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

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.

Vypracoval: Ing. Jakub Katrenčík Brno 2014

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

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.

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

OBSAH Obsah .......................................................................................................................................... 6 1

Úvod ................................................................................................................................... 7

2

Cíl práce ............................................................................................................................. 8

3

Současný stav v konstrukci traktorů ................................................................................... 8 3.1

Motor ........................................................................................................................... 8

3.1.1

Vstřikování Common Rail ................................................................................... 8

3.1.2

Přeplňování........................................................................................................... 9

3.1.3

Emisní normy ..................................................................................................... 10

3.1.4

Technologie splnění emisních limitů Stage 4 .................................................... 10

3.1.5

SCR + DOC ........................................................................................................ 10

3.1.6

SCR + DPF + DOC ............................................................................................ 11

3.1.7

Systém navyšování výkonu motoru ................................................................... 12

3.2

Nová konstrukční řešení převodových ústrojí ........................................................... 13

3.2.1

Claas EQ 200 ...................................................................................................... 13

3.2.2

John Deere DirectDrive ...................................................................................... 17

3.3

Podvozky traktorů...................................................................................................... 17

3.3.1

3.3.1.1

Flotační pneumatiky.................................................................................... 17

3.3.1.2

Dvojmontáž pneumatik ............................................................................... 18

3.3.1.3

Centrální huštění pneumatik ....................................................................... 19

3.3.2

4

Kolový podvozek ............................................................................................... 17

Pásový podvozek ................................................................................................ 20

3.4

Odpružení podvozku traktorů .................................................................................... 23

3.5

Dotížení traktoru ........................................................................................................ 23

Metodika terénního měření .............................................................................................. 24 4.1

Specifikace zkušebního traktoru ................................................................................ 25

4.2

Metodika terénního měření ........................................................................................ 26

4.2.1

Měření vlhkosti půdy ......................................................................................... 29

4.2.2

Použitá měřící zařízení ....................................................................................... 33

4.2.2.1

Měření sil .................................................................................................... 34

4.2.2.2

GPS modul .................................................................................................. 34

4.2.2.3

Programové prostředí .................................................................................. 35

4.2.2.4

Vztahy pro vyhodnocení tahových vlastností traktoru ............................... 35

4.3

Použité parametry pro hodnocení faktorů ovlivňujících přenos výkonu na podložku .. ................................................................................................................................... 36

4.4

Specifikace zkoušených pneumatik ........................................................................... 39

4.4.1

Plocha otisku pneumatiky .................................................................................. 39

4.4.2

Zaplnění dezénu ................................................................................................. 39

4.4.3

Sklon a překrytí šípů pneumatiky....................................................................... 39

4.4.3.1

Metodika zjištění úhlu sklonu šípu pneumatik ........................................... 39

4.4.4

Počet šípů ........................................................................................................... 40

4.4.5

Dovolený rozsah tlaků huštění ........................................................................... 40

4.5

Continental SVT 710/70 R42 .................................................................................... 41

4.5.1


4.5.2


4.5.3

Počet šípů ........................................................................................................... 43

4.5.4


4.6

Trelleborg TM900 710/70 R42.................................................................................. 43

4.6.1


4.6.2

Sklon a překrytí šípů pneumatik......................................................................... 45

4.6.3

Počet šípů ........................................................................................................... 45

4.6.4


4.7

Michelin Axiobib IF 710/70 R42 .............................................................................. 45

4.7.1


4.7.2


4.7.3

Počet šípů ........................................................................................................... 47

4.7.4


4.8

Statistická analýza sledovaných parametrů jednotlivých pneumatik ........................ 47

5

Tahová charakteristika zkušebního traktoru .................................................................... 53

6

Analýza vybraných parametrů u zkoušených pneumatik ................................................. 63 6.1

Porovnání celkových otisků pneumatik ..................................................................... 63

6.2 Vliv sklonu šípu α, celkové plochy Sc, plochy dezénu Sd a zaplnění Z na tahové vlastnosti traktoru ................................................................................................................. 68 6.2.1

Vliv úhlu sklonu šípu pneumatik na maximální tahový výkon traktoru ............ 69

6.2.2

Tahová účinnost ηt.............................................................................................. 77

6.2.3

Tractive coefficient ψ ......................................................................................... 78

6.2.4

Měrná tahová spotřeba mPt ................................................................................. 79

6.3

Analýza naměřených a vypočtených hodnot z polního měření ................................. 79

7

Analýza získaných výsledků a diskuze ............................................................................ 97

8

Závěr............................................................................................................................... 104

9

Seznam literatury............................................................................................................ 105

10

Seznam obrázků ............................................................................................................. 107

11

Seznam tabulek .............................................................................................................. 110

12

Seznam použitých symbolů ............................................................................................ 111

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

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 3.1.1 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. 3.1. 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

Obr. 3.1 Konstrukce vstřikovacího systému Common Rail 3.1.2 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

3.1.3 Emisní normy Od 1.1.2014 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

P

NOX

HC

CO

PM

[g.kWh-1]

[kW]

Platnost od [-]

130 ≤ P ≤ 560

2,0

0,19

3,5

0,025

2011

75 ≤ P ≤ 130

3,3

0,19

5,0

0,025

2012

56 ≤ P ≤ 75

3,3

0,19

5,0

0,025

2012

5,0

0,025

2013

37 ≤ P ≤ 56

4,7 Stage 4

Výkon

Oxidy dusíku Uhlovodíky Oxidy uhlíku Pevné částice

P

NOX

HC

CO

PM

[g.kWh-1]

[kW]

Platnost od [-]

130 ≤ P ≤ 560

0,4

0,19

3,5

0,025

2014

56 ≤ P ≤ 130

0,4

0,19

5,0

0,025

2014

3.1.4 Technologie splnění emisních limitů Stage 4 3.1.5 SCR + DOC Systém SCR umožňuje splnit limity emisní normy Stage 4. Systém SCR je opatření snižující emise za motorem a redukuje hodnoty NOX 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 NOX 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

DOC katalyzátor (7)

Snímač množství NOX a teploty výfukových plynů (3)

Vstřikovač (4)

Čerpadlo (2)

Snímač množství NOX 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 3.1.6 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. 3.4. 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

Obr. 3.4 Systémy motoru John Deere pro splnění Stage 4 3.1.7 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

1000

S navýšením výkonu motoru Bez navýšení výkonu motoru

950 900 850 800

240

750 245

700

165 kW

Točivý moment Mt [N.m]

650 600

155 kW

250

145 kW

550

135 kW

500

255

450

260

125 kW 115 kW 105 kW

400 350 300

270

95 kW

280

85 kW

290

250 200

340

150

400

100 50 0 1000

1100

1200

1300

1400

1500

1600

1700

1800

1900

2000

2100

2200

2300

2400

Otáčky motoru n [min-1]

Obr. 3.5 Úplná otáčková charakteristika s navýšením a bez navýšení výkonu

3.2 Nová konstrukční řešení převodových ústrojí 3.2.1 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

Obr. 3.6 Hydromechanická převodovka Claas EQ 200 Princip činnosti převodovky Claas EQ 200 je znázorněn na obr 3.7 - 3.9. 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

Korunové kolo (3)

Sdružené satelity (2)

Unašeč satelitů (8) Lamelová spojka (7)

Centrální kolo (1)

Pevný převod (5)

Hydrogenerátor (4)

Hydromotor (6)

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. 3.7.

Obr. 3.8 Přenos točivého momentu pouze mechanickou větví

15

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.


Korunové kolo (3)

Unašeč satelitů (8) Lamelová spojka (9)

Sdružené satelity (2)


Pevný převod (5) Lamelová

Hydromotor (4)

Hydrogenerátor (6)

spojka (7)

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

3.2.2 John Deere DirectDrive Společnost John Deere začala ve svých traktorech řady 6R používat mechanickou převodovku DirectDrive obr. 3.10. 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. 3.10 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 3.3.1 Kolový podvozek 3.3.1.1 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

Obr. 3.11 Použití flotačních pneumatik 3.3.1.2 Dvojmontáž pneumatik Pro další zvýšení styčné plochy mohou být využity dvojmontáže pneumatik, které lze použít jak na přední, tak na zadní nápravu traktoru obr. 3.12. 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. 3.12 Dvojmontáže pneumatik

18

3.3.1.3 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. 3.13 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

Obr. 3.14 Zvýšení styčné plochy při změně tlaku huštění pneumatik z 1,4 na 0,8 bar 3.3.2 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. 3.15. 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 m2.

Obr. 3.15 Traktor s pásovým podvozkem 20

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. 3.16 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. 3.16 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. 3.17 [Informační materiály Case].

21

Obr. 3.17 Nezávislé pásové jednotky U traktorů klasické koncepce mohou být kola s pneumatikami nahrazena samostatnými pásovými jednotkami Soucy track obr. 3.18. 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. 3.18 Pásové jednotky Soucy track 22

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. 3.19 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].

Obr. 3.19 Odpružení přední nápravy

3.5 Dotížení traktoru 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. 3.20 [Informační materiály Claas; Semetko, 1986; Bauer, 2010].

Obr. 3.20 Umístění závaží do předního TBZ a za kabinu 23

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

4.1 Specifikace zkušebního traktoru Tab. 4.1Specifikace zkušebního traktoru John Deere 8520 Převodovka

Motor Parametr

Jednotka

Hodnota

Parametr

Jednotka

Hodnota

Výrobce

[-]

John Deere

Typ

[-]

PowerShift

Počet válců

[n]

6

Přeplňování

[-]

turbodmychadlo s mezichladičem

Počet převodových stupňů

[n]

16 vpřed/ 5 vzad

Vstřikování

[-]

Common - Rail

Zdvihový objem

[cm3]

8 134

Jmenovitý výkon při 2 200 min-1

[kW]

199,4

Maximální výkon při 1 800 min-1

[kW]

231,4

Maximální točivý moment při 1 200 min-1

[Nm]

232,4

Hmotnosti Přední náprava

[kg]

6 370

Zadní náprava

[kg]

7 410

Celková hmotnost

[kg]

13 780

Obr. 4.2 Rozložení hmotnosti zkušebního traktoru John Deere 8520

25

Obr. 4.3 Zkušební traktor John Deere 8520

4.2 Metodika terénního měření 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 14 020 kg obr. 4.4.

Obr. 4.4 Zatěžování zkušebního traktoru 26

Měření bylo provedeno se třemi sadami pneumatik Michelin, Trelleborg a Continental obr. 4.5. 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

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. 4.7. 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

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. 4.8.

Obr. 4.8 Značky pro kontrolu posunutí pneumatik na ráfku

4.2.1 Měření vlhkosti půdy Během měření byly odebírány vzorky půdy pro stanovení hmotnostní vlhkosti půdy tab. 4.2. Vlhkost půdy byla vypočtena podle vztahu 1: [ ] kde Vhm = hmotnostní vlhkost [%], Mc = hmotnost vzorku před vysušením [g], Ms = hmotnost vzorku po vysušení [g].

29

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 Průměrná hmotnostní vlhkost

Úsek

Hmotnost vzorku před vysušením

n

MC

MS

VHM

ØVHM

[-]

[g]

[g]

[%]

[%]

1

396

349

13,47

2

378

326

15,95

3

427

362

17,96

1

421

372

13,17

2

380

328

15,85

3

392

342

14,62

1

853

748

14,04

2

863

761

13,4

3

779

685

13,72

1

341

278

22,66

2

341

280

21,79

3

340

278

22,3

1

887

742

19,54

2

950

797

19,2

3

818

685

19,42

Hmotnost vzorku Hmotnostní po vysušení vlhkost

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

Pro vyhodnocení byl použit software PenetroViewer ver. 5.08 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. 4.10 a 4.11.

31

Tab. 4.3 Výsledky měření penetrometrického odporu Měření

Jednotka

Před projetím soupravy

Po projetí soupravy

Série měření

[-]

1

2

3

1

2

3

1 PCI

[m]

0,14

0,15

0,17

0,09

0,08

0,12

2 PCI Hloubka při dosažení 2 MPa

[m]

0,80

0,76

0,80

0,14

0,15

0,63

[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]

Rp [MPa] Obr. 4.10 Průběh penetrometrického odporu před projetím soupravy

32

h [cm]

Rp [MPa] Obr. 4.11 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.

4.2.2 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

4.2.2.1 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. 4.12 Tenzometrický snímač Hottinger U2A 4.2.2.2 GPS modul Lokalizace soupravy a také skutečná rychlost byla zprostředkována GPS přijímačem obr. 4.13. Přijímač byl do měřícího notebooku připojen přes sběrnici RS232.

Obr. 4.13 Modul GPS 34

4.2.2.3 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 GPS18-5.

-

4.2.2.4 Vztahy pro vyhodnocení tahových vlastností traktoru Tahový výkon

Pt  Ft  v Ft v

[kW]

(2)

[%]

(3)

Tahová síla [kN] Skutečná pojezdová rychlost [m.s-1]

Prokluz 

v vt

v  vt vt

 100

Skutečná rychlost [m.s-1] 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 2 m  

35

[-]

(4)

Teoretická rychlost byla stanovena z údajů snímače otáček kola pomocí vztahu

vt 

  i  rd 180

[m.s-1]

(5)

Počet impulzů snímače za sekundu [s-1] i Dynamický poloměr kola [m] rd Měrná tahová spotřeba

mpt 

Qh ρ

Qh    103 [g.kW-1.h-1] Pt

(6)

Průměrná hodinová spotřeba paliva na měřeném úseku [l.h-1] 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. 4.14.

M

y

v ch

x

Mh

Gh o R rd

Fs

Yh Fh

Fv

ψ Obr. 4.14 Síly působící na hnací kolo 36

Podmínky rovnováhy k bodu 0 mají tvar:

F

 0,

Fs  Fv  Fh  0

(7)

F

 0,

Yh  G h  0

(8)

x

Y

M

o

 0,

M h  rd . Fv  rd . Fh  c h . Yh  0

(9)

kde: Gh

tíha připadající na hnací kolo

[N]

Yh

normálová reakce podložky na tíhu hnacího kola

[N]

Fv

síla odporu valení

[N]

Fs

suvná síla od rámu traktoru

[N]

R

výslednice normálové reakce a odporu valení

[N]

ch

vzdálenost normálové reakce od osy hnacího kola

[m]

rd

dynamický poloměr

[m]

Fh

hnací síla (reakce podložky na kolo)

[N]

Mh

hnací moment

[N.m]

Normálová reakce Yh je podobně jako v předchozím případě předsunuta před střed kola o hodnotu ch . Síla odporu valení je vyjádřena rovnicí 10: Fv  f . Yh  f . G h

[N]

(10)

Hnací moment motoru Mhm vyvolává na obvodu kola hnací sílu motoru Fhm, působící na rameni rd. Reakce půdy s hnací silou Fh 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: ic 

ω 2. π . n n    i p .i r .i k ω h 2. π . n h n h

37

(11)

kde: ω

úhlová rychlost klikového hřídele motoru

[s-1]

ωh

úhlová rychlost hnacího kola

[s-1]

ip, ir, ik

převodový poměr převodovky, rozvodovky koncového převodu

[-]

Řešením rovnic (11) a (12) vypočítáme hnací moment motoru při konst. zatížení motoru: M hm  M t . i c . η m  Fhm . rd

[N . m]

(12)

a také hnací sílu motoru vztah 13:

Fhm 

M t .i c . ηm rd

[N]

(13)

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:

μ

Fh Yh

[-]

(14)

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 ηt a tractive coefficient ψ. Pro vyhodnocení praktického dopadu na provoz traktoru lze využít měrnou tahovou spotřebu mpt. [Bauer, 2013; Semetko, 1986]

38

4.4 Specifikace zkoušených pneumatik Pro hodnocení vlivu konstrukce pneumatiky na tahové vlastnosti traktoru byly vybrány následující parametry: 4.4.1 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,] 4.4.2 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]: [ ] 4.4.3 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. 5.1. 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. 4.4.3.1 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. 4.15. 39

Obr. 4.15 Přímka proložená hranou šípu 4.4.4 Počet šípů U všech zkoušených pneumatik byl v laboratorní zkušebně pneumatik IGTT určen počet šípů všech zkoušených pneumatik. 4.4.5 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

4.5 Continental SVT 710/70 R42 [Zpráva IGTT; Technická specifikace Continental] 4.5.1 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

-

ph

Sc

Sd

Z

∆Sc

[-]

[kPa]

[cm2]

[cm2]

[%]

[%]

80

5909

1537

26,0

0

140

4565

1199

26,3

77,3

240

3417

908

26,6

57,8

Continental SVT 710/70 R42

Obr. 4.16 Celková plocha otisku pneumatiky Sc Continental SVT 710/70 R42 při tlaku huštění 80 kPa

41

Obr. 4.17 Plocha otisku dezénu pneumatiky Sd Continental SVT 710/70 R42 při tlaku huštění 80 kPa 4.5.2 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 + 1,5495

140

y = 0,795x + 0,0662

240

y = 0,9131x - 2,2011

Překrytí šípů pneumatiky Continental SVT 710/70 R42 v podélné ose dosahuje 23,6 mm.

42

4.5.3 Počet šípů Pneumatika Continental SVT 710/70 R42 má 21 šípů.

4.5.4 Dovolený rozsah tlaků huštění Tab. 4.6 Dovolený rozsah tlaků huštění Pneumatika

Dovolený rozsah tlaků huštění

[-]

[kPa]

Continental SVT

40 - 280

4.6 Trelleborg TM900 710/70 R42 [Zkušební zpráva IGTT, Technické specifikace Trelleborg] 4.6.1 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 TM900 710/70 R42 Pneumatika

Tlak huštění



Zaplnění


-

ph

Sc

Sd

Z

∆Sc

[-]

[kPa]

[cm2]

[cm2]

[%]

[%]

80

5649

1340

23,7

0

140

4397

1043

23,7

77,8

240

3535

847

24,0

62,6

Trelleborg TM900 710/70 R42

43

Obr. 4.18 Celková plocha otisku pneumatiky Sc Trelleborg TM900 710/70 R42 při tlaku huštění 80 kPa

Obr. 4.19 Plocha otisku dezénu pneumatiky Sd Trelleborg TM900 710/70 R42 při tlaku huštění 80 kPa 44

4.6.2 Sklon a překrytí šípů pneumatik Tab. 4.8 Rovnice přímek proložených hranou šípu Tlak huštění Rovnice přímky proložené hranou šípu pneumatiky

Pneumatika Trelleborg TM900 710/70 R42

[kPa]

[-]

80

y = 0,6427x - 0,8383

140

y = 0,8257x - 2,3096

240

y = 0,9326x - 3,3377

Překrytí šípů pneumatiky Trelleborg TM900 710/70 R42 v podélné ose dosahuje 0 mm. 4.6.3 Počet šípů Pneumatika Trelleborg TM900 710/70 R42 má 21 šípů.

4.6.4 Dovolený rozsah tlaků huštění Tab. 4.9 Dovolený rozsah tlaků huštění Pneumatika


[-]

[kPa]

Trelleborg TM 900

60 - 240

4.7 Michelin Axiobib IF 710/70 R42 [Zkušební zpráva IGTT, Technické specifikace Michelin] 4.7.1 Plocha otisku pneumatiky Plochy otisků pneumatik a procentuální rozdíly mezi plochami otisků jsou uvedeny v tabulce 4.10. Na obrázcích 4.20 a 4.21 jsou uvedeny příklady celkového otisku pneumatiky a otisku styku dezénu. Tab. 4.10 Plochy otisků pneumatiky Michelin Axiobib IF 710/70 R42 Pneumatika

Tlak huštění



Zaplnění


-

ph

Sc

Sd

Z

∆Sc

[-]

[kPa]

[cm2]

[cm2]

[%]

[%]

80

5631

1409

25,0

0

140

4369

1142

26,1

77,3

240

3333

918

27,5

57,8

Michelin Axiobib IF 710/70 R42

45

Obr. 4.20 Celková plocha otisku pneumatiky Sc Michelin Axiobib IF 710/70 R42 při tlaku huštění 80 kPa

Obr. 4.21 Plocha otisku dezénu pneumatiky Sd Michelin Axiobib IF 710/70 R42 při tlaku huštění 80 kPa 46

4.7.2 Sklon a překrytí šípů pneumatiky Tab. 4.11 Rovnice přímek proložených hranou šípu Tlak huštění

Rovnice přímek proložených hranou šípu

[kPa]

[-]

80

y = 0,6427x - 0,8383

140

y = 0,8257x - 2,3096

240

y = 0,9326x - 3,3377

Pneumatika Michelin Axiobib IF 710/70 R42

Překrytí šípů pneumatiky Michelin Axiobib IF 710/70 R42 v podélné ose dosahuje 11,8 mm. 4.7.3 Počet šípů Pneumatika Michelin Axiobib IF 710/70 R42 má 20 šípů. 4.7.4 Dovolený rozsah tlaků huštění Tab. 4.12 Dovolený rozsah tlaků huštění Pneumatika


[-]

[kPa]

Michelin Axiobib IF 710/70 R42

40 - 240

4.8 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 4.13. V tabulce je dále uvedeno, zda vypočtený korelační koeficient je na zvolené hladině významnosti (p  0,05) statisticky významný.

47

Tab. 4.13 Matice korelačních koeficientů r sledovaných parametrů, hvězdičky – statisticky významná korelační závislost

Zaplnění

Měrný tlak na půdu

0,366

0,985**

0,136

- 0,562*

- 0,229

0,985**

0,976**

- 0,252

- 0,923**

0,985**

1

0,970**

- 352

- 0,929**

0,136

0,976**

0,970**

1

- 0,118

- 0,885**

0,366

- 0,562*

- 0,252

- 352

- 0,118

1

0,400*

0,985**

- 0,229

0,400*

1

Délka otisku

Celková plocha otisku

Parametr

Tlak huštění

Šířka otisku

Tlak huštění

1

-0,166

Šířka otisku

-0,166

1

0,110

0,257

Délka otisku

- 0,947**

0,110

1


- 0,944**

0,257

Plocha styku dezénu

- 0,908**

Zaplnění Měrný tlak na půdu

Plocha styku dezénu

- 0,947** - 0,944** - 0,908**

- 0,923** - 0,929** - 0,885**

* - statisticky významná závislost ** - statisticky vysoce významná závislost Jak je z tab. 4.13 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. 4.22. .

48

Tlak huštění

Šířka otisku

Délka otisku


Plocha otisku dezénu

Zaplnění

Měrný tlak na půdu

Obr. 4.22 Bodový graf zvolených proměnných

49

Pro zjištění proměnlivosti dat u sledovaných parametrů byl sestaven krabicový graf na obr. 4.23. Před sestavením grafu byla data standardizována.

Obr. 4.23 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. 4.23 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. 4.24.

50

Obr. 4.24 Cattelův indexový graf úpatí vlastních čísel Na základě grafu na obr. 4.24 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. 4.24. Mezi další kroky patřilo sestrojení grafů komponentních vah obr 4.25.

Obr. 4.25 Graf komponentních vah 1. a 2. hlavní komponenty 51

Parametry umístěné v grafu na obr. 4.25 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. 4.26 je rozptylový diagram komponentního skóre pro faktor 1 a faktor 2.

Obr. 4.26 Rozptylový diagram komponentního skóre pro 1. a 2. hlavní komponentu Rozmístění jednotlivých druhů pneumatik v rozptylovém diagramu obr. 4.25 při různém zatížení a tlaku huštění vychází z grafu komponentních vah obr. 4.26. 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

Z rozptylového diagramu na obr. 4.26 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. Tab. 5.1 Naměřené hodnoty na 6., 8. a 10. RS s pneumatikami Trelleborg, 160 kPa Převodový stupeň

6

8

10

Tah síla Ft

Teoretická Skutečná rychlost rychlost vt v

Skutečná rychlost v

[kN]

[m/s]

[m/s]

[km/h]

8,61 27,69 39,05 52,42 60,15 50 9,26 30,73 47,88 54,5 56,54 44,69 9,35 36,28 46,02 53,06 48,11 62,49

1,8 1,78 1,78 1,78 1,78 1,78 2,39 2,38 2,36 2,36 2,36 2,37 3,18 3,07 3,13 2,98 3,12 2,68

1,77 1,63 1,35 0,98 0,63 1,09 2,35 2,08 1,46 1,13 1,2 1,57 3,1 2,5 2,13 1,67 2,09 0,87

6,36 5,87 4,86 3,52 2,28 3,93 8,46 7,49 5,25 4,09 4,32 5,64 11,16 9 7,67 6,02 7,51 3,15

53

Otáčky motoru nm -1

[min ] 2284 2263 2257 2260 2255 2261 2277 2262 2248 2248 2243 2256 2264 2180 2228 2115 2217 1903

Spotřeba paliva Qh

δ

Tahový výkon Pt

[l/h]

[%]

[kW]

17 25,1 32,1 38,5 42,8 36,8 20,5 33,2 45,1 49,9 49,9 42,8 24,6 43,5 54,9 57,3 55,7 59,8

2,9 8,6 24,1 45,1 64,4 38,7 2,2 12,5 38,3 52 49,1 33,9 2,9 18,5 32 43,8 33,1 67,3

15,2 45,2 52,7 51,3 38,1 54,6 21,8 63,9 69,8 61,8 67,8 70,1 29 90,7 98,1 88,8 100,4 54,6

Prokluz

Obr. 5.1 Tahová charakteristika s pneumatikami Trelleborg na 6., 8. a 10. rychlostní stupeň při tlaku huštění 160 kPa Tab. 5.2 Naměřené hodnoty na 6., 8. a 10. RS s pneumatikami Trelleborg, 120 kPa Převodový stupeň

6

8

10

Tah síla Ft



Otáčky motoru nm [min ] 2277 2265 2259 2251 2256 2259 2275 2259 2251 2245 2248 2226 2277 2251 2207 1982 2111 2086

[kN]

[m/s]

[m/s]

[km/h]

8,51 33,69 44,9 60,12 51,13 46,71 8,63 34,29 44,95 53,34 50,45 62,42 8,96 39,61 50,49 60,81 54,88 55,75

1,78 1,77 1,76 1,76 1,76 1,76 2,37 2,35 2,34 2,34 2,34 2,32 3,17 3,14 3,08 2,76 2,94 2,91

6,29 5,38 4,42 2,68 4,08 4,49 8,46 7,23 6,06 4,81 5,71 2,25 11,23 8,89 7,34 4,27 6,06 5,6

1,75 1,5 1,23 0,75 1,13 1,25 2,35 2,01 1,68 1,34 1,59 0,63 3,12 2,47 2,04 1,19 1,68 1,56

54

-1

Spotřeba paliva Qh

δ

Tahový výkon Pt

[l/h]

[%]

[kW]

17,1 28,5 34 41,1 36,4 34,4 19,7 34,7 41,5 47,5 44,5 55 23,8 47,9 56,1 59,5 57,4 57,8

2,4 15,4 30,4 57,6 35,7 29,2 2,2 14,6 28,2 42,9 32,2 73 2,1 21,2 33,7 57 42,7 46,5

14,9 50,4 55,1 44,8 57,9 58,3 20,3 68,9 75,6 71,2 80,1 39,1 28 97,9 103 72,1 92,4 86,7

Prokluz

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

6

8

10

Tah síla Ft [kN] 9,83 44,1 47,09 56,29 46,98 9,45 32,6 45,93 50,3 55,39 60,4 9,35 36,72 47,24 52,58 58,09 62,01

Teoretická Skutečná rychlost rychlost vt v [m/s] 1,76 1,75 1,75 1,75 1,75 2,35 2,33 2,33 2,32 2,32 2,32 3,14 3,11 3,09 3 2,87 2,77

[m/s] 1,73 1,19 1,22 0,58 1,17 2,35 1,9 1,66 1,45 1,08 0,8 3,11 2,46 2,2 1,79 1,36 0,95

Skutečná rychlost v [km/h] 6,24 4,28 4,4 2,08 4,2 8,44 6,84 5,97 5,22 3,87 2,89 11,2 8,86 7,94 6,46 4,9 3,44

55


[min ] 2282 2265 2264 2259 2264 2281 2265 2258 2255 2251 2246 2277 2254 2245 2179 2080 2012

Spotřeba paliva Qh [l/h] 18,1 33,7 34,7 39,3 34,4 19,7 34 41,6 44,2 47,4 51,5 23,1 45,1 52,9 56 57,9 59

δ

Tahový výkon Pt

[%] 2,6 32 30,2 67 33,3 1,9 18,6 28,7 37,6 53,6 65,3 2,1 20,8 28,8 40,3 52,6 65,6

[kW] 17 52,4 57,5 32,5 54,8 22,2 61,9 76,2 72,9 59,6 48,5 29,1 90,4 104,2 94,3 79 59,2

Prokluz

Obr. 5.3 Tahová charakteristika s pneumatikami Trelleborg na 6., 8. a 10. rychlostní stupeň při tlaku huštění 80 kPa Tab. 5.4 Naměřené hodnoty na 6., 8. a 10. RS s pneumatikami Michelin, 160 kPa Převodový stupeň

6

8

Tah síla Ft




Spotřeba paliva Qh

δ

Tahový výkon Pt

Prokluz

[kN]

[m/s]

[m/s]

[km/h]

[min ]

[l/h]

[%]

[kW]

7,63 7,56 15,01 30,92 37,69 45,59 56,26 55,52 42,42 7,32 49,55 53,3 57,84 48,62 40,28 53,99 41,55 38,1

1,84 1,84 1,84 1,83 1,83 1,83 1,82 1,82 1,83 2,46 2,43 2,43 2,43 2,44 2,44 2,43 2,44 2,44

1,81 1,81 1,8 1,61 1,42 1,32 0,65 0,96 1,35 2,44 1,53 1,34 1,08 1,58 1,77 1,34 1,77 1,74

6,52 6,53 6,48 5,79 5,13 4,74 2,33 3,46 4,84 8,77 5,51 4,84 3,89 5,67 6,38 4,83 6,39 6,28

2284 2284 2282 2273 2270 2267 2263 2259 2268 2283 2254 2251 2247 2261 2259 2250 2259 2261

16,4 16,4 18,1 26 29,7 32,2 41,3 39,8 31 18,1 44,8 47,5 51,4 44,1 38,9 48,4 39,8 38,2

1,5 1,4 2,1 12,1 22,1 27,9 64,5 47,2 26,4 1,1 37,1 44,7 55,4 35,4 27,4 44,7 27,3 28,5

13,8 13,7 27 49,8 53,6 59,9 36,5 53,4 57,1 17,8 75,9 71,6 62,6 76,7 71,4 72,5 73,8 66,5

56

Převodový stupeň

10

Tah síla Ft



Otáčky motoru nm

Spotřeba paliva Qh

δ

Tahový výkon Pt

Prokluz

[kN]

[m/s]

[m/s]

[km/h]

[min ]

-1

[l/h]

[%]

[kW]

6,83 40,06 45,13 26,24 52,36 51,4 60,6 51,75 40,03 45,17 51,4 61,46

3,27 3,23 3,23 3,26 3,06 3,07 2,81 3,03 3,24 3,21 3,04 2,72

3,24 2,33 2,28 3,02 1,76 1,67 1,18 1,6 2,34 2,17 1,67 0,85

11,67 8,39 8,19 10,88 6,33 6 4,26 5,76 8,44 7,8 6,02 3,06

2279 2251 2255 2276 2132 2142 1956 2114 2262 2236 2120 1893

19,7 49,7 53,8 35,4 57,1 56,9 59,7 57,3 48,4 53,9 57,2 59,7

0,8 27,8 29,7 7,4 42,5 45,8 57,8 47,2 27,8 32,4 45 68,7

22,2 93,4 102,7 79,4 92,2 85,7 71,7 82,9 93,8 97,9 85,9 52,3

Obr. 5.4 Tahová charakteristika s pneumatikami Michelin na 6., 8. a 10. rychlostní stupeň při tlaku huštění 160 kPa

57

Tab. 5.5 Naměřené hodnoty na 6., 8. a 10. RS s pneumatikami Michelin, 120 kPa Převodový stupeň

6

8

10

Tah síla Ft



[kN]

[m/s]

[m/s]

[km/h]

8,92 23,02 47,82 59,36 45,33 64,01 8,9 24,99 49,47 59,87 47,42 51,6 8,83 41,52 35,49 58,65 64,35 50,14

1,81 1,8 1,8 1,79 1,8 1,79 2,42 2,4 2,39 2,37 2,39 2,38 3,23 3,19 3,19 2,89 2,69 3,12

1,78 1,72 1,29 0,92 1,36 0,51 2,38 2,29 1,62 0,93 1,8 1,6 3,17 2,52 2,74 1,47 0,85 2,09

6,41 6,19 4,64 3,3 4,89 1,85 8,55 8,25 5,84 3,34 6,48 5,74 11,4 9,06 9,87 5,3 3,05 7,53


[min ] 2282 2270 2263 2256 2264 2252 2280 2265 2253 2237 2257 2247 2274 2250 2250 2034 1898 2202

Spotřeba paliva Qh

δ

Tahový výkon Pt

[l/h]

[%]

[kW]

17,6 24 35,5 41,9 34,8 45,4 20,1 29 45,7 53,5 42,5 46,1 22,8 49,1 44,6 58,8 59,5 56,2

3,1 4,8 28,3 48,9 24,5 71,4 2,5 4,8 32,1 60,8 24,8 33 3,5 21,2 14,1 48,9 68,5 33

15,9 39,6 61,7 54,4 61,6 32,8 21,2 57,3 80,3 55,6 85,3 82,3 28 104,5 97,3 86,4 54,4 104,9

Prokluz

Obr. 5.5 Tahová charakteristika s pneumatikami Michelin na 6., 8. a 10. rychlostní stupeň při tlaku huštění 120 kPa

58

Tab. 5.6 Naměřené hodnoty na 6., 8. a 10. RS s pneumatikami Michelin, 80 kPa

Převodový stupeň

6

8

10

Tah síla Ft



[kN]

[m/s]

[m/s]

[km/h]

7,82 37,26 53,41 58,29 64,13 47,31 8,46 34,2 51,72 60,34 64,89 43,29 7,82 54,55 40,5 59,05 53,46 31

1,8 1,78 1,78 1,77 1,78 1,78 2,39 2,39 2,36 2,36 2,35 2,37 3,18 3 3,16 2,89 3,04 3,18

1,79 1,55 1,21 1,04 0,57 1,29 2,38 2,12 1,65 1,19 0,92 1,85 3,17 2,08 2,6 1,65 2,12 2,81

6,44 5,58 4,37 3,74 2,06 4,63 8,56 7,62 5,93 4,27 3,3 6,66 11,41 7,5 9,37 5,93 7,64 10,11


[min ] 2290 2263 2267 2252 2266 2264 2275 2276 2247 2247 2238 2259 2266 2135 2251 2058 2168 2268

Spotřeba paliva Qh

δ

Tahový výkon Pt

[l/h]

[%]

[kW]

16,7 29,9 37,8 40,3 43,6 34,9 19,2 34,8 45,9 51,3 55,1 40,1 21,7 57 47,7 58,3 56,6 40,3

1,7 13 31,9 41,3 68 27,8 2,1 11,4 30,1 49,7 60,9 21,9 2 30,5 17,7 43 30,2 11,8

14 57,7 64,8 60,6 36,6 60,9 20,1 72,4 85,2 71,5 59,5 80,1 24,8 113,6 105,4 97,2 113,5 87

Prokluz

Obr. 5.6 Tahová charakteristika s pneumatikami Michelin na 6., 8. a 10. rychlostní stupeň při tlaku huštění 80 kPa 59

Tab. 5.7 Naměřené hodnoty na 6., 8. a 10. RS s pneumatikami Continental, 160 kPa

Převodový stupeň

6

8

10

Tah síla Ft



[kN]

[m/s]

[m/s]

[km/h]

7,16 33,72 48,01 43,57 56,34 50,41 7,67 33 47,31 53,07 54,15 60,64 7,74 36,79 50,19 43,82 54,03 56,23

1,83 1,81 1,81 1,82 1,81 1,81 2,44 2,42 2,41 2,4 2,4 2,39 3,26 3,21 3,16 3,21 3,05 2,93

1,8 1,52 1,2 1,35 0,66 1,18 2,4 2,07 1,64 1,49 1,32 0,89 3,2 2,69 2,13 2,34 1,78 0,89

6,49 5,47 4,31 4,86 2,37 4,23 8,66 7,44 5,91 5,35 4,75 3,2 11,51 9,68 7,67 8,41 6,42 3,21


[min ] 2279 2266 2258 2267 2259 2263 2282 2266 2255 2247 2245 2239 2279 2248 2211 2247 2136 2051

Spotřeba paliva Qh

δ

Tahový výkon Pt

[l/h]

[%]

[kW]

15,4 27,8 34,9 32,2 39,2 35,6 18,3 33,6 43,3 45,8 47,6 53 20,6 44,2 56,1 51 57 58,4

2,2 16,3 33,7 25,6 63,6 35,1 2 14,6 31,8 38,1 45 62,9 2,6 16,3 32,6 27,2 41,6 69,6

12,9 51,2 57,5 58,8 37,2 59,3 18,4 68,2 77,7 78,8 71,4 53,8 24,8 98,9 106,9 102,4 96,3 50,1

Prokluz

Obr. 5.7 Tahová charakteristika s pneumatikami Continental na 6., 8. a 10. rychlostní stupeň při tlaku huštění 160 kPa 60


Převodový stupeň

6

8

10

Tah síla Ft



[kN]

[m/s]

[m/s]

[km/h]

8,48 34,61 51,94 56,59 61,13 45,52 8,99 35,52 51,34 59,07 44,43 56,95 9,05 34,44 51,01 53,24 56,95 57,36

1,81 1,8 1,79 1,79 1,78 1,79 2,41 2,39 2,38 2,37 2,39 2,37 3,22 3,18 3,13 3,09 2,97 2,96

1,78 1,53 1,17 1,01 0,62 1,34 2,38 2,01 1,6 1,21 1,79 1,41 3,16 2,68 2,1 2,11 1,62 1,24

6,42 5,51 4,22 3,62 2,23 4,81 8,57 7,23 5,77 4,37 6,45 5,07 11,38 9,64 7,57 7,58 5,82 4,46


[min ] 2284 2271 2262 2259 2257 2267 2281 2264 2254 2248 2269 2250 2278 2256 2217 2187 2102 2093

Spotřeba paliva Qh

δ

Tahový výkon Pt

[l/h]

[%]

[kW]

16,7 28,2 36,2 39,3 41,5 32,7 19,5 35,8 45,1 50,5 41,6 48,2 23 43,5 56,1 56,4 57,5 57,8

2 14,8 34,6 43,7 65,2 25,5 1,9 16 32,6 48,9 25,1 40,7 2,3 15,9 32,8 31,8 45,5 58

15,1 53 60,8 56,9 37,9 60,8 21,4 71,3 82,3 71,7 79,6 80,1 28,6 92,2 107,3 112,1 92,1 71,1

Prokluz



Převodový stupeň

6

8

10

Tah síla Ft



[kN]

[m/s]

[m/s]

[km/h]

8,05 40,54 53,63 50,98 59,35 59,47 8,36 47,37 55,26 53,6 61,49 61,06 8,77 37,52 52,81 53,18 58,85 62,28

1,78 1,76 1,76 1,76 1,76 1,76 2,37 2,34 2,34 2,34 2,33 2,33 3,16 3,13 3,07 3,07 2,88 2,8

1,78 1,49 1,25 1,38 0,96 0,6 2,38 1,85 1,62 1,72 1,34 1,01 3,14 2,69 2,3 2,31 1,61 1,22

6,4 5,35 4,49 4,98 3,44 2,15 8,55 6,66 5,83 6,2 4,83 3,65 11,32 9,68 8,29 8,31 5,81 4,39


[min ] 2284 2268 2262 2264 2258 2258 2282 2257 2252 2253 2247 2247 2278 2253 2214 2211 2077 2015

Spotřeba paliva Qh

δ

Tahový výkon Pt

[l/h]

[%]

[kW]

16,7 31,5 36,8 34,8 40,4 40,4 18,4 42,4 46,5 45,3 51,1 51,1 22,1 45,7 56,1 56 58 59,1

1,8 15,8 29,1 21,5 45,6 66 2 21 30,7 26,4 42,5 56,6 1,6 14 25,1 24,8 44 56,4

14,3 60,2 66,9 70,5 56,7 35,6 19,9 87,7 89,5 92,3 82,5 61,9 27,6 100,9 121,7 122,8 95 75,9

Prokluz


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. 5.1 – 5.9 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 cm2. Hodnota celkové plochy otisku pneumatiky Continental byla použita jako základ pro výpočet rozdílů celkových otisků pneumatik. Celková plocha otisku pneumatiky Trelleborg byla 5649 cm2, což je rozdíl 260 cm2 resp. 4,4 %. Celková plocha otisku pneumatiky Michelin byla 5631 cm2, což je rozdíl 278 cm2 resp. 4,7 %. Při tlaku huštění 140 kPa byla největší celková plocha otisku pneumatiky naměřen u pneumatiky Continental SVT a jeho hodnota byla 4565 cm2. Hodnota celkové plochy otisku pneumatiky Continental byla použita jako základ pro výpočet rozdílů celkových ploch otisků pneumatik. Celková plocha otisku pneumatiky Trelleborg byla 4397 cm2, což je rozdíl 168 cm2 resp. 3,7 %. Celková plocha otisku pneumatiky Michelin byla 4369 cm2, což je rozdíl 196 cm2 resp. 4,3 %. Při tlaku huštění 240 kPa byl největší celkový otisk pneumatiky naměřen u pneumatiky Trelleborg a jeho hodnota byla 3535 cm2. Hodnota celkového otisku pneumatiky Trelleborg byla použita jako základ pro výpočet rozdílů celkových otisků pneumatik. Celková plocha otisku pneumatiky Continental byla 3417 cm2, což je rozdíl 118 cm2 resp. 3,3 %. Celková plocha otisku pneumatiky Michelin byla 3333 cm2, což je rozdíl 202 cm2 resp. 5,7 %.

63

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 cm2. Hodnota otisku dezény pneumatiky Continental byla použita jako základ pro výpočet rozdílů otisků dezénů. Otisk dezénu pneumatiky Trelleborg byl 1340 cm2, což je rozdíl 197 cm2 resp. 12,8 %. Otisk dezénu pneumatiky Michelin byl 1409 cm2, což je rozdíl 128 cm2 resp. 8,3 %. Při tlaku huštění 140 kPa byl největší otisk dezénu pneumatiky naměřen u pneumatiky Continental SVT a jeho hodnota byla 1199 cm2. Hodnota otisku dezénu pneumatiky Continental byla použita jako základ pro výpočet rozdílů celkových otisků pneumatik. Otisk dezénu pneumatiky Trelleborg byl 1043 cm2, což je rozdíl 156 cm2 resp. 13,0 %. Otisk dezénu pneumatiky Michelin byl 1142 cm2, což je rozdíl 57 cm2 resp. 4,8 %. Při tlaku huštění 240 kPa byl největší otisk dezénu pneumatiky naměřen u pneumatiky Michelin a jeho hodnota byla 918 cm2. Hodnota otisku dezénu pneumatiky Michelin byla použita jako základ pro výpočet rozdílů otisků dezénů pneumatik. Otisk dezénu pneumatiky Continental byl 908 cm2, což je rozdíl 10 cm2 resp. 1,1 %. Celkový otisk pneumatiky Trelleborg byl 847 cm2, což je rozdíl 71 cm2 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

Sc 7000 [cm2] 6500

Sc 6000 [cm2] 5500 Sc = -13,952ph + 6673,1 R² = 0,9452

5000

Continental 5909 cm2 = 100 % Trelleborg 5649 cm2 = ∆ 4,4 % Michelin 5631 cm2 = ∆ 4,7 %

4500 4000

6000

3500 3000 60

5500

100

140

180

220

260 ph [kPa]


5000

4500 Continental 3417 cm2 = ∆ 3,3 % Trelleborg 3535 cm2 = 100 % Michelin 3333 cm2 = ∆ 5,7 %

4000

3500

3000

80

140 Continental

Trelleborg

240 Michelin

Obr. 6.1 Po rovnání celkových ploch otisků Sc zkoušených pneumatik[Zkušební zpráva IGTT] 65

ph [kPa]

Sd [cm2] 1550

Sd 2000 [cm2]

Sd = -3,2594ph + 1649 R² = 0,8841

1350

Continental 1537 cm2 = 100 % Trelleborg 1340 cm2 = ∆ 12,8 % Michelin 1409 cm2 = ∆ 8,3 % 1500

1150 950


750 60

100

140

180

220 260 ph [kPa]

Continental 908 cm2 = ∆ 1,1 % Trelleborg 847 cm2 = ∆ 7,7 % Michelin 918 cm2 = 100 %

1000

500

0 80

140 Continental

Trelleborg

240 Michelin

Obr. 6.2 Porovnání otisků dezénů S d zkoušených pneumatik[Zkušební zpráva IGTT] 66

ph [kPa]

Z 30 [%] 28

Z 34 [%] 33

26 24

32

22

31

20

Z = 0,0069ph + 24,385 R² = 0,1198 60

100

140

180

30 29

28 27

Continental 26,0 % Trelleborg 23,7 % Michelin 25,0 %


220 260 ph [kPa]


26 25 24 23 22 21 20 80

140

Continental Trelleborg Michelin Obr. 6.3 Porovnání hodnot zaplnění Z zkoušených pneumatik[Zkušební zpráva IGTT] 67

240

ph [kPa]

6.2 Vliv sklonu šípu α, celkové plochy Sc, plochy dezénu Sd a zaplnění Z na tahové vlastnosti traktoru Rovnice proložených přímek jsou uvedeny v tab. 6.1. Ze směrnic přímek „k“ byly určeny úhly sklonu šípů, které jsou rovněž uvedeny v tab. 5.1. Grafické znázornění změny úhlu sklonu proložených přímek je uvedeno na obr. 6.4. Vliv sklonu šípu α na tahový výkon traktoru Pt je znázorněn na obr. 6.5, 6.6, 6.7, 6.8, 6.9 a 6.10. Tab 6.1 Rovnice přímek a úhly sklonů šípů pneumatik Pneumatiky

Tlak huštění

Rovnice přímky

Směrnice

Hodnota spolehlivosti

Úhel sklonu šípu

-

ph

y = kx + q

k

R

α

[-]

[kPa]

[-]

[-]

[-]

[°]

Continental

80

y = 0,6265x + 1,5495

0,6265

R² = 0,9902

31,84

Trelleborg

80

y = 0,6427x - 0,8383

0,6427

R² = 0,991

32,47

Michelin

80

y = 0,6598x + 1,3741

0,6598

R² = 0,9905

33,13

Continental

140

y = 0,795x + 0,0662

0,795

R² = 0,9928

37,89

Trelleborg

140

y = 0,8257x - 2,3096

0,8257

R² = 0,9889

38,86

Michelin

140

y = 0,7929x - 2,4355

0,7929

R² = 0,9953

37,82

Continental

240

y = 0,9131x - 2,2011

0,9131

R² = 0,9937

41,40

Trelleborg

240

y = 0,9326x - 3,3377

0,9326

R² = 0,9915

41,93

Michelin

240

y = 0,9633x - 3,6233

0,9633

R² = 0,9906

42,73

k 1 [-]

k = 0,0018ph + 0,5191 R² = 0,9456

0,9

0,8

0,7

0,6 ph [kPa] Obr. 6.4 Grafické znázornění změny směrnice přímky proložené šípem pneumatik

68

6.2.1 Vliv úhlu sklonu šípu pneumatik na maximální tahový výkon traktoru Ptmax [kW] 124 120

80 kPa

116 112

Pt = -1,6736α + 175,92 R² = 0,9979

108

240 kPa

140 kPa

104 100

30

32

34

36

38

40

42 α [°]

Obr. 6.5 Vliv sklonu šípu na maximální tahový výkon u pneumatik Continental Ptmax 106 [kW]

104

102 Pt = -0,3694α + 116,48 R² = 0,8418 100 31

33

35

37

39

41

43 α [°]

Obr. 6.6 Vliv sklonu šípu na maximální tahový výkon u pneumatik Trelleborg Ptmax 114 [kW] 112

Pt = -1,1302α + 149,89 R² = 0,8857

110 108 106

104 102 100

32

34

36

38

40

42

44 α [°]

Obr. 6.7 Vliv sklonu šípu na maximální tahový výkon u pneumatik Michelin 69

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

6. rychlostní stupeň


Obr. 6.8 Grafická analýza vlivu sklonu šípu pneumatiky na maximální tahový výkon při tlaku huštění 80 kPa



Obr. 6.9 Grafická analýza vlivu sklonu šípu pneumatiky na maximální tahový výkon při tlaku huštění 140 kPa 71

6. rychlostní stupeň 10. rychlostní stupeň Obr. 6.10 Grafická analýza vlivu sklonu šípu pneumatiky na maximální tahový výkon při tlaku huštění 240 kPa

72

Z grafu na obr. 6.8 je patrné, že při tlaku huštění 80 kPa byl nejnižší úhel sklonu šípu naměřen u pneumatik Continental, u kterých byl zároveň naměřen nejvyšší dosažený tahový výkon jak na 6., tak i na 10. rychlostní stupeň. Při sklonu šípu 31,84 ° byl s pneumatikami Continental naměřen nejvyšší tahový výkon 70,5 kW na 6. RS a 122,8 kW na 10. RS. U pneumatik Trelleborg byl sklon šípu 32,47 ° a maximální tahový výkon 57,5 kW na 6. RS a 104,2 kW na 10. RS. Při rozdílném sklonu šípu o 0,63 ° resp. 1,9 % byl rozdíl v tahových výkonech 13 kW resp. 18,4 % na 6. RS a 18,6 kW resp. 15,1 %. Jako základ pro výpočet byly použity hodnoty dosažené s pneumatikami Continental. U pneumatik Michelin byl naměřen sklon šípů 33,13 °. Přestože se jedná o nejvyšší úhel sklonu šípu, byl s pneumatikami Michelin dosažen tahový výkon 64,8 kW na 6. RS a 113,6 kW na 10. RS, což jsou hodnoty vyšší o 7,3 kW resp. o 11,3 % na 6. RS a 9,4 kW resp. o 8,3 % na 10. RS než u pneumatik Trelleborg, které mají sklon šípu o 0,66 ° resp. o 1,9 % nižší. Při tlaku huštění 140 kPa obr. 6.9 byl nejnižší sklon šípů pneumatik naměřen u pneumatik Continental 37,89 ° a Michelin 37,82 °, rozdíl ve sklonech činil pouze 0,07 ° resp. 0,2 %, což je statisticky zanedbatelný rozdíl. Zjištěný rozdíl v tahových výkonech, který činí 1,1 kW resp. 1,8 % na 6. RS a 7,2 kW resp. 6,4 % lze vysvětlit rozdílným počtem šípů pneumatik. Sklon šípů u pneumatik Trelleborg byl 38,86 °. Rozdíl mezi sklony šípů u pneumatik Continental a Trelleborg činí 0,97 ° resp. 2,5 %. Tahový výkon s pneumatikami Trelleborg byl 58,3 kW na 6. RS a 103,0 kW na 10. RS. Rozdíl mezi tahovými výkony u pneumatik Continental a Trelleborg činí 2,5 kW resp. 4,1 % na 6. RS a 9,1 kW resp. 8,1 %. Při všech výpočtech byly jako základ použity hodnoty dosažené s pneumatikami Continental. Při tlaku huštění pneumatik 240 kPa obr. 6.10 byl nejnižší sklon šípů zjištěn u pneumatik Continental a činil 41,4 °. Tahový výkon na 6. RS byl 59,3 kW a na 10. RS byl 106,9 kW. U pneumatik Trelleborg byl sklon šípů 41,93 °, což je o 0,53 ° resp. o 1,3 % více než u pneumatik Continental. Tahový výkon u pneumatik Trelleborg byl 54,6 kW na 6. RS a 100,4 kW na 10. RS. Rozdíl mezi pneumatikami Continental a Trelleborg činí 4,7 kW resp. 7,9 % na 6. RS a 6,5 kW resp. 6,1 %. U penumatik Michelin byl naměřen nejvyšší sklon šípů 42,73 °. Rozdíl mezi pneumatikami Continental a Michelin činí 1,3 ° resp. 3,2 %. S pneumatikami Michelin byl tahový výkon 59,9 kW na 6. RS a 102,7 na 10. RS: Rozdíl mezi pneumatikami Continental a Michelin činí 0,6 kW resp. 1,1 % na 6. RS a 4,2 kW resp. 3,9 %.

73

Z grafů na obr. 6.8, 6.9 a 6.10 je patrné, že velikost úhlu sklonu šípu pneumatiky má vliv na tahový výkon traktoru. Dále je patrné, že se zvyšujícím se tlakem huštění pneumatik roste i sklon šípů pneumatik, což je zobrazeno na obr. 6.4. Celková plocha otisku pneumatiky Sc byla zjištěna ve zkušební laboratoři pneumatik. Rozdíly mezi celkovými plochami otisku pneumatik jsou uvedeny v grafu na obr. 6.1. Na obr. 6.11 je graficky analyzován vliv celkové plochy otisku Sc na tahový výkon traktoru. Největší celková plocha otisku Sc 5909 cm2 byla naměřena u pneumatiky Continental, se kterou byl dosažen nejvyšší tahový výkon 70,5 kW na 6. RS a 122,8 kW na 10. RS. U pneumatik Michelin byla celková plocha 5631 cm2 a byl dosažen tahový výkon 64,8 kW na 6. RS, což je rozdíl 5,7 kW resp. 8,1 % proti pneumatikám Continental. Na 10. RS byl tahový výkon 113,6 kW, což je rozdíl 9,2 kW resp. 7,5 % proti pneumatikám Continental. Celková plocha otisku Sc u pneumatik Trelleborg byla 5649 cm2. Tahový výkon na 6. RS činil 57,5 kW, to je rozdíl 13 kW resp. 18,4 % proti pneumatikám Continental. Na 10. RS byl dosažen tahový výkon 104,2 kW, to je rozdíl 18,6 kW resp. 15,1 % proti pneumatikám Continental. Z výsledků analýzy vlivu celkové plochy otisku pneumatiky na tahový výkon plyne, že celková plocha otisku pneumatiky má vliv na tahový výkon traktoru.

Plocha otisku dezénu pneumatiky Sd byla zjištěna ve zkušební laboratoři pneumatik. Rozdíly mezi plochami otisku dezénu pneumatik jsou uvedeny v grafu na obr. 5.2. Na obr. 5.12 je graficky analyzován vliv plochy otisku dezénu Sd na tahový výkon traktoru. Největší plocha otisku dezénu Sd 1537 cm2 byla naměřena u pneumatiky Continental, se kterou byl dosažen nejvyšší tahový výkon 70,5 kW na 6. RS a 122,8 kW na 10. RS. U pneumatik Michelin byla plocha otisku dezénu 1409 cm2 a byl dosažen tahový výkon 64,8 kW na 6. RS, což je rozdíl 5,7 kW resp. 8,1 % proti pneumatikám Continental. Na 10. RS byl tahový výkon 113,6 kW, což je rozdíl 9,2 kW resp. 7,5 % proti pneumatikám Continental. Plocha otisku dezénu Sd u pneumatik Trelleborg byla 1340 cm2. Tahový výkon u pneumatik Trellebrog na 6. RS činil 57,5 kW, to je rozdíl 13 kW resp. 18,4 % proti pneumatikám Continental. Na 10. RS byl dosažen tahový výkon 104,2 kW, to je rozdíl 18,6 kW resp. 15,1 % proti pneumatikám Continental. Z výsledků analýzy vlivu plochy otisku dezénu pneumatiky na tahový výkon plyne, že plocha otisku dezénu pneumatiky má vliv na tahový výkon traktoru.

74



Obr 6.11 Grafická analýza vlivu celkové plochy otisku pneumatiky Sc na maximální tahový výkon při tlaku huštění 80 kPa 6. rychlostní stupeň


Obr. 6.12 Grafická analýza vlivu plochy otisku dezénu pneumatiky Sd na maximální tahový výkon při tlaku huštění 140 kPa 75



Obr. 6.13 Grafická analýza vlivu zaplnění otisku pneumatiky Z na maximální tahový výkon při tlaku huštění 240 kPa

76

Zaplnění pneumatiky Z bylo zjištěno ve zkušební laboratoři pneumatik [IGTT]. Rozdíly mezi zaplněním Z jsou uvedeny v grafu na obr. 6.3. Na obr. 6.13 je graficky analyzován vliv zaplnění Z na tahový výkon traktoru. Největší zaplnění Z 26,0 % bylo naměřeno u pneumatiky Continental, se kterou byl dosažen nejvyšší tahový výkon 70,5 kW na 6. RS a 122,8 kW na 10. RS. U pneumatik Michelin bylo zaplnění Z 25,0 % a byl dosažen tahový výkon 64,8 kW na 6. RS, což je rozdíl 5,7 kW resp. 8,1 % proti pneumatikám Continental. Na 10. RS byl tahový výkon 113,6 kW, což je rozdíl 9,2 kW resp. 7,5 % proti pneumatikám Continental. Zaplnění Z u pneumatik Trelleborg bylo 23,7 %. Tahový výkon u pneumatik Trellebrog na 6. RS činil 57,5 kW, to je rozdíl 13 kW resp. 18,4 % proti pneumatikám Continental. Na 10. RS byl dosažen tahový výkon 104,2 kW, to je rozdíl 18,6 kW resp. 15,1 % proti pneumatikám Continental. Z výsledků analýzy vlivu zaplnění na tahový výkon plyne, že zaplnění Z má vliv na tahový výkon traktoru. 6.2.2 Tahová účinnost ηt Tahová účinnost ηt vyjadřuje schopnost přeměnit efektivní výkon motoru Pe na tahový výkon Pt. Pro hodnocení kvality přenosu sil z pneumatiky na podložku je vhodné vycházet z nejvyššího tahového výkonu, který byl při každé zkoušce naměřen, proto budou porovnávány tahové účinnosti vycházející ze vztahu 15:

kde ηt = tahová účinnost [-], Ptmax = maximální tahový výkon [kW], Pemax = maximální efektivní výkon motoru [kW], ηm = mechanická účinnost [-], ηδ = účinnost prokluzová [-] a ηv = účinnost valení kol [-]. Ze vztahu 15 je patrné, že tahová účinnost zahrnuje přenos výkonu přes převodová ústrojí traktoru - ηm, pneumatiky traktoru - prokluzovou účinnost ηδ, a účinnost valení kol ηv. Pro porovnání schopnosti přenosu hnací síly z kol na podložku je vhodné použít tahovou účinnost pouze v případě, kdy jsou tahové zkoušky provedeny s jedním traktorem, a lze tedy předpokládat, že mechanická účinnost se nebude v průběhu zkoušek měnit. Projeví se pouze vlastnosti pneumatik, které by byly vyjádřeny pomocí prokluzové účinnosti a účinnosti valení. [Bauer, 2013; Semetko, 1986; Elwaleed, 2006]

77

6.2.3 Tractive coefficient ψ Tahová síla traktoru do jisté míry závisí na hmotnosti traktoru, respektive na hmotnosti připadající na hnací kola. Pro porovnání vlivu pneumatik na přenos sil je vhodné definovat bezrozměrný koeficient, který nebude zohledňovat mechanické vlastnosti jednotlivých funkčních skupin traktoru, ale bude vyjadřovat pouze kvalitu přenosu mezi pneumatikou a podložkou. Takovým koeficientem by mohl být součinitel využití záběru, který lze definovat pomocí vztahu pro výpočet hnací síly Fh. Hnací síla Fh je reakce podložky, která posouvá traktor vpřed a její velikost závisí na tíze traktoru a vlastnostech podložky. Lze ji definovat vztahem 17:

Fh = GHK . μ [kN]

(17),

kde Fh je hnací síla [kN], GHK je tíhá připadající na hnací kola [kN] a μ je součinitel využití záběru [-]. Pro hodnocení schopnosti traktoru přenést sílu z kola na podložku lze tedy použít vztah pro výpočet hnací síly Fh s vyjádřeným součinitelem využití záběru ve tvaru 18:

μ = Fh / GHK [-]

(18).

Vztah pro výpočet součinitele využití záběru definuje, jak velkou hnací sílu lze přenést z obvodu kola na podložku. Pro porovnání schopnosti přenést hnací sílu na podložku tedy lze použít tento vztah. Pro hodnocení tahových vlastností traktoru s různými typy pneumatik by však bylo lepší použít parametr, kterým lze porovnat tahové síly, tedy síly, které jsou pro traktor prioritní. Pro posouzení schopnosti přenést hnací sílu z obvodu kola na podložku, a tím vyvinout tahovou sílu, lze nejlépe využít Tractive coefficient, který lze definovat vztahem 20: [ ] kde ψ = tractive coefficient [-], Ftopt = tahová síla při nejvyšším tahovém výkonu [kN] a GHK je tíha na hnacích kolech [kN]. V případě polního měření, kde je použit stejný traktor a mění se pouze pneumatiky, bude tento koeficient porovnávat právě pouze vliv pneumatik na tahové vlastnosti traktoru, protože se nebudou měnit ostatní parametry, např. převodové poměry, výkon motoru, mechanické účinnosti atd. [Macmilan, 2002; Zoz, 2003; Wong, 2010]

78

6.2.4 Měrná tahová spotřeba mPt Spotřeba paliva traktoru, respektive náklady na pohonné hmoty jsou v praxi nejčastěji používaným kritériem pro hodnocení efektivity provozu traktoru. Obvykle je spotřeba paliva vztažena na množství vykonané práce - operativní spotřeba Q02 [l.ha-1].

Při měření

charakteristiky motoru je hodinová spotřeba paliva vztažena k efektivnímu výkonu motoru Pe - měrná spotřeba paliva mPe [g.kW-1.h-1]. Při tahových zkouškách je hodinová spotřeba vztažena k tahovému výkonu Pt - měrná tahová spotřeba mPt [g.kW-1.h-1]. Pro posouzení vlastností pneumatik z hlediska přenosu výkonu na podložku je tedy vhodné použít spotřebu paliva vztaženou k tahovému výkonu traktoru, měrnou tahovou spotřebu, která je definována vztahem 5 na str. 32. [Bauer, 2006; Semetko, 1986; Wong 2010]

6.3 Analýza naměřených a vypočtených hodnot z polního měření V tab. 6.1, 6.2 a 6.3 jsou uvedeny hodnoty naměřené během polního měření na 6., 8. a 10. rychlostní stupeň. Vypočtené hodnoty uvedené v tab. 6.1, 6.2 a 6.3 jsou vždy vztaženy k optimálním tahovým silám, které byly naměřeny při daných tlacích huštění pneumatik. Tabulky dále obsahují vypočtené hodnoty jednotlivých faktorů, které budou použity pro vyhodnocení. V grafech na obr. 6.14, 6.15, 6.16, 6.17, 6.18, 6.19, 6.20, 6.21 a 6.22 jsou porovnány tahové účinnosti, tractive coefficient a měrné tahové spotřeby pro jednotlivé tlaky huštění a převodové stupně.

79

Tab. 6.1 Naměřené a vypočtené hodnoty měřených pneumatik Continental, Michelin a Trelleborg na 6. rychlostní stupeň Pneumatiky

Tlak Optimální Hodinová huštění tahová spotřeba pneumatik síla

Prokluz kol

Maximální tahový výkon

Tahová účinnost

Tractive coefficient

Měrná tahová spotřeba

-

ph

Ftopt

Qh

δ

Pt

ηt

ψ

mPt

[-]

[kPa]

[kN]

[kg.h-1]

[%]

[kW]

[-]

[-]

[g.kW-1.h-1]

80

51,0

28,9

21,5

70,5

0,30

0,69

409,70

120

51,9

30,0

34,6

60,8

0,26

0,70

494,18

160

50,4

29,5

35,1

59,3

0,26

0,68

498,28

80

47,1

28,8

30,2

57,5

0,25

0,64

500,89

120

46,7

28,6

29,2

58,3

0,25

0,63

489,74

160

50,0

30,5

38,7

54,6

0,24

0,67

559,41

80

53,4

31,4

31,9

64,8

0,28

0,72

484,17

120

45,3

28,9

24,5

61,9

0,27

0,61

466,62

160

45,6

26,7

27,9

59,9

0,26

0,62

446,18

Continental SVT 710/70 R42 Trelleborg TM 900 710/70 R42 Michelin Axiobib IF 710/70 R42

80

ηt 0,35 [-] 0,30 0,25 0,20 0,15 0,10 0,05 0,00 80

120

Continental

Trelleborg

160 Michelin

ph [kPa]

Obr. 6.14 Grafická analýza tahových účinností na 6. RS ψ [-]

0,80 0,70 0,60 0,50 0,40 0,30 0,20 0,10 0,00 80

120

Continental

Trelleborg

160 ph [kPa]

Michelin

Obr. 6.15 Grafická analýza Tractive coefficient na 6. RS mPt 600 [g.kW-1.h-1] 500 400 300 200 100 0 80 Continental

120 Trelleborg

160 Michelin

ph [kPa]

Obr. 6.16 Grafická analýza měrné tahové spotřeby na 6. RS 81

Z obr. 6.14 je patrné, že při tlaku huštění pneumatik 80 kPa bylo dosaženo nejvyšší tahové účinnosti s pneumatikami Continental a její hodnota byla 0,30. Hodnota tahové účinnosti při nejvyšší dosažené tahové síle s pneumatikami Continental byla použita jako základ pro výpočet rozdílu mezi tahovými účinnostmi. S pneumatikami Michelin bylo dosaženo tahové účinnosti 0,28. Rozdíl mezi tahovými účinnostmi dosaženými s pneumatikami Continental a Michelin činí 0,02 respektive 6,6 %. S pneumatikami Trelleborg bylo dosaženo tahové účinnosti 0,25. Rozdíl mezi tahovými účinnostmi dosažnými s pneumatikami Continental a Trelleborg činí 0,05 respektive 16,7 %. Rozdíl mezi tahovými účinnostmi dosažnými s pneumatikami Michelin a Trelleborg činí 0,03 respektive 10,7 %. Jako základ byla použita tahová účinnost dosažená s pneumatikami Michelin. Dále je z obr. 6.14 patrné, že při tlaku huštění pneumatik 120 kPa bylo dosaženo nejvyšší tahové účinnosti s pneumatikami Michelin a její hodnota byla 0,27. Hodnota tahové účinnosti při nejvyšší dosažené tahové síle s pneumatikami Michelin byla použita jako základ pro výpočet rozdílu mezi tahovými účinnostmi. S pneumatikami Continental bylo dosaženo tahové účinnosti 0,26. Rozdíl mezi tahovými účinnostmi dosaženými s pneumatikami Continental a Michelin činí 0,01 respektive 3,7 %. S pneumatikami Trelleborg bylo dosaženo tahové účinnosti 0,25. Rozdíl mezi tahovými účinnostmi dosažnými s pneumatikami Michelin a Trelleborg činí 0,02 respektive 7,4 %. Rozdíl mezi tahovými účinnostmi dosažnými s pneumatikami Continental a Trelleborg činí 0,01 respektive 3,8 %. Jako základ byla použita tahová účinnost dosažená s pneumatikami Continental. Z obr. 6.14 je také patrné, že při tlaku huštění pneumatik 160 kPa bylo dosaženo nejvyšší tahové účinnosti s pneumatikami Michelin a Continental a její hodnota byla 0,26. S pneumatikami Trelleborg bylo dosaženo tahové účinnosti 0,24. Rozdíl mezi tahovými účinnostmi dosažnými s pneumatikami Trelleborg, Continental a Michelin činí 0,02 respektive 7,7 %. Jako základ pro výpočet rozdílu byla použita hodnota tahové účinnosti u pneumatik Michelin a Continental.

82

Z obr. 6.15 je patrné, že nejvyšší tractive coefficient byl dosažen s pneumatikami Michelin při tlaku huštění pneumatik 80 kPa a jeho hodnota byla 0,72. tractive coefficient dosažený při tlaku huštění 80 kPa s pneumatikami Michelin byl použit jako základ pro výpočet rozdílů v dosažených tractive coefficient. S pneumatikami Continental při tlaku huštění 80 kPa byl dosažen tractive coefficient 0,7. Rozdíl v dosažených tractive coefficient s pneumatikami Michelin a Continental činil 0,02 respektive 2,8 %. S pneumatikami Trelleborg byl dosažen při tlaku huštění pneumatik 80 kPa tractive coefficient 0,64. Rozdíl v dosažených tractive coefficient s pneumatikami Michelin a Trelleborg činil 0,08 respektive 11,1 %. Rozdíl mezi tractive coefficient dosažným s pneumatikami Continental a Trelleborg činí 0,06 respektive 8,6 %. Jako základ byl použit tractive coefficient dosažený s pneumatikami Continental. Z obr. 6.15 je dále patrné, že při tlaku huštění 120 kPa byl nejvyšší tractive coefficient dosažen s pneumatikami Continental a jeho hodnota byla 0,69. Tractive coefficient dosažený při tlaku huštění 120 kPa s pneumatikami Continental byl použit jako základ pro výpočet rozdílů v dosažených tractive coefficient. S pneumatikami Michelin při tlaku huštění 120 kPa byl

dosažen

Tractive

coefficient

0,61.

Rozdíl

v dosažených

tractive

coefficient

s pneumatikami Michelin a Continental činil 0,08 respektive 11,6 %. S pneumatikami Trelleborg bylo dosaženo při tlaku huštění pneumatik 120 kPa tractive coefficient 0,63. Rozdíl v dosažených tractive coefficient s pneumatikami Continental a Trelleborg činil 0,06 respektive 8,7 %. Rozdíl mezi tractive coefficient dosažným s pneumatikami Michelin a Trelleborg činí 0,02 respektive 3,3 %. Jako základ byl použit tractive coefficient dosažený s pneumatikami Michelin. Z obr. 6.15 dále plyne, že při tlaku huštění 160 kPa byl nejvyšší tractive coefficient dosaženo s pneumatikami Continental a jeho hodnota byla 0,68. Tractive coefficient dosažený při tlaku huštění 160 kPa s pneumatikami Continental byl použit jako základ pro výpočet rozdílů v dosažených tractive coefficient. S pneumatikami Michelin při tlaku huštění 160 kPa byl dosažen tractive coefficient 0,62. Rozdíl v dosažených tractive coefficient s pneumatikami Michelin a Continental činil 0,06 respektive 8,8 %. S pneumatikami Trelleborg bylo dosaženo při tlaku huštění pneumatik 160 kPa tractive coefficient 0,67. Rozdíl v dosažených tractive coefficient s pneumatikami Trelleborg a Continental činil 0,01 respektive 1,5 %.

83

Z obr. 6.16 je patrné, že nejnižší měrné tahové spotřeby bylo dosaženo při tlaku huštění 80 kPa s pneumatikami Continental a její hodnota byla 409,7 g.kW-1.h-1. Měrná tahová spotřeba při tlaku huštění 80 kPa s pneumatikami Continental byla použita jako základ pro výpočet rozdílu v měrných tahových spotřebách při tlaku huštění pneumatik 80 kPa. S pneumatikami Michelin bylo dosaženo měrné tahové spotřeby 446,2 g.kW-1.h-1. Rozdíl mezi měrnými tahovými spotřebami dosaženými s pneumatikami Continental a Michelin při tlaku huštění 80 kPa činí 36,5 g.kW-1.h-1 respektive 8,9 %. S pneumatikami Trelleborg bylo dosaženo měrné tahové spotřeby 486,7 g.kW-1.h-1. Rozdíl mezi měrnými tahovými spotřebami dosaženými s pneumatikami Continental a Trelleborg při tlaku huštění 80 kPa činí 77 g.kW-1.h-1 respektive 18,8 %. Rozdíl mezi měrnými tahovými spotřebami dosaženými s pneumatikami Michelin a Trelleborg při tlaku huštění 80 kPa činí 40,5 g.kW-1.h-1 respektive 9,1 %. Jako základ byla použita měrná tahová spotřeba dosažena s pneumatikami Michelin. Z obr. 6.16 je dále patrné, že nejnižší měrné tahové spotřeby při tlaku huštění 120 kPa bylo dosaženo s pneumatikami Michelin a její hodnota byla 466,6 g.kW-1.h-1. Měrná tahová spotřeba při tlaku huštění 120 kPa s pneumatikami Michelin byla použita jako základ pro výpočet rozdílu v měrných tahových spotřebách při tlaku huštění pneumatik 120 kPa. S pneumatikami Trelleborg bylo dosaženo měrné tahové spotřeby 500,9 g.kW-1.h-1. Rozdíl mezi měrnými tahovými spotřebami dosaženými s pneumatikami Michelin a Trelleborg při tlaku huštění 120 kPa činí 34,3 g.kW-1.h-1 respektive 7,4 %. S pneumatikami Continental bylo dosaženo měrné tahové spotřeby 494,2 g.kW-1.h-1. Rozdíl mezi měrnými tahovými spotřebami dosaženými s pneumatikami Continental a pneumatikami Michelin při tlaku huštění 120 kPa činí 27,6 g.kW-1.h-1 respektive 5,9 %. Rozdíl mezi měrnými tahovými spotřebami dosaženými s pneumatikami Continental a Trelleborg při tlaku huštění 120 kPa činí 6,7 g.kW-1.h-1 respektive 1,4 %. Jako základ byla použita měrná tahová spotřeba dosažena s pneumatikami Continental.

84

Z obr. 6.16 také plyne, že nejnižší měrné tahové spotřeby při tlaku huštění 160 kPa bylo dosaženo s pneumatikami Michelin a její hodnota byla 484,2 g.kW-1.h-1. Měrná tahová spotřeba při tlaku huštění 160 kPa s pneumatikami Michelin byla použita jako základ pro výpočet rozdílu v měrných tahových spotřebách při tlaku huštění pneumatik 160 kPa. S pneumatikami Continental bylo dosaženo měrné tahové spotřeby 498,3 g.kW-1.h-1. Rozdíl mezi měrnými tahovými spotřebami dosaženými s pneumatikami Michelin a Continental při tlaku huštění 160 kPa činí 14,1 g.kW-1.h-1 respektive 2,9 %. S pneumatikami Trelleborg bylo dosaženo měrné tahové spotřeby 559,4 g.kW-1.h-1. Rozdíl mezi měrnými tahovými spotřebami dosaženými s pneumatikami Trelleborg a Michelin při tlaku huštění 160 kPa činí 75,2 g.kW-1.h-1 respektive 15,5 %. Rozdíl mezi měrnými tahovými spotřebami dosaženými s pneumatikami Trelleborg a Continental při tlaku huštění 160 kPa činí 61,1 g.kW-1.h-1 respektive 10,9 %. Jako základ byla použita měrná tahová spotřeba dosažena s pneumatikami Trelleborg.

85



Prokluz kol


Tahová účinnost



-

ph

Ftopt

Qh

δ

Pt

ηt

ψ

mPt

[-]

[kPa]

[kN]

[kg.h-1]

[%]

[kW]

[-]

[-]

[g.kW-1.h-1]

80

53,6

37,6

26,4

92,3

0,40

0,72

407,4

120

51,3

37,4

32,6

82,3

0,36

0,71

454,8

160

53,1

38,0

38,1

78,8

0,34

0,69

482,4

80

45,9

34,5

28,7

76,2

0,35

0,68

453,1

120

50,5

36,9

32,2

80,1

0,33

0,62

461,1

160

44,7

35,5

33,9

70,1

0,30

0,60

506,8

80

51,7

38,1

30,1

85,2

0,37

0,70

413,5

120

47,4

35,3

24,8

85,3

0,36

0,66

447,1

160

48,6

36,6

35,4

76,7

0,33

0,64

477,2


86

ηt [-]

0,45 0,40 0,35 0,30 0,25 0,20 0,15 0,10 0,05 0,00 80

120

Continental

Trelleborg

160 ph [kPa]

Michelin


0,80 0,70 0,60 0,50 0,40 0,30 0,20 0,10 0,00 80

120

Continental

Trelleborg

160 ph [kPa]

Michelin

Obr. 6.18 Grafická analýza tractive coefficient na 8. RS mPt 600 [g.kW-1.h-1] 500 400 300 200 100 0 80 Continental

120 Trelleborg

160

ph [kPa]

Michelin

Obr. 6.19 Grafická analýza měrných tahových spotřebna 8. RS 87

Z obr. 6.17 je patrné, že při tlaku huštění pneumatik 80 kPa bylo dosaženo nejvyšší tahové účinnosti s pneumatikami Continental a její hodnota byla 0,40. Hodnota tahové účinnosti při nejvyšší dosažené tahové síle s pneumatikami Continental byla použita jako základ pro výpočet rozdílu mezi tahovými účinnostmi. S pneumatikami Michelin bylo dosaženo tahové účinnosti 0,37. Rozdíl mezi tahovými účinnostmi dosaženými s pneumatikami Continental a Michelin činí 0,03 respektive 7,5 %. S pneumatikami Trelleborg bylo dosaženo tahové účinnosti 0,35. Rozdíl mezi tahovými účinnostmi dosažnými s pneumatikami Continental a Trelleborg činí 0,05 respektive 12,5 %. Rozdíl mezi tahovými účinnostmi dosažnými s pneumatikami Michelin a Trelleborg činí 0,02 respektive 5,4 %. Jako základ byla použita tahová účinnost dosažená s pneumatikami Michelin. Dále je z obr. 6.17 patrné, že při tlaku huštění pneumatik 120 kPa bylo dosaženo nejvyšší tahové účinnosti s pneumatikami Michelin a její hodnota byla 0,37. Hodnota tahové účinnosti při nejvyšší dosažené tahové síle s pneumatikami Michelin byla použita jako základ pro výpočet rozdílu mezi tahovými účinnostmi. S pneumatikami Continental bylo dosaženo tahové účinnosti 0,36. Rozdíl mezi tahovými účinnostmi dosaženými s pneumatikami Michelin a Continental činí 0,01 respektive 2,7 %. S pneumatikami Trelleborg bylo dosaženo tahové účinnosti 0,33. Rozdíl mezi tahovými účinnostmi dosažnými s pneumatikami Michelin a Trelleborg činí 0,04 respektive 10,8 %. Rozdíl mezi tahovými účinnostmi dosažnými s pneumatikami Continental a Trelleborg činí 0,03 respektive 8,3 %. Jako základ byla použita tahová účinnost dosažená s pneumatikami Continental. Z obr. 6.17 dále plyne, že při tlaku huštění pneumatik 160 kPa bylo dosaženo nejvyšší tahové účinnosti s pneumatikami Continental a její hodnota byla 0,34. Hodnota tahové účinnosti při nejvyšší dosažené tahové síle s pneumatikami Continental byla použita jako základ pro výpočet rozdílu mezi tahovými účinnostmi. S pneumatikami Michelin bylo dosaženo tahové účinnosti 0,33. Rozdíl mezi tahovými účinnostmi dosaženými s pneumatikami Continental a Michelin činí 0,01 respektive 2,9 %. S pneumatikami Trellborg bylo dosaženo tahové účinnosti 0,3. Rozdíl mezi tahovými účinnostmi dosažnými s pneumatikami Trelleborg a Continental činí 0,04 respektive 11,8 %.

88

Z obr. 6.18 je patrné, že při tlaku huštění pneumatik 80 kPa byl nejvyšší tractive coefficient dosažen s pneumatikami Continental a jeho hodnota byla 0,72. Tractive coefficient dosažený při tlaku huštění 80 kPa s pneumatikami Continental byl použit jako základ pro výpočet rozdílů v dosažených tractive coefficient. S pneumatikami Michelin byl při tlaku huštění 80 kPa dosažen tractive coefficient 0,7. Rozdíl v dosažených tractive coefficient s pneumatikami Continental a Michelin činil 0,02 respektive 2,8 %. S pneumatikami Trelleborg bylo dosaženo při tlaku huštění pneumatik 80 kPa tractive coefficient 0,68. Rozdíl v dosažených tractive coefficient s pneumatikami Continental a Trelleborg činil 0,04 respektive 5,6 %. Rozdíl mezi tractive coefficient dosažným s pneumatikami Michelin a Trelleborg činí 0,02 respektive 2,9 %. Jako základ byl použit tractive coefficient dosažený s pneumatikami Michelin. Z obr. 6.18 je dále patrné, že při tlaku huštění pneumatik 120 kPa byl nejvyšší tractive coefficient dosažen s pneumatikami Continental a jeho hodnota byla 0,71. Tractive coefficient dosažený při tlaku huštění 120 kPa s pneumatikami Continental byl použit jako základ pro výpočet rozdílů v dosažených tractive coefficient. S pneumatikami Michelin byl při tlaku huštění 120 kPa dosažen tractive coefficient 0,66. Rozdíl v dosažených tractive coefficient s pneumatikami Continental a Michelin činil 0,05 respektive 7,0 %. S pneumatikami Trelleborg byl dosažen při tlaku huštění pneumatik 120 kPa tractive coefficient 0,62. Rozdíl v dosažených tractive coefficient s pneumatikami Continental a Trelleborg činil 0,09 respektive 12,7 %. Rozdíl mezi tractive coefficient dosažným s pneumatikami Michelin a Trelleborg činí 0,04 respektive 6,1 %. Jako základ byl použit tractive coefficient dosažený s pneumatikami Michelin. Z obr. 6.18 dále plyne, že při tlaku huštění pneumatik 160 kPa byl nejvyšší tractive coefficient dosažen s pneumatikami Continental a jeho hodnota byla 0,69. Tractive coefficient dosažený při tlaku huštění 160 kPa s pneumatikami Continental byl použit jako základ pro výpočet rozdílů v dosažených tractive coefficient. S pneumatikami Michelin byl při tlaku huštění 160 kPa dosažen tractive coefficient 0,64. Rozdíl v dosažených tractive coefficient s pneumatikami Continental a Michelin činil 0,05 respektive 7,2 %. S pneumatikami Trelleborg byl dosažen při tlaku huštění pneumatik 160 kPa tractive coefficient 0,60. Rozdíl v dosažených tractive coefficient s pneumatikami Continental a Trelleborg činil 0,09 respektive 13,0 %. Rozdíl mezi tractive coefficient dosažným s pneumatikami Michelin a Trelleborg činí 0,04 respektive 6,3 %. Jako základ byl použit tractive coefficient dosažený s pneumatikami Michelin.

89

Z obr. 6.19 je patrné, že při tlaku huštění 80 kPa bylo nejnižší měrné tahové spotřeby dosaženo s pneumatikami Continental a její hodnota byla 407,4 g.kW-1.h-1. Měrná tahová spotřeba při tlaku huštění 80 kPa s pneumatikami Continental byla použita jako základ pro výpočet rozdílů v měrných tahových spotřebách při tlaku huštění pneumatik 80 kPa. S pneumatikami Michelin bylo dosaženo měrné tahové spotřeby 413,5 g.kW-1.h-1. Rozdíl mezi měrnými tahovými spotřebami dosaženými s pneumatikami Continental a Michelin při tlaku huštění 80 kPa činí 6,1 g.kW-1.h-1 respektive 1,5 %. S pneumatikami Trelleborg bylo dosaženo měrné tahové spotřeby 453,1 g.kW-1.h-1. Rozdíl mezi měrnými tahovými spotřebami dosaženými s pneumatikami Continental a Trelleborg při tlaku huštění 80 kPa činí 45,7 g.kW-1.h-1 respektive 11,2 %. Rozdíl mezi měrnými tahovými spotřebami dosaženými s pneumatikami Michelin a Trelleborg při tlaku huštění 80 kPa činí 39,6 g.kW-1.h-1 respektive 9,6 %. Jako základ byla použita měrná tahová spotřeba dosažena s pneumatikami Michelin. Z obr. 6.19 je dále patrné, že při tlaku huštění 120 kPa bylo nejnižší měrné tahové spotřeby dosaženo s pneumatikami Michelin a její hodnota byla 447,1 g.kW-1.h-1. Měrná tahová spotřeba při tlaku huštění 120 kPa s pneumatikami Michelin byla použita jako základ pro výpočet rozdílů v měrných tahových spotřebách při tlaku huštění pneumatik 120 kPa. S pneumatikami Continental bylo dosaženo měrné tahové spotřeby 454,8 g.kW-1.h-1. Rozdíl mezi měrnými tahovými spotřebami dosaženými s pneumatikami Continental a Michelin při tlaku huštění 120 kPa činí 7,7 g.kW-1.h-1 respektive 1,7 %. S pneumatikami Trelleborg bylo dosaženo měrné tahové spotřeby 461,1 g.kW-1.h-1. Rozdíl mezi měrnými tahovými spotřebami dosaženými s pneumatikami Continental a pneumatikami Trelleborg při tlaku huštění 120 kPa činí 14 g.kW-1.h-1 respektive 3,1 %. Rozdíl mezi měrnými tahovými spotřebami dosaženými s pneumatikami Continental a Trelleborg při tlaku huštění 120 kPa činí 6,3 g.kW-1.h-1 respektive 1,4 %. Jako základ byla použita měrná tahová spotřeba dosažena s pneumatikami Continental.

90

Z obr. 6.19 dále plyne, že při tlaku huštění 160 kPa bylo nejnižší měrné tahové spotřeby dosaženo s pneumatikami Michelin a její hodnota byla 477,2 g.kW-1.h-1. Měrná tahová spotřeba při tlaku huštění 160 kPa s pneumatikami Michelin byla použita jako základ pro výpočet rozdílů v měrných tahových spotřebách při tlaku huštění pneumatik 160 kPa. S pneumatikami Continental bylo dosaženo měrné tahové spotřeby 482,4 g.kW-1.h-1. Rozdíl mezi měrnými tahovými spotřebami dosaženými s pneumatikami Continental a Michelin při tlaku huštění 160 kPa činí 5,2 g.kW-1.h-1 respektive 1,1 %. S pneumatikami Trelleborg bylo při tlaku huštění 160 kPa dosaženo měrné tahové spotřeby 506,8 g.kW -1.h-1. Rozdíl mezi měrnými tahovými spotřebami dosaženými s pneumatikami Continental a pneumatikami Trelleborg při tlaku huštění 160 kPa činí 29,6 g.kW-1.h-1 respektive 6,2 %. Rozdíl mezi měrnými tahovými spotřebami dosaženými s pneumatikami Continental a Trelleborg při tlaku huštění 160 kPa činí 24,4 g.kW-1.h-1 respektive 5,1 %. Jako základ byla použita měrná tahová spotřeba dosažena s pneumatikami Continental.

91



Prokluz kol


Tahová účinnost



-

ph

Ftopt

Qh

δ

Pt

ηt

ψ

mPt

[-]

[kPa]

[kN]

[kg.h-1]

[%]

[kW]

[-]

[-]

[g.kW-1.h-1]

80

53,2

46,5

24,8

122,8

0,53

0,72

378,5

120

53,2

46,8

31,8

112,1

0,48

0,71

417,6

160

50,2

46,6

32,6

106,9

0,46

0,68

435,6

80

47,2

43,9

28,8

104,2

0,45

0,68

421,3

120

50,5

46,6

33,7

103,0

0,45

0,65

445,3

160

48,1

35,5

33,1

100,4

0,43

0,64

452,1

80

54,6

47,3

30,5

113,6

0,49

0,74

416,5

120

50,1

46,6

33,0

104,9

0,45

0,68

434,8

160

45,1

44,7

29,7

102,7

0,44

0,61

444,7


92

ηt [-]

0,60 0,50 0,40 0,30 0,20 0,10 0,00 80

120

Continental

Trelleborg

160 ph [kPa]

Michelin


0,80 0,70 0,60 0,50 0,40 0,30 0,20 0,10 0,00 80

120

Continental

Trelleborg

160 ph [kPa]

Michelin

Obr. 6.21 Grafická analýza tractive coefficient na 10. RS mPt 600 [g.kW-1.h-1] 500 400 300 200 100 0 80 Continental

120 Trelleborg

160 Michelin

ph [kPa]

Obr. 6.22 Grafická analýza měrných tahových spotřeb na 10. RS 93

Z obr. 6.20 je patrné, že při tlaku huštění pneumatik 80 kPa bylo dosaženo nejvyšší tahové účinnosti s pneumatikami Continental a její hodnota byla 0,53. Hodnota tahové účinnosti při nejvyšší dosažené tahové síle s pneumatikami Continental byla použita jako základ pro výpočet rozdílu mezi tahovými účinnostmi. S pneumatikami Michelin bylo dosaženo tahové účinnosti 0,49. Rozdíl mezi tahovými účinnostmi dosaženými s pneumatikami Continental a Michelin činí 0,04 respektive 7,5 %. S pneumatikami Trelleborg bylo dosaženo tahové účinnosti 0,45. Rozdíl mezi tahovými účinnostmi dosažnými s pneumatikami Continental a Trelleborg činí 0,08 respektive 15,1 %. Rozdíl mezi tahovými účinnostmi dosažnými s pneumatikami Michelin a Trelleborg činí 0,04 respektive 8,2 %. Jako základ byla použita tahová účinnost dosažená s pneumatikami Michelin. Dále je z obr. 6.20 patrné, že při tlaku huštění pneumatik 120 kPa bylo dosaženo nejvyšší tahové účinnosti s pneumatikami Continental a její hodnota byla 0,48. Hodnota tahové účinnosti při nejvyšší dosažené tahové síle s pneumatikami Continental byla použita jako základ pro výpočet rozdílu mezi tahovými účinnostmi. S pneumatikami Michelin a Trelleborg bylo dosaženo tahové účinnosti 0,45. Rozdíl mezi tahovými účinnostmi dosaženými s pneumatikami Continental, Michelin a Trelleborg činí 0,03 respektive 6,3 %. Z obr. 6.20 je dále patrné, že při tlaku huštění pneumatik 160 kPa bylo dosaženo nejvyšší tahové účinnosti s pneumatikami Continental a její hodnota byla 0,46. Hodnota tahové účinnosti při nejvyšší dosažené tahové síle s pneumatikami Continental byla použita jako základ pro výpočet rozdílu mezi tahovými účinnostmi. S pneumatikami Michelin bylo dosaženo

tahové

účinnosti

0,44.

Rozdíl

mezi

tahovými

účinnostmi

dosaženými

s pneumatikami Continental a Michelin činí 0,02 respektive 4,3 %. S pneumatikami Trelleborg bylo dosaženo tahové účinnosti 0,43. Rozdíl mezi tahovými účinnostmi dosažnými s pneumatikami Trelleborg a Continental činí 0,03 respektive 6,5 %. Jako základ byla použita tahová účinnost dosažená s pneumatikami Continental. Rozdíl mezi tahovými účinnostmi dosažnými s pneumatikami Michelin a Trelleborg činí 0,01 respektive 2,3 %. Jako základ byla použita tahová účinnost dosažená s pneumatikami Michelin.

94

Z obr. 6.21 je patrné, že nejvyšší tractive coefficient při tlaku huštění pneumatik 80 kPa byl dosažen s pneumatikami Michelin a jeho hodnota byla 0,74. Tractive coefficient dosažený při tlaku huštění 80 kPa s pneumatikami Michelin byl použit jako základ pro výpočet rozdílů v dosažených tractive coefficient. S pneumatikami Continental při tlaku huštění 80 kPa byl dosažen tractive coefficient 0,72. Rozdíl v dosažených tractive coefficient s pneumatikami Michelin a Continental činil 0,02 respektive 2,7 %. S pneumatikami Trelleborg bylo dosaženo při tlaku huštění pneumatik 80 kPa tractive coefficient 0,68. Rozdíl v dosažených tractive coefficient s pneumatikami Michelin a Trelleborg činil 0,06 respektive 8,1 %. Rozdíl mezi tractive coefficient dosažným s pneumatikami Continental a Trelleborg činí 0,04 respektive 5,6 %. Jako základ byl použit tractive coefficient dosažený s pneumatikami Continental. Z obr. 6.21 je dále patrné, že nejvyšší tractive coefficient při tlaku huštění pneumatik 120 kPa byl dosažen s pneumatikami Continental a jeho hodnota byla 0,71. Tractive coefficient dosažený při tlaku huštění 120 kPa s pneumatikami Continental byl použit jako základ pro výpočet rozdílů v dosažených tractive coefficient. S pneumatikami Michelin byl při tlaku huštění pneumatik 120 kPa dosažen tractive coefficient 0,68. Rozdíl v dosažených tractive coefficient s pneumatikami Continental a Michelin činí 0,03 respektive 4,2 %. S pneumatikami Trelleborg bylo při talku huštění dosaženo tractive coefficient 0,65. Rozdíl v dosažených tractive coefficient mezi pneumatikami Continental a Trelleborg činí 0,06 respektive 8,5 %. Rozdíl mezi tractive coefficient dosažným s pneumatikami Michelin a Trelleborg činí 0,03 respektive 4,4 %. Jako základ byl použit tractive coefficient dosažený s pneumatikami Michelin. Z obr. 6.21 je dále patrné, že nejvyšší tractive coefficient byl při tlaku huštění pneumatik 160 kPa dosažen s pneumatikami Continental a jeho hodnota byla 0,68. Tractive coefficient dosažený při tlaku huštění 160 kPa s pneumatikami Continental byl použit jako základ pro výpočet rozdílů v dosažených tractive coefficient. S pneumatikami Michelin při tlaku huštění 160 kPa byl dosažen tractive coefficient 0,61. Rozdíl v dosažených tractive coefficient s pneumatikami Continental a Michelin činil 0,07 respektive 10,3 %. S pneumatikami Trelleborg byl dosažen při tlaku huštění pneumatik 160 kPa tractive coefficient 0,64. Rozdíl v dosažených tractive coefficient s pneumatikami Trelleborg a Continental činil 0,04 respektive 5,9 %. Rozdíl v dosažených tractive coefficient s pneumatikami Trelleborg a Michelin činil 0,03 respektive 4,7 %. Jako základ byl použit tractive coefficient dosažený s pneumatikami Michelin.

95

Z obr. 6.22 je patrné, že nejnižší měrné tahové spotřeby při tlaku huštění 80 kPa bylo dosaženo s pneumatikami Continental a její hodnota byla 378,5 g.kW-1.h-1. Měrná tahová spotřeba při tlaku huštění 80 kPa s pneumatikami Continental byla použita jako základ pro výpočet rozdílu v měrných tahových spotřebách. S pneumatikami Michelin bylo dosaženo měrné tahové spotřeby 416,5 g.kW-1.h-1. Rozdíl mezi měrnými tahovými spotřebami, které byly dosaženy s pneumatikami Continental a Michelin při tlaku huštění 80 kPa činí 38 g.kW-1.h-1 respektive 10 %. S pneumatikami Trelleborg bylo dosaženo měrné tahové spotřeby 421,3 g.kW-1.h-1. Rozdíl mezi měrnými tahovými spotřebami dosaženými s pneumatikami Continental a Trelleborg při tlaku huštění 80 kPa činí 42,8 g.kW-1.h-1 respektive 11,3 %. Rozdíl mezi měrnými tahovými spotřebami dosaženými s pneumatikami Michelin a Trelleborg při tlaku huštění 80 kPa činí 4,8 g.kW-1.h-1 respektive 1,2 %. Jako základ byla použita měrná tahová spotřeba dosažena s pneumatikami Michelin. Z obr. 6.22 je dále patrné, že nejnižší měrné tahové spotřeby při tlaku huštění 120 kPa bylo dosaženo s pneumatikami Continental a její hodnota byla 417,6 g.kW-1.h-1. Měrná tahová spotřeba při tlaku huštění 120 kPa s pneumatikami Continental byla použita jako základ pro výpočet rozdílu v měrných tahových spotřebách. S pneumatikami Michelin bylo dosaženo měrné tahové spotřeby 434,8 g.kW-1.h-1. Rozdíl mezi měrnými tahovými spotřebami dosaženými s pneumatikami Continental a Michelin činí 17,2 g.kW-1.h-1 respektive 4,1 %. S pneumatikami Trelleborg bylo dosaženo měrné tahové spotřeby 445,3 g.kW-1.h-1. Rozdíl mezi měrnými tahovými spotřebami dosaženými s pneumatikami Continental a Trelleborg při tlaku huštění 120 kPa činí 27,7 g.kW-1.h-1 respektive 6,6 %. Rozdíl mezi měrnými tahovými spotřebami dosaženými s pneumatikami Michelin a Trelleborg při tlaku huštění 120 kPa činí 10,5 g.kW-1.h-1 respektive 2,4 %. Jako základ byla použita měrná tahová spotřeba dosažena s pneumatikami Michelin.

96

Z obr. 6.22 je dále patrné, že nejnižší měrné tahové spotřeby při tlaku huštění 160 kPa bylo dosaženo s pneumatikami Continental a její hodnota byla 435,6 g.kW-1.h-1. Měrná tahová spotřeba při tlaku huštění 160 kPa s pneumatikami Continental byla použita jako základ pro výpočet rozdílu v měrných tahových spotřebách při tlaku huštění pneumatik 160 kPa. S pneumatikami Michelin bylo dosaženo měrné tahové spotřeby 444,7 g.kW-1.h-1. Rozdíl mezi měrnými tahovými spotřebami dosaženými s pneumatikami Michelin a Continental při tlaku huštění 160 kPa činí 9,1 g.kW-1.h-1 respektive 2,1 %. S pneumatikami Trelleborg bylo dosaženo měrné tahové spotřeby 452,1 g.kW-1.h-1. Rozdíl mezi měrnými tahovými spotřebami dosaženými s pneumatikami Trelleborg a Continental při tlaku huštění 160 kPa činí 16,5 g.kW-1.h-1 respektive 3,8 %. Rozdíl mezi měrnými tahovými spotřebami dosaženými s pneumatikami Michelin a Trelleborg při tlaku huštění 160 kPa činí 7,4 g.kW-1.h-1 respektive 1,7 %. Jako základ byla použita měrná tahová spotřeba dosažena s pneumatikami Michelin.

7

ANALÝZA ZÍSKANÝCH VÝSLEDKŮ A DISKUZE

Z uvedených výsledků plyne, že snížení tlaku huštění pneumatik má kladný vliv na tahové vlastnosti traktoru. Jak je patrné z obr 7.1, 7.2 a 7.3, tahová účinnost s klesajícím tlakem huštění pneumatik roste. ηt 0,35 [-] 0,30 0,25 0,20 0,15 0,10 0,05 0,00 80

120 Continental

Trelleborg

160 Michelin

Obr. 7.1 Grafická analýza tahových účinností na 6. RS

97

ph [kPa]

ηt [-]

0,45 0,40 0,35 0,30 0,25 0,20 0,15 0,10 0,05 0,00 80 Continental

120 Trelleborg

160 ph [kPa]

Michelin

Obr. 7.2 Grafická analýza tahových účinností na 8. RS ηt [-]

0,60 0,50 0,40 0,30 0,20 0,10 0,00 80 Continental

120 Trelleborg

160 Michelin

ph [kPa]

Obr. 7.3 Grafická analýza tahových účinností na 10. RS Hodnoty tahové účinnosti se u zkoušených pneumatik pohybovaly v rozmezí od 26 % do 53 %. Efektivní výkon motoru je však přenášen přes převodová ústrojí, která snižují přenášený výkon o mechanické ztráty. Další výkonovou ztrátou je přenos sil z pneumatik na podložku, kdy velikost ztráty závisí na mnoha faktorech, například konstrukcí pneumatiky, tlaku huštění pneumatik, pracovním povrchu atd.

98

Tahová účinnost je vyjádřením kvality přenosu výkonu motoru na tahový výkon, který je závislý na tahové síle a rychlosti jízdy. Optimální tahová síla se snižujícím se tlakem huštění pneumatik rostla, jak je patrné z tab. 7.1, 7.2 a 7.3. Vliv tlaku huštění pneumatik byl zjišťován několika dalšími autory a institucemi. Frank M. Zoz provedl polní měření s traktorem vybaveným předními pneumatikami o rozměrech 18.4 R42 a zadními pneumatikami 710/70 R38. Při první části měření byly pneumatiky nahuštěny na tlak 165 kPa. Při druhé části byl tlak huštění snížen na 96 kPa. Traktor byl brzděn brzdícím traktorem a během měření byly zaznamenávány údaje o tahové síle, rychlosti jízdy a spotřebě paliva. Z naměřených údajů byla vypočtena tahová účinnost, která byla porovnávána před a po snížení tlaku huštění pneumatik. Z výsledků měření vyplývá, že po snížení tlaku huštění došlo ke zvýšení maximálních hodnot tahových účinností v rozmezí od 4 do 7 % [Zoz, 2003] Vliv tlaku huštění pneumatik na tahové vlastnosti traktoru byl také měřen u traktoru John Deere 6920S na Ústavu techniky a automobilové dopravy na Mendelově univerzitě. Výsledky měření ukazují, že při tlaku huštění pneumatik 180 kPa byla naměřena nejvyšší tahová síla 51,1 kN, zatímco nejvyšší tahová síla naměřená při tlaku huštění 75 kPa v přední a 65 kPa v zadních pneumatikách byla 57,9 kN, což je rozdíl 6,8 kN respektive 11,7 %. Jako základ pro výpočet rozdílu byla použita nejvyšší tahová síla při tlaku huštění pneumatik 75 kPa v předních a 65 kPa v zadních pneumatikách [Bauer, 2006]. Porovnání tahových vlastností traktoru s různými tlaky huštění proved například také J.M. Serrano, který provedl polní měření s traktorem Massey Ferguson 3060, kdy byl traktor agregován s taženým diskovým podmítačem a při tlacích huštění 140 kPa ve všech pneumatikách a 100 kPa v předních a 70 kPa v zadních pneumatikách. Z výsledků měření je patrné, že změnou tlaku huštění pneumatik došlo ke snížení prokluzu kol až o 15 % a snížení spotřeby paliva až o 20 % na hektar zpracované půdy. Jak při měření tahových charakteristik traktoru, tak při polním měření traktoru v agregaci s diskovým podmítačem se prokázal kladný vliv sníženého tlaku huštění pneumatik na výstupní parametry traktoru [Serrano, 2009].

99

Hodnoty tractive coefficient se při polním měření pohybovaly v rozmezí 0,61 až 0,74 a z obr. 7.4, 7.5 a 7.6 je patrné, že s klesajícím tlakem huštění pneumatik tractive coefficient rostl. ψ 0,35 [-] 0,30 0,25 0,20 0,15 0,10 0,05 0,00 80

120

Continental

Trelleborg

160 p [kPa] h Michelin

Obr. 7.4 Grafická analýza Tractive coefficient na 6. RS ψ [-]

0,80 0,70 0,60 0,50 0,40 0,30 0,20 0,10 0,00 80 Continental

120 Trelleborg

160 Michelin

Obr. 7.5 Grafická analýza tractive coefficient na 8. RS

100

ph [kPa]

ψ [-]

0,80 0,70 0,60 0,50 0,40 0,30 0,20 0,10 0,00 80 Continental

120 Trelleborg

160 Michelin

ph [kPa]

Obr. 7.6 Grafická analýza tractive coefficient na 10. RS Měření tahových vlastností traktoru John Deere 8520 provedli také pracovníci zemědělské univerzity v Nebrasce. První měření traktoru John Deere proběhlo bez dotížení, kdy traktor dosahoval hmotnosti 10 860 kg. Druhé měření proběhlo s přídavným závažím, v tomto případě traktor dosahoval hmotnosti 15 310 kg. Při měření byly vyhodnocovány např. hodnoty tahové síly, rychlosti a spotřeby paliva atd. Hodnoty tractive coefficientu se pohybovaly od 0,48 do 0,88 při prvním měření bez dotížení, po dotížení se hodnoty tractive coefficient pohybovaly v rozmezí od 0,68 do 0,92. Vyšší hodnoty tractive coefficient jsou dány několika faktory. Zkušebna traktorů univerzity v Nebrasce testuje traktory na betonové zkušební dráze, tedy na dráze, kde součinitel využití záběru dosahuje vysokých hodnot a nedochází k tak velkým ztrátám prokluzem, jako na strništi nebo podmítnutém poli. Dalším faktorem je počet pneumatik. V USA jsou traktory zkoušeny s dvoj nebo troj montáží pneumatik obr. 7.7, což zvyšuje styčnou plochu mezi pneumatikami a zkušebním povrchem a tím zvyšuje účinnost přenosu sil. [Nebraska university]

Obr. 7.7 Zkoušený traktor ve zkušebně Nebraska 101

Z výsledků je patrné, že čím vyšší je tahová účinnost, tím nižší je měrná tahová spotřeba. Je to dáno vztahem pro výpočet tahové účinnosti, kde vyšší tahový výkon znamená, že lépe využíváme efektivní výkon motoru a energii obsaženou v palivu. Porovnáme-li hodnoty naměřené s pneumatikami Continental při tlacích huštění 80 a 160 kPa na 10. rychlostní stupeň tab. 6.1, můžeme porovnat vliv tlaku huštění pneumatik: Tab. 7.1 Porovnání naměřených hodnot na 10. RS při tlaku huštění 80 a 160 kPa Tlaky huštění

Rozdíl

Parametr

Jednotka

80 kPa

160 kPa

∆

Hodinová spotřeba

[kg.h-1]

46,5

46,6

0,1

Průměrný prokluz

[%]

24,8

32,6

7,8

Tahový výkon

[kW]

122,8

106,9

15,9

Z tab. 7.1 plyne, že při stejné hodinové spotřebě paliva, traktor pracoval s prokluzem o 7,8 % nižším a s tahovým výkonem vyšším o 15,9 kW respektive 12,9 %. Jako základ byl použit tahový výkon při tlaku huštění 80 kPa. Traktor tedy pracoval s vyšší tahovou účinností, v praxi by to znamenalo, že by traktor dokázal pracovat např. nářadí s větším pracovním záběrem při snížení plošné spotřeby. Snížení měrné tahové spotřeby po snížení tlaku huštění pneumatik potvrzuje také měření provedené na Mendelově univerzitě Ústavem techniky a automobilové dopravy. Provedené terénní měření bylo mimo jiné zaměřeno na porovnání tahových vlastností traktoru John Deere 8320R při rozdílných tlacích huštění pneumatik. Přední pneumatiky traktoru o rozměru 600/70 R30 byly v první části měření nahuštěny na tlak 160 kPa, v druhé části byl tlak huštění v předních pneumatikách snížen na 120 kPa. Zadní pneumatiky o rozměru 710/70 R42 byly v první části měření nahuštěny na tlak 140 kPa, v druhé části měření byl tlak snížen na 100 kPa. Pro všechny výše uvedené tlaky huštění pneumatik byly provedeny tahové zkoušky. Z výsledků měření plyne, že například na devátý rychlostní stupeň dosáhl traktor při tlaku huštění 160 kPa v předních a 140 kPa v zadních pneumatikách tahového výkonu 135,8 kW s měrnou tahovou spotřebou 388,8 g.kW-1.h-1. Při sníženém tlaku huštění na 120 kPa v předních a 100 kPa v zadních pneumatikách traktor dosáhl nejvyššího tahového výkonu 157,8 kW s měrnou tahovou spotřebou 323,6 g.kW-1.h-1. Rozdíl v měrných tahových spotřebách na 9. Rychlostní stupeň činí 65,2 g.kW-1.h-1, respektive 20,2 %. Pro výpočet rozdílu v měrných tahových spotřebách byla jako základ použita měrná tahová spotřeba dosažena při tlaku huštění 160 kPa v předních a 140 kPa v zadních pneumatikách. Rozdílné průběhy měrných tahových spotřeb na devátý rychlostní stupeň jsou uvedeny na obr. 7.8. [Bauer, 2010] 102

160 δ [%] 140

1000 mPt -1 -1 [g.kW .h ] 900

800

120

700 600

100

500

80

400

60

300

40

200

20

100 0

0

20

40

60

160/140 kPa

80

100

0 120 Ft [kN]

120/100 kPa

Obr. 7.8 Průběhy měrných tahových spotřeb a prokluzů kol na 9. RS při tlacích huštění 160/140 kPa a 120/100 kPa Z výsledků měření vyplývá, že při tlaku huštění pneumatik 80 kPa bylo dosaženo nejvyšší tahové účinnosti s pneumatikami Continental. Pneumatiky Continental dosahovaly nejvyšší celkové plochy otisku pneumatiky Sc, nejvyšší plochy dezénu pneumatiky Sd a největšího zaplnění Z. Konstrukční odlišnosti jednotlivých pneumatik se výrazně neprojevily. Například pneumatiky Michelin jsou vyrobeny s 20 šípy. Při porovnání s pneumatikami Continental však nedosahovaly výrazně odlišných hodnot u porovnávaných parametrů. Nejvýznamnější rozdíl v počtu šípů byl při tlaku huštění 160 kPa, kdy při nejmenší celkové ploše otisku pneumatiky Sc dosahovaly pneumatiky Michelin nejvyšší plochy otisku dezénu Sd a zaplnění Z. Největší konstrukční odlišnosti měly pneumatiky Trelleborg, které mají odlišný tvar šípu. Pneumatiky Trelleborg dosahovaly při celém měření nejhorších hodnot u sledovaných parametrů. U pneumatik Trelleborg při tlaku huštění 160 kPa byla naměřena nejvyšší celková plocha otisku pneumatiky Sc. Zároveň však byla změřena nejmenší plocha otisku dezénu Sd a zaplnění Z.

103

8

ZÁVĚR

Zemědělské traktory jsou konstrukčně složité stroje a pouze zjišťováním jejich vlastností při specifických situacích lze poznat, jak využívat plný potenciál moderních elektronických systémů, které jsou v poslední době implementovány do zemědělských traktorů. Neméně menším pokrokem však prošly traktorové pneumatiky. Na trhu jsou k dostání pneumatiky s mnoha rozměry, od kultivačních pneumatik s šířkou 100 mm až po pneumatiky s šířkou přesahující hranici 900 mm. Moderní pneumatiky umožňují s využitím technologií zesíleného plátování běhounu a bočnic pneumatik pracovat s nízkým tlakem huštění. Dále je možné traktor vybavit pneumatikami s různým druhem dezénu podle podmínek, ve kterých bude traktor nasazen. Pro tahové práce jsou nejvhodnější pneumatiky se záběrovým šípovým dezénem, u kterých výrobci pneumatik stále zkoumají nové možnosti, jak zlepšit přenos sil z obvodu pneumatiky na podložku, při tom volí různá konstrukční řešení. Vlivy různých konstrukčních řešení pneumatik byly zjišťovány při terénním měření, které bylo popsáno v kapitole 4.3. Odlišnosti v konstrukci pneumatik byly porovnány v kapitole 4.5 a jsou patrné zejména při změnách tlaku huštění. Vliv tlaku huštění na konstrukci pneumatiky byl prokázán v kapitole 5, kde jsou porovnány plochy otisků pneumatik při různých tlacích huštění a úhly sklonu šípů pneumatik. Z výsledků grafického porovnání otisků pneumatik a sklonů šípů je patrné, že se snižujícím se tlakem huštění pneumatik roste celková plocha otisku pneumatik a snižuje se úhel sklonu šípů. Výsledky terénního měření, které jsou uvedeny v kapitole 5.3, ukazují, že odlišnosti v konstrukci pneumatik mají vliv na tahovou charakteristiku traktoru. Z výsledků uvedených v kapitolách 5.3 a 5.5 je patrné, že tahové vlastnosti traktoru výrazně ovlivňuje tlak huštění pneumatik a úhel sklonu šípu pneumatik. Při změně tlaku huštění u stejného typu pneumatik ze 160 kPa na 80 kPa se průměrně zvýšila tahová účinnost traktoru o 0,7 resp. o 13 %, tractive coefficient se průměrně zvýšil o 0,04 resp. o 5,6 %, měrná tahová spotřeba klesla o 57,1 resp. o 13,1 %. Velmi důležitým faktorem při koupi traktoru je volba výbavy a příslušenství. Cena vhodně vybaveného traktoru pro nejtěžší polní práce může dosáhnout několik milionů korun. Při tak vysoké investici je velmi důležitá znalost jednotlivých funkčních uzlů traktoru pro optimální výběr parametrů a výbavy traktoru. V dizertační práci bylo prokázáno, že pneumatiky a jejich konstrukční vlastnosti výrazně ovlivňují energetické a výkonnostní parametry traktoru.

104

9

SEZNAM LITERATURY

1.

Emission Standarts: Europe: Nonroad Diesel Engines http://www.dieselnet.com/standards/eu/nonroad.php.

2.

HROMÁDKO, J., HÖNIG, V., MILER, P.: Spalovací motory. 1. vyd. Praha. Grada Publishing, a.s., 2011. 296 s. ISBN 978-80-247-3475-0.

3.

Informační materiály Claas.

4.

Informační materiály FPT engines.

5.

Informační materiály John Deere.

6.

BAUER, F., SEDLÁK, P., ČUPERA, J., POLCAR, A., FAJMAN, M., ŠMERDA, T., KATRENČÍK, J.: Traktory. 2. vyd. Praha. Profi Press, 2013. ISBN 978-80-86726-52-6.

7.

VLK, F.: Převodová ústrojí motorových vozidel. 2. vyd. Brno, 2003. 312 s. ISBN 80239-0025-0.

8.

Vyhláška MDČR 341/2002 Sb.

9.

SEMETKO, J. a kol.: Mobilné energetické prostriedky 3, vydavatelství Příroda, Bratislava, 1986. Číslo publikace 6005.

10. Informační materiály Case. 11. Soucy track, pryžové pásy pro tratkory. http://www.soucy-track.com/en-CA/home. 12. BAUER, F., Sedlák, P., Čupera, J., Tatíček, M., Polcar, A., Vykydal, P.: Vyhodnocení měření kolového traktoru John Deere 8320R a pásového traktoru John Deere 8320RT ve vozidlových laboratořích a v terénu. Zpráva ze zkoušek. MENDELU Brno. 2010, 70 s. 13. Normy ČSN 30 0415 a ČSN 30 0523. Zemědělské a lesnické traktory: Metody zkoušení. 1993. 14. Zpráva laboratorní zkušebny pneumatik IGTT a.s. Akreditovaná zkušební laboratoř č. 1253. Tř. Tomáše Bati 299, Zlín. 2011. 15. Technické specifikace Continental http://www.mdline.cz/domain/mdline1/files/katalogy/Conti_agro_Databook_CZ.pdf. 16. Technické specifikace Trelleborg http://www.trelleborg.com/en/wheelsystems/Products-and-Solutions/AgriculturalTires/Tractor-Radial-Tires/Radial-tires-for-Drive-Wheels. 17. Technická specifikace Michelin http://www.michelinag.com/Agricultural-tires/Tractors/MICHELIN-AXIOBIB. 18. BAUER, F. a kol. Zpráva z měření traktoru John Deere 6920S. MENDELU Brno 2006..

105

19. SERRANO, J.M., ET. AL.: The effect of liquid ballast and tyre inflation pressure on tractor performance, Biosystems Engineering, 2008. Volume 102, Issue 1, January 2009, Pages 51-62, ISSN 1537-5110, 10.1016. 20. MACMILLAN, R. H.: The mechanics of tractor-implement performance: theory and worked examples: a textbook for students and engineers. Nakladatelství R. H. Macmillan. 2002. 21. ZOZ, M., F., GRISSO, D., R.: Traction and tractor performance. American society of agricultural engineers. 2003. ASAE 913C0403. 22. WONG, J.Y.: Terramechanics and off-road vehicle. Second edition. 2010 ISBN: 978-07506-8564-0. 23. Institute of Agriculture and Natural Resources University of Nebraska: Test report of tractor John Deere 8520. 2002. 24. ZOZ, M., F.: Effect of correct pressure on tractive efficiency of radial ply tires. Paper No 94-1051. 1994. 25. VYKYDAL, P., BAUER, F., SEDLÁK, P., POLCAR, A.: The influence of the undercarriage and tire inflation rating on drawbar characteristics of tractors. Acta univ. agric. et silvic. Mendel. Brun., 2012, LX, No. 5, pp. 255–264. 26. RAPER, A.C., BAILEY, E.C., BURT, T.: The effects of reduced inflation pressure on soil - tire interface stresses and soil strenght. Journal of Terramechanics. Vol. 32. No. 1. Pages 43 - 51. 1995. 27. GREČENKO, A.: Tyre footprint area on hard ground computed from catalogue values. Journal of Terramechanics. Vol. 32. No. 6. Pages 325 - 333. 1995. 28. RAPER, A.C., et. AL.: Soil stress under a tractor tire at various loads and inflation pressures. Journal of Terramechanics. Vol. 33. No. 1. Pages 1 - 11. 1996. 29. GREČENKO, A.: Tyre load rating to reduce soil compaction. Journal of Terramechanics. Vol. 40. No. 6. Pages 97 - 115. 2003. 30. ELWALEED, A. K.: Effect of inflation pressure on motion resistence ratio of a high-lug agriculture tyre. Journal of Terramechanics. Vol. 43. Pages 69 - 84. 2006. 31. ŠMERDA, T. ČUPERA, J.: Tire inflation and its influence on drawbar characteristics and performance. Journal of Terramechanics. Vol. 47. Pages 395 - 400. 2010.

106

10 SEZNAM OBRÁZKŮ Obr. 3.1 Konstrukce vstřikovacího systému Common Rail ....................................................... 9 Obr. 3.2 Turbodmychadlo s regulací plnícího tlaku................................................................... 9 Obr. 3.3 Systém SCR a jeho části na motoru FPT ................................................................... 11 Obr. 3.4 Systémy motoru John Deere pro splnění Stage 4 ...................................................... 12 Obr. 3.5 Úplná otáčková charakteristika s navýšením a bez navýšení výkonu....................... 13 Obr. 3.6 Hydromechanická převodovka Claas EQ 200 ........................................................... 14 Obr. 3.7 Aktivní neutrál a první jízdní rozsah.......................................................................... 15 Obr. 3.8 Přenos točivého momentu pouze mechanickou větví ................................................ 15 Obr. 3.9 Druhý rychlostní rozsah ............................................................................................. 16 Obr. 3.10 Převodovka DirectDrive .......................................................................................... 17 Obr. 3.11 Použití flotačních pneumatik ................................................................................... 18 Obr. 3.12 Dvojmontáže pneumatik .......................................................................................... 18 Obr. 3.13 Systém centrálního huštění pneumatik .................................................................... 19 Obr. 3.14 Zvýšení styčné plochy při změně tlaku huštění pneumatik z 1,4 na 0,8 bar ............ 20 Obr. 3.15 Traktor s pásovým podvozkem ................................................................................ 20 Obr. 3.16 Konstrukce pásového podvozku .............................................................................. 21 Obr. 3.17 Nezávislé pásové jednotky ....................................................................................... 22 Obr. 3.18 Pásové jednotky Soucy track ................................................................................... 22 Obr. 3.19 Odpružení přední nápravy ........................................................................................ 23 Obr. 3.20 Umístění závaží do předního TBZ a za kabinu ........................................................ 23 Obr. 4.1 Zkušební parcela u střediska zemědělské společnosti Rostěnice a.s. ........................ 24 Obr. 4.2 Rozložení hmotnosti zkušebního traktoru John Deere 8520 ..................................... 25 Obr. 4.3 Zkušební traktor John Deere 8520 ............................................................................. 26 Obr. 4.4 Zatěžování zkušebního traktoru ................................................................................. 26 Obr. 4.5 Zkoušené pneumatiky Michelin, Trelleborg a Continental ....................................... 27 Obr. 4.6 Umístění tenzometrického snímače HT U2A ............................................................ 28 Obr. 4.7 Odesílání naměřených dat z traktoru do počítače pomocí bezdrátové Wi-Fi sítě...... 28 Obr. 4.8 Značky pro kontrolu posunutí pneumatik na ráfku .................................................... 29 Obr. 4.9 Měření penetrometrického odporu Penetrologgerem od firmy Eijkelkamp .............. 31 Obr. 4.10 Průběh penetrometrického odporu před projetím soupravy ..................................... 32 Obr. 4.11 Průběh penetrometrického odporu po projetí soupravy ........................................... 33 Obr. 4.12 Tenzometrický snímač Hottinger U2A .................................................................... 34 Obr. 4.13 Modul GPS ............................................................................................................... 34 107

Obr. 4.14 Síly působící na hnací kolo ...................................................................................... 36 Obr. 4.15 Přímka proložená hranou šípu .................................................................................. 40 Obr. 4.16 Celková plocha otisku pneumatiky Sc Continental SVT 710/70 R42 při tlaku huštění 80 kPa .......................................................................................................................... 41 Obr. 4.17 Plocha otisku dezénu pneumatiky Sd Continental SVT 710/70 R42 při tlaku huštění 80 kPa ....................................................................................................................................... 42 Obr. 4.18 Celková plocha otisku pneumatiky Sc Trelleborg TM900 710/70 R42 při tlaku huštění 80 kPa .......................................................................................................................... 44 Obr. 4.19 Plocha otisku dezénu pneumatiky Sd Trelleborg TM900 710/70 R42 při tlaku huštění 80 kPa .......................................................................................................................... 44 Obr. 4.20 Celková plocha otisku pneumatiky Sc Michelin Axiobib IF 710/70 R42 při tlaku huštění 80 kPa .......................................................................................................................... 46 Obr. 4.21 Plocha otisku dezénu pneumatiky Sd Michelin Axiobib IF 710/70 R42 při tlaku huštění 80 kPa .......................................................................................................................... 46 Obr. 5.1 Tahová charakteristika s pneumatikami Trelleborg na 6., 8. a 10. rychlostní stupeň při tlaku huštění 160 kPa .......................................................................................................... 54 Obr. 5.2 Tahová charakteristika s pneumatikami Trelleborg na 6., 8. a 10. rychlostní stupeň při tlaku huštění 120 kPa .......................................................................................................... 55 Obr. 5.3 Tahová charakteristika s pneumatikami Trelleborg na 6., 8. a 10. rychlostní stupeň při tlaku huštění 80 kPa ............................................................................................................ 56 Obr. 5.4 Tahová charakteristika s pneumatikami Michelin na 6., 8. a 10. rychlostní stupeň při tlaku huštění 160 kPa ............................................................................................................... 57 Obr. 5.5 Tahová charakteristika s pneumatikami Michelin na 6., 8. a 10. rychlostní stupeň při tlaku huštění 120 kPa ............................................................................................................... 58 Obr. 5.6 Tahová charakteristika s pneumatikami Michelin na 6., 8. a 10. rychlostní stupeň při tlaku huštění 80 kPa ................................................................................................................. 59 Obr. 5.7 Tahová charakteristika s pneumatikami Continental na 6., 8. a 10. rychlostní stupeň při tlaku huštění 160 kPa .......................................................................................................... 60 Obr. 5.8 Tahová charakteristika s pneumatikami Continental na 6., 8. a 10. rychlostní stupeň při tlaku huštění 120 kPa .......................................................................................................... 61 Obr. 5.9 Tahová charakteristika s pneumatikami Continental na 6., 8. a 10. rychlostní stupeň při tlaku huštění 80 kPa ............................................................................................................ 62 Obr. 6.1 Po rovnání celkových ploch otisků Sc zkoušených pneumatik[Zkušební zpráva IGTT] ....................................................................................................................................... 65 108

Obr. 6.2 Porovnání otisků dezénů S d zkoušených pneumatik[Zkušební zpráva IGTT] .......... 66 Obr. 6.3 Porovnání hodnot zaplnění Z zkoušených pneumatik[Zkušební zpráva IGTT] ........ 67 Obr. 6.4 Grafické znázornění změny směrnice přímky proložené šípem pneumatik .............. 68 Obr. 6.5 Vliv sklonu šípu na maximální tahový výkon u pneumatik Continental ................... 69 Obr. 6.6 Vliv sklonu šípu na maximální tahový výkon u pneumatik Trelleborg ..................... 69 Obr. 6.7 Vliv sklonu šípu na maximální tahový výkon u pneumatik Michelin ....................... 69 Obr. 6.8 Grafická analýza vlivu sklonu šípu pneumatiky na maximální tahový výkon při tlaku huštění 80 kPa .......................................................................................................................... 71 Obr. 6.9 Grafická analýza vlivu sklonu šípu pneumatiky na maximální tahový výkon při tlaku huštění 140 kPa ........................................................................................................................ 71 Obr. 6.10 Grafická analýza vlivu sklonu šípu pneumatiky na maximální tahový výkon při tlaku huštění 240 kPa .............................................................................................................. 72 Obr 6.11 Grafická analýza vlivu celkové plochy otisku pneumatiky Sc na maximální tahový výkon při tlaku huštění 80 kPa ................................................................................................. 75 Obr. 6.12 Grafická analýza vlivu plochy otisku dezénu pneumatiky Sd na maximální tahový výkon při tlaku huštění 140 kPa ............................................................................................... 75 Obr. 6.13 Grafická analýza vlivu zaplnění otisku pneumatiky Z na maximální tahový výkon při tlaku huštění 240 kPa .......................................................................................................... 76 Obr. 6.14 Grafická analýza tahových účinností na 6. RS......................................................... 81 Obr. 6.15 Grafická analýza Tractive coefficient na 6. RS ....................................................... 81 Obr. 6.16 Grafická analýza měrné tahové spotřeby na 6. RS .................................................. 81 Obr. 6.17 Grafická analýza tahových účinností na 8. RS......................................................... 87 Obr. 6.18 Grafická analýza tractive coefficient na 8. RS ......................................................... 87 Obr. 6.19 Grafická analýza měrných tahových spotřebna 8. RS ............................................. 87 Obr. 6.20 Grafická analýza tahových účinností na 10. RS....................................................... 93 Obr. 6.21 Grafická analýza tractive coefficient na 10. RS ....................................................... 93 Obr. 6.22 Grafická analýza měrných tahových spotřeb na 10. RS .......................................... 93 Obr. 7.1 Grafická analýza tahových účinností na 6. RS........................................................... 97 Obr. 7.2 Grafická analýza tahových účinností na 8. RS........................................................... 98 Obr. 7.3 Grafická analýza tahových účinností na 10. RS......................................................... 98 Obr. 7.4 Grafická analýza Tractive coefficient na 6. RS ....................................................... 100 Obr. 7.5 Grafická analýza tractive coefficient na 8. RS ......................................................... 100 Obr. 7.6 Grafická analýza tractive coefficient na 10. RS ....................................................... 101 Obr. 7.7 Zkoušený traktor ve zkušebně Nebraska.................................................................. 101 109

Obr. 7.8 Průběhy měrných tahových spotřeb a prokluzů kol na 9. RS při tlacích huštění 160/140 kPa a 120/100 kPa .................................................................................................... 103

11 SEZNAM TABULEK Tab. 3.1 Porovnání emisních norem Stage IIIB a Stage IV [Emission Standarts] ................... 10 Tab. 4.1Specifikace zkušebního traktoru John Deere 8520 ..................................................... 25 Tab. 4.2 Vyhodnocené vzorky půdy ........................................................................................ 30 Tab. 4.3 Výsledky měření penetrometrického odporu ............................................................. 32 Tab. 4.4 Plochy otisků pneumatiky Continental SVT 710/70 R42 .......................................... 41 Tab. 4.5 Rovnice přímek proložených hranou šípu ................................................................. 42 Tab. 4.6 Dovolený rozsah tlaků huštění ................................................................................... 43 Tab. 4.7 Plochy otisků pneumatiky Trelleborg TM900 710/70 R42 ....................................... 43 Tab. 4.8 Rovnice přímek proložených hranou šípu ................................................................. 45 Tab. 4.9 Dovolený rozsah tlaků huštění ................................................................................... 45 Tab. 4.10 Plochy otisků pneumatiky Michelin Axiobib IF 710/70 R42 .................................. 45 Tab. 4.11 Rovnice přímek proložených hranou šípu ............................................................... 47 Tab. 4.12 Dovolený rozsah tlaků huštění ................................................................................. 47 Tab. 5.1 Naměřené hodnoty na 6., 8. a 10. RS s pneumatikami Trelleborg, 160 kPa ............. 53 Tab. 5.2 Naměřené hodnoty na 6., 8. a 10. RS s pneumatikami Trelleborg, 120 kPa ............. 54 Tab. 5.3 Naměřené hodnoty na 6., 8. a 10. RS s pneumatikami Trelleborg, 80 kPa ............... 55 Tab. 5.4 Naměřené hodnoty na 6., 8. a 10. RS s pneumatikami Michelin, 160 kPa ................ 56 Tab. 5.5 Naměřené hodnoty na 6., 8. a 10. RS s pneumatikami Michelin, 120 kPa ................ 58 Tab. 5.6 Naměřené hodnoty na 6., 8. a 10. RS s pneumatikami Michelin, 80 kPa .................. 59 Tab. 5.7 Naměřené hodnoty na 6., 8. a 10. RS s pneumatikami Continental, 160 kPa............ 60 Tab. 5.8 Naměřené hodnoty na 6., 8. a 10. RS s pneumatikami Continental, 120 kPa............ 61 Tab. 5.9 Naměřené hodnoty na 6., 8. a 10. RS s pneumatikami Continental, 80 kPa.............. 62 Tab. 6.1 Naměřené a vypočtené hodnoty měřených pneumatik Continental, Michelin a Trelleborg na 6. rychlostní stupeň ............................................................................................ 80 Tab. 6.2 Naměřené a vypočtené hodnoty měřených pneumatik Continental, Michelin a Trelleborg na 8. rychlostní stupeň ............................................................................................ 86 Tab. 6.3 Naměřené a vypočtené hodnoty měřených pneumatik Continental, Michelin a Trelleborg na 10. rychlostní stupeň .......................................................................................... 92 Tab. 7.1 Porovnání naměřených hodnot na 10. RS při tlaku huštění 80 a 160 kPa ............... 102

110

12 SEZNAM POUŽITÝCH SYMBOLŮ Fs

suvná síla od rámu traktoru [N]

Ft

tahová síla [kN]

Ftopt

tahová síla při nejvyšším tahovém výkonu [kN]

Fv

síla odporu valení [N]

GHK

tíha na hnacích kolech [kN]

ch

vzdálenost normálové reakce od osy hnacího kola [m]

i

počet impulzů snímače za sekundu [s-1]

mc

hmotnost vzorku před vysušením [g]

Mh

hnací moment [Nm]

mPt

měrná tahová spotřeba [g.kW-1.h-1]

ms

hmotnost vzorku po vysušení [g]

P

výkon [kW]

Pe

efektivní výkon motoru [kW]

ph

tlak huštění pneumatik [kPa]

Pt

tahový výkon [kW]

Qh

hodinová spotřeba paliva [l.h-1]

R

výslednice normálové reakce a odporu valení [N]

rd

dynamický poloměr [m]

rd

dynamický poloměr kola [m]

Sc

celková plocha otisku pneumatiky [cm2]

Sd

plocha otisku dezénu pneumatiky [cm2]

v

skutečná pojezdová rychlost [m.s-1] 111

Vhm

hmotnostní vlhkost [%]

vt

teoretická rychlost [m.s-1]

Yh

normálová reakce podložky [N]

Z

zaplnění otisku pneumatiky [%]

α

úhel sklonu šípu pneumatiky [°]

δ

prokluz [%]

ηt

tahová účinnost [-]

ρ

hustota paliva [kg.l-1]

ψ

tractive coefficient [-]

112

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

Recommend Documents