器失电, 其常开触点恢复常开状态, 常闭触点恢复常闭状态。 (如图1) 。

2.2 列车安全环路电路

列车蓄电池激活后如图1中C区 (两个半组车电路相同) , 激活端的A车继电器03 K11得电, 其常开触点 (53~54) 闭合, 常闭触点 (61~62) 断开;非激活端的03K11不得电, 其常闭触点 (61~62) 闭合, 常开触点 (53~54) 断开。当A车与B车, B车与C车联挂好则车钩监控行程开关就会闭合, 当C车与C车连挂好, T杆在正常位, 激活蓄电池后C车相应的车钩监控继电器就会得电, 其常开就会闭合, 列车处于静止状态, 两A车的零速继电器02K11得电, 其常开触点 (23~24) 闭合, 安全环路建立两A车的02K10得, 其常开触点闭合, 常闭触点断开。

2.3 列车向前方向、警惕监视电路

激活列车蓄电池后如图1中B区所示, 列车线20100有DC110V电压, 司机台激活后, A车继电器02K05常开触点 (43~44) 闭合, 列车方向手柄推向前, 行程开头-S12、-S10常开触头闭合, 列车向前方向列车线20210和方向向前继电器02K14得电, 列车建立方向指令。安全环路已建立, 继电器02K10常开触点 (83~84) 闭合, 列车处于静止状态, 零速监控继电器02K11得电, 其常开触点 (13~14) 闭合, 继电器02K14常开触点 (33~34) 闭合, 继电器02K09得电, 其常开触点 (23~24) 闭合, 当按压下警惕按钮, 行程开关-S00闭合, 列车警惕监视列车线20207得电。

2.4 列车牵引安全电路

激活列车蓄电池后如图1中D区所示, 当列车两侧车门关好, 列车线80137有DC110 V电压, UR M模式下, ATP切除继电器02K34得电, 常开触点 (13~14) 闭合, 司机台激活后, 02K01常开触点 (83~84) 闭合, 列车牵引安全指令线21901得电。

2.5 列车制动指令电路

激活列车蓄电池后如图1中E区所示, 列车线20100有DC110 V电压, URM模式下 (将ATP开头04S01打到分位) 04S01触点 (9~16) 闭合, 司机台激活后, 继电器02K01得电, 其常开触点 (43~44) 闭合;安全环路建立后继电器02K10得电, 其常开触点 (73~74) 闭合;列车方向手柄向前行程开关-S11闭合, 继电器02K09、02K16、02K17得电, 其常开触点闭合, 则非紧急制动、非常用制动、非快速制动指令线得电。

2.6 列车牵引允许电路

激活列车蓄电池, 在列车警惕监视信号建立的前提下, 如图1中B区所示:推牵引手柄离开零位, 行程开关-S20常开闭合, 继电器02K06得电, 其常开触点 (33~34) 闭合, 主风缸压力大于700 kPa时继电器02K56得电, 其常开触点 (13~14) 闭合, 所有停放制动缓解时继电器02K57得电, 其常开触点 (13~14) 闭合, 列车左右侧车门关好, 继电器08K09、08K10得电, 其常开触点 (23~24) 闭合, 牵引允许指令线20417得电。

七大电路涉及40个关键继电器和4个按钮共计105对触点, 这些继电器故障偶发性特别强, 只要其中任一触点发生故障, 列车的牵引控制功能将无法正常实现, 严重时车辆将不能正常牵引。对于在正线的车辆, 由此造成的影响不可小觑, 轻则导致2-5 min的晚点或清客下线, 重则导致列车行车大间隔甚至救援, 将严重降低正线列车运营效率, 对服务质量造成极坏的影响。

3 应急运行模式电路

深圳地铁一期车辆的应急运行模式电路, 针对的就是在列车的关键继电器故障, 列车无法牵引动车的情况而设计。该电路的应用可以解决继电器故障导致的电路功能不全的问题, 使得列车可以牵引动车, 而司机通过简单的几个操作, 在短时间内驾驶车辆运行至站台, 疏散乘客, 极大地降低车辆故障对乘客的影响。同时, 该电路需要人工操作, 与正常模式下的电路相互独立、互不影响, 具有双备份的冗余功能, 这中具有冗余功能的电路称之为列车应急运行模式电路。

根据深圳地铁一期车辆的七大电路的特点, 应急运行模式电路的冗余功能也相应地体现在七大模块中。

3.1 司机台激活冗余电路

激活列车蓄电池, 如图1中A区红色部分所示, 列车线30271有DC110 V电压, 当列车切除ATP开关04S01, 其触点 (27~28) 闭合, 此时列车运行模式为URM模式, 合上应急运行模式开关02S22 (其相应的常开触头闭合) , 打开司机台主控钥匙 (-S01) , 列车控制应急继电器02K70、02K71、02K72、02K73得电, 其常开触点闭合, 常闭触点断开, 同时应急运行模式指示灯02H70亮, 标志着列车应急运行模式启动成功。列车控制应急继电器02K70、02K71、02K72、02K73可替代列车控制继电器02K01、02K02、2K03、02K04、02K05、02K07的关键触点的作用, 实现冗余。

3.2 列车安全环路冗余电路

激活列车蓄电池, 如图1中C区红色部分所示, 合上应急运行模式开关02S22, 其常开触点 (17~18) 、 (33~34) 闭合, 激活司机台后, 应急继电器02K71和02K73的常开触点 (83~84) 闭合, 应急继电器02K75得电, 应急继电器02K75可替代02K10继电器关键触点作用, 实现冗余。同时, 该电路也保证了即使列车启用了应急运行模式, 操作端紧急停车按钮仍然有效。

3.3 列车向前方向、警惕监视冗余电路

激活列车蓄电池, 如图1中B区红色部分所示, 列车线20100有DC110 V电压, 合上应急运行模式开关02S22, 其常开触点 (9~1 0) 、 (2 3~2 4) 闭合, 激活司机台后, 02K70的常开触点 (83~84) 闭合, 02K 71的常开触点 (33~34) 、 (63~64) 常开触点闭合, 02K75的常开触点 (13~14) 闭合, 列车向前方向指令线20210和列车警惕监视指令线20207得电, 实现冗余。列车启动应急运行模式后, 默认输出向前方向。

3.4 列车牵引安全冗余电路

激活列车蓄电池, 如图1中D区红色部分所示, 合上应急运行模式开关02S22, 激活司机台, 应急继电器02K70的常开触点 (43~44) 闭合, 列车牵引安全指令线21901得电, 实现牵引安全冗余功能。

3.5 列车制动指令冗余电路

激活列车蓄电池, 如图1中E区红色部分所示, 合上应急运行模式开关02S22, 其常开触点 (35~36) 、 (37~38) 闭合, 激活司机台, 应急继电器02K70、02K71、02K73、02K75得电, 其常开触点闭合, 则在牵引手柄未进入制动位置时, 非紧急制动、非常用制动、非快速制动指令线得电。当牵引手柄进入制动位置时, 列车相应的制动指令线可以相应的得失电, 实现制动指令的冗余功能。

3.6 列车牵引允许冗余电路

激活列车蓄电池, 如图1中B区红色部分所示, 合应急运行模式开关02S22, 其常开触头 (3~4) 闭合, 激活司机台, 应急继电器02K70得电, 其常开触点 (13~14) 闭合, 在列车警惕监视冗余电路建立的前提下, 推牵引手柄离开零位, 牵引允许指令线20417, 实现冗余。

4 结语

应急运行模式电路, 成功实现了对该车型的七大电路进行冗余改造, 解决了105对关键继电器触头中任一触头故障时无法动车的情况, 使得列车依靠自身动力, 牵引至站台, 达到疏散乘客并退出服务的目的, 减少了此类故障对正线造成的影响, 有效遏制甚至消灭30 min行车大间隔和救援事件的发生, 提高了运营保障能力。目前对深圳地铁一期22列车中19列都进行了上述电路改进, 列车的正线运营质量得到了有效保障。

参考文献

[1]Bombardier.深圳地铁一期工程车辆功能描述0693[Z].德国:Bombardier, 2002.

地铁运行 第4篇

郑州地铁1号线一期工程为一条东西方向的直径线, 是郑州市建设的第一条贯穿城市东西发展主轴, 覆盖城市东西主轴客流走廊。西起西流湖站, 东至市体育中心站, 正线全长26.2 km, 设车站20座, 均为地下车站。线路衔接碧沙岗综合服务中心、二七广场商业中心、郑东新区CBD、综合交通枢纽等区域及市级功能中心, 因此, 对减振降噪等级的要求较高。针对地铁沿线建筑物对振动敏感程度不同及建筑物距线路中心的距离不同等因素对不同敏感地段采取了相应的减振措施, 分别是中等减振:双层非线性减振扣件 (GJ-III型减振扣件) 、高等减振:橡胶垫浮置板、特殊减振:钢弹簧浮置板。

为检验已铺设轨道减振措施的效果, 并为后续轨道专业设计提供理论依据和借鉴, 有必要对郑州第一条地铁线路在行进中引起的土体振动影响状况进行研究。

1 土体特性理论分析

通过建立轨道结构—隧道—土体的三维有限元模型, 研究地铁产生的振动经过所选各类轨道结构在隧道壁与土体中的传递特性, 分析结构对不同频率振动的传递特性, 并对减振效果进行评价。

1.1 土体—隧道—轨道结构有限元模型的建立

本文借助ANSYS三维有限元分析软件对系统进行模态分析, 研究振动在土体中的传递特性。有资料显示[1], 在对土体的波动传播问题进行分析时, 连续的介质被离散化后, 容易引起两种不利效应:低通效应和频散效应。因此, 必须合理考虑土体的模型尺寸、单元网格划分、边界条件、阻尼等。吕爱钟等[2]的研究结果表明, 当计算模型的水平范围取为8D~10D (D为隧道直径) , 即可满足计算精度要求。因此, 计算时取模型的尺寸为:长60 m, 宽30 m, 深45 m (隧道直径为6 m, 且地勘资料中全线控制性孔深为45 m) 。由于三维一致粘弹性人工边界比粘弹性人工边界更为简化, 且易与大型软件结合, 克服了粘性边界引起的低频漂移现象[3], 所以本文采用三维一致粘弹性边界作为土体计算的边界。

根据上述理论, 建立土体—隧道—轨道结构的三维有限元模型。

1.2 土体参数

根据郑州市轨道交通1号线一期 (一标段) 车站、区间附属建筑岩土工程详细勘察资料[4]可知, 郑州地区土质主要为粉土及粉质粘土。本文以郑州地铁某个车站的地勘资料为背景, 简化后的土体参数如表1所示。

1.3 隧道结构有限元模型

本文以圆形隧道截面为标准, 依据施工图[5]中的各轨道结构尺寸, 建立土体—隧道—轨道结构的有限元模型, 如图1所示。

2 粉粘土地层力学性能分析

根据相关文献[6][7]及数值模拟结果可知, 地铁中的振动传播主要以100 Hz以内的低频为主。因此, 本文重点研究分析了100 Hz以内的土体振动情况。本文分别讨论了四种轨道结构形式下, 振动随着距离的变化所产生的传播规律, 并在频域范围内, 比较这四种轨道的减振效果。

2.1 振动沿传播距离的变化规律

为了比较不同频率振动在土体中随距离传播状况, 距振源30 m处, 沿纵向每隔6 m取一个分析点进行分析, 具体计算结果如图2所示。

由图2可知:

在2 Hz时, 由于此频率下振动波长较长, 振动通过不同轨道结构的土体, 未产生振动局部放大的现象, 且均随着传播距离的增大而逐步衰减, 最终趋于一致。在距振源处60 m以前, GJ-Ⅲ型减振扣件轨道结构的土体振动幅值较另两种减振结构最小, 且与普通轨道结构的土体振动幅值差别不大, 橡胶隔振垫轨道次之, 钢弹簧浮置板轨道结构的土体振动最大。在距振源处60 m以后, 四种轨道结构的土体振动基本上均趋于平衡。

在6 Hz和10 Hz时, 随着频率逐渐增加, 振动波长变短, 振动通过土体开始出现局部振动放大现象。6 Hz时, 在距振源25 m处, 10 Hz时, 在距振源40 m处。但不同轨道结构土体振动幅值大小与2 Hz时的振幅类似。

20 Hz时, 四种类型的轨道结构土体振动幅值的顺序较之前有所改变:钢弹簧浮置板轨道振动幅值为最小, GJ-Ⅲ型减振扣件轨道结构的土体振动幅值与普通轨道基本相同, 并且幅值居中, 橡胶隔振垫轨道的土体振动幅值最大。

在40 Hz~100 Hz范围内, 随着频率的增加, 轨道结构对土体的减振作用越来越明显, 尤其是钢弹簧浮置板轨道与橡胶隔振垫浮置板轨道。4种轨道结构在土体中的振动幅值由大到小分别为:双层非线性减振扣件 (GJ-Ⅲ型减振扣件) 轨道、普通轨道、橡胶隔振垫轨道和钢弹簧浮置板轨道。

2.2 小结

本文通过分析振动在四种轨道结构下土体内的传递特性, 对所采用的减振产品的减振效果进行了比较, 得出如下结论:

10 Hz以后, 钢弹簧浮置板轨道的减振效果最好;橡胶减振垫轨道的减振频率范围主要出现在25 Hz以后, 随着频率的增加, 其减振作用逐步显现, 但是效果略差于钢弹簧浮置板轨道;双层非线性减振扣件轨道 (GJ-Ⅲ型减振扣件) 在60 Hz以后具有一定的减振作用, 但效果并不明显。

除2 Hz外, 6 Hz~80 Hz之间, 在计算的土体宽度范围内, 四种轨道结构的土体均发生了局部振动放大现象。在6 Hz~10 Hz内, 四种轨道结构的土体局部放大现象均比较明显, 在10 Hz~80 Hz之间, 普通轨道与双层非线性减振扣件轨道的土体局部振动放大作用较明显, 橡胶隔振垫轨道与钢弹簧浮置板轨道振动放大效果则不明显。

3 结论及展望

郑州轨道交通在设计中采用的GJ-Ⅲ型减振扣件、橡胶隔振垫减振道床和钢弹簧浮置板道床基本满足了环评对不同减振等级的要求, 对土体及周边地面建筑的振动起到了一定的控制作用, 达到了设计预期, 为后续地铁线路的减振方案设计提供了理论参考依据。但是, 仍需要通过现场测试线路运营时车体、轨道、轨枕、道床以及相应的邻近建筑物的振动速度、振动加速度等参量, 进行定量分析, 进而对车辆舒适性、安全性, 轨道振动和隧道基础振动响应, 轨道结构受力变形和周围敏感建筑物的振动响应等进行综合评价, 才能获得最终的评价结果。

参考文献

[1]廖振鹏.工程波动理论导论[M].第2版.北京:科学出版社, 2002.

[2]吕爱钟, 蒋斌松, 尤春安.位移反分析有限元网格划分范围的研究[J].土木工程学报, 1999, 32 (1) :26-30.

[3]谷音, 刘晶波, 杜义欣.三维一致粘弹性人工边界及等效粘弹性边界单元[J].工程力学, 2007, 24 (12) :31-37.

[4]郑州市轨道交通1号线一期 (一标段) 车站、区间附属建筑岩土工程详细勘察资料[Z].2010.

[5]中铁第四勘察设计院集团有限公司.郑州地铁1号线一期轨道工程施工图设计文件[Z].2012.

[6]刘维宁, 夏禾.地铁列车振动的环境响应[A].南京:第五届全国岩石动力学学术会议[C].1996.

砂土液化对地铁建设运行的影响初判 第5篇

天津地铁5号线南段根据区域地质及现场勘察资料局部分布有厚层故河道粉土层, 分布范围广、厚度大, 在地震及地铁施工、运营振动条件下, 可能发生液化现象, 对地铁结构产生破坏。

1 现状液化分布及其土层特性

根据2008年《天津市饱和粉 (砂) 土液化地质灾害调查报告》, 区域内有故河道分布, 且存在严重液化点;在1976年唐山地震时, 地铁沿线有喷砂冒水点分布, 液化区域及喷冒点位置见图1。本场地抗震设防烈度为7度, 属设计地震第二组, 地震动峰值加速度值为0.15g[1]。根据《天津地铁5号线工程场地地震安全性评价报告》, 当本场地遭遇50年超越概率10%的地震作用时, 地表水平向地震峰值加速度为1.629 m/s2, 特征周期Tg=0.70 s。根据已有勘察资料, 以天津地铁5号线南段某区间为例。该区间埋深约3.00 m~17.00 m段为近冲积层故河道饱和粉土。根据已有地质资料, 该层土属欠固结土, 其物理力学指标统计及原位测试统计见表1。

区间两端进出站区段盾构结构局部穿越粉土层, 中间区段液化粉土层位于盾构顶部 (距离约1 m) 。因此, 地铁沿线分布的饱和粉土液化与否对地铁施工、运行的安全至关重要。

2 液化判定

天津地区对于液化判定多以标准贯入法为主, 按GB 50011-2010建筑抗震设计规范中液化判定公式[1]:

其中, Ncr为液化判别标准贯入度锤击数临界值;N0为液化判别标准贯入度锤击数基准值, 天津市区设计基本地震加速度0.15g, 取N0=10;ds为饱和土标准贯入点深度, m;dw为地下水位, m;ρc为粘粒含量百分率, 当小于3或为砂土时, 应采用3;β为调整系数, 天津市属设计地震第二组, 取0.95。

其中, Il E为液化指数;n为在判别深度范围内每一个钻孔标准贯入试验点的总数;Ni, Ncri分别为i点标准贯入锤击数的实测值和临界值, 当实测值大于临界值时应取临界值;di为i点所代表的土层厚度, 可采用与该标准贯入试验点相邻的上、下两标准贯入试验点深度差的一半, 但上界不高于地下水位深度, 下界不深于液化深度;Wi为i土层单位土层厚度的层位影响权函数值, m-1。经计算, 该区域内故河道粉土液化指数16.44~39.77, 属中等~严重液化土层。

3 砂土液化喷砂冒水可能性评价

3.1 地震液化及喷砂冒水机理

饱和松散的砂 (粉) 土在地震、动荷载作用下, 因受到强烈振动而丧失抗剪强度, 使砂粒处于悬浮状态, 致使地基失效的作用或现象即为地震液化, 砂 (粉) 土液化主要是在静力或动力作用下, 砂土中孔隙水压力上升, 如果孔隙水不能迅速排出、孔隙水压力就越来越高, 而土粒所受的有效应力则相应减少。最终有效应力减至0, 土粒间无应力传递, 土粒失重, 悬浮水中, 而孔隙压力上升到等于土的最初的有效应力, 此时土骨架崩溃, 土粒可随水流动。饱和粉 (砂) 土的液化是孔隙水压力上升的结果, 同时也是土体在外力 (振动) 作用下排出孔隙水, 再次固结的过程。

饱和粉土液化机理可采用有效应力原理来解释:在循环荷载作用下饱和粉土土骨架之间的连接遭到破坏后产生体变变形, 同时由于粉土的渗透性较弱, 孔隙中的水不能及时排出, 致使孔隙水压力不断增大, 当其增长到一定程度, 粉粒间的剪阻力成为0, 在此过程中所含粘粒可能主要起润滑作用, 这种作用越强将会使得抗液化强度越小[2]。饱和粉土的液化过程其实就是粉土结构在强烈的剪切变形下发生破坏, 原先由粉土骨架承担的粒间应力, 在结构被破坏后逐渐转移给孔隙水, 引起孔隙水压力的增高和有效应力的降低, 排水不畅时产生液化, 当孔隙水压力大于上覆土压力时, 出现喷砂冒水现象。需要说明的是, 喷砂冒水现象只是地震作用下粉土液化的一种表现形式及判断依据, 并不是所有的液化都会产生喷砂冒水现象。

3.2 饱和砂土液化、喷冒初判

场地内故河道粉土应按照不利情况确定为中等~严重液化粉土, 液化指数最大达39.77, 根据《工程地质手册》[3]对地基液化等级判定, 该区域在地震条件下发生喷砂冒水可能性大, 喷冒程度严重。

3.3 砂土液化可能产生的危害

地震中饱和粉土地层的液化是造成地铁结构破坏的重要原因之一。地铁车站、隧道等地下结构可能由于地基液化时过高的孔隙水压力而产生上浮或沉陷破坏。对于地铁车站及明挖区间, 多采用刚性支护, 抗弯剪能力较低, 地震中比较容易发生开裂破坏, 在高烈度地区甚至会导致衬砌塌方。

4 液化引起地面沉降预测

4.1 地震作用下震陷量估算

根据GB 50011-2010建筑抗震设计规范条文说明对在地震作用下粉土液化平均震陷量进行试算, 公式如下[1]。

其中, SE为液化震陷平均值;B为基础宽度, m;S0为经验系数, 对第一组, 7度, 8度, 9度分别取0.05, 0.15, 0.3;d1为由地面算起的液化深度, m;d2为由地面算起的上覆非液化土层深度, m;p为宽度为B的基础底面地震作用效应标准组合的压力, k Pa;为砂土相对密实度, %, 依据标贯锤击数N取;k为与粉土承载力有关的经验系数, 当承载力特征值不大于80 k Pa时, 取0.30, 当承载力特征值不小于300 k Pa时, 取0.08, 其余可内插取值;ξ为修正系数。

由于场地地面无附加荷载, 计算时按上覆土层作为荷载进行试算。计算条件:上覆土厚度5.0 m, 液化粉土厚度10 m, 地下水水位1.0 m, 由于条文说明中无第二组经验系数, 按8度考虑进行计算, 计算结果为0.15 m左右。

4.2 长期振动作用下震陷量估算

由于地震荷载为瞬时荷载, 而地下铁路深度一般位于地下8 m~20 m左右, 而其环境振动影响范围约20 m。地下线的振动影响主要取决于线路的线形、埋深, 尤其与敏感点的距离、运行速度关系较大。地铁隧道上方5 m以内的建筑, 环境振动无明显变化;5 m~20 m振动级衰减比较明显[4]。同时地铁运行是长期持续的, 若这个振动影响到液化土层产生震陷, 可能会对地表产生一定的影响。区域内故河道土属欠固结土, 当考虑液化粉土在长期振动固结作用的体积变化, 即液化粉土在地下铁路振动的长期作用下, 排出孔隙水, 进行固结引起的体积变化时, 我们采取假设部分条件的方法进行了试算。

根据前文中式 (3) 注释, 利用标准贯入击数N对粉土密实度进行估算。

式中有效上覆压力取上覆土厚度5 m进行估算, 有效压力约为56 k Pa, 粉土层密实度Dr按标准贯入击数平均值计算约为63%。

根据《工程地质手册》, 当按抗震设防烈度7度, 即地面最大加速度0.15g, 粉土密实度Dr应提高至73%, 可视为不液化土[3]。按上述式 (3) 注释公式反推可得标准贯入击数N应不小于15.2击。依据标准贯入与孔隙比经验关系e=0.658-0.003 4 N[5], 可得到当孔隙比小于0.61时, 可视为不液化土。

则液化土在固结前后的厚度变化值可按式 (4) 计算:

其中, ΔH为土层厚度变化值, m;H为原液化土层厚度, m;e0为原孔隙比;e1为固结完成后孔隙比。

根据本区域内勘察资料, 故河道粉土层孔隙比介于0.65~0.79, 平均值e1=0.74, 可得到ΔH=0.063 9H。当液化粉土厚度10 m时, 在长期振动作用下, 液化粉土固结压缩厚度变化应不大于0.64 m。考虑到由于地铁施工阶段工期较短, 同时有一定的补偿控制措施, 而运营期间产生的振动能量总体较小, 应对于估算结果进行适当的折减, 按照40%~60%计算, 其厚度变化可能引起的沉降约为0.26 m~0.38 m。

5 结语

1) 区域内故河道粉土综合判定应按照不利情况确定为中等~严重液化粉土。该区段场地为中等~严重液化场地。地铁设计、施工时应充分考虑砂土液化对于地铁建设、运营产生的不利影响。2) 区域内故河道粉土在地震作用下产生震陷量约0.15 m, 总体影响较小;在长期振动下可能引起的沉降约0.26 m~0.38 m, 区域内故河道粉土在长期运营振动作用下可能引起的变形较大。3) 地铁长期运营产生的振动可能对其影响范围内的故河道粉土产生震陷、挤密作用, 从而引发地面沉降等工程问题, 应引起注意。由于该仅为假设条件下估算, 实际条件下地铁运行产生振动影响范围及模式、对故河道粉土的相互作用可进行进一步的专项研究。

摘要：对地铁沿线故河道粉土液化情况及喷砂冒水情况进行了初步判别, 同时对可能产生的震陷及地面沉降进行了估算, 结果表明, 地震产生震陷量较小, 但在长期振动下可能产生的沉降较大, 应引起关注。

关键词：砂土液化,地铁,震陷,沉降

参考文献

[1]GB 50011-2010, 建筑抗震设计规范[S].

[2]李立云, 崔杰, 景立平, 等.饱和粉土振动液化分析[J].岩土力学, 2005 (10) :1663-1666.

[3]工程地质手册编写组.工程地质手册[M].北京:中国建筑工业出版社, 2007.

[4]DB 29-20-2000, 岩土工程技术规范[S].

[5]谢咏梅, 刘扬, 辜小安.城市轨道交通地下线振动环境影响分析[J].都市快轨交通, 2012 (2) :59-62.

广州地铁五号线能耗装置运行分析 第6篇

五号线全线共设13座牵引降压混合变电所。每个牵引所设置制动能量消耗装置一套, 当处于再生制动状况的列车回馈出去的电流不能完全被其他车辆和本车的用电设备所吸收时, 能量消耗装置立即投入工作, 吸收掉多余的回馈电流, 使车辆再生电流持续稳定, 最大限度的发挥电制动功能。

制动能量消耗装置的投入和撤出采用电压相对判断和电流判断方式, 电压判断采用交流侧电压与直流侧电压进行比较判断, 电网电压DC1670V以下, 车辆进行再生电制动时, 吸收设备不进行判断, 外部具备吸收能力时, 由外部吸收;如果外部没有吸收能力, 则电网电压将抬高, 抬高到电网电压大于DC1670V时, 吸收设备投入工作, 根据吸收电流的大小, 进行恒压控制使电压保持在1800v左右。

五号线列车VVVF工作情况如下:VVVF箱内有两个VVVF逆变器, 每个VVVF逆变器驱动2个直线电机。当VVVF接受到牵引手柄给出的牵引指令后, 充电接触器CHB闭合, 滤波电容器充电, 当滤波电容电压达到一定值时, 线路接触器LB闭合, 接着CHB分离, 逆变器的门极开始工作。逆变器由IGBT模块组成, 能够实现变频变压控制, 将1500V直流电压转换为驱动三相直线感应电机所需的三相交流电压。如果DCPT12, 22 (滤波电容电压传感器) 检测到的电压高于1980V, 门极将停止工作, 同时LB分离, OVCR F1, 2 (过压保护晶闸管) 导通, 通过OVCR FR1, 2 (过压保护电阻) 放电。

另外利用车辆VVVF监测软件检测到的部分数据样本分析可得以下一些参数:牵引工况时, DCPT11检测到的网压大于滤波电容电压30~100V左右, 电制动工况时, 滤波电容电压大于DCPT11检测到的网压0~100V左右。

2 发现问题

2009年9月份车辆调试以来, 列车常出现制动不平稳, 电制动消失。检查列车故障记录, 发现故障为VVVF滤波电容过电压。

3 采取措施

9月15号在车辆段试车线进行40km/h紧急制动时能耗装置效果测试, 当天共进行了三次40km/h运行时速紧急制动测试, 从能耗制动柜上读取的实时波形来看, 每次能耗装置能够及时投入吸收, 吸收电流较大, 吸收效果明显, 但是制动瞬间列车上检测的VVVF网压偏高

当时五号线只投入了文冲、三溪、员村、猎德四个牵引所的能耗装置。参数设置见表1。

投入猎德、员村、三溪、文冲四个牵引所的能耗吸收装置。测试列车在30km/h、45km/h-60km/h、80km/h三种速度下进行紧急制动时能耗吸收效果。此时测试效果并不理想, 之后经厂家共同讨论把参数进行优化如表2。从数据来看, 能耗装置在参数优化后吸收都比较平稳, 电压控制在1800v以下。对比之前效果有明显改善。所以经过多方讨论, 初步确定了变电所能耗装置的参数最优化设置为 (启动电压1680V、P值40、I值20) 。

2009年11月初, 又进行五号线AW2模式下列车与能耗装置制动匹配性试验, 以达到优化参数配置的目的。

调试时, 能耗装置的参数设置为启动电压1670V、P值40、I值20, 本次调试中正线1500v直流系统由窖口、坦尾、火车站、猎德、员村、三溪、文冲变电所供电;同时投入坦尾、火车站、猎德、员村、三溪、文冲6个牵引所的能耗装置。车辆中心安排一列六动车编组的五号线列车进行测试, 分别测试在车速为30km/h、60km/h、80km/h或以上时的常规制动 (或快速制动) 。根据能耗装置投入的现有状况, 测试区域为窖口~火车站、火车站~猎德、猎德~员村、员村~文冲四个区段。每个区段分别做制动测试, 并记录测试结果。在不同时速下多次制动情况下, 由变电所内录到的波形可以判断:制动时, 吸收效果明显, 电压平稳;而且车辆上也未出现异常。由此可以证明能耗装置的参数设置为启动电压1670V、P值40、I值20完全能够满足运行需要, 在随后时间里, 我部加强了对制动能耗装置的跟踪, 确认制动能耗装置吸收效果明显, 电压平稳;制动能量模拟根据直线电机车辆特性, 按照全线每座牵引变电所设置一套制动能量消耗装置的原则, 在不同运行交路下, 对列车制动能量进行模拟计算, 并分析统计结果, 校验制动能量消耗装置的安装容量能否满足列车运行要求。

供电模拟条件车辆基础参数及特性曲线:车辆编组:6辆编组;运行交路 (对/小时) :30、24、20、17、10;直流牵引系统运行方式:正常及故障运行两种。

模拟结果统计值

各种运行条件下的模拟结果统计值如下:

根据模拟结果, 在不同运行交路下, 除了被线路上其他车辆利用的制动能量以外, 反馈至全线各牵引变电所直流母线的制动能量平均功率为242k W, 短时功率为2208k W, 均小于现阶段设计的制动能量消耗装置对应的额定值

4 结束语

从目前全线的能耗装置的运行情况来看, 设备运行正常, 吸收效果良好, 直流1500v供电系统电压满足运营标准。列车制动时VVVF的制动能量释放曲线和制动能耗装置的吸收曲线不匹配, 可能影响能耗装置吸收效果, 导致列车VVVF滤波电容过压故障, 经车辆厂家修改VVVF参数后, 设备运行正常

参考文献

[1]程迪.列车制动系统[M].郑州大学出版社, 1998.

[2]殳企平.城市轨道交通车辆制动技术[M].中国铁道出版, 2007.

[3]张和平.南京地铁车辆制动系统特点分析[J].机车电传动, 2005.

[4]王明飞.城市轨道交通再生电能吸收装置[J].城市轨道交通研究, 2009.

地铁运行 第7篇

现在, 随着社会持续快速的发展, 人口不断地向城市集中, 城市交通压力急剧增大。为了缓解交通压力, 地铁得到了迅速发展, 尤其在一些大城市地铁已逐渐成为最主要的交通方式。但地铁的运营也会产生许多负面的影响, 如地铁振动对地铁周围的地面建筑物, 尤其是框架结构的建筑物都会产生不可忽视的影响, 这对建筑物的结构安全和正常使用都有很大的影响。并且有可能导致建筑物的地基产生不均匀沉降, 有时还会导致建筑物倾斜, 出现裂缝。因此为了避免这些情况的出现, 我们就急需深入研究地铁振动时对框架结构的影响规律以找到产生这些结果的根本原因, 这就需要运用科学的方法研究地铁的振动规律、振动传播规律以及框架结构对振动的响应规律。然后针对研究结果提出相应的解决措施, 将地铁和钢结构工程的优势结合起来, 解决轨道与建筑物的对接问题, 实现舒适、安全的立体化交通, 促进城市交通和房屋建筑的不断进步和完美结合。本项目的研究, 可以得出一些基本的规律, 并通过对地铁轨道、列车的改造以及对框架结构的更合理化设计来减少甚至消除振动影响。提高交通效率, 并且保证框架结构的安全舒适。

1 研究方法

⑴通过实测得到地铁沿线某一框架结构建筑在地铁经过的十二秒内振动振幅情况, 每0.002秒测一次, 共采集6000个数据, 并记录。

⑵利用ETABS软件, 将测得数据分别加载到已建好的框架结构模型上, 进行数值模拟。

⑶分析不同层数的框架结构建筑顶层节点在此12秒内的位移, 建筑物可分为十层, 二十层, 三十层等。

⑷选取节点, 选择建筑物的顶层最中央的节点, 以及四个角上的节点, 即为joint25, joint1, joint7, joint43, joint49与顶层节点。

⑸选取不同楼层 (如30层、20层、10层) 进行最大位移角分析, 从而得出不同水平 (即X Y) 方向的最大振幅情况。

⑹对实验进行总结, 从实验得出的数据出发寻找其中的规律, 并得出相应的结论, 力争应用在实际施工中。

2 结构建模

建立分析模型:分别建立十层, 二十层, 三十层框架。图1为三十层框架模型。

3 采集数据

经过实地勘察记录得到6000个数字并记录, 每0.002秒进行测量一次, 得如图表格。

上表1中的数据是从6000个原始数据中选出的前9个。

4 计算与分析

(1) 对节点位移的分析

分析同一轴上顶层节点位移随层数增加的变化, 得到如下时程函数, 30层时joint1, joint7, joint25, joint43, joint49, 随时间变化的时程函数。

从时程函数中统计出数据, 记录如下:

数据分析:

当地铁通过高层钢框架结构时, 同一层上每一节点振动位移有较大区别, 表现为:正向位移总体大于负向位移。

由此说明正向最大振幅是负向振幅的0.62倍。

利用ETABS同样可以得到第二十层和第十层的数据如下:

第二十层楼层的时程函数

统计数据记录如下表格:

数据分析:

当楼层变为二十层时, 同一层上的节点位移差别在减小。

说明正向最大振幅是负向振幅的0.76倍。

第十层楼层的时程函数

注:论文中省略了一些时程函数的截图。

数据分析:

因此正向最大振幅是负向振幅的0.87倍

根据以上所有图标信息可以看出:

所有的时程函数显示, 节点位移正向都大于负向, 并且两者相比在0.62到0.87之间。

⑵对最大楼层偏移角的分析

在加载模型中, 得出10层、20层、30层的最大楼层偏移角。

利用ETABS软件得到水平方向 (即XY方向) 的楼层最大位移角如下:

对以上三个由ETABS得出的时程函数图分析得以下表格:

对以上表格分析得:随着楼层的增加最大楼层偏移角有明显的增大趋势, 但是30层比20层位移角小, 同时Y方向在20层以下均小于X, 在20层以上则大于X方向。

⑶对楼层加速度的分析:

对以上数据处理, 纵坐标为加速度, 横坐标为时间轴, 画出竖直, 水平方向的加速度。

由以上图表6和数据可知, 前2秒内垂直, 水平方向的加速度都较小, 2到9秒加速度明显变大, 9到12秒又变小;同时在2到9秒之间加速度也有较大幅度的变化。

5 结语

通过对地铁附近钢结构的研究, 从计算与分析中得到了以下结论:

⑴从节点位移分析中看出, 30层, 10层, 20层节点位移依次减小, 说明节点的振动不完全是由层数决定的, 同时也说明在钢结构框架中位移的大小不是由震源的远近唯一决定。

⑵随着楼层的增加, 高层钢结构中最大位移角不断增大, 在20层到30层之间有一个明显的变化, 因此建筑最好控制在20层以内以确保安全。

⑶12秒内模型在竖直、水平方向的加速度并不是在同一时间达到最大值, 加速度大说明振动频率小, 结构在短时间内更容易达到最大侧移位置。

⑷通过以上结论可知, 随着层数的增加应适当增加每个节点的强度, 在设计时保证高层处各结构点的刚度较低层更大一些。同时应该注意建筑物的方向即地铁的运行方向与框架结构的最大楼层位移角方向垂直。

参考文献

[1]张爱林, 于劲等.低周反复荷载作用下T形截面钢异形柱-钢梁节点抗震性能试验研究.建筑结构学报, 2011 (7)

地铁运行 第8篇

1 冷水机组系统中压缩机跑油的问题

制冷系统中润滑油的过多将严重影响机组的正常运行, 油过多将会影响蒸发器的热交换效果, 且油在蒸发器将影响液位传感器的正常动作, 西安地铁冷水机组的回油, 是利用油的比重比制冷剂液体轻, 浮在制冷剂液体表面, 然后通过机组吸、排气压差将油通过回油管路高压引射至压缩机内, 如果蒸发器液面高了或低了都将导致回油不正常, 油一但留在蒸发器内了, 随着制冷剂的蒸发产生很多油泡沫, 我们可以从蒸发器的观察镜中看到。这时, 液位传感器会以为液面高了, 从而控制调制马达关小, 导致供液不足、从而引起吸气压力过低的报警。而我们的现状情况是, 中央从远方给出开机命令控制冷水机组开机, 但是由于各个站的冷却水温情况不同 (季节因素和停机时间因素) , 导致在开机初期, 压缩机的吸排气压差不能建立起来, 压缩机中的润滑油由于压差的过小, 不能随着制冷剂回到压缩机, 这样就会导致压缩机的低油位的频繁报警, 对机组的运行寿命产生很大的影响。所以必须由现场工班人员调节冷却水水阀来建立压差帮助正常回油, 这样就违背了设备可以远程操作的意图, 每次开机都需要现场人员来进行调节和处理, 使远控成为了一种摆设。笔者提出的改进措施是:将冷水机组冷却水出水端的只有开关量操作功能的电动蝶阀替换为可以调节操作的电动二通阀。它的工作过程是, 机组首先在开机初期采集吸排气压差, 将压差模拟信号传到机组PLC, 机组PLC根据事先设定好压差的范围来调节电动二通阀的开度, 从而控制冷却水量的大小来把压缩机的吸排气压差控制在一个稳定的范围内保证机组正常的运转。这样做的优点是电动二通阀代替了电动蝶阀可以调节水量, 调节精度得比原来人工调节精度高, 调节时间减少很多, 设备的利用率有了提高, 节省了人力资源的浪费。缺点则是, 需要考虑蝶阀变成二通阀成本的增加以及二通阀在运行维护中故障率的高低。

2 空调冷冻水系统的流量较低问题

膨胀水箱的主要作用就是稳压和补水。它的补水管一定要连接到冷冻水系统的底部, 这样, 补水采用从下而上的方式, 末端设备内的空气就可以一次排净, 补水的速度也快。但是在实际安装施工过程中, 由于常规的膨胀水箱标高要比冷冻水系统顶部略高一点, 所以从膨胀水箱出水管接至冷冻水系统顶部只有几米的距离, 而接到冷冻水系统底部一般要有几十米的距离或者更多, 所用管材管件较多, 增加成本, 因此一些施工单位往往将补水管就近接入冷冻水系统, 使得补水变为从上朝下补水, 这将会导致空调冷冻水系统的所积存的空气无法排出, 使系统无法正常工作。在西安地铁运营的第二个空调季的时候就发生了这种情况。由于在第一个空调季结束的时候, 全部站的冷冻水系统为了防止在冬季冻坏, 所以将水全部放干净。所以第二年加水的时候大家没有考虑排空气的问题导致冷水机组刚开始运行的时候, 大部分站总是冷冻水流量偏低, 各个房间的制冷效果较差。结果最后每个站用了平均1天的时间在排空气, 而且大部分的排气阀都装在了管道翻墙处或者吊顶上面, 使系统排空的难度增加。而且每年冷冻水系统经过空调季后的放水, 在空调季前系统补水后又得开启水泵循环来放循环水中的空气, 加大了维护人员的工作量。笔者的建议是, 改造补水方式, 将补水管引入到冷冻水系统的最低处补水。这样即减少了为排空气而使水泵循环的耗电量, 又减轻了维护人员的工作量, 也使系统的运行效率有了提高。

3 水流开关频繁误报警和漏水的问题

空调水作为二次换热的介质, 合适的水流量是冷水机组可靠工作的必要保证, 不适当的水流量可能导致冷水主机蒸发器结冰、冷凝压力高等故障, 因此合适的水流检测方法以及检测部件是保证机组只有在系统水流量大于允许的最小水流量下工作, 避免冷水机组发生故障。西安地铁所用水流开关的基本工作原理是金属片安装在水管中, 水管内的水的流动冲击金属片使之弯曲变形, 从而带动微动开关输出控制信号给冷水机组PLC, 告知有水流可以启动机组。但是这种水流开关的金属片在正常使用时长期受水流压迫处于弯曲变形状态, 易断裂。但是维护保养人员很难发现金属片已坏的故障, 只有机组停机后拆除管路后才能发现, 这种情况在运行中造成了很多的误报警。维护人员为了消除这种误报, 往往是把水流开关输出信号端短接。这样水流开关也就失去了保护机组的作用。而且水流长期的冲刷金属片也会导致与金属片上部连接的弹簧处密封不好, 造成水流开关漏水, 这种故障对运行维护人员进行处理却造成了很大的麻烦。如果在系统中采用压差式水流开关, 它具有流量控制准确、对系统不再额外增加阻力、又对水管管径没有要求以及无水流扰动干扰等特性, 可取代任何形式的金属片流量开关作为空调水系统的流量控制。压差式水流开关可以直接安装在机组内, 从压差开关连接两根铜管至换热器的进出口测量其进出口的压差, 即反映出流量。而用户现场不需要安装和接线, 避免了金属片水流开关的安装不准确导致机组故障的隐患。

由于空调水系统涉及的问题较多, 综合影响因素面也较广, 随着地铁运营时间的加长, 水系统的问题会越来越多。以上分析仅为笔者根据这两年来对地铁空调水系统的粗浅认识, 更多的问题还有待继续发现和研究。

参考文献

[1]陆耀庆.实用空调设计手册[S].中国建筑工业出版社, 1993.

[2]吴业正, 韩宝琦.制冷原理及设备.第2版[M].西安交通大学出版社, 1997.

[3]吴耀伟.供热通风与建筑给排水工程施工技术[M].哈尔滨工业大学出版社, 2001.