李 巍

（中車唐山機車車輛有限公司， 河北 唐山 063035）

CRH3 及CRH5 平臺動車組在運用中，多次發(fā)生初升弓送電時，個別車制動不緩解故障，經(jīng)查為雙向止回閥導致的間接制動壓力過充。文中通過理論計算、整機與單機測試及拆解分析等方面，為此閥提出了4 個優(yōu)化方向，為降低該閥雙向貫通風險提出優(yōu)化措施。

1 原理分析

1.1 間接制動預控壓力形成原理

正常工況下，緊急制動緩解時列車管充風到6 bar，列車管為儲風缸B50 充風到6 bar，同時雙向止回閥A3 側(cè)間接制動預控壓力通過分配閥連通大氣；緊急制動觸發(fā)時列車管排風到0，分配閥動作使儲風缸B50 中6 bar 的風壓到達儲風缸B51 及雙向止回閥A3 側(cè)，形成間接制動預控壓力，如圖1所示。

圖1 制動氣路原理圖

根據(jù)理想氣體狀態(tài)方程式（1）：

式中：P為氣體壓強；V為氣體體積；n為氣體物質(zhì)的 量；r為常 數(shù)［r=8.314 J/（mol·k）］；T為 開 爾 文溫度。

緊急制動施加前后，儲風缸B50、B51 以及管路內(nèi)壓縮空氣的“n×r×T”未發(fā)生改變，且風缸及管路的容積不變，通過壓強與體積的乘積不變的原理，即為式（2）：

式中：P前為間接制動施加前B50 內(nèi)的氣體壓強（列車管壓力為6 bar）；V1為B50、分配閥腔體及管路的容積（7 L+1.6 L）；P后1為間接制動施加后B50內(nèi)的氣體壓強；V2為B51 及間接制動的預控壓力管路 容 積（1.3 L+0.8 L）；P后2為 間 接 制 動 施 加 后B51 及管路中的壓強，即間接制動預控壓力（雙向止回閥A3 側(cè)壓強）。

當緊急制動施加時，儲風缸B50 與儲風缸B51通過分配閥相通，間接制動預控壓力最高，P后1=P后2，即為式（3）：

根據(jù)理論計算與實際監(jiān)測，正常情況下間接制動預控壓力最高應為4.8±0.1（bar）。

1.2 間接制動預控壓力過充原因

CRH3 與CRH5 這2 平臺動車組在斷電時，均會觸發(fā)列車管排風的緊急制動，雙向止回閥A3 側(cè)形成的間接制動預控壓力達到4.8 bar。當動車組斷電停放時間較長時，總風壓力不可避免的泄漏，而間接制動預控壓力容積小，風壓泄漏極慢或基本無泄漏。此時升弓供電，在緊急制動未緩解時，緊急制動電磁閥使雙向止回閥A1 側(cè)與總風壓力相通，總風壓力隨空壓機打風緩慢上升，雙向止回閥A1 與A3 兩側(cè)壓力接近時，個別雙向止回閥閥芯內(nèi)部動作不靈敏使閥芯停在中間位置，直接制動預控壓力與間接制動預控壓力互通，如圖2 所示。雙向止回閥A3 側(cè)壓力（間接制動預控壓力）隨A1 側(cè)壓力（即總風）上升到6 bar 以上，再操作緩解緊急制動，將無法通過列車管充風（最高壓力6 bar）使分配閥閥芯運動到緩解位，A3 側(cè)壓力始終不能釋放，中繼閥持續(xù)輸出制動壓力，故障表現(xiàn)為制動無法緩解。

圖2 雙向止回閥原理圖[1]

2 測試與研究

2.1 整機測試—故障雙向止回閥在車組上的測試

CRH3C 與CRH380B（L）平臺動車組在緊急制動狀態(tài)下，列車管排風形成的間接制動預控壓力為4.8 bar（雙向止回閥A3 側(cè)），總風壓力通過緊急制動電磁閥輸出直接制動預控壓力（雙向止回閥A1 側(cè)）。當總風壓力從4.8 bar 以下開始上升，如上升速度較為緩慢時，雙向止回閥兩側(cè)的壓差無法瞬間建立（此閥的技術(shù)標準要求兩側(cè)壓差最小0.25 bar），且此時如果閥芯不靈敏未運動到位將導致兩側(cè)進氣口貫通，間接制動壓力隨總風壓力上升。

選取1 列已發(fā)生間接制動預控壓力過充故障的CRH380B 型動車組，監(jiān)測總風壓力（R）、直接制動預控壓力（Cv）、間接制動預控壓力（Stv）情況如下：

當全列所有空壓機（2 臺）可正常啟動，總風壓力上升速率約為1 bar/min，間接制動預控壓力（Stv）始終保持4.8 bar 不變，未跟隨總風壓力（R）及直接制動預控壓力（Cv）上升，即雙向止回閥兩側(cè)進氣口未貫通，如圖3（a）所示；當動車組只啟動1 臺空壓機時，總風壓力上升速率較慢，約為0.6 bar/min，間接制動預控壓力（Stv）由4.8 bar 跟隨總風壓力（R）及直接制動預控壓力（Cv）上升到5.92 bar，即雙向止回閥兩側(cè)進氣口貫通，如圖3（b）所示。

圖3 供風測試壓力曲線

2.2 整機篩查—檢修庫內(nèi)雙向止回閥靈敏度普查

制定雙向止回閥的普查方案，普查方案原理是將總風壓力降到4.8 bar 以下，使車組施加緊急制動，讓雙向止回閥的A1 側(cè)與總風相通，A3 側(cè)為4.8 bar 的間接制動預控壓力；全列車只啟動1 臺主空壓機，使A1 側(cè)總風壓力緩慢上升到4.8 bar 以上，查看是否存在A3 側(cè)間接制動壓力過充的情況，具體操作如下：

（1）模擬長時間存放，車組總風壓力初步下降

總風壓力6.5 bar 以上，斷開主斷，防止空壓機自動啟動打風，只留1 臺空壓機待用（其他空壓機切除）。通過緊急制動將總風壓力降到6.5 bar，列車管充滿風（6 bar），操作車組所有空氣制動緩解。

（2）通過環(huán)路故障隔離開關(guān)再次降低總風壓

將所有頭車（1 車、00 車）的“緊急制動閥”故障開關(guān)打到關(guān)位（水平位），防止列車管排風后由于總風壓力不足導致全列緊急制動無法緩解，以至無法操作降低風壓。多次操作非占用端“緊急制動回路”隔離開關(guān)，使緊急制動回路斷開再閉合，通過回路使制動施加緩解，降低總風壓力到4 bar以下。

（3）檢測雙向止回閥靈敏度

恢復“緊急制動回路”故障開關(guān)，恢復1 車和8車的緊急制動閥，通過緊急蘑菇頭施加緊急制動，列車管排風后，雙向止回閥A3 口風壓為4.8 bar。升弓閉合主斷，使空壓機打風到總風壓力7 bar，操作列車管充風緩解所有制動。如個別雙向止回閥動作不靈敏，將會發(fā)生間接制動預控壓力Stv 過充使制動不緩解。

通過篩查，發(fā)現(xiàn)約每12 列車（8 輛短編，每輛車安裝1 個雙向止回閥）中有1 個雙向止回閥靈敏度測試無法通過，截止2020 年5 月，已發(fā)現(xiàn)并更換7 個雙向止回閥。

2.3 單機測試—試驗臺檢測

為研究雙向止回閥導通的問題，搭建了1 個靈敏度測試臺，對12 個雙向止回閥樣本（前期運用故障閥4 個，整機篩查問題閥7 個，新閥1 個）進行功能測試與車組工況模擬測試。

功能測試：雙向壓差0.25 bar 的情況下，均測試通過，雙向止回閥功能非常良好。

車組工況模擬測試：

（1）打開H1、H3、HP0、HP1、HB 截斷塞門，通過調(diào)壓閥P，將雙向止回閥DRV 的A1 與A3 口壓力調(diào)成4.8 bar，關(guān)閉HP1 塞門，切除雙向止回閥兩側(cè)供給，保持兩側(cè)壓力不變。

（2）打開H4 塞門，調(diào)整流速使A1 壓力緩慢上升，觀察A3 側(cè)壓力值是否跟隨A1 側(cè)壓力上升，測試原理如圖4 所示。

圖4 雙向止回閥測試原理圖

（3）將雙向止回閥豎放與平放位置，如圖5 所示，檢查A1 與A3 是否有貫通的情況［2］。

圖5 雙向止回閥測試

測試結(jié)果如下：

（1）雙向止回閥尺寸標準為：閥芯外徑為φ30c8（29.857～29.89），閥 腔 內(nèi) 徑 為φ30 H8（30～30.033），配合公差為0.11～0.176 mm。經(jīng)檢查測量，這12 個樣本閥芯、閥腔及配合尺寸均滿足標準要求，機械配合無異常。

（2）12 個樣本閥件在平裝測試時，11 個樣本兩側(cè)貫通（包括新閥），僅有1 個樣本未出現(xiàn)貫通情況；豎裝測試時，僅10 號樣本存在貫通情況。

（3）10 號閥件樣本靈敏度最差，對10 號閥清潔及潤滑后，仍存在貫通情況。雖裝配公差在正常范圍內(nèi)，但手動抽取閥芯時有輕微阻力，拆解未發(fā)現(xiàn)異常，確定為生產(chǎn)制造過程中的個例問題。

（4）測試臺可以模擬靜止的壓力，如雙向止回閥A3 口加裝10 L 風缸并設定在4.8 bar，與車組工況基本一致；動車組總風管路長度從幾十米到上百米不等，風缸總?cè)莘e為2 700～3 200 L，所以試驗臺對于雙向止回閥A1 口的壓力上升情況與車組總風壓力上升時流速及沖擊不能完全一致，即難以模擬車組壓力動態(tài)情況，未能復現(xiàn)豎裝工況下貫通的故障情況，但可復現(xiàn)平裝工況下的壓力貫通情況，且新閥也同樣出現(xiàn)此種情況。從當前試驗結(jié)果來看，豎裝方式明顯優(yōu)于平裝方式。

3 研究優(yōu)化方向

3.1 動車組初上電操作優(yōu)化

在已發(fā)生間接制動壓力過充的動車組上進行試驗，在車組總風壓力較低時，先操作緊急制動緩解，當總風上升到7.1 bar 時再施加緊急制動，此時在A1 口瞬間建立的直接制動預控壓力Cv=總風壓力=7.1 bar，與間接制動預控壓力Stv（雙止閥A3 口）4.8 bar 相比，瞬間形成的壓差為2.3 bar，即使閥本身存在個體差異，但此壓差仍足以推動閥芯運動到位并密封A3 口，如圖6 所示。

圖6 動車組初上電優(yōu)化后的壓力曲線

綜上，在動車組當天第1 次升弓送電后，由于停放時間長總風泄漏較低，此時應先緩解緊急制動再升弓打風，使總風壓力上升到大于5.5 bar 時（間接制動預控壓力不會高于5 bar），再進行緊急制動等其他操作，可以規(guī)避雙向止回閥的兩側(cè)壓力貫通問題。

動車組上電操作優(yōu)化方案的安全操作注意事項：

（1）緩解緊急制動前，應施加停放制動，停放制動為彈簧蓄能控制施加，無風壓要求，可在不大于20‰的坡道上安全停放。

（2）如在大于20‰ 的坡道上停放或個別車停放制動故障時，則可在緩解緊急制動前先施加備用制動以防止溜車，最大備用制動力不小于緊急制動力。

3.2 安裝方式優(yōu)化

CRH3 平臺動車組雙向止回閥兩側(cè)壓力貫通的故障率遠小于CRH5 平臺動車組，究其根本原因為其安裝方向為豎直安裝，而CRH5 平臺動車組雙向止回閥為平裝。雙向止回閥豎裝與平裝原理圖如圖7 所示。

圖7 雙向止回閥豎裝（左）與平裝（右）原理圖

當雙向止回閥A3 口壓力為4.8 bar 時，A1 口從較小壓力開始緩慢升壓直到閥芯動作的瞬間，此2 種安裝方式的壓力平衡計算為式（4）、式（5）：

豎裝方式：

式中：PA1為A1 口 壓 力；PA3為A3 口壓 力4.8 bar；b1為A1 壓力作用面直徑φ27 mm；b2為A3 壓力作用面直徑φ27 mm（由于PA3可通過閥芯側(cè)面到達A1壓力作用面膠圈的外圈，兩側(cè)外圈作用力相互抵消，所以PA3的實際作用面直徑為φ27 mm）；Gb為閥芯重力0.057×9.8 N；Fb為平裝時閥芯與閥腔的摩擦力（由油膜及接觸面粗糙度共同決定，文中不做定量研究）。

代入式（4）、式（5），算得式（6）、式（7）：

豎裝方式：

平裝方式：

當雙向止回閥豎直安裝時，A1 口壓力4.79 bar時即可開啟閥芯，如A1 口壓力以極慢的速率上升，A3 口4.8 bar 的壓力可通過閥芯極小的側(cè)邊（公差0.15 mm）貫通A1，A3 壓力再次下降，A1 與A3 的壓力差增大，可促使閥芯向下運動。如A1 口壓力上升速度稍快時，則可直接形成壓差使閥芯向下運動。所以，閥芯在正常情況下，基本不會發(fā)生A3 口過充的情況，文中單機測試已驗證。

當雙向止回閥平裝時，A1 口壓力［（4.8+0.017Fb）bar］大于A3 口壓力（4.8 bar）才可開啟閥芯，如A1 口壓力緩解上升，由在閥芯運動過程中，A1 壓力過充到A3 口，使A3 口壓力一直隨A1 緩慢上升的現(xiàn)象，最終導致A3 口壓力過充，文中單機試驗中也驗證基本所有雙向止回閥（包括新閥）都存在這種過充情況。

綜上計算，此類雙向止回閥在設計使用時，應優(yōu)選豎裝方式。

3.3 故障自動診斷優(yōu)化

當間接制動預控壓力Stv 過高時，現(xiàn)車表現(xiàn)為制動無法緩解，無任何診斷代碼，不便于應急處置及庫內(nèi)檢修。在新版制動軟件中計劃增加“間接制動預控壓力Stv 過高”的代碼，當Stv 壓力高于5.6 bar 并延遲10 s，制動控制系統(tǒng)會報出診斷故障代碼以提示乘務人員。

3.4 出廠例行試驗優(yōu)化

優(yōu)化雙向止回閥測試臺及測試大綱，對每個出廠的雙向止回閥進行靈敏度檢測，新增加的測試要求如下：

雙向止回閥A3 口保持4.8 bar 的壓力（容積10 L），A1 口 由4.5 bar 壓力 以0.45 bar/min（參 考CRH3 與CRH5 這2 種車型單組空壓機的供風速率）的速率上升至5.5 bar，A3 口壓力應保持在4.8 bar 不變。

4 成本分析與結(jié)語

對于目前CRH3 與CRH5 動車組的雙向止回閥，其雙向?qū)ǖ母驹驗椋簞榆嚱M緊急制動施加工況下，啟動主空壓機對總風壓力升壓時，使雙向止回閥存在雙向?qū)ǖ目赡苄?，且總風壓力上升越慢，則其雙向?qū)ǖ目赡苄栽酱?，在有個體差異的雙向止回閥上表現(xiàn)更為明顯。這并不是閥本身故障或設計問題，而是動車組的“特殊工況”滿足了閥雙向?qū)ǖ臈l件。所以，合理規(guī)避動車組的這個“特殊工況”，即可徹底解決該問題。

通過上文的論述，結(jié)合動車組操作規(guī)程文件的修訂，來優(yōu)化動車組初上電的作業(yè)流程，即在緊急制動緩解的工況下使主空壓機打風，從根本上避免雙向?qū)ǖ膯栴}，節(jié)約更改整治成本；同時，對于安裝方式優(yōu)化應該在動車組初始設計時考慮，現(xiàn)有動車組由于成本原因不再建議變更，但為后續(xù)新型動車組的雙向止回閥安裝方式提供了參考意見，且操作規(guī)程的優(yōu)化也可完全規(guī)避雙向止回閥在平裝方式上雙向?qū)ǖ膯栴}；通過故障自動診斷及出廠例行試驗優(yōu)化，明確故障的指向性及加強個例問題的篩查。