Index of /rozprawy2/11668

Pełen tekst

(1)AGH University of Science and Technology Faculty of Mechanical Engineering and Robotics Department of Robotics and Mechatronics. PhD Dissertation. Analysis of pantograph-catenary dynamic interaction employing hybrid simulation. Supervisor:. Uhl. prof. dr hab. in». Tadeusz. Author: Paweª. Zdziebko. Co-Supervisor:. Martowicz. dr in».. Adam. September 2019.

(2) Akademia Górniczo-Hutnicza im. Stanisªawa Staszica w Krakowie Wydziaª In»ynierii Mechanicznej i Robotyki Katedra Robotyki i Mechatroniki. Praca doktorska. Analiza dynamicznej interakcji sieci trakcyjnej i odbieraka pr¡du z wykorzystaniem symulacji hybrydowej. Promotor:. Uhl. prof. dr hab. in».. Autor: Paweª. Zdziebko. Tadeusz. Promotor pomocniczy:. Martowicz. dr in».. Adam. September 2019.

(3) Acknowledgements. First of all, I would like to thank my supervisor Professor Tadeusz Uhl and co-supervisor Adam Martowicz PhD for the opportunity to write this dissertation at the AGH University of Science and Technology under their support. I am grateful for their continuous guide and motivation. I would like to thank the EC Engineering company for providing me with the technical data of their product and for the possibility of carrying out part of laboratory tests at the EC Engineering factory in Podª¦»e. The work presented in the dissertation has been supported by the AGH Grant no. 15.11.130.627 and carried out employing the infrastructure of the Center of Energy AGH (Czarnowiejska 36, 30-054 Krakow, Poland). I would like to gratefully acknowledge for this support. Last but not least I would like to thank my family for their patience and support in dicult moments.. PAWE ZDZIEBKO. i.

(4) Streszczenie. Niniejsza praca doktorska po±wi¦cona jest opracowaniu modelu numerycznego pozwalaj¡cego na analiz¦ dynamicznej interakcji pantografu kolejowego z napowietrzn¡ sieci¡ trakcyjn¡. Wykorzystanie odbieraków pr¡du jest szeroko stosowane w kolejnictwie jako sposób na odbieranie energii elektrycznej z napowietrznej sieci trakcyjnej do pojazdu szynowego.. Taki sposób zasilania jest wykorzystywany równie» w kolejach. wysokich pr¦dko±ci. Przyjmuje si¦, i» taki termin dotyczy poci¡gów, które podró»uj¡ z pr¦dko±ci¡ 160km/h lub wi¦ksz¡. Trend zwi¦kszania pr¦dko±ci przejazdów dotyczy szczególnie poci¡gów osobowych. Jest to zwi¡zane z wymaganiem zmniejszania czasu podró»y oraz z zapewnieniem regularno±ci przejazdów. Zwi¦kszenie pr¦dko±ci pojazdów szynowych niesie za sob¡ dodatkowe wymagania dotycz¡ce infrastruktury kolejowej. Mi¦dzy innymi, niezawodno±¢ systemu odbierania pr¡du jest jednym z czynników bezpo±rednio wpªywaj¡cych na mo»liwo±¢ osi¡gania wysokich pr¦dko±ci jazdy poci¡gów. W przypadku ogólnym, sie¢ trakcyjna zbudowana jest z przewodu no±nego, przewodu jezdnego, który znajduje si¦ w kontakcie z nakªadk¡ ±lizgacza pantografu kolejowego, oraz z wieszaków, które ª¡cz¡ przewód jezdny z przewodem no±nym.. Prz¦sªa sieci. trakcyjnej zawieszone s¡ na swoich ko«cach do ramion odci¡gowych i odci¡gów, a elementy te s¡ zamocowane do konstrukcji wspornikowej.. Ponadto, przewody. jezdny oraz no±ny poddane s¡ naci¡gowi wst¦pnemu, co ma na celu zapewnienie odpowiedniej sztywno±ci sieci trakcyjnej. Sztywno±¢ trakcji jednoznacznie wpªywa na jako±¢ wspóªpracy pantografu z sieci¡ trakcyjn¡.. Po»¡dane jest, aby sztywno±¢ ta. byªa jak najbardziej równomierna na dªugo±ci prz¦sªa. W rzeczywisto±ci z powodu obecno±ci wieszaków i elastyczno±ci przewodów, obserwuje si¦ lokalne zmiany sztywno±ci charakterystyka sztywno±ci sieci trakcyjnej jest zatem nieliniowa. Najcz¦±ciej przewód jezdny wykonany jest z miedzi a przewody no±ne oraz wieszaki z linki stalowej. Pod wpªywem przejazdu pantografu kolejowego obserwuje si¦ lokalne uniesienie przewodu jezdnego w wyniku oddziaªywania siªy docisku pantografu do trakcji.. ii. Sposób.

(5) wykonania wieszaków powoduje, i» potra¡ one przenosi¢ obci¡»enia rozci¡gaj¡ce, ale równocze±nie s¡ wiotkie na ±ciskanie, co jest jednym ze ¹ródeª nieliniowo±ci tego ukªadu. Rozmieszczenie ramion odci¡gowych sieci trakcyjnej jest zaprojektowane tak, aby tworzy¢ zygzakowanie sieci trakcyjnej. Taki ukªad prz¦seª sieci trakcyjnej powoduje, i» podczas jazdy na dªugich prostych odcinkach punkt styku nakªadki ±lizgacza pantografu przemieszcza si¦ na szeroko±ci ±lizgacza pantografu. Powoduje to równomierne zu»ycie nakªadek ±lizgacza pantografu, minimalizuj¡c ryzyko wytarcia w jednym punkcie. Podczas jazdy z wysok¡ pr¦dko±ci¡ obserwuje si¦ zmienno±¢ przebiegu siªy kontaktowej mi¦dzy nakªadk¡ a przewodem jezdnym sieci trakcyjnej.. Jest to zwi¡zane mi¦dzy. innymi z nieliniow¡ charakterystyk¡ sieci trakcyjnej oraz przejazdem pantografu, który mo»e by¢ traktowany jako siªa punktowa przemieszczaj¡ca si¦ wzdªu» prz¦seª sieci trakcyjnej.. Jest to ukªad, w którym generowane s¡ drgania i fale mechaniczne. propaguj¡ce si¦ w strukturze sieci trakcyjnej nast¦pnie odbijaj¡ si¦ od jej elementów i wzajemnie nakªadaj¡ co powoduje zaburzenia w kontakcie ±lizgacza pantografu z przewodem jezdnym.. Takie uktuacje s¡ niekorzystne z punktu widzenia ci¡gªo±ci. kontaktu mechanicznego oraz z punktu widzenia zu»ycia si¦ komponentów ukªadu pantograf sie¢ trakcyjna.. Zaburzenia przebiegu siªy kontaktowej (uktuacje) mog¡. prowadzi¢ do chwilowego odrywana si¦ nakªadki ±lizgacza od przewodu jezdnego. Mo»e to prowadzi¢ do zapalenia si¦ ªuku elektrycznego, który powoduje wzmo»one zu»ycie nakªadki stykowej oraz przewodu jezdnego, co jest zjawiskiem silnie niekorzystnym. Ci¡gªo±¢ w dostawie energii elektrycznej jest równie» niezb¦dna z punktu widzenia nap¦dów pojazdu szynowego, co jest szczególnie wa»ne podczas jazdy z wysokimi pr¦dko±ciami, gdy obci¡»enia pr¡dowe s¡ wysokie. Podczas. projektowania. pantografów. i. sieci. trakcyjnych. korzystne. jest. wykorzystanie modeli numerycznych maj¡cych na celu ocen¦ jako±ci dynamicznej wspóªpracy komponentów tego ukªadu podczas etapu wirtualnego prototypownia. Pozwala to ograniczy¢ liczb¦ testów terenowych i budowania prototypów. Co wi¦cej, analizy numeryczne wspóªpracy pantografu z sieci¡ trakcyjn¡ s¡ wymagane w procesie certykacji nowo projektowanych pantografów oraz sieci trakcyjnych. Wymaganie to narzuca Komisja Unii Europejskiej poprzez rozporz¡dzenia: Techniczne Specykacje Interoperacyjno±ci dla podsystemu Energia [17] i Tabor lokomotywy i tabor pasa»erski [18].. Niemniej, zªo»ono±¢ tego ukªadu oraz mnogo±¢ zjawisk maj¡cych. wpªyw na naln¡ jako±¢ wspóªpracy pantografu z trakcj¡ powoduje, i» budowa modelu numerycznego jest zadaniem trudnym. Przytoczony problem jest gªówn¡ motywacj¡ do budowy modelu numerycznego pozwalaj¡cego na ocen¦ dynamicznej interakcji. iii.

(6) pantografu z sieci¡ trakcyjn¡. Model ten wykorzystano w niniejszej pracy do analizy mo»liwo±ci poprawy wspóªpracy pantografu z trakcj¡. Pierwszy rozdziaª pracy stanowi wprowadzenie do zagadnienia dynamicznej interakcji pantografu kolejowego z sieci¡ trakcyjna. Opisano w nim charakterystyk¦ sieci trakcyjnej oraz odbieraków pr¡du obecnie stosowanych w kolejnictwie. Przedstawiono równie» przegl¡d literatury dotycz¡cy modeli numerycznych do symulacji dynamicznej interakcji pantografu z sieci¡ atrakcyjn¡. Najprostszy model liniowy to ukªad o dwóch lub trzech stopniach swobody o parametrach skupionych, w którym sie¢ trakcyjna uproszczona jest do sztywno±ci zmiennej w czasie. Taki model nie pozwala jednak na rzetelne uwzgl¦dnienie zjawisk zwi¡zanych z propagacj¡ fali mechanicznej przewodach sieci trakcyjnej, a jest to istotny czynnik zakªócaj¡cy kontakt w tym ukªadzie. Niemniej, modele tego typu s¡ szeroko publikowane w literaturze ze wzgl¦du na swoj¡ prostot¦ i wydajno±¢ obliczeniow¡. Bardziej zªo»one modele, pozwalaj¡ce omin¡¢ ograniczenia modelu uproszczonego, wykorzystuj¡ Metod¦ Elementów Sko«czonych (ang.. Finite. Element Method, FEM ) do sformuªowania modelu sieci trakcyjnej. Modele te s¡ obecnie uwa»ane za najbardziej dokªadne. W rozdziale 2. opisano cel i zakres pracy. Przedstawiono krótki opis ka»dego z rozdziaªów.. Budowa modelu numerycznego, który pozwoli rzetelnie oceni¢ jako±¢. wspóªpracy pantografu z sieci¡ trakcyjn¡ na drodze symulacji komputerowej stanowi gªówny cel pracy doktorskiej. Ponadto rozbudowany model numeryczny pozwoliª na osi¡gni¦cie dodatkowych celów pracy, tj.: 1.. Analiz¦ wpªywu czynników operacyjnych i ±rodowiskowych na wynikow¡. jako±¢ dynamicznej interakcji pantografu z sieci¡ trakcyjna. 2.. Analiz¦ wpªywu zastosowania alternatywnych komponentów zawieszenia. ±lizgacza badanego pantografu na popraw¦ dynamicznej interakcji z trakcj¡. 3.. Analiz¦ implementacji ukªadu aktywnego sterowania pantografem w celu. poprawy dynamicznej interakcji z sieci¡ trakcyjn¡. 4. Propozycja metody pomiaru chwilowej siªy docisku, co jest konieczne z punktu widzenia ukªadów sterowania dociskiem pantografu z p¦tl¡ sprz¦»enia zwrotnego. W rozdziale 3.. przedstawiono opis zaproponowanego w tej pracy modelu. numerycznego do symulacji dynamicznej interakcji pantografu z sieci¡ trakcyjn¡.. iv.

(7) Aby móc uwzgl¦dni¢ wszystkie istotne czynniki i zjawiska wpªywaj¡ce na naln¡ jako±¢ wspóªpracy pantografu z trakcj¡ oddzielono model sieci trakcyjnej od modelu pantografu.. Z racji, i» sie¢ trakcyjna jest nieliniowa oraz chc¡c uwzgl¦dni¢. rozchodzenie si¦ fali w strukturze sieci trakcyjnej pod wpªywem przemieszczaj¡cego si¦ punktowego obci¡»enia pantografu sformuªowano model za pomoc¡ FEM. Z drugiej strony, model pantografu powinien pozwala¢ na uwzgl¦dnienie takich czynników jak trójwymiarowa struktura i zyczny ªa«cuch kinematyczny mechanizmu, oddziaªywanie siª aerodynamicznych oraz elektromagnetycznych na jego komponenty, tarcie przegubach pantografu oraz wymuszenie od ruchu pudªa pojazdu szynowego. Jednocze±nie model pantografu powinien pozwala¢ na implementacj¦ i analiz¦ aktywnego ukªadu sterowania.. Aby speªni¢ powy»ej opisane wymagania autor. zaproponowaª zastosowanie metody Ukªadów Wieloczªonowych (ang.. Multibody. Dynamics, MBD) do modelowania pantografu. Rozbicie modeli sieci trakcyjnej oraz pantografu wymagaªo prowadzenia kosymulacji mi¦dzy tymi dwoma kodami. Sekwencja dynamicznej kosymulacji jest nast¦puj¡ca: 1.. Formuªowana jest wst¦pna konguracja sieci trakcyjnej.. Na drodze. iteracyjnego dostrajania modelu, wyznaczany jest zwis wst¦pny przewodu jezdnego do momentu uzyskania wymaganego zwisu (w przypadku symulacji prowadzonych w tej pracy byªo to zwis zerowy). Uwzgl¦dniane s¡ naci¡gi przewodów sieci i jej ci¦»ar a dostrajane s¡ dªugo±ci wieszaków. 2.. Okre±lane s¡ parametry takie jak:. pr¦dko±¢ przejazdu oraz nominalna. warto±¢ siªy docisku, wspóªczynniki tarcia w przegubach pantografu jak i równie» prol nierówno±ci torów. 3.. Nast¦pnie, obliczane s¡ siªy zewn¦trzne oddziaªuj¡ce na komponenty. pantografu kolejowego: siªy aerodynamiczne oraz elektromagnetyczne. Wykonywane jest to z wykorzystaniem osobnych modeli, dla przyj¦tych scenariuszy obci¡»enia pr¡dowego trakcji oraz przyj¦tej pr¦dko±ci strugi powietrza. 4. Na podstawie tych danych formuªowany jest model MBD pantografu i pojazdu szynowego, który uwzgl¦dnia równie» nierówno±ci torów oraz siªy zewn¦trzne dziaªaj¡ce na jego komponenty jak równie» tarcie w jego przegubach. 5.. Model MBD jest obliczany jako pierwszy w danym kroku symulacji.. rezultacie wyznaczana jest aktualna pozycja nakªadki ±lizgacza pantografu.. v. W.

(8) 6. Nast¦pnie pozycja ta jest przekazywana do modelu sieci trakcyjnej i model jest obliczany. Odbywa si¦ to z wykorzystaniem nadrz¦dnego skryptu kontroluj¡cego przebieg kosymulacji. W rezultacie, w wyniku kontaktu nakªadki ±lizgacza pantografu i przewodu sieci trakcyjnej wyznaczana jest chwilowa siªa kontaktowa, która nast¦pnie przekazywana jest z powrotem do modelu MBD (pantografu). 7.. Model pantografu jest rozwi¡zywany dla kolejnego kroku czasowego z. uwzgl¦dnieniem aktualnej pozycji wynikªej z jego przemieszczenia oraz drga« pudªa pojazdu szynowego jak i równie» z uwzgl¦dnieniem oddziaªywania siªy kontaktowej pochodz¡cej od trakcji. Kroki 5-7 powtarzane s¡ w p¦tli, do momentu a» wszystkie kroki symulacji dynamicznej zostan¡ zrealizowane. W analizach prowadzonych w tej pracy czas symulacji odpowiada przejazdowi wzdªu» 10 prz¦seª sieci trakcyjnej i zale»y od pr¦dko±ci jazdy poci¡gu. Przyj¦ty krok symulacji wynosi 0.001s. W wyniku prowadzonych symulacji numerycznych otrzymuje si¦ przebiegi siªy kontaktowej, przemieszczenia ±lizgacza pantografu i wszystkich jego komponentów jak równie» przemieszczenia wszystkich w¦zªów modelu sieci trakcyjnej.. Mo»liwe. jest wyznaczenie uniesienia w miejscu mocowania ramion odci¡gowych do przewodu jezdnego. Podczas dyskusji wyników jako±ci interakcji pantografu z sieci¡ trakcyjn¡ wykorzystuje si¦ w tej pracy parametry statystyczne opisuj¡c¡ przebieg zmienno±ci siªy kontaktowej: warto±¢ odchylenia standardowego (STD) oraz warto±¢ mi¦dzyszczytow¡ przebiegu siªy kontaktowej (Peak-Peak).. Model sieci trakcyjnej zostaª zwalidowany. wedªug procedury przedstawionej w normie EN 50318 [40], która jest dedykowana do walidacji metody obliczeniowej interakcji pantografu z sieci¡ trakcyjna.. Na. potrzeby walidacji model pantografu zostaª odpowiednio uproszczony do modelu o parametrach skupionych, o dwóch stopniach swobody zgodnie z wymaganiami tej normy.. Sformuªowany w famach tej pracy model sieci trakcyjnej zostaª poprawnie. zwalidowany.. Mo»na wi¦c uzna¢, i» rezultaty otrzymywane z wykorzystaniem tego. modelu s¡ poprawne. W dalszej cz¦±ci rozdziaªu przedstawiono szczegóªowe informacje dotycz¡ce modelu pantografu i modeli cz¡stkowych wykorzystywanych w symulacji do wyznaczenia siª aerodynamicznych i elektromagnetycznych.. Model cz¡stkowy pozwalaj¡cy na. okre±lenie siª aerodynamicznych dziaªaj¡cych na komponenty pantografu oraz jego rzeczywisty docisk do trakcji z uwzgl¦dnieniem aerodynamiki, zostaª zwalidowany na podstawie wyników eksperymentu przeprowadzonego w tunelu aerodynamicznym na rzeczywistym egzemplarzu pantografu typu 160ECT produkcji polskiej. Odnotowany. vi.

(9) maksymalny bª¡d wzgl¦dny mi¦dzy wynikami otrzymanymi na drodze symulacji numerycznych oraz na drodze eksperymentalnej wynosi 2%. Walidacj¦ przeprowadzono dla trzech pr¦dko±ci strugi powietrza.. Pozwala to uzna¢, i» rezultaty otrzymane. z wykorzystaniem przygotowanego modelu s¡ rzeczywiste.. Dlatego, dla innych. pr¦dko±ci jazdy przeprowadzono ju» tylko symulacje numeryczne.. Dysponuj¡c. wynikami oszacowania siª aerodynamicznych na wszystkich trzech kierunkach dla ka»dego z komponentów pantografu dla kilku analizowanych pr¦dko±ci strugi powietrza, zaproponowano aproksymacje tych siª za pomoc¡ wielomianu, uzyskanego poprzez zastosowanie Metody Najmniejszych Kwadratów.. Dzi¦ki temu unikni¦to potrzeby. symulacji modelu numerycznego dla wszystkich po±rednich pr¦dko±ci strugi powietrza - co jest procesem czasochªonnym. Czas obliczeniowy potrzebny do wyznaczenia siª aerodynamicznych dla pojedynczej pr¦dko±ci strugi powietrza wynosi ponad 11 godzin na wykorzystywanej stacji roboczej. We wszystkich prowadzonych w tej pracy analizach numerycznych wykorzystano model pantografu reprezentuj¡cy pantograf typ 160ECT (polskiej produkcji).. Aby. prawidªowo modelowa¢ wªasno±ci dynamiczne ±lizgacza pantografu konieczne byªo zidentykowanie parametrów sztywno±ci i tªumienia spr¦»yn zawieszenia ±lizgacza. W tym celu przeprowadzono badania eksperymentalne polegaj¡ce na wyznaczeniu charakterystyki sztywno±ci z wykorzystaniem maszyny wytrzymaªo±ciowej Instron 8872 oraz zbudowanego na potrzeby tej pracy stanowiska do bada« dynamicznych. Dzi¦ki temu, w modelu uwzgl¦dniono rzeczywiste parametry zawieszenia ±lizgacza.. Dane. eksperymentalne zostaªy równie» wykorzystane w celu okre±lenia siªy tarcia przegubach mechanizmu pantografu. Dane eksperymentalne zostaªy dostarczone przez producenta, natomiast w ramach tej pracy przeprowadzono dostrojenie modelu numerycznego pantografu tak, aby podwójna siªa tarcia, czyli charakterystyka siªy docisku zmierzona podczas otwierania i zamykania pantografu, byªa zgodna z danymi eksperymentalnym. W wyniku siªy tarcia wyst¦puje bowiem histereza siªy docisku podczas ruchu pantografu w gór¦ i w dóª. Zjawisko to udaªo si¦ uwzgl¦dni¢ w modelu numerycznym. Kolejnym wa»nym aspektem, który zostaª uwzgl¦dniony w zaproponowanym modelu obliczeniowym jest siªa elektromagnetyczna oddziaªuj¡ca na nakªadk¦ ±lizgacza pantografu. Przyj¦to, i» nakªadka ±lizgacza jest przewodnikiem z pr¡dem znajduj¡cym si¦ w indukowanym polu magnetycznym.. Uwzgl¦dniaj¡c zygzakowanie przewodu. trakcyjnego okre±lono siª¦ elektromagnetyczn¡, dla pewnego scenariusza obci¡»enia przewodów sieci trakcyjnej, oddziaªuj¡c¡ na nakªadk¦ ±lizgacza pantografu. Analizy. vii.

(10) wykazaªy, i» najwi¦ksza warto±¢ siªy oddziaªuje na kierunku zgodnym z kierunkiem jazdy poci¡gu, ale dzi¦ki uwzgl¦dnieniu ªa«cucha kinematycznego pantografu powoduje ona równie» zmian¦ docisku pantografu do trakcji o okoªo 2N. Mo»na zatem uzna¢, i» warto±¢ ta jest niewielka, niemniej analiza tego zjawiska nie byªa do tej pory uwzgl¦dniana w modelach dynamicznej interakcji pantografu z trakcj¡. Zaproponowany w tej pracy model wielodziedzinowy uwzgl¦dnia równie» wpªyw dynamiki pojazdu szynowego oraz nierówno±ci torów.. Drgania od pudªa pojazdu. szynowego stanowi¡ wymuszenie ramy pantografu, która jest sztywno zamontowana na dachu pojazdu.. Aby uwzgl¦dni¢ pojazd szynowy w modelu numerycznym,. zaadaptowano model przedstawiony w literaturze przez Zboi«skiego i Dusz¦ [90]. Model ten rozwini¦to o uwzgl¦dnienie nierówno±ci torów niezale»nie dla prawej i lewej szyny. Prole wysoko±ci dla przyj¦tych klas nierówno±ci torów wyznaczono za pomoc¡ przyj¦tej funkcja g¦sto±ci widmowej mocy (ang. Power Spectral Density, PSD). Rezultaty uzyskane na drodze analiz numerycznych wykazaªy jednak, i» jako±¢ torów nie wpªywa istotnie na jako±¢ dynamicznej wspóªpracy pantografu z sieci¡ trakcyjna. Niemniej, przygotowany model pojazdu szynowego pozwala mi¦dzy innymi uwzgl¦dni¢ nierównomierno±¢ rozlokowania ªadunku w poje¹dzie, przez co zaburzone s¡ nominalne warunki pracy pantograf. Wedªug wiedzy autora tej pracy, nie zaprezentowano do tej pory modelu numerycznego do analizy interakcji pantografu z trakcj¡, pozwalaj¡cego na rozwa»anie takich warunków pracy pantografu. W kolejnym rozdziale (4) przedstawiono analiz¦ dotycz¡c¡ niepewno±ci zwi¡zanych z: 1. wyst¦powaniem tarcia w przegubach pantografu, 2. klasami jako±ci torów, 3. podmuchami wiatru. Zwi¦kszone tarcie w parach kinematycznych mechanizmu pantografu powoduje dyssypacj¦ energii i mo»e by¢ zjawiskiem po»¡danym dla pewnych warunków pracy pantografu. Przeprowadzone analizy numeryczne wykazaªy, i» podmuchy powietrza, wiej¡ce z przodu lub z tyªu pojazdu (zakres prolu podmuchów wiatru 0-20km/h) nie wpªywaj¡ istotnie na jako±¢ wspóªpracy pantografu z trakcj¡. Odnotowano natomiast, zwi¦kszenie ±redniej warto±ci siªy docisku w przypadku, gdy dodatkowe podmuchy wiaªy z przodu pantografu oraz zmniejszenie tej warto±ci w przypadku, gdy dodatkowe. viii.

(11) podmuchy wiaªy z tyªu pantografu.. Jak wspomniano wcze±niej, nie odnotowano. jednoznacznej zale»no±ci mi¦dzy dan¡ klasa jako±ci torów, a jako±ci¡ wspóªpracy pantografu z trakcj¡. Dzieje si¦ tak prawdopodobnie dlatego i» mechanizm pantografu jest bardzo podatny i okazuje si¦, »e drgania ramy pantografu nie wpªywaj¡ istotnie na zwi¦kszenie drga« ±lizgacza pantografu co mogªoby powodowa¢ zaburzenia kontaktu nakªadki ±lizgacza z przewodem jezdnym. Wªasno±ci pasywnych elementów zawieszenia ±lizgacza pantografu maj¡ istotny wpªyw na jako±¢ wspóªpracy dynamicznej nakªadki ±lizgacza pantografu z przewodem jezdnym sieci trakcyjnej.. W rozdziale 5 tej pracy przedstawiono wyniki analiz. numerycznych, które byªy przeprowadzone w celu oceny mo»liwo±ci zastosowania alternatywnych elementów zawieszenia ±lizgacza, w celu poprawy dynamicznej interakcji pantografu z trakcj¡.. Uznano, i» konieczne z punktu widzenia praktycznego. jest analizowanie spr¦»yn zawieszenia ±lizgacza pantografu o z góry przyj¦tych parametrach geometrycznych i materiaªowych. Zbudowano wi¦c algorytm pozwalaj¡cy na formuªowanie modelu elementów sko«czonych spr¦»yny pantografu dzi¦ki czemu, mo»liwe byªo dostrojenie parametrów materiaªowych tego modelu w celu uzyskania zgodno±ci z wynikami sztywno±ci i tªumienia spr¦»yny uzyskanymi na drodze eksperymentalnej.. Tak zbudowany model zostaª nast¦pnie wykorzystany do. okre±lenia parametrów sztywno±ci i tªumienia dla innych zaproponowanych spr¦»yn o alternatywnie dobranych parametrach geometrycznych. Przeanalizowano spr¦»yny o zmienionej ±rednicy druta, zmienionej ±rednicy spr¦»yny, zmienionym skoku spr¦»yny oraz innej ilo±ci zwojów. Parametry te wpªywaj¡ jednoznacznie na wynikow¡ sztywno±¢ i tªumienie elementów zawieszenia ±lizgacza.. Ponadto mo»na uzna¢, i» parametry. te s¡ ¹ródªem niepewno±ci, gdy» nie ka»da spr¦»yna jest identyczna - mo»e si¦ ró»ni¢ np. grubo±ci¡ drutu, ±rednic¡, czy dokªadn¡ ilo±ci¡ zwojów. Wyniki oblicze« wykazaªy, i» parametr grubo±ci drutu jest najwa»niejszym parametrem wpªywaj¡cym na wynikow¡ sztywno±¢ spr¦»yny i w efekcie w istotny wpªywa wynikow¡ jako±¢ wspóªpracy pantografu z trakcj¡. W dalszej cz¦±ci rozdziaªu przeanalizowano mo»liwo±¢ zastosowania dodatkowych tªumików w zawieszeniu ±lizgacza pantografu. Rezultaty pokazuj¡, i» zastosowane takich tªumików jest korzystne w przypadku badanego pantografu 160ECT oraz sieci trakcyjnej. W kolejnym rozdziale 6 Autor pracy skupiª si¦ na analizie zastosowania aktywnego sterowania dociskiem pantografu w celu poprawy jego interakcji dynamicznej z sieci¡ trakcyjn¡.. Zaproponowano trzy schematy sterowana dociskiem pantografu.. ix.

(12) Pierwszy z nich polega na obni»eniu warto±ci momentu, który jest generowany przez nap¦d pneumatyczny pantografu co powoduje zmniejszenie docisku statycznego ±lizgacza pantografu do trakcji.. Redukcja docisku jest wykonana w dopuszczalnym. zakresie, czyli tak aby wynikowa siªa kontaktowa mie±ciªa si¦ w zakresie wyznaczonym przez Norm¦ EN 50367, która okre±la minimalny i maksymalny zakres siªy kontaktowej dla poszczególnych pr¦dko±ci jazdy. zaobserwowano,. Na podstawie przeprowadzonych symulacji. i» zmniejszenie siªy docisku powoduje zmniejszenie zmienno±ci. siªy kontaktowej, dlatego uznano takie podej±cie za celowe.. Obni»enie docisku. do dopuszczalnego (minimalnego) poziomu wymaga jednak znajomo±ci wªasno±ci aerodynamicznych pantografu, poniewa» siªy aerodynamiczne w sposób znacz¡cy wpªywaj¡ na wynikowy docisk pantografu do trakcji. Przeprowadzone liczne analizy numeryczne pozwoliªy na okre±lenie warto±ci momentu generowanego przez nap¦d pneumatyczny pantografu, który generuje odpowiednio minimaln¡ siªa kontaktow¡ przy uwzgl¦dnieniu oddziaªywania siª aerodynamicznych dla poszczególnych pr¦dko±ci jazdy. Siªy te s¡ bowiem zale»ne od pr¦dko±ci strugi powietrza.. Podej±cie to wymagaªo. zbudowania bazy wiedzy i stworzenia tabeli warto±ci momentu generowanego przez nap¦d pneumatyczny pantografu dla poszczególnych warto±ci pr¦dko±ci jazdy. Analizy prowadzono jedynie dla jednego kierunku jazdy. W tym podej±ciu sterowania konieczna jest jedynie znajomo±¢ charakterystyki docisku dla poszczególnych pr¦dko±ci jazdy z uwzgl¦dnieniem siª aerodynamicznych które s¡ szacowane na podstawie analizy numerycznych oraz warto±ci pr¦dko±ci jazdy.. Podej±cie to nie wymaga pomiaru. chwilowej siªy docisku. Wyniki uzyskane dla takiego podej±cia do sterowania dociskiem pantografu wskazuj¡ na istotn¡ redukcj¦ odchylenia standardowego przebiegu siªy kontaktowej o 8.3% dla pr¦dko±ci jazdy 160km/h oraz o 18.4% dla pr¦dko±ci jazdy 140km/h. Równocze±nie zaobserwowano redukcj¦ warto±ci mi¦dzyszczytowej przebiegu siªy kontaktowej. Obserwacje te jednoznacznie wskazuj¡, i» zaproponowane podej±cie sterowania dociskiem pantografu powoduje popraw¦ jako±ci wspóªpracy pantografu z trakcj¡. Drugie. zaproponowane. podej±cie. ATC. (ang.. Active Torque Control ). zakªada aktywne sterowanie dociskiem pantografu w oparciu o sygnaª sprz¦»enia zwrotnego - przyj¦to,. i» chwilowa siªa docisku mo»e zosta¢ zmierzona.. W. zaproponowanym ukªadzie sterowania przewidziano zastosowanie regulatora PID (ang. ProportionalIntegralDerivative controller ). W pracy przedstawiono rezultaty oceny jako±ci wspóªpracy pantografu w trakcj¡ dla ró»nych arbitralnie przyj¦tych warto±ci wzmocnie« regulatora PID. Przeprowadzona analiza nie miaªa na celu. x.

(13) okre±lenia optymalnych nastaw regulatora, ze wzgl¦du na siln¡ nieliniowo±¢ ukªadu. Przedstawiono natomiast rezultaty uzyskane dla pewnych przyj¦tych regulatorów o zadanych wzmocnieniach i wskazano najbardziej korzystne dla poszczególnych pr¦dko±ci jazdy. Przeanalizowano regulatory PID jak i równie» proste regulatory proporcjonalne. Zastosowanie sterowania opartego o sygnaª sprz¦»enia zwrotnego pozwala na redukcj¦ odchylenia standardowego siªy kontaktowej nawet do 27%. Ostatni schemat sterowania dociskiem pantografu ª¡czy dwa wy»ej opisane podej±cia. Siªa kontaktowa jest obni»ona do dopuszczalnego limitu i równocze±nie ukªad sterowania oparty o p¦tl¦ sprz¦»enia zwrotnego kompensuje warto±¢ uchybu regulacji.. Dla takiego podej±cia regulacji. uzyskano najlepsze wyniki poprawy jako±ci wspóªpracy pantografu z sieci¡ trakcyjn¡, co jest wyra»one jako redukcja odchylenia standardowego siªy kontaktowej odpowiednio o 13.5% dla pr¦dko±ci 120km/h, 35.7% dla pr¦dko±ci 140km/h, 34.4% dla pr¦dko±ci 160km/h oraz p 27.8% dla 180km/h w stosunku do podej±cia pasywnego. Jak wspomniano powy»ej, dwa z zaproponowanych schematów sterowania zakªadaj¡, i» chwilowa siªa docisku jest mierzona w czasie jazdy pojazdu.. Aby. upewni¢ si¦ czy jest to mo»liwe do zrealizowania, wykonano projekt oraz prototyp czujnika pozwalaj¡cego na pomiar tej siªy. Nast¦pnie, czujnik przetestowano najpierw w warunkach laboratoryjnych, a nast¦pnie w hali produkcyjnej na pantograe. Przyj¦to, i» czujniki s¡ umieszczone w miejscach spr¦»ynowania ±lizgacza pantografu. W warunkach operacyjnych czujniki te znajdowa¢ si¦ b¦d¡ w polu elektromagnetycznym.. Aby. unikn¡¢ zakªóce« pomiaru spowodowanych tym zjawiskiem zdecydowano o zastosowaniu czujników ±wiatªowodowych z naci¦t¡ siatk¡ Bragg'a (ang.. Fibre-Bragg-Grating,. FBG). Czujniki te pozwalaj¡ na pomiar odksztaªce« struktury, na któr¡ s¡ naklejone poprzez pomiar wielko±ci nieelektrycznej dªugo±ci fali ±wietlnej. W ramach w tej pracy zaprojektowano elementy konstrukcyjne czujników, a nast¦pnie je wykonano. Nast¦pnie przeprowadzono proces naklejenia czujników ±wiatªowodowych FBG na elementy konstrukcyjne. Z powodu ogranicze« geometrycznych (niewielkie rozmiary) naklejenie ±wiatªowodowych czujników byªo zadaniem trudnym.. Tak przygotowane. czujniki pozwalaj¡ na pomiar odksztaªce« podczas ±ciskania czujnika. Konieczne zatem okazaªo si¦ skalibrowanie czujnika i wyznaczenie funkcji pozwalaj¡cej na przeliczenie warto±ci odksztaªce« jego struktury na siª¦ powoduj¡c¡ to odksztaªcenie. Badania te przeprowadzono w laboratorium Katedry Robotyki i Mechatroniki AGH w Krakowie. Udaªo si¦ wyznaczy¢ charakterystyki pozwalaj¡ce na przeliczenie rejestrowanych odksztaªce« na siª¦ ±ciskaj¡c¡ czujnik. Nast¦pnie, przeprowadzono testy dynamiczne, które wykazaªy, i» ±redni bª¡d bezwzgl¦dny (ang.. xi. Mean Absolute Error, MAE), w.

(14) Przypadku pomiaru zmiennej siªy docisku w zakresie do 6Hz wynosi 0.27N, a w zakresie do 20Hz wynosi 0.86N, co jest wynikiem bardzo dobrym w kontek±cie zastosowania zaprojektowanego czujnika do pomiaru chwilowej siªy docisku pantografu do trakcji. Nast¦pnie przeprowadzono testy czujników w hali produkcyjnej rmy EC Engineering - producenta pantografu 160ECT. Dysponuj¡c statycznym stanowiskiem pomiarowym, które skªadaªo si¦ z rzeczywistego pantografu wyposa»onego w zaprojektowane czujniki oraz linki stalowej, która imitowaªa przewód jezdny, przeanalizowano kilka scenariuszy zaburzenia docisku pantografu do trakcji.. Czujniki pozwoliªy na pomiar warto±ci. chwilowego docisku pantografu do trakcji dla przyj¦tych scenariuszy testowych. W rozdziale 7. przedstawiono podsumowanie pracy oraz propozycje dalszych kierunków bada«. Jako najwa»niejsze osi¡gni¦cia zaprezentowane w tej pracy uwa»am: 1. Sformuªowanie wielodziedzinowego modelu numerycznego wykorzystuj¡cego kosymulacj¦.. Model ten sformuªowany zostaª w celu oceny jako±ci wspóªpracy. pantografu z sieci¡ trakcyjn¡. aspektów. takich. jak:. W modelu tym uwzgl¦dniono kilka wa»nych. nieliniowo±¢. trójwymiarowego. modelu. sieci. trakcyjnej,. trójwymiarowego model pojazdu szynowego i nierówno±ci torów, siªy aerodynamiczne oraz elektromagnetyczne oddziaªuj¡cych na komponenty pantografu, jak równie» tarcie w przegubach pantografu. 2.. Sformuªowany. model. numeryczny. cz¡stkowy. do. wyznaczania. siª. aerodynamicznych zostaª z powodzeniem zwalidowany z danymi eksperymentalnymi uzyskanymi podczas bada« w tunelu aerodynamicznym. 3.. Model numeryczny sieci trakcyjnej zostaª z sukcesem zwalidowany dla. przypadku referencyjnego opisanego w normie EN 50318 [40]. 4. Zaproponowany model pozwoliª na zbadanie wpªywu parametrów zawieszenia ±lizgacza pantografu oraz warunków pracy pantografu na wynikow¡ jako±¢ wspóªpracy pantografu z trakcj¡. 5. Zaproponowany model pozwoliª na analiz¦ zastosowania ukªadu aktywnego sterowania dociskiem pantografu dla ró»nych scenariuszy. 6. W ramach tej pracy zaprojektowano i wykonano czujniki do pomiaru chwilowej siªy docisku pantografu do trakcji. Przeprowadzono kalibracj¦ czujników oraz testy na stanowisku do testowania pantografów w warsztacie producenta pantografów.. xii.

(15) Abstract. The pantograph-catenary system is used in the electried railways to supply electricity to rail vehicles from an overhead contact line, called catenary.. It is important to. maintain the contact and ensure continuity in the supply of energy, especially in case of high speed trains. Dynamic interaction of pantograph-catenary system directly aects the quality and continuity of current collection. The system can be disturbed by a number of factors like vibrations of a catenary or pantograph as well as aerodynamic forces. It is generally required to minimize the uctuations of the contact force (CF) measured between the pantograph's slider and the contact wire of a catenary. Therefore, numerical simulations have become an useful tool for studying the pantograph-catenary system performance and for designing optimized components of this system at the virtual prototyping design stage.. Nonetheless, in order to correctly analyse the. pantograph-catenary system, an accurate numerical model is needed. Considering the above issues, this thesis is focused on the design and development of numerical model dedicated for pantograph-catenary system simulation. The author of this thesis has proposed the multi-domain co-simulation procedure, to allow for considering all important phenomena that aect the subjected system. The catenary model, which is proposed in this thesis, is formulated employing the Finite Element Method (using MSC.Marc software), while the pantograph model is formulated using the Multi-body Dynamics approach (using MSC.Adams software). The co-simulation, controlled by the MATLAB script, between pantograph and catenary codes is employed to allow for the data exchange, which is necessary to complete the dynamic simulation of the entire system.. The most relevant phenomena, which are considered in the. proposed co-simulation environment, are: elastic wave propagation in the catenary structure and its reections, non-linearity which corresponds to the contact between pantograph's slider and catenary contact cable, and non-linear characteristics of the droppers which are used to fasten the contact and messenger wires together. Further. xiii.

(16) considered phenomena are: the aerodynamic and electromagnetic forces loading the pantograph's components. Validation of the catenary model has been carried out for the reference model described in the EN 50318 Standard [40], and it can be concluded that the model provides correct results and it has been successfully validated. The sub-model for aerodynamic forces calculations is also validated with success - the comparison with experimental data has been made. Furthermore, this thesis presents the results of investigation of slider's suspension properties inuence on the interaction between pantograph and catenary. The studies show, that small change of the geometrical parameters of pantograph slider's springs (e.g. wire diameter, coil diameter) can signicantly change their stiness and cause a change of the pantograph-catenary dynamic interaction. In case of the investigated 160ECT pantograph type, additional dampers are found to cause an improvement in the quality of pantograph-catenary interaction. This thesis also presents the results of studies on the applicability of an active pantograph control solutions employing co-simulations. Three dierent control approaches have been considered: Nominal Torque Tuning (NTT), Active Torque Control (ATC) and Combined Control Approach (CCA). The rst approach involves reduction of the pantograph uplift force to achieve a lower, but acceptable CF. This approach requires a-priori knowledge of the aerodynamic forces acting on the pantograph's components for an individual train speed, because they signicantly aects the uplift force exerted by the pantograph. The ATC approach, which is based on the closed-loop control, involves a ProportionalIntegralDerivative controller to be applied. The CF is necessary to be measured, since it is used as the feedback signal. The CCA approach combines the NTT approach of reducing uplift force and the ATC approach. The studies have shown signicant improvement in the pantograph-catenary contact quality when using active control solutions. One of the pre-requisites for actively controlled pantograph in the closed-loop solutions is the measurement of the actual CF. In this thesis the author presents a new design of the load cell dedicated for CF measurements. The load cell design is based on Fibre-Brag-Grating (FBG) optical bres to measure the deformation of the structure of a load cell. The FBG technology allows to overcome problems with electrostatic interference. The results of the load cell design, calibration and experimental tests are presented in this thesis and they are the original contribution of the author complementing the developed model.. xiv.

(17) Contents. Streszczenie. ii. Abstract. xiii. List of Figures. xviii. 1 Introduction. 1. 1.1. Numerical models of pantograph-catenary interaction . . . . . . . . . . .. 1.2. Control of pantograph-catenary interaction. 8. . . . . . . . . . . . . . . . .. 13. 1.2.1. Passive approach . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 13. 1.2.2. Active approach. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 14. 1.2.3. Summary of State-of-the-art . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 15. 2 Aim and scope of the thesis. 17. 2.1. Motivation and statement of novelty . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 17. 2.2. Aim . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 19. 2.3. Scope. 19. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 3 Pantograph-catenary multi-domain modelling and co-simulation 3.1. 3.2. 21. Catenary modeling method . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 24. 3.1.1. 29. Benchmark and model validation . . . . . . . . . . . . . . . . . .. Extended pantograph modeling method. xv. . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 33.

(18) Contents 3.2.1. Pantograph model . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 34. 3.2.2. Rail vehicle model . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 35. 3.2.3. Aerodynamic forces . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 39. 3.2.4. Pantograph slider suspension properties . . . . . . . . . . . . . .. 45. 3.2.5. Friction in pantograph mechanism . . . . . . . . . . . . . . . . .. 49. 3.2.6. Electromagnetic force. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 50. 3.3. Results . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 55. 3.4. Summary . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 57. 4 Case study 4.1. 59. Friction uncertainty. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 59. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 60. 4.2. Gusts of wind . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 62. 4.3. Track prole irregularities . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 63. 4.4. Summary . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 66. 4.1.1. Results. 5 Improving pantograph-catenary interaction: passive approach 5.1. Investigation on modied collector head springs . . . . . . . . . . . . . . 5.1.1. 5.1.2. 67 67. Algorithm for automated validation and analysis of mechanical properties of slider springs . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 67. Pantograph-catenary interaction for modied slider suspension characteristics . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 75. 5.2. Pantograph-catenart interaction for modied dampers design. . . . . . .. 77. 5.3. Discussion of the results . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 80. 6 Improving pantograph-catenary interaction: active approach. 81. 6.1. Nominal Torque Tuning . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 83. 6.2. Active torque control . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 86. 6.3. Combined control approach . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 91. xvi.

(19) Contents 6.4. Comparison of control approaches . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 93. 6.5. Control performance considering time delays . . . . . . . . . . . . . . . .. 94. 6.6. Stability analysis . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 96. 6.7. Load cell for pantograph uplift force measurement. . . . . . . . . . . . .. 99. 6.7.1. Load cell design . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 99. 6.7.2. FBG load cell tests results . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 103. 7 Summary and Future Work Proposal. 114. 7.1. Summary of the presented work . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 114. 7.2. Future work proposal . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 118. Bibliography. 119. xvii.

(20) List of Figures. Fig. 1.1. Catenary system with two contact wires (author's own image). . . .. 2. Fig. 1.2 Top view on the catenary spans presenting staggering of wires (author's own image). . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 2. Fig. 1.3. Catenary system with rigid rail (author's own image). . . . . . . . .. 3. Fig. 1.4 Pantographs in the factory right before shipment to the customer (author's own image). . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 4. Fig. 1.5. . . . . . . . . .. 4. Fig. 1.6 Electric bus charging at a bus stop employing pantograph (author's own image). . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 5. Pantograph at running train (author's own image).. Fig. 1.7. Pantograph-catenary simple model, author's gure [30]. . . . . . . .. 10. Fig. 3.1. Model of pantograph-catenary system considered in thesis. . . . . .. 21. Fig. 3.2 The scheme of pantograph-catenary multi-domain simulation algorithm. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 22. Fig.. 3.3 Exemplary course of CF computed employing proposed co-simulation procedure [80]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 23. Fig. 3.4. Scheme of catenary geometry.. Fig. 3.5. Boundary conditions in catenary FE model.. . . . . . . . . . . . . .. 26. Fig. 3.6. Actual behaviour of droppers. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 27. Fig. 3.7. Modelled characteristics of dropper's stiness. . . . . . . . . . . . .. 28. Fig. 3.8. Iterative procedure for achieving required pre-sag. . . . . . . . . . .. 28. Fig. 3.9. Computed catenary stiness along the span. . . . . . . . . . . . . .. 29. xviii. 25.

(21) List of Figures Fig. 3.10 Simplied pantograph model used in validation precess. . . . . . . .. 30. Fig. 3.11 CF and uplift at support for validation model at simulated run passage [86]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 32. Fig. 3.12 The 160ECT pantograph mechanism and considered DOFs and torques. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 34. Fig. 3.13 Pantograph-vehicle-rails model [89]. . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 35. Fig. 3.14 Track proles for right and left rail - for medium quality tracks [89].. 37. Fig. 3.15 Pantograph frame vertical displacement originating from rail-vehicle vibrations [89]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 38. Fig. 3.16 Tilt of pantograph frame for medium quailty tracks [89]. . . . . . .. 39. Fig. 3.17 Computational domain of a virtual wind tunnel and the pantograph inside. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 40. Fig. 3.18 Mesh renement zones: Zone 1 - coarse, Zone 4 - the nest. . . . . .. 40. Fig. 3.19 The results from the FSI simulation of the velocity magnitude in train passage direction, at the speed 160km/h. . . . . . . . . . . . . . .. 41. Fig. 3.20 Scheme of distribution of aerodynamic forces implemented into the MBD pantograph model. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 42. Fig. 3.21 Localization of the measurement devices in the wind tunnel. . . . .. 43. Fig. 3.22 Lift forces found with the least-squares tting [95]. . . . . . . . . . .. 44. Fig. 3.23 Test stand for static test (a), investigated spring (b) and FEM model of a spring (c). . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 45. Fig. 3.24 The results of static test [96]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 46. Fig. 3.25 Test stand for dynamic tests [96]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 46. Fig. 3.26 The results of dynamic test for one of the tested springs [96]. . . . .. 47. Fig. 3.27 Scheme of a test rig for DFF measurements. . . . . . . . . . . . . .. 49. Fig. 3.28 Variation of static uplift force caused by friction. . . . . . . . . . . .. 50. Fig. 3.29 Currents in electromagnetic pantograph-catenary interface [89].. . .. 51. Fig. 3.30 Magnetic eld induced at given localization from a nite length wire with current[89]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 52. xix.

(22) List of Figures Fig. 3.31 Actual static CF in the nominal pantograph working range considering and without electromagnetic force [89]. . . . . . . . . . . . .. 55. Fig. 3.32 The results of pantograph-catenary dynamic interaction computed employing presented model - Mean of CF. . . . . . . . . . . . . . . . . .. 56. Fig. 3.33 The results of pantograph-catenary dynamic interaction computed employing presented model - STD of CF. . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 56. Fig. 3.34 The results of pantograph-catenary dynamic interaction computed employing presented model - Peak-Peak of CF. . . . . . . . . . . . . . .. 57. Fig. 4.1 The results of pantograph-catenary dynamic interaction for dierent variations of friction force in pantograph kinematic joints. . . . . . . . .. 61. Fig. 4.2. Investigated air ow scenarios denoted as Nominal, Wind+ and Wind-. 62. Fig. 4.3 The results of pantograph-catenary dynamic interaction for assumed gusts of wind. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 63. Fig. 4.4. Investigated rails proles for low quality rails.. . . . . . . . . . . . .. 64. Fig. 4.5. Investigated rails proles for normal quality rails. . . . . . . . . . .. 64. Fig. 4.6. Investigated rails proles for high quality rails. . . . . . . . . . . . .. 65. Fig. 4.7 The results of STD of CF in pantograph-catenary dynamic interaction for various rails quality classes. . . . . . . . . . . . . . . . . .. 65. Fig. 5.1. Algorithm for springs numerical model validation [96]. . . . . . . . .. 69. Fig. 5.2. Spring stines tuning results [96]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 70. Fig. 5.3 The results of the logarithmic decrement computation for various α and β multipliers initial domain [96]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 71. Fig. 5.4 The results of the logarithmic decrement for various α and β multipliers extended domain [96]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 72. Fig. 5.5 Oscilations of the system - comparison between experiments and numerical model [96]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 73. Fig. 5.6 STD and Peak-Peak of CF for alternative springs with various D (spring diameter), other geometrical properties remain the same as for nominal springs [100]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 76. Fig. 5.7 STD and Peak-Peak of CF for alternative springs with various d (wire diameter), other geometrical properties remain the same as for nominal springs [100]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 77. xx.

(23) List of Figures Fig. 5.8 The results of STD of CF employing additional dampers, speed 160km/h. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 78. Fig. 5.9 The results of Peak-Peak of CF employing additional dampers, speed 160km/h. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 79. Fig. 6.1 Co-simulation algorithm for simulation study of active pantograph control [80]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 82. Fig. 6.2. Mean uplift force acceptance ranges for various passage speed [80]. .. 83. Fig. 6.3. Schematic diagram of the NTT control approach [80]. . . . . . . . .. 84. Fig. 6.4. Mean CF in nominal and reduced torque cases (NTT). . . . . . . .. 85. Fig. 6.5. Schematic diagram of the ATC control approach [80]. . . . . . . . .. 86. Fig. 6.6. The STD results of CF for various PID gains. [80].. . . . . . . . . .. 88. Fig. 6.7. The Peakpeak results of CF for various PID gains. [80]. . . . . . .. 88. Fig. 6.8 The results of the performance of the ATC approach for selected controllers [80]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 89. Fig. 6.9 ATC control approach: performance for various P controllers and various passage speeds. [80]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 90. Fig. 6.10 The schematic diagram of the CAA control appraoch. [80]. . . . . .. 91. Fig. 6.11 CCA control approach: performance for various proportional controllers and various train speed. [80]. . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 92. Fig. 6.12 Impact of time delays on the performance of the CCA active pantograph control approach [80]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 95. Fig. 6.13 Impact of time delays on the performance of the CCA active pantorgraph control approach - reduced gains. . . . . . . . . . . . . . . .. 96. Fig. 6.14 Stability analysis of actively controlled pantograph. . . . . . . . . .. 98. Fig. 6.15 Location load cells in the pantograph. . . . . . . . . . . . . . . . . . 100 Fig. 6.16 Assembly drawing of the load cell. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 100 Fig. 6.17 Detailed drawings of the load cell - part one. . . . . . . . . . . . . . 101 Fig. 6.18 Detailed drawings of the load cell - part two. . . . . . . . . . . . . . 101 Fig. 6.19 Scheme of load cell FEM analysis. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 101 Fig. 6.20 Location of the optic bre for FBG strains measurement. . . . . . . 102. xxi.

(24) List of Figures Fig. 6.21 The load cell FEM analysis results: von Mises stress in cross section. 103 Fig. 6.22 Manufactured load cells with depicted glued bre on its construction. 103 Fig. 6.23 Load cell at the laboratory test rig. . . . . . . . . . . . . . . . . . . 104 Fig. 6.24 Sequence of static and dynamic tests of load cell for the laboratory conditions. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 105 Fig. 6.25 Estimated formula for uStrain-to-Force calculation for FBG load cell. 105 Fig. 6.26 Dynamic testing of slider suspension spring with designed FBG load cell. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 107 Fig. 6.27 Transfer Function Estimate of FBG load cell. . . . . . . . . . . . . . 108 Fig. 6.28 Pantograph at the test stand.. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 110. Fig. 6.29 FBG load cells mounted in pantograph slider - one side. . . . . . . . 110 Fig. 6.30 Static uplift force modication test scenario. . . . . . . . . . . . . . 111 Fig. 6.31 Alternating force on the right and left end of the pantograph head at relatively low frequency. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 112 Fig. 6.32 Alternating force on the right and left end of the pantograph head at relatively higher frequency. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 112 Fig. 6.33 CF registered in test scenario 4. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 113. xxii.

(25) Glossary. 1-D 3-D. One dimensional. Three dimensional.. ATC. Active Torque Control.. CCA Combined Control Approach. CF Contact Force. DFF. Double Friction Force.. FBG Fiber-Bragg-Gratting. FDM Finite Dierence Method. FEM Finite Element Method. FRF Frequency Response Function. FSI Fluid-Structure Interaction. Kd Coecient for the derivative gain of PID controller. Ki Coecient for the integral gain of PID controller. Kp Coecient for the proportional gain of PID controller. MBD. Multi-Body Dynamics.. NTT. Nominal Torque Tuning.. OHL. Overhead Lines.. Peak-Peak Peak-to-Peak value. PID Proportional-Integral-Derivative (controller). PSD Power Spectral Density. STD. Standard Deviation.. xxiii.

(26) Chapter 1 Introduction. The pantograph mechanism is commonly used in electried railways to receive electricity from an overhead catenary.. This method of power supply of trains and EMUs. (Electried Multiple Units) is also used in high-speed railways. It is usually assumed that the term "high speed" applies to trains travelling at speed of 160km/h and higher. Increasing the speed of trains is benecial from the point of view of reducing passenger travel time. It requires a number of technical improvements for railway sub-systems so that high-speed driving is possible. This particularly applies to the quality of tracks, track substructure and suspension of rail vehicles. However, it should be noted that increasing speed of rail vehicle increases the its energy demand. This translates into a greater load on the overhead catenary and railway pantograph, and system becomes a very important part of high-speed railways. Its reliability and correct cooperation is essential in the context of running the train at a high speed. In a general case, the catenary system is a exible structure composed of a contact wire (which is a current-carrying wire) and a messenger wire. traction lines used in Poland.. Figure 1.1 shows a typical overhead. The messenger wire is suspended to the poles with. supporting arms, while the contact wire - which should usually form a at plane (without pre-sag) is suspended to a messenger wire using droppers and by registration arms. The droppers are made of a steel cable, so they are able to carry tensile loads, but are weak in compression.. 1.

(27) Supporting pole. Messenger wire Droppers. Two contact wires. Registration arm. Figure 1.1: Catenary system with two contact wires (author's own image).. Contact wire stagger in zig-zag shape. Figure 1.2: Top view on the catenary spans presenting staggering of wires (author's own image).. On the other hand, the registration arms are used to pull the contact wire to the sides so as to create a staggering. This zig-zag shape of a catenary spans (as presented in Fig. 1.2) is employed to evenly wear the pantograph head slider during the travelling on long straight sections of catenary. Thanks to the staggering, the contact point moves from the right to the left side of the slider and does not only grind it in one place, but evenly across the entire width of slider.. 2.

(28) Figure 1.3: Catenary system with rigid rail (author's own image).. The other type of traction - a rigid traction - is used in tunnels and in the railway stations (see Fig. 1.3). It can be designed as low height (which is essentially benecial in tunnels) than a traditional one with a suspended contact wire. Tests of such catenary systems have been carried out, among the others, by Vear et al. [1] and Mak [2]. Currently produced railway pantograph are typically designed as a single arm mechanism.. They consist of a frame xed to the roof of a rail vehicle, lower and. upper arms, upper and lower links, frame of collector head and a slider with attached carbon pads that are in direct contact with the catenary contact wire.. Between. those components there are hinge joints, thanks to which it is possible to operate the mechanism. Components of the railway pantograph are shown in Fig. 1.4.. 3.

(29) Collector head with carbon strips Upper arm. Carbon strip – contact wire contact Upper link. Lower arm Pneumatic drive Lower link Frame. Figure 1.4: Pantographs in the factory right before shipment to the customer (author's own image).. The slider, while driving, is involved in the collection of electricity from the traction through the mechanical contact with the contact cable (see Fig. 1.5).. Figure 1.5: Pantograph at running train (author's own image).. Next, the entire structure of this mechanism conducts electricity up to the pantograph frame, from where it is conducted through the electrical connection to the electrical system of the rail vehicle. The additional conductive cables are fastened in the bearing areas of the pantograph joints and are visible in the Fig. 1.4, i.a. at the joints between the lower arm and the upper arms.. 4.

(30) Pantographs are used in modern electric buses also. They are involved in charging process at the nal stations and at bus stops, as depicted in Fig 1.6. Special devices for receiving electricity open the arms during the driveway to the charging station and enter the electric contact with the charger - thus full a similar role as railway pantographs. Battery charging station. Pantograph. Electric bus. Figure 1.6: Electric bus charging at a bus stop employing pantograph (author's own image).. According to Siemi«ski and Jarosz [3] for 3kV railway systems (Polish standard), the currents for trains travelling at speeds of 150, 200 and 250km/h are 1800, 3250 and 5450A respectively. Similar values are also reported by Rojek et al.[4] and urek and Duka [5] summarizes that in 3kV systems there sitll is an issue with high current ow, especially for high speed trains.. The area of current conduction through the. contact between slider and the contact wire of the catenary is punctual, and is directly proportional to the pantograph head pressure force and inversely proportional to the hardness of the contacting materials [3]. The contact force (CF) measured between pantograph's slider and contact wire of a catenary should be kept constant, but the value of the pressure should be adequate as well. When driving at a high speed, due to the vibrations of the system (all its components), the contact may be lost or there will be a suciently high reduction of the collector's pressure on the contact wire, so that the contact resistance will be signicantly increased. Even short interruptions in contact with the time periods of about several milliseconds or deterioration of the contact may increase the contact resistance and cause an increase in heat release in this zone, causing excessive material wear at the contact point. Contact interruptions may interfere with the operation of electrical devices supplied from the traction network. A. 5.

(31) contact losses are often the source of arcing, which can cause the surface of contact wires and contact strips to melt. The tests have shown that in the region of the electric arc ignition, recrystallization occurs and the material becomes more brittle and more susceptible to pulling its particles out of the surface [3]. The heating of the copper contact wire under high current ow leads to reduction of its strength, as noted by Knych et al. in [6], and in extreme cases even to break, because it is tensioned to ensure an adequate stiness and sag of the spans. The most dangerous cases of heating of contact wires and pantograph sliders are the start phase of train run, during which there are high currents when the contact point is moving slowly and the second case, when the train is at the railway station and is charging the electric devices on board - long warm up of the non-moving contact point occurs then. When driving at high speed, due to the action of the air stream, the arcing formed at the moments of contact disruption take place on the back edge of the contact strip and in this area material damage is most often observed [3]. Ding et al. [7] state that the thermal wear associated with the high-temperature impact at the interface of the pantograph - catenary cable has a clear eect on the lifespan of the pantograph slider, and arcing has an even greater impact on wear. In addition, it should be noted that an important phenomenon accompanying the collection of current is mechanical friction in contact between the slider and the contact wire. Research conducted on the Italian railways shows that at the speed of 200-250km/h the aerodynamic force acting on the slider signicantly increases which leads to the growth of the pressure on the contact wire, thereby increasing friction in the sliding contact. It has been found that at the speed of 200km/h, only as a result of friction, the temperature of the copper cables increases to 150 Celsius degrees, and during current conduction 2000 A (in the 3kV power system) to 250 Celsius degrees. It should be noted that copper overlays are no longer widely used and have been replaced with carbon (with admixtures). Aerodynamic forces aect catenary system also. A dangerous phenomenon that can strongly disrupt the interaction of the traction network and pantograph, and even damage to the cooperating elements is the galloping of the catenary cables, which can occur in open areas under the inuence of wind. Galloping usually occurs in the vertical plane, but can be a couse of strong lateral vibrations also. Typically, it is formed in the wind at a speed of 6-10m/s [3]. It is caused by the aerodynamic forces created during the ow of the air stream around the traction wires. A similar phenomenon. 6.

(32) occurs in the case of overhead high voltage lines [8].. Numerical modeling research. aimed at determining the constituent forces loading uneven cross-section of the contact wire has been conducted by Song et al. in the latest work [9]. Stickland et al. [10] propose the use of additional dampers in the registration arms in the catenary system in order to eliminate the tendency of the galloping of the traction. During the swaying of the catenary, the current collector cannot limit waves that amplitude arises, resulting in a strong disruption of stability of cooperation between pantograph and traction. In terrain conditions, the swaying of the overhead contact lines (OHL) is prevented by train driving at the speed limited to 30km/h with all available pantographs raised up, which extends the travel time extremely. This action is on purpose to suppress vibrations and swaying of the catenary. While driving in conditions of catenary galloping or swaying, raising several pantographs may be benecial, while on the other hand, cooperation with the traction of more than one pantograph creates dierent working conditions for both traction and for each of the pantographs. The multiple interaction then the results in increasing the uplift of the contact wires and larger oscillations of the contact pressure of the pantographs. The quality of cooperation of several collectors with OHL depends to a large extent on the distance between the individual pantographs cooperating with the catenary [3]. At small distances, in addition to dynamic interaction, it is necessary to take into account their static impact - exhibited by increased uplift of the contact wire. This eect is practically negligible at distances greater than 40m. Studies [3] have shown that with double traction, the standard deviation value (STD) of the CF of the slider with the traction for the rear pantograph is greater than for the front pantograph. Tests carried out on test trains ICE-V with two working pantographs show that the rear pantograph is not able to provide a non-arcing current collection when running with average contact pressure of 120N. Increasing the pressure to about 140N leads to exceeding the maximum peak contact pressure value of 200N. It has been found [3] that for distances between pantographs grater than 1.5 of the length of the traction span, the impact of the second pantograph is imperceptible also. Extended research in the eld of cooperation of multiple pantographs with catenary has been conducted by Pombo and Ambrosio [11] and by Liu et al. [12] [13]. Their research results have shown that the use of articially added pantograph, which does not conduct energy, and has properly selected pressure, can improve the quality of cooperation and can cause wear reduction of the main pantograph which conducts the current.. 7.

(33) 1.1. Numerical models of pantograph-catenary interaction The quality of pantograph and catenary co-operation depends on the material wear of the pantograph head and contact wire of the overhead contact line also[3]. Above presented state-of-the-art allows to conclude that the nature and degree of wear of contact wires and contact strips depend on the stabilization of CF in the pantograph-catenary interface. With signicant uctuations in CF, there are places characterized by increased wear. Wear of contact materials can be caused by mechanical and electrical reasons.. Research on mechanical and electric wear of contact wire. as well as pantograph sliders have been also the subject of many studies [14] [15] [16]. They conrm the conclusion that increasing the pantograph pressure can reduce arcing and reduce electric wear, but simultaneously it can increase the friction while driving and increase the mechanical wear of the components.. For most materials. currently used in slider or contact wires, the mechanical wear is less important than electrical one. The mechanical friction of the slider and contact wire as well as the pantograph's aerodynamic uplift force signicantly aect wear. The vibrations caused by the pantograph interaction with traction cause unstable contact and reduce the electrical contact points and the current is conducted by a spark or electric arc, which causes an increase of temperature and intensied electrical wear. Therefore, both types of wear (mechanical and electrical) are strongly related to each other and inuence to a large extent on the quality of the pantograph's cooperation with catenary. Therefore, in this thesis the author focuses on building a computational model that will allow to assess the quality of pantograph-catenary dynamic interaction by determining statistical parameters of the CF for given pantograph and traction type, with the adopted speed and working conditions aecting the pantograph-catenary system.. 1.1 Numerical models of pantograph-catenary interaction Numerical models of the dynamic cooperation of the current collector with the overhead catenary network have become an useful tool for studying above discussed phenomenon. The main advantage of such an approach is the ability to analyse the system at the virtual prototyping design stage - without needs to build an expensive prototypes and conduct tests on real objects. A measurement of pantograph head vibrations, lifting of catenary cables and measurement of the uplift force of the pantograph slider is dicult to implement under test conditions. Using correctly formulated numerical models, one can determine these parameters using computer simulations. It must be noted, that for newly designed types of pantographs and catenaries, there is also a requirement. 8.

(34) 1.1. Numerical models of pantograph-catenary interaction to provide the results of simulation of pantograph-catenary dynamic interaction to obtain certication for the product. Such requirements are described by the European Commission in the following documents: Technical Specications for Interoperability "Energy" - point 6.1.4.1. [17], and Technical Specications for Interoperability "Rolling Stock - Locomotives and Passenger Rolling Stock" - point 6.1.3.7. [18]. The rst models with lumped parameters have been presented in literature in the 1970s by Grajnert [19, 20]. The most simple model of the pantograph - catenary system usually assume one degree of freedom (DOF), as presented by Wu and Brannan [21, 22]. Similar models with two or three DOFs have been presented by number of authors [23, 24, 25]. Sanchez-Rebollo et al. [24] used 2-DOFs pantograph-catenary model with unevenness of catenary stiness along the span to analyze active control approach to improve dynamic interaction between pantograph and catenary (more advanced catenary model has been also considered).. Kaniewski in his paper [26]. compared analytical models for pantograph-catenary system (among the others 1-DOF and 2-DOFs lumped parameters models). The 3-DOFs lumped pantograph model has been adopted by Cho [27] in his study, but catenary analytical model has been more complex and allows to consider non-linear droppers. Pantograph lumped parameters models assume reduction of DOFs of a pantograph mechanism, which is simplied to a lumped parameters representation. It is necessary to identify model parameters to properly represent dynamics of the system, e.g. as presented by Ambrósio and Pombo [28] and by Collina and Bruni [29]. The diagram of the pantograph model with lumped parameters is shown in Fig. 1.7).. 9.

(35) 1.1. Numerical models of pantograph-catenary interaction. k(t) 𝑧1 𝑚1 + 𝑚𝑠. Collector head. 𝑘1. 𝑏1. Articulating frame. 𝑧2. 𝑚2 𝑘2. 𝑧. 𝐹𝑢𝑝𝑙𝑖𝑓𝑡. 𝑏2 𝑥. Figure 1.7: Pantograph-catenary simple model, author's gure [30].. The equation of motion for such a system have the following formula (1.1):.  (ms + m1 )z¨1 + b1 (z˙1 − z˙2 ) + k1 (z1 − z2 ) + k(t)z1 = 0 m z¨ + b (z˙ − z˙ ) + b z˙ + k (z − z ) + k z = F 2 2. 1. 2. 1. 2 2. 1. 2. 1. 2 2. (1.1). uplif t. where k(t) is the catenary local stiness along the span, Fuplif t is the uplift force exerted by the pantograph and m, k , b represents lumped mass, stiness and damping of the collector head (subscript 1) and articulation frame (subscript 2). In this model it is assumed, that collector head (m1 ) remains in constant contact with ms - the lumped mass of a catenary, which is a signicant limitation of this model. In simplied models, the catenary system is reduced to a lumped mass - the method of its determination has been formulated by Kobielski [31], and by the variable stiness along the span length, which can be approximated by the following formula:. . 2πv k(t) = k0 1 + α cos( t) L and. . (1.2). k0 =. kmax + kmin 2. (1.3). α=. kmax − kmin kmax + kmin. (1.4). 10.