Analiza efektywności trakcyjnej zestawu kół pojazdu szynowego w łuku toru o małym promieniu

prof. dr hab. inż. Jerzy Madej Politechnika Warszawska Analiza efektywności trakcyjnej zestawu kół pojazdu szynowego w łuku toru o małym promieniu Przedmiotem opracowania jest studium efektywności trakcyjnej tramwajowego zestawu kół w łukach toru o małym promieniu krzywizny. Pojęcie mały promień łuku zostało ściśle technicznie zdefiniowane, jako związane zarówno ze zjawiskiem mikropoślizgów kół po szynach jak i z parametrami geometrii toru. W podsumowaniu sformułowano wniosek praktyczny. 1. Wprowadzenie Rozważono przypadek indywidualnego napędu osi tramwajowego zestawu kół. Siły trakcyjne (podłużne) F kół zestawu, lewego L i prawego P, można traktować jako ogólnie niejednakowe. Przy takim założeniu wprowadzono pojęcie współczynnika efektywności trakcyjnej zestawu E TZ, będącego wyróżnikiem konstrukcyjnej przydatności układu napędowego tramwaju do pracy w łuku torowym. Współczynnik E TZ wyraża się wzorem: E TZ FL FP = 1 (1) F + F L Maksymalny potencjał trakcyjnych sił (przyczepności) na obwodzie kół zestawu opisuje zależność F zmax = F Lmax + F Pmax. Jednak pod względem konstrukcyjnym z pełną efektywnością trakcyjną, wyrażoną według (1) wartością Ε TZ =1, ma się do czynienia niezależnie od stopnia wykorzystania maksymalnego potencjału sił trakcyjnych. Pod względem fizycznym konstrukcyjnego współczynnika efektywności trakcyjnej E TZ pojedynczego zestawu nie można bezpośrednio utożsamiać z eksploatacyjnym współczynnikiem Θ wykorzystania przyczepności [7] (albo wykorzystania nacisku napędnego) całego pojazdu dla celów trakcyjnych. Współczynnik Θ można wyrazić następującym wzorem: n Fj j= 1 Θ = (2) ψ Qn gdzie: F j wypadkowa siła pociągowa wywiązywana na obwodzie j-tego zestawu napędnego ψ=ψ(v) współczynnik przyczepności kół do toru przy prędkości V pojazdu trakcyjnego o liczbie n osi napędnych i łącznym nacisku Q n tych osi na tor. Współczynnik E TZ dotyczy toru zakrzywionego, zaś Θ - toru prostego. P Zgodnie z (1), efektywność trakcyjna jest obniżona zawsze, gdy F L F P. O ileż bardziej efektywność trakcyjną obniżałoby wystąpienie ujemnej siły trakcyjnej (siły hamującej) na którymkolwiek kole zestawu. Taki przypadek może wystąpić w łuku toru przy dynamicznym niedostatku ekwiwalentnej stożkowatości na zestawie. Ujemne wartości sił przyczepności (na kole zewnętrznym) w praktyce występują najczęściej w zestawach tocznych (nienapędzanych), w łukach toru o szczególnie małych promieniach, kiedy potencjał skrętnego napinania osi (w funkcji drogi pokonywanej przez zestaw) przyrasta tak szybko, że odprężanie tych napięć (na tej samej drodze) w wyniku mikropoślizgów kół nie nadąża za procesem napinania osi. W zestawach napędzanych lub hamowanych, siły przyczepności w łukach toru o znakach przeciwnych występują znacznie rzadziej i tylko przy względnie małym momencie napędowym lub hamującym na zestawie. Odpowiednią sytuację zilustrowano rys.1. ρ R Rys. 1. Ilustracja geometrycznego bilansu stożkowatości kół zestawu pojazdu szynowego i tworzącej stożka w łuku toru o promieniu ρ Jeżeli kinematyczne przemieszczenie poprzeczne środka zestawu w stosunku do środkowej linii (w łuku zazwyczaj nieco poszerzonego) toru zakrzywionego o promieniu łuku ρ pozwala na osiągnięcie geometrycznych różnic promieni uprofilowanych kół lewego i prawego o łącznej wartości 2 R, to geometryczny bilans stożkowatości zestawu według rysunku 1 pozostaje zachowany, koła pracują bezpoślizgowo, zaś oś zestawu skrętnie się nie napina: L s R P R 1

2 R R 1 ; R = ( R L + R P ) (3) s ρ 2 Związek (3) określa bezwzględne warunki technicznie pełnej efektywności trakcyjnej E TZ zestawu napędowego przy jednakowych naciskach obydwóch kół na szyny. Gdy zaś występuje niedostatek geometrycznej stożkowatości zestawu: 2 R R 1 < ; R = ( R L + R P ) (4) s ρ 2 to oś zestawu, przemieszczającego się wzdłuż toru, będzie doznawać narastających napięć skrętnych, przy czym wartość współczynnika efektywności trakcyjnej zestawu E TZ ulegnie odpowiedniemu obniżeniu. Biorąc pod uwagę występowanie poślizgów pomiędzy kołami i szynami należy oczekiwać, iż w praktyce wielkość R (według rysunku 1) będzie przybierać wartości inne niż wynikające z geometrycznego warunku ruchu bezpoślizgowego. Zgodnie z (1), wartość trakcyjnej siły przyczepności pojedynczego zestawu F Z w każdych warunkach wyniesie: F Z = E TZ [ F L + F P ]; F i = Q Z Ψ i (V i ); (i=l,p) (5) gdzie: Q Z nacisk statyczny zestawu kół na tor Ψ(V) opisano przy wzorze (2) E TZ opisano wzorem (1). Jest oczywiste, że w praktyce podczas ruchu zestawu w torze, naciski Q i kół na szyny nie są ani statyczne, ani jednakowe, lecz w sposób ogólnie losowy ulegają dynamicznym zaburzeniom nominalnej wartości grawitacyjnej. Zagadnienia dynamicznych zaburzeń nacisków nie mają zasadniczego związku z głównym wątkiem tematycznym opracowania i zostały pominięte. Zagadnienie efektywności trakcyjnej E TZ zestawu w łuku toru będzie analizowane przy upraszczającym założeniu jednakowych wartości nacisków kół zestawu na szyny. Ponadto, przy analizie mikropoślizgów podłużnych, dla uproszczenia przyjęto walcowy model koła. Uwzględniono przy tym fizyczne zjawisko poślizgu kół na szynach, co z kolei pozwoli na wyznaczenie rzeczywistych wartości R. Przy prezentacji zasad technicznej metody podnoszenia efektywności trakcyjnej zestawu tramwajowego w łuku wymienione uproszczenia nie mają istotnego znaczenia jakościowego. 2. Modelowy proces skrętnego napinania osi podczas bezpoślizgowego ruchu zestawu tocznego w łuku toru Odpowiednią sytuację zilustrowano rysunkiem 2. Zestaw z kołami walcowymi ma okręgi toczne rozstawione na szerokości s. Podczas bezpoślizgowego toczenia się kół po szynach, w łuku toru o promieniu ρ, kąt ϕ skręcenia osi przyrasta w miarę przemiesz- 2 czania się zestawu wzdłuż jego drogi. Równanie więzów kinematycznych (według rysunku 2): ρ s R V L P M dϑ Koło prawe P pracuje w stanie hamowania ; Koło lewe L pracuje w stanie napędzania. M- moment skręcający w osi Rys. 2. Kinematyczny proces skrętnego napinania osi zestawu tocznego Zestaw z kołami walcowymi ma okręgi toczne rozstawione na szerokości s. Podczas bezpoślizgowego toczenia się kół po szynach, w łuku toru o promieniu ρ, kąt ϕ skręcenia osi przyrasta w miarę przemieszczania się zestawu wzdłuż jego drogi. Równanie więzów kinematycznych (według rysunku 2): ρ dϑ = R dφφ dφ = ω dt ; V = ω R (6) gdzie: ϑ bieżący kąt położenia zestawu w planie łuku toru Φ kątowe położenie zestawu przy obrocie wokół jego osi V prędkość zestawu wzdłuż linii toru. Przyrost dϕ kąta skręcenia osi wyraża się następująco: gdzie: 1 [(ρ + s) (ρ s) ] d 2 ϕ = (7) R 1 2 d ϑ dϕ przyrost kąta w obrotu koła lewego względem prawego w zestawie. Po podstawieniu (6) do (7) otrzymuje się: s dφ dϕ = (8) ρ Zatem kątowa prędkość skrętnego napinania osi wyniesie: ϕ dt d nap = s ρ dφ dt s V = ρ R (9) 3. Modelowy proces skrętnego odprężania osi podczas poślizgowego ruchu zestawu tocznego w łuku toru [1 i 2] Na skutek skręcenia liniowo sprężystej osi zestawu o kąt dϕ, wystąpi w niej moment skręcający M (rysunek 2). W następstwie mikropoślizgów pomiędzy kołami i szynami, skręcenie osi będzie ulegać odprężaniu. Zgodnie z rysunkami 1 i 2, stwierdza się kolejno:

- przy całkowitym skręceniu osi pomiędzy kołami o kąt dϕ, na obwodzie każdego koła zestawu o promieniu R można bilansowo przyporządkować przeciwnie skierowane przemieszczenia obwodowe o wartości 1 2 R dϕ. 1 - aby droga 2 R dϕ została pokonana przez (abstrakcyjne) koło o promieniu R, to zgodnie z rysunkiem 3 koło rzeczywiste musi obrócić się o kąt dφ. ω dφ dφ V = ω (12) dt R Kątowa prędkość elementarna poślizgowego odprężania osi wyniesie: dϕodpr 2V 2 (13) dt R Poziom skrętnych obciążeń w osi pozostanie ustalony, gdy prędkość poślizgowego odprężania osi zrówna się z prędkością kinematycznego napinania osi, czyli: dϕ odpr dϕnap s V 2V R = albo = 2 dt dt ρ R R (14) R t ½ dϕ R Rys. 3. Poślizg na kole wewnętrznym tocznego zestawu kół w łuku toru. Z Napędzanie M N R F N X F N Prędkość jazdy V Prędkość poślizgu R tn R N X R th R H R Z Hamowanie R F H M H F H + X Prędkość poślizgu Rys. 4. Rozkład sił i prędkości poślizgów na kole napędzanym i hamowanym zestawu tocznego w łuku toru o małym promieniu Elementarne drogi ślizgania na obwodzie koła (napędzanego wewnętrznego lub hamującego zewnętrznego podczas poślizgowego odprężania napięć skrętnych w osi zestawu kół), zgodnie z rysunkiem 3, bilansują się następująco: 1 dφ R = 1 R t dϕ R dϕ 2 2 (10) gdzie: R t promień toczny według rysunków 3 i 4. Zatem: dφ R dϕ (11) dt 2 R dt Ponieważ w praktyce R/R<<0,01, to można napisać: W wyrażeniu (14) występuje wielkość R, którą należy wyznaczyć zgodnie z fizyką zjawiska poślizgu. 4. Fizyczny charakter poślizgu [1 i 2] Trakcyjnie użyteczną siłę pociągową na pojedynczym kole zestawu o promieniu R L =R P =R, przy nacisku statycznym koła na szynę Q i, określa wartość poślizgu σ [1,2 i 4]. X Według badań Cartera [3] przybliżenie liniowe tej zależności w technicznym obszarze użyteczności trakcyjnej jest opisane prostym wzorem analitycznym: F = c σ;c = 70835 Q R (15) gdzie: c wielkość stała ( stała Cartera ). Dla warunków toczenia się koła po szynie, napędzanego momentem M k, poślizg wzdłużny σ definiuje się poprzez prędkości: obwodową ω R (mierzoną na obwodzie koła) i ruchu postępowego V (środka koła), co pokazano na rys.5. Zatem: ωr V σ = ; ω 0 (16) ωr 3

F F* V>0 x & =V R s R = ; R = R R t (21) 2ρ F=c σ σ* F* - graniczna siła liniowej aproksymacji Cartera Strefa mikropoślizgów Poślizg σ ω R Q F Q M F A także: różnica σ kinematycznych poślizgów obydwóch kół zestawu w łuku jest niezależna od prędkości jazdy V i wynosi: s σ = (22) ρ Rys. 5. Charakterystyka fizyczna [1, 3 i 7] sił przyczepności F koła do szyny wyrażona w funkcji poślizgu σ; Zgodnie z wzorem (16) koło walcowe, o nominalnym promieniu geometrycznym R, obciążone trakcyjnie siłą styczną F, toczące się po szynie z poślizgiem σ 0, ma na swym obwodzie prędkość obwodową ω R, zawsze różną od prędkości ruchu środka tego koła V = x& wzdłuż toru, gdyż (zgodnie z rysunkiem 4) każdej skończonej wartości siły F zawsze towarzyszy poślizg σ [6]. Według rysunku 3, obok omawianego koła trakcyjnego, z taką samą prędkością kątową ω może się bezpoślizgowo toczyć po swojej szynie inne koło, nieobciążone trakcyjnie, czyli koło toczne o promieniu R t. Koło toczne, trakcyjnie nieobciążone, według (16) miałoby poślizg zerowy, czyli σ = 0, zatem: ω R t = V; V = x& (17) Jeżeli koło toczne ma tak dobrany promień toczny R t, że ściśle spełnia warunek (17), to na podstawie (16), można napisać: ωr ωr t R σ = = ; R t = R R (18) ωr R Widać, że pojęcie abstrakcyjnego przyrostu promienia koła R, będącego różnicą rzeczywistego promienia geometrycznego R walcowego modelu koła napędowego i promienia R t koła tocznego, (także walcowego), określa trakcyjny poślizg koła po szynie σ zgodnie z (16). Na mocy (14) i (18), każde koło zestawu tocznego doznaje następującego poślizgu: s V 2V R 2V σ = = 2 (19) ρ R R R Albo: s σ = (20) 2ρ skąd wynika, że przy stałym promieniu łuku toru ρ, różnica R promieni, fizycznego R i abstrakcyjnego tocznego R t, w zestawie walcowym jest niezależna od prędkości jazdy V i wynosi: 5. Związek wartości R z efektywnością trakcyjną zestawu kół Jak wcześniej wspomniano, najsilniejszy spadek efektywności trakcyjnej zestawu występuje, gdy siły obwodowe na kołach zestawu mają znaki przeciwne (rys.5). Rys. 6. Trakcyjnie nieefektywny kontur sił adhezyjnych oraz prowadzących w zestawie tocznym [5]. Warunek niewystępowania przeciwnie skierowanych obwodowych sił przyczepności na kołach zestawu wyraża się następująco: dϕ odpr dϕnap > (23) dt dt czyli w postaci jawnej: 2 R > s R 1 ρ (24) albo, po uwzględnieniu (18): s ρ > (25) 2σ Warunek (17) jest zawsze spełniony przez zestaw napędny (lub hamujący): - na torze prostym ρ= przez dowolny klasyczny kolejowy zestaw kół - przez pojazd jednoszynowy s=0 na dowolnym torze. 4

Graniczną wartość promienia toru ρ gr, przy której na żadnym kole zestawu tocznego podczas normalnej eksploatacji nie wystąpi ujemna siła trakcyjna, można wyznaczyć wprost na podstawie (9), (15) oraz (19): s s c ρ gr = = (26) 2 σ * 2F * gdzie: F* trakcyjna siła styczna na obwodzie kół zestawu, wg rys. 5. c stała Cartera we wzorze (15), według rysunku 5. Według (26) mały promień łuku występuje, gdy ρ ρ <. gr Rys. 7. Trakcyjnie efektywny kontur sił adhezyjnych i prowadzących w zestawie napędnym (lub hamującym elektrodynamicznie) [5]. Jeżeli obwodowe, przeciwnie skierowane siły przyczepności osiągają w łuku wartości graniczne, to moment trakcyjny działający na osi ma na celu najpierw zniwelowanie na kole wewnętrznym siły trakcyjnie szkodliwej, a dopiero później wywołanie siły o zwrocie trakcyjnie użytecznym. Ponieważ poślizgi poszczególnych kół zestawu w łuku zawsze różnią się pomiędzy sobą, to także siły obwodowe na kołach będą się odpowiednio różnić. Obwodowa siła przyczepności na kole nie może przekroczyć siły maksymalnej według rys. 5. F a) b) F W łuku torowym wartości poślizgów względnych na kołach zestawu (tocznego, napędnego lub hamującego) będą zawsze różne, zatem różnica wartości poślizgów pomiędzy kołem lewym i prawym w łuku wyniesie σ=2σ(ρ). Gdy promień krzywizny toru ρ= const, to zgodnie z (1), efektywność trakcyjna zestawu podczas eksploatacji w oczywisty sposób zależy od położenia pasma σ (według wzoru 22) na wykresie F(σ) rys.8. Indeksy L i P oznaczają odpowiednio koło lewe i prawe podczas ruchu zestawu w łuku w prawo. Na rys. 8a pokazano przypadek eksploatacyjny F P >F L przy czym df/dσ>0, zaś na rys. 8b F L >F P, przy czym df/dσ<0, co ilustruje przypadek awaryjny, w którym poślizg σ narasta w sposób niekontrolowany, przy czym wartości sił F L i F P odpowiednio maleją. Ilustracja przypadku eksploatacyjnego 8a) pokazuje, że na mocy wzoru (1) zmniejszenie szerokości pasma σ byłoby bardzo korzystne. Zmniejszanie σ zbliża też pokazany na rys. 8 b) przypadek E TZ OPT do wartości E TZmax =1. Przypadek 8 b) pokazuje, że nawet po zerwaniu przyczepności E TZ <1. Pod względem formalnym związek R z efektywnością trakcyjną wynika wprost z liniowej zależności (27), wynikającej z wzorów (21) i (22): R R = σ (27) 2 6. Podsumowanie i wnioski Uproszczony model mikropoślizgu trakcyjnego, przy znanej wartości współczynników c i σ, pozwala na bardzo proste i dostatecznie wierne (dla celów modelowania dynamicznego) uwzględnienie wzdłużnych, trakcyjnych skutków złożonych zjawisk adhezyjnych. Pojęcie poślizgu opisanego poprzez abstrakcyjne przyrosty R promienia koła jest szczególnie czytelne dydaktycznie i łatwe w zastosowaniach obliczeniowych. σ F=c σ F P F L V>0 Poślizg σ Strefa mikropoślizgów F=c σ σ E TZ OPT Strefa mikropoślizgów F L F P Poślizg σ Rys. 8. Poślizgi trakcyjne: a) w normalnej eksploatacji napędnej i b) w stanie awaryjnym (po zerwaniu przyczepności). 5

Model odwzorowuje tylko mikropoślizgi podłużne; poślizgi poprzeczne wymagają oddzielnego potraktowania. Model jest adekwatny do badania dynamiki pojedynczych kół oraz zestawów kolejowych kół napędzanych i nienapędzanych (tocznych). Model z dobrą dokładnością obejmuje przypadki techniczne R 0 1 Model formalnie nie obejmuje granicznego przypadku zablokowania koła przez hamulec R kiedy R= ; Wtedy ma się do czynienia z klasycznym przypadkiem tarcia (a nie przyczepności). Model formalnie dotyczy koła walcowego. Mikropoślizgi poprzeczne, spin (poślizg wiertny) i nabieganie obrzeża na szynę należy uwzględniać przy użyciu oddzielnego modelu fizycznego i odpowiedniego opisu matematycznego. Badanie podłużnej (płaskiej) dynamiki trakcyjnej całego pojazdu i dynamiki układów napędowych najkorzystniej powinno być prowadzone łącznie. Quasistatyczne obciążenia pasożytnicze konturu dynamicznego zestawu kołowego oraz dynamiczne zaburzenia nacisku tego zestawu na tor obniżają jego użytkową wydajność trakcyjną (współczynnik efektywności trakcyjnej jest mniejszy od jedności). Niepełne wykorzystanie przyczepności przez choćby jedno koło zestawu kół obniża efektywność trakcyjną tego zestawu. Stąd także wynika oczywisty wniosek, że niepełne wykorzystanie przyczepności przez choćby jedno koło pojazdu trakcyjnego także w pewnym stopniu obniża trakcyjną efektywność całego pojazdu. Z powodu sprzecznych wymagań odnośnie do budowy zestawu dla zapewnienia statecznego ruchu zestawu w torze prostym i wysokiej efektywności trakcyjnej w łuku, konieczny jest techniczny kompromis. W łuku torowym o promieniu R s < 2 R ρ według wzoru (4), efektywność trakcyjna E TZ zawsze jest mniejsza od 1, zatem w trakcji tramwajowej należy stosować układy napędowe z mechanizmem różnicowym o odpowiednio dobranej strefie nieczułości różnicowej dla kompromisowego zapewnienia właściwości klasycznego zestawu kół w torze prostym przy eliminacji ujemnych sił trakcyjnych w łukach według wzoru (26) oraz przy zachowaniu możliwie wysokiej wartości współczynnika E TZ. Tematyka ta zostanie omówiona w oddzielnym artykule. LITERATURA [1] Grzesikiewicz W., Piotrowski J.: On the Development of the Traction Force between Wheel and Substrate. A Selection of Simple Mathematical Models. Machine Dynamics Problems. Vol. 17, 1997. [2] Grzesikiewicz W., Piotrowski J., Zaborowski J.: Rozwijanie siły trakcyjnej przez koło pojazdu szynowego. Teoria uproszczona. Prace XII Konferencji Pojazdy Szynowe Poznań 1996. [3] Grzesikiewicz W., Osiecki J., Piotrowski J.: Podstawy dynamiki pojazdów szynowych. Skrypt P.W. Warszawa, 1974. [4] Madej J.: Mechanika napędu pojazdów szynowych... PWN Warszawa 1983. [5] Madej J.: Mechanika transmisji momentu trakcyjnego. Oficyna Wyd. P.W. Warszawa 2000. [6] Madej J.: Teoria ruchu pojazdów szynowych. Oficyna Wyd. P.W. Warszawa 2004. [7] Menszutin N.N. Zawisimost meżdu siloj sceplenja i skorostiu skolżenja kolesnoj pary lokomotiva. Westnik WNIIŻT Nr 7/1960. 6

prof. dr hab. inż. Janusz Mielniczuk Politechnika Poznańska Instytut Pojazdów Szynowych TABOR mgr inż. Paweł Kuligowski Instytut Pojazdów Szynowych TABOR Analiza wytrzymałości konstrukcji wagonu osobowego z zastosowaniem materiału porowatego (1) W artykule zaprezentowano konstrukcję nośną wagonu osobowego, w której do jego budowy wykorzystano elementy powierzchniowe o strukturze porowatej. Przedstawiono rezultaty analiz wytrzymałości dla różnych rozwiązań konstrukcyjnych wagonu oraz porównano z wynikami uzyskanymi dla klasycznej budowy wagonu. Artykuł składa się z dwóch części. W pierwszej części (1) omówiono możliwości zastąpienia klasycznej konstrukcji szkieletowej dachu elementami powierzchniowymi o strukturze porowatej. Praca powstała w ramach projektu badawczego nr N509 014 32/0995 finansowanego przez Ministerstwo Nauki i Szkolnictwa Wyższego ze środków na naukę w latach 2007 2008. 1. Wprowadzenie Praca stanowi kontynuację wcześniej podjętych i opublikowanych badań [1,2 i 3]. Tematyką ich są rozważania dotyczące możliwości zastosowania porowatych materiałów konstrukcyjnych w budowie wagonów osobowych. W [2 i 3] przedstawiono rezultaty analiz wytrzymałości fragmentu konstrukcji dachu wagonu pasażerskiego wykonanego z elementów powierzchniowych o strukturze porowatej. W [2] klasyczną jednorodną stalową blachę poszyciową zastąpiono powłoką o strukturze porowatej, przy czym szkielet konstrukcji dachu pozostawiono w dotychczasowej postaci. Z przeprowadzonej analizy wynika, że w celu zachowania odpowiedniej sztywności rozpatrywanego fragmentu dachu, grubość powłoki porowatej musi wzrosnąć w zależności od porowatości nawet o 60% w stosunku do powłoki klasycznej, ale mimo to jej masa nie przekroczy 60% masy dotychczasowego rozwiązania. W [3] omówiono wyniki analizy fragmentu dachu, w którym zamiast konstrukcji szkieletowej wprowadzono porowatą powłokę walcową o odpowiednio większej grubości, wykonaną ze spienionego aluminium. Wynika z niej, że w celu zagwarantowania porównywalnej sztywności przy działaniu obciążeń zewnętrznych, zwłaszcza masy śniegu, nie można zrezygnować całkowicie ze szkieletu stalowego. Ze względu na fakt, że konstrukcja dachu stanowi ważny element składowy sztywności całego pudła wagonu, na podstawie analizy wydzielonej części konstrukcji dachu trudno jednoznacznie określić, w jakiej postaci należy zachować szkielet. Biorąc powyższe pod uwagę, analizie wytrzymałości poddano całą konstrukcję nośną pudła wagonu. Dla celów porównawczych rozpatrzono zachowanie dotychczasowego rozwiązania szkieletowego dachu oraz z porowatą powłoką walcową, wprowadzoną w konstrukcję dachu między drzwiami wejściowymi do wagonu. 2. Obciążenia, modele obliczeniowe i omówienie wyników analiz Konstrukcję wagonu poddano podstawowym obciążeniom wymaganym w przepisach ustalonych przez międzynarodowe organizacje kolejowe (UIC, ERRI) oraz w normach europejskich. Należą do nich przede wszystkim obciążenia pionowe pochodzące od masy własnej oraz pasażerów, a także obciążenia wzdłużne wynikające ze ściskania wagonu w osi zderzaków i sprzęgu oraz rozciągania w osi sprzęgu. Bardzo ważnym obciążeniem dla konstrukcji dachu jest masa zalegającego na nim śniegu. Obliczenia wytrzymałości konstrukcji pudła wagonu konieczne do przeprowadzenia analiz wykonano metodą elementów skończonych (MES) przy pomocy systemu obliczeniowego ABAQUS. Wykorzystując istniejącą w rzeczywistości symetrię konstrukcji pudła rozpatrzono model obejmujący tylko ćwiartkę wagonu, który przedstawiono na rys.1. Do modelowania zastosowano przede wszystkim element powłokowy S8R, przy czym dla konstrukcji szkieletowej przyjęto jednorodny przekrój powłokowy a dla powłoki walcowej wielowarstwowy (złożony) przekrój powłokowy. Własności materiałowe powłoki, zmienne na grubości przekroju poprzecznego, zostały zamodelowane w identyczny sposób jak w [2] za pomocą szeregu 7

warstw o stałej grubości oraz o stałych wskaźnikach mechanicznych. Zmianę własności mechanicznych na poszczególnych warstwach omówiono w [2]. Badanie wykonano dla następujących danych materiałowych: elementy szkieletu i klasyczne poszycie jak dla stali (E=2,05 10 5 MPa, ν=0,3), a porowata powłoka walcowa o współczynniku porowatości e 0 =0,9 jak dla aluminium (E 1 =0,7 10 5 MPa, ν=0,3). Przyjęto następujące obciążenia: ściskające 2,0MN, rozciągające 1,5MN, masa własna pudła około 41t, masa pasażerów około 4,6t oraz obciążenie śniegiem około 2kN/m 2. Z wstępnych obliczeń przeprowadzonych dla modelu pudła z dachem o konstrukcji szkieletowej oraz z dachem tylko z porowatej powłoki walcowej o grubości 11mm, wprowadzonej między drzwiami ścian bocznych wynika, że obciążenia wzdłużne w obu rozwiązaniach konstrukcyjnych wywołują bardzo zbliżone stany odkształceń i naprężeń. Zupełnie inaczej sytuacja przedstawia się w przypadku obciążenia pionowego. Znaczne odkształcenia w strefie połączenia dachu ze ścianą boczną w środku długości wagonu powodują, że ugięcie ostoi pozostaje na podobnym poziomie (około 9,4mm) ale zmniejszenie odległości między dachem a ostoją w środku wagonu jest ponad czterokrotnie większe niż w konstrukcji klasycznej, a wzrost szerokości pudła na wysokości pasa dachowego jest prawie trzykrotny. W przypadku obciążenia śniegiem zmiana przedstawionych powyżej wielkości jest jeszcze większa i przekracza kilkadziesiąt razy. Opisana sytuacja spowodowana jest brakiem jakiegokolwiek elementu o znacznej sztywności, wiążącego pasy dachowe w środku długości wagonu. Potwierdzają to wcześniej uzyskane rezultaty dla fragmentu konstrukcji dachu. Wobec powyższego zdecydowano wprowadzić w środku wagonu dwie symetrycznie położone krokwie stanowiące przedłużenie słupków ścian bocznych oraz połączyć je ściągami. Nowe elementy wykonano z otwartych profili stalowych o grubości 4mm. Wstępne analizy przeprowadzone dla takiego rozwiązania potwierdzają słuszność jego zastosowania. W przypadku obciążenia pionowego otrzymane wyniki są praktycznie zgodne z rezultatami dla konstrukcji klasycznej. Natomiast dla obciążenia śniegiem odkształcenia przekroju środkowego pudła wagonu są znacznie mniejsze niż dla samej powłoki walcowej i w około 30% odbiegają od konstrukcji klasycznej. Maksymalne odkształcenia powłoki pojawiają się natomiast w ¼ długości wagonu a więc w połowie odległości między podparciami na krokwiach. Są one jednak znacznie mniejsze niż w przypadku samej powłoki walcowej. Ze względu na fakt, że przepisy kolejowe nie określają ściśle kryteriów dla obciążenia śniegiem, trudno precyzyjnie określić dopuszczalne odkształcenia dachu. Wzorując się na kryterium określonym dla przypadku obciążenia masą pracownika obsługi a mianowicie brak odkształceń trwałych można przyjąć, że odkształcenia, które wywołują poziom naprężeń w analizowanej konstrukcji znacznie niższy niż granica plastyczności, można uznać za dopuszczalne. Z drugiej strony wielkość odkształceń limitować będzie zarys skrajni pudła, który zależy od konkretnego rozwiązania konstrukcyjnego wagonu. Dalszą analizę wykonano dla rodziny porowatych powłok walcowych o grubości od 5mm do 11mm. Z przeprowadzonych obliczeń wynika, że grubość powłoki ma niewielki wpływ na zachowanie konstrukcji wagonu przy działaniu obciążeń wzdłużnych w stosunku do konstrukcji klasycznej. W przypadku obciążeń pionowych pochodzących od masy własnej i ładunku zauważono niewielkie zmniejszenie ugięcia ostoi wraz ze wzrostem grubości powłoki dachu. Odkształcenia przekroju poprzecznego pudła, a mianowicie zmiana wysokości (pionowej odległości dachu i ostoi) oraz zwiększenie szerokości pudła wzdłuż długości wagonu praktycznie pozostają na tym samym poziomie. Przedstawiono to graficznie na rys.2. Otrzymane wyniki są bardzo zbliżone do wartości jak dla konstrukcji klasycznej. Odmienna sytuacja jest w przypadku obciążenia śniegiem. Przykładowy widok odkształceń konstrukcji pudła przedstawiono na rys.3. Ogólnie można stwierdzić, że powstałe w konstrukcji pudła odkształcenia powodują powstanie naprężeń znacznie niższych niż granica plastyczności, a więc nie ma obawy o pojawienie się odkształceń trwałych. Szczegółowe rezultaty przedstawiono w postaci graficznej na rys.4. Wynika z nich, że im grubsza powłoka walcowa tym mniejsza zmiana wysokości i mniejsze poszerzenie pudła. Najmniejsza zmiana wysokości pudła występuje w przekroju przechodzącym przez środek wagonu i jest prawie niezmienna w zależności od grubości. Spowodowane to jest faktem wprowadzenia w tym przekroju dwóch krokwi wraz ze ściągami. Maksymalne poszerzenie pudła na wysokości pasa dachowego występuje w ¼ długości wagonu i w zależności od grubości powłoki waha się w granicach od 9,4 do 17,4mm. Dla porównania maksymalne poszerzenie wagonu o konstrukcji klasycznej wynosi około 3,4mm. Należy się spodziewać, że prognozowane poszerzenie konstrukcji pudła z powłoką walcową może przysporzyć problemy z wpisywaniem się wagonu w zarys skrajni kolejowej. 8

Rys.1. Model ćwiartki wagonu osobowego 9

10,5 Zmniejszenie wysokości pudła w przekroju przechodzącym przez czop skrętu Zwiększenie wysokości pudła w przekroju przechodzącym w 1/4 długości wagonu Zwiększenie wysokości pudła w przekroju przechodzącym w środku długości wagonu Ugięcie ostoi Maksymalne zwiększenie szerokości wagonu 9,5 8,5 Przemieszczenia w [mm] 7,5 6,5 5,5 4,5 3,5 2,5 1,5 5 6 7 8 9 10 11 Grubość powłoki walcowej w [mm] Rys.2 Zmiany wysokości i szerokości pudła w zależności od grubości powłoki w przypadku obciążeń pionowych Rys.3 Odkształcenia konstrukcji wagonu z jednym zestawem krokwi na środku pod obciążeniem śniegiem Wobec powyższego zaproponowano wprowadzenie dodatkowych dwóch par krokwi wraz ze ściągami w miejscu największego poszerzenia pudła. Zabieg ten umożliwił znaczne ograniczenie poszerzenia pudła wagonu pochodzące zwłaszcza od obciążenia śniegiem. Widok odkształconego pudła przedstawiono na rys.5. Maksymalne poszerzenie pudła zmienia się w zależności od grubości powłoki w granicach od 2,4 do 4,0 mm, a więc jest prawie czterokrotnie mniejsze niż w poprzednio analizowanym rozwiązaniu. Również znacznie mniejsza jest zmiana wysokości pudła. W rejonach podparcia na krokwiach utrzymuje się na bardzo niskim i stałym poziomie. Maksymalne wgniecenia pionowe powłoki walcowej występują między podparciami na krokwiach i w zależności od grubości powłoki zmieniają się od 3.1 do 5.8mm. Szczegółowe rezultaty przedstawiono w postaci graficznej na rys.6. Zachowanie się konstrukcji dachu w przypadku obciążeń pionowych jest prawie identyczne jak w przypadku poprzednio analizowanego rozwiązania. 10

25,0 Zmniejszenie wysokości pudła wagonu w przekroju przechodzącym przez czop skrętu Zmniejszenie wysokości pudła wagonu w przekroju przechodzącym w 1/4 długości wagonu Zmniejszenie wysokości pudła wagonu w przekroju przechodzącym w środku długości wagonu Maksymalne zwiększenie szerokości pudła 20,0 Przemieszczenia w [mm] 15,0 10,0 5,0 0,0 5 6 7 8 9 10 11 Grubość powłoki walcowej w [mm] Rys.4. Zmiany wysokości i szerokości pudła w zależności od grubości powłoki w przypadku obciążenia śniegiem (konstrukcja dachu z jednym zestawem krokwi) Rys.5 Odkształcenia konstrukcji wagonu z trzema zestawami krokwi pod obciążeniem śniegiem Zmiany w konstrukcji nośnej dachu wagonu pasażerskiego polegające na zastąpieniu dotychczasowej konstrukcji szkieletowej, powłoką o strukturze porowatej podpartej w newralgicznych miejscach za pomocą krokwi, przyczyniają się do możliwości obniżenia masy dachu. W tabeli 1 zestawiono stosunki mas proponowanych rozwiązań konstrukcyjnych m PI (powłoka walcowa + jeden zestaw krokwi) oraz m PII (powłoka walcowa + trzy zestawy krokwi) do klasycznego m K. 11

Zmniejszenie wysokości pudła wagonu w przekroju przechodzącym przez czop skrętu Zmniejszenie wysokości pudła wagonu w przekroju przechodzącym w 1/4 długości wagonu 5,0 Zmniejszenie wysokości pudła wagonu w przekroju przechodzącym w środku długości wagonu Maksymalne zwiększenie szerokości pudła 4,5 4,0 Przemieszczenia w [mm] 3,5 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 0,0 5 6 7 8 9 10 11 Grubość powłoki walcowej w [mm] Rys.6. Zmiany wysokości i szerokości pudła w zależności od grubości powłoki w przypadku obciążenia śniegiem (konstrukcja dachu z trzema zestawami krokwi) Zestawienie stosunków mas konstrukcji dachów z porowatą powłoką walcową m PI i m PII oraz klasyczną konstrukcją szkieletową m K Grubość powłoki porowatej m PI /m K m PII /m K [mm] 5 0,42 0,47 6 0,49 0,54 7 0,57 0,62 8 0,64 0,69 9 0,72 0,77 10 0,79 0,84 11 0,87 0,92 Tabela 1 Przedstawione rezultaty analiz wytrzymałości dotyczą konstrukcji pudła wagonu osobowego z dachem wykonanym z powłoki o strukturze porowatej o współczynniku porowatości e 0 =0,9. Kolejnym etapem prac była ocena wpływu współczynnika porowatości na analizowane dotychczas wielkości. Przeprowadzono szereg analogicznych analiz, dla konstrukcji z trzema zestawami krokwi, dla różnych współczynników porowatości powłoki dachu: e 0 =0,45; 0,60; 0,75. Wynika z nich, że sztywność pionowa pudła wagonu w przekrojach przechodzących w miejscach wprowadzenia dodatkowych zestawów krokwi, jest praktycznie niezależna od współczynnika porowatości. Spowodowane jest to oczywiście wystarczającą sztywnością pionową istniejącego szkieletu stalowego. W niepodpartym rejonie dachu (np. mniej więcej nad czopem skrętu) sztywność pionowa pudła jest największa dla najmniejszego współczynnika porowatości (e 0 =0,45). Najwyraźniej widać to dla dachu obciążonego śniegiem, co przedstawiono na rys.7 zestawiając rezultaty analiz dla e 0 =0,45 i e 0 =0,9. Zmiana wysokości pudła wagonu jest najmniejsza dla współczynnika porowatości e 0 =0,45. Z wykresów wynika również, że sztywność poprzeczna decydująca o zmianie szerokości pudła wagonu jest także największa dla współczynnika porowatości e 0 =0,45. Zmiany wysokości pudła w miejscach wprowadzenia do konstrukcji zestawów krokwi utrzymują się na prawie stałym poziomie, a więc są niezależne od porowatości powłoki dachu. W przypadku obciążenia pionowego, wzrost masy własnej porowatej powłoki dachu spowodowanej zmniejszeniem współczynnika porowatości, przyczynia się do tego, że mimo większej sztywności pionowej zmiany wysokości i szerokości pudła są większe. Oczywiście dotyczy to głównie niepodpartych rejonów pudła. W rejonach zestawów krokwi zmiany wysokości są niezmienne w zależności od porowatości. Należy jednak pamiętać, że wraz ze zmniejszaniem się współczynnika porowatości powłoki rośnie jej masa i w związku z tym ograniczony jest swobodny wybór grubości powłoki. 12

4,5 Zmniejszenie wysokości pudła wagonu w przekroju przechodzącym przez czop skrętu e=0.9 Zmniejszenie wysokości pudła wagonu w przekroju przechodzącym w 1/4 długości wagonu e=0.9 Zmniejszenie wysokości pudła wagonu w przekroju przechodzącym w środku długości wagonu e=0.9 Maksymalne zwiększenie szerokości pudła e=0.9 Zmniejszenie wysokości pudła wagonu w przekroju przechodzącym przez czop skrętu e=0.45 Zmniejszenie wysokości pudła wagonu w przekroju przechodzącym w 1/4 długości wagonu e=0.45 Zmniejszenie wysokości pudła wagonu w przekroju przechodzącym w środku długości wagonu e=0.45 Maksymalne zwiększenie szerokości pudła e=0.45 Przemieszczenia w [mm] 3,6 2,7 1,8 0,9 5 6 7 8 9 10 11 Grubość powłoki walcowej w [mm] Rys.7. Zmiany wysokości i szerokości pudła w funkcji grubości powłoki w zależności od współczynnika porowatości dla przypadku obciążenia śniegiem (konstrukcja dachu z trzema zestawami krokwi) 3. Wnioski Z przeprowadzonych analiz widać, że zastąpienie dachu wagonu osobowego o konstrukcji szkieletowej porowatą powłoką walcową jest w pełni możliwe pod warunkiem zachowania fragmentu szkieletu dachu w postaci zestawów krokwi wraz ze ściągami. Przedstawione propozycje rozwiązań konstrukcyjnych zapewniają spełnienie wymagań wytrzymałościowych wynikających z przepisów kolejowych. Natomiast z drugiej strony, pozostawienie fragmentu szkieletu dachu umożliwia zrealizowanie zamierzeń projektowych w zakresie mocowania urządzeń niezbędnych do prawidłowego funkcjonowania wagonu. Podstawową zaletą proponowanego rozwiązania jest znaczne obniżenie masy konstrukcji nośnej. Z przeprowadzonych wyliczeń wynika, że w zależności od grubości oraz porowatości powłoki masa dachu może stanowić około 47% masy dotychczasowej konstrukcji klasycznej. Ponadto elementy konstrukcyjne wykonane z materiałów o strukturze porowatej posiadają bardzo dobre własności izolacji cieplnej oraz tłumienia hałasu. Powoduje to, że zastosowanie ich umożliwi uniknięcie lub znaczne ograniczenie dodatkowego ocieplania i wygłuszania konstrukcji. Odpowiedni dobór materiałów użytych do budowy takich konstrukcji powoduje możliwość uzyskania wymaganej ognioodporności. Wymienione powyżej zalety z całą pewnością prowadzą do znacznego obniżenia kosztów wytworzenia i eksploatacji konstrukcji. Reasumując można stwierdzić, że rozważania na temat zastosowania elementów powierzchniowych o strukturze porowatej w budowie pojazdów szynowych są jak najbardziej zasadne. Pozytywne rezultaty zmian konstrukcyjnych w dachu powinny stanowić przyczynek do zastanowienia się nad zastosowaniem elementów powierzchniowych o strukturze porowatej w innych rejonach konstrukcji nośnej wagonu jak na przykład ściany boczne. Literatura [1] Mielniczuk J., Malinowski M.: Modele materiałów porowatych w projektowaniu konstrukcyjnych elementów powierzchniowych, Pojazdy Szynowe, Nr 3/2005. [2] Mielniczuk J., Malinowski M., Kuligowski P.: Elementy powierzchniowe o strukturze porowatej w konstrukcji dachów pojazdów szynowych, Pojazdy Szynowe, Nr 2/2006. [3] Mielniczuk J., Kuligowski P.: Konstrukcja dachu wagonu pasażerskiego z zastosowaniem materiału o strukturze porowatej, Pojazdy Szynowe, Nr 3/2007. 13

dr inż. Tadeusz Piechowiak Politechnika Poznańska Analiza symulacyjna wpływu wybranych parametrów hamulca pneumatycznego na skuteczność jego działania W artykule przedstawiono skrótowo metodę modelowania układu pneumatycznego hamulca pociągu, określania drogi hamowania i sił wzdłużnych w modelu pociągu sztywnego. Wykorzystując przedstawioną metodę modelowania dokonano analizy wpływu parametrów pneumatycznego układu hamulcowego na skuteczność jego działania. Przeanalizowano różne możliwe lub hipotetyczne zmiany parametrów układu, stosując celowo uproszczony układ cierny w celu uwypuklenia wyników zmian układu pneumatycznego. 1. Wstęp Układ hamulcowy pociągu jest jednym z najważniejszych systemów pojazdów szynowych zapewniających bezpieczeństwo ruchu łącznie z bezpieczeństwem ludzkim. Istnieją różne rodzaje hamulca kolejowego. Wyróżnia się na tym tle współczesny pneumatyczny hamulec cierny, który mimo wad posiada niezaprzeczalne zalety i zapewnia duże bezpieczeństwo działania, także w sytuacjach nadzwyczajnych (np. zerwanie składu pociągu i odłączenie od sterowania i zasilania). Na Politechnice Poznańskiej opracowano metodę pozwalającą na symulację działania całego układu hamulca pneumatycznego różnorodnej budowy, przedstawioną w kilku publikacjach [1, 2, 3, 7, 8, 9, 10, 12 i 13]. Samych programów symulacyjnych napisanych w FORTRANIE nie publikowano. Dla uściślenia metody symulacyjnej dokonano weryfikacji modeli i identyfikacji parametrów matematycznych modeli układu hamulcowego. Dokonano tego na podstawie badań przeprowadzonych na własnym stanowisku badawczym i w oparciu o wyniki pomiarów obcych, co częściowo omówiono w [11]. Celem niniejszej publikacji jest przedstawienie możliwości wykorzystania metody symulacyjnej do analizy wpływu podstawowych parametrów układu hamulcowego na przebieg hamowania, drogi hamowania i wartości maksymalnych sił wzdłużnych w modelu pociągu sztywnego. Starano się, by analizy, pomimo że oparte na konkretnych symulacjach, nosiły miano uogólnionych. Dlatego zastosowano uproszczone modelowanie współczynnika tarcia, brak oporów ruchu i umiarkowaną intensywność hamowania; pomimo założonej ogólności rozważań, analizy są oparte o układy rzeczywiste. 2. Matematyczne modelowanie elementów układu przewodu głównego Ze względu na warunki pracy układu hamulcowego, interesujące są zachodzące w nim procesy przejściowe. Przepływ powietrza w przewodzie głównym (PG) charakteryzuje się intensywnym występowaniem (silnie wytłumianych) zjawisk falowych i przepływami ze znacznymi spadkami ciśnień wywołanych oporami przepływu wzdłuż przewodu. Opisywany jest on układem równań różniczkowych, w których uwzględniono niestacjonarne przepływy płynu ściśliwego. Przewód główny posiada niewielką średnicę w porównaniu z jego długością, a najbardziej interesujący jest przebieg ciśnienia powietrza występujący na jego długości. Można uznać, że rozkłady prędkości powietrza wzdłuż promienia przewodu są nieistotne, a przez prędkość przepływu rozumie się dalej średnią prędkość w przekroju rurociągu. Analizy matematyczne przepływu gazu w PG opisane są układem nieliniowych równań różniczkowych cząstkowych jednowymiarowych. W [2] przedstawiono wcześniejszą ich wersję, a w [3 i 13] uściśloną, m. in. przez użycie funkcji delta Diraca do opisu dopływających do przewodu głównego dyskretnych po długości PG strumieni powietrza. Straty przepływu powietrza przewodu można podzielić na straty: tarcia o ścianki i miejscowe zmian kształtu [13]. Straty tarcia powietrza o ścianki przewodu opisane współczynnikiem oporu λ są zależne od względnej wysokości nierówności powierzchni rury i od liczby Reynoldsa; są zmienne na długości przewodu i w czasie procesu i zostały dokładniej omówione w [2]. Przewód główny zbudowany jest z rury stalowej walcowanej. Dla takiego tworzywa bezwzględna chropowatość rury nowej wg [14] wynosi k=0,02 0,1 mm, co daje wartość względnej chropowatości rury dla pociągu towarowego ok. 0.0006 0,003. Według [14] dla takiego tworzywa zastosować można uśrednione wartości nierówności i zależności Colenbooka-White'a, dobrze odwzorowujące wartości oporów dla rur komercyjnych. Rury stalowe tworzące przewód główny nie są pokrywane od wewnątrz antykorozyjnie i pomimo stoso- 14

wania odwadniaczy pokrywają się niewielką korozją. Powoduje to nieokreślony wzrost wysokości nierówności, zależny również od czasu eksploatacji przewodu. Szczegółowe rozpatrzenie oporów zawarto w [13]. Modelowania odgałęzień PG dokonano dwoma sposobami. Metoda dokładniejsza polega na przyjęciu w modelu przewodu głównego każdego odgałęzienia jako odcinka przewodu o zmiennym na jego długości stanie gazu; odcinki te opisane są MES uwzględniającą również zjawiska falowe. Metoda przybliżona opisuje odgałęzienia przewodu współczynnikiem objętości dodatkowych. Został on wprowadzony przez autora i jest bardzo wygodnym elementem modelowania PG. Różne sposoby opisu odgałęzień przedstawiono w [2 i 13]. Przenikanie ciepła z powietrza zawartego w układzie hamulcowym do obudowy układu hamulcowego i do otoczenia ma duży wpływ na przebieg procesów pneumatycznych. Brak jest w układzie elementów izolacji cieplnej. W przewodzie głównym duża część energii przepływu gazu jest dławiona i zamieniana na ciepło. Rozchodzenie się fali hamowania jest zbliżone do adiabatycznego, natomiast w przewodzie głównym po kilku sekundach, a w zbiornikach układu po kilkudziesięciu sekundach temperatura wyrównuje się do temperatury otoczenia, a przemiana gazu zbliża się do izotermicznej. Zjawisko jest więc skomplikowane. Również dysze zabudowane w układzie pneumatycznym służące do znaczącego zdławienia przepływu charakteryzują się znacznymi stratami energii przepływu, zamienianymi na ciepło. Zmiany temperatury gazu w układzie hamulcowym mogą chwilowo osiągnąć kilkadziesiąt stopni Celsjusza. Wymiana ciepła powietrza w układzie hamulcowym z otoczeniem może wywołać różnorodne zjawiska wymienione w [1, 2 i 13], głównie zmniejszenie prędkości rozchodzenia się i rozmycie fali hamowania o większych amplitudach i niejednoznaczne zmiany ciśnienia w pojemnościach i cylindrach hamulcowych (z powodu wolnego wyrównywania się temperatur następuje dalsza zmiana ciśnień z różnymi konsekwencjami w zależności od budowy sterowania). Aparaty hamulcowe, takie jak zawór maszynisty, zawory rozrządcze z kompletem zbiorników i urządzenia realizujące siłę hamowania (głównie cylindry hamulcowe) zamodelowano jako zbiory elementów składowych punktowych bez rozpatrywania fal zmian ciśnienia na długości elementu. Ich działanie opisano równaniami mechaniki płynów i termodynamiki dla płynów rzeczywistych, a dynamikę mas dyskretnych równaniami jednowymiarowymi i również zidentyfikowano na podstawie wyników pomiarów [9, 10, 12 i 13]. Wymiana ciepła dla powietrza zawartego w pojedynczych zbiornikach kolejowych zidentyfikowana została przez autora z dużą dokładnością [11]. 3. Obliczenie hamowności i dynamiki pociągu Hamulec zespolony pociągu stanowi system, który dla celów modelowania można podzielić na układy: pneumatyczny mechanicznych przekładni hamulcowych par ciernych. Układ mechaniczny i cierny domyka łańcuch obliczeń przebiegu procesu hamowania pociągu. Przedstawione modele tych elementów posiadają stopień szczegółowości wystarczający dla całopociągowych analiz hamowania. Wykorzystana metoda symulacyjna oparta jest na symulacji w funkcji czasu. W obliczeniach hamowności pociągu, w których przebieg zjawisk w układzie pneumatycznym jest uproszczony, można by stosować metodę całkowania równań ruchu po prędkości jazdy, co jest bardzo szybkim procesem obliczeniowym, jednak jej wadą jest brak możliwości obliczeń dynamiki pociągu. Zaletą metody związania równań ruchu w funkcji czasu jest to, że pozwala na wyliczanie wprost wszelkich zmiennych dynamicznych: przyspieszeń, prędkości i drogi oraz umożliwia rozszerzenie analiz (nie dokonane w artykule) o dynamikę wzdłużną pociągu niesztywnego, pozwalającą na określenie nadwyżki dynamicznej sił zderznych lub pociągowych. Krok obliczeń symulacji układu pneumatycznego musi być przeważnie wielokrotnie mniejszy, niż wymaga tego obliczenie dynamiki wzdłużnej. Ten krótki krok czasowy powoduje, że także przy stosowaniu nie wyrafinowanych metod całkowania równań ruchu pociągu w funkcji czasu uzyska się dużą dokładność symulacji. Zastosowano więc prostą metodę linearyzacji odcinkowej przyspieszenia równań ruchu wagonów, a opóźnienie pociągu na początku n-tego kroku & y& przyjęto jako uśrednione dla całego kroku obliczeń, uzyskując zależności typu otwartego (implicite): y& n+ 1 = y& n + & y n dt (1) 2 && yn dt yn 1 = yn + y& + n dt + (2) 2 Dla standardowych wagonów z jednym cylindrem hamulcowym na wagonie, wzór na uśrednione przyspieszenie pociągu przyjmie postać: Fham, i + Opi i & y n = (3) ( mwag, i ρ i ) gdzie: i y, y&, & y przemieszczenie masy wagonu i jego pochodne i F ham, i suma sił hamowania wszystkich i pojazdów pociągu n 15

i Op i suma oporów ruchu wszystkich i pojazdów pociągu ( m wag, i ρi ) suma mas wszystkich i i pojazdów pociągu wraz ze współczynnikami ρ mas wirujących. Siła hamowania pojedynczego wagonu jest liczona na każdym kroku obliczeń z zależności: Fham,i = (pc -ps ) n j At kh η r (4) gdzie: At pole tłoka cylindra F ham,i siła hamowania przypadająca na jeden wagon j przełożenie układu dźwigniowego k h współczynnik tarcia elementu ciernego hamulca n liczba cylindrów hamulcowych przypadająca na jeden zestaw kołowy p c chwilowe ciśnienie w cylindrze i tego wagonu p s ciśnienie na pokonanie oporu sprężyny w cylindrze η r sprawność układu dźwigniowego. Współczynnik tarcia elementów ciernych hamulca przyjęto w postaci zależności liniowej od prędkości jazdy i nacisku na element cierny: k h = k1 + k2 v + k3 N (5) gdzie: k 1 k 3 współczynniki liczbowe v prędkość jazdy [m/s] N nacisk na element cierny [N]. Zamodelowany współczynnik tarcia dla hamulca klockowego jest zgrubnym przybliżeniem, natomiast dla hamulca tarczowego odzwierciedla z większą dokładnością rzeczywistość. Suma oporów ruchu pociągu dana jest sumarycznym wzorem i Op = ( wspop1 + wspop2 v + wspop3 v 2 ) m, i gdzie: wspop współczynniki oporów. i wag i (6) Obliczenie sił występujących w urządzeniach pociągowo-zderznych, przy pominięciu odkształceń tych urządzeń w modelu (nazywanym pociągiem sztywnym), a co za tym idzie bez nadwyżek dynamicznych występujących przy nabieganiu na siebie wagonów, dane jest zależnością rekurencyjną: 16 gdzie: = & F mw, i Fmw, i 1 + Fham, i y mwag, i i = 1, ilość wagonów (7) F mw,i, siła w urządzeniach międzywagonowych po i-tym wagonie. Określenie sił w pociągu sztywnym jest pewnym uproszczeniem rzeczywistości, ale pozwala na uogólniony wpływ nierówności sił hamowania wagonów w pociągu niezależnie od charakterystyki urządzeń pociągowo-zderznych. Zarówno metoda modelowania układu pneumatycznego hamulca jak i metoda określania hamowności pociągu zostały wykorzystane w autorskim programie symulacyjnym (nie publikowanym), który posłużył do przeprowadzenia analiz symulacyjnych zaprezentowanych w punkcie 4. Dynamikę wzdłużną pociągu z podatnymi urządzeniami międzywagonowymi analizowaną metodą symulacyjną szczegółowo rozpatrzono przez autora w [5]. 4. Wpływ budowy pneumatycznego hamulca na skuteczność jego działania umatyczne układy hamulcowe pojazdów szynowych są ciągle udoskonalane. Istnieją lub wraz z rozwojem techniki pojawiają się nowe problemy dotyczące działania i konstrukcji pneumatycznego układu hamulcowego, które wymagają rozwiązań. Część z nich nosi jednak znamiona uniwersalności. Ogólnie radykalne polepszenie skuteczności hamulca kolejowego można by osiągnąć stosując dużo szerzej w hamulcu kolejowym sygnał elektryczny. Prędkość rozchodzenia impulsu elektrycznego wzdłuż pociągu jest wielokrotnie większa, niż impulsu pneumatycznego i nie tłumiona, co pozwoliłoby wyrównać siły hamowania wszystkich wagonów i umożliwiło zmniejszyć czasy wzrostu siły hamowania. W dobie dynamicznego rozwoju elektrotechniki i elektroniki stosuje się elementy sterowania elektrycznego. Przykładem są np. częściowo elektroniczne zawory maszynisty i rozrządcze, elektroniczne urządzenia przeciwpoślizgowe, hamulce szynowe. Jednakże w sytuacjach awaryjnych ruchu kolejowego, zwłaszcza w ruchu towarowym, i różnych ekstremalnych warunkach klimatycznych musi być osiągnięta pewność hamowania, co zapewnia hamulec pneumatyczny. W grę wchodzą również względy ekonomiczne. patrując parametry przewodu głównego, zagadnienie rozważano przyjmując realistycznie parametry pneumatycznego układu hamulca oraz w zakresie dopuszczalnym przepisami kolejowymi. Omówiono przykładowe analizy wpływu głównych parametrów układu przewodu głównego. W obliczaniu hamowności pociągu przyjęto stały współczynnik tarcia

par ciernych i pominięto opory ruchu, by nie zniekształcać dokładności wpływu układu hamulcowego na hamowność pociągu. Przyjęto średnią wartość współczynnika tarcia i przełożenie układu dźwigniowego tak, że dla pojedynczego wagonu procent ciężaru hamującego wagonu pełnego przy hamowaniu z 100 km/h osiąga wartość 98%. Prezentowanymi wynikami symulacji są w większości przypadków: prędkość fali hamowania, czas napełnienia cylindra ostatniego wagonu (do 95 % ciśnienia maksymalnego), droga hamowania pociągu oraz maksymalne siły wzdłużne dla modelu pociągu sztywnego. Dla wybranych wariantów zaprezentowano na wykresach w funkcji czasu przebiegi ciśnień w PG, w cylindrach hamulcowych pierwszego i co 10- tego wagonu oraz sił wzdłużnych dla sprzęgów międzywagonowych po pierwszym i co piątym wagonie. Dla pociągu krótszego zastosowano gęstszy podział. Wartości sił wzdłużnych w pociągu z rzeczywistymi podatnymi sprzęgami są znacznie większe, niż dla modelu pociągu sztywnego, co wykazano np. w [4 i 5]. 4.1 Zbiorcze zestawienie wyników symulacji W tabeli 1 zamieszczono syntetyczne wyniki wszystkich omówionych procesów, a wyniki symulacji wybranych wariantów zaprezentowano przy ich omawianiu, w postaci analogicznej do rys. 1a. L.p.. Zbiorcze zestawienie skuteczności hamowania rozpatrywanych wariantów Tabela 1 stan wagonów i aparatury hamulcowej hamowanie nastawienie hamulca prędkość fali hamowania [m/s] czas napełniania cylindra ostatniego wagonu [s] droga hamowania [m] maks. siła wzdłużna [kn] 1 nagłe osobowy pojedynczy wagon 4,49 487,9 2 nagłe towarowy pojedynczy wagon 18,0 651,9 3 nagłe osobowy PG nominalny (nierówności PG k=0,16 285,7 17,45 609,9 502,3 mm) 4 nagłe towarowy PG nominalny (k=0,16, zaskok 0,35 bar) 285,7 20,30 688,7 91,8 5 nagłe osobowy duża przewodność cieplna PG (k=0,16) 285,0 17,76 617,0 510,7 6 nagłe osobowy mała przewodność cieplna PG (k=0,16) 288,7 15,83 589,7 485,1 7 nagłe osobowy PG bardziej gładki (k=0.05 mm) 291,6 16,12 597,8 490,0 8 nagłe osobowy PG bardziej chropowaty (k=0,4 mm) 268,9 20,52 637,3 521,6 9 nagłe osobowy PG krótki ( 400 m, k=0,16) 287,1 7,15 515,1 144,1 10 nagłe osobowy PG z dużymi odgałęzieniami po 4,2 m 219,8 26,67 690,4 503,6 11 nagłe osobowy PG z niewielkimi odgałęzieniami 0,98m 264,1 19,98 634,8 512,6 12 nagłe osobowy PG o średnicy 1 289,2 16,16 587,7 489,6 13 nagłe osobowy większy przelot zaworu maszynisty 288,2 16,05 593,3 533,6 (Φ=22,6 mm) 14 nagłe osobowy kurki końcowe 1 281,1 18,60 620,5 510,8 15 nagłe osobowy nominalny, zawory rozrządcze bez przyspieszaczy 127,4 19,41 650,3 * 599,8 * 16 nagłe osobowy hipotetyczny prosty pneumatyczny 298,5 15,00 587,9 478,0 sprzęg międzywagonowy 17 nagłe towarowy większe ciśnienie zaskoku (0,7 bar) 285,7 20,31 671,5 137,6 18 nagłe towarowy nominalny, zawory rozrządcze bez przyspieszaczy 127,1 25,88 811,9 * 252,5 * 19 służbowe osobowy nominalny 275,2 42,93 942,9,6 99,6 20 służbowe osobowy nominalny, zawory rozrządcze bez przyspieszaczy 56,1 52,58 1153,4 * 150,5 * 21 służbowe towarowy nominalny 275,2 42,93 960,7 126,6 22 służbowe towarowy nominalny, zawory rozrządcze bez przyspieszaczy 56,1 52,58 1168,3 * 217,9 * * wartość zależna znacznie od parametrów zaworu rozrządczego 17

4.2 Układ odniesienia dla porównań układów hamulcowych Jako przebieg odniesienia wybrano hamowanie nagłe pociągu złożonego z 50 wagonów towarowych o długości PG po 14 m, plus lokomotywa; PG posiada średnicę 1¼ i kurki końcowe 1¼. Przewód główny jest prosty i bez rozgałęzień. Założono PG eksploatowany przez pewien czas; dla rury walcowanej lekko zanieczyszczonej przyjęto chropowatość ścianek 0,16 mm. Wartość łącznego współczynnika przenikania ciepła na jednostkę długości rury założono 2,41 [W/(m K)]. Przyjęto zawory rozrządcze ESt3f dla nastawienia osobowy bez zaskoku, a w nastawieniu towarowy z zaskokiem 0,35 bar; cylindry hamulcowe posiadają średnicę 16, a zbiorniki pomocnicze posiadają pojemność 75 l. Konstrukcję innych wariantów określa się względem tego wariantu odniesienia. Analizowano głównie hamowanie nagłe z nastawieniem zaworów rozrządczych osobowy (bo w tym nastawieniu wyniki pozwalają na bardziej przejrzyste uogólnienia), ale normalnie pociągi o długości powyżej 400 m posiadają w rzeczywistości nastawienie towarowy. Wyniki symulacji hamowania nagłego przedstawiono na rys. 1a, a na rys. 2 dodatkowo zamieszczono wyniki przebiegu sił wzdłużnych w funkcji położenia sprzęgu w pociągu co jedną sekundę w przedziale czasu występowania największych sił. a) b) Rys 1. Przebieg symulacyjny hamowania pociągu nominalnego 50 wagonowego: ciśnienia w PG i cylindrach hamulcowych oraz siły wzdłużne w funkcji czasu: a) nastawienie osobowy, b) nastawienie towarowy (objaśnienia w tekście) 18

Rys. 2. Przebieg sił międzywagonowych w czasie hamowania wg rys. 1a w funkcji położenia sprzęgu międzywagonowego w pociągu dla wybranych chwil czasowych 4.3 Omówienie porównania wariantów 4.3.1 Długość przewodu głównego Im większa jest długość PG, tym pogarszają się warunki sterowania układem hamulcowym. Dla krótkich składów znika wiele problemów hamowania pociągu. Przewód główny musi obejmować cały skład pociągu, więc konstruktor ma niewielki wpływ na jego długość. Jednakże ważne jest, by przewód nie posiadał nadmiernej długości na wagonie i był w miarę prosty. Dla dłuższych, niż składane w Europie, pociągów należałoby zmienić ustawienia całego układu. Na rys. 3 przedstawiono wynik hamowania nagłego pociągu krótszego niż nominalny, złożonego z 27 wagonów + lokomotywa (długość 392 m). Widoczne jest radykalne polepszenie napełniania cylindrów dla pociągu krótszego. Jak widać na rys. 3 z przebiegu ciśnienia w cylindrach, nieco krótszy pociąg niż 27 wagonów jest granicznym składem, przy którym dla nastawienia osobowy nie byłoby opóźnienia napełniania ostatnich wagonów pociągu. 4.3.2 Czas napełniania cylindra Zasadniczą metodą zmniejszenia sił wzdłużnych, niezbędną dla długich pociągów towarowych, jest wydłużenie nominalnego czasu napełniania cylindra (w symulacjach z 4,5 s do 18,0 s) dla nastawienia towarowy. Nastawienie hamulców na towarowy powoduje wydłużenie drogi hamowania dla pojedynczego wagonu z 487,9 do 651,9 m (o 34%), nominalnego pociągu o długości 700 m z 609,9 do 688,7 m (o 13%); jednak maksymalne wartości sił wzdłużnych spadły ponad pięciokrotnie z 502,3 do 91,8 kn. Wykresy dla pociągu 700 m z nastawieniem towarowy przedstawiono na rys. 1b. 4.3.3 Przekrój przewodu głównego Przewód główny przed kilkudziesięciu laty posiadał średnicę 1. Aby polepszyć jego działanie dla napełniania układu hamulca, średnicę zwiększono do 1¼, a w obecnym czasie zwiększa się również przelot kurków końcowych do średnicy 1¼. Dla hamowania nagłego wprowadzenie przewodu 1¼ spowodowało (wg symulacji) niewielkie niekorzystne wydłużenie czasu napełniania ostatniego cylindra o 2,4 s, a wprowadzenie zaworów końcowych o większym przelocie pozwoliło zmniejszyć wydłużenie czasu napełniania ostatniego cylindra do 1,3 s. Zastosowanie wcześniej PG o średnicy 1 powodowało skrócenie drogi hamowania o 3,6 % i zmniejszenie sił wzdłużnych o 2,5 %. Duży zysk uzyskano natomiast dla napełniania układu (dla zaworu maszynisty FV4a i stałego ciśnienia w zbiorniku głównym równego 9,5 bar); przewód 1¼ daje krótsze (z 240 do 164 s) o ok. 76 s odhamowanie z pozycji hamowania nagłego, co przedstawiono na rys. 4. Należy jednak zaznaczyć, że zbyt mała wydajność sprężarki i pojemność zbiornika głównego mogą znacznie wydłużyć odhamowanie. W nowych konstrukcjach wprowadza się kurki końcowe 1 ¼. Są one korzystniejsze, niż kurki 1, zmniejszenie drogi hamowania nie przekracza jednak 2%. Rys 3. Hamowanie nagłe pociągu 392 m (27 wag.); wyniki dla pierwszego i co 9 wagonu 19

a) b) Rys 4. Porównanie przebiegu odhamowania po hamowaniu nagłym: a) dla PG 1 ¼, b) dla PG 1 4.3.4 Opór przewodu głównego Wszelkie zmniejszenie oporu przepływu ma korzystny wpływ na pracę układu hamulcowego; można to zrealizować na dwa sposoby przedstawione poniżej: - Zmniejszyć opór tarcia przez zwiększenie gładkości ścianek. Na PG wykorzystuje się rury stalowe walcowane surowe, które po dłuższym czasie pracy mogą skorodować. Porównanie wyników symulacji hamowania nagłego dla przyjętych trzech chropowatości przewodu przedstawia tabela 1. Dla nowego przewodu o dużej stosunkowo gładkości przyjęto bezwzględną wysokość nierówności 0,05 mm, dla normalnie eksploatowanego przewodu nieco zanieczyszczonego przyjęto nierówności 0,16 mm, a nieco skorodowanego przewodu 0,4 mm. Jak wynika z tabeli 1 (L.p. 3, 7 i 8) utrzymywanie PG nieskorodowanego jest wystarczające dla niepogarszania efektywności hamowania; dodatkowe przedsięwzięcia dla zapewnienia gładkości przewodu nie są opłacalne, gdyż niewielki, nieznaczący zysk efektywności można osiągnąć taniej innymi przedsięwzięciami. - Zmniejszyć opory lokalne przez zredukowanie zmian przekrojów oraz ukształtowanie możliwie prostego PG. Przewód główny z natury rzeczy składa się z bardzo wielu elementów składowych i po- szczególne elementy złączne powtarzane wielokrotnie mogą znacznie zmienić łączne opory. Również w Polsce w nowych konstrukcjach taboru wykorzystuje się połączenie kolejnych rur PG złączami zaciskowymi zewnętrznymi bez zmiany przekroju przelotu (takie też przyjęto dla wariantu odniesienia). Ważne jest jednak, by kolejne odcinki rury stykały się z sobą, gdyż rozsunięcie styku powoduje chwilowy skok przekroju i dodatkowe opory. Należy unikać uszczelnień czołowych, które mogą wywołać zakłócenia przepływu (np. uszczelka czołowa może się zdeformować i zwęzić przekrój PG). Nowoczesne trójniki kolejowe do odgałęzienia PG przy czołownicy są już zoptymalizowane. Posiadają niewielki kąt rozgałęzienia, łączone z rurami PG przez zacisk i dobrze zmontowane nie powodują zmiany przekroju. Odgałęzienia do zaworów rozrządczych w standardowym układzie hamulcowym są zblokowane ze wspornikami zaworów mocowanymi bezpośrednio na PG i powodują niewielki opór przepływu. Jeżeli zawór rozrządczy mocowany jest na dłuższym odgałęzieniu, to winno ono posiadać mniejszy niż PG przekrój, co powoduje zmniejszenie objętości odgałęzienia. 20

4.3.5 Złącze międzywagonowe Odrębnym zagadnieniem jest zespół sprzęgu międzywagonowego. Sam sprzęg jest zespołem znormalizowanym dla wszystkich normalnych wagonów. Posiada prześwit nominalny 1 i stosunkowo duże opory. Do zespołu międzywagonowego należą również kurki końcowe. Wpływ ich rozmiaru przedstawiono przy analizie przekroju przewodu. Możliwością radykalnego zmniejszenia oporów byłoby zastosowanie automatycznego sprzęgu pneumatycznego z dobrze ukształtowanymi kanałami. Przeprowadzono symulację z takim hipotetycznym (oszacowanym) sprzęgiem międzywagonowym. Droga hamowania zmniejszyła się o 3,6 %, a siły wzdłużne o 4,8 %. 4.3.6 Odgałęzienia przewodu głównego Odgałęzienia przewodu są koniecznym elementem PG, ale szkodliwym, jeżeli chodzi o jego działanie. Jest to niekiedy duży problem konstrukcji PG. a) b) Konieczne odgałęzienia do dwóch sprzęgów hamulcowych na czołownicy w zależności od ich przebiegu mogą powodować znaczne zmniejszenie efektywnej prędkości fali hamowania. W tab. 1, poz. 11 przedstawiono wyniki hamowania dla PG z możliwie małymi odgałęzieniami dwa odgałęzienia po 0,98 m na wagon (minimalna długość zadana wymaganiami konstrukcyjnymi). W tab.1, poz. 10 i na rys. 5a przedstawiono wyniki dla wagonu z dużymi odgałęzieniami PG, jakie występują w wagonach towarowych, w których rozwidlenie PG mija kieszeń do zabudowy amortyzatora sprzęgu samoczynnego (dwa odgałęzienia po ok. 4,2 m na wagon). Dla niewielkich rozgałęzień pogorszenie parametrów układu hamulcowego jest niewielkie. Natomiast dla dużych odgałęzień prędkość fali hamowania została zmniejszona o 66 m/s, a czas napełniania ostatniego cylindra wydłużył się z 17,5 s do 26,7 s. Spowodowało to wydłużenie drogi hamowania o 13 % przy praktycznie nie zmienionych maksymalnych siłach wzdłużnych. W nowoczesnym taborze zaleca się unikanie dużych odgałęzień dających tak zły przebieg hamowania. Rys 5. Hamowanie nagłe poc. 700 m: a) wagony z dużymi odgałęzieniami, b) wylot zaworu maszynisty o średnicy 22,6 mm 21

4.3.7 Wymiana ciepła Elementy układu hamulcowego nie posiadają izolacji termicznej od otoczenia i jest to zbędne. Ograniczone przenikanie ciepła przez ścianki PG byłoby pomocne w uzyskaniu przemiany adiabatycznej w trakcie rozchodzenia się fali zaburzenia, ale w dalszych fazach procesu hamowania mogłoby wywoływać niekorzystne zjawiska, np. zmiany siły hamowania z powodu zmiany temperatury powietrza w PG i aparatach. Czterokrotne zmniejszenie współczynnika przewodzenia ciepła w symulacji od nominalnego (do wartości 0,64 W/(m K)) spowodowało wzrost prędkości fali hamowania o 3,0 m/s i zmniejszenie czasu napełniania ostatniego cylindra o 1,6 s. Podwójne zwiększenie przewodzenia ciepła w symulacji (do 4,82 W/(m K)) praktycznie nie zmieniło działania układu. Układ rur nieizolowanych jest rozwiązaniem korzystnym, a niewielkie zmiany przyjętej przewodności bardzo nieznacznie zmieniają wyniki symulacji. 4.3.8 Przepustowość zaworu maszynisty Jej dobór jest przykładem wielokryterialności działania układu pneumatycznego hamulca kolejowego. W nastawieniu jazda przepustowość nie może być zbyt duża, gdyż maszynista nie miałby informacji o szczelności układu hamulcowego. W nastawieniach hamowanie i odhamowanie zbyt mała przepustowość byłaby powodem powolnych zmian ciśnienia w PG, a więc również zmian ciśnienia w cylindrze, a nadmierna przepustowość powodowałaby nierówność sił hamujących wzdłuż składu pociągu i jego szarpnięcia. Dla napełniania lub odhamowania uderzeniowego można dokonać pewnego polepszenia pracy układu: duża wydajność zaworu maszynisty jest bardzo pożądana, ale musi być ograniczona czasowo, by nie przepełnić zbiorników sterujących [6]. Również dla hamowania nagłego przepustowość nie jest limitowana. Wyniki analiz zwiększenia przelotu w PG przedstawiono w tabeli 2. Wynika z nich, że znaczne zwiększanie przelotu nie jest jednak efektywne. Wartości średnicy przelotu rzędu 12 do 15 mm wydają się rozsądne (w FV4a wartość ta wg identyfikacji wynosi ok. 12,4). Wpływ średnicy wylotu z zaworu maszynisty na skuteczność hamowania pociągu 700 m średnica efektywna dyszy hamowania nagłego [mm] prędkość fali hamowania [m/s] czas spadku ciśnienia w PG ostatniego wagonu [s] o 1,5 bar Tabela 2 czas napełniania ostatniego cylindra [s] 8,8 283,6 21,82 20,80 10,6 285,0 19,44 18,55 12,40 285,7 18,28 17,45 17,50 286,3 17,11 16,35 22,6 288,2 16,81 16,05 Brak zwiększenia efektywności dla dużych przelotów związany jest z wpływem rozciągłego po długości PG oporu przepływu. W PG pierwszego wagonu spadek ciśnienia jest gwałtowny, ale dla końca pociągu jest bardzo zbliżony do wyników pociągu nominalnego, co uwidoczniono na rys. 5b. Zastosowanie dużego wylotu spowodowało niewielkie zmniejszenie drogi hamowania, ale również niewielkie zwiększenie maksymalnych sił wzdłużnych (tabela 1, l.p. 13). 4.3.9 Hamowanie służbowe Uprzednio analizowano hamowanie nagłe stosowane w sytuacjach ekstremalnych. W trakcie normalnych hamowań pociągu stosowane jest natomiast hamowanie służbowe. Charakteryzuje się dużo mniejszym przelotem zaworu maszynisty i opróżnianiem przewodu do ciśnienia niewiele mniejszego niż 0,35 MPa. Wyniki zawarte w tabeli 1 (l.p. 19 i 21) i na rys. 6 wskazują, że prędkość fali hamowania w porównaniu z hamowaniem nagłym przy poprawnie działających wszystkich przyspieszaczach zmniejsza się niewiele ( o ok. 10 m/s), ale czas napełniania ostatniego cylindra wzrasta ponad dwukrotnie. Opóźnienie napełniania cylindrów powoduje wydłużanie drogi hamowania pociągu o 40 50 %. Jednocześnie jednak dla nastawienia osobowy pozwala na nawet pięciokrotne zmniejszenie sił wzdłużnych. Dla nastawienia towarowy sytuacja jest dużo korzystniejsza, bo siły wzdłużne są kilkakrotnie mniejsze, wpływ jest niejednoznaczny i silnie zależny od wartości zaskoku. 4.3.10 Czułość-nieczułość zaworów rozrządczych Wiąże się ona z przepustowością dysz napełniania zbiornika sterującego w zaworze rozrządczym i rzutuje na odporność na przepełnienie tego zbiornika. Bez uwzględnienia doświadczeń z praktyki kolejowej nie sposób podać optymalnej przepustowości. Przez rozbudowanie zaworu rozrządczego można osiągnąć złożone napełnianie zbiornika sterującego i uzyskać większą odporność na przepełnienie, a również korzystną nieczułość w pozycji jazda. Przykładami są pamięć w zaworze ESt3 lub blokada połączenia ze zbiornikiem sterującym aż do końca napełnienia zbiornika pomocniczego w zaworze SW4-C. Dla normalnych hamulców (z przyspieszaczami) zmiana czułość-nieczułość nie ma dużego wpływu na drogę hamowania i dlatego wykresów nie zamieszczono. 22

a) b) Rys. 6. Hamowanie służbowe pociągu 700 m: a) nastawienie osobowy, b) nastawienie towarowy 4.3.11 Zaskok Urządzenie zaskoku jest bardzo pożyteczne w trakcie hamowania w nastawieniu towarowy. Winno ono mieć jak największą przepustowość, ale ograniczoną do niewielkiego wzrostu ciśnienia w cylindrze ( nominalnie przyjęto 0,35 bar). Zwiększenie ciśnienia zaskoku do wartości 0,7 bar (tabela 1, l.p. 17) stosowane wcześniej spowodowałoby niewielkie zmniejszenie drogi hamowania pociągu, ale równocześnie wzrost sił wzdłużnych. W wartościach bezwzględnych wzrost nie jest duży, ale wzmocnił początkowe szybkie ich narastanie; dla rzeczywistych zderzaków podatnych powoduje to zwiększone szarpnięcia wewnątrz składu pociągu. 4.3.12 Przyspieszacze początku hamowania Przyspieszacze te są niezbędne w nowoczesnych zaworach rozrządczych. Winny one zapewniać jak największy przepust powietrza ograniczony spadkiem ciśnienia w PG lub czasem. Bez przyspieszaczy proces hamowania długich pociągów byłby niepewny i spowolniony (rys. 7). W układzie bez przyspieszaczy rozpoczęcie hamowania nie jest dokładnie określone i zależy od dyszy napełniania zbiornika sterującego oraz od histerezy działania zaworu. Przedstawione w tabeli 1, l.p. 15, 18, 20 i 22, wartości liczbowe są tylko orientacyjne i leżą po stronie mniejszych dróg hamowania i mniejszych sił wzdłużnych. Są one również z tego powodu hipotetyczne, że wszystkie nowoczesne zawory rozrządcze posiadają przyspieszacze. Nieco tylko większy, niż założony dla normalnego zaworu rozrządczego przelot dyszy powodującej nieczułość zaworu rozrządczego powodowałby niezadziałanie hamulców w końcowej części długiego pociągu. Brak przyspieszaczy dla hamowań służbowych i długich pociągów jest niedopuszczalny. Mógłby powodować nieskuteczność działania hamulca i nawet dwukrotny wzrost sił wzdłużnych. 23

a) b) Rys 7. Hamowanie pociągu 700m, zawory rozrządcze bez przyspieszaczy: a) hamowanie nagłe, nastawienie osobowy, b) hamowanie służbowe, nastawienie towarowy 5. Podsumowanie Jak wynika z przeglądu doskonalenia aparatów hamulcowych, tylko dla niewielu parametrów można ogólnie wskazać ich wartości optymalne; dla większości parametrów wartości optymalne są związane z konkretną budową zaworu rozrządczego i dla takich przypadków bardzo przydatne mogą być przedstawione metody modelowania. Przedstawiona metoda modelowania układu pneumatycznego hamulca posiada duże możliwości. Przy jej zastosowaniu można przeanalizować w wystarczającą dokładnością wpływ różnorodnych elementów budowy układu hamulcowego na hamowność pociągu i łagodny poziom sił wzdłużnych. Przy rozpatrywaniu zmian poszczególnych parametrów układu pneumatycznego hamulca pociągu można zauważyć, że jest on w przybliżeniu zoptymalizowany w trakcie historii rozwoju kolejnictwa z uwzględnieniem różnych długości obecnie najdłuższych pociągów. Artykuł nie daje gotowych wskazówek, który układ jest najlepszy, zwłaszcza, że analizuje hamowność pociągu w pewnym uproszczeniu (i jako odniesienie hamowanie nagłe i nastawienie osobowy ), ale stosując analizę wpływu umożliwia ocenę rezultatów polepszenia pracy układu hamulcowego poszczególnymi możliwymi technicznie rozwiązaniami. Literatura [1] Gąsowski W., Piechowiak T.: Problemy przepływu powietrza w układzie hamulcowym pociągu. Pojazdy Szynowe, Nr 1/2003. [2] Gąsowski W., Piechowiak T.: Matematyczny opis zjawisk zachodzących w układzie pneumatycznym hamulca pociągu. Pojazdy Szynowe, Nr 1/2004. 24

[3] Gąsowski W., Piechowiak T.: Simulation model of Train s Main Brake Conduit. Archiwum Transportu. Nr 1, 2008, zgłoszony do druku. [4] Grzesikiewicz W.: Badanie zjawisk dynamicznych w pociągu ze sprzęgami samoczynnymi. Rozprawa doktorska, Warszawa, 1975. [5] Piechowiak T.: Wpływ wybranych parametrów układu hamulcowego na bezpieczeństwo jazdy pociągów towarowych. Rozprawa doktorska, Politechnika Poznańska, Poznań, 1985. [6] Piechowiak T, Kaluba M.: Wpływ napełniania przewodu głównego wysokim ciśnieniem na proces luzowania pociągu. XIV Konf. Nauk. Pojazdy Szynowe 2000, Kraków 2000r. [7] Piechowiak T.: Oddziaływanie przewodu głównego na pracę zaworu maszynisty hamulca pociągu. Prace Naukowe Instytutu Konstrukcji i Eksploatacji Maszyn Politechniki Wrocławskiej. Wrocław 2002, XV Konferencja Pojazdy Szynowe 2002. [8] Piechowiak T.: Modelowanie układu mechanicznego w urządzeniach pneumatycznych hamulca. Pojazdy Szynowe, Nr 3-4/2004. [9] Piechowiak T.: Metoda matematycznego modelowania układu pneumatycznego hamulca pojazdu szynowego. Pojazdy Szynowe, Nr 3/2005. [10] Piechowiak T.: Metody modelowania pracy zaworów rozrządczych pojazdów szynowych. Pojazdy Szynowe, nr 1/2006. [11] Piechowiak T.: Weryfikacja modeli symulacyjnych pneumatycznego hamulca kolejowego pomiarami doświadczalnymi. Zeszyty Naukowe Instytutu Pojazdów. Politechnika Warszawska, Nr 2(61)/2006. [12] Piechowiak T.: Opory mechaniczne występujące w cylindrze hamulcowym. Pojazdy Szynowe, Nr 3/2006. [13] Piechowiak T.: Badanie i modelowanie procesów zachodzących w pneumatycznych układach hamulcowych pociągu. Politechnika Poznańska, Rozprawy, Nr 414, 2007r. [14] Norma PN-76/M-34034. Rurociągi. Zasady obliczeń strat ciśnienia. 25

dr inż. Arkadiusz Barczak Politechnika Poznańska Technologie łączności bezprzewodowej w monitorowaniu stanu pojazdu szynowego W artykule omówiono zagadnienia związane z wykorzystaniem technologii łączności bezprzewodowej w monitorowaniu stanu mobilnego pojazdu szynowego. Przedstawiono standardową według UIC koncepcję komunikacyjnej sieci pociągowej TCN. Zastosowanie wybranych, bezprzewodowych technologii sieciowych, ze szczególnym uwzględnieniem mobilnych sieci szerokopasmowych omówiono na wybranych przykładach. 1. Wprowadzenie W celu zapewnienia bezpieczeństwa ruchu kolejowego, praktycznie konieczne jest ciągłe monitorowanie stanów krytycznych procesów przebiegających w pojeździe i jego otoczeniu. Związane to jest z: - wyborem mierzonych wielkości oraz z przyjęciem odpowiedniego układu czujników pomiarowych - wyborem techniki przetwarzania wielkości pomiarowych i metod analizy sygnałów - przyjęciem wartości granicznych dla krytycznych wielkości - oceną stanu reprezentowanego uogólnionymi miarami - przyjęciem odpowiedniej techniki prognozowania - wyborem odpowiednich metod i procedur decyzyjnych - opracowaniem modułu prezentacji wyników. Szczególna złożoność procesu monitorowania stanu pojazdu związana jest z jego mobilnością. Opracowanie nowych technologii pozwalających na miniaturyzację czujników pomiarowych, zastosowanie cyfrowych układów wbudowanych, wprowadzenie cyfrowych procesorów sygnałowych, zastosowanie technologii telefonii komórkowych, Internetu oraz GPS pozwoliło na zbudowanie bezprzewodowych systemów monitorowania stanu pojazdu oraz jego zespołów funkcjonalnych [1,3,4,7,13 i 14]. 2. Bezprzewodowe sieci w monitorowaniu stanu pojazdu szynowego Istotnym elementem w rozwoju metod monitorowania stanu pojazdu szynowego i jego zespołów było zastosowanie elektronicznych metod monitorowania ruchomych środków transportowych ERTMS (European Rail Traffic Management System) [2 i 5] oraz znormalizowanych protokołów komunikacyjnych sieci pociągowej TCN (Train Communication Network) [8]. 26 2.1. Systemy sygnalizacji i komunikacji w kolejnictwie Europejski System Zarządzania Ruchem Kolejowym ERTMS składa się z: - Europejskiego Systemu Zarządzania Pociągiem ETCS (European Train Control System) - systemu transmisji radiowej GSM-R (Global System for Mobile communication for Railway) - Europejskiej Warstwy Zarządzania Pociągami ETML (European Train Management Layer). W zależności od rodzaju ruchu na danych liniach oraz istniejącej infrastruktury sygnalizacyjnej, koleje mogą wybrać jeden z trzech poziomów funkcjonowania systemu ETCS. Wspólna dla wszystkich trzech poziomów jest sygnalizacja w kabinie maszynisty oraz stałe monitorowanie ruchu pociągu. Na poziomie pierwszym systemu ETCS stosuje się punktową transmisję informacji do pociągu poprzez przekaźniki bierne. Na tym poziomie system ten stanowi uzupełnienie istniejących, tradycyjnych urządzeń i może być wykorzystywany na liniach o niewielkim lub średnim natężeniu ruchu kolejowego. Funkcjonowanie systemu ETCS na poziomie drugim opiera się na radiowej łączności GSM-R, wykorzystywanej do wydawania zezwoleń na jazdę, oraz na tradycyjnej technice zajętości toru wykorzystywanej przy przygotowaniu tych zezwoleń. Funkcjonowanie systemu ETCS na poziomie trzecim polega na wykorzystaniu radiowej łączności GSM-R do wydawania zezwoleń na jazdę i zastąpieniu tradycyjnej techniki kontroli zajętości torów przez kombinację punktowej kontroli położenia pociągów za pomocą balis. System GSM-R zapewnia między innymi usługi: - transmisji danych cyfrowych - wywołań grupowych na danym obszarze - wywołań funkcyjnych - możliwości łączności z publicznymi sieciami komórkowymi. System GSM-R działa w paśmie wydzielonym dla kolei (876 880 MHz oraz 921 925 MHz). Dzięki zastosowaniu systemu GSM-R zwiększono bezpieczeństwo ruchu pociągów: diagnostykę pociągu, sterowanie jego ruchem, utrzymanie pożądanej odległości między pociągami oraz ich alarmowe zatrzymanie.

Rys 1. Schemat ideowy sieci pociągowej TCN Sieć komunikacji pociągowej TCN łączy programowalne wyposażenie pojazdu kolejowego w celu realizacji: - sterowania pojazdem - zdalnej diagnostyki i monitoringu - dostarczania informacji dla pasażerów. Rys 2. Relacje między warstwą funkcjonalną i warstwą sieciową [10] W ramach systemu TCN istnieją dwie magistrale: wielofunkcyjna magistrala pojazdu MVB (Multifunction Vehicle Bus), łącząca urządzenia na pojeździe za pomocą skrętki lub światłowodów, oraz przewodowa magistrala składu pociągu WTB (Wire Train Bus), łącząca ze sobą poszczególne pojazdy, co przedstawiono na rys. 1. IEEE (Institute of Electrical and Electronics Engineers) Vehicular Society przyjęło TCN jako standard IEEE 1473-1999 type T (norma IEC 61375-1 [8]). Karta UIC 556 [10] jest łącznikiem między funkcjami realizowanymi w pojeździe szynowym, a wytycznymi odnośnie do sieci pociągowej, zawartymi w normie IEC 61375-1, dotyczącej magistrali składu pociągu (rys. 2). 2.2. Przykłady zastosowań technologii sieci przewodowych i bezprzewodowych w monitorowaniu stanu pojazdu szynowego System TCN zastosowano do połączenia urządzeń różnego typu, znajdujących się na pojeździe szynowym [1]. Zestaw składał się z siedmiu pojazdów dwojakiego rodzaju pociągu oraz wagonów. Urządzenia na pojeździe tworzyły segment sieci MVB. Każdy segment został podłączony do WTB poprzez gateway. Monitoringowi poddano następujące jednostki funkcjonalne (rys. 3): - sterowanie pociągiem - zasilanie awaryjne - kontrola trakcji - sterowanie hamulcami - klimatyzacja. Na rys. 4 przedstawiony został przykładowy system monitoringu elementów jezdnych mechanicznych układów w pojeździe [3], takich jak łożyska, zestawy kołowe, wózki oraz hamulce. W systemie tym zastosowano dwa rodzaje sieci bezprzewodowych, jedną w komunikacji wewnątrz pociągu (intra-train) oraz drugą, wykorzystującą technologię GSM, do przesyłania danych z czujników i danych telemetrycznych składu pojazdu, otrzymywanych z wykorzystaniem urządzenia GPS (Global Positioning System). Sieć wewnątrzpociągowa typu WLAN (Wireless Local Area Netowrok) wykorzystuje standard IEEE 802.11b [3]. Dane z monitoringu poszczególnych czujników przesyłane są siecią do lokomotywy, gdzie po przetworzeniu są prezentowane na monitorze kontrolnym. Aktualizacja tych danych odbywa się co kilka sekund, a ewentualne przekroczenie dopuszczalnych zakresów dla któregoś z monitorowanych parametrów sygnalizowane jest jako stan alarmowy. Dane otrzymywane z czujników elementów jezdnych pojazdów oraz aktualne położenie składu pociągu są przekazywane poprzez sieć stacji bazowych i łącza dzierżawione w publicznej sieci telekomunikacyjnej PSTN (Public Switched Telephone Network) do serwerów gromadzących i przetwarzających dane. Dane te są następnie udostępniane poprzez serwery internetowe (webserwer) użytkownikom poprzez bezpieczne połączenia SSL (Secure Socket Layer). 27

Rys 3. Przykład zastosowania technologii sieci pociągowej (TCN) w monitorowaniu stanu wybranych zespołów funkcjonalnych [1] Rys 4. Przykład zastosowania przewodowych i bezprzewodowych technologii sieciowych w monitorowaniu stanu wybranych zespołów funkcjonalnych 28

Kolejnym krokiem w rozwoju kolejowych systemów komunikacji [9,10,11 i 12] jest zastosowanie daleko idącej standardyzacji wykorzystywanych technologii (rys. 5). Dotyczy to przede wszystkim: - sposobu przesyłania i gromadzenia danych w ramach magistrali pojazdu MVB oraz magistrali składu pojazdu WTB - sposobu przesyłania danych między pociągiem i stacjami bazowymi poprzez zastosowanie mobilnych, szerokopasmowych sieci radiowych oraz technologii ROGATE (Rail Open GATEway) będącej interfejsem pomiędzy magistralą pociągu WTB i technologią radiową GSM-R - sposobu gromadzenia danych w systemach baz danych i ich udostępniania w standardowym formacie XML (Extensible Markup Language) - sposobu udostępniania informacji przez sieć internetową z wykorzystaniem standardowych protokołów TCP/IP (Transmission Control Protocol/Internet Protocol) oraz HTTP (HyperText Transfer Protocol). Dzięki standardyzacji technologii przesyłania, przetwarzania i zapamiętywania danych uzyskano między innymi: - standard dla otwartego systemu współpracującego z urządzeniami sterowania, kontroli i monitoringu, pochodzących od różnych producentów - zwiększenie stopnia współpracy na poziomie floty pociągów, samego pociągu, pojazdów wchodzących w skład pociągu oraz pomiędzy urządzeniami pomiarowymi i czujnikami - wzbogacenie usług dostępnych dla podróżnych, w tym system rezerwacji miejsc - zwiększenie komfortu podróży - zwiększenie konkurencyjności przewozów kolejowych poprzez zmniejszenie kosztów eksploatacyjnych i zwiększenie efektywności wykorzystania zasobów. Na rys. 6 przedstawiono koncepcyjny model współdziałania pomiędzy poszczególnymi aktorami w ramach globalnego systemu sieci kolejowej. Wymiana informacji odbywa się poprzez sieć internetową, do której podłączone są: - serwery producentów kolejowych systemów informatycznych, odpowiedzialne za monitorowanie poprawności działania tych systemów i tworzenie dzienników wykonywanych operacji - serwery nazw domen DNS (Domain Name Service), które zbierają i udostępniają informacje o dostępnych usługach kolejowych systemów informatycznych - stacje kontroli automatycznej oraz manualnej, pozwalające przewoźnikom na bieżące monitorowanie poszczególnych elementów kolejowej sieci informatycznej - stacje bazowe, odpowiedzialne za utrzymanie nieprzerwanego połączenia ze wszystkimi składami pociągów poprzez bezprzewodową sieć opartą na technologii GSM-R. Rys 6. Schemat ideowy współdziałania pomiędzy poszczególnymi aktorami w ramach globalnego systemu sieci kolejowej [13 i 14] Rys 5. Uogólniony schemat kolejowego systemu informacyjnego 29

Stosowane obecnie w sieciach kolejowych technologie GSM-R czy TETRA (TErrestial Trunked RAdio) nie gwarantują uzyskania odpowiedniego dostępu do stacji bazowych przy dużych szybkościach pojazdów. Dlatego opracowane zostały trzy nowe bezprzewodowe technologie specjalnie zaprojektowane dla dostępu mobilnego: - IEEE 802.11p (Wi-Fi Wireless Fidelity), - IEEE 802.16e (WiMAX Worldwide Interoperability for Microwave Access), - IEEE 802.20 (MBWA Mobile Broadband Wireless Access). W celu oceny przydatności przedstawionych technologii w aplikacjach mobilnych badaniom poddano pięć charakterystyk: sprawność, zasięg, niezawodność, bezpieczeństwo oraz mobilność [7]. Sprawność określono na bazie przydzielonego pasma oraz występującego opóźnienia. W sieciach wąskopasmowych można skutecznie przesłać pliki tekstowe, a w sieciach szerokopasmowych można przesyłać pliki multimedialne. Dla usług realizowanych w czasie rzeczywistym (np. głos) występujące opóźnienie jest charakterystyką krytyczną. Zasięg determinuje: odległości między stacjami bazowymi, liczbę urządzeń wspierających infrastrukturę oraz mechanizm przenoszenia połączeń między sąsiednimi stacjami bazowymi. Istnieją dwie metody przenoszenia połączeń: twarde i miękkie. Miękkie przenoszenie stosowane jest w sieciach komórkowych takich jak GSM oraz CDMA. Polega ono na ustanowieniu nowego połączenia pomiędzy mobilnym obiektem a kolejną stacją bazową zanim zostanie przerwane aktualnie istniejące połączenie z najbliższą stacją bazową. W przypadku twardego przenoszenia połączeń, mobilny obiekt w danym momencie utrzymuje połączenie tylko z jedną stacją bazową. Pod względem wykorzystania zasobów sieci twarde przenoszenie połączeń pozwala na sprawniejsze wykorzystanie dostępnego pasma, co skutkuje jednak zwiększeniem opóźnienia w przesyłanych danych. Niezawodność mierzona jest średnią liczbą utraconych pakietów oraz średnią liczbą utraconych połączeń, co spowodowane jest między innymi poprzez środowisko (pogoda, przeszkody, itp.) Niezawodność determinuje w sposób istotny funkcjonowanie sieci. Bezpieczeństwo oceniane jest na podstawie poziomu i jakości zabezpieczeń w postaci kodowania i uwierzytelnienia. Zdecydowana większość działań w sieci wymaga wysokiego poziomu bezpieczeństwa. Mobilność jest definiowana prędkością maksymalną mobilnego obiektu, przy której technologia zapewnia zdefiniowaną jakość połączeń. Zestawienie wyników oceny przeprowadzonej analizy porównawczej dla obecnie stosowanych technologii sieciowych przedstawiono w tabeli 1 [7]. Porównanie podstawowych własności bezprzewodowych technologii wąskopasmowych Tabela 1 GSM-R TETRA GT800 (G3) Przepustowość [kb/s] Opóźnienie [ms] 2,4 28,8 96 384 około 1000 około 500 2000, <144* Zasięg [km] 5 10 10 15 2 5 Spektrum [MHz] 876 880 921 925 806 821 851 866 *przy prędkościach pojazdu powyżej 250 km/h około 250 poniżej 2700 Zestawienie wyników oceny przeprowadzonej analizy porównawczej dla przyszłościowych, szerokopasmowych technologii sieciowych przedstawiono w tabeli 2 [7]. Porównanie podstawowych własności bezprzewodowych technologii szerokopasmowych Tabela 2 Wi-Fi 802.11p WiMAX 802.16e Przepustowość [Mb/s] Opóźnienie [ms] Zasięg [km] 0,3 50* 8** Spektrum 2000* 5900 [MHz] 6000** * przy widocznej antenie ** przy niewidocznej antenie 54 100 16 MBWA 802.20 50 25 40 10 30 1 10 (max 15) 1250 lub 5000 Najbardziej przyszłościowym rozwiązaniem w mobilnych aplikacjach jest technologia IEEE 802.16e (Wi- MAX). Technologia ta umożliwia obsługę urządzeń stacjonarnych bez konieczności zapewnienia warunków bezpośredniej widoczności anten, urządzeń przenośnych oraz ruchomych, poruszających się z prędkością do 120 km/h. System mobilny WiMAX jest systemem szerokopasmowym, który zapewnia stacjonarny i mobilny dostęp do sieci szerokopasmowej [6]. Podstawowym trybem wielodostępu, zastosowanym w systemie mobilnym WiMAX, jest oparta na transmisji wielotonowej metoda OFDMA (Orthogonal Frequency- Division Multiple Access), w której podnośne OFDM są dynamicznie przydzielane różnych użytkownikom. Dzięki zastosowaniu tej metody wielodostępu i modulacji, system zapewnia transmisję bez widoczności 30

anten nadawczo-odbiorczych w środowisku radiowym, charakteryzującym się wielodrogowością i związanymi z nią zanikami sygnału. W zależności od konkretnego środowiska i dostępnego pasma szerokość pasma transmitowanego sygnału może przyjmować różne wartości i z tego względu elastyczne podejście do rozwiązania tego problemu doprowadziło do modyfikacji metody OFDMA, zwanej skalowalnym wielodostępem S-OFDMA. Umożliwia ona zastosowanie szerokości kanałów od 1,25 MHz do 20 MHz. Liczba możliwych parametrów systemu i ich kombinacji jest bardzo duża, co mogłoby utrudniać konfigurację systemu. Wobec tego wprowadzono tzw. system profili WiMAX, w którym profil określa zarówno podstawowy, obowiązkowy zbiór parametrów, które musi spełniać urządzenie działające w określonej sieci, jak i jego parametry opcjonalne. Pierwszy opublikowany zbiór profili będzie dotyczył kanałów o szerokości pasma 5MHz, 7MHz, 8,75MHz oraz 10MHz, które będą funkcjonować w licencjonowanych pasmach w zakresach 2,3 GHz, 2,5 GHz oraz 3,5 GHz. System mobilnego dostępu do sieci szerokopasmowej WiMAX charakteryzuje się dużymi szybkościami transmisji danych dzięki zastosowaniu: - nowoczesnych technik warstwy fizycznej, takich jak technika antenowa MIMO (Multiple-Input and Multiple-Output) - elastycznych schematów przydziału kanałów - zaawansowanych metod kodowania i modulacji. Przewiduje się osiągnięcie maksymalnej szybkości transmisji w pojedynczym sektorze, przy wykorzystaniu kanału o szerokości 10 MHz, w łączu w dół na poziomie 63 Mb/s, a w łączu w górę na poziomie 28 MB/s. System WiMAX zapewnia wysoką jakość obsługi QoS (Quality of Service) dzięki zdefiniowaniu odpowiednich strumieni obsługi i zastosowaniu protokołu IP. Wprowadzono również dodatkowe narzędzia w postaci podziału strumienia transmisji na podkanały i sterowania na podstawie protokołu MAP (Media Access Protocol), dzięki czemu można w kolejnych ramkach elastycznie rozdzielać dostępne zasoby w dziedzinie czasu, częstotliwości i przestrzeni. Duża skalowalność umożliwia dostęp do pasm elektromagnetycznych EM o różnych szerokościach w różnych rejonach świata i pozwala na wykorzystanie systemu WiMAX do realizacji różnorodnych zadań, np. szerokopasmowego dostępu do Internetu w miejscach, gdzie działanie ADSL nie jest możliwe, połączenia sieci rdzeniowej z oddalonymi centrami działania sieci Wi-Fi (hotspot), wzbogacenia dostępu szerokopasmowego do Internetu w środowiskach miejskim i podmiejskim. Wysokie bezpieczeństwo sieci WiMAX jest konsekwencją stosowania kart SIM, kart inteligentnych, certyfikatów cyfrowych, nazw użytkowników i ich haseł. Dzięki możliwości przejmowania połączenia z czasem trwania procedury nie przekraczającym 50 ms, i równoczesnym zapewnieniu bezpieczeństwa transmisji, system WiMAX charakteryzuje się dużą mobilnością. Przykładową strukturę sieci wykorzystującą szerokopasmowe sieci bezprzewodowe, w tym IEEE 802.16e, przedstawiono na rys. 7 [7]. W ramach przedstawionej struktury wydzielone zostały trzy podsieci: sieć intranetowa w ramach składu pociągu, sieć łącząca pociągi ze stacjami bazowymi oraz szerokopasmowa sieć infrastruktury kolejowej. Intranetowa sieć składu pociągu zbudowana jest na bazie dwóch rodzajów sieci Wi-Fi. Sieć oparta na technologii IEEE 802.11b (lub na kolejnej jej generacji 802.11g), działająca na częstotliwości 2,4 GHz i przepustowości do 54 Mb/s, łączy ze sobą czujniki i stanowiska pomiarowe STA, zainstalowane w każdym z pojazdów, z punktami dostępowymi AP (Access Point) w ramach bezprzewodowej sieci pojazdu WVN (Wireless Vehicle Network). Rys 7. Przykład zastosowania szerokopasmowych, bezprzewodowych technologii sieciowych w monitorowaniu stanu wybranych zespołów funkcjonalnych Sieć oparta na technologii IEEE 802.11a, działająca na częstotliwości 5 GHz i przepustowości do 300 Mb/s, łączy ze sobą poszczególne pojazdy, tworząc bezprzewodową sieć składu pojazdu WTN (Wireless Train Network). Zastosowanie standardu IEEE 31

802.11a pozwoliło na wyeliminowanie ewentualnych interferencji między sieciami pojazdów, a siecią składu pociągu (różne częstotliwości pracy). Ponadto, sieć IEEE 802.11a posiada kilkukrotnie większą przepustowość, co pozwala na wymianę znacznej ilości danych między poszczególnymi pojazdami składu pociągu. W lokomotywie zainstalowany został gateway G/W, który odpowiedzialny jest za połączenie sieci intranetowej pociągu z siecią stacji bazowych w standardzie IEEE 802.16e (WiMAX) lub IEEE 802.20 (MBWA). Sieć pociąg-stacje bazowe jest siecią mobilną, tzn. połączenia realizowane między lokomotywą a stacjami bazowymi nie są tracone w momencie przemieszczenia się składu pociągu do kolejnej stacji bazowej. Wszystkie stacje bazowe znajdujące się w przedstawionej strukturze sieci są połączone w ramach szerokopasmowej, cyfrowej sieci kolejowej BRDN (Broadband Railway Digital Network), opartej na standardzie IEEE 802.16d. Sieć ta podłączona jest do Internetu poprzez węzły dostępowe WD, co pozwala na przesyłanie danych zbieranych przez czujniki i układy pomiarowe, zainstalowane na pojazdach, do serwerów, gdzie następuje ich przetwarzanie. 3. Podsumowanie Przedstawione zagadnienia dotyczą aktualnych, a także perspektywicznych rozwiązań w dziedzinie zastosowania technologii łączności przewodowej i bezprzewodowej dla zapewnienia bezpieczeństwa ruchu kolejowego. Omówiono systemy sygnalizacji i komunikacji w kolejnictwie, zwracając szczególną uwagę na wykorzystanie międzynarodowych standardów, w tym opracowane przez organizacje kolejowe (UIC). Podkreślono istotność wdrożenia sieci pociągowej TCN dla zapewnienia bezpieczeństwa ruchu. Wskazano na ogromne możliwości rozwojowe bezprzewodowych, mobilnych technologii komunikacyjnych w zakresie monitorowania stanu pojazdu szynowego i jego zespołów funkcjonalnych. Literatura [1] Cho Ch.-H., Lee J.-D., Lee J.-H., Kim K.-H., Kim Y.-J.: Design of the Train Network Simulator Base on Train Communication Network, ISIE, Pussan, 2001. [2] Dąbrowa-Bajon M.: Podstawy sterowania ruchem kolejowym, WPW, 2002. [3] Donelson J.: Performance of an On-Board Monitoring System in a Revenue Service Demonstration, Proceedings of JRC2005. [4] Nieva T., Fabri A., Wegmann A.: Remote Monitoring of Railway Equipment Using Internet Technologies, Technical Report No. DSC/2001/18, 2001. [5] Szulc W.: Zastosowanie standardu GSM-R w systemach zarządzania ruchem kolejowym, Zabezpieczenia, Nr 5, 2006. [6] Wesołowski K., Wódczak M.: System mobilnego szerokopasmowego dostępu radiowego WiMAX IEEE 802.16e, Przegląd Telekomunikacyjny, No. 6, 2006. [7] Zou F., Jiang X., Lin Z.: Implementing Wireless Broadband Digital Network for the Railway Information System, Proceedings of JRC2006. [8] IEC 61375-1, Electric railway equipment Train bus Part 1: Train Communication Network, 1999. [9] Karta UIC 176. Wymagania dla elektronicznych tablic informujących podróżnych w pociągach. Wyd. 1 z czerwca 2001. [10] Karta UIC 556. Przekazywanie informacji w pociągu. Wyd. 4 z sierpnia 2005. [11] Karta UIC 557. Technika diagnostyki w wagonach pasażerskich. Wyd. 2 ze stycznia 1998. [12] Karta UIC 647. Model funkcjonalny zdalnego sterowania z pojazdów napędzanych. Wyd. 1 z maja 2006. [13] Projekt TrainCom: www.traincom.org. [14] Projekt ROSIN: www.labs.it/rosin. 32

dr inż. Marek Sobaś Instytut Pojazdów Szynowych TABOR Luzy bezpieczeństwa pomiędzy skrajnią kinematyczną i skrajnią budowli dla pojazdów tramwajowych (1) Artykuł jest poświęcony studium luzów bezpieczeństwa występujących pomiędzy zarysem odniesienia skrajni kinematycznej oraz zarysem odniesienia skrajni budowli. Wielkość luzów bezpieczeństwa jest przyjmowana indywidualnie w zależności od uznania miejskich przedsiębiorstw komunikacyjnych w oparciu o ich doświadczenia eksploatacyjne. Artykuł składa się z dwóch części. Część pierwsza (1) obejmuje wprowadzenie, kinematyczne zapotrzebowanie przestrzeni oraz wyznaczenie tego zapotrzebowania. Artykuł powstał w ramach projektu badawczego nr N 509 03531/2367, finansowanego przez Ministerstwo Nauki i Szkolnictwa Wyższego ze środków na naukę na lata 2006 2009, pt.: Metodyka wyznaczania kinematycznego zapotrzebowania przestrzeni oraz luzów bezpieczeństwa dla pojazdów tramwajowych, celem ustalenia optymalnego zarysu pojazdu. 1.Wprowadzenie Pomiędzy zarysem skrajni kinematycznej pojazdu tramwajowego oraz zarysem skrajni budowli występują odległości, które są nazywane luzami bezpieczeństwa (ang. individual margins albo margin specific in order to take into account special situations, niem. Sicherheitsabstände ). Luzy bezpieczeństwa jako pojęcie nie jest zdefiniowane w przepisach krajowych dotyczących projektowania i utrzymania torów tramwajowych [19], czy też w normach określających skrajnię kinematyczną pojazdu tramwajowego PN-K-92008:1998 [12] i normie PN-K- 92008/Ap1:1998 [13] oraz w normie określającej skrajnię budowli PN-K-92009:1998 [14]. Luzy bezpieczeństwa są zdefiniowane jako pojęcie w przepisach niemieckich BOStrab [18] i są określane jako odległość pomiędzy kinematycznym zapotrzebowaniem przestrzeni oraz zarysem odniesienia skrajni budowli. Podobna sytuacja pod względem formalnoprawnym występuje w krajowych przepisach kolejowych, gdzie luzy bezpieczeństwa nie są zdefiniowane w normie PN-70/K-02056 [15], określającej skrajnie statyczne pojazdu kolejowego oraz w normie PN- 69/K-02057 [16] określającej skrajnie budowli jak również wybrane parametry dodatkowej przestrzeni przy budowie nowych normalnotorowych linii PKP lub przy gruntownej przebudowie linii już istniejących oraz przy wznoszeniu budowli i urządzeń na liniach już istniejących. Luzy bezpieczeństwa są natomiast zdefiniowane w międzynarodowych przepisach: w karcie UIC 505-1 [9], w karcie UIC 505-4 [10] oraz w karcie UIC 505-5 [11]. Luzy bezpieczeństwa dla pojazdów tramwajowych wynikają z doświadczeń poszczególnych przedsiębiorstw komunikacyjnych i są przez nie indywidualnie przyjmowane [1,2 i 8]. Analogiczny sposób postępowania jest przyjęty przez poszczególne zarządy kolejowe i uznany przez Międzynarodowy Związek Kolejowy (UIC). Luzy bezpieczeństwa można najprościej zdefiniować jako odległość pomiędzy kinematycznym zapotrzebowaniem przestrzeni dla pojazdu tramwajowego (ang. rolling stock kinematic gauge, niem. Lichtraumbedarf ) oraz zarysem odniesienia skrajni budowli ( ang. lineseide structure installation gauge, niem. Umgrenzung des lichten Raumes lub Lichtramumgrenzung ). Zarys kinematycznego zapotrzebowania przestrzeni przez pojazd definiuje się jako przestrzeń dla pojazdu przy uwzględnieniu ruchów wzdłużnych i poprzecznych, jak również wszystkich tolerancji i zużyć. Jeśli miejskie przedsiębiorstwo przewozowe lub zarząd kolejowy przyjmie luz bezpieczeństwa równy zero, to wówczas zarys kinematycznego zapotrzebowania przestrzeni pokryje się z zarysem odniesienia skrajni budowli. Przyjęcie zerowej wartości luzu bezpieczeństwa może mieć miejsce o ile prace kontrolne i konserwacyjno-naprawcze odbywały się na tyle często, że gwarantują odtworzenie stanu wyjściowego infrastruktury. Zarys skrajni budowli wynika więc z kinematycznego zapotrzebowania przestrzeni powiększonego o luz bezpieczeństwa. Luzy bezpieczeństwa na tle zarysu kinematycznego zapotrzebowania przestrzeni dla pojazdu tramwajowego oraz zarysu skrajni budowli są przedstawione na rys.1. W metodyce przedstawionej w przepisach niemieckich BOStrab [18] kinematyczne zapotrzebowanie przestrzeni dla pojazdu tramwajowego jest całkowitym zapotrzebowaniem przestrzeni, które może określić konstruktor w oparciu o dokładną wiedzę w zakresie budowy pojazdu oraz infrastruktury tramwajowej. 33

Rys.1. Luzy bezpieczeństwa jako odległość pomiędzy kinematycznym zapotrzebowaniem przestrzeni a zarysem odniesienia skrajni budowli wg przepisów BOStrab [18] W metodyce przedstawionej w polskich przepisach dla pojazdów tramwajowych oraz ogólnej metodyce dla pojazdów kolejowych konstruktor nie jest zobowiązany do wyznaczania kinematycznego zapotrzebowania przestrzeni przez pojazd. Wynika to z podziału kompetencji za bezpieczną eksploatację pomiędzy konstruktora i służby budowlane. Różnica w podejściu obydwu metodyk wynika z następujących czynników: infrastrukturę tramwajową jest łatwiej skodyfikować i skontrolować w przeciwieństwie do obszernej infrastruktury kolejowej, obejmującej nie tylko sieć krajową ale i zagraniczną ( tabor kolejowy musi być przystosowany do ruchu międzynarodowego) odmiennej struktury organizacyjnej przedsiębiorstw kolejowych oraz tramwajowych (miejskie przedsiębiorstwo przewozowe odpowiada również za utrzymanie infrastruktury). Opracowanie metodyki wyznaczania dopuszczalnego zarysu pojazdu tramwajowego wg PN-K-92008:1998 [12] odbyło się w oparciu o metodykę opracowaną w kolejnictwie. Dla porównania luzy bezpieczeństwa na tle zarysu kinematycznego zapotrzebowania przestrzeni dla pojazdu kolejowego oraz zarysu skrajni budowli przedstawiono na rys.2 [6]. Rys.2. Luzy bezpieczeństwa na tle zarysu kinematycznego zapotrzebowania przestrzeni dla pojazdu kolejowego oraz na tle zarysu skrajni budowli wg [6] 34

Kinematyczne zapotrzebowanie przestrzeni dla pojazdu kolejowego o szerokości 2b y na rys.2 przedstawia poszerzona linia zarysu odniesienia (D), odległa od kinematycznej o przesunięcia wynikające z geometrii toru. 2. Kinematyczne zapotrzebowanie przestrzeni dla pojazdu tramwajowego a luzy bezpieczeństwa W przypadku pojazdów kolejowych luzybezpieczeństwa posiadają inne znaczenie niż w przypadku pojazdów tramwajowych, choć w niektórych przypadkach można doszukać się analogii. W przypadku tych pierwszych przez luzy bezpieczeństwa rozumie się odległości, które obejmują czynniki działające na pojazd oraz tor w sposób przypadkowy ( wiatr boczny działający na boczną stronę pojazdu, drgania pojazdu i toru, przemieszczenie ładunku podczas jazdy itp.) [1,2,6,8 i 9]. W przypadku pojazdów tramwajowych przy określaniu kinematycznego zapotrzebowania przestrzeni uwzględnia się wszystkie czynniki, które mogą wystąpić podczas eksploatacji czyli nieprzypadkowe (dodawane do siebie algebraicznie) oraz przypadkowe (dodawane do siebie geometrycznie). W przypadku pojazdów kolejowych kinematyczne zapotrzebowanie przestrzeni określa się przez algebraiczną sumę połowy szerokości pojazdu, wystawań geometrycznych D oraz przesunięć poprzecznych Q. Zgodnie z przepisami BOStrab [18] jeśli kinematyczne zapotrzebowanie przestrzeni dla danego pojazdu tramwajowego zostało ustalone w oparciu o wszystkie znane czynniki oraz dopuszczalne stany eksploatacyjne (zwłaszcza przy przyjmowaniu przemieszczeń dynamicznych pojazdu, które nie zostaną przekroczone podczas eksploatacji komercyjnej), to wówczas można zrezygnować z uwzględniania luzów bezpieczeństwa. Rezygnacja z uwzględnienia luzów bezpieczeństwa opiera się na założeniu, że podczas eksploatacji pojazdów tramwajowych będzie dokonywana regularna kontrola pojazdu i urządzeń stałych wraz z ewentualnymi pracami konserwacyjno-naprawczymi z taką częstotliwością, która odpowiadałaby postępującym procesom zużyciowym, występującym w pojeździe oraz w torze. Kinematyczne zapotrzebowanie przestrzeni dla pojazdu wyznacza się w dwóch kierunkach: poprzecznym ( niem. seitlicher Lichtraumbedarf ) oraz pionowym ( niem. vertikaler Lichtraumbedarf ). Kinematyczne zapotrzebowania przestrzeni w kierunku poprzecznym i pionowym wynika z przemieszczeń rozpatrywanych przekrojów pojazdu w kierunku poprzecznym ( niem. Querverschiebung ) oraz w pionowym ( niem. Vertikalverschiebung ). Jeśli obliczenia kinematycznego zapotrzebowania przestrzeni w kierunku poprzecznym określonego punktu pojazdu odbywają się w oparciu o nieznane tolerancje konstrukcji pojazdu, usprężynowania i tolerancje budowy oraz własności sprężyste to- ru, wówczas należy przeprowadzić obliczenia szacunkowe (niem. Überschlagsrechnung ), które oprócz wystawania geometrycznego w łuku toru ( niem. bogengeometrische Ausragung )- jako wynikającego z bocznego przesunięcia punktu pojazdu w stosunku do osi toru, spowodowanego wyłącznie geometrią łuku toru uwzględniają następujące wielkości: maksymalny luz zestawu kołowego w torze ( niem. maximales Spurspiel ) maksymalne przesunięcie toru ( niem. maximale Querverschiebung ) maksymalną odchyłkę wzajemnej wysokości szyn bez uwzględnienia wpływu przemieszczenia środka masy y * HS ( niem. maximale Abweichung der gegenseitigen Höhenlage der Schienen ohne Berücksichtigung des Einflusses der Schwerpunktverlagerung ). W takim przypadku dla pojazdu wykazującego przeciętny komfort jazdy i przy uwzględnieniu normalnego stanu utrzymania i konserwacji pojazdu oraz toru do ustalonego kinematycznego zapotrzebowania przestrzeni należy dodać luz bezpieczeństwa y S w zależności od wysokości badanego punktu pojazdu, o liniowym przebiegu, wynoszący przynajmniej 60 mm w rejonie podłogi oraz 120 mm w rejonie dachu. Jak widać z powyższego, luz bezpieczeństwa jest czynnikiem zryczałtowanym pod względem wartości ( niem. Pauschalwert ), a jego wartość podana alternatywnie jest uzależniona od usytuowania rozpatrywanego punktu pojazdu. Dla obliczenia kinematycznego zapotrzebowania przestrzeni w kierunku pionowym określonego punktu pojazdu w odległości b od linii osiowej pojazdu uwzględnia się następujące wielkości: pionowe wystawanie geometryczne wynikające z zagłębienia wypukłego ( niem. vertikale geometrische Ausragung bei Kuppen ) lub wklęsłego ( niem. vertikale geometrische Ausragung bei Wannnen ) przedstawione odpowiednio na rys.3 i rys.4 Rys.3. Wystawanie geometryczne w kierunku pionowym wynikające z zagłębienia wypukłego 35

pionowe przemieszczenie wynikające z czynników nieprzypadkowych maksymalne przemieszczenia wynikające z czynników przypadkowych. Litery podane na rys.3 oznaczają: a- baza pojazdu tramwajowego ( odległość pomiędzyumownymi środkami wózków) x - odległość rozpatrywanego punktu pojazdu od punktu oparcia pudła lub umownego środka wózka p - baza wózka (odległość pomiędzy zestawami kołowymi) z KU - geometryczne wystawanie pojazdu w kierunku pionowym, wynikające z wjazdu na zagłębienie wypukłe r awyp - promień zaokrąglenia wypukłego odcinka toru P - O - rozpatrywany punkt zarysu pojazdu punkt zaczepienia promienia krzywizny łuku toru r awyp w kierunku pionowym R m - odległość punktu O od punktu A 3 ( środek cięciwy A 1 A 2 ) R P - odległość punktu O do punktu A 2. Wielkość z KU można wyznaczyć ze wzoru: z 2 2 2 a p KU rawyp rawyp + = x (1) 4 4 2 3. Wyznaczanie kinematycznego zapotrzebowania przestrzeni dla pojazdów tramwajowych bez i z uwzględnieniem luzów bezpieczeństwa 3.1. Wyznaczenie kinematycznego zapotrzebowania przestrzeni dla pojazdów tramwajowych bez uwzględnienia luzów bezpieczeństwa Kinematyczne zapotrzebowanie przestrzeni dla pojazdów tramwajowych w kierunku poprzecznym bez uwzględnienia luzów bezpieczeństwa wg wytycznych BOStrab [18] dla poszczególnych przypadków wyznacza się z ogólnego wzoru: 2 2 2 y = ynz1 + ynz 2 +... ynzi + y z1 + y z 2 +... y zj (3) gdzie: y nz1,y nz2... y nzi -czynniki działające nieprzypadkowo w kierunku poprzecznym y z1, y z2...y zj - czynniki działające przypadkowo w kierunku poprzecznym. Kinematyczne zapotrzebowanie przestrzeni wyznacza się w oparciu o najbardziej niekorzystne ustawienia pojazdu szynowego w torze [3,4,7 i 17]. Czynniki nieprzypadkowe y nzi oraz czynniki przypadkowe y zi są zdefiniowane w tabeli 7 w opracowaniu [5]. Kinematyczne zapotrzebowanie przestrzeni dla pojazdów tramwajowych w kierunku pionowym bez uwzględniania luzów bezpieczeństwa wg wytycznych BOStrab [18] wyznacza się z ogólnego wzoru: 2 2 2 z = znz1 + znz 2 +... znzi + z z1 + z z 2 +... z zj (4) Rys.4. Wystawanie geometryczne w kierunku pionowym wynikające z zagłębienia wklęsłego Litery podane na rys.4 oznaczają: z wa - geometryczne wystawanie pojazdu w kierunku pionowym, wynikające z wjazdu na zagłębienie wklęsłe r awkl - promień zaokrąglenia wklęsłego odcinka toru. Pozostałe litery jak na rys.3. Wielkość z wa można wyznaczyć ze wzoru: z wa = 2 awkl r 2 a 4 2 p 4 + x 2 r awkl (2) Czynniki nieprzypadkowe z nzi oraz czynniki przypadkowe z zi są zdefiniowane w przepisach BOStrab [18]. Wyznaczanie czynników nieprzypadkowych poprzez dodawanie geometryczne opiera się na założeniu, że spełniają one zasady normalnego rozkładu częstości zdarzeń ( rozkładu Gaussa). 3.2. Wyznaczenie kinematycznego zapotrzebowania przestrzeni dla pojazdów tramwajowych z uwzględnieniem luzów bezpieczeństwa Kinematyczne zapotrzebowanie przestrzeni w kierunku poprzecznym dla pojazdów tramwajowych z uwzględnieniem luzów bezpieczeństwa obejmuje trzy zasadnicze przypadki: pojazd znajdujący się na trasie jednotorowej mijanie się pojazdów tramwajowych na dwóch sąsiadujących torach prostych mijanie się pojazdów tramwajowych na dwóch sąsiadujących łukach toru. 36

W związku z tym dla jednotorowej trasy kinematyczne zapotrzebowanie przestrzeni wynosi odpowiednio: gdzie: y = b, + y + y + y + y (5) P a i SS 2 GV *2 HS b a - odległość punktu P pojazdu od środka toru w wyniku geometrycznego wystawania w kierunku zewnętrznym łuku toru włącznie z połową szerokości pojazdu b i - odległość punktu P pojazdu od środka toru w wyniku geometrycznego wystawania w kierunku wewnętrznym łuku toru włącznie z połową szerokości pojazdu y SS - przesunięcie punktu pojazdu z powodu luzu zestawu kołowego w torze y GV - przesunięcie poprzeczne toru y * HS - przemieszczenie poprzeczne wynikające ze wzajemnej różnicy wysokości szyn ( zakres odkształceń trwałych) y S - luz bezpieczeństwa w kierunku poprzecznym. W przypadku mijania się dwóch pojazdów tramwajowych znajdujących się na dwóch sąsiadujących torach prostych kinematyczne zapotrzebowanie przestrzeni, będące bazą do odległości pomiędzy torami, wynosi odpowiednio: dp 2 *2 ( ba + yss ) + ygv + 2yHS + ys y = 2 2 (6) W przypadku mijania się dwóch pojazdów tramwajowych znajdujących się na dwóch sąsiadujących łukach toru kinematyczne zapotrzebowanie przestrzeni, będące bazą do odległości pomiędzy torami, wynosi odpowiednio: 2 GVb *2 HSa *2 HSb ydł = baa + bib + yssb + y + y + y + 2yS (7) gdzie: indeks a-dla pojazdu na zewnętrznym łuku toru indeks b-dla pojazdu na wewnętrznym łuku toru. W przypadku zapotrzebowania kinematycznego w kierunku pionowym zaleca się dokładne wykonanie obliczeń wg wzoru (4) zwłaszcza dla punktów krytycznych znajdujących się w rejonie podłogi, stopnia wejściowego oraz dachu. Przyjęcie zaproponowanych luzów bezpieczeństwa analogicznie jak dla przemieszczeń w kierunku poprzecznym może okazać się nie wystarczające. Przedstawiona metodyka wyznaczania kinematycznego zapotrzebowania przestrzeni jest zbliżona do nowoczesnego podejścia dla pojazdów kolejowych przedstawionego w [2]. Literatura [1] Gąsowski W., Sobaś M.: Nowoczesna skrajnia pojazdów kolejowych. Instytut Pojazdów Szynowych TABOR. Poznań 2005. S [2] Gąsowski W., Sobaś M.: Wyznaczanie dopuszczalnego zarysu pojazdu w oparciu skrajnie pojazdów szynowych i budowli. Pojazdy Szynowe Nr 3/2007. [3] Krugmann H.L.: Lauf der Schienenfahrzeuge im Gleis. Eine Einführung. R. Oldenbourg Verlag GmbH. München Wien 1982. [4] Sobaś M.: Skrajnia kinematyczna i budowli pojazdów tramwajowych. Pojazdy Szynowe Nr 3/2007. [5] Sobaś M.: Analiza przemieszczeń geometrycznych i kinematycznych krajowych pojazdów tramwajowych na torze prostym oraz na łuku o minimalnym promieniu. Pojazdy Szynowe Nr 4/2007. [6] Stier G.: Die kinematische Fahrzeug- und Lichtraum-Geometrie. Systematik und Auswirkungen im Bereich der deutschen Eisenbahnen auf der Grundlage der geänderten Eisenbahn-Bau- und Betriebs- Ordnungen bzw. Verordnungen. ZEV+DET Nr.7 Glassers Annalen 07/1992. [7] Pasemann B., Stüwig M., Theile F.: Beitrag zur Einschränkungsberechnung für Gelenkzüge. ZEV +DET Glasers Annalen 122. Nr. 4. [8] Tatara F., Sobaś J.: Analiza geometryczno-statyczna biegu pojazdów szynowych w łukach. Wydawnictwo Politechniki Poznańskiej.04.1967. Nr 191. [9] Karta UIC 505-1: Pojazdy kolejowe. Skrajnia pojazdów. 10-te wydanie z 05.2006. [10] Karta UIC 505-4: Wpływ zastosowania skrajni kinematycznych, określonych w karcie UIC 505 na rozmieszczenie budowli w stosunku do torów i na tory między sobą. Wydanie 3 z dnia 01.01.1977 ze zmianą z dnia 01.01.1988. [11] Karta UIC 505-5: Wspólne warunki podstawowe dla kart 505-1 i 505-4. Komentarz o przygotowaniu tych kart i przepisy ich dotyczące. 2-gie wydanie z 1.01.1977z aktualną zmianą z 1.01.1993. [12] Norma PN-K-92008:1998: Komunikacja miejska. Skrajnia kinematyczna wagonów tramwajowych. [13] Norma PN-K-92008/Ap1:1998: Komunikacja miejska. Skrajnia kinematyczna wagonów tramwajowych. [14] Norma PN-K-92009:1998: Komunikacja miejska. Skrajnia budowli. Wymagania. [15] PN-70/K-02056: Tabor kolejowy normalnotorowy. Skrajnie statyczne. [16] PN-69/K-02057: Koleje normalnotorowe. Skrajnie budowli. [17] Raport ERRI B 176/DT 278: Wpływ przemieszczenia poprzecznego belki bujakowej na profile pojazdów. ( ang.: Influence of lateral swing bolster play on vehicle profiles ). Utrecht, maj 1993. [18] Tymczasowe wytyczne dla określenia zapotrzebowania przestrzeni dla kolei miejskich wg zarządzenia dotyczącego budowy i eksploatacji tramwajów ( niem. Vorläufige Richtlinien für die Bemessung des lichten Raumes nach der Verordnung über den Bau und Betrieb der Straβenbahnen( BOStrab-Lichtraum- Richtlinien )).12. 1996. [19] Wytyczne techniczne projektowania, budowy i utrzymania torów tramwajowych. Ministerstwo Administracji, Gospodarki Terenowej i Ochrony Środowiska. Departament Komunikacji Miejskiej i Dróg. Warszawa 1983. 37

dr inż. Marek Sobaś Instytut Pojazdów Szynowych TABOR Luzy bezpieczeństwa pomiędzy skrajnią kinematyczną i skrajnią budowli dla pojazdów tramwajowych (2) Artykuł jest poświęcony studium luzów bezpieczeństwa występujących pomiędzy zarysem odniesienia skrajni kinematycznej oraz zarysem odniesienia skrajni budowli. W części drugiej (2) przedstawiono przykład obliczeniowy dla kinematycznego zapotrzebowania przestrzeni z i bez uwzględnienia luzów bezpieczeństwa oraz omówienie i wnioski. Artykuł powstał w ramach projektu badawczego nr N 509 03531/2367, finansowanego przez Ministerstwo Nauki i Szkolnictwa Wyższego ze środków na naukę na lata 2006 2009, pt.: Metodyka wyznaczania kinematycznego zapotrzebowania przestrzeni oraz luzów bezpieczeństwa dla pojazdów tramwajowych, celem ustalenia optymalnego zarysu pojazdu. 4. Przykład obliczeniowy dla tramwaju z wysoką podłogą w stosunku do poziomu główki szyny ( niem. Hochflurstrassenbahnfahrzeug ) 4.1. Parametry pojazdu Kinematyczne zapotrzebowanie przestrzeni w kierunku poprzecznym dla pojazdu tramwajowego z wysoko położoną podłogą (1000 mm w stanie próżnym oraz 943 mm w stanie ładownym od poziomu główki szyny) przedstawionego na rys.5, wyznaczono dla trzech skrajnych położeń pojazdu w torze, przedstawionych w zależności od rozpatrywanego przypadku odpowiednio na rys. 6, 7 i 8. Wybrany pojazd tramwajowy ma charakter reprezentatywny dla już użytkowanego taboru tramwajowego w miejskich przedsiębiorstwach przewozowych Europy i odpowiada większości wyprodukowanych pojazdów również dla szybkiej kolei miejskiej ( niem. Stadtbahnfahrzeuge ) oraz zespołów trakcyjnych metra ( niem. U-Bahnwagen ). Na tej podstawie można wyciągać wnioski co do uniwersalności zastosowania metody podanej w [1] dla innych pojazdów oraz przyjęcia jej do określenia dopuszczalnego zarysu pojazdu tramwajowego w warunkach polskich przedsiębiorstw przewozowych. a) b) 38 Rys.5. Pojazd tramwajowy, dla którego wyznaczono kinematyczne zapotrzebowanie przestrzeni w kierunku poprzecznym: a- ogólny widok pojazdu, b- rozmieszczenie najbardziej krytycznych punktów na pojeździe.

Rys.6. Ustawienia pojazdu w torze oraz punkty pojazdu, dla których wyznaczono kinematyczne zapotrzebowanie przestrzeni Rys.7. Położenie pojazdów w torze prostym podczas mijania oraz punkty pojazdu, dla których wyznaczono kinematyczne zapotrzebowanie przestrzeni a b b Rys.8. Położenie pojazdów w torze na łuku podczas mijania: a- położenie skrajnie wewnętrzne (tor zewnętrzny), b- położenie narożnikowe (tor wewnętrzny) Parametry pojazdu tramwajowego przedstawionego na rys.5, wytypowanego do obliczeń kinematycznego zapotrzebowania przestrzeni, są podane w tabeli 1. 39

Parametry pojazdu tramwajowego, dla którego wyznaczono kinematyczne zapotrzebo-wanie przestrzeni Tabela 1 L.p. Opis parametru Oznaczenie parametru pojazdu Wartość parametru tramwajowego 1. Całkowita długość pudła pojazdu L 13 400 mm 2. Baza pojazdu ( odległość umownych środków wózków) a 10 000 mm Położenie badanych punktów pojazdu 3. Dach z przodu, odległość 1700 mm od czopa skrętu, podłoga z przodu 1700 mm od czopa skrętu x 1 6 700 mm 4. Dach w środku pomiędzy czopami skrętu, podłoga w środku pomiędzy czopami skrętu x 2 0 mm 5. Dach, strona czołowa, dolna krawędź podłogi, ściana czołowa x 3 8400 mm 6. Wysokość krawędzi Stan próżny dachu względem h d 3200 mm główki szyny Stan ładowny 3143 mm 7. Wysokość górnej Stan próżny krawędzi podłogi h p 1000 mm względem główki Stan ładowny szyny 943 mm 8. Szerokość pudła 2b 2650 mm 9. Baza wózka pojazdu tramwajowego p 2 100 mm 10. Usprężynowana masa stan próżny m F, leer 9 t pojazdu stan ładowny m F, voll 9 t+12 t=21 t 11. 12. Sztywność sprężyn Ugięcie statyczne sprężyn sztywność sprężyn zawieszenia pierwszego stopnia ( na maźnicę) sztywność sprężyn zawieszenia drugiego stopnia ( na stronę wózka) sprężyn pierwszego stopnia sprężyn drugiego stopnia w stanie próżnym 1) C p C S w p w S 1500 N/mm 900 N/mm 13 mm 44 mm 1150 mm 13. Wysokość środka masy względem głów- h ki szyny w stanie ładownym 1) S 1450 mm 14. Powierzchnia parcia wiatru A W 36 m 2 15. Wysokość punktu w stanie próżnym 1) h W 1900 mm parcia wiatru w stanie ładownym 1) h W 1843 mm 16. Odległość pomiędzy pierwszego stopnia b P 1850 mm sprężynami w kierunku poprzecznym drugiego stopnia b S 2000 mm 17. Wysokość bieguna pochylania pojazdu z usprężynowaniem I-go stopnia w stanie próżnym w stanie ładownym h CP 460 mm 447 mm 18. Wysokość bieguna w stanie próżnym pochylania pojazdu z usprężynowaniem IIgo w stanie ładownym stopnia 1) pojazd z pełną obsadą pasażerów h CS 800 mm 743 mm 40

4.2. Przypadki, które uwzględnia się przy określaniu kinematycznego zapotrzebowania przestrzeni 8. Mijanie się pojazdów na łukach o promieniu R=100 m, tory sąsiadujące ze sobą, położenie narożnikowe, pojazdy w stanie ładownym. Kinematyczne zapotrzebowanie przestrzeni w kierunku poprzecznym wyznaczono dla następujących przypadków położeń w torze i stanów załadowania pojazdu tramwajowego: 1. Prosty odcinek toru, położenie narożnikowe, pojazd w stanie próżnym 2. Prosty odcinek toru, położenie narożnikowe, pojazd w stanie ładownym 3. Łuk o promieniu 100 m, położenie narożnikowe, pojazd w stanie próżnym 4. Łuk o promieniu 100 m, położenie narożnikowe, pojazd w stanie ładownym 5. Łuk o promieniu 100 m, położenie skrajnie wewnętrzne, pojazd w stanie próżnym 6. Łuk o promieniu100 m, położenie skrajnie wewnętrzne, pojazd w stanie ładownym 7. Mijanie się pojazdów na torach prostych sąsiadujących ze sobą, położenie narożnikowe, pojazdy w stanie ładownym 4.3. Wartości kinematycznego zapotrzebowania przestrzeni dla przykładowego pojazdu tramwajowego Wartości kinematycznego zapotrzebowania przestrzeni w kierunku poprzecznym bez uwzględnienia luzów bezpieczeństwa wyznaczono w oparciu o wzór (4), przedstawiony w [1], natomiast z uwzględnieniem luzów bezpieczeństwa odpowiednio wg wzorów (5), (6) i (7), przedstawionych w [1]. Wartości kinematycznego zapotrzebowania przestrzeni dla pojazdu tramwajowego na rys.5 z jego parametrami konstrukcyjnymi i infrastruktury ( tor tramwajowy wyposażony w podkłady kolejowe oraz z nawierzchnią tłuczniową) przedstawionymi w BOStrab [18] z uwzględnieniem połowy szerokości zarysu pojazdu i wystawaniem geometrycznym na torze prostym oraz w łuku toru, bez uwzględnienia luzów bezpieczeństwa są przedstawione w tabeli 2. Wartości kinematycznego zapotrzebowania przestrzeni dla pojazdu tramwajowego z uwzględnieniem połowy szerokości pojazdu i wystawaniem geometrycznym na torze prostym oraz w łuku toru, bez uwzględnienia luzów bezpieczeństwa Tabela 2 L.p. 1) Przypadek Kinematyczne zapotrzebowanie przestrzeni z uwzględnieniem połowy szerokości pojazdu i wystawaniem geometrycznym [mm] Dach z przodu 2) Podłoga z przodu 2) Dach w środku 2) Podłoga w środku 2) 1. Tor prosty, ustawienie narożniko-we, pojazd bez pasażerów 1422 1416 2. Tor prosty, ustawienie narożnikowe, pojazd z kompletem pasażerów 1444 1416 3. Łuk o promieniu 100 m, ustawienie narożnikowe, pojazd z kompletem pasażerów 1547 1519 4. Łuk o promieniu 100m, ustawienie narożnikowe, pojazd z kompletem pasażerów 1566 1521 5. Łuk o promieniu 100m, położenie skrajnie wewnętrzne, pojazd z kompletem pasażerów 1567 1540 6. Łuk o promieniu 100m, położenie skrajnie wewnętrzne pojazd z kompletem pasażerów - 1587 1542 Wartość maksymalna 1566 1521 1587 1542 Wymagana odległość pomiędzy torami odniesiona do dachu pojazdu 2583 mm 7. Mijanie się dwóch pojazdów tramwajowych na torze prostym, położenie narożnikowe, pojazd z kompletem pasażerów 8. Mijanie się dwóch pojazdów tramwajowych na łuku toru o promieniu 100m, położenie narożnikowe, pojazd z kompletem pasażerów, 1 ) kolejność przypadków odpowiada wymienionym w p.4.2 2) rozpatrywane punkty pojazdu są przedstawione na rys.5. Wymagana odległość pomiędzy torami odniesiona do dachu pojazdu 3113 mm 41

Wartości kinematycznego zapotrzebowania przestrzeni dla pojazdu tramwajowego przedstawionego na rys.5 bez uwzględnienia połowy szerokości zarysu pojazdu i wystawaniem geometrycznym na torze prostym oraz w łuku toru, bez uwzględnienia luzów bezpieczeństwa są przedstawione w tabeli 3. Wartości kinematycznego zapotrzebowania przestrzeni dla pojazdu tramwajowego przedstawionego na rys.5 z uwzględnieniem połowy szerokości zarysu pojazdu i wystawaniem geometrycznym na torze prostym oraz w łuku toru, z uwzględnieniem luzów bezpieczeństwa są przedstawione w tabeli 4. Wartości kinematycznego zapotrzebowania przestrzeni dla pojazdu tramwajowego przedstawionego na rys.5 bez uwzględnienia połowy szerokości zarysu pojazdu i wystawania geometrycznego na torze prostym oraz w łuku toru, z uwzględnieniem luzów bezpieczeństwa są przedstawione w tabeli 5. Z porównania wyników przedstawionych w tabelach 2 5 wynika, że obliczenia kinematycznego zapotrzebowania przestrzeni w kierunku poprzecznym przeprowadzone w oparciu o dokładną znajomość pojazdu i infrastruktury ( tabele 2 i 3) dają zdecydowane korzyści przestrzenne niż w przypadku analogicznych obliczeń z uwzględnieniem luzów bezpieczeństwa ( tabele 4 i 5). W przypadku braku wystarczającej wiedzy na temat pojazdu i infrastruktury rezultatem obliczeń jest przewymiarowana przestrzeń kinematycznego zapotrzebowania pojazdu tramwajowego, która prowadzi do większego bezpieczeństwa eksploatacyjnego, ale może utrudniać spełnianie podstawowych funkcji pojazdu do jakich można zaliczyć chociażby wsiadanie i wysiadanie z pojazdu. Jest to bardzo istotny parametr oceny pojazdu szynowego, decydujący również o jego przelotowości i czasie postoju na przystankach. Na rys.9 przedstawiono sytuację przy wsiadaniu pasażerów do tramwajów z obniżoną podłogą ( niem. Niederflurstraßenbahnfahrzeuge ) będących własnością francuskich przedsiębiorstw przewozowych w Nantes oraz w Grenoble. Wartości kinematycznego zapotrzebowania przestrzeni dla pojazdu tramwajowego bez uwzględnienia połowy szerokości pojazdu i wystawaniem geometrycznym na torze prostym i w łuku, bez uwzględnienia luzów bezpieczeństwa Tabela 3 Kinematyczne zapotrzebowanie przestrzeni z uwzględnieniem połowy szerokości pojazdu i wystawaniem geometrycznym L.p. 1) Przypadek [mm] Dach z przodu 2) Podłoga z przodu 2) Dach w środku 2) Podłoga w środku 2) 1. Tor prosty, ustawienie narożniko-we, pojazd bez pasażerów 117 91 2. Tor prosty, ustawienie narożnikowe, pojazd z kompletem pasażerów 119 91 3. Łuk o promieniu 100 m, ustawienie narożnikowe, pojazd z kompletem pasażerów 131 103 4. Łuk o promieniu 100m, ustawienie narożnikowe, pojazd z kompletem pasażerów 150 105 5. Łuk o promieniu 100m, położenie skrajnie wewnętrzne, pojazd z kompletem pasażerów 111 84 6. Łuk o promieniu 100m, położenie skrajnie wewnętrzne pojazd z kompletem pasażerów - 131 86 Wartość maksymalna 150 105 131 86 Wymagana odległość pomiędzy torami odniesiona do dachu pojazdu 203 mm 7. Mijanie się dwóch pojazdów tramwajowych na torze prostym, położenie narożnikowe, pojazd z kompletem pasażerów 8. Mijanie się dwóch pojazdów tramwajowych na łuku toru o promieniu 100m, położenie narożnikowe, pojazd z kompletem pasażerów, 1 ) kolejność przypadków odpowiada wymienionym w p.4.2 2) rozpatrywane punkty pojazdu są przedstawione na rys.5 Wymagana odległość pomiędzy torami odniesiona do dachu pojazdu 241 mm 42

Wartości kinematycznego zapotrzebowania przestrzeni dla pojazdu tramwajowego z uwzględnieniem połowy szerokości pojazdu i wystawaniem geometrycznym na torze prostym i w łuku z uwzględnieniem luzów bezpieczeństwa Tabela 4 L.p. Przypadek 1. Tor prosty, ustawienie narożniko-we, pojazd bez pasażerów 2. Tor prosty, ustawienie narożniko-we, pojazd z kompletem pasaże-rów 3. Łuk o promieniu 100m,ustawienie narożnikowe, pojazd z kompletem pasażerów 4. Łuk o promieniu 100m,ustawienie narożnikowe, pojazd z kompletem pasażerów 5. Łuk o promieniu 100m, położenie skrajnie wewnętrzne, pojazd z kompletem pasażerów 6. Łuk o promieniu 100m, położenie skrajnie wewnętrzne pojazd z kompletem pasażerów Kinematyczne zapotrzebowanie przestrzeni z uwzględnieniem połowy szerokości pojazdu i wystawaniem geometrycznym [mm] Dach z przodu 2) Podłoga z przodu 2) 1525 1441 1625 1545 Dach w środku 2) Podłoga w środku 2) 1656 1578 Wartość maksymalna 1625 1545 1656 1578 7. Mijanie się dwóch pojazdów tramwajowych na torze prostym, położenie narożnikowe, pojazd z kompletem pasażerów Wymagana odległość pomiędzy torami odniesiona do dachu pojazdu 3022 mm 8. Mijanie się dwóch pojazdów tramwajowych na łuku toru o promieniu 100m, położenie narożnikowe, pojazd z kompletem pasażerów, 1 ) kolejność przypadków odpowiada wymienionym w p.4.2 2) rozpatrywane punkty pojazdu są przedstawione na rys.5 Wymagana odległość pomiędzy torami odniesiona do dachu pojazdu 3245 mm Wartości kinematycznego zapotrzebowania przestrzeni dla pojazdu tramwajowego bez uwzględnienia połowy szerokości pojazdu i z wystawaniem geometrycznym na torze prostym i w łuku z uwzględnieniem luzów bezpieczeństwa Tabela 5 L.p. Przypadek 1. Tor prosty, ustawienie narożnikowe, pojazd bez pasażerów 2. Tor prosty, ustawienie narożnikowe, pojazd z kompletem pasażerów 3. Łuk o promieniu 100 m, ustawienie narożnikowe, pojazd z kompletem pasażerów 4. Łuk o promieniu 100m, ustawienie narożnikowe, pojazd z kompletem pasażerów Kinematyczne zapotrzebowanie przestrzeni z uwzględnieniem połowy szerokości pojazdu i wystawaniem geometrycznym [mm] Dach z przodu 2) Podłoga z przodu 2) 200 116 209 129 Dach w środku 2) Podłoga w środku 2) 43

5. Łuk o promieniu 100m, położenie skrajnie wewnętrzne, pojazd z kompletem pasażerów 200 122 6. Łuk o promieniu 100m, położenie skrajnie wewnętrzne pojazd z kompletem pasażerów Wartość maksymalna 209 129 200 122 7. Mijanie się dwóch pojazdów tramwajowych na torze prostym, położenie narożnikowe, pojazd z kompletem pasażerów 8. Mijanie się dwóch pojazdów tramwajowych na łuku toru o promieniu 100m, położenie narożnikowe, pojazd z kompletem pasażerów, 1 ) kolejność przypadków odpowiada wymienionym w p.4.2 2) rozpatrywane punkty pojazdu są przedstawione na rys.5 c.d. Tabeli 5 Wymagana odległość pomiędzy torami odniesiona do dachu pojazdu 372 mm Wymagana odległość pomiędzy torami odniesiona do dachu pojazdu 373 mm Rys.9. Warunki dla pasażerów przy wsiadaniu do tramwajów niskopodłogowych: a) w Nantes b) w Grenoble 44

Ta komfortowa sytuacja przy wsiadaniu ( niem. Einstiegskomfort lub komfortable Einstiegssituation ), wypracowana dużym kosztem przedsięwzięć technicznych może się znacznie pogorszyć w przypadku tramwajów, których zapotrzebowanie przestrzeni jest wyliczone w oparciu o luz bezpieczeństwa. Pojazd o większym kinematycznym zapotrzebowaniu przestrzeni posiada większą odległość od peronu, co utrudnia wsiadanie i wysiadanie pasażerom i aby to ułatwić środki techniczne muszą posiadać większe wymiary geometryczne ( dłuższe wysuwane podesty). Na tym przykładzie widoczne są zalety wyznaczania kinematycznego zapotrzebowania przestrzeni w oparciu o metodę bez uwzględniania luzów bezpieczeństwa. 5. Omówienie i wnioski Z analizy przedstawionej dla kinematycznego zapotrzebowania przestrzeni dla pojazdu tramwajowego bez i z uwzględnieniem luzów bezpieczeństwa można zauważyć, że zastosowana metoda wyznaczania daje istotne korzyści przestrzenne dla pojazdu i infrastruktury w pierwszym przypadku tzn. bez uwzględnienia luzów bezpieczeństwa. Metoda bez uwzględnienia luzów bezpieczeństwa wymaga szczegółowej wiedzy na temat budowy pojazdu, jego tolerancji oraz infrastruktury, na której ten pojazd jest eksploatowany. Może się okazać, że ten sam pojazd w innych warunkach oferowanych przez infrastrukturę innego przedsiębiorstwa przewozowego może wykazywać mniejsze lub większe kinematyczne zapotrzebowanie przestrzeni. Wyznaczanie kinematycznego zapotrzebowania przestrzeni dla drugiego przypadku tzn. uwzględnieniem luzów bezpieczeństwa jest obliczane przy założeniu, że stosowanie pojazdu w eksploatacji komercyjnej jest a priori obarczone ryzykiem, które ma za zadanie zrekompensować luzy bezpieczeństwa. Jak wykazuje porównanie obliczeń kinematycznego zapotrzebowania przestrzeni wg tabeli odpowiednio 2 i 4 oraz 3 i 5 metoda bez uwzględnienia luzów bezpieczeństwa wykazuje 59 mm zysk przestrzenny ( po każdej stronie w kierunku poprzecznym), gwarantując jednocześnie bezpieczną eksploatację pojazdu tramwajowego. Zaletę te można wykorzystać konstruując pojazd tramwajowy o większej szerokości, zapewniając tym samym większy komfort dla podróżnych. W przypadku poszukiwania optymalnych konstrukcji o wysokich wskaźnikach przewozowych i o budowie wielkogabarytowej należy liczyć się z tym, że dokładne obliczenie kinematycznego zapotrzebowania przestrzeni jest możliwe pod warunkiem dokładnego poznania budowy pojazdu i infrastruktury. Kinematyczne zapotrzebowanie przestrzeni jest pojęciem, które określa rzeczywistą przestrzeń, jaką zajmuje pojazd w określonych warunkach eksploatacyjnych. Może ono być zwiększone lub zmniejszone w zależności od wymagań infrastruktury ( przeglądy okresowe, ich dokładność oraz częstotliwość) jak również konstrukcji samego pojazdu ( częstotliwości napraw). Wytyczne zapotrzebowania przestrzeni można zmniejszyć dla tego samego pojazdu poprzez dokonywanie zabiegów konstrukcyjnych, ograniczające tolerancje wykonawcze poszczególnych podzespołów, jakimi są układ biegowy oraz pudło. O celowości tego zabiegu decydują nie tylko możliwości technologiczne wytwórni, ale również ekonomiczne jakie powoduje zawężenie odchyłek wykonawczych. Istotnym parametrem ekonomicznokonstrukcyjnym, świadczącym o konstrukcji jest parametr kosztowy wskazujący na cenę 1 m 2 powierzchni użytkowej tramwaju ( cena pojazdu podzielona przez powierzchnię użytkową tramwaju). Przedstawiona metoda wyznaczania kinematycznego zapotrzebowania przestrzeni ma walory rozwojowe, znosząc dotychczasowy podział kompetencji między służby budowlane i konstruktora pojazdu. Przyczynia się ona do poznania jakościowego i ilościowego udziału poszczególnych czynników, wpływających na przemieszczenia pojazdu i bardziej mobilizuje producenta i przedsiębiorstwo przewozowe do współpracy nad optymalnym rozwiązaniem wspólnego problemu jakim jest bezpieczna eksploatacja pojazdu tramwajowego, dopasowanego do wymagań rynkowych ( optymalna ilość miejsc stojących oraz siedzących). Metoda ta może być uznana przez polskie przedsiębiorstwa komunikacji miejskiej jako jedna z bazowych do wyznaczania zarysu pojazdu i jego kinematycznego zapotrzebowania przestrzeni, przy założeniu dopasowania jej do warunków krajowych miejskich przedsiębiorstw przewozowych. Nakłada ona na konstruktora pojazdu obowiązek dokładnego poznania infrastruktury, po której będzie poruszał się pojazd. O ile w przypadku infrastruktury kolejowej jest to trudne z uwagi na jej zasięg, to w przypadku miejskiego przedsiębiorstwa komunikacyjnego nie powinno przedstawiać większych trudności. Literatura [1] Sobaś M.: Luzy bezpieczeństwa między skrajnią kinematyczną i skrajnią budowli dla pojazdów tramwajowych (1). Pojazdy Szynowe Nr 1/2008. 45

dr inż. Stanisław Bocian Instytut Pojazdów Szynowych TABOR Przyszłościowe współbieżne mikroprocesorowe inteligentne systemy mechatroniczne w sterowaniu i diagnostyce pojazdów szynowych (2) W artykule przedstawiono przyszłościowe rozproszone współbieżne mikroprocesorowe inteligentne systemy mechatroniczne w sterowaniu i diagnostyce pojazdów szynowych. Systemy te będą podstawą do tworzenia różnych modeli i układów informatycznych i informacyjnych dla pojazdów szynowych. Artykuł stanowi drugą (2) część publikacji i jest jej dalszym ciągiem. Zawiera opis programów agentowych rozproszonych układów cyfrowych oraz przedstawia ogólny schemat wieloagentowego systemu sterowania lokomotywą. Artykuł powstał w wyniku realizacji projektu badawczego KBN 4T 12C 04929 pt. Rozproszone współbieżne mikroprocesorowe inteligentne podsystemy mechatroniczne w sterowaniu i diagnostyce pojazdów szynowych. 5. Wybór podejścia do projektowania rozproszonych układów cyfrowych Istnieją dwa podejścia do projektowania rozproszonych układów cyfrowych [11]: - podejście informatyka, gdzie układ sterowania można potraktować jako system czasu rzeczywistego, dla którego transmisja danych po magistrali jest jednym z zadań; dla takiego zadania można sprecyzować ograniczenia, nadawać im priorytet, realizować grupowe przesyłanie informacji itd. - podejście automatyka, gdzie projektując system sterowania mniej istotny jest jego rozproszony charakter, a analizuje się wpływ rozproszenia w różnych aspektach (opóźnienia, zagubienia pakietów, odwrócenie kolejności dostarczania pakietów itd.), próbując uzyskać odpowiedź na pytanie: ile tego typu zakłóceń system sterowania może znieść i czy poprawiając algorytm sterowania nie można tych niekorzystnych efektów wyeliminować; zazwyczaj pewne niedotrzymanie ograniczeń nie dyskwalifikuje rozproszonego systemu sterowania, a tylko obniża jego jakość. Analiza wpływu opóźnienia na jakość sterowania cyfrowego najczęściej jest prowadzona metodami symulacyjnymi. Można w tym celu wykorzystać pakiety symulacyjne, specjalizowane dla określonego standardu sieciowego, lub pakiety symulacyjne ogólnego zastosowania, np. program MATLAB SIMULINK [12 i 13]. Opóźnienia w rozproszonych systemach sterowania mogą powodować istotne pogorszenie jakości przebiegów przejścio - wych w zamkniętym układzie sterowania. Obecnie coraz więcej uwagi poświęca się metodom kompensacji opóźnień. Znane są metody deterministyczne poprzez metody teorii sterowania układów z opóźnieniem oraz niedeterministyczne (losowe) poprzez wprowadzenie buforów opóźniających. 46 W projekcie badawczym przyjęto podejście automatyka w projektowaniu rozproszonych układów cyfrowych. 6. Programy agentowe w rozproszonych systemach komputerowych Rozwój sieci komputerowych oraz wzrost wydajności komputerów zachęcił do użycia ich niewykorzystanych zasobów na cele obliczeń rozproszonych. Zauważalne stały się różnice pomiędzy architekturami dedykowanymi, a środowiskiem luźno ze sobą połączonych (zdecentralizowanych) komputerów. Do optymalizowania współpracy systemów komputerowych doskonale nadają się programy agentowe (w uproszczeniu agenci ), będące naturalnym rozwinięciem struktury obiektowej, wyposażonej w możliwości podejmowania autonomicznych działań dla wykonania zamierzonych celów. Idea tworzenia zdecentralizowanych struktur informacyjno decyzyjnych znalazła wyraz we wprowadzeniu programu agentowego. Sposoby interpretacji właściwości agenta są dość zróżnicowane, mają one jednak pewne wspólne cechy, takie jak: obserwacja; agent postrzega dynamiczne warunki środowiska, działa w celu zmiany tych warunków oraz wyznacza akcje do realizacji własnych zamierzeń - autonomia; agent przebywa w złożonym, dynamicznym środowisku, postrzega go i działa w nim autonomicznie, wypełniając cele lub zadania, dla których został zaprojektowany; wykonuje pewien zbiór operacji w imieniu użytkownika lub innego programu, w pewnym stopniu niezależnie lub autonomicznie, przy czym do tej działalności używa pewnej wiedzy reprezentującej cele lub zamierzenia użytkownika - mobilność; agent jest zdolny do przemieszczania się w sieci oraz do współpracy z innymi agentami.

Programy agentowe działają w węzłach sieci, mogą się przemieszczać i wzajemnie komunikować. Obecnie coraz częściej stosuje się implementacje struktur zdecentralizowanych, opartych na wzajemnych interakcjach pomiędzy agentami wchodzącymi w skład systemu sterowania. W wielu układach stosuje się rozwiązania łączące strukturę hierarchiczną z rozproszoną strukturą wieloagentową. Oznacza to, że w systemie występuje moduł decyzyjny, który wydaje polecenia innym elementom składowym systemu. W projekcie badawczym wykorzystywane będą: właściwości obserwacji, autonomii i mobilności agenta. 7. Model systemu sterującego lokomotywą Na rys. 4 przedstawiono przykładowo model wieloagentowego redundancyjnego systemu sterującego lokomotywą. Elementem decyzyjnym jest nadzorca agent 4 (maszynista na pojeździe szynowym). W skład tego elementu wchodzą: model człowieka (nadzorca) oraz moduł podejmowania decyzji (MPD). Nadzorca jest również agentem mającym wszystkie jego właściwości. Moduł MPD przekazuje poszczególnym agentom zadania do wykonania, jednak za ich realizację odpowiedzialni są oni sami. Aby zadanie zostało wykonane poprawnie, agenci dokonują interakcji pomiędzy sobą; model człowieka (nadzorca) kontroluje, czy wykonanie zadania przebiega prawidłowo, a także ingeruje w sytuacjach niepożądanych. Gdy proces przebiega zgodnie z planem, to model nadzorcy nie ingeruje w sterowanie; MPD sam generuje zadania dla agentów (urządzeń wykonawczych). Ingerencja modelu nadzorcy następuje w chwili wystąpienia awarii lub innej sytuacji kryzysowej. W systemie sterowania można wyróżnić dwa poziomy planowania zadań: - poziom wyższy, zajmujący się przydzielaniem zadań poszczególnym urządzeniom, wchodzącym w skład systemu zwany sterowaniem strategicznym oraz - poziom niższy, odpowiedzialny za realizację zleconych zadań, zwany sterowaniem wykonawczym. Pierwszy poziom jest realizowany przez nadzorcę agenta 4 (maszynistę) na podstawie nadrzędnego programu sterującego pociągiem NPSP (agent 3). Program NPSP umożliwia realizację wszystkich procedur związanych z przygotowaniem do pracy sprzętu i oprogramowania znajdującego się w kabinie maszynisty, ich uruchomieniem, sprawdzeniem warunków początkowych, zalogowaniem i testowaniem paneli operatorskich oraz umożliwia współpracę z magistralami pociągu (agent 1 i 2). Agent 4 (nadzorca) przekazuje zadania do wykonania centralnym urządzeniom sterującym na lokomotywie (agentowi 7 i 9), które zarządzają indywidualnymi agentami (urządzeniami) na lokomotywie. Proponowana architektura systemu składa się z następujących modułów: 1.) Agent 3 nadrzędny program sterujący pociągiem (NPSP) realizuje sterowanie wielokrotne w przypadku współpracy dwu lub więcej lokomotyw. Dla pojedynczej lokomotywy agent 3 nie realizuje żadnych zadań, ale jest gotowy do pracy w przypadku realizacji pracy wielokrotnej. 2.) Agenci 1 i 2 magistrali pociągu umożliwiają uzyskanie i realizację komunikacji pomiędzy magistralą pociągu, agentem 3 (NPSP) oraz agentem 4 nadzorcą (maszynistą). 3.) Agent 4 nadzorca (maszynista), który poprzez panele operatorskie agenci 5 i 6: - nadzoruje poprawne wykonanie zadań przez wszystkie sterowniki w systemie - ocenia realizację zadań i dokonuje korekt - przewiduje i zapobiega występowaniu sytuacji niebezpiecznych - rozwiązuje konflikty, gdy współpraca pomiędzy agentami na pojeździe zawiedzie. 4.) Agenci 5 i 6 panelu operatorskiego umożliwiają wizualizację stanu technicznego pojazdu szynowego. 5.) Agenci 7 i 9 zarządzający centralnym podejmowaniem decyzji: - umożliwiają połączenia i wymianę danych w pojeździe lub zespole pojazdów - stanowią połączenie (poprzez magistrale lokomotywy) pomiędzy agentem 4 nadzorcą (maszynistą), i poszczególnymi agentami (urządzeniami sterowania napędem, blokiem hamulca zespolonego, urządzeniami peryferyjnymi itd.) - planują zadania do wykonania oraz przydzielają je poszczególnym agentom (urządzeniom), oraz umożliwiają pobieranie danych w myśl określonego algorytmu np.dla diagnostyki. 6.) Agent 8 urządzenie przełączające, które w przypadku zakłócenia lub defektu agenta 7 przełącza zadania na agenta 9 lub w przypadku zakłócenia lub defektu agenta 9 przełącza zadania na agenta 7. 7.) Agent 10 magistrali lokalnej realizuje połączenia sterowania pojazdu z urządzeniami peryferyjnymi. 8.) Agent 11 układów wejściowo wyjściowych umożliwia pobieranie sygnałów wejściowych i steruje układami wyjściowymi. 9.) Agenci 12 i 13 magistrali lokomotywy umożliwiają uzyskanie i realizację komunikacji i przesyłanie danych pomiędzy sterownikami rozproszonymi (agenci 14 19), redundancyjnymi sterownikami rozproszonymi a centralnymi urządzeniami sterującymi zarządzającymi (agentami 7 i 9). 10.) Agenci 14 19 urządzeń wykonawczych: - współpracują poprzez magistrale lokomotywy (agenci 12 i 13) z centralnymi urządzeniami sterującymi (agenci 7 i 9) 47

- odpowiadają za własne sterowanie -wykrywają awarie -wchodzą w interakcje z innymi agentami -przekazują określone dane do agenta 11 dla układu diagnostyki. W procesie podejmowania decyzji w sterowaniu pojazdem szynowym musi występować człowiek jako jednostka radząca sobie w sytuacjach nadzwyczajnych. Obecnie zauważa się tendencje do pełnej automatyzacji procesu sterowania. Próbą rozwiązania tego problemu jest zamodelowanie procesów myślowych, Agent1 magistrali pociągu Magistrale (1 i 2) pociągu Agent3 Nadrzędny program sterujący pociągiem (NPSP) Agent2 magistrali pociągu Agent5 lokomotywy (panel operatorski 1) Agent4 nadzorca (maszynista) Model maszynisty Moduł podejmowania decyzji (MPD) Agent6 lokomotywy (panel operatorski 2) Agent7 zarządzający lokomotywą (centralne urządzenie sterujące) Agent8 urządzenie przełączające Agent10 magistrali lokalnej Agent9 zarządzający lokomotywą (centralne urządzenie sterujące) Agent12 magistrali lokomotywy Agent11 (układy wejściowo-wyjściowe)............. Analogowe syg. wej. wyj. Układ diagnostyki Cyfrowe syg. wej. wyj. Agent13 magistrali lokomotywy Magistrala lokomotywy Magistrala lokomotywy (redundancyjna) Agent14 urządzenie sterowania napędem 1 Agent15 urządzenie sterowania napędem 2 Agent16 urządzenie sterowania napędem 3 Agent17 urządzenie sterowania napędem 4 Agent18 blok hamulca zespolonego Agent19 urządzenia peryferyjne Agenci - sterowniki rozproszone Agenci - sterowniki rozproszone (układ redundancyjny) Legenda: kolor zielony układ pracujący w wersji podstawowej (bezawaryjnej); kolor żółty układ redundancyjny; kolor fioletowy układ diagnostyki; kolor niebieski układ pracujący podczas pracy wielokrotnej; kolor biały układy pracujące zawsze Rys. 4. Schemat rozproszonego wieloagentowego systemu sterującego lokomotywą 48

które zachodzą w mózgu maszynisty podczas podejmowania ważnych decyzji lub w sytuacjach krytycznych. Model człowieka nie jest i nigdy nie powinien być idealnym odzwierciedleniem rzeczywistego nadzorcy. Głównym powodem jest występowanie tu obok zalet, również wad. Do głównych wad, których modelowanie wydaje się trudne, a wręcz niewskazane, można zaliczyć: czas reakcji, stresy, zmęczenie, zaangażowanie, warunki pracy, motywacja itd. Wady te mogą wpływać negatywnie na sterowanie pojazdem szynowym. Agent 4 nadzorca (maszynista) jest w przedstawionym przypadku modułem łączącym zalety systemów zautomatyzowanych z zaletami człowieka nadzorcy. Współpraca pomiędzy poszczególnymi agentami posiada architekturę mieszaną, w której organizacja jest scentralizowana, kiedy agent nadrzędny planuje zadania dla grupy agentów, oraz zdecentralizowana w przypadku zadań rozproszonych, gdzie jest możliwość wzajemnej współpracy pomiędzy agentami (sterownikami urządzeń wykonawczych). Pokazane na rys.4 moduły w kolorze białym pracują zawsze, niezależnie od aktualnej wersji sterowania lokomotywą (podstawową, redundancyjną lub wielokrotną). Przedstawiony układ umożliwia badanie współpracy (i diagnostykę) poszczególnych modułów (agentów) w inteligentnych węzłach mechatronicznych oraz uruchamianie oprogramowania, realizującego różne algorytmy działania urządzeniami sterowania napędami, układów hamulcowych i urządzeniami peryferyjnymi. Na rys.4 pokazano ogólny schemat rozproszonego wieloagentowego systemu sterującego lokomotywą. Dla konkretnego pojazdu szynowego będą opracowane szczegółowe modele sterowania i diagnostyki poszczególnych układów np. lokomotywy: centralnego urządzenia sterującego, układu hamulcowego, urządzeń sterowania napędem, układów sygnałów wejściowo wyjściowych z różnych czujników i urządzeń, oraz paneli operatorskich. Literatura [11] Bocian S.: Przyszłościowe współbieżne mikroprocesorowe inteligentne systemy mechatroniczne w sterowaniu i diagnostyce pojazdów szynowych (1). Pojazdy Szynowe Nr 4/2007. [12] Mrozek B., Mrozek Z.: MATLAB i SIMULINK. Poradnik użytkownika. Wydanie II. Wydawnictwo Helion, 2004r. [13] www.mathworks. com 49

mgr inż. Jarosław Iwanowski mgr inż. Dorota Lipińska Instytut Pojazdów Szynowych TABOR Mikroprocesorowy układ sterowania zespołem wentylacyjno grzewczym dla tramwaju W artykule omówiono układ sterowania zespółem wentylacyjno-grzewczym typu 104ZW o mocy 20 kw przeznaczonym do wentylacji i ogrzewania wnętrza wagonu tramwaju. Zespół przystosowany jest do współpracy z dodatkowymi grzejnikami o łącznej mocy 10 kw umieszczonymi pod siedzeniami w przedziale pasażerskim oraz z wentylatorami dachowymi.. Do zasilania elementów grzejnych zarówno w zespole wentylacyjno-grzewczym jak i elementów grzejnych w wagonie a także wentylatorów oraz obwodów zabezpieczeń termicznych zastosowano łączniki tranzystorowe wykonane w IPS TABOR. Pracą całego układu nawiewnego wagonu steruje sterownik mikroprocesorowy. 1. Wstęp Wychodząc naprzeciw obecnym dążeniom do zwiększenia komfortu jazdy pasażerów komunikacji miejskiej, w Instytucie Pojazdów Szynowych TA- BOR wykonano projekt i prototyp zespołu wentylacyjno-grzewczego. Rozwiązanie oparte jest na technice mikroprocesorowej. 2. Przeznaczenie Zespół wentylacyjno-grzewczy typu 104ZW o mocy 20 kw przeznaczony jest do wentylacji i ogrzewania wnętrza wagonu tramwaju. Zapewnia dopływ do przedziału pasażerskiego tramwaju świeżego powietrza w okresie letnim, a w okresie przejściowym i zimowym ogrzanej mieszaniny powietrza świeżego i recyrkulacyjnego. Zespół przystosowany jest do współpracy z grzejnikami umieszczonymi pod siedzeniami w przedziale pasażerskim o łącznej mocy 10 kw oraz współpracuje z wentylacją wywiewną (dachową) realizowaną przez dwa wentylatory dachowe, które odprowadzają na zewnątrz powietrze z wnętrza przedziału pasażerskiego. 3. Budowa Zespół wentylacyjno-grzewczy ma budowę modułową. Skupione są w nim wszystkie elementy zabezpieczające i sterujące obwodów nie tylko samego zespołu ale również urządzeń z nim współpracujących. Zespół składa się z następujących urządzeń pokazanych schematycznie na rysunku 1: 1. skrzyni zespołu z dwiema odchylnymi górnymi pokrywami oraz z przepustnicami powietrza zewnętrznego i wewnętrznego, 2. zespołu grzałek z kanałami, wentylatorem i urządzeniami regulacyjnymi i zabezpieczającymi, 3. filtrów powietrza nadmuchiwanego, 4. skrzynki z urządzeniami wysokonapięciowymi, 5. skrzynki z urządzeniami 230V, 6. płyty z zamocowanymi urządzeniami elektronicznymi, 7. przyłączy: - X1 - złącze WN DC - X2 - złącze 230V AC - X3 - złącze 24V DC - XW1 i XW2 są pomocniczymi złączami wewnętrznymi. 50

Rys. 1. Schemat poglądowy zespołu wentylacyjno-grzewczego 4. Działanie Powietrze do zespołu wentylacyjno-grzewczego zasysane jest poprzez dwie przepustnice powietrza zewnętrznego i jedną przepustnicę powietrza powrotnego. Po przefiltrowaniu w filtrze wentylatory wdmuchują powietrze do oddzielnych komór z nagrzewnicami powietrza i dalej do dwóch kanałów w suficie wagonu. 5. Sterowanie Pracą układu nawiewnego wagonu, w tym również zespołem wentylacyjno-grzewczym, steruje umieszczony w nim sterownik mikroprocesorowy. Informacje o wybranym rodzaju pracy układu sterownik otrzymuje od trzech przełączników znajdujących się poza zespołem wentylacyjno-grzewczym: od nastawnika temperatury zadanej dla całego tramwaju; nastawnikiem tym motorniczy wybiera skokowo temperaturę nawiewanego powietrza od przełącznika wyboru ogrzewania górnego lub dolnego w każdym wagonie; przełącznik ten umożliwia motorniczemu załączenie elementów grzejnych w zespole wentylacyjno grzewczym lub grzejników podsiedzeniowych lub załączenie obu odbiorów równocześnie od nastawnika zmiany obrotów wentylatorów w zespołach wentylacyjno-grzewczych tramwaju; nastawnikiem tym motorniczy może obniżyć wydajność wentylatorów. O załączeniu elementów grzejnych w zespole wentylacyjno-grzewczym oraz elementów we wnętrzu wagonu decydują sygnały z czujników temperatury w samym zespole oraz w części pasażerskiej wagonu. W oparciu o w/w informacje sterownik wypracowuje sygnały sterujące pracą nagrzewnic, wentylatorów i przepustnic. Wyróżnić można 4 następujące stany pracy: przewietrzanie W stanie tym pracują wentylatory: w zespole wentylacyjno-grzewczym oraz wyciągowe a przepustnice powietrza zewnętrznego są całkowicie otwarte i przepustnica powietrza powrotnego jest zamknięta. rozgrzewanie Stan ten występuje, gdy temperatura w otoczeniu grzałek w zespole jest niższa od nastawionej. Załączone są wtedy nagrzewnice w zespole, a wentylatory nawiewne w zespole i wyciągowe w wagonie są wyłączone. Wszystkie przepustnice w zespole są zamknięte. nagrzewanie wagonu Stan ten występuje, gdy temperatura w otoczeniu grzałek osiągnie temperaturę zadaną a temperatura wewnątrz wagonu jest niższa od nastawionej. Cyklicznie załączane są wówczas nagrzewnice w zespole oraz pracują wentylatory nawiewne w zespo- 51

le. Wentylatory wyciągowe w wagonie są wyłączone. Przepustnice powietrza zewnętrznego w zespole są zamknięte, a przepustnica powietrza powrotnego jest całkowicie otwarta. ogrzewanie cykliczne Stan ten występuje, gdy temperatura wewnątrz wagonu osiągnie temperaturę zadaną. Cyklicznie załączane są wówczas nagrzewnice w zespole oraz pracują wentylatory nawiewne w zespole i wentylatory wyciągowe w wagonie. Przepustnice powietrza zewnętrznego w zespole są otwarte, a przepustnica powietrza powrotnego jest zamknięta. Nagrzewnice pod siedzeniami w wagonie mogą być załączone lub nie, zależnie od nastawienia rodzaju pracy przełącznikiem wyboru ogrzewania górnego i dolnego. Każda nagrzewnica powietrza w zespole wentylacyjno-grzewczym (poz.2 na rys.1) jest ponadto zabezpieczona: termostatem o nastawie 50 0 C, który wyłącza zasilanie nagrzewnicy po przekroczeniu tej temperatury i ponownie załącza zasilanie po obniżeniu się temperatury o 5 0 C termostatem o nastawie 90 0 C, który wyłącza zasilanie nagrzewnicy po przekroczeniu tej temperatury. Ponowne załączenie zasilania nagrzewnicy może nastąpić po obniżeniu się temperatury o 8 0 C oraz ręcznym odblokowaniu przyciskiem znajdującym się na termostacie. Takie odblokowanie następuje w warunkach warsztatowych. Jednak przed ponownym załączeniem tego termostatu należy ustalić przyczynę jego zadziałania presostatem o nastawie 50Pa, który wyłącza zasilanie nagrzewnicy w przypadku obniżenia się ciśnienia nawiewanego powietrza poniżej tej wartości. 6. Zastosowane elementy łączeniowe i wykonawcze 6.1 Łącznik ŁTW-800 nia. Łącznik ŁTW-800 (rys.2) skonstruowano w oparciu o wysokonapięciowe moduły IGBT. Rys.2. Widok łącznika ŁTW-800 Łącznik pracuje w zakresie temperatur od -30ºC do +70ºC. Może załączać prąd do 20A dla obciążeń o charakterze indukcyjnym przy napięciu do 850V, co daje maksymalną moc łączeniową 17kW. Łącznik posiada zabezpieczenie przeciwzwarciowe działające przy prądzie 30A. Ma ono charakter bezpiecznikowy, tzn. po jego zadziałaniu konieczne jest zdjęcie napięcia sterującego i ponowne jego załączenie. Ponadto łącznik ma wbudowany układ ograniczenia stromości narastania prądu do wartości 20A/µs. Wymiary gabarytowe wynoszą 236 x 60 x 106 mm. Obudowa jest przystosowana do montażu 4 śrubami M4 o rozstawie 62 x 130 mm. Wszystkie podzespoły elektroniczne znajdujące się wewnątrz obudowy są zalewane kauczukiem silikonowym. Przykładowe przebiegi prądów przy załączaniu obciążenia oraz załączania na zwarcie przedstawiono na rys.3,4 i 5. I[A] Do zasilania grzałek głównych nagrzewnicy o mocy 2x10kW oraz grzałek podsiedzeniowych o mocy 2x5kW zastosowano łączniki tranzystorowe ŁTW- 800 opracowane dla potrzeb omawianej nagrzewnicy w IPS TABOR. Zastosowanie łączników bezstykowych zamiast styczników podnosi niezawodność, trwałość oraz zmniejsza poziom zakłóceń elektromagnetycznych. Ponadto umożliwia zastosowanie regulacji mocy przez zmianę współczynnika wypełnienia częstotliwości załączeń. Stąd wynika precyzyjniejsza regulacja mocy grzejników podsiedzeniowych niż ta wynikająca tylko z przełączania sekcji grzewczych. Nieograniczona ilość załączeń grzałek głównych daje dodatkową możliwość regulacji średniej mocy grza- 20 15 10 5 Rys. 3. Prąd przy załączaniu obciążenia 11kW (5A/dz.) 52

I[A] załączaniu obciążenia oraz załączania na zwarcie przedstawiono na rys.7 i 8. 20 15 10 5 Rys. 4. Prąd przy wyłączaniu obciążenia 11kW (5A/dz.) Rys. 6. Widok łącznika ŁTN-24 I[A] I[A] 40 30 20 10 40 30 20 10 Rys. 5. Prąd przy załączaniu na zwarcie (10A/dz.) 6.2 Łącznik ŁTN-24 Do zasilania wentylatorów grzałek podsiedzeniowych, wentylatorów wyciągowych oraz obwodów zabezpieczeń termicznych zastosowano łączniki tranzystorowe typu ŁTN-24 opracowane dla potrzeb omawianej nagrzewnicy w IPS TABOR. Ma to na celu zabezpieczenie przed zwarciem wszystkich obwodów napięcia 24V wychodzących poza skrzynię nagrzewnicy i wyeliminowanie tym samym konieczności ingerencji serwisu w samej nagrzewnicy. Łącznik ŁTN-24 (rys.6) jest przekaźnikiem półprzewodnikowym z zabezpieczeniem przeciwzwarciowym i przeciwprzepięciowym. Łącznik jest przeznaczony do pracy w zakresie temperatur od -30ºC do +70ºC. Może załączać prąd do 20A dla obciążeń o charakterze indukcyjnym. Zastosowane zabezpieczenie przeciwzwarciowe ma charakter bezpiecznikowy, tzn. po jego zadziałaniu konieczne jest zdjęcie napięcia sterującego i ponowne jego załączenie. Przykładowe przebiegi prądów przy I[A] 40 30 20 10 Rys. 7. Prąd przy załączaniu obciążenia 400W (10A/dz.) Rys. 8. Prąd przy załączaniu na zwarcie (10A/dz.) 53

Wymiary gabarytowe łącznika wynoszą 70 x 60 x 34 mm. Obudowa jest przystosowana do montażu 4 śrubami M4 z rozstawem 50 x 50 mm. Płytka drukowana jest zalana kauczukiem silikonowym. 6.3 Moduł pośredniczący PCA3-01 Do sterowania serwonapędu przepustnic powietrza nagrzewnicy skonstruowano w IPS TABOR moduł pośredniczący PCA3-01 (rys.9). Jest to 3 kanałowy, 2 bitowy przetwornik c/a. Nie jest konieczne płynne sterowanie stopniem otwarcia przepustnic, wystarczą 3 pozycje. Opisany moduł zastosowano ze względów ekonomicznych, eliminując potrzebę zakupu 2 modułów wyjść analogowych do sterownika mikroprocesorowego. prąd obciążenia 1250mA zakres temperatur pracy od - 40 C do+ 85 C odporność na przepięciawg EN-50/155 odporność na drgania i wstrząsywg EN-50/155 obudowa profil poliamidowy zaciski przyłączowe zaciski sprężynowe wskaźnik uszkodzenia dioda LED + styk n.o. w przypadku uszkodzenia Uwy = Ucc Rys.10. Widok zasilacza PWZ-04 Rys.9. Widok modułu PCA3-01 Moduł PCA3-01 jest przeznaczony do montażu na szynie Ts35 i posiada wymiary gabarytowe 68 x 82 x 42 mm. Pracuje w zakresie temperatur od - 30ºC do +70ºC. Jego wyjścia analogowe są odporne na zwarcie. Całość jest hermetyzowana kauczukiem silikonowym. 7. Zasilanie Do zasilania układów sterujących nagrzewnicy zastosowano opracowane w IPS TABOR zasilacze PWZ-04 (rys.10) o mocy 30W. Konstrukcja umożliwia pracę równoległą wielu modułów w zależności od zapotrzebowania. Gwarantują one ciągłość zasilania nawet w przypadku uszkodzenia przetwornicy. Następuje wówczas automatyczne przełączenie napięcia zasilania na napięcie niestabilizowane z jednoczesną sygnalizacją awarii (optyczną i elektryczną). Cechą wyróżniającą jest bardzo szeroki zakres zmian napięcia zasilana od 10V do 40 V. Pozostałe parametry techniczne: znamionowe napięcie zasilania (Ucc) + 24V znamionowe napięcie wyjściowe (Uwy) + 24V ±1% 54 Zasilacz PWZ-04 jest przeznaczony do montażu na szynie Ts35 i posiada wymiary gabarytowe 68 x 82 x 42 mm.. Jest odporny na zwarcie. Całość jest hermetyzowana kauczukiem silikonowym 8. Sterownik mikroprocesorowy W zespole zastosowano sterownik mikroprocesorowy firmy Selectron odporny na drgania i przystosowany do pracy w zakresie temperatur odpowiadających wymaganiom trakcyjnym. Jest on zamocowany na płycie (poz.6 na rys.1). Składa się z ośmiu modułów. Są to: 2 moduły wejść cyfrowych CPU 725 CT i DIT 701 T, 3 moduły wyjść cyfrowych DOT 701 T, 1 moduł wejść analogowych AIT 704 T oraz 2 moduły pomiaru temperatury AIT 702 T. Rys.10. Widok sterownika mikroprocesorowego