Universitatea TRANSILVANIA din Braş Facultatea de ...old.unitbv.ro/Portals/31/Sustineri de doctorat/Rezumate2014/OrmenisanAlexe.pdf · spatele tractorului (la mecanismul de suspendare),

Universitatea TRANSILVANIA din Braşov

Facultatea de Alimentaţie şi Turism

ing. ORMENIŞAN A. Alexe Nicolae

CERCETĂRI TEORETICE ŞI EXPERIMENTALE PRIVIND

INFLUENŢA SISTEMELOR DE REGLARE AUTOMATA ALE MECANISMELOR DE SUSPENDARE ALE TRACTOARELOR

ASUPRA DINAMICII ŞI ENERGETICII AGREGATELOR DE ARAT

THEORETICAL AND EXPERIMENTAL RESEARCH CONCERNING THE INFLUENCE OF AUTOMATIC CONTROL SYSTEMS OF THE

TRACTOR LINKAGE MECHANISMS ON THE DYNAMICS AND ENERGETICS OF PLOUGHING UNITS

Rezumatul tezei de doctorat Summary of PhD Thesis

Conducător ştiinţific: Prof.univ.dr.ing. Simion POPESCU

Braşov, 2014

MINISTERUL EDUCAŢIEI NATIONALE Universitatea Transilvania din Braşov

Bd. Eroilor 29,500036 Braşov, România, Tel / Fax: +40 268 410525, +40 268 412088 www.unitbv.ro

_____________________________________________________________________________________

Către_________________________________________

Vă aducem la cunoştinţă că în ziua de vineri 14.03.2014, ora 9:00, în sala RP6 (amfiteatru corp R) la Facultatea de Alimentaţie şi Turism, va avea loc susţinerea publică a tezei de doctorat intitulată “Cercetări teoretice şi experimentale privind influenţa sistemelor de reglare automata ale mecanismelor de suspendare ale tractoarelor asupra dinamicii şi energeticii agregatelor de arat”, elaborată de ing. ORMENIŞAN A. Alexe Nicolae în vederea obţinerii titlului ştiinţific de Doctor în domeniul fundamental Ştiinţe Inginereşti, domeniul Inginerie Mecanică, cu următoarea comisie, numită prin ordinul Rectorului Universităţii „Transilvania” din Braşov, nr. 5976/26.07.2013:

PREŞEDINTE - Prof. univ. dr. ing. Carol CSATLOS DECAN - Facultate de alimentaţie şi Turism Universitatea „Transilvania” din Braşov CONDUCĂTOR ŞTIINŢIFIC: - Prof. univ. dr. ing. Simion POPESCU Universitatea „Transilvania” din Braşov

REFERENŢI: - Conf. univ. dr. ing. Sorin BIRIŞ Universitatea “Politehnica “ din Bucureşti - Prof. univ. dr. ing. Mircea BĂDESCU Universitatea din Craiova

- Prof. univ. dr. ing. Florean RUS Universitatea „Transilvania” din Braşov

În acest scop vă trimitem alăturat rezumatul tezei de doctorat şi vă invităm să luaţi parte la şedinţa publică de susţinere a tezei de doctorat. În cazul în care doriţi să faceţi aprecieri sau observaţii asupra conţinutului lucrării, vă rugăm să le transmiteţi pe adresa Departamentului de Doctorat al Universităţii sau prin mail: [email protected] şi/sau [email protected]

http://www.unitbv.ro/

mailto:[email protected]

REZUMATUL TEZEI DE DOCTORAT

Autor: ing. Alexe Nicolae ORMENIŞAN Conducător ştiinţific: Prof.univ.dr.ing. Simion POPESCU

CUPRINS

PREFAŢĂ 1. PROPRIETĂŢILE FIZICO - CHIMICE ŞI MECANICE ALE SOLULUI 1.1. Generalităţi 1.2. Fertilitatea 1.3. Structura solului 1.4. Proprietăţile fizice ale solului 1.5. Proprietăţile fizico-mecanice ale solului 2. STADIUL ACTUAL PRIVIND CONSTRUCŢIA ŞI UTILIZAREA AGREGATEL0R DE ARAT 2.1. Generalităţi 2.2. Tipuri de agregate arat 2.3. Tipuri de tractoare utilizate în agricultură pentru lucrările solului 2.4. Tipuri de pluguri utilizate în agricultură pentru lucrările solului 2.5. Echipamente de cuplare a maşinilor agricole la tractor 2.6. Sisteme de reglare automată a mecanismelor de suspendare ale tractoarelor agricole 3. STADIUL ACTUAL AL CERCETĂRILOR TEORETICE ŞI EXPERIMENTALE DIN DOMENIUL DINAMICII AGREGATELOR DE ARAT. 3.1. Stadiul actual al cercetărilor privind interacţiunea organelor de lucru ale plugurilor cu solul. 3.2. Stadiul actual al cercetărilor teoretice şi experimentale asupra dinamicii sistemelor tractor- plug purtat 3.3. Concluzii 4. OPORTUNITATEA ŞI OBIECTIVELE TEZEI DE DOCTORAT 4.1. Oportunitatea tezei de doctorat 4.2. Obiectivele cercetărilor tezei de doctorat 5. CERCETĂRI TEORETICE ASUPRA DINAMICII AGREGATELOR DE ARAT 5.1. Analiza forţelor exterioare care acţionează asupra componentelor plugului 5.2. Cercetarea teoretică a dinamicii plugului purtat 5.3. Analiza dinamicii plugului purtat prin metoda grafică 5.4. Cercetarea teoretică a dinamicii agregatului de arat format din tractor pe roţi şi plug purtat 5.5. Elaborarea modelului matematic pentru simularea comportării dinamice a agregatului de arat 5.6. Simularea şi analiza comportării plugului purtat 6. CERCETĂRI EXPERIMENTALE ASUPRA DINAMICII ŞI ENERGETICII AGREGATELOR DE ARAT 6.1.Obiectivele şi metodologia cercetării experimentale 6.2. Detrminarea parametrilor constructivi şi funcţionali ai agregatului tractor-plug utilizat la cercetări 6.3. Metodologia cercetării experimentale a parametrilor cinematici, dinamici şi energetici ai agregatului tractor-plug 6.4. Prelucrarea, analiza şi interpretarea rezultatelor experimentale 6.5. Concluzii 7.CONCLUZII FINALE

3



7.1. Concluzii privind stadiul actual al construcţiei şi utilizării agregatelor de arat 7.2 Concluzii privind stadiul actual al cercetărilor teoretice şi experimentale asupra dinamicii sistemelor tractor- plug purtat 7.3. Concluzii privind cercetările teoretice asupra dinamicii agregatelor de arat 7.4. Concluzii privind cercetările experimentale asupra dinamicii agregatelor de arat 7.5. Contribuţii personale 7.6. Direcţii viitoare de cercetare

BIBLIOGRAFIE (selectivă)

4



CONTENTS

FOREWORD 1. PHYSICAL - CHEMICAL AND MECHANICAL PROPERTIES OF SOIL 1.1. Overview 1.2. Fertility 1.3. Soil structure 1.4. Physical properties of the soil 1.5. Physical-mechanical properties of the soil 2. CURRENT STATE OF THE CONSTRUCTION AND USE OF PLUGHING UNITS 2.1. Overview 2.2. Types of ploughing units 2.3. Types of tractors used in agriculture for soil tillage 2.4. Types of ploughs used in agriculture for soil tillage 2.5. Coupling equipment for tractors and agricultural machines 2.6. Automatic control systems of agricultural tractors linkage mechanisms 3. CURRENT STATE OF THEORETICAL AND EXPERIMENTAL RESEARCH IN THE FIELD OF PLOUHING UNITS DYNAMICS 3.1. Current state of research regarding the interaction of the plough component parts with the soil 3.2. Current state of the theoretical and experimental research on the dynamics of tractor- mounted plough systems 3.3. Conclusions 4. OPPORTUNITY AND OBJECTIVES OF THE THESIS 4.1. Opportunity of the thesis 4.2. Objectives of the doctorate thesis 5. THEORETICAL RESEARCH INTO THE DYNAMICS OF PLOUGHING UNITS 5.1. Analysis of external forces actuating upon the plough components parts 5.2. Theoretical research into the dynamics of the mounted plough 5.3. Analysis of the dynamics of the mounted plough through the graphical method 5.4. Theoretical research on the dynamics of the ploughing unit made up of a wheeled tractor and a mounted plough 5.5. Elaboration of the mathematical model for simulating the dynamic behaviour of the ploughing unit 5.6. Simulation and analysis of the mounted plough behaviour 6. EXPERIMENTAL RESEARCH ON THE DYNAMICS AND ENERGETICS OF PLOUGHING UNITS 6.1. Objectives and methodology of experimental research 6.2. Determination of the constructive and functional parameters of the tractor-plough system used in research

5



6.3. Methodology of experimental research on the kinematic, dynamic and energetic parameters of the tractor-plough unit 6.4. Processing, analysis and interpretation of experimental results 6.5. Conclusions 7. FINAL CONCLUSIONS 7.1. Conclusions regarding the current state of the construction and use of ploughing units 7.2. Conclusions regarding the current state of the theoretical and experimental research on the dynamics of tractor- mounted plough systems 7.3. Conclusions regarding the theoretical research on the dynamics of plough units 7.4. Conclusions regarding the experimental research on the dynamics of plough units 7.5. Personal contribution 7.6. Future research paths REFERENCES (selective)

6



PREFAŢĂ

Agregatele de arat formate din plug, purtat sau semipurtat, formate din tractor şi plug cuplat în spatele tractorului (la mecanismul de suspendare), ocupă cel mai important rol în mecanizarea lucrărilor de prelucrare a solului, fiind în acelaşi timp şi cel mai mare consumator de energie. Prezenţa sau absenţa roţii de copiere a plugului şi utilizarea unui mecanism de suspendare controlat printr-un sistem de reglare automată (de pozişie, forţă sau combinat) creşte eficienţa dar şi gradul de complexitate al agregatului de arat. De aceea, pentru optimizarea tehnică şi energetică a agregatelor de arat se impune o analiză ştiinţifică, teoretică şi experimentală, a influenţei modului de formare şi a parametrilor de exploatare a agregatului de arat format din tractor pe roţi şi plug purtat, cu şi fără roată de copiere. Lucrarea elaborată ca teză de doctorat are ca obiectiv principal realizarea unor cercetări teoretice şi experimentale privind comportarea dinamică şi energetică a agregatelor de arat, formate din tractor pe roţi şi plug purtat, care să permită scoaterea în evidenţă a influentei sistemelor de reglare automata ale mecanismelor de suspendare asupra dinamicii şi energeticii agregatelor de arat cu plug purtat în spate, la deplasarea pe diferite tipuri de sol, in diverse condiţii în lucru (teren orizontal şi în pantă) şi cu diferite adâncimi de lucru. Teza de doctorat este structurată în 7 capitole (ultimul reprezentând concluziile finale), este ilustrată de grafice şi tabele, cuprinde o listă bibliografică cu 181 titluri de lucrări publicate în domeniu în literatura de specialitate pe plan mondial, inclusiv lucrările publicate de autor în reviste şi buletine ştiinţifice. Teza cuprinde şi anexe cu rezultate obţinute la cercetările treoretice şi experimentale, redate tabelar şi grafic. În capitolul 1, intitulat „Proprietăţile fizice şi mecanice ale solului”, se prezintă şi se analizează succint acele proprietăţile fizice şi fizico-mecanice ale solului care au influenţă directă asupra interacţiunii dintre organele de lucru ale plugului şi solul supus procesului de arat, inclusiv asupra indicilor calitativi şi energetici a procesului tehnologic. În capitolul 2, intitulat „Stadiul actual privind construcţia şi utilizarea agregatele de arat”, se face o clasificare a plugurilor şi se prezintă tipurile constuctive de bază de pluguri utilizate pentru lucrările solului. Se analizează metodele şi construcţia echpamentelor de cuplare a plugurilor la tractorul agricol, se analizează in special mecanismele de suspendare cu prindere în trei puncte folosite pentru cuplarea maşinilor purtate sau semipurtate. În final se face o sinteză a stadiului actual şi a tendinţelor în construcţia şi utilizarea mecanismelor de suspendare cu reglare automată, exemplificată cu realizări reprezentative actuale. În capitolul 3, intitulat “Stadiul actual al cercetărilor teoretice şi experimentale din domeniul dinamicii agregatelor de arat”, se face o sinteză a celor mai reprezentative realizări pe plan internaţional din domeniul cercetării teoretice şi experimentale referitoare la dinamica şi energetica agregatelor de arat cu pluguri. Sunt analizate metodele de modelare dinamică şi matematică a sistemelor de lucru tractor-plug şi metodologia de cercetare, teoretică şi experimentală, utilizată la studiul influenţei diferiţilor parametri care caracterizează procesele de lucru asupra comportării dinamice dinamicii agregatelor de arat cât şi se prezintă informativ rezultatele semnificative ale cercetărilor realizate pe plan national şi mondial.cercetărilor experimentale.

În capitolul 4, intitulat „Oportunitatea temei şi obiectivele tezei de doctorat”, este subliniată oportunitate temei şi se prezintă obiectivele, metodologia şi programul cercetărilor teoretice şi experimentale a comportării dinamice a agregatelor de arat.

În capitolul 5, intitulat „Cercetări teoretice asupra dinamicii agregatelor de arat”, se face la început o analiză teoretică a forţelor exterioare care acţionează asupra componentelor plugului (trupiţă, cuţit disc, roata de sprijin (copiere)) în procesul interacţiunii acestora cu solul şi se face modelarea matematică a dinamicii acestora. Pornind de la obiectivele cercetării teoretice stabilite, se elaborează metodologia de cercetarea a dinamicii şi stabilităţii plugului (purtat la mecanismul de

7



suspendare) cât şi a întregului sistem de lucru format din tractor şi plug, folosind ca metodă de studiu modelarea dinamică şi matematică. Modelele matematice complexe (formate din ecuaţii de echilibru dinamic şi ecuaţii de legătura dintre diferite mărimi şi parametri) permit realizarea simularii pe calculator a comportării dinamice a sistemelor tractor-plug purtat, pentru două variante distincte de lucru: plug cu roata de copiere (mecanismul de suspendare în regim flotant) şi plug fără rota de copiere (mecanismul de suspendare în regim de reglare automată). În acest fel este analizată, comparativ, influenţa sistemelor de reglare automată a mecanismelor de suspendare asupra dinamicii şi stabilităţii în lucru a sistemului tractor-plug.

În capitolul 6, intitulat „Cercetări experimentale asupra dinamicii şi energeticii agregatelor de arat”, sunt prezentate obiectivele, metodologia şi programul cercetărilor experimentale, aparatura şi echipamentele de măsurare şi înregistrare a parametrilor urmăriţi la cercetareaexperimentală. În continuare sunt prezentate sintetic rezultatele obţinute din prelucrarea datelor experimentale achiziţionate, ilustrate prin grafice şi tabele, şi se face analiza şi interpretarea acestor rezultate. În finalul capitolului sunt prezentate concluziile de bază rezultate din cercetările experimentale şi se fac recomandări privind optimizarea dinamicii şi energeticii agregatului de arat format din tractor şi plug purtat. În capitolul 7, intitulat „Concluzii finale, contribuţii personale şi direcţii viitoare de cercetare”, sunt prezentate principalele concluzii care se desprind din lucrare şi sunt evidenţiate contribuţiile personale ale autorului. În final sunt prezentate câteva direcţii viitoare de cercetare în domeniul dinamicii şi energeticii sistemelor de lucru tractor –plug. Teza de doctorat a fost realizată sub conducerea ştiinţifică şi competentă a domnului Prof. univ. dr. ing. Simion POPESCU, membru titular al Academiei de Ştiinţe Agricole şi Silvice „Gh. Ionescu Siseşti”, căruia doresc să-i mulţumesc sincer pentru îndrumarea ştiinţifică, profesionalismul şi sprijinul moral acordat pe întreaga perioada activităţii de doctorat. Doresc să mulţumesc colectivului de cadre didactice ai Departamentului de Ingineria şi Managementul Alimentaţiei şi Turismului din cadrul Facultăţii de Alimentaţie şi Turism a Universităţii Transilvania din Braşov, care m-a sprijinit colegial pe întrega perioadă a elaborării tezei de doctorat. Mulţumesc în mod deosebit domnilor prof.dr.ing. Florean Rus şi prof.dr.ing. Carol Csatlos pentru sprijinul acordat la documentăre şi efectuarea cercetărilor teoretice din cadrul tezei de doctorat. Mulţumesc, de asemenea, colectivului de specialişti ai Institutului Naţional de Maşini Agricole (INMA) din Bucureşti pentru sprijinul de înaltă calificare profesională acordat atât la realizarea traductoarelor şi aparaturii de măsurare şi de achiziţie a datelor experimentale cât şi la desfăşurarea încercărilor experimentale în teren a agregatului de arat.

Nu în ultimul rând, mulţumesc familiei, soţiei şi fiului meu, pentru răbdarea, înţelegerea şi susţinerea morală pe care mi le-au acordat cu multă afecţiune de-a lungul întregii perioade de studii la doctorat şi la finalizarea acestei importante activităţi.

Braşov, februarie 2014 Ing. ORMENIŞAN Alexe Nicolae

8



1. PROPRIETĂŢILE FIZICE ŞI MECANICE ALE SOLULUI

1.1. Generalităţi

Solul reprezintă un strat relativ moale, afânat şi friabil, aflat la suprafaţa scoarţei terestre. El este un mediu biologic activ în care au loc procese şi transformări fizico-chimice complexe. Prin însuşirile esenţiale pe care le deţine, împreună cu atmosfera de deasupra şi aerul din interior, solul acţionează în mod direct asupra dezvoltării plantelor şi animalelor. Fiind un mediu poros, pe lângă substanţe nutritive, solul conţine aer şi poate reţine mai mult sau mai puţină apă. Datorită fertilităţii, ca urmare a structurii şi texturii, solul agricol asigură accesibilitatea plantelor cultivate sau din flora spontană prin sistemul lor radicular, la apa şi substanţele nutritive pe care acesta le conţine. Pentru sectorul agricol, solul are o dublă calitate: mijloc principal de producţie, prin suprafaţa care o defineşte şi obiect al muncii, datorită faptului că asupra lui se intervine în procesul activităţilor agricole.

Proprietăţile fizico-chimice şi mecanice ale solului trebuie cunoscute în vederea abordării unor strategii pentru efectuarea lucrărilor specific în condiţii agrotehnice optime. În cele ce urmează vor fi prezentate succint, proprietăţile de bază ale solurilor agricole. 1.2.Fertilitatea Fertilitatea reprezintă capacitatea solului de a furniza plantelor în mod continuu, necesarul de apă, substanţe nutritive şi aer, de care au nevoie în vederea unei creşteri şi dezvoltări normale. Fertilitatea este determinată de proprietăţile chimice, fizice şi mecanice ale solului. În urma activităţilor umane sau a unor fenomene meteorologice, această însuşire se poate modifica în sens pozitiv sau negativ. 1.3. Structura solului Din punct de vedere fizico-chimic, solul este un sistem eterogen, polidispers alcătuit din trei faze distincte care la rândul lor au mai multe componente. Solurile de pe terenurile destinate culturilor agricole se pot diferenţia între ele prin structura diferită a straturilor succesive, fiecare dintre ele având grosimi şi compoziţie diferite. Aceste straturi se numesc orizonturi iar grosimea şi structura lor este diferită pentru fiecare tip de sol în parte. Orizonturile au structuri diferite, în strânsă dependenţă cu procesele pedogenetice care se desfăşoară în cadrul lor. Orizonturile supra şi subadiacente se deosebesc între ele prin proprietăţi fizice, chimice şi mineralogice, structura acestor straturi numite orizonturi, se referă la: compoziţia trifazică, care reprezintă ponderea procentuală a celor trei faze: solidă, lichidă şi gazoasă; alcătuirea polidispersă a fazei solide; prezenţa componentelor vii; dinamica desfăşurării proceselor fizico-chimice. Dintre cele trei faze, faza solidă are structura cea mai complexă, fiind compusă din substanţe organice şi minerale (fig. 1.4).

1.4. Proprietăţile fizice ale solului Textura sau compoziţia granulometrică a solului este definită prin conţinutul procentual în particule de diferite dimensiuni ale celor trei constituenţi de bază (argilă, praf şi nisip). În funcţie de dimensiunile lor, particulele elementare conţinute în sol sunt grupate în clase de dimensiuni, numite fracţiuni granulometrice iar procentul de participare al diferitelor fracţiuni granulometrice în constituţia solului definesc textura acestuia. În funcţie de conţinutul procentual de fracţiuni granulometrice, solurile se împart în clase texturale, a căror denumire este stabilită după fracţiunea

9



granulometrică dominantă. Astfel solurile pot fi: nisipoase, nisipo-lutoase, luto-nisipoase, lutoase, luto-argiloase şi argiloase. Pe baza rezultatelor analizei granulometrice se calculează ponderile procentuale ale celor trei componente principale (nisip, praf şi argilă). Încadrarea unui anumit tip de sol într-o anumită clasă texturală, se realizează cu ajutorul unei diagrame ternare (în formă de triunghi) prezentată în figura 1.7.

Compoziţia trifazică a solului

Faza solidă Faza lichidă

Faza gazoasă

Materie organică

Materie minerală

Faună şi vegetaţie

Substanţe organice (Humus)

Bolovani, pietriş, nisip, praf, argilă

Substanţe nutritive

Apa Aer

Complexul argilo-humic Soluţia solului

Fig. 1.4. Compoziţia complexă a solului.

1.5. Proprietăţile fizico-mecanice ale solului Proprietăţile fizice şi fizico – mecanice ale solului au o influenţă directă asupra utilizării maşinilor şi tractoarelor, datorită interacţiunii dintre sol şi organele de lucru şi sistemul de rulare al acestora. Textura, conţinutul de humus şi structura şi proprietăţile fizico – mecanice ale solului au o influenţă directă asupra gradului de uzură al organelor de lucru (active) ale maşinilor şi al consumurilor de energie la efectuarea lucrărilor agricole. principalele proprietăţi fizice şi fizico – mecanice ale solului sunt următoarele: densitatea (masa specifică), porozitatea, umiditatea, coeziunea, consistenţa, aderenţa, plasticitatea, forţele de frecare, rezistenţa la compresiune, rezistenţa la forfecare, rezistenţa specifică la arat şi maturitatea fizică.

Masa specifică (densitatea) solului poate fi caracterizată prin densitate absolută şi, respectiv, densitate aparentă.

Densitatea absolută (ρ) reprezintă masa unităţii de volum a solului, în stare compactă, fără pori, luând în considerare numai volumul particulelor solide.. Densitatea aparentă (ρa) reprezintă masa unităţii de volum a solului, în stare naturală, necompact. Cunoaşterea densităţii aparente permite aprecierea rezervelor de elemente nutritive din sol şi a dozelor de îngrăşăminte şi amendamente ce urmează a fi folosite. Densitatea aparentă este un indicator complex al stării fizice a solului deoarece permite aprecierea consumului de combustibil pentru efectuarea unor lucrări agricole specifice.

10



Fig.1.7. Diagrama ternară utilizată pentru definirea texturii solurilor.

Umiditatea solului este o mărime de stare convenţională care caracterizează cantitatea de apă conţinută în masa unui corp. În funcţie de starea materialul sau substanţa la care se face referire, umiditatea poate fi absolută sau relativă. Umiditatea absolută (W) este definită ca raport procentual între cantitatea de apă Ma care poate fi îndepărtată prin uscare în etuvă şi masa fazei solide Ms (fig.1.10) şi se determină cu relaţia:

100MMW

s

a ⋅= [% ] ( 1.6)

unde: Ma este masa fazei lichide (apa), în kg; Ms - masa fazei solide, în kg.

Umiditatea relativă a solului este definită ca raport dintre umiditatea absolută şi umiditatea corespunzătoare capacităţii de câmp respectiv raportul dintre cantitatea efectivă de apă M

rW

ae şi cantitatea de apă corespunzătoare capacităţii de câmp Mac şi se determină cu relaţia:

100⋅=ac

aer M

MW [% ] ( 1.8)

Coeziunea solului este proprietatea solului prin care atât particulele elementare cât şi elementele structurale ale solului sunt menţinute lipite unele de altele datorită unor forţe de atracţie reciprocă.

Consistenţa solului reprezintă o însuşire complexă a solului care caracterizează modul în care se manifestă forţele de coeziune în funcţie de umiditate. Forţele determinate de legăturile dintre particulele solului se modifică la diferite valori ale umidităţii şi, ca urmare, se modifică şi comportarea generală a solului. Aderenţa (adeziunea) solului este proprietatea particulelor de sol de a adera la suprafeţele altor corpuri, prin intermediul peliculei de apă adsorbită la suprafaţa lor. Forţele de atracţie care se manifestă între molecule de natură diferită (solid - lichid, lichid - gaz) se numesc forţe de adeziune.

Plasticitatea solului este proprietatea solului de a putea fi modelat sub acţiunea unor forţe mecanice şi de a-şi păstra forma obţinută prin modelare (fără a se rupe) după ce cauzele care au produs-o au încetat.

11



Forţele de frecare din sol se manifestă sub două forme: frecarea internă, care are loc în particulele de sol şi frecarea externă, care se produce între suprafeţele organelor active şi suprafaţa solului. Frecarea internă se produce între particulele solide elementare sau glomerulare ale solului, atunci când acestea se află în mişcare relativă unele faţă de altele, ceea ce presupune că solul este solicitat la forfecare. Frecarea externă se produce între suprafaţa organului de lucru al maşinii agricole şi sol. Valorile coeficientului de frecare externă μ variază în funcţie de tipul, structura, textura şi umiditatea solului. Cu cât solul este mai uscat şi argilos, coeficientul de frecare externă are valori mici (μ min = 0,33) iar cât solul este umed şi nisipos, valorile acestuia sunt mai mari (μmax = 0,79). Rezistenţa la compresiune a solului reprezintă un mod de manifestare a consistenţei solului când este supus unor solicitări mecanice, sub influenţa cărora este mobilizat şi se deformează până la o anumită adâncime. Reacţiunea solului la aceste solicitări este dată de rezistenţa la compresiune.

Rezistenţa la forfecare a solului este caracterizată de tensiunea de forfecare, care depinde de gradul de tasare sau presiunea din sol, deformaţia solului, proprietăţile fizico – mecanice ale acestuia etc. Ca urmare a acţiunii mecanice a organelor active ale maşinilor agricole în timpul prelucrării, solul suferă deformaţii determinate de comprimări, tasări etc. care produc deformaţii remanente, în urma ruperii legăturilor dintre particulele elementare sau glomerulare, datorită depăşirii tensiunilor de forfecare. În cazul cel mai general, tensiunea de forfecare τ depinde de gradul de tasare sau presiunea din sol, deformaţia solului, proprietăţile fizico – mecanice ale acestuia etc.

Rezistenţa specifică la arat înglobează totalitatea rezistenţelor determinate de tăierea, încovoierea, comprimarea, torsiunea, frecarea, ruperea şi deplasarea laterală a unei unităţi volumice de sol, care se raportează la secţiunea transversală a brazdei şi se exprimă în unităţi de presiune ( Pa, respectiv, N/m2).

12



CAP. 2. STADIUL ACTUAL PRIVIND CONSTRUCŢIA ŞI UTILIZARERA AGREGATELE DE ARAT 2.1. Generalităţi Aratul este operaţia tehnologică de prelucrare a solului prin care se asigură tăierea, dislocarea, ridicarea, răsturnarea, mărunţirea, afânarea şi încorporarea resturilor vegetale şi a îngrăşămintelor în sol prin care se creează premizele realizării unor condiţii adecvate pentru cultura plantelor. Aratul se efectuează cu ajutorul plugurilor şi reprezintă lucrarea agricolă cu ponderea cea mai ridicată din punct de vedere energetic şi al fondului de timp destinat lucrărilor agricole. Astfel, din totalul energiei consumate pentru lucrările mecanizate necesare prelucrării solului, în jur de 30… 35% îi revine lucrării de arat . 2.2. Tipuri de tractoare utilizate în agricultură pentru lucrările solului

Dintre agregatele de arat, cele mai utilizate sunt formate din tractoare pe roţi de puteri mici şi medii cu tracţiune pe puntea din spate (4x2) sau cu tracţiune integrală (4x4) cu pluguri purtate sau semipurtate amplasate în spatele tractorului precum şi agregatele formate din tractoare pe roţi cu puteri medii şi mari cu tracţiune integrală (pe ambele punţi) (4x4) cu pluguri purtate sau semipurtate plasate în spatele tractorului sau combinat (în faţă şi spate). In unele situaţii se utilizează şi agregate formate din tractoare agricole pe şenile de puteri medii si mari cu pluguri purtate sau semipurtate plasate în spatele tractorului 2.4. Tipuri de pluguri utilizate în agricultură pentru lucrările solului

Pentru a răspunde cerinţelor şi condiţiilor de lucru, plugurile se realizează într-o mare varietate constructivă şi funcţională şi se pot clasifica după următoarele criterii: Din punctul de vedere al destinaţiei, plugurile pot fi:

pluguri cu destinaţie generală (de uz general), folosite pentru executarea lucrărilor de arat superficial sau normal, pe terenuri plane sau cu înclinaţii mici, pentru cultura plantelor de câmp;

pluguri cu destinaţie specială, folosite pentru executarea lucrării de arat în condiţii specifice, determinate pentru un anumit scop (arături în vii, livezi, pe terenuri în pantă, pe terenuri cu exces de umiditate, pentru desfundat, drenaj etc.

După modul în care se execută răsturnarea brazdei, plugurile pot fi: pluguri cu răsturnarea brazdei într-o singură parte (majoritatea plugurilor din această

categorie răstoarnă brazda spre dreapta); pluguri cu răsturnarea brazdei concomitent în dreapta şi stânga (pluguri pentru vii) sau cu

răsturnarea brazdei succesiv în dreapta şi stânga (pluguri reversibile, pluguri balansier şi pluguri alternative).

Din punct de vedere al formei organului de lucru, plugurile pot fi: pluguri cu trupiţe cu cormană; pluguri cu trupiţe şi antetrupiţă; pluguri cu trupiţe cu discuri; pluguri cu organe active rotative.

După poziţia plugurilor faţă de corpul tractorului, plugurile pot fi amplasate :în spatele tractorului sau în faţa tractorului (pluguri frontale). După modul de cuplare la corpul tractorului, plugurile pot fi: tractate, semipurtate sau purtate;

13



Din multitudinea de categorii de pluguri cele mai utilizate sunt plugurile tractate, plugurile semipurtate şi plugurile purtate.

Plugurile tractate (fig.2.7.) sunt destinate, în general, pentru a lucra cu tractoare de putere mare. Numărul de trupiţe al plugului tractat variază între 3…9 în funcţie de puterea tractorului, de tipul de sol şi de adâncimea de lucru. În cazul arăturilor pe soluri grele şi foarte grele se pot monta cuţite disc la toate trupiţele.

Fig.2.7. Schema constructivă a unui plug tractat: 1- trupiţă; 2 - antetrupiţă; 3 - cuţit disc; 4 - subsolier; 5 - mecanismul pentru reglarea adâncimii de lucru; 6

- mecanismul pentru reglarea orizontalităţii cadrului plugului; 7 – cadrul plugului; 8 – triunghi de tracţiune; 9 – sistem de rulare; 10 – roată de câmp.

Fig. 2.8. Construcţia plugului semipurtat: 1- cadru; 2- trupiţă; 3– roată de sprijin;4– roată de câmp; 5– bara transversală de tracţiune; 6– mecanism

paralelogram;7– mecanism de direcţie; 8– cilindru hidraulic.

Plugurile semipurtate (fig.2.8.) se deosebesc de cele tractate prin faptul că atât în timpul lucrului cât şi în poziţie de transport, cadrul 1 al plugului se sprijină cu partea din faţă pe mecanismul de suspendare al tractorului. Partea anterioară a plugului este ridicat din brazdă, la capătul parcelei sau pentru transport, cu ajutorul mecanismului de suspendare al tractorului. Partea din spate este susţinută de roata de sprijin 3, care rulează pe fundul brazdei deschisă de ultima trupiţă şi are rolul de a permite ridicarea din brazdă a părţii din spate a plugului, pentru efectuarea întoarcerilor la capetele parcelei sau pentru transport. Adâncimea de lucru este limitată de roata de câmp 4, prin intermediul căreia plugul copiază profilul solului, având rolul de a asigura stabilitatea plugului în plan orizontal. Plugurile semipurtate se construiesc cu 5…12 trupiţe şi s-au răspândit foarte mult în ultimul timp, ca urmare a creşterii puterii tractoarelor şi a utilizării tracţiunii inegrale a roţilor (tip 4x4).

Plugurile purtate nereversibile (fig.2.10.) au cea mai mare răspândire în prezent datorită multiplelor avantaje: au masă specifică redusă (raportul dintre masă şi lăţimea de lucru) la aceeaşi

14



parametri constructivi şi funcţionali ai organelor de lucru; o parte a greutăţii şi a componentei vericale a forţei de rezistenţă la tracţiune se transfera pe corpul tractorului, ceea ce determină creşterea parametrilor de tracţiune ai tractoarelor ca urmare a creşterii greutăţii aderente

Fig. 2.10. Construcţia generală (a)şi schema cinematică a plugului purtat(b):

1 – trupiţă; 2 – cormană suplimentară; 3 – cuţit disc; 4 – roată de copiere; 5 – cadru; 6 – dispozitiv de cuplare

Plugurile purtate reversibile au fost destinate iniţial pentru efectuarea arăturilor pe terenurile în pantă dar în ultimul timp şi pe terenurile plane. Ca urmare a avantajelor utilizării acestor tipuri constructorii de pluguri s-au orientat spre realizarea unor pluguri reversibile cu mare lăţime de lucru, atât în varianta purtată cât şi semipurtată. Din punct de vedere constructiv, plugul reversibil este format dintr-un grup de trupiţe 1 (fig.2.12) cu răsturnarea brazdei spre dreapta şi un grup de trupiţe 1 cu răsturnare spre stânga, montate pe un cadrul rotitor 2. Cadrul fix 3 se cuplează la mecanismul de suspendare al tractorului iar cadrul mobil 2 se poate roti faţă de cadrul fix datorită articulaţiei cilindrice 4. În funcţie de modul de dispunere al grupurilor de trupiţe 1 şi 1’, unghiul de rotaţie al cadrului mobil poate fi de 180o (fig.2.12,a.) sau de 90o (fig.2.12,b). Cadrul mobil 2 este rotit faţă de cadrul fix 3, respectiv faţă de corpul tractorului, la sfârşitul fiecărei curse de lucru când se schimbă grupul de trupiţe (care lucrează alternativ). Astfel, brazdele vor fi răsturnate numai într-o singură parte la toate cursele, care se face, de obicei, spre dreapta.

Fig. 2.12. Schema cinematică a plugului reversibil purtat: a- cu rotire la 180o;b- cu rotire la 90o:

1 – trupiţă cu răsturnare spre dreapta; 1’- trupiţă cu răsturnare spre stânga;2 – cadru rotitor; 3 – cadru fix cu dispozitiv de cuplare la tractor

15



Pe cadrul plugurilor reversibile sunt montate roţi de copiere şi cuţite disc, câte unul pentru fiecare grup de trupiţe 1 (fig. 2.13). Roţile de copiere 6 pot fi prevăzute cu dispozitive de reversare, care permite ca aceeaşi roată de copiere să fie utilizată pentru ambele sensuri de răsturnare a brazdei

Fig.2.13. Construcţia unui plug reversibil purtat cu cinci trupiţe: 1 – trupiţă cu răsturnare spre stânga;2 – cadru rotitor; 3 – dispozitiv de cuplare; 4 – articulaţie cilindrică; 5

– mecanism de rotire cu cilindru hidraulic; 6 – roată de copiere; 7 – cuţit disc.

Pentru a limita distanţa de pătrundere în sol, până la adâncimea nominală de lucru, la începutul unei brazde partea din spate a cadrului plugului poate fi articulată (fig.2.14) (de exemplu cinci trupiţe pe prima parte şi trei pe partea a doua, sau în variantele 8 +4, 10 +7, 11 +9), astfel că, la început intră în sol cu prima parte din trupiţe şi după parcurgerea unei anumite distanţe, intră în sol şi ultimul grup de trupiţe

Fig.2.14. Plug reversibil semipurtat cu cadru articulat.

16



Fig. 2.16. Schema constructivă a unui plug cu lăţime variabilă: 1 – cadru reglabil; 2 – trupiţă; 3 – roată de copiere; 4 – dispozitiv de cuplare; 5 – mecanism de reglaj a

lăţimii de lucru Plugurile cu lăţime de lucru variabilă sunt echipate cu 2…5 trupiţe cu lăţimea de lucru

variabilă, cuprinsă între limitele 25…45 cm. Cadrul plugului 1 (fig. 2.16.) este realizat sub forma unui mecanism paralelogram deformabil. Forma paralelogramului cadrului şi implicit lăţimea de dispunere a trupiţelor se poate modifica prin modificarea lungimii tirantului 5. Lăţimea de lucru a trupiţelor 2 se poate modifica prin rotirea acestora faţă de cadru sau prin înclinarea poziţiei cormanei faţă de bârsă..În figura 2.17 este prezentată o schemă privind modificarea lăţimii de lucru la un plug model LEMKEN Vari-Opal şi influenţele lăţimii de lucru asupra poziţiei centrului instantaneu de rotaţie în plan orizontal..

Fig. 2.17. Schema modificării lăţimii de lucru şi a poziţiei centrului instantaneu de rotaţie orizontal CIRH. la un plug model LEMKEN VARI-OPAL.

2.5. Echipamente de cuplare a maşinilor agricole la tractor

Cuplarea la tractor a maşinilor agricole purtate se face prin intermediul mecanismului de suspendare care reprezintă un sistem de bare articulate în trei puncte la corpul tractorului care asigură atât cuplarea mşinilor la tractor cât şi poziţionarea acestora în raport cu corpul tractorului şi suprafaţa terenului. Mecanismul de suspendare oferă posibilitatea de ridicare a maşinilor agricole din poziţia de lucru în poziţia de transport şi invers.

17



Tractoarele agricole de putere mică şi medie sunt prevăzute cu un mecanism de suspendare amplasat în spatele tractorului (fig. 2.31,a). Unele tractoare agricole de putere medie şi mare de construcţie recentă sunt echipate cu două tipuri de mecanisme de suspendare: unul amplasat în spate iar celălalt amplasat în faţa tractorului (denumit mecanism de suspendare frontal, fig. 2.31.b)..

Elementele componente de bază ale mecanismului de suspendare sunt date în figura 2.32 iar caracteristicile constructive ale articulaţiilor punctelor de cuplare la maşină sunt prezentate ăn figura 2.33. Mecanismele de suspendare servesc şi pentru cuplarea la tractor a maşinilor semipurtate, caz în care legătura dintre tractor şi maşina semipurtată se realizează numai prin tiranţii inferiori 1 şi 1’(fig. 2.32), în punctele F şi G (fig. 2.33) sau prin intermediul unei bare transversale de tracţiune 8 (v. fig. 2.32), fixată în articulaţiile sferice ale tiranţilor inferiori 1 şi 1’

c

Fig. 2.31. Construcţia generală a mecanismelor de suspendareîn trei puncte: a - amplasat în spatele tractorului; b - amplasat în faţa tractorului; c- elemente componente

În funcţie de puterea maximă de tracţiune a tractoarelor, mecanismele de suspendare sunt

împărţite în patru categorii constructve şi funcţionale (tab. 2.2), fiecărei categorii fiindu-i caracteristice anumite dimensiuni constructive ale elementelor componente stabilite prin norme şi

18



reglementări naţionale şi internaţionale, în conformitate cu normele internaţionale SR ISO 730-1+C1/2000.

Tabelul 2.2.

Categoriile constructive ale mecanismului de suspendare Categoria constructivă I-a N I-a II-a III-a IV-a IV-a H

Puterea maximă la bara de tracţiune a tractorului:[kW]

max. 35

max. 48

max. 92 80…185 135…300 135…300

Mecanismele de suspendare în trei puncte asigură trei grade de mobilitate a maşinii agricole

faţă de corpul tractorului: I – rotaţia maşinii în plan vertical – longitudinal, realizată în jurul centrului instantaneu de

rotaţie vertical CIRV, plasat pe dreapta Δ (fig. 2.38). Această mişcare se obţine prin modificarea poziţiei pistonului în cilindrul hidrostatic 4. Dacă distribuitorul hidraulic asigură şi poziţia flotant, datorită acestui grad de mobilitate maşina agricolă copiază microrelieful terenului pe direcţia de deplasare, independent de poziţia tractorului. Pentru aceasta, maşina agricolă trebuie să fie prevăzută cu roţi de sprijin, cu obadă metalică sau cu pneuri;

II – rotaţia maşinii în plan orizontal, realizată în jurul centrului instantaneu de rotaţie orizontal CIRH, plasat pe dreapta Δ’ (fig. 2.38). Această mişcare este posibilă deoarece articulaţiile A,B,C,G,E,F de la capetele tiranţilor inferiori şi superior sunt sferice. Gradul de mobilitate este impus de necesitatea alinierii libere a maşinii agricole cu tractorul pe direcţia de deplasare în lucru (în special în cazul plugurilor purtate). În acest caz, ancorele laterale care fac legătura dintre tiranţii inferiori şi corpul tractorului sunt slăbite (cazul ancorelor cu lanţuri) sau au posibilitatea de alungire liberă (cazul ancorelor telescopice.

Fig. 2.38. Schema structurală a mecanismului de suspendare în 3 puncte.

III – rotaţia maşinii în plan vertical – transversal, realizată în jurul axei longitudinale Δ” ce trece prin CIRV şi CIRH (fig. 2.38). Acest grad de mobilitate trebuie a fi asigurat maşinilor agricole purtate, cu lăţime mare de lucru (maşini de semănat, cultivatoare etc.), pentru copierea de către maşină a microrelieful terenului în plan vertical-transversal, independent de tractor. Pentru aceasta, cel puţin una dintre tijele verticale de ridicare trebuie să aibă posibilitatea de alungire liberă. În

19



funcţie de soluţia constructivă adoptată pentru tijele verticale, acest grad de mobilitate se poate realiza în două moduri:

legătura între tijele verticale şi tiranţii inferiori (articulaţiile 1 şi 1') se face prin introducerea bolţului de legătură în orificiul alungit al tirantului vertical (v. fig. 2.38, orificiul b);

tijele verticale sunt telescopice, alungirea liberă a tijelor fiind posibilă numai în cazul în care bolţul care asamblează cele două părţi ale tijei este introdus în orificiul alungit (v. fig. 2.34.c).

Pentru un mecanism patrulater cu bare articulate se poate defini câte un centru instantaneu de rotaţie (CIR) pentru fiecare din cele patru laturi ale sale, raportat la o latură considerată fixă. Centrele instantanee de rotaţie sunt puncte virtuale, care se află la prelungirea a două laturi vecine cu latura considerată fixă pentru care se determină centrul. Poziţia CIR este variabilă în cazul în care laturile mecanismului patrulater îşi modifică poziţia relativă.

În cazul mecanismului de suspendare, care reprezintă un mecanism spaţial, prezintă interes centrul instantaneu de rotaţie al dispozitivului de cuplare al maşinii în plan vertical (fig. 2.40,a) şi în plan orizontal (fig. 2.40,b). În plan vertical, poziţia centrului instantaneu de rotaţie CIRV se află la intersecţia prelungirii direcţiilor tirantului superior şi a celor inferiori (fig. 2.40,a) iar în plan orizontal, poziţia centrului instantaneu de rotaţie CIRH se află la intersecţia prelungirii direcţiilor tiranţilor inferiori (fig. 2.40.b). Deoarece prin aceste puncte trec suporturile rezultantelor forţelor care acţionează asupra maşinii în cele două plane, prin intermediul CIRV şi CIRH se definesc caracteristicile funcţionale şi dinamice ale mecanismului de suspendare.

Fig. 2.40. Determinarea grafică a poziţiei centrelor instantanee de rotaţie al mecanismului de suspendare al

tractorului: a - în plan orizontal (CIRH); b - în plan vertical-longitudinal (CIRV).

2.6. Sisteme de reglare automată a mecanismelor de suspendare ale tractoarelor agricole

Cconstructorii de tractoare au realizat mecanisme de suspendare echipate cu sisteme de reglare automată a regimului de lucru, care asigură un transfer mare a forţelor verticale de pe maşină pe tractor. Folosirea sistemelor de a regimului de lucru al mecanismelor de suspendare cu reglare automată conduce la îmbunătăţirea performanţelor de tracţiune ale tractoarelor, prin creşterea sarcinilor pe roţile motoare ale tractoarelor şi, implicit, mărirea sarcinii aderente a tractorului şi reducerea corespunzătoare a patinării.. Sistemele de reglare automată (SRA) a mecanismelor de suspendare se clasifică după două criterii de bază: în funcţie de parametrul reglat şi în funcţie de natura legăturii de reacţie. În funcţie de parametrul reglat, SRA sînt de următoarele tipuri:

20



-SRA de poziţie, când realizează menţinerea maşinii într-o poziţie bine stabilită în raport cu corpul tractorului; - SRA de forţă, când realizează menţinerea constantă a forţei de tracţiune dintre tractor şi maşina agricolă; - SRA combinate (mixte), când realizează o combinare, într-o anumită proporţie, a reglajelor automate de poziţie şi de forţă; - SRA de adâncime sau înălţime de lucru, când realizează menţinerea constantă a adâncimii sau înălţimii de lucru a organelor active ale maşinii agricole; - SRA de patinare, când realizează menţinerea, la valori optime prestabilite, a mărimii patinării roţilor motoare ale tractorului, prin modificarea automată a forţei de tracţiune a maşinii (respectiv, prin modificarea adâncimii de lucru). Reglajul automat de poziţie dă rezultate bune la deplasare tractorului cu pluguri purtate pe terenurile plane, fără denivelări, situaţie în care se asigură adâncimi de lucru constante (fig. 2.47). Pe soluri plane nemeomogene (cu rezistenţe specifice la arat variabile) se poate modifică forţa de rezistenţă la tracţiune a plugului. Asfel pe soluri grele sau bătătorite se produce o creştere a rezistenţei la tracţiune şi, implicit, o creştere a patinării roţilor motoare. Pe terenuri denivelate reglajul automat de poziţie nu dă rezultate satisfăcătoare, deoarece la trecerea roţilor tractorului peste denivelări se produc oscilaţii longitudinale ale corpului tractorului, care se transmit direct asupra cadrului plugului (fixat rigid la tractor prin tiranţii mecanismului de suspendare), încît organele de lucru ale plugului vor va ieşi sau vor intra mai adânc în sol.

Fig.2.4.7. Comportarea sistemelor de reglare automată la trecerea tractorului peste denivelările solului şi la

variaţia rezistenţei specifice la arat a solului: a- reglaj de poziţie ; b-reglaj de forţă ; c-reglajde adâncime

Reglajul automat de forţă asigură menţinerea consantă a forţei de tracţiune a tractorului şi implicit a patinăriiroţilor motoare. Ca urmare se asigură o viteză constantaă de lucru la o forţă de tracţiune constantă, ceeace asigura o capacitate mărită de lucru cu o incărcare constantă a motorului. Adâncimea de lucru rămâne constantă numai pe solurile omogene (cu rezistenţa specifică constantă). Pe solurile grele (cu rezistenţa specifică mare), plugul îşi micşorează adâncimea de lucru (v.fig. 2.47), ceeace duce la reducere a calităşţii arăturii. Reglajul automat combinat (mixt) realizează o combinaţie într-o anumită proporţie, stabilită initial, între reglajul de poziţie şi cel de forţă, prin utilizarea semnalelor date de

21



traductoarele (senzorii) pentru cei doi parametrii măsuraţi (pozitie şi forţă). Reglajul mixt îmbinăavntajele şi dezavantajele celor două t ipuri de reglaje luate separat. Reglajul automat de adâncime asigură menţinerea constantă a adâncimii de lucru a plugului (v. fig. 2.47). În principiu, reglajul mixt constă în măsurarea adâncimii de lucru prin intermediul unei role de palpare montată pe cadrul plugului, compararea mărimii măsurate cu cea impusă şi transmiterea abaterii la sistemul de reglare al mecanismuluide suspendare..Deoarece mentinerea riguros constantă a adîncimii de lucru nu aduce avantaje mari din punct de vedere agrotehnic, iar pe solurile neomogene se modifică rezistenţa la tracţiune a plugului şi implicit patinarea roţilor motoare, fapt ce influenţează capacitatea de lucru li economicitatea agregatului de arat, şi în plus, roata de palpare se încarcî cu pământ, acest sistem de reglare nu se mai utilizează frcvent. În funcţie de natura legăturii de reacţie, SRA a mecanismelor de suspendare sînt de următoarele tipuri:

SRA mecanohidraulice, care realizează pe cale mecanică legătura de reacţie între traductor, distribuitorul hidraulic şi cilindrul hidraulic de acţionare a mecanismului de suspendare. Existenţa în sisteme a unui număr ridicat de elemente mecanice de legătură (pârghii, cabluri, articulaţii, came etc), duce la apariţia unor deformaţii elastice şi jocuri prin uzură, ceea ce influenţează negativ asupra preciziei de reglare şi a vitezei de răspuns a sistemului.

SRA electrohidraulice, care realizează pe cale electrică legătura de reacţie între traductor (de tip electric), distribuitorul hidraulic şi cilindrul hidraulic de acţionare a mecanismului de suspendare, asigurând precizie ridicată de reglare şi viteză mare de răspuns. Aceste sisteme au costuri de fabricaţie mai mari comparativ cu cele mecanohidraulice şi, de aceea, se utilizează în special la tractoare de puteri mari.

În lucrare se prezintă exemplificări pentru toate tipurile de reglaje menţionate în aceste clasificări. În rezumat, însă, au fost reţinute numai două exemplificări, care ilustrează funcţionarea sistemului de reglare combinat ale căror performanţe se situează între cele ale reglajului de poziţie şi, respectiv, de forţă, reprezentând un compromis între cele două tipuri de reglaje. În figura 2.48 este prezentată schema unui mecanism de suspendare prevăzut cu sistem de reglare automată combinat, de tip mecanohidraulic. Procesul de reglaj apare atât la variaţia rezistenţei de tracţiune a maşinii, cât şi la modificarea maşinii faţă de corpul tractorului.

Fig. 2.48 Schema unui mecanism de suspendare prevăzut cu sistem de reglare combinat (de poziţie şi de forţă) de tip mecanohidraulic.

Mărimea forţei de rezistenţă a maşinii 9 este evaluată de traductorul cu arc 10, montat la tirantul central 2, iar poziţia maşinii faţă de tractor se stabileşte prin cama 12, montată pe arborele

22



braţului de ridicare 4. Semnalul dat de traductorul 10 (sub forma unei deplasări) se transmite la pârghia 14, unde se însumează cu deplasarea transmisă de tija 13 (acţionată de cama 12). În continuare, semnalul rezultat se transmite de la pârghia 14 , prin tija 15, la pârghia 5 care acţionează asupra distribuitorului 7, comandând astfel cilindrul hidraulic 6. Stabilirea proporţiei de combinare între cele două reglaje se face cu maneta 16. Modificând poziţia articulaţiei tijei 15 la pârghia de însumare 14, se realizează diferite moduri de combinare a reglajelor, începând de la reglajul strict de poziţie (poziţia limită de sus) până la reglajul strict de forţă (poziţia limită de jos). Fixarea mărimii de referinţă a reglajului combinat se face cu maneta 8. În figura 2.55 este prezentată schema constructivă şi funcţională a unui mecanism de suspendare cu sistem de reglare automată combinat (forţă şi poziţie)t de tip electrohidraulic. Forţa de rezistenţă a maşinii F se măsoară cu un traductor electric (tensometric) de forţă 5 montat la bolţurile de cuplare la tractor ale tiranţilor inferiori 7. Poziţia maşinii faţă de tractor se determină cu traductorul inductiv de deplasare 3 care urmăreşte profilul camei C, montată pe axul braţului de ridicare 8, legat de tirantul inferior 7 prin tija de ridicare 9. Semnalele electrice de la senzorii de poziţie 3 şi de forţă 5 sunt transmise la blocul de prelucrare a informaţiilor 2. Comenzile de ridicare, coborâre sau blocare a maşinii se transmit la distribuitorul electromagnetic 4 care comandă cilindrul hidraulic 9. Alegerea reglajelor, a gradului de combinare a acestora şi introducerea mărimilor de referinţă pentru cele 2 semnale (poziţie şi forţă) se realizează de la pupitru 1, amplasat în cabina tractorului.

Fig. 2.55. Schema constructiv-funcţională a unui mecanism de suspendare cu sistem de reglare automată

combinată: 1 – pupitru de comandă; 2 – bloc de prelucrare a informaţiilor; 3 – traductor (senzor) inductiv pentru traductorul de deplasare ); 4 – distribuitor hidraulic electromagnetic; 5 – senzor de forţă tensometric

(montat pe bolţul B); 6- cilindru hidraulic de ridicare a mecanismului de suspendare; 7 – tirant inferior; 8 – braţ de ridicare; 9 – tija de ridicare.

Sistemul de reglare automată a mărimii patinării roţilor motoare ale tractorului lucrează împreună cu reglajul automat de forţă a maşinii. Schema de principiu a amplasării pe tractor a elementelor componente ale sistemului de reglare automată a mărimii patinării roţilor motoare este dată în figura 2.57. Determinarea valorii (mărimii) coeficientului patinării roţilor motoare δ se realizează prin măsurarea concomitentă a vitezei teoretice a tractorului vt şi a vitezei reale a acestuia v, şi se determină prin calcul cu relaţia cunoscută δ =( vt -v)/ vt . Viteza teoretică de deplasare a tractorului vt, care reprezintă viteza periferică a roţilor motoare ale tractorului, se determină cu relaţia: vt = ωr.r, în care ωr este viteza unghiulară a arborilor roţilor motoare, măsurată cu un traductor (senzor) electric de turaţie cu impulsuri 10 (fig. 2.57).

23



Raza dinamică r a roţilor motoare este mărime constructivă cunoscută pentru un tractor dat şi este introdusă ca mărime de intrare în blocul electronic de calcul şi prelucrare 1. Viteza reală de deplasare a tractorului v se măsoară cu un senzor de viteză cu radar 11, montat înclinat pe corpul tractorului, în apropierea terenului.

Forţa de tracţiune dintre maşină şi tractor Ft se face cu senzor de forţă 5 amplasat în bolţurile de fixare la tractor a tiranţilor inferiori 7. Elementele de comparare şi prelucrare a valorilor mărimilor reglate (patinarea δ şi forţa de tracţiune Ft) sunt înglobate în blocul de control şi reglare care, pe baza semnalelor primite de la senzorii de patinare şi de forţă, elaborează semnalele de comandă a reglării şi le transmit pe cale electrică la electromagneţii distribuitorul hidraulic 4, care comanda cilindrul hidraulic 6 al mecanismului de suspendare.

Fig. 2.57. Schema de principiu a amplasării pe tractor a unui sistem de reglare automată a patinării

roţilor motoare ale tractorului Schema din figura 2.57 este prevăzută şi cu sistem de reglare automată a poziţiei maşinii cuplate la mecanismul de suspendare. Unghiul α, care caracterizează poziţia maşinii în raport cu corpul tractorului, este transmis de la maşină prin tirantul inferior 7 şi tija de ridicare 9, la braţul de ridicare 8 care produce rotirea camei traductorului inductiv de poziţie 3. Sistemul poate lucra atât ca sistem de reglare a patinării, cât şi ca sistem separat de reglare de forţă sau ca sistem de reglare combinat (forţă + poziţie). În cazul funcţionarii cu reglaj de forţă valoarea forţei de tracţiune Ft transmisă prin tirantul inferior 7 se determină cu un senzor de forţă 5, semnalul electric de măsurare transmiţându-se la blocul electronic de calcul şi prelucrare 1 în vederea realizării procesului de reglare.

24



3. STADIUL ACTUAL AL CERCETĂRILOR TEORETICE ŞI EXPERIMENTALE DIN DOMENIUL DINAMICII AGREGATELOR DE ARAT. 3.1. Stadiul actual al cercetărilor privind interacţiunea organelor de lucru ale plugurilor cu solul. Pentru a cunoaşte cu exactitate necesarul de energie pentru acţionarea plugurilor şi pentru a putea urmării influenţele diferiţilor factori ce intervin, trebuie cunoscute cauzele care determină forţele de rezistenţă ce apar în timpul lucrării de arat. Forţa de rezistenţă la tracţiune a plugurilor reprezintă o sumă a tuturor forţelor ce rezultă ca urmare a interacţiunii organelor active şi auxiliare cu solul, pe direcţie orizontală. Ea este dependentă de foarte mulţi factori iar în urma studiilor efectuate, aceşti factori se pot grupa în trei categorii:

• factori dependenţi de sol şi anume: tipul solului; proprietăţile fizico-mecanice ale solului (compoziţie, textură, structură, etc.); starea solului (umiditate, grad de compactare, grad de îmburuienare, etc.);condiţiile de relief; microrelieful suprafeţei de rulare;

• factori constructivi : forma şi tipul organelor active; calitatea suprafeţelor organelor active (material, rugozitate, coeficient de frecare etc.); starea tehnică a muchiilor active (gradul de uzură a tăişului brăzdarului); forma, tipul şi starea tehnică a organelor auxiliare; masa plugului;

• factori de exploatare: dimensiunile brazdei (adâncime, lăţime); numărul de trupiţe; viteza de lucru; modul de cuplare cu tractorul; corectitudinea reglajelor efectuate;

În timpul procesului de lucru, asupra organelor active ale plugurilor acţionează forţe şi

momente generate ca urmare a tăierii, dislocării, deplasării laterale şi întoarcerii brazdei. Aceste forţe cumulate, definesc rezistenţa specifică a solului în procesul de lucru. Valoarea şi direcţia forţelor se modifică în timp ca urmare a variabilităţii proprietăţilor fizico-mecanice ale solului şi a modificării stării tehnice a organelor active.

Ca urmare a multitudinii factorilor şi a interdependenţei acestora, analiza influenţei lor asupra forţelor de rezistenţă ce acţionează asupra trupiţelor nu se poate face în mod independent şi de aceea, majoritatea cercetătorilor au încercat să-i grupeze.

V.P. Gorjacikin a fost printre primii cercetători care a încercat să elaboreze o relaţie analitică prin care să poată fi determinată forţa de rezistenţă la arat‚ cunoscută sub denumirea de „formulă raţională”, dată de relaţia:

Fp = f⋅ Gp+ n·Fx = f⋅ Gp + n( k0⋅ a⋅ b + a⋅ b⋅ ε⋅ v2 ) (3.2) sau,

Fp = f⋅ Gp+ a⋅ b⋅ n⋅ (k0 +⋅ε⋅ v2) = f⋅ Gp+ k⋅ a⋅ b⋅ n (3.3) unde, a este adâncimea brazdei, în m. b- lăţimea brazdei, în m; n-număr de trupiţe; k0 - rezistenţă specifică globală a solului la arat, în N/m2; v-viteza de lucru, în m/s; ε - coeficient care ţine seama de forma organelor active şi forţele de inerţie ce acţionează asupra brazdei, în N·s2/m4. Primul termen al relaţilor (3.2) şi (3.3), Ff = f⋅ Gp (unde Gp reprezintă greutatea plugului iar f este un coeficient global de rezistenţă la deplasarea) înglobează rezistenţa la rulare a roţii de

25



copiere şi forţa de frecare a plazului cu peretele brazdei. Valoarea lui f variază în intervalul 0,29... 0,5. Termenul k = k0 +⋅ε⋅v2 poate fi definit ca o rezistenţă specifică globală a plugului la arat şi înglobează rezistenţa opusă la tăierea, desprinderea, deformarea şi accelerarea masei de sol aflată la un moment dat pe trupiţă.

Valorile lui k0 sunt determinate de tipul solului şi sunt exprimate în kN/m2. Pentru diferite tipuri de sol valorile lui k0 sunt următoarele:

- nisipos ... nisipo-lutos, k0=20...40 kN/m2, - nisipo-lutos ... luto-nisipos, k0=40...60 kN/m2, - luto-nisipos ... lutos, k0=60...80 kN/m2, - lutos ... luto-argilos k0=80...100 kN/m2, - luto-argilos ... argilo-lutos k0=100...120 kN/m2, - argilos, valori extreme până la 150 kN/m2

Termenul (a⋅b⋅ε⋅v2) poate fi definit ca o forţă de rezistenţă dinamică în lucru, dependentă de pătratul vitezei. Termenul ε este un coeficient care ţine seama de forma organelor active şi forţele de inerţie ce acţionează asupra brazdei. Acesta poate fi definit ca un coeficient dinamic de rezistenţă în lucru fiind exprimat în N·s2/m4 şi are valori cuprinse în intervalul 3...10 kN ·s2/ m4 .

Unul dintre cei mai importanţi factori de influenţă al forţelor de rezistenţă ce acţionează asupra organelor active este adâncimea de lucru. Din relaţia lui Gorjacikin se observă că adâncimea de lucru are o influenţă liniară asupra rezistenţei la tracţiune. Această ipoteză presupune că rezistenţa solului la deformarea şi răsturnarea brazdei creşte liniar cu adâncimea de lucru. Cercetări mai recente au dovedit însă că această ipoteză nu este confirmată în totalitate în practică. Consistenţa stratului superficial diferă de a celor din profunzime. Masa radiculară a stratului superficial precum şi tasarea acestuia de trecerile roţilor utilajelor agricole sunt argumente împotriva omogenităţii solului.

Măsurătorile efectuate de cvercetători pe diferite tipuri de sol (uşor şi mijlociu) la adâncimi cuprinse între 0,1...0,3 m (fig.3.7) au scos în evidenţă o variaţie neliniară a rezistenţei specifice la tracţiune în funcţie de adâncime. În fiecare din cele trei situaţii se observă un minim evident.

Fig.3.7. Variaţia rezistenţei specifice în funcţie de adâncimea de lucru

Variaţia rezistenţei specifice în funcţie de adâncimea de lucru pentru diferite tipuri de sol şi diferite tipuri de cormane este prezentată în figura 3.7.

Influenţa lăţimii brazdei asupra rezistenţei specifice a plugurilor a constituit de asemenea obiectul unor numeroase studii. În cazul brazdelor cu lăţime mică, rezultă şi bulgări cu dimensiuni reduse dar rezistenţele specifice ating valori ridicate. Cu creşterea lăţimii brazdei, cresc şi dimensiunile bulgărilor în schimb, însă rezistenţa specifică scade. (fig.3.11). Aşa cum s-a mai precizat, cercetările experimentale au pus în evidenţă faptul că pentru b=2a, coeficientul k0 are valoare minimă.

26



Fig.3.11. Variaţia rezistenţei specifice în funcţie de lăţimea de lucru pentru diferite adâncimi de lucru

Viteza de deplasare (de lucru) a plugului are o influenţă semnificativă asupra rezistenţei specifice a plugurilor. În procesul real de lucru, viteza de deplasare a particulelor de sol nu este constantă şi de aceea se poate vorbi de o viteză, respectiv forţă de rezistenţă medie. Determinarea vitezelor în diferite puncte este dificilă şi de aceea se consideră că viteza brazdei pe suprafaţa organelor active este egală cu viteza centrului ei de masă ce se deplasează pe suprafaţa cormanei. Cercetările experimentale au arătat că pentru a obţine o răsturnare corespunzătoare a brazdei, componenta pe porizontală vitezei brazdei de sol dizlocat trebuie să se găsească în limitele 0,6....1,2 m/s. Dacă această componentă este prea mică are loc o aglomerare a brazdei înspre faţa trupiţei iar dacă este prea mare, brazda este aruncată prea departe. Ca şi în relaţia (3.3) termenul k = k0 +⋅ε⋅v2 poate fi definit ca o rezistenţă specifică globală a plugului la arat şi înglobează rezistenţa opusă la tăierea, desprinderea, deformarea şi accelerarea masei de sol aflată la un moment dat pe trupiţă, fiind dependent de pătratul vitezei. Dependenţa lui de viteza de deplasare pentru diferite valori ale unghiului este prezentată în figura 3.14, γa fiind unghiul de dispunere a tăişului brăzdarului faţă de direcţia de înaintare.

Fig. 3.14 Variaţia rezistenţei specifice la arat în funcţie de viteza de deplasare

pentru diferite unghiuri ale aripii cormanei

Din diagrama din figura 3.14 se poate observa că rezistenţa specifică a plugului k, creşte rapid odată cu pătratul vitezei de înaintare. ε este un coeficient dinamic ce ţine seama de forma organelor active şi forţele de inerţie ce acţionează asupra brazdei. Astfel pentru un plug caracterizat

27



de un coeficient dinamic ε = 3 kNs2/m4 ponderea acestuia în rezistenţă specifică la arat la viteza de 1m/s, este de 7%, la v =2m/s de 27% iar la v = 3m/s de 60%.

Determinarea coeficientului de rezistenţă specifică la arat pe cale analitică a constituit şi constituie obiectul cercetării multor specialişti în domeniu. Astfel în lucrările sale, Sommerburg, care s-a preocupat de stabilirea unei relaţii care să determine rezistenţa specifică la tracţiune k0 a plugului pe baza formulei lui Gorjacikinse propune următoarea relaţie de calcul:

k0 = 139,019 + 2,481φε – 4,256 δ + 903,899 GA + 10,27v (3.6) în care: φε este unghiul de deplasare laterală a brazdei; δ - unghiul de ascuţire al brăzdarului; GA - gradul de dislocare a solului; v - viteza de deplasare a plugului. Pentru determinarea rezistenţei specifice la arat k0, unii autori propun o relaţie care ţine cont

şi de rezistenţa la forfecare τs a solului. Relaţia de calcul propusă, are următoarea formă:

k0 = a0 + a1 τs + a2v2 (3.7)

în care, v este viteza de lucru la arat iar τs , rezistenţa specifică la tăiere a solului Constantele a0 , a1 şi a2 sunt dependente de parametri de formă a cormanei şi pot fi

calculate în funcţie de poziţia suprafeţelor organelor active faţă de direcţia de înaintare cu următoarele relaţii :

a0= -1,25+4,33⋅β a1= 1,16+0,7⋅ α - 0,23⋅ω (3.8) a2= -0,09+0,48⋅α

Oskoui şi Witney au elaborat o altă variantă pentru calculul rezistenţei specifice la arat k0 care ţine cont de densitatea solului şi de rezistenţa la penetrare a solului.

k0 = k1⋅ Ci + [k2· γs· v2 (1-cosϕε)] /g (3.11)

în care: k1, k2 reprezintă coeficienţi empirici ai rezistenţei la tracţiune; Ci – rezistenţa la penetrare a solului [kPa] ; γs – greutatea specifică a solului [N/m3] ;

v – viteza de lucru [m/s] ; g – acceleraţia gravitaţională [m/s2]; ϕε – unghiul de deplasare laterală a brazdei.

Rezistenţa la penetrare a solului Ci depinde de densitatea şi de umiditatea solului. Pentru coeficienţii k1 şi k2 se adoptă valorile k1 = 0,05 şi k2 = 9,66. Din lucrarea analizată nu reiese însă la ce umidităţi trebuiesc calculate celelalte mărimi.

Cercetările efectuate de Larson, Lovely şi Backhop au elaborarea unor modele matematice care să ţină seama de tipul solului (pentru a putea analiza influenţa diferiţilor parametri asupra forţei de tracţiune a plugului) şi găsirea celor mai importanţi parametri de influenţă asupra rezistenţei la tracţiune a plugului. Astfel s-a pornit de la premisa că între componenta orizontală a rezistenţei la tracţiune Fx şi factorii de influenţă există următoarea dependenţă:

Fx = f(a,b,g, ϕε ,nϕ c, tgϕ, Aa , tg μ , γs) (3.13)

28



în care: a este adâncimea de lucru [m], b – lăţimea de lucru [m]; ϕε – unghiul de deplasare laterală; nϕ – coeficient care ţine cont de modificările unghiului ϕε de-a lungul cormanei; γs – greutatea specifică a solului [N/m3]; c – coeficientul de coeziune a solului [N/m2]; tg φ –coeficient de frecarea internă a solului; Aa – coeficientul de adeziune a solului [N/m2]; tg μ – coeficient de frecare dintre sol şi organele active.

În relaţia (3.13) forţa Fx este exprimată în [N]. Influenţa umidităţii solului asupra rezistenţei la tracţiune se poate explica prin variaţiile

adeziunii şi coeziunii solului. Variaţia rezistenţei la tracţiune în funcţie de umiditate este de formă parabolică, având un minim pentru o anumită valoare a umidităţii. În cazul solurilor nisipoase, rezistenţa la tracţiune variază după o parabolă mai deschisă. Pentru un anumit tip de sol şi o anumită viteză de deplasare, rezistenţa la tracţiune are o valoare minimă la o anumită valoare a umidităţii. Poziţia punctului de minim are o tendinţă de deplasare spre dreapta odată cu creşterea umidităţii (fig.3.18).

Fig.3.18 Variaţia rezistenţei specifice la tracţiune a plugurilor

în funcţie de umiditate şi viteza de deplasare.

Datorită acestor fenomene, se recomandă efectuarea lucrărilor solului atunci când umiditatea are valori corespunzătoare rezistenţelor minime la tracţiune. Nu întotdeauna considerentele energetice se suprapun peste cele agrotehnice care trebuie să fie totuşi prioritare în alegerea momentului efectuării lucrărilor de prelucrat solul.

Forma constructivă a organelor active a constituit şi constituie un obiect de studiu pentru majoritatea cercetătorilor şi constructorilor de pluguri deoarece are o influenţă hotărâtoare asupra rezistenţei specifice a organelor active. În figura. 3.19 sunt date curbele de variaţie a forţei longitudinale Fx (forţa de rezistenţă la tracţiune), a forţei laterale Fy şi a forţei verticale Fz care acţionează asupra trupiţei pe diferite tipuri de sol.

29



Fig.319. Variaţia forţelor care acţionează asupra trupiţei: forţa longitudinală (de tracţiune) Fx ; forţa laterală Fy; forţa verticală Fz

pentru diferite forme de trupiţe (S, L, W) şi tipuri de sol (uşor, mijlociu, greu) Din analiza rezultatelor prezentate în figura 319 se observă că forţa longitudinală (de

tracţiune) Fx creşte de circa 3 ori pe solurile grele (argiloase) în raport cu cele uşoare (nisipoase). Forţele laterale Fy cresc mai puţin, în timp ce forţele verticale Fz au chiar o tendinţă de scădere, valorile acestora pentru diferite forme de trupiţe (S, W, L) fiind foarte apropiate între ele.

Calitatea şi materialul din care este confecţionată suprafaţa cormanei reprezintă un element de mare importanţă privind rezistenţei specifice la arat. Unii cercetători au examinat comportarea suprafeţelor metalice la diferite grade de finisare precum şi a acelora acoperite cu răşini sau materiale plastice. Variaţia rezistenţei specifice la tracţiune în funcţie de acest factor este prezentată în figura 3.24.

Fig.3.24. Variaţia rezistenţei specifice la tracţiune în funcţie de calitatea suprafeţei şi umiditat pentru

diferite suprafeţe active: a1, a2- oţel; b1,b2-raşini epoxidice; c- teflon

30



Dintre materialele plastice, teflonul ( tetrafluoretilena) reduce atât frecarea dintre sol şi cormană cât şi forţele de adeziune ceea ce duce la scăderea rezistenţei specifice la arat dar agresivitatea particulelor abrazive din sol, limitează durata de utilizare a cormanelor acoperite cu teflon.

Poziţia trupiţei ]n raport cu suprafaţa fundul brazdei are influenţă asupra valorilor rezistenţei specifice la tracţiune a plugului. Cerinţele agrotehnice impun ca trupiţele să lucreze brazde cu secţiune identică iar fundul brazdei să fie plan. Construcţia actuală a plugurilor şi prezenţa elementelor de reglare fac posibilă respectarea acestor cerinţe. Montarea greşită sau deformarea bârsei poate duce la situaţia ca un plug să înregistreze abateri mari faţă de valorile normale ale rezistenţei la tracţiune pentru trupiţele respective. Getzlaff a stabilit că pentru un plug reglat incorect, rezistenţa specifică la tracţiune efectivă o poate depăşi cu 30...40 % pe cea normală. În figura 3.27 este prezentată variaţia rezistenţei la tracţiune pentru diferite poziţii ale trupiţei.

Fig. 3.27. Variaţia rezistenţei specifice la tracţiune în funcţie de poziţia trupiţei Modul de cuplare (agregare) a plugului la tractor are o influenţă hotărâtoare asupra rezistenţei

la tracţiune şi a consumului energetic. În primul rând, plugurile purtate având un număr mai mic de roţi (de copiere sau de sprijin) au forţe de rezistenţă la rulare mai mici. Totodată, ele îmbunătăţesc calităţile de tracţiune ale tractoarelor prin transfer de sarcină. Astfel , plugurile purtate necesită forţe de tracţiune de 13...15,5 kN respectiv au o rezistenţă specifică de 50...55 kPa. Deplasarea agregatelor de arat se realizează în funcţie de lăţimea plugului şi anume cu o roată în brazdă pentru plugurile cu lăţime mică de lucru (până la patru trupiţe) sau cu ambele roţi în câmp pentru plugurile cu lăţime mare de lucru. Deplasarea tractorului în brazdă, favorizează conducerea agregatului urmare faptului că operatorul are în permanenţă un reper(sprijin) pentru una din roţile de direcţie. De asemenea, se realizează o arătură uniformă şi un consum energetic mai mic deoarece forţele transversale sunt mai mici, rezultând şi forţe de frecare mai mici. Această modalitate de deplasare are dezavantajul că duce la tasarea fundului brazdei în proporţie de 0,4...18.4% din suprafaţa arată şi la surparea peretelui lateral al brazdei în cazul unor reglaje defectuoase. În cazul deplasării pe mirişte, se elimină tasarea porţiunilor arate şi se îmbunătăţesc

31



calităţile de tracţiune ale tractorului ca urmare a deplasării în plan orizontal. Totodată, se pot utiliza roţi duble sau jumelate ceea ce duce la reducerea presiunilor specifice pe sol respectiv a tasării solului cu toate consecinţele favorabile ce decurg din considerentele agrotehnice. Deplasarea corectă şi stabilă a agregatului de arat este asigurată când rezultanta forţelor de rezistenţă în lucru trece prin centrul instantaneu de rotaţie în plan orizontal al mecanismului de suspendare al tractorului. În figura 3.35 este prezentată variaţia componentei Fxy a rezultantei forţei de rezistenţă la arat respectiv Fs forţa de frecare cu peretele brazdei, în cazul modificării direcţiei forţei de tracţiune în plan orizontal cu 17o spre stânga sau spre dreapta faţă de axa de simetrie.

Fig.3.35. Variaţia componentei orizontale Rxy a forţei de rezistenţă la arat şi a forţei de frecare cu peretele brazdei

După cum se osevă din graficulAceastă variaţie determină modificarea valorii forţei de

tracţiune cu 2000 respectiv 5000 N în timp ce forţa de frecare se modifică în intervalul 0...16.000 N. Prin urmare, ieşirea tractorului din brazdă, duce la creşterea forţelor de rezistenţă în lucru ca urmare a creşterii forţelor de frecare dintre plug şi peretele brazdei.

3.2. Stadiul actual al cercetărilor teoretice şi experimentale asupra dinamicii sistemelor tractor- plug purtat 3.2.1. Stadiul actual al cercetărilor teoretice asupra dinamicii sistemelor tractor- plug purtat în plan longitudinal vertical

În literatura de specialitate privind analiza forţelor care acţionează asupra sistemele tractor-maşini cuplate la mecanismul de suspendare al tractorului se face prin utilizarea unor modele dinamice echivalente (simplificate) pe baza căror se elaborează modele matematice corespunzătoare. În figura 3.36 este prezentat un model dinamic simplificat în plan longitudinal -vertical care scoate în evidenţă rolul mecanismului de suspendare în 3 puncte ca interfaţă între tractor şi maşina în cadrul sistemului tractor-maşină cu roţi de sprijin în procesul de lucru (deplasare în teren). Asupra organelor de lucru ale maşinii acţionează rezistenţa de interacţiune cu solul Fi (care apare în procesul de lucru), aplicată în punctul Wi,. Valoarea şi direcţia forţei Fi depinde de construcţia organului de lucru, tipul şi starea solului, adâncimea de lucru t şi viteza de lucru. Punctul de aplicaţie al forţei Fi se consideră plasat la distanţa hw faţă de vârful organului de lucru (în general: hw = (0,3...0,4).t )..

32



Fig. 3.36. Modelul dinamic echivalent în plan longitudinal - vertical al sistemului tractor-maşină cu roţi de

sprijin cuplate la mecanismul de suspendare în 3 puncte

Modelarea matematică a modelelor dinamice a sistemelor tractor-maşină de lucru constă în determinarea analitică a forţelor care acţionează asupra sistemului prin aplicarea ecuaţiilor de echilibru al acestora. În general se consideră 3 situaţii distincte de alcătuire şi funcţionare a sistemului tractor-maşină de lucru: a) cu maşini purtate cu roţi de sprijin, cu mecanismul de suspendare funcţionând în regim flotant; b) cu maşini semipurtate, când maşinile sunt cuplate numai în articulaţiile tiranţilor inferiori ai mecanismelor de suspendare, b) cu maşini purtate integral pe tractor, când maşinile nu au roţi de sprijin iar mecanismul de suspendare funcţionează în regim de reglare automată.

În situaţia în care maşina este prevăzută cu roţi de sprijin mecanismul de suspendare funcţionează în regim „flotant” (fig. 3.36). La deplasare în lucru între tractor şi maşină acţionează o forţa de tracţiune Fx rezultantă dată de suma forţelor de rezistenţă la deplasarea sistemului pe direcţia de deplasare (OX): Fx =Σ Fxi. Forţele verticale Fy = Σ Fyi şi greutatea maşinii G (plasată în centrul de masă S) se repartizează atât asupra corpului tractorului (prin intermediul tiranţilor mecanismului de suspendare) cât şi asupra roţii de sprijin a maşinii (forţa de apăsare FSt). Neglijând forţa de rezistenţă la rulare a roţii de sprijin a maşinii (care este foarte mică comparativ cu celelalte şi, de aceea nu este indicată în fig. 3.36), forţa de apăsare FSt pe roata de sprijin se determină din ecuaţia de echilibru de momente a maşinii în raport cu centrul instantaneu de rotaţie M al mecanismului de suspendare, din care rezultă:

3.15)

în care xi şi yi sunt coordonatele punctelor de aplicaţie a sistemului din figura 5.36.

Componenta pe orizontală FDx a forţei care acţionează în punctul D, dată de relaţia:

(3.16)

Deoarece forţa din punctul D acţionează numai pe direcţia tirantului superior, componenta verticală FDy fiind dată de relaţia:

(3.17) unde ε0 este unghiul format de tirantul superior cu orizontala.

33



În regimul de funcţionare „flotant”, în punctul C al tirantului inferior acţionează o forţă orientată pe direcţia tirantului componenta, verticală FCy fiind dată de relaţia:

(3.18)

unde εu este unghiul format de tirantul inferior cu orizontala Din ecuaţiile de echilibru al forţelor pe direcţia OX se obţine relaţia:

(3.19)

În situaţia cuplării unei maşini semipurtată aceasta este tractată în punctul C al al capătului tirantului inferior, iar tirantul superior nu se utilizează. Ca urmare maşina se sprijină parţial pe tractor (în punctul de cuplare C) şi parţial pe roata de sprijin a maşini, mecanismul de suspendare funcţionând în regim de reglaj automat (tiranţi inferiori sunt blocaţi, formând împreună o bară de tracţiune). Dacă se neglijează rezistenţa la rulare a roţii de sprijin a maşinii, forţa de tracţiune FCx, care acţionează în punctul C al tirantului inferior este dată de relaţia:

(3.20)

Forţele verticale se repartizează atât asupra tirantului inferior (punctul C) cât şi asupra roţii de sprijin a maşinii, conform ecuaţiei de echilibru:

(3.21) Din ecuaţia de echilibru a momentelor ân raport cu punctul C se obţine sarcina pe roata de sprijin a maşinii FSt, dată de relaţia:

(3.22)

Asupra tractorului se transmite sarcina verticală FCy aplicată în punctul C, dată de relaţia:

(3.23)

Rezultă că cu cât sarcina pe roata de sprijin a maşinii FSt este mai mică, cu atât creşte sarcina verticală FCy transmisă asupra tractorului prin capătul posterior al tiranţilor inferior (punctul C). Ca urmare creşte sarcina pe punţile tractorului şi implicit sarcina aderentă, cu reper cusiuni pozitive asupra performanţelor de tracţiune ale tractorului. În situaţia în care maşina nu este prevăzută cu roţi de sprijin, adică este purtată integral pe tractor, asupra sistemului tractor-maşină acţionează următoarele forţele: forţa rezultantă Fx =Σ Fxi - pe direcţia de deplasare a sistemului (direcţia OX), care reprezintă forţa de tracţiune a tractorului. Pe direcţia perpendiculară pe suprafaţa solului (direcţia OY) acţionează forţa rezultantă: Fy =Σ Fyi +G, care în acest caz se transmite integral asupra corpului tractorului, contribuind astfel la creşterea sarcinii aderente şi, implicit, la creşterea performanţelor de tracţiune ale tractorului. Pentru o analiză mai riguroasă a dinamicii sistemelor formate din tractor cu maşini cuplate la mecanismele de suspendare cunoaşterea cât mai exactă şi a forţelor care acţionează în plan transversal. Pentru aceasta în unele lucrări publicate în literatura de specialitate se consideră mecanismul de suspendare ca un sistem tridimensional (3D) format de 7 bare articulate (fig 3.39): cei trei tiranţi ai mecanismului de suspendare (tiranţi inferiori B1D1 şi B2D2 şi tirantul superior EK), două bare (tije) de ridicare A1C1 şi A2C2 şi două braţe de ridicare O1A1 şi O2A2.

34



Fig. 3.39 Vedere din spate (a), vedere laterală (b) şi vedere de sus (c) a mecanismului de suspendare în 3 puncte:

L1=BD-lungimea tirantului inferior stânga 1: L11= BC- distanţa de la punctul de articulaţie a tirantului inferior la punctul de articulaţie al barei (tijei) de ridicare ; L2 =AC- lungime tijă de ridicare 2 (reglabilă); L3 = OA-lungime braţ ridicare 3; L4 =EK- lungime tirant superior 4 (reglabilă); 5- triunghiul de cuplare a

maşinii; Wx- componenta longitudinală a rezistenţei de lucru maşinii ; Wy - componenta laterală a rezistenţei de lucru maşinii; Wz - componenta verticală a rezistenţei de lucru de lucru a maşinii

La deplasarea în lucru sistemul este izostatic cu un grad de libertate şi, ca urmare, cunoaşterea poziţiei unghiulare a braţelor de ridicare O1A1 şi O2A2 este suficientă pentru determinarea exactă a geometriei şi, implicit, a cinematicii sistemului.

Fig. 3.40 Schema forţelor care acţionează asupra mecanismului de suspendare în 3 puncte: 1-tirantinferior: 2-tijă de ridicare; 3- braţ de ridicare;

Cg-centrul de masă al maşinii; mg- greutatea maşinii; W-forţa de rezistenţă a maşinii; Ri- forţele de reacţiune în punctele i.

În figura 3.40 este dată schema forţelor care acţionează asupra mecanismului de suspendare în 3 puncte. Coordonatele punctelor de articulare a elementelor mecanismului de suspendare sunt determinate într-un sistem cartezian (X0 I0 Z0), cu originea în punctul I0 care reprezintă centrul roţilor punţii din spate a tractorului. Coordonatele punctului de aplicaţie G al forţei de rezistenţă W care acţionează asupra organului de lucru al maşinii (fig. 3.40 ), sunt dată de ecuaţiile:

35



(3.33)

(3.34) Pentru determinarea analitică a acestor coordonate s-a dezvoltat un program de calcul Excel (CP1) cu următoarele mărimi de intrare:

• Caracteristicile elementelor constructive ale tractorului: coordonatele punctelor O, O´, B, B´, E şi distanţele AA´, L´1

şi L3; • Lungimile (reglabile) L2 şi L4; • Parametrii triunghiul de cuplare a maşinii la mecanismul de suspendare, caracterizat de

distanţele DD’, IK, IH şi HG; • Poziţia unghiulară Φ a braţului de ridicare OA a mecanismului de suspendare, mărime care

reprezintă parametrul variabil în procesul de lucru în teren. Din ecuaţiile de echilibru ale tirantului inferior din stânga (bara BD) rezultă următorul sistem de ecuaţii:

(3.35)

În sistemul de ecuaţii (3.35) Rij reprezintă forţa de reacţiune din punctul i pe direcţia j, xi, yi şi zi sunt coordonatele carteziene ale punctelor i iar indicii l menţonaţi în faţa forţelor R indică elementele din partea stîngă („left”) ale mecanismului de suspendare. Echilibrul tirantului inferior din dreapta este caracterizat de un sistem similar de ecuaţii ca ca cel dat de relaţiile (3.35) la care se introduce indicile r, care se referă la elementele din partea dreapta („right”) a mecanismului de suspendare. Din ecuaţiile de echilibru ale cadrului (corpului) maşinii agricole se obţine sistemul de ecuaţii:

(3.36)

36



În sistemul de ecuaţii (3.36), forţele Wx, Wy şi Wz reprezintă componentele ortogonale ale rezultantei forţei W care acţionează asuipra maşiniiîn punctul G, m este masa maşinii iar g este acceleraţia gravitaţionlă. Ultimele două ecuaţii s-au obţinut cunoscând direcţia reacţiunilor în cei doi tiranţi inferiori şi în tirantul superior. Deoarece aceste elemente reprezintă grinzi biarticulate, forţele de reacţiune din aceste elemente sunt paralele la direcţia grinzilor. Soluţiile sistemului de ecuaţii (2.40) reprezintă componentele ortogonale ale forţei de interacţiune W a utilajului cu solul şi sunt date de relaâiile de mai jos:

(3.37) în care xi, yi şi zi sunt coordonatele carteziene ale punctelor i Sistemul de ecuaţii (3.37)scoate în evidenţă că dacă se cunosc valorile forţelor de reacţiune RC din tijele de ridicare ale celor doi tiranţi inferiori ( din stânga şi dreapta) şi a forţei de reacţiune RK din tirantul superior (care pot fi măsurate simplu cu senzori de forţă) se pot determina, prin calcul, componentele ortogonale ale forţei W care acţinează asupra maşinii (utilajului). Pentru rezolvarea sistemului de ecuaţii (2.41) s-a realizat un program de calcul Excel (CP2). Intrările din programul CP2 reprezentă ieşirile din primul program de calcul CP1 - folosit pentru calculul coordonatelor xG (3.33) şi zG (3.34) - la care se adaugă semnalele date de cele trei traductoare (senzori) pentru măsurarea forţelor RC din cele două braţe de ridicare ai tiranţilor inferiori şi a forţei RK din tirantul superior. Schema de conectare şi utilizare a celor două programe de calcul este ilustrată în figura 3.48 şi stă la baza metodologiei de determinare experimentală a componentelor ortogonale Wx, Wy şi Wz a rezistenţei W a maşinii.

3.2.3. Stadiul actual al cercetărilor experimentale asupra dinamicii sistemelor tractor- plug purtat

Încercările experimentale ale organelor de lucru ale maşinilor de sol, inclusiv pluguri, se pot realiza în condiţii de laborator (spaţii închise) prin utilizarea unor canale de sol, care cuprind un strat de sol cu o anumită adâncime, special pregătit în ceea ce priveşte tipul, textura şi starea (grad de compactare, umiditate), peste care se deplasează un dispozitiv (echipament) sub forma unui cărucior, pe care se montează organele de lucru supuse încercării. Căruciorul se deplasează pe roţi ghidate pe şine, prin tractare prin intermediul unui cablu antrenat cablu montat pe o roată de cablu acţionată de un motor electric prin intermediul unei transmisii (mecanice sau hidraulice) care permite realizarea unor viteze de deplasare diferite şi controlate. Cadrul pe care se montează organele de lucru este echipat cu senzori şi traductoare pentru măsurarea forţelor care acţionează asupra organelor de lucru precum şi cu senzori pentru măsurarea vitezelor de deplasare. Instalaţiile cu canal de sol sunt dotate cu echipamente de măsurare, reglare şi control precum şi cu echipamente de înregistrare, achiziţie şi prelucrare a datelor obţinute prin măsurători.

37



Pe plan mondial s-au realizat diferite tipuri şi construcţii de canale de sol, cu diferite dimensiuni (lungimi şi lăţimi diferite) şi sisteme de antrenare şi avţnd dotări corespunzătoare scopului urmărit.

În figura 3.42 este prezentată o construcţie perfecţionată de instalaţie pentru determinarea forţei de rezistenţă ale organelor de lucru în canal de sol cu lăţimea de 1,8 m şi lungimea constructivă de 12 m (din care lungimea efectivă de lucru este de 9 m. Pe canalul de sol se deplasează un cărucior mobil cu un suport pentru organul de lucru (sculă) echipat cu senzori pentru măsurarea forţelor pe cele 3 direcţii (longitudinală, verticală şi laterală) . Deplasarea căruciorului de realizează printr-un mecanism de transmisie cu lanţ care este acţionată de la un motor hidrostatic. În acest mod, sistemul permite căruciorului deplasarea înainte cu viteze redusă sau mare şi revenirea înapoi cu viteză redusă sau folosind un sistem de revenire automată. Instalaţia de măsură a căruciorului este prevăzută cu un sistem automat de înregistrare a datelor cu opt canale model TDS2020 (Triangle Digital Suport Ltd., Thirsk, Marea Britanie) pentru colectarea valorilor forţelor ce acţionează asupra uneltei în procesul deplasării în sol. Pentru măsurarea vitezei de deplasare a organului de lucru (uneltei) se foloseşte o roată suplimentară cu impulsuri magnetice de turaţie (rotaţie) care se ataţează cadrului căruciorului. Datele măsurate sunt achiziţionate sunt transmise unui computer în vederea achiziţiei şi prelucrării.

Fig.3.42. Canal de sol cu cărucior echipat cu senzori (traductoare) pentru măsurarea rezistenţei la tracţiune a organelor de lucru

Pentru determinarea experimentală a forţelor care acţionează condiţii de deplasare în teren asupra maşinilor cuplate la mecanismul de suspendare al la tractorului, pe plan internaţional au fost concepute şi realizate mai multe procedee, care pot grupate în două variante distincte a) cu sisteme de măsurare format dintr-un cadru (ramă) intermediară montat între tiranţii mecanismelor de suspendare şi maşina cuplată şi b) cu sisteme de măsurare formate di traductoare (senzori) montate chiar în elementele constructive ale mecanismului de suspendare. Sistemele de măsurare cu ramă intermediară (ramă dinamometrică ) au primit o largă răspândire până în prezent, datorită posibilităţilor de realizare şi echipare cu senzori a acestora, fără dificultăţi constructive şi cu costuri acceptabile. Deoarece măsurarea forţelor din bolţurile ramei se realizează cu senzori (mărci) tensometrice, acest dispozitiv de măsurare se numeşte ramă tensometrică, a cărei schemă de principiu este dată în figura 3.43 Tiranţii 2 ai mecanismului de

38



suspendare al tractorului se cuplează la rama 1 prin bolţurile tensometrice 3, iar maşina 4 se cuplează la rama 1 prin bolţurile tensometrice 5.

Fig. 3.43 Ramă intermediară cu bolţuri tensometrice pentru măsurarea forţei de rezistenţă la tracţiune a

maşinilor agricole purtate: 1 - ramă; 2 – bare de cuplare ale mecanismului de suspendare (tiranţi) ; 3 - bolţuri tensometrice; 4 - maşină

agricolă; 5 –bolţuri ( articulaţii)

Sistemele de măsurare cu traductoare (senzori) montate în elementele constructive ale mecanismului de suspendare asigură o mai mare precizie şi veridicitate de măsurare a forţele din interfaţa tractor-maşină şi constă în cuplarea tiranţilor mecanismului de suspendare la maşină cu bolţuri pe care se montează senzori (traductoare) tensometrice (numite bolţuri tensometrice), prin care se asigură măsurarea directă a forţelor care acţionează între tractor şi maşină, pe direcţie orizontală şi verticală. Aceasta metodă, deşi este mai complicată din punct de vedere constructiv, verificarea veridicitatea rezultatelor cercetărilor teoretice privind cinetostatica în plan vertical longitudinal al mecanismului de suspendare, folosită la calcul forţele din articulaţiile şi bolţurile de cuplare în cele 3 puncte a barelor atât la tractor cât şi la maşină.

Pentru determinarea forţelor din punctele de articulaţie a tiranţilor în articulaţiile de cuplare la maşină se montează bolţurile tensometrice 1, 2 şi 3 (fig. 3.45, a), care măsoară componentele Fx, paralele cu direcţia de deplasare a maşinii şi componentele Fz, perpendiculare la această direcţie ale forţelor transmise prin tiranţi (fig. 3.45, b).

Fig. 3.45. Schema pentru determinarea forţelor de rezistenţă la tracţiune a maşinilor agricole purtate, prin

măsurarea forţelor de legătură din bolţurile de cuplare la tiranţii mecanismului de suspendare:

a - schema de amplasare a traductoarelor de forţă; b - schema forţelor care acţionează în bolţuri; 1, 2, 3- bolţuri tensometrice.

39



Forţele F1, F2 şi F3 care acţionează pe direcţia tiranţilor (barelor) mecanismului de suspendare se descompun după cele două direcţii: paralelă cu direcţia de deplasare (F1x+ F2x şi F3x) şi, respectiv, perpendicular pe direcţia de deplasare (F1z+ F2z şi F3z ).

Forţa Ft de rezistenţă la tracţiune a maşinii reprezintă suma algebrică a componentelor Fx paralele cu direcţia de deplasare, fiind dată de relaţia:

Ft= Rx= (F2x+ F3x) – F1x. (3.38)

Forţa de apăsare a Fy a maşinii pe triunghiul de cuplare la mecanismul de suspendare este dată suma algebrică a componentelor normale (perpendiculare) pe direcţia de deplasare (F1y, F2y şi F3y ), fiind dat de relaţia:

Fz = F1z + F2z + F3z. (3.39)

Forţele F1x, F2x şi F3x se sumează algebric conform relaţiei (3.38), printr-un montaj electronic corespunzător în puntea de măsură a instalaţiei, semnalul obţinut la punte reprezentând chiar forţa de rezistenţă la tracţiune Ft a maşinii purtate. Forţele F1z, F2z şi F3z se sumează, de asemenea, algebric, conform relaţiei (3.39), printr-un montaj electronic corespunzător în puntea de măsură, semnalul obţinut la punte reprezentând forţa de apăsare Fz din partea maşinii cuplate.

Fig. 3.47. Plasarea senzorilor de forţă pe mecanismul de suspendare al tractorului în vederea determinărilor experimentale

Sistemele prezentate anterior realizează măsurarea forţelor numai în plan longitudinal - vertical şi, ca urmare, nu permit obţinerea informaţii asupra forţele care apar în plan transversal. De aceea în ultimii ani cercetătorii au fost preocupaţi de realizarea unor metode şi echipamente şi de măsurare a forţelor spaţiale din sistemul de cuplare tractor-maşină. Printre soluţiile întâlnite pe plan mondial este cea care are la bază modelul dinamic şi cinematic spaţial al mecanismelor de suspendare prezentat în figurile 3.38 şi 3.39, care sunt formate dintr-un sistem de 7 bare articulate (3 tiranţi ai mecanismului de suspendare, 2 bare de ridicare şi 2 braţe de ridicare a tiranţilor inferiori). Având în vedere modelele matematice care descriu comportarea modelor cinematice şi

40



dinamice (date de relaţiile (3.33 ... 3.37)) s-a realizat un sistem complex de măsurare experimentală, care din punct de vedere tehnic cuprinde trei senzori de forţă, plasaţi la elementele mecanismelor de suspendare (fig. 3.47): un senzor plasat pe tirantul superior şi doi senzori plasaţi pe tijele de ridicare a tiranţilor inferiori din stânga şi, respectiv, dreapta. Pentru analiza cinematicii mecanismului de suspendare, caracterizată de unghiul de rotaţie Φ al braţului de ridicare (parametru care caracterizează poziţia mecanismului şi, implicit, a maşinii în raport cu corpul tractorului şi suprafaţa solului), pe lângă senzori de forţă menţionaţi s-a adăugat un senzor pentru deplasări unghiulare care măsoară unghiul de rotire al braţului de ridicare În baza modelului matematic format din ecuaţiile (3.33) şi (3.34), care definesc coordonatele punctului de aplicaţie pe maşină rezistenţei la deplasare în lucru W, s-a realizat un program de calcul în Excel (CP1), în care s-au introdus mărimile de intrare corespunzătoare. În baza modelului matematic dat de sistemul de ecuaţiile care exprimă valorile componentelor Wx, Wy şi Wz ale rezistenţei maşinii, s-a întocmit un alt program de calcul în Excel (CP2), în care s-au introdus mărimile de intrare corespunzătoare şi valorile forţelor date prin semnalele V1, V2 şi V3 date de senzorii de forţă. Prin corelarea celor două programe de calcul CP1 şi CP2 şi introducerea mărimilor de intrare corespunzătoare, s-a dezvoltat un sistem complex de calcul, care prelucrează. mărimile măsurate experimental (cele 3 valori date de semnalele senzorilor de forţă şi semnalul senzorului de poziţie a braţului de ridicare a semnalul senzorului de poziţie a mecanismului de suspendare), împreună cu alte mărimile geometrice ale sistemului introduse în programele de calcul. Schema acestui program complex de calcul este dată în figura 3.48. La realizarea sistemului de măsură s-au folosit traductoare de forţă cu senzori tensometrici tip HBM–U2B (valori nominale ale forţelor măsurabile până la 200 kN). Poziţia braţului de ridicare al mecanismului de suspendare a fost măsurată cu un traductor de deplasare rotativ rezistiv (reostatic) cu divizor de tensiune.

Distante pe cadru : D1D2 IK,

Caracteristicile cadrului : m si XCg, YCg, ZCg Coordonate

carteziene puncte: A1,A2, C1, C2D1, D2, k si G

CP2

Semnale senzori

V1,V2 si V3

CP1

Date de intrare: Coord. punctelor O1,O2,B1, B2, E Distantele : A1A2 L1, L’1, L3Lung. Reglabile: L2 si L4 Pozitie

unghiulara Φ(t)

Componente rezistenta masina:

Wx, Wy, Wz

Fig. 3.48. Schema de programului pentru calculul a componentelor Wx, Wy şi Wz ale rezistenţei maşinii cuplate la mecanismul de suspendare

41



4. OPORTUNITATEA TEMEI ŞI OBIECTIVELE TEZEI DE DOCTORAT 4.1. Oportunitatea temei de doctorat

Agregatele de arat formate din tractor şi plug, purtat sau semipurtat, cuplat în spatele tractorului la mecanismul de suspendare ocupă cel mai important rol în mecanizarea lucrărilor de prelucrare a solului, fiind în acelaşi timp şi cel mai mare consumator de energie la mecanizarea lucrărilor din agricultură. Prezenţa sau absenţa roţii de copiere a plugului şi utilizarea unui mecanism de suspendare controlat printr-un sistem de reglare automată (de poziţie, forţă sau combinat) duce la creşterea eficienţei de lucru dar şi mărirea gradului de complexitate al agregatului. De aceea, pentru optimizarea tehnică şi energetică a lucrărilor de arat se impune o cercetare ştiinţifică, teoretică şi experimentală, a influenţei modului de formare şi a parametrilor de lucru a agregatelor de arat formate din tractor pe roţi şi plug purtat, cu şi fără roată de copiere.

Teza de doctorat are ca obiectiv principal realizarea unor cercetări teoretice şi experimentale privind comportarea dinamică şi energetică a agregatelor de arat, formate din tractor pe roţi şi plug purtat, cu roţi de copiere (cu mecanismul de suspendare în regim de lucru flotant) şi fără roţi de copiere (cu mecanismul de suspendare în regim de lucru cu reglaje automate), pentru scoaterea în evidenţă a influentei sistemelor de reglare automata ale mecanismelor de suspendare asupra dinamicii, energeticii şi eficienţii agregatelor de arat cu plug purtat în spate, la deplasarea în lucru pe diferite tipuri de sol (cu diferite rezistenţe specifice ale solului la arat), in diverse categorii de teren (pe teren orizontal şi în pantă) şi cu diferite adâncimi de lucru.

4.2. Obiectivele cercetărilor din teza de doctorat

4.2.1 Obiectivele cercetării teoretice Obiectivele principale ale cercetărilor teoretice din lucrarea de doctorat au fost următoarele:

• Sistematizarea şi analiza forţelor exterioare care acţionează asupra componentelor constructive ale plugului (trupiţă, cuţit disc, roata copiere) în procesul interacţiunii acestora cu solul şi modelarea dinamică şi matematică a acestora

• Analiză comportării dinamice a plugurilor cu roată de copiere purtate în spatele tractorului, cuplate la mecanismele de suspendare în trei puncte, elaborarea modelelor dinamice şi matematice în vederea simulării dinamicii plugului la deplasarea în lucru pe diferite tipuri de sol (cu diferite rezistenţe specifice ale solului la arat), in diverse condiţii în de teren (pe teren orizontal şi în pantă) şi cu diferite adâncimi de lucru.

• Sistematizarea şi analiza forţelor exterioare care acţionează asupra componentelor sistemului de lucru (agregatul de arat) format din tractor pe roţi şi plugului purtat cuplat la mecanismul de suspendare cu funcţonare în regim de lucru flotant şi eleboraea modelelelor dinamice echivalente ale sistemului pentru două variante distincte de lucru: cu plug cu roată de copiere (mecanismul de suspendare în regim flotant) şi cu plug fără rota de copiere (mecanismul de suspendare în regim de reglare automată)..

• Elaborarea modelelor matematice (formate din ecuaţiile de echilibru dinamic al sistemului tractor-plug) şi din ecuaţiile de legătura dintre diferite mărimi şi parametri ai sistemului, în vederea simularii pe calculator a comportării dinamice a sistemelor tractor-plug purtat, pentru două variante distincte de lucru: plug cu roata de copiere (mecanismul de suspendare în regim flotant) şi plug fără rota de copiere (mecanismul de suspendare în regim de reglare automată).

42



• Simularea pe calculator a modelelor matematice elaborate în vederea analizei comparative a influenţa sistemelor de reglare automata ale mecanismelor de suspendare ale tractorului asupra comportării dinamice şi energetice a agregatelor de arat cu plug purtat în spate, la deplasarea în lucru pe diferite tipuri de sol (cu diferite rezistenţe specifice ale solului la arat), in diverse condiţii în de teren (pe teren orizontal şi în pantă) şi cu diferite adâncimi de lucru.

4..2. 2 Obiectivele cercetării experimentale

Obiectivele principale ale cercetărilor experimentale din lucrarea de doctorat au fost următoarele:

• Utilizarea unui agregat de arat format dintr-un tractor pe roţi echipat cu mecanism de suspendare în trei puncte (care sa permită funcţionarea atât în regim de lucru flotant cât şi în regim de reglare automată) şi un plug purtat care poate lucra atât cu roată de copiere (montată la cadrul plugului) cât şi fără roată de copiere (prin demontarea roţii de copiere existente)

• Elaborarea unui program de experimentare a agregatului format din tractor şi plug purtat (cu roată de copiere şi fără roată de copiere) la deplasarea în lucru in diverse condiţii de teren, cu diferite viteze de lucru şi cu diferite adâncimi de lucru

• Realizarea şi utilizarea unei metodologii şi a unui sistem tehnic de măsurare, format din traductoare şi aparatură adecvate pentru determinarea experimentală a parametrilor dinamici, cinematici şi energetici ai agregatului de arat tractor-plug, în baza programului de experimentare.

• Conceperea şi implementarea unui program de achiziţie şi prelucrare a datelor experimentale şi trasarea graficelor de variaţie a parametrilor determinaţi experimental: sarcinile pe punţile trectorului, sarcina pe roata de copiere a plugului, forţa tangenţială de tracţiune dezvoltată de roţile motoare ale tractorului, consumul de combustibil al motorului.

43



5. CERCETĂRI TEORETICE PRIVIND DINAMICA AGREGATELOR DE ARAT

5.1. Analiza forţelor exterioare care acţionează asupra componentelor plugului

5.1.1. Forţele care acţionează asupra trupiţelor

Forţele ce acţionează asupra brăzdarului, respectiv cormanei, sunt generate de interacţiunea dintre suprafeţele de contact ale brăzdarului şi ale cormanei cu solul, au direcţii diferite iar suportul lor nu se intersectează în spaţiu. Aceste forţe sunt definite ca rezultante ale unor forţe elementare normale ( Ftn şi Fcn ) şi tangenţiale ( Fct şi Ftt ) (fig. 5.1). Forţele tangenţiale sunt forţe de frecare date de produsul dintre forţele normale Ftn şi coeficientul de frecare μ dintre suprafaţa de contact şi sol, adică Ftn=μ·Fn. Rezultantele acestor forţe, raportate la un reper cartezian triortogonal drept XOYZ, pot fi înlocuite cu o forţă şi un moment care se pot descompune la rândul lor după cele trei direcţii ale sistemului (fig. 5.2). Punctul de aplicaţie al rezultantei forţelor de rezistenţă se numeşte centru de rezistenţă şi se situează la o distanţă b/3...b/2 faţă de peretele vertical al brazdei respectiv la a/3 faţă de fundul brazdei, unde a este adâncimea iar b, lăţimea brazdei.

Fig.5.1. Schema forţelor elementare care acţionează pe suprafeţele active ale trupiţei

Asupra plazului, acţionează o forţă de împingere laterală pe direcţie OY, determinată de reacţiunea peretelui brazdei cu care acesta vine în contact. Aceasta generează apariţia unei forţe de frecare paralelă cu direcţia de înaintare care lipseşte în cazul trupiţelor fără plaz dar se regăseşte la ultima trupiţă.

În timpul procesului de lucru, mărimea, direcţia, sensul, şi punctul de aplicaţie al rezultantelor se modifică în mod continuu. De aceea, în practică se utilizează ca reper fix vârful brăzdarului, faţă de care forţele de rezistenţă în lucru se exprimă printr-un torsor format din componentele rezultantei forţei pe cele trei direcţii OX, OY şi OZ şi, respectiv, cu momentele corespunzătoare (figura 5.2) .

Fig.5.2. Schema forţelor care acţionează asupra trupiţei

44



În schema din figura 5.3 sunt prezentate forţele Fx, Fy şi Fz care acţionează asupra unei trupiţe, poziţia punctului de aplicaţie ale acestora (fig. 5.3,a) iar în graficul alăturat (fig. 5.3,b), este dată variaţia acesor forţe în funcţie de adâncimea de lucru a a trupiţei.

Fig.5.3. Schema forţelor care acţionează spaţial asupra unei trupiţe (a) şi variaţia acestora în funcţie

de adâncimea de lucru (b)

După cum se observă din figura 5.3,b , majorarea adâncimii de lucru are drept consecinţă creşterea valorii componentelor Fx şi Fy . Componenta Fz este influenţată cu preponderenţă de starea tehnică a tăişului brăzdarului şi de valoarea unghiului de aşezare al acestuia faţă de fundul brazdei.

Forţa de rezistenţă pe direcţia de deplasare Fx reprezintă forţa dr rezistenţă la tracţiune a trupiţei şi fi exprimată cu ajutorul relaţiei cunoscute:

Fx=k0 ·a·b (5.1) unde: k0 este coeficientul global de rezistenţă specifică la tracţiune, care depinde de natura, tipul şi starea solului, starea tehnică a tăişului brăzdarului şi caracteristicile fizico-mecanice ale solului,în N/m2

a- adâncimea brazdei, în m b,- lăţimea brazdei, în m

Cercetările experimentale au pus în evidenţă faptul că pentru o lăţime a trupiţei b = 2a, coeficientul k0 are valori minime, iar forţele de frecare generate de deplasarea brazdei pe suprafaţa cormanei reprezintă 40% din componenta Fx.

Componentele Fy şi Fz pot fi exprimate în funcţie decomponenta Fx cu relaţiile de legătură (v. fig. 5.3,a) :

Fy= Fx tg α

Fz= Fx tg β (5.2)

Forţa totală de rezistenţă la tracţiune a unui plug cu mai multe trupiţe Fp se poate determina cu relaţia lui Gorjacichin (v. cap.3), exprimată prin formula:

Fx= a⋅ b⋅ k0 + a⋅ b⋅ ε⋅ v2 = a⋅ b( k0+ ε⋅ v2 ) (5.2)

unde: v este viteza de lucru, în m/s;

45



ε - coeficient care ţine seama de forma organelor active şi forţele de inerţie ce acţionează asupra brazdei, în N·s2/m4.

Valorile rezistenţei specifice globală a solului la arat k0, exprimate în kN/m2, sunt determinate de tipul solului şi sunt cuprinse în următoarele intervale:

- sol nisipos …nisipo-lutos, k0=20...40 kN/m2; - sol nisipo-lutos... luto-nisipos, k0=40...60 kN/m2; - sol luto-nisipos ... lutos, k0=60...80 kN/m2; - sol lutos ... luto-argilos, k0=80...100 kN/m2; - sol luto-argilos ... argilo-lutos k0=100...120 kN/m2; - sol argilos, până la 150 kN/m2.

5.1.2. Forţele care acţionează asupra cuţitului disc

Cuţitul disc are rolul de a realiza tăierea solului în plan vertical, uşurând procesul de lucru al trupiţelor în special în cazul solurilor încărcate cu resturi vegetale, prevenindu-se astfel înfundarea plugului. (fig.5.4).

Rezistenţa în lucru a cuţitului disc variază între 0,7...2,2 kN pentru adâncimi cuprinse între 0,1...0,12 m faţă de cuţitul lung a cărui rezistenţă variază între 5...10 kN . Comparativ cu cuţitul lung, cuţitul disc prezintă dezavantajul că dezvoltă o componentă verticală ce tinde să-l scoată din sol.

Fig.5.6. Schema forţelor care acţionează asupra cuţitului disc

Procesul de lucru al cuţitului disc începe prin pătrunderea în sol, datorită greutăţii plugului. Ca

urmare a deplasării rectilinii, cuţitul disc execută o mişcare de roto-translaţie, având drept rezultat, tăierea prin rostogolire a resturilor vegetale şi formarea unui perete vertical la nivelul ultimei brazde. Pentru plugurile mari se poate monta câte un cuţit disc pentru fiecare trupiţă. Asupra unei particule vegetale, discul acţionează cu forţa normală N iar pe suprafaţa de contact se dezvoltă forţa de frecare Fμ = μ1 N unde μ1 este coeficientul de frecare dintre particulă şi disc. Rezultanta celor

46



două forţe este Fp şi se poate descompune după două direcţii; Fpx - componenta orizontală şi Fpz , componenta verticală. Fpx determină apariţia forţei de frecare Fμx= μ2· Fpz, unde μ2 este coeficientul de frecare dintre particula vegetală şi sol. Condiţia ca o particulă vegetală să poată fi tăiată este, Fμx > Fpx sau, μ2 ·Fpz> Fpx.

Componenta orizontală Fpx defineşte rezistenţa la înaintare a cuţitului disc în sol şi poate fi determinată cu relaţia:

Fpx= kd a1 (5.7) unde: a1= 0,75. D/2 este adancimea de lucru;

kd - coeficient de rezistenţă specifică a solului la tăiere pe unitate de lungime: kd= 0,2…0,4 N/m.

Asupra cuţitului discu acţionează asupr forţa Fc, care se descompune în forţa de rezistenţă la înaintare în plan orizontal Fcx şi forţa de rezistenţă la pătrundere în plan vertical Fcz (fig. 5.6,c), date de relaţiile:

Fcz = Fcx tg (α0-ρ).

Fc = Fcx /cos (α0-ρ) (5.8)

Ţinând cont de valorile uzuale ale unghiurilor α0 şi ρ , componenta verticală ce defineşte forţa de pătrundere în plan vertical în sol Fcz poate fi exprimat poate fi exprimată în funcţie de componenta orizontală, Fcz= 1…1,3 Fcx.

Pentru a asigura un proces de lucru corespunzător, cuţitul disc trebuie amplasat astfel încât proiecţia axei verticale să cadă în faţa vârfului brăzdarului, iar planul vertical al discului să fie deplasat cu 10...15 mm spre terenul nearat ( fig. 5.6, a şi b ) 5.1.3. Forţele care acţionează asupra roţii de copiere

Roţile de copiere, numite şi roţi de sprijin sau roţi de limitare a adâncimii de lucru, au rolul de a copia denivelările terenului în vederea menţinerii constane adâncimii de lucru a maşinilor agricole, care sunt cuplate la tractor prin mecanisme de suspendare care funcţionează în regim flotant.

Fig.5.8. Schema forţelor care acţionează asupra roţii de copiere

Se consideră o roată de copiere rigidă cu diametrul D (fig. 5.8). şi lăţimea obezii b, încărcată

cu o sarcină verticală N, ce se deplasează pe un sol deformabil şi că solul a suferit o tasare

47



anterioară generată de o presiune p0 ca urmare a unor condiţii agrotehnice obiective. . Sub acţiunea roţii de copiere încărcată cu sarcina verticală N, solul suferă o tasare de adâncime h, corespunzătoare suprafeţei de contact definită prin unghiul α,

Forţa care acţionează pe suprafaţa deformabilă este dată de relaţia:

( 00 221 phqDhbQ += ) (5.14)

Care prin descompunere după cele două direcţii OX şi OZ, rezultă componenta orizontal[ Qx , care reprezintă forţa de rezistenţă la rulare, şi componenta verticală Qz ,care reprezintă sarcina verticală preluată de roata de copiere, date de relaţiile:

( ) αsin221

00 phqDhbQx += (5.15)

( ) αcos221

00 phqDhbQz += (5.16)

în care: D este diametrul roţii [m]; h - adâncimea făgaşului [m]; q0 - coeficientul deformării volumice [N/m3]; p0 - presiunea exercitată asupra solului ce produce o deformaţie specifică h0 ,adică p0 = q0 h0 şi este exprimată în [Pa].

Valorile coeficientul deformării volumice q0 pentru diferite tipuri de sol sunt prezentate în tabelul 5.1.

Tabelul 5.1 Valorile coeficientul deformării volumice q0 pentru diferite tipuri de sol

Tipul solului Afânat Mediu Greu umed Greu uscat q0 ( N/m3) 5…15⋅106 30…80⋅106 60…100⋅106 120…200⋅106

5.2. Cercetarea teoretică a dinamicii plugului purtat 5.2.2. Modelarea dinamică şi matematică a plugului purtat

Pentru studiul analitic al dinamicii agregatelor de arat se consideră un plug purtat cuplat la

tractor prin mecanismul de suspendare în trei puncte şi echipat cu un cuţit disc (amplasat înaintea ultimei trupiţe) şi cu roată de copiere şi limitare a adâncimii de

În figura 5.13 este prezentat modelul dinamic echivalent al unui plug purtat cu trei trupiţe care se deplasează în mişcare accelerată pe un sol cu suprafaţa înclinată sub un unghi α faţă de orizontală. Plugul este echipat cu roată de copiere şi este cuplat la mecanismul de suspendare cu prindere în trei puncte (cu funcţionare în regim flotant), având centrul instantaneu de rotaţie în plan vertical CIRv situat la punctul de intersecţie al axei tirantului central cu planul tiranţilor inferiori. Plugul are adâncimea de lucru a iar lăţimea de lucru a unei trupiţe este b (lăţimea de lucru a plugului este B =3.b).

48



Fig. 5.13. Schema forţele care asupra plugului purtat cu roată de copiere în plan vertical-longitudinal

asupra plugului la deplasare în moşcare accelerată pe teren înclinat (rampă) Forţele exterioare din modelul dinamic echivalent al plugului din figura 5.13 au următoarele

semnificaţii: Gm= mg este greutatea plugului, plasată în centrul de masă, care include greutatea tuturor elementelor componente (cadru, trupiţe, cuţit disc, roată de copiere); Fim –forţa de inerţie care acţionează în centrul de masă al plugului (paralelă cu suprafaţa solului); Fx – componenta paralelă cu suprafaţa solului a forţei de rezistenţă la arat a solului; Fz – componenta normală la suprafaţa solului a forţei de rezistenţă a solului la arat; F1 – forţa care acţionează în punctul de cuplare al cadrului plugului cu tirantul inferior; F2 – forţa care acţionează în punctul de cuplare al cadrului plugului cu tirantul central; Fcx – componenta paralelă cu suprafaţa solului a forţei de rezistenţă la tăiere a cuţitului disc; Fcz – componenta normală la suprafaţa solului a forţei de rezistenţă la tăiere a cuţitului disc; Frx – forţa de rezistenţă la rulare a roţii de copiere (paralelă cu suprafaţa solului); Frz – reacţiunea normală pe suprafaţa solului a roţii de copiere; Mrr – momentul de rezistenţă la rulare al roţii de copiere; Mcr – momentul de rezistenţă la rulare al cuţitului disc. Elementele geometrice dinfigura 5.4 au următoarele semnificaţii: h1 – distanţa de la planul vârfurilor brăzdarelor (suprafaţa fundului brazdei) la punctul 1 de cuplare, al cadrului plugului cu tirantul inferior; h2 – distanţa pe verticală pe cadrului plugului dintre punctul de cuplare 1 al tiraţilor inferiori şi punctul de cuplare 2 al al tiratului superior (central); hm – distanţa de la planul vârfurilor brăzdarelor la centrul de masă al plugului; hp – distanţa de la suprafaţa fundului brazdei la punctul de aplicaţie al rezultantei forţelor care acţionează asupra trupiţelor. În mod curent, hp = (1/3).a ; hcv –înălţimea CIRv faţă de punctul de cuplare 1 al tiraţilor inferiori. hc – distanţa de la planul vârfurilor brăzdarelor la punctul de aplicaţie al rezultantei forţelor care acţionează asupra cuţitului disc; lcv – distanţa de la punctul de cuplare 1 al tiraţilor inferiori la CIRv. lm – distanţa de la punctul de punctul de cuplare 1 al tiraţilor inferiori la centrul de masă al plugului; lp – distanţa de la punctul de punctul de cuplare 1 al tiraţilor inferiori la punctul de aplicaţie al rezultantei forţelor de rezistenţă la arat, care acţionează asupra trupiţelor;

49



lc – distanţa de la punctul de punctul de cuplare 1 al tiraţilor inferiori la punctul de aplicaţie al rezultantei forţelor care acţionează asupra cuţitului disc; lr – distanţa de la punctul de punctul de cuplare 1 al tiraţilor inferiori la punctul de aplicaţie al rezultantei forţelor care acţionează asupra roţii de copiere; α – unghiul de înclinaţie al suprafeţei solului faţă de orizontală; θ1 –unghiul mediu dintre axele tiranţilor inferiori şi suprafaţa solului; θ2 –unghiul dintre axa tirantului central şi suprafaţa solului; Penru elementelor componente ale plugului se alege ca suprafaţă de referinţă planul definit de

muchia activă a brăzdarelor, considerat paralel cu suprafaţa solului. Determinarea forţelor care acţionează în punctele de cuplare 1 (F1x şi F1z) şi 2 (F2x şi F2z) ai

tiranţilor ai mecanismului de suspendare se face din ecuaţiile de echilibr ale sistemului din figura 5.13 din care obţine următoarele relaţii:

F1x – F2x – Fim – Gm·sinα – Fx – Fcx – Frx = 0

F1z + F2z – Gm·cosα – Fz + Fcz + Frz =0 (5.24)

Frz ⋅ lr + Frx ·( h1 – a) + Fcz ·lc + Fcx ·(h1 – hc)+Fx·( h1 – hp) – Fz·lp + + Fim·( h1 – hm) – Gm·lm·cosα –F2x·h2 – Mrr – Mcr = 0

Forţa de rezistenţă la arat a plugului reprezintă rezultanta forţelor de rezistenţă la arat ale celor trei trupiţe redusă la nivelul trupiţei din mijloc, se descompune în două componente: forţa Fx paralelă cu axa OX (paralelă cu suprafaţa solului) şi forţa Fz paralelă cu axa OZ (perpendiculară la suprafaţa solului).

Componenta Fx paralelă cu suprafaţa solului a forţei de rezistenţă la arat reprezintă forţei de rezistenţă la tracţiune a plugului, care se poate determina experimental (prin măsurători în teren sau în laborator) sau prin calcul analitic, cu ajutorul relaţiei de forma: Fx = k⋅ a⋅ b⋅ n (unde k este un coeficient global de rezistenţă specifică la arat, a – adâncimea de lucru, b – lăţimea de lucru a primei trupiţe iar n – numărul de trupiţe).

Componenta Fz perpendiculară la suprafaţa solului a forţei de rezistenţă la arat se determină cu relaţia, Fz = Fx·tgβ unde β este unghiul dintre cele două componente ale forţei de rezistenţă la arat. Pentru condiţii normale de lucru se consideră că Fz= (0,2…0,3). Fx. Forţa care acţionează asupra cuţitului disc se descompune în două componente: paralelă cu suprafaţa solului Fcx şi perpendiculară la suprafaţa solului Fcz. Cele două componente şi momentul de rezistenţă la rulare ale cuţitului disc Mcr, se determină din condiţiile concrete de lucru. Dependenţa dintre cele două componente ale forţei de rezistenţă la tăiere este dată de relaţia Fcx = Fcz ·fc (unde fc este coeficientul de rezistenţă la rulare a cuţitului disc). Momentul de rezistenţă la rulare al cuţitului disc se determină cu relaţia: Mcr = Fcz· r · cosα (unde r este raza cuţitului disc iar α este unghiul de dispunere al rezultantei.

Forţa care acţionează asupra roţii de copiere se descompune în două componente: paralelă cu suprafaţa solului Frx şi perpendiculară la suprafaţa solului Frz. Componenta Frx reprezintă forţa de rezistenţă la rulare a roţii de copiere este dependentă de dimensiunile roţii de copiere, de caracteristicile solului şi de sarcina pe roată. Dependenţa dintre cele două componente ale forţei de rezistenţă care acţionează asupra roţii de copiere este dată de relaţia Frx = Frz ·fr (unde, fr este coeficientul de rezistenţă la rulare al roţii de copiere. Momentul de rezistenţă la rulare se determină cu relaţia: Mrr = Frx·r = Frz·fr·r Componentele forţelor F1 şi F2 care acţionează în punctele de cuplare 1 şi 2 ale tiranţilor mecanismului de suspendare la cadrul maşinii pot fi exprimata unele faţă de celelalte, cu ajutorul relaţiilor de legătură: F1z = F1x·tgθ1 respectiv, F2z = F2x·tgθ2. Tinând seama de cele menţionate, ecuaţiile de echilibru (5.24) obţin forma:

F1x – F2x – Fim – Gm ·sinα – Fx – Fcz · fc – Frz · fr = 0

50



F1x ·tgθ1 + F2x ·tgθ2 – Gm ·cosα – Fx ·tgβ + Fcz+ Frz = 0 (5.25)

Frz ⋅[lr + fr ·( h1 – a)] + Zc·[lc + fc·(h1 – hc)] + Fx· ( h1 – hp – lp·tgβ) + + Gm·[( h1 – hm) sinα – lm cosα] + Fim·( h1 – hm) –F2x·h2 – Mrr – Mcr = 0 Sistemul de ecuaţii (5.25) este un sistem liniar cu trei ecuaţii şi trei necunoscute şi poate fi un sistem compatibil determinat, necunoscute sistemului de ecuaţii (5.4) sunt forţele care acţionează în punctele de cuplare 1 şi 2 ale tiranţilor mecanismului de suspendare la cadrul plugului (F1x, F1z , F2x şi F2z) şi forţele care acţionează asupra roţii de copiere (Frx, Frz, respectiv, momentul Mrr ). Pentru punerea în evidenţă a necunoscutelor, acestea se ordonează corespunzător iar constantele se grupează, sistemul (5.25) având forma:

F1x –F2x – Frz · fr – (Fim + Gm ·sinα + Fx + Fcz · fc) = 0

F1x ·tgθ1 + F2x ·tgθ2 + Frz – (Gm ·cosα +Fx ·tgβ – Fcz)=0 (5.26)

–F2x · h2 + Frz ⋅[lr + fr ·( h1 – a)] + { Fcz ·[lc + fc·(h1 – hc)] +Fx ·( h1 – hp – lp ·tgβ) + + Gm ·[( h1 – hm) sinα – lm cosα] + Fim ·( h1 – hm) – (Mrr + Mcr)} = 0

Deoarece numărul constantelor care formează termenul liber al fiecărei ecuaţii a sistemului (5.4) este mare, acestea se grupează şi se notează după cum urmează:

- termenul liber al primei ecuaţii Φ va fi dat de relaţia:

Φ = Fim + Gm·sinα + Fx + Fcz · fc ; (5.27)

- termenul liber al celei de-a doua ecuaţii Γ va fi dat de relaţia:

Γ = Gm·cosα +Fx·tgβ – Fcz; (5.28)

- termenul liber al celei de-a treia ecuaţii Ψ va fi dat de relaţia :

Ψ= Fcz ·[lc +fc·(h1 – hc)]+Fx·( h1 – hp – lp·tgβ)+ Gm·[( h1 – hm) sinα – lm cosα] +

+ Fim·( h1 – hm) – (Mrr + Mcr) (5.29)

Prin înlocuirea constantelor cu notaţiile de mai sus sistemul (5.5) devine:

F1x –F2x – Frz ·fr – Φ = 0

F1x·tgθ1 + F2x·tgθ2 + Frz – Γ =0 (5.30)

–F2x·h2 + Frz ⋅[lr + fr ·( h1 – a)] + Ψ = 0

Prin rezolvarea prin metode algebrice a sistemului de ecuaţii, cele trei necunoscute F1x, F2x şi Frz pot fi determinate cu ajutorul expresiilor:

( )[ ]{ } ( )[ ] ( )( ) ( ) ( )[ ]ah·fl·tgtgtg·f1·h

tg·f1·hah·fl·tg·ah·flh·F1rr211r2

2r21rr21rr2x1 −+++

−++−++−++=

+ θθθθΨΓθΦ

( ) ( ) ( )[ ]( ) ( ) ([ )]ah·fl·tgtgtg·f1·h

ah·fl·tg·tg·f1·F1rr211r2

1rr11rx2 −+++

−+−++=

+ θθθθΦΓθΨ (5.49)

( ) ( )( ) ( ) ([ ])ah·fl·tgtgtg·f1·h

tgtg·tg··hFr1rr211r2

2112z −+++

−−=

+

+

θθθθθΨθΦΓ

51



5.4. Cercetarea teoretică a dinamicii agregatului de arat format din tractor pe roţi şi plug purtat

5.4.1. Cercetarea teoretică a dinamicii agregatului de arat format din tractor şi plug purtat cu roată de copiere (fără reglaje automate)

Forţele exterioare care acţionează în plan vertical-longitudinal asupra unui agregat de arat

format dintr-un tractor pe roţi la deplasarea în lucru în mişcare accelerată în urcare pe o suprafaţă înclinată sub un unghi α faţă de orizontală, sunt date în figura 5.20, care reprezintă modelul dinamic echivalent al agregatului. Plugul este echipat cu roată de copiere şi este cuplat la mecanismul de suspendare cu prindere în trei puncte (cu funcţionare în regim flotant), având centrul instantaneu de rotaţie în plan vertical-longitudinal CIRv situat la punctul de intersecţie al axei tirantului central cu planul tiranţilor inferiori. Se consideră un sistem de axa de coordonate, XOZ, cu originea în punctul O2, care reprezintă punctul de contact cu solul al rotilor punţii din spate, iar axa OX este paralelă cu direcţia de deplasare a agregatului.

Forţele exterioare din modelul dinamic echivalent al sistemului tractor-plug din figura 5.20 au următoarele semnificaţii Gt =mt.g este greutatea tractorului (cu masa mt), care include şi greutatea mecanismului de suspendare, aplicată în centrul de masă (cu coordonatele lt şi ht faţă de originea O2 a reperului cartezian XOZ ); Gm = mm.g, - greutatea plugului (cu masa mm) aplicată în centrul de masă (cu coordonatele lm şi hm faţă de originea O2 a reperului cartezian XOZ ); Fit –forţa de inerţie a masei tractorulu, care acţionează în centrul de masă al tractorului (Fit = mt.dv/dt); Fim –forţa de inerţie a masei tractorulu, care acţionează în centrul de masă al tractorului (Fim = mm.dv/dt); Fx – componenta paralelă cu suprafaţa solului a forţei de rezistenţă la arat a solului; Fz – componenta normală la suprafaţa solului a forţei de rezistenţă a solului;

Fig. 5.20. Modelul dinamic în plan vertical-longitudinal al agregatului de arat cu plug cu

roată de copiere (fără reglaje automate) la deplasare în lucru în mişcare accelerată pe teren înclinat sub un unghi α

52



Fcx – componenta paralelă cu suprafaţa solului a forţei de rezistenţă la tăiere a cuţitului disc; Fcz – componenta normală la suprafaţa solului a forţei de rezistenţă la tăiere a cuţitului disc; Frx – forţa de rezistenţă la rulare a roţii de copiere (paralelă cu suprafaţa solului); Frz – reacţiunea normală pe suprafaţa solului a roţii de copiere; Fm - forţa tangenţiale de tracţiune a roţilor motoare ale tractorului (forţa motoare); Z1– sarcina normală pe roţile punţii din faţă a tractorului; Z2 - sarcina normală pe roţile punţii din spate a tractorului; Rr – rezistenţa la rulare globală ale roţilor punţilor tractorului: Rr = f.(Z1+ Z2)(în care f este coeficientul de rezistenţă la rularea roţilor punţilor tractorului); Mr1 – momentul de rezistenţă la rulare al roţilor punţii faţă; Mr2 – momentul de rezistenţă la rulare al roţilor punţii spate. Mrr – momentul de rezistenţă la rulare al roţii de copiere a plugului; Mcr – momentul de rezistenţă la rulare al cuţitului disc.

În figura 5.20 s-au utilizat următoarele notaţii geometrice: h1 – distanţa de la suprafaţa solului la punctul de cuplare 1 al tirantului inferior cu cadrului plugului; h2 – distanţa pe direcţia axei OZ dintre punctele de cuplare 1 ale tiranţilor inferiori şi punctul de cuplare 2 a tirantului central cu cadrul plugului; hp – distanţa de la suprafaţa solului la punctul de aplicaţie al rezultantei forţelor de rezistenţă care acţionează asupra trupiţelor (la componenta paralelă cu suprafaăa solului Fx); lp - distanţa de la planul vertical al axei punţii la punctul de aplicaţie al rezultantei forţelor de rezistenţă care acţionează asupra trupiţelor (la componenta normală la suprafaţa solului Fz) ht – distanţa de la suprafaţa solului la centrul de masă al tractorului; hcv – distanţa de la suprafaţa solului la centrul instantaneu de rotaţie CIRV ; lcv – distanţa de la planul vertical al axei punţii spate la centrul instantaneu de rotaţie CIRv. lt – distanţa de la planul vertical al axei punţii spate la centrul de masă al tractorului; l1 – distanţa de la planul vertical al axei punţii spate la punctul de cuplare 1 al tirantului inferior; lc- distanţa de la planul vertical al axei punţii spate la punctul de aplicaţie al rezultantei forţelor de rezistenţă ale cutitului disc (la componenta normala suprafaţa solului Fcz) hc – distanţa de la suprafaţa solului la punctul de aplicaţie al rezultantei forţelor de rezistenţă rezistenţă ale cutitului disc ((la componenta paralelă cu suprafaăa solului Fcz); L – ampatamentul tractorului; α – unghiul de înclinaţie al suprafeţei solului faţă de orizontală; θ1 –unghiul mediu dintre axele tiranţilor inferiori şi suprafaţa solului; θ2 –unghiul dintre axa tirantului central şi suprafaţa solului; Deoarece mecanismul de suspendare funcţionează în regim flotant, plugul are mobilitatea de rotaţie în plan vertical – longitudinal în jurul centrului instantaneu de rotaţie CIRV, încât prin intermediul roţii de copiere urmărşte profilul denivelările, păstrând astfel constantă adâncimea de lucru a. Ca urmare sistemul tractor-plug se sprijină atât pe pe roţile punţilor tractorului cât şi pe roata de copiere (sprijin) a plugului.

Ecuaţia de echilibru a plugului (ecaţia de momente) în raport cu centrul instantaneu de rotaţie în plan vertical-longitudinal CIRvrezultă sarcina normale pe roata de sprijin Frz , dată de relaţia :

−⋅++

⋅−−⋅+⋅=

rcvcvr

mcvcvmmz fhll

]sin)hh(cos)ll[(GFr αα

rcvcvr

mcvcccvcxcvpcvpxmcvm

fhllMr)]ll(fhh[Fc]tg)ll(hh[F)hh(Fi

⋅++−+++⋅+⋅+−+⋅+−⋅

−β

(5.51)

53



Sarcinile care acţionează asupra punţilor tractorului rezultă din ecuaţiile de momente ale forţelor care acţionează asupra tractorului, faţă de punctele O1 respectiv O2. din care rezultă:

( ) ( )

−⋅+⋅⋅−⋅−⋅⋅

=L

coslsinhGsinhcoslGZ mmmttt1

αααα

( ) ( )

LlFr

LMrlfhFctglhFhFihFi rztcccxppxmmtt ⋅

++⋅+⋅+⋅−⋅−⋅+⋅

−β

(5.52)

( )[ ] ( )[ ]+

⋅++⋅⋅+⋅−+⋅⋅=

LcoslLsinhGcoslLsinhGZ mmmttt

2αααα

( )[ ] ( )[ ] ( )L

lLFrL

MrlLfhFctglLhFhFihFi rztcccxppxmmtt +⋅−

++⋅+⋅−⋅+−⋅−⋅+⋅+

β (5.53)

Sarcina totală pe punţile tractorului este egală cu suma reacţiunilor pe cele două punţi Z1 şi Z2 şi se determină cu relaţia:

ZTr = Z1 + Z2 = (Gt + Gm )· cosα + Fz - Fcz - Frz , (5.54)

5.4.2. Analiza dinamicii agregatului de arat format din tractor şi plug purtat fără roată

de copiere (cu reglaje automate)

În cazul tractorului care lucrează în agregat cu un plug purtat fără roată de copiere (fig. 5.21) mecanismul de suspendare funcţionează în regim reglare automată (de forţă, poziţie sau combinat). Lipsa roţii de sprijin face ca întreaga greutatea plugului împreună cu componentele verticale ale forţelor care acţionează asupra organelor de lucru să se transmită asupra corpului tractorului prin intermediul mecanismului de suspendare, blocat de către tija cilindrului hidraulic care este menţinută într-o anumită poziţie de presiunea din cilindrul hidraulic. Ca urmare rama plugului face corp comun cu corpul tractorului.

Fig. 5.21 Modelul dinamic în plan vertical-longitudinal al agregatului de arat cu plug purtat fără roată de copiere (cu reglaje automate) la deplasare în lucru în mişcare accelerată pe teren înclinat sub un

unghi α

Determinarea reacţiunilor din punctele de sprijin ale sistemului de rulare al tractorului, se determină din ecuaţiile de echilibru de momente faţă de punctelor de sprijin O1 şi O2 ai roţilor punţilor tractorului din care rezultă:

54



( ) ( )−

⋅+⋅⋅−⋅−⋅⋅=

LcoslsinhGsinhcoslGZ mmmttt

1αααα

( ) ( )

LMrlfhFctglhFhFihFi cccxppxmmtt +⋅+⋅−⋅−⋅−⋅+⋅

−β

(5.55)

( )[ ] ( )[ ]

+⋅++⋅⋅+⋅−+⋅⋅

=L

coslLsinhGcoslLsinhGZ mmmttt2

αααα

( )[ ] ( )[ ]L

MrlLfhFctglLhFhFihFi cccxppxmmtt ++⋅+⋅−⋅+−⋅−⋅+⋅+

β (5.56)

Sarcina totală pe punţile tractorului ZT este dată de suma reacţiunilor Z1 şi Z2 pe cele două punţi, din care rezultă relaţia:

ZT = Z1 + Z2 = (Gt + Gm )· cosα + Fz - Fcz (5.57)

Din cele prezentate mai sus rezultă că prin eliminarea roţii de copiere (la plugul cu reglaje automate), punţile tractorului sunt încărcate suplimentar cu o sarcină egală cu sarcina care revine roţii de copiere a plugului în cazul utilizării mecanismul de suspendare fără reglaje automate (regim de lucru flotant). Daca tractorul are punte motoare numai în spate (tractorului 4x2), diferenţa dintre reacţiunea Z2 (sarcina aderentă) pe puntea spate a tractorului atunci când plugul lucrează cu reglaje automate (fără roată de copiere), dată de relaţia (5.56), şi când are roată de copiere, dată de relaţia 5.53, este dată de relaţia:

( )⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +⋅=

+⋅=Δ

LlFr

LlLFrZ r

zrz 12 (5.59)

care reprezintă variaţia greutăţii aderente pe puntea spate la un tractor 4x2 în cazul în care plugul nu are roată de copiere. 5.5. Elaborarea modelului matematic pentru simularea comportării dinamice a agregatului de arat 5.5.1. Structura modelului matematic pentru cercetarea teoretică prin simulare teoretice În vederea analizei şi simulării influenţei parametrilor constructivi şi funcţionali ai agregatului tractor-plug dar şi a influenţei sistemelor de reglare automată ale mecanismului de suspendare asupra comportării dinamice agregatului în ansamblu a fost conceput un model matematic a cărui structură este prezentată în diagrama din figura 5.22. Analiza şi simularea comportării dinamice a fost realizată atât separat pentru fiecare subansamblu în parte (tractor, plug) cât şi pentru agregatul de arat în ansamblu. Pentru aceasta s-au determinat coordonatele elementelor de legătură (articulaţiile tiranţilor) dintre tractor şi plug.

55



Agregat de arat: Tractor U650 M + Plug PP3-30

Parametri de bază: - caracteristici constructive şi funcţionale tractor; - caracteristici constructive şi funcţionale mecanism de suspendare - caracteristici constructive şi funcţionale plug.

Parametri variabili: - poziţia roţii de copiere; - poziţia tirantului central; - adâncimea de lucru; - tipul solului; - starea tehnică a brăzdarelor

Parametri de determinat: - forţe care acţionează asupra plugului; - forţe care acţionează asupra tractorului.

Poziţia roţii de copiere

Cu roată de copiere:lr = 410…1100 mm Fără roată de copiere

Poziţia tirantului central: - pe corpul tractorului; - pe cadrul plugului.

Pe corpul tractorului: z3 = 370 mm(jos);435mm (mijloc); 500mm (sus)

Pe cadrul plugului: h2 = 435mm(jos); 510 mm (sus)

Adâncimea de lucru: a =10...30cm Poziţia mecanismului de suspendare: - unghiul mediu al tiranţilor inferiori,θ1 - unghiul tirantului central, θ2Caracteristicile solului:

- coeficientul de rezistenţă specifică la arat, k =20…56 kN/m2

Forţe care acţionează asupra cuţitului disc: Fcx , Fcz , McrStarea tehnică a tăiţului brăzdarului:Fz = Fx·tgβ =(-0,2± 02)·Fx

Plug PP3-30 - componenta orizontală a forţei de rezistenţă la arat:Fx = ϕ1 (a, k, β ); - componenta verticală a forţei care acţionează asupra roţii de copiere: Frz = ϕ2(a, k, lr, z3 , h2, β); - forţa care acţionează în punctul de cuplare al tirantului inferior cu cadrul plugului:F1= ϕ3(a, k, lr, z3 , h2, β); - forţa care acţionează în punctul de cuplare al tirantului superior cu cadrul plugului: F2 = ϕ4(a, k, lr, z3 , h2, β);

Tractor U650: - reacţiunea pe puntea faţă a tractorului, Z1= ϕ5 (Gt , F1 , F2 , θ1 , θ2 , α); - reacţiunea pe puntea spate a tractorului, Z2= ϕ6 ( Gt , F1 , F2 , θ1 , θ2 , α); - forţa motoare la roată, Fm; - forţa de rezistenţă la rulare, Ff ; -forţa de tracţiune la nivelul axei punţii spate,Ft .

Parametri determinaţi

Parametri determinaţi pentru agregatul de arat - reacţiunea pe puntea faţă a tractorului, Z1= ϕ7(Gt , F1 , F2 , θ1 , θ2 , α); - reacţiunea pe puntea spate a tractorului, Z2= ϕ8(Gt , F1 , F2 , θ1 , θ2 , α); - poziţia CIRV :( xV ; zV) = ϕ9(a , z3 , l12 , θ1 , θ2 ,)

Fig. 5.22. Structura modelului matematic al cercetărilor teoretice

56



5.5.2. Determinarea unghiurilor tiranţilor mecanismului de suspendare faţă de direcţia de deplasare

Unghiurile făcute de tiranţii mecanismului de suspendare faţă de direcţia de deplasare, sunt dependente de caracteristicile cinematice ale mecanismului de suspendare şi de adâncimea de lucru (poziţia mecanismului de suspendare faţă de sol). Pentru analiza variaţiei unghiurilor θ1 şi θ2 formati de tiranţi cu axa OX (v. fig. 5.20) se consideră sistemul ortogonal XOZ având originea în punctul 0 de articulaţie al tirantului inferior cu corpul tractorului. Coordonatele punctelor de cuplare pot fi determinate în coordonate carteziene sau coordonate polare. Coordonatele carteziene sunt următoarele:

• punctul 0: (x0 ; z0) – originea sistemului de coordonate situat în punctul de articulaţie al tirantului inferior de corpul tractorului, având înălţimea h0 faţă de sol, x0 = 0; z0 = 0;

• punctul 1: (x1 ; z1 ) – punctul de articulaţie al tirantului inferior având lungimea l01 de cadrul plugului, situat la înălţimea h1 faţă de vârful brăzdarului (fundul brazdei) având coordonatele:

( )201201

21

2011 ahhlzlx −−−−=−−= ; z1 = h1 – h0 – a.

Deoarece h0 şi h1 au valori constante, se poate nota h1 – h0 = κ iar coordonatele punctului 1 vor fi:

1: (x1 ; z1 ), ( )22011 alx −−−= κ ; z1 = κ – a.

• punctul 2: (x2 ; z2 ) – punctul de articulaţie al tirantului central de cadrul plugului, situat la înălţimea h2 faţă de punctul 1. Distanţa dintre punctele 1 şi 2 este l12 Punctul 2 poate ocupa pe cadrul plugului două poziţii şi are coordonatele:

x2 = ( )2012011 ahhlx −−−−= ; z2 = z1 + l12 = h1 –h0 – a + l12.

Astfel coordonatele punctului 2 vor fi: 2:(x2 ; z2 ), ( )22011 alx −−−= κ ; z2 = κ – a + l12

• punctul 3: (x3 ; z3 ) – punctul de articulaţie al tirantului central de corpul tractorului, situat la înălţimea x3 faţă punctul 0. Coordonata x3 este fixă iar coordonata z3 are trei valori (trei puncte posibile de cuplare a tirantului central pe corpul tractorului).

Pentru a analiza variaţia unghiurilor θ1 şi θ2, se consideră cunoscuţi următorii parametri şi mărimi geometrice, în concordanţă cu condiţiile concrete de lucru şi conform SR ISO 730–1+C1/2000 pentru mecanism de suspendare categoria a II-a:a – adâncimea de lucru: a = 0; 100; 150; 200; 250; 300 mm; l01 – lungimea tirantului inferior: l01 = 920 mm; l12 – distanţa pe direcţie Z dintre punctele de cuplare 1-2 de pe cadrul plugului: h2 = l12 = 460; 510 mm; x3 ; z3 – coordonatele punctului 3 de cuplare al tirantului central pe corpul tractorului faţă de origine: x3 = – 225 mm ; z3 = 395; 435; 475 mm; Conforme schemelor din figura 5.12 şi 5.120 şi notaţiilor aferente, unghiurile θ1 şi θ2, făcute de tiranţi faţă axa longitudinală a tractorului se determină cu relaţiile:

( ) ( )22

01

1220101

011

al

aarctgal

axxzztg

−−−

−=⇒

−−−

−=

−−

=κ

κθκ

κθ ; ( 5.60)

( ) ( ) 3

2201

3122

322

01

312

32

322

xal

zl a-arctgxal

zl a-xxzztg

−−−−

−+=⇒

−−−−

−+=

−−

=κ

κθκ

κθ ( 5.61)

În tabelul 5.1 sunt prezentate valorile unghiurilor θ1 şi θ2, în funcţie de adâncimea de lucru şi de elementele cinematice ale mecanismului de suspendare.

57



Tabelul 5.2. Variaţia unghiurilor tiranţilor funcţie de adâncimea de lucru a, şi de

poziţia tirantului central pe cadrul plugului l12 respectiv pe corpul tractorului z3

l12.1 = 460 mm l12.2= 510 mm

z3.1 = 395mm z3.2 = 435 mm z3.3 = 475 mm z3.1 = 395 mm z3.2= 435 mm z3.3= 475 mm a [mm]

θ1 [o] θ 2[o] θ1 [o] θ 2[o] θ1 [o] θ 2[o] θ1 [o] θ 2[o] θ1 [o] θ 2[o] θ1 [o] θ 2[o]

0 -

13,52 -

22,69 -

13,52 -

19,72 -

13,52-

16,63-

13,52-

26,24-

13,52-

23,42 -

13,52 -

20,48

100 -7,18 -

14,66 -7,18 -

11,51 -7,18 -8,27 -7,18-

18,49 -7,18-

15,44 -7,18 -

12,30

150 -4,05 -

10,63 -4,05 -7,40 -4,05 -4,13 -4,05-

14,57 -4,05-

11,43 -4,05 -8,22

200 -0,93 -6,57 -0,93 -3,30 -0,93 0,000 -0,93-

10,60 -0,93 -7,38 -0,93 -4,12250 2,18 -2,47 2,18 0,83 2,18 4,12 2,18 -6,57 2,18 -3,30 2,18 0,00300 5,30 1,66 5,30 4,96 5,30 8,23 5,30 -2,49 5,30 0,83 5,30 4,14

5.5.3. Determinarea coordonatelor centrului instantaneu de rotaţie al mecanismului sde suspendare

Poziţia centrului instantaneu de rotaţie al mecanismului de suspendare în plan verical longitudinal (CIRV) este determinată de poziţia punctelor de cuplare ale tiranţilor cu corpul tractorului respectiv cu cadrul plugului (punctele 0, 1, 2, şi 3 din figura 5.12 şi 5.20). şi de valoarea unghiurilor θ1 şi θ2. Poziţia (coordonatele) punctelor de cuplare este determinată de condiţiile impuse de normele privind categoria mecanismului de suspendare. Cum CIRV se găseşte la intersecţia dreptei care trece prin tirantul central cu planul definit de tiranţii inferiori, pentru analiza variaţiei poziţiei CIRV faţă de corpul tractorului, se consideră că tiranţii inferiori se găsesc într-un plan median faţă de poziţia lor reală şi sunt articulaţi la acelaşi nivel faţă de cadrul plugului.

Poziţia centrului instantaneu de rotaţie CIRV se determină ca soluţie a sistemului care se compune din ecuaţiile dreptelor care trec prin articulaţiile tiranţilor. Ecuaţia unei drepte ce trece prin două puncte în planul XOZ este:

12

1

12

1

zzzz

xxxx

−−

=−−

unde, (x1 ; z1) sunt coordonatele punctului 1, iar (x2 ; z2) sunt coordonatele punctului 2.

Parametri care definesc poziţiile tiranţilor sunt variabili, CIRV este locul geometric al intersecţiei dreptelor d01 şi d23 care trec prin articulaţiile tiranţilor, coordonatele punctului de inteersecţie al celor douî drepete (care reprezintă CIR) fiind dat de relaţiile:

( ) ( ) ( )[ ]( ) ( ) ( ) V22

013123

22013

2201123 x

alzl xa

alzall a-xx =

−−⋅−−⋅−

−−⋅+−−⋅+⋅−=

κκ

κκκ

(5.69)

( ) ( ) ( )

( ) ( ) ( ) V22013123

22013123

zalzl xa

alzl a-xaz =

−−⋅−−⋅−

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ −−⋅++⋅⋅−

=κκ

κκκ

58



Valorile parametrilor variabili care determină poziţia CIRV. pentru sistemul analizat sunt date în tabelul 5.2.

Tabelul 5.2

Parametri variabil care influenţează poziţia CIRVCIRV z3 [mm] l12 [mm] a [cm] CIRV.1 z3.1 = 395 CIRV.2 z3.2 = 435 CIRV.3 z3.3 = 475

l12.1 = 460

CIRV.4 z3.1 = 395 CIRV.5 z3.2 = 435 CIRV.6 z3.3 = 475

l12.2 = 510

a = 0…300

Pentru simularea şi determinarea evoluţiei poziţiei CIRV s-a rulat un program Mathcad 2000 Professional Edition utilizând parametri ale căror mărimi sunt cunoscute şi coordonatele exprimate prin relaţiie (5.69). În figurile 5.23 şi 5.24 sunt prezentate două graficedin programul utilizat pentru determinarea evoluţiei coordonatelor CIRV în funcţie de adânmcimea de lucru a plugului.

0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.32

0

2

4

6

8

Adancimea de lucru (m)

Coo

rdon

atel

e C

.I.R

v (m

)

x a( )

z a( )

a

Fig. 5.23. Secvenţă de program Mathcad. Evoluţia coordonatelor CIRV.4 în funcţie de adâncimea

de lucru pentru următorle valori: z3.1 = 0,395m, l12.2 = 0,510 m.

59



0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3400

200

0

200

400

Adancimea de lucru (m)

Coo

rdon

atel

e C

.I.R

v (m

)

x a( )

z a( )

a

Fig. 5.24. Secvenţă de program Mathcad. Evoluţia coordonatelor CIRV.6 în funcţie de adâncimea

de lucru pentru z3.1 = 0,475m, l12.2 = 0,510 m. 5.6. Simularea şi analiza comportării plugului purtat 5.6.1. Elaborarea modelului matematic pentru simularea şi analiza comportării plugului purtat Simularea comportării dinamice a plugului purtat cuplat la mecanismul de suspendare în regim flotant a urmărit variaţia unor parametrii dinamici şi cinematici în funcţie de adâncimea de lucru şi rezistenţa specifică a solului. Forţele care acţionează pe pe direcţie paralelă cu solul (cu direcţia de deplasare) în articulaţiile tiranţilor inferior F1x şi articulaţia tirantului superior F2x şi sarcina normală pe roata de sprijin Frz (fig.5.13) se determină cu cu relaţiile (5.37), adică:

( )[ ]{ } ( )[ ] ( )( ) ( ) ( )[ ]ah·fl·tgtgtg·f1·h

tg·f1·hah·fl·tg·ah·flh·F1rr211r2

2r21rr21rr2x1 −+++

−++−++−++=

+ θθθθΨΓθΦ

( ) ( ) ( )[ ]( ) ( ) ([ )]ah·fl·tgtgtg·f1·h

ah·fl·tg·tg·f1·F1rr211r2

1rr11rx2 −+++

−+−++=

+ θθθθΦΓθΨ (5.70)

( ) ( )( ) ( ) ([ ])ah·fl·tgtgtg·f1·h

tgtg·tg··hFr1rr211r2

2112z −+++

−−=

+

+

θθθθθΨθΦΓ

Unghiurile făcute de tiranţi cu direcţia de deplasare se determină cu relaţiile:

( )22

01

1al

aarctg−−−

−=

κ

κθ (5.72)

( ) 3

2201

3122

xal

zl a-arctg−−−−

−+=

κ

κθ

unde, κ = h1 + h0.

60



În figura 5.25 este prezentată variaţia unghiurilor θ1 şi θ2 în funcţie de adâncimea de lucru, pentru poziţia z3 = 395 mm a tirantului central pe corpul tractorului şi l12 = 460 mm distanţa dintre punctele de cupare pe cadrul plugului.

0 0.03 0.06 0.09 0.12 0.15 0.18 0.21 0.24 0.27 0.320

15

10

5

0

5

10

15

20

25

30

adancime de lucru (m)

Var

iatia

ung

hiur

ilor t

irant

ilor (

grad

e)

θ1 a( )

θ2 a( )

a

Fig. 5.25. Variaţia unghiurilor tiranţilor în funcţie de adâncimea de lucru pentru: z3 = 395 mm; l12

= 460 mm

Componenta orizontala a forţei de rezistenţă la arat se determină cu relaţia cunoscută:

Fx= k⋅ a⋅ b⋅ n , (5.73)

unde: a este adâncimea de lucru: a = 0…300 mm; b – lăţimea de lucru a primei trupiţe: b=300 mm; n = 3 – numărul de trupiţe; k – rezistenţa specifică la arat: k = 20…60 kN/m2. Pentru a = (15…30) cm şi k = (20…150) kN/m2, rezultă Fx= (3,8…42) kN. Deoarece pentru tractorul U650 M utilizat la încercări forţa de tracţiune maximă este Ft = 16 k N, rezultă că utilizarea plugului PP4 -30 cu trei trupiţe pentru executarea arăturilor la adâncimea de 30 cm pe soluri grele este imposibilă. De aceea pentru a executa arături până la adâncime de 30 cm rezistenţa specifică la arat poate avea valoarea maximă kmax = 55,5 kN/m2 ceea ce corespunde solurilor mijlocii spre grele, astfel că, Fx = ϕ1(a ; k), Fx= (3,8…17,0 k N :

Componenta verticală a forţei de rezistenţă la arat se determină cu relaţia

Fz = Fx·tgβ , (5.74)

unde β = 12± o (pentru calcule se mai poate utiliza relaţia: Fz = ± 0,2Fx ) Parametrii modelului matematic care au valoarea fixă (constructivă) sau sunt dependenţi de parametri care urmează a fi determinaţi prin intermediul unor coeficienţi:

• mm - masa plugului, mm = 430 kg; • Gm - greutatea plugului care include greutatea tuturor elementelor componente

(cadru, trupiţe, cuţit disc, roată de copiere etc.), Gm = 4218 N; • Fim + forţa de inerţie care acţionează în centrul de masă al plugului; pentru vmax = 6km/h

(1,66 m/s) şi timpul de accelerare τ = 5,5 s, Fim = 143,76 N. Se consideră Fim = 143 N ; • Fcx – componenta orizontală a forţei de rezistenţă la tăiere a cuţitului disc: Fcx =

280…720N în funcţie de tipul solului şi adâncimea de lucru ; • Fcz – componenta verticală a forţei de rezistenţă la tăiere a cuţitului disc, Fcz = fc ·Fcx

unde, fc = 1…1,3. Pentru calcule, Fcz = Fcx = 770 N ;

61



• Mcr – momentul de rezistenţă la rulare al cuţitului disc, Mcr = (39,2…147,5) Nm. Pentru calcule se

consideră, Mcr = 95 Nm ; • Mrr – momentul de rezistenţă la rulare al roţii de copiere, Mrr = (14,75…51,6) Nm.

Pentru calcule se consideră, Mrr = 33 Nm ; • h0 – distanţa de la punctul de cuplare al tirantului inferior de corpul tractorului la

suprafaţa solului, h0 = 520 mm; • h1 – distanţa de la planul vârfurilor brăzdarelor (suprafaţa fundului brazdei) la punctul 1

de cuplare al cadrului plugului cu tirantul inferior, h1 = 735 mm; • hc – distanţa de la planul vârfurilor brăzdarelor la punctul de aplicaţie al rezultantei

forţelor care acţionează asupra cuţitului disc, hc = 30…40 mm; • hm – distanţa de la planul vârfurilor brăzdarelor (fundul brazdei )la centrul de masă al

plugului, hm = 438 mm; • lm – distanţa de la punctul de punctul de cuplare 1 la centrul de masă al plugului: lm =

816 mm; • lp – distanţa de la punctul de punctul de cuplare 1 la punctul de aplicaţie al rezultantei

forţelor de rezistenţă la arat, care acţionează asupra trupiţelor: lp = 900 mm; • lc – distanţa de la punctul de punctul de cuplare 1 la punctul de aplicaţie al rezultantei

forţelor care acţionează asupra cuţitului disc: lc = 1400 mm; • Frx – forţa de rezistenţă la rulare a roţii de copiere: Frx = fr ·Frz unde, fr = 0,15…0,3.

Pentru calcule, Frx = fr 0,3·Frz ; Parametri modelului matematic cu mărime variabilă: • a – adâncimea de lucru: a = 0…300 mm; • k – rezistenţa specifică la arat, k = 20…60 kN/m2; • Fx – componenta orizontală a forţei de rezistenţă la arat. Fx = ϕ1(a ; k), Fx=

(3.800…17.000) N ; • Fz – componenta verticală a forţei de rezistenţă la arat. Fz = Fx·tgβ , β = 12± o şi este

unghiul dintre suportul celor două forţe în planul XOZ; • h2 – distanţa pe verticală dintre punctele de cuplare 1 şi 2 ale cadrului plugului cu

tiranţii inferiori respectiv tirantul central: h2 = l12 = 460 - 510 mm; • hp – distanţa de la suprafaţa fundului brazdei la punctul de aplicaţie al rezultantei

forţelor care acţionează asupra trupiţelor. În mod curent, hp = 0,33 · a; • z3 – coordonatele punctului 3 de cuplare al tirantului central pe corpul tractorului faţă de

origine: z3 = 395, 435, 475 mm; • lr – distanţa de la punctul de punctul de cuplare 1 la punctul de aplicaţie al rezultantei

forţelor care acţionează asupra roţii de copiere: lr = 410…1100 mm; • α – unghiul de înclinaţie al suprafeţei solului faţă de orizontală: α = 0…12o ; Parametri de determinat ca funcţii de mai mulţi parametri variabili: • θ1 –unghiul mediu dintre axele tiranţilor inferiori şi suprafaţa solului; • θ2 –unghiul dintre axa tirantului central şi suprafaţa solului. • F1 – forţa care acţionează în punctul de cuplare al cadrului plugului cu tirantul inferior

cu cele două componente, F1x şi F2x ; • F2 – forţa care acţionează în punctul de cuplare al cadrului plugului cu tirantul central cu

cele două componente, F1z şi F2z; • Frx – forţa de rezistenţă la rulare a roţii de copiere; • Frz – reacţiunea verticală pe roata de copiere;

62



0.05 0.075 0.1 0.13 0.15 0.18 0.2 0.23 0.25 0.282000

400

2800

5200

7600

1 .10 4

1.24 .10 4

1.48 .10 4

1.72 .10 4

1.96 .10 4

2.2 .10 4 Variatia fortelor ( beta var. a=0.25)

Variatia adancimii de lucru (m)

Var

iatia

forte

lor (

N)

F1x a( )

F2x a( )

F1z a( )

F2z a( )

Frz a( )

Fx a( )

a

Fig. 5.26. Variaţia forţelor care acţionează asupra plugului purtat în funcţie de adâncimea de lucru

Pentru simularea şi determinarea evoluţiei forţelor care acţionează asupra plugului din figura (5.13), s-a rulat un program Mathcad 2000 Professional Edition utilizând parametri ai căror mărimi sunt cunoscute. Simularea a fost efectuată în scopul analizării tuturor parametrilor de determinat în funcţie de toţi parametri variabili. În figurile 5.26 şi 5.27 sunt prezentate două grafice cu variaţile parametrilor studiaţi . Analizând curbele din figura 5.26 se observă dependenţa liniară a componentei Fx a forţei de rezistenţă la arat de adâncimea de lucru. Ceea ce prezintă interes este tendinţa de reducere a reacţiunii pe roata de copiere Frz şi a componentei F2z din articulaţia tirantului central, odată cu creşterea adâncimii de lucru, concomitent cu creşterea componentei F1z din articulaţia tirantului inferior..

63


POPESCU

64

0.4 0.47 0.54 0.61 0.68 0.75 0.82 0.89 0.96 1.03 1.10

2600

5200

7800

1.04 .10 4

1.3 .10 4

1.56 .10 4

1.82 .10 4

2.08 .10 4

2.34 .10 4

2.6 .10 4 Variatia fortelor ( beta var. a=0.25)

Variatia pozitiei rotii de copiere (m)

Var

iatia

forte

lor (

N)

F1x lr( )

F2x lr( )

F1z lr( )

F2z lr( )

Frz lr( )

Frx lr( )

lr

Fig. 5.27. Variaţia forţelor care acţionează asupra plugului purtat în funcţie de adâncimea de

poziţia roţii de copiere la deplasarea pe panta

După cum se observă în graficul din figura 5.27, dacă poziţia roţii de copiere este deplasată spre partea din spate a cadrului plugului, reacţiunile pe roata de copiere Frx şi Frz, şi componentele verticale din articulaţiile tiranţilor F1z şi F2z rămân relativ constante, dar au o tendinţă crescătoare componentele orizontale, F1x şi F2x ceea ce reprezintă un avantaj pentru reglajul de forţă

5.6.2. Simularea şi analiza comportării tractorului cu plug purtat cu roată de copiere

În cazul agregatului de arat la care plugul este echipat cu roată de copiere modelul dinamic echivalent al sistemului tractor-plug este dat în figura5.20 , iar modelul matematic dat de relaţiile (5.51)…(5.53) este:

Autor: ing. Alexe Nicolae ORMENIŞAN Conducător ştiinţific: Prof.univ.dr.ing. Simion

−⋅++

⋅−−⋅+⋅=

rcvcvr

mcvcvmmz fhll

]sin)hh(cos)ll[(GFr α α

rcvcvr

mcvcccvcxcvpcvpxmcvm

fhllMr)]ll(fhh[Fc]tg)ll(hh[F)hh(Fi

⋅++−+−+⋅+−⋅

−⋅ β + ⋅ + + +

(5.75)



( ) ( )−

⋅+⋅⋅−⋅−⋅⋅=


1αααα

( ) ( )

LlFr

LMrMrlfhFctglhFhFihFi rzmtcccxppxmmtt ⋅

+++⋅+⋅−⋅−⋅−⋅+⋅

−β

(5.76)

( )[ ] ( )[ ]+

⋅++⋅⋅+⋅−+⋅⋅=


2αααα

( )[ ] ( )[ ] ( )L

lLFrL

MrMrlLfhFctglLhFhFihFi rzmtcccxppxmmtt +⋅−

+++⋅+⋅−⋅+−⋅−⋅+⋅+

β (5.77)

Poziţia centrului instantaneu de rotaţie CIRV a fost determinată faţă de punctul (O2)de contact al roţii punţii spate cu solul (O2) este definită de relaţiile:

lCv = xCv + xO2 (5.78)

hCv = zCv + zO2

unde:

( ) ( ) ( )[ ]( ) ( ) ( )22

013123

22013

2201123

Cvalzl xa

alzall a-xx

−−⋅−−⋅−

−−⋅+−−⋅+⋅−=

κκ

κκκ (5.79)

( ) ( ) ( )

( ) ( ) ( )22013123

22013123

Cvalzl xa

alzl a-xaz

−−⋅−−⋅−

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ −−⋅++⋅⋅−

=κκ

κκκ

Sarcina totală care încarcă punţile tractorului în acest caz este dată de relaţia :

ZTr = Z1 + Z2 = (Gt + Gm )· cosα + Fx ·tgβ – Fcx· fc - Frz

Pentru ecuaţiile care exprimă modelul matematic al agregatului tractor 4x2 cu plug purtat cu roată de copiere, se definesc următorii parametri: Parametri care în modelul matematic au valori fixe:

• xO2 - poziţia punctului de cuplare al tirantului inferior faţă de axa punţii spate pe direcţia x, xO2 = 240 mm;

• zO2 - poziţia punctului de cuplare a tirantului inferior faţă de axa punţii spate pe direcţia z, zO2 = 520 mm;

Parametri care în modelul matematic au valori variabile: • a – adâncimea de lucru: a = 0…300 mm; • k – rezistenţa specifică la arat, k = 20…60 kN/m2; • Fx – componenta orizontală a forţei de rezistenţă la arat. Fx = ϕ1(a ; k); • Fz – componenta verticală a forţei de rezistenţă la arat. Fz = Fx·tgβ , β = 12± o ; • z3 – coordonatele punctului 3 de cuplare al tirantului central pe corpul tractorului faţă de

origine: z3 = 395, 435, 475 mm; • h1 – distanţa de la suprafaţa solului la punctul de cuplare al cadrului plugului cu tirantul

inferior, κ = h1 - zO2; • h2 – distanţa pe verticală dintre punctele de cuplare 1 şi 2 ale cadrului plugului cu

tiranţii inferiori respectiv tirantul central: h2 = l12 = 460 - 510 mm; • hc – distanţa de la suprafaţa solului la punctul de aplicaţie al rezultantei forţelor care

acţionează asupra cuţitului disc, hc = (a – 40) mm ;

65



• hm – distanţa de la suprafaţa solului la centrul de masă al plugului, hm = (438 –a) mm; • hp – distanţa de la suprafaţa solului la punctul de aplicaţie al rezultantei forţelor care

acţionează asupra trupiţelor. În mod curent, hp = 0,66 · a; • lm – distanţa de la punctul de punctul de cuplare 1 la centrul de masă al plugului: lm =

(1056 + 920·cosθ1) mm; • lp – distanţa de la punctul de punctul de cuplare 1 la punctul de aplicaţie al rezultantei

forţelor de rezistenţă la arat, care acţionează asupra trupiţelor:lp = (1140+920·cosθ1) mm; • lc – distanţa de la punctul de punctul de cuplare 1 la punctul de aplicaţie al rezultantei

forţelor care acţionează asupra cuţitului disc: lc = (1640+920·cosθ1) mm; • lr – distanţa de la punctul de punctul de cuplare 1 la punctul de aplicaţie al rezultantei

forţelor care acţionează asupra roţii de copiere: lr = (650…1340 + 920·cosθ1) mm; • α – unghiul de înclinaţie al suprafeţei solului faţă de orizontală: α = 0…12o ; Parametri care sunt funcţii de mai mulţi parametri variabili: • Z1 – reacţiunea solului asupra punţii faţă; • Z2 – reacţiunea solului asupra punţii spate; • Frx – forţa de rezistenţă la rulare a roţii de copiere; • Frz – reacţiunea verticală pe roata de copiere; • ZTr - sarcina totală pe roţile tractorului.

0.05 0.075 0.1 0.13 0.15 0.18 0.2 0.23 0.25 0.280

5000

1 .104

1.5 .104

2 .104

2.5 .104

3 .104

3.5 .104

4 .104

4.5 .104

5 .104

Z1 a( )

Z2 a( )

ZTr a( )

Frz a( )

a

Frz a( )4.898·10 3

4.925·10 3

4.949·10 3

4.968·10 3

4.984·10 3

4.995·10 3

5.002·10 3

5.005·10 3

5.003·10 3

4.996·10 3

4.985·10 3

4.969·10 3

4.949·10 3

4.923·10 3

4.893·10 3

4.857·10 3

= Z1 a( )1.209·10 4

1.205·10 4

1.201·10 4

1.197·10 4

1.193·10 4

1.189·10 4

1.184·10 4

1.18·10 4

1.175·10 4

1.171·10 4

1.166·10 4

1.161·10 4

1.156·10 4

1.151·10 4

1.146·10 4

1.141·10 4

= Z2 a( )2.796·10 4

2.807·10 4

2.818·10 4

2.83·10 4

2.843·10 4

2.855·10 4

2.869·10 4

2.882·10 4

2.897·10 4

2.912·10 4

2.927·10 4

2.943·10 4

2.96·10 4

2.977·10 4

2.995·10 4

3.013·10 4

= ZTr a( )4.005·10 4

4.012·10 4

4.02·10 4

4.027·10 4

4.035·10 4

4.044·10 4

4.053·10 4

4.062·10 4

4.072·10 4

4.082·10 4

4.093·10 4

4.104·10 4

4.116·10 4

4.128·10 4

4.141·10 4

4.154·10 4

=

5.28. Variaţia reacţiunilor pe punţile tractorului şi pe roata de copiere în fun-ie de adâncimea de

lucru la deplasarea agregatului pe tern cu panta de 60 pe sol mediu

Pentru simularea comportării dinamice şi determinarea variaţiei reacţiunilor solului asupra punţilor tractorului şi roţii de copiere, s-a rulat un program Mathcad 2000 Professional Edition. În figura 5.28 sunt prezentate variaţiile reacţiunilor pe punţile tractorului şi pe roata de copiere a plugului. pentru anumiţi parametri variabili. Parametri Z1 , Z2, , Frx , Frz şi ZTr sunt prezentaţi ca funcţii de (a, k, l12, z3) 5.6.3. Simularea şi analiza comportării tractorului cu plug purtat fără roată de copiere Pentru simularea comportării dinamice a agregatului tractor cu plug purtat fără roată de copiere (fig. 5.21) se poate utiliza modelul matematic al agregatului cu roată de copiere în care reacţiunea de pe roata de copiere Frz devine nulă fiind format din ecuaţiile (5.55) şi (5.57):

( ) ( )−

⋅+⋅⋅−⋅−⋅⋅=


1αααα

66



( ) ( )

LMrMrlfhFctglhFhFihFi mtcccxppxmmtt ++⋅+⋅−⋅−⋅−⋅+⋅

−β

(5.80)

( )[ ] ( )[ ]+

⋅++⋅⋅+⋅−+⋅⋅=


2αααα

( )[ ] ( )[ ]

LMrMrlLfhFctglLhFhFihFi mtcccxppxmmtt +++⋅+⋅−⋅+−⋅−⋅+⋅

+β

(5.81)

Sarcina totală pe roţile tractorului ZT când plugul nu are roată de copiere se determină cu relaţia:

ZT = Z1 + Z2 = (Gt + Gm )· cosα + Fx ·tgβ – Fcx ·fc (5.82)

0.05 0.075 0.1 0.13 0.15 0.18 0.2 0.23 0.25 0.280

5000

1 .104

1.5 .104

2 .104

2.5 .104

3 .104

3.5 .104

4 .104

4.5 .104

5 .104

Z1 a( )

Z2 a( )

ZT a( )

Z1R a( )

Z2R a( )

ZTR a( )

a Fig. 5.29. Variţia reacţiunilor pe punţile tractorului în funcţie de adâncimea de lucru

În figura 5.29 sunt prezentate variaţiile reacţiunilor pe punţile tractorului (Z1, Z2 , ZT) pentru

varianta în care plugul nu are roată de copiere şi pentru varianta când plugul are roată de copiere (ZR1, ZR2 ZTR) pentru adâncimea de lucru variabilă, a = 10…30 cm iar în figura … sunt prezentate comparativ evoluţia acestor reacţiuni.

67



6. CERCETĂRI EXPERIMENTALE ASUPRA DINAMICII ŞI ENERGETICII AGREGATELOR DE ARAT 6.1. Obiectivele şi metodologia cercetărilor experimentale

Cercetările experimentale au fost efectuate pe câmpul experimental al Institutului Naţional de Maşini Agricole (INMA) Bucureşti – Băneasa. Agregatul de arat utilizat la experimentări a fost format din tractorul agricol pe roţi model U 650 şi plugul purtat cu trei trupiţe model PP3-30

Tractorul agricol U 650 a avut tracţiune numai pe puntea din spate şi a fost echipat cu un mecanism de suspendare cu prindere în trei puncte, acţionat printr-un sistem hidraulic echipat cu sistem de reglare automată de forţă şi poziţie. Plugul purtat PP3-30 a avut posibilitatea montării roţii de copiere şi limitare a adâncimii de lucru în două poziţii la cadrul plugului (în faţă şi în spste). Schema constructivă a agregatul de arat format din tractorul (4x2) U650 şi plugul purtat PP4(3)–30 este prezentată în figura 6.1.

Fig.6.1. Agregatul de arat format din: 1- tractor U650; 2- plug purtat PP 4(3)-30;

3 – aparatură de măsură, înregistrare şi stocare date.

Încercările experimentale s-au defăşurat după programul schematizat în figura 6.2, din care rezultă variantele de formare a agregatului încercat şi parametrii determinaţi experimental cu instalaţia de măsurare. Pentru analiza influenţei vitezei de deplasare a tractorului asupra parametrilor dinamici şi de exploatare ai plugului şi tractorului s-au utilizat treapta a II-a ( v = 2,41 m/s ) şi treapta a III-a (v =1,74 m/s) din cutia de viteze a tractorului

Pentru realizarea măsuratorilor, pe punţile tractorului s-au montat senzori de forţă tensometrici pentru măsurarea sarcinilor în plan vertical (sarcinile pe punea din faţăşi spate), pentru măsurarea forţei tangenţiale de tracţiune (la puntea din spate) iar în circuitul de alimentare al motorului montat un debitmetru pentru determinarea consumului de combustibil. Pe suportul roţii de copiere a plugului s-au montat senzori de forţă tensometrici pentru măsurarea sarcinilor verticale şi a forţei de rezistenţă la rulare. De cadrul plugului s-a ataşat un dispozitiv de tip „roata a V-a” echipat cu un traductor de turaţie cu impulsuri pentru determinarea vitezei reale de deplasare şi a spaţiului real parcurs. Pe cadrul acestui dispozitiv s-a montat şi un traductor (senzor) de deplasare, de tip inductiv, pentru măsurarea variaţiei adâncimii de lucru.

68



Agregat de arat: Tractor U650 M cu SRA de forţă + Plug PP3-30

Parametri de bază: - caracteristici constructive şi funcţionale tractor; - caracteristici constructive şi funcţionale plug.

Parametri variabili: - poziţia roţii de copiere; - poziţia tirantului central; - adâncimea de lucru;

Parametri de determinat: - forţe care acţionează asupra roţii de copiere; - forţe care acţionează asupra tractorului.

Fig. 6.2. Schema programului cercetărilor experimentale ale agregatului de arat

Poziţia roţii de copiere

Roată de copiere faţă: lr = 410 mm

Fără roată de copiere

Poziţia tirantului central: - pe corpul tractorului; - pe cadrul plugului.

Pe corpul tractorului: z3 = 370 mm(jos);435mm (mijloc); 500mm (sus)

Pe cadrul plugului: h2 = 435mm(jos); 510 mm (sus)

Adâncimea de lucru a =15...30cm

Roată de copiere spate: lr = 410 mm

a =15cm a =20cm a =25cm a =30cm

Parametri determinaţi: - parametri variabili; - parametri constanţi.

Parametri variabili Parametri constanţi: - umiditatea solului, u%; - temperatura, t; - spaţiul parcurs, L; Plug PP3-30:

- sarcina verticală pe suportul roţii de copiere, Frz; - forţa de rezistenţă la rulare, Frx; - adâncimea de lucru, a ; - adâncimea medie, am ;

Tractor U650: - forţa de tracţiune, Ft; - forţa de rezistenţă la rulare, Ff ; - sarcina pe puntea faţă, Z1; - sarcina pe puntea spate, Z2; - timpul pe probă, τ; - viteza reală, v ; - viteza medie,vm ; - consumul mediu de combustibil pe probă, Cm ;

Treapta din cutia de viteze: treapta II R;treapta III R

Treapta II R: v =1,74 m/s ; Treapta III R: v = 2,41 m/s

69



6.2. Detrminarea parametrilor constructivi şi funcţionali ai agregatului de arat utilizat la cercetări

6.2.1. Detrminarea parametrilor constructivi şi funcţionali ai tractorului Parametrilor constructivi şi funcţionali principali ai tractorului U 650M (fig. 6.3) sunt daţi

de producătorul tratorului (UTB-Braşov) sunt următorii: puterea motorului la turaţia nominală

• puterea motorului la turaţia nominală 47,8 kW (65 CP); • greutatea în stare de exploatare: 33.157 N; • greutatea pe puntea din faţă: 11.477 N; • greutatea pe puntea din spate: 21.680 N; • ampatamentul: 2430 mm; • ecartamentul roţilor din faţă: 1320…1920 mm; • ecartamentul roţilor din spate: 1400…2050 mm; •

Fig. 6.3. Dimensiunile de gabarit ale tractorului U650.M Poziţia în plan orizontal şi în plan vertical-longitudinal a centrului de masă al tractorului s-a realizat prin prin cântarire utilizând metodele cunoscute. Centrul de masă rezultat prin calcul că are valoarea pe înălţime zG = 1008 mm faţă de suprafaţa de sprijin si in plan longitudinal este plasat la o distanţa xG = mm faţă de axa punţii din spate. Repartizarea masei toatale tractorului gol, în valoare de mT = 3720 kg, pe punţile tractorului s- făcut prin cântârire, şi a avut următoarele mărimi: m1= 1237 kg pe puntea din faţă şi m2= 2483 kg pe puntea din spate. 6.2.2. Detrminarea parametrilor constructivi şi funcţionali ai plugului

Plugul cu trei trupiţe PP3-30 este realizat constructiv din plugul PP4 - (3) – 30, care în varianta de bază are patru trupiţe, şi poate să lucreze la arat în agregat cu tractorul U650, la adâncimi până la 30 cm. Plugul este echipat cu trupiţe cu cormană combinată (cultural - semielicoidală) şi cu cormană suplimentară pentru îmbunătăţirea răsturnării şi mărunţirii brazdei în cazul arăturilor la adâncimi de peste 25 cm. Elementele componente ale trupiţelor sunt identice cu excepţia celei din spate care faţă de celelalte, are plazul mai lung cu 340 mm şi prevăzut cu călcâi.

70



Dimensiunile de gabarit ale plugului fără suport pentru grapă sunt prezentate în figura 6.6 iar în varianta cu 3 trupiţe plugul are o masă de 430 kg.

Fig. 6.6. Dimensiunile de gabarit ale plugului PP4-(3)-30

Determinarea centrului de masă al plugului s-a realizat prin cântăriri succesive, în diferite puncte de sprijin, cu ajutorul unui cântar electronic. Coordonatele centrului de masă în plan orizontal sunt: xG = 825 mm , yG = 400mm iar în plan vertical-longitudinal, zG = 333 mm

6.3. Metodologia cercetării experimentale a parametrilor dinamici, cinematici şi energetici ai agregatului tractor-plug

6.3.1. Schema de amplasare pe agregat a senzorilor şi aparaturii pentru determinarea experimentale a parametrilor

Schema generală de amplasarea senzorilor pe componentele agregatului de arat (tractor şi plug) în vederea măsurării mărimilor urmărite în condiţii de lucru în câmp este prezentată în figura 6.11

Fig.6.11. Schema generală de amplasare a senzorilor pe agregatul de arat.

71



Pentru realizarea încercărilor în conformitate cu programul de cercetare stabilit s-au realizat următoarele condiţii:

Tirantul central al mecanismului de suspendare al tractorului s-a montat în cele trei poziţii posibile existente din fabricaţie pe corpul tractorului U 650 M.;

Plugul a fost folosit şn două variante: cu roată de copiere şi fără roată de copiere. În cazul utilizării roţii de copiere, aceasta a fost plasată în două poziţii: în faţă (poziţia iniţială constructivă) şi, respectiv, în spate.

Încercările s-au efectuat la două viteze de deplasare ale tractorului, stabilite în funcţie de condiţiile concrete (treapta II şi III Rapid).

Adâncimea de lucru la utilizarea roţii de copiere s-a stabilit la trei valori distincte: 15 cm, 20cm şi 25 cm. În cazul aratului fără roată de copiere, adâncimea de lucru a fost limitată de condiţiile concrete de exploatare ( tipul solului, umiditate, poziţia tirantului central, aderenţă etc.).

6.3.2. Metodica şi aparatura utilizată pentru determinarea experimentală a forţelor care

acţionează asupra punţilor tractorului 1. Sarcina normală pe puntea din faţă a tractorului (forţa Z1) s-a determinat cu senzorii de forţă

(mărci tensometrice) montaţi pe axul de oscilaţie al punţii faţă (fig. 6.12), care este supus la încovoiere sub acţiunea forţei verticale transmisă de la traversa frontală 5 montată pe corpul tractorului, la grinda 6 a punţii din faţă. Deformaţia grinzii 6, proporţională cu sarcina, este transmisă senzorilor tensometrici (mărci tensometrice) R1, R2, R3 şi R4, legate în punte completă (Wheatstone - rezistivă) şi conectată la aparatura de măsură (puntea tensometrică). Traductorul a fost etalonat utilizând ca element de control sarcina statică a punţii din faţă a tractorului , adică Z10 =12.135 N (determinată prin cântărire).

Fig. 6.12. Schema constructivă şi modul de amplasare al senzorilor tensometrici

pe axul din articulaţia punţii din faţă, pentru măsurarea sarcinii Z1: 1- ax de oscilaţi; 2 – siguranţă bolţ; 3 – lagăr radial-axial; 4 – şaibă de reglaj;

5- traversă frontală; 6 – grindă punte faţă; R1…R4 – senzori tensometrici.

Determinarea sarcinilor care acţionează asupra punţii din spate (forţa Z2) s-a făcut cu ajutorul senzorilor tensometrici (mărci tensometrice) poziţionaţi în plan vertical – transversal (fig. 6.14). În acest scop, pe trompele carterului punţii din spate au fost prelucrate patru suprafeţe pe care s-au montat prin lipire mărcile tensometrice R1, R2, R3 şi R4 . Sub acţiunea forţelor normale Z2 /2, care acţionează din partea roţilor motoare spate, trompele punţii spate sunt solicitate la încovoiere în plan vertical – transversal, iar deformaţia este transmisă senzorilor tensometrici, legaţi în punte completă (Wheatstone - rezistivă), conectată la canalul unei punţi tensometrice.

72



Fig. 6.14. Schema de montare a traductoarelor tensometrice pentru determinarea sarcinii verticale şi a

forţei tangenţiale la puntea din spate: 1,1’, trompele carterului punţii spate.

Pentru determinarea forţei tangenţiale de tracţiune a roţilor motoare (forţa motoare Fm) s-au montat patru mărci tensometrice R5, R6, R7 şi R8 amplasate în plan orizontal pe trompele punţii spate a tractorului (fig. 6.14). Sub acţiunea forţelor tangenţiale de tracţiune ale roţilor motoare, trompele sunt supuse la încovoiere şi deformate în plan orizontal, deformaţie care se transmite şi mărcilor tensometrice. Mărcile R5,R6, R7 şi R8 au fost montate în punte completă(Wheatstone - rezistivă), conectata la canalul unei punţi tensometrice. 6.3.3. Metodica şi aparatura utilizată pentru determinarea experimentală a forţelor care

acţionează asupra plugului Determinarea sarcinilor care acţionează asupra roţii de copiere s-a făcut cu ajutorul unor

senzori de forţătensometrici. Pentru determinarea sarcinii normale (reacţiunea verticală) Frz s-a utilizat un inel tensometric 2 (fig. 6.16) intercalat pe tija(piciorul) roţii de copiere, astfel încât să preia numai sarcinile verticale.

Fig. 6.16. Schema de montare a senzorilor tensometrici pentru determinarea sarcinii verticale şi a forţei de

rezistenţă la rulare a roţii de copiere: 1- roată de copiere; 2 – inel tensometric; 3 –picior; 4- suport roată; 5 - cadrul plugului.

Pe inel, în planul median vertical transversal, s-au fixat patru senzori de forţă (mărci tensometrice) R1, R2, R3 şi R4 conectaţi în punte completă. Pentru determinarea forţei de rezistenţă la rulare, pe suportul mobil al roţii de copiere, s-au montat în plan vertical-longitudinal patru mărci tensometrice.

73



Etalonarea s-a făcut pe stand utilizând un sistem cu cilindru hidraulic echipat cu senzori de forţă, ce a simulat forţele care acţionează asupra roţii de copiere pe cele două direcţii, X , respectiv Z. 6.3.4. Metodica şi aparatura utilizată pentru eterminarea experimentală a adâncimii de lucru

Măsurarea adâncimii arăturii pentru fiecare probă s-au făcut cu ajutorul brazdometrului în cinci puncte distincte situate la 5, 10, 15, 20 şi 25 m pe parcursul unei probe. Pentru determinarea experimentală a variaţiei în spaţiu a adâncimii arăturii şi a variaţiei acestea pe parcursul deplasării agregatului de arat, pe cadrul plugului s-a ataşat un dispozitiv de tip roata a V-a, cu cadru oscilant şi suspensie amortizată. Schema cinematică a dispozitivului şi modul de ataşare pe cadrul plugului sunt prezentate în figura 6.18. Dispozitivul se ataşează de cadrul plugului 5 prin intermediul suportului de prindere 4. Suspensia 3 este reglabilă atât ca poziţie cât şi ca forţă de apăsare. Sistem de reglare pe verticală permite adaptarea dispozitivului pentru măsurarea oricărei adâncime de lucru în intervalul 0…30. Arcul de apăsare şi amortizorul hidraulic al suspensiei 3, asigură prin intermediul furcii 2, o urmărire cât mai bună a profilului solului de către roata cu pneu 1. Pe carcasa amortizorului hidraulic a fost montat un traductor de deplasare inductiv (tip Hottinger-Baldwin W200) .

Fig. 6.18. Dispozitiv pentru măsurarea adâncimii de lucru: 1- roată cu pneu; 2- braţ; 3- suspensie cu senzor

de deplasare; 4 – suport; 5 – cadrul plugului. Oscilaţiile roţii cu pneu 1, se transmis prin intermediul braţului 2 şi mai departe tijei amortizorului 3 respectiv traductorului de deplasare astfel că, orice modificare a adâncimii de lucru faţă de suprafaţa solului, se transmite traductorului a cărui deplasare este măsurată şi înregistrată.

6.3.5. Metodica şi aparatura utilizată pentru determinarea experimentală a consumului de combustibil Pentru determinarea consumului de combustibil s-a utilizat un aparat de consum intercalat în circuitul de alimentare astfel încât să limiteze la minimum erorile de măsurare a debitului de combustibil consumat. Pentru aceasta, conducta de retur de la pompa de injecţie şi conducta de drenare de la injectoare, au fost deconectate de la rezervor şi conectate la conducta de ieşire din aparatul de măsură (fig. 6.20). Aparat de consum DJ (model Dickey- John) este prevăzut cu un debitmetru electronic, iar cantitatea de combustibil consumată între două repere (porni-oprit) a fost afişată şi citită de pe display-ul aparatului. Determinare consumului de combustibil s-a realizat pentru fiecare probă, pentru parcursul la viteză constantă între două jaloane situate la distanţa de 25 m.

74



Fig. 6.20. Circuitul de alimentare pentru măsurarea consumului de combustibil:1- rezervor; 2 – conductă

principală de alimentare; 3 – conductă pompă de alimentare; 5 – baterie de filtre; 6 – pompă de injecţie; 7 – conductă de retur pompă de injecţie; 8 – conductă de înaltă presiune; 9 – injector; 10 – conductă drenare

injectoare;D.J. aparat de măsură Dickey-John;

6.3.6. Metodica şi aparatura utilizată pentru determinarea umidităţii solului Pentru a pute face o apreciere corectă a parametilor măsuraţi şi ţinând cont de faptul că parametri specifici solului se pot modifica într-un timp relativ scurt, a fost determinată umiditate solului cu ajutorul unui umidometru pentru sol, marca MOISTURE METER tip HH2 (fig.6.22). Umiditatea a fost măsurată în trei intervale orare diferite în funcţie de momentul efectuării probelor, în cinci puncte diferite pe lungimea (5, 10, 15, 20 şi 25m) şi la trei adâncimi diferite în funcţie de probă (0-6 cm, 12 cm şi 20-30 cm ).

Fig. 6.22. Determinarea umidităţii solului

6.3.6. Determinarea vitezei de deplasare Viteza de deplasare a fost determinată atât prin cronometrare manuală cât şi utilizând baza de timp a sistemului de înregistrare şi prelucrare a datelor, masurând timpul necesar parcurgerii distanţei de 25 m dintre două jaloane, situate în zona de determinare efectivă. Rezultatele sunt prezentate tabelar în anexă.

75



6.9. Analiza şi interpretarea rezultatelor

În timpul cercetărilor experimentale, s-au efectuat 31 de probe. La 24 de probe s-au înregistra în mod continuu şase parametri ( forţele Z1 , Z2 , Ft , Frz , Frx şi adâncimea de lucru a) iar ceilalţi doi parametri - viteza reală de deplasare şi consum de combustibil s-au determinat ca valoare medie pe probă. La şapte probe când plugul nu a avut roată de copiere, s-au înregistrat şase parametri. În final, au rezultat 234 de valori dintre care 172 sub formă grafică. De asemenea, pentru fiecare probă cu parametri variabili ( 172 ) s-au determinat valoarea mimimă, valoare maximă şi valoarea medie, toate în timp real. Pentru toţi parametri variabili, rata de eşantionare a fost de 500 secvenţe pe secundă.

a b

Fig. 6.25. a: Evoluţia parametrilor agregatului de arat în timpul unei probei cu parametri măsuraţi: 0114- sarcina punte faţă; 0115- srcina punte spate; 0116 – forţa de tracţiune; 0117 – sarcina roată de copiere;

0118 – forţî rezistenţă la rulare roată de copiere; 0119 – adâncime arătură. b- Valorile minimă, maximă şi medie pentru parametrul 0114.

În figura 6.25,a, sunt prezentate, pentru exemplificare, graficele privind variaţia parametrilor determinaţi experimental pentru proba nr.10 (parametri cu număr de cod de la 0114 la 0119) iar în figura 6.25,b, este prezentată detaliat evoluţia parametrului cu număr de cod 0114 (sarcină punte faţă). Determinările s-a făcut în următoarele condiţii: roata de copiere poziţionată în partea din faţă a plugului; tirantul superior pe poziţia de sus de pe corpul tractorului; treapta de viteze IIR; adâncimea de lucru prereglată, 20cm. În anexe sunt prezentate sub formă grafică şi tabelar, valorile efective, minime, maxime şi medii ale parametrilor măsuraţi pe fiecare probă. Pentru exemplificare în tabelul urmator sunt date valorile medii ale mărimilor parametrilor determinaţi prin măsuratori. Pentru proba 1exemplificaată se prezintă valori medii ale mărimilor parametrilor determinaţi: Sarcina

P.F. (Z1) [N]

Sarcina P.S.

(Z2) [N]

Forţa tr. Ft , [N]

Sarcina R.C.

(Frz) [N]

Forţa rez. rulare

(Frx) [N]

Adâncime medie arat

a [cm]

Timpul pe probă τ [s]

Viteza medie

vm [m/s]

Consum de combustibil

C [cm3] 11920 33770 11420 773 643 23,2 22,6 0,904 60,7

76



7. CONCLUZII FINALE 7.1. Concluzii privind stadiul actual al construcţiei şi utilizării agregatelor de arat

• Aratul este operaţia prin care se asigură tăierea, dislocarea, ridicarea, răsturnarea,

mărunţirea, afânarea şi încorporarea resturilor vegetale şi a îngrăşămintelor în sol. În acest fel, se creează premizele realizării unor condiţii adecvate pentru cultura plantelor. Aratul se efectuează cu ajutorul plugurilor şi reprezintă lucrarea agricolă cu ponderea cea mai ridicată din punct de vedere energetic şi al fondului de timp destinat lucrărilor agricole. Astfel, din totalul energiei consumate pentru lucrările mecanizate necesare prelucrării solului, în jur de 30… 35% îi revine lucrării de arat

• Aratul este cel mai vechi procedeu pentru prelucrarea solului în vederea înfiinţării unor culturi agricole şi se efectuează cu ajutorul plugurilor, unelte care de-a lungul timpului au evoluat foarte mult ca formă şi construcţie al organelor de lucru, dar funcţionează după aceleaşi principii. Modul de răsturnare al brazdei s-a păstrat, lăţimea brazdelor au rămas în acelaşi interval de valori iar adâncimea de lucru este impusă de condiţiile agrotehnice concrete

• Agregatul de arat este un sistem (ansamblu) format dintr-un tractor agricol (sursă de energie) un plug amplasat în spatele tractorului sau două pluguri, amplasate în spatele şi, respectiv, în faţa tractorului. Complexitatea agregatului de arat depinde de tipul tractorului (pe roţi sau pe şenile), tipul plugului (tractat, semipurtat sau purtat) şi de tipul ehpamentuluil de cuplare la corpul tractorului

• Creştere a capacităţii de lucru lăţimea de lucru plugurilor s-a majorat prin creşterea numărului de trupiţe, acţionarea plugurilor de mare capacitate fiind posibilă datorită creşterii performanţelor de tracţiune ale tractoarelor prin creşterea puterii motoarelor şi prfcţionarea sistemelor de rulare ale tractoarelor (roţi, şenile sau semişenile).

• Plugurile cu destinaţie generală au în general aceleaşi părţi componente iar organele de lucru (destinate tăierii şi mobilizării solului) sunt asemănătoare din punct de vedere constructiv, având următoarele elemente comune: cadrul, trupiţele, antetrupiţele, cuţitul disc, roţile de sprijin sau de copiere a adâncimii de lucru, elemente siguranţă şi pentru reglaj, elemente de cuplare cu corpul tractorului. Din multitudinea de construcţii de pluguri cele mai utilizate sunt plugurile tractate, plugurile semipurtate şi plugurile purtate.

• Plugurile purtate au cea mai mare răspândire până în prezent datorită multiplelor avantaje dintre care se pot enumera: maniabilitate ridicată a tractorului, deoarece la deplasarea în gol sunt ridicate în poziţie de transport; au masă specifică redusă (raportul dintre masă şi lăţimea de lucru) la aceeaşi parametri constructivi şi funcţionali ai organelor de lucru; posibilităţi de reglare relativ uşoară a parametrilor de lucru; greutatea plugului şi componentei vericale a forţei de rezistenţă la tracţiune a plugului se transfera parţial (la plugurile cu roată de copiere) sau integra(la plugurile cu reglaje automate) pe corpul tractorului, ceea ce determină creşterea performanţelor de tracţiune ai tractoarelor ca urmare a creşterii greutăţii aderente

• Plugurile semipurtate se sprijină cu partea din faţă pe mecanismul de suspendare al tractorului atât în timpul lucrului cât şi în poziţie de transport iar partea din spate este susţinută de o roatş de sprijin care rulează pe fundul brazdei deschisă de ultima trupiţă şi are rolul de a permite ridicarea din brazdă a părţii din spate a plugului, pentru efectuarea întoarcerilor la capetele parcelei sau pentru transport. Partea anterioară a plugului este ridicat din brazdă la capătul parcelei sau pentru transport.

• Plugurile cu lăţime de lucru variabilă se utilizează în cazul solurilor cu rezistenţă specifică la arat variabilă în limite largi forţa de tracţiune necesară tractării plugului, lăţimea de lucru

77



se poate adapta în funcţie de posibilităţile de tracţiune ale tractorului. În general aceste pluguri sunt echipate cu 2…5 trupiţe iar lăţimea de lucru a trupiţelor fiind variabilă şi cuprinsă între limitele 25…45 cm.. În ac3est scop, cadrul plugului este realizat sub forma unui mecanism paralelogram deformabil, reglarea realizându-se pe cale mecanică (staţionar) sau cu cilindru hidraulic (în lucru).

• Cuplarea maşinilor purtate (suspendate) la tractoarele agricole se realizează prin intermediul mecanismelor de suspendare în trei puncte care sunt plasate în spatele tractorului (mecanisme de suspendare posterioare). Tractoarele agricole de construcţie recentă sunt echipate, la cerere, şi cu mecanisme de suspendare plasate în faţa tractorului (mecanisme de suspendare frontale).

• Mecanismul de suspendare în 3 puncte realizează cuplarea la tractor a maşinilor agricole purtate şi reprezintă un mecanism spaţial format din trei bare articulate: două bare inferioare (tiranţi inferiori ), stânga şi dreapta , şi o bară superioară (tirant superior sau central). Barele mecanismului sunt articulate cu un capăt la corpul tractorului (formând triunghiul de cuplare al tractorului) şi cu celălalt capăt la cadrul maşinii agricole (formând triunghiul de cuplare la maşină).

• Ridicarea şi coborârea maşinii se face prin deplasarea în plan vertical a tiranţilor inferiori prin intermediul tijelor de ridicare acţionate de braţele de ridicare rotite de cilindrul hidraulic (cu simplu sau dublu efect) al instalaţiei hidraulice a tractorului.

• Mecanismele de suspendare în 3 puncte sunt standardizate pe plan naţional şi internaţional în conformitate cu normele internaţionale ISO 730-1 şi se grupează în patru categorii constructiv funcţionale, în funcţie de puterea nominală realizată la arborele prize de putere a tractorului: Cat. 1: sub 48 kW; Cat. 2: sub 92 kW; Cat. 3: 80...185 kW; Cat. 4: 150...185 kW.

• Dimensiunile şi parametrii geometrici, constructivi şi funcţionali ai mecanismelor de suspendare în trei puncte sunt reglementate prin normele internaţionale ISO 730-1 pentru mecanismele de suspendare plasate în spatele tractorului şi prin normele ISO 8759-2 pentru cele plasate în faţă a tractoarelor.

• Din punct de vedere cinematic mecanismului de suspendare reprezintă un mecanism spaţial cu trei bare care formează două mecanisme patrulatere distincte, care au un centru instantaneu (virtual) de rotaţie (CIR) în plan vertical şi un centru instantaneu (virtual) de rotaţie în plan orizontal, plasate la distanţe de convergenţă distincte faţă de punctele posterioare ale tiranţilor.

• Cuplarea maşinilor agricole cu masă mare la barele (tiranţii) mecanismelor de suspendare ale tractoarelor se poate realiza prin metode de cuplare rapidă, care asigură intervenţii minime ale operatorului. Constructiv şi funcţional cuplarea rapidă se poate realiza în două faze sau într-o singură fază, prin utilizarea unor dotări suplimentare a mecanismelor de suspendare.

• În funcţie de parametrul reglat, sistemele de reglare automată (SRA) a funcţionării, mecanismele de suspendare pot fi: de poziţie, de forţă, de adâncime (sau înălţime),de patinare sau pentru mai multi parametri (combinate). În funcţie de natura legăturii de reacţie, SRA pot fi: mecanohidraulice ( legătură de reacţie mecanică) sau electrohidraulice (legătură de reacţie electrică).

• Cele mai folosite sisteme de reglare automată sunt cele de forţă şi de poziţie, precum şi cele combinate (forţă şi poziţie). La tractoarele moderne şi de putere mare se utilizează sisteme de reglare de tip electrohidraulic.

• Reglajul automat de poziţie dă bune rezultate la deplasarea tractorului în lucru pe terenurile plane, fără denivelări, unde asigură adâncimi sau înălţimi de lucru constante. Pe terenuri denivelate oscilaţiile longitudinale ale corpului tractorului se transmit indirect asupra

78



maşinilor cuplate la mecanismul de suspendare, modificând adâncimea sau înălţimea de lucru încât acest reglaj nu dă rezultate satisfăcătoare.

• Reglajul automat de forţă prezintă avantaje din punct de vedere energetic, deoarece prin menţinerea constantă a forţei de tracţiune a maşinii se produce o încărcare relativ constantă a motorului tractorului, permiţând utilizarea economică a puterii acestuia (la regimuri apropiate de regimul nominal de funcţionare) şi, implicit, reducerea consumului de combustibil. Pe terenurile denivelate şi omogene din punct de vedere al proprietăţile fizico-mecanice ale solului se asigură eliminarea influenţei denivelărilor asupra adâncimii de lucru

7.2 Concluzii privind stadiul actual al cercetărilor teoretice şi experimentale asupra dinamicii sistemelor tractor- plug purtat

• Studiul teoretic al interacţiunii sol-organ de lucru au fost efectuate în principal pentru dezvoltarea unor modele matematice de predicţie a forţelor folosind soluri, unelte şi condiţii diferite de funcţionare (viteza şi adâncimea de lucru, orientarea sculei, etc.). Au fost luate în considerare modelele bi - şi tri - dimensionale de rupere a solului, cu validitatea lor stabilită prin compararea predicţiilor cu rezultatele experimentale.

• Pentru abordarea aspectelor de rezolvare a problemelor din domeniul interacţiunii sol-organ de lucru şi a mecanismului ruperii solului au fost folosite metode empirice şi semi-empirice, analiza dimensională, metoda elementului finit (FEM), metoda elementelor discrete sau distincte (DEM) şi metoda reţelei neuronale artificiale (ANN).

• Forţa de rezistenţă la tracţiune a plugurilor reprezintă o sumă a tuturor forţelor ce rezultă ca urmare a interacţiunii organelor active şi auxiliare cu solul, pe direcţie orizontală, generate în procesului tăierii, dislocării, deplasării laterale şi întoarcerii brazdei. Valoarea şi direcţia forţelor se modifică în timp şi spaţiu, ca urmare a variabilităţii proprietăţilor fizico-mecanice ale solului şi a modificării stării tehnice a organelor active.

• Forţa de rezistenţă la tracţiune a plugurilor este dependentă de foarte mulţi factori, care se pot grupa în trei categorii: factori dependenţi de tipul şi proprietăţile fizico-mecanice ale solului (compoziţie, textură, structură etc.); starea solului (umiditate, grad de compactare, grad de îmburuienare etc.); condiţiile de relief al suprafeţei de rulare; factori constructivi : forma şi tipul organelor active; calitatea suprafeţelor organelor active (material, rugozitate, coeficient de frecare etc.); starea tehnică a muchiilor active (gradul de uzură a tăişului brăzdarului); forma, tipul şi starea tehnică a organelor auxiliare; masa plugului; factori de exploatare: dimensiunile brazdei (adâncime, lăţime); numărul de trupiţe; viteza de lucru; modul de cuplare cu tractorul; corectitudinea reglajelor efectuate;

• Procesul de arat reprezintă cel mai mare consumator de energie în producţia agricolă, de aceea preocuparea de evaluare a comportării dinamice şi energetice a plugurilor ansamblu şi a organelor de lucru ale acestora, inclusiv a elementelor de cuplare a plugurilor la tractor, reprezintă un domeniu de mare interes pentru cercetători, constructori şi utilizatori de maşini agricole.

• Datorită unei rapide creşteri a costurilor energiei, un obiectiv comun al cercetătorilor, constructorilor şi utilizatorilor de tractoare şi maşini agricole îl reprezintă elaborarea unor metode şi tehnici care sa realizeze optimizarea energetică a utilizării plugurilor purtate şi semipurtate.

• Cercetările teoretice din domeniul dinamicii sistemelor tractor-plug s-au concentrat în special asupra studiului analitic al forţelor care apar în elementele de legătură ale mecanismului de suspendare şi a forţelor de interacţiune dintre organele de lucru şi sol.

• La analiza forţelor care acţionează asupra sistemele tractor-plug, care determină comportarea dinamică şi energetică a acestora, precum şi a componentelor acestor sisteme (plug şi tractor) se utilizează modele dinamice simplificate echivalente.

79



• Cercetările teoretice privind dinamica plugului cuplat la mecanismul de suspendare se bazează pe modelarea matematică a comportării modelelor dinamice echivalente considerate ca modele plane (plasate în plan longitudinal-vertical). Modelele matematice se elaborează prin determinarea analitică a forţelor care acţionează asupra sistemului prin aplicarea ecuaţiilor de echilibru în plan longitudinal vertical şi stabilirea ecuaţiilor care reprezintă modelele matematice care stau la baza cercetărilor teoretice prin simulare pe calculator.

• Pentru o analiză mai riguroasă a dinamicii plugului cuplate în 3 puncte la mecanismul de suspendare este necesară cunoaşterea şi a forţelor care acţionează atât în plan longitudinal-vertical cât şi în plan transversal (forţe laterale), care se poate realiza printr-un studiu tridimensional al mecanismului de suspendare. În acest scop, cercetările recente pe plan internaţional consideră mecanismului de suspendare ca un mecanism format de 7 bare articulate: trei tiranţi ai mecanismului de suspendare, două tije de ridicare şi două braţe de ridicare. În timpul funcţionării în lucru mecanismul de suspendare reprezintă un sistem mecanic izostatic cu un grad de libertate.

• Modelele matematice care descriu dinamica sistemului mecanic spaţial format din mecanismul de suspendare în trei puncte şi maşina cuplată, asupra căreia acţionează forţele de interacţiune cu solul (înclinată pe direcţie spaţială), sunt formate din ansamblul de ecuaţii care descriu echilibrul dinamic şi cinematica sistemului. Aceste modele matematice complexe permit studiul comportării dinamice a sistemului mecanism de suspendare-maşină cuplată în lucru prin simularea pe calculator având date de intrare reale obţinute prin măsurători şi determinări experimentale.

• Pentru optimizarea dinamică şi energetică a sistemelor mecanice formate din mecanisme de suspendare şi pluguri purtate (cu sau fără roţi de copiere) cercetătorii şi constructorii au urmărit o determinarea experimentală a forţelor care acţionează în elementele de legătură ale mecanismelor de suspendare cu maşinile cuplate. Această cercetare experimentală s-a realizat atât în condiţii de lucru în laborator (pe standuri cu elemente de simulare sau în canale de sol) cât şi în condiţii de deplasare în lucru în teren (câmp).

• Pentru determinarea experimentală prin măsurători a forţelor din interfaţa mecanism de suspendare-plug s-au realizat două variante distincte de sisteme de măsurare: a-cu echipament de măsurare format dintr-un cadru (ramă) intermediară montată între tiranţii mecanismului de suspendare şi maşina cuplată (corespunzătoare fiecărei categorii dimensionale de mecanism de suspendare); b- echipament de măsurare formate dintr-un ansamblu de traductoare (senzori) plasate sau aplicate chiar pe elementele constructive ale mecanismului de suspendare

• Sistemele de măsurare cu cadru (ramă) intermediară montată între tiranţii mecanismului de suspendare şi maşina sunt complexe din punct de vedere şi ocupă un spaţiu relativ mare. La utilizarea acestor sisteme se produce modificarea, într-o anumită măsură, a construcţiei şi cinematicii mecanismelor de cuplare (se produce o deplasare mai în spate a maşinii) precum şi o creştere a greutăţii totale a ansamblului mecanismului de cuplare, încât modifica condiţiile reale de lucru şi, ca urmare, reprezintă surse de introducere a unor erori de măsurare.

• Sistemele de măsurare formate dintr-un ansamblu de traductoare (senzori) montate (plasate) chiar pe elementele constructive ale mecanismului de suspendare nu produc modificări ale cinematicii şi dinamicii mecanismului de suspendare şi influenţează într-o măsură redusă asupra greutăţii mecanismului de suspendare, ceea ce asigură păstrarea condiţiilor reale de lucru ale maşinii cuplate.

• Recent s-a realizat un sistem complex de măsurare experimentală, care din punct de vedere tehnic cuprinde trei senzori de forţă, plasaţi la elementele mecanismelor de suspendare: un senzor plasat pe tirantul superior şi 2 senzori plasaţi pe tijele de ridicare a tiranţilor inferiori

80



din stânga şi, respectiv, dreapta. La cei trei senzori de forţă se adaugă un senzor de deplasare pentru determinarea unghiului de rotaţie al braţului de ridicare (acest parametru caracterizează cinematica mecanismelor de suspendare spaţial).

7.3. Concluzii privind cercetările teoretice asupra dinamicii agregatelor de arat Analizând modelele matematice concepute şi utilizate împreună cu rezultatele simulărilor efectuate, se pot trage următoarele concluzii:

Pentru analiza şi modelarea comportării agregatului de arat s-au utilizat două modele matematice (plug, tractor)care au fost analizate independent, după care au fost analizate două modele matematice rezultate prin reunirea celor două sub forma unor agregate de arat la care plugul are sau nu roată de copiere.

Prin analiza separată a modelelor matematice concepute, s-a putut modela simula şi analiza în profunzime modul de influenţă al parametrilor variabili asupra parametrilor cinematici şi dinamici ai plugului, tractorului şi agregatelor de arat în ansamblu.

Utilizarea schemelor în baza cărora s-au stabilit relaţiile de calcul utilizate în modelele matematice, au permis determinarea variaţiei coordonatelor punctelor de cuplare ale plugului la mecanismul de suspendare al tractorului, iar utilizarea unor intervale de valori pentru anumiţi parametri variabili consideraţi mărimi de intrare, au permis atât determinarea intervalelor de valori în care variază forţele care acţionează asupra plugului, asupra tractorului şi în ansamblu asupra agregatului de arat, dar şi direcţiei suporturilor acestora.

Cunoaşterea modului de variaţie al forţelor care acţionează asupra sistemului de rulare şi în special asupra punţii motoare a tractorului, permite determinare parametrilor cu influenţă directă asupra stabilităţii şi calităţilor de tracţiune ale tractorului.

Modelele matematice au permis simularea şi cunoaşterea modul de variaţie al forţelor care acţionează în punctele de cuplare ale tiranţilor cu corpul tractorului, ceea ce a permis analiza şi aprecierea influenţei acestora dar şi a forţelor determinate de condiţiile concrete de exploatarea ale plugului, asupra modului de funcţionare şi de răspuns al sistemelor de reglare automată ale mecanismelor de suspendare. de asemenea, se pot face aprecieri cu privire la locul de amplasare al senzorilor de forţă şi de poziţie pe corpul tractorului, astfel încât aceştia să aibă un răspuns prompt la variaţia mărimilor de intrare.

În urma simulării comportării plugului purtat cu roată de copiere, au rezultat următoarele: - creşterea adâncimii de lucru a şi a rezistenţei specifice la arat k, au determinat o creştere accentuată a componentelor orizontale F1x şi F2x ale forţelor care acţionează în punctele de cuplare ale plugului cu tiranţii mecanismului de suspendare, comparativ cu celelalte forţe care acţionează asupra plugului. Componentele verticale F1z , F2z şi reacţiunea verticală pe roata de copiere Frz au o evoluţie pozitivă relativ constantă, dar în cazul creşterii adâncimii de lucru, F1z are o creştere progresivă, determinată de cinematica mecanismului de suspendare prin micşorarea unghiului θ1;

- deplasarea spre spatele plugului a suportului roţii de copiere, determină creşterea a forţelor F1x şi F2x , o menţinere relativ constantă a componente verticale F1z şi F2z dar o scădere a reacţiunii verticale Frz şi a forţei de rezistenţă la rulare a roţii de copiere Frz. Rezultă că dacă în cazul creşterii adâncimii şi a rezistenţei specifice la arat, cresc componentele orizontale care acţionează asupra tiranţilor mai ales ca urmare a creşterii forţei de rezistenţă la arat, deplasarea suportului roţii de copiere spre partea din spate a plugului, va determina o creştere a componentelor orizontale care acţionează la nivelul tiranţilor şi care, se transmit corpului tractorului. Dacă pe punctele de cuplare sunt montaţi senzori de forţă, prin deplasarea spre spate a suportului roţii de copiere, pentru acelaşi tip de traductor, creşte sensibilitatea sistemului.

81



În cazul tractorului, creşterea forţelor care acţionează în punctele de cuplare ale tiranţilor, determină scăderea forţelor care acţionează asupra punţii faţă (descarcă puntea faţă ) şi creşterea încărcării punţii spate, lucru de altfel cunoscut.

Deplasarea în sus a punctului de articulaţie al tirantului central de pe corpul tractorului, determină creşterea unghiului θ2 al suportului forţei care trece prin tirantul central, iar centrul instantaneu de rotaţie (CIRV) se deplasează înainte şi în sus, Aceasta determină scăderea reacţiunii Z1 care acţionează asupra punţii faţă, concomitent cu creşterea reacţiunii Z2 de pe puntea spate. Deşi Z1 scade iar Z2 creşte, efectul global sau sarcina totală ZT care acţionează asupra tractorului creşte. Astfel, sarcina aderentă şi performanţele de tracţiune cresc.

În cazul agregatului de arat luat în ansamblu, majorarea adâncimii de lucru, micşorează sarcina pe puntea faţă şi majorează atât sarcina pe puntea spate cât şi sarcina totală. Acelaşi efect se obţine dacă se modifică poziţia tirantului central pe corpul tractorului la o cotă superioară, sau se modifică poziţia tirantului central pe cadrul plugului la o cotă inferioară (creşte unghiul θ2).

Majorarea sarcinii aderente se poate fi efectuată prin modificarea poziţiei CIRv aşa cun rezultă şi din analiza modelelor matematice. Modificarea poziţiei CIRv se poate realiza prin modificarea poziţiei tirantului central pe cadrul plugului sau/şi pe corpul tractorului, sau modificarea punctului de prindere al tirantului inferior. Prin modificarea poziţiei CIRv se modifică şi înclinaţia suportului forţei Fxz de rezistenţă la arat. Prin creşterea înălţimii lui CIRv, creşte unghiul β şi componenta Fz ceea ce determină creşterea reeacţiunii pe puntea din spate (motoare) a tractorului.

Prezenţa şi poziţia roţii de copiere are efecte atât asupra stabilităţii în lucru a plugului şi agregatului de arat în ansamblu cât şi a forţelor care acţionează asupra acestuia. Agregatul de arat cu plug cu roată de copiere are un mers stabil şi echilibrat mai ales dacă roata de copiere este amplasată spre partea din spate a plugului, dar performanţele de tracţiune ale tractorului sunt mai reduse (nu se efectuează transfer de sarcină).

Lipsa roţii de copiere determină o încărcare suplimentară a tractorului (transfer de sarcină) ceea ce duce la creşterea greutăţii aderente şi la posibilitatea utilizării unor tractoare cu greutate de exploatare mai mică, sau la efectuarea lucrării de arat la adâncimi mai mari, lăţimi ale plugului mai mari etc.

În lipsa roţii de copiere agregatul de arat are un mers mai puţin stabil ceea ce poate duce la variaţia adâncimii de lucru într-un interval mare de valori. Variaţia adâncimii de lucru va determina la rândul ei variaţia profilului fundului brazdei care la rândul ei va amplifica variaţia adâncimii de lucru pentru trecerea ulterioară, ş.ş.m.d., efectul se poate amplifica (bulgăre de zăpadă) atunci când amplitudinile maxime ale variaţiilor se suprapun (oscilaţii în fază). De aceea o soluţie tehnică ar putea fi un compromis şi anume, montarea în suportul roţii de copiere a unui senzor de forţă şi / sau utilizarea un servomecanism mecano-hidraulic care să permită transferul de sarcină pe corpul tractorului pentru majorarea sarcinii aderente, să limiteze tasarea solului de către roata de copiere, dar să păstreze un contact relativ dintre roata de copiere şi suprafaţa solului. Astfel se poate menţine o distanţă relativ constantă a maşinii agricole faţă de sol şi astfel adâncimea de lucru să aibă o variaţie minimă.

7.4. Concluzii privind cercetările experimentale asupra dinamicii agregatelor de arat

Obiectivele de bază ale cercetărilor experimentale au constat în realizarea şi amplasarea unui sistem de senzori şi traductoare pentru măsurare unor mărimi fizice în vederea analizei

82



influenţei sistemelor de reglare automată a asupra parametrilor care caracterizează un agregat de arat din punct de vedere dinamic şi energetic.

Pentru realizarea cercetărilor experimentale, autorul a montat pe diferitele elemente ale unui agregat de arat format dintr-un tractor U650M şi un plug purtat PP3-30 o serie de senzori şi traductoare (unele dintre acestea în concepţie proprie) pentru determinarea forţelor care acţionează asupra sistemului de rulare al tractorului, a consumului de combustibil, al forţelor care acţionează asupra roţii de copiere a plugului, a variaţiei adâncimii de lucru.

Cu ajutorul parametrilor determinaţi s-a făcut o analiză a interacţiunii dintre tractor şi plug prin intermediul mecanismului de suspendare comandat de un sistem de reglare automată (de forţă).

Determinarea, înregistrarea şi prelucrarea datelor privind evoluţia parametrilor urmăriţi în cele mai importante puncte pentru tractor şi pentru plug, s-a realizat în condiţii concrete de lucru şi în timp real.

Parametri variabili determinaţi în mod continuu a căror evoluţie a fost înregistrată: sarcina verticală asupra punţii faţă Z1 , măsurată la nivelul axului de oscilaţie; asupra punţii spate Z2; forţa tangenţială de tracţiune (forţa motoare) Ft a roţilor punţii din spate; reacţiunea normală pe roata de copiere a plugului Frz ; forţa de rezistenţă la rulare a roţii de copiere, Frx ; adâncimea efectivă de lucru a plugului;

Parametri determinaţi ca valoare medie pe probă: umiditatea solului; viteza medie de deplasarwe în lucru;consumul de combustibil al motorului;adâncimea medie de lucru.

În timpul cercetărilor experimentale, s-au efectuat 31 de probe. La 24 de probe s-a înregistra în mod continuu şase parametri ( forţele Z1 , Z2 , Ft , Frz , Frx şi adâncimea de lucru a) iar ceilalţi doi parametri - viteza reală de deplasare şi consum de combustibil s-au determinat ca valoare medie pe probă. La şapte probe când plugul nu a avut roată de copiere, s-au înregistrat şase parametri. În final, au rezultat 234 de valori dintre care 172 sub formă grafică. De asemenea, pentru fiecare probă cu parametri variabili ( 172 ) s-au determinat valoarea mimimă, valoare maximă şi valoarea medie, toate în timp real. Pentru toţi parametri variabili, rata sau frecvenţa de eşantionare a fost 500 secvenţe pe secundă.

Analizând rezultatele determinărilor şi cercetării experimentale, se pot trage următoarele concluzii: Prezenţa roţii de copiere determină o mai bună stabilitate agregatului de arat şi o variaţie

mai mică a adâncimii arăturii. Amplasare roţii de copiere spre spatele plugului micşorează atât valoarea reacţiunii

solului asupra ei cât şi forţa de tracţiune necesară acţionării plugului, deoarece scade forţa de rezistenţă la rulare.

Amplasare corectă a tirantului central pe corpul tractorului conferă stabilitate în timpul lucrului agregatelor de arat.

La adâncimi de lucru de peste 20 cm şi când roata de copiere este amplasată în faţă, sarcina pe roată creşte iar aceasta are tendinţa de a intra în sol mai ales dacă acesta nu este tasat, sau este acoperit cu resturi vegetale.

Creşterea vitezei de deplasare în lucru (treapta III R din cutia de viteze) determină creşte forţei de rezistenţă la arat. Dacă tirantul central este cuplat în poziţia cea mai de jos pe corpul tractorului, plugul are tendinţa să iasă din sol iar la ultima trupiţă plazul tasează peretele lateral al brazdei.

În cazul în care plugul nu are roată de copiere, adâncimea brazdei se modifică semnificativ în lucru datorită neomogenităţii solului şi acţiunii sistemului de reglare automată de forţă.

Este posibilă utilizarea SRA de forţă şi în cazul plugului purtat cu roată de copiere. Roata de copiere asigură o stabilitate mai bună în lucru pentru plug, iar SRA de forţă asigură o funcţionare mai stabilă a tractorului mai ales în cazul solurilor neomogene.

83



Rezultatele cercetărilor experimentale sunt confirmate în mare măsură de cercetările teoretice realizate prin simulare cu ajutorul modelelor matematice. Diferenţele sunt determinate de factori prezenţi în mod aleator (neomogenităţi ale solului determinate de zone cu umiditate diferită, prezenţa resturilor vegetale pe sol şi în sol etc.)sau de unele particularităţi privind reglajele plugului, starea tehnică a organelor de lucru etc.

Programul utilizat pentru analiza şi modelarea comportării agregatului de arat s-au utilizat două modele matematice (plug, tractor)care au fost analizate independent, după care au fost analizate două modele matematice rezultate prin reunirea celor două sub forma unor agregate de arat la care plugul are sau nu roată de copiere.

Prin analiza separată a modelelor matematice concepute, s-a putut modela simula şi analiza în profunzime modul de influenţă al parametrilor variabili asupra parametrilor cinematici şi dinamici ai plugului, tractorului şi agregatelor de arat în ansamblu.

Utilizarea schemelor în baza cărora s-au stabilit relaţiile de calcul utilizate în modelele matematice, au permis determinarea variaţiei coordonatelor punctelor de cuplare ale plugului la mecanismul de suspendare al tractorului, iar utilizarea unor intervale de valori pentru anumiţi parametri variabili consideraţi mărimi de intrare, au permis atât determinarea intervalelor de valori în care variază forţele care acţionează asupra plugului, asupra tractorului şi în ansamblu asupra agregatului de arat, dar şi direcţiei suporturilor acestora.

Cunoaşterea modului de variaţie al forţelor care acţionează asupra sistemului de rulare şi în special asupra punţii motoare a tractorului, permite determinare parametrilor cu influenţă directă asupra stabilităţii şi calităţilor de tracţiune ale tractorului.

Modelele matematice au permis simularea şi cunoaşterea modul de variaţie al forţelor care acţionează în punctele de cuplare ale tiranţilor cu corpul tractorului, ceea ce a permis analiza şi aprecierea influenţei acestora dar şi a forţelor determinate de condiţiile concrete de exploatarea ale plugului, asupra modului de funcţionare şi de răspuns al sistemelor de reglare automată ale mecanismelor de suspendare. de asemenea, se pot face aprecieri cu privire la locul de amplasare al senzorilor de forţă şi de poziţie pe corpul tractorului, astfel încât aceştia să aibă un răspuns prompt la variaţia mărimilor de intrare.

În urma simulării comportării plugului purtat cu roată de copiere, au rezultat următoarele: - creşterea adâncimii de lucru a şi a rezistenţei specifice la arat k, au determinat o creştere accentuată a componentelor orizontale F1x şi F2x ale forţelor care acţionează în punctele de cuplare ale plugului cu tiranţii mecanismului de suspendare, comparativ cu celelalte forţe care acţionează asupra plugului. Componentele verticale F1z , F2z şi reacţiunea verticală pe roata de copiere Frz au o evoluţie pozitivă relativ constantă, dar în cazul creşterii adâncimii de lucru, F1z are o creştere progresivă, determinată de cinematica mecanismului de suspendare prin micşorarea unghiului θ1; - deplasarea spre spatele plugului a suportului roţii de copiere, determină creşterea a forţelor F1x şi F2x , o menţinere relativ constantă a componente verticale F1z şi F2z dar o scădere a reacţiunii verticale Frz şi a forţei de rezistenţă la rulare a roţii de copiere Frz. Rezultă că dacă în cazul creşterii adâncimii şi a rezistenţei specifice la arat, cresc componentele orizontale care acţionează asupra tiranţilor mai ales ca urmare a creşterii forţei de rezistenţă la arat, deplasarea suportului roţii de copiere spre partea din spate a plugului, va determina o creştere a componentelor orizontale care acţionează la nivelul tiranţilor şi care, se transmit corpului tractorului. Dacă pe punctele de cuplare sunt montaţi senzori de forţă, prin deplasarea spre spate a suportului roţii de copiere, pentru acelaşi tip de traductor, creşte sensibilitatea sistemului. În cazul tractorului, creşterea forţelor care acţionează în punctele de cuplare ale

tiranţilor, determină scăderea forţelor care acţionează asupra punţii faţă (descarcă puntea faţă ) şi creşterea încărcării punţii spate, lucru de altfel cunoscut.

84



Deplasarea în sus a punctului de articulaţie al tirantului central de pe corpul tractorului, determină creşterea unghiului θ2 al suportului forţei care trece prin tirantul central, iar centrul instantaneu de rotaţie (CIRV) se deplasează înainte şi în sus, Aceasta determină scăderea reacţiunii Z1 care acţionează asupra punţii faţă, concomitent cu creşterea reacţiunii Z2 de pe puntea spate. Deşi Z1 scade iar Z2 creşte, efectul global sau sarcina totală ZT care acţionează asupra tractorului creşte. Astfel, sarcina aderentă şi performanţele de tracţiune cresc.

În cazul agregatului de arat luat în ansamblu, majorarea adâncimii de lucru, micşorează sarcina pe puntea faţă şi majorează atât sarcina pe puntea spate cât şi sarcina totală. Acelaşi efect se obţine dacă se modifică poziţia tirantului central pe corpul tractorului la o cotă superioară, sau se modifică poziţia tirantului central pe cadrul plugului la o cotă inferioară (creşte unghiul θ2).

Majorarea sarcinii aderente se poate fi efectuată prin modificarea poziţiei CIRv aşa cun rezultă şi din analiza modelelor matematice. Modificarea poziţiei CIRv se poate realiza prin modificarea poziţiei tirantului central pe cadrul plugului sau/şi pe corpul tractorului, sau modificarea punctului de prindere al tirantului inferior. Prin modificarea poziţiei CIRv se modifică şi înclinaţia suportului forţei Fxz de rezistenţă la arat. Prin creşterea înălţimii lui CIRv, creşte unghiul β şi componenta Fz ceea ce determină creşterea reeacţiunii pe puntea din spate (motoare) a tractorului.

Prezenţa şi poziţia roţii de copiere are efecte atât asupra stabilităţii în lucru a plugului şi agregatului de arat în ansamblu cât şi a forţelor care acţionează asupra acestuia. Agregatul de arat cu plug cu roată de copiere are un mers stabil şi echilibrat mai ales dacă roata de copiere este amplasată spre partea din spate a plugului, dar performanţele de tracţiune ale tractorului sunt mai reduse (nu se efectuează transfer de sarcină).

Lipsa roţii de copiere determină o încărcare suplimentară a tractorului (transfer de sarcină) ceea ce duce la creşterea greutăţii aderente şi la posibilitatea utilizării unor tractoare cu greutate de exploatare mai mică, sau la efectuarea lucrării de arat la adâncimi mai mari, lăţimi ale plugului mai mari etc.

În lipsa roţii de copiere agregatul de arat are un mers mai puţin stabil ceea ce poate duce la variaţia adâncimii de lucru într-un interval mare de valori. Variaţia adâncimii de lucru va determina la rândul ei variaţia profilului fundului brazdei care la rândul ei va amplifica variaţia adâncimii de lucru pentru trecerea ulterioară, ş.ş.m.d., efectul se poate amplifica (bulgăre de zăpadă) atunci când amplitudinile maxime ale variaţiilor se suprapun (oscilaţii în fază). De aceea o soluţie tehnică ar putea fi un compromis şi anume, montarea în suportul roţii de copiere a unui senzor de forţă şi / sau utilizarea un servomecanism mecano-hidraulic care să permită transferul de sarcină pe corpul tractorului pentru majorarea sarcinii aderente, să limiteze tasarea solului de către roata de copiere, dar să păstreze un contact relativ dintre roata de copiere şi suprafaţa solului. Astfel se poate menţine o distanţă relativ constantă a maşinii agricole faţă de sol şi astfel adâncimea de lucru să aibă o variaţie minimă.

7.5. Contribuţii personale • Elaborarea unor modele dinamice echvalente ale plugului purtat, ţinând seama de forţele

care acţionează în lucru asupra componentelor acestuia (trupiţe, cuţit disc, plaz şi roată de copiere).

• Elaborarea modelelor modelelor dinamice echivalente şi ale modelelor matematice corespunzătoare pentru sistemele de lucru tractor-plug purtat (cu roată de copiere şi fără roată de copiere) şi stabilirea unei metodologii de simulare pe calculator a comportării dinamice a agregatelor de arat la deplasarea în lucru pe diferite tipuri de sol in diverse condiţii de teren şi cu diferite adâncimi de lucru

85



• Elaborarea unui program şi metodologii de cercetare experimentală a dinamicii şi energeticii agregatului de arat pentru diferite variante de formare şi diferite condiţii de lucru în teren

• Conceperea şi realizarea unui sistem de măsurare (traductoare) şi metodologiei pentru determinarea experimentală a parametrilor dinamici şi cinematici ai sistemului tractor-plug în condiţii de deplasare în lucru în teren.

• Conceperea şi implementarea unui program de achiziţie şi de prelucrare a datelor experimentale şi de reprezentare a graficelor de variaţie a parametrilor determinaţi

86



BIBLIOGRAFIE SELECTIVĂ

(total 181 titluri)

1. Ahokas, J. Effects of a plough suport whell during ploughing. J.ageriic. Engn. Res. (1996) 64, p. 311-324.

2. Al-Janobi, A., A data-acquisition system to monitor performance of a fully mounted implement. J. Agric. Engn. Res. 2000,pp.167-175.

3. Auernhammer, H., Elektronik in Traktoren und Maschinen, Einsatzgebiete Funktion, Entwicklungstendenzen, BLV verlagsesellschaft mbH, München,1998.

4. Ayers, P. D., Varma,K. V., Karim, M. N. Design and analysis of electrohydraulic Draft control system. Transaction of the ASAE, 32 (1989), nr. 5, p. 1853-1855.

5. Babiciu, P., şi col., Sisteme hidraulice ale tractoarelor şi maşinilor agricole, Editura Ceres, Bucureşti, 1970.

6. Bandy, S. M. et al. Monitoring tractor performance with a three point hitch dynamometer and an onboard microcomputer. ASAE Paper No 85-1078, (1985), American Society of Agriculture Engineering, St. Joseph, MI.

7. Bauer, A., Messeinrichtung zur Bestimmung der Zugkraft-landwirtschaftlicher Geräte und Maschinen mit mechanischer Kräftesummierung. Agrartechnik, Nr.7, 1982, p.326.

8. Barker, G. L., Smith, L. A., Colwick, R. F. Three point hitch dynamometer for directional force measurement. ASAE Paper No. 81-1044 (1981), p 198, SAE, Warrendale, PA..

9. Bădescu M., Dicu L. Reducerea consumului de energie prin optimizarea agregatelor agricole la culturile de câmp. INMATEH nr. 27/2009.

10. Bentaher, H. et al. Three-point hitch-mechanism instrumentation for tillage power optimization. Biosystems Engineering 100 (2008), p. 24 – 30.

11. Beek, A. et al. Die Lage desideellen Fuerungspunktes und der Zugkraftbedarf beim Pfluegen. Grundl. Landtechnik 33(1983), Nr. 1, p.10-13.

12. Bernacki, H. Bodenbearbeitungsgeräte und -maschinen. VEB Verlag Technik, Berlin, 1972. 13. Bernacki, H., Haman, J. Grundlagen der Bodenbearbeitung un Pflügbau. VEB Verlag

Tehnik, Berlin, 1973. 14. Bernhardt, K., Eine Messeinrichtung zur Bestimmung von Kräften zwischen Traktor und

Arbeitsgerät. Dt. Agrartechnik, Nr.5, 1972, S.220-221. 15. Biller, R..H., Olfe, G. The collecting of data on tractor use by questionnaires and automatic

data recording. J. Agric. Engng. Res., 1986, 34, pag.219-227. 16. Biriş, S. Şt. Elemente privind calculul şi proiectarea trupiţelor de plug. Editura MATRIX

ROM, Bucureşti, 2001. 17. Biriş, S. Şt. si col. Some researches regarding the using of plough-body with ante-

mouldboard in the ploughs buildings, Research Journal of Agricultural Science, University of Agricultural Sciences and Veterinar Medicine of the Banat Timi�oara, 2009, Vol. 41 (2), p. 351-356.

18. Biriş, S. Şt., Vlăduţ, V., Bungescu, S.T., Kinematics of soil particles during the ante-moldboard tillage tool’s working process, Volumul Simpozionului cu tema „Agricultură şi inginerie – armonizarea cu cerinţele europene”, INMATEH – 2008 -I, INMA Bucureşti, Nr. 24, Vol. I, p. 85-93.

19. Biriş, S. Şt., Vlăduţ, V., Ciocanea, L., Simularea asistată de calculator a procesului de răsturnare a brazdei sub acţiunea trupiţei de plug cu cormană, Volumul Sesiunii de referate şi comunicări ştiinţifice INMATEH 2002, INMA Bucureşti, pg. 31-36, sept. 2002.

20. Boe,T. E. Bergener, M. A. Tractor three-point hitch control system. SAE Paper 891835, Society of Automotive Engineering, 1989.

21. Canarache, A. Fizica solurilor agricole. Editura Ceres, Bucureşti, 1990.

87



22. Căproiu, St. at al. Masini agricole de lucrat solul, semanat si intretinere a culturilor. Editura Didactica si Pedagogica, Bucureşti, 1982.

23. Chaplin, J., Lueders, M., Zhao Y. Three point hitch dynamometer design and calibration. Applied Engineering in Agriculture, 1987, nr. 3, p. 10–13.

24. Chancelor, W., Zhang, N. Automatic wheel-slip control for tractors. Transaction of ASAE, 32 (1989), nr. 1, p. 17-22.

25. Ciocârdia, C., ş.a. Acţionarea hidrostatică a maşinilor agricole. Editura Tehnică Bucureşti 1967.

26. Clark, R. L., Adsit, A. H. Microcomputer based instrumentation system to measure tractor field performance. Transactions of the ASAE, 28 (1985), p. 393–396

27. Cowel, P. A., Milne, M. J. An implement control system using pure draft force sensing and modified linkage geometry. J. Agric. Eng. Research. 22 (1977), Nr. 4, p. 353-371.

28. Crolla, D. A., Pearson, G. The response of traktor draught control to random variation in draght. J. Agric. Eng. Research 20 (1975), nr. 2, p. 181-197.

29. Csatlos, C. Studii şi cercetări privind dinamica tractoarelor cu două punţi motoare cu maşini cuplate în faţă. Teză de doctorat. Universitatea Transilvania din Braşov, 1998.

30. Dwyer, M. J. The efect of draugth control response on the performance of agricultural tractors. J. Agric. Engn. Res. 14(4), 1969, p. 295-312.

31. Dwyer, M.J., Crolla, D. A., Pearson, G. An investigation on the potential for improvement of tractor draught control. J. Agric. Engn. Res. 14, 1974, p. 147-165.

32. Eichorn, H., Landtechnik. Verlag Eugen Ulmer, Stuttgart, 1998 33. Fichtel, H. Technische und arbeitswirtschaftliche Untersuchungen an Front-Heckpflug-

Kombinationen. Dissertation, Universität Hohenheim, 1987. 34. Fichtel, H. Untersuchungen eines Anbaupfluges mit zentrallen Arbeitbreitenverstellungen

und realen Fuerungspunkt.Grundl. Landtechnik 38 (1988), Nr. 6, p. 185-195. 35. Frerichs, L. Grundlagen für das elektronische Traktor-Pflug-Management. Dissertation,

Universităt Hohenheim, 1991. 36. Fröba, N. Belastungskollektive bei Pflugwerzeugen und deren Anwendung, Reihe14:

Landtechnik - Lebensmitteltechnik, Nr. 52, VDI Verlag, Düsseldorf, 1991. 37. Ganzuc, U., Soucek, R., Bernard, G. Experimentell-theorethische Methode zum Bestimmen

des spezifischen Bodenwiderstandes des Pflügkorpern bei beliebigen Bodenzustand. Agrartechnik 28 (1976), Nr. 7, p. 388-390.

38. Gao, Q.,Pitt, R. E., Ruina, A. A model to predict Soil Force on the Plough Maulboard. Journal of Agricultural Engineering Research 35 (1986), p. 141-155.

39. Garbers, H., Harms, H. H. Uberlegungen zur künftigen Hydrauliksystemen in Ackerschleppern. Grundl. Landtechnik 30(6), 1980, pag. 199-205.

40. Garbers, H. Belastungsgrössen und Wirkungsgrade im Schlepperhydraulik-Systemen. Fortschritt-Berichte VDI Seie 14, Nr. 30, VDI Düsseldorf, 1986.

41. Garbers, H. Belastungsgrössen und Leistungbilanzen von Schlepperhydraulik-Systemen. Ölhydraulik und Pneumatik 30 (1986), nr. 11, p.815-820.

42. Girma, G. Measurement and prediction of forces on plough bodies: 1- Measurement of forces and soil dynamic parameters. In: Land and Water Use (Dodd V A; Grace P M, eds), Balkema, Rotterdam, (1989).

43. Godwin, R. J. at all. A triaxial dynamometer for force and moment measurements on tillage implements. J. Agric. Engn. Res. 55, 1993, p.189-205.

44. Hennninghaus, F. Regelung eines Kraftheber in einem Ackersclepper mit servohydraulischen Elemente. O+p, 1983, Nr. 2, p. 103-107..

45. Hesse, H. Signalverarbeitung in Pflugregelsystemen. Grundl. Landt., 1982, Nr. 2, p. 54-59. 46. Heyde, H., Landmaschinenlehre. Band 2. Veb Verlag Technik, Berlin, 1965. 47. Hillel, D. lntroduction to soil Phisics. Academic Press, San Diego (USA), 1982. 48. Hlavitschka, E. Hydraulik für die Landtechmik. VEB Verlag-Technik, Berlin, 1989.

88



49. Holländer, C. Hydraulikschnitstelle Traktor-Gerät. Grundl. Landtechnik Nr. 3, 1995, p. 128-129.

50. Holländer, C., Lang, T., Römer, A. Hydraulik in traktoren und Landmaschinen. ölhydaulik und pneumatik 40 (1996), nr. 3, p. 162-174,

51. Ionescu, G.şi col., Traductoare pentru automatizări industriale, Editura Tehnică, Bucureşti, 1985.

52. Ismail, S. M., Gee-Clough, D. A. Preliminary investigation of a combined slip and draught control for tractor. J. Agric. Eng. Res. 26 (1981), Nr. 3, p. 293-306.

53. Ismail, S. M., Singh, G., Gee-Clough, D. Comparasion of the field performance of three implement control sytems for a tractor. J. Agric. Eng. Res. 28 (1983), Nr. 3, p. 521-536.

54. Kroulik, M. si col. Measurement of tensile force using electro-hydraulic hitch control of tractors. In: Buletin stiintific Ageng, Creta, 2008.

55. Kuczewski, J. Soil parameters for Predicting the Draught of Model Plough Bodies. J. Agric. Engn. Res. 26 (1981), p. 193-201.

56. Kuczewski, J. A. Multiparametric model for predicting the draught of two model plough bodies in four different soils. Soil and Tillage Research 2 (1982), p. 213-223.

57. Kutzbach, H.-D. Algemeine Grundlagen Ackerschlepper. Fördertechnik. Verlag Paul Parey, Hamburg und Berlin, 1989.

58. Lang, T. Mechatronik für mobile Arbeitsmaschinen am Beispiel eines Dreipunktkrafthebers. Shacker Verlag, Aachen, 2002.

59. Lift, H. Hydraulik in der Landtechnik. Vogel Buchverlag, Würzburg, 1992. 60. Mathies, H. J. Einführung in die Ölhydraulik. B. G. Teubner. Stuttgart, 1995. 61. McKyes, E., Soil cutting and tillage. Elsevier Sciens Publishers, Amsterdam – Oxford - New

York - Tokyo, 1989.. 62. Mertins, K. H., Gerhards, A., Betraschtungen zur Elektronik-Anwendung bei Traktoren,

Grundl. Landtechnik. Bd. 36, 1986, Nr. 5. 63. Naghiu, A., ş.a. Maşini şi instalaţii agricole”, vol.I, Editura Risoprint, Cluj Napoca, 2004 64. Năstăsoiu, S., Popescu, S. ş.a Tractoare, Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1983. 65. Năstăsoiu, M.,.ş.a. Researches on the dimensional synthesis of the three-point hitch couplers

used at agricultural tractors. The 11th International Congress on Automotive and Transport Engineering CONAT 2010, Volume VI-Heavy and Special Vehicles, Brasov, 27-29 October 2010.

66. Ormenişan N., Popescu S. Consideration on the Requirement of Automatic Control of the Wheel Tractor Traction Parameters..In : Proceedings of the IXth International Conference CONAT ’99, Braşov,11-12 November 1999).

67. Ormenişan N. The Control of the Motive Wheels Slipping of Agricultural Tractors by Automatic Modification of the Load and the Motive Torque. Microcad ‘2000 International Computer Science Conference University of Miskolc, Hungary.

68. Ormenişan N. Controlling system and automatically adjustement for the functional parameters optimization of agricultural aggregates. International Conference on Energy Efficiency and Agricultural Engineering, “Angel Kunchev “ University of Rousse Bulgaria, 2011.

69. Ormenişan N. Teoretical and experimental research regardind the influence of the supporting wheel to the working process of the agricultural agreggates. The 3rd International Conference on ″Computational Mechanics and Virtual Engineering″ COMEC 2009, 29 – 30 OCTOBER 2009, Brasov, Romania

70. Palmer, A. L. Development of a three-point linkage dynamometer for tillage research. J. Agric. Engn. Res. 52, (1992), p. 157–167.

71. Pfab, H. Grundlagen zur Auslegung des geregelten Kraftheber bei Traktoren. Fortschritt Berichte VDI, Series A 14, nr.70, VDI Verlg, Duesseldorf, 1995.

89



72. Pfab, H. Auslegung eines geregeltes Kraftheber bei Traktoren. VDI/MEG Tagung Landtechnik,13./14.10.1994, Stuttgart-Hohenheim.

73. Popescu S., Bădescu M., Parametrii şi verificarea stării tehnice a instalaţiilor hidraulice ale mecanismelor de suspendare ale tractoarelor româneşti. În: Mecanizarea Agriculturii, 2007, nr. 10, p. 26-30.

74. Popescu, S. ş.a. Automatizarea maşinilor şi instalaţiilor agricole. Îndrumar de lucrări practice, Universitatea din Braşov, 1985

75. Popescu, S. ş.a., Exploatarea utilajelor agricole, Îndrumar de lucrări practice, Universitatea din Braşov, 1986.

76. Popescu, S., Ghinea, T. Automatizarea maşinilor şi instalaţiilor folosite în agricultură, Editura Scrisul Românesc, Craiova, 1986.

77. Popescu, S., Bădescu, M.: Diagnosticarea şi întreţinerea tehnică a tractoarelor, Editura CERES, Bucureşti, 1992

78. Popescu, S. ş.a. Sisteme informaţionale de bord pentru controlul şi supravegherea funcţionării tractoarelor, Mecanizarea agriculturii, nr.2, 1993, p.11-14.

79. Popescu, S., Pereş, Gh., Micleuşan, A. Consumul de putere al tractorului la acţionarea maşinilor de lucrat solul şi semănat, în Lucrările ştiinţifice ale Sesiunii INMA Bucureşti, 1997, Vol.2, pag. 206-213.

80. Popescu, S. Contributions to the dynamic and mathematcal modeling of the tractor - implement system in the work operations. In: Buletin of the Transilvania University of Brasov, Serie A, vol 13 (48), 2006, pag. 59-66.

81. Popescu, S. si col.. Study on the influence of coupling modality and -functional parameters of tillage machinery on the loads of wheel tractor axles. In : Proceedings of the 5th International Mechanical Engineering Forum, IMEF 2012, Prague, 2012, p. 860-872.

82. Popescu, S., Ormenişan, N., Posibilităţi de reglare automată a forţei de tracţiune a tractorului în funcţie de patinarea roţilor motoare. Technical and Scientific Jubilee Conference, UTM Chişinău, Republica Moldova, 1994, vol. I, p. 1-2.

83. Pranav, P. K. et al. Automatic wheeel slip control system in field operations for 2WD tractors. Computers and Electronics in Agriculture. 84 (2012), p. 1-6.

84. Ormenişan N., Popescu S. Consideration on the Requirement of Automatic Control of the Wheel Tractor Traction Parameters..In : Proceedings of the IXth International Conference CONAT ’99, Braşov,11-12 November 1999).

85. Ormenişan N. The Control of the Motive Wheels Slipping of Agricultural Tractors by Automatic Modification of the Load and the Motive Torque. Microcad ‘2000 International Computer Science Conference University of Miskolc, Hungary.

86. Ormenişan N. Controlling system and automatically adjustement for the functional parameters optimization of agricultural aggregates. International Conference on Energy Efficiency and Agricultural Engineering, “Angel Kunchev “ University of Rousse Bulgaria, 2011.

87. Ormenişan N. Teoretical and experimental research regardind the influence of the supporting wheel to the working process of the agricultural agreggates. The 3rd International Conference on ″Computational Mechanics and Virtual Engineering″ COMEC 2009, 29 – 30 OCTOBER 2009, Brasov, Romania

88. Palmer, A. L. Development of a three-point linkage dynamometer for tillage research. J. Agric. Engn. Res. 52, (1992), p. 157–167.

89. Pfab, H. Grundlagen zur Auslegung des geregelten Kraftheber bei Traktoren. Fortschritt Berichte VDI, Series A 14, nr.70, VDI Verlg, Duesseldorf, 1995.

90. Pfab, H. Auslegung eines geregeltes Kraftheber bei Traktoren. VDI/MEG Tagung Landtechnik,13./14.10.1994, Stuttgart-Hohenheim.

90



91. Popescu S., Bădescu M., Parametrii şi verificarea stării tehnice a instalaţiilor hidraulice ale mecanismelor de suspendare ale tractoarelor româneşti. În: Mecanizarea Agriculturii, 2007, nr. 10, p. 26-30.

92. Popescu, S. ş.a. Automatizarea maşinilor şi instalaţiilor agricole. Îndrumar de lucrări practice, Universitatea din Braşov, 1985

93. Popescu, S. ş.a., Exploatarea utilajelor agricole, Îndrumar de lucrări practice, Universitatea din Braşov, 1986.

94. Popescu, S., Ghinea, T. Automatizarea maşinilor şi instalaţiilor folosite în agricultură, Editura Scrisul Românesc, Craiova, 1986.

95. Popescu, S., Bădescu, M.: Diagnosticarea şi întreţinerea tehnică a tractoarelor, Editura CERES, Bucureşti, 1992

96. Popescu, S. ş.a. Sisteme informaţionale de bord pentru controlul şi supravegherea funcţionării tractoarelor, Mecanizarea agriculturii, nr.2, 1993, p.11-14.

97. Popescu, S., Pereş, Gh., Micleuşan, A. Consumul de putere al tractorului la acţionarea maşinilor de lucrat solul şi semănat, în Lucrările ştiinţifice ale Sesiunii INMA Bucureşti, 1997, Vol.2, pag. 206-213.

98. Popescu, S. Contributions to the dynamic and mathematcal modeling of the tractor - implement system in the work operations. In: Buletin of the Transilvania University of Brasov, Serie A, vol 13 (48), 2006, pag. 59-66.

99. Popescu, S. si col.. Study on the influence of coupling modality and -functional parameters of tillage machinery on the loads of wheel tractor axles. In : Proceedings of the 5th International Mechanical Engineering Forum, IMEF 2012, Prague, 2012, p. 860-872.

100. Popescu, S., Ormenişan, N., Posibilităţi de reglare automată a forţei de tracţiune a tractorului în funcţie de patinarea roţilor motoare. Technical and Scientific Jubilee Conference, UTM Chişinău, Republica Moldova, 1994, vol. I, p. 1-2.

101. Pranav, P. K. et al. Automatic wheeel slip control system in field operations for 2WD tractors. Computers and Electronics in Agriculture. 84 (2012), p. 1-6.

102. Reich, R. Messung der Kräfte zwieschen Schlepper und Gerät. Grundl Landtechnik, 28 (1978), nr. 4, p. 156-159.

103. Reid, J. T., Carter, L. M., Clark, R. L. Draft measurements with three-point hitch dynamometer. Transaction of the ASAE, 28, (1985), p. 89–93.

104. Renius, K.T., Traktoren Technik und ihre Anwendung, Verlagsunion Agrar, Muenchen, 1987.

105. Renius, K. T. Zugkraft-Regelhydraulik nach neuen Prinzip. Grundl. Landtechnik 23 (1973), nr, 2, p. 12.

106. Rus, F. Masini agricole pentru lucrarile solului, semănat si intretinerea culturilor. Universitatea Brasov, 1975.

107. Rus, F., Csatlos, C., Sisteme complexe şi metodologii pentru determinarea caracteristicilor fizico-mecanice ale solurilor, Editura Universitatii TRANSILVANIA, Brasov, 2009

108. Schön, H . u. a., Landtechnik, Bauwesen: Verfahrenstechnik – Arbeit – Umwelt. – Gebäude. BLW Verlagsgesellschaft, München, 1998;

109. Schön, H., Elektronik und Computer in der Landwirtschaft. EU Verlag Eugen Ulmer, Stuttgart,1993.

110. Scripnic, V., Babiciu, P. Maşini agricole, Editura Ceres, Bucureşti, 1979; 111. Skalwkeit; H. Über die Kräfte am Dreipunktanbau bei regelnden Kraftheber auf Grund von

Felldmessungen mit Pflügen. Grundl. Landtechnik (1964), nr. 20, p. 53-57, 112. Soucek, R., Pippig, G. Maschinen und Geräte fur Bodenbearbeitung, Dungung und Aussaat,

Verlag Technik GmbH Berlin, 1990. 113. Steinkampf, H. Messung räumlich wirkender Kräfte zwischen Schlepper und Gerät. Grundl.

Landtechnik, 1971, Nr.3, S.71-78.

91



114. Stout, B. A. CIGR Handbook of Agricultural Engineering, vol. III, Editura CIGR – ASAE, 1999

115. Şandru, A., Popescu, S. ş.a., Exploatarea utilajelor agricole, Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1983

116. Thomson, N. P., Shinners, K. J. A portable instrumentation system for measuring draft and speed. Applied Engineering in Agriculture, 5 (1989). p. 133–137.

117. Tivarri, V. K., Pandey, K. P., Pranav, P. K. A review on traction prediction equation. J. Terramecanics, 2010, 47, p. 191-199

118. Totolici, Ioana. Modelarea teoretică si experimentală a procesului de afânare-scarificare a solului. Teză de doctorat, Universitatea Transilvania din Brasov, 2011.

119. Upadhyaya, S. K. et al. An Accuracy of mounted implement draft prediction using strain gage mounted directly on three-point linkage system. Transactions of the ASAE, 28 (1985), p. 40–46.

120. Van der Beek, A. Die Lage der ideallen Führungspunkte und der Zugkraftbedarf beim Pflügen. Grundl. Landtechnik, 33 (1983), Nr. 1, pag. 10-13.

121. Vasilache, L., Popescu, S., Ormenisan, N. Influence of the geometric and functional parameters of the rear three-point linkage on the dynamics of Tractor – implement systems. In: Proceedings of BIOATLAS 2012 Conference, Braşov, Vol, 2, p. 157-164

122. Vasilache, L. Influenţa mecanismului de suspendare asupra dinamicii tractorului pe roţi. Teză de doctorat, Universitatea Transilvania din Brasov, 2012.

123. Wenner, H. L. Landtechnik Bauwesen. Verfahrenstechniken-Arbeit- Gebäude. BVL Verlagsgesellschaft, Munchen, 1986.

124. * * * SR ISO 730-1. ”Mecanism de suspendare în trei puncte

92



LISTA LUCRĂRI PUBLICATE din domeniul tezei de doctorat

1. POPESCU S., ORMENIŞAN N. Sisteme informaţionale pentru controlul şi supravegherea

funcţionării tractoarelor. (publicată în Buletinul Simpozionului de Mecanică Agricolă Universitatea Tehnică Timişoara, 1992).

2. POPESCU S., ORMENIŞAN N. Sisteme de reglare automată a regimului de lucru al mecanismelor de suspendare în funcţie de patinarea tractoarelor. (publicată în Buletinul Simpozionului de Mecanică Agricolă, Universitatea Tehnică Timişoara, 1992 ) .

3. POPESCU S., ORMENIŞAN N., POPESCU O. Posibilităţi pentru determinarea sarcinii motoarelor la funcţionarea tractoarelor în exploatare. (publicată în vol. III al CONAT (Universitatea Transilvania Braşov, 1993 )

4. POPESCU S., ORMENIŞAN N., POPESCU O. Sisteme informaţionale de bord pentru controlul şi supravegherea funcţionării tractoarelor. (publicată în revista “ Mecanizarea Agriculturii “ nr.2 / 1993 )

5. ORMENIŞAN N. Cercetări privind reducerea frecărilor dintre sol şi organele active ale maşinilor agricole cu ajutorul fluidelor sub presiune. ( Poster,Sesiunea de Referate şi Comunicări Ştiinţifice a Institutului de Cercetare şi Producţie a Pajiştilor Braşov, 28.05.1997)

6. ORMENIŞAN N, POPESCU S, DOGARU M. Studii şi cercetări privind posibilităţile de determinare a regimului de încărcare al motoarelor de tractor în condiţii de exploatare. (publicată în Buletinul Sesiunii de Comunicări Ştiinţifice cu Participare Internaţională I.N.M.A. Bucureşti 18-19.09.1997).

7. ORMENIŞAN N. Studii şi cercetări privind reducerea frecărilor dintre organele active ale maşinilor agricole şi sol, cu ajutorul fluidelor sub presiune. (publicată în Buletinul Sesiunii de Comunicări Ştiinţifice cu Participare Internaţională I.N.M.A. Bucureşti, 18-19.09.1997).

8. ORMENIŞAN N., POPESCU S. Consideration on the Requirement of Automatic Control of the Wheel Tractor Traction Parameters.. (publicată în Buletinul IXth International Conference CONAT ‘99 Braşov , 11-12 November 1999).

9. ORMENIŞAN N. The Control of the Motive Wheels Slipping of Agricultural Tractors by Automatic Modification of the Load and the Motive Torque. Microcad ‘2000 International Computer Science Conference University of Miskolc, Hungary.

10. ORMENIŞAN N. Theoretical Aspects Regarding the Influence of the Active Wheels Diameter to the Working Process of Sowing Machines. International Conference on Energy Efficiency and Agricultural Engineering , “Angel Kunchev “ University of Rousse Bulgaria.

11. ORMENIŞAN N. Controlling System and Automatically Adjustement for the Functional Parameters Optimization of Agricultural Aggregates. . International Conference on Energy Efficiency and Agricultural Engineering , “Angel Kunchev “ University of Rousse Bulgaria.

12. ORMENIŞAN N. * , TIERHEIMER W. Cercetări privind influenţa alunecării roţilor active asupra calităţii lucrărilor de semănat. INMATEC vol.III Bucureşti 2005.

13. ORMENIŞAN N., W. TIERHEIMER. Starting up the sowing equipments distribution devices and the influence of the driving wheels on the row uniformity distance of the cereal seeds. MECANIZAREA AGRICULTURII nr.9/2006.

14. ORMENIŞAN N. Consideraţii privind influenţa dimensiunilor roţilor de direcţie asupra dinamicii şi energeticii tractoarelor agricole. INMATEC vol.III Bucureşti 2006.

15. ORMENIŞAN N. Teoretical and experimental research regardind the influence of the supporting wheel to the working process of the agricultural agreggates. INMATEC vol.IV Bucureşti 2007

16. ORMENIŞAN N. Teoretical and experimental research regardind the influence of the supporting wheel to the working process of the agricultural agreggates. The 3rd

93



International Conference on ″Computational Mechanics and Virtual Engineering″ COMEC 2009, 29 – 30 OCTOBER 2009, Brasov, Romania

17. VASILACHE, L., POPESCU, S., ORMENIŞAN, N. Influence of the geometric and functional parameters of the rear three-point linkage on the dynamics of Tractor – implement systems. . In: Proceeding of BIOATLAS 2012 Conference, Braşov, ISSN 1844-6577, Vol, 2, p. 157-164.

18. ORMENIŞAN, A.N., Using automatic control systems to increase dynamic performance and operating energy ploughing aggregates.5th International Conference “Computational Mechanics and Virtual Engineering” COMEC 24- 25 October 2013, Brasov, Romania, ISBN 978-606-19-02225-5,Vol.I p.405.

94



CERCETĂRI TEORETICE ŞI EXPERIMENTALE PRIVIND INFLUENŢA SISTEMELOR DE REGLARE AUTOMATA ALE MECANISMELOR DE SUSPENDARE ALE TRACTOARELOR ASUPRA DINAMICII ŞI ENERGETICII AGREGATELOR DE ARAT

Cond. şt. Prof. dr. ing. Simion POPESCU Drd. ing. ORMENIŞAN Alexe Nicolae

Rezumat

În prima parte a lucrării se prezintă elementele de bază privind construcţia, funcţionarea şi utilizarea agregatelor de arat, se face o sinteză a stadiului actual pe plan naţional şi internaţional privind rezultatele cercetărilor teoretice şi experimentale a interacţiunii cu solul a organelor de lucru ale plugurilor şi, în special, a celor referitoare la dinamica sistemelor de lucru tractor- plug purtat. În partea a doua se prezintă metodologia cercetării teoretice asupra dinamicii agregatelor de arat tractor-plug purtat. Autrorul elaborarează modele dinamice şi matematice în vederea studiului comportării sistemului tractor-plug purtat pentru diferite situaţii de lucru, care au stat la baza simulării pe calculator a dinamicii sistemului. Rezultatele cercetărilor teoretice sunt ilustrate prin grafice de variaţie a parametrilor dinamici în funcţie de diferiţi parametri constructivi şi funcţionali ai sistemului tractor-plug, care au permis analiza comportării dinamice a acestor sisteme de lucru.

În ultima parte a lucrării se prezintă metodologia şi programul cercetărilor experimentale, concepute de autor, precum şi instalaţia şi aparatura de măsurare şi înregistrare folosită la determinarea parametrilor cinematici, dinamici şi energetici ai agregatului de arat tractor-plug. Rezultatele cercetării experimentale, ilustrate prin grafice şi tabele, sunt analizate şi interpretate în vederea optimizării dinamice, energetice şi funcţionale a agregatului tractor-plug.

THEORETICAL AND EXPERIMENTAL RESEARCH CONCERNING THE INFLUENCE OF AUTOMATIC CONTROL SYSTEMS OF THE TRACTOR LINKAGE MECHANISMS ON THE DYNAMICS AND ENERGETICS OF PLOUGHING UNIT

Abstract

The first part of the thesis presents the basic elements concerning the building, operation and use of ploughing units; the author frames a summary of the current state at both national and international level with regard to the results of theoretical and experimental research into the interaction of the plough component parts with the soil and particularly on the dynamics of tractor- mounted plough systems. The second part of the thesis presents the methodology of the theoretical research on the dynamics of tractor – mounted plough ploughing units. The author elaborates dynamic and mathematical models in order to study the behavior of the tractor- mounted plough systems for various working conditions, which represented the basis for computer-added simulation of the system’s dynamics. The theoretical research results are illustrated in graphs showing the variation of dynamic parameters taking into account various structural and functional parameters of the tractor-plough system, which enabled the analysis of the dynamic behavior of these working systems. The last part of the thesis presents the methodology and the experimental research program, designed by the author, as well as the measuring and recording equipment used for determining the kinematic, dynamic and energetic parameters of the tractor-plough unit. The results of the experimental research, illustrated in graphs and tables, are analyzed and interpreted with the aim of obtaining the dynamic, energetic and functional optimization of the tractor-plough unit.

95



CURRICULUM VITAE

Informaţii personale

Nume / Prenume Alexe Nicolae ORMENIŞAN Str. Ioan Slavici, Nr. 5, Bl.14 Sc. E, Ap. 14 mun. Braşov cod poştal 500398, jud. Braşov, România Address

E-mail [email protected]

Naţionalitate Romanian

Data naşterii(zz.ll.aaaa) 06.10.1958

Telefon Fix: +40268313393 Mobil: +40722217887

Educaţie şi formare Perioada 09.1973-06.1978

Numele şi instituţia de învăţământ Liceu industrial Nr. 3 Oradea Jud. Bihor

Diplomă de bacalaureat Calificare /diploma obţinută

Specializarea Electromecanic pentru utilaje de construcţii 09.1980 – 06.1985 Perioada

Numele şi instituţia de învăţământ Universitatea „Transilvania” din Braşov, Facultatea de Inginerie Mecanică

Calificare /diploma obţinută Inginer Specializarea Mecanică agricolă

Experienţa profesională Oct 1985 – Oct 1987 Perioada

Numele şi adresa angajatorului S.M.A. Biharia, Jud. Bihor Inginer şi professor de specialitate la Liceul industrial Nr. 4, Oradea jud. Bihor Funcţia sau postul ocupat

Perioada Oct 1987 – Oct 1990 Numele şi adresa angajatorului I.C.S.I.T.M.U.A. Bucureşti - Sector Braşov, Jud. Braşov.

Funcţia sau postul ocupat Inginer proiectant, şef de atelie de proiectare în perioada ian. –oct. 1990 Perioada Oct 1990 – Prezent

Universitatea „Transilvania” din Braşov Numele şi adresa angajatorului

Oct 1990 – Oct 1996 – Asistent universitar Oct 1996 – present – Şef lucrări universitar Funcţia sau postul ocupat

Activităţi şi responsabilităţi principale Activităţi didactice şi de cercetare în domeniul ştiinţelor inginereşti

Tipul activităţii sau sectorul de activitate

Educaţie, învăţământ superior, Departamentul Ingineria şi Managementul Alimentaţiei şi Turismului - Facultatea de Alimentaţie şi Turism

37 lucrari publicate în reviste sau buletine ale unor conferinţe de specialitate ca autor principal sau coautor, dintre care, 18 lucrări publicate în domeniul tezei de doctorat, 5 lucrari ca referinţe bibliografice pentru teza de doctorat

Activitate ştiinţifică

Limba(i) străină(e) cunoscută(e)

Engleză (nivel mediu) Franceză (nivel mediu)

96




CURRICULUM VITAE

Personal Information

Alexe Nicolae ORMENIŞAN Surname / First names

Address Str. Ioan Slavici, Nr. 5, Bl.14 Sc. E, Ap. 14 mun. Braşov cod poştal 500398, jud. Braşov, România

E-mail [email protected] Nationality Romanian

Birth date(dd.mm.yyyy) 06.10.1958 Telephone Landline: +40268313393 Cellphone: +40722217887

Education Interval 09.1973-06.1978

Name and type of the institution Vocational High School Nr. 3 Oradea Jud. Bihor Qualification /diploma obtained Bacalaureat

Specialization Electromechanic for construction machinery 09.1980 – 06.1985 Interval

Name and type of the institution „Transilvania” University of Braşov, Faculty of Mechanical Engineering Engineer Qualification / diploma obtained

Specialization Agricultural Mechanics

Professional Experience

Interval Oct 1985 – Oct 1987 Employer name and address S.M.A. Biharia, Jud. Bihor

Job title Engineer and specialized teacher at the Vocational High School Nr. 4, Oradea jud. Bihor

Interval Oct 1987 – Oct 1990 Employer name and address I.C. S.I.T.M.U.A. Bucureşti - Sector Braşov, Jud. Braşov.

Job title Design engineer, Chief of the design workshop during jan-oct 1990 Interval Oct 1990 – Present

Employer name and address „Transilvania” University of Braşov, Bd. Eroilor 29, 500036 Braşov

Job title Oct 1990 – Oct 1996 - Associate Professor Oct 1996 – present - University Lecturer

Main activities and responsibilities

Teaching activities and research in the field of engineering sciences

Type of the activity or activity sector

Education, Higher Education, Department of Engineering and Management for Food and Tourism –Faculty of Food and Tourism

Scientific research 37 papers published in journals or newsletters of professional conferences as main author or co-author of which 18 papers published in the thesis research area 5 papers as references for the thesis

Language skills English : Intermediate French : Intermediate

97


Documents

Universitatea TRANSILVANIA din Braş Facultatea de ...old.unitbv.ro/Portals/31/Sustineri de doctorat/Rezumate2014/OrmenisanAlexe.pdf · spatele tractorului (la mecanismul de suspendare),