UNIVERSITATEA TEHNICĂ ,,GHEORGHE ASACHI DIN IAşl …

UNIVERSITATEA TEHNICĂ ,,GHEORGHE ASACHI" DIN IAşl

RECTORATUL

Către

Vă facem cunoscut că, în ziua de 23.04.2021 la ora 10:00, la adresa de link

https://meet.google.com/ybn-rmuk-ypo, va avea loc susţinerea publică online a tezei de

doctorat intitulată:

„CONTRIBUŢII TEORETICE şl EXPERIMENTALE PRIVIND DEZVOLTAREA UNOR

SENZORI DE MONITORIZARE A MASEI AUTOVEHICULELOR ÎN MISCARE"

elaborată de domnul lng. Andrei-Ionuţ DONŢU în vederea conferirii titlului ştiinţific de

doctor.

Comisia de doctorat este alcătuită din:

1.Conf. Dr. Ing. Gelu IANUŞ, decan al Facultăţii de Mecanică din cadrulUniversităţii Tehnice „Gheorghe Asachi" din laşi

2. Prof. Dr. Habil. Ing. Edward RAKOSI, director al Departamentului delnginerie Mecanică şi Autovehicule Rutiere, din cadrul Facultăţii deMecanică a Universităţii Tehnice „Gheorghe Asachi" din laşi

3.Prof. Dr. Ing. DHC Anton HADĂR, Universitatea PolitehnicaBucureşti, membru titular al Academiei Oamenilor de ŞtiinţăRomânia, membru corespondent al Academiei de Ştiinţe TehniceRomânia

4.Prof. Dr. Ing. Nicolae ISPAS, Facultatea de lnginerie Mecanică din cadrulUniversităţii ,,Transilvania" din Braşov

5.Prof. Dr. Ing. Paul-Doru Bârsănescu, Facultatea de Mecanică din cadrulUniversităţii Tehnice „Gheorghe Asachi" din laşi

preşedinte

conducător dedoctorat

referentoficial

referent oficial

referentoficial

Cu această ocazie vă invităm să participaţi la susţinerea publică online a tezei de

doctorat accesând link-ul https://meet.google.com/ybn-rmuk-ypo.

-.-..``+:-.._:.:ş

``\'`ţs`:`'::4;Tîrî5-t`'Î

RECTOR,

Prof.univ.dr.ing. Secretar universitate,

UNIVERSITATEA TEHNICĂ „GHEORGHE ASACHI” FACULTATEA DE MECANICĂ DIN IAŞI

Bld. Prof. Dr. Doc. Dimitrie Mangeron, 67, Iași, România

CONTRIBUȚII TEORETICE ȘI EXPERIMENTALE PRIVIND DEZVOLTAREA UNOR

SENZORI DE MONITORIZARE A MASEI AUTOVEHICULELOR ÎN MIȘCARE

- REZUMATUL TEZEI DE DOCTORAT -

Autor: Ing. Andrei-Ionuț DONȚU Conducător de doctorat: Prof. Dr. Habil. Ing. Edward RAKOSI

IAȘI - 2021

Rezumat teză de doctorat Universitatea Tehnică „Gheorghe Asachi" din Iaşi

” În drumul tău spre succes , urmează căra rea nebătută , în locul celei deja cunoscute și genera l acceptate.”

– John D. Rockefel ler

Cuvânt

înainte

Efectele supraîncărcării autovehiculelor pot fi considerate devastatoare, deoarece acestea duc la uzura infrastructurii și deteriorarea șoselelor, creșterea consumului de combustibil și nivel ridicat de noxe emise de autovehicule. În același timp apare uzura prematură a sistemelor de frânare și a anvelopelor și, nu în ultimul rând se produce o competiție neloială în raport cu alte sisteme de transportat. O problemă importantă o reprezintă și siguranța rutieră, deoarece s-a constatat, conform studiilor, că supraîncărcarea rutieră are efecte grave asupra acesteia. Un aspect important în era contemporană îl reprezintă digitalizarea și procesarea informațiilor din mediul înconjurător. Astfel, conceptul de Smart City este unul actual ce presupune creșterea conectivității dispozitivelor de colectare de date și procesarea acestor informații în vederea îmbunătățirii calității vieții. Un concept nou apărut, numit Internet of Things (IoT), face referire la un domeniu al digitalizării și conectivității tuturor colectoarelor de date.

Lucrarea a fost elaborată în contextul unor preocupări relativ recente în domeniu abordate de colectivul Departamentului de Inginerie Mecanică şi Autovehicule Rutiere din cadrul Facultăţii de Mecanică a Universităţii Tehnice „Gheorghe Asachi” din Iași, o parte din rezultatele obținute fiind publicate în volume ale unor conferinţe ştiinţifice naţionale şi internaţionale.

Autorul mulțumește pe această cale conducătorului științific, domnului prof. univ. dr. habil. ing. Edward Rakosi, pentru atenta și competenta îndrumare de care a beneficiat pe parcursul elaborării tezei, precum și pentru permanenta deschidere manifestată. În același timp, dorește să aducă sincere mulțumiri domnului prof. univ. dr. ing. Paul-Doru Bârsănescu, inițiatorul acestei lucrări. De asemenea, recunoștința autorului se îndreaptă către domnul conf. dr. ing. Gelu Ianuș, Decanul Facultății de Mecanică, pentru susținerea și sprijinul acordat pe parcursul elaborării tezei și, nu în ultimul rând, cadrelor didactice din departament, pentru ajutor, îndrumare și înțelegere.

Iaşi, 2021 Andrei – Ionuţ DONŢU


Cuprins

Cuprins

Capitolul 1

Introducere. Corelări autovehicul – cale de rulare. Senzori de cântărire în mișcare – analiza principalelor soluții constructiv - funcționale. Obiective și direcții de cercetare ................................................................................................................................ 1 1.1 Context ............................................................................................................................ 1 1.2 Tipuri de senzori WIM uzuali ......................................................................................... 2 1.3 Măsurători cu traductoare electrotensometrice rezistive înglobate în material .............. 2 1.4 Obiective și direcții de cercetare ..................................................................................... 3

Capitolul 2

Modele virtuale ale sistemelor WIM propuse. Simulări ale comportării acestora ............ 5 2.1 Concepția și simularea comportării senzorului WIM-BComp ........................................ 5

2.1.1 Modelul virtual al senzorului WIM-BComp ...................................................... 5 2.1.2 Simularea comportării senzorului WIM-BComp ............................................... 6

2.2 Concepția și simularea comportării senzorului WIM-PMMA ...................................... 10 2.2.1 Concepția senzorului WIM-PMMA ................................................................. 10 2.2.2 Simularea comportării senzorului WIM-PMMA .............................................. 10

2.3 Concepția și simularea comportării senzorului WIM-PCMet ....................................... 12 2.3.1 Concepția senzorului WIM-PCMet. Soluții constructive ................................. 12 2.3.2 Simularea comportării senzorului WIM-PCMet3 ............................................ 13

Capitolul 3Modelul teoretic al sistemului WIM-PCMet3. Simulări și rezultate teoretice obținute în urma modelării ................................................................................................................... 17 3.1 Modelul teoretic al sistemului propus ........................................................................... 17 3.2 Simulări și rezultate teoretice obținute .......................................................................... 26

Capitolul 4

Modele fizice ale sistemelor WIM realizate în cadrul lucrării ......................................... 31 4.1 Modelul fizic al senzorului WIM-BComp ................................................................. 31 4.2 Modelul fizic al senzorului WIM-PMMA .................................................................... 32 4.3 Modelul fizic al senzorului WIM-PCMet3 ................................................................ 32

Capitolul 5

Metodica de cercetare experimentală. Aparatura utilizată ................................................ 34 5.1 Metodica de cercetare experimentală ............................................................................. 34 5.2 Aparatura utilizată în aplicațiile experimentale efectuate .............................................. 35


Cuprins

Capitolul 6Studiul experimental al senzorilor WIM-BComp și WIM-PMMA .................................. 37 6.1 Determinări experimentale la nivelul senzorului WIM-BComp ................................... 37 6.2 Determinări experimentale cu senzorul WIM-PMMA ................................................. 49

Capitolul 7

Determinări experimentale și interpretarea principalelor rezultate obținute cu dispozitivul WIM-PCMet3 .................................................................................................. 58 7. 1 Determinări experimentale efectuate în vederea etalonării senzorilor dispozitivuluiWIM-PCMet3 ..................................................................................................................... 58 7.2 Determinări experimentale cu dispozitivul WIM-PCMet3 în laborator ....................... 58 7.3 Determinări experimentale cu dispozitivul WIM-PCMet3 în condiții reale ................. 63

Capitolul 8

Concluzii finale. Contribuții personale. Direcții de dezvoltare a cercetării ..................... 72 8.1 Concluzii finale ............................................................................................................. 72 8.2 Contribuții personale ..................................................................................................... 75 8.3 Direcții de dezvoltare a cercetării.................................................................................. 76

Bibliografie .......................................................................................................................... 78

Rezumat teză de doctorat Universitatea Tehnică „Gheorghe Asachi" din Iași

Capitolul 1 1

Capitolul 1

Introducere. Corelări autovehicul – cale de rulare. Senzori de cântărire în mișcare – analiza principalelor soluții constructiv - funcționale.

Obiective și direcții de cercetare

1.1 Context

Rolul senzorilor în monitorizarea actuală a traficului de autovehicule este din ce în mai important. Practic, în contextul ponderii mari pe care o are transportul rutier, a densității vehiculelor și a vitezelor de circulație în continuă creștere, această acțiune nu mai poate fi realizată fără utilizarea senzorilor dedicați, așa cum arată, de altfel și literatura de specialitate [107]. În acest context, trebuie remarcat că există o gamă largă de senzori folosiți în acest scop. Astfel, se regăsesc senzori pentru determinarea vitezei, dimensiunilor autovehiculelor, în special a lungimii, lățimii și înălțimii acestora, senzori pentru determinarea greutății, senzori de proximitate, camere video, etc [97]. Datele prezentate în diverse studii consultate, indică faptul că s-a constatat, pe cale experimentală, că deteriorarea căii de rulare a drumurilor este proporțională cu puterea a patra a forței care încarcă puntea autovehiculelor [78, 84]. Grație acestor generații de senzori, identificarea autovehiculelor care depășesc încărcarea maximă admisă se poate realiza fără întreruperea sau perturbarea traficului [104]. În acest scop, un rol primordial îl au senzorii de cântărire în mișcare, montați în șosea. Aceste sisteme de cântărire în mișcare a autocamioanelor s-au implementat deja în țări precum Germania, Austria, America, Franța și nu numai [41].

Senzorii pentru cântărirea autovehiculelor ce se află în mișcare, cunoscuți în mod curent sub denumirea de ”weigh-in-motion”, provenită din limba engleză, sau pe scurt WIM, permit detectarea vehiculelor grele supraîncărcate fără perturbarea traficului rutier. Supraîncărcarea autovehiculelor reprezintă o problemă importantă pentru autorități, deoarece circulația autovehiculelor cu masa peste limita legală admisă pe străzi, conduce la uzarea accelerată a infrastructurii rutiere, uzură ce crește, așa cum s-a arătat mai sus, proporțional cu puterea a patra a raportului dintre încărcarea curentă pe punte și încărcarea standard, care este 70 kN. William Todts și colaboratorii săi, precizează într-un studiu privind cântărirea autovehiculelor, că o supraîncărcate cu numai 10 % peste limita admisă, conduce la creșterea uzurii căii de rulare cu 14 %. Se arată, în același timp, că se poate ajunge chiar la o uzură a căii de rulare de până 46 %, concomitent cu o reducere a duratei sale de viață cu 32 %, sau 5 ani. Pe de altă parte, calea de rulare pentru traficul interurban trebuie să reziste cca. 20 ani [3].

Trebuie menționat în acest sens, că în traficul urban calea de rulare se degradează de la excelent, la acceptabil, în cca. 16 ani, după care degradarea normală este mult accelerată [84].

În prima jumătate a anului 2019, înmatriculările de autoturisme au crescut cu 19,2 %, comparativ cu aceeași perioadă a anului trecut, conform datelor Institutului National de Statistică. Această creștere duce la aglomerarea, în special, a rețelelor stradale din orașe și la creșterea aglomerărilor și blocajelor din intersecții.


Capitolul 1 2

În vederea îmbunătățirii sistemului stradal din orașe într-o primă fază se fac o serie de analize privind situația actuală a traficului rutier, prin culegerea datelor de trafic din intersecțiile importante. Analizele de acest tip se realizează prin recensăminte de circulație, precum și cu ajutorul anchetelor de tip origine-destinație pe rețeaua rutieră semnificativă și în punctele de penetrație în oraș.

Datele de trafic sunt de mare utilitate în toate orașele importante. Astfel, datele obținute în timp real pot fi de folos la fluidizarea traficului rutier pe arterele de drum supraaglomerate. În prezent sisteme inteligente de transport furnizează date de trafic în timp real, date care se referă la viteza de deplasare a autovehiculelor, gradul de poluare, informații privind traficul pe anumite porțiuni de drum, etc. Acestea se regăsesc în orașele inteligente, așa numitele Smart City.

1.2 Tipuri de senzori WIM uzuali

În urma analizei stadiului actual al cercetărilor din acest domeniu reiese faptul că, în mod uzual, tehnologiile de cântărire în mișcare sunt alcătuite dintr-o pereche de bucle magnetice cu fir, cu rol de a detecta vehiculele și de a estima viteza de deplasare a acestora și un senzor de forță pentru cântărirea în mișcare, senzor WIM, situat între bucle [15]. Deoarece rugozitatea drumului excită suspensia vehiculului, determinând astfel creșterea erorilor de măsurare, pentru instalarea senzorului se construiește o fundație de beton neted în jurul senzorilor de forță pentru a se obține precizia dorită și pentru a se elimina excitațiile suplimentare ce ar putea să apară. Această operațiune reprezintă un dezavantaj major al acestor tehnologii, deoarece de obicei, instalarea sistemului durează câteva zile sau chiar o săptămână pe parcursul căreia este obligatoriu închiderea benzii de circulație a traficului rutier. Acest fapt poate determina îngreunarea condițiilor de trafic din zona în care se va face instalarea și respectiv a zonei adiacente. În funcție de lățimea lor, senzorii WIM sunt împărțiți în două grupe și anume, senzori cu lățime mare și senzori cu bandă, considerați înguști. În prima categorie de senzori, întreaga amprentă a anvelopei este localizată pe suprafața senzorului. În consecință, senzorul de forță va putea înregistra întreaga pată de contact dintre pneu și carosabil. Pe de altă parte, la senzorii înguști, contactul pneu-senzor are loc doar pe o parte din amprenta anvelopei. Forța cu care roata încarcă senzorul este determinată prin integrarea semnalului de ieșire al senzorului și extrapolarea datelor obținute pentru estimarea greutății autovehiculelor. Datorită acestui fapt, senzorii înguști au, în mod evident, o precizie mai mică.

Literatura de specialitate evidențiază existența unei game variate de senzori WIM. Cu toate acestea, în prezent doar trei tipuri de senzori se folosesc în mod curent, putând fi grupați în următorul mod [36]:

• senzori WIM piezoelectrici;• senzori WIM de tip placă flexibilă;• senzori WIM de tip celule de forță.

1.3 Măsurători cu traductoare electrotensometrice rezistive înglobate în material

Traductoarele electrotensometrice rezistive, denumite pe scurt TER, sunt utilizate pescară largă atât în analiza experimentală a tensiunilor, cât și pentru construirea senzorilor.


Capitolul 1 3

Uzual ele sunt lipite pe suprafața structurilor de măsură, urmărind deformațiile acestora și furnizând un semnal de ieșire proporțional cu alungirea specifică medie, ε, de pe suprafața grilei:

∆𝑅𝑅𝑅𝑅

= 𝑘𝑘 ∙ ε (1.1)

În această relație, semnificația termenilor este următoarea: R – rezistența inițială a mărcii tensometrice; ΔR – variația rezistenței electrice cu solicitarea mecanică; k – constantă denumită factorul sau sensibilitatea mărcii tensometrice; ε – alungirea specifică medie.

Sursele de eroare și corijarea acestora sunt bine stabilite în practica TER lipite pe suprafața pieselor metalice sau nemetalice. Erorile admise la măsurările cu TER, pentru încărcări statice și solicitări simple, sunt de până la ± 5 %. Prin calibrare, acest interval poate fi restrâns foarte mult, ajungând la ± 0,5 %, de exemplu, sau chiar mai redus. Lipirea TER pe suprafața pieselor este justificată și de faptul că, în cele mai multe cazuri, alungirile specifice și tensiunile maxime în modul apar în aceste zone. Există totuși situații în care efectuarea unor măsurări cu senzori înglobați în interiorul unor piese sau structuri este necesară pentru determinarea stării spațiale de tensiuni, a tensiunilor interlaminare la materiale compozite, monitorizarea structurilor pe timp îndelungat etc. Datorită numeroaselor aplicații, utilizarea senzorilor înglobați prezintă o tendință crescătoare și o continuă diversificare. O tehnologie nouă permite realizarea de TER prin imprimare cu ajutorul unui „tuș” special, în limba engleză sintagma fiind ”direct ink write printed strain gauge”, abreviată DIW. Aceste TER sunt înglobate în structuri, prezintă o sensibilitate ridicată, caracterizată prin k > 24 și pot prelua deformații mari, la care ε > 8 %. Prin tehnologia DIW au fost realizați TER pe suport organic, din polimeri, din silicon, din aliaje de Al, din oțel și din altele [30, 31, 35, 90, 10, 70].

1.4 Obiective și direcții de cercetare

Obiectivele și direcțiile de cercetare propuse în cadrul lucrării au reieșit, în primul rând, în urma documentării efectuate prin consultarea literaturii de specialitate și a studiilor existente în acest domeniu. În acest context, definind drept principal obiectiv al acestei teze de doctorat crearea și dezvoltarea unui nou concept de senzor de cântărire în mișcare, din categoria WIM, obiectivele și direcțiile de cercetare grupate în jurul acestui deziderat, asumate sunt prezentate pe larg în teza de doctorat.


Capitolul 1 4

Fig. 1.1 – Principalele obiective și direcții de cercetare ale tezei

Prin intermediul graficului din fig. 1.1 sunt reprezentate sugestiv principalele obiective și direcții de cercetare ale lucrării.

Conceperea unor senzori WIM destinați traficului urban al cărorcomportament se va studia prin intermediul unor simulări specificedomeniului mecanic

Efectuarea unor simulări care vor evidenția rezultate ce contribuiela identificarea, dezvoltarea și realizarea unui senzor de cântărire înmișcare facil de fabricat, fiabil și ieftin

Realizarea unei modelări teoretice a comportării acestui dispozitivWIM propus în final și interpretarea rezultatelor obținute

Obținerea unor rezultate generale relevante privind comportamentulsenzorilor sub sarcină, prin MEF-Ansys, și realizarea modelelorfizice-funcționale

Sintetizarea și prelucrarea datelor experimentale obținute


Capitolul 2 5

Capitolul 2

Modele virtuale ale sistemelor WIM propuse. Simulări ale comportării acestora

În vederea dezvoltării unui dispozitiv de cântărire în mișcare, de tip WIM, utilizat în special pentru traficul urban, într-o primă etapă a cercetărilor dezvoltate de autor în cadrul lucrării au fost concepute câteva variante, la nivel de model virtual, al căror comportament s-a studiat apoi prin intermediul unor simulări specifice domeniului mecanic. Simulările avute în vedere sunt de natură să pună în evidență anumite rezultate, dar și concluzii care să contribuie la identificarea, dezvoltarea și realizarea unei soluții finale de senzor de cântărire în mișcare, relativ facil de fabricat, fiabil, ieftin, dar și adecvat condițiilor impuse de specificul montării și al exploatării sale. În acest sens, în cadrul acestui capitol al lucrării s-au avut în vedere, într-o primă etapă, concepția a două variante de astfel de senzori și, în același timp, analiza comportării materialelor componente, dar mai ales a traductoarelor electrice rezistive, în diferite condiții de solicitare. În mod evident, această analiză bazată pe simulări se continuă într-o altă etapă, în plan experimental, prin determinări și măsurători realizate cu ajutorul unor mașini de încercat și etalonat și a unor standuri dedicate.

2.1 Concepția și simularea comportării senzorului WIM-BComp

Senzorul WIM-BComp (senzor WIM cu Element Elastic de tip Bară din Material Compozit), primul dintre senzori, propus și dezvoltat în lucrare, conține traductoare electrice rezistive de diverse dimensiuni, lipite pe un element elastic de tip bară, realizat dintr-un material compozit. Astfel, senzorul are în componența sa mărci tensometrice lipite la exterior dar și înglobate în elementul elastic din material compozit.

2.1.1 Modelul virtual al senzorului WIM-BComp

În cadrul fazei de concepție a senzorului, pornind de la schița prezentată în fig. 2.1 s-a realizat un model CAD al acestuia, ilustrat, la rândul său, în fig. 2.2.

Plăcile sunt asamblate între ele cu soluție epoxidică, pe fiecare placă lipindu-se mărci tensometrice. Dispunerea mărcilor s-a realizat după următoarea schemă, descrisă în continuare. Astfel, pe placa centrală se lipesc două mărci tensometrice pe fiecare latură de asamblare a acesteia, ele fiind astfel înglobate în elementul elastic, iar pe placa superioară, respectiv pe cea inferioară se lipește câte o marcă tensometrică care va fi poziționată practic la exteriorul elementului elastic.


Capitolul 2 6

Fig. 2.1 – Schița modelului 3D în faza de preconcepție

Fig. 2.2 – Modelul 3D realizat în mediul CATIA

1 - senzor de temperatură, 2 – marcă tensometrică

Pentru etalonarea ulterioară a mărcilor tensometrice lipite pe elementul elastic s-a adaptat un suport având scopul de a poziționa senzorul WIM-BComp pe mașina de etalonat Vötsch VLC 4003. Astfel, în fig. 2.3 este prezentată o schiță a modelului ce va fi supus încercărilor, poziția mărcilor tensometrice pe elementul elastic, precum și punctul de aplicare a forței. În procesul de etalonare se vor lua în considerare mărcile tensometrice înglobate, notate IIIa, IIIb, aplicate pe suprafața superioară și inferioară a componentei din mijloc din construcția modelului și în egală măsură cele două mărci tensometrice exterioare IIa, IIb. Pe suprafața modelului s-a mai prevăzut o marcă tensometrică în apropiere de mijlocul modelului. Deoarece, mașina de etalonat nu permite însă modificarea poziției de aplicare a forței, iar această marcă tensometrică este situată foarte aproape de acest punct de acțiune al forței, ea a fost exclusă din calcul.

Fig. 2.3 – Schiță a modelului pentru calibrarea senzorilor pe mașina de etalonat

Vötsch VLC 4003

Fig. 2.4 – Modelul 3D realizat în mediul CATIA adaptat pentru mașina Vötsch

VLC 4003

2.1.2 Simularea comportării senzorului WIM-BComp

În vederea estimării deformațiilor ce apar în funcționarea senzorului, deformații care, așa cum s-a arătat vor fi determinate ulterior pe cale experimentală cu ajutorul unei mașini de etalonat, s-a efectuat o analiză cu elemente finite utilizând programul Ansys, bazat după cum se cunoaște, pe metoda elementelor finite, MEF (Metoda Elementelor Finite). Se menționează că la ora actuală, această metodă, denumită pe scurt MEF este cea mai utilizată metodă de simulare numerică în inginerie, în special în ingineria mecanică, implementată pe calculator. Un aspect deosebit de important derivă din faptul că ea se poate integra cu aplicații specifice cunoscute de altfel, de tip CAD sau CAM (Computer Aided Design, respectiv Computer Aided Manufacturing). Trebuie menționat în același timp, că programele de analiză pe baza MEF folosesc interfețe grafice atractive, dar și utile pe de altă parte, în special sub aspectul procesării datelor de intrare și al interpretării rezultatelor obținute pe această cale.


Capitolul 2 7

Așa cum arată literatura tehnică, analiza elementelor sau a ansamblurilor mecanice cu ajutorul elementelor finite, include de regulă câteva faze de bază, respectiv procesarea inițială, ce cuprinde definirea modelului și factorii de mediu care se aplică acestuia, dacă este cazul, apoi analiza propriu zisă și la sfârșit procesarea finală a rezultatelor, ce folosește, în principiu, instrumente performante de vizualizare. Trebuie menționat că acest ciclu de lucru este iterat, adesea de mai multe ori, în general cu ajutorul software-urilor dedicate [116].

Astfel, procesarea inițială presupune construirea unui model matematic al elementului ce urmează a fi analizat. După cum recomandă literatura din domeniu există câteva moduri de a face această operație, dar cea mai comună metodă este preluarea unui model CAD și împărțirea acestuia în părți mici, de formă regulată, procesul numindu-se, așa cum se cunoaște, discretizare. În acest context, fiecare parte se numește element, bine cunoscut prin sintagma "element finit", punctele situate în colțurile elementelor fiind denumite noduri. Având în vedere aceste aspecte, premisa analizei pe baza metodei MEF constă, în esență, în a discretiza o formă complexă, supusă unor solicitări, în elemente regulate pentru care pot fi calculate, mai ales, tensiunile interne și deformațiile, de a le analiza, apoi de a concatena toate aceste rezultate pentru a determina în final, tensiunile și deformațiile corpului inițial.

Trebuie menționat faptul că, în mod evident, calitatea și precizia rezultatelor depind, în mare măsură, de numărul de elemente finite folosite. Pe de altă parte însă, odată cu mărirea numărului de elemente, va creste și timpul de procesare a datelor, în tehnică urmărindu-se din acest motiv stabilirea unui optim între precizia rezultatelor și timpii de procesare.

Una dintre problemele de care trebuie să se țină seama la efectuarea analizei bazată pe MEF este aceea de a rezolva modelul matematic creat. De regulă, modelul conține un sistem cu un număr foarte mare de ecuații matematice, sistem care va fi rezolvat de un modul al programului de analiză, numit Solver. Acesta va rezolva practic simultan, un ordin de mărime de mii de ecuații ale modelului, ecuații ce conțin în mod evident date referitoare la formă, dimensiuni, materiale, solicitări, sau restricții, aspecte introduse de utilizatorul metodei [117].

Nu în ultimul rând, în lucrare se ține seama de faptul că procesarea finală trebuie să reprezinte partea analizei prin MEF care presupune analiza și interpretarea rezultatelor prin forme grafice sugestive, astfel încât identificarea aspectelor structurii analizate să devină un proces facil și chiar intuitiv.

Folosind această modalitate de lucru, rezultatele simulărilor și ale analizei efectuate asupra modelului virtual al senzorului WIM-BComp, sub aspectul deformațiilor, dar și al tensiunilor echivalente sunt prezentate în continuare, prin intermediul fig. 2.5,...,2.14. Simularea s-a efectuat considerând încărcări generate de forța, F , având valori succesive de 60 N, 120 N, 180 N, 240 N și 300 N, aplicate la mijlocul laturii superioare a corpului senzorului, perpendicular pe axa longitudinală a acestuia. Se menționează că aceste valori reduse ale forței au fost adoptate în ideea verificării sensibilității dispozitivului prezentat și folosirii acestor rezultate. În vederea studiului influenței poziției forței ce acționează pe suprafața superioară a elementului elastic al senzorului s-au efectuat două simulări: forța F, a fost aplicată în primul caz la mijlocul laturii superioare a corpului senzorului, perpendicular pe axa longitudinală a acestuia, iar în al doilea caz, pe latura superioară a corpului senzorului, la capătul opus celui de


Capitolul 2 8

fixare, perpendicular pe axa longitudinală. Se precizează că forței F i se atribuie aceleași valori. În continuare sunt prezentate succint rezultatele obținute în primul caz.

Fig. 2.5 – Deformația totală a senzorului la o încărcare de 60 N





Fig. 2.6 – Tensiunea echivalentă la o încărcare de 60 N





Astfel, pe baza analizei efectuate, cu ajutorul soft-ului Ansys, în fig. 2.15 este reprezentată variația deformației totale maxime a elementului elastic al senzorului, Δmax, exprimată în milimetri, în funcție de sarcina aplicată, F, exprimată, la rândul său în N. Pe de altă parte, în


Capitolul 2 9

fig. 2.16 este reprezentată variația tensiunii echivalente maxime, σe max, în funcție de forța de încărcare, tensiune exprimată, la rândul ei, în MPa.

Fig. 2.15 – Variația deformației totale maxime a elementului elastic al senzorului în funcție

de valoarea forței aplicate

Fig. 2.16 – Variația tensiunii echivalente maxime în elementul elastic al senzorului în funcție

de valoarea forței aplicate

Așa cum se observă, simularea efectuată pune în evidență o variație liniară a ambilor parametri reprezentați, ceea ce se consideră că poate constitui un avantaj în studiul soluției propuse. Pe de altă parte, în urma efectuării analizei cu elemente finite și a valorilor evidențiate prin această simulare în Ansys s-au constat următoarele aspecte:

• deformația totală maximă pentru încărcarea minimă de 60 N și pentru cea maximă de300 N are valori relativ mici și anume de 0,01217 mm pentru încărcarea minimă șirespectiv de 0,0608 mm pentru încărcarea maximă;

• tensiunea echivalentă care a reieșit din simularea cu elemente finite este de3,75 MPa pentru încărcarea de 60 N și respectiv de 18,75 MPa pentru încărcareasenzorului cu 300 N;

• având în vedere că deformațiile obținute la nivelul elementului elastic al senzoruluisunt relativ mici pentru încărcările utilizate se apreciază că mărcile tensometrice vortrebui să fie suficient de sensibile pentru a detecta aceste deformații.

În continuare, cu ajutorul fig. 2.17 este prezentată o comparație între deformația totală maximă a elementului elastic al senzorului, în funcție de sarcina aplicată, deformație exprimată în milimetri, pentru poziția centrală a forței și respectiv pentru poziția de capăt a forței. De asemenea, în fig. 2.18 este prezentată o comparație între tensiunea echivalentă maximă, în funcție de încărcare, tensiune exprimată în MPa, pentru poziția centrală a forței și respectiv poziția de capăt a forței.

00.010.020.030.040.050.060.07

0 60 120 180 240 300

Def

orm

ația

tota

lă m

ax.

Δ max

[mm

]

Forța F [N]

00.040.080.120.16

60 120 180 240 300

0,060862

0.15404

Def

orm

ația

tota

lă

max

. Δ m

ax[m

m]

Forța F [N]Forța în poziție centralăForța în poziție laterală

08

162432

60 120 180 240 300

18,75

31.663

Ten

siun

ea e

chiv

alen

tă

max

. σe

max

[MPa

]

Forța F [N]Forța în poziție centralăForța în poziție laterală

0

4

8

12

16

20

0 60 120 180 240 300

Ten

siun

eaec

hiva

lent

ă m

ax. σ

e m

ax[M

Pa]

Forța F [N]


Capitolul 2 10

Fig. 2.17 – Comparație între deformația totală maximă a elementului elastic pentru cele două

poziții ale forței

Fig. 2.18 – Tensiunea echivalentă maximă în funcție de sarcina aplicată pentru cele două

poziții ale forței 2.2 Concepția și simularea comportării senzorului WIM-PMMA

În procesul de măsurare și testare mecanică este important să se cunoască cum reacționează un corp la diferite forțe aplicate acestuia. Astfel, după se știe, în mod uzual în tehnică se măsoară solicitarea sau deformațiile ce apar în corp datorită forțelor aplicate, utilizând, de regulă, un traductor rezistiv. Așa cum s-a arătat, marca tensometrică constituie un astfel de traductor [60, 73].

În aceste condiții, cele mai utilizate sunt mărcile tensometrice rezistive, aplicate pe elemente elastice cu diferite geometrii. Ele sunt constituite dintr-un fir foarte subțire dispus în diverse configurații, de tip rețea. Suprafața secțiunii transversale a grilei este minimizată în scopul reducerii efectului solicitării de forfecare și a coeficientului Poisson. De regulă, mărcile tensometrice uzual utilizate au, în general, valori ale rezistenței nominale de 120 Ω, 350 Ω și 1 kΩ.

2.2.1 Concepția senzorului WIM-PMMA

Acest al doilea senzor propus în cadrul prezentei lucrări, păstrează, în mare configurația celui anterior, fiind format, de asemenea, dintr-o bară cu secțiune dreptunghiulară pe care s-au aplicat mărci tensometrice. Ele sunt dispuse atât la interior, fiind vorba astfel de mărci tensometrice înglobate, cât și la exterior. Mărcile tensometrice au fost atașate pe un element elastic constituit din polymetylmetacrylat, compus cu formula chimică (C5O2H8)n, pe scurt PMMA, cunoscut sub denumirea comercială de plexiglas. Din acest motiv, acest senzor va fi denumit în lucrare, senzor WIM-PMMA.

Acest senzor, având dimensiunile de 750 x 20 x 30 mm este alcătuit tot din trei plăci din PMMA, lipite între ele. Astfel, în fig. 2.19 este prezentat modelul 3D al senzorului, realizat cu ajutorul soft-ului de proiectare de tip CAD, SolidWorks.

Fig. 2.19 – Modelul 3D realizat în mediul SolidWorks

2.2.2 Simularea comportării senzorului WIM-PMMA

În vederea realizării unei estimări a deformațiilor ce vor apărea la faza experimentală de testare a senzorului WIM-PMMA pe o mașină de încercat în patru puncte s-a efectuat o analiză cu elemente finite, de această dată în programul COMSOL Multiphysics [118]. Acesta constituie în esență, un software de simulare cu scop general, dezvoltat de o companie suedeză, care poate utiliza module compatibile cu alte software-uri, cum ar fi Matlab, Autodesk Inventor ș.a. De asemenea, pentru o mai bună precizie a simulării s-a efectuat, în paralel o analiză cu elemente finite și în programul Ansys, rezultatele obținute fiind asemănătoare.


Capitolul 2 11

Așa cum s-a arătat anterior, primul pas într-o analiză de tip MEF, îl constituie discretizarea elementului supus analizei, care în acest caz se poate observa în fig. 2.23.

Fig. 2.20 – Punctele de sprijin și poziția forțelor aplicate

În urma discretizării, programul a generat 1071 de noduri de legătură și 140 de elemente.

Fig. 2.22 – Aplicarea liniară a forțelor

Fig. 2.23 –Discretizarea modelului

Fig. 2.24 – Tensiunea ce apare în elementul elastic în urma aplicării forței

Fig. 2.21 – Deplasarea determinată în funcție de forța aplicată.

În fig. 2.20 sunt reprezentate punctele de reazem și locul de aplicare al forțelor. Punctele A și B reprezintă punctele de sprijin, iar punctele C și D sunt punctele de aplicare a forței F = 5000 N. Forțele acționează pe direcție verticală, având aceeași valoare.

Pentru forța aplicată în punctele de contact se poate observa în fig. 2.21 că deformația totală a corpului senzorului ajunge până la valoarea de 3,62 mm. Deformația este de tip elastic, astfel încât materialul revine la forma inițială după înlăturarea forței ce acționează asupra elementului elastic pe care sunt lipite mărcile tensometrice.

Forțele sunt egale și sunt liniar aplicate, după cum se poate observa și în fig. 2.22 În fig. 2.37 este reprezezentată în Ansys tensiunea maximă echivalentă ce apare în elementul elastic în urma aplicării forțelor.

În fig. 2.24 sunt prezentate grafic tensiunea pe direcție longitudinală, respectiv pe direcție transversală.


Capitolul 2 12

Fig. 2.25 – Deformația elementului elastic în funcție de lungime sub acțiunea forțelor

În fig. 2.25 putem observa deformația maximă a corpului senzorului sub acțiunea forțelor, având valoarea de 3,93 mm. Simularea este utilă și prezintă avantajul cunoașterii comportării materialului dar și a întregului ansamblu, sub acțiunea unor forțe. Având aceste informații se pot face determinări experimentale reale fără ca materialul să intre în domeniul elasto-plastic și astfel rezultatele măsurătorilor nu sunt afectate.

2.3 Concepția și simularea comportării senzorului WIM-PCMet

O altă direcție de abordare, în ideea inovării și conceperii unui nou senzor de cântărire în mișcare, are în vedere o soluție tehnică cu numeroase avantaje, precizie relativ satisfăcătoare și costuri de mentenanță reduse.

2.3.1 Concepția senzorului WIM-PCMet. Soluții constructive

Senzorul WIM propus este montat ca un limitator de viteză obișnuit, cu dibluri de fixare în carosabil. Deci, spre deosebire de alți senzori WIM, acesta este montat în întregime deasupra căii de rulare, asemenea unui limitator de viteză uzual. Această soluție constructivă este posibilă datorită vitezei moderate cu care rulează autovehiculele în interiorul orașelor. Astfel, este asigurată instalarea rapidă sau scoaterea senzorului WIM, cu o întrerupere minimă a traficului. Din punct de vedere constructiv, senzorul conceput are placa superioară curbată și flexibilă, metalică, realizată din oțel, sub ea fiind montate mărcile tensometrice aferente. Astfel, ele sunt situate practic în interiorul carcasei, similar senzorului WIM de tip placă de flexibilă, descris în Cap. 1. Din acest motiv, senzorului de acest tip i se atribuie denumirea generică WIM-PCMet (senzor WIM cu Placă Curbată Metalică). Placa flexibilă este deformată la trecerea roții autovehiculului peste ea, mărcile tensometrice generând un semnal de ieșire direct proporțional cu sarcina aplicată.

Fig. 2.26 - Senzor WIM pentru traficul urban 1-placă de bază rigidă; 2-placă superioară flexibilă;

3-capace

Conceptul de ansamblu poate fi extins, astfel ca placa curbă deformată să apese, de asemenea, pe două piezo-cabluri; unul la începutul traversării și celălalt la sfârșitul traversării senzorului WIM de către ansamblul roată-anvelopă. Pe această cale, viteza vehiculului în oraș poate fi determinată fără bucle inductive. În același timp, se

poate avea în vedere, pentru a crește precizia și pentru a se obține date suplimentare, ca în interiorul dispozitivului conceput să se monteze și alți senzori, de tipul termocuplu,


Capitolul 2 13

accelerometre 3D, etc. Trebuie menționat că viteza autovehiculelor în oraș poate fi măsurată și cu senzori neintruzivi, cum sunt radarele montate pe stâlpi, în loc de detectoare cu buclă inductivă. Se estimează însă, în mod justificat, că acest tip de senzor WIM va avea un cost de achiziție și instalare mult mai mic, comparativ cu senzorii comerciali existenți pe piață.

2.3.2 Simularea comportării senzorului WIM-PCMet3

În vederea analizei modului de deformare și al nivelului tensiunilor ce apar pe placa superioară a dispozitivului conceput s-a efectuat o analiză în programul de simulare cu elemente finite Ansys. S-a urmărit, în mod special, evidențierea deformațiilor și a tensiunilor maxime sub acțiunea unor forțe cu valori diferite, dar prestabilite. În cadrul simulării propuse s-a considerat că forțele acționează succesiv în zona de urcare, în zona de vârf, cât și în zona de coborâre a profilului

Fig. 2.27 – Punctele în care acționează forța învederea efectuării simulărilor

curbat al plăcii superioare a dispozitivului, așa cum se indică în schița din fig. 2.27, fiind generate de greutatea autovehiculului repartizată pe roată.

În vederea unei cât mai corecte abordări a simulării, în cadrul prezentului studiu s-a considerat utilă realizarea unei clasificări a autovehiculelor după masă, considerându-se trei categorii principale și anume: autovehicule mici, medii și grele. Clasificarea are în vedere tipurile de autovehicule ce se întâlnesc în mod obișnuit în traficul urban și cuprinde masa ce revine unei axe, după cum urmează:

• autovehicule mici – de la 400 kg/axă până la 1200 kg/axă;• autovehicule medii – de la 1600 kg/axă până la 2400 kg/axă;• autovehicule grele – de la 2800 kg/axă până la 4000 kg/axă.

În analiza cu elemente finite efectuată s-au luat în considerare forțe echivalente cuîncărcarea pe o roată a autovehiculelor care fac parte din cele trei clase stabilite anterior. Intervalul maselor ce generează forțele a fost considerat între 200 kg/roată, până la 2000 kg/roată, analizându-se 10 cazuri pentru 10 mase diferite.

În cadrul acestui capitol s-au făcut simulări pentru zece valori ale forței menționate, începând cu valoarea de 1961 N, până la valoarea de 19610 N. Așa cum s-a arătat anterior, forțele acționează în poziții diferite asupra dispozitivului. Aceste poziții luate în considerare, conform fig. 2.27, corespund cu fazele de urcare, de atingere a punctului central și de coborâre, la rularea roții pe placa dispozitivului. În fig. 2.28,...,2.39 sunt reprezentate grafic o parte dintre rezultatele obținute în urma simulărilor efectuate în mediul Ansys, prin MEF și anume cele care corespund valorilor minime și maxime ale forțelor.


Capitolul 2 14

Fig. 2.28 – Deformația totală a plăcii – forța F1 =1961 N

Fig. 2.30 – Deformația totală a plăcii – forța F1 = 19610 N



Fig. 2.29 – Tensiunea echivalentă din placă - forța F1 = 1961 N





Capitolul 2 15





Utilizând facilitatea interpolării funcțiilor, oferită de Microsoft Excel s-au identificat funcțiile ce descriu aceste variații. Ele sunt descrise mai jos, prin intermediul următoarelor sisteme de ecuații liniare:

Δ'max = 0,0005·F1 – 6·10-8 (2.1) σ'ech max = 0,1184·F1 + 3·10-6 (2.2)

Δ''max = 0,0005·F2 – 8·10-8 (2.3) σ''ech max = 0,1171·F2 + 2·10-6 (2.4)

Δ'''max = 0,0004·F3 – 5·10-15 (2.5) σ'''ech max = 0,12·F3 – 1·10-6 (2.6)

Așa cum se observă, în analiza efectuată cu ajutorul diagramelor obținute s-au trasat și curbele ce aproximează variațiile simulate, prin aproximări de tip exponențial, precum și de tip logaritmic.

În urma efectuării acestei analize cu elemente finite și a evidențierii valorilor obținute prin simularea în mediul Ansys, sintetizând s-au constat următoarele aspecte caracteristice:

• deformația totală maximă a plăcii în urma aplicării forței concentrate este deaproximativ 9 mm, obținută la forța maximă aplicată în valoare de 19610 N pe placasuperioară a dispozitivului, poziție laterală;

• diferența dintre deformațiile obținute la forța maximă pentru pozițiile alese este mică,de aproximativ 2 mm; este important de precizat că încărcarea fiind statică, în


Capitolul 2 16

momentul apariției factorilor dinamici este posibilă apariția unui comportament diferit al plăcii;

• tensiunea maximă echivalentă, care apare în mod evident pentru valoarea maximă aforței este de aproximativ 2352 MPa, corespunzând aplicării acesteia pe centruldispozitivului;

• indiferent de poziția forței, la aceeași valoare a forței, se constată că tensiunea maximăechivalentă nu diferă cu mult, valorile obținute fiind foarte apropiate;

• trasând graficele pentru fiecare situație și determinând deformația și tensiunile ce aparpe placa superioară a dispozitivului s-a constatat o variație liniară pentru fiecare dintrecazuri.


Capitolul 3 17

Capitolul 3

Modelul teoretic al sistemului WIM-PCMet3. Simulări și rezultate teoretice obținute în urma modelării

3.1 Modelul teoretic al sistemului propus

Anvelopele autovehiculelor reprezintă un aspect important în ansamblul automobilului, și prin urmare, în legătura dintre autovehicul și noul concept de senzor de cântărire în mișcare. Având în vedere că pneul constituie elementul de legătură dintre autovehicul și calea de rulare, având în același timp, așa cum se cunoaște, o influență importantă asupra unor aspecte legate de performanțele, gradul de confort, economicitatea și nu în ultimul rând, securitatea, în cadrul prezentului model teoretic s-a avut în vedere introducerea unor aspecte care să țină seama de contactul pneu-drum, respectiv pneu-dispozitiv [57].

În ipoteza mișcării în regim permanent, prin intermediul sistemului de coordonate reprezentat în fig. 3.1, interacțiunea pneu-drum poate fi abstractizată prin următorul sistem de ecuații, redat în continuare:

𝑅𝑅𝑥𝑥 = 𝑓𝑓1 ∙ (𝑅𝑅𝑧𝑧,𝛼𝛼, 𝛿𝛿,𝑎𝑎, 𝑣𝑣, 𝑥𝑥1, … , 𝑥𝑥𝑛𝑛); (3.1) 𝑅𝑅𝑦𝑦 = 𝑓𝑓2 ∙ (𝑅𝑅𝑧𝑧,𝛼𝛼, 𝛿𝛿, 𝑎𝑎, 𝑣𝑣, 𝑥𝑥1, … , 𝑥𝑥𝑛𝑛); (3.2) 𝔪𝔪𝑧𝑧 = 𝑓𝑓3 ∙ (𝑅𝑅𝑧𝑧,𝛼𝛼, 𝛿𝛿,𝑎𝑎, 𝑣𝑣, 𝑥𝑥1, … , 𝑥𝑥𝑛𝑛); (3.3)

în care: Rx, Ry, Rz constituie rezultantele de reacțiune a drumului pe cele trei direcții; 𝔪𝔪z –momentul stabilizator al pneului; 𝛼𝛼 – unghiul de înclinare transversală a roții; δ – unghiul de deviere transversală, numit și derivă; a – coeficient de alunecare; v – viteza de deplasare a centrului roții; x1,...,xn – parametrii care descriu condițiile de rulare și care includ proprietățile pneului, proprietățile drumului, parametrii de stare și de contaminare a suprafeței de contact, ș.a. Din punct de vedere practic, analiza de acest tip poate fi, în general, efectuată considerând pneul în regim cvasi-permanent de mișcare.

Sub acțiunea sarcinii normale, considerată G, pneul capătă deformații complexe, dar pentru simplificare se consideră că deformațiile sunt orientate în direcțiile: verticală sau radială,

Fig. 3.1 – Sistemul de coordonate pentru

evaluarea contactului pneu-drum longitudinală și transversală. Dacă asupra pneului aflat în repaus, acționează sarcina G acesta se deformează, modificându-și configurația față de starea încărcată [57].

Pentru o roată de automobil, având presiunea aerului la valoarea recomandată de constructor, deformația radială, δZ, este produsă de încărcarea ce revine acesteia. Deformația maximă, δZmax, apare la trecerea zonei de pneu, notată (1, 2), pe direcția verticală prin centru


Capitolul 3 18

(1’, 2’), așa cum se arată în schema din fig. 3.2. Această deformație se exprimă prin expresia de mai jos:

𝛿𝛿𝑍𝑍𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚 = 𝑟𝑟0 − 𝑟𝑟𝑠𝑠 (3.4) în care: r0 este raza pneului nedeformat; rs este raza pneului deformat datorită sarcinii.

Fig. 3.2 – Razele pneului sub

sarcină și în stare liberă

Trebuie remarcat că la această zonă (1, 2) inițierea deformării apare în punctul B, la momentul contactului cu suprafața drumului. În decursul acestui fenomen valoarea δZmax se obține în punctul A, revenirea deformării pneului producându-se abia în C. Acest decalaj specific situațiilor reale este generat datorită existenței histerezisului.

În egală măsură din această figură se observă că solicitarea produsă de G2 generează deformația δZ1 la încărcare, pe când la descărcare deformația δZ2

este superioară valoric. Se produce în esență acel decalaj al reluării dimensiunilor inițiale a fibrelor pentru aceeași forță. Altfel spus valoarea δZ1 reapare

la o altă valoare a forței, G1 mai mică decât G2. Prin această abordare se confirmă un principiu general potrivit căruia la deformație egală

forța de încărcare este mai mare decât forța la descărcare. Poziționarea acestora conduce la o mutarea a punctului de aplicare a forței de reacțiune a solului, RZ, în fața punctului A, cu distanța a1, aspect evidențiat în fig. 3.2. Valoarea segmentului a1 este influențată atât de rigiditatea pneului, cât și de cuplul furnizat de motorul autovehiculului.

Se generează astfel momentul rezistent la rulare, Mrul, calculat estimativ în diverse lucrări [74], pentru toate situațiile de deplasare a automobilului la rulare:

𝑀𝑀𝑟𝑟𝑟𝑟𝑟𝑟 = 𝑅𝑅𝑍𝑍 ∙ 𝑎𝑎1 = 𝐺𝐺 ∙ 𝑎𝑎1 (3.5)

Diferitele studii menționate în literatura de specialitate arată faptul că între sarcina pe roată G și deformarea radială a pneului, δZ nu există o relație de proporționalitate directă, dependența respectivă fiind exprimată pe cale analitică printr-o relație de formă parabolică [74]:

𝐺𝐺 = 𝐶𝐶1 ∙ 𝛿𝛿𝑧𝑧2 + 𝐶𝐶2 ∙ 𝛿𝛿𝑧𝑧 (3.6)

În cadrul acestei relații C1 și C2 sunt coeficienți ce definesc rigiditatea pe verticală sau radială a pneului [79]. Valoarea lor pentru același pneu se modifică în raport cu presiunea interioară a aerului din pneu, astfel încât apar funcțiile:

𝐶𝐶1 = 𝑓𝑓1(𝑝𝑝𝑖𝑖) (3.7) 𝐶𝐶2 = 𝑓𝑓2(𝑝𝑝𝑖𝑖) (3.8)

în care pi reprezintă presiunea interioară din pneu Se menționează că valoarea acestei presiuni are o deosebită importanță în contextul în

care aerul comprimat din interiorul pneului preia în proporție de aproximativ 70 ÷ 80 % sarcina


Capitolul 3 19

normală aplicată roții, astfel încât materialului din care este confecționată anvelopa revenindu-i de fapt o mică parte din această sarcină. Trebuie amintit că în urma deformării radiale, δz, anvelopa va căpăta în egală măsură și o deformare longitudinală δx, precum și una transversală, δy.

În condițiile expuse anterior relația (3.6) va avea forma:

𝐺𝐺 = 𝑓𝑓1(𝑝𝑝𝑖𝑖) ∙ 𝛿𝛿𝑧𝑧2 + 𝑓𝑓2(𝑝𝑝𝑖𝑖) ∙ 𝛿𝛿𝑧𝑧 (3.9)

Datorită acestui fenomen lungimea suprafeței de contact dintre pneu și cale se reduce de la 2·L0 la 2·L, așa cum se arată în fig. 3.5, astfel încât se produce o micșorare a lungimii circumferinței pneului cu ΔL, localizată în jumătatea inferioară a acestuia. Se menționează, în egală măsură, că lățimea pneului este notată, conform figurii prezentate, cu 2·l. Dependența micșorării lungimii ΔL a circumferinței în funcție de sarcina nominală, G este prezentată în fig. 3.6. Din figură rezultă că scurtarea circumferinței ΔL crește odată cu mărimea sarcinii G și cu reducerea presiunii interioare a aerului pi. La aceeași presiune reducerea lungimii suprafeței de contact dintre pneu și calea de rulare ΔL, este mai mare la un pneu cu lățimea profilului mai mică [74].

Fig. 3.5 – Deformarea pneului sub acțiunea sarcinii normale G

Fig. 3.6 – Dependența micșorării lungimii

circumferinței pneului 1, 2 - 2·l < 2·l', pi =1bar

3 - 2·l', pi = 1,5 bar 4 - 2·l, pi = 2 bar

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450

ΔL[m

m]

G [daN]

1 2 3 4


Capitolul 3 20

În mod evident această deformare radială a pneului antrenează și o deformare în volum a acestuia, așa cum se arătă în fig. 3.7. Deformația volumetrică va depinde de dimensiuni, dar și de caracteristicile vâsco-elastice ale materialului pneului.

Volumul deformat este dat de produsul dintre aria segmentului de cerc ACA’C’A și lățimea petei de contact, 2·l [74]:

𝑉𝑉𝑑𝑑 = 2∙𝛼𝛼0−𝑠𝑠𝑖𝑖𝑛𝑛2𝛼𝛼02

∙ 𝑟𝑟02 ∙ 2 · 𝑙𝑙 (3.10)

În această relație semnificația termenilor este următoarea: 2𝛼𝛼0 este unghiul la centru al lungimii petei de contact; r0 reprezintă raza pneului înainte de a intra în contact cu calea de rulare, numită și raza liberă; l constituie semi-lățimea petei de contact între pneu și cale.

În cazul când mărimea sarcinii radiale pe roată, G, este apropiată de valoarea maximă admisă, conform recomandărilor, lățimea petei de contact devine în mod cert egală cu lățimea pneului, deci vom avea:

𝑉𝑉𝑑𝑑 = (2𝛼𝛼0 − 𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠2𝛼𝛼0) ∙ 𝑟𝑟02 ∙ 𝑙𝑙 (3.11)

Introducând această mărime în relația (3.11), relația (3.10), ce exprimă volumul deformat Vp, capătă forma următoare: Fig. 3.7 – Evidențierea deformației volumetrice

a pneului

𝑉𝑉𝑑𝑑 ≅43∙ 𝛼𝛼03 ∙ 𝑟𝑟02 ∙ 𝑙𝑙 (3.12)

Deformarea pneului este produsă de sarcina pe roată G și depinde de rigiditatea volumetrică a sa Ψp potrivit dependenței:

𝐺𝐺 = 𝛹𝛹𝑝𝑝 ∙ 𝑉𝑉𝑑𝑑 (3.13)

Așa cum se arată în literatura de specialitate, rigiditatea volumetrică a pneului depinde de rigiditatea materialului anvelopei, precum și de presiunea interioară a aerului din pneu. Considerând valori medii ale rigidității volumetrice, în cazul unui pneu cu dimensiuni 225/R13, variația acesteia în raport cu presiunea interioară este evidențiată în fig. 3.8 [74].

Pentru ca volumul deformat al pneului să nu crească, se recomandă respectarea presiunii interioare indicată, spre a se menține rigiditatea normală a pneului.

Din relațiile (3.12) și (3.13) rezultă mărimea unghiului la centru al semi-lungimii petei de contact dintre pneu și calea de rulare:

𝛼𝛼0 = �34

3∙ �

𝐺𝐺𝛹𝛹𝑝𝑝 ∙ 𝑟𝑟 ∙ 𝑟𝑟02

3 (3.14)


Capitolul 3 21

Fig. 3.8 – Variația rigidității pneului în raport cu presiunea interioară

Semi-lungimea maximă a petei de contact, Lmax, după cum rezultă din fig. 3.7 este:

𝐿𝐿𝑚𝑚𝑚𝑚𝑥𝑥 = 𝑟𝑟0 ∙ sin𝛼𝛼0 (3.15)

Considerându-se sin 𝛼𝛼0 ≅ 𝛼𝛼0, deoarece unghiurile sunt reduse, rezultă:

𝐿𝐿𝑚𝑚𝑚𝑚𝑥𝑥 ≈ 𝑟𝑟0 ∙ 𝛼𝛼0 = �34

3∙ �

𝐺𝐺 ∙ 𝑟𝑟0𝛹𝛹𝑝𝑝 ∙ 𝑟𝑟

3 (3.16)

La rândul său, deformația radială maximă a pneului este dată de relația:

𝛿𝛿𝑍𝑍𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚 = 𝑟𝑟0 ∙ (1 − cos𝛼𝛼0) (3.17)

Prin dezvoltarea funcției cosinus și aproximările aferente, relația deformației radiale maxime va deveni:

𝛿𝛿𝑍𝑍𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚 = 𝑟𝑟0 ∙𝛼𝛼02

2= � 9

70 ∙ 10−33 ∙ � 𝐺𝐺2

𝛹𝛹𝑝𝑝2 ∙ 𝑟𝑟2 ∙ 𝑟𝑟0

3 (3.18)

Se constată că lungimea petei de contact, 2Lmax, dată de relația (3.16) și deformarea radială maximă δZmax obținută din relația (3.18), care caracterizează deformarea volumetrică a pneului în contact cu calea nedeformabilă, au dependențe diferite față de sarcina pe roată G și față de dimensiunile r0, 2l și rigiditatea pneului Ψp.

Se poate însă reține concluzia că la autocamioanele grele, cu sarcini mari pe roți, sunt recomandate pneurile de dimensiuni mari în diametru și lățime, și care au o rigiditate ridicată, obținută prin presiuni interioare mari. Astfel, aceste tipuri de pneuri vor suferi deformări obișnuite, în limita normală, cu toate că sarcinile pe roți sunt mai mari.

Având în vedere că viteza de deplasare a autovehiculelor este redusă pe durata măsurătorilor realizate cu senzorul WIM propus, mai ales că acesta reprezintă o denivelare la nivelul căii de rulare, se poate considera o deformare a pneului în condiții statice. Astfel, în aceste condiții statice, forma suprafeței de contact depinde însă și de valoarea curburii benzii de rulare, iar mărimea suprafeței de contact depinde, așa cum s-a arătat, de valoarea sarcinii normale G, presiunea interioară a aerului din pneu, pi și caracteristicile elastice ale materialului din care este fabricată anvelopa. Așa cum se știe și din literatura de specialitate [74, 79], pneurile care au în secțiunea transversală curbură mare generează suprafețe de contact ce tind către o elipsă, iar pneurile cu curbură mică conduc la suprafețe ce tind către o formă dreptunghiulară. Considerând, în contextul acestui model teoretic dezvoltat în cadrul prezentei lucrări, curburi mici spre medii ale benzii de rulare, ținând cont și de vitezele reduse recomandate, în fig. 3.9 este arătată suprafața de contact de tip dreptunghiular, cu extremitățile laturilor racordate prin arce de cerc, adoptată în continuare în cadrul lucrării.

0

5

10

15

20

25

30

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

Rig

idita

tea

pneu

lui

Ψp

[N/c

m3 ]

Presiunea interioară pi [N/cm3]


Capitolul 3 22

Fig. 3.9 – Forma suprafeței de contact adoptată

Pe de altă parte, raza de curbură a suprafeței dispozitivului WIM are valoare relativ mare față de cea a anvelopei, astfel încât această curbură se poate neglija la nivelul acestui model teoretic, aspect evidențiat în fig. 3.10.

Fig. 3.10 – Suprafața de contact a unui pneu încărcat cu suprafața superioară a dispozitivului WIM-PCMet3

Aria acestei suprafețe de contact, ASc, se determină ținând seama de fig. 3.7 cu ajutorul relație următoare:

𝐴𝐴𝑆𝑆𝑆𝑆 = 2𝐿𝐿 ∙ 2𝑙𝑙 = �32

3∙ �

𝑟𝑟0Ψ𝑝𝑝

∙ 4𝑙𝑙2 ∙ 𝐺𝐺3 (3.19)

În aceste condiții presiunea exercitată pe suprafața dispozitivului WIM, p, va fi:

𝑝𝑝 = 𝐺𝐺 ∙ �23

3 ∙ � Ψ𝑝𝑝

𝑟𝑟0 ∙ 4𝑟𝑟2 ∙ 𝐺𝐺3 (3.20)

sau:

𝑝𝑝 = �23

3 ∙ �Ψ𝑝𝑝

𝑟𝑟0∙ �𝐺𝐺

2𝑟𝑟�23

(3.21)

La rândul său, forța normală, respectiv greutatea repartizată pe roată este calculabilă cu relația evidentă:

𝐺𝐺 = 𝑀𝑀𝑗𝑗 ∙ 𝑔𝑔; j = 1, 2, 3, ..., n. (3.22)


Capitolul 3 23

în care Mj reprezintă masa aferentă roții j a autovehiculului. Revenind la zona aparținând dispozitivului, definită de suprafața de contact a anvelopei

roții, în condițiile analizate și descrise anterior, aceasta se va asimila, în cadrul prezentului model teoretic, cu o placă plană de formă aproximativ dreptunghiulară, încastrată pe conturul său, integrată în suprafața activă a senzorului. Condițiile de contur în această situație, specifice încastrării, simplifică în primul rând faptul că pentru toate porțiunile perimetrale, deformația sau altfel spus săgeata, notată cu Δ, este valoric, nulă. De asemenea, unghiurile de rotație sunt, la rândul lor, nule pe conturul zonei. Considerând direcțiile x și y, paralele cu laturile dreptunghiulare, matematic, aceste condiții se exprimă la rândul, astfel:

∆= 0; 𝜕𝜕∆𝜕𝜕𝑥𝑥

= 0; 𝜕𝜕∆𝜕𝜕𝑦𝑦

= 0 (3.23)

Literatura de specialitate arată că aspectul de încovoiere a plăcilor este caracterizat de ecuația diferențială sau de ecuația fundamentală a acestora [17, 32, 63]. Ea se exprimă sub forma:

𝐷𝐷 �𝜕𝜕4Δ

𝜕𝜕𝑥𝑥4+ 2 ∙ 𝜕𝜕4Δ

𝜕𝜕𝑥𝑥2𝜕𝜕𝑦𝑦2+ 𝜕𝜕4Δ

𝜕𝜕𝑦𝑦4� = 𝑝𝑝 (3.24)

sau aplicând operatorul lui Laplace de ordinul doi:

∇2= 𝜕𝜕2

𝜕𝜕𝑥𝑥2+ 𝜕𝜕2

𝜕𝜕𝑦𝑦2 (3.25)

Aceeași ecuație poate fi scrisă și sub forma:

𝐷𝐷∇2(∇2∆) = 𝑝𝑝 (3.26)

În cadrul acestei ecuații mărimea D reprezintă rigiditatea plăcii la încovoiere, fiind calculabilă cu expresia cunoscută [32, 63]:

𝐷𝐷 = 𝐸𝐸∙ℎ3

12(1−𝜇𝜇2) (3.27)

în care h constituie grosimea plăcii senzorului, iar µ este coeficientul de contracție transversală. Ecuația (3.26), prin particularizare în modelul propus în lucrare, capătă forma descrisă în

continuare:

𝐷𝐷∇2(∇2∆) = �23�13 ∙ �𝛹𝛹𝑝𝑝

𝑟𝑟0∙ �𝑀𝑀𝑗𝑗 ∙ 𝑔𝑔

2𝑟𝑟�23

(3.28)

Rezolvarea directă a ecuației diferențiale fundamentale (3.28) este destul de dificilă. Din acest motiv, în cadrul prezentului model se va utiliza o metodă aproximativă recomandată de literatura de specialitate în astfel de cazuri și anume metoda lui Ritz, care este o metodă variațională, de tip energetic. Așa cum se cunoaște, în esență prin această metodă se poate rezolva, oarecum cu aproximație, aspectul privind valoarea extremă a unei dependențe funcționale complexe, cu forma generală:


Capitolul 3 24

Θ = ∫ Ω(𝑧𝑧, 𝜉𝜉, 𝜉𝜉′, 𝜉𝜉′′)𝑑𝑑𝑧𝑧𝑏𝑏𝑚𝑚 (3.29)

numită în mod curent, pe scurt „funcțională” [62]. În acest caz se alege o funcție de forma următoare:

𝜉𝜉 = 𝜉𝜉(𝑡𝑡1, 𝑡𝑡2, 𝑡𝑡3, … , 𝑡𝑡𝑛𝑛, 𝑧𝑧) (3.30)

care satisface condițiile la limită pentru care funcția Θ va avea valoarea maximă. În cadrul funcției de mai sus t1, t2, t3, ..., tn constituie parametri arbitrari care se variază, alegându-se astfel încât funcția să se apropie cât mai mult de soluția exactă, reprezentată de funcția reală ξ(z), necunoscută în această fază, dar anticipată pe baza principiului fizic al metodei [17, 71].

Utilizarea în acest caz a metodei lui Ritz implică, așa cum se arată în diverse lucrări [62], exprimarea energiei potențiale a zonei de placă încovoiată, altfel spus, a lucrului mecanic acumulat.

Literatura de specialitate, așa cum se cunoaște, recomandă diverse forme de ecuații ce definesc suprafața elastică și satisfac condițiile de contur (3.23) [32].

Alegerea uneia dintre formele ecuațiilor depinde în principal de gradul de precizie adoptat pentru efectuarea calculului. Astfel, soluția exactă se va obține pentru un număr infinit de parametri t, ecuația având în acest caz forma unei serii duble Fourier.

În acest context se adoptă pentru suprafața elastică considerată a dispozitivului o ecuație de forma următoare:

∆= 14∆𝑚𝑚𝑚𝑚𝑥𝑥 �1 + cos 𝜋𝜋𝑥𝑥

𝐿𝐿� �1 + cos 𝜋𝜋𝑦𝑦

𝑟𝑟� (3.31)

în care Δmax reprezintă deformația maximă. Energia potențială totală în acest caz va fi, conform recomandărilor din literatura de

specialitate, exprimată prin relația [32, 52, 63]:

𝜀𝜀𝑃𝑃 = �3 ∙ 𝑟𝑟𝐿𝐿3

+ 3 ∙ 𝐿𝐿𝑟𝑟3

+ 2𝐿𝐿 ∙ 𝑟𝑟� ∙ 𝜋𝜋

4 ∙ 𝐷𝐷32

∙ ∆𝑚𝑚𝑚𝑚𝑥𝑥2 − 𝐿𝐿 ∙ 𝑙𝑙 ∙ ∆𝑚𝑚𝑚𝑚𝑥𝑥 ∙ 𝑝𝑝 (3.32)

Calculul deformației maxime, Δmax, presupune anularea derivatei energiei potențiale, εp, respectiv:

𝜕𝜕𝜀𝜀𝑃𝑃𝜕𝜕∆

= 0 (3.33) Rezultă în continuare relația:

𝐷𝐷16𝜋𝜋4 �3 ∙ 𝑟𝑟

𝐿𝐿3+ 3 ∙ 𝐿𝐿

𝑟𝑟3+ 2

𝐿𝐿 ∙ 𝑟𝑟� ∙ ∆𝑚𝑚𝑚𝑚𝑥𝑥 − 𝐿𝐿 ∙ 𝑙𝑙 ∙ 𝑝𝑝 = 0 (3.34)

Ea conduce, pe această cale, la soluția:

∆𝑚𝑚𝑚𝑚𝑥𝑥= 𝐿𝐿 ∙ 𝑟𝑟 ∙ 𝑝𝑝

𝜋𝜋4 · �3𝑙𝑙𝐿𝐿3

+ 3𝐿𝐿𝑙𝑙3

+ 2𝐿𝐿 ∙ 𝑙𝑙�∙𝐷𝐷16

= 16 ∙ 𝐿𝐿 ∙ 𝑟𝑟 ∙ 𝑝𝑝𝜋𝜋4∙𝐷𝐷

∙ 1𝑙𝑙𝐿𝐿3

· �3 + 3 · 𝐿𝐿4 𝑙𝑙4

+ 2 · 𝐿𝐿2

𝑙𝑙2�

(3.35)

În continuare prin ordonare și grupare convenabilă se obține:

∆𝑚𝑚𝑚𝑚𝑥𝑥= 𝐿𝐿4

𝐷𝐷∙ 16𝜋𝜋4∙ 1

3+3 · �𝐿𝐿𝑙𝑙�4+2 · �𝐿𝐿𝑙𝑙�

2 ∙ 𝑝𝑝 (3.36)


Capitolul 3 25

Înlocuind mărimea D, care așa cum s-a arătat reprezintă rigiditatea cilindrică a plăcii, având expresia cunoscută, dată de (3.27):

𝐷𝐷 = 𝐸𝐸 ∙ ℎ3

12(1−𝜇𝜇2) (3.27)

deformația maximă a zonei de contact devine:


𝐸𝐸ℎ3∙ 1−𝜇𝜇

2

𝜋𝜋4∙ 192

3+3 ∙ �𝐿𝐿𝑙𝑙�4+2 ∙ �𝐿𝐿𝑙𝑙�

2 ∙ 𝑝𝑝 (3.37)

sau:


𝐸𝐸 ∙ ℎ3∙ 1−𝜇𝜇

2

𝜋𝜋4∙ 64

(1+𝜑𝜑4+23 ∙ 𝜑𝜑2)∙ 𝑝𝑝 (3. 38)

În acest context autorul introduce funcția caracteristică Ξ a dispozitivului WIM-PCMet3, de forma:

∆= Ξ(𝑀𝑀) (3. 39)

Prin urmare funcția caracteristică a dispozitivului, pentru valoarea deformației maxime devine:

∆𝑚𝑚𝑚𝑚𝑥𝑥= 64 ∙ 𝐿𝐿4

�𝜑𝜑4 + 23 ∙ 𝜑𝜑2 +1�∙ ℎ3∙ 1−𝜇𝜇

2

𝜋𝜋4∙𝐸𝐸∙ �2

3�13 ∙ �Ψ𝑝𝑝


2𝑟𝑟�23

(3.40)

în care j reprezintă, așa cum s-a arătat, numărul de roți ale autovehiculului. În cadrul acestei dependențe parametrul φ constituie raportul dimensiunilor, respectiv:

𝜑𝜑 = 𝐿𝐿𝑟𝑟 (3.41)

Notând cu Ζ valorile coeficienților din expresia lui Δmax, în fig. 3.11 se observă caracterul liniar al variației acestora la modificarea raportului φ al dimensiunilor petei de contact.

Forma generală a ecuației ce definește funcția caracteristică devine:

∆𝑚𝑚𝑚𝑚𝑥𝑥= Ζ(φ) ∙ 𝐿𝐿4

ℎ3∙ 1𝐸𝐸∙ �2

3�13 ∙ �𝛹𝛹𝑝𝑝


2𝑟𝑟�2 3

(3.42)

Reprezentarea grafică a variației lui Z(φ), din fig. 3.11, indică caracterul liniar al acesteia, prin interpolare obținând-se funcția următoare:

Ζ(𝜑𝜑) = −0,454 ∙ 𝜑𝜑 + 0,68 (3.43)

Considerând valoarea π ≅ 3,14, coeficientul de contracție transversală, µ = 0,3 și aproximând φ ≅ 0,919, funcția Ξ pentru Δmax capătă forma particulară:

∆𝑚𝑚𝑚𝑚𝑥𝑥= 0,263 ∙ 𝐿𝐿4

ℎ3∙ 1𝐸𝐸∙ �2

3�13 ∙ �𝛹𝛹𝑝𝑝

𝑟𝑟0∙ �𝑀𝑀𝑗𝑗

2𝑟𝑟�2

(3.44)


Capitolul 3 26

Fig. 3.11 – Variația coeficientului Ζ

Se obține pe această cale o corelare a deformației maxime a elementului elastic al dispozitivului WIM-PCMet3 și masa repartizată pe fiecare roată a autovehiculului.

3.2 Simulări și rezultate teoretice obținute

Plecând de la acest model teoretic dezvoltat în lucrare, în vederea evidențierii și studierii comportării dispozitivului WIM-PCMet3, printr-o abordare mai apropiată de condițiile reale în care roata autovehiculului acționează asupra senzorului, s-a generat prin intermediul MEF, o nouă simulare. Prin această simulare, bazată, așa cum s-a arătat, pe considerațiile din cadrulmodelului expus, sarcina pe roată nu se mai consideră concentrată în diverse zone ale suprafețeiplăcii superioare a dispozitivului, ea acționând sub forma unei presiuni distribuită pe pata decontact dintre roată și senzor, acceptându-se o formă geometrică a acesteia între cea dedreptunghi cu muchiile rotunjite și cea de elipsă ușor deformată, având în vedere valoareamoderată a vitezei de deplasare în mediul urban.

Într-o primă etapă, pentru determinarea petei de contact dintre roată și calea de rulare a fost folosit un soft ce prezintă avantajul de a fi disponibil online. În cadrul prezentei lucrării, această aplicație a fost denumită BND – TDC (BND – Tire Data Calculator) [103]. Corespunzător datelor inițiale introduse în aplicația de calcul a rezultat o pată de contact de formă eliptică, dimensional definită prin valorile de 185 mm și 170 mm.

În cadrul determinării experimentale, efectuate în esență cu scopul de a verifica rezultatele obținute folosind aplicația de calcul BND – TDC, utilizând aceleași date inițiale s-au determinat dimensiuni ale petei de contact dintre roată și calea de rulare aproximativ egale cu cele calculate. Astfel, prin intermediul fig. 3.12 a, b sunt prezentate, atât modelul amprentei obținute pe această cale, cât și secvențe din timpul determinării experimentale.

Simulările, realizate de asemenea cu soft-ul Ansys, au avut în vedere aceleași valori și poziții ale forțelor adoptate și utilizate în Cap. 2 al lucrării. Astfel, forțele au valori începând cu 1961 N, până la 19610 N, acționând asupra dispozitivului în cele trei poziții diferite, respectiv F1, F2, F3 , definite în fig. 2.27. Așa cum s-a arătat, pozițiile luate în considerare au avut în vedere zona de urcare, zona centrală și cea de coborâre, relativ la placa dispozitivului. În cadrul simulării, aceste forțe generează presiuni pe suprafața petei de contact, solicitând elementul elastic al sistemului.

0.15

0.17

0.19

0.21

0.23

0.25

0.27

0.29

0.9 0.92 0.94 0.96 0.98 1 1.02 1.04 1.06 1.08 1.1

Coe

ficie

ntul

de

vari

ație

Ζ

Raportul dimensiunilor φ


Capitolul 3 27

a b

În final, cu ajutorul fig. 3.13,...,3.24 sunt prezentate rezultatele simulărilor obținute prin MEF, folosind Ansys, corespunzătoare valorilor minime și maxime al forțelor adoptate.



Fig. 3.14 – Tensiunea echivalentă din placă – forța F1 = 1961 N



Capitolul 3 28










Capitolul 3 29

În mod analog analizelor realizate în capitolul anterior, pe baza simulărilor prezentate s-au trasat variațiile parametrilor de importanță. Astfel, au fost trasate variațiile deformațiilor totale maxime, Δ'max, Δ''max, Δ'''max precum și ale tensiunilor echivalente maxime, respectiv σ'ech

max, σ''ech max, σ'''ech max, la nivelul plăcii dispozitivului WIM-PCMet3, obținute prin simulare, în situația distribuției forței de apăsare pe suprafața petei de contact. În această idee pentru exemplificare, fig. 3.25 prezintă variațiile deformațiilor totale maxime ale plăcii dispozitivului, în timp ce fig. 3.26 arată variațiile corespunzătoare tensiunilor echivalente maxime, obținute pentru valorile și poziția forței F2.

Fig. 3.25 – Deformația totală maximă a plăcii

superioare în funcție de valorile forței F2

Fig. 3.26 – Tensiunea echivalentă maximă în

placa superioară în funcție de valorile forței F2

Analiza acestora arată și în acest caz variații liniare ale parametrilor aparținând ambelor categorii, redate prin sistemele de ecuații prezentate mai jos:

Δ'max = 0,0001·F1 + 2·10-8 (3.45) σ'ech max = 0,0191·F1 - 3·10-7 (3.46)

Δ''max = 0,0001·F2 – 4·10-9 (3.47) σ''ech max = 0,0144·F2 + 5·10-8 (3.48)

Δ'''max = 0,0002·F3 – 2·10-8 (3.49)σ'''ech max = 0,0205·F3+ 4·10-7 (3.50)

Se menționează că ecuațiile au fost obținute, pe baza soft-ului Microsoft Excel, ce asigură, așa cum se cunoaște, posibilitatea interpolării funcțiilor trasate. Pentru comparație au fost prezentate și în aceste cazuri aproximările de tip exponențial și logaritmic, la nivelul acestor variații.

-0.5

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

0 5000 10000 15000 20000

Def

orm

ația

tota

lă m

ax.

Δ'' m

ax[m

m]

Forța F2 [N]

Deformație per încărcare Linear (Deformație per încărcare)

Expon. (Deformație per încărcare) Log. (Deformație per încărcare)

-500

50100150200250300350400

0 5000 10000 15000 20000Ten

siun

ea e

chiv

alen

tă

max

.σ'' e

ch m

ax[M

Pa]

Forța F2 [N]Tensiunea Expon. (Tensiunea)

Log. (Tensiunea) Linear (Tensiunea)


Capitolul 3 30

Derularea acestor simulări prin MEF – Ansys a condus la obținerea unor rezultate, considerate relevante. Astfel, a rezultat o deformație totală maximă a plăcii în urma aplicării forței de greutate, uniform distribuită pe suprafața petei de contact, de aproximativ 3 mm, obținută la valoarea maximă a acesteia, de 19610 N. Se menționează că, în acest caz, aplicarea forței la nivelul plăcii superioare a dispozitivului s-a făcut în poziția definită prin F3, respectiv lateral dreapta. În același timp s-a evidențiat faptul că diferența dintre deformațiile totale maxime, rezultate la această valoare maximă a forței, aplicată în pozițiile F1 și F3, adică în ambele poziții laterale este redusă, fiind de aproximativ 0,2 mm. Pe de altă parte, comparând cele două deformații totale maxime, cu valori sensibil egale, apărute, așa cum s-a arătat, la aplicarea forțelor pe părțile laterale ale dispozitivului, cu deformația evidențiată la aplicarea forței în poziția centrală se observă că în acest caz, deformația pe centrul dispozitivului este mai mică cu cca. 1 mm.

Din punct de vedere al solicitărilor, tensiunea maximă echivalentă este de aproximativ 374 MPa și este generată de valoarea maximă a forței F1, corespunzător aplicării ei în zona lateral stânga a dispozitivului. Este interesant de menționat faptul că similar situației deformațiilor generate de aceste forțe, simulările au evidențiat faptul că tensiunea maximă echivalentă este mai mică în zona centrală a dispozitivului decât în pozițiile laterale de acțiune a forței.

Analiza diagramelor de variație a deformației totale maxime și a tensiunii echivalente maxime, la nivelul plăcii superioare a dispozitivului dezvoltat în lucrare, pentru fiecare dintre situațiile simulate, indică o variație liniară a funcțiilor corespunzătoare. În același timp se poate considera că ecuațiile obținute prin interpolarea acestor funcții pot completa în mod corespunzător modelul matematic dezvoltat de autor până la acest punct, în cadrul prezentului capitol al tezei de doctorat.


Capitolul 4 31

Capitolul 4

Modele fizice ale sistemelor WIM realizate în cadrul lucrării

În vederea concepției, dezvoltării și studiului dispozitivelor de monitorizare a masei autovehiculelor în mișcare, utilizate în special pentru traficul urban, plecând de la modelele virtuale propuse, precum și de la rezultatele și, nu în ultimul rând de la concluziile sintetizate au fost realizate modele fizice ale senzorilor prezentați în prima parte a lucrării.

4.1 Modelul fizic al senzorului WIM-BComp

În vederea testării mărcilor tensometrice în diferite condiții de încercare și monitorizarea erorilor de măsurare, survenite eventual datorită soluției constructive prin care acestea sunt înglobate în interiorul elementului elastic, s-a realizat un model funcțional al senzorului. Astfel, testarea comportamentului mărcilor tensometrice înglobate în elementul elastic se impune cu atât mai mult cu cât, așa cum precizează literatura de specialitate, temperatura și schimbările de temperatură influențează semnalul de ieșire generat de acestea [17].

În vederea realizării elementului elastic de acest tip și a lipirii mărcilor tensometrice au fost debitate 3 bucăți din materialul compozit FR4, care ulterior au fost îmbinate între ele prin lipire. În continuare, cele 5 mărci tensometrice au fost fixate pe suprafețele acestor plăci din material compozit, tot prin lipire. Mărcile tensometrice au fost poziționate în maniera predefinită la nivel virtual, după cum urmează. Astfel, la exterior, pe placa superioară de material compozit au fost lipite două mărci tensometrice, la o distanță cunoscută, iar pe placa inferioară o a treia marcă tensometrică ce va fi conectată în paralel cu una dintre mărcile tensometrice de pe partea superioară a elementului elastic. La interiorul elementului, pe placa de material compozit plasată la mijlocul ansamblului au fost lipite două mărci tensometrice asemănătoare și anume, una dintre ele pe partea superioară și cealaltă pe partea inferioară a plăcii. Aceste mărci tensometrice dispuse în interiorul elementului elastic vor fi conectate în paralel în vederea efectuării determinărilor experimentale privind influența schimbărilor de temperatură și erorile de măsurare inerente.

Fig. 4.1 – Modelul fizic WIM-BComp pregătit pentru aplicarea forței pe direcție verticală

4.2 Modelul fizic al senzorului WIM-PMMA

Plecând, de asemenea, de la modelul virtual dezvoltat în lucrare, pentru efectuarea unor măsurători experimentale a fost realizat și în acest caz un model fizic funcțional. Acest model destinat testelor este format dintr-o bară cu secțiune dreptunghiulară, având dimensiunile de


Capitolul 4 32

750 x 20 x 30 mm, cu rol de element elastic, pe care s-au aplicat mărci tensometrice atât la interior, obținându-se astfel dezideratul mărcilor tensometrice înglobate, cât și la exterior.

Fig. 4.2 – Efectuarea măsurătorilor în vederea dimensionării materialului

Elementul elastic este compus, similar primului model de senzor, din trei plăci confecționate însă din polymetylmetacrylat, lipite între ele. În vederea realizării fizice a modelului proiectat au fost parcurse etapele preliminare, cuprinzând alegerea și verificarea prin măsurători a materialului de bază, așa cum se sugerează în fig. 4.2. Senzorul a fost realizat în cadrul Facultății de Mecanicădin Iași.

4.3 Modelul fizic al senzorului WIM-PCMet3

Pentru realizarea modelului fizic al senzorului WIM-PCMet3, autorul a adoptat drept material de bază tabla Hardox 400, cu grosime de 5 mm, respectiv 3 mm, caracterizată printr-o foarte bună rezistență la uzură și la abraziune, având duritatea de 400 unități Brinell. În plus, această tablă prezintă și alte caracteristici avantajoase acestei utilizări, printre care se enumeră prelucrabilitatea foarte bună, sudabilitate foarte bună, posibilitate de virolare, găurire, lamare, filetare, fără o preîncălzire prealabilă a tablei, precum și predictibilitate în exploatare [119]. Primele etape din decursul ciclului de realizare a dispozitivului au presupus operațiunile de debitare a materialului, respectiv de îndoire, relativ la placa superioară.

Componentele dispozitivului după efectuarea operațiunilor de roluire și debitare, dispozitivul fiind format, așa cum s-a arătat încă din faza de concepție, din placa superioară, respectiv partea curbată a dispozitivului aflată în partea superioară, capacele laterale cu rol de acoperire și etanșare, placa inferioară a dispozitivului și capacul de vizitare, care are rolul de a oferi acces în interiorul dispozitivului pentru montarea și conectarea senzorilor specifici. În mod evident, în vederea prelucrării găurilor de fixare a dispozitivului în asfalt, s-a impus fixarea sa pe mașina de găurit, așa cum se arată în fig. 4.3, în continuare executându-se cele patru găuri cu diametrul predefinit, în care se amplasează șuruburile de fixare ale dispozitivului, așa cum se indică în fig. 4.4.

Fig. 4.3 – Fixarea dispozitivului în vederea efectuării operațiunii de găurire

Fig. 4.4 – Prelucrarea găurilor de fixare a dispozitivului


Capitolul 4 33

Fig. 4.5 – Pregătirea suprafeței pentru lipirea mărcilor tensometrice Fig. 4.6 – Vopsirea dispozitivului

Pentru ca modelul fizic să îndeplinească și alte criterii, precum cel estetic, ce conferă un aspect plăcut și elegant a fost prevăzută, în mod evident și vopsirea acestuia. Astfel, în fig. 4.5 senzorul nou creat capătă în final un aspect vizibil plăcut și ușor de remarcat de către conducătorii de autovehicule din trafic. În continuare, în vederea lipirii mărcilor tensometrice se impune pregătirea suprafeței interioare a plăcii, prin curățarea și degresarea acesteia, așa cum se arată în fig. 4.6.


Capitolul 5 34

Capitolul 5

Metodica de cercetare experimentală. Aparatura utilizată

5.1 Metodica de cercetare experimentală

Etalonarea dispozitivelor obținute a fost realizată pe cale electrică, aplicând solicitări mecanice elementului elastic pe care sunt lipite mărcile și dezechilibrând rezistiv puntea Wheatstone. În același timp, procesul de etalonare presupune cunoașterea, selectarea, asimilarea și analiza mărimilor definitorii importante. Astfel s-a avut în vedere că sarcina este definită ca mărimea fizică de intrare a senzorului, care produce un semnal electric, axele primare reprezentând axele după care trebuie să se aplice forța în condițiile garantării tuturor caracteristicilor captorului. În același timp, sarcina nominală a dispozitivului reprezintă valoarea maximă pe care o suportă acesta, astfel încât să garanteze toate caracteristicile sale. Diferența algebrică dintre valoarea semnalului la sarcină zero și sarcina nominală conduce la obținerea scalei totală la ieșire [20]. Un aspect important în cadrul acestei proceduri, îl constituie curba de etalonare. Ea reprezintă variația valorii semnalului de ieșire al mărcii tensometrice, în funcție de sarcina aplicată. Curba se determină cu sarcini cunoscute care sunt luate drept etalon. În legătură directă cu această curbă, în lucrare s-a ținut seama și de abaterea de neliniaritate, definită ca diferența dintre curba de etalonare și dreapta ce leagă punctele corespunzătoare sarcinii nule și sarcinii maxime raportată la valoarea maximă a semnalului de ieșire, xmax, ilustrată în fig. 5.1. Abaterea de neliniaritatea se poate astfel defini ca o deviație de la curba ideală și este exprimată în % sau în ‰. Pe de altă parte, așa cum se cunoaște, parametrul fidelitate reprezintă calitatea mărcii tensometrice de a reproduce aceleași caracteristici, în condiții identice de măsurare, sub aceeași sarcină [20], în condițiile în care sensibilitatea este

Fig. 5.1 – Reprezentarea grafică a liniarității [32]

diferența dintre semnalul de ieșire la sarcină maximă și semnalul de ieșire la sarcină zero. O altă caracteristică relevantă a mărcilor tensometrice utilizate, de care s-a ținut seama în lucrare, o reprezintă histerezisul, care se definește ca diferența dintre valoarea semnalului de ieșire, considerat în procesul de etalonare, respectiv la încărcarea și descărcarea în trepte. Trebuie menționat, că s-a avut în vedere, ca măsurătorile să fieefectuate rapid, pentru a nu fi influențate deeroarea de fluaj. Având în vedere aspecteleprezentate, de liniaritate și de histerezis,eroarea combinată este diferența maximădintre dreapta ce trece prin punctele sarciniinule și sarcinii nominale și curbele deetalonare obținute pentru sarcini crescătoareși descrescătoare.


Capitolul 5 35

În cazul dispozitivelor realizate în lucrare s-a considerat și fluajul, care reprezintă variația semnalului de ieșire sub sarcină, în funcție de timp, exprimat în procente. S-a avut în vedere determinarea sa la sarcina nominală. În același timp fluajul rezidual este dat de variația semnalului de ieșire după anularea sarcinii nominale, de asemenea în funcție de timp. În general, fluajul constituie o proprietate a materialelor, dependentă de timp, având o variație pentru diverse situații. Cele mai obișnuite materiale din tehnică, cum ar fi aluminiul de înaltă calitate și oțelul pentru unelte, au o eroare mică de fluaj, prezentând valori care tind la 0. Se menționează că în cadrul lucrării, în continuare, s-au folosit abateri de histerezis și de fluaj, definite conform celor menționate mai sus.

Pe de altă parte, variația dezechilibrului inițial în absența sarcinii, fără ca temperatura să influențeze, considerat pentru o perioadă de timp nedefinită, constituie deriva echilibrului, în timp ce revenirea la zero reprezintă diferența dintre semnalele de ieșire la sarcină nulă, înainte de aplicarea sarcinii și după ce sarcina a fost înlăturată. Desigur, în această etapă constituită practic de pregătirea determinărilor experimentale s-a avut în vedere și posibilul efect termic asupra sensibilității, respectiv variațiile semnalului de ieșire care apar datorită variațiilor de temperatură la sarcină nominală. Acest efect poate fi însoțit și de variația rezistenței de intrare și de ieșire în funcție de variația temperaturii, care se măsoară în %/°C și arată influența temperaturii asupra comportării mărcilor tensometrice.

Stabilirea unor caracteristici severe poate duce la creșterea costului de producție a mărcii, pe de altă parte însă, dacă se stabilește un nivel nesatisfăcător, acesta poate duce la erori mari de măsurare [20].

5.2 Aparatura utilizată în aplicațiile experimentale efectuate

Fig. 5.2 – Mașina Vötsch VCL 4003 pentru etalonat senzori de forță

Testarea modelelor s-a realizat cu ajutorul mașinii de etalonat, marca Vötsch VCL 4003, prezentată în fig. 5.2. Este vorba despre o mașină de fabricație germană, adaptată special pentru a etalona captoare, care oferă zece trepte de lucru. Mai jos sunt expuse specificațiile tehnice ale acesteia. Astfel, mașina Vötsch VCL 4003 poate face etalonarea, așa cum s-a arătat în zece trepte, forța maximă fiind de 300 N. De asemenea, mașina este dotată cu o cameră de testare ce asigură variații de temperatură, atât în domeniul negativ, cât și în cel pozitiv, lucrând de la temperaturi de -40°C până la temperaturi de +180°C. Încălzirea camerei se face cu o viteză estimativă de 4°C/min, iar răcirea cu viteză ceva mai mare, respectiv 6°C/min. Dimensiunile spațiului de testare sunt de 350 x 300 x 310 mm.


Capitolul 5 36

Se menționează că în laboratorul unde s-au efectuat aceste determinări mai sunt încă două mașini de testare produse de aceeași firmă, dar care sunt adaptate, una pentru forța maximă de 100 N, iar cealaltă pentru o sarcină maximă de 600 N.

În fig. 5.3 se arată standul amenajat pentru încercarea senzorului WIM-PMMA realizat prin asocierea mai multor dispozitive și aparate. Într-o succesiune logică, după conceperea, analiza cu elemente finite și realizarea dispozitivului WIM-PCMet3 s-a trecut la calibrarea și încercarea acestuia în laborator. Se menționează faptul că pentru calibrarea acestuia s-a folosit dotarea Facultății de Mecanică din Iași, în cadrul căreia se regăsește mașina de încercat la tracțiune și compresiune a epruvetelor, model WDW50E – 2008, prezentată în fig. 5.4. Mașina de încercat este conectată la un calculator și folosește un soft digital de comandă, WinWdw Software [42]. Din acest soft se setează atât viteza de acționare a forței, cât și valoarea maximă ce va fi aplicată.

Fig. 5.3 – Standul amenajat pentru încercarea senzorului WIM-PMMA

Fig. 5.4 – Mașina de încercat WDW50E - 2008

Pentru a putea face măsurătorile s-a folosit puntea tensometrică produsă de firma Vishay, model P3 Strain [82], cu afișare digitală și opțional cu înregistrarea datelor prelevate. Puntea tensometrică se poate alimenta de la priză sau prin intermediul laptopului, alimentarea fiind realizată prin intermediul usb-ului, tensiunea de alimentare fiind astfel de 5 V.


Capitolul 6 37

Capitolul 6

Studiul experimental al senzorilor WIM-BComp și WIM-PMMA

6.1 Determinări experimentale la nivelul senzorului WIM-BComp

În vederea testării mărcilor tensometrice montate pe senzorul WIM-BComp în diferite condiții de încercare și urmărirea parametrilor specifici s-au făcut determinări experimentale pentru a studia comportamentul acestora.

După cum se știe din literatura de specialitate, schimbările de temperatură influențează măsurătorile efectuate cu traductori de tip electrorezistivi, prin afectarea semnalului de ieșire al mărcilor tensometrice [13]. Astfel, în cazul măsurătorilor efectuate intervine schimbarea valorii rezistenței electrice a mărcilor MTI, MTIIA, MTIIB, MTIIIA, MTIIIB. În urma măsurătorilor și a datelor prelucrate se pot observa, în fig. 6.1,...,6.6, aceste variații ale semnalului de ieșire datorate schimbărilor de temperatură sub sarcină nulă.

Fig. 6.1 – Variația rezistenței mărcii MTI – temperaturi pozitive

Fig. 6.3 – Variația rezistenței mărcilor MTIIA, MTIIB – temperaturi pozitive

Fig. 6.2 – Variația rezistenței mărcii MTI – temperaturi negative

Fig. 6.4 – Variația rezistenței mărcilor MTIIA, MTIIB – temperaturi negative

349.9350

350.1350.2350.3350.4350.5350.6350.7

0 10 20 30 40 50 60 70

Sem

nalu

l de

ieși

re[Ω

]

Temperatura [˚C]

700.6

700.8

701

701.2

701.4

701.6

701.8

0 10 20 30 40 50 60 70

Sem

nalu

l de

ieși

re[Ω

]

Temperatura [˚C]

349.5

349.6

349.7

349.8

349.9

350

350.1

-45 -40 -35 -30 -25 -20 -15 -10 -5 0Se

mna

lul d

e ie

șire

[Ω]

Temperatura [˚C]

699.8

700

700.2

700.4

700.6

700.8

701

-45 -40 -35 -30 -25 -20 -15 -10 -5 0

Sem

nalu

l de

ieși

re[Ω

]

Temperatura [˚C]


Capitolul 6 38

Fig. 6.5 – Variația rezistenței mărcilor MTIIIA, MTIIIB – temperaturi pozitive

Fig. 6.6 – Variația rezistenței mărcilor MTIIIA, MTIIIB – temperaturi negative

Pentru determinarea parametrilor de măsurare s-a avut în vedere un al doilea tip de determinări, la nivelul aceluiași dispozitiv, folosind mașina de etalonat senzori de forță. Parametrii de măsurare urmăriți se referă la abaterile mărcilor tensometrice ce apar în urma fenomenului de liniaritate și a fenomenului de fluaj.

Abaterea de neliniaritate a mărcilor tensometrice MTIIA, MTIIB, MTIIIA și MTIIIB este reprezentată grafic pentru a înțelege mai bine ce fel de comportare are dispozitivul testat la aplicarea unei forțe de 30 daN. În fig. 6.7,...,6.10 sunt reprezentate grafic abaterile de neliniaritate ale fiecărei mărci tensometrice pentru toate cele trei măsurători efectuate la temperatură ambientală. Astfel, cu linie continuă sunt reprezentate măsurătorile efectuate prin încărcare, în timp ce, cu linie întreruptă sunt reprezentate măsurătorile efectuate prin descărcare. Pe de altă parte, primul set de determinări corespunde culorii roșii, cel de al doilea culorii albastre, iar cel din urmă culorii verzi.

Fig. 6.7 - Abaterea de neliniaritate pentru MTIIA – toate cele trei măsurători

Fig. 6.8 - Abaterea de neliniaritate pentru MTIIB – toate cele trei măsurători

705.6705.7705.8705.9

706706.1706.2706.3706.4706.5

0 10 20 30 40 50 60 70

Sem

nalu

l de

ieși

re[Ω

]

Temperatura [˚C]

704.8704.9705705.1705.2705.3705.4705.5705.6705.7705.8

-45 -40 -35 -30 -25 -20 -15 -10 -5 0

Sem

nalu

lde

ieși

re[Ω

]

Temperatura [˚C]

-2.5-2

-1.5-1

-0.50

0.51

1.52

0 6 12 18 24 30

Aba

tere

a [%

]

Forța F [daN]

-2.5-2

-1.5-1

-0.50

0.51

1.52

0 6 12 18 24 30

Aba

tere

a [%

]

Forța F [daN]


Capitolul 6 39

Fig. 6.9 - Abaterea de neliniaritate pentru MTIIIA – toate cele trei măsurători

Fig. 6.10 - Abaterea de neliniaritate pentru MTIIIB – toate cele trei măsurători

Din graficele expuse în fig. 6.7,...,6.10 se observă că la nivelul mărcilor tensometrice din exterior abaterile extreme se situează în jurul valorilor de ±2 %, în timp ce pentru mărcile tensometrice situate la interiorul dispozitivului abaterile extreme, la rândul lor se situează în jurul valorilor de +2,5 %, respectiv -3,5 %.

În continuare s-au efectuat măsurători legate de fenomenul de fluaj, în aceleași condiții de temperatură, pentru toate cele patru mărci tensometrice. Astfel, în fig. 6.11 și fig. 6.12 se regăsesc variațiile abaterilor obținute la sarcină maximă, respectiv la sarcină nulă. În Anexa 3 se regăsesc sub formă tabelară valorile semnalului de ieșire la sarcină maximă și sarcină nulă.

Fig. 6.11 - Abaterea de fluaj la sarcină maximă Fig. 6.12 - Abaterea de fluaj la sarcină nulă

În urma măsurătorilor efectuate se observă din valorile rezultatelor că abaterea mărcilor tensometrice aflate la exterior este mai mare decât cea a mărcilor tensometrice înglobate. La sarcină maximă avem o abatere de 0,09 ‰, respectiv - 0,09 ‰ pentru mărcile aflate la exterior, comparativ cu 0,02 ‰ respectiv - 0,018 ‰ pentru mărcile tensometrice înglobate. Pe de altă parte la sarcină nulă reiese o abatere de 0,026 ‰ respectiv - 0,03 ‰ pentru mărcile aflate la exterior, comparativ cu 0,003 ‰ respectiv - 0,008 ‰ pentru mărcile tensometrice înglobate.

În vederea studiului comportamentului la diferite temperaturi existente în mediului ambiant, caracteristice unor condiții climatice, pe aceeași mașină de etalonat s-au reluat măsurătorile acestor parametrii, variind temperatura de la -40°C la +60°C din 20 în 20°C.

-2.5-2

-1.5-1

-0.50

0.51

1.52

2.53

0 6 12 18 24 30

Aba

tere

a [%

]

Forța F [daN]

-3.5-3

-2.5-2

-1.5-1

-0.50

0.51

1.52

2.53

0 6 12 18 24 30

Aba

tere

a [%

]

Forța F [daN]

-0.15

-0.1

-0.05

0

0.05

0.1

0.15

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

IIIB [‰] IIA [‰]IIB [‰] IIIA [‰]

Aba

tere

a [‰

]

Timp [min]

-0.1

-0.05

0

0.05

0.1

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

IIIB [‰] IIA [‰]IIB [‰] IIIA [‰]

Aba

tere

a [‰

]

Timp [min]


Capitolul 6 40

Graficele care arată abaterile de neliniaritate ale mărcilor tensometrice, rezultate în urma măsurătorilor sunt prezentate în fig. 6.13,...,6.36. Se menționează că și în acest caz cu linie continuă sunt reprezentate măsurătorile efectuate prin încărcare, în timp ce, cu linie întreruptă sunt reprezentate măsurătorile efectuate prin descărcare. Pe de altă parte, primul set de determinări corespunde culorii roșii, cel de al doilea culorii albastre, iar cel din urmă culorii verzi.

Fig. 6.13 - Abaterea de neliniaritate pentru MTIIA –

la temperatura de -40°C




la temperatura de 0°C

-1

-0.5

0

0.5

1

1.5

0 6 12 18 24 30

Aba

tere

a[%

]

Forța F [daN]

-1.5

-1

-0.5

0

0.5

1

1.5

0 6 12 18 24 30

Aba

tere

a[%

]

Forța F [daN]

-2

-1.5

-1

-0.5

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 6 12 18 24 30

Aba

tere

a[%

]

Forța F [daN]


Capitolul 6 41


la temperatura de +20°C





În cadrul analizei succinte realizată pe baza acestor reprezentări s-au avut în vedere temperaturile extreme, la care s-au făcut încercările, adică -40°C, respectiv +60°C. În acest sens se observă că marca tensometrică MTIIA lipită pe suprafața exterioară a dispozitivului este afectată de o abatere maximă, în valoare absolută de 1,2 % la temperatura de -40°C, ajungându-se până la o abatere de 16 % la o temperatură de +60°C.

-3

-2

-1

0

1

2

3

0 6 12 18 24 30

Aba

tere

a[%

]

Forța F [daN]

-5-4-3-2-1012345678

0 6 12 18 24 30

Aba

tere

a[%

]

Forța F [daN]

-8-6-4-202468

1012141618

0 6 12 18 24 30

Aba

tere

a[%

]

Forța F [daN]


Capitolul 6 42

Fig. 6.19 - Abaterea de neliniaritate pentru MTIIB –





la temperatura de 0°C



-1.5

-1

-0.5

0

0.5

1

1.5

0 6 12 18 24 30

Aba

tere

a[%

]

Forța F [daN]

-1.5

-1

-0.5

0

0.5

1

1.5

0 6 12 18 24 30

Aba

tere

a[%

]

Forța F [daN]

-2

-1.5

-1

-0.5

0

0.5

1

1.5

2

0 6 12 18 24 30

Aba

tere

a[%

]

Forța F [daN]

-3

-2

-1

0

1

2

3

0 6 12 18 24 30

Aba

tere

a[%

]

Forța F [daN]


Capitolul 6 43





În egală măsură se constată că marca tensometrică MTIIB este afectată de o abatere maximă de 1,3 % la temperatura de -40°C, ajungându-se până la 14 % la temperatura de +60°C.

Fig. 6.25 - Abaterea de neliniaritate pentru MTIIIA – la temperatura de -40°C

-5-4-3-2-101234567

0 6 12 18 24 30

Aba

tere

a[%

]

Forța F [daN]

-8-6-4-202468

10121416

0 6 12 18 24 30

Aba

tere

a[%

]

Forța F [daN]

-1

-0.5

0

0.5

1

1.5

2

0 6 12 18 24 30

Aba

tere

a[%

]

Forța F [daN]


Capitolul 6 44

Fig. 6.26 - Abaterea de neliniaritate pentru MTIIIA – la temperatura de -20°C

Fig. 6.27 - Abaterea de neliniaritate pentru MTIIIA – la temperatura de 0°C

Fig. 6.28 - Abaterea de neliniaritate pentru MTIIIA – la temperatura de +20°C


-1.5

-1

-0.5

0

0.5

1

1.5

0 6 12 18 24 30

Aba

tere

a[%

]

Forța F [daN]

-2-1.5

-1-0.5

00.5

11.5

22.5

3

0 6 12 18 24 30

Aba

tere

a[%

]

Forța F [daN]

-3

-2

-1

0

1

2

3

4

0 6 12 18 24 30

Aba

tere

a[%

]

Forța F [daN]

-3.5

-2.5

-1.5

-0.5

0.5

1.5

2.5

3.5

4.5

0 6 12 18 24 30

Aba

tere

a[%

]

Forța F [daN]


Capitolul 6 45


La nivelul mărcii tensometrice MTIIIA, marcă înglobată în senzorul WIM-BComp și poziționată pe suprafața inferioară a plăcii centrale, analiza efectuată indică o abatere extremă de 1,9 % la temperatura de -40°C, în timp ce la +60°C abaterea maximă este de cca. 7 %.

Fig. 6.31 - Abaterea de neliniaritate pentru MTIIIB – la temperatura de -40°C

Fig. 6.32 - Abaterea de neliniaritate pentru MTIIIB – la temperatura de -20°C

-2-1012345678

0 6 12 18 24 30

Aba

tere

a[%

]

Forța F [daN]

-2

-1.5

-1

-0.5

0

0.5

1

1.5

0 6 12 18 24 30

Aba

tere

a[%

]

Forța F [daN]

-2

-1.5

-1

-0.5

0

0.5

1

1.5

2

0 6 12 18 24 30

Aba

tere

a[%

]

Forța F [daN]


Capitolul 6 46

Fig. 6.33 - Abaterea de neliniaritate pentru MTIIIB – la temperatura de 0°C

Fig. 6.34 - Abaterea de neliniaritate pentru MTIIIB – la temperatura de +20°C



-3-2.5

-2-1.5

-1-0.5

00.5

11.5

2

0 6 12 18 24 30

Aba

tere

a[%

]

Forța F [daN]

-4

-3

-2

-1

0

1

2

3

4

0 6 12 18 24 30

Aba

tere

a[%

]

Forța F [daN]

-5-4-3-2-10123456

0 6 12 18 24 30

Aba

tere

a[%

]

Forța F [daN]

-9-7-5-3-113579

111315

0 6 12 18 24 30

Aba

tere

a[%

]

Forța F [daN]


Capitolul 6 47

În cazul mărcii tensometrice înglobată în senzorul WIM-BComp și fixată pe suprafața superioară a plăcii centrale, marca MTIIIB, abaterea maximă obținută la -40°C este de -2 %, iar la temperatura de +60°C este de 14 %.

În ceea ce privește fluajul, determinările efectuate la diverse paliere de temperatură au condus la evoluții ale abaterilor reprezentate în fig. 6.37,...,6.44. Câmpul acestor diagrame conține reprezentări corespunzătoare câte unei perechi de mărci, evidențiindu-se astfel mai ușor abaterea datorată fluajului.

Fig. 6.37 – Abaterea de fluaj la sarcină maximă

MTIIA ̶ ̶̶̶ ̶ ; MTIIB - - -

Fig. 6.38 – Abaterea de fluaj la sarcină maximă MTIIA ̶ ̶̶̶ ̶ ; MTIIB - - -

Fig. 6.39 – Abaterea de fluaj la sarcină nulă

MTIIA ̶ ̶̶̶ ̶ ; MTIIB - - -

-1.6-1.2-0.8-0.4

00.40.81.21.6

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

+60°C +40°C +20°C+60°C +40°C +20°C

Aba

tere

a [‰

]

Timp [min]

-0.1-0.08-0.06-0.04-0.02

00.020.040.060.08

0.1

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

0°C -20°C -40°C0°C -20°C -40°C

Aba

tere

a [‰

]

Timp [min]

-1.2

-0.8

-0.4

0

0.4

0.8

1.2

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

+60°C +40°C +20°C+60°C +40°C +20°C

Aba

tere

a [‰

]

Timp [min]


Capitolul 6 48

Fig. 6.40 – Abaterea de fluaj la sarcină nulă MTIIA ̶ ̶̶̶ ̶ ; MTIIB - - -

Fig. 6.41 – Abaterea de fluaj la sarcină maximă MTIIIA ̶ ̶̶̶ ̶ ; MTIIIB - - -

Fig. 6.42 – Abaterea de fluaj la sarcină maximă MTIIIA ̶ ̶̶̶ ̶ ; MTIIIB - - -


MTIIIA ̶ ̶̶̶ ̶ ; MTIIIB - - -

-0.1-0.08-0.06-0.04-0.02

00.020.040.060.08

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

0°C -20°C -40°C0°C -20°C -40°C

Aba

tere

a [‰

]

Timp [min]

-0.3

-0.2

-0.1

0

0.1

0.2

0.3

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

+60°C +40°C +20°C+60°C +40°C +20°C

Aba

tere

a [‰

]

Timp [min]

-0.05

-0.03

-0.01

0.01

0.03

0.05

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

0°C -20°C -40°C0°C -20°C -40°C

Aba

tere

a [‰

]

Timp [min]

-0.25-0.2

-0.15-0.1

-0.050

0.050.1

0.15

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

+60°C +40°C +20°C+60°C +40°C +20°C

Aba

tere

a [‰

]

Timp [min]


Capitolul 6 49


MTIIIA ̶ ̶̶̶ ̶ ; MTIIIB - - -

Analiza efectuată în acest caz, la diverse temperaturi, evidențiază abateri foarte mici. Se observă totuși, că abaterile la temperaturi ridicate sunt ușor mai mari decât la temperaturi scăzute, pentru toate mărcile tensometrice ale dispozitivului.

6.2 Determinări experimentale cu senzorul WIM-PMMA

În cadrul determinărilor experimentale, în acest caz s-au făcut măsurători pentru determinarea histerezisului și a liniarității mărcilor tensometrice. În acest scop s-a aplicat o forță, care produce o deformație maximă a senzorului de 3,17 mm. Aplicarea forței în vederea atingerii acestei deformații s-a făcut în opt trepte de încărcare, efectuându-se câte trei cicluri de încărcare.

Într-o primă etapă s-a avut în vedere studiul experimental al fenomenului de histerezis la nivelul fiecărei mărci din componența dispozitivului. Astfel, fig. 6.45,...,6.56 conțin reprezentarea acestor variații de histerezis.

Fig. 6.45 - Histerezis pentru MTIIA –

prima măsurătoare

-0.08-0.06-0.04-0.02

00.020.040.060.08

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

0°C -20°C -40°C0°C -20°C -40°C

Aba

tere

a [‰

]

Timp [min]

346

346.5

347

347.5

348

348.5

349

349.5

350

350.5

351

0 0.4 0.8 1.2 1.6 2 2.4 2.8 3.2

Rez

iste

nța

elec

tric

ă [Ω

]

Deformația [mm]

MTIIA - inc MTIIA - desc


Capitolul 6 50

Fig. 6.46 - Histerezis pentru MTIIB –

prima măsurătoare

Fig. 6.47 - Histerezis pentru MTIIIA –

prima măsurătoare

Fig. 6.48 - Histerezis pentru MTIIIB –

prima măsurătoare


a doua măsurătoare

350

351

352

353

354

355

356

0 0.4 0.8 1.2 1.6 2 2.4 2.8 3.2

Rez

iste

nța

elec

tric

ă [Ω

]

Deformația [mm]

MTIIB - inc MTIIB - desc

119.2

119.4

119.6

119.8

120

120.2

120.4

0 0.4 0.8 1.2 1.6 2 2.4 2.8 3.2

Rez

iste

nța

elec

tric

ă [Ω

]

Deformația [mm]

MTIIIA - inc MTIIIA - desc

120

120.2

120.4

120.6

120.8

121

121.2

0 0.4 0.8 1.2 1.6 2 2.4 2.8 3.2

Rez

iste

nța

elec

tric

ă [Ω

]

Deformația [mm]

MTIIIB - inc MTIIIB - desc

346

347

348

349

350

351

0 0.4 0.8 1.2 1.6 2 2.4 2.8 3.2

Rez

iste

nța

elec

tric

ă [Ω

]

Deformația [mm]



Capitolul 6 51








a treia măsurătoare

350

351

352

353

354

355

356

0 0.4 0.8 1.2 1.6 2 2.4 2.8 3.2

Rez

iste

nța

elec

tric

ă [Ω

]

Deformația [mm]


119.2

119.4

119.6

119.8

120

120.2

120.4

0 0.4 0.8 1.2 1.6 2 2.4 2.8 3.2

Rez

iste

nța

elec

tric

ă [Ω

]

Deformația [mm]


120.2

120.4

120.6

120.8

121

121.2

0 0.4 0.8 1.2 1.6 2 2.4 2.8 3.2

Rez

iste

nța

elec

tric

ă [Ω

]

Deformația [mm]


346

347

348

349

350

351

0 0.4 0.8 1.2 1.6 2 2.4 2.8 3.2

Rez

iste

nța

elec

tric

ă [Ω

]

Deformația [mm]



Capitolul 6 52







Se menționează faptul că prima și ultima valoare din cadrul măsurătorilor au fost excluse deoarece nu prezentau valori stabile. Probabil că acest fenomen a apărut datorită comportării materialului folosit pentru elementul elastic al senzorului WIM-PMMA.

Pe de altă parte analiza în acest caz evidențiază un domeniu foarte restrâns între curbele de histerezis. În același timp se constată că modificarea rezistenței electrice în funcție de deformație este mult mai redusă la mărcile tensometrice înglobate în senzor spre deosebire de cele aflate la exteriorul senzorului. Variațiile rezistenței electrice pentru mărcile aflate la exterior au valori de 2,...,3 Ω, spre deosebire de cele aflate în interior la care rezistența variază cu 0,4,...,0,7 Ω.

Într-o a doua fază, așa cum s-a arătat, cercetările experimentale au vizat studiul liniarității mărcilor tensometrice. Și în acest caz s-au efectuat câte trei măsurători pentru fiecare dintre

350

351

352

353

354

355

356

0 0.4 0.8 1.2 1.6 2 2.4 2.8 3.2

Rez

iste

nța

elec

tric

ă [Ω

]

Deformația [mm]


119.2

119.4

119.6

119.8

120

120.2

120.4

0 0.4 0.8 1.2 1.6 2 2.4 2.8 3.2

Rez

iste

nța

elec

tric

ă [Ω

]

Deformația [mm]


120.2

120.4

120.6

120.8

121

121.2

0 0.4 0.8 1.2 1.6 2 2.4 2.8 3.2

Rez

iste

nța

elec

tric

ă [Ω

]

Deformația [mm]



Capitolul 6 53

mărcile MTIIA, MTIIB, MTIIIA, MTIIIB. În urma determinărilor efectuate s-au trasat variațiile abaterilor de neliniarititate, exprimate procentual, în funcție de deformație. Reprezentările aferente acestor variații sunt conținute în fig. 6.57,...,6.68.

Fig. 6.57 - Abaterea de neliniaritate pentru MTIIA

– prima măsurătoare

Fig. 6.58 - Abaterea de neliniaritate pentru MTIIB


Fig. 6.59 - Abaterea de neliniaritate pentru MTIIIA



Capitolul 6 54

Fig. 6.60 - Abaterea de neliniaritate pentru MTIIIB



– a doua măsurătoare




Capitolul 6 55






– a treia măsurătoare


Capitolul 6 56








Capitolul 6 57

Fig. 6.69 – Valorile medii ale abaterilor maxime de

neliniaritate

Fig. 6.70 – Valori maximum maximorum

ale abaterilor de neliniaritate

Pentru o mai bună sugestivitate a rezultatelor obținute în aceste cazuri în fig. 6.69 sunt reprezentate grafic valorile medii, pentru cele trei măsurători, ale abaterilor maxime de neliniaritate la nivelul fiecărei marci tensometrice. În aceeași idee, în fig. 6.70, sunt reprezentate valorile maximum maximorum ale abaterilor de neliniaritate.

Măsurătorile au evidențiat valori medii ale abaterilor maxime de neliniaritate de 0,52 %, 0,22 %, 0,43 % și respectiv 0,34 % și valori maximum maximorum ale acestor abateri de 0,67 %, 0,37 %, 0,53 % și respectiv 0,42 %, pentru mărcile MTIIA, MTIIB, MTIIIA și MTIIIB.

De remarcat că pentru toate mărcile tensometrice, atât cele amplasate la exterior cât și cele amplasate la interiorul senzorului studiat se obține o abatere de sub 1 %, ceea ce constituie o confirmare a bunei funcționări a dispozitivului și în general a reușitei acestei soluții studiate.

0.52

0.22

0.43

0.34

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

Aba

tere

a [%

]

MTIIA MTIIB MTIIIA MTIIIB

0.67

0.37

0.53

0.42

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

Aba

tere

a [%

]

MTIIA MTIIB MTIIIA MTIIIB


Capitolul 7 58

Capitolul 7

Determinări experimentale și interpretarea principalelor rezultate obținute cu dispozitivul WIM-PCMet3

7.1 Determinări experimentale efectuate în vederea etalonării senzorilor dispozitivului WIM-PCMet3

După concepția, simularea și analiza cu elemente finite și apoi realizarea dispozitivului s-a trecut la etapa de cercetări și determinări experimentale, care au vizat în special încercareași calibrarea acestuia în laborator. S-au generat astfel premisele și informațiile necesare pentruefectuarea determinărilor în condiții reale, introducând factorul reprezentat prin autovehicul.Se menționează că, în principal au fost utilizate dotările Facultății de Mecanică din Iași, încadrul căreia se regăsește mașina de încercat la tracțiune și compresiune a epruvetelor, descrisăîn Cap. 5 al prezentei lucrări.

Aceste măsurători au rolul de determinare a erorilor ce pot apărea în procesul de măsurare cu traductoare electrorezistive [73]. Se dorește astfel efectuarea unei etalonări în laborator a dispozitivului conceput. Pentru etalonarea acestuia s-au luat în considerare, așa cum s-au menționat și s-au definit în Cap. 5, parametri precum funcția caracteristică a dispozitivului, histerezisul, liniaritatea și fluajul.

Etalonarea dispozitivului WIM-PCMet3 s-a făcut prin încărcarea și descărcarea sa în trepte, de la 0 la 5 kN, încărcarea maximă fiind generată de o masă de 500 kg, și respectiv de la 5 kN la 0. Trebuie precizat că dispozitivul are destinație urbană, majoritatea autovehiculelor fiind din categoria autovehicule ușoare, la care, de regulă, masa ce revine unei roți este de aproximativ 300 kg, generând o încărcare de aproximativ 3 kN.

Rezultatele acestei etape sunt concretizate în teză prin reprezentări grafice ale variațiilor funcției caracteristice a dispozitivului, a histerezisului, liniarității și fluajului, efectuându-se câte trei determinări pentru fiecare poziție a forței.

7.2 Determinări experimentale cu dispozitivul WIM-PCMet3 în laborator

Rolul dispozitivului WIM-PCMet3 este de a cântări autovehiculele rutiere, iar din acest motiv, după determinarea erorilor de măsurare s-a trecut propriu-zis la efectuarea cântăririi cu ajutorul dispozitivului. Operațiunea de cântărire s-a efectuat în laborator, pe aceeași mașină de încercat pe care s-au determinat și erorile ce apar în procesul de măsurare, astfel, testându-se dispozitivul WIM-PCMet3 în vederea determinării masei. S-au făcut încărcări în zece trepte de la 0, până la 5 kN.

Pentru setarea punții tensometrice de tip Vishay P3 pe modul de afișare rezultate în kg s-au folosit doi parametri și anume masa maximă pe care dorim sa o înregistrăm și semnalul de ieșire în mV/V la sarcina maximă. În vederea determinării semnalului de ieșire la sarcină maximă în mV/V s-a făcut o determinare experimentală cu puntea tensometrică setată pe modul


Capitolul 7 59

mV/V. Astfel, pentru mărcile tensometrice supuse experimentului s-au determinat următoarele valori: MT2 – 0,414 mV/V; MT3 – 0,649 mV/V; MT4 – 0,506 mV/V; MT5 – 0,177 mV/V.

În urma calibrării punții la sarcină maximă s-au făcut câte trei seturi de determinări experimentale privind masele măsurate cu ajutorul dispozitivului în raport cu următoarele trepte de încărcare: 0 kN, 0,5 kN, 1 kN, 1,5 kN, 2 kN, 2,5 kN, 3 kN, 3,5 kN, 4 kN, 4,5 kN, 5 kN. În fig. 7.91, fig. 7.92 și fig. 7.93 sunt reprezentate grafic valorile maselor obținute, precum și dreptele care conțin valorile maselor ipotetic corespunzătoare sarcinilor aplicate.

Fig. 7.91 – Valorile maselor obținute pentru

prima măsurătoare





050

100150200250300350400450500550

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5

Mas

a m

[kg]

Forța F2 [kN]

MT 2 [kg] - I MT 3 [kg] - I MT 4 [kg] - IMT 5 [kg] - I Cursul ideal

050

100150200250300350400450500550

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5

Mas

a m

[kg]

Forța F2 [kN]


050

100150200250300350400450500550

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5

Mas

a m

[kg]

Forța F2 [kN]



Capitolul 7 60

Pentru valorile forțelor aplicate s-a estimat abaterea tuturor mărcilor tensometrice, după cum se poate observa în fig. 7.94,....,7.98.

Fig. 7.94 – Abaterea valorii maselor -

F2 = 1 kN


F2 = 2 kN


F2 = 3 kN

0123456789

101112131415161718

MT 2 MT 3 MT 4 MT 5

7.3

4.3

17.8

2

6.7

3.6

16.9

1.8

6.9

3.7

16.2

1.3

Aba

tere

a [%

]

Mărci tensometricePrima măsurătoare A doua măsurătoare A treia măsurătoare

0123456789

1011121314

MT 2 MT 3 MT 4 MT 5

1.52.2

14.2

2.71.2

2

13.5

2.30.9

1.9

13.4

2.3

Aba

tere

a [%

]

Mărci tensometrice

Prima măsurătoare A doua măsurătoare A treia măsurătoare

0123456789

1011

MT 2 MT 3 MT 4 MT 5

2.1

0.4

10

3.22.7

0.7

0.5 3.23.1

0.8

10.2

3.5

Aba

tere

a [%

]

Mărci tensometrice



Capitolul 7 61


F2 = 4 kN


F2 = 5 kN

Ținând cont de rezultatele expuse, în vederea unei mai bune viziuni asupra răspunsului dispozitivului, s-a făcut o medie aritmetică a abaterilor de la fiecare marcă, corespunzător câte unei măsurători. Astfel, în fig. 7.99,...,7.103, sunt reprezentate aceste abateri medii ale maselor măsurate cu dispozitivul realizat, pentru diverse trepte de încărcare.

Fig. 7.99 – Abaterea medie ale maselor

măsurate - F2 = 1 kN

0123456789

1011121314

MT 2 MT 3 MT 4 MT 5

4.63.5

6.9

4.44.83.5

6.7

4.14.9

3.6

6.8

4.2

Aba

tere

a [%

]


00.5

11.5

22.5

33.5

44.5

5

MT 2 MT 3 MT 4 MT 5

1.7 1.5 1.6 1.62

1.41.2

1.52

1.4 1.3 1.5

Aba

tere

a [%

]


7.857.25 7.025

0123456789

101112

Aba

tere

a [%

]



Capitolul 7 62







5.15 4.75 4.625

0123456789

101112

Aba

tere

a [%

]


3.925

1.775

4.4

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

4.5

5

Aba

tere

a [%

]


4.85 4.775 4.875

00.5

11.5

22.5

33.5

44.5

5

Aba

tere

a [%

]



Capitolul 7 63



Aceste măsurători, având un evident caracter experimental au urmărit scopul definit și anume acela de a determina abaterea valorilor obținute cu ajutorul dispozitivului de cântărire în mișcare, de la valorile ideale. Din reprezentarea grafică a valorile obținute în urma etalonării în laborator a dispozitivului se observă abateri mici de la cursul ideal, pentru mărcile tensometrice MT2, MT3 și MT5, în timp ce pentru marca tensometrică MT4 se constată că apare o abatere ceva mai mare decât la celelalte. Analiza datelor obținute în urma determinărilor efectuate indică o abatere maximă pentru fiecare treaptă de încărcare, cu valori medii de 7,85 % pentru forța de 1 kN, de 5,15 % pentru forța de 2 kN, de 4,4 % pentru forța de încărcare de 3 kN, de 4,785 % pentru forța de încărcare de 4 kN și respectiv de 1,6 % pentru forța de 5 kN. Prin prisma acestor rezultate prezentate se consideră că abaterile obținute se încadrează în limite corespunzătoare, ceea ce a justificat faptul ca în continuare, să se treacă la etapa determinărilor experimentale în condiții reale, prin cântărirea unui automobil.

7.3 Determinări experimentale cu dispozitivul WIM-PCMet3 în condiții reale

Pentru efectuarea măsurătorilor s-a folosit un singur autovehicul care a fost cântărit cu ajutorul dispozitivului pe toate cele patru roți, cântărirea efectuându-se pe rând, corespunzător fiecărei roți. Trebuie precizat faptul că autovehiculul este în stare tehnică corespunzătoare, având o masă proprie cu tot cu conducător de 1277 kg, dimensiunile anvelopelor fiind de 215/65R16 și presiunea în pneuri de 2,3 bar.

Pentru a putea aprecia corectitudinea măsurătorilor, autovehiculul a fost inițial cântărit cu ajutorul unui stand de frânare, ARENA T625, de utilizare curentă vizibil în fig. 7.104.

1.6 1.525 1.55

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

4.5

5

Aba

tere

a [%

]



Capitolul 7 64

Fig. 7.104 – Poziționarea autovehiculului pe standul ARENA T625

În fig. 7.105 a, b sunt reprezentate valorile masei autovehiculului pe ax și pe fiecare roată după cântărire cu ajutorul standului.

a

b

Fig. 7.105 a, b – Repartiția masei autovehiculului pe axele acestuia și pe fiecare roată a – repartiția pe cele două axe; b - repartiția pe cele patru roți


Capitolul 7 65

Pentru determinarea masei autovehiculului, în prima fază a măsurătorilor s-a realizat calibrarea dispozitivului având în vedere faptul că masa maximă este repartizată, conform fig. 7.105, pe roata stânga față, datorită prezenței conducătorului autovehiculului. Operațiunea de calibrare a dispozitivului constă în setarea punții tensometrice cu masa maximă în kg și semnalul de ieșire corespunzător acesteia pentru fiecare marcă tensometrică în mV/V. Astfel s-a făcut o primă determinare pe roata dreapta față și s-a calibrat puntea cu mărimile cerute dedispozitiv. După efectuarea operațiunii de calibrare s-au făcut câte trei determinări pentrufiecare roată pentru stabilirea maselor corespunzătoare, adoptându-se două valori diferite alevitezei de deplasare.

În această idee, rulând autovehiculul cu viteză extrem de redusă, în fig. 7.106 sunt reprezentate rezultatele obținute pentru roata stânga față, în fig. 7.107 sunt reprezentate rezultatele obținute pentru roata dreapta față, în fig. 7.108 sunt reprezentate rezultatele obținute pentru roata stânga spate și în fig. 7.109 sunt reprezentate rezultatele obținute pentru roata dreapta spate.

Fig. 7.106 – Valorile masei măsurate pe roata stânga față

Fig. 7.107 – Valorile masei măsurate pe roata dreapta față

437 440 442

0

100

200

300

400

500

600


Mas

a [k

g]

MT 2 MT 3 MT 4 MT 5 Valoarea medie

321 319 325

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450


Mas

a [k

g]



Capitolul 7 66

Fig. 7.108 – Valorile masei măsurate pe roata stânga spate

Fig. 7.109 – Valorile masei măsurate pe roata dreapta spate

În acest caz de măsurători în condiții reale s-a considerat oportună stabilirea abaterilor de masă ale valorilor indicate de dispozitiv față de cele reale determinate cu standul de frânare. Aceste abateri reprezintă diferențele dintre masele măsurate cu dispozitivul WIM-PCMet3 și masele rezultate prin cântărire cu standul de frânare raportate la masele cântărită cu ajutorul standului. În fig. 7.110 este reprezentată această abatere pentru fiecare roată a autovehiculului în contextul celor trei măsurători realizate.

306 296 309.75

0

50

100

150

200

250

300

350

400


Mas

a [k

g]


219 218 216

0

50

100

150

200

250

300


Mas

a [k

g]



Capitolul 7 67

Fig. 7.110 – Abaterea maselor pentru fiecare roată

În fig. 7.111 este reprezentată masa totală a autovehiculului calculată prin sumarea valorilor obținute de la fiecare marcă tensometrică, pe fiecare roată, iar în fig. 112 este reprezentată abaterea în % a valorilor obținute față de valoarea masei reale a autovehiculului.

Fig. 7.111 – Masa totală a autovehiculului

Fig. 7.112 – Abaterea de la valoarea reală a masei autovehiculului

În urma măsurătorilor efectuate în condiții reale, cu scopul de a determina masa autovehiculelor cu ajutorul dispozitivului de cântărire în mișcare, WIM-PCMet3, prin

0.66

2.63

1.89

1.16

1.85

2.31

0.31 0.31

1.56

0.9

1.36

2.26

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3


Aba

tere

a [%

]

Abaterea pe roata spate stânga Abaterea pe roata față stângaAbaterea pe roata față dreapta Abaterea pe roata spate dreapta

1282 1273 1292

0

300

600

900

1200

1500

1800


Mas

a [k

g]


0.390.31

1.17

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4


Aba

tere

a [%

]

Abaterea totală


Capitolul 7 68

intermediul analizei rezultatelor obținute s-au putut centraliza câteva aspecte specifice. Astfel, de la bun început se observă că dispozitivul este capabil să estimeze masa autovehiculului, corespunzând destinației sale. În acest sens, valorile obținute în urma cântăririi autovehiculului cu dispozitivul realizat, rulând cu viteză extrem de redusă, prin cele trei seturi de măsurători, indică valori medii de 1282 kg, 1273kg, și 1292 kg, față de masa reală, care este de 1277 kg. În acest cadru, abaterile obținute de la masa totală reală a autovehiculului, se situează între 0,31 % și 1,17 %. Pe de altă parte, sensibilitatea dispozitivului este destul de ridicată, din acest motiv procesul de calibrare trebuie făcut cu mare atenție, dar odată ce calibrarea este realizată corespunzător, dispozitivul poate determina masa autovehiculului cu o abatere sub 1,2 %. Trebuie menționat faptul că, în condițiile în care încărcarea pe fiecare roată este diferită, așa cum se poate observa și din determinările efectuate, masa totală a autovehiculului este calculată prin sumarea valorilor date de dispozitiv pentru fiecare roată în parte.

Deoarece scopul dispozitivului este de a cântări autovehiculele în mișcare, s-au făcut determinări în acest sens cu viteză redusă, cuprinsă în intervalul 5-10 km/h. Valorile reduse ale vitezei sunt recomandate pentru a se asigura confortul pasagerilor cât și din motive de securitate. Se cunoaște din literatura de specialitate că obstacolele de acest gen pot influența distanța de frânare a unui autovehicul, mărind-o cu până la 14% [99]. Un alt aspect în favoarea reducerii vitezei privește comportamentul suspensiei autovehiculului în momentul trecerii peste un obstacol. Considerații legate de dinamica autovehiculelor rutiere sugerează faptul că atât la accelerare cât și la decelerare sau frânare, punțile autovehiculului se încarcă și se descarcă în funcție de aceste situații. Din acest motiv se impune o viteză de deplasare a autovehiculului cât mai redusă pentru a avea o influență minimă de asupra procesului de cântărire cu dispozitivul construit.

În urma celor precizate anterior s-au făcut determinări privind cântărirea autovehiculului cu viteză situată în jurul valorii de 10 km/h. În fig. 7.113 sunt reprezentate rezultatele obținute pentru roata stânga față, în fig. 7.114 sunt reprezentate rezultatele obținute pentru roata dreapta față, în fig. 7.115 sunt reprezentate rezultatele obținute pentru roata stânga spate și în fig. 7.116 sunt reprezentate rezultatele obținute pentru roata dreapta spate.

Fig. 7.113 – Valorile masei măsurate pe roata stânga față

417.25 409.5438.25

0

100

200

300

400

500

600


Mas

a [k

g]



Capitolul 7 69

Fig. 7.114 – Valorile masei măsurate pe roata dreapta față

Fig. 7.115 – Valorile masei măsurate pe roata stânga spate

Fig. 7.116 – Valorile masei măsurate pe roata dreapta spate

Și în această situație s-a optat pentru stabilirea abaterilor de masă ale valorilor indicate de dispozitiv față de cele reale determinate cu standul de frânare. Aceste abateri sunt definite similar situației statice, iar în acest sens în fig. 7.117 este reprezentată această abatere pentru fiecare roată a autovehiculului în contextul celor trei măsurători realizate.

312.75 303 321.5

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500


Mas

a [k

g]


281.25334.25

276.25

050

100150200250300350400450500


Mas

a [k

g]


200 211.25 228

0

50

100

150

200

250

300

350


Mas

a [k

g]



Capitolul 7 70

Fig. 7.117 – Abaterea maselor pentru fiecare roată

Fig. 7.118 evidențiază masa totală a autovehiculului, determinată ca sumă a valorilor obținute de la fiecare marcă tensometrică, pe fiecare roată. Pe de altă parte fig. 7.119 indică abaterea în % a valorilor obținute față de valoarea masei reale a autovehiculului.

Fig. 7.118 – Masa totală a autovehiculului

Fig. 7.119 – Abaterea de la valoarea reală a masei autovehiculului

7.48

9.959.13

3.41

5.21

1.452.27

5.31

0.47

9.5

4.41

3.17

0

2

4

6

8

10

12


Aba

tere

a [%

]

Abaterea pe roata spate stânga Abaterea pe roata față stânga

Abaterea pe roata față dreapta Abaterea pe roata spate dreapta

1211 1258 1264

0

300

600

900

1200

1500

1800


Mas

a [k

g]


5.17

1.491.02

0

1

2

3

4

5

6


Aba

tere

a [%

]

Abaterea totală


Capitolul 7 71

Obiectivul principal este de a determina masa autovehiculelor folosind dispozitivului de cântărire în mișcare, WIM-PCMet3. Astfel, în urma determinărilor efectuate în condiții reale, cu viteză redusă, s-au putut centraliza câteva aspecte specifice. Dispozitivul este capabil să estimeze masa autovehiculului, iar în acest sens, valorile obținute în urma cântăririi autovehiculului cu dispozitivul realizat, prin cele trei seturi de măsurători, la o viteză cuprinsă în intervalul 5-10 km/h, indică valori medii de 1211 kg, 1258 kg, și 1268 kg, față de masa reală, care este de 1277 kg. În acest context, s-a determinat masa totală reală a autovehiculului cu abateri situate în intervalul 1,02 % și 5,17 %. Pe de altă parte, odată ce calibrarea este realizată corespunzător, dispozitivul poate determina masa autovehiculului cu o abatere până la 5 %. Trebuie precizat faptul că, masa totală a autovehiculului este calculată prin sumarea valorilor date de dispozitiv pentru fiecare roată în parte deoarece, după cum se observă și din fig. 105 a, b, încărcarea pe fiecare roată este diferită.


Capitolul 8 72

Capitolul 8 Concluzii finale. Contribuții personale.

Direcții de dezvoltare a cercetării

8.1 Concluzii finale

În urma dezvoltării studiilor teoretice, vizând într-o primă etapă documentarea și apoi concepția unor senzori de tip WIM, originali, a modelărilor teoretice, a simulărilor și a analizelor bazate pe metoda elementelor finite, utilizând programul structural Ansys în vederea stabilirii comportamentului acestor senzori sub sarcină, în diferite condiții de lucru, precum și a derulării cercetărilor experimentale realizate atât în laborator, cât și în mediul extern, real, folosind un autovehicul, după prelucrarea și analizarea datelor obținute se pot sintetiza o serie de concluzii finale care sunt expuse în continuare:

• studiul documentar realizat în cadrul lucrării relevă faptul că soluțiile actuale decântărire în mișcare prezintă un dezavantaj major, constând în esență, în faptul căsenzorii cu precizia impusă de specificul acestor măsurători sunt costisitori;

• montarea tipurilor actuale de senzori se dovedește, așa cum s-a arătat costisitoare și,în egală măsură, perturbatoare pentru traficul rutier pe un interval de timp destul demare, ceea ce conduce la crearea de ambuteiaje rutiere, cu consecințe privindconsumul de combustibil și mai ales nivelul de poluare atât chimică, cât și sonoră,aspecte de evitat actualmente în mediul urban;

• în același timp, din studiul documentar expus în lucrare, reiese faptul că senzorii WIMsunt concepuți pentru traficul interurban și de aceea nu pot fi integrați în sistemeinteligente de transport de tip Smart City;

• senzorii de cântărire în mișcare lucrează în condiții foarte dificile, generate, deexemplu, de șocuri, vibrații, variații mari de temperatură, praf, inundare periodică,îngheț etc.; din aceste motive, atât selectarea unei soluții constructive convenabile,cât și stabilirea unei metodici de cercetare experimentală implică o abordarecorespunzătoare;

• alegerea tipului de senzor depinde, în mod clar, de condițiile de utilizare adispozitivului, precizia cerută, costurile de producție a senzorului, dar și de aparaturanecesară efectuării măsurătorilor experimentale;

• având în vedere că deformațiile obținute prin simulare, la nivelul elementului elastical senzorului WIM-BComp sunt relativ mici, pentru încărcările utilizate se apreciazăcă mărcile tensometrice vor trebui să fie suficient de sensibile pentru a detecta acestedeformații;

• se constată, pe de altă parte, că poziția forței pe elementul elastic influențează în moddirect deformația corpului acestuia, tensiunea modificându-se corespunzător;

• pe de altă parte se observă că, indiferent de poziția forței, pentru același material șiaceleași valori ale variației forței, deformația și tensiunea sunt liniare și directproporționale cu valoarea forței aplicate;

• simularea realizată la nivelul modelului virtual al senzorului WIM-PMMA a arătatfaptul că, pentru forța aplicată în punctele prestabilite, deformația totală a corpului


Capitolul 8 73

senzorului ajunge până la valoarea de 3,62 mm, această deformație fiind de tip elastic, astfel încât materialul revine la forma inițială după înlăturarea forței ce acționează asupra elementului sensibil/elastic pe care sunt lipite mărcile tensometrice;

• studiul comportării componentelor primilor doi senzori concepuți, WIM-BComp șiWIM-PMMA a pus în evidență aspecte folosite din plin la concepția senzorului detip WIM-PCMet, în special a variantei dezvoltate în lucrare, denumităWIM-PCMet3;

• modelul teoretic elaborat în lucrare asigură bazele studiului comportării senzoruluiWIM-PCMet3;

• analiza modelului virtual al senzorului WIM-PCMet3 evidențiază că deformațiatotală a plăcii este maximă, de aproximativ 9 mm, în urma aplicării în poziție lateralăa unei forțe concentrate cu valoarea de 19610 N;

• în urma studiului teoretic realizat s-a constatat că diferența dintre deformațiileobținute la valoarea maximă a forței, aplicată în diferitele pozițiile adoptate, esterelativ mică, fiind de aproximativ 2 mm;

• studiul deformațiilor și al tensiunilor ce apar pe placa superioară a dispozitivuluiWIM-PCMet3, corespunzătoare fiecărei situații, indică o variație liniară a acestorparametri, descrisă analitic prin intermediul unor sisteme de ecuații liniare, stabilitepentru fiecare dintre cazuri;

• în contextul analizelor realizate este important de precizat că încărcările fiindconsiderate statice, în momentul apariției factorilor dinamici este posibilă aparițiaunui comportament ușor diferit al plăcii;

• în situația aplicării forței de greutate conform modelului teoretic adoptat, adicădistribuită uniform pe suprafața petei de contact generată de anvelopă, în urmaderulării simulării prin MEF folosind programul de analiză structurală Ansys, s-aupus în evidență o serie de aspecte considerate relevante;

• s-a demonstrat pe această cale, că deformația totală maximă a plăcii în urma aplicăriiforței de greutate, uniform distribuită pe suprafața petei de contact se reduce laaproximativ 3 mm comparativ cu forța distribuită concentrat, într-un singur punct;

• comparând cele două deformații totale maxime, sensibil egale, apărute la aplicareadistribuită a forțelor pe părțile laterale ale dispozitivului, cu deformația evidențiată laaplicarea în același mod a forței în poziția centrală se observă că în acest caz,deformația pe centrul dispozitivului este mai mică cu cca. 1 mm;

• la simularea realizată cu forța considerată distribuită pe suprafața petei de contact aanvelopei, tensiunea maximă echivalentă obținută este mai mică în partea centrală adispozitivului, decât în pozițiile laterale ale forței, spre deosebire de cazul forțelorconcentrate aplicate punctual, când, indiferent de poziția forței, la aceeași valoare aacesteia, tensiunea maximă echivalentă este asemănătoare, diferind foarte puțin cavaloare;

• în cazul forței aplicată în mod distribuit, prin intermediul programului de analizăstructurală Ansys s-a constat o creștere liniară a deformațiilor și tensiunilorechivalente ce apar pe placa superioară a dispozitivului, în fiecare dintre cazurilestudiate;

• ecuațiile obținute prin interpolarea acestor funcții pot completa în mod corespunzătormodelul matematic dezvoltat în cadrul lucrării;

• în contextul cercetărilor realizate, primele două modele au avut drept principal rol,acela de testare și de calibrare a mărcilor tensometrice, ele fiind concepute, în special


Capitolul 8 74

pentru a se urmări comportamentul acestor mărci dispuse în interiorul elementului elastic;

• adaptarea modelului fizic al senzorului WIM-BComp pe mașina de etalonat anecesitat rezolvarea unor probleme specifice, asigurându-se, în același timp,încărcarea pe direcție verticală, perpendiculară pe model, indiferent de valoarea forțeiaplicate;

• pe baza studiilor efectuate reiese că procesul de etalonare este important deoarece sepot determina liniaritatea, histerezisul și fluajul, în special la nivelul senzoruluiWIM-PCMet3;

• având în vedere materialele metalice folosite, precum și posibilitatea aparițieicâmpului electrostatic, în cazul dispozitivului WIM-PCMet3 s-a impus utilizareaunor cabluri ecranate care se apreciază că pot asigura protecția corespunzătoare;

• la nivelul senzorului WIM-BComp se remarcă o influență din partea temperaturiimediului asupra mărcilor tensometrice, existând un efect direct asupra semnalului deieșire la variația acestei temperaturi;

• la acest dispozitiv, diferența valorilor semnalului de ieșire la variații de temperaturăeste mai mare pentru mărcile tensometrice ce se află pe partea unde se aplică forța,respectiv partea superioară, față de cele de pe partea inferioară;

• în urma analizării modului de influență a temperaturii asupra rezistenței electrice amărcilor din componența senzorului WIM-BComp s-a constat că variațiile detemperatură avute în vedere afectează semnalul de ieșire al acestora, modificândvalorile rezistenței electrice ale mărcilor; în acest context se observă o variație arezistenței mărcilor pentru temperaturi pozitive, ușor mai mare decât variația pentrutemperaturi negative;

• analiza efectuată în acest caz, la diverse temperaturi, privind fenomenul de fluaj,evidențiază abateri foarte mici; se observă totuși că abaterile apărute la temperaturiridicate sunt ușor mai mari decât cele de la temperaturi scăzute, pentru toate mărciletensometrice din componența dispozitivului;

• analiza datelor experimentale, în cazul modelului fizic funcțional al dispozitivuluiWIM-PMMA, evidențiază un domeniu foarte restrâns între curbele de histerezisobținute;

• se constată, în egală măsură, că modificarea rezistenței electrice în funcție dedeformație este mult mai redusă la mărcile tensometrice înglobate în senzorulWIM-PMMA, spre deosebire de cele aflate la exteriorul senzorului;

• cercetările experimentale efectuate cu modelul fizic al senzorului WIM-PMMA aratăcă materialul folosit pentru realizarea elementului elastic al acestuia, princomportarea sa, induce un fenomen de instabilitate în cazul valorilor extreme dincadrul domeniului de măsură;

• în urma determinărilor efectuate atât în laborator, cât și în mediul relevant, în carelucrează dispozitivul în condiții reale, precum și a prelucrării datelor experimentaleobținute, s-au sintetizat o serie de concluzii, considerate semnificative în contextuldeterminărilor efectuate; în acest sens se observă, în primul rând, o dependență liniarăa deformației plăcii elastice a dispozitivului, în raport cu forța de greutate sau cu oforță echivalentă acesteia;

• la simularea experimentală, în laborator a aplicării pe dispozitivul WIM-PCMet3 aunei forțe de greutate se observă un fenomen de fluaj mai ridicat al mărcilortensometrice pentru poziția de coborâre F3, decât pentru poziția centrală F2; pe de altă


Capitolul 8 75

parte, abaterile de fluaj la sarcină nulă, cât și cele la sarcină maximă sunt relativ mici, prin urmare în procesul de măsurare ele pot fi neglijate;

• în cadrul măsurătorilor efectuate în condiții reale s-a constatat că dispozitivulWIM-PCMet3 este capabil să estimeze masa autovehiculului; astfel, în urmacântăririi autovehiculului cu dispozitivul realizat au fost obținute valori medii de1211 kg, 1258kg și 1268 kg, față de masa reală, care este de 1277 kg;

• încărcarea pe fiecare roată este diferită, așa cum se poate observa și din determinărileefectuate, masa totală a autovehiculului calculându-se prin însumarea valorilor datede acest tip de dispozitiv, pentru fiecare roată în parte.

• prelucrarea rezultatelor experimentale obținute în urma măsurătorilor experimentale,efectuate în condiții reale, demonstrează că dispozitivul WIM-PCMet3 poatedetermina masa autovehiculului cu o abatere cuprinsă între 1,02 % și 5,17 %;

• sensibilitatea dispozitivului este destul de ridicată, din acest motiv procesul decalibrare trebuie făcut cu rigurozitatea corespunzătoare;

• metodica de cercetare experimentală adoptată corespunde scopului și obiectivelorlucrării, asigurând desfășurarea corespunzătoare și cursivă a studiilor din cadrul tezei;

• aparatura și standurile de specialitate utilizate asigură, la rândul lor, precizia cerutăde specificul constructiv și de funcționare al dispozitivelor dezvoltate în cadrulprezentei lucrări.

8.2 Contribuții personale

Teza de doctorat elaborată de autor include un număr important de aspecte și probleme teoretice, precum și un important volum de cercetări experimentale, multe dintre ele cu un evident caracter original. În acest context, dezvoltarea lucrării în vederea atingerii obiectivelor propuse are la bază o serie de contribuții personale. Astfel, principalele contribuții ale autorului sunt grupate în cele ce urmează:

• efectuarea unui studiu documentar complex, în vederea dezvoltării problematiciiabordate în cadrul tezei de doctorat, prin care s-au identificat și prezentat principaleletipuri de senzori de cântărire în mișcare, senzori WIM, în special cei existenți înmomentul actual, precum și analiza modului de funcționare a acestora;

• evidențierea, prin intermediul studiului dezvoltat, a criteriilor de performanță pentrusistemele WIM;

• obținerea unei comparații cu privire la senzorii WIM existenți, utilizați în mod curentdin punct de vedere al preciziei, costurilor de instalare și operaționale, durataefectuării verificărilor și viteza la care pot cântări;

• sintetizarea și prezentarea costurilor senzorilor de cântărire în mișcare, de tip WIM,utilizați în mod curent;

• realizarea, în contextul prezentei cercetări, a unei sinteze documentare privindclasificarea autovehiculelor rutiere și a drumurilor, prin prisma aspectelor legate deîncărcarea pneurilor și deteriorarea șoselelor;

• sistematizarea și sintetizarea metodelor de măsurare cu traductoare electro-tensometrice rezistive și evidențierea principiilor generale ale măsurării;

• concepția și realizarea unui număr de trei modele virtuale ale sistemelor WIM propuseîn lucrare, precum și studiul comportării acestora prin intermediul simulărilorspecifice;

• obținerea, în urma modelării, a rezultatelor teoretice necesare dezvoltării cercetărilor;


Capitolul 8 76

• dezvoltarea, pe baza rezultatelor teoretice, a unui nou concept, original, de senzor curol de cântărire a autovehiculelor rutiere, denumit WIM-PCMet, destinat traficuluirutier urban;

• asigurarea unor caracteristici definitorii competitive ale acestui senzor propus,precum: prețul mai redus, montarea și demontarea simplă și rapidă, calitatea de a fiminim invaziv, fiind astfel de utilitate atât municipalităților, cât și altor categorii deutilizatori, în general;

• concepția și generarea unui model teoretic, de tip fizico-matematic, destinat studiuluicomportării ansamblului roată autovehicul – pneu – dispozitiv WIM-PCMet3;

• introducerea noțiunii de funcție caracteristică, Ξ, a dispozitivului WIM-PCMet3;• realizarea unui număr de trei modele fizice – funcționale, pe baza celor trei modele

virtuale ale sistemelor WIM propuse în lucrare;• construirea modelului fizic al dispozitivului WIM-PCMet3, pregătit pentru faza de

prototip, reprezintă contribuția originală, de bază, a autorului prezentei lucrări încadrul domeniului studiat, constituind o inovație în domeniu;

• elaborarea unei metodici de cercetare experimentală, adecvată specificuluicercetărilor din teză;

• efectuarea în laborator, cu asigurarea pregătirii necesare, a studiului experimental alsenzorilor WIM-BComp, WIM-PMMA și WIM-PCMet3;

• realizarea determinărilor experimentale cu senzorul WIM-PCMet3, în condiții reale,cu autovehicul;

• analizarea, interpretarea, sintetizarea și prezentarea sistematizată a rezultatelor șiconcluziilor desprinse în urma determinărilor experimentale vizând funcția decântărire cu dispozitivul WIM-PCMet3;

• formularea de către autorul prezentei lucrări, ca urmare a studiilor dezvoltate, a unorpropuneri referitoare la cântărirea autovehiculelor cu dispozitivul conceput și realizat,WIM-PCMet3, în special referitor la limitarea vitezei de circulație pe sectorul dedrum unde se efectuează măsurătorile cu noul senzor, la maxim 5-10 km/h.

8.3 Direcții de dezvoltare a cercetării În urma concluziilor prezentate, principalele direcții de dezvoltare a cercetării în

domeniul studiat vor fi concentrate pe următoarele aspecte: 1. completarea și extinderea modelului teoretic al dispozitivului WIM-PCMet3, astfel

încât să se asigure studiul și estimarea unei game mai largi de parametri caracteristici;2. avându-se în vedere faptul că, așa cum reiese din studiul efectuat, poziția forței de

acționare asupra plăcii superioare a dispozitivului influențează mărimea semnaluluide ieșire al mărcilor tensometrice și respectiv procesul de măsurare, se are în vedereinițierea unui algoritm al procesului de măsurare care să țină seama de acest aspect,în vederea îmbunătățirii preciziei dispozitivului dezvoltat;

3. stabilirea unui protocol de realizare rapidă și eficientă a calibrărilor dispozitivuluiWIM-PCMet3, în mod automat, precum și a frecvenței acestor calibrări, în vedereaefectuării în condiții corespunzătoare a măsurătorilor, răspunzând cerințelor traficuluiurban;

4. asocierea a două dispozitive WIM-PCMet3, corespunzătoare roților aceleiași punți,cu un bloc electronic propriu destinat calculului masei totale a autovehicululuicântărit, inclusiv determinarea erorilor aferente, care să lucreze pe baza unui softdedicat, așa cum se sugerează în Fig. 8.1;


Capitolul 8 77

Fig. 8.1 – Dezvoltări ale dispozitivului WIM-PCMet3

5. extinderea funcțiilor îndeplinite de dispozitivul WIM-PCMet3, prin asigurarea, cuajutorul acestui lanț de măsură, precum și a soft-ului aferent, în același timp și amonitorizării numărului de autovehicule ce parcurg traseul urban prevăzut cu acestansamblu de măsură.


Bibliografie 78

Bibliografie

1 Ajovalasit A., Embedded Strain Gauges: Effect of the Stress Normal to the Grid, Strain, 41, 95–103, 2005. 2 Ajovalasit A., Fragapane S., Zuccarello B., The Reinforcement Effect of Strain Gauges Embedded in Low

Modulus Materials, Strain, 49, 366–376, 2013. 3 Akbari R., Mahmoudabadi A., Developing a cost-effective model for evaluating the efficiency of weigh in

motion system, Proceedings - International Conference on Industrial Engineering and Operations Management, Kuala Lumpur, Malaysia, IEOM Society International, 3105-3113, March 8-10, 2016.

4 Atanasiu C., Canta T., Caracostea A., Crudu I., Drăgan I., Gireadă C., Încercarea materialelor. Încercări distructive ale metalelor, Editura Tehnică, București, 1982.

5 Aubin S., Capteurs de position innovants: Application aux Systèmes de Transport Intelligents dans le cadre d'un observatoire de trajectoires de véhicules, Doctorat de L’université de Toulouse, 2009.

6 Bajwa R., Coleri E., Rajagopal R., Varaiya P., Development of a Cost-Effective Wireless Vibration Weigh-In-Motion System to Estimate Axle Weights of Trucks, Computer-Aided Civil and Infrastructure Engineering, 32, 443–457, 2017.

7 Bârsănescu P., Cârlescu P., Stoian A., Senzori pentru cântărirea autovehiculelor în mişcare, Editura Tehnopress, Iaşi, 2009, ISBN 973-702-685-3.

8 Bârsănescu P.D., Cârlescu P., Ștefănescu D., A new weigh-in-motion and traffic monitoring system, International Conference on Force, Mass, Torque, Density, Pressure, Vacuum and Vibrations, IMEKO 20th TC3 & 3rd TC16 & 1st TC22, Merida, Mexico, 38-43, Code 94608, 2007.

9 Batenko A., Grakovski A., Kabashkin I., Petersons E., Sikerzhicki Y., Weight-in-Motion (WIM) Measurements by Fiber Optic Sensor: Problems and Solutions, Transport and Telecommunication, Vol. 12, No 4, 2011. 27–33

10 Battraw A., Szivek J., Anderson P., Bone Bonding Strength of Calcium Phosphate Ceramic Coated Strain Gauges, J. Biomed. Mater. Res. (Appl. Biomater.) 48, 32–35, 1999.

11 Bazergui A., Meyer M. L., Measurement of Strains in Rolling Contact, Experimental Mechanics, 433-441, 1968.

12 Belhouideg S., Lagache M., Effect of Embedded Strain Gage on the Mechanical Behavior of CompositeStructures, Journal of Modern Materials, Vol. 5, Issue 1, 1-7, 2018.

13 Burnos P., Gajda J., Thermal Property Analysis of Axle Load Sensors for Weighing Vehicles in Weigh-in-Motion System, Sensors, 16, 2143, 2016.

14 Burnos P., Gajda J., Sroka R., Sensor Data Fusion in Multi-Sensor Weigh-In-Motion Systems, Sensors,20-3357, 2020.

15 Burnos P., Rys D., The Effect of Flexible Pavement Mechanics on the Accuracy of Axle Load Sensors inVehicle Weigh‐in‐Motion Systems, Sensors, vol. 17, no. 9, p. 2053, 2017.

16 Burnos P.; Gajda J.; Piwowar P.; Sroka R.; Stencel M.; Zeglen T., Accurate weighing of moving vehicles,Metrol. Meas. Syst. 14, 507–516, 2007.

17 Buzdugan Gh., Rezistența materialelor, Editura Tehnică, București, 1980.18 Casey G.B., Airey G.D., Grenfell J.R., A comparison of uniform and 3-D tyre contact pressure

representations using a finite element method, Transportation Research Procedia 14, 2402 – 2410, 2016.19 Chen S.-Z., Wu G., Feng D.-C., Development of a bridge weigh-in-motion method considering the

presence of multiple vehicles, Engineering Structures 191, 724–739, 2019.20 Constantinescu I.N., Ștefănescu D.M., Sandu M. A., Măsurarea mărimilor mecanice cu ajutorul

tensometriei,21 Crasto A., Kim R., In Situ Monitoring of Residual Strain Development During Composite Cure, Polymer

Composites, Vol. 23, No. 3, 454-463, 2002.22 Dan D., Ge L., Yan X., Identification of moving loads based on the information fusion of weigh-in-motion

system and multiple camera machine vision, Measurement, 144, 155–166, 2019.


Bibliografie 79

23 De Beer M., Fisher C., Kannemeyer L., Tyre-Pavement Interface Contact Stresses on Flexible Pavements, Proceedings of the 8th Conference on Asphalt Pavements for Southern Africa (CAPSA'04), 681-702, 2004.

24 De Beer M., Fisher C., Stress-In-Motion (SIM) system for capturing tri-axial tyre–road interaction in thecontact patch, Measurement 46, 2155–2173, 2013.

25 De Beer M., Maina J.W., van Rensburg, Y., Greben J.M., Towards Using Tire-Road Contact Stresses inPavement Design and Analysis, Meeting of the Tire Society, 2011.

26 Derenne M., Bazergui A., Technique with an Application to Contact Problems, Experimental Mechanics,105-112, 1971.

27 Diaconu E., Dicu M., Racanel C., Căi de comunicații rutiere - principii de proiectare,Editura Conspress București, 2006, ISBN 973-7797-80-9.

28 Dima D.I., Întreținerea roților de cauciuc, Editura Militară, București, 1981. 29 Dolcemascolo V., Hornych P., Jacob B., Schmidt F., Klein E., Heavy Vehicle Traffic and Overload

Monitoring in France and Applications, 2015. 30 Enser H., Kulha P., Sell J., Jakoby B., Hilber W., Strauss B., Schatzl-Linder M., Printed strain gauges

embedded in organic coatings, Procedia Engineering, 168, 822 – 825, 2016. 31 Enser H., Kulha P., Sell J., Schatzl-Linder M., Strauss B., Hilber W., Jakoby B., Printed strain gauges

embedded in organic coatings - Analysis of gauge factor and temperature dependence, Sensors and Actuators A, 276, 137–143, 2018.

32 Filonenco-Borodici M.M., Iziumov S.M., Olislov B.A., Cudriavțev I.N., Malghinov L.I., Curs de rezistența materialelor - Partea a II-a, Editura tehnică 1952

33 Gajda J., Burnos P., Sroka R., Accuracy Assessment of Weigh-in-Motion Systems for Vehicles Direct Enforcement, IEEE Intelligent transportation systems magazine, 88-94, 2018.

34 Gajda J., Sroka R., Stencel M., Zeglen T., Piwowar P., Burnos P., Marszalek Z., Design and Accuracy Assessment of the Multi-Sensor Weigh-In-Motion System, IEEE International Instrumentation and Measurement Technology Conference Proceedings, DOI: 10.1109/I2MTC.2015.7151413, 2015.

35 Guo Z., Xu J., Chen Y., Guo Z., Yu P., Liu Y., Zhao J., High-sensitive and stretchable resistive strain gauges: Parametric design and DIW fabrication, Composite Structures, 223, 11095, 2019.

36 Haugen T., Levy J.R., Aakre E., Tello M.E.P., Weigh-in-Motion equipment – experiences and challenges, Transportation Research Procedia 14, 1423 – 1432, 2016.

37 Horoschenkoff A., Klein S., Haase K.H., Structural integration of strain gages, HBM, S2182-1.2en, 2006. 38 Jacob B and Cerezo V, Heavy Commercial Vehicle Greening, Safety and Compliance, 22nd ITS World

Congress 14 Bordeaux France, 2015. 39 Jacob B., Cottineau L.M., Weigh-in-motion for direct enforcement of overloaded commercial vehicles,

Transportation Research Procedia 14, 1413 – 1422, 2016. 40 Jacob B., Feypell-de La Beaumelle V., Improving truck safety: Potential of weigh-in-motion technology,

IATSS Research 34, 9–15, 2010. 41 Jacob B., O’Brien E., Jehaes S., Weigh-in-Motion of Road Vehicles; Final Report, Paris, France, 2002. 42 Jinan Shijin Group Ltd.corp., WinWdw Software, Operating manual, Republic of China, 2008 43 Kim J., Lee J., Choi B., Fabrication and Characterization of Strain Gauge Integrated Polymeric

Diaphragm Pressure Sensors, International Journal of Precision Engineering and Manufacturing, Vol. 14, No. 11, 2013.

44 Kollipara V.D., Arheology model of soft elastomeric capacitor for Weigh-In-Motion application, Master thesis, Iowa State University, 2013.

45 Krishnaswamy K.T., Measurement of internal strains in concrete, Materiaux et Constructions, Vol. 1, No. 4, 361-364, 1968.

46 Liu C.R., Guo L., Li J., Chen X., Weigh-in-Motion (WIM) Sensor Based on EM Resonant Measurements, IEEE Antennas and Propagation Society International Symposium, DOI: 10.1109/APS.2007.4395555, 2007.


Bibliografie 80

47 Lydon M., Taylor S.E., Robinson D., Mufti A., O’Brien E.J., Recent developments in bridge weigh in motion (B-WIM), J. Civil Struct. Health Monit., 6:69–81, 2016.

48 Maguire J.R., Phillips P., Engineering Measurement and Testing of Landbased Structures Using Strain Gauges, Strain, 38, 63–68, 2002.

49 Mardare I., Theoretical and experimental contributions regarding the transmission of force and power waves through liquids, with applications to sensors, PhD thesis „Georghe Asachi” Technical University of Iasi, Romania, 2013.

50 Markovic N., Schonfeld P., Ryzhov I., Evasive Flow Capture: Optimal Location of Weigh-in-Motion Systems, Tollbooths, and Security Checkpoints, NETWORKS, DOI 10.1002, 2014.

51 Meehan C., Talebi M., A method for correcting field strain measurements to account for temperature effects, Geotextiles and Geomembranes, 45, 250-260, 2017.

52 Miroliobov I., Engalytchev S., Serguiesvschi N., Almametov F., Kouritsyne N., Iachina L., Resistance des materiaux - manuel de resolution des problemes, Editions Mir Moscou, 1977.

53 Moazami D., Muniandy R., Hamid H., Yusoff Z.M., Effect of tire footprint area in pavement response studies, International Journal of the Physical Sciences, Vol. 6, 5040-5047, 2011.

54 Moon Y.S., Son W.-H., Choi S.-Y., Characteristics of a Double-Tube Structure for the Hydraulic WIM Sensor, Journal of Sensor Science and Technology Vol. 23, No. 1, 19-23, 2014.

55 Mulvihill D.M., O’Driscoll C., Stanley W., Little E.G., A Comparison of Various Patterns of Three-Dimensional Strain Rosettes, Strain, 47, 447–456, 2011.

56 Nedoma J., Fajkus M., Martinek R., Vanus J., Kepak S., Kahankova R., Jaros R., Cvejn D., Prauzek M., Analysis of the use of fiber-optic sensors in the road traffic, IFAC PapersOnLine 51-6, 420–425, 2018.

57 Negruș E., Soare I., Tănase F., Bejan N., Încercarea autovehiculelor, Editura didactică și pedagogică București, 1981.

58 O’Driscoll C., O’Donnell E., Stanley W., O’Donnell P., Little E.G., A comparison of three-dimensional embedded strain transducers, compression tested within the same strain field while offset at an angle with the principal axes, Strain, 48, 375–387, 2012.

59 OECD, Dynamic Interaction between Vehicle and Infrastructure Experiment, Technical report, 2 Rue André Pascal Paris, 1998.

60 Opitz R., Goanta V., Carlescu P., Barsanescu P.D., Taranu N., Banu O., Use of Finite Elements Analysis for a Weigh-in-Motion Sensor Design, Sensors, Vol. 12, Issue 6, 6978-6994, 2012.

61 Peter T.M., Feng Y., Wang X., Detector Technology Evaluation, Research report, University of Utah, 2003.

62 Ponomariov S. D., Biderman V.L., Liharev C.K., Makușin V.M., Malinin N.N., Feodosiev V.I., Calculul de rezistență în construcția de mașini - Volumul I, Editura Tehnică București, 1960

63 Ponomariov S. D., Biderman V.L., Liharev C.K., Makușin V.M., Malinin N.N., Feodosiev V.I., Calculul de rezistență în construcția de mașini - Volumul II, Editura Tehnică București, 1960

64 Popa St., Hilohi C., Încercarea automobilelor, Editura tehnică, București, 1984. 65 Rys D., Judycki J., Jaskula P., Determination of vehicles load equivalency factors for polish catalogue of

typical flexible and semi-rigid pavement structures, Transportation Research Procedia 14, 2382 – 2391, 2016.

66 Sandu M. și Sandu A., „Captoare cu traductoare rezistive” București, Ed. Pintech, 1999. 67 Schnack E., Prinz B., Dimitrov S., Interlaminar Stress Determination in Carbon Fibre Epoxy Composites

with the Embedded Strain Gauge Technique, Strain, 40, 113–118, 2004. 68 Schotzko T., Lang W., Embedded Strain Gauges for Condition Monitoring of Silicone Gaskets, Sensors,

14, 12387-12398, 2014. 69 Sekula K.D., Real-Time Dynamic Load Identification, PhD thesis, Polish Academy of Sciences,

Warsaw, 2011. 70 Singare S., Li D., Liu Y., Wu Z., Wang J., The effect of latency on bone lengthening force and bone

mineralization: an investigation using strain gauge mounted on internal distractor device, BioMedical Engineering OnLine, 5:18, 1-8, 2006.


Bibliografie 81

71 Smoleanski M. L., Tabele de integrale nedefinite, Ediția tehnică, 1972. 72 Sousa H., Matos J.C., Figueiras J.A., Development of an Embedded Sensor Holder for Concrete Structures

Monitoring, Carbon, 2006. 73 Stefanescu D. M., Handbook of Force Transducers, DOI 10.1007/978-3-642-18296-9, 2011. 74 Urdăreanu T., Propulsia și circulația autovehiculelor cu roți, Editura didactică și pedagogică

București, 1981. 75 Stoian A., Load cells with composite elastic element and thin films strain gauges, PhD thesis, „Georghe

Asachi” Technical University of Iasi, Romania, 2010. 76 Trench P., Little E.G., Tocher D., O’Donnell P., Lawlor V., The Performance of Three-Dimensional Strain

Rosettes Evaluated when Embedded into a Sphere, Strain, 45, 149–159, 2009. 77 Tripa P., Metode experimentale pentru determinarea deformaţiilor şi tensiunilor mecanice, Editura

MIRTON, Timișoara, 2010, ISBN 978-973-52-0895-0. 78 U.S. Department of Transportation, Federal Highway Administration, WIM Pocket Guide, 2018. 79 Untaru M., Pereș Gh., Stoicescu A., Tabacu I., Poțincu Gh., Dinamica autovehiculelor pe roți, Editura

didactică și pedagogică București, 1981. 80 vdM. Steyn W.J., Ilse M., Evaluation of Tire/Surfacing/Base Contact Stresses and Texture Depth,

International Journal of Transportation Science and Technology, vol. 4, no. 1, 107 – 118, 2015.

81 Vijayaraghavan K., Pruden S., Rajamani R., Weigh-In-Motion (WIM) Sensor, Brevet nr. US 2011/O127090 A1, United States, 2011.

82 Vishay Micro-Measurements, Model P3 Strain Indicator and Recorder - Instruction Manual, 2005. 83 White E., Case J., Kramer R., Multi-Element Strain Gauge Modules for Soft Sensory Skins, IEEE Sensors

Journal, Vol. 16, No. 8, 2607-2616, 2016. 84 William T., Bernhard O., Lukas H., Cornelie van Driel, Study on heavy vehicle on-board weighing. Final

report, Transport & Environment, 2013. 85 Wilson J. S., Sensor Technology Handbook, Elsevier Inc., 2005. 86 Yeo J.C.J., Lee C., Wang Z., Lim C.T., Tactile sensorized glove for force and motion sensing, 978-1-4799-

8287-5/16, IEEE, 3pp, 2016. 87 Yu Y., Cai C.S., Deng L., State-of-the-art review on bridge weigh-in-motion technology, Advances in

Structural Engineering , Vol. 19(9) 1514–1530, 2016. 88 Zang H., A High Speed, Portable, Multi-Function, Optical Fiber Weigh-in-Motion (WIM) Sensing System,

PhD thesis, Stevens Institute Of Technology, Castle Point on Hudson, 2009. 89 Zhang L., An Evaluation of the Technical and Economic Performance of Weigh-In-Motion Sensing

Technology, Master thesis, University of Waterloo, Ontario, Canada, 2007. 90 Zhang Z., Si T., Controllable assembly of silver nanoparticles based on the coffee-ringeffect for high-

sensitivity flexible strain gauges, Sensors and Actuators A, 264, 188–194, 2017. 91 http://is-wim.org/index.php?nm=2&nsm=5&lg=en 92 http://pdf.directindustry.com/pdf/voetsch-industrietechnik/vt-4002-emc/16219-373575.html. - accesat în

data de 10.2020. 93 http://tca.gov.au/documents/pdfs/Presentation-20170911-WIMForum-TMR-Yung-Smith.pdf - accesat în

data de 02.09.2019 94 https://cordis.europa.eu/project/id/217643 - accesat la 11.03.2020, ora 9:00 95 https://en.wikipedia.org/wiki/FR-4 96 https://ro.wikipedia.org/wiki/Autovehicul 97 webbut.unitbv.ro/carti on-line/BSM/BSM/capitol4.pdf – accesat în data de 02.08.2020 98 www.aandd.jp/products/weighing/loadcell/introduction/pdf/1-2.pdf. - accesat în data de 10.2020. 99 www.iopscience.iop.org/article/10.1088/1757-899X/572/1/012098/meta 100 www.cellsmr.com/files/master/pdf/SINGLE%20POINT/PW6K.pdf. - accesat în data de 10 2020. 101 www.governmenteuropa.eu/weigh-in-motion-technology/90636/


Bibliografie 82

102 www.me.umn.edu/courses/me4331/FILES/AgilentManual_34.pdf. - accesat în data de 12 2018. 103 www.bndtechsource.wixsite.com/home/tire-data-calculator 104 www.npl.co.uk/upload/pdf/forceguide.pdf – accesat în data de 02.09.2019. 105 www.odat.ro/presiune-corecta-pneuri - accesat în data de 03.09.2020. 106 www.paleotechnologist.net/?p=2400. - accesat în data de 10 2020. 107 www.scribd.com/document/94305068/Ingineria-Traficului - accesat în data de 02.09.2020 108 www.tekscan.com/resources/whitepaper/load-cell-vs-force-sensor. - accesat în data de 09 2020. 109 www.ugpti.org/resources/reports/downloads/mpc03-154.pdf 110 worldwide.espacenet.com/patent/search/family/051399730/publication/US2017146384A1?q=US201714

6384A1&queryLang=en%3Ade%3Afr 111 worldwide.espacenet.com/patent/search/family/049191978/publication/WO2013139284A1?q=WO2013

139284A1&queryLang=en%3Ade%3Afr 112 worldwide.espacenet.com/patent/search/family/050935147/publication/MX2012010462A?q=MX201201

0462&queryLang=en%3Ade%3Afr 113 www.ilscompany.com/shipping-good-practices 114 worldwide.espacenet.com/patent/search/family/047148546/publication/US2014309966A1?q=US201430

9966A1 115 worldwide.espacenet.com/patent/search/family/047225849/publication/US2015075297A1?q=US201507

5297A1 116 www.en.wikipedia.org/wiki/CATIA 117 118 119

www.inas.ro/ro/ansys-mechanical-premium www.en.wikipedia.org/wiki/COMSOL_Multiphysics www.ssab.com/products/brands/hardox/products/hardox-400

120 www.worldwide.espacenet.com/patent/search/family/034515652/publication/UA66460A?q=UA66460A 121 www.worldwide.espacenet.com/patent/search/family/034516842/publication/UA67937A?q=UA67937A 122 www.worldwide.espacenet.com/patent/search/family/044774079/publication/WO2012010943A1?q=W

O2012010943A1 123 *** STAS 10144 3-91 - Proiectare drumuri, 1991. 124 *** Ordonanța Guvernului nr. 43/1997 privind regimul drumurilor, forma sintetică la 26.09.2019.

Rezumat teză de doctorat Universitatea Tehnică "Gheorghe Asachi" din Iaşi

Listă de lucrări

I. Lucrări publicate în volume ale conferințelor (ISI Web ofScience - Clarivate Analytics)

1. Dontu A.I., Maftei A., Bârsănescu P.D., Sachelarie A.C., Budeanu B., Method ofpreventing unwanted traffic in the “Tudor Vladimirescu” University Campus, The 7thInternational Conference on Advanced Concepts in Mechanical Engineering, IOPConf. Series: Materials Science and Engineering, Volume 147, Automotives. Engineand Transmission. Road Safety, (2016), 012111, ACME 2016 Iași, doi: 10.1088/1757-899X/147/1/012111, 2016.

2. Maftei A., Dontu A.I., Sachelarie A.C., Budeanu B., Method of creating additionalparking spaces in the “Tudor Vladimirescu” University Campus, The 7th InternationalConference on Advanced Concepts in Mechanical Engineering, IOP Conf. Series:Materials Science and Engineering, Volume 147, Automotives. Engine andTransmission. Road Safety, (2016), 012112, ACME 2016 Iași, doi: 10.1088/1757-899X/147/1/012112, 2016.

3. Dontu A.I., Gaiginschi L., Barsanescu P.D., Reducing the urban pollution byintegrating weigh-in-motion sensors into intelligent transportation systems. State of theart and future trends, The 7th Modern Technologies in Industrial Engineering, IOPConf. Series: Materials Science and Engineering, Volume 591, Management ofIndustrial Processes, (2019), 012087, ModTech 2019 Iași, doi: 10.1088/1757-899X/591/1/012087, 2019.

4. Dontu A.I., Gaiginschi L., Barsanescu P.D., Rakosi E., Andrusca L., Danila N.A., Newconcept of WIM system for urban traffic monitoring, The 9th International Conferenceon Advanced Concepts in Mechanical Engineering, IOP Conf. Series: MaterialsScience and Engineering, Volume 997, Automotives. Engine and Transmission. RoadSafety, (2020), 012114, ACME 2020 Iași, doi: 10.1088/1757-899X/997/1/012114,2020, indexate BDI-Scopus, în process de indexare ISI.

5. Dontu A.I., Barsanescu P.D., Andrusca L., Danila N.A., Weigh-in-motion sensors andtraffic monitoring systems-Sate of the art and development trends, The 9th InternationalConference on Advanced Concepts in Mechanical Engineering, IOP Conf. Series:Materials Science and Engineering, Volume 997, Automotives. Engine andTransmission. Road Safety, (2020), 012113, ACME 2020 Iași, doi: 10.1088/1757-899X/997/1/012113, 2020, indexate BDI-Scopus, în process de indexare ISI.

6. Maftei A., Dontu A.I., Barsanescu P.D., Applying FMEA methodology to evaluatedifferent shapes of car struts, The 9th International Conference on Advanced Conceptsin Mechanical Engineering, IOP Conf. Series: Materials Science and Engineering,Volume 997, Automotives. Engine and Transmission. Road Safety, (2020), 012120,ACME 2020 Iași, doi: 10.1088/1757-899X/997/1/012120, 2020, indexate BDI-Scopus,în process de indexare ISI.


II. Lucrări publicate în reviste indexate BDI1. Dontu A.I., Ulian T., Rakosi E., Functional analysis of a new concept of WIM sensor

by using Failure Mode and Effects Analysis (F.M.E.A.), Buletinul InstitutuluiPolitehnic din Iași, 2021 – lucrare acceptată, în curs de publicare.

2. Dontu A.I., Ulian T., Rakosi E., Influence of a real estate construction area with mixedfunctions - Traffic Study, Buletinul Institutului Politehnic din Iași, 2021 – lucrareacceptată, în curs de publicare.

3. Ulian T., Dontu A.I., Theoretical research to improve the performance of a sparkignition engine by using zonal cooling principle, Buletinul Institutului Politehnic dinIași, 2021 – lucrare acceptată, în curs de publicare.

4. Ulian T., Dontu A.I., Cylinder head analysis from thermal point of view using FiniteElement Method (FEM) of a spark ignition engine by using zonal cooling principle,Buletinul Institutului Politehnic din Iași, 2021 – lucrare acceptată, în curs de publicare.

III. Lucrări publicate în volume ale conferințelor indexate BDI(Scopus, Google Scholar)

1. Maftei A., Dontu A.I., Gaiginschi L., Agape I., Influence of speed bumps on brakingdistance, International Conference on Innovative Research Euroinvent, IOP Conf.Series: Materials Science and Engineering, Volume 572, Materials & Life Science,(2019), 012098, ICIR EUROINVENT 2019 Iași, doi: 10.1088/1757-899X/572/1/012098, 2019.

2. Agape I., Dontu A.I., Maftei A., Gaiginschi L., Barsanescu P.D., Actual types ofsensors used for weighing in motion, International Conference on Innovative ResearchEuroinvent, IOP Conf. Series: Materials Science and Engineering, Volume 572,Materials & Life Science, (2019), 012102, ICIR EUROINVENT 2019 Iași, doi:10.1088/1757-899X/572/1/012102, 2019.

IV. Brevete de invenție1. Donțu A.I., Bârsănescu P.D., Andrușca L., Dănilă N.A., Senzor pentru cântărirea

autovehiculelor aflate în mișcare și monitorizarea traficului urban, cerere de brevet nr.înregistrare OSIM: A/00132 din 06.03.2020.

E-mail: [email protected]

E-mail: [email protected]

LinkedIn : https://www.linkedin.com/in/dontu-andrei-ionut-8458885a/

Adresă: Str. Mihai Vodă Viteazul, nr. 3-5-7, bl. A1, sc. B, et. 7, ap. 44, 700391 Iași

(România)

EXPERIENȚA PROFESIONALĂ

Asistent universitar perioadă determinată

Facultatea de Mecanică, Universitatea Tehnică „Gheorghe Asachi” [ 10/2018 – În curs] Departamentul de Inginerie Mecanică și Autovehicule Rutiere Localitatea: Iași Țara: România

Inginer Spitalul Clinic CF Iași [01/2017 – 03/2018] Localitatea: Iași Țara: România

Inginer de trafic SC Search Corporation SRL [14/11/2014 – 30/11/2015] Localitatea: Iași Țara: România Activităţi specializate, ştiinţifice şi tehnice

EDUCAȚIE ȘI FORMARE PROFESIONALĂ Studii universitare de doctorat Universitatea Tehnică ”Gheorghe Asachi”, Facultatea de Mecanică din Iași [09/2015 – În curs] Adresă: (România)Domeniul de studii: Inginerie MecanicăTitlul tezei de doctorat: Contribuții privind dezvoltarea unor senzori de monitorizare a masei autovehiculelor în mișcare

Andrei Ionuț Donțu Cetățenie: română

(+40) 758555362

Data nașterii: 05/01/1990

Gen: Masculin

mailto:[email protected]

mailto:[email protected]

https://www.linkedin.com/in/dontu-andrei-ionut-8458885a/

Studii universitare de masterat Universitatea Tehnică ”Gheorghe Asachi”, Facultatea de Mecanică din Iași [ 10/2013 – 07/2015 ] Adresă: (România)Domeniul de studii: Ingineria Autovehiculelor Media finală/ Rezultatul final: 10 Tipul de credite: ECTS – Număr de credite: 120 Lucrarea de disertație: Optimizarea traficului auto și pietonal din Campusul Tudor Vladimirescu

Proiectarea structurilor și caroseriilor moderne Grupuri motopropulsoare calsice și neconveționale Reglementări tehnice și omologarea automobilelor și componentelor Etică și integritate

Studii universitare de licență Universitatea „Alexandru Ioan Cuza” din Iași, Facultatea de Drept [ 10/2013 – 07/2017 ]

Adresă: (România)

Studii universitare de licență Universitatea Tehnică ”Gheorghe Asachi”, Facultatea de Mecanică din Iași [ 10/2009 – 07/2013 ] Adresă: (România)Domeniul de studii: Ingineria Autovehiculelor - Autovehicule Rutiere Media finală/ Rezultatul final: 10 Tipul de credite: ECTS – Număr de credite: 240 Lucrarea de diplomă: Studiul de trafic al autovehiculelor din Campus Tudor Vladimirescu Iași

▪ Procese în motoare cu ardere internă

▪ Calculul şi construcţia motoarelor cu ardere internă

▪ Dinamica autovehiculelor

▪ Combustibili şi lubrifianți

Studii liceale Colegiul Național "Ștefan cel Mare" Suceava [ 09/2005 – 06/2009 ] Adresă: (România) https://cnstefancelmare.ro/ Domeniul de studii: profil real, specializare matematică-informatică-intensiv informatică Media finală/ Rezultatul final: 8,10

https://cnstefancelmare.ro/

română

Altă limbă (Alte limbi):

engleză COMPREHENSIUNE ORALĂ B1 CITIT B1 SCRIS B1

EXPRIMARE SCRISĂ B1 CONVERSAȚIE B1

germană COMPREHENSIUNE ORALĂ A1 CITIT A1 SCRIS A1

EXPRIMARE SCRISĂ A1 CONVERSAȚIE A1

franceză COMPREHENSIUNE ORALĂ A1 CITIT A1 SCRIS A1

EXPRIMARE SCRISĂ A1 CONVERSAȚIE A1

COMPETENȚE ORGANIZATORICE

Bun coordonator

Experiență în organizarea și coordonarea unor proiecte de voluntariat studențești

Spirit organizatoric

Experienţă bună a managementului de proiect sau al echipei

COMPETENȚE DE COMUNICARE ȘI INTERPERSONALE

Comunicare strategică

În activitatea mea de student reprezentant in cadrul Consiliului Studenților de la Facultatea de Mecanică am coordonat întâlniri cu studenții cu privire la problemele acestora și i-am informat despre deciziile luate de conducerea facultății.

PROIECTE ȘI CONTRACTE DE CERCETARE

ROSE - Creşterea deschiderii parcursului educaţional către absolvire prin reducerea abandonului în primul an de studii la Facultatea de Mecanică de la Universitatea Tehnică „Gheorghe Asachi” din Iași (Mec4Pass) [ 10/2018 – În curs ]

Studiu de circulație privind organizarea traficului auto si pietonal în zona adiacenta investiției de construire imobil locuințe colective, birouri și parcări subterane din Iași, Bulevardul Carol I, nr. 26 [ 01/03/2021 – 30/03/2021 ]

TUIASI-COMPETE, Contr. nr. 9PFE/2018 [ 04/2019 – 08/2020 ]

Universitatea Tehnică ”Gheorghe Asachi” din Iași

https://www.compete.tuiasi.ro/

Studiu de circulație privind organizarea traficului auto și pietonal în zona adiacentă investiției S.C. Iulius Real Estate S.R.L. - clădire pentru funcțiuni mixte: servicii, comerț, alimentație publică, amenajare spațiii exterior pentru găzduire [ 03/10/2020 – 31/10/2020 ]

COMPETENȚE LINGVISTICE

Limbă(i) maternă(e):

https://www.compete.tuiasi.ro/

[ 02/2017 – 03/2017 ]

Studiu de circulaţie privind organizarea traficului auto şi pietonal în zona adiacentă investiţiei S.C. Iulius Real Estate S.R.L. din str. Sf.Andrei din municipiul Iaşi

Colectare date de trafic în Municipiul Iași, in cadrul Planului de Moblitate Urbana Durabila pentru polii de creștere din Romania lot 2 (Craiova, Iași, Ploiesti) [ 01/10/2015 – 30/10/2015 ]

Studiu de circulatie privind organizarea traficului auto și pietonal în zona adiacentă investiției de construire imobil locuințe colective, spații comerciale, birouri și dotări aferente din Iași, strada Sfantul Andrei nr. 8-10

Studiu de circulaţie privind organizarea traficului auto şi pietonal în zona adiacentă investiţiei S.C.Corsini Ristorante S.R.L. din str. Sf. Andrei din Municipiul Iaşi

CONFERINȚE ȘI SEMINARE

The 7th International Conference on Advanced Concepts in Mechanical Engineering (ACME) [ Iași, 09/06/2016 – 10/06/2016 ] https://iopscience.iop.org/article/10.1088/1757-899X/147/1/011001

The 7th Modern Technologies in Industrial Engineering (ModTech) [ Iași, 19/06/2019 – 22/06/2019 ] https://modtech.ro/conference/ModTech2019_Presentation.php#gsc.tab=0

International Conference on Innovative Research Euroinvent (ICIR EUROINVENT) [ Iași, 16/05/2019 – 17/05/2019 ] https://iopscience.iop.org/article/10.1088/1757-899X/572/1/011001

The 9th International Conferenceon Advanced Concepts in Mechanical Engineering (ACME) [ Iași, 04/06/2020 – 05/06/2020 ] http://www.mec.legacy.tuiasi.ro/acme2020/social_program.html

MOBILITĂȚI

Mobilitate Erasmus+ [ 03/2018 – 07/2018 ]

Universitatea HTW din Saarbrucken

https://www.htwsaar.de/

Mobilitate în cadrul proiectului COMPETE [ 16/10/2019 – 30/10/2019 ]

Universidade Tecnica de Lisboa - Instituto Superior Tecnico

https://tecnico.ulisboa.pt/pt/

Studiu de circulatie privind organizarea traficului auto si in zona adiacenta investitiei S.C. United Business Center 5 S.R.L. din str. Sf.lazar nr. 27, Iași, cu luarea în considerare a influentelor asupra traficului în zona Complexului Palas

https://iopscience.iop.org/article/10.1088/1757-899X/147/1/011001

https://modtech.ro/conference/ModTech2019_Presentation.php#gsc.tab%3D0

https://iopscience.iop.org/article/10.1088/1757-899X/572/1/011001

http://www.mec.legacy.tuiasi.ro/acme2020/social_program.html

https://www.htwsaar.de/

https://tecnico.ulisboa.pt/pt/

Fotbal, tenis de picior, baschet, ciclism, jogging.

Călătoriile

PERMIS DE CONDUCERE

Permis de conducere: A

Permis de conducere: B

VOLUNTARIAT

Voluntar [ Spitalul Clinic C.F. Iași, 09/2016 – 12/2016 ]

Voluntar [ Liga Studenților de la Mecanică Iași, 2011 – 2015 ]

Proiecte realizate în cadrul organizației: Ziua Drepturilor Studentului; Team Building; Student Exchange;

Proiecte în care m-am implicat: proiecte sportive; Expo&Burn; LSM Drift Team.

HOBBY-URI ȘI TEME DE INTERES

Activități sportive

UNIVERSITATEA TEHNICĂ ,,GHEORGHE ASACHI DIN IAşl …

Documents

Transcript of UNIVERSITATEA TEHNICĂ ,,GHEORGHE ASACHI DIN IAşl …