Mendelova univerzita v Brně Agronomická fakulta Ústav techniky a automobilové dopravy Faktory ovlivňující ekonomiku traktorových souprav

Transkript

1

2 Mendelova univerzita v Brně Agronomická fakulta Ústav techniky a automobilové dopravy Faktory ovlivňující ekonomiku traktorových souprav Disertační práce Vedoucí práce: Prof. Ing. František Bauer, CSc. Brno 2014 Vypracoval: Ing. Jakub Katrenčík

3 Čestné prohlášení Prohlašuji, že jsem práci: Faktory ovlivňující ekonomiku traktorových souprav vypracoval samostatně a veškeré použité prameny a informace uvádím v seznamu použité literatury. Souhlasím, aby moje práce byla zveřejněna v souladu s 47b zákona č. 111/1998 Sb.,o vysokých školách ve znění pozdějších předpisů a v souladu s platnou Směrnicí o zveřejňování vysokoškolských závěrečných prací. Jsem si vědom/a, že se na moji práci vztahuje zákon č. 121/2000 Sb., autorský zákon, a že Mendelova univerzita v Brně má právo na uzavření licenční smlouvy a užití této práce jako školního díla podle 60 odst. 1 autorského zákona. Dále se zavazuji, že před sepsáním licenční smlouvy o využití díla jinou osobou (subjektem) si vyžádám písemné stanovisko univerzity, že předmětná licenční smlouva není v rozporu s oprávněnými zájmy univerzity, a zavazuji se uhradit případný příspěvek na úhradu nákladů spojených se vznikem díla, a to až do jejich skutečné výše. V Brně dne:.. podpis

4 Poděkování Děkuji svému školiteli, panu Prof. Ing. Františku Bauerovi, CSc, za trpělivé vedení disertační práce, za cenné rady a zkušenosti, které mi předával nejen během doktorského studia.

5 ABSTRAKT Traktory jsou využívány při různých pracích, proto výrobci umožňují vybavit traktory motory s výkony od 30 do 450 kw, mechanickými převodovkami nebo hydromechanickými převodovkami a pneumatikami s různými dovolenými tlaky huštění a rozměry. Mnoho typů pneumatik, které jsou dostupné pro zemědělské traktory, klade vyšší nároky na znalost problematiky přenosu výkonu z pneumatiky na podložku. Z výsledků terénního měření plyne, že konstrukční řešení pneumatik ovlivňuje přenos výkonu na podložku, dále je z výsledků měření patrné, že velikost tlaku huštění pneumatik má vliv na prokluz a tahový výkon traktoru. Vhodná volba pneumatik je tedy velmi důležitá pro dosažení optimálního přenosu sil a spotřeby paliva. Klíčová slova: pneumatiky, přenos výkonu, spotřeba paliva, prokluz ABSTRACT Farm tractors are used in various works that is the reason why manufacturers equip the tractors with engines with outputs from 30 to 450 kw, mechanical or hydro mechanical gearboxes and tires with various acceptable inflation pressures and dimensions. Many types of tires which are available for agricultural tractors, places higher requests on the knowledge of the transfer of power from the tires on a surface. What is the impact of different design of tires transmission on output power or fuel consumption can be determined, for example, make a field measurements. Results of field measurement shows that tire inflation and type of tires has significant effect on pull performance slip and fuel consumption. Key words: tires, transfer of power, fuel consumption, slip

6 OBSAH Obsah Úvod Cíl práce Současný stav v konstrukci traktorů Motor Vstřikování Common Rail Přeplňování Emisní normy Technologie splnění emisních limitů Stage SCR + DOC SCR + DPF + DOC Systém navyšování výkonu motoru Nová konstrukční řešení převodových ústrojí Claas EQ John Deere DirectDrive Podvozky traktorů Kolový podvozek Flotační pneumatiky Dvojmontáž pneumatik Centrální huštění pneumatik Pásový podvozek Odpružení podvozku traktorů Dotížení traktoru Metodika terénního měření Specifikace zkušebního traktoru Metodika terénního měření Měření vlhkosti půdy Použitá měřící zařízení Měření sil GPS modul Programové prostředí Vztahy pro vyhodnocení tahových vlastností traktoru... 35

7 4.3 Použité parametry pro hodnocení faktorů ovlivňujících přenos výkonu na podložku Specifikace zkoušených pneumatik Plocha otisku pneumatiky Zaplnění dezénu Sklon a překrytí šípů pneumatiky Metodika zjištění úhlu sklonu šípu pneumatik Počet šípů Dovolený rozsah tlaků huštění Continental SVT 710/70 R Plocha otisku pneumatiky Sklon a překrytí šípů pneumatiky Počet šípů Dovolený rozsah tlaků huštění Trelleborg TM /70 R Plocha otisku pneumatiky Sklon a překrytí šípů pneumatik Počet šípů Dovolený rozsah tlaků huštění Michelin Axiobib IF 710/70 R Plocha otisku pneumatiky Sklon a překrytí šípů pneumatiky Počet šípů Dovolený rozsah tlaků huštění Statistická analýza sledovaných parametrů jednotlivých pneumatik Tahová charakteristika zkušebního traktoru Analýza vybraných parametrů u zkoušených pneumatik Porovnání celkových otisků pneumatik Vliv sklonu šípu α, celkové plochy S c, plochy dezénu S d a zaplnění Z na tahové vlastnosti traktoru Vliv úhlu sklonu šípu pneumatik na maximální tahový výkon traktoru Tahová účinnost η t Tractive coefficient ψ Měrná tahová spotřeba m Pt... 79

8 6.3 Analýza naměřených a vypočtených hodnot z polního měření Analýza získaných výsledků a diskuze Závěr Seznam literatury Seznam obrázků Seznam tabulek Seznam použitých symbolů

9 1 ÚVOD Zemědělské traktory musí být schopny vykonávat velmi rozmanité druhy prací, proto výrobci nabízejí velmi širokou škálu traktorů tak, aby si každý uživatel mohl vybrat optimální stroj. Traktory lze vybavit motory s výkony od 30 do 450 kw, jednoduchými mechanickými převodovkami, převodovkami s násobičem točivého momentu, převodovkami s řazením pod zatížením, různými variantami převodovek s automatickým řazením převodových stupňů nebo hydromechanickými převodovkami. Na výběr je i velké množství pneumatik s různými rozměry, různými dovolenými tlaky huštění nebo pneumatiky různé konstrukce. Široký výběr možností vybavení traktorů klade stále větší nároky na znalosti prodejců zemědělské techniky, aby byli schopni správně vybavit traktor pro určité podmínky tak, aby bylo dosaženo hospodárného provozu. Zároveň jsou však kladeny vyšší nároky na uživatele traktorů, aby byli schopni využít potenciál moderních technologií, které jsou do traktorů implementovány. Zejména u výkonných traktorů, které jsou nasazeny v těžkých tahových pracích a pracují na hranici maximálního výkonu, je důležité optimálně přizpůsobit nastavení všech funkčních skupin traktoru aktuálním pracovním podmínkám tak, aby bylo dosaženo vysoké operativní výkonnosti a nízké spotřeby paliva. Spotřebu paliva však ovlivňuje velké množství faktorů. Jedná se o konstrukci traktorů, optimalizace spalování paliva v motoru, optimalizace přenosu výkonu přes převodové ústrojí traktoru s nejvyšší možnou mechanickou účinností. Neméně důležitým faktorem je však přenos výkonu z pneumatik na podložku. Přenos výkonu z pneumatik na podložku je ovlivňován jednak konstrukcí pneumatik, rozměry pneumatik, tlakem huštění pneumatik, stavem podložky, na kterou je výkon přenášen. Při široké nabídce různých pneumatik je tedy vhodné určit, jaké parametry jsou u pneumatik důležité pro porovnání různých typů pneumatik a jak tyto parametry ovlivňují přenos výkonu z pneumatiky na podložku a spotřebu paliva. 7

10 2 CÍL PRÁCE Cílem disertační práce, vypracované na téma Faktory ovlivňující ekonomiku provozu traktorových souprav, bylo stanovit metodiku terénního měření tahových vlastností traktoru s různými typy pneumatik. Cílem terénního měření bylo naměřit tahové charakteristiky traktoru John Deere 8520 se třemi sadami zkušebních pneumatik Michelin, Continental a Trelleborg při tlacích huštění 80, 120 a 160 kpa. Naměřené a vypočtené hodnoty tabulkově a graficky zpracovat a ze získaných hodnot provést analýzu se zaměřením na vliv pneumatik a jejich vlastností na energetické a výkonnostní parametry traktoru. 3 SOUČASNÝ STAV V KONSTRUKCI TRAKTORŮ 3.1 Motor Vstřikování Common Rail Moderní traktorové motory musí splňovat následující požadavky: - trvalý provoz při maximálním výkonu, - provoz při velkém kolísání zatížení (výkonnostní regulátor), - vysoké převýšení točivého momentu motoru, - práce motoru v širokém rozmezí otáček s konstantním výkonem, - nízká spotřeba paliva v provozní oblasti motoru Mezi nejdůležitější prvky traktorového motoru, které se podílejí na splnění výše uvedených požadavků, patří vstřikovací systém. Moderní traktorové motory jsou z pravidla vybaveny vstřikovacím systémem Common Rail. U vstřikovacího systému Common Rail je odděleno vytváření tlaku a vstřikování paliva. Princip činnosti vstřikování Common Rail je patrný z obr Vstřikovací tlak je vytvářen vysokotlakým čerpadlem (1) nezávisle na otáčkách motoru a na vstřikované dávce. Palivo pro vstřikování je připraveno ve vysokotlakém zásobníku (Railu) (2). Vstřikovaná dávka je určena řidičem (polohou pedálu), okamžik vstřiku a vstřikovací tlak jsou vypočteny z hodnot uložených v elektronické řídící jednotce. Vstřikování je realizováno vstřikovačem (4) na každém válci prostřednictvím elektromagneticky řízeného ventilu (3) [Bauer, 2013]. 8

11 Obr. 3.1 Konstrukce vstřikovacího systému Common Rail Přeplňování Dopravením větší hmotnosti vzduchu do spalovacího prostoru je nejefektivnější a nejrozšířenější řešení ke zvýšení výkonu, u kterého nemusí docházet ke změnám charakteristických parametrů motorů. Přeplňování zajišťuje dopravu vzduch do spalovacího prostoru s tlakem vyšším než je atmosférický. Přeplňování je možné realizovat pomocí: - mechanických dmychadel - turbodmychadel Moderní traktorové motory bývají nejčastěji vybaveny turbodmychadly se systémem regulace geometrie lopatek turbíny VGT obr 3.2. Obr. 3.2 Turbodmychadlo s regulací plnícího tlaku 9

12 3.1.3 Emisní normy Od vstoupila v platnost nová emisní norma Stage 4, která snižuje povolené hodnoty emisí vznětových traktorových motorů. Jejich povolené hodnoty jsou uvedeny v tab. 3.1, kde jsou porovnány povolené limity pro normy Stage IIIB a Stage IV. [Emission Standarts] Tab. 3.1 Porovnání emisních norem Stage IIIB a Stage IV [Emission Standarts] Stage IIIB Výkon Oxidy dusíku Uhlovodíky Oxidy uhlíku Pevné částice Platnost od P NO X HC CO PM [kw] [g.kwh -1 ] [-] 130 P 560 2,0 0,19 3,5 0, P 130 3,3 0,19 5,0 0, P 75 3,3 0,19 5,0 0, P 56 4,7 5,0 0, Stage 4 Výkon Oxidy dusíku Uhlovodíky Oxidy uhlíku Pevné částice Platnost od P NO X HC CO PM [kw] [g.kwh -1 ] [-] 130 P 560 0,4 0,19 3,5 0, P 130 0,4 0,19 5,0 0, Technologie splnění emisních limitů Stage SCR + DOC Systém SCR umožňuje splnit limity emisní normy Stage 4. Systém SCR je opatření snižující emise za motorem a redukuje hodnoty NO X vstřikováním močoviny (obchodní označení AdBlue) do výfukového systému traktoru, kde se AdBlue při vysoké teplotě chemickou reakcí změní na amoniak, který s oxidy dusíku v katalyzátoru SCR reaguje na vodu a dusík. Systém SCR obr. 3.3 se skládá z nádrže na AdBlue (1), dopravního čerpadla (2), snímače množství NO X a teploty výfukových plynů (3 + 6), vstřikovač AdBlue (4), SCR katalyzátor (5). Pro dodržení limitů emisí HC a PM lze podle naladění motoru doplnit emisní systém motoru katalyzátorem DOC (7). Tento systém využívá například společnost Claas s motory FPT. Systém SCR bez DOC katalyzátoru používá společnost Mercedes Benz. [Hromádko, J. 2011, Informační materiály Claas, Informační materiály FPT] 10

13 DOC katalyzátor (7) Čerpadlo (2) Snímač množství NO X a teploty výfukových plynů (3) Vstřikovač (4) Snímač množství NO X a teploty výfukových plynů (6) Nádrž na AdBlue s vyhříváním (1) SCR katalyzátor (5) Obr. 3.3 Systém SCR a jeho části na motoru FPT SCR + DPF + DOC Společnost John Deere ve svých motorech kombinuje technologie SCR, DPF, EGR a DOC. Jednotlivé části a jejich umístění na motoru jsou uvedeny na obr Motory John Deere Power Tech jsou vybaveny sériově umístěnými turbodmychadly, jedno turbodmychadlo je vybaveno pevnými lopatkami, druhé je vybaveno systémem VGT. Ve výfukovém systému jsou dále umístěny DOC katalyzátor a DPF filtr, za kterými je umístěn vstřikovač AdBlue a SCR katalyzátor. Na motoru je umístěn EGR ventil pro recirkulaci výfukových plynů. [Informační materiály John Deere] 11

14 Obr. 3.4 Systémy motoru John Deere pro splnění Stage Systém navyšování výkonu motoru Traktorové motory jsou standardně charakterizovány jednou výkonovou křivkou, která musí pokrýt všechny požadavky příkonu strojů pro zajištění kvalitní práce a výkonnosti traktorových souprav. Se zavedením moderních palivových systémů se naskytla možnost nastavení i další výkonové charakteristiky obr. 3.5, na kterou by motor přecházel za přesně stanovených podmínek (například výkon motoru je odebírán kombinovaně přes vývodový hřídel a kola hnacích náprav, nebo při dopravě, při používání vnější hydrauliky apod.). Přechodem na druhou výkonovou křivku se výrobci snaží vyrovnat konkurenci bezstupňových převodovek, které dokáží udržovat konstantní otáčky motoru při práci s vývodovým hřídelem i při rostoucím zatížením. Podobně je tomu i v dopravě, kde udržuje vysokou pojezdovou rychlost. Nejčastěji se používá u traktorů s výkonem do 150 kw, které jsou vhodné pro kombinované nasazení jak v dopravě, tak při práci s vývodovým hřídelem a vnější hydraulikou. Technicky je navýšení výkonu zajištěno vstřikováním většího množství paliva, což u elektronicky ovládané vstřikovací soustavy není problém. [Bauer, 2013] 12

15 Točivý moment M t [N.m] S navýšením výkonu motoru Bez navýšení výkonu motoru kw 155 kw 145 kw 135 kw 125 kw kw 105 kw 95 kw 85 kw Otáčky motoru n [min -1 ] Obr. 3.5 Úplná otáčková charakteristika s navýšením a bez navýšení výkonu 3.2 Nová konstrukční řešení převodových ústrojí Claas EQ 200 Společnost Claas vyvinula novou hydromechanickou převodovku Claas EQ 200 obr. 3.5, která kombinuje planetové soukolí se sdruženými satelity, regulační hydrogenerátor/hydromotor a lamelové spojky pro automatické řazení rychlostního rozsahu. Převodovka umožňuje dosáhnout rychlosti jízdy v rozmezí od 0,1 do 40/50 km.h -1. Převodovka se skládá ze sdruženého planetového soukolí pro rozdělování a slučování toku točivého momentu, lamelových spojek pro řazení rychlostního rozsahu převodovky a hydrostatický převodník pro plynulou změnu převodového poměru. [Informační materiály Claas] 13

16 Obr. 3.6 Hydromechanická převodovka Claas EQ 200 Princip činnosti převodovky Claas EQ 200 je znázorněn na obr Na obr. 3.7 je uvedeno schéma převodovky při tzv. aktivním neutrálu Power zero a prvním jízdním rozsahu. Točivý moment z motoru je přiváděn na centrální kolo 1, které pohání sdružené satelity 2. Ze sdružených satelitů je přes korunové kolo 3 poháněn hydrogenerátor 4. Výstupem z převodovky je unašeč satelitů, který je v této poloze brzděn přes pevný převod 5 vzájemným postavením hydrogenerátoru 4 a hydromotoru 6. 14

17 Korunové kolo (3) Sdružené satelity (2) Centrální kolo (1) Hydrogenerátor (4) Unašeč satelitů (8) Lamelová spojka (7) Pevný převod (5) Obr. 3.7 Aktivní neutrál a první jízdní rozsah Při rozjezdu traktoru na první rychlostní rozsah obr. 3.6 je zařazena lamelová spojka 7 a dochází k naklopení hydrogenerátoru 4, čímž se zvýší dodávané množství oleje do hydromotoru, který se začne otáčet a pohání přes pevný převod 5 unašeč satelitů 8. V poloze hydrogenerátoru 4 a hydromotoru 6 obr. 3.6 je točivý moment přenášen pouze mechanickou větví převodovky z centrálního kola 1, satelity 2 na unašeč satelitů 8 obr Hydromotor (6) Obr. 3.8 Přenos točivého momentu pouze mechanickou větví 15

18 Na obr. 3.8 je zobrazen druhý rychlostní rozsah. Při přenosu točivého momentu pouze mechanickou větví převodovky dochází k přeřazení lamelových spojek 7 a 9. Tím se změní tok točivého momentu motoru a zároveň se změní funkce hydromotoru na hydrogenerátor a hydrogenerátoru na hydromotor. Točivý moment z motoru je nyní z centrálního kola 1 přenášen přes satelity na druhé centrální kolo 10, který začne pohánět hydrogenerátor 6. Změnou úhlu naklopení hydrogenerátoru 6 se změní dávka oleje dodávaná do hydromotoru 4. Hydrogenerátor 4 se začne otáčet a pohání korunové kolo 3, čímž se nadále zvyšuje rychlost jízdy. Po dosažení maximálního úhlu naklonění hydrogenerátoru 6 a nulového úhlu naklonění hydromotoru 4 je točivý moment opět přenášen pouze mechanickou větví převodovky. Centrální kolo (10) Korunové kolo (3) Sdružené satelity (2) Centrální kolo (1) Hydromotor (4) Unašeč satelitů (8) Lamelová spojka (9) Pevný převod (5) Lamelová spojka (7) Hydrogenerátor (6) Obr. 3.9 Druhý rychlostní rozsah Reverzace převodovky vychází z aktivního neutrálu podobně jako jízdní rozsah 1, hydrogenerátor 4 se pouze vykloní na opačnou stranu, čímž se změní smysl otáčení unašeče satelitů 8. [Informační materiály Claas] 16

19 3.2.2 John Deere DirectDrive Společnost John Deere začala ve svých traktorech řady 6R používat mechanickou převodovku DirectDrive obr Jedná se o převodovku založenou na principu automobilové dvouspojkové převodovky DSG, kterou používá koncern VW, kdy jedna lamelová spojka spíná sudé a druhá lamelová spojka spíná liché převodové stupně. [Vlk, 2003] Převodovka DirectDrive disponuje 3 skupinami převodů, v každé skupině je 8 elektricky řazených převodových stupňů. Obr Převodovka DirectDrive Výkon z motoru je přiváděn k oběma lamelovým spojkám, přičemž na hřídeli 1 je lamelová spojka sepnuta a je zařazen první rychlostní stupeň. Na hřídeli 2 je již předřazen 2. rychlostní stupeň, který bude aktivován přeřazením lamelových spojek. Po přeřazení lamelových spojek dojde k předřazení 3. rychlostního stupně. Stejným principem dochází k řazení všech rychlostních stupňů. [Informační materiály John Deere] 3.3 Podvozky traktorů Kolový podvozek Flotační pneumatiky Nejčastěji se u univerzálních traktorů používá kolový podvozek. U výkonnějších traktorů používaných primárně pro těžší polní práce, se používají flotační pneumatiky s šířkou až 900 mm obr. 3.11, které zvyšují styčnou plochu mezi pneumatikou a podložkou, což se projeví nižším prokluzem kol a vyšší přenositelnou hnací silou. U širokých pneumatik však klesá univerzálnost použití traktoru, protože traktor s flotačními pneumatikami je méně vhodný do dopravy než traktor s užšími pneumatikami. [Bauer, 2013] 17

20 Obr Použití flotačních pneumatik Dvojmontáž pneumatik Pro další zvýšení styčné plochy mohou být využity dvojmontáže pneumatik, které lze použít jak na přední, tak na zadní nápravu traktoru obr Výhodou dvojmontáží je kromě nižšího prokluzu kol snížení měrného tlaku na půdu, což je důležité pro ochranu půdy. Nevýhodou je značné zvýšení celkové šířky soupravy, což může být v rozporu s vyhláškou 341/2002 Sb. Obr Dvojmontáže pneumatik 18

21 Centrální huštění pneumatik Systém centrálního huštění pneumatik umožňuje měnit tlak huštění pneumatik podle aktuálních pracovních podmínek. Celý systém se skládá z výkonných kompresorů a vzduchových hadic, které jsou přivedeny do nábojů kol a k ventilkům. Podle výrobce mohou být hadice vedeny vnější cestou přes blatníky obr 3.13, nebo z vnitřní strany kol. Systém centrálního huštění pneumatik je napojen na řídící terminál traktoru, ve kterém si obsluha může nastavit požadovaný tlak v pneumatikách. Změna tlaku probíhá velmi rychle, což je vhodné zejména při kombinovaném nasazení pracovní soupravy, například při aplikaci kejdy s jejím přímým zapravováním do země. Při dopravě kejdy po pozemní komunikaci se zvýší tlak huštění pneumatik a při aplikaci, kdy naložená souprava dosahuje vysoké hmotnosti, se tlak huštění sníží. Obr Systém centrálního huštění pneumatik Systém centrálního huštění lze používat i u přívěsů a návěsů. V kombinaci se speciálními pneumatikami, které mohou být provozovány při nízkém tlaku huštění, je systém centrálního huštění účinným nástrojem pro zvýšení styčné plochy pneumatiky obr. 3.14, snížení prokluzu kol a měrného tlaku na půdu. [Informační materiály Claas; Bauer, 2013; Raper, 1995] 19

22 Obr Zvýšení styčné plochy při změně tlaku huštění pneumatik z 1,4 na 0,8 bar Pásový podvozek Všechny výše uvedené konstrukční možnosti jsou vhodné i pro traktory nejvyšších výkonových tříd používaných při nejtěžších tahových pracích, z hlediska kontaktní plochy a měrného tlaku na půdu však nejlépe vychází traktor s pásovým podvozkem obr Pásový podvozek také umožňuje dosáhnout přepravní šířky do 3 metrů, což je v případě dvojmontáží problematické, protože podle vyhlášky MDČR 341/2002 Sb. je možné bez doporovodu provozovat vozidla do celkové šířky 3 m. Nad šířku 3 m je nutné zajistit pro provoz vozidla na pozemních komunikacích doprovodné vozidlo. [Vyhláška MDČR] Podle šířky může plocha pásů dosáhnout až 3,8 m 2. Obr Traktor s pásovým podvozkem 20

23 Pryžové pásy se vyrábí v šířkách od 420 do 920 mm. Nevýhodou pásových traktorů je jejich nižší univerzálnost proti kolovým traktorům. Při nasazení pásového traktoru například v dopravě by docházelo k velkému opotřebení pásů. [Semetko, 1986] Pásový podvozek obr se skládá z hlavního nosného rámu (1), měchů pro odpružení (2), pouzdra uložení čepů (3), ramena zachycujícího vzniklé síly (4), tlumiče (5), vodících kladek (6) a napínací kladky pásů (7). [Informační materiály John Deere] Obr Konstrukce pásového podvozku Konstrukce pásových podvozků se může lišit podle každého výrobce. Jiným konstrukčním řešením jsou nezávisle uložené pásové jednotky kloubového traktoru. Pásové jednotky jsou vybaveny čtyřmi pásy. Výhodou nezávislých pásových jednotek je schopnost reagovat na změnu reliéfu terénu obr [Informační materiály Case]. 21

24 Obr Nezávislé pásové jednotky U traktorů klasické koncepce mohou být kola s pneumatikami nahrazena samostatnými pásovými jednotkami Soucy track obr Systém Soucy track lze aplikovat na téměř všechny typy samojízdné zemědělské techniky. V případě montáže je potřebné vyměnit části rozvodovky a koncových převodů tak, aby hnací ústrojí odpovídalo požadavkům pásových jednotek. [Soucy track] Obr Pásové jednotky Soucy track 22

25 3.4 Odpružení podvozku traktorů Odpružení podvozku traktoru je důležitá součást komfortní výbavy traktoru, která snižuje vlivy nerovností povrchu na obsluhu stroje a zvyšuje bezpečnost provozu traktorů při stále zvyšujících se transportních rychlostech. Neméně důležitý vliv má však odpružení traktoru na přenos hnací síly na podložku, zejména odpružení přední nápravy. Odpružená hnací náprava obr udržuje neustálý styk kol s povrchem pozemku, což zlepšuje přenos sil na podložku. Bez aktivního systému odpružení přední nápravy při zatížení traktoru velkou tahovou silou dochází k tzv. rozskákání traktoru a prudkému poklesu tahové síly [Semetko, 1986]. 3.5 Dotížení traktoru Obr Odpružení přední nápravy Další možností, jak zlepšit přenos sil z kol na podložku je dotížení traktoru přídavným závažím. Zvýšením hmotnosti se zvýší měrný tlak na půdu, což způsobí snížení prokluzu kol. Přídavné závaží se může umístit do předního tříbodového závěsu obr. 3.20, do nábojů zadních kol případně podle konstrukce traktoru za kabinu obr [Informační materiály Claas; Semetko, 1986; Bauer, 2010]. Obr Umístění závaží do předního TBZ a za kabinu 23

26 4 METODIKA TERÉNNÍHO MĚŘENÍ Tahové zkoušky proběhly na rovném úseku pozemku U střediska obr. 4.1 v katastru obce Rostěnice okres Vyškov, s půdním typem černozem. Nadmořská výška zkušebního pozemku je 270 m n. m. Na rovné části pozemku byly vyměřeny tři 50 metrové úseky, na kterých probíhalo měření tahových vlastností traktoru John Deere 8520 se třemi sadami pneumatik, u kterých byly zjišťovány tahové vlastnosti. Aby byly pro všechny pneumatiky dosaženy shodné podmínky, probíhaly jednotlivé jízdy vedle sebe vždy na neutuženém povrchu tak, aby se nové měření vždy provádělo na strništi. Každé měření probíhalo při ustálených podmínkách s konstantní brzdnou sílou, která se postupně při dalším měření zvyšovala, aby bylo možné vykreslit celý průběh tahového výkonu. Specifikace zkušebního traktoru John Deere 8520 obr 4.3 je uvedena v kapitole 4.1. Rozložení hmotnosti traktoru je uvedeno na obr 4.2. Zkušební parcela Středisko Rostěnice a.s. Obr. 4.1 Zkušební parcela u střediska zemědělské společnosti Rostěnice a.s. 24

27 4.1 Specifikace zkušebního traktoru Motor Tab. 4.1Specifikace zkušebního traktoru John Deere 8520 Převodovka Parametr Jednotka Hodnota Parametr Jednotka Hodnota Výrobce [-] John Deere Typ [-] PowerShift Počet válců [n] 6 Přeplňování [-] turbodmychadlo s mezichladičem Počet převodových stupňů Vstřikování [-] Common - Rail Hmotnosti [n] 16 vpřed/ 5 vzad Zdvihový objem [cm 3 ] Přední náprava [kg] Jmenovitý výkon při min -1 [kw] 199,4 Maximální výkon při min -1 [kw] 231,4 Maximální točivý moment při [Nm] 232, min -1 Zadní náprava [kg] Celková hmotnost [kg] Obr. 4.2 Rozložení hmotnosti zkušebního traktoru John Deere

28 4.2 Metodika terénního měření Obr. 4.3 Zkušební traktor John Deere 8520 Terénní měření bylo provedeno na, 6., 8. a 10. převodový stupeň. Měření bylo zaměřeno na vliv tlaku huštění v zadních pneumatikách, proto všechna měření byla provedena s vypnutým pohonem přední nápravy. Povrch pozemku, na kterém bylo měření provedeno, byl tvořen strništěm po sklizni jarního ječmene. Zkušební traktor John Deere 8520 obr. 4.3 byl zatěžován traktorem Case IH Magnum 335 o hmotnosti kg obr Obr. 4.4 Zatěžování zkušebního traktoru 26

29 Měření bylo provedeno se třemi sadami pneumatik Michelin, Trelleborg a Continental obr Jednotlivé typy pneumatik jsou podrobně specifikovány v kapitole 4.4. Obr. 4.5 Zkoušené pneumatiky Michelin, Trelleborg a Continental Zkušební a brzdící traktor byly spojeny lanem s vloženým tenzometrickým snímačem síly Hottinger typ U2A. Výška spojovacího lana byla 660 mm v obou připojovacích místech. Měření probíhalo v jednom směru jízdy. Před počátkem každého měřícího úseku byla dostatečně dlouhá dráha pro dosažení požadované rychlosti a ustálení měřených parametrů. Kromě tahové síly byla měřena současně další data z interních a externích snímačů doplněných na traktoru pro potřeby tahových zkoušek. Data z interních snímačů byla získána připojením na datovou sběrnici Can-Bus. Jednalo se o spotřebu paliva, otáčky motoru, zatížení motoru, aktuální točivý moment, teploty provozních náplní atd. Kromě snímače síly obr 4.6 byl použit externí snímač otáček zadní nápravy a modul GPS. 27

30 Obr. 4.6 Umístění tenzometrického snímače HT U2A Data byla následně ukládána do měřícího počítače a odesílána pomocí bezdrátové sítě wi-fi, s maximální komunikační rychlostí 300 Mb/s, do počítače na stacionárním stanovišti obr Další zpracování na kontrolním stanovišti bylo zajištěno v programu MS Excel. Wi-fi antény pro přenos dat mezi traktorem a vyhodnocovací stanicí Obr. 4.7 Odesílání naměřených dat z traktoru do počítače pomocí bezdrátové Wi-Fi sítě 28

31 Na závěr měření tahových vlastností dané pneumatiky na požadovaný tlak huštění se provedlo změření dráhy 10-ti otočení kol bez zatížení tahovou silou, tzn. jízda samotného traktoru bez zátěže. Ze získaných hodnot se vypočítal dynamický poloměr kola, pro výpočet teoretické rychlosti soupravy. Prokluz kol byl poté vypočten ze vztahu 3. Po každém průjezdu soupravy byl rovněž kontrolován případný prokluz pneumatiky na ráfku obr Obr. 4.8 Značky pro kontrolu posunutí pneumatik na ráfku Měření vlhkosti půdy Během měření byly odebírány vzorky půdy pro stanovení hmotnostní vlhkosti půdy tab Vlhkost půdy byla vypočtena podle vztahu 1: [ ] kde V hm = hmotnostní vlhkost [%], M c = hmotnost vzorku před vysušením [g], M s = hmotnost vzorku po vysušení [g]. 29

32 Vzorky půdy byly odebírány v hloubce cca 5 cm a vážení bylo provedeno na elektronické digitální váze Accurat 5000 s přesností ±1 g. Výsledky naměřených hmotnostních vlhkostí jsou uvedeny v tabulce 4.2. Tab. 4.2 Vyhodnocené vzorky půdy Úsek Hmotnost vzorku před vysušením Hmotnost vzorku po vysušení Hmotnostní vlhkost Průměrná hmotnostní vlhkost n M C M S V HM ØV HM [-] [g] [g] [%] [%] , , , , , , , , , , , , , , ,42 15,79 14,55 13,72 22,25 19,39 Dále byla v místě terénního měření provedena měření penetrometrického odporu půdy obr 4.9. Měření bylo prováděno pomocí ručního kuželového penetrometru s digitálním záznamníkem Penetrologger od firmy Eijkelkamp. Zařízení odpovídá standardu ASAE S313.3 (2004a). Bylo provedeno 6 sérií měření po 10 opakováních. Tři série byly měřeny před projetím měřící soupravy a 3 série byly naměřeny po projetí měřené soupravy. Během měření byla zaznamenána vlhkost půdy pomocí sondy, která je součástí Penetrologgeru. Vyhodnocení naměřených dat odpovídá standardu ASAE EP 542 (2004b). 30

33 Pro vyhodnocení byl použit software PenetroViewer ver s vyhodnocením průběhu penetrometrického odporu v půdním profilu. Z grafického vyhodnocení byl stanoven 1PCI - (Peak Code Index) tj. první maximální hodnota penetrometrického odporu větší než 2 MPa a 2PCI (druhá maximální hodnota penetrometrického odporu větší než 2 MPa). Dále pak byla stanovena hloubka, ve které penetrometrický odpor poprvé přesáhl hranici 2 MPa. Obr. 4.9 Měření penetrometrického odporu Penetrologgerem od firmy Eijkelkamp Výsledky měření jsou uvedeny v tabulce 4.3. Příklady grafického průběhu penetrometrického odporu před a po projetí soupravy jsou uvedeny na obr a

34 Tab. 4.3 Výsledky měření penetrometrického odporu Měření Jednotka Před projetím soupravy Po projetí soupravy Série měření [-] PCI [m] 0,14 0,15 0,17 0,09 0,08 0,12 2 PCI [m] 0,80 0,76 0,80 0,14 0,15 0,63 Hloubka při dosažení 2 MPa [m] 0,09 0,12 0,12 0,04 0,06 0,05 1 PCI - první maximální hodnota penetrometrického odporu větší jak 2 MPa 2 PCI - druhá maximální hodnota penetrometrického odporu větší jak 2 MPa h [cm] R p [MPa] Obr Průběh penetrometrického odporu před projetím soupravy 32

35 h [cm] R p [MPa] Obr Průběh penetrometrického odporu po projetí soupravy Naměřené výsledky před projetím měřící soupravy ukázaly, že lokalita je z pohledu penetrometrického odporu poměrně vyrovnaná. Průběh zhutnění půdy v závislosti na hloubce vykazuje v grafickém znázornění poměrně shodný průběh. V hloubce cca. 15 cm se nachází zhutnělá vrstva, která byla způsobena zřejmě technologicky, mělkým zpracováním půdy. Po projetí měřící soupravy došlo z pohledu penetrometrického odporu ke zhoršení hodnot porovnávaných charakteristik půdy Použitá měřící zařízení Pro měření jednotlivých parametrů při terénních tahových zkouškách byla snímána data interních snímačů traktoru ze sběrnice CAN-Bus. Ze sítě traktoru byly snímány otáčky motoru, hodinová spotřeba paliva, aktuální moment motoru, zatížení motoru. Velikost tahové síly byla měřena tenzometrickým snímačem. Skutečná rychlost byla určena modulem GPS a teoretická rychlost vycházela z měření otáček kola. Takto získaná data byla zpracována a ukládána do paměti měřícího počítače 33

36 Měření sil Pro měření síly byl využit tenzometrický snímač HBM, typ U2A obr 4.12 v rozsahu do 100 kn. Snímač byl před zkouškami kalibrovaný. Tenzometr byl připojen přes ocelová oka nylonovým lanem mezi tažný a tažený traktor. Obr Tenzometrický snímač Hottinger U2A GPS modul Lokalizace soupravy a také skutečná rychlost byla zprostředkována GPS přijímačem obr Přijímač byl do měřícího notebooku připojen přes sběrnici RS232. Obr Modul GPS 34

37 Programové prostředí Pro uvedenou soustavu měření byl na ústavu techniky a automobilové dopravy Mendelu Brno vyvinut software ve vývojovém prostředí LabVIEW 2010 od společnosti National Instruments (NI). Systém terénního měření byl navržen modulárně a zahrnuje tři základní části: - sběr dat z interní komunikační sítě CAN přes USB NI8473 s převodníkem společnosti National Instruments, - snímání signálu z tenzometrického snímače Hottinger typ U2A přes modul NI 9237 vložený do ústředny NI CompactDAQ a snímání signálu z inkrementálního otáčkoměru kola, pro stanovení prokluzu modulem NI 9411 také v ústředně CompactDAQ, - snímání polohy a ostatních údajů modulem GPS společnosti Garmin GPS Vztahy pro vyhodnocení tahových vlastností traktoru Tahový výkon P t F v [kw] (2) t Tahová síla [kn] v Skutečná pojezdová rychlost [m.s -1 ] F t Prokluz v v v t t 100 [%] (3) v Skutečná rychlost [m.s -1 ] v t Teoretická rychlost [m.s -1 ] Graf průběhu prokluzu kol traktoru v závislosti na tahové síle, byl získán proložením naměřených hodnot křivkou, jejíž obecná rovnice odpovídá standardním průběhům uvedeným v literatuře a má tvar: A B m 2 [-] (4) 35

38 Teoretická rychlost byla stanovena z údajů snímače otáček kola pomocí vztahu v t i rd [m.s -1 ] (5) 180 i Počet impulzů snímače za sekundu [s -1 ] r d Dynamický poloměr kola [m] Měrná tahová spotřeba m Q [g.kw -1.h -1 ] (6) h 3 pt 10 Pt Q h Průměrná hodinová spotřeba paliva na měřeném úseku [l.h -1 ] ρ Hustota paliva [kg.l -1 ] 4.3 Použité parametry pro hodnocení faktorů ovlivňujících přenos výkonu na podložku [Bauer, 2013; Semetko, 1986 ] Pro přenos sil z traktoru na pracovní povrch jsou pneumatiky velmi důležité. Na konstrukci pneumatiky jsou závislé provozní vlastnosti traktoru, zejména kvalita přenosu hnací síly mezi kolem a půdou, velikost měrného tlaku na půdu a velikost valivého odporu. Na odvalující se hnací kolo působí při rovnoměrném pohybu síly znázorněné na obr y M v x c h G h M h F s o R Y h rd F h F v ψ Obr Síly působící na hnací kolo 36

39 Podmínky rovnováhy k bodu 0 mají tvar: Fx 0, Fs Fv Fh 0 (7) FY 0, Yh Gh 0 (8) Mo 0, Mh rd.fv rd.fh ch.yh 0 (9) kde: G h tíha připadající na hnací kolo [N] Y h normálová reakce podložky na tíhu hnacího kola [N] F v síla odporu valení [N] F s suvná síla od rámu traktoru [N] R výslednice normálové reakce a odporu valení [N] c h vzdálenost normálové reakce od osy hnacího kola [m] r d dynamický poloměr [m] F h hnací síla (reakce podložky na kolo) [N] M h hnací moment [N.m] Normálová reakce Y h je podobně jako v předchozím případě předsunuta před střed kola o hodnotu c h. Síla odporu valení je vyjádřena rovnicí 10: F v f.y f.g [N] (10) h Hnací moment motoru M hm vyvolává na obvodu kola hnací sílu motoru F hm, působící na rameni r d. Reakce půdy s hnací silou F h posunuje traktor dopředu. Hnací síla je v rovnováze s valivým odporem a suvnou reakcí. Při přenosu výkonu motoru na hnací kola dochází k mechanickým ztrátám v převodových ústrojích, jejichž velikost je určena mechanickou účinností. Točivý moment motoru je přenášen přes převodové ústrojí traktoru a mění se podle převodového poměru jednotlivých částí traktoru. Poměr úhlových rychlostí je celkový převodový poměr, protože platí vztah 11: h i c ω 2.π.n n i p.i r. i k (11) ω 2.π.n n h h h 37

40 kde: ω úhlová rychlost klikového hřídele motoru [s -1 ] ω h úhlová rychlost hnacího kola [s -1 ] i p, i r, i k převodový poměr převodovky, rozvodovky koncového převodu [-] Řešením rovnic (11) a (12) vypočítáme hnací moment motoru při konst. zatížení motoru: M hm M.i.η F.r [N.m] (12) t c m hm d a také hnací sílu motoru vztah 13: M t.ic.ηm Fhm [N] (13) r Hnací síla motoru na obvodu kola dosáhne nejvyšších hodnot při max. točivém momentu motoru a nejvyšším převodovém poměru. Při nerovnoměrném pohybu ovlivňuje velikost hnací síly moment setrvačnosti hnacích kol a s nimi kinematicky spojených částí převodů a spalovacího motoru. U hnacího kola se zavádí součinitel záběru μ, který vyjadřuje poměr přenášené hnací síly k normálové reakci hnacího kola: d Fh μ [-] (14) Y h Součinitel záběru vyjadřuje dokonalost kontaktu hnacího mechanizmu s podložkou a také jaká část hnací síly motoru se přenese na podložku. Součinitel záběru je proměnlivá výpočtová veličina, neboť se hnací síla mění od nuly až po maximální hodnotu, kdy dosáhne prokluz (δ = 100 %). Hnací síla motoru je přenášena přes převodovku, rozvodovku, koncové převody a kola s pneumatikami na podložku. Každá součást traktoru, přes kterou je hnací síla přenášena, ovlivňuje její velikost svými vlastnostmi. Traktor se pohybuje vpřed pomocí reakční síly půdy, která je dána tíhou traktoru a vlastnostmi půdy. Pro hodnocení kvality přenosu výkonu motoru na podložku lze použít tahovou účinnost η t a tractive coefficient ψ. Pro vyhodnocení praktického dopadu na provoz traktoru lze využít měrnou tahovou spotřebu m pt. [Bauer, 2013; Semetko, 1986] 38

41 4.4 Specifikace zkoušených pneumatik Pro hodnocení vlivu konstrukce pneumatiky na tahové vlastnosti traktoru byly vybrány následující parametry: Plocha otisku pneumatiky Plocha otisku pneumatiky je důležitým faktorem, který ovlivňuje tahové vlastnosti traktoru, spotřebu paliva, opotřebení pneumatik a v neposlední řadě ovlivňuje utužení půdy. Plocha otisku pneumatiky je závislá na tlaku huštění a konstrukci pneumatiky. Plocha otisku pneumatiky byla zjištěna v laboratorní zkušebně pneumatik IGTT tak, že byly pořízeny otisky pneumatik. Následně byl vytvořen digitální snímek, obraz uvedených otisků v reálném měřítku. V obraze byly zahrnuty skutečné rozměry zobrazovaného objektu. Pořízený snímek byl zpracován v systému analýzy obrazu NIS Elements AR a byla změřena celková plocha obrazu otisků pro každou pneumatiku. Stejným postupem byla zjištěna plocha otisku dezénu. V laboratorní zprávě byla uvedena celková plocha otisku pneumatik, plocha styku dezénu pneumatik a zaplnění. [Normy ČSN; Grečenko, 2003,] Zaplnění dezénu Zaplnění dezénu pneumatiky je procentuální vyjádření plochy, kterou zabírají šípy pneumatiky v celkové ploše pneumatiky. Zaplnění dezénu Z lze vyjádřit vztahem 15 [Zkušební zpráva IGTT]: [ ] Sklon a překrytí šípů pneumatiky Sklon šípu byl určen ve spolupráci s laboratorní zkušebnou pneumatik IGTT Zlín. Pro určení sklonu šípu byla vybrána hrana šípu, která nejprve přichází do styku s podložkou. Sklon šípu byl vyjádřen pomocí přímky proložené hranou šípu viz tab Pro každý tlak huštění pneumatiky byla určena přímka. Překrytí šípu dezénu pneumatik bylo určeno graficky z otisku dezénu a podélné osy pneumatiky. Sklon a překrytí šípů byl určen u všech zkoušených pneumatik Metodika zjištění úhlu sklonu šípu pneumatik Úhel sklonu šípu pneumatik byl zjištěn pomocí otisků pneumatik, které byly pořízeny v laboratorní zkušebně pneumatik IGTT Zlín. Otisky pneumatik byly pořízeny pro tlaky 80, 140 a 240 kpa. Všechny pořízené otisky byly naskenovány. Naskenované otisky pneumatik byly vloženy do MS Excel a na hranu šípu byly vloženy body, kterými byla proložena přímka. Rovnice proložené přímky byla použita pro výpočet úhlu sklonu šípu obr

42 4.4.4 Počet šípů Obr Přímka proložená hranou šípu U všech zkoušených pneumatik byl v laboratorní zkušebně pneumatik IGTT určen počet šípů všech zkoušených pneumatik Dovolený rozsah tlaků huštění Dovolený rozsah tlaků huštění je důležitým faktorem ovlivňujícím efektivitu provozu traktoru a výkonnostní parametry traktoru. Pro využití výkonového potenciálu traktoru je nutné přizpůsobit tlak huštění pneumatiky aktuálnímu pracovnímu nasazení traktoru. Tlaky huštění pneumatiky lze měnit v rozsahu, který je uveden výrobcem pneumatiky. Pro každý tlak huštění výrobce uvádí maximální nosnost a rychlost pro bezpečné použití pneumatiky. [Grečenko, 2003; Šmerda, 2010] 40

43 4.5 Continental SVT 710/70 R42 [Zpráva IGTT; Technická specifikace Continental] Plocha otisku pneumatiky Plochy otisků pneumatik a procentuální rozdíly mezi plochami otisků jsou uvedeny v tabulce 4.4. Na obrázcích 4.16 a 4.17 jsou uvedeny příklady celkového otisku pneumatiky a otisku styku dezénu. Tab. 4.4 Plochy otisků pneumatiky Continental SVT 710/70 R42 Pneumatika Tlak huštění Celkový otisk pneumatiky Otisk dezénu pneumatiky Zaplnění Rozdíl v celkových plochách - p h S c S d Z S c [-] [kpa] [cm 2 ] [cm 2 ] [%] [%] Continental SVT 710/70 R , ,3 77, ,6 57,8 Obr Celková plocha otisku pneumatiky S c Continental SVT 710/70 R42 při tlaku huštění 80 kpa 41

44 Obr Plocha otisku dezénu pneumatiky S d Continental SVT 710/70 R42 při tlaku huštění 80 kpa Sklon a překrytí šípů pneumatiky Tab. 4.5 Rovnice přímek proložených hranou šípu Pneumatika Continental SVT 710/70 R42 Tlak huštění Rovnice přímky proložené hranou šípu pneumatiky [kpa] [-] 80 y = 0,6265x + 1, y = 0,795x + 0, y = 0,9131x - 2,2011 Překrytí šípů pneumatiky Continental SVT 710/70 R42 v podélné ose dosahuje 23,6 mm. 42

45 4.5.3 Počet šípů Pneumatika Continental SVT 710/70 R42 má 21 šípů Dovolený rozsah tlaků huštění Tab. 4.6 Dovolený rozsah tlaků huštění Pneumatika Dovolený rozsah tlaků huštění [-] [kpa] Continental SVT Trelleborg TM /70 R42 [Zkušební zpráva IGTT, Technické specifikace Trelleborg] Plocha otisku pneumatiky Plochy otisků pneumatik a procentuální rozdíly mezi plochami otisků jsou uvedeny v tabulce 4.7. Na obrázcích 4.18 a 4.19 jsou uvedeny příklady celkového otisku pneumatiky a otisku styku dezénu. Tab. 4.7 Plochy otisků pneumatiky Trelleborg TM /70 R42 Pneumatika Tlak huštění Celkový otisk pneumatiky Otisk dezénu pneumatiky Zaplnění Rozdíl v celkových plochách - p h S c S d Z S c [-] [kpa] [cm 2 ] [cm 2 ] [%] [%] Trelleborg TM /70 R , ,7 77, ,0 62,6 43

46 Obr Celková plocha otisku pneumatiky S c Trelleborg TM /70 R42 při tlaku huštění 80 kpa Obr Plocha otisku dezénu pneumatiky S d Trelleborg TM /70 R42 při tlaku huštění 80 kpa 44

47 4.6.2 Sklon a překrytí šípů pneumatik Tab. 4.8 Rovnice přímek proložených hranou šípu Pneumatika Trelleborg TM /70 R42 Tlak huštění Rovnice přímky proložené hranou šípu pneumatiky [kpa] [-] 80 y = 0,6427x - 0, y = 0,8257x - 2, y = 0,9326x - 3,3377 Překrytí šípů pneumatiky Trelleborg TM /70 R42 v podélné ose dosahuje 0 mm Počet šípů Pneumatika Trelleborg TM /70 R42 má 21 šípů Dovolený rozsah tlaků huštění Tab. 4.9 Dovolený rozsah tlaků huštění Pneumatika Dovolený rozsah tlaků huštění [-] [kpa] Trelleborg TM Michelin Axiobib IF 710/70 R42 [Zkušební zpráva IGTT, Technické specifikace Michelin] Plocha otisku pneumatiky Plochy otisků pneumatik a procentuální rozdíly mezi plochami otisků jsou uvedeny v tabulce Na obrázcích 4.20 a 4.21 jsou uvedeny příklady celkového otisku pneumatiky a otisku styku dezénu. Tab Plochy otisků pneumatiky Michelin Axiobib IF 710/70 R42 Pneumatika Tlak huštění Celkový otisk pneumatiky Otisk dezénu pneumatiky Zaplnění Rozdíl v celkových plochách - p h S c S d Z S c [-] [kpa] [cm 2 ] [cm 2 ] [%] [%] Michelin Axiobib IF 710/70 R , ,1 77, ,5 57,8 45

48 Obr Celková plocha otisku pneumatiky S c Michelin Axiobib IF 710/70 R42 při tlaku huštění 80 kpa Obr Plocha otisku dezénu pneumatiky S d Michelin Axiobib IF 710/70 R42 při tlaku huštění 80 kpa 46

49 4.7.2 Sklon a překrytí šípů pneumatiky Tab Rovnice přímek proložených hranou šípu Pneumatika Michelin Axiobib IF 710/70 R42 Tlak huštění Rovnice přímek proložených hranou šípu [kpa] [-] 80 y = 0,6427x - 0, y = 0,8257x - 2, y = 0,9326x - 3,3377 Překrytí šípů pneumatiky Michelin Axiobib IF 710/70 R42 v podélné ose dosahuje 11,8 mm Počet šípů Pneumatika Michelin Axiobib IF 710/70 R42 má 20 šípů Dovolený rozsah tlaků huštění Pneumatika Tab Dovolený rozsah tlaků huštění Dovolený rozsah tlaků huštění [-] [kpa] Michelin Axiobib IF 710/70 R Statistická analýza sledovaných parametrů jednotlivých pneumatik Pro větší přehled podobnosti jednotlivých pneumatik z hlediska jejich parametrů (délky otisku, celkové plochy otisku, zaplnění atd.) byla využita statistická metoda pro zpracování vícerozměrných datových souborů, která je zaměřena na určení struktury a vzájemných vazeb mezi parametry daných pneumatik. Použitou metodou byla analýza hlavních komponent (principal component analysis, dále jen PCA ). Před vlastní aplikací PCA byla zjištěna korelace a proměnlivost sledovaných znaků (parametrů pneumatik) v objektech (u pneumatik). K analýzám byl využit statistický software STATISTICA Cz 10. Jak je zmíněno výše, prvním krokem bylo zjištění korelační závislosti mezi jednotlivými sledovanými parametry. Výsledky jsou uvedeny v tab V tabulce je dále uvedeno, zda vypočtený korelační koeficient je na zvolené hladině významnosti (p 0,05) statisticky významný. 47

50 Tab Matice korelačních koeficientů r sledovaných parametrů, hvězdičky statisticky významná korelační závislost Parametr Tlak huštění Šířka otisku Délka otisku Celková plocha otisku Plocha styku dezénu Zaplnění Měrný tlak na půdu Tlak huštění 1-0,166-0,947** - 0,944** - 0,908** 0,366 0,985** Šířka otisku -0, ,110 0,257 0,136-0,562* - 0,229 Délka otisku - 0,947** 0, ,985** 0,976** - 0,252-0,923** Celková plocha otisku Plocha styku dezénu - 0,944** 0,257 0,985** 1 0,970** ,929** - 0,908** 0,136 0,976** 0,970** 1-0,118-0,885** Zaplnění 0,366-0,562* - 0, , ,400* Měrný tlak na půdu 0,985** - 0,229-0,923** - 0,929** - 0,885** 0,400* 1 * - statisticky významná závislost ** - statisticky vysoce významná závislost Jak je z tab patrné, statisticky významná negativní (-) korelační závislost byla zjištěna mezi tlakem huštění, délkou otisku pneumatiky, celkovou plochou otisku a plochou styku dezénu, dále pak mezi měrným tlakem na půdu, délkou otisku pneumatiky, celkovou plochou otisku a plochou styku dezénu. Negativní korelační závislost byla zjištěna rovněž mezi šířkou otisku pneumatiky a zaplněním. Pozitivní (+) statisticky významná korelační závislost byla zjištěna mezi tlakem huštění a měrným tlakem na půdu, mezi délkou otisku pneuamtiky, celkovou plochou otisku a plochou styku dezénu a mezi zaplněním a měrným tlakem na půdu. Mezi ostatními parametry byla zjištěna rovněž ať již pozitivní, tak i negativní korelace, ale ne statisticky významná. Lepší přehled o pozitivní resp. negativní závislosti mezi jednotlivými parametry udává bodový graf na obr. 4.20, ze kterého je patrné, že například při rostoucím tlaku huštění se bude mírně snižovat šířka otisku (-0,166) a výrazně snižovat délka otisku (-0,947), čímž se bude zvětšovat měrný tlak na půdu (0,985). Velikost změny jednotlivých veličin udává červená přímka, respektive její sklon v grafu na obr

51 Tlak huštění Šířka otisku Délka otisku Celková plocha otisku Plocha otisku dezénu Zaplnění Měrný tlak na půdu Obr Bodový graf zvolených proměnných 49

52 Pro zjištění proměnlivosti dat u sledovaných parametrů byl sestaven krabicový graf na obr Před sestavením grafu byla data standardizována. Obr Krabicový graf sledovaných parametrů Pomocí krabicového grafu bylo zjištěno, který znak resp. parametr dosahuje největší proměnlivosti, a tedy podle kterého parametru lze nejlépe rozlišovat mezi jednotlivými pneumatikami. Jak je z grafu na obr patrné, všechny naměřené parametry dosahují dostatečnou proměnlivost naměřených dat a lze je tedy všechny využít v PCA analýze. Aby bylo možné určit počet hlavních komponent, které budou nejlépe vystihovat rozdíly mezi pneumatikami z hlediska sledovaných parametrů, byl sestaven Cattelův indexový graf úpatí vlastních čísel obr

53 Obr Cattelův indexový graf úpatí vlastních čísel Na základě grafu na obr budou pro analýzu zvoleny první dvě hlavní komponenty, které pokrývají okolo 91 % celkové proměnlivosti v datech. První hlavní komponenta (faktor) popisuje 70,82 % celkového rozptylu a druhá hlavní komponenta 20,47 %, jak je patrné z grafu na obr Mezi další kroky patřilo sestrojení grafů komponentních vah obr Obr Graf komponentních vah 1. a 2. hlavní komponenty 51

54 Parametry umístěné v grafu na obr ve stejném směru vůči počátku jsou pozitivně korelované. Znaky umístěné v opačném směru vůči počátku jsou negativně korelované. Na základě grafu komponentních vah je tedy patrné, že např. s rostoucím tlakem huštění roste i měrný tlak na půdu a klesá plocha styku dezénu, délka otisku pneumatiky a celková plocha otisku. Při změně tlaku huštění se šířka otisku pneumatiky mění jen nepatrně. Na obr je rozptylový diagram komponentního skóre pro faktor 1 a faktor 2. Obr Rozptylový diagram komponentního skóre pro 1. a 2. hlavní komponentu Rozmístění jednotlivých druhů pneumatik v rozptylovém diagramu obr při různém zatížení a tlaku huštění vychází z grafu komponentních vah obr Jak je z rozptylového diagramu patrné, při stejném tlaku huštění jsou hlavními parametry, pomocí kterých lze rozlišovat mezi sledovanými druhy pneumatik, šířka a zaplnění. Pneumatiky Trelleborg se vyznačují vyšší šířkou ve srovnání s pneumatikami Michellin, které naopak vykazují vyšší stupeň zaplnění, jak je patrné z grafu na obr. 6.3, kde byly porovnány zaplnění Z všech zkoušených pneumatik. Ostatní parametry jako je celková plocha otisku, délka otisku pneumatiky atd. jsou si velmi podobné. 52

55 Z rozptylového diagramu na obr je dále patrné, že pneumatiky Continental se svými parametry dosahují vyšší shody s pneumatikami Trelleborg než s pneumatikami Michelin. Rozdíl mezi pneumatikami Continental a Michelin by se ještě více prohloubil, kdybychom do analýzy zahrnuli i počet šípů, který je u pneumatik Trelleborg a Continental 21, zatímco u pneumatik Michelin pouze 20. Rozptylový diagram dále ukazuje, že při různém zatížení pneumatik nedocházelo k výrazným změnám sledovaných parametrů. Na základě výsledků PCA analýzy se dá říci, že pneumatiky se od sebe liší zejména jejich šířkou a zaplněním. Rozdíly mezi tahovými silami u jednotlivých druhů pneumatik tak lze přisuzovat právě těmto dvěma parametrům. 5 TAHOVÁ CHARAKTERISTIKA ZKUŠEBNÍHO TRAKTORU V metodice měření v kapitole 4 je popsán způsob měření tahových charakteristik s různými typy pneumatik. Měření bylo provedeno s traktorem John Deere 8520 na 6., 8. a 10. rychlostní stupeň. Při měření byly použity tři sady pneumatik značky Michelin, Continental a Trelleborg, které byly měřeny při tlacích huštění 80, 120 a 160 kpa. Specifikace jednotlivých pneumatik jsou uvedeny v kapitolách 4.4 Continental, 4.5 Trelleborg a 4.6 Michelin. Převodový stupeň Tab. 5.1 Naměřené hodnoty na 6., 8. a 10. RS s pneumatikami Trelleborg, 160 kpa Teoretická Skutečná Skutečná Otáčky Spotřeba Tahový Tah síla Prokluz rychlost rychlost rychlost motoru paliva výkon F t v t v v n m Q h δ P t [kn] [m/s] [m/s] [km/h] [min -1 ] [l/h] [%] [kw] 8,61 1,8 1,77 6, ,9 15,2 27,69 1,78 1,63 5, ,1 8,6 45,2 39,05 1,78 1,35 4, ,1 24,1 52,7 52,42 1,78 0,98 3, ,5 45,1 51,3 60,15 1,78 0,63 2, ,8 64,4 38,1 50 1,78 1,09 3, ,8 38,7 54,6 9,26 2,39 2,35 8, ,5 2,2 21,8 30,73 2,38 2,08 7, ,2 12,5 63,9 47,88 2,36 1,46 5, ,1 38,3 69,8 54,5 2,36 1,13 4, , ,8 56,54 2,36 1,2 4, ,9 49,1 67,8 44,69 2,37 1,57 5, ,8 33,9 70,1 9,35 3,18 3,1 11, ,6 2, ,28 3,07 2, ,5 18,5 90,7 46,02 3,13 2,13 7, , ,1 53,06 2,98 1,67 6, ,3 43,8 88,8 48,11 3,12 2,09 7, ,7 33,1 100,4 62,49 2,68 0,87 3, ,8 67,3 54,6 53

56 Obr. 5.1 Tahová charakteristika s pneumatikami Trelleborg na 6., 8. a 10. rychlostní stupeň při tlaku huštění 160 kpa Převodový stupeň Tab. 5.2 Naměřené hodnoty na 6., 8. a 10. RS s pneumatikami Trelleborg, 120 kpa Teoretická Skutečná Skutečná Otáčky Spotřeba Tahový Tah síla Prokluz rychlost rychlost rychlost motoru paliva výkon F t v t v v n m Q h δ P t [kn] [m/s] [m/s] [km/h] [min -1 ] [l/h] [%] [kw] 8,51 1,78 6,29 1, ,1 2,4 14,9 33,69 1,77 5,38 1, ,5 15,4 50,4 44,9 1,76 4,42 1, ,4 55,1 60,12 1,76 2,68 0, ,1 57,6 44,8 51,13 1,76 4,08 1, ,4 35,7 57,9 46,71 1,76 4,49 1, ,4 29,2 58,3 8,63 2,37 8,46 2, ,7 2,2 20,3 34,29 2,35 7,23 2, ,7 14,6 68,9 44,95 2,34 6,06 1, ,5 28,2 75,6 53,34 2,34 4,81 1, ,5 42,9 71,2 50,45 2,34 5,71 1, ,5 32,2 80,1 62,42 2,32 2,25 0, ,1 8,96 3,17 11,23 3, ,8 2, ,61 3,14 8,89 2, ,9 21,2 97,9 50,49 3,08 7,34 2, ,1 33, ,81 2,76 4,27 1, , ,1 54,88 2,94 6,06 1, ,4 42,7 92,4 55,75 2,91 5,6 1, ,8 46,5 86,7 54

57 Obr. 5.2 Tahová charakteristika s pneumatikami Trelleborg na 6., 8. a 10. rychlostní stupeň při tlaku huštění 120 kpa Tab. 5.3 Naměřené hodnoty na 6., 8. a 10. RS s pneumatikami Trelleborg, 80 kpa Převodový stupeň Teoretická Skutečná Skutečná Otáčky Spotřeba Tahový Tah síla Prokluz rychlost rychlost rychlost motoru paliva výkon F t v t v v n m Q h δ P t [kn] [m/s] [m/s] [km/h] [min -1 ] [l/h] [%] [kw] 9,83 1,76 1,73 6, ,1 2, ,1 1,75 1,19 4, , ,4 47,09 1,75 1,22 4, ,7 30,2 57,5 56,29 1,75 0,58 2, , ,5 46,98 1,75 1,17 4, ,4 33,3 54,8 9,45 2,35 2,35 8, ,7 1,9 22,2 32,6 2,33 1,9 6, ,6 61,9 45,93 2,33 1,66 5, ,6 28,7 76,2 50,3 2,32 1,45 5, ,2 37,6 72,9 55,39 2,32 1,08 3, ,4 53,6 59,6 60,4 2,32 0,8 2, ,5 65,3 48,5 9,35 3,14 3,11 11, ,1 2,1 29,1 36,72 3,11 2,46 8, ,1 20,8 90,4 47,24 3,09 2,2 7, ,9 28,8 104,2 52,58 3 1,79 6, ,3 94,3 58,09 2,87 1,36 4, ,9 52, ,01 2,77 0,95 3, ,6 59,2 55

58 Obr. 5.3 Tahová charakteristika s pneumatikami Trelleborg na 6., 8. a 10. rychlostní stupeň při tlaku huštění 80 kpa Převodový stupeň 6 8 Tab. 5.4 Naměřené hodnoty na 6., 8. a 10. RS s pneumatikami Michelin, 160 kpa Teoretická Skutečná Skutečná Otáčky Spotřeba Tahový Tah síla Prokluz rychlost rychlost rychlost motoru paliva výkon F t v t v v n m Q h δ P t [kn] [m/s] [m/s] [km/h] [min -1 ] [l/h] [%] [kw] 7,63 1,84 1,81 6, ,4 1,5 13,8 7,56 1,84 1,81 6, ,4 1,4 13,7 15,01 1,84 1,8 6, ,1 2, ,92 1,83 1,61 5, ,1 49,8 37,69 1,83 1,42 5, ,7 22,1 53,6 45,59 1,83 1,32 4, ,2 27,9 59,9 56,26 1,82 0,65 2, ,3 64,5 36,5 55,52 1,82 0,96 3, ,8 47,2 53,4 42,42 1,83 1,35 4, ,4 57,1 7,32 2,46 2,44 8, ,1 1,1 17,8 49,55 2,43 1,53 5, ,8 37,1 75,9 53,3 2,43 1,34 4, ,5 44,7 71,6 57,84 2,43 1,08 3, ,4 55,4 62,6 48,62 2,44 1,58 5, ,1 35,4 76,7 40,28 2,44 1,77 6, ,9 27,4 71,4 53,99 2,43 1,34 4, ,4 44,7 72,5 41,55 2,44 1,77 6, ,8 27,3 73,8 38,1 2,44 1,74 6, ,2 28,5 66,5 56

59 Převodový stupeň 10 Teoretická Skutečná Skutečná Otáčky Spotřeba Tahový Tah síla Prokluz rychlost rychlost rychlost motoru paliva výkon F t v t v v n m Q h δ P t [kn] [m/s] [m/s] [km/h] [min -1 ] [l/h] [%] [kw] 6,83 3,27 3,24 11, ,7 0,8 22,2 40,06 3,23 2,33 8, ,7 27,8 93,4 45,13 3,23 2,28 8, ,8 29,7 102,7 26,24 3,26 3,02 10, ,4 7,4 79,4 52,36 3,06 1,76 6, ,1 42,5 92,2 51,4 3,07 1, ,9 45,8 85,7 60,6 2,81 1,18 4, ,7 57,8 71,7 51,75 3,03 1,6 5, ,3 47,2 82,9 40,03 3,24 2,34 8, ,4 27,8 93,8 45,17 3,21 2,17 7, ,9 32,4 97,9 51,4 3,04 1,67 6, , ,9 61,46 2,72 0,85 3, ,7 68,7 52,3 Obr. 5.4 Tahová charakteristika s pneumatikami Michelin na 6., 8. a 10. rychlostní stupeň při tlaku huštění 160 kpa 57

60 Převodový stupeň Tab. 5.5 Naměřené hodnoty na 6., 8. a 10. RS s pneumatikami Michelin, 120 kpa Teoretická Skutečná Skutečná Otáčky Spotřeba Tahový Tah síla Prokluz rychlost rychlost rychlost motoru paliva výkon F t v t v v n m Q h δ P t [kn] [m/s] [m/s] [km/h] [min -1 ] [l/h] [%] [kw] 8,92 1,81 1,78 6, ,6 3,1 15,9 23,02 1,8 1,72 6, ,8 39,6 47,82 1,8 1,29 4, ,5 28,3 61,7 59,36 1,79 0,92 3, ,9 48,9 54,4 45,33 1,8 1,36 4, ,8 24,5 61,6 64,01 1,79 0,51 1, ,4 71,4 32,8 8,9 2,42 2,38 8, ,1 2,5 21,2 24,99 2,4 2,29 8, ,8 57,3 49,47 2,39 1,62 5, ,7 32,1 80,3 59,87 2,37 0,93 3, ,5 60,8 55,6 47,42 2,39 1,8 6, ,5 24,8 85,3 51,6 2,38 1,6 5, , ,3 8,83 3,23 3,17 11, ,8 3, ,52 3,19 2,52 9, ,1 21,2 104,5 35,49 3,19 2,74 9, ,6 14,1 97,3 58,65 2,89 1,47 5, ,8 48,9 86,4 64,35 2,69 0,85 3, ,5 68,5 54,4 50,14 3,12 2,09 7, , ,9 Obr. 5.5 Tahová charakteristika s pneumatikami Michelin na 6., 8. a 10. rychlostní stupeň při tlaku huštění 120 kpa 58

61 Tab. 5.6 Naměřené hodnoty na 6., 8. a 10. RS s pneumatikami Michelin, 80 kpa Převodový stupeň Teoretická Skutečná Skutečná Otáčky Spotřeba Tahový Tah síla Prokluz rychlost rychlost rychlost motoru paliva výkon F t v t v v n m Q h δ P t [kn] [m/s] [m/s] [km/h] [min -1 ] [l/h] [%] [kw] 7,82 1,8 1,79 6, ,7 1, ,26 1,78 1,55 5, , ,7 53,41 1,78 1,21 4, ,8 31,9 64,8 58,29 1,77 1,04 3, ,3 41,3 60,6 64,13 1,78 0,57 2, , ,6 47,31 1,78 1,29 4, ,9 27,8 60,9 8,46 2,39 2,38 8, ,2 2,1 20,1 34,2 2,39 2,12 7, ,8 11,4 72,4 51,72 2,36 1,65 5, ,9 30,1 85,2 60,34 2,36 1,19 4, ,3 49,7 71,5 64,89 2,35 0,92 3, ,1 60,9 59,5 43,29 2,37 1,85 6, ,1 21,9 80,1 7,82 3,18 3,17 11, ,7 2 24,8 54,55 3 2,08 7, ,5 113,6 40,5 3,16 2,6 9, ,7 17,7 105,4 59,05 2,89 1,65 5, , ,2 53,46 3,04 2,12 7, ,6 30,2 113,5 31 3,18 2,81 10, ,3 11,8 87 Obr. 5.6 Tahová charakteristika s pneumatikami Michelin na 6., 8. a 10. rychlostní stupeň při tlaku huštění 80 kpa 59

62 Tab. 5.7 Naměřené hodnoty na 6., 8. a 10. RS s pneumatikami Continental, 160 kpa Převodový stupeň Teoretická Skutečná Skutečná Otáčky Spotřeba Tahový Tah síla Prokluz rychlost rychlost rychlost motoru paliva výkon F t v t v v n m Q h δ P t [kn] [m/s] [m/s] [km/h] [min -1 ] [l/h] [%] [kw] 7,16 1,83 1,8 6, ,4 2,2 12,9 33,72 1,81 1,52 5, ,8 16,3 51,2 48,01 1,81 1,2 4, ,9 33,7 57,5 43,57 1,82 1,35 4, ,2 25,6 58,8 56,34 1,81 0,66 2, ,2 63,6 37,2 50,41 1,81 1,18 4, ,6 35,1 59,3 7,67 2,44 2,4 8, ,3 2 18,4 33 2,42 2,07 7, ,6 14,6 68,2 47,31 2,41 1,64 5, ,3 31,8 77,7 53,07 2,4 1,49 5, ,8 38,1 78,8 54,15 2,4 1,32 4, , ,4 60,64 2,39 0,89 3, ,9 53,8 7,74 3,26 3,2 11, ,6 2,6 24,8 36,79 3,21 2,69 9, ,2 16,3 98,9 50,19 3,16 2,13 7, ,1 32,6 106,9 43,82 3,21 2,34 8, ,2 102,4 54,03 3,05 1,78 6, ,6 96,3 56,23 2,93 0,89 3, ,4 69,6 50,1 Obr. 5.7 Tahová charakteristika s pneumatikami Continental na 6., 8. a 10. rychlostní stupeň při tlaku huštění 160 kpa 60

63 Tab. 5.8 Naměřené hodnoty na 6., 8. a 10. RS s pneumatikami Continental, 120 kpa Převodový stupeň Teoretická Skutečná Skutečná Otáčky Spotřeba Tahový Tah síla Prokluz rychlost rychlost rychlost motoru paliva výkon F t v t v v n m Q h δ P t [kn] [m/s] [m/s] [km/h] [min -1 ] [l/h] [%] [kw] 8,48 1,81 1,78 6, ,7 2 15,1 34,61 1,8 1,53 5, ,2 14, ,94 1,79 1,17 4, ,2 34,6 60,8 56,59 1,79 1,01 3, ,3 43,7 56,9 61,13 1,78 0,62 2, ,5 65,2 37,9 45,52 1,79 1,34 4, ,7 25,5 60,8 8,99 2,41 2,38 8, ,5 1,9 21,4 35,52 2,39 2,01 7, , ,3 51,34 2,38 1,6 5, ,1 32,6 82,3 59,07 2,37 1,21 4, ,5 48,9 71,7 44,43 2,39 1,79 6, ,6 25,1 79,6 56,95 2,37 1,41 5, ,2 40,7 80,1 9,05 3,22 3,16 11, ,3 28,6 34,44 3,18 2,68 9, ,5 15,9 92,2 51,01 3,13 2,1 7, ,1 32,8 107,3 53,24 3,09 2,11 7, ,4 31,8 112,1 56,95 2,97 1,62 5, ,5 45,5 92,1 57,36 2,96 1,24 4, , ,1 Obr. 5.8 Tahová charakteristika s pneumatikami Continental na 6., 8. a 10. rychlostní stupeň při tlaku huštění 120 kpa 61

64 Tab. 5.9 Naměřené hodnoty na 6., 8. a 10. RS s pneumatikami Continental, 80 kpa Převodový stupeň Teoretická Skutečná Skutečná Otáčky Spotřeba Tahový Tah síla Prokluz rychlost rychlost rychlost motoru paliva výkon F t v t v v n m Q h δ P t [kn] [m/s] [m/s] [km/h] [min -1 ] [l/h] [%] [kw] 8,05 1,78 1,78 6, ,7 1,8 14,3 40,54 1,76 1,49 5, ,5 15,8 60,2 53,63 1,76 1,25 4, ,8 29,1 66,9 50,98 1,76 1,38 4, ,8 21,5 70,5 59,35 1,76 0,96 3, ,4 45,6 56,7 59,47 1,76 0,6 2, , ,6 8,36 2,37 2,38 8, ,4 2 19,9 47,37 2,34 1,85 6, , ,7 55,26 2,34 1,62 5, ,5 30,7 89,5 53,6 2,34 1,72 6, ,3 26,4 92,3 61,49 2,33 1,34 4, ,1 42,5 82,5 61,06 2,33 1,01 3, ,1 56,6 61,9 8,77 3,16 3,14 11, ,1 1,6 27,6 37,52 3,13 2,69 9, , ,9 52,81 3,07 2,3 8, ,1 25,1 121,7 53,18 3,07 2,31 8, ,8 122,8 58,85 2,88 1,61 5, ,28 2,8 1,22 4, ,1 56,4 75,9 Obr. 5.9 Tahová charakteristika s pneumatikami Continental na 6., 8. a 10. rychlostní stupeň při tlaku huštění 80 kpa 62

65 Tahové charakteristiky byly měřeny při tlacích huštění 80, 120 a 160 kpa na 6., 8. a 10. rychlostní stupeň. Z uvedených tahových charakteristik na obr je patrné, že snížením tlaku huštění se zvýší tahový výkon traktoru, což se projevilo u všech převodových stupňů. Nejvíce se změny v tahové charakteristice projevily při největším rozdílu v tlacích huštění. Podrobněji budou rozdíly v naměřených hodnotách analyzovány v kapitole 6. 6 ANALÝZA VYBRANÝCH PARAMETRŮ U ZKOUŠENÝCH PNEUMATIK 6.1 Porovnání celkových otisků pneumatik Procentuální rozdíly v celkových plochách otisků pneumatik a rozdíly v otiscích dezénů pneumatik jsou uvedeny v grafech na obr. 6.1, 6.2 a 6,3. Z grafu 6.1 je patrné, že při tlaku huštění 80 kpa byla největší celková plocha pneumatiky naměřen u pneumatiky Continental SVT a její hodnota byla 5909 cm 2. Hodnota celkové plochy otisku pneumatiky Continental byla použita jako základ pro výpočet rozdílů celkových otisků pneumatik. Celková plocha otisku pneumatiky Trelleborg byla 5649 cm 2, což je rozdíl 260 cm 2 resp. 4,4 %. Celková plocha otisku pneumatiky Michelin byla 5631 cm 2, což je rozdíl 278 cm 2 resp. 4,7 %. Při tlaku huštění 140 kpa byla největší celková plocha otisku pneumatiky naměřen u pneumatiky Continental SVT a jeho hodnota byla 4565 cm 2. Hodnota celkové plochy otisku pneumatiky Continental byla použita jako základ pro výpočet rozdílů celkových ploch otisků pneumatik. Celková plocha otisku pneumatiky Trelleborg byla 4397 cm 2, což je rozdíl 168 cm 2 resp. 3,7 %. Celková plocha otisku pneumatiky Michelin byla 4369 cm 2, což je rozdíl 196 cm 2 resp. 4,3 %. Při tlaku huštění 240 kpa byl největší celkový otisk pneumatiky naměřen u pneumatiky Trelleborg a jeho hodnota byla 3535 cm 2. Hodnota celkového otisku pneumatiky Trelleborg byla použita jako základ pro výpočet rozdílů celkových otisků pneumatik. Celková plocha otisku pneumatiky Continental byla 3417 cm 2, což je rozdíl 118 cm 2 resp. 3,3 %. Celková plocha otisku pneumatiky Michelin byla 3333 cm 2, což je rozdíl 202 cm 2 resp. 5,7 %. 63

66 Z grafu 6.2 je patrné, že při tlaku huštění 80 kpa byl největší otisk dezénu pneumatik naměřen u pneumatiky Continental a jeho hodnota byla 1537 cm 2. Hodnota otisku dezény pneumatiky Continental byla použita jako základ pro výpočet rozdílů otisků dezénů. Otisk dezénu pneumatiky Trelleborg byl 1340 cm 2, což je rozdíl 197 cm 2 resp. 12,8 %. Otisk dezénu pneumatiky Michelin byl 1409 cm 2, což je rozdíl 128 cm 2 resp. 8,3 %. Při tlaku huštění 140 kpa byl největší otisk dezénu pneumatiky naměřen u pneumatiky Continental SVT a jeho hodnota byla 1199 cm 2. Hodnota otisku dezénu pneumatiky Continental byla použita jako základ pro výpočet rozdílů celkových otisků pneumatik. Otisk dezénu pneumatiky Trelleborg byl 1043 cm 2, což je rozdíl 156 cm 2 resp. 13,0 %. Otisk dezénu pneumatiky Michelin byl 1142 cm 2, což je rozdíl 57 cm 2 resp. 4,8 %. Při tlaku huštění 240 kpa byl největší otisk dezénu pneumatiky naměřen u pneumatiky Michelin a jeho hodnota byla 918 cm 2. Hodnota otisku dezénu pneumatiky Michelin byla použita jako základ pro výpočet rozdílů otisků dezénů pneumatik. Otisk dezénu pneumatiky Continental byl 908 cm 2, což je rozdíl 10 cm 2 resp. 1,1 %. Celkový otisk pneumatiky Trelleborg byl 847 cm 2, což je rozdíl 71 cm 2 resp. 7,7 %. Z grafu 6.3 je patrné, že největšího zaplnění při tlaku huštění 80 kpa dosahuje pneumatika Continental a jeho hodnota činí 26 %. Zaplnění pneumatiky Michelin dosahuje hodnoty 25 %, což je rozdíl 1 % v porovnání s pneumatikou Continental. Zaplnění pneumatiky Trelleborg činí 23,7 %, což je rozdíl 2,3 % v porovnání s pneumatikou Continental. Rozdíl v zaplnění mezi pneumatikami Michelin a Trelleborg činí 1,3 %. Největšího zaplnění při tlaku huštění 120 kpa dosahuje pneumatika Continental a jeho hodnota činí 26,3 %. Zaplnění pneumatiky Michelin dosahuje hodnoty 26,1 %, což je rozdíl 0,2 % v porovnání s pneumatikou Continental. Zaplnění pneumatiky Trelleborg činí 23,7 %, což je rozdíl 2,6 % v porovnání s pneumatikou Continental. Rozdíl v zaplnění mezi pneumatikami Michelin a Trelleborg činí 2,4 %. Největšího zaplnění při tlaku huštění 160 kpa dosahuje pneumatika Michelin a jeho hodnota činí 27,5 %. Zaplnění pneumatiky Continental dosahuje hodnoty 26,6 %, což je rozdíl 0,9 % v porovnání s pneumatikou Michelin. Zaplnění pneumatiky Trelleborg činí 24,0 %, což je rozdíl 3,5 % v porovnání s pneumatikou Michelin. Rozdíl v zaplnění mezi pneumatikami Continental a Trelleborg činí 2,6 %. 64

67 S c [cm 2 ] Continental 5909 cm 2 = 100 % Trelleborg 5649 cm 2 = 4,4 % Michelin 5631 cm 2 = 4,7 % S c [cm 2 ] Sc = -13,952p h ,1 R² = 0, Continental 4565 cm 2 = 100 % Trelleborg 4397 cm 2 = 3,7 % Michelin 4369 cm 2 = 4,3 % p h [kpa] Continental 3417 cm 2 = 3,3 % Trelleborg 3535 cm 2 = 100 % Michelin 3333 cm 2 = 5,7 % Continental Trelleborg Michelin Obr. 6.1 Po rovnání celkových ploch otisků S c zkoušených pneumatik[zkušební zpráva IGTT] p h [kpa] 65

68 S d [cm 2 ] 2000 Continental 1537 cm 2 = 100 % Trelleborg 1340 cm 2 = 12,8 % Michelin 1409 cm 2 = 8,3 % S d [cm 2 ] S d = -3,2594p h R² = 0, Continental 1199 cm 2 = 100 % Trelleborg 1043 cm 2 = 13,0 % Michelin 1142 cm 2 = 4,8 % p h [kpa] 1000 Continental 908 cm 2 = 1,1 % Trelleborg 847 cm 2 = 7,7 % Michelin 918 cm 2 = 100 % Continental Trelleborg Michelin Obr. 6.2 Porovnání otisků dezénů S d zkoušených pneumatik[zkušební zpráva IGTT] p h [kpa] 66

69 Z [%] Continental 26,0 % Trelleborg 23,7 % Michelin 25,0 % Continental 26,3 % Trelleborg 23,7 % Michelin 26,1 % Z [%] Z = 0,0069p h + 24,385 R² = 0, ph [kpa] Continental 26,6 % Trelleborg 24,0 % Michelin 27,5 % Continental Trelleborg Michelin Obr. 6.3 Porovnání hodnot zaplnění Z zkoušených pneumatik[zkušební zpráva IGTT] p h [kpa] 67

70 6.2 Vliv sklonu šípu α, celkové plochy S c, plochy dezénu S d a zaplnění Z na tahové vlastnosti traktoru Rovnice proložených přímek jsou uvedeny v tab Ze směrnic přímek k byly určeny úhly sklonu šípů, které jsou rovněž uvedeny v tab Grafické znázornění změny úhlu sklonu proložených přímek je uvedeno na obr Vliv sklonu šípu α na tahový výkon traktoru P t je znázorněn na obr. 6.5, 6.6, 6.7, 6.8, 6.9 a Pneumatiky Tab 6.1 Rovnice přímek a úhly sklonů šípů pneumatik Tlak huštění Rovnice přímky Směrnice Hodnota spolehlivosti Úhel sklonu šípu - p h y = kx + q k R α [-] [kpa] [-] [-] [-] [ ] Continental 80 y = 0,6265x + 1,5495 0,6265 R² = 0, ,84 Trelleborg 80 y = 0,6427x - 0,8383 0,6427 R² = 0,991 32,47 Michelin 80 y = 0,6598x + 1,3741 0,6598 R² = 0, ,13 Continental 140 y = 0,795x + 0,0662 0,795 R² = 0, ,89 Trelleborg 140 y = 0,8257x - 2,3096 0,8257 R² = 0, ,86 Michelin 140 y = 0,7929x - 2,4355 0,7929 R² = 0, ,82 Continental 240 y = 0,9131x - 2,2011 0,9131 R² = 0, ,40 Trelleborg 240 y = 0,9326x - 3,3377 0,9326 R² = 0, ,93 Michelin 240 y = 0,9633x - 3,6233 0,9633 R² = 0, ,73 k [-] 1 0,9 k = 0,0018p h + 0,5191 R² = 0,9456 0,8 0,7 0,6 p h [kpa] Obr. 6.4 Grafické znázornění změny směrnice přímky proložené šípem pneumatik 68

71 6.2.1 Vliv úhlu sklonu šípu pneumatik na maximální tahový výkon traktoru P tmax [kw] kpa P t = -1,6736α + 175,92 R² = 0, kpa 240 kpa α [ ] Obr. 6.5 Vliv sklonu šípu na maximální tahový výkon u pneumatik Continental P tmax 106 [kw] P t = -0,3694α + 116,48 R² = 0,8418 Obr. 6.6 Vliv sklonu šípu na maximální tahový výkon u pneumatik Trelleborg P tmax [kw] α [ ] Obr. 6.7 Vliv sklonu šípu na maximální tahový výkon u pneumatik Michelin 69 P t = -1,1302α + 149,89 R² = 0, α [ ]

72 Porovnáním proložených přímek šípy pneumatik bylo prokázáno, že při různém tlaku huštění pneumatik se úhel sklonu šípu pneumatik mění, to je patrné z grafu na obr. 6.4, kde byly porovnány úhly sklonů šípů pneumatik Continental, Trelleborg a Michelin při tlacích huštění 80, 140 a 240 kpa. V grafech na obr. 6.5, 6.6 a 6.7 jsou vyneseny maximální tahové výkony v závislosti na úhlu sklonu šípu pneumatiky při tlacích huštění pneumatik 80, 140 a 240 kpa. Z uvedených grafů je patrné, že se změnou tlaku huštění, respektive změnou úhlu sklonu šípu pneumatiky se mění i dosažený maximální tahový výkon. U pneumatik Continental došlo při změně tlaku huštění z 80 na 240 kpa ke zvýšení úhlu sklonu šípu pneumatik ze 31,84 na 41,40. Při sklonu šípu 31,84 byl dosažen maximální tahový výkon 122,8 kw, při sklonu šípu 41,40 byl dosažen maximální tahový výkon 106,9 kw. Rozdíl mezi maximálními tahovými výkony byl 15,9 kw respektive 12,9 %. U pneumatik Trelleborg došlo při změně tlaku huštění z 80 na 240 kpa ke zvýšení úhlu sklonu šípu pneumatik ze 32,47 na 41,93. Při sklonu šípu 32,47 byl dosažen maximální tahový výkon 104,2 kw, při sklonu šípu 41,93 byl dosažen maximální tahový výkon 100,4 kw. Rozdíl mezi maximálními tahovými výkony byl 3,8 kw respektive 3,6 %. U pneumatik Michelin došlo při změně tlaku huštění z 80 na 240 kpa ke zvýšení úhlu sklonu šípu pneumatik ze 33,13 na 42,73. Při sklonu šípu 33,13 byl dosažen maximální tahový výkon 113,6 kw, při sklonu šípu 42,73 byl dosažen maximální tahový výkon 102,7 kw. Rozdíl mezi maximálními tahovými výkony byl 10,9 kw respektive 9,6 %. Nejvíce se změna úhlu sklonu šípu projevila u pneumatik Continental, kdy byl rozdíl v maximálních tahových výkonech 12,9 %. 70

73 6. rychlostní stupeň 10. rychlostní stupeň Obr. 6.8 Grafická analýza vlivu sklonu šípu pneumatiky na maximální tahový výkon při tlaku huštění 80 kpa 6. rychlostní stupeň 10. rychlostní stupeň Obr. 6.9 Grafická analýza vlivu sklonu šípu pneumatiky na maximální tahový výkon při tlaku huštění 140 kpa 71

74 6. rychlostní stupeň 10. rychlostní stupeň Obr Grafická analýza vlivu sklonu šípu pneumatiky na maximální tahový výkon při tlaku huštění 240 kpa 72