機車充風能力對重載列車緩解性能及車鉤力影響研究

魏 偉，張 淵，張 軍，趙旭寶，田 野

(1.大連交通大學機車車輛工程學院,大連 116028; 2.中國鐵路太原局集團有限公司科學技術研究所,太原 030013)

引言

機車充風能力是指當列車制動后列車管壓強降低,或者制動系統處于無壓力狀態,機車主風缸經過中繼閥給列車管及對應車輛制動裝置充風的過程,這里的充風能力特指在某時間段內列車管壓強上升值,充氣能力越強,列車管壓強上升速度越快。

在普通列車上,由于操縱方法靈活性較大,充風能力差異對列車操縱方法與安全性影響較小,列車充風能力問題一直未引起關注。對于重載列車,由于列車較長,充風能力可能會帶來重載列車以下幾方面的變化:(1)充風能力差異會造成列車緩解傳播特性變化,使列車縱向沖動發生變化,進而影響列車運行安全;(2)重載列車操縱方法調節空間很小,充風能力的差異使固定操縱方法的實施更加困難,對司機駕駛水平提出更高的要求,如2萬t重載列車必須采用模式化操縱,充風不足就會影響模式化操縱,不按模式化操縱就會造成列車停車,嚴重影響運輸效率;(3)重載列車充風能力直接影響長大坡道循環制動操縱策略,由于充風慢,下坡區間列車漲速快,在列車達到限速前必須采取制動措施,因此會造成下一把閘制動力不足,需要追加制動,并停車緩風,影響運輸效率;(4)充風能力對重載列車操縱方法具有決定性作用,某些情況下就是因為列車充風能力的不足,被迫采用其他操縱方法,以避免列車充風不足造成列車超速或者失控的風險。因此列車充風能力對于重載列車十分重要。

針對機車充風能力研究工作較少,高勝利[1]針對朔黃鐵路萬噸列車充風能力不足的問題,通過調整機車電制動和空氣制動的主輔關系,將電制動為主的操縱方法改變為以空氣制動為主的操縱方法,采用長波浪操縱方式,盡量降低空氣損耗,避免了充風不足的問題。劉志國[2]針對HXD2機車充風能力不足的問題,采用提高壓縮機啟動和關閉壓強的方法增加氣源供給能力從而提升機車的充風能力,較好地解決了HXD2機車用于2萬t列車充風慢的問題。黃印章[3]針對ND5機車充風慢的問題,從中繼閥入手,通過減小中繼閥下腔列車管入口封堵的孔徑,充風時使中繼閥勾貝移動距離增加,進而加大充氣閥充氣孔實現加快充風速度的目的。

使用仿真方法研究列車制動系統在國內外開展了一系列研究工作,美國在20世紀70年代開始列車空氣制動系統仿真研究工作,于2013年開發出最新機車與車輛制動系統模型[4-5],印度完成了真空制動系統仿真模型[6],意大利、波蘭、烏克蘭等國也開展了制動系統的仿真研究工作[7-9],巴西還將并行算法引入列車空氣制動仿真系統中[10]。中國在20世紀90年代開始制動系統仿真研究工作[11],建立了中國列車使用的KZ1、120分配閥組成的列車空氣制動仿真系統[12-13],制動模型中較詳細地建立了車輛閥模型,將車輛閥內彈簧,各種孔徑和活塞重力、面積等均作為變量在模型中體現,具備分析各種閥內參數對制動性能影響的能力。黃曉旭[14]建立了旅客列車電控制動系統模型;楊樹[15]建立了CCBII 機車自動制動機模型;曾軍[16]基于AMESim商業軟件建立120控制閥模型。盡管許多國家開展了空氣制動仿真研究工作,能將空氣制動仿真工作引入列車縱向沖動研究中的國家僅有美國,意大利和中國[4,17-18],并且由于各國采用的制動系統原理不同,這些程序系統不能夠用于分析他國的列車制動特性。目前,關于機車充氣能力的工作主要是針對現場問題,分析發生原因并尋找解決方法,從仿真模型上研究機車充風能力,以及列車充風能力與列車緩解特性和車鉤力相關性研究目前未見報道。

本文研究使用在國際縱向動力學評測中獲得優異成績的列車空氣制動與縱向動力學仿真系統TABLDSS[19]開展仿真研究工作,針對重載列車分析機車充風能力與列車緩解波速、車鉤力間的關系,并針對機車充風能力提出建議。

1 機車自動制動機模型

將機車自動制動機模型簡化為1個主風缸、1個均衡風缸、2個壓縮機,以及調整閥和中繼閥,模型如圖1所示。總風缸有3個進排氣口,分別連接壓縮機、列車管和均衡風缸管。均衡風缸設置2個進排氣口,分別是進氣口φ1和排氣口φ2,列車管設置進氣口φ3和排氣口φ4。壓縮機模型簡化為等質量流量模型。調整閥根據手柄位置調整均衡風缸進排氣,中繼閥根據均衡風缸和列車管壓強差調整列車管的進排氣,模型參考文獻[20]。

圖1 機車自動制動機模型Fig.1 The model of locomotive automatic brake

充氣緩解時,調整閥控制φ1,中繼閥控制φ3;制動時,調整閥控制φ2,中繼閥控制φ4。

列車管充風速度主要決定于φ3孔的大小,其表達式如下

φ3=f(pp-pj)

(1)

(2)

(3)

(4)

式中,pp為列車管壓強;pj為均衡風缸壓強;pc為主風缸壓強;U為無量綱流速;F為管路截面積;k為比熱比。首先根據氣體流動理論[20]計算制動系統中每個管路網格點和缸室氣體狀態黎曼變量,再根據黎曼變量與氣體物理參數間關系獲得氣體物理參數,如壓強、密度等,再根據式(1)計算當前步列車管充風孔徑φ3。當主風缸流向列車管的氣體流速為亞音速時,根據式(2)、式(3)計算缸與管連接邊界的狀態,然后根據式(4)計算質量流量,再由缸內質量計算出缸內氣體壓強等參數。在主風缸向均衡風缸和列車管充風時,主風缸壓強會下降,根據主風缸壓強下降程度,壓縮機可能處于不工作、1臺壓縮機工作和2臺壓縮機工作三種狀態,壓縮機開啟條件參考文獻[20]。

式(1)中主風缸與列車管風缸連通的充氣孔徑φ3和均衡風缸與列車管壓強差相關,其關系為一個函數,當修正函數時就可以改變兩者關系,進而調整列車充氣能力,本研究就是調整兩者間關系實現列車不同充氣能力的仿真分析。

2 機車充風能力對緩解波速和車鉤力的影響分析

仿真列車選用大秦鐵路2萬t列車,編組形式為1機車+105車輛+1機車+105車輛+可控列尾。考慮到2萬t列車在常規運行時僅使用減壓50 kPa制動,并且緩解是大車鉤力的主要工況,也是事故的主要原因,所以計算工況選擇列車先減壓50 kPa制動后緩解,計算中按照從控機車和可控列尾與主控機車時間差的試驗結果,設置從控機車和可控列尾與主控機車動作時間差為2 s。程序中默認參數(孔徑系數1.2)的列車充氣能力與真實列車非常接近,默認孔徑面積乘以孔徑系數即為實際的充氣孔面積。程序中默認孔徑面積不變,通過調整孔徑系數可以實現調節列車充風能力的目的。由于機車和附近車輛列車管壓強上升很快,用前部車輛列車管壓強評價充風能力很難區分充氣速度差異,因此選擇尾車列車管壓強變化作為充氣速度的評價依據。計算了多種孔徑系數的列車制動后緩解再充風情況,孔徑系數分別為0.1、0.2、0.4、1.2、2.2、5.2六種方案的尾車列車管壓強曲線如圖2所示。

圖2 6種孔徑系數的尾車列車管壓強Fig.2 The pressure of tail train pipes with 6 different charging diameter coefficients

從圖2中可以看出,在制動階段(120 s以內),各種充氣孔徑系數的列車管壓強完全一致,即充氣孔徑系數對制動階段列車管壓強沒有任何影響。在120 s時列車管壓強開始上升,當列車管壓強開始上升后,列車管壓強出現突然上升又回落的尖峰,這個尖峰是車輛控制閥中加速緩解閥動作后,加速緩解風缸向列車管充風而產生,待加速緩解功能結束后,列車管壓強回落,然后列車管壓強緩慢上升。由于充氣孔孔徑不同,列車管壓強上升呈現不同的上升速率,充氣孔徑越小,列車管壓強上升越慢。從列車管壓強上升速度看,充氣孔徑對充風速度的影響不是線性的,充風系數在0.1～0.4間充風能力差異明顯,當充風系數在2.2以后,充風能力差異很小。在列車管壓強達到580 kPa以前,各壓強曲線線性度較好,此外現行標準中規定580 kPa作為列車充滿風的判斷標準,因此,選擇從列車管開始充風到列車管壓強達到580 kPa的時間差作為比較指標,繪出了各種孔徑條件下充風時間曲線,如圖3所示。由圖3可以看出,列車充風能力與充氣孔徑間的非線性關系,即充氣孔徑系數在2.2以后,充氣時間變化不大。在充氣孔徑系數在0.4以下時,充氣孔徑影響很大,充氣孔徑越小影響越大。

圖3 各種孔徑系數的充風時間Fig.3 The charging time for various charging diameter coefficients

因為機車充氣能力影響列車中管路氣體的壓強上升速度,進而影響車輛的緩解時間,不同的充氣能力條件下各車輛緩解時間會有所差異,為此,提取每種機車充氣孔徑系數條件下每個車輛控制閥開始緩解的時間,并且繪出每個車輛開始緩解時間沿車長分布,如圖4所示。圖中1車和107車附近車輛緩解開始時間較早,這是因為這兩部分車輛與主控機車或從控機車緊鄰。從緩解傳播規律看,主控機車向后傳播,從控機車向前后傳播,在兩機車中部車輛在緩解波相遇時的車輛動作時間較晚(相對于兩機車中部的其他車輛),此外,從控機車后部車輛由于僅有從控機車充風,緩解傳播較慢,最晚動作車輛約位于列車尾部。列車前部車輛緩解開始時間幾乎不受充氣孔大小的影響,而從控機車后部車輛受機車充風能力影響最為顯著,特別是尾部附近車輛,從圖4中可以看出,首尾車開始緩解時間差隨著機車充風能力的降低在逐漸增加。在本文分析范圍內,首尾車時間差最大相差3 s,對于重載列車,這將會明顯增加緩解過程中的車鉤力。

圖4 各種孔徑系數的緩解開始時間Fig.4 The release start time for various charging diameter coefficients

圖4中每個曲線并不光滑,即相鄰車輛可能緩解時間有較大差異,經過分析發現,相鄰車輛緩解時間有較大差異是因為制動后各車輛控制閥進入保壓位時間不同,致使緩解前副風缸壓強不同所造成,副風缸壓強越高,開始緩解時間越晚。

由于緩解時間的差異,造成列車縱向沖動,圖5為各種充氣孔徑系數條件下最大車鉤力沿車長分布曲線。

圖5 各種孔徑系數的列車車鉤力Fig.5 The train coupler force with various charging diameter coefficients

圖5中車鉤力沿車長分布曲線是制動與緩解過程中每個車輛受到的最大拉伸車鉤力和最大壓縮車鉤力連線而成,代表了列車中最大車鉤力沿車長的分布規律。由圖5可見,制動緩解過程中拉伸車鉤力明顯大于壓縮車鉤力。首先分析拉伸車鉤力,隨著充氣孔徑系數的降低,最大拉伸車鉤力增加,當充氣孔徑系數為0.1時,最大拉伸車鉤力為1 922 kN,發生車位為172(序號包含機車,以下同),后半列車(1萬t)車鉤力明顯高于前半列車。隨著機車充氣孔徑系數增加,最大拉伸車鉤力逐漸減小,最大拉伸車鉤力的發生車位有所前移,前一小列車拉伸車鉤力明顯增加,后一小列車拉伸車鉤力減小。當充氣孔徑系數為0.2及其以上時,拉伸車鉤力總體趨勢一致,最大車鉤力隨著充氣孔徑系數增加逐漸減小,發生最大車鉤力車位緩慢前移。當充氣孔徑系數達到0.4時,最大拉伸車鉤力為1 609 kN,相對于充氣系數為0.1的車鉤力降低16.2%。隨著充氣孔徑系數再繼續增加,車鉤力增加非常緩慢,因此,可以認為當充氣孔徑系數為0.4時,車鉤力基本不隨充氣孔徑系數而變化,可以將0.4作為未來重載列車充氣孔徑系數的最小值,以這個值作為限定值可以保證重載列車充氣孔變化時車鉤力基本不變。

從壓鉤力曲線看,在充氣孔徑系數為0.1時,車鉤力最大,最大壓縮車鉤力872 kN,發生在130車,當充氣孔徑系數為0.4或者以上時,壓縮車鉤力基本不再變化,這也說明從壓縮力角度出發,充氣孔徑系數0.4作為重載列車充氣限值比較合適。

從圖2和圖3中列車管充氣曲線和充風時間可以看出,隨著充氣孔徑系數減小,充氣時間在延長,并且變化規律為非線性,當充氣孔徑系數為0.4以下時,充氣孔徑系數對充風時間影響非常明顯,當充氣孔徑系數大于0.4時,影響逐漸減弱,當充氣孔徑系數達到2.2及以上時,充氣孔徑系數變化,充風時間幾乎不再變化。從圖5充氣孔徑系數對車鉤力影響曲線也可以看出,在充氣孔徑系數0.4及以上時,車鉤力幾乎不再變化,因此,選取0.4作為充氣孔徑系數最小值可以保證車鉤力不再隨充氣孔徑系數變化,充風時間也比較穩定,即列車的緩解傳播時間、車鉤力、充滿風時間將基本固定。

3 機車充風能力評判標準探討

隨著鐵路運輸技術的不斷進步,各種規章制度在不斷完善,但是在列車充氣能力上一直沒有標準要求,由于充氣能力對重載列車影響顯著,因此有必要針對重載列車提出列車充風能力的要求。

對于上述2萬t編組列車,可以通過尾車列車管壓強變化確定充風能力。但是由于制動后機車減壓量的差異,列車管壓強略有不同,如果以列車管壓強充到580 kPa或者590 kPa的時間判斷可能會由于機車減壓量差異出現同一列車充風時間不一致的問題,因此將列車管壓強上升相對值作為評價標準更加合適,一般減壓50 kPa后列車管壓強為550 kPa,上升到580 kPa壓強差為30 kPa,上升到590 kPa壓強差為40 kPa,因此尋找2萬t仿真結果中壓強上升30 kPa和40 kPa所需要的時間。以充風系數0.4為例,圖2中列車管壓強上升30 kPa和40 kPa所需時間分別為99.2 s和161.6 s。上述計時開始時間以尾車列車管壓強開始上升為準,考慮機車手柄開始放到緩解位和尾車列車管開始充氣的時間差約為10 s,即從機車手柄位移動到緩解位開始計時,大約109 s尾車充風到580 kPa較為合適。上述方法僅適用于2萬t組合列車,對于其他列車需要找到通用的方法。

如果使用制動后再充風能力評價列車充風能力,由此制訂出列車充風標準存在一定難度,這是因為機車減壓量存在波動性,不能保證每次制動減壓量完全相同,使得再充風時間也會有所不同,因此用制動后再充風時間描述充風能力有不足之處。為此,嘗試使用短列車初充風作為充氣評價標準,采用列車編組為50輛,一臺機車位于列車頭部,初始狀態為車輛系統中所有管路和風缸為0 kPa條件下作為充氣初始條件,充風系數為0.4情況下計算了短列車充風過程,并使用尾車列車管作為評價測試點。圖6為上述短車初充風條件下尾車列車管壓強曲線。將尾車列車管達到典型壓強所需時間列于表1中。

表1 50輛編組列車充風時間Table 1 The charging time of a 50-car train

圖6 50輛編組列車初充風尾車壓強Fig.6 The pressure at the tail of train(50 cars) during initial charging

從圖6可以看出,列車管升壓過程是非線性變化,各階段上升速率有所不同,在列車管壓強達到580 kPa之前(300 kPa以后)列車管壓強上升速度基本呈線性增長,在壓強達到580 kPa以后列車管充風速度開始變得十分緩慢。在列車管充風速度非線性變化區間內,很難用達到某壓強值的時間評價充氣能力,所以建議用列車管充風到580 kPa所用時間評價更為合適,即在328 s充風至580 kPa及以上即可判定為合格。

根據上述仿真計算分析,提出用50輛列車編組的初充風時間作為列車充風能力標準的建議。如果機車驗收現場不滿足組成列車條件,也可以采用等效容積的測試方法,例如可以在機車驗收現場做一個等效某固定編組列車制動系統總容積,首先通過仿真方法確定此容積條件下充風速率,經過實驗驗證后,制訂出充風標準;然后各工廠均采用統一的容積、統一檢測方法和標準對機車充風能力進行測試。

4 結論

針對重載列車充風能力問題首次使用列車空氣制動系統仿真方法分析了機車充風能力對列車緩解特性和車鉤力的影響規律,得出如下結論。

(1) 機車充風能力對列車緩解波傳播、列車縱向沖動都會產生影響,當機車充氣太慢時,列車緩解時間差增加,列車縱向沖動增加。

(2) 鑒于機車充風能力對重載列車的影響較為敏感,建議針對重載列車增加機車充風能力評價標準,在機車交車前檢查機車充風能力,保障重載列車安全運行。

(3) 可以采用編組50輛列車初充風時間作為列車充風能力的判斷標準,當列車初充風時間在328 s時,尾車列車管壓強達到580 kPa及以上作為檢測標準。也可以采用等效容積法,采用機車向固定容積容器充風的方法通過記錄容器達到某壓強的充風時間評價機車充風能力。

(4) 建議針對重載列車充風能力對緩解波速、車鉤力的影響開展多部門聯合實驗與仿真研究,制訂機車充風能力的實驗方法和標準。