Identification expérimentale de la roue

Aug 27, 2023

Rapports scientifiques volume 12, Numéro d'article : 16015 (2022) Citer cet article

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Étant donné que l'interaction de la roue avec certains cas de terrain (asphalte, béton) est connue et bien décrite en cas de mouvement simple et de conditions de virage antidérapant et glissant, le cas des véhicules à roues à direction à glissement doit être analysé. Le dérapage latéral pour différents angles d'attaque doit être étudié. Le principal domaine d'intérêt de la recherche présenté dans le projet est le calcul de la demande énergétique des véhicules à roues à direction à glissement dans diverses conditions de terrain. Certains cas de véhicules tout électriques équipés de moteurs électriques individuels par roue nécessitent une évaluation précise des efforts longitudinaux et latéraux pour effectuer le virage parfaitement maîtrisé. Le support expérimental conçu et développé par les auteurs permet de tester l'interaction roue-surface pour différentes conditions de terrain et différentes directions de conduite. Des données d'essai ont été acquises pour des chaussées de sable et de granit sèches et humides. Les forces de traction et latérales ont été acquises et utilisées pour identifier les paramètres du modèle d'interaction roue-sol pour la roue non propulsée. Les résultats sous forme de séries temporelles incluant les forces longitudinales et latérales montrent la relation entre l'angle d'attaque, la charge et les conditions de surface en termes de phénomène de stick and slip qui est essentiel pour les calculs de dynamique de direction à dérapage. Les résultats des mesures sont ensuite utilisés pour le calcul des coefficients de forces longitudinales et latérales en fonction de l'angle d'attaque et de la charge verticale. Les tests ont été effectués dans un environnement naturel, ils sont donc affectés par des conditions changeantes. Plusieurs essais sont utilisés pour éliminer cette influence. Les expériences décrites font partie du projet qui comprend la généralisation des résultats à l'aide d'un modèle FEM validé par test. Le travail décrit n'a pas pour objectif de développer de nouveaux modèles d'interaction sol-pneu, il se concentre sur une méthode de calcul d'effort de traction numériquement efficace pour diverses conditions, y compris le mode passif - roue non propulsée.

Les véhicules tout-terrain, en particulier les machines sans pilote et autonomes, sont optimisés afin de minimiser les dimensions et le poids. En conséquence, des systèmes de transmission et de direction moins complexes sont utilisés dans la conception de véhicules sans pilote petits, moyens et lourds. La solution la plus courante est la suspension élastique et la direction à patins utilisant des moteurs de traction électriques ou hydrauliques. Dans le cas d'un véhicule tout-terrain avec système de propulsion électrique, le paramètre vital est le volume du réservoir d'énergie. Pour un système de propulsion électrique avec des capacités de surcharge élevées, il est essentiel d'évaluer le couple et la puissance continus moyens ainsi que les paramètres de performance maximum qui permettront de régler correctement la centrale électrique, le système de stockage d'énergie et les moteurs de propulsion. Une analyse appropriée de la consommation d'énergie sur divers terrains et une définition exacte de la mission permettront d'optimiser le système de batterie, ce qui permettra d'utiliser des batteries de conception modulaire configurées en fonction des exigences de la mission. Afin d'évaluer la demande d'énergie, il est essentiel de créer la méthode numérique universelle et rapide de prédiction de la consommation d'énergie.

Le travail décrit dans cet article fait partie du projet axé sur le développement d'une méthodologie universelle pour la conception, l'optimisation et l'analyse du système de propulsion moderne pour divers types de véhicules et de conditions de terrain. Étant donné que le comportement et les performances des véhicules sur route sont bien décrits, il existe un manque de connaissances accessibles concernant les performances hors route des différents types de véhicules. Les méthodes d'évaluation de l'effort de traction reposent sur des modèles théoriques complexes et souvent insuffisants d'une part et sur des essais expérimentaux de certains types de véhicules d'autre part. La méthodologie proposée dans cet article est une combinaison de méthodes expérimentales, théoriques et numériques qui permettront d'effectuer un calcul d'effort de traction rapide avec une précision acceptable. L'aspect le plus important de la recherche était la prédiction des forces latérales et longitudinales pour la roue non propulsée. Comme cela a été observé dans des recherches antérieures effectuées pour des véhicules à chenilles, il est possible de récupérer l'énergie de la voie interne et, comme cela sera étudié dans des recherches ultérieures, pour les véhicules à roues. Le plus simple et le plus exigeant en terme de couple généré par les moteurs électriques sera le zéro tour. En cas de virages variés et entièrement contrôlés, il est essentiel d'étudier les forces résistantes pour la roue non propulsée pour différents angles d'attaque et de calculer le niveau de récupération d'énergie possible.

La dynamique des véhicules à roues dans les conditions routières a été largement décrite et divers modèles sont proposés pour décrire le comportement roue-route. Le phénomène le plus important est le mécanisme de stick-slip qui a été considéré avec l'utilisation de divers modèles de frottement1. Des modèles sont également utilisés pour évaluer la déformation des pneus dans divers cas : charge verticale en régime permanent, force longitudinale et latérale (transversale). Les méthodes de modélisation analytique et numérique négligent dans la plupart des cas la déformation de la roue sous la charge latérale malgré sa contribution à l'augmentation de la résistance au roulement2. Des modèles empiriques, des méthodes FEM et des modèles de roue à ressort-amortisseur peuvent être utilisés pour obtenir des résultats plus précis3. Comme l'approche plus complexe, l'interaction pneu-sol était basée principalement sur des tests expérimentaux des paramètres du sol. L'essai au cône a été utilisé pour mesurer la force de cisaillement, de tension et d'extension du sol4,5. La technologie de test au sol a été introduite pour la première fois par Bekker6. La méthode Bekker était basée sur deux tests : le test d'enfoncement de la plaque et le test de cisaillement. Des plaques aux dimensions normalisées ont été utilisées pour mesurer l'enfoncement et des anneaux de cisaillement ou des plaques pour mesurer le cisaillement. En conséquence, la relation entre la pression et la déformation du sol est calculée telle qu'elle est indiquée par l'enfoncement

où, \(\sigma\) est la pression normale, kc, kϕ, n sont les paramètres des propriétés du sol, z est l'enfoncement du sol, B est la largeur du pneu, ϕ est l'angle libre de résistance au cisaillement du sol, τ est la contrainte de cisaillement, kcohésion est la cohésion du sol, j est le déplacement de cisaillement.

Le modèle Bekker7 a été la première méthode complexe de calcul des contraintes dans la zone de contact pneu-sol et en dessous. L'équation de Bekker permet de calculer la pression normale en fonction de l'enfoncement (Eq. 1), l'équation de Coulomb modifiée (Eq. 2) est utilisée pour calculer la contrainte de cisaillement en prenant en compte des paramètres tels que le déplacement par cisaillement, la cohésion et la déformation par cisaillement du sol8.

Le modèle de Bekker et d'autres premières approches négligent l'influence de la déformation du pneu sur la dynamique roue-surface en raison de l'hypothèse de rigidité de la roue. Des modèles récemment développés permettent de prendre en compte la déformation du pneu (Schmid9). La recherche moderne est axée sur l'analyse par éléments finis.

Les systèmes de propulsion hydraulique et électrique permettent d'entraîner chaque roue individuellement, de sorte qu'une répartition précise du couple est disponible. Il existe plusieurs approches pour les essais roue-sol avec l'utilisation d'un banc d'essai de roue10,11. Les recherches analysées comprennent des bancs d'essai de roues propulsées12 avec contrôle de l'angle d'attaque dans des conditions de laboratoire. Il existe également des cas de roues bloquées et non propulsées décrites et testées12,13. L'objectif de la recherche est de trouver la méthode la plus efficace pour la locomotion électrique tout-terrain qui pourrait être mise en œuvre dans l'unité de contrôle du véhicule. Comme cela a été décrit par Flippo et Miller14, il est nécessaire de tester les supports à une seule roue, en particulier dans le cas de la recherche décrite dans cet article basée sur une roue pleine grandeur. L'amélioration des méthodes de calcul des charges de résistance est essentielle pour la conception des UGV afin d'optimiser les systèmes de contrôle et la précision en tenant compte de la minimisation des demandes d'énergie pour la propulsion des véhicules15.

La méthode décrite dans l'article fait partie du projet visant à fournir un modèle précis d'effort de traction pour diverses configurations de véhicules. Il existe deux bases de données contenant les conditions routières et la configuration des véhicules. Les conditions routières comprennent le type de terrain, le chemin demandé, la vitesse et les performances du véhicule. La configuration du véhicule comprend la masse, le mécanisme de direction, le nombre de roues et sa conception. Sur la base d'une analyse préliminaire, le modèle serait sélectionné. Pour des cas simples de performances sur route, un modèle théorique sera retenu. Pour les conditions hors route au sol, un modèle basé sur des tests expérimentaux et une analyse FEM sera appliqué. Pour diverses conditions et différentes configurations de roues, les forces de traction seront calculées. Les données du modèle sont validées avec les résultats des tests sur le terrain (Fig. 1).

Modèle d'interaction pneu-sol.

Sur la base des résultats d'essais sur le terrain et d'analyses numériques, la résistance au roulement du véhicule et, en particulier pour le moment de braquage des véhicules à direction à glissement, seront calculés. Étant donné que les auteurs se concentrent sur la conception simplifiée des véhicules sans pilote, le dérapage est pris en compte. Cela permet de profiter des capacités du système de propulsion électrique : roues propulsées individuellement, capacité de braquage zéro, rapport de surcharge élevé.

En tant que représentation de chaque roue lors des essais, le stand de laboratoire a été conçu et utilisé pour la simulation de différentes conditions géométriques et routières. Le mouvement des roues était assuré par un système de propulsion externe. Dans le cas des tests présentés, il n'y avait pas de moteur électrique propulsant la roue. La construction contient deux éléments de base : le rail et le cadre. Le rail est chargé de maintenir la bonne direction de la motivation des roues et le châssis transfère la charge de la roue au sol via des transducteurs de force. Les transducteurs sont reliés aux tiges ce qui permet d'isoler deux directions de mesure de charge : longitudinale et latérale définies dans le système de coordination du bâti. Il est possible de tourner la roue dans l'axe vertical pour obtenir différentes directions de propulsion (Fig. 2).

Stand expérimental.

Le support expérimental permet d'obtenir diverses configurations de paramètres de performance des roues pour des conditions de sol différentes et spécifiques. L'angle d'attaque (angle entre le plan de symétrie vertical de la roue et la direction du mouvement) peut être modifié de 0° à 90°. D'autres paramètres pouvant être modifiés sont : la charge des roues, la pression des pneus. Le support est une construction mobile et peut être utilisé sur le terrain pour mesurer les forces dans des conditions naturelles. La conception unique du support permet de mesurer la force longitudinale et latérale dans le système de coordonnées du chariot mobile. Pour tester, la taille de roue filetée tout-terrain 20 × 10.00–8″ a été utilisée. Sur la figure 4, la géométrie des roues pendant la manœuvre de direction à glissement et les forces mesurées sont indiquées.

Sur la base d'une mesure directe, il est possible de calculer les forces liées à la géométrie de la roue. Les forces Flong et Flat sont la projection de la force F résultant de Flong et Flat sur le système de coordonnées de la roue. Les forces de roue longue et de roue plate peuvent être dérivées à l'aide de la transformation de Park en supposant que l'axe x définit les forces latérales dans le système de coordonnées attaché au cadre.

En relation avec la Fig. 3, les forces longitudinales et transversales totales liées aux axes géométriques de la roue peuvent être exprimées comme suit :

Modèle géométrique de la roue, vue de dessus. Les axes X - Y - coordonnés se rapportent à la direction du mouvement, aux axes de coordonnées XWheel-Yheel - liés à la géométrie de la roue, à la force latérale du mouvement - la direction longitudinale liée à la direction du mouvement, à la direction du mouvement, à la référence Flong, à la forces de la force, à la forces de la force, à la force GeoMet à la force GeoMet, à la force GeoMet. Axes de roue ométriques, αW - angle de glissement (entre la direction du mouvement et le système de coordonnées des roues) 16.

Dans le cas illustré à la Fig. 4 pour la force du système de coordonnées choisie, la roue plate a une valeur négative. En cas d'angle de braquage maximal, αw = 90°, l'axe xwheel est parallèle à l'axe y et l'axe ywheel sera par conséquent parallèle à l'axe x, donc :

Forces longitudinales et latérales liées à la géométrie de la roue pour αw = 0° pour une surface granitique.

La force longitudinale résultante de la roue Flong est responsable de la génération du couple de traction. On peut supposer que la roue Flong est un effort de traction. Chaque roue génère la force résistante causée par le glissement causé par le moment de rotation permettant d'effectuer le virage en cas de véhicule à direction à glissement.

Des tests ont été effectués pour 4 angles d'attaque αw = 0°, 30°, 60° et 90°. La pression dans le pneu était de 0,15 MPa et la charge verticale de la roue était de 80 kg. La roue a été propulsée sur la surface de neige et de granit à la vitesse de 0,5 m/s. Les résultats pour les conditions d'état stable sont présentés dans les graphiques ci-dessous.

Sur les Fig. 4 et 5 les cas les moins exigeants sont représentés. L'angle d'attaque est égal à 0, de sorte que les forces latérales doivent atteindre le minimum. On a pu observer une variation des forces longitudinales causées par les imperfections de surface. D'autres expériences montrées dans les Fig. 6, 7, 8, 9 et 10 montrent l'augmentation de la force latérale due à l'augmentation de l'angle d'attaque. En cas de 90°, il y a une contribution majeure de la force longitudinale et la force latérale est égale à 0. Les figures 8 et 10 montrent les données brutes des expériences. Comme on a pu l'observer, il existe des phénomènes périodiques de stick-slip qui doivent être étudiés plus avant.

Efforts longitudinaux et latéraux liés à la géométrie de la roue pour αw = 0°. Sur la forme d'onde de gauche : neige à faible cohésion ; à droite forme d'onde : neige compactée.

Forces longitudinales et latérales liées à la géométrie de la roue αw = 30°. En haut à gauche, forme d'onde : granit sec ; en haut à droite forme d'onde : granit humide. En bas à gauche, forme d'onde : neige à faible cohésion ; en bas à droite forme d'onde : neige compactée.

Efforts longitudinaux et latéraux liés à la géométrie de la roue pour αw = 60°. En haut à gauche, forme d'onde : granit sec ; en haut à droite forme d'onde : granit humide. En bas à gauche, forme d'onde : neige à faible cohésion ; en bas à droite forme d'onde : neige compactée.

Efforts longitudinaux et latéraux liés à la géométrie de la roue pour αw = 60°. Sur les données brutes de la forme d'onde de gauche pour le granit sec ; sur les données brutes de forme d'onde droite pour le granit humide.

Efforts longitudinaux et latéraux liés à la géométrie de la roue pour αw = 90°. En haut à gauche, forme d'onde : granit sec ; en haut à droite forme d'onde : granit humide. En bas à gauche, forme d'onde : neige à faible cohésion ; en bas à droite forme d'onde : neige compactée.

Forces longitudinales et latérales liées à la géométrie de la roue pour αw = 90. Sur la forme d'onde de gauche, données brutes pour la neige à faible cohésion ; à droite les données brutes de la forme d'onde pour la neige compactée.

L'approche proposée dans les travaux précédents et cet article conduit à un modèle empirique de calcul d'effort de traction pour un véhicule à direction à glissement. Le modèle permettra de calculer le moment de lacet d'un véhicule à roues à direction à glissement sur diverses surfaces et dans diverses conditions de terrain. La première étape a été le calcul des forces de résistance qui permettra de calculer la force de traction pour chaque roue.

Les paramètres d'entrée du modèle sont16.

Angle de glissement,

Force normale (charge verticale de la roue),

Pression des roues,

Motif au sol.

Paramètres de sortie du modèle.

Force longitudinale - contribution à la résistance à la traction du véhicule,

Force latérale - contribution à la résistance à la traction du véhicule,

Force de roue longitudinale - génère une résistance à la traction pour chaque roue,

Force de roue latérale - génère un moment de flexion pour la roue et des charges pour le système de suspension.

Le modèle est basé sur des modèles de charge dérivés expérimentalement pour les charges agissant sur chaque roue du véhicule. Les figures 11, 12, 13 et 14 montrent une moyenne des résultats d'essai en fonction de l'angle de glissement pour les conditions d'essai réalisées.

Valeurs des forces longitudinales et latérales en fonction de l'angle de glissement (attaque) - granit sec.

Valeurs des forces longitudinales et latérales calculées en fonction de l'angle de glissement (attaque) - granit humide.

Valeurs des forces longitudinales et latérales en fonction de l'angle de dérapage (attaque) - neige à faible cohésion.

Valeurs des forces longitudinales et latérales calculées en fonction de l'angle de glissement (attaque) - neige compactée.

La résistance à la traction résultante pourrait être dérivée comme indiqué dans l'équation. (7)

où, ft est le coefficient de résistance à la traction, pt est le coefficient de pression des pneus, gm est la charge de la roue.

Afin de généraliser les résultats, deux coefficients sont introduits : coefficient de résistance longitudinal et latéral (Eqs. 8, 9).

où, G est le poids du véhicule (mg).

La méthode présentée dans l'article fait partie du projet axé sur le calcul approximatif des forces de traction pour les véhicules sans pilote en cas de mode roues non propulsées.

Les essais ont été effectués dans des conditions naturelles et ont été affectés par la discontinuité de la neige, les imperfections géométriques de la chaussée et les conditions météorologiques. Il est recommandé que le test soit effectué de deux manières distinctes : dans un environnement entièrement contrôlé en laboratoire et sur le terrain avec l'utilisation d'un véhicule à 4 ou 6 roues. Les travaux futurs seront axés sur la conception des installations de laboratoire et du véhicule d'essai.

Le modèle FEM validé avec les résultats de l'expérience sera utilisé pour généraliser le modèle. Les résultats présentés sont une contribution au modèle général d'interaction roue-sol développé par les auteurs.

La méthodologie n'est pas destinée à développer de nouveaux modèles d'interaction sol-pneu, elle est centrée sur une méthode de calcul d'effort de traction numériquement efficace.

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Cette recherche a été financée par le Centre national de recherche et de développement. Numéro de projet DOBR-BIO/083/13431/2013.

Département de mécanique appliquée, Université de technologie de Silésie, Faculté de génie mécanique, Akademicka 2A, 44-100, Gliwice, Pologne

Tomasz Czapla

Département de génie électrique et d'informatique, Université de technologie de Silésie, Faculté de génie électrique, Akademicka 2A, 44-100, Gliwice, Pologne

Marcin Fice & Roman Niestrój

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TC a conçu le support de laboratoire et formulé la méthodologie de test, RN était responsable du logiciel de collecte de données et de la configuration du système, MF était responsable de la collecte de données et de la discussion des résultats. Les auteurs ont lu et approuvé le manuscrit final. Les contributions des auteurs sont égales.

La correspondance est Tomasz Czapla.

Les auteurs ne déclarent aucun intérêt concurrent.

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Réimpressions et autorisations

Czapla, T., Fice, M. & Niestrój, R. Identification expérimentale des paramètres du modèle roue-surface : diverses conditions de terrain. Sci Rep 12, 16015 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-19829-7

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Reçu : 03 décembre 2021

Accepté : 05 septembre 2022

Publié: 26 septembre 2022

DOI : https://doi.org/10.1038/s41598-022-19829-7

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