Criterios para peraltar curvas horizontales cerradas en

pendientes empinadas

Criterios para peraltar curvas horizontales cerradas en pendientes empinadas

Darren J. Torbic

Mitchell K. O'Laughlin

Douglas W. Harwood

Karin M. Bauer

Courtney D. Bokenkroger

Lindsay M. Lucas

John R. Ronchetto

MRIGlobal

Kansas City, MO

Sean Brennan

Eric Donnell

Alexander Castaño

Tejas Varunjikar

THOMAS D. LARSON PENNSYLVANIA TRANSPORTE INSTITUTO EN LA UNIVERSIDAD ESTATAL DE PENSILVANIA

University Park, PA

TRANSPORTE DE INVESTIGACION CONSEJO

WASHINGTON, DC 2014

www.TRB.org

PRÓLOGO

David A. Reynaud Oficial de Estado Mayor Transportation Research Board

Este informe da criterios de peralte de las curvas horizontales en pendientes empinadas. Se realizaron una serie de estudios de campo y simulaciones de dinámica del vehículo para investigar combinaciones de curvas horizontales y diseño vertical pendiente. El informe debe ser de interés para los profesionales de diseño de caminos estatales y locales.

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Las curvas horizontales cerradas en pendientes pronunciadas representan un potencial problema de seguridad para los vehículos, especialmente los camiones. Ejemplos en los que puede producirse esta combinación son los movimientos de rama de distribuidor, las curvas en los caminos montañosos, o curvas en bajada de alta velocidad en los caminos de acceso controlado. En estos lugares, los factores que complican son las pendientes longitudinal y transversal, y la fricción del pavimento impuesto com-pletamente la capacidad del conductor para dar un posicionamiento correcto del vehículo sin compro-meter el control del vehículo. Criterios de peralte, curvatura horizontal y otros criterios geométricos aso-ciados necesarios que deben desarrollarse para situaciones en las que se encuentran pendientes pro-nunciadas en las curvas horizontales afilados.

El objetivo del Proyecto NCHRP 15-39 fue desarrollar criterios de peralte de las curvas horizontales en pendientes empinadas. Otros criterios asociados con el diseño de curvas horizontales (por ejemplo, transiciones-tangente-a curva, transiciones espiral, desplazamiento lateral de los vehículos que circulen por la curva, la necesidad de ensanchamiento del pavimento, y la determinación de los radios de curva) también fueron considerados.

La investigación fue realizada por MRIGlobal y la Universidad Estatal de Pennsylvania. Se desarrollaron criterios de diseño basado en una serie de estudios de campo y simulaciones de dinámica de vehículos. Se realizaron estudios de campo para recoger la velocidad del vehículo y el cambio de carril de maniobra de datos de lugares en todo Estados Unidos, así como muestras representativas de datos de fricción neumático-pavimento para diversas condiciones de la superficie del pavimento. Vehículos de simula-ciones dinámicas utilizan criterios de diseño AASHTO en combinación con los datos de campo medidos. Se consideraron tres clases de vehículos de pasajeros y tres clases de camiones para analizar la segu-ridad. El informe da una guía de diseño sobre la base de los análisis de las curvas horizontales afilados en pendientes empinadas.

CONTENIDO

Resumen

Sección 1 Introducción 1.1 Antecedentes 1.2 Investigación Objetivo y Alcance 1.3 Resumen de Metodología de la Investigación 1.4 Términos clave 1.5 Resumen del Informe

Sección 2 Revisión de la Bibliografía 2.1 Horizontal Curva Diseño 2.2 Camiones 2.3 Comodidad del Conductor 2.4 Estudios de fricción 2.5 Dinámica de Vehículos Modelos 2.6 Prácticas actuales

Sección 3 Estudios de Campo 3.1 Selección del sitio 3.2 Velocidad y maniobra de vehículos estudios 3.3 instrumentados de Estudios de vehículos 3.4 Pruebas Fricción

Sección 4 analíticas y modelos de simulación 4.1 Análisis Enfoque 4.2 Paso 1: Definir modelo básico de neumático-pavimento Interacción (s) y Estimación Márgenes de fricción lateral contra Derrapar en actual Política Curva Horizontal de AASHTO 4.3 Paso 2: Definir Geometrías Road y rangos variables de uso en pasos posteriores 4.4 Paso 3: Desarrollar laterales curvas de demanda de fricción y calcular márgenes de fricción lateral contra De-rrapar Considerando Pendiente Usando el punto Misa Modelo Modificado 4.5 Paso 4: Definir Vehículos y Maniobras a utilizar en los modelos no-Point-Mass 4.6 Paso 5: Predecir Ascensor Rueda Uso de los modelos cuasi-estática 4.7 Paso 6: Predecir Recogia de ejes individuales durante el estado estable de comportamiento en una curva 4.8 Paso 7: Predecir Recogia de ejes individuales durante el frenado y cambio de carril Maniobras en una curva 4.9 Paso 8: Predecir Recogia de ejes individuales en maniobras transitorias y Severa Frenado 4.10 Paso 9: Predecir Recogia de madera de las ruedas individuales 4.11 Paso 10: Predecir con ruedas de ruedas de forma individual durante las maniobras transitorias 4.12 Paso 11: Análisis de mejoramientos 4.13 Resumen de Modelado y Simulación Analítica

Sección de Análisis 5 Crash 5.1 Descripción de datos 5.2 Análisis Enfoque 5.3 Resultados del análisis

Sección 6 Conclusiones, Diseño geométrico de orientación, y Futuro de investigación 6.1 Conclusiones generales 6.2 Diseño geométrico Orientación 6.3 Investigación Futuro

Referencias

A-1 Apéndice A Nomenclatura

B-1 Apéndice B Parámetros de vehículos usados en la simulación

C-1 Apéndice C Cambios potenciales recomendados para próximas ediciones del Libro Verde y MUTCD

Nota: Muchas de las fotografías, figuras y cuadros de este informe se convirtieron de color a escala de grises para la impresión. La versión electrónica del informe (publicado en la Web en www.trb.org) Conserva las versiones de color.

RESUMEN

Criterios de peralte de las curvas horizontales afilados en pendientes pronunciadas

El Libro Verde de AASHTO establece la política de diseño geométrico de curvas horizontales. Los cri-terios de diseño para las curvas horizontales se basan en un modelo matemático que representa el vehículo como un punto de masa. Como un vehículo atraviesa una curva horizontal, se somete a una aceleración centrípeta que está equilibrado por una combinación de peralte y la fricción en la interfaz neumático-pavimento. Curvas horizontales diseñados según la política de AASHTO demostraron dar un margen de seguridad con respecto al vehículo derrape y vuelcos tanto para turismos y camiones en condiciones normales. Sin embargo, la política indica que los vehículos que circulen en pendientes em-pinadas o actualizaciones pueden requerir algunos ajustes en las tasas de peralte, para mantener un margen de seguridad adecuado, para los pendientes de inclinación superior a 5%. El ajuste de peralte se hace asumiendo una velocidad ligeramente superior para las curvas horizontales en pendientes pronun-ciadas y, porque los vehículos ralentizan en una actualización, añadiendo peralte de la curva. La reco-mendación para ajustar la velocidad directriz y peralte en pendientes pronunciadas no se investigó completamente.

El propósito de esta investigación fue desarrollar criterios de peralte de las curvas horizontales afilados en pendientes empinadas. Se realizaron una serie de estudios de campo y simulaciones de dinámica del vehículo para investigar la combinación de curva horizontal y criterios de diseño de pendiente verticales. Los estudios de campo incluyeron la recolección de la velocidad del vehículo y los datos de maniobra de cambio de carril a partir de 20 ubicaciones en todo Estados Unidos. Además, los datos de fricción neu-mático-pavimento se recogieron en ocho lugares, representativos de las condiciones de la superficie del pavimento en varios carriles, caminos divididas. Estrelle los datos fueron adquiridos por los lugares de recolección de datos y modelos estadísticos del número previsto de los choques se estimaron en función del volumen de tránsito y los márgenes de seguridad para el arrastre y vuelco. Las simulaciones de di-námica de vehículos utilizaron los criterios de diseño de AASHTO, en combinación con los datos de campo medidos, para investigar los márgenes de seguridad contra derrape y vuelcos para varios tipos de vehículos en las curvas horizontales afilados con pendientes pronunciadas. El modelo de punto de masa fue el modelo más simple considerado, mientras que también se consideraron modelos más complejos tales como los modelos de bicicletas y multicuerpo que simulan los vehículos que representa ejes múlti-ples y múltiples neumáticos, respectivamente.

Se consideraron los siguientes tipos de vehículos en esta investigación:

• Vehículos de pasajeros: - Sedán de E-clase (es decir, el sedán de clase media) - E-clase de vehículo utilitario deportivo (es decir, de tamaño medio SUV) - De tamaño completo SUV

• Camiones: - Single-unidad de camiones - Camión tractor semirremolque - Camión tractor semirremolque / remolque completo (doble).

La maniobra del vehículo escenarios estudiados en esta investigación para vehículos en curvas son las siguientes:

• mantiene una velocidad constante del vehículo igual a la velocidad directriz de la curva (no la desaceleración, es decir, 0 ft/s2)

• Los frenos del vehículo a una velocidad de desace-leración que los conductores suelen utilizar al entrar en una curva (-3 m/s2) • Los frenos del vehículo en la curva de desaceleración a una tasa equivalente a la que supone para detener la distancia de visión criterios de diseño (-11.2 ft/s2)

• Los frenos del vehículo en la curva a una desacele-ración mayor que el supuesto para detener la distancia de visión criterios de diseño, equivalente a la desaceleración utilizado en una maniobra de frenado de emergencia (-15 m/s2).

Cada uno de estos escenarios de maniobra del vehículo fue considerado para un vehículo manteniendo su posición de carril y también para un vehículo que cambia de carril mientras atraviesas la curva y desacelerar, como se ha descrito ante-riormente. La maniobra del vehículo que habían sido evalua-dos, y se llegó a la conclusión de que las siguientes situacio-nes son tan infrecuentes que no representan una base razo-nable para el diseño:

• desaceleración a ritmos superiores a -11.2 ft/s2 al atravesar una curva (es decir, una parada de emergencia con una desaceleración mayor que el supuesto para detener vista criterios de diseño a distancia)

• La desaceleración en las tasas de -11.2 ft/s2 o superior (es decir, una parada controlada con una desaceleración mayor o igual que el que asumió para detener vista criterios de diseño a distancia) al atravesar una curva y al mismo tiempo cambiar de carriles en la curva

Por lo tanto, modificaciones a la actual Libro Verde AASHTO curva horizontal-desnivel diseñar política debería basarse en el supuesto de que un vehículo debe ser capaz de mantener su trayectoria deseada dentro de la misma pista que atrave-saba la desaceleración equivalente a la que se consideró para detener la distancia de visión criterios de diseño (-11.2 ft/s2). Para esta investigación, una pronunciada curva horizontal se define como una radio de curva mínimo determinado a partir de la tasa máxima de desnivel y factor de fricción lateral má-xima para cada velocidad directriz, de conformidad con los criterios de diseño en el Libro Verde, AASHTO. Los resultados aquí obtenidos deben asegurar que, si un vehículo puede frenar en un radio mínimo de curva sin pérdida de control y, a continuación, ese mismo vehículo será capaz de freno más grande que el radio mínimo de las curvas sin pérdida de con-trol. Se han elaborado las siguientes conclusiones de la in-vestigación:

• El Libro Verde AASHTO factores de fricción lateral máxima (FMAX) utilizados en el diseño de curvas horizontales están por debajo de las curvas de la oferta de fricción lateral (curvas) y longitudinales (frenado) direcciones, tanto para vehículos de pasajeros y camiones, según se mide en el campo de diseño para velocidades superiores a 20 km/h. Así,

la curva de diseño horizontal actual política parece ofrecer razonables márgenes de fricción lateral contra deslizamiento en la mayoría de las situaciones. Sin embargo, los más com-plejos modelos de dinámica del vehículo (es decir, la bicicleta y los modelos multicuerpo transitoria) indican que el modelo de punto de masa generalmente sobreestima los márgenes de seguridad en contra de derrape y vuelco en todos los tipos de vehículo.

• no hay preocupación de un vehículo de pasajeros voltean mientras viajan a la velocidad directriz en una pro-nunciada curva horizontal con un pronunciado descenso, cuando estén diseñados de acuerdo con la actual política del Libro Verde AASHTO.

• sobre la base de una revisión de la literatura, los más bajos umbrales de rollover para camiones cisterna (por ejem-plo, camiones cisterna de carga líquida) están en el rango de 0,28 a 0,30. Porque los transportistas están desalentados de acarreo a medio llenar los tanques, porque está completa-mente lleno y cisternas vacías producen comportamientos rigidload que generalmente son más previsibles y los umbrales de rollover están cerca de 0,56 a 0,30, y porque los datos del accidente muestran que pocos choques involucran vehículos con rollover umbrales inferior a 0,35, la curva de diseño hori-zontal y desnivel criterios no deberían basarse en los camio-nes cisterna con rollover umbrales de 0,28 a 0,30. Más bien la curva de diseño horizontal y desnivel criterios deben basarse en la más típica y camiones de carga de configuraciones. Para los vehículos considerados en los modelos de simulación en este estudio, el mínimo umbral de vuelco fue 0,56.

• En rebajas, los menores márgenes de seguridad contra el vuelco derrapes y generalmente ocurren durante la fase de diseño velocidades de 40 mph y menor para todos los tipos de vehículo. Esto parece ser el resultado de factores de fricción lateral superior se utilizan en el diseño de curvas horizontales con menores velocidades de diseño.

• rebaja vertical-sharp empinada curva horizontal combinaciones que exigen freno para mantener una velocidad constante (y mantener la posición del carril) desde el enfoque tangente a una curva horizontal para un coche de pasajeros sedán tienen grandes márgenes de seguridad contra derrapes (>0,33) para el diseño de las velocidades que van de 25 a 85 mph (véase la figura 87). Asimismo, márgenes positivos de seguridad contra derrapes (≥0,23) para los turismos que desacelerar en una tasa de -3 m/s2 (similar a las tasas medido en el campo para el presente estudio y reportados por Bon-neson [2000b]) o a una tasa de -11.2 ft/s2 (Deteniendo la distancia de visión desaceleración) existe para todas las combinaciones de velocidad directriz-downgrade considera-dos en el presente estudio. La desaceleración de las tasas de -15 pies/s2 (frenado de emergencia) producir márgenes ne-gativos de seguridad para muchas velocidades de diseño vertical para degradar-sharp combinaciones curva horizontal cuando el automóvil de pasajeros sedán entra en la curva horizontal. Sin embargo, esta última hipótesis no parece pro-bable que ocurra con la frecuencia suficiente para constituir una base razonable para el diseño.

• rebaja vertical-sharp empinada curva horizontal combinaciones que exigen freno para mantener una velocidad constante (y mantener la posición del carril) desde el enfoque tangente a una curva horizontal para un SUV de tamaño mediano tienen grandes márgenes de seguridad contra de-rrapes (>0,34) para el diseño de las velocidades que van de 25 a 85 mph (véase la figura 88). Asimismo, los márgenes de seguridad frente a patinar para un SUV de tamaño mediano que desacelera a una velocidad de 3 m/s2

Superior a 0,3 para todas las velocidades de diseño verti-cal-sharp para degradar la curva horizontal combinaciones que se consideran en el presente estudio. Cuando los SUV de tamaño medio debe desacelerar en una tasa de -11.2 ft/s2 (Deteniendo la distancia de visión frenado), márgenes positi-vos de seguridad (>0,15) fueron producidos para todas las velocidades de diseño vertical-sharp para degradar la curva horizontal combinaciones que se consideran en el presente estudio. La desaceleración de las tasas de -15 pies/s2 (de emergencia

Frenado) producir márgenes negativos para la mayoría de diseños de seguridad considerados en el presente estudio. Sin embargo, esta última hipótesis no parece probable que ocurra con la frecuencia suficiente para constituir una base razonable para el diseño.

• Los márgenes de seguridad contra derrapes para un SUV de tamaño completo fueron similares a los reportados para el SUV de tamaño medio (véanse las figuras 88 y 89).

• rebaja vertical-sharp empinada curva horizontal combinaciones que exijan la frenada de una sola unidad elevadora para mantener una velocidad constante (y mantener la posición del carril) desde el enfoque mediante una curva tangente horizontal tienen grandes márgenes de seguridad contra derrapes (>0,25) para el diseño de las velocidades que van de 25 a 85 mph (véase la figura 90). Asimismo, los már-genes de seguridad contra el patinado de la carretilla de una sola unidad que desacelera a una velocidad de 3 m/s2 es superior a 0,10 para todas las velocidades de diseño verti-cal-sharp para degradar la curva horizontal combinaciones que se consideran en el presente estudio. Basado en el estado estacionario

Y transitorio, modelos de bicicleta para un vehículo, cuando camiones de una sola unidad debe desacelerar en una tasa de -11.2 ft/s2 (Deteniendo la distancia de visión frenado) o una tasa equivalente al frenado de emergencia (-15 m/s2), impor-tantes márgenes de seguridad negativa contra resultado derrapando en todas las combinaciones de velocidad direc-triz-downgrade considerados en el presente estudio. Sin embargo, basado en el análisis de los modelos de sistemas multicuerpo para desaceleración tasas de -11.2 ft/s2 y S2/-15 pies por una sola unidad elevadora en una curva, el camión de una sola unidad es capaz de mantener el control en la curva cuando está equipado con un sistema de frenos antibloqueo (ABS).

• rebaja vertical-sharp empinada curva horizontal combinaciones que exijan la frenada de un semi-remolque del tractor para mantener una velocidad constante (y mantener la posición del carril) desde el enfoque mediante una curva tangente horizontal tienen grandes márgenes de seguridad

contra derrapes (>0.28) para el diseño de las velocidades que van de 25 a 85 mph (véase la figura 91). Asimismo, los már-genes de seguridad frente a patinar para un tractor semirre-molque que desacelera a una velocidad de 3 m/s2

Exceder de 0,26 para todas las velocidades de diseño verti-cal-sharp para degradar la curva horizontal combinaciones que se consideran en el presente estudio, y cuando un tractor semirremolque debe desacelerar

A una tasa de -11.2 ft/s2, los márgenes de seguridad excede 0.11. En caso de frenado de emergencia (-15 m/s2)

Un tractor semirremolque experimentarán negativos márge-nes de fricción lateral a bajas velocidades de diseño (por ejemplo, 35 mph o menos). Los márgenes de seguridad contra patinajes fueron ligeramente superiores para el tractor se-mi-remolque/camión de remolque completo cuando se com-para con el tractor semi-remolque. El escenario de frenado de emergencia no parece probable que ocurra con la suficiente frecuencia como para constituir una base razonable para el diseño.

• Cuando se mantiene una velocidad de operación del vehículo en o cerca de la velocidad directriz en una curva horizontal, pendiente y tasa de desnivel máximo (Emáx) pa-recen tener poco efecto sobre los márgenes de seguridad contra derrapes y vuelcos para todo tipo de vehículos.

• Eck y French (2002) sugieren que las altas tasas de desnivel (p. ej., entre el 8% y el 16%) hacen curvas horizon-tales en empinadas degrada más indulgente. Simulaciones de dinámica del vehículo en el presente estudio sugieren que las tasas máximas de desnivel no deberá sobrepasar el 12% en rebajas porque el desnivel que ocurren en la transición del enfoque tangente puede empezar a reducir los márgenes de seguridad frente a patinar antes de la entrada de la curva. En curvas diseñado con emax superior al 12%, el margen de seguridad frente a patinar por un vehículo puede ser menor en el desnivel de la zona de transición de la curva correcta. Así, los resultados de esta investigación no apoyan la recomen-dación de Eck y French que emax valores de hasta el 16% debe ser considerada en algunos casos. En las actualizacio-nes del 4% y mayor, emax debería limitarse a 9% para el radio mínimo de diseño de curvas con velocidades de 55 km/h y superior, para evitar la posibilidad de elevación de rueda de eventos. Alternativamente, emax valores de hasta el 12% podría ser utilizado para curvas de radios mínimos si se com-prueba que la distancia de visión es tal que la desaceleración al -11.2 ft/s2 es improbable que sea requerida.

• Cuando los vehículos para cambiar de carril en una curva horizontal, los márgenes de seguridad contra derrapes disminuir considerablemente para todos los tipos de vehículos considerados en el presente estudio. Cuando los cambios de carril se produce durante una parada distancia de visión o maniobra de frenado de emergencia, todos los vehículos presentan márgenes negativos de seguridad contra el derrape, como se muestra en las figuras de 132 a 143. Para esas situaciones (es decir, combinaciones de curvatura horizontal, pendiente y maniobras del vehículo) en el que la bicicleta transitorios modelo predecía patinar (es decir, márgenes de fricción lateral negativo), el modelo de sistemas multicuerpo demostró que si un vehículo tiene ABS, el conductor responde

correctamente a menor derrape lateral y, a continuación, el vehículo puede mantener su trayectoria. En los casos en que el conductor no corrija la entrada de dirección en respuesta a un cambio lateral, y el vehículo no está equipado con ABS, la bicicleta transitorios modelo mostró el derrape lateral de pa-sajeros vehículos sedán con márgenes negativos de seguri-dad es pequeño (por ejemplo, inferior a 1,5 pies en dirección lateral) en todas las combinaciones de velocidad directriz vertical, la degradación, la tasa de desaceleración, y manio-bras de cambio de carril. Un SUV de tamaño mediano, fullsize SUV, y una unidad elevadora sin ABS todos exhiben grandes desplazamientos laterales cuando el margen

De seguridad contra el deslizamiento es negativo en deter-minadas condiciones, especialmente en situaciones cuando se necesite frenado más agresivos, como la desaceleración tasas similares a las utilizadas para desarrollar detener la vista la distancia de frenado de emergencia o criterios de diseño (-11.2 o -15 m/s2). El caso de un tractor semirremolque sin ABS no necesita ser considerada porque todo tractor se-mi-remolques están obligadas a tener ABS. [Nota: la norma federal de seguridad para vehículos motorizados No. 121 mandatos ABS en todos los nuevos vehículos airbraked con clasificaciones de peso bruto del vehículo de 10,000 libras o más. ABS es necesario en tractores fabricados en o después del 1 de marzo de 1997, y airbraked semirremolques y ca-miones de una sola unidad fabricados en o después del 1 de marzo de 1998 (Allen, 2010).]

• sobre la base de la actual Libro Verde AASHTO curva horizontal-desnivel la política de diseño, un vehículo que realiza una maniobra de frenado de emergencia (-15 m/s2) sobre una desaceleración pronunciada curva horizontal downgrade combinación probablemente patinar fuera del camino, en muchos casos, si el vehículo no está equipado con ABS.

• El método utilizado en la actual política del Libro Verde AASHTO para distribuir desnivel y fricción lateral en curva tangente transiciones es adecuada y produce márgenes positivos de seguridad contra el vuelco derrapes y para todos los tipos de vehículo en curvas horizontales diseñadas con desnivel máximo y mínimo de las curvas de radios. Sin em-bargo, el desnivel alcanzado en el punto de entrada de la curva debe comprobarse y frente a una condición de margen de fricción lateral para asegurarse de que el margen de la fricción lateral en la entrada de la curva no es menor que el margen dentro de la curva.

• AASHTO política utiliza desnivel para equilibrar los efectos de la curvatura más nítida. Este equilibrio puede ser imperfecta cuando el eje a eje diferencias son considerados. El efecto Equilibrio es ligeramente más conservador, con mayo-res tasas de desnivel, a menudo resultando en menores márgenes de fricción lateral produciendo para bajar supere-levations (p. ej., 0% de desnivel). Sin embargo, las diferencias en los márgenes de fricción lateral entre diferentes superele-vations son muy pequeñas.

• El accidente análisis realizado en el presente estudio mostró que el número previsto de ejecución de un solo

vehículo off-road y single-accidentes de volcadura del vehículo disminuye a medida que los márgenes de seguridad contra vuelcos derrapes y aumentar tanto para vehículos de pasaje-ros y camiones.

La orientación de diseño recomendado elaborada sobre la base de las investigaciones realizadas en el presente estudio es la siguiente:

• Las figuras 30 y 32 de este informe muestran vehículos de pasajeros y las mediciones de neumáticos para camiones de patinar wet-fricción del neumático en el lateral (curva) y longitudinales (frenado) direcciones. Es recomenda-ble que las curvas de fricción lateral (dos desviaciones es-tándar por debajo de la media) se integren en AASHTO Libro Verde las Figuras 3-4 y 3-5, que muestran los factores de fricción lateral máxima utilizada en el diseño de curvas hori-zontales de alta velocidad y a baja velocidad de las calles y caminos (respectivamente). La incorporación de estas curvas en las Figuras 3-4 y 3-5 sobre el Libro Verde, sería instructivo para los diseñadores. Las cifras modificadas sería, por primera vez, ilustran las mediciones de fricción que toman en consi-deración los efectos de la curva. Para una conservadora política de diseño, curva horizontal-desnivel en la formulación de recomendaciones deberían basarse en el 2º percentil (es decir, la fricción significa menos dos desviaciones estándar) de la oferta de fricción proporcionan al neumático-pavimento interfaz.

• Para una simple curva horizontal, la tasa máxima de desnivel no debe exceder el 12% de rebaja. Si se considera una tasa de desnivel máximo superior al 12%, una transición de la curva en espiral se recomienda aumentar los márgenes de seguridad contra patinado entre el enfoque tangente hori-zontal y curva. En las actualizaciones del 4% o más, la tasa de desnivel máximo debería ser limitado a 9% para curvas de radios mínimos de diseño con velocidades de 55 km/h y su-perior, para evitar la posibilidad de elevación de rueda de eventos. Alternativamente, si se comprueba que la distancia de visión es tal que la desaceleración

En -11.2 ft/s2 es poco probable que se exija en actualizaciones de 4% o más (es decir, la distancia de visión es mayor que la mínima distancia de visión de valores de diseño parada), emax valores hasta el 12% puede ser utilizado para curvas de radios mínimos.

• Para sharp curvas horizontales (o cerca de curvas de radios mínimos) en rebajas de 4% o más, la "Estancia en Lane" signo (R4-9) debe estar instalado antes de la curva en multilane autopistas. También se puede considerar la posi-bilidad de utilizar el blanco sólido lane marcas de línea para complementar la R4-9 firmar.

• Sharp curvas horizontales (o cerca de curvas de radios mínimos) en rebajas de 4% o más no debería estar diseñada para bajas velocidades de diseño (es decir, 30 mph o menos). En el caso de que tales situaciones no pueden evi-tarse, signos de advertencia para reducir la velocidad con suficiente antelación antes del comienzo de la curva horizontal debe ser utilizado.

La siguiente condición debe ser utilizado para verificar que el peralte logrado en el punto de curvatura (PC) de una curva horizontal sencilla (es decir, sin curvas de transición espiral) es menor que el valor umbral calculado basándose en la velocidad de la curva de radio de diseño dado combinación:

Si se cumple la condición presentada anteriormente, la transición de peralte puede ser colocado como se indica en la Tabla Libro Verde 3-18. Si no se cumple la condición presentada anteriormente, los dise-ñadores deberían reducir la proporción del peralte máximo alcanzado en el PC de la curva horizontal, o introducir una curva de transición espiral entre el enfoque de la tangente y la curva horizontal simple. Basado en un análisis realizado en el presente estudio, la condición anterior se cumple para las curvas de máxima peralte-mínimo-radio para todas las velocidades de diseño. Sin embargo, la condición anterior puede ser violada cuando se utiliza mayor que el mínimo radios de curva horizontal. En tales casos, es importante comprobar el estado de peralte anteriormente, y si no se cumple la condición, se recomienda que una proporción inferior de la escorrentía de peralte (por ejemplo, 70%) se introdujo antes de la en-trada curva horizontal.

SECCIÓN 1

Introducción

1.1 Antecedentes

La política de diseño geométrico de curvas horizontales se establece en el Libro Verde de AASHTO y en los manuales de diseño de organismos viales individuales. Se basa en la física de la interacción entre los vehículos y la calzada, y en la estabilidad del vehículo y el comportamiento del conductor.

Cuando un vehículo atraviesa una curva horizontal se somete a la aceleración centrípeta igual al cua-drado de la velocidad del vehículo dividida por el radio de la trayectoria de la curva del vehículo, la cual es equilibrada por una combinación de peralte y la fricción entre el pavimento y los neumáticos del vehículo. Las curvas horizontales diseñados según los criterios de Libro Verde dan un margen de seguridad con respecto a derrape y vuelco del vehículo, en circunstancias normales.

Los criterios de diseño geométrico de curvas horizontales se basan en un modelo matemático sencillo que representa el vehículo como un punto de masa. La investigación demostró que las cargas verticales sobre los neumáticos, en particular camiones, y la fricción lateral que pueden ser suministrados entre los neumáticos y la superficie del pavimento cuando se atraviesa una curva horizontal varían dinámicamente y pueden ser representados por un modelo más sofisticado que el modelo de punto de masa. Las fuerzas de frenado y tracción asociadas en pendientes también conducen a variaciones entre los neumáticos de carga vertical y la oferta de fricción lateral. Estas variaciones en cargas de los neumáticos y fuerzas verticales pueden provocar derrapes o vuelcos en las aceleraciones laterales inferiores a los sugeridos por el modelo de punto de masa. Finalmente, el modelo de punto masa simple supone que el vehículo está en una superficie plana. Sin embargo, la combinación de una curva peraltada y una cuesta empinada crea una superficie del camino que claramente no es plana.

Se espera que la variación en los valores de los factores de fricción lateral y cargas de los neumáticos sugerido por el modelo de punto de masa en el Libro Verde de AASHTO para aumentar las curvas ho-rizontales en pendientes empinadas, pero este fenómeno no fue investigado a fondo. NCHRP Informe 439 (Bonneson, 2000b) incluye una investigación preliminar de este problema, basado en un modelo de dos ruedas de "bicicleta" para representar un vehículo en una forma más compleja que el modelo de punto de masa. El Libro Verde puso en práctica los resultados de NCHRP Informe 439 para las curvas hori-zontales en pendientes con la siguiente declaración de principios:

En pendientes largas o bastante empinadas, los conductores tienden a viajar más rápido en la rebaja que en la dirección de actualización. Además, la investigación demostró que la demanda fricción lateral es mayor en ambos rebajas (por las fuerzas de frenado) y actualizaciones empinadas (por las fuerzas de tracción). Algunos ajustes en las tasas de peralte se deben considerar para los pendientes de inclinación mayor que 5%. Este ajuste es especialmente importante en ins-talaciones con altos volúmenes de camiones y en instalaciones de baja velocidad con curvas intermedias que utilizan altos niveles de demanda de fricción lateral.

En el caso de un camino dividido con cada calzada peraltable independiente, o en una rampa de un solo sentido, tal ajuste se puede hacer fácilmente. En la forma más simple práctica, los valores de las Tablas 3-8 a 3-12, que se pre-sentan en la Sección 3.3.5, se puede utilizar directamente, asumiendo una velocidad ligeramente superior a la rebaja. Dado que los vehículos tienden a reducir la velocidad en las actualizaciones empinadas, el ajuste del peralte puede hacerse por no reducir la velocidad directriz para la actualización. La variación en la velocidad apropiada depende de las condiciones particulares, especialmente la tasa y la duración de pendiente y la magnitud del radio de la curva en comparación con otras curvas en la sección de aproximación camino.

En dos carriles y caminos de varios carriles indivisos, el ajuste para el pendiente se puede hacer asumiendo una velo-cidad ligeramente superior a la rebaja y su aplicación a toda recorrido el camino (tanto actualizar y lados en bajada). El peralte añadido para la actualización puede ayudar a contrarrestar la pérdida de fricción lateral disponible por las fuerzas de tracción. En las actualizaciones de largo, el peralte adicional puede causar fricción lado negativo para los vehículos lentos (como camiones grandes). Este efecto se ve mitigado por la lenta velocidad del vehículo, dando tiempo para contrarrestar novillo, y la experiencia y la formación de los conductores de camiones aumentó. (AASHTO, 2011)

El enfoque propuesto en el Libro Verde de ajustar la velocidad directriz para determinar el peralte apro-piado para las curvas situadas en pendientes pronunciadas es un enfoque adecuado dado el estado actual del conocimiento de la investigación. Se necesita conocimiento adicional para hacer esa orienta-ción más cuantitativa para combinaciones específicas de curvatura y pendiente.

1.2 Objetivo y alcance de la investigación

El objetivo de esta investigación fue desarrollar criterios de peralte de las curvas horizontales afilados en pendientes empinadas. Los elementos básicos de diseño de la curva horizontal, además de peralte, incluyen el radio de curvatura, longitud de la curva, el factor de fricción lateral, y la transición de peralte. Estos elementos básicos del diseño de curva horizontal, además de peralte, fueron considerados en esta investigación.

Esta investigación se basó en el análisis cuantitativo. Los datos para los análisis cuantitativos se basan en consideraciones teóricas y de simulación, apoyados por datos de campo reales recogidos en las curvas horizontales en pendientes empinadas.

Se investigó datos sobre la dinámica de funcionamiento y de vehículos para las curvas horizontales en los pendientes de 4% y mayor. La investigación documentada en NCHRP Informe 439 e incorporada en el Libro Verde de 2011 indica que un ajuste en las tasas de peralte se debe considerar para los pendientes de inclinación superior a 5%. En lugar de asumir los criterios de peralte actuales son suficientes para los pendientes de 5% y por debajo, esta investigación investigó el impacto en el peralte de las calificaciones tan bajas como 4%. Al tener en cuenta los pendientes de 4% y mayor, esta investigación se define más claramente y explícitamente el límite en el que se deben ajustar las tasas de peralte en pendientes.

Los resultados de esta investigación son aplicables a instalaciones de alta velocidad urbana y rural, in-cluyendo autopistas, caminos de varios carriles divididos y no divididos, y los caminos de dos carriles; girando caminos (particularmente rampas); e instalaciones de baja velocidad. Ambos vehículos de pa-sajeros y camiones fueron considerados en el desarrollo de los criterios de peralte. Esta investigación se centró en criterios de peralte de las curvas horizontales afilados en pendientes pronunciadas; Sin em-bargo, por las instalaciones indivisas también deben ser considerados, las actualizaciones se estudiaron también.

Esta investigación no se ocupa de cuestiones relacionadas con pavimento / banquina descansos través de la pendiente de las curvas horizontales.

1.3 Resumen de Metodología de la Investigación

En la fase I de la investigación, el equipo de investigación resume la bibliografía relacionada con peralte criterios de curvas cerradas en pendientes empinadas. Los temas tratados en la revisión incluyeron di-seño de la curva horizontal, los efectos de las características de camiones pesados en diseño de la curva horizontal, la relación entre la seguridad y el diseño de la curva horizontal, estudios de la comodidad del conductor en las curvas horizontales, los estudios de fricción en las curvas horizontales, una visión ge-neral de la dinámica del vehículo modelos de simulación , y un resumen de la práctica del diseño curva horizontal actual utilizado en una amplia gama de agencias de transporte estatales en los Estados Unidos. El equipo de investigación también identificó los parámetros críticos a tener en cuenta durante la reco-lección de datos de campo y de la dinámica del vehículo de modelos de simulación.

En la Fase II el equipo de investigación realizado estudios de velocidad, un estudio vehículo instrumen-tado, y la fricción probar en lugares en las partes oriental y occidental de los Estados Unidos. Sitios de recolección de datos se identificaron a través de una revisión de los datos de diseño geométrico y datos de choques cuando esté disponible. Se utilizaron modelos de simulación dinámica del vehículo para modelar la dinámica del vehículo en los sitios de recolección de datos de campo reales y una gama de geometrías horizontales y verticales hipotéticas.

Los datos de campo se utilizaron para validar los modelos de simulación de la dinámica del vehículo. Los modelos de simulación utilizados en esta investigación variaron en complejidad desde el modelo de punto de masa (menos complejo) para el modelo de bicicleta para los modelos multicuerpo (más complejo). Se utilizaron los modelos de simulación dinámica del vehículo para identificar las combinaciones de curvas horizontales y pendientes, donde el arrastre y / o vuelco del vehículo puede ser motivo de preocupación tanto para los vehículos de pasajeros y / o camiones. También se realizó un análisis del choque para investigar la relación entre la fricción lateral y los márgenes de vuelco y se estrella. Con base en los resultados de los modelos de simulación y el análisis de choque, recomendado criterios de diseño para el peralte en las curvas cerradas en pendientes empinadas se desarrollaron.

1.4 Términos clave

La siguiente lista contiene los principales términos utilizados en este informe y sus definiciones:

Aceleración centrípeta: un objeto que se mueve en una trayectoria circular (es decir, la curva horizontal) con una velocidad constante sigue una trayectoria que es tangente a la curva. Dado que el vector de velocidad se somete a un cambio en la dirección, el objeto (es decir, vehículo) se somete a una acelera-ción perpendicular a la trayectoria y hacia el centro de la curva horizontal. La aceleración centrípeta es igual al cuadrado de la velocidad del vehículo dividido por el radio de la trayectoria circular.

Aceleración lateral: un término usado por los ingenieros de caminos que es equivalente a la aceleración centrípeta para los fines de diseño de la curva horizontal. Radio de la curva (R): describe una curva ho-rizontal con un radio constante.

Radio mínimo de curva (Rmin): radio mínimo de curva horizontal, que es una función de la tasa máxima de peralte y la fricción máxima lado de la demanda utilizado en el diseño de curva horizontal. Suministro de fricción lateral (/ neumático-pavimento): fricción disponible entre la superficie del pavimento y de los neumáticos del vehículo para evitar patinar en una curva horizontal, también se conoce como el coefi-ciente de fricción. El suministro máximo de fricción lateral se utiliza cuando un vehículo está en el punto de deslizamiento inminente.

Factor de fricción lateral (f): la parte desequilibrada de la aceleración lateral o la parte de la aceleración lateral que no está compensada por el peralte. El factor de fricción lateral representa la fricción lado de la demanda y también se conoce como la aceleración lateral neta en el modelo de punto de masa.

Volcado Umbral: la aceleración lateral máxima que un vehículo puede experimentar sin volcar.

Fricción Lateral Máxima fmax: la demanda máxima fricción lateral se establece en el Libro Verde de AASHTO para su uso en diseño de la curva horizontal. La fricción lateral máxima se basa en los niveles de confort del conductor (es decir, la tolerancia para la aceleración lateral), y también se conoce como el factor de fricción lateral limitante.

Curva Horizontal Cerrada: una curva mínima de radio determinado a partir de la tasa máxima de peralte y el máximo factor de fricción lateral para cada velocidad directriz, según los criterios de diseño en el Libro Verde de AASHTO.

Margen de fricción lateral: la diferencia entre la fricción neumático-pavimento disponible y la demanda de fricción del vehículo, ya que sigue la curva [es decir, el suministro de fricción lateral (jtire-pavimento) - factor de fricción lateral (f)]. Este margen de fricción representa la aceleración lateral adicional que un vehículo podría sufrir sin patinar. Un margen positivo indica un vehículo puede sufrir aceleración lateral adicional sin patinar, mientras que un margen negativo indica los neumáticos del vehículo patinará dado el nivel de fricción suministrado entre el neumático y el pavimento de la condición de que se trate.

Margen Volcado: define de dos maneras en el presente estudio. Un margen de vuelco se basa en la aceleración lateral, que representa la diferencia entre la aceleración lateral actual y la aceleración lateral máxima que un vehículo puede experimentar sin volcar. Margen de vuelco se define también por la pro-

ximidad de la relación de transferencia de carga a un valor absoluto de la unidad, por ejemplo, de lo cerca es un eje a experimentar elevación de la rueda. En ambos casos, un valor de cero indica el inicio de la elevación de la rueda.

Pendiente empinada: en el presente estudio, un pendiente vertical de al menos un 4%.

Modelo de punto-masa: un modelo de curvas del vehículo, donde se supone que el vehículo sea un solo objeto cuyo tamaño global no influye en su comportamiento.

Tasa máxima de peralte (Emax): el máximo de la banca o la pendiente transversal de la sección transversal camino dentro de una curva horizontal; este valor oscila entre el 4% y el 12%, dependiendo de las condiciones climáticas, el tipo de zona, el terreno, y la frecuencia de muy vehículos lentos en el flujo de tránsito.

Camiones: una amplia gama de tipos de vehículos que incluyen una sola unidad, tractor semirremolque, camiones y tractores semirremolque / remolque-completos.

Velocidad directriz (VDS): velocidad seleccionada utiliza para determinar las diversas características de diseño geométrico de la calzada.

Velocidad de operación: la velocidad a la que los conductores se observan operando sus vehículos en condiciones de flujo libre. La medida más común de la velocidad de operación es el 85º percentil de la distribución de la velocidad de flujo libre.

Modelo de bicicletas: un modelo de la dinámica del vehículo que trata a cada eje de un vehículo como un solo neumático situado en la línea media del eje.

Modelo multicuerpo: un modelo de la dinámica del vehículo que trata a cada uno de los neumáticos de un vehículo como un cuerpo separado cinemática.

Transient comportamiento del vehículo: cuando un conductor cambia la entrada de dirección en un vehículo (por ejemplo, durante la transición de un enfoque tangente a una curva horizontal), el vehículo entrará en la curva con movimientos que son inicialmente inestable (es decir, el giro del vehículo, la tasa de guiñada, no tendrá al primero que coincida con la de la curva), pero asentarse a una ruta de giro constante en la curva. El comportamiento del vehículo en este período de tiempo se denomina su "res-puesta transitoria."

Steady-State comportamiento del vehículo: a la conclusión del período de respuesta transitoria re-sultante de un cambio de entrada de dirección, la velocidad de guiñada del vehículo se convertirá cons-tante, lo que se conoce como "respuesta de estado estacionario."

1.5 Resumen del Informe

La Sección 2 resume la bibliografía relacionada con los criterios de peralte de las curvas cerradas en pendientes empinadas y presenta la política de diseño actual. La sección 3 describe los estudios de campo realizados como parte de esta investigación y se presentan los resultados. La sección 4 presenta el trabajo de modelado de análisis y simulación realizada para investigar los criterios de peralte de las curvas horizontales afilados en pendientes empinadas. La Sección 5 resume un análisis de choque que investigó la relación entre los choques y los márgenes laterales de fricción y los márgenes de rollover. Sección 6 se presentan las conclusiones y recomendaciones de la investigación final, incluidala guía diseño recomendado y la necesidad de futuras investigaciones. El resto del informe consiste en una lista de referencias y tres apéndices. Apéndice A da la nomenclatura de los diferentes símbolos utilizados en este informe, junto con sus definiciones. Apéndice B muestra los parámetros de entrada de vehículos usados en los modelos de simulación, y en el Apéndice C se presentan los cambios propuestos para su consideración en las futuras ediciones del Libro Verde y el Manual de Dispositivos de Control de Tránsito (MUTCD), basadas en los resultados y conclusiones de esta investigación.

SECCIÓN 2

Revisión de bibliografía

Se resume la bibliografía relacionada con los criterios y práctica para peraltar curvas horizontales ce-rradas en pendientes empinadas. Organización de los temas:

Diseño de la curva horizontal Camiones pesados Comodidad del conductor Estudios de fricción Modelos de dinámica vehicular Práctica actual

2.1 Diseño de la curva horizontal

AASHTO política actual en el diseño de curva horizontal se basa en un modelo de punto de masa. De las leyes básicas de la física newtoniana, considere un punto de masa viajando en un camino curvo con un radio constante (R) y una velocidad constante (V), como se muestra en la Figura 1. El punto de masa se somete a una aceleración centrípeta que actúa hacia el centro de curvatura. La aceleración centrípeta se da como:

Supongamos que la masa puntual es un vehículo. La aceleración es equilibrada por la fricción lateral desarrollada entre los neumáticos del vehículo y la superficie del pavimento, el componente de peso que actúa paralelo del vehículo a el camino por peralte, o una combinación de ambos, como se muestra en la Figura 2. Deje que el ángulo de inclinación del camino ser un (radianes). El peralte (e) se define típica-mente por el aumento (cambio en la elevación) en pies por 100 pies a través del camino (es decir, en la dirección transversal). Por lo tanto, e / 100 = tana. Hay tres fuerzas que actúan sobre el punto de masa como se muestra en la Figura 2:

Ecuación 3 puede ser resuelto para la masa mediante la sustitución de los valores de la ecuación 4 para obtener m = 1 / g • (-Fcsin (a) + NCO (a)). Sustituyendo esto en la ecuación 2, y luego simplificar el re-

sultado mediante la sustitución de las expresiones de la Ecuación 5, se obtiene: velocidad directriz de un camino, límites prácticos más bajos en el radio de curvatura, Rmin, están dados por:

El producto fie/ 100 en el denominador suele ser pequeño y por lo general se ignora. La fórmula simpli-ficada se puede utilizar para resolver para el radio de la curva permisible como una función del factor de fricción máxima, la velocidad directriz, y el peralte.

El factor limitante para el diseño de caminos es el factor de fricción lateral f. Además, la tasa de peralte de una curva no superará un valor máximo seleccionado por el diseñador. Por lo tanto, para una velocidad directriz dado de un camino, límites prácticos más bajos en el radio de curvatura, Rmin, vienen dadas por:

Aquí, fmax es el factor de fricción máxima demanda utilizada en el diseño de curva horizontal, y Emax es la tasa máxima de peralte para una velocidad dada, VDS. AASHTO utiliza la Ecuación 9 para determinar el radio mínimo de curvatura. Este uso se justifica generalmente, ya que da un diseño más conservador que la Ecuación 8.

La fórmula básica fricción lateral puede obtenerse a través de la reordenación de los términos en la Ecuación 8 como sigue:

Figura 2. fuerzas laterales que actúan sobre la masa punto en las curvas.

En la política de AASHTO, f se llama el "factor de fricción lateral", que representa la parte de la aceleración lateral que no está equilibrado por el peralte. El término f representa una fricción "demanda" que debe ser resistida por la "oferta" disponible de fricción generada en la interfase neumático-pavimento. Además, la aceleración lateral desequilibrada crea un momento de vuelco en el vehículo que debe ser resistida por la estabilidad de balanceo del vehículo, que depende del diseño del vehículo, la carga y características de la suspensión. El término "factor de fricción lado", como se usa en el Libro Verde, representa la demanda de fricción, no suministro de fricción.

Política de diseño AASHTO para las curvas horizontales se basa en la suposición de que el apagado valor puede determinarse como una función de la velocidad del vehículo, radio de curva, y peralte. Una supo-sición inherente es que los vehículos siguen la trayectoria curva exactamente.

La interfaz neumático-pavimento puede suministrar fricción (/ neumático-pavimento) para resistir la ten-dencia del vehículo a patinar por la aceleración lateral medida que el vehículo recorre una trayectoria curva. La fricción del pavimento generada en la interfase neumático-pavimento es dal a la carga normal transmitida al neumático a través de la suspensión del vehículo que depende de los neumáticos y el pavimento propiedades. Desde el punto de vista de un modelo de punto de masa, el vehículo patinará si f> ftire-pavimento, donde ftire-pavimento representa la máxima cantidad de fricción que se puede generar en la interfaz neumático-pavimento para contrarrestar la aceleración lateral y evitar derrapes.

Del mismo modo, desde el punto de vista de un modelo de punto de masa, el vehículo volcará si f> fro-llover, donde frollover representa la aceleración lateral máxima que un vehículo puede experimentar sin volcar. fronover se conoce como el "umbral de vuelco" del vehículo. Umbrales Rollover son una caracte-rística de diseño de los vehículos y la carga que se puede estimar a partir de pruebas estáticas, pero se determinan mejor de pruebas dinámicas.

Los criterios de diseño verde de libros para curvas horizontales no se basan en ninguna hipótesis for-males acerca de las magnitudes de _ / neumático-pavimento y / roiiover. Más bien, el diseño curva ho-rizontal se basa en limitar el valor de f para ser menor o igual a un valor, fmax especificado, que fue seleccionado sobre la base de los niveles de comodidad para el conductor (es decir, la tolerancia con-trolador para aceleración lateral). Otro supuesto, pero no demostrado indicado explícitamente en la polí-tica AASHTO, es que los valores de fmax utilizados en el diseño se seleccionaron de tal manera que fmax <ftire-pavimento y fmax </ vuelco.

El primer criterio, fmax <ftire-pavimento, se aborda en el Libro Verde de la Figura 3.5, que muestra que los valores de fmax utilizados en el diseño son inferiores a los valores de ftire-pavimento. El segundo criterio, fmax <frollover, se afirma, pero no se demuestra en el Libro Verde. La investigación realizada por otros, incluyendo Harwood y otros (1989) y Harwood y otros (2003), demostró que los supuestos de fmax <ftire-pavimento y fmax <frollover parecen ser aplicables en general a los vehículos de pasajeros y ca-miones para curvas horizontales diseñados según la política de AASHTO.

El modelo de punto de masa funciona razonablemente bien para el diseño conceptual de las curvas horizontales; Sin embargo, existen varias limitaciones a este enfoque simple de diseño de la curva ho-rizontal (Easa y Abd El Halim, 2006). En primer lugar, el modelo no tiene en cuenta las diferencias en la

dinámica del vehículo entre vehículos de pasajeros y camiones, y el modelo no tiene en cuenta las dife-rencias de fuerza entre el neumático delantero / trasero / o neumáticos adecuados a la izquierda de un vehículo (es decir, las fuerzas que actúan sobre todos los neumáticos se supone que ser el mismo). En segundo lugar, el modelo de punto de masa ignora las características combinadas de el alineamiento del camino de tal manera que el alineamiento horizontal está diseñado de forma aislada sin tener en cuenta el alineamiento vertical de solapamiento. En tercer lugar, el modelo de punto de masa asume que los vehículos recorren curvas siguiendo una trayectoria de radio constante igual al radio de la curva; Sin embargo, se demostró que en algunos puntos sobre una curva horizontal, algunos vehículos más, de-berán dirigir la curva, siguiendo un camino menor que el radio de la curva (Glennon y Weaver, 1972). En cuarto lugar, el modelo de punto de masa asume vehículos atraviesan la curva a una velocidad constante y no tiene en cuenta situaciones en las que los vehículos pueden tener que desacelerar (es decir, aplicar los frenos) mientras la recorre a través de la curva.

Varios trabajos de investigación evaluaron la adecuación del enfoque de modelo de punto-masa actual de diseño de la curva horizontal. A mediados de la década de 1990, Harwood y Mason (1994) evaluaron la adecuación de la política de diseño geométrico AASHTO para acomodar de forma segura tanto para vehículos de pasajeros y camiones en las curvas horizontales. Harwood y Mason concluyeron que no parece haber una necesidad de modificar los criterios de alta velocidad existentes para determinar el radio y el peralte de las curvas horizontales diseñadas según la política de AASHTO actual. Diseñar políticas existentes dan márgenes adecuados de seguridad contra derrape y vuelcos, tanto para vehículos de pasajeros y camiones, siempre y cuando se selecciona la velocidad directriz de la curva de forma realista. Especial cuidado se debe tomar para curvas con velocidad directriz de 30 millas por hora o menos para asegurarse de que no se supere la velocidad seleccionada, en particular por los camiones. Diseño de las transiciones de peralte según la regla 2 / 3-1 / 3 da un diseño aceptable, mientras que las transiciones espirales darían aceleraciones laterales ligeramente inferiores. Para las curvas horizontales mínimo-radio diseñados según AASHTO criterios de baja velocidad, la política AASHTO generalmente da márgenes adecuados de seguridad contra derrape y vuelcos de vehículos de pasajeros que viajan a la velocidad directriz, pero para velocidades de diseño de 10 a 20 kilómetros por hora, mínimo-radio curvas pueden no dar márgenes de seguridad adecuados para camiones con neumáticos pobres en un pobre, el pavimento mojado o para camiones con bajos umbrales de rollover. Revisión de los de baja velocidad criterios de diseño horizontales AASHTO se debe considerar, especialmente para lugares con grandes volúmenes de camiones.

En otra investigación, Bonneson (1999) estima los modelos estadísticos de velocidad y curva de demanda de fricción lateral para desarrollar valores límite de la demanda fricción lateral para su uso en diseño de la curva horizontal. La relación entre la demanda máxima fricción lateral y horizontal velocidad de aproxi-mación curva derivada para vehículos de pasajeros se muestra en la Figura 3. El modelo ilustra que la demanda disminuye fricción lateral como el enfoque de curva de velocidad aumenta, mientras que la demanda de fricción lado aumenta a medida que la reducción de la velocidad entre la curva velocidad de aproximación y la velocidad en el punto medio de una curva horizontal (Va - Vc) aumenta. La demanda de fricción secundario relacionado con ninguna reducción de la velocidad entre el enfoque tangente y el punto medio de una curva horizontal (Va - V "c = 0 mph) se propuso como el límite superior deseable en los factores de fricción máxima lado del diseño Sin embargo, un máximo deseable. se propuso la reduc-ción de velocidad de 3 mph (5 km / h) para equili-brar el flujo de tránsito y el costo de la construc-ción, así la fricción lateral máxima permitida exige correspondiente al Va - Vc = 3 mph (5 km / h) la línea de tendencia se recomienda.

Figura 3. Relación entre la demanda fricción lateral y la velocidad (Bonneson, 1999).

Para evaluar el margen de seguridad para los factores de demanda de fricción lateral propuestos, Bon-neson (2000b) en comparación suministro de fricción lateral tanto para portaobjetos y fallas en el rodillo a los factores de demanda de fricción lado propuestos. Una representación gráfica de esta evaluación se muestra en la Figura 4 donde la demanda de fricción lateral para reducciones de velocidad de 0 a 1,86 mph (0 y 3 km / h) se representa gráficamente tanto para vehículos de pasajeros y camiones márgenes de seguridad contra portaobjetos y fallas en el rodillo. Los resultados muestran que los pendientes, en par-ticular mejoramientos empinadas, reducen el margen de seguridad, en particular para camiones. Otra tendencia que se observa es que fallas en el rodillo sólo se observa en los camiones en las curvas de baja velocidad. Finalmente, la Figura 4 muestra que se deslizan fallo se producirá antes de rodar el fracaso de los vehículos de pasajeros a cualquier velocidad, ya mayor velocidad para los camiones. Bonneson (2000a) también propuso limitar las tasas de peralte de 8.2%, 9.8%, 10.8%, 11.4%, 11.8% y propuestas para velocidades de diseño de 18,6, 24,8, 31,0, 37,3, y 43,5 mph, respectivamente, y determina la pro-porción óptima de la escorrentía peralte situado antes del punto de curvatura (PC) sea del 80% en el 18,6 kilómetros por hora y el 70% a 74,6 mph para caminos de dos carriles. Se propuso un aumento del 10% en la proporción de cada carril de circulación adicional para ser girada en la curva de transición. Más tarde, Bonneson (2001) propuso un método de distribución de peralte de las curvas horizontales establecido sobre la base de condiciones de contorno tasa de peralte mínimo y máximo.

Awadallah (2005) propuso recientemente un método para determinar los factores de fricción secundarios diseño basado en factores de oferta fricción laterales para derrape and roll, y, casi al mismo tiempo, Tan (2005) reproducir los experimentos realizados en los años 1930 y 1940 para determinar lateral neta cómodo aceleración en las curvas horizontales. Tan concluyó que los valores de fricción secundarios diseño AASHTO son conservadores para los vehículos de pasajeros contemporáneos viajan a la velo-cidad directriz y recomendó que el coeficiente de fricción en deslizamiento inminente revisarse en el Libro Verde de AASHTO para reflejar las prácticas actuales de diseño de pavimentos y rendimiento.

Figura 4. margen de seguridad entre la oferta y la demanda de fricción lateral (Bonneson, 2000b).

2.2 Camiones

Eck y French (2002) investigaron los problemas que enfrentan los camiones en las curvas cerradas en pendientes pronunciadas para determinar las tasas de peralte apropiadas para camiones en estas con-diciones. Los principales hallazgos y conclusiones de esta investigación fueron los siguientes:

En las bajadas, una porción de la fricción disponible (suministro de fricción lateral) se consume en el mantenimiento de una velocidad constante. Esto deja menor que la fricción máxima disponible para la demanda de fricción lateral. Esto no es un problema significativo en condiciones normales de ve-locidad constante, pero la fricción lateral disponible se reduce drásticamente cuando se frena. La rebaja también se suma a la aceleración lateral. Dos modelos teóricos apoyan el uso de peralte adi-cional en curvas cerradas en pendientes pronunciadas.

Las altas tasas de peralte (por ejemplo, entre 0,08 y 0,16) hacen curvas horizontales en pen-dientes pronunciadas más indulgente. Estas altas tasas de peralte no permiten necesariamente ve-locidades más altas, pero pueden acomodar mejor los conductores cometan erdespistees en la se-lección de la velocidad de seguridad de la combinación de la curva y el pendiente.

Reducir el peralte de las curvas existentes no es buena camino la práctica del diseño geométrico, a menos que haya otro problema de seguridad que requiere esta reducción. Cuando la tasa de peralte se redujo, un aumento significativo en los choques de vehículos de pasajeros se observaron y son parcialmente atribuibles a violación de la esperanza de conductor.

2.3 Comodidad del conductor

Una consideración clave en la política de AASHTO en la selección de los factores de fricción lateral má-xima (fmax) para su uso en el diseño es el nivel de aceleración centrípeta o lateral suficiente como para hacer que los conductores a experimentar una sensación de incomodidad y reaccionar instintivamente para evitar altas velocidades. La política general sigue el supuesto de que a bajas velocidades los con-ductores son más tolerantes a la incomodidad y los valores, por tanto, más altos de fricción lateral se buscan, mientras que a velocidades más altas de un mayor margen de seguridad debe buscarse; Por lo tanto, el uso de factores de fricción lado inferior a altas velocidades. Este enfoque para la selección de los factores máximos de fricción lateral para el diseño se basa en la investigación de los años 1930 y 1940 (Barnett et al, 1937;. Moyer y Berry, 1940; Meyer, 1949; Stonex y Noble, 1940). Estudios más recientes de Bonneson (2000b) y Tan (2005) reafirmaron la pertinencia de los factores de fricción lateral se reco-mienda actualmente en la política de AASHTO para el diseño de curva horizontal.

2.4 Estudios de fricción

Tabla 1 Coeficiente de fricción vs velocidad (Moyer, 1934).

Tipo de superficie Tipo de derrape Observaciones Coeficiente de fricción

Velocidad (mph)

5 10 15 20 25 30

Hormigón de cemento Portland, 19 x 4,75 llantas, sin cadenas

Side Superficie seca 1.01 1.01 0.97 0.95 0.92 0.89

Heterosexual Superficie seca 0.94 0.90 0.86 0.83 0.80 0,77

Side Superficie mojada 0,78 0.75 0,72 0.69 0.66 0.64

Heterosexual Superficie mojada 0.67 0.63 0.59 0.55 0.51 0.46

De hielo en el pavi-mento, no hay cadenas

Side La banda de ro-dadura Smooth

0.20 0,19 0,19 0.20 - -

Side Nueva banda de rodadura

0,19 0,19 0.22 0,19 - -

De hielo en el pavi-mento, 16 x 7,00 llan-tas, sin cadenas

Heterosexual Nueva banda de rodadura

0.18 0.15 0.17 0.21 - -

Inminente Nueva banda de rodadura

0.17 0,19 0,19 0,19 - -

Side Nueva banda de rodadura

0,19 0,19 0,19 0.18 - -

La fórmula básica fricción lateral (Ecuación 10) da una estimación de la fricción lateral para una maniobra del vehículo en una curva horizontal. Uno de los primeros estudios sobre la medición del coeficiente de fricción en el punto de deslizamiento inminente en un camino fue hecho por Moyer (1934). La Tabla 1 enumera diferentes valores del coeficiente de fricción registrados por Moyer, y la Figura 5 muestra la variación en los niveles de fricción (para diferentes condiciones de deslizamiento) con respecto a la ve-locidad. En la Figura 5, los coeficientes de fricción de deslizamiento lateral de reportados son más altos que los coeficientes de deslizamiento rectas de fricción, que por lo general no es el caso en las medi-ciones modernas de comportamiento de los neumáticos. Las diferencias podrían explicarse por Wong (2008) donde se señala que los vehículos de pasajeros modernos ahora utilizan caucho sintético que tiene propiedades significativamente diferentes de caucho natural, que todavía se utiliza a veces en los neumáticos de camión. La diferencia es que el caucho natural tiene mejores propiedades de desgaste, ideal para camiones; pero el coeficiente de fricción es mucho menor para los neumáticos de caucho natural, con el resultado de que los camiones tienen una distancia de frenado de 1,65 a 2,65 veces más

lejos que un vehículo de pasajeros, suponiendo que ambos están usando neumáticos de alto agarre de buenas condiciones.

Figura 5. Relación entre la estática, resbalón lado, y los coeficientes de arrastre rectas de fricción en húmedo hormigón de cemento portland (Moyer, 1934).

La Tabla 2 resume las fórmulas dadas por Olson y otros de fricción y máxima resistencia a la rodadura de deslizamiento de los neumáticos de vehículos de pasajeros y los neumáticos para camiones. Los coeficientes de fricción para neumáticos de camión son menores que las de los vehículos de pasaje-ros. Estudio Olson y otros También indica una disminución en la fricción con la velocidad creciente.

Tabla 3 enumera los valores de los coeficientes máximo y de fricción lado de fricción para diferentes neumáticos en seco, así como caminos mojadas según lo determinado por Fancher y otros (1986).

Por las características de deformación de los neumáticos, una rueda presentan diferentes curvas y di-ferentes valores de fricción máxima en función de si la fuerza es en la dirección lateral o longitudinal, la condición de los neumáticos, si un sistema antibloqueo de frenos (ABS) se emplea, y la carga de los neumáticos. El uso de fuerzas de frenado se reduce la fricción lateral disponible, y el uso de la fuerza lateral reducirá las fuerzas de frenado disponible. Esta interrelación entre las fuerzas laterales y longitu-dinales se llama la elipse fricción.

Tabla 2 Fórmulas para los coeficientes de fricción a plazo (Olson y otros, 1984).

Pasajeros de neumáticos para vehícu-los

Neumáticos para camiones

Fricción de deslizamiento (| es) 1.2 SNV 0.84 SNV

La máxima fricción de rodadura (| p) 0,2 + 1,12 | s | s

El límite de fricción de deslizamiento para un neumático, independientemente de la dirección, se deter-mina por el coeficiente de fricción de deslizamiento veces la carga. La fricción puede ser utilizado para la fuerza lateral, la fuerza de frenado, o una combinación de los dos, en cualquiera de las direcciones posi-tivas o negativas (Gillespie, 1992). Sin embargo, el vector total de las dos fuerzas no puede exceder el límite de fricción. Esto conduce al concepto de fricción elipse (o círculo). Como se muestra en la Figura 6, la utilización de la fricción en una dirección disminuye la reserva de fricción en la otra dirección. La ecuación de la elipse de fricción representa el rango de operación de las fuerzas del neumático y está dada por la ecuación 12 (Wong, 2008):

Aquí Fx es longitudinal (frenado) la fuerza del neumático, Fy es lateral (curvas) la fuerza del neumático, y Fx, Fy y max, max son las máximas fuerzas posibles disponibles en el frenado y curvas, respectivamente. El término n representa la fricción utilizado total y tiene un valor de 1 cuando los neumáticos están en el límite de fricción. Los valores inferiores a 1 representan situaciones dentro de la elipse de fricción, mien-tras que los valores superiores a 1 son más allá de las capacidades de la fuerza de los neumáticos. Por lo tanto, siempre que el valor de n es menor que 1, el punto de funcionamiento (es decir, las fuerzas del neumático en dirección X e Y) se encuentra dentro de la elipse de fricción (es decir, el neumáti-co-pavimento puede generar la fuerza de fricción requerida). Ecuación 12 puede estar relacionado con los valores de fricción del pavimento en las direcciones lateral y longitudinal a través de una transformación simple, ya que el factor de fricción se define como la fuerza dividida por la carga vertical. Específicamente, las demandas de fricción longitudinales y laterales se derivan de las fuerzas de neumáticos exigidos como sigue:

Donde Fx y Fy son frenado y curvas fuerzas en el neumático, y N es la carga normal del neumático lleva. Dependiendo del nivel de complejidad del modelo, este "neumático" podría ser interpretada para repre-sentar tanto un neumático individual o de la suma de los efectos de la fuerza en varios neumáticos. Con estas sustituciones, la ecuación de la elipse de fricción se puede escribir en términos de los factores de fricción como:

A menos que el neumático está en un ángulo extremo del camino, la fuerza normal, Fz, en el sistema de coordenadas del neumático puede suponerse que es la fuerza normal, N, que actúa sobre el neumático del camino como se muestra en la Figura 2.

El término n en las Ecuaciones 12 y 15 puede ser referido como la cantidad utilizada de fricción neumá-tico-pavimento o la medida de la fricción suministrado (a menudo denominado como reserva por fricción en dinámica de vehículos). Una vez más, por lo general se puede inferir que el suministro de fricción suficiente está disponible siempre y cuando n <1 Cuando n> 1, se supera la oferta fricción.

Para los pavimentos secos, hay poco o ningún cambio significativo en el pavimento de la fricción de rodadura con velocidad creciente, tal vez 10% a 20% a lo sumo, pero hay una disminución notable en la fricción sobre superficies húmedas con velocidades crecientes. La fricción se encuentra estar disminu-yendo con el aumento de las velocidades como se muestra en la Figura 7 (Wong, 2008). Esta variación depende también del tipo de camino, la condición de franjas de rodadura de neumáticos, etc Las formas de estas curvas más o menos coincide con las curvas de demanda de fricción comodidad del conductor determinado empíricamente para su uso en el diseño de curvas horizontales. Por tanto, parece probable que el conductor "comodidad" puede ser simplemente la percepción de un conductor de suministro de fricción inferido en caminos mojadas.

En resumen, la fuerza lateral máxima que actúa sobre una llanta o el máximo factor de fricción lateral depende de una serie de factores principales, incluyendo:

La fuerza normal sobre el neumático; La fuerza longitudinal del neumático; Estado de la superficie de caminos (seco, mojado, nieve, hielo, etc);

Carga vertical que actúa sobre el neumático; Velocidad (principalmente para superficies húmedas); Estado de los neumáticos (nuevo, agotado); y Composición de los neumáticos.

Tabla 3 Los coeficientes de adherencia camino para neumáticos de camión en el pavimento de hormigón seco y húmedo a 40 mph (Fancher y otros, 1986).

Tipo de Neumáticos Construcción deneumáticos

Seco Wet

Rp Rs Rp Rs

Goodyear Super Hi Miler (Costilla) Diagonales 0,850 0.596 0.673 0.458

General GTX (Costilla) Diagonales 0.826 0.517 0.745 0.530

Firestone Transteel 1 (Costilla) De capa radial 0.809 0.536 0.655 0.477

Firestone Transporte 1 (Costilla) Diagonales 0.804 0.557 0.825 0.579

Goodyear Unisteel R-1 (Costilla) De capa radial 0.802 0.506 0.700 0.445

Firestone Transteel Tracción (Lug) De capa radial 0.800 0.545 0.600 0.476

Goodyear Unisteel L-1 (Lug) De capa radial 0.768 0.555 0.566 0.427

Michelin XZA (Costilla) De capa radial 0.768 0.524 0.573 0.443

Firestone Transporte 200 (Lug) Diagonales 0.748 0.538 0.625 0.476

Uniroyal maestro de flota de Super Lug Diagonales 0.739 0.553 0.513 0.376

Goodyear Cruz Custom Costilla Diagonales 0.716 0.546 0.600 0.455

Michelin XZZ (Costilla) De capa radial 0.715 0.508 0.614 0.459

Promedio 0.756 0.540 0.641 0.467

2.5 Modelos de dinámica vehicular

Aunque el modelo de punto de masa sirve como base para el di-seño de curva horizontal, a lo largo de las últimas décadas algunos investigadores propusieron modelos de dos ejes (es decir, el mo-delo de bicicleta) para el diseño de curva horizontal (Figura 8). Los modelos en estos estudios representan modificaciones al modelo de bicicleta clásica utilizada en el análisis de estabilidad del vehículo. Este modelo se deriva y discutido en detalle en las sec-ciones siguientes. Las modificaciones incluyen factores tales como la inclusión de pendiente, de frenado / aceleración, la consideración de la elipse de fricción, etc La ventaja del modelo de la bicicleta frente al modelo de punto de masa es que se examina no sólo el equilibrio de fuerza, sino también el equilibrio momento. El balance de momento en particular, impide que el vehículo "se salga" en un camino. Además, es útil para examinar si los ejes individuales exhibirán arrastre antes de todo el derrape del vehículo expositora.

Figura 6. diagrama de fricción elipse (giro a la derecha) (Milliken y Milliken, 1995).

Usando el modelo de bicicleta, Psarianos y otros (1998) estudiaron la influencia de los parámetros del vehículo en el diseño de la curva horizontal. Psarianos y otros indican que la reserva de fricción podría ser superado para un vehículo de pasajeros que viajan 12 mph más alta que la velocidad directriz de 50 mph en una curva de radio mínimo de (obtenido a partir del modelo de punto masa básica) para rebajas de inclinación mayor que 5%. Señalaron que estas maniobras serán más crítico para los camiones, ya que tienen factores máximos más bajos de fricción lateral.

Figura 7 Efecto de la velocidad en camino coeficiente de adherencia (Wong, 2008).

Kontaratos y otros (1994) también desarrollaron un modelo de vehículo de dos ejes analíticos para de-terminar el radio de la curva horizontal mínima en función del pendiente vertical. En su modelo bicyclelike, Kontaratos y otros añadirse los efectos de la calificación y el peralte, la rueda delantera contra la tracción trasera, la resistencia del aire, etc Sus resultados sugieren que los márgenes de seguridad contra el arrastre son más bajas en las calificaciones más empinadas. Bonneson (2000b) desarrolló un modelo de vehículo de dos ejes en su análisis del diseño de la curva horizontal. En el análisis Bon- Neson considera representativa de frenado leve de la reducción de velo-cidad a la entrada a la curva. Desarrolló modelos de deslizamiento (deslizamiento) de fracaso y fracaso rollo por separado para comprobar si las maniobras de los vehículos son seguros para las condiciones dadas. Una disminución en el margen de seguridad (para el factor de fricción lateral) para los camiones y vehículos de pasajeros se informó en las calificaciones. Ninguno de los estudios anteriormente mencionados consideran un modelo de vehículo multi-eje y así omitir todos los tractores semirremolques. Además, algunos de estos estudios consideran un modelo de neumático inclusiva de la elipse de fricción y frenado combinado representante / girando situaciones. Tampoco abordan la transferencia de carga, inestabilidades transitorias, y muchas inestabilidades de estado estable también. Además, excepto Bonneson (2000b), quien utilizó el Highway-

Figura 8. Vista en planta del modelo de bicicleta.

Vehículo-Objeto Simulation Model (HVOSM) para una parte de su estudio, no hubo uso de un modelo de simulación multicuerpo para analizar exhaus-tivamente la estabilidad del vehículo al atravesar una curva horizontal.

En la bibliografía de la dinámica del vehículo, muchos artículos y libros de texto (por ejemplo, Dugoff, 1968; Ito, 1990; Milliken y Milliken, 1995; Wong, 2008; Gillespie, 1992) relevantes para la estabilidad del vehículo en una curva horizontal se publicaron, aunque ninguno de estos se utilizan claramente en la actualidad en la política de AASHTO.

De particular interés, si un conductor se aplica una entrada de dirección constante (por ejemplo, durante la transición de una tangente a una curva horizontal) y la mantiene, el vehículo entrará en una curva de radio constante después de un período de transición.

El comportamiento del vehículo en este período de tiempo de transición se denomina su "características de respuesta transitoria." Bundorf (1968) señaló que tal comportamiento es muy importante y las cuali-dades de manejo de un automóvil depende en gran medida de su respuesta transitoria. El modelo de bicicleta puede predecir la aparición curva de comportamiento transitorio y otros efectos transitorios, por ejemplo, maniobras tales como un cambio de carril en el que el radio de la curva está cambiando.

2.6 Prácticas actuales

Las políticas de diseño / manuales de 40 agencias estatales de caminos fueron revisados para com-prender su práctica actual en relación con los criterios de diseño del peralte, buscando específicamente para determinar si las políticas estatales difieren de guía AASHTO en criterios de peralte de las curvas horizontales afilados en pendientes. De las políticas de diseño 40 / estatales manuales crítica, la mayoría a que se refiere el Libro Verde de procedimientos de diseño de desarrollo relativas a peralte. Sólo dos estatales de diseño de políticas / manuales dados declaraciones relativas a los criterios de diseño de peralte en las calificaciones. Las otras políticas estatales de diseño / Manuales guardan silencio sobre esta cuestión.

El manual de diseño para el Departamento de Transporte de Texas (INDOT) recomienda el uso de una velocidad más alta en los cálculos de peralte que la velocidad directriz para las siguientes condiciones:

Zona de transición. Cuando un camino está en la transición de un ambiente eminentemente rural a un medio urbano, viajar velocidades en la zona de transición dentro del entorno urbano puede ser mayor que la velocidad directriz urbano. Bajada. Cuando una curva horizontal se encuentra en la parte inferior de una rebaja, velocidades de desplazamiento de la curva puede ser mayor que la velocidad general de diseño del proyecto. Como ajustes sugeridos, la velocidad directriz utilizado para la curva horizontal puede ser de 5 mph (pendiente de 3% a 5%) o 10 mph (pendiente> 5%) superior a la velocidad directriz del proyecto. Este ajuste puede ser más apropiado para una instalación dividida que para una de dos carriles, en ambos sentidos del camino. Longitud tangente. Cuando una curva horizontal está situado en el extremo de una sección tangente largo, una velocidad de hasta 10 mph superior a la velocidad directriz del proyecto puede ser apropiado.

El manual de diseño para el Departamento de Transporte de Texas (ODOT) da la siguiente orientación para el diseño de peralte en pendientes pronunciadas: En pendientes largas y bastante empinadas, los conductores tienden a viajar un poco más lento en la dirección de actualización y un poco más rápido en la dirección de rebaja en los caminos de nivel. En el caso de caminos divididas, donde cada pavimento puede peraltables independientemente, o en un solo sentido caminos, tales como rampas, esta tendencia debe ser reconocido para ver si algún ajuste en la tasa de peralte sería deseable y / o factible. En los pendientes de 4% o más con una longitud de 1.000 pies (300 m) o más y una tasa de peralte de 0,06 o más, el diseñador puede ajustar la tasa de peralte asumiendo una velocidad que es 5 mph (10 km / h) menos en la dirección de actualización y 5 mph (10 km / h) mayor en la dirección rebaja, siempre que la velocidad directriz asumido no es menor que la velocidad legal. En dos carriles, de dos vías caminos y en otros varios carriles, caminos indivisas, tales ajustes son menos factibles, y deben ser ignorados. En resumen,la guía dada en el diseño de políticas / manuales para INDOT y ODOT es muy coherente con la política de AASHTO en criterios de peralte de las curvas en pendientes empinadas, pero ambos dan más detalles que la política de AASHTO. Cuando la política AASHTO sugiere suponiendo una velocidad mayor para la bajada. las políticas y manuales de Indiana y Ohio dan guía sobre la cantidad para au-

mentar la velocidad directriz. Además, el manual de Ohio indica una longitud específica de pendiente para su consideración.

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SECCIÓN 3

Estudios de Campo

Se realizaron tres tipos de estudios de campo como parte de esta investigación. Los resultados de los estudios de campo se utilizan como insumos en los modelos de simulación de la dinámica del vehículo y / o sirven para validar los resultados del modelo. Sección 4 se describe con más detalle cómo se utilizaron los resultados de los estudios de campo en la parte de la dinámica de vehículos de simulación de la investigación.

Los estudios de campo realizados durante esta investigación consistió en: Velocidad y maniobra de vehículos estudios, Estudios vehículos instrumentados, y Prueba de fricción.

Se realizaron los estudios de campo en las regiones montañosas en el este y el oeste de los Estados Unidos. Esta sección del informe se da una breve descripción del proceso de selección del sitio para identificar los sitios para su inclusión en uno o más de los estudios de campo, se presentan las caracte-rísticas generales de los sitios, se describen los estudios de campo, y se presentan los resultados de las primarias.

3.1 Selección del sitio

El objetivo del proceso de selección del sitio fue identificar las curvas horizontales afilados en los pen-dientes de 4% o más, en una gama de tipos de caminos (autopistas, otras caminos divididas y caminos indivisas), incluidas las instalaciones de alta y baja velocidad, tanto en las zonas rurales y áreas urbanas. Para la selección del sitio, una curva horizontal agudo se definió como una curva horizontal que, bajo la política actual AASHTO, requeriría peralte de al menos el 6% cuando se diseñan con criterios aplicables a una tasa de peralte máximo de 8% (es decir, los sitios con anteriormente curvas de radio mínimo-fueron incluidos en los estudios de campo). También se identificaron las curvas horizontales de Sharp para su inclusión en los estudios de campo sobre la base de la presencia de signos de alarma curva y / o señales de velocidad de asesoramiento. También era conveniente recopilar datos en diferentes ubicaciones geográficas de los Estados Unidos. Inicialmente, el equipo de investigación identificó los estados de Pennsylvania, Maryland, y Virginia Occidental en el este

Estados Unidos y California, Colorado, Utah y Washington, en el oeste de Estados Unidos, como lugares potenciales para los estudios de campo.

Se tomaron varias medidas para identificar los sitios de recolección de datos de los candidatos: Cuando sea posible, se obtuvieron datos de inventario camino para encontrar áreas con curvas pronunciadas en pendientes empinadas en los estados seleccionados cuyas geometrías encajar los criterios de selección. Estrelle los datos se obtuvieron cuando se disponga a realizar una revisión de todo el sistema para encontrar los sitios con concentraciones de salida del carril y los vuelcos con camiones y / o vehículos de pasajeros. Una encuesta en línea fue distribuido a las asociaciones de transporte por camino del estado en los respectivos estados que solicitan que sus oficinas y / o controladores de seguridad identifican lugares que les eran familiares con que tienen curvas horizontales afilados en pendientes empinadas. También se estableció contacto con los organismos de transporte de los estados respectivos para sugerencias de sitios de recolección de datos de los candidatos.

A través de estos diversos medios, cerca de los sitios de recolección de datos de 100 candidatos fueron identificados. El equipo de investigación realizó viajes de elección del emplazamiento de los estados de California, Maryland, Pennsylvania, Washington y Virginia Occidental para recoger datos geométricos detallados en el campo y para seleccionar los sitios finales para su inclusión en los estudios de campo. Veinte sitios fueron seleccionados para su inclusión en uno o más de los estudios de campo. La Tabla 4 presenta la información de localización, pendiente y datos de curvas horizontales para cada uno de los sitios. Los datos de calidad y la curva se obtuvieron a partir de una combinación de archivos de camino de inventario, planos de planta y perfiles, y mediciones de campo. Diecisiete de los sitios estaban ubicados en los tramos en bajada, mientras que tres de los sitios estaban en las actualizaciones. La mayoría de los sitios estaban en las autopistas, pero varios sitios estaban en dos carriles o caminos de varios carriles, y un sitio era un freeway- rampa de la autopista. La calificación representa el pendiente máximo, ya sea acercándose a la curva o en la curva. Del mismo modo, el peralte representa el peralte máximo en la curva. En unos pocos casos, los criterios de selección se relajaron para incluir sitios en los estudios de campo.

Se realizaron tres tipos de estudios de campo como parte de esta investigación. Tabla 5 da una matriz que indica si se utilizaran los datos desde el sitio correspondiente para el estudio de campo dado. Tabla 5 muestra también si los datos de choques desde el sitio fueron incluidos en el análisis del choque. Sección 5 de este informe da detalles sobre el análisis del choque.

3.2 Velocidad y vehículos Estudios de maniobra

El propósito principal de la porción de la velocidad de los estudios fue determinar, en cada sitio de reco-lección de datos, la distribución de velocidades del vehículo en el enfoque y la tangente en la curva, tanto para vehículos de pasajeros y camiones. Estas distribuciones de velocidad se utilizaron en el modelo de simulación dinámica del vehículo.

El propósito principal de la parte de maniobra del vehículo de los estudios fue determinar la duración de las maniobras de cambio de carril en las curvas horizontales afilados en pendientes empinadas y la proporción de vehículos que cambian de carril. Los datos sobre la duración de las maniobras de cambio de carril fueron utilizados en el modelado de la dinámica del vehículo de simulación, y la proporción de vehículos que cambian carriles indica el alcance o la frecuencia de tales maniobras.

3.2.1 Recopilación de datos Metodología

Datos de velocidad se recogieron usando pistolas láser. Pistolas láser recogen velocidades y distancias de los vehículos sujetos en una forma continua. Mediante la comparación de las distancias a ubicaciones de referencia / distancias, las velocidades se determinaron en lugares específicos a lo largo del sitio de estudio tales como aguas arriba de la curva, el comienzo de la curva (es decir, PC), y el punto medio de la curva.

En general, los datos de velocidad se recogieron empezando por lo menos 500 pies aguas arriba de la curva y, al menos, a través del punto medio de la curva. En función de la geometría y la distancia de visibilidad disponible, se usaron una o dos pistolas láser para recoger datos de la velocidad de los vehículos a lo largo de la zona de estudio. Las pistolas láser fueron operados por un investigador interior de un vehículo estacionado en el lado de la calzada en un lugar elegido sobre la base de varios criterios:

La ubicación era seguro; Colectores y equipos de datos se encuentran tan discretamente como sea posible de modo que no tenían (o mínimo) impacto en el comportamiento del conductor o las velocidades de operación deseados; y Vehículos sujetos seguidos desde la parte trasera mientras se alejaban de la pistola láser.

Tabla 4 sitios de recolección de datos y el sitio de información característica.

Sitio Es-tado

Ruta (direc-ción)

Condado MP Ciudad máscercana

Tipo deCaminos

Pendiente (%)

Longi-tud de pendiente (mi)

Radio de la curva (ft)

Lon-gitud de la curva (mi)

®max (%)

Espiral Dirección de lacurva

CA1 CA I-5 (NB) Kern 1.6-2.1 Lebec Autopis-ta

-3,1 > 1,0 2000 0.47 2 Ausente Izquierda

CA2 CA SR 17 (NB)

Santa Clara

2.0-3.0 Los Gatos Multilane -6,2 0.25 537 0.21 12 Ausente Derecha

CA3 CA SR 17 (SB)

Santa Cruz

10.03-09.07

Scotts Valley Multilane -6,3 0.25 575 0.13 8.8 Ausente Izquierda

MD1 MD I-68 (WB) Garrett 5.5-7.0 Friendsville Autopis-ta

-4,1 0,78 1909 0.31 6 Ausente Izquierda

MD22 MD I-68 (WB) Washing-ton

74,5-75,0 Hancock Oriente

Autopis-ta

6.0 > 1,0 1909 0.42 5.5 Ausente Derecha

MD3 MD I-68 (WB) Washing-ton

72,5-73,5 Hancock West

Autopis-ta

-5,7 0.21 1900 0.32 4.5 Ausente Derecha

PA1 PA I-79 (NB) Washing-ton

Intercam-bio I-70 / I-79

Washington Rampa -5,0 1.0 Comp1 0,19 6.25 Ausente Derecha

PA2 PA I-80 (EB) Jefferson 79,5-80,5 Brookville Autopis-ta

-4,0 0.67 1637 0.27 8.3 Presente

Izquierda

WA1 WA I-90 (WB) Sub-vención

137,5-138 Vantage Autopis-ta

-4,9 > 1,0 955 0.23 9.3 Presente

Derecha

WA2 WA I-82 (WB) Kittitas 15,14-15,94

Ellensburg Autopis-ta

-5,0 > 1,0 1600 0.24 10 Ausente Izquierda

WA3 WA I-82 (WB) Kittitas 4,00-4,63 Ellensburg Autopis-ta

-5,0 > 1,0 2400 0,19 7 Ausente Derecha

WA4 WA I-82 (EB) Kittitas 21,75-22,5 Ellensburg Autopis-ta

-3,8 0,6 1600 0.33 5.8 Ausente Derecha

WA52 WA EE.UU. 97 (NB)

Kittitas 162,7-163 Ellensburg Dos carriles

6.0 0.86 1637 0,19 2 Ausente Izquierda

WA6 WA I-90 (EB) Kittitas 131,48-31,69

Ellensburg Autopis-ta

-2,9 > 1,0 2800 0.33 7 Ausente Derecha

WA72 WA Estados Unidos 2 (EB)

Rey 60,0-60,7 Skykomish Multilane 5.9 > 1,0 577 0.25 10 Presente

Izquierda

WV1 WV I-77 (SB) Mercer 20,6-21,4 Camp Creek Autopis-ta

-4,9 > 1,0 1206 0.50 8 Presente

Izquierda

WV2 WV I-68 (WB) Mononga-lia

09.09 a10.06

Cheat Lake Autopis-ta

-5,7 > 1,0 1909 0.49 7.8 Presente

Izquierda

WV3 WV I-79 (SB) Kanawha 02.05 a02.05

Mink Shoals Autopis-ta

-3,7 0.75 1146 0.05 8 Presente

Izquierda

WV4 WV I-77 (NB) Kanawha 76,5-78,0 Cabin Creek Autopis-ta

-5,2 > 1,0 1041 0.26 8 Presente

Derecha

WV5 WV I-64 (EB) Kanawha 49,7-50,5 Instituto Autopis-ta

-5,0 0.58 1637 0.33 7.2 Presente

Izquierda

Curva compuesta con cuatro radios: 430 m, 230 m, 150 m, y 310 m. Actualización de sitios.

Tabla sitios 5. recopilación de datos, estudios de campo, y la matriz de análisis de colisiones.

Vehículo Instrumentada Fricción Velocidad maniobra vehículo pruebas Crash Sitio datos datos datos datos datos CA1 X X X CA2 X X X CA3 X X X MD1 X X X X X MD2 X X X X X MD3 X X X X X PA1 X X X PA2 X X X WA1 X X WA2 X X X WA3 X X X WA4 X X X WA5 X X X WA6 X X X WA7 X X WV1 X X X X

WV2 X X X X WV3 X X X X WV4 X X X X WV5 X X X X

La Figura 9 ilustra la configuración de campo general para los estudios de velocidad.

En cada sitio se recogieron los datos de velocidad en el transcurso de un solo día. Datos de velocidad se recogieron tanto para vehículos de pasajeros y camiones bajo condiciones de flujo libre. Durante el posprocesamiento de los datos, los vehículos se agruparon en clases de vehículos como sigue:

• Los vehículos de pasajeros: Sedan Vehículo utilitario deportivo (SUV) Pickup Van

Figura 9. configuración colección 9. Datos generales para los estudios de velocidad y maniobra de vehículos.

Camiones: o Single-unidad de camiones o Tractor camión semi-remolque o Tractor semirremolque / ca-mión-trailer completo (doble)

Si bien la recolección de datos de velocidad, una o dos cámaras de video también fueron posicionados en el borde del camino para registrar las maniobras de los vehículos en los sitios. El campo de visión para cada cámara era como sigue: Cámara 1-enfoque y extremo de aguas arriba de la curva horizontal Cámara 2-punto medio y extremo de aguas abajo de la curva horizontal

Los videos de las cámaras fueron revisados en la oficina para documentar el número de vehículos y tipos (por ejemplo, vehículos de pasajeros y camiones) en el lugar, el número de vehículos de cambiar de carril, y la duración y la dirección de las maniobras de cambio de carril. La figura 10 muestra un tractor maniobra semi-remolque de la izquierda en el carril derecho en uno de los sitios de recolección de datos. En al-gunos sitios, la perspectiva de la cámara no dio una visión suficiente para documentar la información de cambio de carril.

3.2.2 Resultados del análisis de datos de velocidad

La Figura 11 muestra las ubicaciones en el enfoque de la tangente y la curva horizontal en la que se recogieron los datos de velocidad. El punto de distribución de cada medición del cero representa el inicio de la curva (es decir, PC). En la mayoría de los casos, se obtuvo un máximo de 3% a 6% de las obser-vaciones en una ubicación específica a lo largo del sitio de estudio. En algunos sitios (por ejemplo, CA1, CA2, y WV5) los datos de velocidad de recogida, el geométricas y características de camino prohibidas sobre el área de cobertura deseada.

Tabla 6 da un resumen estadístico de los datos de velocidad para los vehículos de pasajeros situado 500 pies aguas arriba de la curva, al principio de la curva (es decir, PC), y 500 pies abajo de la PC en cada sitio de recolección de datos. La tabla también da el límite de velocidad en cada sitio y la velocidad reco-mendada (si publicado).

La tercera columna da el recuento promedio del vehículo (es decir, el número de observaciones) en las tres ubicaciones respectivas incluidas en la tabla. En algunos sitios, las velocidades de vehículos de

pasajeros disminuyeron pasando de 500 pies aguas arriba de la curva para el comienzo de la curva, mientras que en otros sitios velocidades aumentado. En la mayoría de las velocidades de los vehículos de pasajeros sitios disminuido que va desde el comienzo de la curva a 500 pies aguas abajo de la curva.

Tabla 7 da el resumen de estadísticas correspondientes para camiones. En la mayoría de los sitios de camiones velocidades de disminución pasando de 500 pies aguas arriba de la curva para el comienzo de la curva. Del mismo modo, en la mayoría de los sitios de camiones velocidades de disminución que va desde el comienzo de la curva a 500 pies aguas abajo del comienzo de la curva.

Tabla 8 da información sobre la velocidad detallada recopilada en Maryland sitio MD1 tanto para vehículos de pasajeros y camiones en intervalos de 100 pies. Estos datos de velocidad se introdujeron en los modelos de simulación (es decir, CarSim y TruckSim) para determinar las curvas de oferta de fricción (y los márgenes de fricción y vuelcos laterales correspondientes) para vehículos de pasajeros y camiones en cada uno de los sitios de recolección de datos basado en las velocidades de operación reales medidos en los sitios.

3.2.3 Resultados del análisis de cambio de carril Maniobra de datos

Las medidas primarias de interés a partir del análisis de cambio de carril consistieron en la frecuencia y duración de las maniobras. Tabla 9 da un resumen estadístico de la frecuencia y el porcentaje de las maniobras de cambio de carril observados en cada sitio por tipo de vehículo y la dirección de pendiente (es decir, rebajar de categoría y actualización). La tabla da datos sobre el total de vehículos por tipo de vehículo y si el cambio de carril consistió en una maniobra desde el carril de la derecha en el carril iz-quierdo (identificada como la izquierda en la tabla) o desde el carril de la izquierda en el carril de la de-recha (es decir, justo en el tabla). Mientras la maniobra de cambio de carril ocurrido dentro del campo de visión de la cámara de vídeo, se documentó la maniobra de cambio de carril. Por lo tanto, en algunos casos el cambio de carril puede haber ocurrido en el enfoque de la tangente, en el enfoque tangente y en la curva, o enteramente dentro de la curva. En la mayoría de los sitios, menos del 10% de los vehículos cambió de carril cerca o en la curva. En dos de los sitios (MD1 y WV1), casi el 20% de los vehículos cambió de carril. Esto era más probable por la entrada / rampas de salida situados en las proximidades de estas curvas.

Figura 10. Vídeo de tractor semirremolque que maniobra desde el carril izquierdo al derecho

Tabla 6 Resumen de los datos de velocidad cerca de curvas (vehículos de pasajeros).

Lugar Límite de veloci-dad / veloci-dad reco-menda-da (mph)

Promedio veh recuento

500 ft aguas arriba de la curva A partir de la curva (es decir,PC)

500 pies abajo de PC

Ve-locidad (mph) media

Velo-lo-cidad% baldosa 85a (mph)

Dev estándar (mph)

Límite de velo-cidad Por-centaje exceder publi-cado> 5mph

Velo-lo-cidad (mph) media

Velo-lo-cidad% bal-dosa 85a (mph)

Dev estándar (mph)

Límite de velo-cidad Por-centaje exceder publi-cado> 5 mph

Ve-locidad (mph) media

Velo-lo-cidad% bal-dosa 85a (mph)

Dev estándar (mph)

Límite develoci-dad Porcen-taje exceder publica-do> 5mph

CA1 65 27 66.0 73.4 7.0 30 NA NA NA NA NA NA NA NA

CA2 40/45 53 51.3 55.9 5.0 90 53.0 57.1 4.8 93 NA NA NA NA

CA3 50/40 55 53.9 58.0 4.1 33 NA NA NA NA 49.1 52.0 3.4 0

MD1 65 70 65.4 71.0 5.2 17 65.5 70.8 4.7 20 65.0 69.5 4.7 14

MD2 65 65 63.9 70.0 7.5 3 63.2 69.9 7.8 12 61.2 68.6 9.9 9

MD3 65 76 68.4 73.5 4.9 32 68.0 73.1 5.2 26 67.1 72.5 5.0 20

PA1 40/25 61 NA NA NA NA 36.6 40.4 4.0 2 NA NA NA NA

PA2 65 66 63.5 67.0 4.5 9 66.8 72.0 4.6 20 67.0 72.5 4.5 19

WA1 70/50 79 64.4 70.8 5.1 0 62.4 68.8 5.3 0 57.3 62.9 6.0 0

WA2 70 42 69.4 72.6 4.0 2 69.2 74.0 4.4 2 68.6 72.4 4.6 2

WA3 70 73 NA NA NA NA 70.2 74.6 4.4 11 69.5 74.4 4.5 8

WA4 70 66 67.8 71.5 3.8 2 67.8 71.9 4.0 0 66.3 70.6 4.3 0

WA5 60 55 57.9 62.5 4.3 24 58.4 64.0 5.8 33 56.8 64.2 6.5 24

WA6 70 54 68.2 73.0 3.6 0 68.9 72.9 3.6 3 68.5 72.6 3.8 5

WA7 60/40 114 NA NA NA NA 51.0 56.0 5.8 82 48.2 52.8 4.7 72

WV1 70/50 53 64.3 70.4 5.2 0 66.9 72.0 5.6 6 67.1 71.2 5.2 6

WV2 70/50 45 67.8 74.1 6.8 13 68.4 73.5 5.9 13 68.9 76.4 4.8 15

WV3 70/50 86 67.7 73.2 5.4 7 67.2 73.0 5.0 7 65.3 71.3 5.2 1

WV4 60/50 94 64.2 69.7 5.6 35 62.6 68.0 5.3 26 NA NA NA NA

WV5 60 69 NA NA NA NA NA NA NA NA 68.5 73.5 4.4 72

Tabla 7 Resumen de los datos de velocidad cerca de curvas (camiones).

Sitio Límite de veloci-dad / veloci-dad reco-menda-da (mph)

Promedio veh recuento

500 ft aguas arriba de la curva A partir de la curva (es decir,PC)

500 pies abajo de PC

Ve-locidad (mph) media

Velo-lo-cidad% baldosa 85a (mph)

Dev estándar (mph)

Límite de velo-cidad Por-centaje exceder publi-cado> 5mph

Velo-lo-cidad (mph) media

Velo-lo-cidad% bal-dosa 85a (mph)

Dev estándar (mph)

Límite de velo-cidad Por-centaje exceder publi-cado> 5 mph

Ve-locidad (mph) media

Velo-lo-cidad% bal-dosa 85a (mph)

Dev estándar (mph)

Límite develoci-dad Porcen-taje exceder publica-do> 5mph

CA1 551 47 53.3 56.9 3.8 3 51.9 55.5 3.3 0 NA NA NA NA

CA2 351/45 32 42.5 48.1 5.1 56 41.8 48.1 5.3 51 NA NA NA NA

CA3 50/40 23 39.8 48.0 6.6 4 NA NA NA NA 38.0 45.0 5.1 0

MD1 65 48 63.2 66.3 3.7 0 63.0 66.4 3.1 0 61.7 65.8 3.7 0

MD2 65 65 43.0 60.0 13.4 1 41.5 59.0 13.4 1 39.1 54.6 13.2 0

MD3 65 63 64.5 69.1 5.5 7 64.1 68.0 5.4 11 64.3 69.9 5,7 14

PA1 40/25 46 33.7 38.6 5.5 2 26.2 30.4 3.8 0 NA NA NA NA

PA2 65 54 64.5 67.2 3.7 4 65.0 68.9 4.6 9 65.3 69.1 4.3 11

WA1 601/50 54 56.8 60.4 5.1 0 54.5 58.7 3.7 0 50.0 54.1 4.0 0

WA2 601 44 60.8 65.1 5.0 14 60.3 65.1 4.4 7 60.1 64.7 4.4 7

WA3 601 38 NA NA NA NA 58.7 65.0 6.1 17 58.3 63.8 6.0 11

WA4 601 34 58.8 62.9 4.4 0 58.5 62.0 4.0 6 57.8 62.0 4.2 3

WA5 60 52 45.9 56.0 11.4 2 44.4 56.0 11.9 3 41.1 54.0 12.0 0

WA6 601 40 61.2 66.2 3.5 19 61.8 65.4 3.0 16 61.1 63.6 2.5 4

WA7 60/40 15 NA NA NA NA 36.7 48.2 11.2 47 36.1 47.2 10.6 36

WV1 70/50 48 61.5 67.3 5.3 0 62.5 67.0 5.0 0 62.0 66.3 5.0 0

WV2 50750 37 55.8 62.7 7.4 40 54.6 58.6 6.8 38 55.5 66.0 8,0 37

WV3 70/50 49 63.9 69.1 4.7 0 63.4 69.0 4.8 0 62.5 66.5 4.9 0

WV4 60/50 71 58.6 63.3 4.1 7 57.3 61.9 3.8 0 NA NA NA NA

WV5 60 49 NA NA NA NA NA NA NA NA 65.8 69.9 3.9 53

1 límites de velocidad dual para vehículos de pasajeros y camiones.

Tabla de datos de distribución 8. de velocidad para los vehículos de pasajeros y camiones en Maryland sitio MD1.

Dist (ft)

Los vehículos de pasajeros Camiones

# De Obs

Velo-lo-

cidad media (mph)

Dev estándar

(mph)

Percentiles Velocidad (mph) # De Obs

Veloci-dad

media (mph)

Dev estánd

ar (mph)

Percentiles Velocidad (mph)

Min 25 Mediana 85a Max Min 25 Mediana 85a Max

-500 69 65.4 5.2 51.4 61.6 65.1 71.0 76.0 49 63.2 3.7 51.0 60.6 63.9 66.3 69.0

-400 70 65.7 4.9 53.2 61.9 65.5 71.1 75.5 48 63.2 3.6 51.0 61.2 64.0 66.4 69.1

-300 72 65.9 4.7 54.7 62.0 65.5 72.0 75.4 48 63.2 3.5 51.0 60.9 64.0 66.4 69.1

-200 73 65.7 4.8 55.2 62.1 65.1 72.0 75.5 47 63.3 3.1 55.6 60.9 64.1 66.4 69.1

-100 72 65.7 4.8 54.7 62.1 64.9 72.0 75.6 47 63.2 3.1 56.2 60.9 63.9 66.5 69.2

0 71 65.5 4.7 54.0 62.2 65.0 70.8 75.5 47 63.0 3.1 56.4 60.8 63.8 66.4 69.2

100 71 65.4 4.7 53.3 62.0 65.0 70.8 75.3 46 62.8 3.2 55.8 60.7 63.1 66.7 69.2

200 72 65.4 4.8 52.8 62.0 65.2 70.9 75.1 46 62.5 3.3 55.3 59.9 62.9 66.4 69.2

300 71 65.4 4.7 52.6 61.7 65.5 70.7 75.0 45 62.3 3.4 54.8 59.9 62.7 66.1 69.2

400 72 65.3 4.7 52.9 61.9 65.4 70.4 74.8 47 61.9 3.7 52.7 59.4 62.4 66.0 69.0

500 71 65.0 4.7 53.5 61.5 65.2 69.5 74.7 48 61.7 3.7 52.9 59.5 62.2 65.8 68.9

600 69 64.9 4.7 54.2 61.5 65.2 69.9 74.6 49 61.5 3.7 53.0 59.4 61.8 65.7 68.8

700 68 64.9 4.8 54.5 61.7 65.2 70.0 75.2 48 61.2 3.7 53.0 59.0 61.6 65.8 68.5

800 66 64.9 4.8 54.0 61.7 65.1 70.5 75.0 47 60.9 3.7 53.0 58.5 61.1 65.6 68.1

900 65 64.9 4.7 53.8 61.9 64.8 70.0 75.2 46 60.6 3.7 52.9 58.3 60.7 65.4 67.7

1000 61 64.8 4.5 53.8 61.8 64.8 69.7 73.3 46 60.5 3.7 52.8 58.0 60.7 65.2 67.4

1100 55 64.5 4.4 53.8 61.4 64.9 68.5 74.6 42 60.7 3.9 52.4 57.9 60.9 65.0 67.0

1200 49 64.3 4.6 53.7 61.3 64.4 69.6 75.2 39 60.4 4.1 52.1 57.7 61.0 64.9 66.7

1300 35 65.3 4.6 53.9 61.5 65.2 70.6 76.0 38 60.3 4.2 51.7 57.6 61.0 64.9 66.4

1400 19 64.4 4.1 54.0 61.2 65.1 69.6 72.7 31 59.6 4.2 51.1 56.7 60.1 64.5 65.9

Nota: límite de velocidad en el sitio es de 65 mph.

Tabla 9 Resumen de las maniobras de cambio de carril por tipo de vehículo y la dirección escolar.

Sitio Los vehículos de pasajeros Camiones Todos los vehículos combinados

El total de ve-hículos

Conteo de cambio de carril(%)

El totalde ve-hículos

Conteo de cambio de carril (%)

El total de ve-hículos

Conteo de cambio de carril (%)

Izquierda

Derecha total Izquierda Derecha total Izquierda Derecha total

Downgrade

CA1 2432 25 (0.01) 20 (0.01) 45 (0.02) 1271 5 (0.00) 19 (0.01) 24 (0.02) 3703 30 (0.01)

39 (0.01) 69 (0.02)

CA2 2344 57 (0.02) 39 (0.02) 96 (0.04) 141 3 (0,02) 4 (0,03) 7 (0,05) 2485 60 (0.02)

43 (0.02) 103 (0.04)

CA3 2804 30 (0.01) 37 (0.01) 67 (0.02) 148 1 (0.01) 0 (0.00) 1 (0.01) 2952 31 (0.01)

37 (0.01) 68 (0.02)

MD1 321 27 (0.08) 36 (0.11) 63 (0.20) 88 12 (0.14)

4 (0,05) 16 (0.18) 409 39 (0.10)

40 (0.10) 79 (0.19)

MD3 924 37 (0.04) 12 (0.01) 49 (0.05) 208 4 (0,02) 3 (0,01) 7 (0,03) 1132 41 (0.04)

15 (0.01) 56 (0.05)

PA2 944 20 (0.02) 38 (0.04) 58 (0.06) 439 10 (0.02)

39 (0.09) 49 (0.11) 1383 30 (0.02)

77 (0.06) 107 (0.08)

WA1 669 12 (0.02) 10 (0.01) 22 (0.03) 262 1 (0.00) 8 (0,03) 9 (0,03) 931 13 (0.01)

18 (0.02) 31 (0.03)

WA2 426 25 (0.06) 20 (0.05) 45 (0.11) 138 6 (0,04) 1 (0.01) 7 (0,05) 564 31 (0.05)

21 (0.04) 52 (0.09)

WA3 610 8 (0,01) 34 (0.06) 42 (0.07) 121 4 (0,03) 4 (0,03) 8 (0,07) 731 12 (0.02)

38 (0.05) 50 (0.07)

WA4 488 19 (0.04) 43 (0.09) 62 (0.13) 119 4 (0,03) 5 (0,04) 9 (0,08) 607 23 (0.04)

48 (0.08) 71 (0.12)

WA6 475 5 (0,01) 13 (0.03) 18 (0.04) 168 0 (0.00) 7 (0,04) 7 (0,04) 643 5 (0,01) 20 (0.03) 25 (0.04)

WV1 953 8 (0,01) 103 (0.11)

111 (0.12)

278 2 (0,01) 122 (0.44)

124 (0.45)

1231 10 (0.01)

225 (0.18)

235 (0.19)

WV3 957 53 (0.06) 38 (0.04) 91 (0.10) 102 10 (0.10)

11 (0.11) 21 (0.21) 1059 63 (0.06)

49 (0.05) 112 (0.11)

WV4 625 9 (0,01) 17 (0.03) 26 (0.04) 380 7 (0,02) 5 (0,01) 12 (0.03) 1005 16 (0.02)

22 (0.02) 38 (0.04)

WV5 1687 6 (0.00) 13 (0.01) 19 (0.01) 328 6 (0,02) 7 (0,02) 13 (0.04) 2015 12 (0.01)

20 (0.01) 32 (0.02)

Upgrade

MD2 1204 27 (0.02) 36 (0.03) 63 (0.05) 257 13 (0.05)

3 (0,01) 16 (0.06) 1461 40 (0.03)

39 (0.03) 79 (0.05)

WA5 188 4 (0,02) 3 (0,02) 7 (0,04) 86 1 (0.01) 3 (0,03) 4 (0,05) 274 5 (0,02) 6 (0,02) 11 (0.04)

La Tabla 10 presenta un resumen estadístico de los datos de cambio de carril duración para vehículos de pasajeros en ambos rebajas y mejoramientos. Duración de cambio de carril se define como la cantidad de tiempo desde que los neumáticos adecuados de un vehículo cruzaron las líneas de carril a cuando los neumáticos izquierdo cruzado las líneas de carril para una maniobra de la derecha y cuando los neumá-ticos izquierdos de un vehículo cruzaron las líneas de carril para cuando los neumáticos adecuados cruzaron las líneas de carril para una maniobra izquierda. Por lo tanto, la duración real de cambio de carril de cuando el controlador inicia la maniobra cuando se coloca cerca del centro de un carril de circulación hasta el momento en que el conductor completó la maniobra en el centro de la otra carril de circulación era más largo que lo que se informa aquí, pero para consistencia y una medida objetiva para la determinación de los tiempos de inicio y fin de las maniobras, se utilizó la definición anterior. De la Tabla 10 se establece

que en las bajadas, los vehículos de pasajeros tuvieron duraciones medias similares de maniobras hacia la izquierda (2,85 s) ya la derecha (2,94 s). En las actualizaciones, los vehículos de pasajeros tomaron un poco más largo para maniobrar hacia la derecha (3,25 s) en comparación a la izquierda (2,95 s).

La Tabla 11 presenta un resumen estadístico de los datos de cambio de carril duración para camiones en ambas rebajas y mejoramientos. En rebajas, los camiones tenían duraciones medias similares de ma-niobras a la izquierda (4,00 s) ya la derecha (4,09 s). En las actualizaciones, camiones tomaron más tiempo para maniobrar hacia la derecha (5,81 s) que a la izquierda (4,47 s).

Tablas 12 y 13 dan un resumen estadístico de cambio de carril para vehículos de pasajeros y camiones de dirección de la curva para evaluar si la duración de cambio de carril se ve afectada por si la maniobra se realiza con la curva (es decir, maniobra de la izquierda en una curva a la izquierda o a la derecha ma-niobrar en una curva a la derecha) o en contra de la curva (es decir, la maniobra a la izquierda en una curva a la derecha o una maniobra a la derecha en una curva a la izquierda).

Un modelo de parcelas divididas se utilizó para estimar las diferencias estadísticas entre las duraciones medias de cambio de carril para:

Dos direcciones de pendiente (es decir, actualizar y downgrade); Dos direcciones de la curva (es decir, la izquierda y la derecha); Dos tipos de vehículos (es decir, vehículos de pasajeros y camiones); y Dos direcciones de cambio de carril (es decir, izquierda y derecha).

Los 17 sitios de campo se incluyeron en el modelo como efectos aleatorios, en el supuesto de que los sitios fueron escogidos de una población más grande de los sitios potenciales. Esto permite una estima-ción de los principales efectos en cambio de carril duración contabilización de la variabilidad añadido asociado con el uso de datos procedentes de múltiples sitios.

Tabla 10. Cambio de carril estadísticas de duración para los vehículos de pasajeros por sentido de pen-diente.

Sitio Maniobra izquierdo (s) Maniobra de Derecho (s)

Recuento Veh

La me-dia

Std dev Min Max Recuento Veh

La media Std dev Min Max

Downgrade

CA1 25 2.84 0.80 1.00 4.00 20 3.35 1.27 2.00 8.00

CA2 57 2.63 0.98 1.00 7.00 39 2.28 0,76 1.00 4.00

CA3 30 3.13 0.43 2.00 4.00 37 3.35 0.59 2.00 4.00

MD1 27 3.03 0.55 2.15 4.53 36 3.24 0,72 1.94 5.28

MD3 37 2.57 0.60 1.65 4.16 12 2.55 0.59 1.56 3.53

PA2 20 2.70 0.68 1.69 4.84 38 2.44 0.58 1.53 3.87

WA1 12 2.67 0.65 2.00 4.00 10 3.00 1.33 1.00 5.00

WA2 25 2.92 0,81 2.00 5.00 20 3.10 1.25 2.00 7.00

WA3 8 2.88 0.83 2.00 4.00 34 3.00 0.85 2.00 5.00

WA4 19 3.21 0,71 2.00 5.00 43 2.72 0.85 1.00 5.00

WA6 5 3.00 1.22 2.00 5.00 13 3.69 1.44 2.00 6,00

WV1 8 3.12 0.65 2.25 3.97 103 2.92 0.60 1.69 4.57

WV3 53 2.95 0.80 1.72 5.38 38 3.12 0.75 1.62 4.66

WV4 9 2.88 0.52 2.34 3.81 17 3.37 0.60 2.69 4.65

WV5 6 2.26 0.29 1.91 2.63 13 2.47 0.48 1.90 3.31

Promedio Downgrade 341 2.85 0,76 1.00 7.00 473 2.94 0.86 1.00 8.00

Upgrade

MD2 27 3.02 0.53 2.15 4.53 36 3.24 0,72 1.94 5.28

WA5 4 2.50 1.29 1.00 4.00 3 3.33 1.53 2.00 5.00

Promedio de actualización 31 2.95 0.67 1.00 4.53 39 3.25 0,78 1.94 5.28

Tabla 11. de cambio de carril estadísticas de duración para camiones ya indicación del pendiente.

Sitio Maniobra izquierdo (s) Maniobra de Derecho (s)

Recuento Veh

La media Std dev Min Max Recuento Veh

La media Std dev Min Max

Downgrade

CA1 5 5.60 0.89 4.00 6,00 19 6.37 1.46 3.00 8.00

CA2 3 4.00 1.00 3.00 5.00 4 3.00 0.82 2.00 4.00

CA3 1 3.00 3.00 3.00 0

MD1 12 4.31 0.45 3,75 5.16 4 5.21 1.25 3.35 5.97

MD3 4 3.65 0.45 2.99 4.03 3 3.10 0.46 2.79 3.63

PA2 10 3.13 0.62 2.50 4,78 39 3.35 0.66 2.22 5.18

WA1 1 6,00 6,00 6,00 8 6.63 1.06 5.00 8.00

WA2 6 5.33 1.63 3.00 7.00 1 7.00 7.00 7.00

WA3 4 4.75 1.50 4.00 7.00 4 5.50 1.29 4.00 7.00

WA4 4 4.50 1.00 4.00 6,00 5 4.60 0.89 3.00 5.00

WA6 0 6 7.17 1.60 5.00 9.00

WV1 2 3.94 1.73 2.72 5.16 122 3.72 0.80 2.28 5.50

WV3 10 3.28 0.74 2.13 4.15 11 3.50 1.00 2.03 4.90

WV4 7 3.84 0,77 2.88 4.83 5 3.57 1.01 2.24 4.72 WV5 6 2.82 0.62 2.16 3.84 7 3.18 0.57 2.31 4.18

Promedio Downgrade 75 4.00 1.18 2.13 7.00 238 4.09 1.41 2.00 9.00

Upgrade

MD2 13 4.43 0.63 3,75 5.97 3 4.96 1.40 3.35 5.84

WA5 1 5.00 5.00 5.00 3 6.67 2.08 5.00 9.00

Promedio de actualización 14 4.47 0.63 3,75 5.97 6 5.81 1.84 3.35 9.00

Tabla 12. de cambio de carril estadísticas de duración para los vehículos de pasajeros de direc-ción de la curva.

Sitio Maniobra izquierdo (s) Maniobra de Derecho (s)

Recuento Veh

La media Std dev Min Max Recuento Veh

La me-dia

Std dev Min Max

Curva izquierda

CA1 25 2.84 0.80 1.00 4.00 20 3.35 1.27 2.00 8.00

CA3 30 3.13 0.43 2.00 4.00 37 3.35 0.59 2.00 4.00

MD1 27 3.03 0.55 2.15 4.53 36 3.24 0,72 1.94 5.28

PA2 20 2.70 0.68 1.69 4.84 38 2.44 0.58 1.53 3.87

WA2 25 2.92 0,81 2.00 5.00 20 3.10 1.25 2.00 7.00

WA5 4 2.50 1.29 1.00 4.00 3 3.33 1.53 2.00 5.00

WV1 8 3.12 0.65 2.25 3.97 103 2.92 0.60 1.69 4.57

WV3 53 2.95 0.80 1.72 5.38 38 3.12 0.75 1.62 4.66

WV5 6 2.26 0.29 1.91 2.63 13 2.47 0.48 1.90 3.31

Media curva izquierda 198 2.92 0,72 1.00 5.38 308 3.00 0.80 1.53 8.00

Curva a la derecha

CA2 57 2.63 0.98 1.00 7.00 39 2.28 0,76 1.00 4.00

MD2 27 3.02 0.53 2.15 4.53 36 3.24 0,72 1.94 5.28

MD3 37 2.57 0.60 1.65 4.16 12 2.55 0.59 1.56 3.53

WA1 12 2.67 0.65 2.00 4.00 10 3.00 1.33 1.00 5.00

WA3 8 2.88 0.83 2.00 4.00 34 3.00 0.85 2.00 5.00

WA4 19 3.21 0,71 2.00 5.00 43 2.72 0.85 1.00 5.00

WA6 5 3.00 1.22 2.00 5.00 13 3.69 1.44 2.00 6,00

WV4 9 2.88 0.52 2.34 3.81 17 3.37 0.60 2.69 4.65

Media curva de Derecho 174 2.78 0,79 1.00 7.00 204 2.90 0.94 1.00 6,00

Tabla 13. Estadísticas duración de cambio de carril para camiones por dirección de la curva.

Sitio Maniobra izquierdo (s) Maniobra de Derecho (s)

Recuento Veh

La me-dia

Std dev Min Max Recuento Veh

La media Std dev Min Max

Curva izquierda

CA1 5 5.60 0.89 4.00 6,00 19 6.37 1.46 3.00 8.00

CA3 1 3.00 3.00 3.00 0

MD1 12 4.31 0.45 3,75 5.16 4 5.21 1.25 3.35 5.97

PA2 10 3.13 0.62 2.50 4,78 39 3.35 0.66 2.22 5.18

WA2 6 5.33 1.63 3.00 7.00 1 7.00 7.00 7.00

WA5 1 5.00 5.00 5.00 3 6.67 2.08 5.00 9.00

WV1 2 3.94 1.73 2.72 5.16 122 3.72 0.80 2.28 5.50

WV3 10 3.28 0.74 2.13 4.15 11 3.50 1.00 2.03 4.90

WV5 6 2.82 0.62 2.16 3.84 7 3.18 0.57 2.31 4.18 Media curva izquierda 53 3.94 1.24 2.13 7.00 206 3.95 1.27 2.03 9.00

Curva a la derecha

CA2 3 4.00 1.00 3.00 5.00 4 3.00 0.82 2.00 4.00

MD2 13 4.43 0.63 3,75 5.97 3 4.96 1.40 3.35 5.84

MD3 4 3.65 0.45 2.99 4.03 3 3.10 0.46 2.79 3.63

WA1 1 6,00 6,00 6,00 8 6.63 1.06 5.00 8.00

WA3 4 4.75 1.50 4.00 7.00 4 5.50 1.29 4.00 7.00

WA4 4 4.50 1.00 4.00 6,00 5 4.60 0.89 3.00 5.00

WA6 0 6 7.17 1.60 5.00 9.00

WV4 7 3.84 0,77 2.88 4.83 5 3.57 1.01 2.24 4.72

Media curva de Derecho 36 4.28 0.90 2.88 7.00 38 5.13 1.85 2.00 9.00

Los grados de libertad se calcularon utilizando la ecuación Welch- Satterthwaite, y componentes de la varianza se utilizaron para la estructura de varianza del modelo de parcela dividida. Resultados de los efectos principales se muestran en la Tabla 14, y los efectos estadísticamente significativos de interacción se muestran en la Tabla 15. No hay evidencia de una diferencia estadísticamente significativa en la duración vehículo de cambio de carril significa en los sitios de actualización en comparación con rebajar sitios (valor de p = 0,2385) o en sitios con una curva a la izquierda en comparación con una curva a la derecha (valor de p = 0.7898). Hay una diferencia estadísticamente significativa en la duración cambio Lane- significa entre vehículos de pasajeros y camiones (valor p <0,0001) en los vehículos de pasajeros ejecutar la maniobra de cambio de Lane- alrededor de 1,4 s más rápido que los camiones. También hay una diferencia estadísticamente significativa en la duración media de cambio de carril para vehículos de maniobra en el carril izquierdo en comparación con los vehículos de maniobra en el carril de la derecha (p-valor = 0,0066), pero a efectos prácticos, esta diferencia en la duración de cambio de carril (es decir, , 0,27 s) es mínima o insignificante.

Tabla 14 Resultados de los análisis de cambio de carril duraciones (efectos principales).

Efecto principal Grupo Conteo de vehículos La media (s) Std dev (s) Diferencia de medias (s)

p-valorA

Pendiente Upgrade 90 4.14 1.07 0.67 0.2385

Downgrade 1127 3.47 1.08

Curva Izquierda 765 3.45 1.04 -0.32 0.7898

Derecha 452 3.77 1.20

Tipo de vehículo Los vehículos depasajeros

884 2.90 0.82 -1.43 <0,0001

Camiones 333 4.33 1.34

De cambio de carril

Izquierda 461 3.48 0.82 -0.27 0.0066

maniobra Derecha 756 3,75 1.28

Las interacciones entre los efectos principales fueron también importantes relaciones para examinar, porque un efecto principal puede variar mucho en diferentes niveles de otro efecto principal. Todos los efectos de interacción se ensayaron en este modelo, pero sólo dos se encontraron para ser estadísti-camente significativa. Para la interacción entre el tipo de vehículo y tipo de pendiente, de cambio de carril

duraciones de camiones son mucho mayores si se producen en una actualización en comparación con una rebaja (diferencia de medias = 1,09 s) en comparación con los cambios de carril duraciones para vehículos de pasajeros a lo largo de una actualización comparó a una rebaja (diferencia de medias = 0,23 s). Para la interacción entre la dirección y la curva de carril de cambio de dirección, también hay cierta evidencia de que dirección de la curva tiene un efecto menor en un vehículo haciendo una maniobra de la izquierda (diferencia de medias entre los sitios de izquierda curva y sitios curva derecha = 0,10 s) que en un vehículo haciendo una maniobra de la derecha (diferencia de medios entre curva a la izquierda y derecha de la curva de sitios = 0,96 s; valor de p = 0,0551).

3.3 instrumentados de Estudios de vehículos

A los cinco sitios de recolección de datos (Tabla 5 para sitios específicos), el equipo de investigación recopiló una serie de datos utilizando un vehículo instrumentado. Los objetivos fueron:

1. Mida la geometría del camino (es decir, el pendiente, la curvatura y pendiente transversal) de cada sitio para confirmar si las mediciones de caminos basados en vehículos estaban según la información de archivos de inventario vial, planos de planta y perfil, y mediciones de campo; 2. Obtener mediciones de dinámica en el vehículo para la comparación con resultados de la simu-lación para comprobar la fidelidad de la software de simulación de vehículos; y 3. Medir los perfiles de velocidad continuas de los vehículos que atraviesan la totalidad de las lon-gitudes del sitio de recogida de datos (es decir, a lo largo de todo el pendiente y la curva) ya que las mediciones pistola láser se recogieron principalmente en la tangente de la curva se aproxima y por medio de la curva, y no a lo largo de toda la longitud de la rebaja o de actualización.

3.3.1 Recopilación de datos Metodología

Geometría de Caminos, perpendiculares a la pendiente, y vehículos de datos dinámicos fueron recogidos en cinco sitios de sensores del vehículo, mientras que el vehículo de prueba seguido de flujo libre de vehículos a través de los sitios. En cada sitio se recogieron los datos mientras que sigue detrás de cinco vehículos de pasajeros separadas y dos semi-remolques de tractor.

Tabla 15 Resultados de los análisis de cambio de carril duraciones (efectos de interacción).

Efecto de inter-acción

Grupo Conteo devehículos

La media(s)

Std dev (s) Diferencia de medias (s)

p-valorA

Pendiente

dirección y tipo de vehículo

Upgrade, vehículos depasajeros

70 3.13 0.63 0.23 0.0039

Downgrade, vehículos depasajeros

814 2.90 0,81

Upgrade, camiones 20 5.14 1.38 1.09

Downgrade, camiones 313 4.05 1.30

Curva

dirección y de cambio de carril dirección

Curva a la izquierda, manio-bra de la izquierda

251 3.43 1.01 -0.10 0.0551

Curva de derecha, maniobraque

210 3.53 0.85

Curva a la izquierda, manio-bra de la derecha

514 4.98 1.06 0.96

Curva de derecha, maniobraderecha

242 4.02 1.47

ap-valores por debajo de 0,05 indican significación estadística al nivel de confianza del 95%.

El vehículo instrumentado fue un Dodge Durango 2010. Este vehículo fue elegido por su capacidad para mantener el equipo de recolección de datos y porque los parámetros inerciales y cinemáticas del vehículo se alinean bien con las de un SUV de tamaño completo tipo que se define dentro de CarSim. El vehículo

fue equipado con un sistema de defensa grado de posicionamiento global (GPS) acoplado a una unidad de medición inercial de anillo láser de giroscopio (IMU) que da medidas absolutas precisas de posición y orientación. Datos GPS / IMU se recogieron a 100 Hz. Además, una detección de luz montada en el techo y que van (LIDAR) sensor se montó a un pórtico detrás y por encima del vehículo. Este sistema de ca-minos de exploración se instaló a mirar hacia abajo perpendicular a el camino para dar 180 ° mediciones de corte transversal de la superficie del camino a intervalos de 0,5 °, a una distancia de 260 pies desde el sensor, para un total de 361 puntos por barrido . Cada barrido LIDAR obtuvo 361 puntos de datos en 37,5 Hz durante la captura de la intensidad del retorno LIDAR. Una cámara se monta en el tablero de ins-trumentos del vehículo y alineado manualmente de modo que el punto de conducción en línea recta de fuga corresponde aproximadamente al centro de la imagen. Y, por último, un sensor de ángulo de direc-ción se instaló para captar directamente los movimientos del volante del conductor. Todas las entradas de los sensores fueron recolectados a través de software de DVD / escenario y cada medición se estampan en tiempo con el reloj local del ordenador. Al inicio de cada día de la prueba, el vehículo fue calibrado. Un diagrama del sistema de recolección de datos se muestra en la Figura 12, y un ejemplo de pantalla de la cámara mirando hacia el frente en el salpicadero se muestra en la Figura 13.

Figura 12. instrumentada sistema de recogida de datos del vehículo.

El vehículo fue conducido instrumentado detrás de los vehículos en la corriente de tránsito elegidos al azar, pero seleccionan de tal manera que los vehículos no estaban siguiendo otros vehículos que puedan influir en su velocidad. El vehículo instrumentado se mantuvo a un público constante distancia-unos 300 pies detrás del vehículo principal como se muestra en la Figura 13 Seleccionado vehículos fueron se-guidos comenzando en la parte superior / inferior del pendiente y seguido abajo / arriba todo el pendiente y medio de la curva. El sistema de recolección de datos da una serie de datos, incluyendo las siguientes:

Datos del vehículo o Las velocidades de cada uno de los tres ejes o Aceleración / deceleración en cada uno de los tres ejes o Ángulo de dirección o Giro, inclinación y ángulo de guiñada y las tasas sobre cada eje o Posición del vehículo en latitud, longitud y altitud

Figura 13 Captura de pantalla del vehículo instru-mentado durante la recolección de datos.

Datos Caminos o El alineamiento vertical o Alineamiento horizontal o Pendiente transversal normal

o La transición de la pendiente transversal normal a plena peralte o Peralte completo en curva

3.3.2 Análisis de los Resultados

Datos de la geometría de Caminos fueron obtenidos de las mediciones LIDAR. Coordinar Estándar transformaciones se utilizan para convertir de LIDAR coordenadas, las coordenadas del vehículo, y, finalmente, a las coordenadas referenciados a nivel mundial (Vemulapalli y Brennan [2009] para más detalles). Los datos de nubes de puntos resultantes se filtraron para desarrollar un perfil del camino suavizada que dio pendiente, el alineamiento horizontal, y la información de pendiente transversal para cada sitio (Varunjikar, 2011). Una ilustración ejemplo del perfil del camino resultante después de trata-miento se muestra en la Figura 14.

Figura 14. Nube de puntos tridimensional obtenida por los da-tos del vehículo con instrumentos (sitio MD1).

Una de las primeras confirmaciones realizadas sobre los datos medidos fue verificar que los pendientes medidos coinciden los pendientes, como aparece en las hojas de perfil para los sitios. Como ejemplo, los pendientes medidos se infiere de la altura (z) frente a las mediciones de alineamiento horizontal, como se muestra en la Figura 15 para el sitio WV2. En la Figura 15 (y todas las figuras subsiguientes), el punto de el alineamiento horizontal cero representa el inicio de la curva (es decir, PC). Los valores positivos para el alineamiento ho-rizontal representan la posición relativa a lo largo de la longitud de la curva, y los valores negativos re-presentan la posición relativa en el enfoque tangente a la curva. En la Figura 15 el pendiente inferido es -5,6%, lo que es coherente con el pendiente obtenido de las hojas de perfil para este mismo sitio. Un nivel similar de coherencia entre los pendientes y pen-dientes medidos obtenidos a partir de hojas de perfil se encontró en los cinco sitios en el estudio vehículo instrumentado (Tabla 16).

Figura 15. Medido elevaciones y distancia horizon-tal para todos los traversais (WV2 sitio).

Tabla 16 Comparación de los pendientes a partir de datos de vehículos instrumentados y hojas de perfil.

Sitio Pendiente Porcentaje Medido con vehículo instrumentado Obtenido a partir de hojas de perfil

MD1a -4,07 ± 0,27 -4,1 MD2 6,17 ± 0,33 6.0 MD3 -5.61 ± 0.25 -5,7 PA1A -5,19 ± 0,16 -5,0 WV2 -5.62 ± 0.22 -5,7

aslope para el enfoque es diferente de la curva. Los valores que se muestran aquí son para la geometría de aproximación, no la propia curva.

El segundo nivel de los controles de consistencia se centró en el alineamiento horizontal. El alineamiento horizontal medida del sitio WV2 se muestra la Figura 16 La Figura ilustra una curva a la izquierda. A través de la inspección visual, se hicieron comparaciones de la geometría horizontal recogido, como se muestra en la Figura 16, y dibujos CAD creados por el equipo de investigación de los planes de caminos. Además, la trayectoria del vehículo horizontal recogido se compara con las imágenes de satélite de Google Earth para confirmar aún más la consistencia geométrica. Estas comparaciones indican un alto nivel de acuerdo entre los datos de los vehículos instrumentados y los planes de caminos reales.

Figura 16 Alineamiento horizontal del vehículo ins-trumentado para todos los recorridos (WV2 sitio).

Figura 17 Comparación de los resultados de la simulación CarSim y mediciones de vehículos instrumen-tados para todos los recorridos (WV2 sitio).

Después de que se confirmó que la en-vehículo mediciones geométricas coincidieron bien con informa-ción de el alineamiento horizontal y vertical obtenida de los planes viales y perfiles, los datos de alinea-miento horizontal y vertical se importaron en

CarSim para simular la dinámica del vehículo para comparar los resultados de simulación para medi-ciones de vehículos instrumentados. Un ejemplo de esta comparación se muestra en la Figura 17 para el sitio WV2. Tenga en cuenta, los datos de alineamiento horizontal y vertical y datos de la sección trans-versal (es decir, pendiente transversal y datos de peralte) utilizados para representar la geometría del terreno en CarSim se basan en la información obtenida a partir de los planes y perfiles (y / o una com-binación de archivos de inventario de caminos y mediciones de campo). En la Figura 17, desde una perspectiva visual, las salidas de simulación de cerca están según los datos medidos, incluyendo muchos de los efectos transitorios tales como oscilaciones en la entrada y salida de la curva.

Confirmación de que los resultados de la simulación estrechamente según los datos del vehículo ins-trumentado era importante en varios aspectos. En primer lugar, confirmó la fidelidad y / o exactitud del modelo CarSim para su uso en las fases posteriores de esta investigación. En segundo lugar, da un nivel razonable de la confirmación de que el alineamiento horizontal y vertical y la pendiente transversal / datos de peralte obtenidos a partir de combinaciones de planes y perfiles, archivos de inventario vial, y medi-ciones de campo podrían ser utilizados para modelar con precisión las geometrías de los sitios de reco-lección de datos 20 dentro CarSim, sin la necesidad de utilizar el vehículo instrumentado para recopilar esta información.

3.3.3 Perfiles de velocidad continua

Uno de los propósitos del estudio vehículo instrumentado era medir los perfiles de velocidad continuas de los vehículos que circulen por cada sitio de campo para toda la longitud de la página (es decir, desde la parte superior de la nota a través de la curva o de la parte inferior de la nota a través de la curva), ya que las mediciones del arma láser de velocidad en camino están limitados en su cobertura a segmentos más cortos de los sitios. La figura 18 muestra todas las huellas de velocidad de los recorridos de los vehículos instrumentados frente a las velocidades medias medidos usando pistolas láser para el sitio WV2. Este sitio en particular tuvo una cobertura completa de la curva de los lugares arma láser en camino. La figura ilustra algunos de los fenómenos de un vehículo de pasajeros típico. Por ejemplo, el estudio mostró que el vehículo instrumentado mayoría de los vehículos que se siguieron mantuvieron velocidad relativamente constante a través de la curva, marcada por las zonas de cambios cortos. Este comportamiento se ob-servó fácilmente en la mayoría de los recorridos. Para algunos vehículos, sin embargo, no son muy grandes cambios de velocidad dentro de la curva. Por ejemplo, la Figura 18 muestra una situación en la que uno siguiera vehículo cambia la velocidad de unos 80 kilómetros por hora antes de la curva, a 50 mph dentro de la curva, y luego de nuevo a 80 mph después de la curva.

Figura 18 Comparación de los perfiles de velocidad de vehículo instrumentado y velocidades medias de

pistolas láser (WV2 sitio).

La figura 19 muestra la correspondiente acelera-ción / deceleración de los vehículos sujetos al atravesar el lugar de recogida de datos, medidos desde el vehículo instrumentado. Mostrados en esta figura son las huellas individuales de datos para cada recorrido del vehículo, la aceleración media en cada punto de la curva, y los límites superior e inferior creados a partir de dos desvia-ciones estándar de la media en cada ubicación. Antes de trabajo por Bonneson (2000b) sugirió que los vehículos ralentizan un poco en la entrada de una curva, con tasas de desaceleración muy menores de -3 pies / s2. Esta desaceleración en la entrada de una curva no fue visto de manera concluyente o consistentemente en los datos recogidos de velocidad del vehículo instrumentado; De hecho, varios de los vehículos seguidos realmente acelerado en lugar de desaceleró a la entrada a la curva. Sin embargo, los límites superior e inferior de las aceleraciones a lo largo de la curva están delimitadas por aproxi-madamente 3 pies / s2 desviaciones de la aceleración cero (por ejemplo, velocidad constante).

Varias conclusiones generales con respecto a los datos de velocidad recogidos del vehículo instrumen-tado son los siguientes:

En general, los perfiles de velocidad medios medidos por el vehículo instrumentado según los datos de velocidad obtenidos de las pistolas láser.

La variabilidad en la aceleración del vehículo en una curva fue de aproximadamente entre 3 y -3 ft / s2; esta magnitud es consistente con la desaceleración de la curva-entrada reportado por Bonneson (2000b). En lo sucesivo, este nivel de desaceleración se denota como "desaceleración curva de entrada," a pesar de que los datos de campo indican que la desaceleración puede ocurrir a lo largo de la curva.

3.3.4 Resumen de Estudio vehículo instrumentado

En consonancia con los principales objetivos del estudio vehículo instrumentado, varias observaciones pueden inferirse de los resultados de los análisis presentados anteriormente. En primer lugar, el alinea-miento horizontal y vertical y la pendiente transversal / datos de peralte obtenidos a partir de combina-ciones de planes y perfiles, archivos de inventario vial, y mediciones de campo acordados con los datos correspondientes medidas desde el vehículo instrumentado. Por que los planes y perfiles, archivos de inventario vial, y mediciones de campo estaban disponibles para todos los sitios de recolección de datos 20, y los resultados de vehículos instrumentados estaban disponibles en sólo 5 sitios, el alineamiento horizontal y vertical y la pendiente transversal / datos de peralte obtenidos a partir de combinaciones de planes y perfiles, archivos de inventario vial, y mediciones de campo se utilizaron para todas las simula-ciones específicas del sitio.

En segundo lugar, las salidas de las simulaciones de dinámica de vehículo de acuerdo estrechamente con los datos del vehículo instrumentados. Este acuerdo da confianza en la fidelidad de los resultados de la simulación.

En tercer lugar, se encontró que los perfiles de velocidad del estudio vehículo instrumentado para estar según los datos de velocidad obtenidos de las armas láser. Además, la magnitud de las desaceleraciones observadas partir de los datos de velocidad del vehículo instrumentado es consistente con los hallazgos de NCHRP Informe 439 (Bonneson, 2000b). Por lo tanto, para las simulaciones (Sección 4), se realizaron algunos escenarios asumiendo desaceleraciones menores de -3 pies / s2 como niveles de deceleración de curva de entrada.

Pruebas 3.4 Fricción

3.4.1 Propósito

El propósito de la prueba de fricción fue establecer valores de fricción de los neumáticos en los vehículos de pasajeros y camiones adecuados para el modelado de comportamiento que se es-pera de un vehículo en pendientes pronunciadas y en las curvas horizontales afilados donde se deben generar las fuerzas laterales y longitudinales. Los datos de fricción se utilizan en combinación con los análisis de simulación (Sección 4) para determinar la diferencia entre las curvas de diseño AASHTO de fricción y la fricción de suministro y la demanda en pendientes representativos y curvas horizon-tales. Esta sección del informe (1) explica la me-todología de recolección de datos utilizado para recoger datos de fricción en el campo, (2) presenta los procedimientos generales de procesamiento de traducir los datos de campo en bruto en valores de fricción para el uso en los modelos de simulación, y (3) se resumen los resultados se centra en cómo se utilizaron los datos de fricción en los modelos de simu-lación.

Figura 19. perfiles de aceleración longitudinal de vehículo instrumentado (WV2 sitio).

3.4.2 Recopilación de datos Metodología

Una fricción dinámica (DF) probador se utilizó para evaluar la resistencia al deslizamiento de los pavi-mentos en los sitios de estudio de campo. La prueba se realizó según la Sociedad Americana para Pruebas y Materiales (ASTM) E1911-09a, Método de prueba estándar para medir la superficie del pa-vimento propiedades de fricción Uso del Medidor de fricción dinámica. El probador DF mide el par ne-cesario para convertir tres almohadillas de goma pequeñas en una trayectoria circular en la superficie medido a diferentes velocidades. El aparato consiste en un disco giratorio horizontal equipado con tres deslizadores de goma de resorte que contactan con la superficie pavimentada como la velocidad de rotación del disco disminuye por la fricción suministrado entre los deslizadores y la superficie pavimen-tada. Una unidad de suministro de agua suministra agua a la superficie pavimentada se está probando. El par generado por las fuerzas deslizantes medidos durante el giro hacia abajo se utiliza para calcular el suministro de fricción como una función de la velocidad. Velocidades de prueba típicos varían 55-3 mph. El probador DF se muestra en la Figura 20.

El dispositivo se colocó manualmente en la superficie del pavimento en cada ubicación de sitio de prueba. Un ordenador portátil se utiliza para controlar la prueba y registrar los datos. Cuando se inició la prueba, el disco fue acelerado a la velocidad de giro estándar de 55 mph. A continuación, el disco giratorio se dejó caer al suelo, a la que comenzó el tiempo de adquisición de datos automatizado. La prueba fue completa cuando el disco se detuvo.

Una pista circular (CT) metros fue utilizado con el probador DF para medir la calzada características de textura. El medidor CT superficie textura en la misma pista circular como el probador DF. El medidor CT calcula la profundidad del perfil medio (MPD) de la superficie del camino y el Índice de Fricción Interna-cional (IFI).

Los datos en bruto desde el probador DF y metro CT se filtraron para calcular el suministro de la fricción en la interfaz neumático-pavimento. Los datos se utilizaron para preparar las curvas de oferta de fricción para pavimentos húmedos y secos similares a las presentadas en el Libro Verde de AASHTO como se muestra en la Figura 21 (por ejemplo, ver la curva de "Nueva Neumáticos- pavimento de hormigón hú-medo").

Se usó el siguiente protocolo durante las pruebas de campo:

Cada sección de ensayo se dividió en dos segmentos:

El primer segmento constaba de 450 ft del enfoque tangente aguas arriba de la curva horizontal.

El segundo segmento fue de toda la longitud de la curva horizontal.

El primer segmento se subdivide en tres partes iguales (sectores es decir, 150 pies). Mediciones del rozamiento se recogieron en los puntos iniciales y finales de estos sectores utilizando el probador DF y dispositivos metros CT. Esto produjo cuatro lugares de medición total de suministro de fricción sobre el enfoque tangente a la curva horizontal. La intención de medir la fricción en varias ubicaciones en el en-foque tangente era entender la variabilidad en la fricción del pavimento de las zonas de marcha normal y ligera desaceleración. Todas las mediciones de fricción sobre el enfoque tangente fueron tomadas en la trayectoria de la rueda izquierda.

Figura 20. Probador DF

Figura 21. AASHTO factores de fricción lateral para el diseño de baja velocidad y las curvas de oferta de fricción (AASHTO, 2011).

El segundo segmento (es decir, la curva horizontal) se divide igualmente en tres sectores de igual longitud que producen cuatro puntos de medición físicos. La intención de medir suministro de fricción en cuatro ubicaciones dentro de la curva horizontal era dar información acerca de la variabilidad en el suministro de fricción dentro de los límites de la curva.

Se definió cada lugar de medición dentro de un sector como una larga línea recta de 6 pies. Los puntos de comienzo, medio y final de la línea de 6 pies se midieron por separado utilizando el probador DF y dis-positivos metros CT, produciendo tres puntos de medición individuales para cada ubicación.

Dentro de cada segmento de curva horizontal, el lugar de medición se determinó como sigue:

- En las curvas a la derecha, las mediciones se registraron en la trayectoria de la rueda izquierda como esta ubicación experimentará más pulido y por lo tanto suministrar menos fricción que la trayectoria de la rueda derecha.

- En las curvas a la izquierda, el suministro de la fricción se midió en la trayectoria de la rueda derecha.

Un diagrama de los puntos de prueba / ubicaciones en el enfoque tangente y la curva horizontal se muestra en la Figura 22.

Datos de fricción se recogieron en ocho sitios de campo (Tabla 5 para sitios específicos). Los carriles de circulación en cada uno de los sitios consistieron en pavimento de asfalto que parecía estar en buenas condiciones. Los valores probador DF y metro CT resultantes se presentan en la Tabla 17.

3.4.3 Resumen de las Pruebas de Fricción

Mediciones del rozamiento se registraron en 21 localidades se acercan y dentro de una curva en cada uno de los ocho sitios de campo. Estas mediciones de campo fueron procesados para obtener curvas de fuerza de los neumáticos de vehículos de pasajeros y camiones de representación en los caminos donde se tomaron medidas de fricción. Sección 4.2 describe los procedimientos generales para la toma de las mediciones de campo y la generación de curvas de fuerza de los neumáticos.

Figura 22. lugares de medición de fricción en un sitio. Tabla 17 probador DF y valores metros CT para sitios de campo.

Tabla 17 DF Tester y valores metros CT para sitios campos.

Sitio La fricción dinámica probador-DFT20 (coeficiente de fricción)

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21

MD1 0,70 0.69 0,70 0.67 0.67 0.65 0.67 0.66 0.66 0.64 0.64 0.65 0.67 0.65 0.66 0.65 0.66 0.67 0.63 0.63 0.64

MD2 0.40 0.44 0.43 0.46 0.44 0.43 0.44 0.42 0.43 0.42 0.44 0.44 0.44 0.46 0.44 0.46 0.43 0.42 0.49 0.47 0.52

MD3 0.53 0.52 0.51 0.56 0.56 0.52 0.38 0.50 0.50 0.50 0.50 0.50 0.44 0.45 0.45 0.48 0.49 0.48 0.45 0.44 0.43

WV1 0.38 0.41 0.45 0.48 0.46 0.48 0.48 0.48 0.48 0.50 0.51 0.47 0.47 0.48 0.47 0.50 0.50 0.51 0.51 0.51 0.53

WV2 0.52 0.58 0.59 0.59 0.59 0.59 0.57 0.58 0.57 0.57 0.57 0.56 0.52 0.52 0.52 0.52 0.52 0.51 0.47 0.44 0.46

WV3 0.51 0.59 0.60 0.60 0.61 0.60 0.61 0.63 0.59 0.57 0.59 0.60 0.47 0.50 0.48 0.44 0.47 0.45 0.57 0.53 0.54

WV4 0.51 0.54 0.57 0.56 0.57 0.58 0.60 0.56 0.60 0.62 0.58 0.59 0.58 0.58 0.53 0.57 0.56 0.57 0.55 0.56 0.35

WV5 0.50 0.52 0.54 0.58 0.56 0.57 0.55 0.55 0.54 0.54 0.53 0.54 0.47 0.48 0.48 0.38 0.46 0.48 0.53 0.54 0.58

Sitio Profundidad de la huella circular perfil metro-Media (en.)

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21

MD1 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02

MD2 0.03 0.03 0.03 0.02 0.02 0.02 0.03 0.03 0.03 0.02 0.02 0.02 0.02 0.03 0.03 0.03 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02

MD3 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.02 0.03 0.03 0.04 0.03 0.05 0.04 0.04 0.03 0.03 0.03

WV1 0.02 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.02 0.02 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03

WV2 0.03 0.03 0.02 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.06 0.04 0.03 0.03 0.03 0.03

WV3 0.05 0.05 0.05 0.05 0.04 0.05 0.05 0.05 0.05 0.05 0.05 0.05 0.06 0.08 0.09 0.07 0.07 0.06 0.06 0.06 0.05

WV4 0.03 0.02 0.03 0.03 0.02 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.02 0.02 0.03 0.02 0.02 0.03 0.02 0.03 0.02

WV5 0.03 0.04 0.03 0.03 0.04 0.04 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.03 0.04 0.04 0.04 0.04 0.05 0.05 0.04 0.05 0.05

SECCIÓN 4

Modelado Analítico y Simulación

En esta sección se presenta el trabajo de modelado de análisis y simulación realizada para investigar los criterios de peralte de las curvas horizontales afilados en pendientes empinadas. Sección 4.1 presenta el enfoque paso a paso el análisis que integra tanto los datos de campo y de simulación y se basa en un análisis cada vez más detallada el uso de modelos de simulación cada vez más sofisticados. Secciones 4.2 a través de 4.12 presentan los distintos pasos del análisis, que describe por primera vez el objetivo y la metodología para el paso, seguido de información de antecedentes y resultados individuales, para con-cluir con un resumen de los principales resultados de la respectiva etapa / análisis. El análisis considera una serie de combinaciones de curvas y de pendiente verticales horizontales y seis tipos de vehículos (es decir, tres tipos de vehículos de pasajeros y los tres tipos de camiones). El análisis considera situaciones en las que los vehículos mantienen una velocidad constante a través de la curva y situaciones con la desaceleración cada vez más agresiva. El análisis también considera situaciones en las que la trayectoria deseada del vehículo es de mantener el mismo carril de la tangente enfoque a través de la curva y si-tuaciones con una maniobra de cambio de carril. Las medidas de rendimiento principales de interés por parte de los análisis son los márgenes de fricción y vuelcos laterales que indican si un vehículo puede seguir con éxito su trayectoria deseada a través de una condición geométrica (es decir, las curvas hori-zontales y verticales combinación pendiente) sin experimentar un evento de arrastre o de vuelco. La gravedad de los eventos de arrastre y vuelcos también se describe en algunas situaciones, considerando la duración del evento y la desviación lateral de la trayectoria deseada del vehículo. La mayoría de los análisis / pasos se centran exclusivamente en las capacidades dinámicas del vehículo para atravesar la condición geométrica dada. Es sólo en los análisis más sofisticados y complejos (es decir, modelos mul-ticuerpo) que las entradas y las capacidades de un conductor se consideran. Sección 4.13 se resumen las principales conclusiones generales, desde el modelado analítico y la simulación.

Para el modelado analítico y la simulación, una curva horizontal agudo se define como un radio de curva mínimo-determinado a partir de la tasa máxima de peralte y el máximo factor de fricción lateral para velocidades de diseño dado.

4.1 Análisis Enfoque

El análisis se diseñó para utilizar una combinación de datos de campo (sección 3) y resultados de la simulación para evaluar los criterios de diseño geométrico específicas para curvas horizontales afilados en pendientes empinadas. El marco general para el análisis se muestra en la Figura 23.

El objetivo general de la estructura de evaluación fue el desarrollo de modificaciones recomendadas a la política de diseño AASHTO existente para mejorar las condiciones que pueden generar preocupaciones en curvas horizontales afilados en pendientes empinadas. La noción de "erdespiste sustancial" en el marco de evaluación fue uno donde se observaron diferencias en los datos de campo en comparación con simulaciones, y entre las simulaciones de diferentes fidelidad. ¿Dónde estaban disponibles para com-parar con los resultados de simulación de datos de campo, se utilizaron los datos de campo para verificar que las simulaciones estaban dando resultados razonables.

En varios de los pasos clave, el objetivo principal fue determinar si la demanda de fricción, f, es superior a la fricción de la oferta, RDFE-pavimento. Estas condiciones de diseño se debe evitar, ya que aumentan el riesgo de un derrape del vehículo y no poder mantener la trayectoria deseada en el alineamiento hori-zontal. Para cada análisis, los valores-jtire pavimento se representan por una elipse de fricción que abarca el suministro de fricción máxima en la dirección y longitudinal o dirección x (frenado) y lateral o (lateral) como se muestra en la Figura 24. Ambos límites cambian a medida función de la velocidad, tipo de neumático, y la condición del pavimento.

Para determinar si un vehículo puede recorrer una curva horizontal sin patinar o vuelco, un requisito mínimo es que el "punto de operación" que representa la demanda de fricción se mantiene dentro de esta elipse fricción. Salida del punto de funcionamiento desde el interior de la elipse de fricción representa los casos en que la demanda supera la oferta de fricción fricción, dando como resultado el arrastre del neumático. Los cambios del punto de funcionamiento en función de la radio de la curva, el peralte, ma-niobras, y las fuerzas de frenado utilizado en la curva horizontal. Gran parte del trabajo de simulación se centra en el cálculo del punto de funcionamiento de un vehículo dentro de la elipse de fricción bajo dife-rentes maniobras y suposiciones.

Figura 23 Marco para la evaluación de los modelos de análisis y simulación.

Para determinar si el punto (fx, fy) de funcionamiento se encuentra dentro de la elipse de suministro de fricción para una determinada combinación de las curvas y frenar la demanda, la restricción de la Ecua-ción 15 se deben cumplir. Si bien esta ecuación sirve como un buen cheque de si los límites de suministro de fricción se superaron por la demanda del vehículo, es menos útil como una definición de los márgenes laterales de fricción porque pesa frenado y curvas márgenes por igual. En la práctica, sin embargo, las fuerzas de frenado deben tener prioridad porque, cuando un vehículo comienza a patinar, las fuerzas de neumáticos son en la dirección opuesta de la corredera, y por lo tanto las fuerzas de las curvas están muy disminuido. Así, tener márgenes de curva en exceso, pero los márgenes de frenado cero no es muy significativo, ya que los márgenes de las curvas se significan poco si el vehículo no está en condiciones de dirigir.

Figura 24. elipse de fricción (modelo de neumático-pavimento).

El objetivo, por lo tanto, es definir margen de fricción lateral para los propósitos de este estudio. Esta definición debe ser matemáticamente tratable, debe dar prioridad a frenar márgenes primero, y debe seguir siendo coherente con la definición de margen de seguridad contra el arrastre utilizado en el diseño de caminos. La definición también debe reflejar el concepto elipse fricción.

Desarrollar una definición de margen de fricción lateral, considere la definición simple en la ecuación 16:

En otras palabras, el margen de la fricción lateral se define como el suministro lateral de fricción menos la fricción lateral (es decir, la fricción en las curvas). Por la demanda disminuye la fricción de frenado dis-ponible fricción lateral de suministro por debajo del valor nominal de f, máximo, como se demuestra por la Ecuación 15, se hace la siguiente modificación a f, max para obtener f, suppiy reordenando la ecuación de la elipse de fricción:

Combinando las Ecuaciones 16 y 17 obtiene una definición útil de la margen de la fricción lateral:

Esta definición del margen de la fricción lateral, por tanto, depende de la fuerza del neumático exigido lado, fy, el frenado exigido, fx, y unas dimensiones máximas de la elipse de fricción en el frenado y di-recciones laterales, fX, max y f, max. Este margen de fricción lateral, donde se supone que las fuerzas de frenado que se requiere antes de fuerzas laterales están disponibles, es coherente con el comportamiento de los neumáticos cerca de derrape. En el inicio de una racha, la fuerza del neumático se aplicará sólo frente a la dirección del deslizamiento, con pocas fuerzas laterales disponibles. Esto es generalmente en la dirección de frenado, y por lo tanto hay poco que no hay fuerzas laterales disponibles si el frenado se maximiza. La definición de margen de fricción lateral anterior refleja adecuadamente este.

Con esta definición de margen de fricción lateral, los valores superiores a cero implica que la maniobra no provocará el arrastre, mientras que los valores menores que cero puede causar derrapes. Esta definición se utiliza en simulaciones independientemente de la complejidad o la estructura de la simulación. Por ejemplo, cuando se utiliza el modelo de punto de masa modificada, el "neumático" considerado es en realidad una representación Lumped de la suma de las fuerzas en todos los neumáticos que posee el

vehículo real. Al considerar el modelo per-eje (bicicleta), cada uno "de los neumáticos", considerada representa dos neumáticos agrupadas, o incluso ocho neumáticos en el caso de los tractores y remolques ejes traseros. Para las simulaciones por-neumático de alto orden utilizando software de simulación mul-ticuerpo, el "neumático" considerado es consistente con un solo "neumático" en el vehículo físico. Esto es importante porque el cambio de cargas normales durante una simulación por la transferencia de peso afecta a la última fricción oferta disponible en los neumáticos verdaderos por los neumáticos de sensibi-lidad de carga, y también cambiar la demanda de fricción en cada neumático modelado como la estructura del modelo que aumenta la complejidad de abordar la realidad.

Al evaluar los márgenes laterales de fricción y los márgenes de volcadura, el siguiente categorización cualitativa general se supuso:

Margen de la fricción lateral> 0.2: amplio margen de seguridad <Margen de la fricción lateral <0,2: margen medio de seguridad 0 <margen de la fricción lateral <0,1: Bajo margen de seguridad Margen de la fricción lateral <0: margen inaceptable de la seguridad

Para modernos diseños viales en condiciones nominales, se espera que los márgenes laterales de fric-ción a ser bastante alto. La demanda fricción lateral en el diseño de curva horizontal suele ser bastante bajo en relación a la fricción lateral que puede ser suministrado por la interfaz neumático-pavimento. Política de AASHTO para el diseño de curva horizontal sugiere algunos niveles máximos de demanda de fricción, fmax, para su uso en el diseño de caminos. Estos valores son muy conservadores porque están basadas en umbrales de confort del conductor en lugar de derrapar o umbrales de rollover. Por que este estudio está examinando posibles modificaciones a esta política, un enfoque de la investigación fue desarrollado para identificar situaciones en las curvas de demanda de fricción utilizados por AASHTO pueden ser violados por curvas horizontales afilados en pendientes pronunciadas y de investigar estas situaciones aún más. A partir de este análisis, los cambios específicos en la política de peralte pueden ser recomendados para corregir las áreas de preocupación.

El enfoque para el modelado analítico y la simulación comprende 11 pasos de la siguiente manera: Paso 1: Definir modelo de interacción neumático-pavimento básico (s) y la estimación de los márgenes laterales de fricción contra el arrastre en la política de curva horizontal actual de AASHTO Paso 2: Definir geometrías de camino y los rangos de variables para su uso en etapas posteriores Paso 3: Desarrollar curvas de demanda de fricción laterales y calcular los márgenes laterales de fricción contra el arrastre considerando el pendiente mediante el modelo de punto de masa modificada Paso 4: Definir los vehículos y las maniobras para utilizar en los modelos no puntuales-masa Paso 5: Predecir elevador usando modelos cuasi-estáticas Paso 6: Predecir el arrastre de ejes individuales durante el comportamiento en estado estacionario en una curva Paso 7: Predecir el arrastre de ejes individuales durante el frenado y las maniobras de cambio de carril en una curva Paso 8: Predecir el arrastre de ejes individuales en maniobras transitorias y frenadas bruscas Paso 9: Predecir el arrastre de las ruedas individuales Paso 10: Predecir elevación de las ruedas de las ruedas individuales durante las maniobras transitorias Paso 11: Análisis de actualizaciones

Los objetivos, detalles y resultados principales de cada paso se presentan en las secciones correspon-dientes.

Al inicio de la investigación en general se supone que las operaciones de vehículos en pendientes pro-nunciadas fueron las situaciones más críticas para investigar en comparación con las actualizaciones pendientes. Por lo tanto, gran parte del análisis analítico y la simulación se centró en la investigación de

las curvas horizontales en combinación con pendientes pronunciadas, pero para ser exhaustivo, se rea-lizaron algunos análisis para investigar las operaciones de vehículos en las curvas horizontales afilados en las actualizaciones pendientes. Los pasos del 1 al 10 (Secciones 4.2 a través de 4.11) se centran en las bajadas, mientras que el paso 11 (Sección 4.12) aborda actualizaciones.

Seis clases de vehículos se consideraron en el modelado analítico y la simulación, en su caso, incluyendo tres clases de vehículos de pasajeros y tres clases de camiones. Al presentar los resultados de los pri-meros pasos, la mayor parte de la discusión se centra en los resultados de la simulación para vehículos de pasajeros con una breve discusión sobre los resultados de simulación de camiones. No es hasta los últimos pasos (es decir, empezando por el paso 7) que se presentan los resultados más detallados para las diferentes clases de camiones, como las diferencias entre los camiones y vehículos de pasajeros se vuelven más pronunciados con estos modelos de simulación cada vez más complejos.

4.2 Paso 1: Definir modelo básico de neumático-pavimento Interacción (s) y la estimación de los márgenes de fricción lateral contra Derrapar en actual Política Curva Horizontal de AASHTO

El objetivo de la Etapa 1 fue desarrollar y refinar el modelo incansable interacción pavimento (s) que la estimación (s) de alimentación por fricción en los caminos típicas, ftire-pavimento, para su uso en simu-laciones posteriores. El modelo (s) predecir las fuerzas del neumático como una función del tipo de neumático, la velocidad del vehículo, las mediciones de suministro de fricción, y la humedad del pavi-mento. Curvas de oferta de fricción de estimaciones del modelo se compararon con curvas de diseño fricción lateral de AASHTO para calcular los márgenes laterales de fricción contra el arrastre actualmente asumido en la política actual curva horizontal AASHTO.

4.2.1 Análisis de Enfoque

Los datos de la prueba de fricción (sección 3.4) se combinaron mediante el procedimiento general en la Figura 25 para obtener curvas de fuerza de los neumáticos de vehículos de pasajeros y camiones de representación en los caminos donde se tomaron medidas de fricción. En primer lugar, las mediciones probador Df (parte superior de la Tabla 17) se ajustaron a una curva de fuerza del neumático para el neumático de la ASTM. Esto genera las mediciones numéricas de patín de referencia de un camino. Los números de arrastre medidos se muestran en la Tabla 18 para la dirección longitudinal (es decir, la di-rección x) correspondiente a pruebas a 40 mph.

Figura 25 Secuencia para convertir las mediciones de campo de parámetros de los neumáticos representativos.

Tabla 18 números de la resbalón en dirección longitudinal en el arrastre (40 mph).

Sitio Lugar de medición Promedio

Min

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21

MD1 77 77 77 74 72 72 78 75 76 73 73 76 74 75 73 77 78 76 71 71 77 74.9 71

MD2 59 61 63 62 60 58 62 62 61 58 60 59 59 67 64 63 59 57 64 62 67 61.3 57

MD3 71 69 70 74 74 70 56 68 68 70 65 68 65 67 65 71 70 70 63 63 62 67.6 56

WV1 74 81 85 87 87 87 89 90 87 87 90 88 78 76 75 78 80 80 90 86 88 84.0 74

WV2 71 75 73 78 78 78 73 74 76 76 76 75 70 70 71 76 74 70 67 63 64 72.8 63

WV3 74 83 83 84 84 83 85 87 82 81 83 84 70 72 68 65 69 67 81 77 78 78.1 65

WV4 69 68 73 73 72 76 76 74 76 81 77 74 73 72 69 70 67 73 71 72 53 71.9 53

WV5 71 73 75 77 77 78 75 74 72 72 71 73 68 70 70 58 69 71 75 77 82 72.8 58

Además, los datos de CT metros (parte inferior de la Tabla 17) y los datos probador DF puede transfor-marse en fuerzas laterales de arrastre para generar números representativos de la dirección lateral (es decir, / -brújulas). Los valores correspondientes para los neumáticos de vehículos de pasajeros se muestran en la Tabla 19. Estos números de deslizamiento laterales no son reportados en la bibliografía. Ellos son reportados aquí para el neumático de pasajeros ya que estos valores son más apropiados para el diseño de curva horizontal que los números de deslizamiento longitudinales ya que representan los valores medidos de la limitación de fuerza lateral a disposición de un neumático antes de derrape late-ralmente. La comparación de las Tablas 18 y 19, los números de deslizamiento laterales son general-mente de 9 a 25 menor que los números de deslizamiento longitudinales.

Información adicional sobre la superficie del camino es necesaria para capturar las curvas de fuerza neumático completo en el arrastre longitudinal y lateral combinado, a través de una gama de valores de derrape de la conducción normal de patines completos. En particular, los números de arrastre sólo dan los valores de arrastre y por lo tanto no dan una buena indicación de las fuerzas de neumáticos en transición de máxima fricción al deslizamiento condiciones de fricción. Para describir fenómeno derrape parcial, se utilizó el modelo de neumático Lugre.

El modelo de neumático Lugre predice fuerzas de neumáticos mediante la estimación de la desviación local de, z, de cada porción del neumático utilizando un modelo similar a un sistema de muelle / amorti-guador de deslizamiento a lo largo de una superficie con una velocidad relativa, v. Como analogía, la deformación del neumático es tratados como "cerdas" en un cepillo de deslizamiento a lo largo de un área de contacto se mueve por debajo; por lo tanto, a veces el modelo Lugre se conoce como un modelo de neumático de la cerda. Bajo estos supuestos, la fuerza de frenado del elemento neumático, Fxi, se puede calcular utilizando la siguiente:

Una vez que se determinan las propiedades de los neumáticos, los modelos de neumáticos pueden predecir la fricción del neumático para el frenado puro, puros curvas (hasta skid), y combinaciones de frenado y curvas. Las curvas resultantes forman una elipse que representa las fuerzas de neumáticos disponibles. La figura 26 muestra un ejemplo elipse de fricción para el sitio WV2 en el segundo lugar de medición (Figura 22).

Para investigar si los cambios de la fricción dentro de una curva en patrones característicos-por ejemplo, si la fricción pueden ser más bajos en la entrada a la curva de los modelos de neumáticos fueron utilizados para predecir la fricción máxima del neumático de suministro para el frenado en curva puro y puro a través de todas las velocidades en el estudiar, en todos los lugares y todos los sitios. Los resultados no mos-traron tendencias claras para sugerir que los valores de fricción son diferentes al principio, en medio o al final de la curva. Estos resultados indican que, para cada sitio, la fricción media y la variación estadística en los valores de fricción se puede utilizar para modelar el comportamiento del vehículo, en lugar de modelización detallada de ubicación por ubicación de los valores de fricción.

4.2.2 Análisis de Resultados

Para determinar el rango de valores de fricción a considerar como representante de una superficie del camino, se examinó la distribución estadística de los valores de fricción medido desde cada sitio y cada lugar de medición. La figura 27 muestra la distribución de la frenada máxima y la fricción en las curvas de valores en todos los sitios a 40 mph en los neumáticos de vehículos de pasajeros. La Figura 28 muestra los mismos datos para 85 mph. Estos valores de fricción siguen aproximadamente una distribución normal, con un suministro de fricción media entre 0,65 y 0,88 para las condiciones del camino húmeda. Estos números están según los datos publicados para caminos mojadas, a velocidades de ensayo de 40 mph, para superficies de pavimento en buen estado y los neumáticos de vehículos de pasajeros que sugieren valores de fricción en húmedo del camino de 0,6 o superior.

La distribución de los datos de fricción se puede utilizar también para determinar los valores mínimos de la fricción de alimentación a considerar al evaluar los márgenes laterales de fricción contra derrape. En este caso una función (normal) de distribución de probabilidad gaussiana se utilizó para ajustar los datos. Tomando un enfoque conservador, el peor de los casos (es decir, valores de fricción mínima) seleccio-nados para su uso en la evaluación de los márgenes laterales de fricción contra el arrastre fueron el segundo percentil de la distribución, determinada por la fricción media menos dos desviaciones estándar en los datos de fricción. Esto sugiere valores mínimos de fricción de suministro de aproximadamente entre 0,5 y 0,7 (como se ve en las Figuras 27 y 28) para la evaluación de los márgenes laterales de fricción contra derrape.

Tabla 19 números de la resbalón en dirección lateral en el arrastre (40 mph).

Sitio Lugar de medición Promedio

Min

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21

MD1 61 62 61 58 57 56 63 59 62 59 58 62 58 62 58 62 64 61 56 56 63 59.9 56

MD2 51 52 55 53 51 49 53 54 53 50 49 48 48 58 56 54 50 48 52 52 56 52.0 48

MD3 61 59 60 63 63 60 48 58 59 61 54 58 56 59 57 63 62 62 53 55 54 58.3 48

WV1 47 50 53 55 56 56 58 57 58 59 61 57 55 49 52 59 58 58 62 58 60 56.1 47

WV2 61 63 60 67 68 68 62 62 65 65 66 65 61 60 61 67 65 61 59 55 55 62.7 55

WV3 66 74 75 76 75 75 76 79 75 73 75 76 62 61 56 56 60 58 73 69 70 69.5 56

WV4 59 57 62 62 61 65 64 63 64 69 67 62 61 60 59 58 54 62 59 61 44 60.6 44

WV5 61 64 65 67 69 69 65 64 61 62 60 63 60 61 61 52 61 63 67 69 74 63.7 52

Las figuras 27 y 28 ilustran las funciones de distribución de probabilidad de los datos de fricción para dos niveles de velocidad (40 y 85 mph). Para cubrir toda la gama de velocidades considerados en esta eva-luación, las curvas de oferta de fricción para condiciones de mojado se generaron para una frenada y lleno de curvas de velocidades entre 25 a 85 kilómetros por hora durante los neumáticos, tanto de vehículos de pasajeros y camiones. La figura 29 ilustra las curvas de oferta de fricción para las mediciones máximas de fricción, dando ambos valores promedio y dos desviaciones estándar por debajo de los valores medios, tanto para el frenado y las condiciones en las curvas completas. La Figura 30 presenta información similar sobre la base de los valores de fricción de arrastre en lugar de los valores máximos de fricción. Curvas equivalentes para neumáticos de camiones se muestran en las Figuras 31 y 32 A modo de comparación, las figuras 29 a 32 muestran también los factores de fricción lateral máximos AASHTO utilizados en el diseño de curva horizontal.

Figura 26. elipse de fricción para la ubicación de recogida de datos de fricción 2 (WV2 sitio).

Un objetivo de este análisis fue definir estimaciones razonables de la oferta de fricción, ftire-pavimento, en función de la velocidad, y para representar los valores de una manera fácil de interpretar en términos de márgenes laterales de fricción contra el derrape. La bibliografía dinámica del vehículo contiene una amplia gama de modelos de neumático-pavimento, y la elección del modelo de Lugre es una solución de com-promiso entre su comparativamente alta precisión y demandas computacionales modestos. Por la con-

ducción normal no implica el arrastre significativo, este modelo de neumático captura la gran mayoría de fenómeno de importancia en este estudio. Además, la diferencia entre los factores de fricción mayor lado AASHTO utilizados en el diseño curva horizontal y las curvas de fricción de campo medido-da una esti-mación de la diferencia entre la política de diseño geométrico actual, basado en el modelo de punto de masa y los niveles de fricción exigido por más complejo modelos. En las figuras 29 a 32, los de sólo frenado y de sólo curvas curvas muestran un margen de fricción lateral significativa contra el arrastre entre éstos y los factores de fricción lateral máximos AASHTO utilizados en el diseño de curva horizontal, y por lo tanto las principales áreas de diseño preocupación es probable que surjan principalmente de la inter-acción de las fuerzas de frenado y curvas.

En secciones posteriores donde se informa que los márgenes laterales de fricción, los márgenes gene-ralmente representan la diferencia entre la oferta y la demanda de fricción fricción. Para evitar derrapes o salida de una trayectoria deseada, el margen de la fricción lateral debe ser positiva.

Para simplificar el proceso de simulación, los niveles de fricción exigidas se obtienen a partir de simula-ciones de vehículos dinámica que se ejecutan en adelante bajo supuestos "seco-road". Estas simula-ciones seco terreno exigirán mucha más fuerza de los neumáticos que se puede lograr en condiciones de mojado del camino o hielo del camino. En contraste, la fricción de alimentación se obtiene a partir de las curvas de vehículos de pasajeros y camiones en las Figuras 29 a 32, que se basan en condiciones hú-medas del camino. Esta diferencia en los supuestos seco-road para el cálculo de la demanda frente a las condiciones húmedas del camino para la estimación de la oferta de fricción no sólo es más fácil de si-mular, sino que también produce resultados más conservadores. Este conservadurismo acomoda tran-siciones de fricción que se producen comúnmente en los caminos, pero que son difíciles de considerar analíticamente. Por ejemplo, un vehículo que está maniobrando en un camino seco puede encontrarse con una zona húmeda de camino en esa maniobra (por ejemplo, una superficie del camino que se está secando más lentamente que los segmentos de camino de los alrededores). En tal caso, los neumáticos podrían ser las fuerzas de entrada exigiendo a la maniobra que son de un camino seca, pero la disponi-bilidad de fricción a lo largo de otras partes del camino puede ser limitado por las condiciones húmedas del camino.

Figura 27 Distribución de máxima fricción para longitudinal (frenado) y (curvas) direcciones laterales en todos los sitios para los neumáticos de vehículos de pasajeros (40 mph).

Figura 28 Distribución de máxima fricción para longitudinal (frenado) y (curvas) direcciones laterales en todos los sitios para los neumáticos de vehículos de pasajeros (85 mph).

4.2.3 Resumen de los principales resultados de la Etapa 1

Los resultados mostrados en las Figuras 29 a 32 permiten comparaciones entre las mediciones de trán-sito de fricción y la fricción lateral máxima, fmax, utilizados en la política de diseño AASHTO actual de curvas horizontales. Las curvas de oferta de fricción, tanto para el lateral (curvas) y (frenado) direcciones longitudinales, tanto para vehículos de pasajeros y camiones son más altas que las curvas de demanda máxima de fricción dado por la política de AASHTO. Por lo tanto, la política actual diseño de la curva horizontal parece dar márgenes laterales de fricción razonables contra derrape. Las curvas más bajas de suministro de fricción en las figuras 29 a 32 corresponden a los camiones en el arrastre condiciones en los caminos cuya fricción se estima en dos desviaciones estándar por debajo de la media; pero incluso en estos casos, la curva de oferta de fricción es de al menos 0,25 a 0,3 por encima de la AASHTO fricción lateral máxima. Estas cifras sugieren ya un hallazgo que se apoya en las secciones posteriores del in-forme: si va a ser un motivo de preocupación sobre la base de la política actual diseño de AASHTO, es probable que surgen principalmente de la interacción de las fuerzas de frenado y curvas.

También vale la pena señalar que en la mayoría de los casos, las diferencias entre las curvas de oferta de fricción y las curvas de fricción de la demanda aumentan con la velocidad y las curvas de oferta de fricción

son generalmente la misma forma que las curvas máximas fricción lateral asumidas por AASHTO para el diseño de curva horizontal.

Finalmente, no hay ninguna indicación de que los valores de fricción varían de una manera consistente sobre la base de ubicación dentro de una curva (por ejemplo, aguas arriba de la curva, en el PC, y dentro de la curva).

4.3 Paso 2: Definir Geometrías Road y rangos variables de uso en pasos posteriores

El objetivo de la Etapa 2 fue definir el rango de peraltes, radios de curva horizontal, niveles de fricción lado, y los pendientes de considerarse en los análisis de modelado analítico y la simulación. Tabla 3-7 (Radio Mínimo Usando valores límite de eyf) en el Libro Verde de 2011 da una gama de valores de diseño para su consideración en esta investigación. Por ejemplo, velocidades de diseño van de 10 a 80 millas por hora en incrementos de 5 mph. Peralte máxima oscila entre 4% a 12%, en incrementos de 2%; y el factor de fricción máxima lado oscila desde 0,08 hasta 0,38. AASHTO política actual también indica algún tipo de ajuste en las tasas de peralte se debe considerar para los pendientes de inclinación superior a 5%. Como mínimo, es importante investigar la gama de valores de diseño para abordar suficientemente el alcance de esta investigación e investigar los valores de diseño que se desvían de la norma para abordar las preocupaciones y / o modificaciones posibles a la política existente.

4.3.1 Análisis de Enfoque

Tabla 20 ilustra la gama de valores de diseño considerados en los procedimientos de modelado de aná-lisis y simulación. Básicamente, las curvas de radio mínimo en pendientes de 0% y el 4% a 9% en in-crementos del 1% fue diseñada para velocidades de diseño de 25 a 85 kilómetros por hora, en incre-mentos de 5 millas por hora; para las tasas de peralte de 0% y 4% a 16%, en intervalos de 1%; y para los factores de fricción secundarios 0,08-0,23 (tal como se define en la Tabla 3-7 en el Libro Verde). Por 85 mph, se supuso un factor de fricción lateral de 0,07. Del mismo modo, se analizaron las curvas horizon-tales diseñados con radios de curva de 0,8 Rmín. Además de los análisis de las figuras geométricas, las hipotéticas alineamientos horizontales y verticales y pendientes transversales de los 20 sitios de campo (Tabla 5) fueron totalmente definido para fines de análisis.

Para el análisis de las geometrías hipotéticos, velocidades / deceleraciones de los vehículos también tuvieron que ser definido. Cuatro velocidades niveles / deceleración fueron seleccionados para el análisis:

No hay desaceleración (0 ft / s2; es decir, velocidad constante) Curva-entrada desaceleración equivalente a -3 pies / s2 basadas en deceleración típicos al entrar en una curva horizontal (Sección 3.3.3) Deceleración utilizados en el cálculo de la distancia visual de detención (es decir, -11,2 m / s2) Deceleración asumidos por las maniobras de frenado de emergencia (es decir, -15 ft / s2; anali-zadas para casos seleccionados)

Para los análisis de los sitios de campo 20, se utilizaron distribuciones de velocidad de los vehículos recogidos en el campo (sección 3.2).

Tabla 20 Rango de valores de diseño para el modelado analítico y la simulación.

Parámetro de entrada Variable Rango

R Rmin, 0.8Rmin

V 25 a 85 millas por hora (5 mph intervalo)

e 0%, 4% a 16% (1% de intervalo)

T 0%, 4% a 9% (intervalo de 1%) (rebajas y actualizaciones)

ax Cuatro niveles de deceleración (0, -3, -11, y -15 ft / s2)

Para las variaciones en el radio mínimo de diseño, reduciendo el radio de diseño de Rmin a 80% de Rmin cualquiera puede ser analizada como un cambio geométrico, un cambio de velocidad, o un cambio fric-ción. Esto se entiende mejor teniendo en cuenta el modelo de punto de masa sobre la que se basa la política de AASHTO y considerando una curva horizontal, sin peralte. De la ecuación 7, la relación entre el radio, la velocidad, y la fricción será de aproximadamente:

De esta ecuación, si la velocidad se mantiene la misma mientras que el radio se reduce en un 80%, entonces la aceleración sería equilibrada si la fricción exigido y peralte se aumentaron tanto por un factor de 1 / 0,8, o 1,25. Del mismo modo, en el lado izquierdo de la ecuación, el efecto de disminuir el radio de 0,8 y manteniendo la velocidad fija es equivalente a aumentar la velocidad de 11,8% (la raíz cuadrada de 1 / 0,8) y manteniendo el radio fijo. Para las curvas horizontales sin peralte, el lado derecho de la ecuación es simplemente la fricción exigido. En este caso, una disminución en la radio por 0,8 requiere un aumento en la demanda de fricción por 1,25. Esto, a su vez, corresponde a un desplazamiento hacia abajo for-zando sistemática de los márgenes de fricción para el caso Rmin a la 0.8Rmin. Así, la interpretación del caso reducido radio se puede utilizar para comprender, además, los resultados para las situaciones de exceso de velocidad, bajo peralte o márgenes de fricción reducidos.

Aunque no se indica explícitamente en la Tabla 20, los análisis se centran sobre todo en las curvas ho-rizontales afilados en pendientes pronunciadas; Sin embargo, también se presta consideración a las curvas horizontales afilados en las actualizaciones empinadas en la Sección 4.12.

4.3.2 Resumen de los principales resultados de la Etapa 2

El propósito principal de este paso fue definir la gama completa de valores de diseño para su considera-ción en el modelado analítico y la simulación. El rango de los valores de diseño seleccionados para la investigación detallada incluye lo siguiente:

Velocidad: 25 a 85 millas por hora (y las velocidades reales medidas en los sitios de estudio) Peralte: 0%, 4% a 16% Pendientes: 0, 4% a 9% Radio de la curva: radios de curva mínimo (Rmin) sobre la base de la política actual AASHTO (y curvas con radios de 0.8Rmin) Desaceleración: 0, -3, -11,2 y -15 ft / s2

4.4 Paso 3: Desarrollar laterales curvas de demanda de fricción y calcular márgenes de fricción lateral contra Derrapar Considerando Pendiente Usando el punto Misa Modelo Modificado

El objetivo de la etapa 3 fue el desarrollo de las curvas de demanda de fricción lateral para geometrías hipotéticos que cubren toda la gama de valores de diseño definidos en el Paso 2 mediante el modelo de punto de masa modificada y calcular los márgenes laterales de fricción contra el arrastre considerando las curvas de oferta de fricción (ftire-pavimento) desarrollada en el paso 1 mediante el modelo de punto de masa modificada, los factores de fricción lado calculados representan el pendiente y la desaceleración del

vehículo en la curva. Los factores de fricción lateral ajustadas se compararon con las curvas de oferta de fricción desde el paso 1 para estimar los márgenes laterales de fricción contra el derrape.

4.4.1 Análisis de Enfoque

El modelo de punto de masa (Sección 2.1), que sirve como base para el diseño de la curva horizontal, se modificó para tener en cuenta los efectos de pendiente y deceleración. Para una curva de radio dado, peralte, el pendiente y velocidad directriz, la física se utiliza para calcular la utilización de fuerza de los neumáticos para una conducción estable. Esto se hace a través de un equilibrio de fuerzas en el punto de masa, mientras que con un simple representación elipse fricción del neumático para definir los eventos de arrastre. Para desarrollar las curvas de demanda de fricción secundarios, un modelo de punto-masa modificada se deriva de un vehículo atraviesa una rebaja con peralte. El supuesto de la representación de ángulo pequeño (es decir, cos 9 = 1 y el pecado 9 = 9) se hace para mantener la simplicidad en las ecuaciones. Los diagramas de cuerpo libre para el modelo de punto de masa se muestran en la Figura 2 para la dirección lateral, y en la Figura 33 para la dirección longitudinal.

En las Figuras 33 y 2, Fb y Fc representan las fuerzas de frenado y en las curvas que actúa sobre el punto de masa del vehículo, mientras que G y A representan los ángulos de pendiente y de peralte, respecti-vamente. La desaceleración, hacha, se dirige a lo largo del eje longitudinal del vehículo. Después de la aplicación de una fuerza de equilibrio usando la segunda ley de Newton para un cuerpo en rotación con velocidad angular alrededor de una curva con un radio constante, R, las tres ecuaciones que rigen para vehículo movimiento en los ejes X, Y, y Z direcciones se pueden obtener de la siguiente manera ( Varunjikar, 2011).

Figura 33. fuerzas longitudinales que actúan sobre un modelo de punto de masa del vehículo.

Estas ecuaciones pueden simplificarse mediante la sustitución de la ecuación 23 en las ecuaciones 21 y 22, y luego simplificar el resultado usando los factores de fricción de las ecuaciones 13 y 14 para obtener:

Aquí, los términos fx y fy representan la demanda de la fricción en el frenado (longitudinal) y las curvas direcciones (laterales). Estos dependen de hacha, que es la desaceleración inducida de frenado; g, la constante gravitacional; G, la pendiente del camino (que es negativo para las rebajas); V, la velocidad de

avance del vehículo; R, el radio de la curva; y e, el peralte camino (valores positivos apoyar el vehículo a la parte interior de la curva).

Comparando las ecuaciones 24 y 25 con la ecuación 10 utilizado por AASHTO, la Ecuación 25 es equi-valente, mientras que la Ecuación 24 añade una ecuación adicional para el factor de fricción longitudinal. Esta sección de punto de masa está restringido a las curvas constante, es decir, curvas con un diseño mínimo constante de radio, por lo que el radio, Rmin, está dada por la ecuación 9. Si la ecuación 9 se sustituye en la ecuación 25, fy = fmax, la ecuación 25 implica que la demanda fricción lateral es inde-pendiente del peralte, el pendiente, o la demanda de frenado. Sin embargo, tanto el grado de deceleración y frenado influencia la demanda de fricción longitudinal fx través de la Ecuación 24, que a su vez reduce el margen de fricción lateral general a través de la Ecuación 18 Por lo tanto, en ausencia de fuerzas de frenado, este vehículo-punto de masa tendrá los mismos márgenes laterales de fricción para cada peralte y pendiente. Con la incorporación de las fuerzas de frenado, sin embargo, las condiciones cambian li-geramente cuando la demanda total de la fricción de un modelo de punto de masa para un vehículo está representado por fx y fy juntos.

4.4.2 Análisis de Resultados

Parcelas de suministro de fricción y los márgenes laterales de fricción se muestran en las Figuras 34 y 35 para vehículos de pasajeros para una gama de pendientes y velocidades de diseño, suponiendo un pe-ralte de 8% y velocidad constante. En la figura 34, los valores de fricción de alimentación laterales efi-caces (Ecuación 17) se representan frente a los valores de fricción de diseño AASHTO. Para el modelo de punto de masa, la demanda de fricción lateral es igual a la fricción de diseño AASHTO para las curvas de radio mínimo. En la figura 34, la desaceleración del vehículo es cero, lo que significa que el frenado se aplica a un nivel suficiente para evitar que el vehículo acelerando por el pendiente. Tanto el suministro de fricción lateral media y el suministro de fricción lateral límite inferior-(media menos dos desviaciones estándar, por ejemplo, los valores de 2 sigma) se muestran para ilustrar el rango estadístico en el sumi-nistro de fricción.

Figura 34. factores de fricción lateral de modelo modificado de punto de masa para los vehículos de pasajeros (G = 0% y -9%, e = 8%) (ax = 0 ft / s2).

En la figura 35 los márgenes de fricción laterales se representan por las mismas situaciones. El margen de fricción es simplemente la diferencia entre la demanda de fricción lateral y el suministro de fricción lateral eficaz. Para este caso (por ejemplo, el modelo pointmass modificado), los márgenes laterales de fricción aumentan ligeramente con la velocidad. A lo largo de casi todos los resultados que siguen, el margen medio de fricción lateral es más o menos 0,12 superior al margen de la fricción lateral 2-sigma, y así sólo el margen lateral 2-sigma se muestra en las parcelas de aquí en adelante.

Figura 35. márgenes laterales de fricción de modelo modificado de punto de masa para los vehículos de pasajeros (G = 0% y -9%, e = 8%) (ax = 0 ft / s2).

Figura 36. márgenes de fricción lateral desde Pointe modificado = 0 y el 16%) (ax = 0, -3, y -11,2 ft / s2).

Para diferentes valores de frenado, el cambio márgenes de fricción lateral porque las fuerzas de frenado utilizar algunos de la fricción lateral reserva disponible. Tres niveles de desaceleraciones (0, -3, y -11,2 ft / s 2) se muestran en la Figura 36 para vehículos de pasajeros y en la Figura 37 para camiones. Los pendientes varían desde 0% a -9% (rebaja) y, para ilustrar los efectos de peralte, los márgenes laterales de fricción se muestran para peraltes de 0% y 16%. Estas cifras ilustran que, para el modelo modificado pointmass, lateral márgenes de fricción disminución con el aumento de frenado y la adición (o falta) de peralte no tiene efecto en los márgenes laterales de fricción. Este resultado puede parecer contradictorio, pero la influencia primaria de peralte para el modelo de punto de masa modificada es para cambiar el radio mínimo. Por lo tanto, el efecto de peralte es negada por el aplanamiento respectiva o estrecha-miento de la radio de la curva.

4.4.3 Resumen de los principales resultados de la Etapa 3

Las principales conclusiones de la Etapa 3 son los siguientes:

1 Márgenes laterales de fricción disminuyen sustancialmente con el aumento de frenado, y también disminuyen ligeramente con rebajas cada vez más pronunciadas.

2 Política AASHTO actual da aumentar los márgenes laterales de fricción para aumentar la velo-cidad de ambos vehículos de pasajeros y camiones. Los resultados presentados en las secciones

posteriores muestran que esto podría no ser aplicable a los modelos de vehículos más realistas (es decir, complejos).

Figura 37. márgenes laterales de fricción de modelo de punto de masa modificada para camiones (G = 0% a -9%, e = 0 y el 16%) (ax = 0, -3, y -11,2 ft / s2).

3 En general, los camiones tienen un margen lateral de fricción de aproximadamente 0,06 a menos de vehículos de pasajeros, simplemente por diferencias en las curvas de fricción de los neumáticos.

4 El caso de deceleración / s2 -3 pies en un camino de nivel (0% de pendiente) se corresponde aproximadamente con el caso cero de deceleración para un pendiente de -9%; estas dos curvas se superponen. En otras palabras, si un conductor estaba tratando de mantener una velocidad constante mientras se aproximaba a una sección rebaja desconocido y estaba esperando una rebaja de no más del 9%, el comportamiento esperado sería aplicar los frenos inmediatamente antes de la rebaja. La cantidad de margen de fricción lateral utilizado en esta situación es consistente con -3 m / s2 des-aceleración en un camino llano. El estudio Bonneson (2000b), así como la variación medido en de-celeraciones conductor a lo largo de rebajas que este trabajo mide a través del vehículo instrumen-tado, sugiere que los conductores se sienten cómodos con estos márgenes de fricción. Diseños viales que requieren requisitos de desaceleración fuera de las variaciones habituales observados en tanto este estudio y por Bonneson (2000b) -eg, pendientes fuera de 9% magnitudes- pueden requerir ni-veles adicionales de precaución y alerta al conductor.

5 Para el caso de desaceleración / s2 -11,2 pies, las utilizaciones de fricción son todos iguales, sin importar el pendiente. Esto se debe a la interrupción de desaceleración distancia visual se asume en el Libro Verde de AASHTO para variar con el pendiente. Esta variación anula la influencia del pen-diente en los márgenes de fricción. El valor de desaceleración usado en la simulación se modificó según AASHTO detener la vista la política de desaceleración distancia; específicamente, la desace-leración utilizado en la simulación real, a ', está dada por:

Donde G se define como un número positivo que representa rebaja, y g es la constante gravitacional. Esta fórmula desaceleración distancia de visibilidad detener utilizado por AASHTO se basa en un modelo de la dinámica del vehículo simplista, que no tiene en cuenta los efectos potencialmente importantes como la transferencia de peso, sensibilidad de carga del neumático por dicha transferencia de peso, y el peso y la fricción estática diferencias de demanda entre ejes individuales y los neumáticos en un vehículo.

4.5 Paso 4: Definir Vehículos y Maniobras a utilizar en los modelos no-Point-Mass

El objetivo de la Etapa 4 fue definir la familia de los vehículos y la gama de maniobras (por ejemplo, cambios de carril, niveles de deceleración) para ser consideradas en los análisis posteriores por otros modelos que el modelo de punto de masa modificada.

4.5.1 Análisis de Enfoque

Seis clases de vehículos se seleccionaron para su consideración en los análisis posteriores:

Los vehículos de pasajeros o Sedán de E-clase (es decir, el sedán de clase media) o E-clase SUV (es decir, de tamaño medio SUV) o De tamaño completo SUV

Camiones o Single-unidad de camiones o Tractor camión semi-remolque o Tractor semirremolque / camión-trailer completo (doble)

Estas clases de vehículos fueron seleccionados porque representan una alta proporción de los vehículos del parque automotor actual, por sus características de funcionamiento y, en particular por su propensión a la participación en choques de vuelcos. Además, estas clases de vehículos se incorporan normalmente en paquetes de simulación dinámica de vehículos. Tractores camiones semi-remolque con un remolque cisterna adjunta no se consideraron específicamente en la simulación de los análisis porque los modelos de dinámica de vehículos existentes no tienen la capacidad para simular los efectos dinámicos de mo-vimiento del líquido en un remolque cisterna.

Para "definir" un vehículo, cada uno de los modelos requiere un número de parámetros de entrada del vehículo. Un conjunto de parámetros de vehículo representativo de las clases generales de vehículos se define a través de una combinación de valores predeterminados revisión de la bibliografía y se encuentran en el software de dinámica del vehículo. La gama de parámetros de entrada necesarios para los análisis de simulación incluido lo siguiente:

1. Propiedades de inercia: masas, eje z momento de inercia en torno al centro de gravedad (CG) del total de vehículos, medios de cargas útiles para camiones 2. Dimensiones: distancia entre ejes, altura CG, Distancias de CG de muelles / masa no suspendida a eje delantero / trasero a lo largo del eje x, anchura de la vía, y la ubicación de las cargas útiles y puntos de enganche en los camiones 3. Suspensión: La frecuencia natural y coeficiente de amortiguamiento del vehículo en el tono (Nota: Los resultados de los modelos de bicicletas en la sección 4.8 mostró que la suspensión no tuvo un efecto apreciable sobre los márgenes de fricción.)

Apéndice B incluye los parámetros de entrada de vehículo seleccionados para su uso en los modelos de simulación. Como se indica en el paso 2, se consideraron cuatro niveles de deceleración para parecerse a diversas condiciones de manejo para el estado de equilibrio y comportamiento transitorio para su uso en modelos no puntuales-masa. Estas maniobras cada dan la fuerza de frenado necesaria para simular la velocidad constante (0 ft / s 2), reducción natural de velocidad a la entrada curva (-3 m / s 2), deteniendo la deceleración distancia de visibilidad (-11,2 m / s 2), y situaciones de frenado de emergencia ( -15 m / s 2). Al aumentar la cantidad de fuerza de frenado, disminuirá la fuerza disponible en la dirección lateral y por lo tanto disminuir la capacidad de las curvas del vehículo. Distribuciones de velocidad de los vehículos recogidos en el campo también fueron utilizados para confirmar que las simulaciones estaban usando una gama de velocidades similares a los medidos de los vehículos en los sitios reales de campo.

Figura 38. Lane-maniobra de cambio

Para iniciar un escenario de frenado, el vehículo simulado se inicializa para que opere en una situación de crucero de estado estacionario. Para la mayoría de análisis que siguen, el vehículo entra en la curva horizontal desde una sección tangente. La velocidad constante inicial es la velocidad directriz para la curva. Los frenos del vehículo y un paso de entrada de dirección se aplica en diversos puntos de la curva. Desde la desaceleración, hacha, se supone que es constante, las entradas de frenado se encuentran usando un modelo de freno de dosificación que cambia rápidamente las fuerzas de frenado para que coincida con la deceleración. Por la dinámica de suspensión son ignorados en los modelos de bicicletas que siguen, el cambio de peso por la deceleración se supone que es rápida en comparación con el mo-vimiento del vehículo a través de la curva. En los modelos multicuerpo, la dinámica de la suspensión están incluidos y considerados.

Para determinar el peor porción de la curva de iniciar una maniobra de frenado, se realizó un conjunto de simulaciones utilizando un modelo de bicicleta transitoria para un SUV E-clase de crucero a velocidad directriz de 60 mph en la sección tangente y luego entrar en la curva alrededor de t = 2 s con una velocidad de deceleración constante de -3 pies / s2. El frenado constante se inició a diferentes porciones de la curva para cada simulación:

Caso 1: frenos aplicados después de que el vehículo entra en el estado de equilibrio en la curva Caso 2: frenos aplicados después de que el vehículo entra en la curva, pero antes de que alcance el estado estacionario Caso 3: frenos aplicados al mismo tiempo como entrada de dirección iniciaron entrar en la curva

Los resultados para cada caso fueron muy similares, pero no se obtuvo la máxima demanda de fricción lateral cuando los frenos del vehículo después de alcanzar el estado de equilibrio (caso 1). Estos resul-tados fueron confirmados también en el paso 7 (Sección 4.8). En las secciones que siguen, cuando se aplican las maniobras de frenado, se aplican bien después del inicio de la curva de menos que se indique lo contrario.

Una maniobra de cambio de carril común también se consideró para el análisis en secciones posteriores. Inicialmente viajar en el estado estacionario en una curva a la velocidad directriz, el vehículo se mueve desde una velocidad carril de baja a un carril de alta velocidad a una velocidad constante como se muestra en la Figura 38. Se supone que la curva estaba a la izquierda, y Por lo tanto, el cambio de carril era hacia el interior de la curva. Un ancho de carril, l, de 12 pies se asume para fines de análisis. La entrada de dirección utilizado para las simulaciones de cambio de carril es una onda sinusoidal con un período de tiempo de ts. Este modo de manejar onda sinusoidal se aplica, además de la entrada de la dirección nominal, 5curve, requerido para viajar en una curva como se muestra en la Figura 39 Los datos sobre las maniobras de cambio de carril, también se recogieron como parte de los estudios de velocidad y maniobras de vehículos (sección 3,2); y, en particular, la duración de las maniobras de cambio de carril medidos en el campo fueron considerados en los pasos 7 a 10 de los modelos de simulación.

4.5.2 Resumen de los principales resultados de la Etapa 4

Figura 39. entrada Directivo para maniobra de cambio de carril.

Figura 38. Lane-maniobra de cambio.

En este paso se seleccionaron los parámetros de entrada principal vehículo para su uso en los modelos de simulación. Apéndice B da más detalles sobre los parámetros de entrada del vehículo. También se determinó que se requiere la máxima demanda de fricción lateral cuando los frenos del vehículo después de alcanzar el estado de equilibrio (caso 1). Por lo tanto, en los análisis posteriores que investigan las maniobras de frenado, los frenos se aplican bien después del inicio de la curva de menos que se indique lo contrario.

4.6 Paso 5: Predecir Ascensor Rueda Uso de los modelos cuasi-estática

El objetivo de la Etapa 5 fue encontrar los umbrales rollover estáticas para las seis clases de vehículos incluidos en este estudio para comprobar si las maniobras de vehículos a velocidades de diseño en las bajadas con curvas podrían inducir eventos ruedas de elevación para una geometría del camino dado que consideran horizontal curvatura, pendiente, y peralte. Debido diseño vial se centra en dar bajos niveles de demanda fricción lateral para los vehículos en relación con el suministro de fricción máxima lado en la interfase neumático-pavimento, es posible que un vehículo podría experimentar elevación de la rueda antes de un evento de deslizamiento que ocurre. Este paso tiene como objetivo predecir la elevación de las ruedas de un vehículo que se desplaza en una curva utilizando modelos cuasi estática.

4.6.1 Análisis de Enfoque

En este paso, un modelo de vuelco para predecir elevación de la rueda fue desarrollado para dar cuenta del efecto de peralte. La predicción de la elevación de las ruedas implica expresar el umbral de vuelco del vehículo utilizando las leyes de la mecánica. Por caminos sin peralte o pendiente, el umbral de vuelco de un modelo rígido-vehículo utilizando el análisis cuasi-estático es

donde T es la anchura de pista y h es la altura CG (Gillespie, 1992). Este es un resultado bien conocido y clásico, pero no incluye los efectos de peralte o efectos de suspensión.

Para incluir peralte y suspensión dentro del análisis clásico, este paso involucró las siguientes tareas: 1 Derivar el modelo vuelco casi estática para un vehículo rígido y / o suspendido representa peralte. 2 Encuentra umbral de vuelco para cada vehículo representativo y compararla con las aceleraciones laterales obtenidos del análisis de punto de masa modificada en los pasos anteriores. 3 Identificar aquellas condiciones del camino, para una mayor investigación, donde las acelera-ciones laterales generadas son más altos que el umbral de vuelco.

Las predicciones de vuelco / ruedas elevadoras estáticos no dependen directamente de la fricción neu-mático-pavimento. Sin embargo, este método va a indicar si un evento de rueda elevadora o un evento de arrastre se producirán primera medida que aumenta la velocidad del vehículo. Por ejemplo, si el umbral de ruedas de elevación para la aceleración lateral es mayor que el límite de fricción, entonces el arrastre se realizará antes de elevación de la rueda. Además, si el umbral de la rueda elevadora es significativamente mayor que la aceleración lateral real necesario para negociar la curva, entonces es poco probable que durante las maniobras normales en una curva de elevación de nuevo de la rueda.

El modelo de vuelco cuasi-estático para uso en caminos peraltadas se basa en un equilibrio de fuerzas estática en una representación simplificada de un vehículo, que incluye sólo una representación rudi-mentaria de los efectos de suspensión. El enfoque es casi idéntica a la de punto de masas, análisis modelo rígido-vehículo que produce la ecuación 27, excepto peralte se considera y se añade el eje de balanceo del vehículo. La configuración del modelo se muestra en la Figura 40 que ilustra la vista poste-rior de un vehículo suspendido que atraviesa una curva hacia la derecha. La Figura 40 muestra las fuerzas que actúan sobre el vehículo suspendido. Por la transferencia de carga lateral, la carga normal sobre la rueda exterior, fzo, aumenta. Esto puede estar asociado con el laminado en masa suspendida con un desplazamiento lateral en el CG hacia el exterior de la curva. El CG-masa suspendida gira alre-dedor de un punto llamado centro de rotación, cuya posición depende de la geometría de la suspensión. Para el análisis, se supone que la posición de roll-centro:

No cambia, Está alineado con el centro del vehículo, y Es una altura fija sobre la superficie del camino.

Los parámetros en el modelo de vuelco estática que se muestran en la Figura 40 se definen como sigue:

h = Altura de la masa suspendida CG h = altura del centro de balanceo Anchura T = Pista ángulo f = Rollo FZI = Carga normal en los neumáticos interiores FZO = Carga normal en los neumáticos exteriores FYI = fuerza lateral en los neumáticos interiores F ™ = fuerza lateral de los neumáticos exteriores

Figura 40. modelo vuelco estático modificado para incluir peralte.

Este modelo asocia el evento de vuelco con el inicio de elevación de las ruedas, que se caracteriza por la carga normal en las ruedas interiores que van a cero (FZI = 0). Se puede suponer que FZI ~ 0 se produce justo antes de elevación de la rueda. El equilibrio entre los momentos sobre el punto de contacto del neumático exterior,

Sustituyendo y = V2 / R en la ecuación 28, y el uso de los pequeños rendimientos aproximación ángulo:

De la ecuación 32, algunas observaciones se pueden hacer de inmediato. Primero, ya que la Ecuación 32 sólo depende de las fuerzas laterales, la calificación del camino no tiene ningún efecto en la elevación de la rueda, ni tampoco acelerar la influencia umbral de vuelco. Para los vehículos con suspensión, las peores condiciones son los vehículos con una alta ganancia rollo (Rf) y el eje de baja rollo en comparación con la altura CG (por ejemplo, h / h es cercano a cero o incluso negativo). Esto concuerda con la intuición, ya que estas premisas representan vehículos de primera pesados con suspensiones "blandas".

Además, si se supone un vehículo rígido sin suspensión (por ejemplo, Rf = 0), entonces la Ecuación 32 se convierte en:

Para este modelo rígido-vehículo, aumentando peralte desplaza directamente el umbral de vuelco hacia arriba. Esto concuerda con la intuición, así como la política de diseño AASHTO corriente que permite curva más apretada radios en presencia de una mayor peralte. Para un vehículo sin ningún rollo de suspensión y en una calle sin peralte, la parte umbral de vuelco de la ecuación 33 se reduce a T / 2 horas, lo que concuerda exactamente con la Ecuación 27.

Desarrollar estimaciones aproximadas de cómo un modelo de vehículo suspensión- diferirá de un modelo rígido-vehículo, un valor aproximado de Rf = 0,17 rad / g, lo que dado el hecho de que la mayoría de los vehículos exhiben aproximadamente 1 ° de rollo por 0,1 g de aceleración lateral (10 ° / g corresponde a 0,17 rad / g). La relación de h / h es generalmente de entre 0,25 y 0,75 para la mayoría de los vehículos, pero un valor peor de los casos sería establecer esta relación a cero. Del mismo modo, el camino del peor caso es una sin peralte. Por lo tanto, el margen del peor caso de vuelco sería de aproximadamente:

4.6.2 Análisis de Resultados

Umbrales de vuelco de la muestra (valores T / 2h) para los vehículos utilizados en este estudio se dan en la Tabla 21 considerando un peralte de 4%. Para los camiones, estos márgenes se dan para los remol-ques, como los márgenes de remolque son mucho más bajos que el tractor; Sin embargo, el remolque se puede cargar en un número infinito de configuraciones, resultando en una amplia gama de márgenes que potencialmente podría lograrse. La máxima fricción lateral (Jmax) recomendado por la política de AASHTO, para las velocidades consideradas en este estudio, oscila entre 0,07 para una velocidad de 85 mph a 0,23 para una velocidad de 25 mph. La comparación de los umbrales de rollover a valores de

fricción de AASHTO máximos secundarios para velocidades de diseño de 25 mph o más, se puede de-ducir que la elevación de la rueda no se producirá para los vehículos de pasajeros o camiones de con-ducción a la velocidad directriz en una curva diseñado según la política actual de AASHTO. Tenga en cuenta, sin embargo, que a velocidades de diseño por debajo del alcance de esta investigación (es decir, velocidades de diseño de 10 a 15 mph), las fricciones laterales máximas según la política actual de AASHTO son 0,32 y 0,38, respectivamente. El margen de vuelco a estas velocidades bajas diseño sigue siendo positiva, pero el margen está disminuyendo con rapidez porque la fricción lateral máxima (fmax) recomendado por los aumentos de política AASHTO con velocidad.

Nótese también que Harwood y otros (2003) reportaron conservadores (en el peor de los casos) los umbrales de vuelco de los camiones para ser aproximadamente 0,35. Suponiendo que el 85% de este valor da aproximadamente 0,30 para el umbral de vuelco estimado, en la contabilización de peralte y de suspensión. Por lo tanto, a velocidades de diseño inferiores rollover se convierte más en una preocupa-ción.

Para tractores semirremolques, la configuración de camión y tipo de carga influye en la estabilidad de balanceo del vehículo. Los efectos de los líquidos en camiones cisterna de carga son de particular preocupación. Mientras simulaciones detalladas de interacción fluido-vehículo está fuera del alcance de esta investigación, el trabajo previo da buenas aproximaciones de umbrales rollover adecuados para estimar las situaciones que pueden conducir a la aparición de un vuelco. Notable trabajo incluye el de Gillespie y Verma (1978) quienes encontraron que la aceleración lateral en elevación de la rueda fue de 0,36 para los camiones cisterna de carga líquida (por su mayor CG y diferente de suspensión) frente a 0,54 para el tractor típica semi-trailer-un valor similar con el valor de 0,56 que se encuentra en las simu-laciones y estudios (Tabla 21) modernos. Su trabajo también señaló que los camiones cisterna de carga líquida-eran mucho más susceptibles al vuelco por los efectos de amplificación hacia atrás. Un estudio exhaustivo de antisalpicaduras efectos dinámicos se realizó por Ervin y otros (1985) para ayudar en la elaboración de normas federales para el transporte de carga por líquido. Encontraron que, de 30 choques reportados de datos de California, 22 choques ocurridos durante el transporte de contenedores de carga no rellenos; relaciones causa / efecto entre definitivas líquido movimiento de carga o vuelco del vehículo, sin embargo, no se pudo establecer. Análisis posteriores revelaron que algunos casos de vuelco se habría producido incluso para movimiento rígido-carga. Ervin y otros tenga en cuenta que las amplitudes de Liquid Force máximas fueron de 2 a 3 veces mayor para cargas líquidas que para la misma masa de la carga rígida. Estos factores de amplificación de cerca están según el factor de amplificación de 2 numé-ricamente calculada por Modaressi- Tehrani y otros (2007).

Para cuantificar el efecto de la influencia de líquido de carga, Evrin y otros examinado la diferencia en las aceleraciones laterales resultantes de vuelco. Estos resultados indican que los camiones cisterna de carga líquida pueden tener umbrales de vuelco que son la mitad de los umbrales de carga de vuelco rigidity comparables. Sin embargo, los umbrales de vuelco lateral mínima para camiones cisterna líquido de carga son casi siempre la misma que la de un buque cisterna vacío. Todos los umbrales de vuelco laterales eran 0,25-0,30, que son similares a los umbrales de vuelco asumidas por Harwood y otros (2003) para el carro estabilidad transversal en la contabilización de peralte y de suspensión de efectos.

Ervin y otros (1985) señalan también que las frecuencias antisalpicaduras laterales peor de los casos son entre 0,5 y 0,8 Hz, con frecuencias más bajas correspondientes a los casos menos completos. También se considera el efecto de la distancia de visibilidad en la excitación de un vehículo en varias frecuencias, con resultados que muestran que los caminos con distancia de visibilidad más limitada tienden a causar más de excitación en las frecuencias de resonancia de líquido de carga (entre 0,2 y 0,4 Hz) frente a la entrada de dirección típica excitaciones para caminos con distancia de visibilidad sin restricciones, que tienden a contener frecuencias alrededor de 0,15 Hz. Por estas frecuencias de oscilación, Ervin y otros en cuenta que las aceleraciones laterales de 0,25 o menos por lo general no causan basados vuelco en un análisis armónico. De nuevo, estos resultados están según los resultados experimentales presentados

anteriormente y los supuestos por Harwood y otros Además, ambos resultados sugieren que la condición de carga completa 50% es probable que el "peor caso" situación de carga para el movimiento del fluido armónico. Para un frenado, el trabajo reciente de Biglarbegian y Zu (2006) mostró que los camiones cisterna de carga líquida requieren aproximadamente 30% más distancia que los camiones cargados de forma rígida por los efectos de transferencia de peso del fluido.

Tabla 21. umbrales Rollover (T / 2h) a los vehículos utilizados en esta investigación.

Clase de vehículo Umbral de vuelco en g de Umbral de vuelco ajustado (~ 0.85 T / 2 h) una

Clase E sedán 1.36 1.16

E-clase SUV 1.10 0.94

De tamaño completo SUV 1.22 1.04

Single-unidad de camiones 0.87 0.74

Tractor camión semi-remolque 0.56 (trailer) 0.48

Tractor semirremolque / camión-trailer completo 0.56 (trailer) 0.48

un umbral de vuelco (T / 2 h) = ~ 0,85 x umbral de vuelco en g de.

Por lo tanto, la interpretación más conservadora de la bibliografía sobre camiones cisterna de carga líquida es asumir un valor umbral de vuelco lateral de 0,30 o el valor nominal medio del vehículo rígido, lo que sea menor. El umbral de vuelco más bajo para camiones en la Tabla 21 es 0.56, y este valor medio es 0,28, que para fines prácticos es el mismo que un valor umbral de vuelco de 0,30. Esto sugiere que las aceleraciones laterales en las curvas, y por lo tanto los valores máximos secundarios de fricción utilizados para el diseño, deben limitarse a valores de menos de 0,30. En la práctica general, un umbral de vuelco de 0,28-0,30 es particularmente conservadora ya que se espera que la carga por defecto de la mayoría de los camiones para tener valores T / 2h nominales de aproximadamente 0,56 como se señala en la Tabla 21 adicional, camiones cisterna de carga líquida en la práctica moderna son generalmente animan a llevar a depósitos a medio llenar, y por lo tanto los tanques completamente llenos o vacíos producen compor-tamientos rígidos de carga que son generalmente más predecible y más según el valor de 0,56 a 0,30. La diferencia entre el valor umbral de 0,56 vuelco esperado en la práctica, en comparación con el valor umbral de 0,30 vuelco basado en el resumen de la investigación anterior, sugiere que hay prevención adicional a la análisis del modelo de orden inferior que probablemente incluye casos extremos (es decir, líquido parcialmente lleno tanques -Cargo), así como los erdespistees esperados inherentes a un modelo tan simple vehículo de vuelco. También hay que señalar que en el tamaño de camiones y un estudio global Peso (FHWA, 1995), un apéndice establece que los datos de choques muestran tan pocas muertes con rollover umbrales menos de 0.35 de que las tasas no se pueden calcular, lo que sugiere que algunos vehículos en el camino tienen rollover umbrales de menos de 0,35.

4.6.3 Resumen de los principales resultados de la Etapa 5

Los siguientes resultados fueron obtenidos a partir del análisis en el paso 5 se centra en los márgenes de rodillos para la conducción en estado de equilibrio, por ejemplo, conducir sin entradas de dirección bruscos que pudieran excitar aceleraciones laterales transitorias:

1. Para los vehículos de pasajeros, los umbrales de rollover son muy superiores a la fricción disponible en el camino. No parece haber ninguna preocupación de un vehículo de pasajeros vuelco cuando se viaja a la velocidad directriz en una curva diseñado según la política actual de AASHTO. Esto es simplemente porque la

neumáticos resbalarán antes de alcanzar el umbral de vuelco.

2. Para los camiones, los umbrales de rollover son mucho más bajos. Para el diseño de las velocidades superiores a 30 mph, no se espera que los camiones para exhibir elevación de la rueda bajo la política actual de diseño AASHTO.

A velocidades de diseño de 25 o 30 mph, política AASHTO permite valores de fricción lateral máximos que están más cerca de los umbrales de vuelco de los camiones, pero no suficiente para causar vuelco. Para velocidades de diseño por debajo del alcance de esta investigación (por ejemplo, 10 y 15 mph), los márgenes de rollover siguen siendo positivas, pero están disminuyendo con rapidez. Por lo tanto, la volcadura de camiones es de mayor preocupación a velocidades de diseño inferiores a tan altas veloci-dades de diseño.

3. Con base en una revisión de la bibliografía, los umbrales más bajos de vuelco de camiones cisterna (por ejemplo, camiones cisterna de carga líquida) están en el rango de 0,28-0,30.

En secciones posteriores, se utilizan modelos multiaxle y multicuerpo para comprobar eje individual y neumáticos individuo fuerzas normales en los vehículos de pasajeros y camiones. Estos últimos análisis complementar el análisis de estado estacionario presentado aquí para verificar los resultados y para determinar si las maniobras de transitorios son suficientes para excitar elevación de la rueda momentá-nea.

4.7 Paso 6: Predecir Recogia de ejes individuales durante el estado estable de comportamiento en una curva

El objetivo de la Etapa 6 fue identificar si las fuerzas del eje en estado estacionario obtenidos sobre la base del modelo de estado estacionario de la bicicleta violan el suministro de fricción disponible. Utili-zando un modelo de bicicleta con las clases de vehículos elegidos para el estudio, el análisis se realiza sobre la base del comportamiento en estado estacionario para determinar las necesidades de mano en cada eje. A partir de los requisitos de fuerza, la demanda de fricción se dedujo y se comparó con la oferta disponible de fricción (es decir, de la Etapa 1).

4.7.1 Análisis de Enfoque

En este paso, un modelo de estado estacionario de la bicicleta se desarrolló para predecir el arrastre de ejes individuales que representan los efectos de tipo de vehículo, el pendiente, el peralte, y deceleración. Una crítica principal del modelo de punto de masa es que no tiene en cuenta las capacidades de un vehículo-por eje de generación de la fuerza. El modelo pointmass utilizado actualmente por AASHTO para determinar la demanda esperada de fricción añade las fuerzas laterales delanteros y traseros de eje para determinar si un vehículo puede maniobrar a través de una curva. No comprueba si uno de los ejes re-quiere más o menos fricción con respecto al otro. Mientras que el promedio de las fuerzas en cada eje puede no expresar derrape, un eje puede ser más allá del límite de suministro de fricción, mientras que otro está muy por debajo del límite.

Casi todos los vehículos tienen diferentes cargas de los neumáticos de los ejes delantero y trasero causadas por el centro de gravedad del vehículo no está situado a medio camino entre los ejes. Por ejemplo, un vehículo de pasajeros típico tiene una fracción de aproximadamente 60/40 peso de delante a atrás. Cuando el vehículo está en una curva, esta diferencia de peso significa que las fuerzas laterales requeridos en el eje delantero son generalmente muy diferentes a los del eje trasero. De hecho, las fuerzas laterales requeridos en cada eje son dales a la masa distribuida en cada eje; Por lo tanto, en un camino plana (es decir, uno sin peralte o pendiente), la distribución del peso de los neumáticos es exactamente la misma proporción que las fuerzas laterales requerido de cada eje. Esto es beneficioso para las curvas en los caminos de nivel: las fuerzas verticales que empujan hacia abajo en cada eje están empujando más duro en los ejes que más necesitan las fuerzas de las curvas. El efecto neto es que, para los caminos de nivel, las diferencias de peso son generalmente ignoradas para el análisis de la fricción sin mucho erdespiste. Sin embargo, en pendientes y en los casos donde hay deceleración, el cambio de peso

desde la parte trasera a la parte delantera del vehículo puede cambiar significativamente las cantidades relativas de fuerza neumático vertical en cada eje. Si hay una curva en un pendiente, las fuerzas de viraje requerido de cada eje siguen siendo dal a la masa por encima de cada eje, no el peso. Esta diferencia entre las fuerzas de curva relacionados con la masa y la fuente de fricción relacionada con el peso ilustra por qué las curvas en las calificaciones pueden ser problemáticas para asegurar suficientes márgenes laterales de fricción.

Para calcular el efecto de la utilización de ejes por fricción, una simplificación común en la dinámica del vehículo se supuso para este análisis: el vehículo está idealizado como una viga rígida, y cada eje se representa como un solo neumático situado en la línea media del vehículo. El modelo resultante se de-nomina "modelo de bicicleta" por su aspecto (Figura 41). Este modelo clásico de la bicicleta se utiliza típicamente para estudiar maniobras de vehículos en un camino plana. Un objetivo de este análisis era ampliar este modelo para evaluar una maniobra de giro constante teniendo en cuenta el alineamiento horizontal, pendiente y el peralte. También se incluyeron los efectos de frenado constante. Este modelo fue utilizado para comprobar la demanda de fricción para cada eje y para comprobar si el suministro de fricción generada por el neumático-pavimento es suficiente para las curvas y / o de frenado.

Se formularon una serie de supuestos para el modelo de estado estacionario de la bicicleta de la siguiente manera:

1 Los cambios de velocidad lentamente relativos a los movimientos de avance y giro, de tal manera que la velocidad es aproximadamente constante en la ventana de análisis maniobra (generalmente unos pocos segundos).

2 El vehículo se supone que ser dirigido sólo por los neumáticos delanteros.

3 No hay transferencia de carga lateral.

4 El vehículo tiene razón simétrica / izquierda.

5 El balanceo y cabeceo del vehículo y de los neumáticos se ignoran, aparte de las contribuciones constantes por pendiente y peralte.

6 La aerodinámica y resistencia a la rodadura de los neumáticos se ignoran.

7 La suspensión del vehículo se supone que es en movimiento rígido y no a lo largo de la curva.

8 La desaceleración (si los hay) se supone que es constante.

9 El vehículo se supone que está conduciendo hacia adelante por el camino en un ángulo de des-lizamiento del camino que es lo suficientemente pequeño como para pasar por alto el derrape lateral del vehículo.

10 Los ángulos de pendiente de peralte y se supone que son lo suficientemente pequeños que las pequeñas aproximaciones de ángulo pueden ser utilizados.

En esta y en las siguientes secciones, el vehículo puede ser frenado con una desaceleración especifi-cado. Esta desaceleración se especifica en el sistema de coordenadas del vehículo, y por lo tanto las ecuaciones de movimiento son más convenientemente escrito en este marco de referencia. En las sec-ciones anteriores, las ecuaciones de movimiento fueron escritos en un marco global de referencia, y así para distinguir un marco de referencia de la otra de menor caso, x, y, y z se utilizan de aquí en adelante para denotar sistema de coordenadas del vehículo, mientras que la parte superior ASUNTO X, Y, y Z denotan el sistema tierra-referencia de coordenadas. Ambas designaciones se muestran en la Figura 41.

Figura 41. Fuerzas que actúan sobre un vehículo en una curva constante en una curva peraltada con una rebaja.

Para un vehículo que se desplaza de manera constante en una curva, los equilibrios de fuerza se pueden realizar en la dirección longitudinal (eje x) locales, lateral (/ eje x), y (eje z) en sentido vertical por sepa-rado, como las propuestas de cada uno serán ortogonales . Las fuerzas que actúan a lo largo de cada eje se muestran en la Figura 41 Uso de las convenciones de dirección vigor de esta figura, y pequeñas aproximaciones de ángulos en su caso, en la dirección longitudinal (frenado), la ecuación de gobierno es:

Ecuaciones 35 a 37 son similares a las ecuaciones 21 a 23 derivada anteriormente para el modelo de punto de masa modificada. La única diferencia es que el modelo de estado estacionario de la bicicleta se deriva de fuerzas del eje per- mientras que el modelo de punto de masa modificada sólo utiliza las fuerzas de cuerpo agregada.

De las ecuaciones 35 a 37 algunas observaciones preliminares se pueden formular. En primer lugar, la demanda de fricción longitudinal depende de los niveles de pendiente y deceleración como se muestra en la ecuación de frenado. Por lo tanto, los márgenes laterales de fricción deben cambiar tanto con el pen-diente y el esfuerzo de frenado. Si bien parece que la ecuación curvas depende de peralte, en el caso de la conducción en estado estacionario en las curvas con la curva de radios mínimos AASHTO, este no es el caso. Ecuación 36 para el modelo de estado estacionario de la bicicleta se puede reescribir como:

Si la ecuación 38 se compara con la ecuación de diseño AASHTO para las curvas de radio mínimo, la Ecuación 9, las dos ecuaciones se pueden combinar para obtener:

Este resultado muestra que las fuerzas laterales en el vehículo después de un mínimo de la curva de radio dependen sólo de la fricción lateral máxima, fmax. Este factor, según la política de diseño AASHTO, sólo depende de la velocidad directriz, no en peralte. Por lo tanto, la única variable que afecta a las fuerzas de diseño geométrico curvas es la velocidad directriz. Esto hace que la demanda de fricción lateral inde-

pendiente del peralte para el análisis de estado estacionario, por ejemplo, el peralte de la curva no afectará a la demanda de fricción en absoluto.

Para calcular el suministro de fricción disponible para cada eje, las fuerzas normales en cada eje deben ser conocidas. Las fuerzas de ejes individuales se obtienen por el equilibrio sobre el momento / eje x y el eje z. Se muestra en la Figura 42, un balance momento acerca de la dirección del eje y (en la parte de-lantera y el punto de contacto del neumático trasero) da la fuerza normal en los ejes delantero y trasero en una rebaja mientras el vehículo está frenando:

Estos representan las demandas de fricción cuasi estática sobre el eje delantero y trasero. Para deter-minar si estas demandas de fricción exceden el abastecimiento de fricción, la elipse de rozamiento del neumático se utiliza para modificar el suministro de fricción por la cantidad de fricción utilizada para el frenado.

Para completar el análisis para el modelo de estado estacionario de la bicicleta, se requiere la predicción para las fuerzas de frenado en cada eje. Un modelo sencillo de frenado se introduce para ilustrar cómo se dividen las fuerzas de frenado entre cada eje. Es importante que en virtud de soporte de frenado es a veces (e intencionalmente) no se distribuyen por igual entre los ejes. Los vehículos de pasajeros suelen utilizar frenos hidráulicos que transfieren la presión de frenado de la unidad de control para el mecanismo de freno real. Equilibrar las salidas de freno en los ejes delantero y trasero se logra mediante "dosifica-ción" la presión de frenado adecuada para los frenos instalados en un vehículo (Limpart, 1999). La válvula dosificadora es un componente crítico en el sistema de freno que actúa para evitar que el neumático trasero derrape antes de la rueda delantera para evitar el arrastre de vehículos spin-out; en los niveles más altos de frenado, cambia a causar más fuerza de frenado en el eje delantero.

Para mantener la coherencia en la notación y la presentación, el sistema de frenos se presenta aquí. En el modelo simple utilizado en este análisis (Figura 44), el par de frenado es el producto de la presión de freno y freno de ganancia para cada eje.

Los valores de los parámetros que intervienen en este modelo dosificación freno- se enumeran para las clases de vehículos de pasajeros en la Tabla 22 Los modelos de camiones simulados en este estudio no tienen válvulas de freno-dosificar.

Las relaciones anteriores se refieren a presiones de frenado, pero no a las fuerzas de frenado. Para ser útil en el modelo, se necesita una relación entre la fuerza de frenado y la presión de freno. Para obtener esto, primero nota de que la fuerza de frenado red, Fb, requerido para un vehículo de la desaceleración está dada por la Ecuación 35, y la fuerza de frenado neto es Fb = FBF + Fbr. La distribución de la fuerza de frenado para la parte frontal frente eje trasero depende de si la presión de aplicación, Pa, es mayor o menor que P ', la presión a la que la válvula de freno-dosificación comienza a evitar el bloqueo de la rueda trasera. La fuerza de frenado correspondiente, Fb, cuando Pa = P 'viene dada por:

Para evitar el bloqueo de eje trasero que causa spin-out de un vehículo, las salidas de freno, se reducen a los esfuerzos de frenado superiores ajustando apropiadamente la presión de frenado en los ejes de-lantero y trasero. En los vehículos de pasajeros típico, la salida de presión de freno para el eje trasero se reduce a aproximadamente 30% después de una cierta presión de aplicación, P a. Esta reducción en la presión de frenado puede ser representado por las siguientes ecuaciones: 1

y la desaceleración correspondiente que inicia la válvula dosificadora de Frenado está dada por:

(48)

(49)

Tabla 22. parámetros freno-dosificadoras Por ejes para vehículos de pasajeros.

Clase de vehículo Gf (ft-lbf / psi) Gr (ft-lbf / psi) (Psi) «Neumático (ft)

Clase E sedán 4.07 3.05 363 1.19

E-clase SUV 4.07 3.05 290 1.26

De tamaño completo SUV 5.09 3.56 290 1.32

Tabla 23 Deceleraciones para vehículos de pasajeros en el que la válvula de freno-dosificación activa.

Clase de vehículo ax, 0% de pendiente hacha, -9% de pendiente

Clase E sedán -17.21 Ft / s2 -14.31 Ft / s2

E-clase SUV -12.82 Ft / s2 -9,92 M / s2

De tamaño completo SUV -10.92 Ft / s2 -8,02 M / s2

Tabla 23 muestra las desaceleraciones en la que la válvula de dosificación de cada vehículo podría iniciar una reducción de la fuerza de frenado del neumático trasero, para una situación de nivel de pendiente y para una rebaja del 9%. Así, de los cuatro niveles de desaceleraciones (0, -3, -11,2 y -15 ft / s2) consideró lo largo de estos análisis, la Tabla 23 indica que los dos desaceleraciones más altos pueden causar redistribución de frenada a las ruedas traseras a través de la activación del freno- válvula dosificadora.

En general, la distancia visual de detención (-11,2 ft / s2) y de frenado de emergencia (-15 ft / s2) des-aceleraciones no se considerarían "estado estacionario" las situaciones de conducción, como la velocidad de los vehículos está cambiando demasiado abruptamente para satisfacer los supuestos del modelo . Sin embargo, las ecuaciones en este análisis son "estable" en que asumen términos constantes en las ecuaciones, incluyendo deceleraciones, y por lo tanto darán buenas estimaciones de fuerzas de neumá-ticos necesarios en el inicio de la maniobra antes velocidad cambia significativamente. Estos resultados se incluyen aquí, por tanto, a pesar del hecho de que no están en estado estacionario o maniobras de velocidad constante. Discusión adicional de emergencia, maniobras transitorias se presenta en la Sección 4.9.

Relacionar la presión del freno a la distribución de fuerza de frenado por eje, dos casos tienen que ser considerados:

Una vez Pa se conoce, las fuerzas de frenado-por eje se pueden encontrar mediante el uso de una ecuación para la válvula de freno-dosificar. El uso de las fuerzas de frenado por eje, los factores de fric-ción longitudinal se pueden encontrar usando sus definiciones básicas:

Uso de las ecuaciones para las fuerzas de frenado, la reducción en el suministro de fricción se puede determinar. Los factores de oferta fricción laterales se definen por eje de la misma manera como se describe previamente para el modelo de punto de masa en la Ecuación 17:

Usando las ecuaciones anteriores para el modelo de estado estacionario de la bicicleta, se realiza el análisis de la demanda de suministro de fricción y fricción para cada eje individual. Si el suministro de fricción lateral para el eje trasero, / año, el suministro, es inferior a la demanda de fricción lateral, fyr, entonces es probable que derrapar el eje trasero. Este derrape eje individual no puede ser observado en el modelo de punto de masa, y es la ventaja de utilizar el modelo de la bicicleta sobre el modelo de punto de masa.

4.7.2 Análisis de Resultados

La figura 45 muestra una comparación de la demanda de fricción por eje para un estado estacionario sedán Clase E asumiendo -11,2 m / s2 desaceleración en la curva, por un camino sin peralte y una rebaja del 9%. Las tres líneas en la parte superior de la figura representan suministro de fricción, y las cuatro líneas en la parte inferior de la figura representan la demanda de fricción. Como era de esperar, la de-manda de fricción punto de masa concuerda exactamente con las curvas de fricción de diseño AASHTO, lo que concuerda con la intuición, ya que ambos utilizan el mismo modelo de vehículo.

En la figura 45 dos efectos se están produciendo a la vez que hacer que el modelo de estado estacionario para tener márgenes de fricción más bajos que el modelo de punto de masa: la demanda posterior está aumentando mientras que la oferta trasera está disminuyendo. Ambas son causadas por el frenado que provoca un cambio de peso de atrás hacia delante según lo predicho por las ecuaciones 40 y 41 El cambio en / como predicho por la ecuación 44 explica la reducción en el suministro de fricción en el eje trasero y el aumento en el suministro en el eje delantero. El mismo cambio de peso cambia las fuerzas normales en el cálculo / y en la Ecuación 44, con el resultado de que la demanda está aumentando lateral. Por lo tanto, en el eje trasero, freno y rebajas hacen que el suministro de fricción para bajar, al mismo tiempo aumentar la demanda de fricción.

Por la transferencia de carga depende de las propiedades de la masa del vehículo, diferentes configura-ciones del vehículo resultará en una demanda diferente fricción axial persona. En el caso de un SUV E-clase, por ejemplo, el efecto de transferencia de carga es más pronunciado para exactamente las mismas condiciones (Figura 46) por una mayor altura CG, h. Además, estas cifras son idénticas a través de diferentes peraltes; como el modelo de punto de masa modificada, en estado estacionario los resul-tados del modelo de bicicleta son independientes del pendiente cuando se considera detener la des-aceleración vista.

Mientras que las figuras 45 y 46 ilustran el cambio simultáneo de la demanda y la oferta, la información más importante es la diferencia entre la oferta de fricción lateral por eje y la demanda de fricción lateral por eje que da el margen de fricción lateral. Según la forma de calcular los márgenes laterales de fricción para el modelo de punto de masa en la ecuación 16, los márgenes laterales de fricción para el modelo de bicicleta se pueden definir por eje de la siguiente manera, para el neumático delantero:

Para ilustrar cómo cambiar tanto el esfuerzo de pendiente y el frenado de los márgenes de fricción, la figura 47 muestra los márgenes de fricción laterales para un sedán de E-clase y un SUV E-clase. Para ambos vehículos, el efecto de pendiente es disminuir los márgenes laterales de fricción de frenado en cada nivel, a excepción de las deceleraciones distancia de frenado a la vista (-11,2 ft / s2) ya que estos reducen con desaceleraciones pendiente por el aumento de directrices AASHTO. El factor más grande,

sin embargo, es el nivel de esfuerzo aplicado el frenado. Como las de frenado aumenta el esfuerzo, la caída de los márgenes de fricción a la que, por los niveles de frenado de emergencia (desaceleraciones de -15 m / s2), pueden llegar a ser negativo.

Figura 47. Márgenes de fricción laterales para Clase E sedán y SUV Clase E (G = 0% y -9%, e = 0%) (ax = 0, -3, -11,2 y -15 m / s 2).

La figura 47 muestra que, para el sedán Clase E, el uso de los frenos aumenta los efectos perjudiciales de pendiente. Por ejemplo, sin frenado (ax = 0 ft / s2), cada porcentaje de cambio en el grado de fricción reduce el margen lateral en aproximadamente 0.001. Para la curva de entrada de deceleración (ax = -3 ft / s2), el efecto de pendiente es disminuir la fricción lateral margen de 0,002 por ciento de la calificación, aproximadamente. Para deceleración de frenado de emergencia (ax = -15 ft / s2), las disminuciones del margen de la fricción lateral por

02.per por ciento de disminución de pendiente. Tenga en cuenta que la distancia visual de detención (SSD) desaceleraciones no se ven afectadas por pendiente, pero esto es por que las desaceleraciones reales varían según el pendiente según la política AASHTO.

Figura 47 también ilustra que los vehículos individuales experimentan diferentes márgenes laterales de fricción. Por ejemplo, el sedán Clase E es capaz de mantener mucho más altos márgenes de fricción lateral, incluso márgenes positivos para la mayor parte de las situaciones de pendiente, mientras que el SUV Clase E tiene márgenes de fricción de frenado de emergencia que son todos negativos (por debajo de -0,1).

En las secciones que siguen, los de estado estable los resultados del modelo de bicicleta se comparan con los resultados de los modelos más complejos. Estas comparaciones incluyen vehículos adicionales no mostrados aquí, por ejemplo, el SUV de tamaño completo y camiones.

4.7.3 Resumen de los principales resultados de la Etapa 6

En resumen, los siguientes resultados fueron obtenidos a partir del análisis en el paso 6 que examinó los de estado estable predicciones del modelo de la bicicleta de los márgenes de fricción:

Si la política de diseño AASHTO se utiliza para el diseño de curvatura, y el vehículo está siguiendo la curva a la velocidad directriz, las ecuaciones de movimiento predicen-por eje fuerzas neumáticos cam-biarán sólo con velocidad directriz, no con los cambios de peralte o pendiente. Por lo tanto, supereleva-tion- y los cambios inducidos por pendiente-en el margen de fricción lateral sólo se producirán por cam-bios en entradas normales de fuerza y de frenado del neumático.

Los efectos de la válvula de freno-dosificar incorporado en la mayoría de los vehículos de pasajeros no activan a los tipos de curva de deceleración de entrada considerados en este estudio. Sin embargo, la válvula no se activa a niveles mucho más bajos en las rebajas que en los caminos de nivel y de hecho puede activar durante la parada desaceleraciones distancia de visibilidad, así como el frenado de emergencia.

El modelo de estado estacionario de la bicicleta predice la fricción de suministro y la demanda de que son muy similares al modelo de punto de masa en la que los márgenes laterales de fricción aumentan con la velocidad directriz, a saber, porque la demanda a velocidades más altas cae más rápido que el suministro a velocidades más altas.

Por cambio de peso en las bajadas y deceleraciones, el modelo de estado estacionario de la bicicleta predice que el suministro del eje delantero es siempre mayor que el modelo de punto de masa y la de-manda es menor. Lo contrario se observa en el eje trasero. Por lo tanto, los márgenes del eje delantero son casi siempre mejor que lo predicho por el modelo de punto de masa, y el neumático trasero es casi siempre menos. Por lo tanto, el eje trasero de vehículos de pasajeros casi siempre tiene el margen lateral de fricción más bajo.

Diferentes vehículos tienen diferentes márgenes de fricción lateral del modelo de estado estacionario bicicleta.

El uso de frenado aumenta los efectos perjudiciales de pendiente. Por ejemplo, sin frenado (ax = 0 ft / s2), cada porcentaje de cambio en el pendiente de fricción reduce el margen lateral en aproximadamente 0.001 para el sedán E-clase. Para desaceleración entrada Curve- (ax = -3 ft / s2), el efecto de pendiente es para disminuir el margen de fricción lateral por 0.002 por ciento de la calificación, aproximadamente. Para desaceleración de emergencia de frenado (ax = -15 m / s 2), disminuye el margen de fricción late-rales de 0,02 por ciento de disminución de pendiente. Detención de desaceleraciones distancia de visi-bilidad no son afectados por pendiente porque las deceleraciones reales varían según el pendiente según la política AASHTO.

El modelo de estado estacionario bicicleta predice que las situaciones de alto frenado es probable que causen fricción márgenes negativos resultantes en vehículos de arrastre al atravesar curvas horizontales en las bajadas.

4.8 Paso 7: Predecir Recogia de ejes individuales durante el frenado y cambio de carril Maniobras en una curva

El objetivo de la Etapa 7 fue identificar si el frenado, cambios de carril, y otras maniobras no estacionario afectar a la capacidad de un vehículo para recorrer una curva horizontal afilado sin derrape, teniendo en cuenta la curvatura horizontal, pendiente y peralte. Usando el modelo de bicicleta incluye efectos no estacionario, las simulaciones se realizaron la modificación de las entradas del manejo transitorios para cada categoría de vehículo de interés en este estudio para determinar las fuerzas de las curvas y de los factores de fricción. Los resultados de estas simulaciones se comparan con los resultados de los pasos anteriores. Los datos de los estudios de velocidad y maniobra de vehículos (Sección 3.2) y estudios de vehículos instrumentados (Sección 3.3) se utilizaron como insumos para este análisis.

4.8.1 Análisis de Enfoque

La base de este análisis transitorio es determinar si el cambio de conductor en las entradas de frenado o de dirección en el vehículo podría introducir temporalmente los cambios en el movimiento del vehículo (comportamiento transitorio) que podrían afectar la demanda de fricción de cada eje. Para este análisis, un modelo de bicicleta adecuada para el análisis maniobra transitoria se desarrolla teniendo en cuenta la curvatura horizontal, pendiente y el peralte. Al igual que el modelo en la Sección 4.7, esta formulación del modelo clásico de la bicicleta asume un vehículo de dos ruedas cuyo comportamiento es similar a una viga; pero a diferencia de en la sección 4.7, las ecuaciones de movimiento no se resuelven en el equilibrio de fuerzas estáticas, sino en forma de ecuación diferencial mediante la búsqueda de soluciones numé-ricas. Una de las ecuaciones diferenciales simples para el movimiento del vehículo incluido de las fuerzas de los neumáticos por eje es un modelo de ecuaciones 2 pendientes de libertad con diferencial de velo-cidad de guiñada y la velocidad lateral como las variables de movimiento. Las variables de entrada en este modelo-el modo de manejar, S, y la velocidad del vehículo-se supone que bajo el control del con-ductor. Este mismo modelo se emplea comúnmente en los sistemas de estabilidad del vehículo, tales como el control electrónico de estabilidad, para confirmar que el comportamiento del vehículo medida está según las predicciones del modelo.

La derivación de este modelo de bicicleta transitoria modificada es mucho más complicado que los mo-delos anteriores, por lo que sólo los puntos más destacados se presentan aquí. Detalles adicionales sobre la formulación del modelo se pueden encontrar en Varunjikar (2011). Varias hipótesis se utilizan en la derivación del modelo transitoria bicicleta, y la mayoría de los supuestos son similares a los de estado estacionario supuestos del modelo de bicicleta. Los supuestos adicionales son los siguientes:

Los momentos que actúan sobre el vehículo sobre el eje vertical z-no siempre están equilibradas y por lo tanto dan una ecuación diferencial para el movimiento de giro del vehículo.

Los ángulos de pendiente camino y peralte son constantes dentro de la curva.

Las fuerzas de neumáticos son lineales (es decir, el ángulo entre el neumático y el camino es lo sufi-cientemente pequeño que una duplicación del ángulo relativo duplica las fuerzas de neumáticos).

El ángulo de dirección es suficientemente pequeño para que se transforma de coordinar el ángulo de neumático a ángulo de la carrocería del vehículo se puede simplificar utilizando pequeñas aproximacio-nes de ángulo.

Fuerzas de frenado por eje se obtienen a partir de los resultados de estado estable.

Las ecuaciones resultantes del movimiento se obtienen mediante un equilibrio de fuerza y de momento en el vehículo. Los resultados son similares al modelo anterior de la bicicleta, excepto que los movimientos laterales y de giro del vehículo se rigen por un equilibrio fuerza dinámica, en lugar de un equilibrio de fuerza estática. En un típico vehículo, los movimientos laterales y de rotación afectan más a las fuerzas laterales del vehículo; Por lo tanto, el detalle adicional de la solución de la ecuación diferencial está des-tinado a dar una visión más clara en las fuerzas laterales que actúan sobre el vehículo en una curva en pendiente. De la Sección 4.7, la ecuación 37 sigue siendo el mismo, describiendo la fuerza normal en los neumáticos. Ecuación 35, para la dinámica longitudinal (frenado), debe ser modificado para incluir la rotación del sistema de coordenadas unido al vehículo:

Aquí de nuevo las variables se definen como antes, excepto que la velocidad de deslizamiento lateral del vehículo se introduce, Vy. Esta es la velocidad de lado del vehículo mientras se mueve por la superficie del camino, tal como se mide en el CG del vehículo (para camiones, que se mide en CG del tractor). Esta velocidad es generalmente muy pequeña, pero es distinto de cero y genera erdespistees apreciables si se ignoran para la alta velocidad de movimiento dinámico.

(64)

Por último, se introduce la ecuación de la dinámica de guiñada, que no aparece en la Sección 4.7:

Esta ecuación predice la velocidad de giro del vehículo, r, se acelerará o ralentizará según los momentos no balanceados producidos en los ejes delantero y trasero. Izz es el momento de inercia del vehículo (o el tractor en el caso de los camiones articulados) en torno al eje z del vehículo.

En los modelos en esta sección y en la Sección 4.9, se supone que los frenos, cuando se aplica, se hacen así que usar un valor constante de fuerza de frenado red, Fb. El modelo de freno-dosificación descrito en la sección 4.7 se utiliza de nuevo para encontrar las fuerzas de frenado por eje, FBF y Fbr, según la Ecuación 35 Los valores de las cargas normales que actúan sobre la parte delantera (Wf) y los ejes traseros (Wr) se encuentran también utilizando las fórmulas dadas anteriormente en las ecuaciones 40 y 41.

Una diferencia importante entre la formulación transitorio y de estado estacionario del modelo de bicicleta es que con el modelo transitorio en este paso, las fuerzas de neumáticos cambian con el ángulo dinámico del vehículo a la superficie del camino. Por esta razón, se da una explicación simple de modelado de neumático que se centra en temas que pueden afectar a los márgenes laterales de fricción.

Neumáticos experimentan cantidades muy pequeñas de derrape de lado, llamados deslizamiento lateral, a medida que ruedan en condiciones de curva para la conducción normal. Este fenómeno conocido se utiliza para predecir con precisión cómo un neumático desarrollará una fuerza lateral, Fc (Gillespie, 1992). El ángulo de deslizamiento del neumático se mide desdela guía (eje x ') de la llanta para el neumático de dirección de desplazamiento (es decir, de los neumáticos vector de velocidad con respecto a el camino directamente debajo). Un diagrama de ángulo de deslizamiento del neumático, ai, se muestra en la Figura 48. En contraste, ángulo de dirección del neumático, S, es el ángulo medido desde

Aquí las variables se definen como en la Sección 4.7, excepto que una nueva variable, la velocidad de giro del vehículo, r, se introduce. Esta es la tasa de rotación del vehículo alrededor del eje z del vehículo (a través de CG del vehículo). Ecuación 36, para la dinámica lateral del vehículo (curvas), se convierte en:

Figura 48. modelo transitorio bicicleta.

\ Dt ì orientación f 100 longitudinal del vehículo (eje x del vehículo) a la dirección de la llanta de la partida (es decir, x 'del eje del neumático). Ángulo de deslizamiento del neumático rara vez es el mismo que el ángulo de la dirección; Sin embargo, el propósito del ángulo de dirección es influir en el ángulo de des-lizamiento de la llanta para obtener la trayectoria deseada del vehículo.

Para ángulos de deslizamiento de los neumáticos pequeños (5 ° o menos) que son típicos de conducción normal, la fuerza de viraje para un neumático ordinario bajo un fijos aumenta la carga normales lineal-mente con el ángulo de deslizamiento del neumático (es decir, si se duplica el ángulo de deslizamiento del neumático, la fuerza lateral del neumático se duplica). Esta constante de dalidad por la fuerza de viraje a una se llama la "rigidez en las curvas", Ca. Este modelo de neumático lineal se utiliza en esta sección y en la sección 4.9 para encontrar las curvas fuerzas, FCL y FCR en las Ecuaciones 63 y 64 años, las fuerzas de curva en el frente y los ejes traseros son:

(65)

donde Caf y coches son los valores de rigidez en las curvas para los ejes delantero y trasero, respecti-vamente. Como una fuerza de fricción, la rigidez en las curvas depende fuertemente de carga normal y se supone que cambiar dalmente a la carga normal, como una primera aproximación (Gillespie, 1992). El coeficiente de curvas, CC, se define como la relación de la rigidez de las curvas a la carga normal (Fz), de tal manera que se puede calcular la rigidez de las curvas dada una carga normal sobre el neumático:

Ca - CC * Fz + CC

x 10 '

Figura 49. Tire rigidez en las curvas para cargas normales en los neumáticos de vehículos de pasajeros.

(67)

respecto a el camino) debe ser conocido. El ángulo de deslizamiento del neumático se puede encontrar utilizando la geometría como se describe por Bundorf (1968) y Pacejka (2006). Para el eje delantero, ángulo de deslizamiento del neumático es:

La figura 49 muestra la rigidez en las curvas en cuatro cargas diferentes para un neumático de vehículo de pasajeros, y una curva de ajuste lineal por el método de mínimos cuadrados. Estos valores de rigidez en las curvas se obtuvieron a partir de curvas de neumáticos, que se toman a partir de conjuntos de datos para los neumáticos de vehículos de pasajeros y camiones (documentación CarSim y TruckSim para conjuntos de datos de ejemplo). La pendiente de la curva de ajuste lineal es el coeficiente de curvas de un neumático. Para la mayoría de los neumáticos de este valor está en el rango de 10 a 25 [1 / rad]. Tabla 24 muestra los coeficientes de curva asumidos para los vehículos en este análisis.

Para utilizar las rigideces en las curvas para los cálculos de la fuerza de los neumáticos, ángulo de des-lizamiento del neumático (es decir, el ángulo del neumático con

Y para el neumático trasero:

Tabla 24 Las curvas coeficientes para los vehículos utilizados en esta investigación.

CC Desplazamiento CC

Vehículo (1 / rad) (Lbf / rad)

Clase E sedán 21.38 4785

E-clase SUV 10.55 6848

De tamaño completo SUV 10.55 6848

Single-unidad de camiones 7.08 7336

Tractor camión semi-remolque 7.08 7336

Tractor semirremolque / camión-trailer completo 7.08 7336

Estas dos ecuaciones diferenciales acopladas se resuelven para cada trayectoria del vehículo utilizando un método integrado numérica ecuación diferencial ordinaria (ODE) solucionador de paso fijo Run-ge-Kutta, utilizando un intervalo de tiempo de 0,01 s. El software Simulink® dentro de MATLAB se utilizó para resolver estas ecuaciones diferenciales.

4.8.1.1 Definición de Maniobras

(70)

(71)

Sustituyendo estas expresiones en las ecuaciones de movimiento dado anteriormente, las ecuaciones 63 a 69, la ecuación de la dinámica lateral (curvas) se convierte en:

Este análisis considera un vehículo que entra una curva horizontal sencilla con radio constante, la varia-ción de la curvatura horizontal, pendiente y el peralte. Esto permite el análisis tanto de la dinámica tran-sitoria del vehículo por un cambio repentino en el modo de manejar, y también las fuerzas de neumáticos en estado estacionario para una situación determinada como se describe en el paso 6 se supone que el vehículo que se desplazaba a una constante acelerar hasta el punto de que se aplican los frenos. Se supone que la curva de enfoque y la velocidad pre-frenado a ser la misma que la velocidad directriz para la curva. Dependiendo de la situación, el vehículo aplica los frenos, bueyes en la curva, dirige en la curva y realiza un cambio de carril, o combinaciones de los mismos.

(72)

Para calcular la constante de dirección para el vehículo entrar en la curva, se utilizó primero la ecuación de dirección de nivel del camino. Esta ecuación, se muestra a continuación, predice el ángulo de dirección, S, necesario para un vehículo de longitud L entre los ejes delantero y trasero para recorrer una curva de radio R 'en estado estacionario. Si se conocen los ángulos de deslizamiento de los neumáticos delanteros y traseros, af y ar,, la ecuación está dada por:

El radio de giro, R ', en la ecuación 72 representa el radio efectivo de la trayectoria de maniobra de vehículo. Para una curva peraltada, el radio de giro es mayor que la de la curva de radio, R, como se ve en la Figura 50. El radio de giro se puede encontrar utilizando la geometría, lo que resulta en la siguiente ecuación:

El ángulo de dirección final en una curva en un camino peraltada, S, se puede encontrar mediante la combinación de la ecuación de giro constante, la ecuación 72, con la ecuación para la rigidez en las curvas, la ecuación 66, para obtener:

En la simulación del modelo transitorio de bicicletas, las entradas de dirección se hacen "lazo abierto", donde los valores de dirección se introducen en la simulación como entradas sin correcciones si el vehículo no sigue la trayectoria correcta. En las curvas y por la tangente, las entradas de dirección re-queridas se calculan fácilmente utilizando la Ecuación 74-en las tangentes, el radio se ajusta a infinito. Sin embargo, es especialmente difícil predecir las entradas de dirección requeridos para las transiciones en el enfoque tangente a una curva. Esto es porque el peralte está cambiando de una corona normal a plena peralte. Para simplificar el análisis y producir resultados "peor caso", se asume en las simulaciones que el enfoque tangente está completamente desarrollado antes de la entrada en la curva. Esto le da a los márgenes de fricción del peor caso para toda la trayectoria, ya que el cambio de dirección de la tangente a la curva de mantenimiento es el más abrupto con peralte plenamente desarrollado en la tangente.

Figura 50. rotación radio y el radio de curva para la curva peraltada.

La entrada de dirección se asume que una rápida transición desde el valor de dirección tangente a la curva de valor, para ofrecer respuestas de peor caso. La situación del peor caso sería para modelar el cambio de dirección como una entrada escalón de dirección; Sin embargo, esto es equivalente a convertir instantáneamente los neumáticos delanteros en el camino y un cambio de dirección tan poco realista inducirá automáticamente el arrastre neumático delantero. Para representar una transición rápida pero razonable a partir de la tangente a la curva de dirección, la transición de uno a otro se supone que tomar por lo menos 2 s. Las comparaciones se presentan más adelante entre las simulaciones de cuerpo múl-tiples en las Secciones 4.10 y 4.11 (que incluyen un modelo de retroalimentación-conductor), y se ve que el modelo transitorio bicicleta es notablemente más conservador al predecir los márgenes laterales de fricción en la entrada a la curva por estos supuestos de peralte plenamente desarrollado en el enfoque de la tangente.

Similar a las entradas de dirección, las entradas de frenado se definen como insumos paso. Las magni-tudes de los valores de deceleración se calculan antes de la simulación para garantizar que las tasas se corresponden con las situaciones de frenado apropiadas para este análisis, por frenado Ecuaciones 50 y 55 entradas representativos en la simulación se representan gráficamente frente al tiempo en la Figura 51 para un vehículo que es primera dirección en una curva en t = 3 s y luego frenar en t = 6.75 s. La gráfica superior muestra la aplicación de la entrada de freno, la trama del medio muestra la disminución constante de la velocidad del vehículo durante la maniobra, y la trama inferior muestra el cambio en la entrada de

dirección aplicado en un 1 s de duración de conducir la tangente a la curva de la conducción. Nota velo-cidades de vehículos se limitan a un mínimo de 5 mph.

Dado que la desaceleración, el hacha, se supone que es constante, las entradas de frenado se encuen-tran utilizando el modelo del freno-dosificación se describe en el Paso 6 (sección 4.7). Este análisis su-pone que el cambio de peso por la deceleración es instantánea ya están siendo ignorados dinámica de suspensión. Se realizó una comparación de los márgenes laterales de fricción para un vehículo de sus-pensión menos y para una simulación incluido de la suspensión, y ambos modelos dio resultados casi idénticos para las fuerzas laterales máximos predichos y los márgenes laterales de fricción mínimas. Por lo tanto, para los propósitos de simplicidad y claridad, el modelo suspensionfree se utiliza en este análisis.

Con las ecuaciones de simulación y los parámetros definen ahora, una trayectoria puede ser simulado. En cada paso de tiempo, la solución numérica calcula una solución a la ecuación diferencial, y luego se mueve gradualmente al siguiente instante de tiempo el uso de la solución anterior como condición inicial para el paso actual. Esto se repite hasta que se produce toda una trayectoria tiempo. Cada trayectoria se simula durante al menos 10 s, y más, según sea necesario para garantizar un tiempo suficiente para captar tanto el transitorio y las respuestas constantes a las curvas. Las fuerzas en los neumáticos durante cada trayectoria simulada se guardan y se utilizan para calcular los márgenes de fricción durante toda la maniobra, y los márgenes de fricción del peor caso se guardan para fines de conspirar.

Para muchas de las parcelas de margen de fricción que siguen, cada punto de datos en cada curva re-presenta un margen de simulación. Cuando hay varias curvas se presentan diversas situaciones, algunas tendencias se hacen evidentes.

4.8.2 Análisis de Resultados

4.8.2.1 Efectos de la Tenencia de la curva a una velocidad constante

Figura 51. entradas de simulación para el sedán Clase E (VG = -9%, e = 12%) (ax = -11,2 ft / s2).

= 85 mph,

El primer conjunto de simulaciones realizadas utilizando el modelo transitorio de la bicicleta se utilizaron para estudiar las diferencias entre el modelo de punto de masa, el modelo de la bicicleta en estado es-tacionario de la Sección 4.7, y el modelo de bicicleta transitoria en la Sección 4.8. Para simplificar el análisis y para elegir una situación en la que todos los modelos deben nominalmente de acuerdo, estos primeros grupos de análisis consideran vehículos que circulen a velocidad constante en las curvas. No

hay entradas de dirección que no sean los de mantener el vehículo dentro del carril, y no hay entradas de frenado que no sean las de evitar que el vehículo acelera en un downgrade.

Al analizar los resultados de la simulación, hubo efectos a velocidades altas y bajas que causó desacuerdo entre el modelo transitorio y los otros modelos. Uno de estos efectos sólo se produce en peraltes más grandes, mientras que el otro sólo se produce en los neumáticos delanteros. La figura 52 muestra los márgenes laterales de fricción de las llantas delanteras y traseras en función del régimen de dos peraltes diferentes, donde, se pueden observar las diferencias entre los modelos, en particular el modelo transitorio de bicicletas y el modelo de estado estacionario bicicleta.

Para comprender los desacuerdos modelo de alta velocidad, estas situaciones se representan mostrando las fuerzas normalizados, el suministro de fricción, y los márgenes de fricción resultantes para los neu-máticos, tanto la parte delantera y trasera de la figura 53 en las parcelas de los márgenes para los altos peraltes (es decir, 12% ), los márgenes mínimos se ven a ocurrir inmediatamente antes de la entrada a la curva, no en la propia curva. Este comportamiento no se observa en el caso bajo peralte. Esto indica que el camino peraltada en la entrada a la curva está requiriendo más la utilización de fricción que la propia curva. Sin embargo, recuerda que para que las simulaciones, se supone que el peralte a desarrollarse plenamente antes de la entrada en la curva. Esto no es la práctica del diseño típico. AASHTO política indica que la proporción de la longitud de escorrentía peralte [es decir, la longitud de camino necesaria para realizar un cambio en el exterior carriles pendiente transversal de cero (plano) a la plena peralte] en la tangente debe estar en el intervalo de 0,6 a 0,9 (60% a 90%) para todas las velocidades y anchuras de girar. Por lo tanto, estos resultados deben ser interpretados con cuidado.

Para ayudar con el diseño de peralte, es posible derivar las condiciones para las que el peralte en el enfoque tangente dará peores que los márgenes de la curva, al menos para una conducción estable. En la sección 4.7, los factores de fricción delanteros y traseros en estado estable son dadas por la Ecuación 45 Para la situación sin frenos, ax = 0, este conjunto de ecuaciones se simplifica a:

En el enfoque de tangente, el radio es infinito, y por lo tanto el término radio se puede simplificar. Además, el peralte sólo puede ser desarrollado por una fracción, ptangent, que es la proporción del diseño o peralte máximo que se alcanza en el punto de curvatura para una curva simple.

Para el margen frontal de fricción en el enfoque sea menos dentro de la curva, el factor de fricción en la tangente debe ser menor que el factor de fricción en la curva:

Modelo de estado estable Modelo Point-Misa

Figura 52. delantero (top solares) y trasera (parcelas inferiores) los márgenes laterales de fricción de punto-masa, bicicleta de estado estacionario, y modelos transitorios de bicicletas para el sedán Clase E (G = -9%, e = 0% y el 12% ) (ax = 0 ft / s2).

Frente Suministro Suministro trasero

Frente demanda transitoria posterior transitoria demanda

E-Class Sedan, e = 12%

Figura 53. suministro de fricción y las fuerzas normalizados rleft parcelas resultantes) y márgenes late-rales de fricción parcelas susto) de modelo transitorio de la bicicleta para E-clase sedán (V = 85 mph, G = -9%, e = 0% y 12%) (ax = 0 ft / s2).

(78)

(79)

El mismo resultado se obtiene para el margen de fricción trasera.

Este resultado indica que, si el peralte en la entrada de PC es mayor que este valor, entonces el margen de fricción lateral en la entrada a la curva es probable que sea menor que el margen lateral de fricción en la curva. Además, la Ecuación 79 no depende de la pendiente del camino, los niveles de fricción del camino, o el tipo de vehículo.

El ejemplo mostrado en la Figura 53 se simuló a 85 mph para e = 12%, con un diseño de radio of2,542 ft. Para la simulación, el camino está totalmente peraltables entrada en curva, y así ptangent = 1 Para estos valores, la ecuación 79 predice que el peralte más grande que se debe utilizar es de 9,5%. Por encima de este valor, el peralte en el enfoque tangente reduce los valores de fricción antes del inicio de la curva (es decir, PC) más que ayuda dentro de la curva. Del mismo modo, a 55 mph para e = 12%, con un radio de diseño AASHTO de 807 pies, y ptangent = 1, el peralte máximo es de 12,5%. Como se muestra en la Figura 52, el margen de la fricción lateral para el modelo transitorio comienza a divergir a partir del modelo de estado estacionario a 55 mph, como se predijo. Por lo tanto, el desacuerdo entre el modelo transitorio y el modelo de estado estable a altas velocidades y peraltes es debido al modelo transitorio identificar reducciones de márgenes laterales de fricción sobre el enfoque tangente, mientras que el modelo de estado estacionario ignora este.

Para comprender los desacuerdos modelo de baja velocidad, de nuevo las parcelas son de estas situa-ciones específicas. Los top solares en la Figura 54 muestran las fuerzas de fricción y márgenes norma-lizados para una curva de 25 mph, con 0% de peralte.

Figura 54. suministro de fricción y fuerzas normalizados (parcelas de la izquierda) y que resultan már-genes laterales de fricción (parcelas derecha) de modelo de bicicleta transitorio con un 1 s transición (arriba parcela) y un 2 s de transición (parcelas inferiores) para el sedán Clase E (V = 25 mph, G = -9%, e = 0%) (ax = 0 ft / s2).

de entrada en este caso es un 1 s transición desde el valor de dirección tangente a la curva de valor de dirección de mantenimiento de la, pero las fuerzas de neumáticos resultantes muestran un pequeño pico al final de la transición de dirección. Este pico es por las fuerzas adicionales necesarias para acelerar el vehículo en rotación frente a las fuerzas necesarias para el mantenimiento constante de giro y fuerzas de neumáticos del vehículo dentro de la curva. Por la aceleración depende de la rapidez con que las transi-ciones de vehículos de conducción de la tangente (es decir, la conducción en línea recta) a la conducción de la curva, este pico debe disminuir si la transición se extiende sobre un intervalo más largo. Las parcelas de fondo en la Figura 54 muestran las fuerzas de fricción y márgenes normalizados para una curva de 25 mph siguiente transición a 2 s. Estos gráficos muestran un exceso reducido de fuerzas de neumáticos frente a casos de transición el 1 s, y por lo tanto de aquí en adelante se utiliza la transición 2 s.

Una vez que se entendían los márgenes de fricción de entrada de la curva, las simulaciones se repitieron para estudiar las diferencias entre el modelo de punto de masa, el modelo de estado estacionario de la

Sección 4.7, y el modelo de bicicleta transitoria dentro de la curva para las entradas de dirección de mantenimiento de la curva simple (es decir, la trayectoria deseada del vehículo se encuentra dentro del mismo carril en el enfoque tangente y a través de la curva). Los resultados se muestran en la Figura 55. La primera observación es que todos los modelos predicen margen de fricción más lateral a altas veloci-dades que las velocidades bajas, excepto para el caso de alta peralte (es decir, e = 16), donde, por la entrada de enfoque cuestiones mencionadas anteriormente, los márgenes de fricción son similares a velocidades muy bajas y muy altas.

La siguiente observación es que en todos los rangos de velocidad para peraltes inferiores (es decir, 4% y 8%), los tres modelos están de acuerdo en gran parte. El modelo de punto de masa y el modelo de estado estacionario de bicicletas también están de acuerdo en gran medida en todos los rangos de velocidad para peraltes altos (es decir, 12% y 16%), así. Sin embargo, a velocidades más altas

Figura 55. márgenes laterales de fricción de punto-masa, bicicleta de estado estacionario, y modelos transitorios de bicicletas para el sedán Clase E (G = -9%, e = 4% a 16%) de fax = 0 ft / s2).

y peraltes altos, el modelo transitorio bicicleta calcula márgenes de fricción más bajos que los otros modelos.

Comparando el modelo de bicicleta en estado estacionario y el modelo pointmass, el modelo de punto de masa predice un margen de fricción del eje trasero que es mayor que 0.006 predicha por el modelo de estado estacionario. El margen de la fricción lateral frontal está igualmente comprender predicha por el modelo de punto de masa. Esta diferencia se observa muy de menor importancia en todas las veloci-dades, y en todos los pendientes, y se debe al cambio de peso causada por pendiente.

Si bien sigue habiendo un cierto desacuerdo entre los modelos de los márgenes de fricción del eje de-lantero, los neumáticos traseros predicciones para los modelos de bicicletas de estado estacionario y transitorio están de acuerdo para las velocidades más bajas para el neumático trasero. Esto es importante porque los márgenes de neumáticos traseros parecen ser el caso límite, por ejemplo, los neumáticos traseros parecen ser los primeros en perder fricción en las velocidades más altas se esperan de rebaja de alta velocidad. En las parcelas que siguen adelante, sólo se presentan los márgenes laterales de fricción mínima entre los ejes delantero y trasero. Este mínimo se calcula en cada velocidad tomando el mínimo de los valores de fricción delanteros y traseros-eje. Una línea divisoria se muestra en la parcela donde se producen los márgenes mínimos en los neumáticos delanteros frente a neumáticos traseros; en general, esta línea está a 30 mph.

La figura 56 muestra los márgenes laterales de fricción mínimas para las curvas trazadas en función del régimen para los pendientes del 0% al 9%, durante cuatro peraltes (4% a 16% en incrementos de 4%), para un sedán de E-clase. Hay una influencia menor pero consistente de pendiente visto a través de peraltes: aumentar el grado de fricción reduce los márgenes disponibles. Específicamente, el 10% apro-ximado del cambio de pendiente en cada parcela (de 0% a -9%) se extiende por un margen de 0,01, por lo que cada porcentaje de aumento de pendiente (es decir, una degradación más pronunciada) reduce los márgenes de fricción en aproximadamente 0.001 a velocidades más altas de 40 mph. Este efecto es consistente por la saturación de los neumáticos traseros y es relativamente menor en comparación con las variaciones de fricción de margen lateral por la velocidad.

Por debajo de 40 mph, se analizó el cambio en el comportamiento mediante el examen de la simulación de las trayectorias de uno en uno. Era

Figura 56. márgenes laterales de fricción de modelo transitorio de bicicletas para el sedán Clase E (G = 0% y -9%, e = 4% al 16%) (ax = 0 ft / s2).

encontraron que los márgenes mínimos de fricción se producen en el eje delantero para todos estos casos y es causada por las ruedas delanteras que requieren fricción adicional durante la transición de la tangente a la curva de niveles de dirección. Esta transición se convierte en cada vez más abrupta con el

aumento de peralte. Para un muy alto peralte (por ejemplo, 16%), el vehículo tiene que dirigir de manera significativa a la parte exterior de la curva inmediatamente antes de la curva. En la curva, el esfuerzo de la dirección debe invertir para producir la fuerza en el interior de la curva.

Para confirmar que este efecto se produce entrada de curva constantemente a través de diferentes vehículos, la Figura 57 muestra los márgenes laterales de fricción mínimas para un pendiente fijo de -9%, para peraltes que van desde 0% a 16%, para cuatro vehículos. A velocidades más bajas, todos los vehículos tienen márgenes laterales de fricción más bajos en toda la gama de peraltes. A altas veloci-dades, las curvas de peralte superiores tienen márgenes laterales de fricción más bajos por que el peralte en el enfoque tangente es en realidad exige más la utilización de la fricción que dentro de la curva.

Para resumir las parcelas de velocidad constante por encima, que ilustran ese pendiente y peralte tienen muy poco efecto sobre los márgenes de fricción para estas maniobras. La idea principal que se da es que el modelo de punto de masa ligeramente sobre-predice margen disponible en los neumáticos traseros, y un poco menos-predice margen en los neumáticos delanteros. Sin frenado, sin embargo, la diferencia entre los modelos es mínima. Tenga en cuenta que los diseños de vehículos varían ampliamente, y los efectos de la distribución del peso sobre los márgenes de fricción del eje individuales podrían ser más significativas para algunos vehículos. Esto se puede ver en la Figura 57 donde los diferentes vehículos ceden ligeramente diferentes predicciones de margen. Estas diferencias de vehículo a vehículo son menores entre los vehículos de pasajeros. Sin embargo, la figura muestra que el margen lateral de fricción para que el camión es de aproximadamente 0,1 más bajo que los vehículos de pasajeros a través de todas las velocidades. Esto se debe en gran parte a la menor fricción disponible para neumáticos de camiones frente a neumáticos para turismos.

Los resultados en la figura 57 sugieren que, a bajas velocidades, el ajuste de la dirección de la tangente a la curva de mantenimiento puede causar

Figura 57. márgenes laterales de fricción de modelo transitorio de bicicletas para el sedán Clase E, Clase E SUV, SUV de tamaño completo, y de una sola unidad de camiones (G = -9%, e = 4% al 16%) (ax = 0 ft / s2).

reducción de los márgenes laterales de fricción si la transición demasiado rápido.

4.8.2.2 Efecto de la Curva-Entrada de desaceleración

Se realizaron otra serie de simulaciones para representar una desaceleración suave dentro de una curva. En concreto, un valor de desaceleración constante de -3 pies / s2 se inició 3,75 s después de la entrada de la curva. (Esta elección de temporización se discutió en las secciones posteriores.) Este valor de des-aceleración no se ajustó para el pendiente, por lo que para mantener el mismo desaceleración, los au-mentos de la demanda neta de fricción de frenado ligeramente como pendiente se hace más pronunciada.

La Figura 58 compara los resultados del modelo modificado pointmass, el modelo de estado estacionario de la bicicleta, y el modelo de bicicleta transitoria para este caso de deceleración curva de entrada. Al igual que antes, todos los modelos predicen un aumento de margen de fricción lateral con el aumento de velocidad directriz. Y de nuevo, el modelo transitorio de cerca según el modelo de estado estacionario para velocidades superiores a 35 kilómetros por hora y, siempre y cuando el peralte en la aproximación no es superior a los umbrales dados por la Ecuación 79.

La Figura 59 muestra la misma situación que la Figura 58 para ilustrar los efectos de pendiente. Sólo el modelo transitorio se presenta para los pendientes de 0% a -9%. Una vez más, hay una transición distinta en los márgenes alrededor de 35 mph, que representa la transición de comportamiento derrape-dominada del eje delantero a bajas velocidades para el arrastre del eje trasero a altas velocidades.

Los márgenes mínimos de fricción del caso de velocidad constante (ax = 0 ft / s2) en la figura 56 y la caja de la curva de entrada de desaceleración (ax = -3 m / s 2) en la figura 59 tienen márgenes mínimos muy similares a velocidades más bajas (en torno 0,34 a 0,35), pero a velocidades más altas, el (ax = -3 ft / s2)

caso de frenado tiene cambios más grandes en el margen con el pendiente en aumento. Específicamente, cada una de las "bandas" de 10 grados en cada parcela de desaceleración de la figura 59 se extiende por un margen de fricción de aproximadamente 0,02. Esto significa que cada aumento del 1% en los resul-tados de pendiente rebaja en una disminución en el margen de 0,002 fricción en esa rebaja durante

Figura 58. márgenes laterales de fricción de punto-masa, bicicleta de estado estacionario, y modelos transitorios de bicicletas para el sedán Clase E (G = -9%, e = 4% al 16%) (ax = -3 m / s 2).

los mismos niveles de desaceleración. Al igual que antes, este nivel es particularmente pequeña y em-pequeñecido por el cambio en los márgenes de fricción en función del régimen. Sin embargo, este valor es de 1,5 a 2 veces la del caso cuando no hay frenado presente (Figura 56). Por lo tanto, los resultados sugieren que las entradas de frenado al vehículo magnifican reducciones relacionadas pendiente-en el margen de fricción.

En la figura 60, los márgenes mínimos de fricción laterales se representan gráficamente para diferentes vehículos en toda la gama de peraltes. Por último, y lo más importante, la figura muestra que todavía hay una cierta cantidad de fricción en la reserva con la curva de entrada de deceleración (ax = -3 ft / s2) mientras el vehículo está siguiendo la curva. Uno puede ver que el aumento de peralte tiene un efecto muy leve sobre el margen lateral de fricción, y más concretamente el peralte 16% mejora el margen de fricción por 0,01 en comparación con el caso 0%. Por lo tanto, este efecto es muy pequeño en compa-ración con los cambios en el margen con respecto a la velocidad, o con respecto a las diferencias entre vehículos.

Para los vehículos de pasajeros superiores a 55 mph en el caso peralte 16%, o por encima de 75 mph en el caso peralte 12%, la figura 60 muestra que el peralte adicional no beneficia a los vehículos de pasajeros (por umbrales dados por la Ecuación 79). Pero para los camiones, los resultados de la curva de entrada de desaceleración en la Figura 60 son muy diferentes que en el caso de velocidad constante trazado en la Figura 57. Incluso esta pequeña diferencia en desaceleración cae el margen en un 0,1, lo suficiente para que el margen es más bajo en la curva en lugar de en el enfoque, un resultado que, por supuesto, sería diferente si el frenado se aplica en la entrada a la curva. Comparando el camión para los vehículos de pasajeros, el vehículo dispone de un margen de 0,2 menor que los vehículos de pasajeros. Anteriormente, para el caso de velocidad constante, el margen de la carretilla fue de 0,1 más bajo que los vehículos de pasajeros. Por lo tanto, las entradas de frenado tienden a reducir los márgenes laterales de fricción para camiones mucho más severamente que los vehículos de pasajeros.

4.8.2.3 Análisis de los márgenes de la fricción cuando la curva del radio es el 80% de AASHTO mínimo Diseño Radio

Uno de los objetivos de este estudio fue comprender como las modificaciones a la política existente di-seño vial AASHTO podrían afectar tangente Límites Enfoque Margen

Figura 59. márgenes laterales de fricción de modelo transitorio de bicicletas para el sedán Clase E (G = 0% y -9%, e = 4% al 16%) (ax = -3 m / s 2).

el comportamiento del vehículo en las curvas con pendientes pronunciadas. Para investigar cómo la curva de endurecimiento de geometrías podrían afectar margen de fricción, los márgenes de fricción se evaluaron para las curvas con radios que eran 80% de las curvas de radio mínimo-AASHTO. Para mantener la simplicidad del análisis, no se añadieron las entradas de frenado para este análisis.

A los fines de la comparación de los efectos de la radio de diseño reducido, la figura 61 muestra los márgenes laterales de fricción para un -9% de pendiente, para peraltes que van de 0% a 16%, para un sedán Clase E, Clase E SUV de tamaño completo SUV, y de una sola unidad de camiones. La figura muestra el caso radio nominal de lado a lado con el caso bajo radio. Las situaciones de diseño de radio reducidos reducen los márgenes laterales de fricción a bajas velocidades por alrededor de 0,1 a 0,14, y en

alrededor de 0,02 a altas velocidades. Por lo tanto, el efecto de reducción del radio parece ser más sig-nificativa a velocidades más bajas que las de diseño para altas velocidades de diseño. En el caso de bajo radio, la adición de peralte parece reducir el margen a través de todas las velocidades. Además, para el diseño de radio minúsculas, los márgenes cambian mucho más con los cambios en peralte, es decir, la sensibilidad del diseño a los cambios en el peralte es mucho mayor.

4.8.2.4 Efecto de cambios de carril maniobra a velocidad constante

También se estudiaron los efectos de una maniobra de cambio de carril dentro de la curva. Esta sub-sección está organizada para introducir primero cómo se modelaron los cambios de carril. A continuación, el calendario peor caso para las entradas de cambio de carril se investiga. Entonces estos cambios de carril peor de los casos son simuladas para una variedad de situaciones geométricas y del vehículo para comprender la influencia de los cambios de carril en los márgenes laterales de fricción a una velocidad constante.

Para empezar, se asume que para una maniobra de cambio de carril, el vehículo viaja de un carril de baja velocidad a un carril de alta velocidad a una velocidad constante. Esta suposición se hizo como cambios de carril se hacen a menudo para evitar el tránsito más lento se mueve en el carril de la derecha. Para el análisis, se supuso que la curva estaba a la izquierda, y por lo tanto el cambio de carril era hacia el interior de la curva. Este fue elegido para requerir fuerzas de neumáticos más altos, ya que este tipo de cambio de carril aprieta eficazmente el radio de giro del vehículo.

Para la mayoría de conducción, la entrada de la dirección utilizada para las simulaciones de cambio Lane- puede ser aproximado por un período de

■ e = 0%

Peraltes intermedios (incrementos de 4%)-e = 16%

■ e = 0%

Peraltes intermedios (incrementos de 4%)-e = 16%

Figura 60. márgenes laterales de fricción de modelo transitorio de bicicletas para el sedán Clase E, Clase E SUV, SUV de tamaño completo, y de una sola unidad de camiones (G = -9%, e = 4% al 16%) (ax = - 3 ft / s2).

una onda sinusoidal, por lo que esta forma de onda de dirección fue utilizado como una idealización de entrada del conductor. Para determinar la duración apropiada de la parte de cambio de carril de la entrada de la dirección, se utilizaron los datos de campo para la dirección. Sobre la base de datos de duración Lane- cambio recogidos sobre el terreno (Sección 3.2.3), la mayoría de los cambios de carril se completan dentro de aproximadamente 3 s para vehículos de pasajeros y 4 s para camiones. Por lo tanto, el período de la entrada de la dirección de onda sinusoidal se limitó a 3 s para vehículos de pasajeros y 4 s para camiones. Esta entrada de dirección de onda sinusoidal se aplica además de la dirección nominal re-querida para viajar en una curva.

Un reto en la simulación de maniobras de cambio de carril es que la amplitud de la dirección de la única onda senoidal requerido para un cambio de carril depende del vehículo y de la velocidad. A velocidades bajas, se requieren entradas de dirección más grandes para obtener el mismo movimiento lateral de pequeña amplitud, entradas de dirección de alta velocidad. Para calcular cómo se simularon los carriles de cambio de los cambios de amplitud de dirección con la velocidad de los vehículos en una sección tangente del camino y dan amplitudes de dirección cada vez más grandes. El supuesto es que las en-tradas de dirección son aditivos: por ejemplo, se puede agregar una entrada de dirección de manteni-miento de la curva a una entrada de cambio de carril de dirección recta del camino para obtener la entrada de dirección para cambiar de carril en una curva. Esta adición de los movimientos del volante se supone que el principio de superposición es válido para el vehículo, que generalmente es cierto siempre y cuando

las entradas de dirección son pequeñas y el comportamiento del vehículo es lineal (por ejemplo, no está cerca de derrape). En los casos en que el vehículo es en realidad cerca de derrape, esto puede discernir en el análisis de la fricción y en la comparación de los movimientos del volante entre este modelo tran-sitorio y en las simulaciones multicuerpo en secciones posteriores.

El camino simulada se hizo infinitamente amplia y uniforme en la fricción para evitar los efectos de salida de camino. También las entradas de dirección especifican una maniobra de cambio de carril de 12 pies.

Figura 61. márgenes de fricción laterales para AASHTO curvas mínimo-radio y el 80% del radio mínimo para el sedán Clase E, Clase E SUV, SUV de tamaño completo, y de una sola unidad de camiones (G = -9%, e = 0% al 16%) (ax = 0 ft / s2). Los análisis de sensibilidad de la dirección suposiciones de entrada revelaron varios puntos importantes. Amplitudes Lane-cambio-de dirección dependen en gran medida de la velocidad. Sin embargo, el efecto de pendiente es bastante pequeña, tan pequeña que puede ignorarse en el cálculo de las entradas de cambio de carril de dirección-. Además todos los vehículos alcanzan fuerzas de neumáticos de la curva de mantenimiento de constantes dentro de varios segundos de la entrada de la curva. Esto permite que las simulaciones para ser simplificados de varias maneras. En primer lugar, no tienen que ser simulado para las duraciones largas: en este estudio, 10 s se observó a ser más que suficiente para comprender los movimientos de vehículos resultantes y los márgenes de fricción. En segundo lugar, las maniobras de cambio de carril se pueden simular en varios segundos antes y después de la entrada de la curva, y la resultante análisis permitirá la comprensión de toda la curva de comportamiento, siempre y cuando las condiciones de velocidad son similares. Por esta razón, la mayor parte del análisis que sigue se centra en las condiciones de entrada de la curva y maniobras cerca de la entrada curva, sin embargo, las ideas se aplican a lo largo de la curva.

No estaba claro en el inicio del estudio si se produciría el "caso más desfavorable" fuerzas de neumáticos y los márgenes de fricción si el cambio de carril que sucedió inmediatamente antes de la entrada curva, durante la entrada de la curva, o después de la entrada curva cuando las fuerzas de neumáticos de la curva de mantenimiento eran plenamente desarrollado. La razón para esta incertidumbre se debe a que, a diferencia de las entradas de dirección de la curva de mantenimiento de la forma de la entrada de la dirección de cambio de carril cambia de dirección en el tiempo. Un perfil de dirección de muestra se resume en la figura 62.

Para entender los efectos de cambio de carril en más detalle, se realizaron simulaciones para encontrar el peor momento para iniciar una maniobra de cambio de carril dentro de una curva. Las simulaciones de vehículos fueron creados para escalonar el carril-cambie el tiempo de iniciación en relación con el tiempo de entrada de la curva. Para cada simulación, el margen mínimo la fricción lateral se registró a través de ambos ejes delantero y trasero. Los resultados de estas simulaciones indicaron que, salvo

Figura 62. entradas de dirección de cambio de carril simulaciones.

de baja velocidad gira, la peor ubicación para realizar un cambio de carril está bien dentro de una curva. Para velocidades bajas (es decir, velocidades inferiores a 35 mph), los márgenes laterales de fricción más bajos se producen cuando el cambio de carril se produce sólo un segundo más o menos después de la entrada de la curva. Esto se debe a las fuerzas de neumáticos sobrepasan en casos de baja velocidad por que el vehículo es mucho más sensible a los cambios de dirección y amplitudes de dirección debe ser mucho mayor a estas velocidades inferiores para la misma maniobra. Sin embargo, éstos representan condiciones muy agresivas de entrada curva a baja velocidad. Por lo tanto, de aquí en adelante, las entradas de cambio de carril del peor caso se simulan mucho después del punto de la curva de ingreso, al menos 2 s o más después de entrar en la curva.

Para analizar y cuantificar los márgenes laterales de fricción adicional, se realizaron una serie de simu-laciones de estudiar si las maniobras de cambio de Lane- afectan el acuerdo entre los diferentes modelos. Tenga en cuenta que ni el modelo de punto de masa ni el modelo de estado estacionario de la bicicleta pueden predecir los márgenes de fricción para cambios de carril por que estas maniobras violan los supuestos de comportamiento constante tanto de los modelos. Para el modelo transitorio, el evento de cambio de carril se inició 3 s después de la entrada curva, y por lo tanto las fuerzas laterales de los neumáticos para el mantenimiento de curva constante están completamente desarrollados antes del inicio de la maniobra de cambio de carril.

La figura 63 muestra una comparación de los márgenes laterales de fricción para el modelo transitorio, el modelo de estado estacionario, y el modelo de punto de masa para la maniobra de cambio de carril para un sedán de E-clase en -9% de pendiente, y el 4%, 8%, 12% y 16% peraltes. En las secciones anteriores examinar maniobras constantes, los modelos de puntos de masa y de estado estacionario de acuerdo muy bien con el modelo transitorio. En cambio, para las situaciones de cambio de carril, el modelo predice transitoria márgenes de fricción que son más bajos que los otros modelos por 0,25. Esto se debe a que los modelos de estado estacionario y punto-masa son incapaces de predecir las fuerzas de neumáticos para las situaciones en las entradas de dirección están cambiando, por ejemplo, durante un cambio de carril. Además, esta disminución en el margen de fricción no parece ocurrir en un rango de velocidad particular, sino más bien parece ser una disminución en el margen uniforme a través de todas las velocidades. La figura 63 muestra algunas variaciones en los márgenes mínimos de fricción con el cambio de peralte.

La comparación se centra específicamente en los efectos de la calidad y la velocidad se muestra en la Figura 64 Los gráficos indican que varios efectos son consistentes a través de los vehículos y los peraltes. En primer lugar, el aumento de los márgenes por 0.062 de 40 a 85 mph, o alrededor de 0,0015 aumento de margen con cada aumento de 1 mph en velocidad directriz; esto es por la política de diseño AASHTO, lo que disminuye la fricción con el aumento de las velocidades de diseño. Además, como se cambian los pendientes de 0% a -9%, los márgenes reducen en aproximadamente 0.015, o una reducción en el margen de 0,0015 por grado de pendiente.

La Figura 65 muestra el efecto de la velocidad, el peralte, y tipo de vehículo en los márgenes de fricción. Para todos los vehículos y todas las velocidades, a medida que aumenta peralte, hay un muy ligero aumento en los márgenes de fricción a través de todas las velocidades (es decir, un aumento de 0,02 en el margen de 16% a través del cambio de peralte, o alrededor de 0,001 en aumento margen por grado de peralte en el original) . El

Figura 63. márgenes laterales de fricción de punto-masa, bicicleta de estado estacionario, y modelos transitorios de bicicletas para el sedán Clase E (G = -9%, e = 4% al 16%) (ax = 0 ft / s2 y cambio de carril ).

diferencias de vehículo a vehículo ascienden a aproximadamente 0,06 en los márgenes. El SUV de tamaño completo tuvo los peores márgenes entre los vehículos de dos ejes simulados aquí (vehículos articulados se estudian en las secciones posteriores).

4.8.2.5 Efecto de cambios de carril de Maniobras en Curva-Entrada de desaceleración

Además de analizar los efectos de los cambios de carril a una velocidad constante, también se estudió el efecto de las desaceleraciones de menores durante los cambios de carril. Al igual que antes, no estaba claro si el peor momento sería aplicar los frenos en una curva, sobre todo si un cambio de carril también se estaba produciendo en la curva.

Para investigar el peor momento para el frenado en combinación con un cambio de carril, se aplicaron una serie de entradas de frenado, con el tiempo de aplicación de frenado medido en relación con el inicio del cambio de carril. La maniobra de cambio de carril se definió utilizando la situación del peor caso pre-sentado anteriormente: se producen 3 s después de la entrada de la curva. Como se cambia la hora tambalearse entre la aplicación del freno y de cambio de carril iniciación, se observaron los márgenes de cada simulación. Los tiempos de freno se variaron considerablemente, de 2 s antes de que el cambio de carril a 4 s después de que se completó la maniobra de cambio de carril. Se determinó que el peor mo-mento para iniciar una entrada de frenado fue de aproximadamente 0,75 s después del cambio de carril se inicia (por ejemplo, cuando el vehículo está empezando a girar hacia el carril de objetivo). El de aquí en adelante simulaciones para cambio de carril combinado, frenado, y las entradas de curva de manteni-miento están configurados de manera que el cambio de carril inicia 3 s después de la entrada curva y los insumos de freno se producen 0,75 s después de iniciar el cambio de carril. Ambas situaciones se co-rresponden con las condiciones del peor caso para cada situación.

Figura 66 compara los márgenes laterales de fricción para el modelo pointmass, modelo de estado es-tacionario de la bicicleta, y el modelo de bicicleta transitoria para un sedán de E-clase. Los márgenes resultantes de esta situación no estacionario son significativamente más bajos que el modelo de estado estacionario y el modelo de punto-masa pronosticó márgenes.

Para estudiar el efecto del pendiente, peralte, y el tipo de vehículo en situaciones de cambio de carril y de frenado, se realizó otra serie de simulaciones. Los resultados se muestran en la

4% al 16%) (ax = 0 ft / s2 y cambio de carril).

Figura 67 para un sedán de E-clase, en la Figura 68 para un SUV de clase E, en la Figura 69 para un SUV de tamaño completo, y en la Figura 70 para un camión de unidad única. Como se observó antes, para vehículos de pasajeros, cada porcentaje de disminución en el pendiente parece reducir la fricción margen de aproximadamente 0.001. Sin embargo, para que el camión, el margen lateral de fricción disminuye en 0.002. Esto se debe a muchos factores: un centro de gravedad más alto que causa más cambio de peso, diferente tipo de neumático, y mayores magnitudes de fuerza de los neumáticos necesarios para el fre-nado. En todos los tipos de vehículos, los márgenes son peores a velocidades bajas. A velocidades bajas y en las altas calificaciones, los márgenes son particularmente bajas. Para el camión de una sola unidad, la combinación de bajas velocidades en los pendientes altos resultados en los márgenes laterales de fricción negativos. Teniendo en cuenta el efecto de peralte en los márgenes laterales de fricción, la adición de peralte hace aumentar los márgenes laterales de fricción ligeramente, pero este efecto es consisten-temente muy pequeña a través de todos los vehículos considerados en este estudio.

Cuando los cambios de carril combinado con el frenado (-3 pies / s2; véanse las figuras 67 a 70) se comparan con los no-frenado (0 ft / s2) caso el cambio Lane- (véanse las Figuras 64 y 65), la adición de frenado reduce la márgenes de fricción laterales para velocidad constante de carril cambios por un adi-cional de 0,05 para los vehículos de pasajeros y de 0,15 para el camión de una sola unidad. Para los pendientes de -8% y -9%, la unidad de un solo camión de fricción tiene márgenes negativos en este caso para el diseño velocidades inferiores a 40 mph. Por lo tanto, los efectos de frenado y cambios de carril sobre los márgenes laterales de fricción se pueden acumular para dar situaciones en última instancia márgenes laterales de fricción muy bajos o negativos.

Con los márgenes de fricción negativa observada en la Figura 70, vale la pena revisar cómo se obtienen físicamente estos márgenes y lo que significan. Como se señaló en la sección 3.4, los suministros mí-nimos de fricción se obtienen a partir de la distribución estadística de los valores de fricción obtenidos a partir de mediciones de campo para las condiciones del pavimento mojado. Para calcular el suministro de fricción, la distribución estadística de suministro de fricción se calcula en dos desviaciones estándar por debajo de la media; como referencia, estos valores de fricción segunda percentiles son generalmente 0,1 a 0,15 por debajo de los valores medios. Para calcular la demanda de fricción, las simulaciones se rea-lizan en caminos secas como éstos generalmente no excitar el arrastre (que es difícil de simular) y tam-bién, en general exigen la mayoría de las fuerzas de neumáticos. Además, el procedimiento de simulación anterior se busca intencionalmente los márgenes más bajos de fricción (es decir, las combinaciones del peor caso de maniobra). Por lo tanto, los márgenes de fricción negativa no implica que el diseño vial provocará el arrastre de un vehículo particular; más bien, indica que si las condiciones del camino están mojadas, si la condición del camino se encuentra en el segundo fricción-percentil

Figura 66. márgenes laterales de fricción de punto-masa, bicicleta de estado estacionario, y modelos transitorios de bicicletas para el sedán Clase E (G = -9%, e = 4%) (ax = -3 m / s 2 y cambio de carril).

, y si la combinación maniobra es en el peor momento y el lugar dentro de la curva, a continuación, pueden producirse valores de todos los caminos derrape. Por lo tanto, los resultados no dan pase absoluta / falla criterios para un diseño del camino; sino que sirven como indicadores de las tendencias e identificar las combinaciones de diseños y las condiciones operativas que pueden causar preocupación.

Por que varios de los resultados de la simulación de arriba muestran márgenes muy bajos, la contabilidad de curvatura horizontal, pendiente y el peralte de los más complejos modelos de simulación 'se utilizan para simular estas maniobras en pasos posteriores (Sección 4.11) para confirmar si este modelo transi-torio está prediciendo con precisión la posibilidad de patinar durante una maniobra de cambio de carril combinado con entradas de frenado.

4.8.2.6 Tractor Semirremolques

Tractor comportamiento semi-remolque también fue considerado para la misma geometría y los mismos tipos de maniobras. El modelo utilizado en los siguientes tractores simulaciones semi-remolque se desarrolló con los mismos supuestos que el modelo de bicicleta para vehículos de pasajeros. Una dife-rencia clave, sin embargo, es que desde el tractor

Figura 67. márgenes laterales de fricción de modelo transitorio de bicicletas para el sedán Clase E (G = 0% y -9%, e = 4% al 16%) (ax = -3 m / s 2 y cambio de carril).

semirremolques tienen típicamente varios ejes espaciados longitudinalmente juntos en la parte trasera de la cabina y en la parte posterior de la unidad de remolque, estos ejes se agrupa en cada ejes repre-sentativos individuales para las simulaciones. Una diapositiva que indica la estructura del modelo para las de bajo orden tractor semi-remolque ecuaciones dinámicas se presenta en la Figura 71.

Para explicar las ecuaciones que siguen, Tabla 25 define los símbolos utilizados en las ecuaciones además de los símbolos previamente definidos. Mediciones clave se etiqueta en la Figura 71 El tractor semirremolque tiene tres grupos de ruedas: la parte delantera del tractor, la parte trasera del tractor, y la parte trasera del remolque. Estos se conocen como el "frente", "trasero" y "ejes de remolque" en las parcelas y la discusión que sigue.

Para calcular las fuerzas de neumáticos, el análisis del semirremolque tractor es más compleja que un vehículo de pasajeros por que el punto de enganche transmite las fuerzas de frenado entre el tractor y el remolque. Para resolver fuerza normal de cada eje, las fuerzas de frenado en cada eje deben ser cono-cidas. En este análisis se supone que se distribuirán según sus cargas normales. Puesto que la fuerza

total de frenado en el tractor semi-remolque combinado está dada por la desaceleración solicitada, má-ximo, las fuerzas de frenado para el remolque son:

Figura 68. márgenes laterales de fricción de modelo transitorio de la bicicleta para E-clase SUV (G = 0% a -9%, e = 4% a 16%) (ax = -3 ft / s2 y de cambio de carril).

Figura 69. márgenes laterales de fricción de modelo transitorio bicicleta para SUV de tamaño completo (G = 0% y -9%, e = 4% al 16%) (ax = -3 m / s 2 y cambio de carril).

Las ecuaciones de movimiento para el tractor semirremolque son extensas y significativamente más complicado que el modelo de bicicleta que se presenta aquí (Pacejka, 2006).

Efecto de mantener la curva a velocidad constante para tractores semirremolques. Se realizó una serie de simulaciones para tractores semirremolques para investigar las situaciones en las transiciones de los vehículos de una recta tangente a una curva de radio constante a una velocidad constante. Como antes, se supone que el peralte está completamente desarrollado en la aproximación a la curva y por lo tanto es constante durante toda la maniobra.

Una comparación de la masa puntual, bicicleta de estado estacionario, y modelos transitorios de bicicletas para el tractor semi-remolque para una entrada de la curva de velocidad constante no mostraron dife-rencias apreciables entre las tres predicciones del modelo. Esto se esperaba, ya que la velocidad cons-tante, la curva de mantenimiento de la situación de conducción es el menos probable para excitar mo-vimientos transitorios que podrían favorecer un eje u otro. Al igual que con las situaciones de vehículos de pasajeros discutidos anteriormente, los laterales aumenta los márgenes de fricción con una velocidad de 0,29 a 25 mph hasta 0,41 a 85 mph. Además, el modelo predice transitoria ligeramente menos margen a bajas velocidades. De nuevo, esto es debido al cambio en la dirección de entrada necesaria en el co-mienzo de la curva. Por que el acuerdo entre los modelos era bastante bueno en todos los pendientes, peraltes y velocidades para esta situación de conducción, sólo un ejemplo parcela comparar los modelos

se muestra en la Figura 72.

Se muestra en la Figura 73 son los márgenes laterales de fricción mínimas para los pendientes desde 0% a 9%, y durante cuatro peraltes (4% a 16% en incrementos de 4%), para el tractor semirremolque. Como se señaló con vehículos de pasajeros, hay una influencia menor pero consistente de pendiente visto en todos los peraltes. Para velocidades superiores a 35 kilómetros por hora, el cambio del 10% en el grado de fricción reduce el margen de aproximadamente 0,01 a 0,02, o alrededor de 0,001 a 0,002 reducción de margen por cada cambio de 1% en el pendiente. Estos números son consistentes con los observados para vehículos de dos ejes se señaló ante-

riormente. Al igual que los vehículos de pasajeros, tractores semirremolques están limitados a veloci-dades bajas (35 mph e inferior) por los márgenes disponibles en los neumáticos delanteros, y por lo tanto el cambio de dirección en el inicio de la curva hace que los márgenes de fricción más bajos. A altas ve-locidades y altos peraltes, los márgenes de fricción están limitadas por

Figura 70. márgenes laterales de fricción de modelo transitorio para bicicleta de una sola unidad de ca-miones (G = 0% a -9%, e = 4% a 16%) (ax = -3 ft / s2 y de cambio de carril).

Figura 71. de bicicletas representación modelo de tractor semi-remolque, cada juego de neumá-ticos está representado por un solo eje.

Tabla 25. Variables utilizadas para extender el modelo de la bicicleta sobre el tractor y semirre-molque.

Símbolo Significado

mi Masa del tractor

m2 Masa del remolque cargado

m Masa del tractor y el remolque juntos

9t Distancia de enganche para remolque de eje

ft Distancia de enganche para remolque CG

ax Desaceleración a lo largo del eje x

FBF, ^ br, FBT La fuerza de frenado (delantera, trasera, eje del remolque)

Fcf. Fernet Las curvas de fuerza (delantero, trasero, eje del remolque)

Nf, Nr, Nt, JvH Las cargas normales (delantero, trasero, eje del remolque, enganche)

W El peso del vehículo (m ■ g)

a, b Tractor CG a delantera y eje trasero distancia

dh Tractor CG hasta el enganche distancia

L Distancia entre ejes del tractor (es decir, a + b)

h-i, h2, / ih Altura del tractor CG, CG remolque, y el punto de enganche

Figura 72. márgenes laterales de fricción de punto-masa, bicicleta de estado estacionario, y mo-delos transitorios bicicleta para semirremolque tractor (G = -9%, e = 8%) (ax = 0 ft / s2).

Figura 73. márgenes laterales de fricción de modelo transitorio bicicleta para tractor semirre-molque (G = 0% a 9%, e = 4% a 16%) (ax = 0 ft / s2).

Figura 74. márgenes laterales de fricción de modelo transitorio de bicicletas para el sedán Clase E y el tractor semirremolque (G = -9%, e = 0% a 16%) (ax = 0 ft / s2).

el enfoque tangente en lugar de la propia curva. De nuevo, esto es consistente con las observaciones hechas de los vehículos de pasajeros.

Para ilustrar mejor las similitudes y diferencias entre los vehículos de pasajeros y de tractores semirre-molques, la figura 74 muestra los márgenes mínimos de fricción lateral para las curvas para un pendiente fijo de -9%, y durante cinco peraltes (0% a 16% en incrementos de 4%) , tanto para el tractor semirre-molque y un sedán de E-clase. Como se señaló antes, mientras que el pendiente y peralte tienen alguna influencia visible en los márgenes de fricción, en general estos efectos son menores en comparación con la influencia de la velocidad y las maniobras en el camino. Para esta configuración de un tractor se-mi-remolque, el peralte influyó en el margen de la fricción por un máximo de aproximadamente 0,10 cuando se compara 0% márgenes de peralte a 16% los márgenes de peralte a 85 mph, pero el efecto de peralte disminuye con la velocidad. Por lo tanto, como se observa con los vehículos de pasajeros, el beneficio primario de peralte parece ser la de permitir a los diseñadores para disminuir el radio de cur-vatura. Y al igual que los vehículos de pasajeros, el tractor semirremolque también presenta márgenes de fricción más bajos en el enfoque de curva para altos peraltes, a altas velocidades de diseño. Por lo tanto, como se señaló antes, peraltes superiores al 12% de causa márgenes de fricción disminuyendo a gran velocidad en comparación con los caminos con peraltes inferiores.

Efecto de la deceleración de la curva-Entrada para semirremolques para tractores. Para considerar el caso de deceleración de curva de entrada, se realizaron otra serie de simulaciones para representar una

desaceleración leve en la curva. En concreto, un valor de desaceleración constante de -3 pies / s2 se inició 6,75 s después de la entrada de la curva. (Esta elección de temporización se discutió en las sec-ciones posteriores.) Al igual que con los vehículos de pasajeros, este valor de deceleración no se ajustó para el pendiente, por lo que los aumentos de la demanda neta de fricción de frenado ligeramente a medida que se hace más pronunciada pendiente y más pronunciada.

La Figura 75 compara los resultados del modelo transitoria para el modelo de estado estacionario y el modelo de punto de masa para el caso de deceleración curva de entrada. Al igual que con los vehículos de pasajeros, todos los modelos predicen un aumento de margen de fricción con el aumento de velocidad directriz. De nuevo, el modelo transitorio de cerca según el modelo de estado estacionario y los modelos de punto de masa, con un margen muy ligeramente inferior predicho en los ejes traseros y el remolque. Estas predicciones están de acuerdo, siempre y cuando el peralte en el enfoque no es demasiado alto, como se mencionó en apartados anteriores. Por los acuerdos entre los modelos son tan cerca de esta maniobra, sólo se muestra un ejemplo.

La figura 76 muestra el efecto del pendiente y del peralte en los márgenes laterales de fricción del tractor de semirremolques para la curva de ingreso

Figura 75. márgenes laterales de fricción de punto-masa, bicicleta de estado estacionario, y modelos transitorios bicicleta para tractor semirremolque (G = -9%, e = 8%) (ax = -3 m / s 2).

Figura 76. márgenes laterales de fricción de modelo transitorio bicicleta para tractor semirremolque (G = 0% y -9%, e = 4% al 16%) (ax = -3 m / s 2).

deceleración. Una vez más, hay una clara transición en los márgenes en torno al 35 mph, que representa la transición del comportamiento derrape dominada eje delantero a velocidades bajas, para el arrastre del eje trasero a altas velocidades. Este mismo comportamiento se observa en los vehículos de pasajeros, como se ve en la Figura 59; Sin embargo, el margen de fricción para un tractor semi-remolque es de aproximadamente 0,08-0,1 inferior. Esto es más probable por las diferencias en los neumáticos entre vehículos de pasajeros y camiones.

El caso de velocidad constante (ax = 0 ft / s2) en la figura 73 y la caja de la curva de entrada de des-aceleración (ax = -3 m / s 2) en la figura 76 tiene márgenes de rozamiento mínimo muy similares a velo-cidades más bajas. En otras palabras, las deceleraciones menores observados en el enfoque dentro de la curva y no parecen afectar significativamente los márgenes laterales de fricción.

En la figura 77 los efectos de peralte se trazan para el caso tractor semi-remolque y en comparación con el caso de vehículos de pasajeros más cercano. En concreto, los márgenes mínimos de fricción se trazan para el tractor semirremolque en toda la gama de peraltes y en comparación con el sedán de E-clase. Comparando el tractor semirremolque para el sedán Clase E, el vehículo dispone de un margen de fric-ción que es 0,08 a 0,1 más baja en todas las velocidades. Si bien esto podría ser significativo, que revela que el tractor semirremolque no es la más sensible a las situaciones de frenado. En comparación, el camión de una sola unidad tenía un margen de fricción en las mismas situaciones que fue de 0,2 menor que los vehículos de pasajeros. Pero incluso teniendo en cuenta las fricciones de suministro de dos desviaciones estándar por debajo de la media medida de fricción en todos los sitios, todavía hay cierta cantidad de fricción en reserva para maniobras de conducción normales con curva de entrada de dece-leración (ax = -3 m / s 2).

Efecto de cambios de carril de Maniobras a velocidad constante para tractores semirremolques. Al igual que los estudios realizados por los vehículos de pasajeros, también se estudiaron los efectos de las maniobras de cambio de carril en un semi-remolque del tractor. Como antes, se supone que para una maniobra de cambio de carril, el vehículo viaja de un carril de baja velocidad a un carril de alta velocidad a una velocidad constante, la curva estaba a la izquierda, y por lo tanto el cambio de carril hacia el interior era de la curva. La entrada de la dirección de onda sinusoidal se utilizó para el tractor semi-remolque con

un período de 4 s como se indica para el camión de una sola unidad. Una diferencia grande en la simu-lación de un tractor semi-remolque es que la maniobra de cambio de carril se realizó con más detalle en la curva que con otros vehículos, a los 5 s en la curva en lugar de los 3 s para otros vehículos. De nuevo, esto representa el tiempo del peor caso para iniciar una maniobra de cambio de carril. Esta diferencia de tiempo es

Figura 77. márgenes laterales de fricción de modelo transitorio de bicicletas para el sedán Clase E y el tractor semirremolque (G = -9%, e = 0% a 16%) (ax = -3 m / s 2).

porque tractores semirremolques fueron vistos a tomar más tiempo para alcanzar el estado de equilibrio después de la entrada curva que otros vehículos, por la dinámica de remolque y la mayor masa del vehículo.

La figura 78 muestra una comparación de los márgenes laterales de fricción para el modelo transitorio, el modelo de estado estacionario, y el modelo de punto de masa para la maniobra de cambio de carril para el tractor semirremolque para el 8% de peralte. Otros peraltes también se simularon (0% a 16% en intervalos de 4%), y los resultados fueron casi idénticos. Como era de esperar, el cambio de carril

Figura 78. márgenes laterales de fricción de punto-masa, bicicleta de estado estacionario, y modelos transitorios bicicleta para tractor semirremolque (G = -9%, e = 8%) (ax = 0 ft / s2 y cambio de carril).

evento reduce la fricción margen notablemente en comparación con el modelo de bicicleta en estado estacionario y el modelo de punto de masa. Esto se ve en los tres ejes. Esta reducción en la fricción valores oscila entre 0,1 y 0,15. Sin embargo, la comparación de los resultados del tractor semi-remolque a los resultados de vehículos de pasajeros en la Figura 63, las reducciones de márgenes de fricción para camiones con remolque son en realidad mucho menor que el caso de vehículos de pasajeros. En otras palabras, los vehículos de pasajeros son mucho más sensibles a los cambios de carril maniobras que son tractores semirremolques. Esto se debe principalmente a la respuesta más lenta de los tractores semi-rremolques relativos a los vehículos de pasajeros; los cambios de carril para los vehículos más grandes no sólo se inician en un intervalo de tiempo, pero se necesita más tiempo para completar incluso cuando los intervalos se mantienen iguales.

Para determinar los efectos de la calificación, el peralte y la velocidad en el margen de fricción, una serie de parcelas se muestran en la Figura 79. Varios efectos se observan constantemente a través de peraltes. En primer lugar, los márgenes laterales de fricción se incrementó de 0,15 a 0,30 como aumenta la velo-cidad 25 a 85 mph. En segundo lugar, los efectos de peralte en los márgenes laterales de fricción parecen ser pequeñas, como las parcelas son casi indistinguibles entre sí entre las 4%, 8%, 12%, y 16% de los casos de peralte. Como los cambios de pendiente entre 0% y -9%, el margen de los cambios en apro-ximadamente 0,02, y por lo tanto la influencia del pendiente de margen es de aproximadamente 0.002 por cada cambio de 1% en el pendiente. Curiosamente, para un tractor semirremolque, los márgenes late-rales de fricción para mejorar el pendiente cada vez mayor a velocidades menores de 40 mph, y por encima de 60 mph los márgenes son peores para el pendiente cada vez mayor. Entre 40 y 60 mph, el efecto del pendiente tiene efectos mixtos sobre el margen resultante. En general, los efectos de pendiente y peralte son pequeñas en comparación con los efectos de la velocidad, tipo de vehículo, y las maniobras.

La figura 80 muestra el efecto del peralte y tipo de vehículo en los márgenes de fricción, la comparación de un tractor semi-remolque al vehículo de pasajeros de peor desempeño, el SUV de tamaño completo. Las parcelas muestran un ligero aumento en los márgenes de fricción lateral a través de todas las velocida-des. Sin embargo, la influencia de peralte es

Figura 79. márgenes laterales de fricción de modelo transitorio bicicleta para tractor semirremolque (G = 0% y -9%, e = 4% al 16%) (ax = 0 ft / s2 y cambio de carril).

Figura 80. márgenes laterales de fricción de modelo transitorio bicicleta para SUV de tamaño completo y tractor semirremolque (G = -9%, e = 0% a 16%) (ax = 0 ft / s2 y cambio de carril). pequeña: un aumento en el margen de 0,02 se produce a través de un cambio de peralte 16%, o aproximadamente 0,001 incre-mento en el aumento de margen por 1% de peralte añadió. Esto, como se observó anteriormente, es casi insignificante. Por lo tanto, el efecto de peralte aparece principalmente para permitir a los diseñadores a reducir la curvatura camino. En comparación con los vehículos de pasajeros, el tractor semi-remolque tiene mayores márgenes de fricción lateral a través de todas las velocidades por un factor de aproxi-madamente 0,08 a 0,1. Una vez más, esto es por los cambios más graduales de carril que estos vehículos realizan frente a vehículos de pasajeros.

Efecto de cambios de carril de Maniobras en Curva-Entry deceleración para tractores semirremolques. También se estudió el efecto de las desaceleraciones menores durante los cambios de carril para el tractor semirremolque. Al igual que en el caso de vehículos de pasajeros, no estaba claro si el peor momento sería aplicar los frenos en una curva, sobre todo si un cambio de carril también se estaba produciendo en la curva. Para investigar el peor momento para el frenado, un análisis de sensibilidad se realizó aportes de frenado varían para el tractor semirremolque. A través de este análisis se determinó que el peor momento para iniciar una entrada de freno para un tractor semi-remolque es de aproxima-damente 0,75 s tras el cambio de carril se inicia (por ejemplo, cuando el vehículo está empezando a girar hacia el carril de objetivo). Esto es casi idéntico al caso de vehículos de pasajeros, como se muestra con el sedán. De los resultados de el tiempo del peor caso de frenado, las simulaciones de aquí en adelante tienen las entradas de freno se producen 0,75 s después de que comience el cambio de carril.

De la misma análisis de sensibilidad, también se determinó que el eje limitativo sobre tractores semi-rremolques cambios con la velocidad. A bajas velocidades, el eje delantero cuenta con el margen más bajo. A velocidades intermedias, el eje trasero del tractor tiene el margen más bajo, ya altas velocidades, eje del remolque tiene el margen más bajo.

Para analizar los efectos específicos del modelo para un tractor semi-remolque, la figura 81 muestra una comparación del modelo de punto de masa, modelo de estado estacionario de la bicicleta, y el modelo transitorio bicicleta con los efectos adicionales de las entradas de freno incluido con el cambio de carril. Tenga en cuenta que sólo el modelo transitorio incluye los efectos de cambio de carril, y los márgenes de este modelo son significativamente más bajos que los otros, como se esperaba. Los resultados mos-trados aquí son consistentes con los resultados discutidos anteriormente para los vehículos de pasajeros.

Para estudiar el efecto del pendiente, peralte, y la velocidad en situaciones de cambio de carril y de fre-nado, se realizó otra serie de simulaciones, cuyos resultados se representan gráficamente en la Figura 82. Comparando estos resultados con los casos de vehículos de dos ejes que se muestran en las Figuras 67 a través de 70, las parcelas de demostrar que un tractor semirremolque tiene márgenes mucho más altos que otros vehículos para situaciones de frenado combinado y cambios de carril. Mientras que todos los demás vehículos tenían márgenes por debajo de 0,1 (y, a veces por debajo de cero), los márgenes de semi-remolque del tractor eran todos por encima de 0,15. Como se observa para los vehículos de pa-sajeros, cada porcentaje de disminución en el pendiente parece reducir el margen de fricción lateral en aproximadamente 0.001. Cuando se compara con otros vehículos, tractor semi-remolques son relativa-mente insensibles a los cambios de carril entradas.

Figura 81. márgenes laterales de fricción de punto-masa, bicicleta de estado estacionario, y modelos transitorios bicicleta para tractor semirremolque (G = -9%, e = 8%) (ax = -3 m / s 2 y cambio de carril).

Finalmente, la Figura 83 presenta el efecto de peralte en los márgenes laterales de fricción, comparando un tractor semi-remolque para el peor de los casos vehículo de dos ejes para esta situación (es decir, el camión de una sola unidad). Como se indicó anteriormente para la desaceleración entrada curva- com-binado y simples escenarios de cambio de carril, el tractor semirremolque tiene mucho más altos már-genes de fricción lateral que otros vehículos. Esto es por la longitud muy larga, lo que resulta en cambio mucho menor peso de atrás hacia delante.

Efecto de la carga para tractores semirremolques. Se realizó una serie de simulaciones para variar las condiciones de carga de entender estos efectos. En las simulaciones anteriores, la carga del remolque se fijó a 22.050 libras, 19,7 ft situado en la parte trasera del enganche. Esto se traduce en 14.053 libras en el eje delantero, 24.778 libras en el eje (tractor) trasera, y 18.378 libras en el eje del remolque. La carga total es de £ 57,209 Esto se considera la carga "estándar" en TruckSim, una herramienta comercial común de software de simulación de camiones. Sin embargo, esto no es una carga peor de los casos.

Para simular un camión cerca de la condición de sobrecarga, la carga útil del remolque se aumentó a £ 44.841 En esta carga, si la posición de la carga se mantiene en el valor predeterminado (19,7 pies del enganche), el eje trasero del tractor tiene un peso en exceso de 37.000 libras, lo que excede el límite por eje más

Figura 82. márgenes laterales de fricción de modelo transitorio bicicleta para tractor semirremolque (G = 0 a 9%, e = 4 a 16%) (ax = -3 m / s 2 y cambio de carril).

Figura 83. márgenes laterales de fricción de modelo transitorio de bicicletas para una sola unidad camión y tractor semirremolque (G = -9%, e = 0% a 16%) (ax = -3 m / s 2 y cambio de carril). departamentos de transporte (puntos) de £ 34,000 Sin embargo, si el peso se desplaza hacia atrás hasta 24.0 pies detrás del enganche, esto se traduce en el eje (tractor) por ejes pesos convirtiéndose 14.053 libras en el eje de-lantero, 33.393 libras en la parte posterior , y 32.554 libras en el eje del remolque. Tenga en cuenta que la carga del neumático delantero no cambia; esto es porque el enganche de tractor para semirremolques está generalmente diseñado para quedar exactamente en el eje trasero del vehículo. Esto da mucho mayor repetibilidad de dirección ya las cargas de los neumáticos delanteros no están cambiando. La carga total en este caso es de 80.000 libras (es decir, el límite de peso máximo para este vehículo por la mayoría de las especificaciones DOT). Además, las cargas por eje no violan los límites del DOT de £ 34000 Este sucesivo vehículo se considera el caso tractor semi-remolque totalmente cargado.

La figura 84 muestra la diferencia entre las situaciones de semi-remolque del tractor normalmente car-gadas y totalmente cargados. La carga adicional tiene una pequeña influencia en los márgenes, y de hecho los márgenes de fricción laterales para el caso a plena carga son ligeramente superiores (por 0,03) que en el caso normalmente cargado. El eje limitante para cada caso, sin embargo, es notablemente diferente. A medida que el remolque se carga más completamente, parece que el remolque de eje márgenes disminución con relación a los otros ejes. Por encima de 55 a 60 kilómetros por hora, que es los ejes traseros del remolque que generalmente tienen los márgenes más bajos para la situación remolque totalmente cargado.

Efecto de la variación de freno para tractores semirremolques. En

las simulaciones semi-remolque del tractor anterior, se suponía que las fuerzas de frenado que se dis-tribuirán dal a la carga estática por eje; esto resulta en el comportamiento más repetible del vehículo. Sin embargo, esto también supone que las fuerzas de frenado se distribuyen correctamente entre el tractor y el remolque. En el caso de diferencias de diseño entre los dos diferentes sistemas de freno, varios casos se consideraron donde la fuerza de frenado en el tractor era 25% superior a los valores nominales y 25% inferior. Para calcular las fuerzas de remolque de neumáticos, éstos se aumentan o disminuyen para mantener la desaceleración solicitada.

Los resultados del análisis de simulación de freno variación se muestran en la Figura 85. La variación en el frenado en ambos casos resultó en una ligera disminución en los márgenes laterales de fricción alre-dedor de 0,01, pero la

Figura 84 Comparación de los normalmente cargados (top solares) y completamente cargados (parcelas inferiores) tractores semirremolques (G = -9%, e = 8%) (ax = -3 m / s 2 y cambio de carril).

Figura 85 Comparación de freno normal (top solares), 25% más alto de frenado en el tractor (parcelas medias), and25% menos de frenado en el tractor (parcelas inferiores) (G = -9%, e = 8%) (ax = -3 ft / s2 y de cambio de carril). forma general de las curvas de margen y las tendencias no se modificaron. El mayor efecto de las variaciones de freno es cambiar el eje con la fuerza mínima en las velocidades de 45 a 60 mph a ser el eje del remolque en lugar del eje trasero del tractor.

4.8.3 Resumen de los principales resultados de la Etapa 7

En resumen, los siguientes resultados fueron obtenidos a partir del análisis en el paso 7:

En la transición desde el enfoque tangente a una curva, si la transición de dirección es más rápido que 2 s, los neumáticos delanteros a menudo patinar, particularmente en curvas de velocidad directriz más bajas.

La suspensión del vehículo tiene un impacto insignificante en los márgenes laterales de fricción.

Los márgenes laterales de fricción del peor caso para situaciones con frenado y dirección cambios pa-recen ocurrir cuando los cambios de carril u otras entradas de dirección se producen bien en la curva, después de que las fuerzas de neumáticos construyeron después de la entrada de la curva. La situación de frenado peor de los casos se encontró que cuando se activan los frenos poco después de iniciada la maniobra de dirección, por 0,75 s. Esto es por las fuerzas laterales de los neumáticos tienen una cierta duración para construir, mientras que las fuerzas de frenado actúan casi al instante en comparación.

El modelo transitorio bicicleta está de acuerdo muy de cerca con el modelo de bicicleta en estado esta-cionario y el modelo de punto de masa, excepto en las situaciones que sólo el modelo transitorio puede estudiar: por ejemplo, las transiciones de dirección de curva de entrada y maniobras cambios de carril.

En la entrada curva a velocidades inferiores a 35 mph, los márgenes laterales de fricción predichos por el modelo transitorio de la bicicleta son de 0,05 inferior a la prevista por el modelo de punto de masa o el modelo de estado estacionario de la bicicleta.

Para caminos con peraltes altos que el 12%, los vehículos a menudo exhiben los márgenes de fricción más bajos en la aproximación a la curva en lugar de dentro de la curva. Esto es por la dirección del vehículo hasta la calzada superelevada en el enfoque, a continuación, invirtiendo las entradas de direc-ción hacia el interior de la curva. Para caminos con 12% de peralte, la tangente comenzó a reducir los márgenes de fricción laterales para velocidades de diseño superior a 65 mph. Para caminos con 16% de peralte, la tangente comenzó a reducir los márgenes de velocidades de diseño por encima de 45 mph. En general, las tangentes se reducen los márgenes cuando el peralte es más grande que:

Este resultado es independiente del pendiente. En términos prácticos, esto sugiere que los peraltes de más de 12% deben ser evitados. Además, la condición anterior se debe utilizar para comprobar que el peralte logrado en el PC de una curva horizontal simple es menor que el valor umbral calculado basado en la combinación de velocidad radio de curva de diseño dado. Sobre la base de nuevos análisis, la condi-ción anterior se cumple para las curvas de máxima peralte / mínimo-radio para todas las velocidades de diseño. Sin embargo, la condición anterior puede ser violado cuando se utiliza mayor que el mínimo radios de curva horizontal.

El efecto de pendiente es para disminuir el margen de fricción lateral por 0,001 para cada disminución de pendiente por ciento para situaciones sin frenado (ax = 0 ft / s2) y, como las observaciones anteriores para el modelo de estado estacionario, el efecto del aumento de pendiente con aumento de la desaceleración, a ciento aproximadamente 0,002 / pendiente cuando ax = -3 m / s 2.

En comparación con la influencia de la velocidad directriz, los efectos de pendiente y peralte en los márgenes de fricción resultantes son relativamente menor, siempre y cuando los vehículos viajan a la velocidad directriz.

El vehículo peor de los casos en términos de márgenes laterales de fricción fue el camión de una sola unidad, que tiene márgenes de fricción 0,2 menos que otros vehículos de las mismas maniobras para casos de desaceleración curva de entrada. Esto es debido al cambio de peso mucho más grande de este vehículo en particular en relación con otros vehículos. La diferencia de este vehículo con otros pasajeros (que también tiene dos ejes) es sólo el 0,1 al mantener la misma velocidad desde el enfoque a través de la curva; Por lo tanto, la adición de entradas de frenado aumenta las diferencias relativas entre vehículos.

Si están diseñados curvas con radios más apretado que la política actual diseño AASHTO, esto reducirá el margen de fricción, pero esta reducción depende de la velocidad directriz. Específicamente, para las curvas que son 80% del radio de diseño, sin embargo, se utiliza a la misma velocidad directriz, los vehículos se someterán a una reducción de 0,1 a 0,15 en el margen de fricción a bajas velocidades (25 mph) y la reducción de margen de 0,02 a altas velocidades (85 mph) .

Maniobras de cambio de carril en una curva reducen los márgenes laterales de fricción por 0,2 a 0,25 para los vehículos de dos ejes. Esta reducción parece consistente a través de todas las velocidades, los vehículos, las calificaciones, y peraltes. El tractor semirremolque fue menos sensible a los cambios de carril, con los márgenes reducidos en aproximadamente un 0,15 en todas las velocidades.

En situaciones de cambio de carril, el SUV de tamaño completo tuvo la reducción más sustancial en los márgenes entre todos los vehículos.

Cuando se combinaron los cambios de carril con el frenado, la adición de frenado reduce los márgenes de los cambios de carril de velocidad constante por un 0.05 adicional para vehículos de pasajeros y por 0,15 para el camión de una sola unidad. El camión de la unidad de un solo tendrá márgenes negativos de fricción en este caso para el diseño acelera menos de 45 mph.

Un tractor semi-remolque es mucho menos sensible a las entradas de frenado y los cambios de carril que los vehículos de pasajeros, y por lo tanto los márgenes de fricción laterales para un tractor semirremolque no cambian de manera significativa como lo hacen los vehículos de pasajeros para los cambios de carril combinado y de frenado. Esto se debe principalmente a la longitud más larga, respuesta más lenta, y los neumáticos que son menos sensibles a los cambios en las condiciones de carga.

Hubo diferencias mínimas en los márgenes de fricción entre un tractor semirremolque cargado normal-mente y totalmente cargado tractor semirremolque.

A diferencia de los vehículos de pasajeros, es difícil predecir qué eje en el tractor semi-remolque expe-rimentarán los márgenes mínimos de fricción laterales. El eje de menor margen cambia dependiendo de la maniobra, la condición de carga, y la situación de frenado.

4.9 Paso 8: Predecir Recogia de ejes individuales en maniobras transitorias y Severa Frenado

El objetivo de la Etapa 8 fue identificar si frenadas bruscas al atravesar una curva horizontal aguda afecta a la capacidad de un vehículo para recorrer la curva sin patinar, teniendo en cuenta la curvatura hori-zontal, pendiente y el peralte. Usando el modelo transitorio bicicleta en el apartado 4.8, se simularon las entradas de frenado adicionales para determinar las fuerzas de las curvas y de los factores de fricción para los mismos conjuntos de vehículo / maniobra y usadas anteriormente. Estas simulaciones se utilizan para comprobar si las geometrías de caminos aceptables en pasos anteriores siguen siendo adecuados para las tasas de desaceleraciones asumidas en el cálculo de los criterios de diseño de parada a distancia de visión y maniobras de frenado de emergencia. Además, los resultados de los modelos de estado estacionario de la bicicleta transitoria y se compararon para determinar si los modelos de estado esta-cionario de la Sección 4.7 según los modelos transitorios de la Sección 4.8 para los eventos de frenado severas. Finalmente, para situaciones en las que los márgenes se convierten en cero o negativo, se

calcularon las distancias de deslizamiento laterales, suponiendo que el vehículo está patinando durante la duración de los márgenes negativos. Estas distancias laterales representan aproximaciones de hasta qué punto un vehículo derrape se desviará fuera del carril, y así dar algún medio de la comparación de la gravedad de los eventos de deslizamiento que pueden ocurrir en situaciones extremas.

4.9.1 Análisis de Enfoque

El objetivo de este paso fue utilizar aún más el modelo de bicicleta transitoria se describe en el Paso 7 para considerar condiciones de frenado severas. Las ecuaciones de movimiento del modelo anterior siguen siendo válidas; sin embargo, se utilizan en algunos supuestos que deben estar claro para entender los resultados que siguen.

En primer lugar, los vehículos son simuladas bajo condiciones de alta fricción, y los márgenes laterales de fricción se calculan comparando las fuerzas resultantes de los neumáticos con el suministro de fricción asumir situaciones de baja fricción (es decir, mojado del camino, 2da percentil condiciones del camino). Esto significa que las simulaciones de camino de alta fricción por lo general no presentan efectos rela-cionados de arrastre-que se produciría en caminos de baja fricción, como spin-out, dirección desliza-miento reducido, y los tiempos de desaceleración más largos. Como ejemplo, considere un vehículo que está frenando en dos escenarios: durante 5 s en 10 ft / s2 y durante 10 s en 5 ft / s2. Supongamos también que el camino de alta fricción puede mantener estos niveles de frenado de desaceleración, pero que el camino de baja fricción hará que el arrastre en ambos casos. Si las duraciones de derrape se calculan a partir de los dos maniobras usando una simulación de camino de alta fricción, a continuación, la situación de frenado de desaceleración inferior parece más largo a patinar, a pesar de un nivel inferior de frenado aplicada. Este resultado no ocurriría en la práctica, y por lo tanto los resultados son erróneos. Una forma de evitar este tipo de erdespistees es para simular el evento derrape en caminos de baja fricción; Sin embargo, esto es bastante difícil por la complejidad del modelo aumenta enormemente para los casos de arrastre por muchos factores, incluyendo la fidelidad adicional necesaria en el modelo de neumático, la presencia de ABS, y la necesidad de un modelo de controlador bien definido. Además, la transición entre los tipos de camino se convierte en un factor crítico. Un vehículo real puede conducir a partir de una superficie de alta fricción sobre una superficie de baja fricción, y por lo tanto la demanda de fricción ge-nerada en el inicio de una maniobra (por ejemplo, en el pavimento seco) podría no ser conocido por el camino más dentro de la maniobra (por ejemplo, , en el pavimento mojado). Para este análisis, la mayor parte de las maniobras de interés no debería tener que patina, o, a menudo muy corto duración derrape cuando ocurre. Para resultados de la simulación se presentan en la Sección 4.9.2 donde hay eventos de arrastre de larga duración (es decir, más de unos pocos segundos), los resultados deben ser interpre-tados con precaución.

Los márgenes laterales de fricción solos también pueden ser engañosas, como un margen negativo durante una maniobra no indica la gravedad de la conducta de baja fricción. Por ejemplo, considere dos vehículos que cuentan con los mismos márgenes mínimos de -0,1 para una maniobra particular. Sin embargo, un vehículo puede tener un evento de arrastre 10 s, mientras que el otro una duración de des-lizamiento de 0,01 s. Así, el margen solo no indica el tiempo que un vehículo está funcionando dentro de ese margen, y por lo tanto a veces no es un indicador suficiente de estado del camino. Esto es particu-larmente cierto para situaciones transitorias, como los cambios de carril en que se necesitan sólo durante cortos períodos de alimentación de alta fricción, y por lo tanto se espera que sólo duraciones muy cortas de derrape.

Para diferenciar entre los eventos de arrastre, la duración del evento derrape Puede indicarse en cada simulación del modelo de vehículo transitorio. De hecho, esta es una ventaja clave de este modelo en comparación con los modelos de puntos de masa y de estado estacionario. Si se conoce la duración de deslizamiento, a continuación, se puede calcular cuánto se espera que el vehículo se desvíe lateralmente de su carril (es decir, la trayectoria deseada) durante el deslizamiento. Esto se puede hacer para cada evento de arrastre para clasificar la gravedad de la plataforma. Para patines de corta duración (es decir,

fracciones de segundo), estas estimaciones deben ser bastante precisa. Para eventos de arrastre de larga duración, estas estimaciones de desviación lateral serán menos precisos por los supuestos men-cionados anteriormente, así como por las aproximaciones utilizadas en la derivación de la distancia de desviación lateral.

Para calcular la distancia de desviación lateral, algunos supuestos básicos deben realizarse sobre el vehículo dentro de la plataforma. En primer lugar, la desviación lateral se mide desde el centro del carril original, y la distancia se obtiene por integración sencilla de la aceleración lateral para obtener distancia lateral. Para esta integración, la velocidad del vehículo se supone que es constante durante el evento de deslizamiento, a un valor igual a la velocidad a la aparición de la paleta (por lo general la velocidad di-rectriz del camino). Se supone también que el controlador tiene la capacidad de dirección de nuevo en el carril, lo que implica que no hay sistemas de ABS u otro de estabilidad en el vehículo. Bajo estos su-puestos, la distancia de desviación lateral está dado por:

Cuando yLat Dev es la distancia de desviación lateral, V es la velocidad de avance del vehículo en el inicio de la paleta, R es el radio de la curva, g es la constante gravitacional, e es el peralte, y tskid es el tiempo de duración del patín evento. Si bien la hipótesis de velocidad constante es bastante bueno para los eventos de deslizamiento de corta duración, que será una muy mala suposición si el derrape dura el tiempo suficiente para la velocidad para cambiar de forma apreciable, por lo general más de uno o dos segundos, o si el vehículo sale de la alta - la fricción carril de conducción en un banquina de baja fricción, por ejemplo. Por lo tanto, para las distancias de desviación lateral de más de la mitad del ancho de ruta, las estimaciones de desviación lateral se convierten rápidamente errónea. Además, los vehículos con ABS u otros sistemas de estabilidad serán generalmente capaz de dirigir de una manera para mantener la posición en el camino; Sin embargo, sus fuerzas de frenado se limitarán a los valores de fricción de los picos del camino y por lo tanto la desaceleración actual y el movimiento lateral del vehículo es probable que no coincida con las expectativas del conductor. La Figura 86 da una ilustración de la muestra de las distancias de desviación lateral experimentado por un vehículo durante un evento de arrastre.

Al presentar los resultados de este análisis, se dan comparaciones de los márgenes laterales de fricción para cuatro niveles de deceleración (ax = 0, -3, -11,2 y -15 ft / s2) en 10 pendientes diferentes (0% a -9%) en cada velocidad. Cada nivel de desaceleración, simulado a través de los 10 grados, tiende a producir una "cinta" de los márgenes, y por lo tanto hay cuatro "cintas" diferentes de los márgenes en cada parcela. Cada cinta se traza para que el caso de pendiente 0% es la línea de negro y espeso, el caso -9% es una línea gris más oscuro, y los pendientes intermedios son líneas grises claras entre estos niveles altos / bajos. Para algunas situaciones, las parcelas de los márgenes laterales de fricción están tan lejos por debajo de cero que no es práctico para extender los ejes inferior sin haciéndolos mucho más diferente que las otras parcelas y así hacer comparaciones bastante difícil.

En los casos en que los márgenes no aparecen en la trama, los márgenes más altos y más bajos se observaron a través de texto en la parte inferior de la figura.

4.9.2 Análisis de Resultados

El primer conjunto de resultados de la simulación comparar las predicciones del modelo de estado esta-cionario de la bicicleta a la bicicleta modelo transitorio, para situaciones en las que sólo fue frenado en la curva (es decir, no hay maniobras de cambio de carril). Los resultados para el sedán Clase E, Clase E SUV, SUV de tamaño completo, de una sola unidad de camiones y tractores semirremolque se muestran en las figuras 87 a 91 Estas cifras muestran que el acuerdo general entre los dos modelos es bastante bueno. Ambos modelos muestran tendencias similares en todos los vehículos y condiciones de frenado, y los valores numéricos de los márgenes laterales de fricción están dentro de los niveles aceptables de erdespiste, generalmente con ± 0,04 diferencias en los márgenes.

Figura 86 Diagrama que muestra la distancia de desviación lateral para el arrastre de vehículos.

Al comparar los resultados de los modelos de bicicletas de estado estable con los resultados de los modelos transitorios de bicicletas en las Figuras 87-91, las áreas de desacuerdo entre los dos modelos son importantes de mencionar. En primer lugar, para los niveles más altos de frenado, para AX = -15 ft / s2, en particular, los márgenes laterales de fricción parecen aumentar ligeramente con el aumento de velocidad para los modelos de estado estacionario, pero son a menudo plana o disminuir con el aumento de velocidad para el transitorio modelos. Esto es porque los modelos transitorios, a diferencia de los modelos de estado estacionario, incluyen las fuerzas adicionales necesarias para iniciar la rotación en la curva. Estos "se convierten en" fuerzas aparentemente son pequeños; por lo tanto, el acuerdo general entre los modelos. Sin embargo, las fuerzas parecen aumentar con la velocidad; por lo tanto, la razón de que los modelos transitorios tiene ligeramente diferentes tendencias que los modelos de estado esta-cionario.

Figura 87. márgenes laterales de fricción de bicicletas (de izquierda parcelas) en estado estacionario y transitorio de la bicicleta (parcelas derecha) los modelos de sedán Clase E (G = 0% y -9%, e = 0% y 16%) (ax = 0 , -3, -11,2 y -15 m / s 2).

La segunda área de desacuerdo entre los resultados del modelo se observa al comparar el caso peralte 0% (top solares) para el caso de peralte 16% (parcelas inferiores). En los modelos transitorios, para los casos de peralte alto (las parcelas inferiores derechas para cada vehículo), los márgenes laterales de fricción en condiciones de frenado suaves parecen caer, mientras que los márgenes para el modelo de estado estacionario parecen salir, con velocidades crecientes. Esto se debe a la situación señaló en la sección 4.8, donde los vehículos en casos muy altos peraltes están experimentando sus márgenes más bajos en el enfoque de la tangente a la curva, en lugar de dentro de la propia curva. Esta situación, ex-plicó, se manifiesta como la disminución de los márgenes con el aumento de las velocidades de con-ducción normal, pero desaparece cuando se aplican los frenos por las frenadas suceden dentro de la curva. Y, esta situación sólo es motivo de preocupación en las curvas con peralte alta (mayor que 12%).

Las situaciones consideradas en las figuras 87 a 91 son lo suficientemente ese enfoque márgenes de fricción lateral cero agresivo o se vuelven negativos. En ambos modelos, esto ocurre generalmente a la situación de pendiente 0%, para la situación de frenado de emergencia. Además, para los modelos transitorios, las curvas de margen en este nivel son generalmente "plana" en todos los vehículos de pasajeros (por ejemplo, de esta frontera, como media de todos los vehículos de pasajeros, ni se eleva ni desciende con respecto a la velocidad). La llanura y la ubicación de este margen específico fricción lateral es importante. Si una curva de demanda de fricción es cero y plana, esto significa que la curva de fricción lateral máxima AASHTO coincide exactamente con la diferencia entre la oferta y la demanda de esta situación. De este modo, los gráficos indican que la actual política de AASHTO, en general, suministros suficiente fricción para todas las maniobras no son de emergencia en caminos mojadas, siempre y cuando los niveles de fricción en esas caminos hay menos de dos desviaciones estándar por debajo de la media. Por lo tanto, los presentes curvas de política AASHTO parecen formar una buena estimación de los márgenes necesarios para todas las maniobras no son de emergencia para vehículos de pasajeros de mantenimiento de la curva.

El vehículo que limita, como se señaló en el apartado 4.8, que parece ser el camión de una sola unidad, se muestra en la Figura 90 Este vehículo tiene márgenes laterales de fricción especialmente bajos, de hecho tan bajos que la fricción

Figura 88. márgenes laterales de fricción de bicicletas (de izquierda parcelas) en estado estacionario y transitorio de la bicicleta (parcelas derecha) los modelos de SUV Clase E (G = 0% y -9%, e = 0% y 16%) (ax = 0 , -3, -11,2 y -15 m / s 2).

márgenes ción para las situaciones de desaceleración desaceleración vista y el frenado de emergencia de parada están por debajo de cero. Esto es cierto incluso para el caso de pendiente 0%. Además, la sensibilidad de este vehículo a pendiente es bastante alta, como se evidencia por las franjas muy

"gruesas" para cada situación, en comparación con los otros vehículos. La razón de este vehículo es tal anomalía frente a los demás se entiende mejor al observar que tiene un centro de gravedad, aproxima-damente dos veces más alta (3,85 m) como el sedán Clase E (1,93 pies), sin embargo, su distancia desde la parte delantera a la ejes traseros es sólo el 64% más largos (16,4 pies de las máquinas frente a 10.0 pies para el sedán). Por lo tanto, hay un cambio mucho más grande de atrás hacia delante de peso en este vehículo que para otros vehículos. Esto resulta en los neumáticos traseros tienen mucho menor fuerza normal, lo que significa que la elipse de fricción, el tamaño de las cuales es aproximadamente dal a la carga normal sobre el neumático, se reduce considerablemente. Sin embargo, las fuerzas de frenado y curvas necesarias para una maniobra se rigen por el peso del tractor, y por lo tanto no cambian signifi-cativamente. Por lo tanto, la elipse se está reduciendo la fricción de los neumáticos traseros para este vehículo, precisamente cuando las fuerzas demandadas están creciendo. El resultado es márgenes laterales de fricción muy bajos.

En contraste con el camión una sola unidad, el tractor semi-remolque (Figura 91) exhibe muy poco cambio en el margen lateral de fricción con relación a diferentes condiciones de frenado, al menos comparado con otros vehículos. Esto es probablemente porque la situación para el tractor semi-remolque es casi opuesta a la del camión de una sola unidad. Su altura CG (5,45 pies) es 2,8 veces mayor que la de la berlina Clase E, pero la longitud de la sola semi-remolque es de 4,5 veces más. Si el semi-remolque y el tractor se incluyen juntas, tractor semirremolque es de 6,4 veces más que el sedán. Por lo tanto, se espera que el frenado y el pendiente de sensibilidad del tractor semi-remolque para ser V3 de que el sedán, mientras que la sensibilidad del camión de una sola unidad sería aproximadamente 25% más alto.

El siguiente conjunto de simulaciones comparó los márgenes de fricción laterales para maniobras de curvas siguientes normales (es decir, la trayectoria prevista del vehículo está dentro del mismo carril en el enfoque tangente ya través de la curva) a los márgenes que se observan durante las maniobras de cambio de carril dentro de la curva. En ambos casos, se utilizó el modelo transitorio bicicleta. Los resul-tados para el sedán Clase E, Clase E SUV, SUV de tamaño completo, de desaceleración de emergencia, ax = -15 m / s2

Full-Sized SUV, e = 16%

Figura 89. márgenes laterales de fricción de bicicletas (de izquierda parcelas) en estado estacionario y modelos de SUV de tamaño completo (G = 0% y -9%, e = 0% y el 16%) de la bicicleta transitoria (parcelas derecha) (ax = 0 , -3, -11,2 y -15 m / s 2).

de una sola unidad de camiones y tractores semirremolque se muestran en las figuras 92 y 96, respec-tivamente. Para los vehículos de pasajeros, la maniobra de cambio de Lane- reduce los márgenes de aproximadamente 0,25 en todas las velocidades. Curiosamente, los camiones y tractores de semirre-molque márgenes unitarios se reducen sólo 0,1 a 0,15; como se señaló antes, esto es por la masa más grande de estos vehículos y sus duraciones más lentas de cambio de carril. En los vehículos de pasajeros y en el camión de una sola unidad, la presencia de una maniobra de cambio de carril magnifica el efecto de los pendientes en los márgenes, como se ve por las "cintas" más gruesas asociadas a cada situación. Además, con los cambios de carril, los márgenes para las situaciones de desaceleración distancia visual de detención generan más amplios "cintas" con velocidad creciente.

En particular, con las maniobras de cambio de carril combinado con visual de detención desaceleraciones distancia o desaceleraciones de frenado de emergencia, todos los vehículos excepto el tractor semi-rremolque presentan márgenes negativos. Para el sedán Clase E (Figura 92), la parada de deceleración distancia visual es sólo ligeramente negativo (con márgenes de alrededor de -0,05) y relativamente "plana" con pocos cambios con la velocidad. En contraste, los SUVs (Figuras 93 y 94) y de una sola unidad de camiones (Figura 95) exhiben distancia visual de detención y deceleración de frenado de emergencia márgenes laterales de fricción que están muy por debajo de cero cuando se requieren cambios de carril durante estas maniobras. Por que estos márgenes negativos se producen durante un

cambio de carril, es apropiado considerar cómo "severa" estos eventos son mediante el análisis de la distancia de desviación lateral correspondiente.

Se muestra en las figuras 97 a 101 son las distancias de desviación lateral para todos los casos de los pendientes 0% a -9% y cero peralte donde se observaron márgenes de fricción laterales negativos en el cambio de carril combinado y casos de desaceleración. Tenga en cuenta, para el caso de peralte grande (es decir, e = 16%), las distancias de desviación lateral fueron más o menos dentro del 5% de la caja de peralte 0%. Para los vehículos de pasajeros (Figuras 97 a 99), los casos de desaceleración distancia visual de detención (ax = -11,2 m / s2) muestran muy poca desviación lateral en general, ya que todos los valores son menores (no se muestra) SSD desaceleración, ax = -11,2 ft / s2 (-0,11 a -0,36) (no se muestra) de desaceleración de emergencia, ax = -15 ft / s2 (-0,14 a -0,55)

Figura 90. márgenes laterales de fricción de la bicicleta (de izquierda parcelas) de estado estacionario y modelos para una sola unidad de camiones (G = 0% a -9%, e = 0% y 16%) de la bicicleta transitorio (parcelas derecha) (ax = 0 , -3, -11,2 y -15 m / s 2).

de 1,5 m. Las situaciones peores condiciones para 0% pendientes, y para velocidades de diseño entre 55 y 75 mph. Para la mayoría de estas situaciones, las duraciones del derrape potencial son tan pequeñas que es dudoso que esto afectaría la capacidad del conductor para mantener el vehículo en el camino. Por el contrario, las situaciones con desaceleraciones de frenado de emergencia (ax = -15 m / s2) muestran mucho mayores distancias de desviación lateral. En particular, para los casos de SUV en las Figuras 98 y 99, las distancias de desviación lateral se hacen particularmente grave en el -4% de pendiente de alta velocidad (85 mph) y en todas las velocidades para los pendientes mayores de -7%. El contorno de 12 pies que se extiende entre 85 mph / -4% de pendiente a 25 mph / -7% de pendiente es una línea divisoria importante, ya que esta distancia desviación lateral representa un ancho de carril completo.

Para las situaciones camión de cambio de carril de una sola unidad que se muestran en la figura 100, las distancias de desviación lateral son particularmente graves. Sin embargo, algunas anomalías son evi-dentes en que la desaceleración inferior parece dar grandes distancias de desviación lateral; como se señaló anteriormente, esto se debe a la metodología para calcular la distancia de desviación lateral de las simulaciones que no incluyen la dinámica de arrastre. Por la desaceleración es menor, el vehículo estará operando para una mayor duración en la simulación. En realidad, el vehículo derrape probablemente será incapaz de alcanzar los más altos niveles de deceleración de frenado de emergencia de ax = -15 ft / s2, y por lo tanto el vehículo realmente derrapar más de lo previsto por las simulaciones. Por lo tanto, las dis-tancias muy grandes de desviación lateral en esta parcela son estimaciones probables bajo por la so-breestimación de la deceleración disponibles, sino que también es probable que sean estimaciones altas por la suposición de que la velocidad es constante durante el patín e igual a la antideslizante aparición velocidad. En cualquier caso, la magnitud de la distancia de desviación lateral indica que el camión de una sola unidad experimenta márgenes laterales de fricción suficientemente bajas como para ser motivo de preocupación.

Al igual que en las situaciones de cambio de carril, las distancias de desviación lateral se pueden calcular para las situaciones de margen fricción lateral negativos donde no hay cambios de carril, sólo simple mantenimiento de la curva (es decir, la trayectoria prevista del vehículo está dentro de Cabezas tractoras, e = 0 %

Figura 91. márgenes laterales de fricción de bicicletas (de izquierda parcelas) en estado estacionario y modelos de tractor semirremolque (G = 0% y -9%, e = 0% y el 16%) de la bicicleta transitoria (parcelas derecha) (ax = 0 , -3, -11,2, y-15 ft / s 2).

Figura 92. márgenes laterales de fricción mientras se mantiene el mismo carril (parcelas izquierda) y con un cambio de carril (parcelas de la derecha) para el sedán Clase E (G = 0% a -9%, e = 0%) (ax = 0, - 3, -11,2 y -15 m / s 2). Pendiente = 0% pendientes intermedios

Figura 93. márgenes laterales de fricción mientras se mantiene el mismo carril (parcelas izquierda) y con un cambio de carril (parcelas de la derecha) para SUV Clase E (G = 0% a -9%, e = 0%) (ax = 0, - 3, -11,2 y -15 m / s 2).

Figura 94. márgenes laterales de fricción, manteniendo el mismo carril (parcelas de la izquierda) y con un cambio de carril (parcelas de la derecha) para SUV de tamaño completo (G = 0% y -9%, e = 0%) (ax = 0, - 3, -11,2 y -15 m / s 2).

Figura 95. márgenes laterales de fricción mientras se mantiene el mismo carril (parcelas izquierda) y con un cambio de carril (parcelas de la derecha) de una sola unidad para camión (G = 0% a -9%, e = 0%) (ax = 0, - 3, -11,2 y -15 m / s 2).

Figura 96. márgenes laterales de fricción mientras se mantiene el mismo carril (parcelas izquierda) y con un cambio de carril (parcelas de la derecha) para el tractor semi-remolque (G = 0% a -9%, e = 0%) (ax = 0, - 3, -11,2 y -15 m / s 2).

Figura 98. Las distancias de desviación lateral (ft) para todas las situaciones con márgenes negativos para SUV Clase E (G = 0% y -9%, e = 0%) (ax = -11,2 y -15 ft / s2 y cambio de carril) .

Figura 97. Las distancias de desviación lateral (ft) para todas las situaciones con márgenes negativos para el sedán Clase E (G = 0% y -9%, e = 0%) (ax = -11,2 y -15 ft / s2 y cambio de carril) .

Figura 99. Las distancias de desviación lateral (ft) para todas las situaciones con márgenes negativos para SUV de tamaño completo (G = 0% y -9%, e = 0%) (ax = cambio -11,2 y -15 ft / s2 y carril) .

Figura 100. Las distancias de desviación lateral (ft) para todas las situaciones con márgenes negativos de una sola unidad de camiones (G = 0% y -9%, e = 0%) (ax = -11,2 y -15 pies / s y de cambio de carril) .

Velocidad (mph)

Figura 101. Las distancias de desviación lateral (ft) para todas las situaciones con márgenes negativos para tractor semirremolque (G = 0% y -9%, e = 0%) (ax = - 15 ft / s2 y cambio de carril).

El mismo carril en el enfoque tangente y a través de la curva). Estos resultados se muestran en la Figura 102 para todos los vehículos, para el caso cero peralte. Una vez más, hubo muy poca diferencia en las distancias de desviación lateral frente a los cambios en el peralte, y por lo tanto estas parcelas no se repiten aquí. Los gráficos indican que, de nuevo, el camión de una sola unidad es de particular preocu-pación. Para los vehículos de pasajeros, el sedán Clase E sufre gran desviación lateral para los pen-dientes de inclinación mayor que -7% a 8%, y para velocidades superiores a 50 a 60 mph. Los casos de SUV de nuevo comienzan a exhibir grandes desviaciones laterales en situaciones de frenado de emer-gencia definidos por una línea que une la situación pendiente 25 mph / -7% a la situación de pendiente 85 mph / -4%.

4.9.3 Resumen de los principales resultados de la Etapa 8

En resumen, los siguientes resultados fueron obtenidos a partir del análisis en el paso 8:

cuando un vehículo se mantiene dentro del mismo carril de la tangente enfoque a través de la curva. Márgenes laterales de fricción están cerca de cero o se vuelven negativos cuando los vehículos de pa-sajeros se someten a detener la desaceleración distancia visual combinada con un cambio de carril, y cuando experimentan maniobras de frenado de emergencia en la curva.

Incluso cuando la trayectoria deseada del vehículo se encuentra dentro del mismo carril en el enfoque tangente y a través de la curva (es decir, sin cambio de carril), la mayoría de los vehículos se presentan márgenes laterales de fricción cerca de cero cuando se experimenta deceleraciones de frenado de emergencia.

Para todas las desaceleraciones excepto detener la desaceleración distancia de visibilidad, la adición de grado de fricción reduce los márgenes laterales. Este efecto es relativamente menor, excepto para el

frenado de emergencia, donde cada caída porcentual en el pendiente correspondiente a una gran caída en el margen, en alrededor de 0,03 por cada 1% de variación en el pendiente de SUV de gran tamaño.

Para los modelos transitorios con frenadas bruscas, los márgenes laterales de fricción no aumentan necesariamente con la velocidad y la frecuencia puede caer ligeramente al aumentar la velocidad.

El vehículo peor de los casos para el modelo de bicicleta transitoria con el frenado severo es el camión de una sola unidad con márgenes laterales de fricción tan bajos como -0.50 para el frenado de emergencia y -0.34 para detener desaceleraciones distancia vista. Todos los márgenes para ambos tipos de frenado, para todas las velocidades, son negativos, incluso para el pendiente 0%.

El tractor semirremolque se prevé contar con márgenes laterales de fricción relativamente altos y, por todas las maniobras evaluados, los márgenes laterales de fricción fueron positivos. El tractor se-mi-remolque también fue menos sensible a los efectos del grado en comparación con otros vehículos.

La presencia de una maniobra de cambio de carril dentro de una curva reduce los márgenes laterales de fricción en aproximadamente 0,25 en todas las velocidades para vehículos de pasajeros y de aproxi-madamente 0,1 a 0,15 para camiones unitarios y semirremolques para tractores. Para los vehículos de pasajeros y camiones de una sola unidad, las rebajas más pronunciadas causan más disminución de los márgenes durante los cambios de carril.

Cuando las maniobras de cambio de carril se combinan con distancia visual de detención o de frenado de emergencia desaceleraciones, todos los vehículos excepto el tractor semirremolque presentan márgenes de fricción laterales negativos.

Examinando el movimiento lateral de los vehículos durante un derrape potencial, en muchas situaciones los vehículos están patinando sólo una corta duración (y la distancia) cuando los márgenes laterales de fricción son potencialmente negativo, por ejemplo menos de un pie para detener desaceleraciones vista con los cambios de carril para el E vehículos -Clase. La duración y el nivel de movimiento lateral no cambiaron notablemente con el aumento de peralte.

Para las situaciones del peor caso de arrastre, el movimiento lateral de los vehículos-en particular el de una sola unidad de camiones-es potencialmente bastante graves (más de dos carriles de movimiento lateral).

Figura 102. Las distancias de desviación lateral (ft) para todas las situaciones con márgenes negativos para los vehículos de interés (G = 0% y -9%, e = 0%) (ax = -11,2 y -15 m / s 2). Sin ABS, el modelo transitorio bicicleta predice que este vehículo puede no ser capaz de mantener su posición en el carril en una curva mientras se somete a la distancia de parada o de frenado de emergencia desaceleraciones vista. 13. Para SUVs, parece que hay un límite para el arrastre durante las maniobras de cambio de carril y detener la vista desaceleraciones distancia que se extiende desde los pendientes inclinación mayor que -4% a velocidades de diseño de 85 mph a pendientes más pronunciada que -7% a velocidades de diseño de 25 mph.

4.10 Paso 9: Predecir Recogia de madera de las ruedas individuales

El objetivo de la Etapa 9 era utilizar modelos multicuerpo de alto orden para predecir derrape de las ruedas individuales como vehículo recorre una curva horizontal afilado en una pendiente pronunciada. El uso de vehículos disponibles en el mercado de software de simulación dinámica (es decir, CarSim y TruckSim), se utilizaron modelos multicuerpo de alto orden para predecir derrape de las ruedas indivi-duales como vehículo recorre una curva horizontal fuerte, teniendo en cuenta una serie de condiciones tales como la curvatura horizontal, pendiente, y peralte. En lugar de simular toda la gama de geometrías hipotéticas consideradas a lo largo de esta investigación, este análisis se centró en aquellas situaciones identificadas en los pasos anteriores como áreas de preocupación.

4.10.1 Análisis Enfoque

En este paso, el paquete comercial de simulación vehículo CarSim y TruckSim el paquete de software similares camión orientadas fueron utilizados para realizar simulaciones casi completa fidelidad de comportamiento del vehículo durante el recorrido de curvas simuladas. El foco de las simulaciones es en las situaciones identificadas en las secciones anteriores como áreas de preocupación. Estos paquetes de software se eligieron principalmente porque son los más ampliamente utilizados en la industria para estudios similares. También permiten la importación directa de geometrías caminos conocidas, o relati-vamente fácil especificación de geometrías hipotéticas. Además, hay una biblioteca completa de vehículos para elegir que cubren todos los tipos de vehículos en esta investigación.

Para simular un vehículo conduciendo por un camino con un perfil geométrico particular CarSim y Tru-ckSim, el software requiere de un modelo tridimensional del camino. CarSim y TruckSim representan el camino tridimensional en el que el vehículo virtual es para ser conducido sobre la base de las siguientes especificaciones paramétricas:

Plan-vista (XY) la geometría de la línea central de carril

Altura central vial en el mundo

Desplazamiento de cada borde del carril altura Local

En resumen, para cada una de las geometrías viales simulados dentro CarSim y TruckSim (es decir, ya sean curvas hipotéticas o las curvas reales incluidos en los estudios de velocidad y maniobra del vehículo), el equipo de investigación creó X mundial, Y, Z las coordenadas que describe la geometría del camino para importar en CarSim y TruckSim. Después de construir las listas de X, Y, Z puntos que des-criben la geometría del camino, estas listas se compilan en CarSim / TruckSim para su uso en la simu-lación. Las porciones de estos procedimientos se realizaron usando MATLAB. Una representación de una geometría vial hipotético utilizado en las simulaciones CarSim y TruckSim se muestra en la Figura 103 Note, a diferencia de los análisis en las secciones 4.9 y versiones anteriores, en los modelos multicuerpo la transición de peralte se simula (es decir, diseñado) según el Libro Verde política.

Para estas simulaciones, la calzada posee un muy alto coeficiente de fricción, mayor que cualquier valor de suministro de fricción usado en las secciones precedentes. Esto permite que para los cálculos de los márgenes laterales de fricción según el método utilizado a través de los análisis restando la demanda de suministro, y teniendo las fuerzas de neumáticos dados por el software de simulación, ya que sólo la demanda. Una vez más, esto es principalmente beneficioso en que desacopla los resultados de la si-mulación de un modelo de interacción neumático-pavimento específico utilizado en la simulación que podría cambiar para el rango de valores de fricción (que cambian) con la velocidad medida a partir de los datos de campo, como se indicó en la Sección 3.4.

Las implicaciones de la asunción de alta fricción en la simulación son importantes. Si se simuló el vehículo en un camino con un margen de fricción tan bajo como los valores calculados de suministro en la Sección 4.2, la Fuerza vs curvas de deriva sería diferir drásticamente de los de la Sección 4.8, por la diferencia en el tipo de modelo de neumático y entre el CarSim modelo de bicicleta transitoria. CarSim utiliza un modelo de neumático de tipo Pacejka, que tiene un comportamiento ligeramente diferente que el modelo de neumático lineal modificado utilizado en las secciones 4.8 y 4.9, y diferentes sin embargo, desde el modelo de neumático Lugre utilizado para derivar los valores de suministro de fricción en la Sección 4.2. Para minimizar las discrepancias entre los modelos tanto como sea posible, se utilizó el camino de alta fricción para ayudar a asegurar que la demanda de fricción informado por el modelo multicuerpo coincidía con la demanda de fricción informado por el modelo de bicicleta transitoria tanto como sea posible.

CarSim requiere que se especifiquen ciertos parámetros conductor y del vehículo. Inercia del vehículo, neumáticos y suspensión propiedades eran de entrada según las familias representativas del vehículo discutidas anteriormente. El modelo de controlador CarSim se basa en un controlador de previsualización humanoide desarrollado por Mac Adam (1981). Se requiere poca interacción del usuario y sigue el eje del

camino de forma predeterminada. Al especificar una maniobra de cambio de carril durante el recorrido de una curva, se especifica la geometría plan de vista de la maniobra de cambio de Lane- con respecto al eje del camino. Si el vehículo debe apartarse de la trayectoria, el modelo de controlador cambia el modo de manejar para corregir en consecuencia. Esto difiere de la metodología empleada en el apartado 4.8, donde se especifican las acciones del vehículo (dirección y frenos) para un cambio de carril especial directamente. Esto permite que el software para simular de forma más realista el comportamiento humano y la respuesta del conductor.

CarSim también solicita un perfil de velocidad deseada para cada simulación. Perfiles de velocidad de los vehículos se generaron utilizando MATLAB para la entrada en CarSim. Cuando hay casos de frenado, los perfiles de velocidad se determinaron a nivel de pieza integración de las desaceleraciones a partir de las de tiempo y distancia lugares donde se aplica la primera frenada.

Comparación de entradas de vehículos, tales como el ángulo de dirección, la velocidad del vehículo, y la desaceleración asumido por los modelos de bicicletas transitorios en la Sección 4.8 y para los modelos multicuerpo en este paso mostró muy de acuerdo. Acuerdo entre los modelos indica que los supuestos de entrada utilizados para especificar las simulaciones CarSim eran razonables; y por lo tanto, los resultados de las simulaciones CarSim podían ser vistos con un alto nivel de confianza.

4.10.2 Análisis de Resultados

4.10.2.1 Validación de Modelos transitoria de bicicletas en el paso 7 en la constante de velocidad y cur-va-Entrada de desaceleración

Para comprobar la fidelidad de los modelos de bicicletas transitorios desarrollados en la Sección 4.8 con un mínimo de variables de confusión, la situación más modesta se analizó primero: un recorrido de ve-locidad constante de una curva horizontal, manteniendo el mismo carril. Esta muy simple situación fue seleccionado ya que es importante comparar los márgenes laterales de fricción obtenidos de CarSim / TruckSim al modelo transitorio bicicleta. Una vez que el acuerdo entre el modelo de bicicleta transitoria y el modelo de cuerpo múltiples se confirma para maniobras suaves, la cobertura o los casos dudosos se puede evaluar utilizando CarSim / TruckSim para obtener una mejor comprensión de lo que el diseño de caminos y maniobrar escenarios son más preocupantes.

Sección 4.8 mostró que los efectos globales de pendiente y peralte, para las curvas de mínima radio, eran mucho menos importante que la velocidad del vehículo, vehículo de tipo maniobra, y el tipo de vehículo al determinar los márgenes laterales de fricción. Por lo tanto, la mayoría de las simulaciones que siguen se realizan mediante una combinación moderada de peralte y de pendiente, mientras que la atención se centra en los tres factores que mostraron la mayoría de los efectos de los apartados anteriores: la velo-cidad del vehículo, vehículo de tipo maniobra, y el tipo de vehículo.

Figura 103. representación tridimensional de camino simulada dentro CarSim / TruckSim; situación muestra un SUV derrape E-clase, mientras que cambiar de carril y el frenado de emergencia.

Por que el SUV de tamaño completo se determinó que era el vehículo de pasajeros peor caso para los márgenes de fricción en la Sección 4.8 y en la propensión de vuelco en la Sección 4.6, este vehículo es un foco para muchos de los siguientes análisis. Figura 104 muestra las entradas y salidas, tanto para el modelo de bicicleta transitoria y modelo multicuerpo para un SUV de tamaño completo asumiendo una velocidad 55 mph,

Figura 104. Las entradas y salidas de la bicicleta transitoria y modelos multicuerpo para SUV de tamaño completo (V = 55 mph, T = 6%, e = 4%) (ax = 0 ft / s2).

pendiente de -6%, y peralte de 4% y suponiendo una velocidad constante durante toda la maniobra y la trayectoria deseada del vehículo se encuentra dentro del mismo carril en el enfoque tangente y a través de la curva. El partido lateral resultante márgenes de fricción bastante bien entre estos dos modelos para esta leve, maniobra constante. Cuando el modelo multicuerpo se ejecutó para toda una gama de velo-cidades, se mantuvo una buena concordancia entre el modelo y el modelo de bicicleta transitoria multi-cuerpo, como se muestra en la Figura 105.

En la figura 105, los márgenes laterales de fricción para el eje delantero y trasero para las simulaciones CarSim se determinaron tomando el margen mínimo experimentada por el interior y fuera de las ruedas en cada eje, respectivamente. El acuerdo entre el cuerpo múltiple y modelos transitorios bicicleta es excelente para este escenario.

Figura 105. márgenes de fricción lateral de la bicicleta transitoria y modelos multicuerpo para SUV de tamaño completo (T = 6%, e = 4%) (ax = 0 ft / s2).

Para camiones, el camión de una sola unidad se determinó en secciones anteriores para ser el vehículo del peor caso para muchos escenarios, por lo que este tipo de vehículo se presta atención aquí. Márgenes

de fricción lateral desde el modelo de modelo de bicicleta y multicuerpo transitoria se muestran en la Figura 106 para un pendiente -6% y un peralte 4%, asumiendo velocidad constante. Los mínimos trasera margen del modelo transitorio según los mínimos frente margen del modelo multicuerpo. Los márgenes traseros son los más importantes, ya que éstos deben evitar que el vehículo spin-out; el modelo transitorio da márgenes más bajos y por lo tanto es un poco más conservador que el modelo multicuerpo para este vehículo. Esto tiene muchas causas posibles, no el menos importante de los cuales es probable que la resistencia del aire. Este es un resultado interesante, ya que sugiere que el modelo de bicicleta transitoria del camión de una sola unidad puede ser la elección del vehículo del peor caso para el diseño de caminos. El reconocimiento del vehículo del peor caso para el modelo de bajo orden más conservador, en general, es útil; un diseño vial que trabaja con este vehículo en este modelo de simulación puede garantizar un diseño vial que es adecuado para todos los vehículos.

En la figura 107, se comparan los márgenes laterales de la fricción modelo de bicicleta transitoria y el modelo multicuerpo para el semirremolque tractor. Esta comparación es importante ya que el modelo de bicicleta transitoria para el tractor semi-remolque tiene un nivel adicional de complejidad en comparación con el mismo tipo de modelo para un vehículo de dos ejes, y por lo tanto no son fuentes potenciales adicionales de erdespiste. Una vez más, el partido entre el modelo de bicicleta transitoria y el modelo multicuerpo es bastante bueno, pero la imagen es un poco menos clara con el tractor semirremolque que con el SUV de tamaño completo o el camión de una sola unidad. Hay discrepancias más grandes visibles en todos los ejes, en particular en el eje trasero del tractor y el remolque de eje. Una de las razones de estas discrepancias para el tractor semi-remolque, como se mencionó en la Sección 4.8, es que el modelo de bicicleta transitoria para los tractores de semirremolque "grumos" de los neumáticos en cada grupo de ejes y los representa por uno, los neumáticos eficaz. Así, en el modelo transitorio bicicleta, ocho neumá-ticos en un grupo de ejes pueden ser representados por un solo neumático. El modelo multicuerpo para los modelos semi-remolque del tractor de cinco ejes y 18 ruedas: Eje 1 tiene un neumático en cada lado, mientras que los ejes 2, 3, 4 y 5 (que trabajan hacia la parte posterior de la combinación cargado) tienen cuatro neumáticos por eje . En resumen, la Figura 107 muestra los márgenes laterales de fricción mínimas experimentados por el interior y fuera de los neumáticos en cada eje para el modelo multicuerpo. Está claro que hay una cierta disparidad entre los márgenes predijo para los ejes 2 y 3, y de nuevo entre los ejes 4 y 5 Sin embargo, los márgenes de "promedio" entre los dos ejes en el grupo de ejes "trasero" y el eje "trailer" grupo están según el modelo de bicicleta transitoria, que es realmente todo lo que uno puede esperar de un modelo que, por definición, las fuerzas de los promedios de los neumáticos de los dos ejes en el grupo.

Figura 106. márgenes laterales de fricción de la bicicleta transitoria y modelos multicuerpo para una sola unidad de camiones (G = -6%, e = 4%) (ax = 0 ft / s2).

Curiosamente, la disparidad entre los dos ejes en la parte trasera del tractor y los dos ejes en la parte trasera del remolque puede ser bastante grande. Ellos parecen perjudicar el tractor semirremolque in-cluso a velocidad constante cuando las velocidades son bajas. Para las curvas de baja velocidad, el ángulo de articulación del remolque es alta, el ángulo de dirección requerido para navegar la curva es relativamente alta, y la aceleración lateral requerido para negociar la curva es relativamente alta. Sin embargo, se debe tener cuidado al saltar a la conclusión de que esta aparente desventaja causará la pérdida de control de un tractor semirremolque. Ejes 2 y 3 en la parte trasera del tractor están estre-chamente espaciadas y fijadas, como lo son los ejes 4 y 5 en la parte trasera del remolque. Estos ejes muy juntos no pueden dirigir alrededor del mismo centro a su vez; por lo tanto, crucial requiere que al menos uno exhibiciones ejes se deslizan. Esto puede resultar en bajos márgenes de un eje de un par estre-chamente espaciados. Este comportamiento será especialmente pronunciado para los giros a baja velo-cidad, ya que los radios de giro son generalmente mucho más pequeña para velocidades más bajas. Por lo tanto, a bajas velocidades, alternando márgenes bajos y altos para adyacente, ejes muy juntos se

puede esperar y no constituyen necesariamente un problema de seguridad. Para ilustrar este fenómeno, considere la figura 108, que muestra las trayectorias de margen para un tractor semirremolque navega-ción de una curva de radio de 500 pies a 25 mph. En esta baja velocidad, a su vez, de gran radio, la aceleración lateral es tan baja como para ser insignificante, pero aun así, el eje trasero en el vehículo tractor y el eje trasero de la unidad de remolque exhiben diferentes márgenes, "Split" de su "ejes socios", ubicado justo delante de cada uno, respectivamente. La división es en el sentido contrario para este giro de baja velocidad (es decir, el eje trasero en cada grupo tiene un margen mayor fricción lateral que el eje delantero del tractor en cada grupo). Este hecho se debe a que el eje "patines" que depende en gran medida de deslizamiento de los neumáticos y cambio de peso, y ambos de estos factores se ven afec-tados por las características específicas de cada maniobra de conducción.

Para investigar este fenómeno "división" entre los neumáticos en cada grupo de ejes del tractor se-mi-remolque adicional y examinar su capacidad de penetración en todo tipo de maniobras, considere la comparación entre el modelo de bicicleta transitoria y modelo multicuerpo por la desaceleración de re-corrido de la curva de entrada se muestra en la Figura 109 . La "división" de los márgenes entre los grupos de ejes se sigue produciendo, pero el modelo transitorio de la bicicleta parece a un exceso de predecir los márgenes laterales de fricción para el grupo de ejes del remolque. Este es un problema potencial cuando se utiliza el modelo transitorio bicicleta para evaluar la dinámica de un tractor semi-remolque para fines de diseño geométrico. Suponiendo que el modelo multicuerpo es más representativo de situaciones del mundo real, este desacuerdo pone de manifiesto que el modelo transitorio bicicleta es la predicción de los márgenes laterales de fricción más alto de lo que probablemente son en realidad y por lo tanto puede perderse la aparición de márgenes negativos de fricción. Por lo tanto, para tractores semirremolques u otros vehículos con múltiples ejes adyacentes, una simulación multicuerpo se debe ejecutar para con-firmar si los márgenes negativos implican o no.

Figura 107. márgenes de fricción lateral de la bicicleta transitoria y modelos multicuerpo para tractor semirremolque (G = -6%, e = 4%) (ax = 0 ft / s2).

Para investigar por qué el modelo transitorio bicicleta no predice los márgenes remolque correctamente, considere la figura 110, en el que las trayectorias de entrada y de margen 30 mph para un semi-remolque del tractor, en el supuesto de deceleración de curva de entrada y la dirección de mantenimiento de la curva, se muestran. Comparando la trayectoria temporal de las entradas y los márgenes de este esce-nario, la razón de la discrepancia entre el modelo de bajo orden y el modelo multicuerpo es c 0,4

Figura 108. márgenes laterales de fricción de modelo multicuerpo para los cinco ejes de un se-mi-remolque de tractor (V = 25 mph, G = 0%, e = 0%, R = 500 pies).

aparente. Alrededor de 14.5 s, la tasa de deceleración sobrepasa el valor de deceleración de la cur-va-entrada deseada de -3 m / s 2. Esto es debido al modelo de frenado del conductor simulada empleada por el software multicuerpo, que representa los esfuerzos del conductor TruckSim simulado para man-tener una tasa de deceleración en particular por la modulación de los frenos. El aumento en la decelera-ción (como resultado de un aumento en la fuerza de frenado) en el grupo de ejes del remolque se co-rresponde exactamente con el pico hacia abajo en el trailer margen de la fricción lateral en 14,5 s. Esto sugiere que, mientras que el margen medio de fricción lateral de cada grupo de ejes se adapta muy bien entre el modelo de bicicleta transitoria y el modelo multicuerpo, la driver- influenciada la dinámica de frenado del tractor semi-remolque son especialmente importantes para el remolque de eje (por ejemplo, hay oscilaciones en los sistemas de frenado de los remolques que causan picos de frenado que se produzca cuando se aplican los frenos de repente). El pico de 14,5 s en la figura 110 se corresponde con el mínimo margen informó en la Figura 109 durante 30 mph, pero realmente no debería ser visto como

motivo de preocupación, como el pico de un margen de fricción lateral de casi cero en el eje del remolque es momentánea, y un artefacto del control del conductor simulado del sistema de frenado.

4.10.2.2 Investigación de Efectos Peso-Transferencia en márgenes laterales de fricción

En el examen de los resultados en las subsecciones anteriores, se hace evidente que el modelo multi-cuerpo, en su predicción de las fuerzas presentes en cada neumático en el vehículo, predice ligeramente diferentes márgenes de fricción laterales para el interior y fuera de los neumáticos. Este fenómeno tiene algunos factores que contribuyen, como la geometría de la dirección (para las ruedas delanteras), así como la transferencia de peso longitudinal y lateral durante la maniobra (sobre todo en el tractor y re-molque ejes traseros). Comportamiento de los neumáticos cambia como una función de la carga vertical, por lo que las fuerzas presentadas por cada neumático están acoplados no sólo para ángulo de desli-zamiento del neumático, sino también a los cambios de carga camino desde el interior hacia el exterior del neumático en las curvas. Este comportamiento se supone que es casi insignificante para la mayoría de escenarios de conducción y se ignora en los supuestos utilizados para derivar el modelo de bicicleta transitoria de la Sección 4.8.

Para confirmar que el cambio de peso lateral tiene una influencia relativamente pequeña en las predic-ciones de márgenes laterales de fricción generales para

Figura 109. márgenes de fricción lateral de la bicicleta transitoria y modelos multicuerpo para tractor semirremolque (G = -6%, e = 4%) (ax = -3 m / s 2).

Figura 110. Las entradas y salidas de la bicicleta transitoria y modelos multicuerpo para tractor semi-rremolque (V = 30 mph, T = 6%, e = 4%) (ax = -3 m / s 2). e = 4%, G = -6%, FullSUV

Figura 111 Efecto del cambio de peso lateral en los márgenes laterales de fricción para SUV de tamaño completo (T = 6%, e = 4%) (ax = 0 ft / s2).

conducción normal, la figura 111 compara el interior frente a exterior márgenes laterales de fricción de los neumáticos para un SUV de tamaño completo. Las diferencias globales entre los márgenes de neumá-ticos dentro y fuera son sólo un máximo de aproximadamente 0,06. Los neumáticos delanteros sufren más la disparidad de los neumáticos traseros, debido principalmente a problemas de geometría de di-rección (es decir, el vehículo no posee la llamada geometría "Pure Ackermann" de dirección, lo que sig-nifica que el acto de la dirección a moderadas a altas velocidades, por sí mismo , inducir una pequeña cantidad relativa de deslizamiento, ya sea en el interior o fuera de los neumáticos). Este efecto puede parecer perjudicial para el rendimiento, pero tiene ventajas de diseño, ya que se puede utilizar para di-señar y comportamiento chasis sintonizar (por ejemplo, para asegurar que los vehículos patinen antes de vuelco). Este efecto es a menudo presentes en los vehículos de pasajeros. La disparidad Ackermann se magnifica a bajas velocidades, ya que los radios más pequeños de curvas con velocidades de diseño más bajos serán, por definición, requieren amplitudes de dirección superiores.

La figura 112 muestra que los efectos de cambio de peso lateral sobre los márgenes de fricción sigue siendo pequeña para las maniobras normales, incluso para un tractor semi-remolque. El modelo predice TruckSim fuerzas laterales, longitudinales y verticales para los cinco ejes (y los 18 neumáticos) en un tractor semi-remolque, mientras que el modelo de bicicleta transitorio utilizado en la Sección 4.8 se pre-sentan estimaciones para tres representativa "agrupado" ejes. Una vez más, las diferencias entre dentro y fuera de los márgenes laterales de fricción son pequeñas en toda la gama de velocidades para los casos normales de conducción.

En resumen, las parcelas de margen fricción laterales ilustran que los erdespistees de geometría Ackermann, combinados con efectos de transferencia de peso, están juntos, probablemente, pequeños contribuyentes a los márgenes globales de fricción lateral. Tanto es probable que sólo juegan un papel en las estimaciones de márgenes laterales de fricción en casos extremos en los márgenes previstos por el modelo transitorio de bicicletas ya están cerca de cero por otros factores. Mientras que esto es cierta-

mente de apoyo de los supuestos de modelado hechas en la Sección 4.8, existe la posibilidad de que bajo algunas de las condiciones de conducción más extremas considerados, los efectos de transferencia de peso laterales podrían tener un efecto más severo. Algunos de estos casos se tratan en las secciones siguientes.

Figura 112 Efecto de desplazamiento lateral de peso en los márgenes laterales de fricción para el tractor semirremolque (G = -6%, e = 4%) (ax = 0 ft / s2).

4.10.2.3 Efecto de cambios de carril de Maniobras en Curva-Entrada de desaceleración

Una de las situaciones de preocupación identificadas en la Sección 4.8 trataron con maniobras combi-nadas de cambio de carril y de frenado al atravesar una curva horizontal. Al asumir una maniobra de cambio de Lane- combinado con la curva de entrada de la desaceleración, los modelos de bicicletas transitorios para el sedán Clase E, Clase E SUV, y el tractor semirremolque estimaron los márgenes laterales de fricción relativamente altos, pero para el SUV de tamaño completo y el camión de una sola unidad, el modelo transitorio bicicleta estima márgenes laterales de fricción relativamente bajas para estos casos. Para determinar si esta situación es realmente preocupante para el SUV de tamaño com-pleto y el camión de una sola unidad, las curvas horizontales peor de los casos (es decir, las curvas en -9%

Figura 113. Las entradas y salidas de la bicicleta transitoria y modelos multicuerpo para una sola unidad de camiones (V = 55 mph, G = -9%, e = 0%) (y cambio de carril ax = -3 m / s 2).

pendiente con 0% de peralte) según lo determinado por las simulaciones de la sección 4.8 se evaluaron más. Algunos escenarios que coinciden con curvas en -9% de pendiente con el 8% de peralte también se muestran para la comparación. Recordemos, los resultados anteriores desde el modelo de bicicleta transitoria y el modelo multicuerpo muestran que el efecto de peralte es bastante pequeña en general.

Una comparación de las entradas y salidas se muestra en la Figura 113 para el modelo de bicicleta transitoria y el modelo multicuerpo para el camión de una sola unidad y para un recorrido de 55 mph curva de velocidad constante en un -9% de pendiente y 0% peralte. La figura 114 muestra la misma situación, a excepción de 8% peralte. Los resultados son casi idénticos. Ambas cifras muestran que el modelo de cuerpo multi predice mayores márgenes laterales de fricción que el modelo transitorio de bicicletas. Esto puede ser por factores adicionales considerados en la simulación multicuerpo que se descuida en el modelo transitorio, incluyendo la resistencia del aire, el retraso del neumático, la dinámica de rodillos, y la rigidez del chasis. Cada uno de estos factores tiene el potencial de "suavizar" la respuesta del vehículo para controlar las entradas. Además, hay ligeras diferencias en las entradas de simulación (frenos, di-rección). En particular, la amplitud de giro es menor en el modelo multicuerpo, y el pico de la sinusoide ya no se alinea perfectamente con la aparición de frenado. Ambos efectos se deben a la utilización de la simulación multicuerpo de un modelo de controlador más parecidos a los humanos.

Para examinar adicionalmente las diferencias entre el modelo de bicicleta transitoria y el modelo multi-cuerpo través de velocidades, la Figura 115 muestra los márgenes de fricción laterales para los ejes delantero y trasero para un camión de una sola unidad suponiendo una maniobra de cambio de carril combinado con la curva de entrada de desaceleración. Ambos casos de peralte 0% y 8% se muestran, y de nuevo estos casos son muy similares entre sí. El modelo predice multicuerpo

Figura 114. Las entradas y salidas de la bicicleta transitoria y modelos multicuerpo para una sola unidad de camiones (V = 55 mph, G = -9%, e = 8%) (y de cambio de carril ax = -3 ft / s2).

Figura 115. márgenes laterales de fricción de la bicicleta transitoria y modelos multicuerpo para una sola unidad de camiones (G = -9%, e = 0% y 8%) (ax = -3 ft / s2 y de cambio de carril).

márgenes bajos pero predice que no habrá ningún derrape en toda la gama de velocidades. En contraste, el modelo transitorio bicicleta predice que el eje trasero puede derrapar o estar cerca de arrastre para casi todas las velocidades. Esto sugiere algunos conservadurismo en la parte del modelo transitorio bicicleta para vehículos de dos ejes.

Para determinar si la diferencia en los márgenes laterales de fricción es un efecto estrictamente visto en el camión de una sola unidad, las Figuras 116 y 117 compara el modelo transitorio bicicleta para el modelo multicuerpo para el SUV de tamaño completo suponiendo una maniobra de cambio de carril combinado con Curve- desaceleración de entrada. De nuevo, el modelo predice multicuerpo márgenes de eje trasero mucho más altos que el modelo transitorio bicicleta. Y de nuevo, esto es probablemente por las diferen-cias en las entradas. Esto no necesariamente debe ser tomado como una indicación de que todas las maniobras de cambio de carril combinado con resultado curva de entrada desaceleración en los már-genes laterales de fricción mayores que cero; más bien, se sugiere que el uso de la bicicleta modelo transitorio para evaluar la dinámica de vehículos de dos ejes para los propósitos de diseño geométrico es un enfoque conservador. Además, las figuras 116 y 117 indican que ciertos efectos de frenado de orden superior tienen el potencial de oscurecer las tendencias fundamentales en los cálculos del margen para ciertos casos. Si bien esto puede ser el caso de vehículos de dos ejes, la posibilidad de desacuerdo entre el modelo de bicicleta transitoria y el modelo multicuerpo para un tractor semi-remolque ya se discutió para la curva de entrada de desaceleración sin la adición de un cambio de carril.

Cuando una maniobra de cambio de carril se superpone sobre la curva de deceleración-entrada para un tractor semi-remolque, los resultados de una comparación entre los modelos es aún más revelador. Tenga en cuenta la comparación entre modelos de una curva horizontal 55 mph (Figura 118) y a través de velocidades de diseño (Figura 119).

Figura 116. Las entradas y salidas de la bicicleta transitoria y modelos multicuerpo para SUV de tamaño completo (V = 55 mph, G = -9%, e = 0%) (y cambio de carril ax = -3 m / s 2).

Figura 117. márgenes de fricción lateral de la bicicleta transitoria y modelos multicuerpo para SUV de tamaño completo (G = -9%, e = 0% y 8%) (ax = -3 ft / s2 y cambio de carril).

Figura 118. márgenes de fricción lateral de la bicicleta transitoria y modelos multicuerpo para tractor semirremolque (V = 55 mph, G = -9%, e = 0%) (ax = -3 m / s 2 y cambio de carril).

Figura 119. márgenes de fricción lateral de la bicicleta transitoria y modelos multicuerpo para tractor semirremolque (G = -9%, e = 8%) (ax = -3 m / s 2 y cambio de carril).

Como muestra la Figura 119 muestra, el modelo de bicicleta transitoria para un tractor semirremolque no captura un efecto aparentemente significativo que conduce a la saturación de remolque-neumático entre 30 hasta 65 velocidades de diseño mph.

Parte de este fenómeno se puede explicar por mirando a las entradas de simulación, específicamente de frenado, muestran en la Figura 120. Estas entradas corresponden a la misma 55 mph simulación de camiones se muestra en la Figura 118. La desaceleración de frenado es oscilatorio, porque la simulación intenta lograr curva -entrada desaceleración imitando un conductor humano aplicar y liberar los frenos de manera inestable. Por esta misma situación, se muestra el cilindro maestro de presión "control" del freno en la Figura 121. Esta presión del cilindro principal se corresponde directamente con la presión del pie sobre el pedal de freno por el modelo de controlador, y exhibe el comportamiento oscilatorio visto en la trama de desaceleración de la figura 120. frenos individuales de cada eje a la zaga la presión del cilindro

maestro por sus propias propiedades dinámicas, que están relacionados en parte a la distancia del eje del cilindro maestro.

Para ilustrar esto, la figura 121 muestra también la presión de frenado en el eje 5 (es decir, el último eje en el remolque del tractor semirremolque). Los picos en las oscilaciones de presión de este eje se quedan atrás la presión del cilindro maestro de manera significativa, que es la causa probable de la picos exce-sivos visto específicamente en los márgenes de remolque según lo predicho por el modelo multicuerpo. Como resultado de las oscilaciones resultantes de control del conductor simulada de desaceleración en el modelo multicuerpo, la Figura 120 muestra el valor de desaceleración predicha por el modelo multicuerpo pico momentáneamente mayor que -3 ft / s2, que contribuye a los bajos márgenes. Además, como se mencionó en la sección anterior, mientras que los efectos de transferencia de peso sobre los márgenes laterales de fricción son pequeñas para la mayoría de conducción, el semirremolque tractor tiene un alto centro de gravedad, lo que amplifica los efectos de transferencia coeficientes correctores.

La alta CG del tractor semi-remolque, en combinación con la gravedad relativa de la maniobra de cambio de carril, indica la posibilidad de la transferencia de peso que juega un papel en los márgenes negativos. Para examinar esta posibilidad, el lateral individuo

Figura 121. presiones de frenado para modelo multicuerpo para tractor semirremolque (V = 55, G = -9%, e = 0%) (ax = -3 m / s2 y cambio de carril).

márgenes de fricción se muestran para los neumáticos dentro y fuera de la figura 122 para el caso de peralte 0% y en la figura 123 para el caso de peralte 8%. Como era de esperar, las cifras indican que los efectos de transferencia de peso sobre los márgenes laterales de fricción son mayores para esta ma-niobra que para un recorrido constante de la curva. Ambos ejes 4 y 5 tienen márgenes positivos en la fricción del neumático en el interior, pero los márgenes negativos de fricción se estiman para el neumático exterior. Esto apoya la conclusión de la sección anterior que el modelo de bicicleta transitoria para un tractor semi-remolque se debe usar con extrema precaución al predecir el comportamiento de las ma-niobras agresivas.

Aunque el modelo multicuerpo predice márgenes de fricción laterales negativos para un tractor se-mi-remolque para el caso de una maniobra de cambio de carril combinado con la curva de entrada de la desaceleración, la cuestión de la gravedad sigue siendo (es decir, qué tan grave es la saturación de los neumáticos y / o hasta qué punto de su trayectoria prevista hace el tractor deslizamiento semirremol-que?). Estas preguntas fueron contestadas en la Sección 4.8 utilizando el modelo transitorio en bicicleta por el tiempo-de-que patina para el examen de varias velocidades. La figura 118 muestra la trayectoria de tiempo de un tractor semirremolque para un recorrido de 55 mph con un cambio de carril y la curva de entrada de la desaceleración. Y aunque los márgenes laterales de fricción son

Figura 122 Efecto del cambio de peso lateral para tractor semirremolque (G = -9%, e = 0%) (ax = -3 m / s 2 y cambio de carril).

Figura 123 Efecto del cambio de peso lateral para tractor semirremolque (G = -9%, e = 8%) (ax = -3 m / s 2 y cambio de carril).

cero o negativo, el vehículo sólo patines durante un corto período de tiempo (es decir, menos de 1 s).

Las simulaciones se realizaron siguiente para determinar si un corto período de derrape afecta a la ca-pacidad del vehículo para continuar para navegar la curva. La figura 124 muestra la posición lateral del vehículo en el camino durante el recorrido de 55 mph, y las posiciones deseadas y reales de acuerdo muy de cerca. Esto sugiere que, mientras que los márgenes en ciertos neumáticos individuales se convierten negativo durante un corto período de tiempo mientras atraviesa la curva, el vehículo todavía es capaz de negociar la curva y realizar el cambio de carril como se desee. Recordemos que la superficie del camino en el software multicuerpo tiene un coeficiente de fricción mayor que la oferta fricción asumido por el margen de cálculo-esto es para ayudar a asegurar que la demanda de fricción informó el software mul-ticuerpo no refleja la saturación de neumáticos prematuro para mantener la coherencia con el transitorios simulaciones de modelos de bicicletas. Si bien esto significa que los vehículos simulados en el software multicuerpo tienen un poco mejor capacidad para mantener el seguimiento con "márgenes negativos", algunas de las maniobras más agresivas simuladas saturación del neumático todavía se produce y la activación del ABS. Estos casos se analizan en los apartados siguientes.

En aras de la exhaustividad en el análisis de los camiones, se simuló esta misma maniobra en la misma geometría de la figura 124 con el camión de doble remolque estándar STAA doble (es decir, un tractor semirremolque / remolque completo). El modelo estándar de la doble STAA en TruckSim comprende una unidad de dos ejes de plomo (tractor), un semi-remolque cargado con un eje trasero, y un segundo trailer completo con dos ejes en total (uno al frente, uno en la parte trasera). Esta configuración del vehículo tiene cinco ejes, como el semi-remolque del tractor en cuenta en esta investigación, pero los ejes se encuentran en diferentes lugares y realizar diferentes funciones. Por lo tanto, las ecuaciones de movi-miento derivadas para el modelo de bicicleta transitoria para el tractor semirremolque no se aplican. Figura 125 muestra los márgenes en cada eje de la doble STAA por la desaceleración de curva de en-trada con cambio de carril maniobra. Los gráficos muestran que la doble STAA parece tener márgenes negativos a velocidades inferiores a 55 mph para esta configuración.

Para investigar la gravedad de estas predicciones de bajo margen para bajas velocidades de diseño, una parcela de las trayectorias de margen a 25 mph se muestra en la Figura 126. Esta situación 25 mph representa la velocidad del peor caso para el doble STAA, y las huellas del tiempo muestran que már-genes en cualquier uno de los ejes son negativas para una duración de tiempo corto. Además, el neu-mático fuera en cada eje, el que lleva más carga y generar más fuerza en las curvas en cada eje, mantiene los márgenes laterales de fricción positivos durante toda la maniobra. El neumático en el interior, que es más ligero, exhibe picos margen negativo temporales. Aunque las entradas no se muestran, los picos de los márgenes laterales de fricción se deben a la activación del freno. Al igual que el tractor semi-remolque, la dinámica neumáticos sistema de frenado combinado con el modelo de controlador simulado del modelo multicuerpo son responsables de los márgenes negativos aquí.

Comparando el tractor semi-remolque en la figura 119 con el doble STAA en la figura 126, las tendencias exhibidas por el doble STAA son similares a las exhibidas por el semirremolque tractor. El STAA doble, de hecho, muestra márgenes que son, en general, ya sea comparable o superior a los exhibidos por el tractor semirremolque. En ambas situaciones, los ejes traseros de cada exhibición de vehículos los márgenes más bajos, pero el tractor semirremolque exhibe menores márgenes en este eje. Con esto en mente, los resultados de las simulaciones semi-remolque del tractor se considerará el vehículo articulado peor de los casos para el análisis primario de diseño vial.

4.10.2.4 Efecto de Detención de Vista Distancia de desaceleración

Figura 124. Posición lateral de tractor semi-remolque con respecto al eje del camino (V = 55 mph, G = -9%, e = 0%) (ax = - 3 ft / s2 y cambio de carril).

En la Sección 4.9 parar vista desaceleración distancia (ax = -11,2 ft / s2) escenarios fueron considerados para todos los vehículos. Sólo el camión de una sola unidad produce fricción márgenes laterales nega-

tivos para los movimientos del volante curva de mantenimiento únicamente. Sin embargo, se debe tener cuidado al considerar la dinámica del semi-remolque del tractor para este tipo de recorrido también. An-teriormente, el modelo de bicicleta transitoria para el tractor semirremolque demostró ser demasiado optimista en la predicción de los márgenes laterales de fricción cuando se consideraron ninguna, pero las entradas de dirección y frenado suaves. Por lo tanto, se utilizaron los modelos multicuerpo para un camión de una sola unidad y un tractor semi-remolque para analizar la interrupción (no se muestra) multicuerpo Modelo Eje 5 (0,10 a -0,27) caso de deceleración distancia de visibilidad sin la maniobra de cambio de carril. Figura 127 compara los resultados de los modelos de bicicletas y multicuerpo transitorios de las máquinas de una sola unidad que atraviesa una curva mientras se somete a parar vista distancia de deceleración mientras se mantiene el mismo carril. La bicicleta transitoria y modelos multicuerpo con-cuerdan bien con el modelo multicuerpo ofrecen poco margen predicciones menos negativos.

Figura 125. márgenes laterales de fricción de modelo multicuerpo para camión tractor semirremolque / remolque completo (doble) (G = -9%, e = 0%) (ax = -3 m / s 2 y cambio de carril).

Para el tractor semirremolque, figura 128 muestra que a 55 mph tanto el remolque y ejes del tractor tra-seras presentan márgenes de fricción laterales negativos en todas las llantas para el caso de desacele-ración distancia visual de detención. Esto es, de nuevo, una parte relativamente pequeña espiga y los márgenes laterales de fricción son negativos para un período relativamente corto de tiempo, pero estos dos grupos de ejes exhiben arrastre para esta maniobra a través de todas las velocidades (Figura 129). Esto da un mayor apoyo para la afirmación anterior de que el modelo de bicicleta transitoria para un tractor semi-remolque no debe servir de base para calcular los márgenes laterales de fricción cuando las entradas de curva y frenado combinado intervienen. De nuevo, el comportamiento oscilatorio de baja frecuencia de las entradas de frenado del conductor simulado también contribuye a los márgenes más bajos para el modelo multicuerpo, al igual que la oscilación de alta frecuencia causada por la activación del sistema ABS del cuerpo de la simulación múltiples. Este efecto tiene que esperar para escenarios de conducción real, así, ya que los conductores humanos también exhibirán una gama de variación en la presión de frenado aplicada.

Para enfatizar la importancia del sistema de frenado en la determinación de los márgenes laterales de fricción, y la importancia del modelo de controlador para determinar si un neumático derrape, considere la siguiente curva de mantenimiento, distancia visual de detención desaceleración de recorrido de un sedán Clase E a 65 mph . Este vehículo, que produjo consistentemente los más altos márgenes de fricción laterales en las secciones 4.8 y 4.9, presenta márgenes negativos durante varios segundos durante la parada la vista distancee = 0%, G = -9%, v = 25 mph,

Figura 126. trayectorias de margen para camión tractor semirremolque / remolque completo (doble) (V = 25 mph, G = -9%, e = 0%) (ax = -3 m / s 2 y cambio de carril).

Figura 127. márgenes laterales de fricción de la bicicleta transitoria y modelos multicuerpo para una sola unidad de camiones (G = -6%, e = 4%) (ax = -11,2 m / s2). 0.8 Transitorio Modelo de bicicletas

Figura 128. Las entradas y salidas de la bicicleta transitoria y modelos multicuerpo para tractor semi-rremolque (V = 55 mph, T = 6%, e = 4%) (ax = -11,2 m / s2).

deceleración sobre la base de una simulación multicuerpo. Los resultados de este recorrido se muestran en la Figura 130.

No está claro a partir de las parcelas de los márgenes laterales de fricción en la figura 130 por qué se estima que los márgenes a ser menor para el modelo multicuerpo que para el modelo transitorio de bici-cletas. Sin embargo, tras la inspección cercana de las entradas de simulación (Figura 131) a las salidas de simulación (Figura 130), los márgenes mínimos de fricción laterales se producen precisamente cuando se activa el frenado más agresivo. Este máximo de frenado se debe a una oscilación causada cuando modelo de controlador del software de simulación multicuerpo intenta mantener no sólo la desaceleración

deseada de -11,2 ft / s2, sino también la posición del vehículo en el centro del carril. El resultado es que tanto la presión del freno (y por lo tanto deceleración) y la entrada de dirección oscilan juntos. Esto hace que los dos picos en desaceleración observada en aproximadamente 7,5 y 11 s durante la trayectoria. Estos picos se corresponden con los puntos hacia abajo en la margen fricción lateral en la Figura 130. Este comportamiento se produce de nuevo más tarde con valores de deceleración más altas. En la sec-ción 4.9 se supuso que el valor de deceleración requerido se llegó inmediatamente y sin erdespiste, que no es realista para un conductor humano (o una aproximación de equipo de un conductor humano) que está simplemente tratando de coincidir con un perfil de desaceleración. Así, el modelo transitorio bicicleta es mejor que el modelo multicuerpo en que ilustra más fácilmente los efectos de frenado severa, pero el modelo transitorio es deficiente en que no tiene en cuenta variaciones esperadas de la conducción hu-mana. Las variaciones son simuladas en el modelo multicuerpo. Por lo tanto, las salidas de cada modelo tienen que ser comparados con criterio. El modelo transitorio da una predicción simplificada de los márgenes laterales de fricción peor de los casos, y el modelo multicuerpo modifica estos márgenes por la variabilidad humana.

Por lo menos, el comportamiento coherente de la bicicleta modelo transitorio da un enfoque más razo-nable y predecible para evaluar los márgenes laterales de fricción en virtud de estos casos que un ha-ciendo uso de simulación multicuerpo de un modelo de conductor. El modelo transitorio bicicleta no tiene dinámica de controladores, por lo que sólo pone a prueba la dinámica del vehículo sí para determinar los márgenes laterales de fricción. El mismo modelo ignora el potencial de variabilidad en la parte de un conductor o un sistema de ABS, y estos resultados muestran que esta variabilidad puede conducir realmente a los márgenes de fricción negativos.

Aunque los márgenes de fricción laterales negativos se estimaron a partir de los modelos multicuerpo para camiones unitarios y tractores semirremolques para el caso la vista la distancia de desaceleración parar mientras la trayectoria deseada es la de mantener la posición en el mismo carril, en ambos vehículos el sistema ABS se inicia, y ambos vehículos son capaces de principal de su trayectoria deseada. La capacidad de una sola unidad camión y tractor semirremolque como se predijo a partir de modelos multicuerpo para mantener su trayectoria deseada a través de una curva para detener la vista la distancia de desaceleración, mientras que el mantenimiento de la posición en el mismo carril se hace más evidente en la siguiente sección, que muestra que ambos vehículos son capaces de mantener su tra-yectoria deseada a través de una curva mientras se somete a detener la desaceleración distancia de visibilidad with1 1 1 1 1 1 e = 4%, G = -6%, TractorTrailer

Figura 129. márgenes de fricción lateral de la bicicleta transitoria y modelos multicuerpo para tractor semirremolque (G = -6%, e = 4%) (ax = -11,2 m / s2).

Figura 130. Trayectoria de los márgenes laterales de fricción para el sedán Clase E (V = 65 mph, T = 6%, e = 4%) (ax = -11,2 ft / s2).

Figura 131. Trayectoria de insumos de simulación para bicicleta transitoria y modelos multicuerpo para sedán Clase E (V = 65 mph, T = 6%, e = 4%) (ax = -11,2 ft / s2).

4.10.2.5 Efecto de cambios de carril de Maniobras en Detener Sight Distancia de desaceleración

Aunque varios de los tipos de vehículos considerados mantuvo márgenes laterales de fricción positivos para detener la vista distancia de deceleración mientras se mantiene posición en el mismo carril, todos los vehículos considerados en la Sección 4.9 usando los modelos de transitorios de bicicleta mostraron

márgenes laterales de fricción negativos cuando un cambio de carril se combinó con un evento de des-aceleración distancia de frenado a la vista. Para comprobar si el mismo ocurre con el modelo multicuerpo, considere las parcelas margen fricción laterales para el sedán Clase E (Figuras 132 a 134), el SUV de tamaño completo (Figuras 135 a 137), de una sola unidad de camiones (Figuras 138 a 140), y el tractor semirremolque (Figuras 141 a 143). Estas cifras muestran los márgenes durante el recorrido en tres velocidades (25, 55 y 85 mph), con una ley de -9% y peraltes de 0% y el 8%.

Al comparar los efectos entre 0% y 8% peraltes en las figuras 132 a 143, los márgenes laterales mínimos se encuentran

Figura 132. laterales trayectorias margen fricción de bicicleta transitoria y modelos multicuerpo para Clase E sedán [V = 25 mph, G = -9%, e = 0% (parcelas de la izquierda) y el 8% (parcelas de la derecha); (ax = -11,2 m / s2 y cambio de carril).

Figura 133. laterales trayectorias margen fricción de bicicleta transitoria y modelos multicuerpo para Clase E sedán [V = 55 mph, G = -9%, e = 0% (parcelas de la izquierda) y el 8% (parcelas de la derecha); (ax = -11,2 m / s2 y cambio de carril).

Figura 134. laterales trayectorias margen fricción de bicicleta transitoria y modelos multicuerpo para Clase E sedán [V = 85 mph, G = -9%, e = 0% (parcelas de la izquierda) y el 8% (parcelas de la derecha); (ax = -11,2 m / s2 y cambio de carril).

Figura 135. laterales trayectorias margen fricción de bicicleta transitoria y modelos multicuerpo para SUV de tamaño completo [V = 25 mph, G = -9%, e = 0% (parcelas de la izquierda) y el 8% (parcelas derecha); (ax = -11,2 m / s2 y cambio de carril).

Figura 136. laterales trayectorias margen fricción de bicicleta transitoria y modelos multicuerpo para SUV de tamaño completo [V = 55 mph, G = -9%, e = 0% (parcelas de la izquierda) y el 8% (parcelas derecha); (ax = -11,2 m / s2 y cambio de carril).

Figura 137. laterales trayectorias margen fricción de bicicleta transitoria y modelos multicuerpo para SUV de tamaño completo [V = 85 mph, G = -9%, e = 0% (parcelas de la izquierda) y el 8% (parcelas derecha); (ax = -11,2 m / s2 y cambio de carril).

Figura 138. laterales trayectorias margen fricción de bicicleta transitoria y modelos multicuerpo para una sola unidad de camiones [V = 25 mph, G = -9%, e = 0% (parcelas de la izquierda) y el 8% (parcelas de la derecha); (ax = -11,2 m / s2 y cambio de carril).

Figura 139. laterales trayectorias margen fricción de bicicleta transitoria y modelos multicuerpo para una sola unidad de camiones [V = 55 mph, G = -9%, e = 0% (parcelas de la izquierda) y el 8% (parcelas de la derecha); (ax = -11,2 m / s2 y cambio de carril).

Figura 140. laterales trayectorias margen fricción de bicicleta transitoria y modelos multicuerpo para una sola unidad de camiones [V = 85 mph, G = -9%, e = 0% (parcelas de la izquierda) y el 8% (parcelas de la derecha); (ax = -11,2 m / s2 y cambio de carril).

a ser casi idénticos. Los casos 0% de peralte de estas cifras representan los peores escenarios como se identifica en la Sección 4.9 para cada vehículo. Estas situaciones tuvieron márgenes de fricción cercanos a cero para la mayoría de las velocidades con el modelo transitorio, y estos bajos márgenes se confirman, en general, por los resultados de la simulación del cuerpo múltiples. Un efecto de peraltes más grandes parece ser que, donde hay intervalos de bajos márgenes en la maniobra, estos intervalos parecen durar más tiempo en el caso de peralte del 8% que en el caso de peralte 0%. Un ejemplo de esto puede verse en la Figura 133. En muchos de los casos, la Figura 133 como un ejemplo, se puede ver el sesgo en peso

lateral causada por la curva peraltada. Esto se debe a la capacidad del modelo de cuerpo múltiple para explicar precisamente por transferencia de peso y de suspensión dinámica de un vehículo durante y después de derrape se produce. El mensaje principal, sin embargo, es que los efectos de los valores de peralte razonables sobre los márgenes son pequeños, siempre y cuando se sigan las directrices apro-piadas para el desarrollo del peralte en la tangente.

Las figuras 132 a 143 muestran también que el modelo multicuerpo coincide con el modelo transitorio bicicleta bastante bien la mayor parte del recorrido, con algunas salvedades. En primer lugar, el tiempo de traza entre el modelo transitorio y el modelo multicuerpo no siempre alinear, pero esto se debe gene-ralmente a las entradas no coincidentes entre los dos modelos, no necesariamente por modelar diferen-cias. Además, presentan el mismo tipo de oscilaciones de freno presentan en la sección anterior en la dirección de mantenimiento de la curva con la detención de desaceleración distancia de visibilidad. Esto hace que las simulaciones a veces sobre-o bajo-predecir predecir los márgenes laterales de fricción

Figura 141. laterales trayectorias margen fricción de bicicleta transitoria y modelos multicuerpo para tractor semirremolque [V = 25 mph, G = -9%, e = 0% (parcelas de la izquierda) y el 8% (parcelas de la derecha); (ax = -11,2 m / s2 y cambio de carril).

Figura 142. laterales trayectorias margen fricción de bicicleta transitoria y modelos multicuerpo para tractor semirremolque [V = 55 mph, G = -9%, e = 0% (parcelas de la izquierda) y el 8% (parcelas de la derecha); (ax = -11,2 m / s2 y cambio de carril).

Figura 143. laterales trayectorias margen fricción de bicicleta transitoria y modelos multicuerpo para tractor semirremolque [V = 85 mph, G = -9%, e = 0% (parcelas de la izquierda) y el 8% (parcelas de la derecha); (ax = -11,2 m / s2 y cambio de carril).

en comparación con el modelo de bicicleta transitoria, principalmente debido al comportamiento del conductor utilizado por el software de simulación multicuerpo.

Más significativamente, el modelo multicuerpo muestra que el ABS puede ser activado para algunas de estas maniobras incluso cuando las simulaciones se realizan en los caminos de alta fricción. Los efectos de las variaciones de la entrada se ilustran en particular en las figuras 138 a 143 El camión de una sola unidad y los modelos de tractor de semirremolque utilizados por el software de simulación multicuerpo están equipados con ABS, que se activa durante los als travers- para ayudar a los vehículos a evitar perder el control. Para estos camiones, el ABS tiende a activar en el modelo multicuerpo en situaciones donde el modelo transitorio bicicleta predijo márgenes muy negativo; así que mientras ABS impidió que los márgenes extremadamente negativos, el modelo multicuerpo no confirmar que estas situaciones probablemente habrían tenido márgenes muy negativos si el ABS no estaban disponibles.

En resumen, aunque las simulaciones utilizando el modelo transitorio de la bicicleta son capaces de mostrar los márgenes laterales de fricción muy negativas, y aunque se simuló la superficie del camino utilizada en el modelo multicuerpo con un alto coeficiente de fricción para asegurar que la demanda pre-vista sería suficiente para todos los casos simulados, el ABS sigue activa durante el recorrido visual de detención desaceleración distancia con cambio de carril para los dos camiones considerados. Esto im-pidió que los márgenes laterales de fricción de ir demasiado lejos por debajo de cero y asistida del vehículo en permanecer bajo control. Sin embargo, también indica claramente que los cambios de carril combinado con la detención de desaceleraciones distancia visual provocará la activación ABS incluso en caminos de alta fricción.

4.10.2.6 Efecto de cambios de carril de Maniobras en frenado de emergencia de desaceleración

Dada la variabilidad de los resultados de la simulación multicuerpo causados por el modelo de contro-lador, y dado que casi todos los escenarios predicen los márgenes negativos, sólo unos pocos escenarios se evalúan utilizando las tasas de deceleración de frenado de emergencia. En particular, la Sección 4.9

predijo que el SUV Clase E, SUV de tamaño completo, y de una sola unidad de camiones serían patinar distancias considerables cuando se produjo una maniobra de frenado de desaceleración de cambio de carril / de emergencia combinada. En las secciones anteriores, la distancia de desviación lateral se predijo asumiendo, entre otras cosas, que el conductor no hizo los movimientos del volante y correctivas que ABS no está presente-esta situación es similar a la situación del vehículo peor de los casos. Sin embargo, en el modelo multicuerpo, los vehículos son simuladas con ABS, y hay un modelo de controlador presente que dirige el vehículo hacia la trayectoria deseada incluso en la presencia de desviaciones. Esto es análogo a un mejor escenario. Por lo tanto, la comparación de los resultados multicuerpo con los resultados de la Sección 4.9 ilustra la gama de comportamiento de seguimiento que podría ocurrir en la presencia de márgenes de fricción laterales negativos.

La figura 144 muestra el camino el seguimiento del rendimiento de cuatro vehículos en la deceleración de frenado de emergencia con un carril

Figura 144. distancia desviación lateral de los modelos multicuerpo para el sedán Clase E, Clase E SUV, SUV de tamaño completo, y de una sola unidad de camiones (V = 70 mph, G = -9%, e = 8%) (ax = -15 m / s2 y cambio de carril).

cambie a 70 mph, previsto para la simulación multicuerpo en situaciones en las que hay márgenes de fricción laterales negativos. Tenga en cuenta que el ABS estaba activando durante la simulación, aunque sea por caminos de alta fricción, que a su vez indica que los márgenes de fricción son extremadamente bajos. Todos los cuatro vehículos fueron capaces de mantener el control a través de la curva mediante el uso de ABS y modelo de controlador del software multicuerpo.

La figura 145 muestra las trayectorias de tiempo del margen de la fricción lateral para los mismos vehículos para el mismo recorrido como se muestra en la Figura 144. Las trayectorias margen entre el modelo de bicicleta transitoria y el partido modelo multicuerpo en forma, aunque en el caso de la de tamaño completo SUV y el de una sola unidad de camiones-los dos peores vehículos para la distancia de desviación lateral durante este tipo de recorrido (sección 4.9) -repercusiones de ABS son evidentes en las oscilaciones de la fuerza de los neumáticos cuando los márgenes tienden a cero. La acción rápida pul-sación del ABS en los vehículos simulados permite modelo de controlador de software multicuerpo para continuar navegar la maniobra prescrita sin ningún derrape significativo y la desviación lateral posterior. El hecho de que ninguno de estos vehículos se apartó significativamente de la trayectoria deseada mientras atraviesa la curva sugiere que el cambio de carril en la curva no es tan grave que un vehículo equipado con ABS perderá el control.

Recordemos que los caminos utilizados en la simulación multicuerpo poseían altos coeficientes de fric-ción (correspondiente a la oferta de fricción) a fin de no distorsionar el cálculo de la demanda de fricción tal como se define en la Sección 4.2. Esto se hizo para que los márgenes laterales de fricción comparable para el mayor número de escenarios de conducción como sea posible entre la sección 4.8 y el análisis actual. Pero incluso los caminos de alta fricción no pararon el ABS se active por deslizamiento excesivo de las ruedas de los valores de frenado grandes e = 8%, G = -9%, v = 70 mph, EclassSUV

e = 8%, G = -9%, v = 70 mph, EclassSedan a 0,5

Figura 145. laterales trayectorias margen fricción de bicicleta transitoria y modelos multicuerpo para sedán Clase E, Clase E SUV, SUV de tamaño completo, y de una sola unidad de camiones (V = 70 mph, G = -9%, e = 8% ) (ax = -15 m / s2 y cambio de carril).

o para las maniobras más agresivas. Además, el uso de un camino de alta fricción para generar valores de demanda de fricción podría inadvertidamente permitir que los vehículos en la simulación multicuerpo para mantener el seguimiento de ruta artificialmente bien.

Para analizar si las simulaciones de alta fricción mejoran artificialmente el rendimiento de deslizamiento, se realizó otra serie de simulaciones. Este conjunto de simulaciones utiliza condiciones idénticas a las de

gestión en las figuras 144 y 145, pero la superficie del camino se le dio un bajo coeficiente de fricción de 0,50 y 0,55 para los camiones para vehículos de pasajeros, que representan los valores de suministro de baja fricción de dos sigma reales en el lateral (curvas) dirección de 70 mph, calculado según el apartado 4.2.

Los resultados de las simulaciones de baja fricción, que se muestran en la Figura 146, son casi idénticas a las simulaciones de camino de alta fricción que se muestran en la Figura 144. Esto sugiere que incluso con baja fricción en el modelo multicuerpo, el conductor simulado es capaz de mantener el control de el vehículo durante el cambio de carril. Este resultado no es claramente una generalización sobre todos los conductores humanos y todos los entornos de baja fricción. Los conductores a menudo entran en pánico cuando los neumáticos pierden tracción, incluso con ABS y / o control de estabilidad ayudándolos, y no suelen tomar las decisiones correctas de mando necesarios para mantener un vehículo en una trayectoria deseada en el inicio de un patín. Sin embargo, el hecho de que el conductor simulado es capaz de mantener el carril siguiente y una maniobra de cambio de carril mientras el sistema ABS se activa en un camino de baja fricción sugiere que los cambios de carril son físicamente posibles en las curvas, incluso en circunstancias de frenado de emergencia.

En las simulaciones presentadas hasta ahora, la demanda de fricción se resta de suministro de fricción para obtener margen de fricción lateral; Por lo tanto, en los casos de margen negativo, es posible que el vehículo no está en realidad desacelerando a la tasa asumido. En la simulación multicuerpo, esto puede hacer que el vehículo para lograr un

Figura 146. distancia Desviación lateral para la simulación de baja fricción de los modelos multicuerpo para el sedán Clase E, Clase E SUV, SUV de tamaño completo, y de una sola unidad de camiones (V = 70 mph, G = -9%, e = 8 %) (ax = -15 m / s2 y cambio de carril).

cambio de carril y / o carril siguen, pero no se desaceleran en realidad en la cantidad deseada. Otras investigaciones confirmaron que las tasas de deceleración (medido en el centro de masa de la sprung- de gravedad del vehículo) para todos los vehículos eran comparables a la tasa de deceleración deseada de -15 ft / s2.

4.10.3 Discusión

En esta sección se aborda un par de cuestiones clave asociadas con el uso de complejos modelos de dinámica de vehículos para la estimación de los márgenes laterales de fricción. El primer problema se refiere a la exactitud de los propios simulaciones de vehículos. Para los vehículos de dos ejes, el modelo transitorio bicicleta es un bastante buen predictor del comportamiento del vehículo con un conductor peor de los casos, por ejemplo, que no trata de corregir los erdespistees de mantenimiento de carril. En cir-cunstancias en las entradas ABS y correcciones del controlador son a la vez insignificante, los resultados muestran que el modelo de bicicleta transitorio para los vehículos de dos ejes produce márgenes que coinciden bastante bien con los modelos multicuerpo. Para los vehículos multiaxle, se demostró que si se promedian para tractores adyacente o semi-remolque ejes, entonces el modelo multicuerpo está de acuerdo en gran medida con el modelo transitorio bicicleta. Sin embargo, se encontró que este promedio puede ocultar alguna variación de eje específico en el margen de fricción lateral que podría resultar en bajos márgenes o incluso negativos de fricción.

La segunda idea es que, como las maniobras se vuelven más agresivos, el acuerdo entre los diferentes modelos se vuelve menos exacta y más dependiente del modelo de controlador y de la presencia o au-sencia de ABS. Así, las salidas se vuelven más difíciles de comparar. Se espera que el comportamiento del conductor simulado las simulaciones multicuerpo 'es más representativa de lo que va a hacer un conductor humano durante un recorrido de una curva, pero también se reconoce que estos insumos ya no puede ser el peor de los casos por una respuesta del controlador del peor caso no se puede definir. Cuando los valores de deceleración superan valores de deceleración curva de entrada, las oscilaciones en la entrada de frenado causados por la simulación tratando de mantener la desaceleración deseada

convertirse significativa y puede conducir a predicciones margen negativo. Por otro lado, el ABS se activa en el software multicuerpo para evitar que los márgenes se vuelva demasiado negativo y permite que el vehículo simulado por el software multicuerpo para mantener la trayectoria deseada, cuando impulsado por el controlador de dirección de previsualización óptima del software (es decir, el modelo de conductor).

4.10.4 Resumen de las Principales resultados de la Etapa 9

En resumen, los siguientes resultados fueron obtenidos a partir del análisis en el Paso 9:

El modelo multicuerpo confirma los resultados de los modelos transitorios de bicicleta para vehículos de dos ejes para todos, pero las maniobras más agresivas, lo que los hace adecuados para el diseño de caminos.

Los modelos de bicicletas transitorios para el tractor semi-remolques tienden a predecir el comporta-miento del vehículo bien para maniobras moderadas, pero no deben ser utilizados para predecir los márgenes laterales para las curvas de fricción combinado, de cambio de carril, y las maniobras de fre-nado. El desacuerdo entre el modelo de bicicleta transitoria y el modelo multicuerpo se encontró para estos casos. El más desacuerdo era una función de cualquiera de promediación de las fuerzas de ejes y de la presencia de ABS, o las respuestas específicas de las entradas de frenado del conductor simulado.

Márgenes laterales de fricción para el doble STAA son, para los casos que se estudiaron, ligeramente superiores a las del tractor semi-remolque.

Frenado y dirección de control del conductor simulado utilizado por el software de simulación multicuerpo, que intenta aproximar el comportamiento humano, puede causar cualquiera de los vehículos conside-rados a patinar temporalmente. Esto fue visto durante un evento de la curva de mantenimiento con o sin un cambio de carril al decelerar a detener los niveles de la distancia de visibilidad en las calificaciones.

El camión de una sola unidad y el SUV de tamaño completo ambos tienen márgenes de fricción laterales positivos durante la desaceleración y carriles cambios de entrada curva- combinados. Pero ambos tienen márgenes de fricción laterales negativos durante distancia visual de detención y la desaceleración de emergencia con o sin eventos de cambio de carril para todas las velocidades.

Por la modelo de controlador dentro de CarSim y TruckSim, así como el uso de ABS en las simulaciones multicuerpo, todos los vehículos fueron capaces de mantener la trayectoria deseada alrededor de la curva y a través de un cambio de carril para todos los escenarios de frenado considerados. Esto está en con-traste con los resultados de la sección 4.9, que no consideraban ABS o conductor correcciones.

7. La ruta de seguimiento del rendimiento del vehículo simulado en el modelo multicuerpo no se degrada cuando se simuló un camino de baja fricción.

4.11 Paso 10: Predecir con ruedas de ruedas de forma individual durante las maniobras transitorias

El objetivo de la etapa 10 era utilizar modelos multicuerpo de alto orden para predecir la elevación de la rueda de las ruedas individuales. El uso de software disponible en el mercado de vehículos de simulación dinámica (es decir, CarSim y TruckSim), se utilizaron modelos multicuerpo de alto orden para predecir la elevación de la rueda de las ruedas individuales como vehículo recorre una curva horizontal fuerte, te-niendo en cuenta una serie de condiciones tales como la curvatura horizontal , pendiente y el peralte. En lugar de simular toda la gama de geometrías hipotéticos y vehículos considerados a lo largo de esta investigación, este análisis se centró en aquellas situaciones identificadas en los pasos anteriores como áreas de preocupación. Tenga en cuenta, a diferencia de los análisis en las secciones 4.9 y versiones anteriores, en los modelos multicuerpo la transición de peralte se simula (es decir, diseñado) según la política de Green Book.

4.11.1 Análisis Enfoque

Para extender los resultados de la sección 4.6, un método más sofisticado de identificación de márgenes de rollover se consideró en este paso mediante modelos multicuerpo. El análisis considera los casos en que el vehículo atraviesa una curva sin un cambio de carril, con un cambio de carril, y con la desacele-ración. El análisis se centra en los vehículos identificados en la sección 4.6 que tienen umbrales bajos de vuelco según lo definido por la ecuación 27 Consiste en especial del camión de una sola unidad y el camión semirremolque tractor. Tenga en cuenta que el tractor semirremolque / remolque completo ca-miones se supone que tienen los mismos umbrales de vuelco como camiones tractor semi-remolque. Esta suposición se hace por que en el caso estático, ambos vehículos están limitados por el umbral de vuelco de sus remolques. La altura y el ancho de vía CG de los trailers de ambos vehículos se supone que son bastante similares. Por lo tanto, los resultados semi-remolque del tractor se supone que representan el tractor semirremolque / remolque completo también. Esta hipótesis de la similitud entre los márgenes de vuelco para el semirremolque tractor y tractor semirremolque / remolque completo se confirma en el análisis que sigue.

En la Sección 4.6 del umbral de vuelco, y por lo tanto el margen de vuelco, se define según la configu-ración estática del vehículo, y por lo tanto puede no ser apropiado para predecir eventos rueda elevadoras dinámicos. Por lo tanto, es necesaria una nueva definición de la proximidad de elevación de las ruedas. En este análisis, la relación de transferencia de carga (LTR), una métrica de uso común en la comunidad de la dinámica del vehículo para predecir elevador y examinar la gravedad relativa de una maniobra con respecto a la elevación de la rueda, se utiliza. La métrica se define para cada eje, como:

N - No N + n

Donde N y n son las cargas normales (verticales) con el neumático dentro y fuera de un eje en las curvas, respectivamente. Por que las cargas normales en un neumático no puede ser menor que cero, esta mé-trica sólo puede variar -1-1. Tal como se define, la LTR de un eje es -1 cuando el neumático fuera lleva todo de la carga del eje (es decir, la rueda interior tijera) y 1 cuando el neumático interior lleva todo de la carga del eje. Para un vehículo cargado simétricamente en un camino tangente con 0% de peralte, la LTR para cualquier eje sería 0.

(90)

Como un vehículo recorre una curva horizontal, la LTR tenderá hacia -1 inmediatamente antes de ele-vación de las ruedas. Desde un punto de vista cualitativo, la LTR puede ser pensado como la parte de la carga total transportada por el eje del neumático exterior. Esto constituye una especie de "demanda roll" que, cuando se resta de la unidad, da un margen de estabilidad dinámica-por eje definido por la proxi-midad de la LTR en un valor que causa la elevación de la rueda, por ejemplo,

Este margen de vuelco "dinámica", en contraste con el margen de vuelco "estática" de la Sección 4.6 se define en la Ecuación 27, representa la proximidad del eje de elevación de la rueda.

4.11.2 Análisis de Resultados

En la figura 147, los márgenes de rollover se trazan para un camión de la unidad de un solo y un tractor semirremolque atravesar una curva sin hacer un cambio de carril y mantener una velocidad constante, para una curva con una calificación de -6% y el 4% de peralte. Estos gráficos muestran las diferencias entre los márgenes de vuelco de los ejes individuales para velocidades de 25 a 85 mph. Por que la política actual AASHTO da mayores niveles de aceleración lateral a bajas velocidades de diseño, hay más cambio de peso a velocidades más bajas que con velocidades más altas. Este cambio de peso hace que los márgenes de rollover más bajos para este transversal constante a velocidades más bajas. Los már-genes de vuelco aumenta con el aumento de velocidad directriz. Para estos casos de prueba, los már-genes mínimos de vuelco son aproximadamente desde 0,4 hasta 0,48 para una velocidad de 25 mph.

Para poner a prueba los límites de la dotación margen de vuelco en el ámbito de las maniobras consi-deradas en esta investigación, las maniobras más agresivas son de mayor interés. Figura 148 muestra los

márgenes de rollover para un camión de una sola unidad y una desaceleración de la curva-entrada tractor semirremolque considerando combinado con un cambio de carril para un -9% pendiente y peraltes de 0% y el 8%. Las parcelas indicar que ambos vehículos tienen una gran cantidad de carga restante en el neumático interior. En la figura 148, el pendiente -9% con 0% de peralte representa el peor de los casos identificados en la Sección 4.8 para los márgenes laterales de fricción para ambos vehículos. Se asumió que este peor de los casos la fricción situación probablemente generará el margen de peor caso de vuelco, ya que en los márgenes laterales de fricción generales y los márgenes de vuelco son tanto peor cuando aceleraciones laterales de un vehículo son más altos.

En la Figura 148 se producen al margen del peor caso a baja velocidad durante el tractor semirremolque. Se simuló el caso peralte del 8% para el tractor semirremolque / remolque total a 25 mph a comparar con el tractor semirremolque. Los resultados se muestran en la Figura 149, y los márgenes mínimos de vuelco son casi idénticos al tractor-remolque (0,32 frente a 0,36). e = 4%, G = -6%, TractorTrailer

e = 4%, G = -6%, SingleUnitTruck

Figura 147. márgenes Rollover para ejes individuales de una sola unidad camión y tractor semirremolque (G = -6%, e = 4%) (ax = 0 ft / s2). e = 0%, G = -9%, SingleUnitTruck

Figura 148. márgenes Rollover de ejes individuales para una sola unidad camión y tractor semirremolque (G = -9%, e = 0% y el 8%) (ax = -3 m / s 2 y cambio de carril).

Considerando un escenario aún más grave, la figura 150 muestra los márgenes de rollover para un camión de una sola unidad y un semi-remolque tractor considerando detener la desaceleración distancia visual combinada con un cambio de carril para un pendiente -9% y peraltes de 0% y el 8%. Los resultados indican que los márgenes de vuelco para ambos vehículos son al menos 0,4 o mayor para esta maniobra y el camino de diseño. Como suele suceder, los márgenes de vuelco en este caso son más elevados de lo que son para el caso de desaceleración leve, principalmente debido al efecto de la elipse de fricción. En el nivel más alto de desaceleración, más de la mano de los neumáticos se reparte al frenado y por lo tanto menos es disponible para la aceleración lateral. Las secciones anteriores mostraron que esta situación comienza a producir los márgenes laterales de fricción muy bajos, y por lo tanto los márgenes de rollover son en realidad más alto de lo esperado.

Cuando se considera la deceleración de frenado de emergencia, los resultados de la análisis del margen de desplazamiento del camión de una sola unidad son muy diferentes de los resultados anteriores. Estos márgenes de rollover se muestran en la Figura 151. Mientras el tractor semirremolque todavía no se acerca a levantar una rueda, lo mismo no es cierto para el camión de una sola unidad. El camión de una sola unidad aparece para levantar una rueda desde 50 65 mph bajo deceleración de frenado de emer-gencia con un cambio de carril.

Para entender las situaciones ruedas de elevación para el camión de una sola unidad, las trayectorias de margen de vuelco específicos se trazan para todas las velocidades de las ruedas elevadoras (es decir, de 50 a 65 mph) en la Figura 152 Es claro que los márgenes de vuelco son generalmente muy positiva a través de casi toda la trayectoria, y solo pico a cero por un instante. Este pico es más probable por la resonancia en los sistemas de suspensión y / o de frenado asociados con las acciones del controlador de ABS en el vehículo simulado. Los márgenes de vuelco cerca de cero representan sólo una momentánea "elevador" en el neumático en el interior, y no presentan una condición en la que el

Figura 149. márgenes Rollover de ejes individuales para camión semirremolque tractor / remolque com-pleto (doble) (G = -9%, e = 8%) (ax = -3 m / s 2 y cambio de carril).

vehículo es probable que el vuelco del vehículo. Esto se evidencia por el hecho de que la propia simu-lación multicuerpo no predijo una volcadura, que el software es completamente capaz de simular. Por lo tanto, incluso el vehículo con el más alto centro de gravedad no se corre el riesgo de vuelco durante

cualquiera de las maniobras peor de los casos considerados en esta investigación. Esto confirma la afirmación de la sección 4.6 que el arrastre es una cuestión mucho más urgente para las maniobras normales en los caminos que es rollover.

Por último, se simularon las situaciones anteriores para el sedán Clase E, Clase E SUV y SUV de tamaño completo. Los márgenes más bajos observados fueron para los SUVs, y en particular la SUV Clase E, pero sin márgenes eran lo suficientemente bajo como para provocar cualquier preocupación. El margen de vuelco más bajo detectado fue de 0,63. Esto ocurrió a 70 kilómetros por hora durante un SUV Clase E la realización de una maniobra de frenado de emergencia con un cambio de carril. Claramente, elevación de las ruedas no es una preocupación para los vehículos de pasajeros que realizan las diversas manio-bras consideradas en esta investigación.

4.11.3 Resumen de las Principales resultados de la Etapa 10

En resumen, los siguientes resultados fueron obtenidos a partir del análisis en el paso 10:

Para los vehículos considerados en esta investigación, la volcadura no es una preocupación directa para un vehículo atraviesa una curva horizontal afilado en una pendiente empinada, ni siquiera cuando un vehículo realiza un cambio de carril, con o sin frenar al atravesar la curva.

El camión de una sola unidad exhibe elevador momentánea a velocidades de 50 a 65 mph en el caso de la deceleración de frenado de emergencia combinada con un cambio de carril en una pendiente de -9% y un peralte de 0%. Esta elevación momentánea dentro de rueda es un artefacto de accionamiento y la suspensión comportamiento del ABS, pero no representa una condición donde el vehículo sobre rodillos probable para este diseño calzada peor de los casos y la combinación de maniobra.

Figura 150. márgenes Rollover de ejes individuales para una sola unidad camión y tractor semirremolque (G = -9%, e = 0% y el 8%) (ax = -11,2 m / s2 y cambio de carril).

Suponiendo que la altura y el ancho de vía CG de los trailers de ambos vehículos son los mismos, ca-miones remolque Full- tractor semi-remolque / tienen márgenes rollover muy similares en comparación con tractores camiones semi-remolque. Esto fue evidente sobre la base de los márgenes de vuelco es-tática estimados en el paso 5 (sección 4.6), y analiza utilizando el margen rollover "dinámico" sobre la base de la LTR confirmó las similitudes rollover entre ambos vehículos.

Para tractor semi-remolque o tractor semirremolque / camiones-remolque completo con carga inusual, o las que se cargan a la capacidad, vuelco puede ser más de un problema, especialmente para las ma-niobras de evasión muy agresivos. Sin embargo, para las situaciones de carga simulados aquí conside-rada-bastante típico para estos vehículos-no parece haber márgenes de ruedas de elevación adecuados.

4.12 Paso 11: Análisis de mejoramientos

El objetivo de la etapa 11 fue analizar los efectos de los mejoramientos en los márgenes de fricción y vuelcos laterales. El uso de los modelos transitorios bicicleta y multicuerpo, este análisis estima los márgenes laterales de fricción para vehículos de pasajeros que pasan por curvas horizontales en las actualizaciones, en el supuesto de que los vehículos de pasajeros mantienen su velocidad deseada en la actualización y la curva. Para tractores semirremolques, el análisis representó velocidades reducidas en las actualizaciones (es decir, velocidades de rastreo) y para atravesar los mejoramientos en la velocidad directriz. También se consideraron los temas de vuelco del vehículo. e = 0%, G = -9%, solo camión Unidad

Figura 151. márgenes Rollover de ejes individuales para una sola unidad camión y tractor semirremolque (G = -9%, e = 0% y el 8%) (ax = -15 m / s 2 y cambio de carril).

4.12.1 Análisis Enfoque

En las actualizaciones, la dirección del pendiente requiere fuerzas de tracción en lugar de fuerzas de frenado a aplicar en los vehículos. Si bien esto generalmente hace que los esfuerzos de frenado más fácil,

para situaciones de frenado sin que significa que más del margen de la fricción puede ser utilizado. La principal diferencia entre el frenado y la tracción es que, para el frenado, las fuerzas de frenado se dis-tribuyen entre todos los neumáticos, pero para la tracción, las fuerzas de accionamiento sólo se distri-buyen a los ejes de accionamiento. Para los camiones, no está claro si las fuerzas de tracción requeridas pueden causar los ejes motrices patinen en las maniobras sobre las actualizaciones. Si los vehículos requieren una tracción significativa en la actualización, el arrastre puede ocurrir por ruedas motrices delantero y vehículos de pasajeros rueda trasera de la unidad también.

Este análisis se extiende los resultados de la Sección 4.9, utilizando una versión modificada de los mo-delos transitorios bicicleta. Estas modificaciones son específicamente para agregar los efectos de pen-diente y para distribuir las fuerzas de tracción sólo a los ejes de accionamiento del vehículo.

Para calcular las velocidades de rastreo teóricos de semirremolques para tractores sobre actualizaciones, figura 153 se utiliza para determinar el equilibrio de fuerzas en el vehículo. En general, la fuerza de trac-ción en las ruedas, después de las pérdidas por la transmisión, resistencia a la rodadura, y otras pérdidas, requiere una potencia de salida igual a las fuerzas que actúan sobre el cuerpo, multiplicado por la velo-cidad del vehículo:

Aquí P representa la rueda de caballos de fuerza del tractor semi-remolque, V representa la velocidad del tractor semi-remolque, y Fx representa las fuerzas que actúan en la dirección longitudinal en el cuerpo del vehículo. Fx es también igual a la final

Figura 152. Rollover trayectorias margen de tiempo para los ejes individuales para una sola unidad de camiones (V = 50 a 65 mph, G = -9%, e = 0%) (ax = -15 ft / s2 y de cambio de carril).

fuerza de tracción en las ruedas motrices cuando se está aplicando sin frenar. Sumando fuerzas en todo el rendimiento del sistema tractor semirremolque:

Y F = m * = - - mg- ^ - Cd1 p • A * V2 ^ dt V 100 2

Aquí, m es la masa total del vehículo, gis la constante gravitacional, Cd el coeficiente de arrastre, p es la densidad del aire, y A es el área frontal del vehículo. Cuando el tractor semi-remolque ya no es capaz de acelerar, alcanzó su velocidad de arrastre y la ecuación 92 se reduce a:

Figura 153. equilibrio Fuerza en un tractor semirremolque para determinar las velocidades de rastreo.

(92)

La ecuación 96 puede resolverse de muchas maneras. Para esta ecuación, dos de las raíces forman un par conjugado complejo, y la tercera raíz real representa la velocidad de arrastre, Vcrawi, del tractor semi-remolque.

Los valores representativos (para un tractor semirremolque) para los términos de la ecuación 96 se asumieron los siguientes (McCallen et al, 2006; TruckSim.):

Cd = 0,79

p = 0,0739 libras / ft 3 (a 77 ° F) A = 84.0 ft3 Peng = 35 Hp

Pstatic = 413 Hp Crou = 1.15 Hp / mph

Tenga en cuenta, se suponía que el conductor cambia a una marcha que permite un uso máximo de la potencia del motor a la velocidad de tortuga. Estos valores numéricos se utilizan con la Ecuación 96 para calcular las velocidades de rastreo a través de una gama de pendientes. Esta solución se obtiene para un tractor semirremolque cargado con 22.000 libras Las comparaciones de las velocidades de rastreo teó-ricas con velocidades de rastreo calculados dentro TruckSim para las mismas condiciones / supuestos confirmaron la exactitud de los cálculos teóricos de las velocidades de rastreo para su uso en este aná-lisis.

(97)

En las actualizaciones, la dirección del pendiente requiere fuerzas de tracción en lugar de fuerzas de frenado a aplicar en los vehículos. Mientras que esto hace generalmente esfuerzos de frenado más fácil, la fuerza de tracción se concentra en el eje motriz. La fuerza de tracción necesaria para la actualización es:

Mientras que la fuerza normal en el eje trasero (unidad) es:

Fz = mtruck • g • pr (98)

Aquí PR es la proporción del peso de camiones en el eje trasero, y es por lo general alrededor del 44% de la masa total del camión. Por lo tanto, la fricción requerida normalizada es la relación de estos dos valores:

fxtmction = G / (100 • pr)

La ecuación predice que la fuerza de tracción longitudinal peor de los casos se producirá para los me-joramientos más pronunciadas. Por ejemplo, para una actualización de 9%, la fricción de la demanda de tracción es aproximadamente 0,2. La fricción de alimentación para rastreo velocidades típicas de los camiones es de aproximadamente 0,62, y por lo tanto las fuerzas de tracción requiere 32% de la fuerza longitudinal disponible en el neumático. La elipse de fricción modifica la fuerza lateral disponible por la fuerza longitudinal utilizado, o para este ejemplo por el valor numérico de VL-0,32 = 0,95. Por lo tanto, las fuerzas máximas de tracción para 9% mejoramientos reducen la fuerza lateral disponible por 95% de los valores sin tracción. Por lo tanto, no se espera que las fuerzas de tracción de afectar significativamente los márgenes laterales de fricción.

4.12.2 Análisis de Resultados

Vehículos de pasajeros que viajan en Diseño Velocidad

Para los vehículos de pasajeros, las simulaciones se realizaron a la velocidad directriz del camino como las relaciones de potencia-peso de estos vehículos pueden ser lo suficientemente alto como para atra-vesar pendientes empinadas a la velocidad directriz. Se calcularon los márgenes laterales de fricción para las actualizaciones. Para comparación, la Figura 154 muestra los márgenes laterales de fricción para actualizaciones desde 0% a 9% y para rebaja de 0% a -9%. Los márgenes laterales de fricción global son ligeramente más altos para las actualizaciones debido al efecto de pendiente. Las excepciones son los casos de desaceleración distancia visual de detención velocidad constante y. Para el caso de velocidad constante (ax = 0 ft / s2), las actualizaciones tienen menores márgenes por que el eje de transmisión debe utilizar alguna fricción adicional para mantener el vehículo a la velocidad. Esto empuja a los márgenes de las situaciones de velocidad constante a un nivel donde se superponen con los márgenes de entrada desaceleración Curve- (ax = -3 m / s2). Para los márgenes de desaceleración distancia visual de deten-ción (ax = -11,2 pies s2 /), estos márgenes de fricción laterales son casi idénticos entre rebajas y mejo-ramientos.

Tractor Semi-Trailer Viajando a Crawl velocidad en Actualizaciones

(99)

Figura 155 muestra los márgenes laterales de fricción mínimas en todos los ejes para simula-ciones tractor semi-remolque desde el modelo de bicicleta transitoria para el 0% y 9% pendientes, para situaciones de mantenimiento de Curve- con un gran peralte (16%).

Figura 154. márgenes laterales de fricción de modelo transitorio de bicicleta para vehículos de pasajeros que comparan actualizaciones (parcelas de la izquierda) (G = 0% a 9%) a rebaja parcelas (derecha) (G = 0% a -9%), (e = 0% ) (ax = 0, -3, -11,2 y -15 m / s 2). Pendiente = 0% Intermedio

Figura 155. márgenes laterales de fricción de modelo de bicicleta transitoria para el tractor semi-remolque inicialmente que viajan a la velocidad de arrastre (G = 0% a 9%, e = 16%) (ax = 0, -3, -11,2, y-15 ft / s2).

La figura 156 muestra la misma situación con los cambios de carril en la actualización. Se realizaron las simulaciones asumiendo que el vehículo fue inicialmente viajando a la velocidad de rastreo en el pen-diente.

La presencia de las actualizaciones generalmente no causó márgenes peores que el caso de pendiente 0%. De hecho, para casi todas las condiciones, los mejoramientos hicieron que el tractor semi-remolque para frenar de manera tan significativa que las aceleraciones laterales fueron muy disminuido, resultando en los márgenes laterales de fricción mucho más altas porque el vehículo atraviesa las curvas a veloci-dades mucho más lentas.

La única excepción a esta tendencia, que pendiente creciente mejora de los márgenes laterales de fric-ción, es el caso de desaceleración distancia visual de detención (ax = -11,2 m / s2), donde los márgenes son peores para el aumento de las actualizaciones. Esto se debe a que las deceleraciones se vuelven más agresivos para los crecientes pendientes, por la forma en que se calculan las paradas desacelera-ciones distancia vista. En todos los casos en que los pendientes son lo suficientemente baja para que el vehículo pueda funcionar a la velocidad directriz, la adición de pendiente provoca peores márgenes para el caso de desaceleración distancia visual de detención. Esto es particularmente notable para velocidades bajas (es decir, de 35 millas por hora o menos), en los que la adición de pendiente puede causar fricción márgenes negativos.

4.12.2.3 tractor semi-remolque que se desplaza a la velocidad directriz en Actualizaciones

Puede haber situaciones en las que un camión que tiene una velocidad de arrastre lento puede atravesar una cuesta arriba empinada a una velocidad máxima de diseño. Un ejemplo es cuando la actualización es corta y sigue un largo tramo de camino con una calificación baja o nivel. En estas situaciones, el impulso del camión puede mantener la velocidad del vehículo a través de gran parte de la curva, lo que resulta en velocidades mucho más altas en la curva. Para estudiar estas situaciones, tractor semi-remolque simu-laciones se realizaron utilizando el modelo transitorio de la bicicleta a la velocidad directriz, en lugar de la velocidad de arrastre, para situaciones de mantenimiento de la curva (es decir, no hay cambios de carril). Los resultados, mostrados en la figura 157, se comparan con las rebajas y muestran que los márgenes son generalmente mayores para las actualizaciones que para degradaciones, en particular para Pen-diente = 0% pendientes intermedios

Figura 156. márgenes laterales de fricción de modelo de bicicleta transitoria para el tractor semi-remolque inicialmente que viajan a la velocidad de arrastre (G = 0% a 9%, e = 16%) (ax = 0, -3, -11,2, -15 ft / s2 y cambio de carril).

los casos de desaceleración de emergencia. Al igual que la situación observada para vehículos de pa-sajeros, hay una reducción del margen para los casos de velocidad constante por la tracción requerida para mantener velocidades. Para los que paran desaceleraciones distancia de vista, hay una sensibilidad mucho mayor a pendiente: pendientes superiores causan reducciones mucho mayores en los márgenes, de nuevo por la desaceleración más agresivo exigieron en mejoramientos frente a las bajadas. Los peores márgenes son para velocidades bajas, y los márgenes, aunque positivo para todas las situaciones, son

sólo marginalmente positivo para el caso 25 mph en ambos distancia visual de detención y frenado de emergencia deceleraciones.

4.12.2.4 Comprobación transitoria Modelo bicicletas Resultados para Tractores Semirremolques utili-zando el modelo multicuerpo

Por que los márgenes de fricción laterales para el semi-remolque del tractor son bajos para las situa-ciones distancia visual de detención a bajas velocidades de diseño, los escenarios de parada de dece-leración distancia vista se examinaron más de cerca con el modelo multicuerpo para el tractor se-mi-remolque que se desplaza inicialmente a la velocidad directriz del camino. El primer conjunto de si-mulaciones considera la actualización aparente del peor caso (G = 9%) y peralte (e = 16%). La figura 158 muestra el interior / márgenes de neumáticos fuera de individuales para el tractor semirremolque para el modelo multicuerpo.

En la figura 158, el margen de la fricción lateral de los neumáticos fuera desaparece de la trama por encima de 65 mph en 5 ejes, el eje muy más retrasada en el tractor semirremolque. El margen no se muestra aquí porque en realidad es infinitamente negativa como la descrita originalmente en la sección 4.4, por que el neumático se levantó del suelo. Esto, junto con la tendencia a la baja de los márgenes de fricción con el aumento de velocidad, está en conflicto con las predicciones del modelo transitorio bici-cleta.

Para obtener más información sobre por qué los márgenes podrían estar en desacuerdo de manera tan drástica, e incluso convertirse en infinitamente negativa, considere la figura 159, que muestra los már-genes de renovación para el mismo diseño vial y maniobra.

Figura 157. (parcelas dejadas; G = 0% y el 9%) de margen de fricción lateral del modelo de bicicleta transitoria para tractores semirremolques que comparan las actualizaciones a las rebajas (parcelas adecuadas; G = 0% y -9%) (e = 0% y 16%) (ax = 0, -3, -11,2 y -15 ft / s2).

velocidades es baja y golpea a un mínimo de cero para velocidades de 70 a 80 mph. Tal como se define en la Sección 4.11, un margen de vuelco de cero implica que una rueda se levantó en el eje, lo que implica una fuerza normal cero en ese neumático. Con una fuerza normal cero, la demanda de fricción se apro-xima al infinito, ya que la demanda de fricción se define como la fuerza de viraje requerida en el eje divi-dido por la fuerza normal (vertical) en el eje. Con una demanda infinita de fricción, los márgenes laterales de fricción infinitamente negativas son inevitables.

Los márgenes de vuelco mínimos bajos mostrados en la Figura 159 son probablemente la razón de la tendencia a la disminución de los márgenes de fricción con la velocidad como se muestra en la Figura 158. Con muy poco carga normal en la reserva, los neumáticos "ligeros" en un eje menudo disminuyen artificialmente el mínimo margen de fricción para una maniobra dado, mientras el vehículo todavía puede ser controlable y mantener su trayectoria prevista. Figura 160 muestra tanto la fuerza normal en cada neumático para la maniobra considerado y la desviación lateral para ofrecer una visión más clara de la gravedad de los bajos márgenes de vuelco y de fricción visto para velocidades más altas. Los gráficos muestran una oscilación pronunciada en las cargas verticales en la parte trasera del tractor y los grupos de ejes del remolque, sin embargo, un seguimiento del rendimiento de camino razonable. La oscilación carga vertical parece coincidir con el pico de desviación lateral se muestra, que es menos de 2 pies en su máximo. Esto indica que el vehículo fue capaz de mantener su paso en el camino, pero que el remolque comenzó a balancearse hacia adelante y hacia atrás mientras el vehículo estaba desacelerando, lo que lleva a una breve (menos de 1 s) evento rueda elevadora para los ejes 4 y 5 para el neumático exterior en aproximadamente 17 s en la maniobra.

El punto más interesante observar para este caso es que es el neumático exterior que levanta momen-táneamente, lo que lleva a que el margen de fricción previsto infinitamente negativo y el margen lateral de vuelco cero para la maniobra de velocidad de 70 mph diseño. Lo que esto significa, en la cara de un 16%

de peralte, es que el alto de la rueda es el levantamiento del suelo, lo que implica que el vehículo se inclina fuertemente hacia el borde inferior del camino.

Figura 158. márgenes laterales de fricción de los neumáticos dentro y fuera de los modelos mul-ticuerpo para tractor semirremolque (G = 9%, e = 16%) (ax = -11,2 m / s2).

Figura 159. márgenes Rollover de ejes individuales para tractor semirremolque (G = 9%, e = 16%) (ax = -11,2 m / s2).

La figura 161 representa qué sucede esto y le da un poco de contexto importante para el caso de la rueda elevadora. Muestra las entradas como una función del tiempo para la curva de 70 mph mantenimiento de maniobra.

Figura 161 trae varios hechos muy importantes a la luz. En primer lugar, para el modelo multicuerpo, la velocidad del vehículo disminuye de 70 mph gradualmente tan pronto como se inicia la simulación. Esto es porque, mientras que el modelo transitorio bicicleta simula el vehículo en cualquiera de la velocidad directriz o de la velocidad de arrastre, el modelo multicuerpo incluye todos los efectos del motor y, natu-ralmente, resultar en una disminución en la velocidad hacia la velocidad de arrastre desde el momento en que comience la simulación. Esto también resulta en el desplazamiento de tiempo del evento de des-aceleración entre el modelo transitorio y el modelo multicuerpo. El primero inicia la desaceleración en un momento determinado, y el segundo inicia la desaceleración a una distancia determinada de la curva. En segundo lugar, observe el movimiento de la dirección de la onda de seno-como ocurre en el modelo multicuerpo sólo después de 15 s. Esto es causado por el conductor simulado tratando de mantener la trayectoria deseada dentro del carril. Esta dirección correctiva es causado por los camiones, ya que, a velocidades inferiores a la velocidad directriz, el lado cuesta abajo del vehículo está experimentando la fuerza que el lado de la pendiente del vehículo más la frenada, haciendo que el vehículo para dirigir

Figura 160. verticales cargas de los neumáticos de ejes individuales (parcelas de la izquierda) y la desviación de la trayectoria deseada (parcelas derecha) para tractor semirremolque (V = 70 mph, G = 9%, e = 16%) (ax = -11,2 pies / s2).

Figura 161. Trayectoria de insumos de simulación para bicicleta transitoria y modelos multicuerpo para tractor semirremolque (V = 70 mph, G = 9%, e = 16%) (ax = -11,2 ft / s2).

cuesta abajo ligeramente. El controlador intenta corregir simulada para este dirigiendo pendiente arriba ligeramente. Este cambio de dirección crea una situación especial único para el recorrido de baja velo-cidad de las actualizaciones: esta situación es potencialmente más exigente que el mantenimiento de la curva con maniobra de cambio de carril simulado en la Sección 4.9. Para maniobras cerca de la velocidad directriz, esto no sería un problema, pero a medida que la velocidad disminuye durante la deceleración, la aceleración lateral requerida para mantener el giro también disminuye. De este modo, orientar hacia el final cuesta arriba de la pendiente transversal constituye una maniobra que permite el peralte para dis-minuir efectivamente umbral de vuelco del vehículo. Este efecto, debido principalmente a los esfuerzos del conductor simulada para quedarse en el camino, junto con las diferencias de carga en el interior / exterior en cada eje, no puede ser capturado por el modelo transitorio de bicicletas.

Estos resultados sugieren que puede ser necesaria una consideración especial en la elección del diseño de peralte en mejoramientos para prevenir tractores semirremolques de levantar una rueda como sus conductores tratan de desacelerar y mantener su posición en el camino durante un evento de desace-leración distancia visual de detención. Para encontrar un peralte que evite este problema para una ac-tualización del 9%, Figura 162 muestra los márgenes de refinanciamiento para el tractor semi-remolque durante la misma maniobra curva de mantenimiento, pero para peraltes de diseño más moderadas de 8% y 12%.

Figura 162. márgenes Rollover de ejes individuales para tractor semirremolque (G = 9%, e = 8% y 12%) (ax = -11,2 m / s2).

Figura 163. márgenes Rollover de ejes individuales para tractor semirremolque (G = 4%, e = 8% y 12%) (ax = -11,2 m / s2).

Los márgenes de vuelco predichos para un peralte de 8% son positivos para todas las velocidades, aunque un mínimo de 0,1 para el recorrido de 80 mph es todavía bastante bajo. Parece ser que el peralte de 12% todavía resultar en elevación de la rueda a una velocidad 70 mph.

Para examinar si el mismo comportamiento de la rueda elevadora observó a 9% y 12% mejoramientos peralte se observa en diferentes pendientes y / o peraltes intermedios, una batería de simulaciones se ejecutó para peraltes de 8%, 9%, 10%, 11%, y el 12% para los mejoramientos del 4% a 9%. Los márgenes de vuelco para simulaciones de 8% y 12% peraltes se resumen en la Figura 163 para una actualización del 4%, en la Figura 164 para una actualización del 5%, y en la Figura 165 para una actualización del 7%. El análisis de sensibilidad reveló que en las actualizaciones de 4% y peraltes entre 8% y 12%, la velocidad mínima a la que se produjo elevación de la rueda de un tractor semirremolque someterse detener la desaceleración distancia visual era de 75 mph a 12% de peralte. Para las actualizaciones de 5%, los bajos márgenes de renovación comenzaron a ocurrir cerca de la velocidad de 60 mph en 8% de peralte; y como peralte aumentó, elevación de las ruedas se produjo a velocidades tan bajas como 55 mph en 12% de peralte. Para las actualizaciones de un 7%, los bajos márgenes de vuelco se produjo cerca de las velo-cidades de 55 y 60 kilómetros por hora durante todos los peraltes evaluados, pero la elevación de la rueda no se produjo hasta una velocidad inicial de 70 mph a 12% de peralte.

Figura 165. márgenes Rollover de ejes individuales para tractor semirremolque (G = 7%, e = 8% y 12%) (ax = -11,2 ft / s).

Por regla general, estos resultados sugieren que en las actualizaciones de 4% y mayor, el peralte má-xima debe limitarse a 9% para las curvas con velocidades de diseño de 55 mph y superior. Como alter-nativa, si se puede verificar que la distancia de visibilidad disponible es tal que la desaceleración en -11,2 ft / s2 es poco probable que se requiera en las actualizaciones de 4% y mayor, curvas mínimo-radio podrían diseñarse utilizando un peralte máximo hasta el 12% en estas mejoramientos empinadas.

4.12.3 Resumen de las Principales resultados de la Etapa 11

En resumen, los siguientes resultados fueron obtenidos a partir del análisis en el paso 11:

Como los vehículos se someten a detener la vista la distancia de desaceleración en las actualizaciones, el efecto neto sobre los márgenes laterales de fricción es que realmente reduzcan los márgenes de fricción en estas situaciones de frenado.

Peraltes del diseño en las actualizaciones de 4% y mayor debe limitarse a un máximo de 9% para evitar la posibilidad de elevación de las ruedas de tractores semirremolques según lo predicho por el modelo multicuerpo para velocidades superiores a 55 mph cuando se someten a detener la desaceleración dis-tancia de visibilidad en la curva . Como alternativa, si se puede verificar que la distancia de visibilidad disponible es tal que la desaceleración en -11,2 ft / s2 es poco probable que se requiera en las actuali-zaciones de 4% y mayor, los valores máximos de peralte de hasta un 12% pueden ser utilizados para las curvas de mínima radio .

4.13 Resumen de Modelado y Simulación Analítica

Los resultados de la Etapa 1 del análisis dan comparaciones entre las mediciones del camino de fricción y la fricción lateral máxima, fmax, utilizados en la política actual de diseño AASHTO para curvas horizon-tales. Las curvas de oferta de fricción, tanto para el lateral (curvas) y (frenado) direcciones longitudinales, tanto para vehículos de pasajeros y camiones son más altas que las curvas de demanda máxima de fricción dado por la política de AASHTO. Por lo tanto, la política actual diseño de la curva horizontal pa-

rece dar márgenes laterales de fricción razonables contra derrape. Estos resultados sugieren que, si no va a ser un motivo de preocupación sobre la base de la política actual diseño de AASHTO, es probable que surgen de la interacción de las fuerzas de frenado y curvas.

Se realizó una serie de análisis que incorpora en dinámica de vehículos de modelos de simulación más complejas dentro de los procedimientos para investigar los márgenes de seguridad contra el derrape y vuelcos para una variedad de tipos de vehículos al atravesar curvas horizontales afilados en pendientes pronunciadas. El modelo de punto de masa fue el modelo más simple considerado, mientras que los modelos de bicicletas y transitorios multicuerpo son más complejos y simulan los vehículos que utilizan ejes múltiples y múltiples neumáticos, respectivamente. La incorporación de modelos de simulación di-námica de vehículos más complejos para investigar los márgenes de seguridad contra el derrape y vuelcos de vehículos que pasan por curvas horizontales afilados en pendientes empinadas reveló varios hallazgos importantes:

• Cuando se mantiene una velocidad de operación del vehículo en o cerca de la velocidad directriz en una curva horizontal, pendiente y peralte parecen tener poco efecto sobre los márgenes de seguridad contra derrape y vuelcos.

Cuando los vehículos cambian de carril en una curva horizontal, los márgenes de seguridad contra el arrastre disminución considerablemente para todos los tipos de vehículos. Cuando el cambio de carril se produce en combinación con el frenado grave (es decir, distancia visual de detención o niveles de de-celeración de frenado de emergencia), se pueden producir reducciones significativas en los márgenes de seguridad contra el derrape.

El peralte alcanzado en el punto de entrada de la curva se debe comprobar y se compara con una con-dición margen de fricción lateral para asegurar que el margen lateral de fricción en la curva de entrada no es inferior al margen dentro de la curva.

Los modelos más complejos (por ejemplo, la bicicleta transitoria y modelos multicuerpo) indican que el modelo de punto de masa generalmente sobreestima los márgenes de seguridad contra derrape y vuelcos en todos los tipos de vehículos.

SECCIÓN 5

Análisis de bloqueos

Se realizó un análisis de los choques ocurridos en los sitios de recolección de datos de campo para determinar la correlación estadística entre el choque de frecuencia / velocidad y el margen de seguridad contra el arrastre (es decir, el margen de la fricción lateral) y el margen de seguridad contra vuelcos (es decir, el margen de vuelco) estimado a partir de los modelos de simulación dinámica de vehículos. En teoría, se supone que como margen de seguridad aumenta, disminuye la frecuencia de choque. Las preguntas que quedan, sin embargo, son lo que es la tasa de disminución y hay un valor umbral para el margen de seguridad más allá del cual la disminución de la frecuencia de colisión es insignificante? Estas son las preguntas principales a ser respondidas a través del análisis de los datos de choques.

El análisis choque se enfocó en determinar la relación entre (1) margen de seguridad contra el arrastre y el vehículo de un solo de gestión fuera de camino (SVDESPISTE) se bloquea y (2) el margen de seguridad contra vuelco y de un solo vehículo rollover (SVROLL) se bloquea. El análisis no incluyó choques que involucran a varios vehículos. Los vehículos de pasajeros y camiones se analizaron por separado. El análisis se limitó a los choques que se produjeron en las inmediaciones de la curva horizontal en los sitios de recolección de datos de campo. En la mayoría de los casos, el análisis se limita a los choques ocu-rridos dentro de los límites de la curva, pero en algunos casos, también se incluyeron los choques si se produjeron ligeramente aguas arriba o aguas abajo de la curva; parecía razonable suponer que estos choques se podrían curva relacionados. Los choques que se produjeron en una fase temprana de la curva en la parte de la tangente de la pendiente o la actualización no se incluyeron en el análisis. El análisis también se limita a los choques que se produjeron en la dirección del recorrido correspondiente a los estudios de velocidad y maniobra de vehículos. El resto de esta sección da estadísticas descriptivas de los datos, se describe el enfoque general de análisis, y presenta los resultados.

5.1 Descripción de datos

Geometría del sitio, el margen de datos de seguridad (MOS), los datos de choques de 5 años, y el vo-lumen de tránsito se disponía de 19 centros (16 en bajada y 3 de actualización) en cinco estados. (Nota:. Datos de choques no estaban disponibles para WA1 sitio, y por lo tanto, este sitio se excluyó del análisis) las características del sitio básicos considerados en el análisis (por ejemplo, longitud de la curva, el radio de curva, el peralte, el porcentaje de pendiente y la duración de la nota) se muestran en la Tabla 4 en la Sección 3.1.

Tres márgenes separadas de seguridad se consideraron en el análisis. Dos márgenes de seguridad contra el derrape se estimaron a partir de los modelos de simulación. Un margen de seguridad contra la estimación derrape se basa en la media de suministro de fricción [MOS patín (media suministro)], y el segundo margen de estimación de seguridad contra el arrastre se basó en el suministro de fricción se-gundo percentil (fricción es decir, media menos dos desviaciones estándar) [MOS patín (suministro mí-nimo)] medido en el sitio (sección 3.4). Un margen de seguridad contra vuelcos (MOS rollover) también se estimó a partir de los modelos de simulación. Para los vehículos de pasajeros, los márgenes estimados de seguridad se basan en simulaciones de un SUV y los camiones de los márgenes estimados de seguridad se basan en simulaciones de un tractor semirremolque. Los márgenes estimados de la seguridad también se basan en la suposición de que el vehículo de pasajeros y camiones viajaban a la velocidad media para el tipo de vehículo correspondiente en el sitio determinado, medido en el campo (Sección 3.2).

Los márgenes estimados de seguridad contra el derrape y vuelcos considerado en el análisis para cada sitio se presentan por separado para los vehículos de pasajeros y camiones en la Tabla 26 Los márgenes de seguridad contra el arrastre (es decir, los márgenes laterales de fricción) se calcularon utilizando el modelo multicuerpo. Los márgenes de seguridad contra el vuelco se calcularon utilizando la metodología descrita en la Sección 4.6, con una aceleración lateral obtenido a partir del modelo multicuerpo, o más específicamente, se calculó el margen de vuelco usando rmay.

Volumen expresado tránsito como un promedio de tránsito diario medio anual (TPDA) y en millones de millas recorridas (MVMT) -y longitud de la curva de cada sitio y frecuencias de choque SVDESPISTE y SVROLL, todo ello basado en 5 años de datos, que se muestran a cada sitio en la Tabla 27, por separado para la tabla de pasajeros 26. márgenes de seguridad por tipo de vehículo y el sitio de estudio.

MOS para vehículos de pasajeros MOS para camiones

Skid Skid Skid Skid

Sitio (Media (Mínimo (Media (Mínimo

Estado No. suministro) suministro) Volcado suministro) suministro) Volcado

CA1 0.46 0.33 0.94 0.45 0.31 0.38

CA CA2 0.39 0.26 0,71 0.47 0.34 0.25

CA3 0.41 0.28 0,77 0.44 0.30 0.30

MD MD1 0.47 0.37 0.93 0.42 0.33 0.33

MD2a 0.38 0.35 0.91 0.49 0.45 0.42

MD3 0.51 0.48 0.92 0.52 0.48 0.33

PA PA1 0.48 0.34 0.86 0.26 0.11 0.18

PA2 0.50 0.37 0.90 0.47 0.33 0.31

WA2 0.44 0.31 0.84 0.46 0.32 0.30

WA3 0.52 0.39 0.95 0.55 0.42 0.38

WA WA4 0.42 0.30 0.87 0.44 0.31 0.32

WA5a 0.47 0.34 0.94 0.59 0.45 0.45

WA6 0.55 0.42 0.98 0.57 0.44 0.39

WA7a 0.44 0.30 0,78 0.49 0.35 0.32

WV1 0.35 0.26 0,81 0.22 0.13 0.29

WV2 0.58 0.47 0.94 0.53 0.40 0.33

WV WV3 0.35 0.26 0.84 0.22 0.12 0.27

WV4 0.49 0.32 0.88 0.52 0.32 0.38

WV5 0.46 0.33 0.91 0.39 0.25 0.32

MOSb mínimo 0.35 0.26 0,71 0.22 0.11 0.18

MOSb máxima 0.58 0.48 0.98 0.57 0.48 0.39

una Actualización de sitios.

Rango b para 16 sitios en bajada solamente.

Tabla 27. volúmenes de tránsito y DESPISTE y frecuencias choque con volcadura por tipo de vehículo y el sitio de estudio (5 años de datos).

Los vehículos de pasajeros Camiones

5 años direc-cional Promedio

DESPISTE Volcado 5 años direc-cional Promedio

DESPISTE Volcado

Sitio AADT choque choque AADT choque choque

Estado no. (Veh / día) MVMT frecuencia frecuencia (Veh / día) MVMT frecuencia frecuencia

CA1 35520 31.764 36 7 1480 1.323 5 6

CA CA2 27160 10.409 6 6 840 0.322 6 6

CA3 27645 6.559 0 0 855 0.203 0 0

MD1 4348 3.174 3 3 1776 1.297 3 3

MD MD2 7288 6.650 0 0 2695 2.460 0 0

MD3 7288 5.985 4 4 2695 2.214 4 4

PA PA1 6222 2.157 5 5 468 0.162 5 5

PA2 8171 4.026 3 3 6420 3.164 3 3

WA2 5700 2.497 3 4 1800 0.788 4 4

WA3 5700 1.976 2 2 1800 0.624 2 2

WA WA4 5700 3.433 4 4 1800 1.084 4 4

WA5 1944 0.674 1 1 456 0.158 1 1

WA6 4810 2.897 1 1 1690 1.018 1 1

WA7 1957 1.678 4 4 194 0.166 4 4

WV1 11357 9.327 16 5 2493 2.047 5 5

WV2 7846 10.452 13 7 1494 1.991 7 7

WV WV3 11942 2.179 1 1 498 0.091 1 1

WV4 9570 6.113 12 6 4930 3.149 6 6

WV5 31029 28.314 15 11 4231 3.861 11 11

vehículos y camiones. Los años para los que se obtuvieron los volúmenes y los datos de tránsito de colisión para cada estado son los siguientes:

CA (2004-2008)

MD (2007-2011)

PA (2006-2010)

WA (2004-2008)

WV (2007-2011)

5.2 Análisis Enfoque

(100)

Un modelo de predicción choque fue desarrollado por separado para cada tipo de choque y tipo de vehículo sobre la base del observado a 5 años la frecuencia de choque, el volumen de tránsito (IMD), y características del sitio. Inicialmente, tanto a rebajar y actualizar sitios fueron utilizados en los modelos de predicción del choque, pero después de una investigación se decidió sólo incluyen sitios en bajada en el análisis. Una simple relación de la siguiente forma funcional se supuso:

donde:

NVT> ct = número de choques / mi / año para determinado tipo de vehículos (vehículos de pasajeros o camión) y el tipo de colisión (SVDESPISTE o SVROLL) MOSvt> ct = MOS para determinado tipo de vehículo y el tipo de colisión

AADTvt = vehículos / día de determinado tipo de vehículo Var3,. . . , Varn = características de camino (lista de parámetros a continuación) ln = logaritmo natural función b0,. . . , bn = coeficientes de regresión

(... Var3,, Varn) Además de AADT y MOS, las características de camino considerado en cada modelo incluye:

Peralte

Pendiente Porcentaje

Duración del pendiente

radio de la curva

Anchura de los banquinas

Los parámetros de la ecuación 100 se estimaron utilizando un enfoque de modelo lineal generalizado (GLM) con un (NB) la distribución binomial negativa y un enlace de registro utilizando los datos de cho-ques combinados desde los 5 años, y AADT promedio a través de los 5 años. SVDESPISTE y SVROLL choques fueron modeladas por separado para cada tipo de vehículo. Se utilizó un enfoque gradual donde se incluyen todos los parámetros primero y luego el parámetro menos significativo (s) fueron eliminados, uno a la vez, hasta que todos los parámetros restantes eran significativas. Esto se conoce como la se-lección por pasos hacia atrás. En general, un nivel de significación del 10% asociada con el tipo 3 fue seleccionado c2-estadística. Sin embargo, en todos los casos, AADT MOS y se retuvieron en los mode-los. Todos los análisis se realizaron utilizando PROC GENMOD de SAS, versión 9.3 (SAS, 2011).

En total, seis modelos fueron investigados basan en las siguientes combinaciones:

Los vehículos de pasajeros, choques SVDESPISTE y MOS antideslizantes (suministro significar)

Los vehículos de pasajeros, choques SVDESPISTE y MOS antideslizantes (suministro mínimo)

Los vehículos de pasajeros, los choques SVROLL y MOS rollover

Camiones, choques SVDESPISTE y MOS antideslizantes (suministro significar)

Camiones, choques SVDESPISTE y MOS antideslizantes (suministro mínimo)

Camiones, choques SVROLL, y MOS rollover

5.3 Resultados del análisis

Los análisis de regresión NB produjo resultados mixtos. En algunos casos, los coeficientes de los pa-rámetros del modelo, incluyendo AADT, no fueron estadísticamente significativos; el signo del coeficiente sería contrario a la intuición (por ejemplo, el coeficiente de MOS sería positivo); y / o el modelo de expe-rimentaría problemas de convergencia. Una explicación plausible es que el número de sitios es dema-siado pequeño y el número de parámetros demasiado grande y por lo tanto no podría dar suficientes pruebas para un efecto significativo de seguridad de uno o más parámetros. Un caso también se puede hacer que el rango de valores de MOS de un tipo dado de los 16 sitios en bajada es demasiado estrecha (Tabla 26) para predecir con confianza una relación entre el margen de seguridad y bloqueo de frecuen-cia.

De los seis modelos considerados, cuatro se consideraron útiles, cada uno basado en sólo AADT y, o bien MOS patín (suministro mínimo) o MOS vuelco. El análisis final de los resultados de la varianza se muestran en la Tabla 28 para vehículos de pasajeros y en la Tabla 29 para camiones. La última columna en estas tablas indica si el parámetro es estadísticamente significativa al nivel del 10%. Como se muestra, ya sea AADT o MOS es estadísticamente significativa (si se incluye el valor de p de 0,1111), pero nunca ambos.

Choques pronosticados / mi / año y su 95% límites de confianza se estimaron en un rango de MOS de 0 a 1, utilizando los cuatro modelos que se muestran en las Tablas 28 y 29 El IMD media (vehículos de pa-sajeros o camiones) y longitud de la curva media del 16 downgrade sitios se utilizaron en los cálculos. Las cuatro parcelas se muestran en las figuras 166 a través de 169 Las líneas verticales indican el rango MOS

de los sitios de estudio en que se basan los modelos; Por lo tanto, las predicciones fuera de ese rango se extrapolan y se deben usar con precaución.

En general, el análisis choque indica que como los márgenes de seguridad contra el arrastre y el aumento de vuelco, la frecuencia de colisión predicho disminuye. Tabla 28. resultados de la regresión para SVDESPISTE vehículos de pasajeros y los choques SVROLL.

Parámetro Estimación del coeficiente Erdespiste estándar Wald 95% límites de confianza Wald chi cuadrado Chi-cuadrado p-valor Significativo al nivel del 10%?

MOS Skid (suministro mínimo)

Intercepción -4.2109 2.3960 -8.9069 0.4851 3.09 0.0788 -

ln (AADTPV) 0.6601 0.2100 0.2484 1.0717 9.88 0.0017 Sí

MOS Skid (suministro mínimo) -1.5664 2.2580 -5.9919 2.8591 0.48 0.4879 No

Dispersión 0.1418 0.1145 0.0291 0.6905

MOS del Rollover

Intercepción 0.3988 2.5144 -4.5294 5.3270 0.03 0.8740 -

ln (AADTPV) 0.2724 0.1709 -0.0626 0.6074 2.54 0.1111 No (Borderline)

MOS del Rollover -2.2449 1.7768 -5.7274 1.2376 1.60 0.2064 No

Dispersión 0.0000 0.0053 - -

Tabla 29. resultados de la regresión para SVDESPISTE camión y se estrella SVROLL.

Parámetro Estimación del coefi-ciente

Erdespiste estándar

Wald 95% límites deconfianza

Wald Chi-cuadrado

Chi-cuadrado p-valor

Significativo alnivel del 10%?

MOS Skid (suministro mínimo)

Intercepción 1.0257 1.4512 -1.8187 3.8700 0.50 0.4797 -

ln (A4D7ïmck) 0.0734 0.1918 -0.3026 0.4493 0.15 0.7021 No

MOS Skid (suministro mí-nimo)

-2.1414 1.1872 -4.4683 0.1855 3.25 0.0713 Sí

Dispersión 0.0000 0.0115 - -

MOS del Rollover

Intercepción 1.2242 1.3655 -1.4521 3.9005 0.80 0.3700 -

ln (A4D7ïmck) 0.2342 0.2100 -0.1773 0.6458 1.24 0.2647 No

MOS del Rollover -6.4837 2.8890 -12.1460 -0.8213 5.04 0.0248 Sí

Dispersión 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000

Figura 166. Vehículos-predijeron choques SVDESPISTE frente MOS patín (suministro mínimo).

AADT vehículo de pasajeros = 7.300 veh / día (mediana); Longitud de curva = 0,34 km (mediana) dis-continuas líneas representan el 95% límites de confianza

Las líneas verticales indican el intervalo de valores de MOS de 16 sitios de estudio en bajada

Figura 167. Vehículos-predijeron choques SVROLL frente MOS vuelco.

Figura 168. choques SVDESPISTE Camiones predichos-contra MOS patín (suministro mínimo).

Figura 169. choques SVROLL Camiones predichos-contra MOS vuelco. SECCIÓN 6

Conclusiones, Diseño geométrico de orientación, y Futuro de investigación

El objetivo de esta investigación fue desarrollar criterios de peralte de las curvas horizontales afilados en pendientes empinadas. Para esta investigación, una curva horizontal agudo se define como una curva minimumradius tal como se determina sobre la base de la velocidad directriz, tasa máxima de peralte, y el máximo factor de fricción lateral. A través de una combinación de estudios de campo, análisis de impacto, y en dinámica de vehículos simulaciones, se evaluaron muchas combinaciones horizontales Curve- pendiente. Esta sección del informe se describen las conclusiones generales sobre la base de los análisis realizados en el estudio. A continuación, se describen posibles cambios propuestos para su consideración en las futuras ediciones del libro verde y MUTCD, seguido de recomendaciones para futuras necesi-dades de investigación. Apéndice C presenta modificaciones al texto en el Libro Verde y MUTCD sobre la base de los resultados y conclusiones de esta investigación sugiere.

Los tipos de vehículos considerados en esta investigación son los siguientes:

Los vehículos de pasajeros

Clase E sedán

E-clase SUV

De tamaño completo SUV

Camiones

Single-unidad de camiones

Tractor camión semi-remolque

Tractor semirremolque / camión-trailer completo (doble)

Los escenarios vehículo de maniobra estudiados en esta investigación son los siguientes:

Vehículo mantiene la velocidad constante igual a la velocidad directriz de la curva (sin deceleración, es decir, 0 ft / s2).

Frenos para vehículos a una velocidad de deceleración que los conductores suelen utilizar al entrar en una curva (-3 m / s 2).

Frenos para vehículos en la curva a una velocidad de desaceleración equivalente a la supuesta para detener criterios de diseño distancia de visibilidad (-11,2 ft / s2).

Frenos para vehículos en la curva a una velocidad de deceleración mayor que el supuesto para detener criterios de diseño distancia de visibilidad, lo que equivale a la desaceleración utilizado en una maniobra de frenado de emergencia (-15 ft / s2).

Cada uno de estos escenarios vehículo de maniobra se consideró para un vehículo que mantiene su posición en el carril y también para un vehículo de cambiar de carril al atravesar la curva y desaceleración, como se describió anteriormente.

Los escenarios vehículo de maniobras fueron evaluados, y se concluyó que los siguientes escenarios ocurren tan raramente que no representan una base razonable para el diseño:

Desaceleración a tasas superiores a -11,2 ft / s2 al atravesar una curva (es decir, una parada de emer-gencia con la desaceleración mayor que la asumida por parar criterios de diseño distancia vista)

La desaceleración en las tasas de -11.2 ft / s2 o más (es decir, una parada controlada con desaceleración mayor que o igual a la asumida por parar criterios de diseño distancia visual) al atravesar una curva y al mismo tiempo cambiar de carril en la curva

Por lo tanto, las modificaciones de AASHTO Libro Verde curva de peralte horizontal política de diseño actual deben basarse en el supuesto de que un vehículo debe ser capaz de mantener su trayectoria

deseada dentro del mismo carril de deceleración mientras se somete equivalente al considerado para detener criterios de diseño distancia de visibilidad (- 11.2 ft / s 2).

6.1 Conclusiones generales

Los AASHTO Green Book factores de fricción lateral máxima (/ max) utilizados en el diseño de curvas horizontales están por debajo de las curvas de oferta para la fricción lateral (curvas) y (frenado) direc-ciones longitudinales, tanto para los vehículos de pasajeros y camiones, según se mide en el campo para el diseño acelera mayor de 20 mph. Por lo tanto, la política actual diseño de la curva horizontal parece dar márgenes laterales de fricción razonables contra el arrastre en la mayoría de situaciones. Sin embargo, los más complejos modelos de dinámica del vehículo (es decir, la bicicleta transitoria y modelos multi-cuerpo) indican que el modelo de punto de masa generalmente sobreestima los márgenes de seguridad contra derrape y vuelcos en todos los tipos de vehículos.

No hay preocupación de un vehículo de pasajeros vuelco cuando se viaja a la velocidad directriz en una curva horizontal agudo con una pendiente empinada, cuando se diseñan según la política actual de AASHTO Green Book.

Con base en una revisión de la bibliografía, los umbrales más bajos de vuelco de camiones cisterna (por ejemplo, camiones cisterna de carga líquida) están en el rango de 0,28-0,30. Por que los transportistas no se animan a transportar tanques medio llenos-y porque los tanques completamente llenos y vacíos producen comportamientos rígidos de carga que generalmente son más predecibles y los umbrales de vuelco están más cerca de 0,56 a 0,30 y porque los datos de choques muestran que pocos choques involucran a vehículos con umbrales de vuelco menos de 0,35, curva diseño y peralte criterios horizon-tales no deben basarse en camiones cisterna con umbrales de rollover de 0,28 hasta 0,30. En lugar de diseño y peralte de la curva horizontal criterios deben basarse en configuraciones de carga y camiones más típicos. Para los vehículos considerados en el modelo de simulación en este estudio, el umbral mí-nimo de vuelco fue de 0,56.

En rebajas, los márgenes más bajos de seguridad contra el derrape y vuelcos ocurren generalmente a velocidades de diseño de 40 kilómetros por hora y más bajos para todos los tipos de vehículos. Esto parece ser el resultado de factores de fricción laterales más altas usadas en el diseño para las curvas horizontales con velocidades de diseño inferiores.

Combinaciones verticales empinadas-downgrade aguda curva horizontal que requieren los frenos para mantener una velocidad constante (y mantener posición en el carril) de la aproximación tangencial a través de una curva horizontal para un sedán de vehículos de pasajeros tienen grandes márgenes de seguridad contra el arrastre (> 0,33) para velocidades de diseño que van 25-85 mph (Figura 87). Del mismo modo, los márgenes positivos de seguridad contra derrape (> 0,23) para los vehículos de pasa-jeros que desaceleran a un ritmo de -3 pies / s2 (similares a los índices medidos en el campo para el presente estudio y reportados por Bonneson [2000b]) oa una tasa de -11.2 ft / s2 (parada de deceleración distancia visual) existen para todas las combinaciones de velocidad en bajada de diseño considerados en el presente estudio. Deceleración de-15 ft / s2 (frenado de emergencia) producen márgenes negativos de seguridad para muchos velocidades de diseño para las combinaciones de curvas horizontales afilados downgrade- verticales cuando el sedán de coche de pasajeros entra en la curva horizontal. Sin embargo, este último escenario no parece probable que ocurra con la frecuencia suficiente como para constituir una base razonable para el diseño.

Combinaciones verticales empinadas-downgrade aguda curva horizontal que requieren los frenos para mantener una velocidad constante (y mantener posición en el carril) de la aproximación tangencial a través de una curva horizontal para un SUV Clase E tienen grandes márgenes de seguridad contra el derrape (> 0,34) para velocidades de diseño de 25 a 85 mph (Figura 88). Del mismo modo, los márgenes de seguridad contra el arrastre para un SUV de tamaño medio que se desacelera a un ritmo de -3 pies / s2 superan 0,3 para todas las velocidades de diseño para las combinaciones de curvas horizonta-

les-downgrade agudo verticales considerados en el presente estudio. Cuando SUV de tamaño mediano deben desacelerar a una tasa del -11,2 ft / s2 (parada de frenado distancia visual), los márgenes positivos de seguridad (> 0,15) fueron producidos para todas las velocidades de diseño para las combinaciones de curvas horizontales-downgrade agudo verticales considerados en el presente estudio. Deceleración de -15 pies / s2 (frenado de emergencia) producen márgenes negativos de la seguridad para la mayoría de los diseños considerados en el presente estudio. Sin embargo, este último escenario no parece probable que ocurra con la frecuencia suficiente como para constituir una base razonable para el diseño.

Los márgenes de seguridad contra el arrastre para un SUV de tamaño completo fueron similares a los reportados para el SUV de tamaño medio (Figuras 88 y 89).

Combinaciones verticales empinados-degradar agudo horizontales curva que requieren de frenado para un camión de una sola unidad para mantener una velocidad constante (y mantener posición en el carril) desde el enfoque tangente a través de una curva horizontal tienen grandes márgenes de seguridad contra el arrastre (> 0,25) para velocidades de diseño de 25 a 85 mph (Figura 90). Del mismo modo, los már-genes de seguridad contra el arrastre para el camión de una sola unidad que se desacelera a un ritmo de -3 m / s 2 exceden 0.10 para todas las velocidades de diseño para las combinaciones de curvas hori-zontales-downgrade agudo verticales considerados en el presente estudio. Sobre la base de los modelos de bicicletas de estado estacionario y transitorio de un vehículo, cuando los camiones unitarios deben desacelerar a una tasa del -11,2 ft / s2 (parada de frenado distancia de visibilidad) o una tasa equivalente a la frenada de emergencia (-15 ft / s2) , márgenes negativos significativos de la seguridad contra el arrastre resultado en todas las combinaciones de velocidad en bajada de diseño considerados en el presente estudio. Sin embargo, basado en el modelo multicuerpo análisis de las tasas de desaceleración de -11.2 ft / s2 (y -15 ft / s2) por un camión de una sola unidad en una curva, el camión de una sola unidad es capaz de mantener el control en la curva cuando está equipado con ABS.

Combinaciones verticales empinadas-downgrade agudo horizontales curvas que requieren de frenado para un tractor semi-remolque para mantener una velocidad constante (y mantener posición en el carril) de la aproximación tangencial a través de una curva horizontal tienen grandes márgenes de seguridad contra el arrastre (> 0,28) para velocidades de diseño de 25 a 85 mph (Figura 91). Del mismo modo, los márgenes de seguridad contra el arrastre de un tractor semi-remolque que se desacelera a un ritmo de -3 m / s2 exceden 0,26 para todas las velocidades de diseño para las combinaciones de curvas vertica-les-horizontales downgrade agudo considerados en el presente estudio, y cuando un tractor semi- re-molque debe desacelerar a una tasa del -11,2 ft / s2, los márgenes de seguridad exceden 0.11. Para un frenado de emergencia (-15 ft / s2), un tractor semirremolque experimentará márgenes de fricción late-rales negativos a velocidades de diseño bajas (por ejemplo, de 35 millas por hora o menos). Los már-genes de seguridad contra el arrastre fue ligeramente superior en el

tractor semirremolque / camión-trailer completo en comparación con el tractor semirremolque. Sin em-bargo, el escenario de frenado de emergencia no parece probable que ocurra con la frecuencia suficiente para constituir una base razonable para el diseño. Cuando el mantenimiento de una velocidad de ope-ración de vehículos en o cerca de la velocidad directriz en una curva horizontal, pendiente y tasa máxima de peralte (Emax) parecen tener poco efecto sobre los márgenes de seguridad contra derrape y vuelcos para todo tipo de vehículos.

Eck y French (2002) sugieren que las altas tasas de peralte (por ejemplo, entre el 8% y el 16%) hacen curvas horizontales en pendientes pronunciadas más indulgente. La dinámica del vehículo simulaciones en el presente estudio sugieren que las tasas máximas de peralte (Emax) no deben superar el 12% en las bajadas porque la transición de peralte que ocurre en el enfoque tangente puede comenzar a reducir los márgenes de seguridad contra el arrastre antes de la entrada de la curva. En las curvas diseñadas con Emax mayor que 12%, el margen de seguridad contra el arrastre por un vehículo puede ser menor en la zona de transición de peralte que en la curva apropiada. Por lo tanto, los resultados de esta investigación no apoyan la recomendación de Eck y French que Emax valores de hasta el 16% deben ser considerados

en algunos casos. En las actualizaciones del 4% y mayor, emáx debe limitarse a 9% para las curvas minimumradius con velocidades de diseño de 55 kilómetros por hora y más alto, para evitar la posibilidad de eventos de la rueda elevadora. Alternativamente, los valores de Emax de hasta 12% podrían ser utilizados para las curvas de radio mínimo si se puede verificar que la distancia de visibilidad disponible es tal que la deceleración en -11.2 m / s2 es poco probable que se requiera. Cuando los vehículos cambian de carril en una curva horizontal, los márgenes de seguridad contra el arrastre disminución considera-blemente para todos los tipos de vehículos considerados en el presente estudio. Cuando se produce el cambio de carril durante una distancia de visibilidad o de frenado de emergencia maniobra de parada, todos los vehículos exhibieron los márgenes negativos de la seguridad contra el arrastre, como se muestra en las figuras 132 a través 143. Para esas situaciones (es decir, combinaciones de curvatura horizontal, pendiente, y las maniobras del vehículo) en que el modelo transitorio bicicleta predijo arrastre (es decir, los márgenes laterales de fricción negativos), el modelo multicuerpo demostró que si un vehículo tiene ABS, y el conductor responde adecuadamente a derrape lateral menor, entonces el vehículo puede mantener su trayectoria prevista. En los casos en que el conductor no se corrige el mo-vimiento de la dirección en respuesta a un desplazamiento lateral, y el vehículo no está equipado con ABS, el modelo transitorio bicicleta mostró el derrape lateral de los vehículos sedán de pasajeros con márgenes negativos de la seguridad es pequeño (es decir, menos de 1,5 m en dirección lateral) en todas las combinaciones de rebaja vertical, velocidad directriz, velocidad de deceleración, y las maniobras de cambio de carril. Un SUV de tamaño medio, SUV de tamaño completo, y de una sola unidad de camiones sin ABS toda exhiben grandes desplazamientos laterales cuando el margen de seguridad contra el de-rrape es negativo en ciertas condiciones, sobre todo cuando las situaciones más

Se necesita frenado agresivo tales como tasas de desaceleración similares a los utilizados para desa-rrollar distancia visual de detención o de frenado de emergencia criterios de diseño (-11,2 o -15 ft / s2). El caso de un tractor semi-remolque sin ABS no tiene por qué ser considerado porque todos los tractores semirremolques tienen el mandato de tener ABS. [Nota: Federal Motor Vehicle Safety Standard No. 121 mandatos ABS en los nuevos vehículos con frenos de aire con puntuaciones peso bruto vehicular de 10,000 libras o más. Se requiere ABS en tractores fabricados a partir del 1 de marzo de 1997 y semi-rremolques y camiones unitarios fabricados a partir del 1 de marzo 1998 (Allen, 2010) con frenos de aire.]

Sobre la base de AASHTO Green Book curva- horizontal peralte actual política de diseño, un vehículo que realiza una maniobra de frenado de emergencia (-15 ft / deceleración s2) en una combinación de curvas rebaja horizontal empinada probable derrape fuera del camino, en muchos casos, si el vehículo es no equipados con ABS.

El método utilizado en la política actual AASHTO Green Book distribuir peralte y fricción lateral sobre las transiciones tangente de la curva es adecuada y produce márgenes positivos de seguridad contra derrape y vuelcos para todo tipo de vehículos en las curvas horizontales diseñados con el máximo peralte y radios mínimos de curva. Sin embargo, el peralte alcanzado en el punto de entrada de la curva se debe com-probar y se compara con una condición margen de fricción lateral para asegurar que el margen lateral de fricción en la curva de entrada no es inferior al margen dentro de la curva.

Política AASHTO utiliza peralte para equilibrar los efectos de la curvatura más nítida. Este equilibrio puede ser imperfecta cuando se consideran las diferencias de eje-a eje. El efecto de equilibrio es lige-ramente más conservador con mayores tasas de peralte, resultando a menudo en los márgenes laterales de fricción más bajos que ocurre para peraltes inferiores (por ejemplo, 0% de peralte). Sin embargo, las diferencias en los márgenes laterales de fricción entre los diferentes peraltes son muy pequeñas.

El análisis de choque realizado en el presente estudio mostró que el número previsto de despiste y vuelco de un solo vehículo choques de un solo vehículo disminuye a medida que los márgenes de seguridad contra derrape y vuelcos aumento, tanto para vehículos de pasajeros y camiones.

6.2 Diseño geométrico Orientación

Figuras 30 y 32 de este informe muestran vehículos de pasajeros y medidas de neumáticos para ca-miones de derrape fricción húmeda-neumático en el lateral (curvas) y (frenado) direcciones longitudina-les. Se recomienda que las curvas de fricción laterales (dos desviaciones estándar por debajo de la me-dia) se integrarán en AASHTO Green Book Figuras 3-4 y 3-5, que muestran los factores de fricción lateral máxima (fmax) utilizados en el diseño de curva horizontal de alta velocidad y las calles de baja velocidad y caminos, respectivamente. La incorporación de estas curvas en

Las figuras 3-4 y 3-5 del Libro Verde sería informativo a los diseñadores. Las cifras modificados serían, por primera vez, ilustran mediciones de fricción que tengan en cuenta los efectos de las curvas. Para una política de diseño conservador, curva de peralte recomendaciones de políticas horizontales de diseño deben basarse en el segundo percentil de la oferta fricción dado en la interfase neumático-pavimento (es decir, la fricción menos dos desviaciones estándar promedio).

Para una curva horizontal simple, la tasa máxima de peralte (Emax) no debe superar el 12% en un downgrade. Si se considera una tasa máxima del peralte superior al 12%, se recomienda una transición curva espiral para aumentar los márgenes de seguridad contra el arrastre entre el enfoque de la tangente y la curva horizontal. En las actualizaciones del 4% y mayor, la tasa máxima de peralte se debe limitar a 9% para las curvas de mínima radio con velocidades de diseño de 55 kilómetros por hora y más alto, para evitar la posibilidad de eventos de la rueda elevadora. Como alternativa, si se puede verificar que la distancia de visibilidad disponible es tal que la desaceleración en -11,2 ft / s2 es poco probable que se requiera en las actualizaciones de 4% o más (es decir, la distancia de visibilidad disponible es mayor que los valores de diseño distancia de visibilidad de parada mínimo ), los valores de Emax de hasta 12% pueden ser utilizados para las curvas de radio mínimo.

Para curvas cerradas horizontales (o curvas mínimo-radio cerca) en rebajas de un 4% o más, el signo "Stay in Lane" (R4-9) debe estar instalado antes de la curva en los caminos de varios carriles. También se puede considerar la posibilidad de utilizar blancos marcas de las líneas de carril sólidos para comple-mentar la señal R4-9.

Curvas cerradas horizontales (o curvas mínimo-radio cerca) en rebajas de un 4% o más no deben ser diseñados para velocidades de diseño bajas (es decir, 30 mph o menos). En el caso de que este tipo de situaciones no se pueden evitar, señales de advertencia para reducir la velocidad con suficiente antela-ción del inicio de la curva horizontal se debe utilizar.

La siguiente condición debe ser utilizado para verificar que el peralte lograda en el punto de curvatura (PC) de una curva horizontal sencilla (es decir, sin curvas de transición espiral) es menor que el valor umbral calculado basándose en la velocidad de la curva de radio de diseño dado combinación:

donde:

e = peralte en PC de la curva horizontal; ptangent = proporción del peralte máximo que se alcanza en el PC de la curva horizontal;

V = velocidad directriz (ft / s);

g = constante gravitacional (32.2 ft / s 2);

R = radio de la curva horizontal (ft).

Si se cumple la condición presentada anteriormente, la transición de peralte puede ser colocado como se indica en la Tabla Libro Verde 3-18. Si no se cumple la condición presentada anteriormente, los dise-ñadores deberían reducir la proporción del peralte máximo alcanzado en el PC de la curva horizontal, o introducir una curva de transición espiral entre el enfoque de la tangente y la curva horizontal simple. Basado en un análisis realizado en el presente estudio, la condición anterior se cumple para las curvas máximas-peralte mínimo-radio para todas las velocidades de diseño. Sin embargo, la condición anterior puede ser violado cuando se utiliza mayor que el mínimo radios de curva horizontal. En tales casos, es

importante comprobar el estado de peralte anteriormente, y si no se cumple la condición, se recomienda que una proporción inferior de la escorrentía de peralte (por ejemplo, 70%) se introdujo antes de la en-trada curva horizontal.

6.3 Investigación Futuro

Aunque no es el objetivo principal del presente estudio, las simulaciones de dinámica de vehículos rea-lizados en el presente estudio encontró que, para velocidades de diseño de 10 y 15 mph, los factores de fricción lateral máxima (fmax) utilizados para el diseño de curvas horizontales (0,38 y 0,32 para los 10 mph y 15 mph, respectivamente) exceden los umbrales de camiones de vuelco. Factores máximos de fricción lateral utilizados para el diseño de baja velocidad también exceden o son umbrales rollover muy cerca de desde 0,28 hasta 0,30 para camiones cisterna parcialmente llenos. Se recomienda investigación adicional usando una combinación de la simulación, el campo, y los datos de choques a investigar más a fondo la relación entre los umbrales de camiones de vuelco y factores de máxima fricción lateral utilizados para el diseño de curvas horizontales, especialmente a bajas velocidades de diseño. Desde velocidades de diseño de bajo y una sección transversal calzada corona normales se utilizan a menudo en las zonas urbanas, los efectos del peralte negativo también deben ser investigados como parte de esta investiga-ción.

Sería de interés para incluir un camión tractor-remolque con un remolque cisterna en la simulación ana-liza. Sin embargo, los modelos existentes no tienen la capacidad de simular los efectos dinámicos de movimiento del líquido en un remolque tanque. Cuando los modelos multicuerpo se vuelven lo suficien-temente sofisticados como para simular los efectos dinámicos de movimiento del líquido en un tanque de remolque, el alcance de esta investigación debe ser revisado para incorporar los camiones cisterna en los análisis de modelado analítico y la simulación.

La investigación futura debe dirigirse a la recopilación de información relativa a la propensión relativa de las maniobras de frenado de emergencia en condiciones normales de viaje para determinar si estos deben ser considerados en el pendiente de la curva vertical de la política de diseño geométrico horizontal. Los estudios de conducción natural pueden dar la oportunidad de recoger estos datos de los equipos instalados en los vehículos que participan en este tipo de estudios, siempre que la dirección, frenado y condiciones de aceleración pueden ser geo-localizado en la red de caminos.

• Los márgenes de seguridad contra derrape y vuelcos son generalmente más bajo para curvas hori-zontales con velocidades de diseño bajas (40 mph o más bajas). Esto sugiere que la diferencia entre la fricción demandada por los vehículos en relación con el diseño de los factores de fricción laterales (fmax) es inferior a velocidades bajas diseño relativos a altas velocidades de diseño. Por que los factores de fricción lado del diseño se basan en los niveles de confort del conductor, la investigación futura debe dirigirse a determinar los umbrales de confort aceptable para los conductores en las curvas horizontales que están diseñados con criterios de baja velocidad, mientras que teniendo en cuenta las capacidades dinámicas del vehículo.

• Con algunas excepciones, la investigación se centra en la simulación de escenarios para las curvas máximas-peralte mínimo-radio para una gama de velocidades de diseño. Esta investigación podría am-pliarse para investigar más a fondo las condiciones de curvas-por encima del mínimo radios. En parti-cular,la guía adicional podría ser buscada para el diseño de curvas por encima del mínimo de los radios para velocidades bajas de diseño y la necesidad y el uso de signos "permanezca en el carril" (R4-9) para las curvas por encima del mínimo-radios en caminos de varios carriles y / o rampas.

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Nomenclatura

En este apéndice se presenta la definición de términos / notación utilizada en todo el informe.

Notación Definición Ubicación utilizó por primera vez

ar Aceleración centrípeta Eq. 1

R Radio de curva Eq. 1

Rmín El radio mínimo de la curva, que es una función de la tasa máxima de peralte y la fricción lado de la demanda máxima utilizada en el diseño de curva horizontal

Eq. 9

^ Ire-pavimento Suministro de fricción lateral, que representa la fricción disponible que se puede desarrollar entre los neumáticos y el pavimento de vehículos para evitar el arrastre a lo largo de una curva horizontal, también se conoce como el coefi-ciente de fricción

Página 11

F Factor de fricción lateral, que representa la porción desequilibrada de la ace-leración lateral o la parte de la aceleración lateral que no está compensada por el peralte. El factor de fricción lado representa la fricción de la demanda.

Eq. 5

fmax Fricción lateral máxima, lo que representa la demanda máxima fricción lateral se establece en el Libro Verde de AASHTO para su uso en diseño de la curva horizontal. Los valores se basan en los niveles de confort del conductor (es decir, la tolerancia para la aceleración lateral). También se conoce como el factor de fricción secundario limitante.

Eq. 9

e Peralte, define típicamente por el aumento (cambio en la elevación) en pies por 100 pies a través del camino (es decir, en la dirección transversal)

Eq. 5

emáx La velocidad máxima de peralte, que representa el máximo de banca o la pendiente transversal de la sección transversal camino dentro de una curva horizontal. Este valor oscila entre el 4% y el 12%, dependiendo de las condi-ciones climáticas, el tipo de zona, el terreno, y la frecuencia de muy vehículos lentos en el flujo de tránsito.

Eq. 9

o Ángulo de Banca de camino (en radianes) Eq. 4

Vds Velocidad directriz, que representa la velocidad seleccionada se utiliza para determinar las diversas características de diseño geométrico de la calzada

Eq. 9

V Velocidad constante Eq. 1

N Reacción normal del camino Figura 2

Fc La fuerza de las curvas neumático-pavimento actuando en el camino hacia el centro de la rotación

Figura 2

W El peso del vehículo (W = mg) Figura 2

m Masa del vehículo Eq. 2

g Aceleración de la gravedad Eq. 4

Fy Suma de las fuerzas que actúan en la dirección del eje y Eq. 2

Ny Fuerza normal que actúa en la dirección del eje y Eq. 2

Wy El peso del vehículo que actúa en la dirección del eje y Eq. 2

Fcy Neumático-pavimento fuerza de fricción que actúa en la dirección del eje y Eq. 2

Notación Definición Ubicación utilizó por primera vez

Fz Suma de las fuerzas que actúan en la dirección del eje z, modelo de punto demasa

Eq. 3

Nz La fuerza normal que actúa en la dirección del eje z Eq. 3

Wz El peso del vehículo que actúa en la dirección del eje z Eq. 3

FCZ Neumático-pavimento fuerza de fricción que actúa en la dirección del eje z Eq. 3

Va Velocidad de aproximación de la curva Figura 3

Vc Velocidad en el punto medio de una curva horizontal Figura 3

PC Punto de curvatura Eq. 76

SNV Número Skid a una velocidad dada Eq. 11

P Gradiente deslizamiento Normalizado Eq. 11

Como Fricción de deslizamiento Tabla 2

Ap Rolling máxima (pico) de fricción Tabla 2

Fx Fuerza longitudinal del neumático, o la fuerza de frenado Eq. 12 (Figura 6)

Fy Fuerza lateral del neumático, o fuerza de viraje Eq. 12 (Figura 6)

^, Máx Fuerza longitudinal máxima, por ejemplo, la fuerza de frenado máxima que unneumático puede generar

Eq. 12

^, Máx La fuerza lateral máxima, por ejemplo, la fuerza de viraje máximo que unneumático puede generar

Eq. 12

N Conocida como la cantidad utilizada de fricción neumático-pavimento o la medida de la fricción suministrado (a menudo referido como reserva de fricciónpor dinamicistas de vehículos)

Eq. 12

fx Factor de fricción en la dirección x, definido como la fuerza lateral de la llantadividida por la fuerza normal sobre el neumático. (Fx = Fx / Fz)

Eq. 13

fy Factor de fricción en la dirección y, definido como la fuerza lateral de la llantadividida por la fuerza normal sobre el neumático. (Fy = Fy / Fz)

Eq. 13

^ X, max El grado máximo de fricción elipse del neumático para (frenado) fuerzas longi-tudinales

Eq. 15

^ Y, max El grado máximo de fricción elipse del neumático para (curvas) fuerzas lateralesEq. 15

CG El centro de gravedad Eq. 27

'Derrapar Duración de tiempo (en segundos) que una llanta o el eje está patinando Eq. 88

yLat Dev La distancia lateral (en pies) de que el vehículo se desvíe de su posición normaldebido al carril de arrastre

Eq. 88

z La desviación local de un parche de contacto del neumático, en el modelo deneumático Lugre

Eq. 19

vr La velocidad relativa de un parche de contacto del neumático con la superficiedel pavimento a continuación, tal como se utiliza en el modelo de neumáticoLugre

Eq. 19

Fxi La fuerza de frenado de un elemento del parche de contacto del neumático, en el modelo de neumático Lugre

Eq. 19

FZI La fuerza normal sobre un elemento del parche de contacto del neumático, en elmodelo de neumático Lugre

Eq. 19

<Yq, oi, <y2 Constantes en el modelo de neumático Lugre Eq. 19

ax Aceleración en el eje x (frenado) Eq. 21

T Pendiente, en porcentaje Eq. 21

4 La aceleración de frenado modificado, utilizado para el cálculo de las distanciasde frenado a la vista en las directrices AASHTO

Eq. 26

T Ancho de vía del vehículo Eq. 27

h Altura del CG del vehículo por encima de la superficie del camino Eq. 27

Rmay Margen de vuelco basado en la aceleración lateral, que representa la diferenciaentre la aceleración lateral actual y la aceleración lateral máxima que unvehículo puede experimentar sin volcar. Un valor de 0 indica el inicio de la elevación de las ruedas.

Eq. 32

FZI> fzo La carga normal en el interior, fuera de los neumáticos del vehículo Figura 40

Fy \> Fyo Fuerza lateral (curvas fuerza) desde el interior, fuera de los neumáticos Figura 40

4> Ángulo de balanceo del vehículo con respecto a la superficie del camino Eq. 28

hr Altura del eje de balanceo del vehículo sobre la calzada Eq. 28

ay Aceleración en el eje y (curvas) Eq. 29

R (j) Ganancia Roll, por ejemplo, constante que da el ángulo de inclinación de la carrocería producida por la suspensión por unidad de aceleración lateral, en rad/ g

Eq. 31

FBF, Fbr Fuerza de frenado del eje delantero y trasero Eq. 35

Notación Definición Ubicación utilizó por primera vez

Fcf, FCR Las curvas fuerza desde el eje delantero y trasero Eq. 36

Nf, Nr Fuerza normal de los ejes delantero y trasero en el pavimento Eq. 37

a, b Distancia del CG al eje delantero y trasero Eq. 41/40

fyr fyh Factores de fricción laterales en la parte delantera, eje trasero (curvas) Eq. 44

Rtire Radio de rodadura del neumático Eq. 46

Gf, Gr Ganancia de frenos (ejes delantero y trasero), convierte aplica presión defrenado a pares de ruedas

Eq. 46

Pf, Pr Presión del freno aplicado a ejes delantero y trasero Eq. 46

Pa Presión del freno aplicado a la válvula dosificadora Eq. 47

Pa La presión de los frenos a que se acopla a las válvulas dosificadoras Eq. 47

Fb La fuerza de frenado a la que se acopla la válvula dosificadora Eq. 48

hacha, p Nivel de deceleración en la que se acopla válvula dosificadora del freno Eq. 49

fxr fxh Factores de fricción longitudinal en la parte delantera, eje trasero (frenado) Eq. 56

^ Fmargin marginf, r Frente y el margen ejes traseros de seguridad (curvas) Eq. 59, 60

^ Ytsupply »^ su-ministro

Suministro de fricción lateral por eje el eje delantero y trasero Eq. 59, 60

r La velocidad de giro del vehículo (rad / s) medida alrededor del eje z Eq. 62

Vy La velocidad lateral del vehículo, por ejemplo, los de lado velocidad de desli-zamiento, medido en el CG

Eq. 63

Izz El momento de inercia del vehículo alrededor del eje z. En el caso de vehículosarticulados, esta es la inercia de sólo el tractor.

Eq. 64

un El ángulo de deslizamiento del neumático con respecto a el camino Figura 48

Cap Cent ,, La rigidez de las curvas frontal y posterior que predice la cantidad de fuerzaproduce un neumático por radián de rotación del neumático a el camino

Eq. 65

CC, CCoffset El desplazamiento de un neumático en las curvas y las curvas coeficiente decoeficiente que se utiliza para calcular las curvas de carga vertical rigideces

Eq. 66

a, O Los ángulos de deslizamiento de los neumáticos delanteros y traseros Eq. 67

s El ángulo de giro de la rueda delantera (radianes), medida en la interfaz delneumático y la superficie del camino. Es el ángulo entre el eje longitudinal delvehículo y la línea central del neumático.

Eq. 67

R ' El radio de rotación, tal como se mide en el sistema de coordenadas de cuerpofijo del vehículo

Eq. 73

fyf, tangente> fyr, tanqent

Los factores de fricción delanteros y traseros en la tangente, inmediatamenteantes de la entrada curva

Eq. 76

LTR Relación de carga de transferencia de un vehículo, una medida del porcentajede carga en un eje particular, llevado por el neumático interior. Un valor de 1significa que toda la carga se encuentra en el interior del neumático; 0 es igualde equilibrado de carga en el interior / exterior; y un valor de -1 es cuando toda la carga está en el neumático exterior. Los valores de -1 o 1 representan la aparición de la elevación de la rueda.

Eq. 89

Ni, No Fuerza normal en el interior, fuera de los neumáticos de un eje Eq. 89

RMltr Volcado margen definido por la proximidad de la relación de transferencia decarga a un valor absoluto de la unidad, por ejemplo, de lo cerca es un eje a experimentar elevación de la rueda. Un valor de 0 indica el inicio de la elevaciónde la rueda

Eq. 90

Cabezas tractoras Modelo

m1, m2 Masa del tractor, remolque Tabla 25

Fcf, FCR, Asignac Las curvas de fuerza en el eje delantero del tractor, ejes traseros del tractor, ejes de remolque

Tabla 25

FBF, Fbr, Fbt Fuerza de frenado en el eje delantero del tractor, tractor ejes traseros, ejes deremolque

Tabla 25

N º, Nt, Nh Fuerza normal en el eje delantero del tractor, tractor ejes traseros, ejes de remolque y el enganche

Tabla 25

ft Distancia de enganche para remolque CG Tabla 25

0 t Distancia de enganche para remolque de eje Tabla 25

dh Tractor CG hasta el enganche distancia Tabla 25

h1, h2, hh Altura del tractor CG, CG remolque, y el punto de enganche Tabla 25

L La distancia entre ejes del vehículo, por ejemplo, la distancia desde la partedelantera para el eje trasero, medida desde el centro de la zona de contacto decada neumático

Tabla 25

ANEXO B

B-1

Parámetros vehículo utilizado en la simulación

Descripción Parámetro E-Class Sedan

E-Class SUV Ampliar SUV Una sola unidad de camiones

Tracción de semirremo-lques

Unidad principal Sprung Misa (lb) 3640 3500 5010 9810 13900

Unidad principal no suspendido Misa (lb) 396 594 594 2870 4710

Unidad principal total de masa (lb) 4030 4100 5600 12700 18600

Remolque Sprung Misa (lb) 13000

Remolque no suspendido Misa (lb) 3450

Remolque total Masa sin carga útil (lb) 16500

Remolque de carga útil Misa (lb) 22000

Unidad principal de guiñada Momento de Inercia(lb-ft2)

65500 | 58900 | 83500 | 825000 466000

Remolque de guiñada Momento de Inercia(lb-ft2)

4260000

Carga Remolque guiñada Momento de Inercia(lb-ft2)

1180000

Plomo Momento Rodillo Unidad de Inercia(lb-ft2)

14500 14500 20000 54200 163000

CG al Eje delantero Distancia (pies) 4.6 3.87 3.71 3.65 4.54

CG al Eje trasero Distancia (pies) 5.4 5.81 5.96 12.8 13.9

Enganche para Liderar Unidad CG Distancia(pies)

13.9

Enganche para remolque CG Distancia (pies) 19.7

Enganche de carga útil CG Distancia (pies) 24

Enganche para remolque Eje Distancia (pies) 45.2

Plomo Unidad Distancia entre ejes (ft) 10 9.68 9.67 16.4 18.5

Nominal en Curva Rigidez frontal (lbf / rad) -51,000 -32,000 -43,000 -77,000 -100,000

Nominal en Curva Rigidez trasero (lbf / rad) -44,000 -24,000 -29,000 -27,000 -240,000

Nominal en Curva Rigidez Remolque (lbf / rad) -140,000

Las curvas Coeficiente (1 / rad) 21.4 10.6 10.6 7.08 7.08

Rigidez en Curva Intercepción (lbf / rad) 4790 6850 6850 7340 7340

CG Altura (ft) 1.94 2.36 2.56 3.85 3.34

Altura del enganche (ft) 3.61

Remolque CG Altura en vacío (ft) 5.45

Remolque CG Altura Loaded (ft) 6.77

Ancho de vía (ft) 5.25 5.17 6.23 6.39 9.44

Freno delantero Gain (lbf-ft / psi) 4.07 4.07 5.09 4.07

Freno trasero Gain (lbf-ft / psi) 3.05 3.05 3.56 3.05

Radio de rodadura (ft) 1.19 1.26 1.32 1.67

Válvula dosificadora de freno (psi) 363 290 290

Desaceleración de freno de Transición (ft / s 2) 17.2 12.8 10.9

ANEXO C

Los posibles cambios recomendados para su consideración en las próximas ediciones del Libro Verde y MUTCD

Este apéndice da los posibles cambios recomendados para su consideración en las próximas ediciones del Libro Verde y el Manual de Dispositivos Uniformes de Control de Tránsito (MUTCD), basados en los hallazgos y conclusiones de esta investigación. Las recomendaciones se basan en una revisión de la edición de 2011 del Libro Verde y de la edición de 2009 del MUTCD (con Números de revisión 1 y 2 incorporado, con fecha de mayo de 2012). Se especifica el texto recomendado por secciones seleccio-nadas de los documentos de la siguiente manera.

Texto comenzando en la pág. 3-20 de 2011 Green Book

(1) Factor de fricción lateral

El factor de fricción lateral representa la necesidad del vehículo para fricción lateral, también llamada la demanda fricción lateral; También representa la af aceleración lateral que actúa sobre el vehículo. Esta aceleración se puede calcular como el producto del factor de demanda fricción lateral f y g la constante de gravitación (es decir, af = fg). Tenga en cuenta que la aceleración lateral en realidad experimentada por los ocupantes del vehículo tiende a ser ligeramente más grande que el predicho por fg producto por ángulo de balanceo de la carrocería del vehículo.

Con la amplia variación en las velocidades del vehículo en las curvas, por lo general hay una fuerza desequilibrada si la curva peraltada está o no. Esta fuerza resulta en empuje lateral del neumático, que está contrapesada por la fricción entre los neumáticos y la superficie del pavimento. Esta fuerza contraria de fricción se desarrolla por la distorsión de la zona de contacto del neumático.

El coeficiente de fricción f es la fuerza de fricción dividido por el componente del peso perpendicular a la superficie del pavimento y se expresa como una simplificación de la fórmula curva básica mostrada como ecuación (3-6). El valor de la ef producto en esta fórmula es siempre pequeña. Como resultado, el término ef 1-0,01 es casi igual a 1,0 y, normalmente, se omite en el diseño del camino. La omisión de este término se obtiene la siguiente ecuación básica fricción lateral:

Metric EE.UU. consuetudinario

V2

f = 0.01e 127 R

V2

f = 0.01e (3 7)

15R (3-7)

Esta ecuación se conoce como la fórmula curva simplificada y rendimientos ligeramente más grandes (y, por lo tanto, más conservadores) estimaciones de la demanda de fricción que se obtendría utilizando la fórmula básica curva.

El coeficiente f fue llamado cociente lateral, la relación de las curvas, relación centrífuga desequilibrada, factor de fricción, y el factor de fricción lateral. Por su uso generalizado, el término "factor de fricción lado" se utiliza en esta discusión. El límite superior del factor de fricción lateral es el punto en el que el neu-mático comenzaría a patinar; esto se conoce como el punto de deslizamiento inminente. Por que las curvas del camino

están diseñados para que los vehículos pueden evitar el arrastre con un margen de seguridad, los valores de F utilizados en el diseño deben ser sustancialmente menor que el coeficiente de fricción en desliza-miento inminente.

El factor de fricción lado en inminente de deslizamiento depende de un número de otros factores, entre los cuales los más importantes son la velocidad del vehículo, el tipo y la condición de la superficie de la calzada, y el tipo y la condición de los neumáticos del vehículo. Diferentes observadores registraron diferentes factores de fricción lateral máxima a la misma velocidad para pavimentos de composición similar, y lógicamente es así, por la variabilidad inherente en la textura del pavimento, las condiciones meteorológicas y el estado de los neumáticos me. En general, los estudios de investigación de los años 1930 y 1940 muestran que los factores de máxima fricción lateral desarrollados entre los neumáticos nuevos y los pavimentos de hormigón húmedas van desde alrededor de 0,5 a 30 Km / h [20 mph] a aproximadamente 0,35 velocidad de 100 km / h [60 mph] . Para pavimentos de hormigón húmedo nor-males y neumáticos lisos el factor de máxima fricción lateral en la inminente deslizamiento es aproxi-madamente 0,35 a 70 kmh [45 mph]. Más medidas de campo recientes indican que los factores de fricción lateral pico promedio (que representan el punto de deslizamiento inminente) van de aproximadamente 0,50 a 140 kmh [85 mph] a 0,60 velocidad de 40 km / h [25 mph] para los vehículos de pasajeros en buen estado caminos con pavimentos de tipo alto y superficies mojadas. Para los camiones, en los caminos en buen estado, con pavimentos de tipo alto y las superficies húmedas, factores medios de fricción lateral pico van desde 0,50 a 140 kmh [85 mph] a 0,55 velocidad de 40 km / h [25 mph] (69). En todos los casos, los estudios muestran una disminución en los valores de fricción como velocidades de aumento (46, 47, 60, 69).

Curvas horizontales no deben diseñarse directamente sobre la base del factor de fricción lateral máxima disponible. Más bien, el máximo factor de fricción lateral utilizado en el diseño debe ser la parte de la máxima fricción lateral disponible que puede utilizarse con la comodidad, y sin probabilidad de arrastre, por la gran mayoría de los conductores. Niveles de fricción secundarios que representan a los pavimentos que son acristalada, sangrado, o de lo contrario carece de propiedades antideslizantes razonables no debe controlar el diseño por que tales condiciones son evitables y diseño geométrico debe basarse en las condiciones de superficie aceptables alcanzables a un costo razonable.

Una consideración clave en la selección de los factores de fricción máxima lateral para uso en el diseño es el nivel de aceleración que es suficiente para causar los conductores a experimentar una sensación de incomodidad y de reaccionar instintivamente para evitar una mayor velocidad. La velocidad en una curva en la que el malestar por la aceleración lateral es evidente para los conductores se utiliza como un control de diseño para el máximo factor de fricción lateral en las calles de alta velocidad y autopistas. A bajas velocidades, los conductores son más tolerantes de incomodidad, permitiendo así el empleo de una mayor cantidad de fricción lateral para uso en el diseño de las curvas horizontales.

El indicador de bola banco fue ampliamente utilizado por los grupos de investigación, agencias locales y los departamentos de caminos como una medida uniforme de aceleración lateral para ajustar las velo-cidades en las curvas que eviten molestias conductor. Se compone de una bola de acero en un tubo de vidrio sellado; excepto por el efecto de amortiguación del líquido en el tubo, la pelota puede rodar libre-mente. Su simplicidad de construcción y operación se llevó a la aceptación generalizada como una guía para la determinación de velocidades de curva apropiada. Con un dispositivo de este tipo montado en un vehículo en movimiento, la lectura de bola de banco en cualquier momento es indicativo del efecto com-binado de balanceo de la carrocería, el ángulo de aceleración lateral, y del peralte como se muestra en la Figura 3-3.

La aceleración lateral desarrollado como un vehículo viaja a velocidad uniforme en una curva hace que la bola ruede hacia fuera a una posición de ángulo fijo, como se muestra en la Figura 3-3. Una corrección debe hacerse para la parte de la fuerza se recoge en el ángulo del cuerpo-roll pequeña. La fuerza de lado indicado percibido por los ocupantes del vehículo es por lo tanto en el orden de F ~ tan (a - p).

En una serie de pruebas definitivas (47), se concluyó que las velocidades en las curvas que eviten mo-lestias conductor se indican mediante lecturas de bola de banco de 14 grados para la velocidad de 30 km / h [20 mph] o menos, 12 grados para velocidades 40 y 50 km / h [25 y 30 mph], y 10 grados en cuanto a velocidades de 55 a 80 kmh [35 a 50 mph]. Estas lecturas bola bancarias son indicativos de los factores de fricción lateral de 0,21, 0,18 y 0,15, respectivamente, para los ángulos de balanceo del cuerpo de prueba y dan un amplio margen de seguridad contra derrape o vuelco del vehículo.

De otras pruebas (11), un factor de fricción lateral máxima de 0,16 para velocidades de hasta 100 km / h [60 mph] fue recomendado. Para velocidades superiores, se recomienda la reducción gradual de este factor. Los estudios de velocidad en la autopista Pennsylvania Turnpike (60) llevaron a la conclusión de que la

a = Bola-banco ángulo indicador d) = ángulo de inclinación de la carrocería 8 = ángulo de peralte p = ángulo de aceleración lateral

Figura 3-3. Geometría para el indicador de bola banco.

factor de fricción lateral no debe exceder de 0,10 para las velocidades de diseño de 110 km / h [70 mph] y superior. Un estudio reciente (13) re-examinó los resultados publicados anteriormente y se analizaron nuevos datos recogidos en numerosas curvas horizontales. Los factores de demanda de fricción lateral desarrollados en ese estudio son generalmente consistentes con los factores de fricción lateral reportados anteriormente.

Un acelerómetro electrónico da una alternativa al indicador de bola banco para su uso en la determinación de las velocidades de asesoramiento para las curvas horizontales y rampas. Un acelerómetro es un dispositivo electrónico de gravedad sensible que puede medir las fuerzas laterales y aceleraciones que experimentan los conductores al atravesar una curva del camino (20).

Se debe reconocer que otros factores influyen en la elección velocidad del conductor en condiciones de alta demanda de fricción. Virar se hace perceptible, aumenta el ángulo de deriva, y se necesita un mayor esfuerzo de dirección para evitar involuntarios violaciónes de líneas de carril. Bajo estas condiciones, el cono de visión se estrecha y está acompañado por una sensación creciente de la concentración y la intensidad considera indeseable por la mayoría de los conductores. Estos factores son más evidentes para un conductor menor de las condiciones del camino abierto.

Cuando sea práctico, los factores de máxima fricción lateral utilizados en el diseño deben ser conser-vadores para pavimentos secos y deben dar un amplio margen de seguridad contra el arrastre en las veredas que estén húmedos, así como cubierto de hielo o nieve y en contra de vuelco del vehículo. La necesidad de dar antideslizante pavimento pavimentación de estas condiciones no se puede exagerar porque superpuesta a las demandas de fricción resultantes de la geometría de caminos son los que resultan de las maniobras de conducción, tales como frenos, cambios de carril repentinos y cambios menores en la dirección dentro de un carril. En estas maniobras a corto plazo, puede existir una gran demanda de fricción, pero el umbral de malestar no puede ser percibido a tiempo para que el conductor tome medidas correctivas.

Figura 3-4 resume los resultados de las pruebas citadas en relación a los factores de fricción lateral re-comendados para el diseño de la curva. Aunque se observa alguna variación en los resultados de las pruebas, todos están de acuerdo que el factor de fricción lateral debería ser menor para el diseño de alta velocidad que para el diseño de baja velocidad. Un estudio reciente realizado estudios recientes (13, 69) reafirmaron la pertinencia de estos factores de fricción lateral. Para ilustrar la diferencia entre los factores de fricción lateral para el diseño y suministro de fricción lateral disponible en las curvas, la figura 3-4 también incluye curvas de oferta de fricción para neumáticos de vehículos de pasajeros y camiones para la condición de derrape en el pavimento mojado en las curvas.

[Comentario: Recomendar agregando curvas de fricción de alimentación de las Figuras 30 y 32 en el cuerpo principal del informe, que son representativos de la investigación más actual, a Green Book Figura 3-4. Los puntos de datos para las curvas que se añaden a la Figura 3-4 son las siguientes, y las curvas

deben ser etiquetados en consecuencia.

Velocidad (km / h)

Figura 3-4. Factores de fricción laterales para calles de alta velocidad y autopistas.

Velocidad (km / h) 40 48 56 64 72 80 89 97 105 113 121 129 137

Velocidad (mph) 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85

Mediciones de neumáticos de vehículos depasajeros de derrape fricción húme-da-neumático en lateral (curvas) dirección

0.59 0.58 0.57 0.56 0.55 0.54 0.53 0.52 0.51 0.50 0.49 0.49 0.48

Mediciones de neumáticos de camiones dederrape fricción húmeda-neumático en lateral(curvas) dirección

0.52 0.49 0.45 0.42 0.40 0.38 0.36 0.34 0.32 0.31 0.30 0.29 0.28

Figura 3-5. Factores de fricción laterales para calles de baja velocidad y caminos.

Los factores de máxima fricción lateral permisibles para calles de baja velocidad y autopistas se muestran en la Figura 3-5. Para viajar en las curvas más cerradas, se necesita peralte. Las curvas se basan en varios estudios (14, 16, 23) realizados para determinar el factor de fricción lateral para las curvas de intersección de baja velocidad. Se utilizó una velocidad de curva 95º percentil ya que representa cerca de la velocidad tangente 85º percentil y da un margen razonable de seguridad contra el arrastre (13). Estas curvas también aproximar los valores asumidos para el diseño urbano de baja velocidad basado en la comodidad del conductor. Figura 3.5 también incluye las curvas de oferta de fricción para neumáticos de vehículos de pasajeros y camiones para la condición de derrape en el pavimento mojado en las curvas (69). Las comparaciones de la oferta fricción lateral y la fricción lateral el Factor curvas dan un sentido de la margen adecuado de seguridad contra el arrastre sobre la base de los factores de fricción lateral dadas para designand una limitación económica del peralte.

[Comentario: Recomendar agregando curvas de fricción de alimentación de las Figuras 30 y 32 en el cuerpo principal del informe, que son representativos de la investigación más actual, a Green Book Figura 3-5. Los puntos de datos para las curvas que se añaden a la Figura 3-5 son como se indica, y las curvas deben ser etiquetados en consecuencia.

Velocidad (km / h) 40 48 56 64 72 80 89 97 105 113 121 129 137

Velocidad (mph) 25 30 35 40 45 50 55 60 65 Z0 Z5 80 85

Mediciones de neumáticos de vehículos depasajeros de derrape fricción húme-da-neumático en lateral (curvas) dirección

0.59 0.58 0.57 0.56 0.55 0.54 0.53 0.52 0.51 0.50 0.49 0.49 0.48

Mediciones de neumáticos de camiones dederrape fricción húmeda-neumático en lateral(curvas) dirección

0.52 0.49 0.45 0.42 0.40 0.38 0.36 0.34 0.32 0.31 0.30 0.29 0.28

Nota, se necesitará la escala de la figura 3-5 para ser ajustado para incluir las curvas.] Los factores de fricción lateral varían con la velocidad directriz de 0,40 a 15 km / h [0,38 a 10 mph] a aproximadamente 0,15 a 70 kmh [45 mph], con sus 70 kilómetros / h [45 mph] siendo el límite superior de baja velocidad establecida en la discusión velocidad directriz en la Sección 2.3.6. Figura 3-6 debe ser referido a los valores del factor de fricción lateral se recomienda su uso en el diseño de curva horizontal.

MÉTRICA

0.45

EE.UU. CONSUETUDINARIO

Figura 3-6. Factores de fricción secundarios supone para el diseño.

Texto comenzando en la pág. 3-33 de 2011 Green Book (2) Efectos de los pendientes

En pendientes largas o bastante empinadas, los conductores tienden a viajar más rápido en la rebaja que en la dirección de actualización. Además, la investigación (13, 69) demostró que la demanda fricción lateral es mayor en ambos rebajas (por las fuerzas de frenado) y actualizaciones empinadas (por las fuerzas de tracción). Investigación (69) también demostró que, para las curvas horizontales simples, la tasa máxima de peralte en pendientes pronunciadas de 4 por ciento o más no debe exceder de 12 por ciento. Si se considera una tasa máxima del peralte de una curva horizontal de más de 12 por ciento, se recomienda una transición curva espiral para aumentar los márgenes de seguridad contra derrape o vuelco entre el enfoque de la tangente y la curva horizontal. Curvas horizontales afilados (o cerca de curvas mínimo-radio) en pendientes de 4 por ciento o más no debe ser diseñado con bajas velocidades de diseño (es decir, a 50 km / h [30 mph] o menos). En el caso de que este tipo de situaciones no se pueden evitar, señales de advertencia para reducir la velocidad con suficiente antelación del inicio de la curva horizontal se debe utilizar.

En las actualizaciones del 4 por ciento o más, la tasa máxima de peralte debe limitarse a un 9 por ciento para las curvas de mínima radio con velocidades de diseño mayores de 90 km / h [55 mph] y superior, para minimizar la posibilidad de eventos de la rueda de elevación sobre tractor semi camiones -Trailer. Como alternativa, si se puede verificar que la distancia de visibilidad disponible es tal que la desacelera-ción en la tasa asumida en los criterios de diseño de parada a distancia de vista, 3,4 m / s2 [11.2 ft / s 2], es poco probable que se requiera en las actualizaciones de un 4 por ciento o más , los valores de Emax de hasta 12 por ciento se pueden utilizar para las curvas de radio mínimo.

La dinámica del vehículo simulaciones demostraron (69) que las curvas horizontales afilados con radios cerca o mínimo para velocidades de diseño dados en rebajas de un 4 por ciento o más podría dar lugar a patinar o vuelco de una gama de tipos de vehículos si un conductor está frenando al mismo tiempo y cambiar de carril en la curva. Por esta razón, puede ser deseable dar una señal (R4-9) "Manténgase en el carril" antes de las curvas horizontales afilados en pendientes pronunciadas en los caminos de varios carriles (22). También se puede considerar la posibilidad de utilizar blancos marcas de las líneas de carril sólidos individuales para complementar el signo "Manténgase en el carril" y desalentar a los automovi-listas de cambiar de carril.

Algunos ajustes en las tasas de peralte se debe considerar para los pendientes de inclinación mayor que el 5 por ciento. Este ajuste es especialmente importante en instalaciones con altos volúmenes de ca-miones y en instalaciones de baja velocidad con curvas intermedias que utilizan altos niveles de demanda de fricción lateral.

En el caso de un camino dividida con cada calzada peraltables independiente, o en una rampa de un solo sentido, tal ajuste se puede hacer fácilmente. En la forma más simple práctica, los valores de los Anexos 3-21 a 3-25, que se presentan en la Sección 3.3.5, se puede utilizar directamente, asumiendo una velo-cidad ligeramente superior a la rebaja. Dado que los vehículos tienden a disminuir en las actualizaciones pendientes, el ajuste del peralte puede hacerse sin reducir la velocidad directriz para la actualización. La variación en la velocidad apropiada depende de las condiciones particulares, especialmente la tasa y la duración de pendiente y la magnitud del radio de la curva en comparación con otras curvas en la sección de aproximación camino.

En dos carriles y caminos de varios carriles indivisos, el ajuste para el pendiente se puede hacer asu-miendo una velocidad ligeramente superior a la rebaja y su aplicación a toda recorrido el camino (tanto actualizar y lados en bajada). El peralte añadido para la actualización puede ayudar a contrarrestar la pérdida de fricción lateral disponible por las fuerzas de tracción. En las actualizaciones de largo, el peralte adicional puede causar fricción lado negativo para los vehículos lentos (como camiones grandes). Este

efecto se ve mitigado por la lenta velocidad del vehículo, dando tiempo para contrarrestar novillo, y la experiencia y la formación de los conductores de camiones aumentó.

Texto comenzando en la pág. 3-66 de 2011 Green Book

Ubicación con respecto al extremo de la curva. En el diseño tangente a la curva, la ubicación de la longitud de la escorrentía peralte con respecto al punto de curvatura (PC) necesita ser determinado. La práctica normal es dividir la longitud de escorrentía entre la tangente y secciones curvadas y para evitar la colo-cación de toda la longitud de escorrentía en cualquiera de la tangente o la curva. Con pleno peralte al-canzado en el PC, la segunda vuelta se encuentra por completo en la tangente enfoque, donde se ne-cesita teóricamente sin peralte. En el otro extremo, la colocación de la segunda vuelta por completo en los resultados curva circular en la parte inicial de la curva que tiene menos de la cantidad deseada de peralte. Ambos de estos extremos tienden a estar asociados con una gran aceleración lateral máxima.

La experiencia indica que la localización de una parte de la escorrentía en la tangente, antes de la PC, es preferible, ya que esto tiende a minimizar la aceleración lateral y la demanda pico de fricción lateral re-sultante. La magnitud de la demanda de fricción lateral incurridos durante el viaje a través de la esco-rrentía puede variar por la vía real recorrido del vehículo. Las observaciones indican que una trayectoria en espiral resulta de comportamiento de la dirección natural de un conductor durante la entrada o salida de curva. Esta espiral natural Habitualmente empieza en la tangente y termina más allá del comienzo de la curva circular. Mayoría de la evidencia indica que la longitud de esta espiral naturales varía de 2 a 4 s el tiempo de viaje; sin embargo, su longitud también puede verse afectada por el ancho del carril y la pre-sencia de otros vehículos.

Sobre la base de la discusión precedente, la localización de una parte de la escorrentía en la tangente es consistente con la trayectoria en espiral Natural adoptada por el conductor durante la entrada de la curva. De esta manera, la introducción gradual de peralte antes de la curva compensa el aumento gradual de la aceleración lateral asociada con la trayectoria en espiral. Como resultado, la aceleración lateral pico incurrido en el PC debe ser teóricamente igual a aproximadamente 50 por ciento de la aceleración lateral asociada con la curva circular.

Para lograr este equilibrio en la aceleración lateral, la mayoría de los organismos de localizar una porción de la longitud de la escorrentía en la tangente antes de la curva. La proporción de la longitud del escu-rrimiento colocado en la tangente varía 0,6 a 0,8 (es decir, del 60 al 80 por ciento) con una gran mayoría de los organismos utilizando 0,67 (es decir, 67 por ciento). La mayoría de los organismos usan cons-tantemente un único valor de esta proporción para todas las curvas de calles y caminos.

Consideraciones teóricas confirman la conveniencia de incluir una mayor porción de la longitud de es-correntía en el enfoque en lugar de tangente en la curva circular. Tales consideraciones se basan en el análisis de la aceleración que actúa lateralmente sobre el vehículo mientras viaja a través de la sección de transición. Esta aceleración lateral puede inducir una velocidad y carril de desplazamiento lateral que podría conducir a problemas operacionales. Específicamente, una velocidad lateral en una dirección hacia fuera (con relación a la curva) resulta en un conductor hacer una maniobra de dirección correctiva que produce una trayectoria de radio más agudo que el de la curva del camino. Tal radio crítico produce un aumento indeseable en la demanda pico fricción lateral. Por otra parte, una velocidad lateral de magnitud suficiente para desplazar el vehículo en un carril adyacente (sin dirección correctiva) es también indeseable por razones de seguridad.

Análisis de las consideraciones teóricas antes mencionadas llevó a la conclusión de que una asignación apropiada de la longitud de escorrentía entre la tangente y la curva puede minimizar los problemas de funcionamiento antes mencionados (12). Los valores obtenidos de los análisis se enumeran en la Tabla 3-18. Si se utiliza en el diseño, los valores listados en la Tabla 3-18 deben minimizar la aceleración lateral y el movimiento lateral del vehículo. Los valores más pequeños que los que se enumeran tienden a estar

asociados con velocidades hacia afuera laterales más grandes. Los valores mayores a los mencionados tienden a estar asociados con los cambios laterales más grandes.

Las consideraciones teóricas indican que los valores para la proporción de la longitud del escurrimiento en la tangente en el intervalo de 0,7 a 0,9 (es decir, de 70 a 90 por ciento) ofrecen las mejores condiciones operativas

Tabla 3-18. Ubicaciones de escorrentía que minimizan el movimiento lateral del vehículo.

Metric EE.UU. consuetudinario

Porción de escorrentía encuentra antes de diseñar la curvaPorción de escorrentía encuentra antes de diseñar la curva

Velocidad N º de carriles girar Velocidad N º de carriles girar

(Km / h) 1,0 1,5 2,0 a 2,5 3,0 a 3,5 (Mph) 1,0 1,5 2,0 a 2,5 3,0 a 3,5

20-70 0.80 0.85 0.90 0.90 0.70 0.75 0.80 80-130 0,85 15-45 0.80 0.85 0.90 0.90 50-80 0.70 0.75 0.80 0.85

Yo en los caminos con rebaja de menos de 4 por ciento; el valor específico en este rango debe depender de la velocidad directriz y la anchura girada. La experiencia obtenida de la práctica existente indica que la desviación de los valores de la Tabla 3-18 en un 10 por ciento no debería dar lugar a problemas de fun-cionamiento mensurables. En este sentido, el uso de un único valor para la proporción de la longitud del escurrimiento en la tangente en el intervalo de 0,6 a 0,9 (de 60 a 90 por ciento) para todas las velocidades y anchuras girado se considera aceptable. Sin embargo, el refinamiento de este valor, sobre la base de las tendencias mostradas en la Tabla 3-18 es deseable cuando las condiciones lo permiten.

La investigación que considera mínimo radio de las curvas horizontales en las bajadas de 4 por ciento o más indica que la aplicación de la proporción de valores de longitud de escorrentía se muestra en la Tabla 3.18 son aceptables para el diseño de curvas usando la tasa máxima de peralte y el radio mínimo de curva para el diseño velocidades de unos 40 km / h [25 mph] o más (69). Sin embargo, en el diseño de curvas más arriba-mínimo-radio para velocidades específicas de diseño, y la aplicación de las proporciones ubicación escorrentía que se muestran en la Tabla 3-18, las combinaciones curva de radio /-peralte de los tipos de diseño que se muestran en las Tablas 3-8 a través de 3 a 12 mayo producir márgenes de segu-ridad contra derrape o vuelco que son más bajos en la tangente de enfoque dentro de los límites de la curva horizontal simple. Esto no es deseable y debe ser verificada usando la siguiente condición:

Metric EE.UU. consuetudinario

e 0,077 V2

< x-

100 1 + gR plmgent

e 2.15 V2 < x-

100 1 + PTAN gent gR

donde:

e = peralte al PC de

ptangent curva horizontal = proporción de la máxima

donde:

e = peralte al PC de

cur ptanomt horizontal = proporción de la máxima

peralte alcanzado en el PC de la curva horizontal V = velo-cidad directriz, km / hg = constante gravitacional, 9,81 m / s2R = radio de curva horizontal, m

peralte alcanzado en el PC de la curva horizontal V = velo-cidad directriz, mph g = constante gravitacional, 32,2 ft / s2 R= radio de la curva horizzontal, ft

Si se cumple la condición presentada anteriormente, los ingenieros pueden proceder con la transición de peralte como fue diseñado utilizando las directrices incluidas en esta sección. Si no se cumple la condi-ción presentada anteriormente, los diseñadores deberían reducir la proporción del peralte máximo al-canzado en el PC de la curva horizontal, o introducir una curva de transición espiral entre el enfoque de la tangente y la curva horizontal simple. Sobre la base de consideraciones teóricas, la condición anterior se

satisface para las curvas de máxima peralte / mínima de radio para todas las velocidades de diseño cuando se aplica la proporción de valores de escorrentía peralte en la Tabla 3-18. Sin embargo, la con-dición anterior puede ser violado cuando se utilizan tipos de diseño de peralte que son aproximadamente el 50 por ciento o menos de la tasa máxima del peralte de una combinación de radio-velocidad mínima de diseño dado. En estos casos, la localización de 70 por ciento de la escorrentía peralte antes de la curva horizontal aumentará los márgenes de seguridad en el enfoque de la tangente con relación a la curva horizontal simple.

Limitar las tasas de peralte. Las consideraciones teóricas indican que, cuando un vehículo está viajando a través de una transición de la tangente a la curva, grandes tasas de peralte están asociados con grandes cambios en la posición lateral del vehículo. En general, tales cambios en la posición lateral pueden ser minimizados por la ubicación apropiada de la sección de escurrimiento peralte, como se describió ante-riormente. Sin embargo, los grandes desplazamientos laterales deben ser compensados por el conductor a través de la acción de gobierno.

En reconocimiento de los posibles efectos adversos que los grandes cambios en la posición de lateral pueden tener sobre el control del vehículo, las tasas de peralte umbral asociados con un desplazamiento lateral de 1,0 m [3,0 pies] se identifican en la Tabla 3-19. Estas tasas de peralte limitantes no se aplican para velocidades de hasta 80 km / h [50 mph] o más cuando se combina con tasas de peralte de 12 por ciento o menos.

Los diseños que incorporan peralte en exceso de las tasas de limitantes pueden estar asociados con desplazamiento lateral excesivo. Por lo tanto, se recomienda que se eviten esos tipos de peralte. Sin embargo, si se utilizan, se debe considerar la posibilidad de aumentar la anchura de la vía de circulación a lo largo de la curva para reducir el potencial de invasión del vehículo en el carril adyacente.

Tabla 3-19. Limitar las tasas de peralte.

Metric EE.UU. consuetudinario

Velocidad directriz (km / h) Limitar la tasa de peralte

(%)

Velocidad directriz (mph) Limitando

tasa de peralte

(%)

20 8 15 8

30 8 20 8

40 10 25 10

50 11 30 11

60 11 35 11

70 12 40 11

45 12

En las actualizaciones del 4 por ciento o más, la tasa máxima de peralte debe limitarse a un 9 por ciento para las curvas de mínima radio con velocidades de diseño mayores de 90 km / h [55 mph] y superior, para minimizar la posibilidad de eventos de la rueda de elevación sobre tractor semi camiones -Trailer. Como alternativa, si se puede verificar que la distancia de visibilidad disponible es tal que la desacelera-ción en la tasa asumida en los criterios de diseño de parada a distancia de vista, 3,4 m / s2 [11.2 ft / s 2], es poco probable que se requiera en las actualizaciones de un 4 por ciento o más , los valores de Emax de hasta 12 por ciento se pueden utilizar para las curvas de radio mínimo.

Nueva referencia para pg Libro Verde. 3-184

69. Torbic, DT, M. O'Laughlin, DW Harwood, K. Bauer, C. Bokenkroger, L. Lucas, J. Ronchetto, SN Brennan, ET Donnell, A. Brown, y T. Varunjikar. Criterios de peralte de las curvas horizontales afilados en pendientes pronunciadas. Informe Final de NCHRP Proyecto 15-39, MRIGlobal, 2013.

Texto en la pág. 74 of2009 MUTCD

Sección 2B.33 ESTANCIA EN CARRIL Sign (R4-9)

Opción:

UNA ESTANCIA EN CARRIL (R4-9) señal (vea la Figura 2B-10) se puede utilizar en los caminos de varios carriles a los usuarios directos de camino para mantenerse en su carril hasta que las condiciones lo permitan pasar a otro carril.

Orientación:

Si se utiliza una estancia en LANE signo, debe ir acompañada de una línea doble sólido blanco carril (s) de prohibir el cambio de carril. Cuando la manténgase en el carril signo está destinado a desalentar el cambio de carril en las curvas horizontales afilados en pendientes pronunciadas en los caminos de varios carriles, puede considerarse la posibilidad de utilizar una sola línea carril sólido blanco marcado como complemento a la señal R4-9.

Texto en la pág. 362 of2009 MUTCD

Dónde cruzar las marcas de línea carril se desalienta, las marcas de las líneas de carril consistirán en una línea blanca continua normal o amplia.

Opción:

Cuando se pretenda desalentar cambio de carril en la aproximación a una rampa de salida, una amplia línea de carril sólido blanco puede extenderse aguas arriba de la sangre derramada teórica o, para las salidas de varios carriles, como se muestra en el Dibujo B de la Figura 3B-10, para un distancia que se determina por criterios de ingeniería.

Cuando los cambios de carril podrían causar conflictos, una línea de carril blanco unicolor o normal puede extenderse aguas arriba de una intersección.

En el caso de una caída de carril a una rampa de salida o intersección, una línea blanca tales sólido puede reemplazar una parte, pero no toda la longitud de la línea de carril blanca amplia de puntos.

Cuando una sólida línea de carril de marca blanca está destinada a desalentar carril cambiante por los automovilistas en las curvas horizontales afilados en pendientes pronunciadas en los caminos de varios carriles, una línea de carril sólido blanco puede extenderse aguas arriba, en, y aguas abajo de la curva horizontal en una distancia que está determinado por los criterios de ingeniería.

Abreviaturas y siglas que se utilizan sin definiciones en publicaciones TRB:

A4A Aerolíneas de América

AAAE Asociación Americana de Ejecutivos de Aeropuertos

AASHO Asociación Americana de Funcionarios de Caminos Estatales

AASHTO Asociación Americana de Caminos Estatales y Transporte Funcionarios

ACI-NA Consejo Internacional de Aeropuertos-Norte América

ACRP Aeropuerto Programa de Investigación Cooperativa

ADA Ley de Estadounidenses con Discapacidades

APTA Asociación Americana de Transporte Público

ASCE Sociedad Americana de Ingenieros Civiles

ASME Sociedad Americana de Ingenieros Mecánicos

ASTM Sociedad Americana para Pruebas y Materiales

ATA Americanos Trucking Associations

CTAA Asociación de Transporte de la Comunidad de América

CTBSSP Camión Comercial y el Programa Síntesis Seguridad en el Autobús

DHS Departamento de Seguridad Nacional

DOE Departamento de Energía

EPA Agencia de Protección Ambiental

FAA Administración Federal de Aviación

FHWA Administración Federal de Caminos

FMCSA Administración Federal de Seguridad de Autotransportes

FRA Administración Federal de Ferrocarriles

TLC Administración Federal de Tránsito

HMCRP Programa de Investigación Cooperativa Materiales Peligrosos

IEEE Instituto de Ingenieros Eléctricos y Electrónicos

ISTEA Ley de Eficiencia de Transporte Terrestre Intermodal de 1991

ITE Instituto de Ingenieros de Transporte

MAP-21 Avanzando para el Progreso de la Ley del Siglo 21 (2012)

NASA Nacional de Aeronáutica y del Espacio

NASAO Asociación Nacional de Funcionarios de aviación del Estado

NCFRP Programa Nacional Cooperativo de Investigación Flete

NCHRP Programa Nacional Cooperativo de Investigación de Caminos

NHTSA Administración Nacional de Seguridad Vial

NTSB Junta Nacional de Seguridad en el Transporte

PHMSA Administración de Seguridad Pipeline y Materiales Peligrosos

RITA Administración de la Investigación y la Innovación Tecnológica

SAE Sociedad de Ingenieros Automotrices

SAFETEA-LU Seguro, Responsable, Flexible, Efficient Transportation Equity Act:

Un Legado para los Usuarios (2005)

TCRP Programa Cooperativo de Investigación de Tránsito

TEA-21 Ley de Igualdad en el Transporte para el Siglo 21 (1998)

TRB Transportation Research Board

TSA Administración de Seguridad en el Transporte

U.S.DOT Departamento de Transporte de los Estados Unidos

• Vehículos de pasajeros:

Sedán de E-clase (es decir, el sedán de clase media)

E-clase de vehículo utilitario deportivo (es decir, de tamaño medio SUV)

De tamaño completo SUV

• Los AASHTO Green Book factores de fricción lateral máxima (/ max) utilizados en el diseño de curvas horizontales están por debajo de las curvas de oferta para la fricción lateral (curvas) y (frenado)

direcciones longitudinales, tanto para los vehículos de pasajeros y camiones, según se mide en el campo para el diseño acelera mayor de 20 mph. Por lo tanto, la política actual diseño de la curva horizontal parece provide márgenes laterales de fricción razonables contra el arrastre en la mayoría de situaciones. Sin embargo, los más complejos modelos de dinámica del vehículo (es decir, la bicicleta transitoria y modelos multicuerpo) indican que el modelo de punto de masa generalmente sobreestima los márgenes de seguridad contra derrape y vuelcos en todos los tipos de vehículos.

• Figuras 30 y 32 de este informe muestran vehículos de pasajeros y medidas de neumáticos para camiones de derrape fricción húmeda-neumático en el lateral (curvas) y (frenado) direcciones longitudi-nales. Es recommended que las curvas de fricción laterales (dos desviaciones estándar por debajo de la media) se integrarán en AASHTO Green Book Figuras 3-4 y 3-5, que muestran los factores de máxima fricción lateral utilizados en el diseño de curva horizontal para las calles de alta velocidad y de baja ve-locidad y caminos (respectivamente). La incorporación de estas curvas en las Figuras 3-4 y 3-5 del Libro Verde sería informativo a los diseñadores. Las cifras modificados serían, por primera vez, ilustran medi-ciones de fricción que tengan en cuenta los efectos de las curvas. Para una política de diseño conser-vador, curva de peralte recomendaciones de políticas horizontales de diseño deben basarse en el se-gundo percentil de la oferta fricción dado en la interfase neumático-pavimento (es decir, la fricción menos dos desviaciones estándar promedio).

Para una curva horizontal simple, la tasa máxima de peralte no debe superar el 12% en un downgrade. Si se considera una tasa máxima del peralte superior al 12%, se recomienda una transición curva espiral para aumentar los márgenes de seguridad contra el arrastre entre el enfoque de la tangente y la curva horizontal. En las actualizaciones del 4% o más, la tasa máxima de peralte se debe limitar a 9% para las curvas de mínima radio con velocidades de diseño de 55 kilómetros por hora y más alto, para evitar la posibilidad de eventos de la rueda elevadora. Alternativamente, si se puede verificar que la distancia de visibilidad disponible es tal que la deceleración

1. Para los vehículos de pasajeros, los umbrales de rollover son muy superiores a la fricción dispo-nible en el camino. No parece haber ninguna preocupación de un vehículo de pasajeros vuelco cuando se viaja a la velocidad directriz en una curva diseñada acuerdoción a la política AASHTO actual. Esto es simplemente porque los neumáticos resbalarán antes de alcanzar el umbral de vuelco.

3. Con base en una revisión de la bibliografía, los umbrales más bajos de vuelco de camiones cis-terna (por ejemplo, camiones cisterna de carga líquida) están en el rango de 0,28-0,30.

1. Para situaciones sin maniobras de cambio de carril, el latmárgenes de fricción va- de los modelos de estado estacionario bicicleta coincidieron bastante estrechamente con los de los modelos transitorios de bicicletas, excepto en situaciones de alto peralte y altas velocidades.

3. Para los vehículos de pasajeros, los márgenes laterales de fricción generalmente están por en-cima de 0,15 para detener desaceleraciones distancia de visibilidad

1. Para los vehículos de pasajeros en las actualizaciones, el mar fricción lateralginebras predichas por el modelo transitorio bicicleta fueron similares y / o generalmente más altos que los observados en las bajadas. Las excepciones son los márgenes para la velocidad constante y deceleración de frenado casos la distancia de visibilidad. En las actualizaciones, para el caso de velocidad constante, los márgenes laterales de fricción se reducen ligeramente por la tracción necesaria para mantener la velocidad en las actualizaciones. Esta reducción en el margen es bastante menor y es similar en magnitud a las reduc-ciones de margen causadas por la curva de entrada de desaceleración. Para detener la vista la distancia de desaceleración, los márgenes laterales de fricción son casi idénticos entre las actualizaciones y de-gradaciones.