Brevet FR2905496A1 — publié le 20080307

PROCEDE DE SIMULATION EN TEMPS REEL DU COMPORTEMENT PHYSIQUE D'UN PNEU, ET APPLICATION. L'invention concerne, de façon générale, les techniques liées à l'équipement en pneumatiques des véhicules à moteurs. Plus précisément, l'invention concerne un procédé de simulation du comportement physique d'un pneu équipant un véhicule en situation de roulement sur le sol, avec lequel la bande de roulement du pneu présente une aire de contact incluant une zone de contact adhérent et une zone de contact glissant, ce procédé comprenant au moins les opérations consistant à calculer des efforts longitudinaux et des efforts transversaux, transmis par le pneu entre le sol et le véhicule, en fonction de paramètres dynamiques liés aux conditions physiques de roulement et d'utilisation du pneu et en fonction de paramètres physiques spécifiques du pneu. Plusieurs exemples de procédés de simulation de pneu sont connus de l'homme du métier, et des exemples en sont donnés dans les documents de brevets EP 1 371 534, EP 1 516 751, et US 2001/0020386. Le procédé le plus connu, mis au point par M. Pacejka en 1996 et diffusé sous le nom de "Magic Formula", modélise le pneu au moyen de paramètres dépourvus de lien causal avec la physique, et s'avère ainsi impropre à rendre compte de façon fidèle des efforts transmis par un pneu, a fortiori dans des situations de sollicitations importantes et / ou variables. Bien que certains des procédés de simulation plus récents, et notamment ceux décrits dans les documents de 2905496 2 brevets précités, utilisent un modèle physique plus ou moins complet du pneu, ces procédés ne permettent pas de fournir, en temps réel, des valeurs exploitables des efforts longitudinaux, des efforts transversaux, et du 5 couple d'auto-alignement du pneu. L'invention, qui se situe dans ce contexte, a pour but de dépasser les limitations des procédés existants. 10 A cette fin, le procédé de l'invention, par ailleurs conforme à la définition générique qu'en donne le préambule ci--dessus, est essentiellement caractérisé en ce qu'il comprend les opérations consistant à : - établir, au cours d'une phase préliminaire, par 15 application de lois physiques connues et / ou construites par expérimentation spécifique, et en tant que premier modèle, un modèle des efforts longitudinaux, des efforts transversaux, d'un couple d'auto-alignement lié à l'intensité de ces efforts et à leur distribution dans 20 l'aire de contact, et d'un équilibre des forces élémentaires de cisaillement et de glissement du pneu en un point supposé unique de passage entre les zones de contact adhérent et glissant, ce premier modèle prenant la forme d'un système d'équations respectives exprimées 25 en fonction des paramètres dynamiques, des paramètres spécifiques, et de l'abscisse du point de passage; - attribuer, en vue d'une application numérique, des valeurs aux paramètres dynamiques et aux paramètres spécifiques; et 30 - résoudre pair approximations successives, au cours d'une phase itérative d'application numérique constituée d'une succession de cycles de calcul, et au moins à partir de valeurs antérieurement connues ou estimées de l'abscisse du point de passage, des efforts transversaux, et du 35 couple d'auto-alignement, de nouvelles valeurs de l'abscisse du point de passage, des efforts transversaux, 2905496 3 et du couple d'auto-alignement qui résolvent le système d'équations du premier modèle pour les valeurs attribuées aux paramètres dynamiques et aux paramètres spécifiques, ce dont il résulte que les efforts longitudinaux, les 5 efforts transversaux, et le couple d'auto-alignement du pneu peuvent être calculés en temps réel pendant le roulement du véhicule. De préférence, ce procédé comprend en outre une opération 10 mise en oeuvre après la fin de la phase itérative et consistant à mettre au moins à jour les paramètres dynamiques pour tenir compte des évolutions subies par ces paramètres pendant le temps d'exécution de la phase itérative, et à engager une nouvelle phase itérative. 15 Chaque nouveau cycle de calcul de chaque phase itérative comprend par exemple les opérations consistant au moins à . - calculer une nouvelle valeur provisoire de l'abscisse 20 du point de passage à partir des équations d'équilibre des forces élémentaires et des valeurs antérieurement connues ou estimées des efforts transversaux et du couple d'auto-alignement; - calculer, à partir de la nouvelle valeur provisoire de 25 l'abscisse du point de passage et des équations liant les efforts transversaux et le couple d'auto-alignement aux paramètres dynamiques, aux paramètres spécifiques, et à l'abscisse du point de passage, de nouvelles valeurs des efforts transversaux et du couple d'auto-alignement 30 utilisables pour un éventuel cycle de calcul ultérieur; - interrompre conditionnellement ladite phase itérative au moins lorsque l'écart entre la nouvelle valeur provisoire de l'abscisse du point de passage et la valeur antérieurement connue ou estimée de cette abscisse est 35 inférieur à une limite de précision prédéterminée; et 2905496 4 - à l'interruption de ladite phase itérative, affecter aux efforts transversaux et au couple d'auto-alignement, en tant que valeurs pour cette phase, les nouvelles valeurs des efforts transversaux et du couple d'auto- 5 alignement obtenues au dernier cycle de calcul. Dans sa forme la plus élaborée, le procédé de simulation de l'invention comprend en outre les opérations consistant à : 10 - prendre en compte, dans le premier modèle établi au cours de la phase préliminaire, l'influence de la température sur les valeurs de certains au moins des paramètres spécifiques; - établir, au cours de cette phase préliminaire, par 15 application de lois physiques connues et / ou construites par expérimentation spécifique, et en tant que second modèle, un modèle local d'échauffement exprimant des variations d'une température de contact de la bande de roulement avec le sol depuis l'entrée jusqu'à la sortie 20 de l'aire de contact par contact de la bande de roulement avec le sol et glissement; - établir, au cours de cette phase préliminaire, par application de lois physiques connues et / ou construites par expérimentation spécifique, et en tant que troisième 25 modèle, un modèle global d'échauffement et de flux thermique, ce troisième modèle prenant la forme d'un système d'équations exprimant des variations sur une période de tour de roue d'une température périphérique de la bande de roulement et d'une température interne du 30 pneu en fonction de valeurs antérieurement connues ou estimées des températures périphérique et interne, d'un coefficient de conduction thermique de la bande de roulement, et de phénomènes à composante thermodynamique tels que déformations internes subies par le pneu, 35 échanges thermiques entre le pneu et son environnement, et glissement de la bande de roulement sur le sol; 2905496 5 - accepter, en tant que paramètres dynamiques supplémentaires, la température du sol, la température de l'air, et la température initiale du pneu; - calculer, à chaque cycle de calcul de chaque phase 5 itérative, les nouvelles valeurs de l'abscisse du point de passage, des efforts transversaux et du couple d'auto-alignement en utilisant le premier modèle enrichi de l'influence de la température; et -à l'interruption de chaque phase itérative, mettre à 10 jour les valeurs des températures périphérique et interne pour tenir compte des évolutions subies par ces températures depuis la fin de la phase itérative précédente. 15 Dans ce cas, le premier modèle est avantageusement enrichi en prenant au moins en compte l'influence de l'évolution de la température de contact sur la valeur du coefficient de frottement de la gomme du pneu sur le sol. 20 Le premier modèle peut aussi être enrichi en prenant en compte l'influence de la température interne du pneu sur la valeur du module de cisaillement du mélange caoutchoutique de la bande de roulement du pneu. 25 De préférence, le second modèle de calcul utilise la température périphérique du pneu, obtenue par application du troisième modèle, pour le calcul de la température de contact en entrée de la surface de contact. 30 Les temps de calcul peuvent encore être réduits en prévoyant que chaque phase itérative soit précédée d'une phase préparatoire au cours de laquelle sont calculées des grandeurs contingentes, incluant les dimensions de l'aire de contact, au moyen d'un sous-ensemble desdites 35 équations et en fonction des valeurs attribuées aux paramètres dynamiques et aux paramètres spécifiques, 2905496 6 chaque grandeur contingente étant exploitée dans ladite phase itérative avec une valeur qui lui a été attribuée lors de la phase préparatoire. 5 L'invention concerne encore l'application du procédé tel que précédemment défini à la simulation en temps réel du comportement dynamique d'un véhicule doté d'un châssis et de plusieurs pneus en situation de roulement sur le sol, cette application étant caractérisée en ce que le premier 10 modèle au moins est exploité pour chaque pneu et associé à un même modèle dynamique de châssis, que le modèle de châssis fournit au moins audit premier modèle, pour chaque pneu, les valeurs de certains au moins des paramètres dynamiques, et que le modèle de châssis 15 exploite, pour chaque pneu, les valeurs des efforts longitudinaux, des efforts transversaux, et du couple d'auto-alignement obtenues par la mise en oeuvre du premier modèle au moins. 20 Cette application fournit des résultats encore plus précis dans le cas où l'ensemble des premier, deuxième et troisième modèles coopèrent avec le modèle dynamique de châssis comme précédemment indiqué pour le premier modèle. 25 D'autres caractéristiques et avantages de l'invention ressortiront clairement de la description qui en est faite ci-après, à titre indicatif et nullement limitatif, en référence aux dessins annexés, dans lesquels : - la figure 1 est une vue schématique en élévation d'une roue équipée d'un pneu auquel le procédé de l'invention est appliqué; 35 - la figure 2 est une vue schématique de dessus agrandie de l'aire de contact du pneu de la figure 1 avec le sol; 30 2905496 7 - la figure 3 est une vue schématique de face du pneu de la figure 1; 5 - la figure 4 est une vue schématique partielle et en coupe radiale d'un pneu représenté dans deux situations différentes de sollicitations; - la figure 5 est une vue schématique en élévation d'un 10 pneu représenté dans deux situations différentes de sollicitations; - la figure 6 est une vue schématique de dessus d'un pneu subissant une torsion; - la figure 7 est un schéma récapitulant les différentes grandeurs intervenant dans la mise en oeuvre du procédé de l'invention; 20 - la figure 8 est une vue schématique de dessus d'un pneu subissant diverses sollicitations; - la figure 9 est une vue de dessus agrandie de l'aire de contact d'un pneu subissant diverses sollicitations, et 25 sur laquelle apparaissent la trace de points et de trajectoires caractéristiques; - la figure 10 représente, de façon tridimensionnelle, la loi liant le coefficient d'adhérence à la pression de 30 contact, à la température de contact, et à la vitesse de glissement; - la figure 11 représente la loi liant le module de cisaillement de la gomme du pneu à la température; et 15 35 2905496 8 - la figure 12 est un schéma récapitulant les phénomènes thermiques pris en compte dans le modèle thermique global. 5 Comme annoncé précédemment, l'invention concerne notamment un procédé de simulation du comportement physique d'un pneu équipant un véhicule en situation de roulement sur le sol. 10 Dans une situation de roulement d'un pneu au sol, la bande de roulement du pneu présente avec le sol une aire de contact formée d'au moins une zone de contact adhérent et d'au moins une zone de contact glissant. 15 La finalité de ce procédé est de fournir, en fonction d'un certain nombre de grandeurs d'influence, les valeurs de divers efforts qui sont transmis par le pneu entre le sol et le véhicule. 20 Pour optimiser la compréhension de l'invention, la présente description fera usage des conventions d'écriture ci-après, dont une partie est déjà connue de l'homme du métier et utilisée dans des modèles de pneu existants. 25 6 Angle de dérive S' Angle de dérive au niveau des nappes sommet al Angle de mise à plat (plysteer) Y Angle d'inclinaison (carrossage) z Taux de glissement longitudinal Fx Effort longitudinal Fy Effort transversal Fz Charge V Vitesse des points du sol 2905496 9 WX Vitesse des points du sommet suivant son axe Mz Couple d'auto-alignement Ny Composante du couple d'auto-alignement liée à l'effort Fy Nx Composante du couple d'auto-alignement liée à la distribution des efforts Fx dans la largeur de l'aire de contact RL Rigidité latérale du pneu RLL Rigidité longitudinale du pneu kT Rigidité de torsion du pneu S2 Souplesse à la flexion sur chant du bloc sommet Coefficient d'adhérence dynamique entre la gomme du pneu et le sol : ,u(p,Vg,Ts) fco Coefficient d'adhérence statique Lx Longueur caractéristique de l'aire de contact Ly Largeur de l'aire de contact ent Taux d'entaillement de la bande de roulement AssX Coefficient d'assouplissement longitudinal de la bande de roulement AssY Coefficient d'assouplissement latéral de la bande de roulement G* Module de cisaillement du mélange caoutchoutique de la bande de roulement du pneu eue, Epaisseur de la bande de roulement a Demi-longueur de l'aire de contact b Abscisse de début de glissement dans l'aire de contact Ti Profil de température interne de la gomme, entre la surface du pneu et les nappes sommet Ts Température de surface moyenne de la bande de roulement 2905496 10 Tc Température de contact à l'interface entre la gomme et le sol Vg Vitesse de glissement entre le pneu et le sol XN, Coordonnées des points du sommet du pneu (zone YN interne de la bande de roulement, à la base du pneu, à la verticale de l'aire de contact) Xk,Yk Coordonnées des points de la bande de roulement au niveau de l'interface avec le sol Les figures 1 à 3 précisent le repère utilisé comme référence. 5 Ce repère est défini par : O : le point origine du repère au centre de l'aire de contact; OX : l'axe parallèle au vecteur vitesse; OY : l'axe perpendiculaire à OX, parallèle au plan du sol 10 quel que soit le carrossage; Dans ce repère, la convention de signe impose que : pour z>0, un effort longitudinal est généré dans la direction de l'axe OX; pour 8>0, un effort latéral est 15 généré dans la direction de l'axe OY, et pour y>0, un couple dit d'auto-alignement Mz négatif est généré, provoquant une poussée latérale négative (c'est-à-dire orientée dans la direction opposée à OY). Les efforts transmis par le pneu entre le sol et le 20 véhicule comprennent des efforts longitudinaux Fx, des efforts transversaux Fy, et un couple d'auto-alignement Mz, qui est lié à l'intensité des efforts longitudinaux et transversaux et à leur distribution dans l'aire de contact. 2905496 11 Les grandeurs d'influence comprennent typiquement d'une part des paramètres dynamiques, c'est-à-dire variables au moins en fonction du temps, et liés aux conditions physiques de roulement et d'utilisation du 5 pneu, et d'autre part des paramètres physiques qui sont spécifiques au pneu considéré. Les paramètres dynamiques comprennent l'angle de dérive, le taux de glissement, l'angle de carrossage, la charge, la vitesse, la pression de gonflage, les 10 températures air et sol, les températures initiales du pneumatique, et le temps. Les paramètres spécifiques comprennent les dimensions de l'aire de contact (longueur, largeur, coefficient de forme), le profil de pression p(x) le long 15 de l'aire de contact, les rigidités longitudinale Kx et transversale Ky de la bande de roulement, les rigidités de la structure du pneu, à savoir la rigidité latérale RL, la rigidité longitudinale RLL, la rigidité radiale Rrr, et la rigidité de torsion kT, la rigidité 1/S2 du 20 bloc sommet, une loi d'adhérence p du couple gomme/sol, des paramètres de transfert de longueur entre reliefs du pneu ("ribs"), et sont reliées aux paramètres dynamiques par des relations construites par expérimentation spécifique, dont il est possible de rendre compte au 25 moyen des expressions données ci-après à titre d'exemple. La rigidité latérale correspond à un déport dy de l'aire de contact (cf. figure 4) par rapport au plan de roue sous l'effet d'un effort latéral : 30 RL = RLO + RLp p 25 2905496 12 où RLO [N/m] représente la partie structurelle et RLp [N/m/bars] la partie pneumatique, p étant la pression exprimée en bars. La rigidité longitudinale correspond à un déport dx 5 de l'aire de contact (cf. figure 5) suivant l'axe longitudinal de la roue en présence d'un effort longitudinal Fx : RLL = RLLO + RLL, P 10 où RLLO [N/m] représente la partie structurelle et RLLp [N/m/bar] la partie pneumatique, p étant la pression exprimée en bars. Le développement du couple d'auto-alignement Mz 15 entraîne une torsion d'un angle AS de l'enveloppe autour de l'axe Z par rapport au plan de jante (cf. figure 6) : 0S = z Ild kT La rigidité de torsion de l'enveloppe contient une 20 composante structurelle kTO [N.m/rad] et une composante kTz [m/rad] qui traduit la variation de la rigidité de torsion avec la charge par exemple de la forme : kT = (kTO + k:rz Fz)5 L'angle de dérive réel 5' pris par l'aire de contact s'exprime en fonction de l'angle de dérive au niveau de l'axe de la roue de la manière suivante : 2905496 13 S'=SM + z kT La déformation du sommet peut être modélisée par une loi du second degré avec une courbure au centre de l'aire de contact qui s'exprime par exemple de la manière 5 suivante : p=S2Fy où S2 est un paramètre représentatif de la souplesse à la 10 flexion sur chant. La rigidité radiale relie la charge Fz à la flèche du sommet par rapport à la jante. Elle dépend de la pression et se décompose en deux termes un terme structurel RRO [N/m] qui correspond à la rigidité radiale 15 du pneumatique à pression nulle, et un terme pneumatique RRP [N/m/bar] . RR = RRO + RRp p 20 La longueur de l'aire de contact est définie par : Lx=a,lPz +bPc cette formulation permettant de prendre en compte l'effet 25 de la charge et de la pression de gonflage. La largeur de l'aire de contact est définie par : Ly =Lyc +2*Lye 2905496 14 où Lys est la largeur des reliefs au centre du pneu et Lye la largeur des reliefs aux épaules, calculée par la formule ci-dessus : 5 Lye = c arctan fF z d ù e 0.6 ~. p 25 La surface effective de l'aire de contact est définie comme le produit de la largeur par la longueur, pondéré par l'entaillement et un coefficient de forme : 10 SADC = forme ent Lx Ly Le coefficient de forme Cforme prend en compte la variation de forme de l'aire de contact en fonction de la charge. 15 Lors de l'écrasement de la structure du pneu, le sommet prend une inclinaison al qui est une grandeur caractéristique de la structure étudiée. Le profil de pression entre l'entrée et la sortie 20 de l'aire de contact est déterminé de la manière suivante . 2n+1 FZ i x ~2n1 p(x) ù 2n SADC Lx/2i Cette répartition de pression est telle que : Ix /2 Fz f p(x) dx -Lx/2 SADC 15 2905496 15 A faible charge, le profil est plutôt de type parabolique (n = 1). A forte charge, le profil de pression est quasi uniforme. 5 De préférence, n est un réel variant linéairement avec la longueur de l'aire de contact Lx. Pour éviter qu'aux faibles charges n ne devienne trop faible (voire négatif), n est borné inférieurement à 1 de la façon suivante . 10 n=max(1,naLx+nb) . Le procédé de l'invention utilise au moins un modèle mécanique (premier modèle), de préférence couplé à un modèle thermique (deuxième modèle). Chacun de ces modèles est établi au cours d'une phase préliminaire du procédé et prend la forme d'un système d'équations. 20 Ces modèles peuvent être établis de plusieurs manières, et notamment en utilisant des lois physiques connues de l'homme du métier, ou des lois plus ou moins approchées construites par expérimentation spécifique, de sorte que les équations par lesquelles s'expriment ces modèles 25 peuvent prendre de multiples formes. Ces modèles se caractérisent donc essentiellement par leurs grandeurs d'entrée, leurs grandeurs de sortie, et le fait qu'ils prennent chacun la forme d'un système 30 d'équations rendant compte de phénomènes physiques observables en fonction de propriétés physiques quantifiables. 2905496 16 Les grandeurs de sortie du modèle mécanique sont les efforts longitudinaux Fx, les efforts latéraux Fy, et le couple d'auto-alignement Mz. 5 Les grandeurs de sortie du modèle thermique sont la température périphérique ou de surface Ts de la bande de roulement, et la température interne Ti de cette bande. Les grandeurs d'entrée et de sortie des deux modèles sont 10 recensées sur la figure 7. Le modèle mécanique se caractérise en outre par le fait qu'il est établi en considérant d'une part que l'aire de contact comprend deux zones (figure 8), à savoir une zone 15 de contact adhérent où l'effort est contrôlé par le cisaillement de la bande de roulement à déplacement imposé et une zone de contact glissant où l'effort est contrôlé par le coefficient de frottement entre la gomme et le sol, et en considérant d'autre part qu'il existe un 20 point unique N d'abscisse "b" marquant le passage entre la zone de contact adhérent et la zone de contact glissant. Les équations sont formulées selon ce principe, ce qui 25 permet d'obtenir des expressions rapides à résoudre. Un exemple de modèle mécanique est donné ci-après. Dans cet exemple, la modélisation du fonctionnement de 30 l'aire de contact est basée sur une approche de type poil de brosse avec une première phase de cisaillement en entrée de l'aire de contact et une seconde phase de glissement. Il est supposé que ces deux phases sont distinctes, uniques et connexes, et qu'il n'y 35 a aucun mécanisme parasite de reprise de cisaillement lors de la phase de glissement. 2905496 17 Tous les développements qui suivent font l'hypothèse que les angles de dérive restent modérés (inférieurs à 20 degrés environ), de sorte que l'approximation tan(ô)z8 5 est valide et sera faite systématiquement. Kx et Ky désignent les rigidités de la bande de roulement, qui peuvent être reliés au module de la gomme et aux caractéristiques de la sculpture de préférence selon la relation suivante : 10 G *ent KX = hsc'.e + h AssX se G*ent Ky_ hscre AssY +h se hscre étant l'épaisseur de la sculpture, et hsc l'épaisseur de la sous-couche, telles que eKm = hscre +hsc 15 La figure 9 est un schéma fonctionnel de l'aire de contact. Le segment NK définit un élément de la bande de roulement ("poil de brosse"). N est le point situé au niveau du sommet et K est le point de la bande de 20 roulement au niveau du sol. Le point d'abscisse b représente la transition entre le contact avec adhérence et le contact glissant. En entrée de l'aire de contact (voir figure 9), l'élément 25 de gomme de la bande de roulement n'est pas cisaillé (XN = XK). Le cisaillement de la gomme a en fait deux origines : une mise en dérive de la roue d'un angle S et une différence 30 2905496 18 entre la vitesse du point N du sommet et la vitesse de défilement des points du sol. Sous l'hypothèse d'une déformation uniforme dans 5 l'épaisseur de la bande de roulement, l'effort élémentaire généré par le cisaillement d'un l'élément de cette bande peut s'écrire : dFx =Kx(XK -XA,)dS dFy =Ky(YK YN)dS où dS est la surface élémentaire de l'élément NK de la bande de roulement. L'équation de la trajectoire des points du sommet peut alors être est approximée par la relation suivante : YN = !S'XN - S2FYXN2 + 2 RY G expression dans laquelle ô' est l'angle de dérive du sommet, qui diffère de l'angle de dérive du fait de la torsion de la structure du pneu, et qui répond à l'équation : 25 8'=8+ a1+MZ . kT En supposant que la relation YK(a)=YN(a) soit satisfaite en entrée de l'aire de contact, il vient (équation 1) . 10 15 20 20 2905496 En posant : 5 V la vitesse des points du sol, W,, la vitesse des points du sommet suivant son axe, et Wx -- V V 10 l'expression XK - XN devient (équation 2) . XK - XN = (a -- XN ) z l+z Par définition, i correspond au taux de glissement 15 longitudinal. Les composantes de la vitesse de glissement sont données par : d (X K -X N ) f Vgx = dt == Wx - V d(YK -YN) _ (8'-S2FYXN)Wx dt Dans la partie glissante de l'aire de roulement, les efforts élémentaires sont générés par le frottement entre la gomme et le sol et la direction des efforts est 25 colinéaire au vecteur cisaillement, ce qui se traduit par : dFx =r K (XK-XN) avec r K K Kx . dFY (Yx - YN ) KY 30 En notant f3 = 8'- ! S2FY (a + XN) , il vient 19 z= Vgy = 2905496 20 dFX r = dFY rK (1+ z )f3 Les efforts élémentaires dans la zone de frottement 5 s'écrivent : YK Z dFX = u(p,Vg,T)pdS (rKr)2 +(1+r)2 fl2 dFY (1 + z)fl = u(p,Vg,T)pdS Y(rKr)2 +(1+r)2~2 10 L'abscisse b du point N à partir duquel est supposé se produire le glissement du pneu sur le sol correspond à l'équilibre entre les efforts élémentaires de cisaillement et d'adhérence, cet équilibre étant 15 représenté par l'équation 3 : [KX(XK - XN )z + KY(YK - YN)2 _ -[pop ]2 où po est le coefficient d'adhérence statique exprimé au 20 point d'abscisse b. Bien qu'il puisse a priori exister dans l'aire de contact plusieurs points de transition entre une zone d'adhérence et une zone glissante, le modèle mécanique utilisé dans 25 l'invention fait avantageusement l'hypothèse de l'unicité de ce point de transition. En d'autres termes, dès qu'apparaît un glissement dans l'aire de contact, ce glissement perdure jusqu'à la sortie de cette aire de contact. 30 2905496 21 Les équations représentatives du bilan des efforts sous réserve de cette hypothèse d'unicité du point de passage sont données ci-après. 5 Il est toutefois possible d'en donner une version plus générale, correspondant au cas où plusieurs points de passage existeraient dans l'aire de contact. Les efforts appliqués au centre de la roue équipée du 10 pneu considéré sont obtenus en intégrant les efforts élémentaires se développant à la surface de l'aire de contact . Fx = f f Kx(XK -XN)dS+ f f rKZ ,u(p,Vg,T)pdS ùLy/2b ùLy/2ùat(rKZ)2 +(1+z)2,g 2 Ly/2 a Ly/2 b F r = f f KY ( Y K - YN) d S + f f (1 + z)/3 ,u(p, Vg, T )p dS ùLy/2b ùLy/2ùa-\/(rKZ) +(1+z)2 2 L'intégration conduit respectivement aux équations 4 et 5 suivantes . 20 Le couple d'auto-alignement Mz a deux contributions, à savoir un moment NY lié à l'effort Fy dont le centre de 25 poussée est décalé par rapport au centre de l'aire de contact, et un couple Nx lié à la distribution des Fx =KxLy - (a-b)2~+Lyent f 2 rKz 2 2 ,u(p,Vg,T)pdx 21+ _a.J(rKZ) +(1+z) fl b 2+ z)~3 Fy =KYLy ~S'(a-b)2 ùs2 Y (2a' -3a2b+b +Lyentf 2 2 ,u(p,Vg,T)pdx -a~(rKz) +(1+z) / Ir b Ly/2 a Ly/2 b 15 2905496 22 efforts Fx dans la largeur de l'aire de contact. En général, le couple Nx est un couple de rappel, sauf dans des cas particuliers de fort couple moteur. 5 Dans le même cadre d'hypothèses que précédemment, le moment Ny peut être calculé directement par l'équation 6: b 6 8'(a3 -3ab2 +2b3)- szg Y (a2 -b2)2]+Lyent f l+z ,u(p Vg,T)pxdx a\/(rKZ)2 +(1+2)2/32 10 Le couple Nx est engendré par une distribution non uniforme des efforts FX dans la largeur de l'aire de contact, qui tend à s'amplifier lors de la mise en trapèze de l'aire de contact sous l'effet du déport ou du carrossage. Dans une approche de modélisation à une seule 15 bande de relief du pneu, la distribution des efforts Fx dans la largeur de l'aire de contact n'est pas directement accessible. Ainsi, le couple Nx est modélisé par une relation ad hoc dont une formulation mathématique est donnée ci-après à titre indicatif en fonction du 20 moment Ny et du carrossage (équation 7) . Nx =fil (Fz)Ny+P2 (Fz, S)7 Plusieurs formulesexistent pour les paramètres/3let /32. 25 Un exemple de modèle thermique est donné ci-après. Ce modèle comprend un modèle thermique local, prenant essentiellement en compte les phénomènes thermiques liés 30 au contact de la bande de roulement avec le sol dans l'aire de contact et au glissement relatif de la bande de roulement dans une partie de l'aire de contact, et un modèle global, prenant en compte l'ensemble des phénomènes d'échauffement et des échanges thermiques du 35 pneu sur un tour de roue. NY = KY Ly 30 2905496 23 La formulation des efforts globaux du pneumatique est basée sur une décomposition en effort de cisaillement de la bande de roulement et en effort de frottement. 5 L'effort de frottement est fonction du coefficient d'adhérence yt entre la gomme et le sol, ce coefficient dépendant de la pression, de la vitesse de glissement et de la température de contact. 10 La température de contact dans l'aire de contact est modélisée de la façon suivante (modèle thermique local). Lors du passage de la gomme dans l'aire de contact, la température de contact évolue en fonction de la 15 conduction thermique et du frottement entre la gomme et le sol. La température dans le contact peut être calculée de différentes manières, par exemple à l'aide de méthodes de discrétisation par différences finies. 20 Le procédé décrit ci-après optimise le temps de calcul tout en conduisant à une précision largement suffisante. En faisant l'hypothèse de deux matériaux semi-infinis avec une température homogène (Ts pour la gomme et Tsol 25 pour le sol), la température de surface, lorsque les deux massifs sont brusquement mis en contact parfait, s'écrit . Tseg +Tsoresor To = e +e g soi où eg et es0 sont respectivement l'effusivité de la gomme et du sol. Lorsqu'il y a glissement entre la gomme et le sol, le 35 flux de frottement (F génère une élévation de 2905496 24 température de surface, qui lorsque le flux est constant, s'exprime par : Tc(t) = To + 222ù ÇPF t eg 5 où a est le coefficient de partage qui détermine la proportion de flux qui pénètre dans la gomme. Dans le cas d'un contact parfait, ce coefficient s'exprime par : eg a= e + e g s01 10 Pour la loi d'adhérence gomme sol, dont la figure 10 illustre la dépendance vis-à-vis des paramètres Vg, et Tc, plusieurs formulations mathématiques évidentes pour 15 l'homme de l'art permettent de reproduire l'évolution avec la température, vitesse et pression à partir d'expérimentations spécifiques. A titre d'exemple, on peut utiliser la formule : (Tc~\ fu(Tc,Vg,P~) = (e,.Pe" +e3) /Jl +(/J2 ù,ul)exp ùa2log2 20 avec Tl =To +a2log1o(Vg/Vo)/[a, -loglo(Vg/Vo)], où 2T0, a, al, a2, el, e2, e3, Vo sont des constantes du modèle Comme le montre la figure 10, le coefficient d'adhérence p a une évolution complexe avec la 25 température et la vitesse de glissement : aux faibles températures, ce coefficient augmente avec la température; aux fortes températures, c'est l'inverse. Le coefficient p passe donc par un maximum avec la Ji_ 2905496 25 température. Ce maximum est différent selon la valeur de la vitesse de glissement. Plus la vitesse de glissement est élevée, plus le maximum de ce coefficient est obtenu à des températures élevées. 5 Le modèle thermique global calcule le profil de température dans l'épaisseur de la gomme en moyenne par tour de roue et dans la largeur de la bande de roulement. Ce modèle permet d'obtenir la température Ti de l'intérieur de la bande de roulement, qui détermine la 10 rigidité G* (Ti) , ainsi que la température de surface (ou périphérique) Ts de la bande de roulement en entrée d'aire de contact, qui est utilisée pour le calcul thermique dans l'aire de contact (modèle local). Un exemple de loi liant la rigidité à la 15 température est illustré à la figure 11. En fait, cette loi est propre à chaque matériau utilisé et dépend de la formulation des mélanges constitutifs de la gomme du pneu. D'une manière générale, lorsque la température du mélange augmente, sa rigidité diminue. 20 Le modèle thermique global prend en compte les mécanismes suivants . - la conduction dans la gomme; - l'échauffement par le frottement entre la gomme et le 25 sol; - l'échauffement lié aux pertes dans la gomme; et - le refroidissement par conduction avec le sol et convection avec l'air. La figure 12 rappelle de façon schématique 30 l'ensemble de ces mécanismes. En faisant l'hypothèse d'une homogénéité de température dans la largeur de la bande de roulement et 2905496 26 sur un tour de roue, il est possible d'obtenir l'équation unidimensionnelle de la chaleur dans le système de coordonnées polaires liée à la roue : aT 2 a2 T + at pcp axe pcp où T représente le profil de température dans l'épaisseur de la bande de roulement [ K]; 2 est la conductivité thermique de la gomme [W/m/ K]; p est la masse volumique [kg/m3] ; 10 cp est la chaleur massique de la gomme [J/kg/ K]; cq est le terme de production de chaleur due aux pertes dans la gomme en [W/m3] ; x représente la direction radiale (i.e. dans l'épaisseur de la bande de roulement); 15 Effusivité . e=.J2.pcp z Diffusivité : a= _ ~2 [m2/s] pcp e Les conditions aux limites sont cependant 20 différentes selon qu'on considère la surface extérieure du pneu ou l'interface entre la bande de roulement et les nappes du sommet du pneu. Dans le premier cas, la surface du pneu voit ses conditions aux limites changer sur un tour de roue : hors 25 de l'aire de contact, il existe un flux de surface due à la convection avec l'air environnant; dans l'aire de contact, il y a un flux de surface lié à la conduction avec le sol et au frottement entre la gomme et le sol. A l'interface gomme/(sol+air), la condition aux limites de 5 2905496 27 flux imposé à la surface du pneu peut s'écrire d'une manière formelle comme suit : -2 - =ç9 [W/m2] 5 où ço est un flux de surface qui reste à expliciter. Les échanges par rayonnement thermique peuvent être négligés. En revanche, au niveau de l'interface entre la 10 bande de roulement et les nappes du sommet du pneu, l'hypothèse d'un flux nul peut être faite (condition adiabatique). Le calcul du terme ' [W/m3] de production de chaleur due aux pertes dans la gomme peut être réalisé de 15 la façon suivante. Lorsque la gomme passe dans l'aire de contact, elle subit des déformations par compression et cisaillement qui sont source de chaleur. La puissance interne dissipée dans la gomme sur un tour de roue est calculée comme le 20 produit, par la fonction pertes P, de l'énergie fournie lors du passage dans l'aire de contact Wf et de la fréquence de tour de roue : q=PWff La densité d'énergie de déformation élastique subie 25 par la gomme dans l'aire de contact est explicitée en fonction des efforts longitudinaux, transversaux et de la charge du pneu, ce qui permet d'obtenir la formulation finale : 2905496 28 1 V F'+F2+F2/3 = P(Wf,T) z z où P(Wf,T) est la fonction pertes, qui prend en compte le point de fonctionnement de la gomme en température et en 5 amplitude de sollicitation et qui peut être caractérisée par expérimentation spécifique. La température T correspond à la température caractéristique du mélange et détermine entre autres le niveau de pertes et de module. Sachant que les lois 10 pertes et module sont par exemple mesurées à une fréquence de 10Hz, la température T est en fait une température équivalente au sens de la loi WLF, afin d'avoir une estimation des pertes et module pour des fréquences de sollicitation différentes : 15 T =T,. + C2 log,o(f /10)/[C, ùlog,o(f /10)], où Ti est la température interne du mélange issue du calcul thermique global, et où f =V/(27rRo) est la 20 fréquence de rotation. Comme le comprendra aisément l'homme du métier à la lecture de la présente description, la même relation est utilisée pour relier le module de cisaillement de la gomme à la température interne Ti, ceci afin de prendre 25 en compte les mécanismes de rigidification du mélange lorsque la fréquence du tour de roue augmente. Pour le calcul du flux de conduction avec le sol, la bande de roulement et le sol peuvent être assimilés à 30 deux murs semi-infinis mis en contact pendant 2G 27rRo SADC 2905496 29 l'intervalle de temps tadc. En supposant le contact parfait, le flux de conduction s'écrit : = -2 eg esol ~cond _ 1 (Ts ù Tsor eg + esor ~'tadcg 5 où Ts est la température de surface de la gomme. Le calcul du flux de convection avec l'air est rendu plus difficile par le fait que l'échange thermique avec l'air dépend fortement de la nature de l'écoulement 10 d'air autour du pneu. D'une manière générale, la modélisation des échanges convectifs est basée sur des formulations semi-empiriques. Dans le cas particulier du pneumatique, la formule suivante peut être utilisée : 15 Y'con, = Cap,.4.126(2R0 y-0.2 y0.805 (Ts ùTai,. où Cair est une constante qui prend en compte l'effet de la convection forcée. Le calcul du flux de frottement doit rendre compte 20 du fait que le frottement constitué par le glissement de la gomme sur le sol est source de production de chaleur. En toute rigueur, la dissipation d'énergie se fait dans le massif de gomme sur des épaisseurs inférieures au millimètre. Dans le cas d'un contact sec, l'approximation 25 peut être faite que l'énergie est dissipée en extrême surface et qu'elle est modélisée par un flux de frottement. Le flux de frottement moyen dans la zone de glissement de l'aire de contact s'écrit comme suit : 30 tadc + tHadc f rot (1 ù ppa )tadc + ç0cond tadc + Ç0convtHadc 2905496 30 q)fr r = a (1 ù ppa)LxLyent où a est un coefficient de partage de flux entre la gomme et le sol; une valeur a=l signifie que la totalité 5 du flux de frottement est orienté vers la gomme; une valeur a =O signifie que la totalité du flux de frottement est orienté vers le sol; Fr, est la composante de l'effort induit par le frottement entre la gomme et le sol; Vg est la vitesse de 10 glissement; et ppa est la proportion de points adhérents dans l'aire de contact. Le flux thermique moyen à la surface de la bande de roulement est défini comme la moyenne des différents flux, pondérée par la durée caractéristique pendant 15 laquelle ces flux sont effectifs lors d'un tour de roue, ce que traduit la relation : 20 où tadc correspond à la durée de passage d'un élément de la bande de roulement dans l'aire de contact; où tHadC est la durée de passage d'un élément de la bande de roulement hors de l'aire de contact; et où (1-ppa) talc est la durée pendant laquelle un élément de la bande de roulement 25 glisse dans l'aire de contact. La figure 13 illustre de façon globale la mise en oeuvre opérationnelle d'un procédé conforme au mode de réalisation le plus complet de l'invention. Vg Fp 30 2905496 31 En amont de sa mise en oeuvre opérationnelle, ce procédé comprend une phase préliminaire au cours de laquelle sont établis le modèle mécanique ou premier modèle, le modèle thermique local ou deuxième modèle, et le modèle 5 thermique global tour de roue, ou troisième modèle. Chaque modèle est établi par application de lois physiques connues et / ou construites par expérimentation spécifique, et prend la forme d'un système d'équations 10 telles que celles présentées ci-dessus pour chaque modèle. Pour rappel, le modèle mécanique fournit les expressions des efforts longitudinaux et des efforts transversaux qui 15 sont transmis par le pneu entre le sol et le véhicule, du couple d'auto-alignement qui est lié à l'intensité de ces efforts et à leur distribution dans l'aire de contact, et de l'équilibre des forces élémentaires de cisaillement et de glissement du pneu au point N supposé unique de 20 passage entre les zones de contact adhérent et glissant, ces expressions étant données en fonction des paramètres dynamiques qui sont liés aux conditions physiques de roulement et d'utilisation du pneu, des paramètres physiques spécifiques du pneu, et de l'abscisse b du 25 point de passage. Le modèle thermique local fournit l'expression des variations de la température de contact de la bande de roulement avec le sol depuis l'entrée jusqu'à la sortie 30 de l'aire de contact, ces variations dépendant notamment de la température périphérique de la bande de roulement, de la température du sol, et du glissement de la bande de roulement sur le sol. 35 Le modèle thermique global fournit le profil de température dans l'épaisseur de la bande de roulement et 2905496 32 les variations, sur une période de tour de roue, de la température périphérique de la bande de roulement et de la température interne du pneu, en fonction notamment des valeurs antérieurement connues ou estimées des 5 températures périphérique et interne, du coefficient de conduction thermique de la bande de roulement, et de phénomènes à composante thermodynamique tels que les déformations internes subies par le pneu, les échanges thermiques entre le pneu et son environnement, et le 10 glissement de la bande de roulement sur le sol. La phase d'exploitation du procédé, qui s'appuie sur les résultats de la phase préliminaire et qui est illustrée à la figure 13, comprend d'abord une opération 1 consistant 15 à initialiser un indice compteur n utilisé pour la mesure du temps. A l'opération 2, des valeurs initiales Tso et Tio sont attribuées à la température périphérique de la bande de 20 roulement et à la température interne du pneu, par exemple en faisant l'hypothèse que le pneu est initialement en équilibre thermique avec l'air ambiant. L'opération 3 incrémente le temps compté par le 25 chronomètre d'un intervalle de temps correspondant au moins à celui qui est nécessaire pour la réalisation des calculs ultérieurs tels que décrits ci-après. Des valeurs préalablement mesurées ou mémorisées sont 30 ensuite attribuées aux paramètres dynamiques (opération 4) et aux paramètres spécifiques (opération 5). L'opération 6 consiste à initialiser un indice compteur k utilisé pour compter le nombre de cycles de calcul 35 successifs effectués à l'intérieur d'une boucle d'itération qui sera décrite ci-après. 2905496 33 L'opération 7 constitue une phase préparatoire destinée notamment à permettre le calcul de grandeurs contingentes dont la valeur peut être considérée comme constante pour 5 les différents cycles de calcul d'une même boucle d'itération, ce qui permet d'éviter l'exécution répétée de ces calculs à chaque cycle de calcul d'une même boucle d'itération. 10 En particulier, la phase préparatoire 7 est utilisée pour calculer les dimensions Lx et Ly de l'aire de contact, sa surface Smc, le profil de pression p (x) le long de l'aire de contact, de même que les rigidités Kx et Ky de la bande de roulement en fonction de la température interne 15 Ti à l'instant antérieur n-1, c'est-à-dire Tin-1. Des valeurs estimées Fyo, Mzo et bo sont par ailleurs attribuées aux efforts latéraux Fy, au couple d'auto-alignement Mz, et à l'abscisse b du point N de passage 20 entre la zone de contact adhérent et la zone de contact glissant. Lorsque les paramètres d'entrée varient peu en fonction du temps, les valeurs estimées Fyo, Mzo et bo peuvent 25 être constituées par les valeurs calculées à l'instant précédent. Dans le cas contraire, l'abscisse bo de début de glissement est déterminée en supposant que le profil de 30 pression dans la longueur de l'aire de contact est parabolique et en négligeant la rigidité de torsion et la rigidité du sommet. Dans ce cas, l'équation de glissement (équation 3) a une 35 solution analytique : 2905496 34 4 a2 3,uoFz/Ly\ [Kx Z +[Ky(8+a,)]2 -1 1+z i 2 bo =a Connaissant bo, l'effort Fyo et le couple Mz0 sont alors calculés à partir des équations 5 à 7. 5 Il faut en outre vérifier que la position initiale obtenue pour le point de passage satisfait la contrainte sur le signe du cisaillement latéral de la bande de roulement, à savoir (YK -YN)8' > 0 . Si tel n'est pas le cas, 10 la solution envisagée n'a pas de sens physique. Il faut alors imposer : YK -YN = 0 , et la valeur initiale M 0 du couple d'auto-alignement est fixée à 0. L'opération 8 incrémente l'indice compteur k et permet 15 d'aborder un premier ou un nouveau cycle de calcul (étapes 9 et 10) de la phase itérative. Cette phase itérative permet de résoudre par approximations successives, et à partir des valeurs 20 antérieurement connues ou estimées de l'abscisse b du point de passage, des efforts transversaux Fy, et du couple d'auto-alignement Mz, de nouvelles valeurs de ces grandeurs b, Fy et Mz qui résolvent les équations 1 à 7 précédemment présentées, pour les valeurs attribuées aux 25 paramètres dynamiques et aux paramètres spécifiques. Ces équations sont formulées en faisant apparaître l'abscisse b du point de passage entre la zone de contact adhérent et la zone de contact glissant, les efforts dans 30 l'aire de contact étant décomposés en deux contributions, à savoir un effort de cisaillement qui dépend des rigidités de la gomme, du sommet et de la carcasse du pneu, et un effort de frottement qui dépend de la loi de frottement (FI). 2905496 35 L'abscisse b est calculée à partir des équations 1 à 3 et des valeurs de Fy et Mz estimées à l'itération précédente. Il s'agit d'une équation scalaire, dont la 5 solution est bornée (- a b a). Le calcul de l'abscisse b est par exemple réalisé par combinaison d'une bissection et d'une sécante. Si le déplacement proposé par la méthode sécante sort des 10 bornes inférieures et extérieures, le procédé bascule sur un pas de bissection. Plusieurs solutions de l'abscisse b étant a priori possibles, la solution retenue est celle qui satisfait la 15 condition (YK -YN)S' > 0 . b b Les intégrales J,u(P(x),T,Vg)P(x)dx et J,u(P(x),T,Vg)P(x)xdx ùa ùa liées au frottement sur le sol de la gomme de la bande de roulement sont par exemple calculées en utilisant les 20 formules de quadrature de Gauss. Pour le calcul des résidus du système constitué par les équations 4, 5, et 6+7, et le calcul de la convergence, il s'agit de résoudre le système non linéaire de n 25 équations en n inconnues noté de manière formelle : F(x)=O . Bien que plusieurs procédés itératifs soient possibles, le procédé optimal semble être constitué par le procédé 30 itératif mixte Newton-Raphson/Broyden. Le procédé de Newton-Raphson est basé sur l'approximation locale de F par un modèle linéaire tangent. Cette approximation conduit à une méthode itérative de la 35 forme : 2905496 36 xk+1 xk ùJ(xk ) 1 F(xk) , où J(xk) = aFaz k ) Pour réduire le coût par itération du procédé de Newton- 5 Raphson, on peut utiliser le procédé de Broyden. Dans ce procédé, on considère une approximation sécante de F entre deux valeurs successives d'itération Xk _1 et Xk, et on évite ainsi le calcul de la jacobienne J. 10 Une itération de Broyden a la forme : xk+l ûxk ûBk-IF(xk) . La différence avec le procédé de Newton se situe au niveau de la matrice B, qui est une approximation de la jacobienne J. Le procédé de Broyden classique met à jour 15 la matrice B à chaque itération en utilisant : / T (Yk ù Bksk )Sk Bk+1 = Bk + T Sk Sk Les vecteurs s et y sont définis par Sk û Xk+1 û xk et 20 Yk û F(xk+l) û F(xk) . Ce procédé a une convergence super linéaire si le point initial est suffisamment proche de la solution. Il est nécessaire de disposer d'une estimation initiale de B, le 25 meilleur choix étant Bo = Jo. En pratique, il est souhaitable de procéder aux premières itérations avec le procédé Newton-Raphson, et, quand la convergence est jugée suffisante, de basculer sur le 30 procédé Broyden. Un critère de passage du procédé Newton-Raphson au procédé Broyden est donné par : 2905496 37 F(xk+I ) F(xk)I , où i > 0 est un paramètre de faible REVENDICATIONS . 1. Procédé de simulation du comportement physique d'un pneu équipant un véhicule en situation de roulement sur le sol, avec lequel la bande de roulement du pneu présente une aire de contact incluant une zone de contact adhérent et une zone de contact glissant, ce procédé comprenant au moins les opérations consistant à calculer des efforts longitudinaux (Fx) et des efforts transversaux (Fy), transmis par le pneu entre le sol et le véhicule, en fonction de paramètres dynamiques liés aux conditions physiques de roulement et d'utilisation du pneu et en fonction de paramètres physiques spécifiques du pneu, ce procédé étant caractérisé en ce qu'il comprend les opérations consistant à : - établir, au cours d'une phase préliminaire, par application de lois physiques connues et / ou construites par expérimentation spécifique, et en tant que premier modèle, un modèle des efforts longitudinaux (Fx), des efforts transversaux (Fy), d'un couple d'auto-alignement (Mz) lié à l'intensité de ces efforts et à leur distribution dans l'aire de contact, et d'un équilibre des forces élémentaires de cisaillement et de glissement du pneu en un point (b) supposé unique de passage entre les zones de contact adhérent et glissant, ce premier modèle prenant la forme d'un système d'équations respectives exprimées en fonction des paramètres dynamiques, des paramètres spécifiques, et de l'abscisse (b) du point de passage; - attribuer (4), en vue d'une application numérique, des valeurs aux paramètres dynamiques et aux paramètres spécifiques (5); et - résoudre par approximations successives, au cours d'une 35 phase itérative d'application numérique (8-10) constituée d'une succession de cycles de calcul, et au moins à 2905496 42 partir de valeurs antérieurement connues ou estimées de l'abscisse (bo) du point de passage, des efforts transversaux (Fyo), et du couple d'auto-alignement (Mzo), de nouvelles valeurs de l'abscisse (b) du point de 5 passage, des efforts transversaux (Fy), et du couple d'auto-alignement (Mz) qui résolvent le système d'équations du premier modèle pour les valeurs attribuées aux paramètres dynamiques et aux paramètres spécifiques, ce dont il résulte que les efforts longitudinaux, les 10 efforts transversaux, et le couple d'auto-alignement du pneu peuvent être calculés en temps réel pendant le roulement du véhicule. 2. Procédé de simulation suivant la revendication 1, 15 caractérisé en ce qu'il comprend en outre une opération de mise en oeuvre après la fin de la phase itérative et consistant à mettre au moins à jour (4) les paramètres dynamiques pour tenir compte des évolutions subies par ces paramètres pendant le temps d'exécution de la phase 20 itérative, et à engager une nouvelle phase itérative (8- 10). 3. Procédé de simulation suivant la revendication 1 ou 2, caractérisé en ce que chaque nouveau cycle de calcul 25 de chaque phase itérative comprend les opérations (9) consistant au moins à : - calculer une nouvelle valeur provisoire de l'abscisse du point de passage à partir des équations d'équilibre des forces élémentaires et des valeurs antérieurement 30 connues ou estimées des efforts transversaux et du couple d'auto-alignement; - calculer, à partir de la nouvelle valeur provisoire de l'abscisse du point de passage et des équations liant les efforts transversaux et le couple d'auto-alignement aux paramètres dynamiques, aux paramètres spécifiques, et à l'abscisse du point de passage, de nouvelles valeurs des 2905496 43 efforts transversaux et du couple d'auto-alignement utilisables pour un éventuel cycle de calcul ultérieur; - interrompre conditionnellement (10) ladite phase itérative au moins lorsque l'écart entre la nouvelle 5 valeur provisoire de l'abscisse du point de passage et la valeur antérieurement connue cu estimée de cette abscisse est inférieur à une limite de précision prédéterminée; et - à l'interruption de ladite phase itérative, affecter (12) aux efforts transversaux et au couple d'auto- 10 alignement, en tant que valeurs pour cette phase, les nouvelles valeurs des efforts transversaux et du couple d'auto-alignement obtenues au dernier cycle de calcul. 4. Procédé de simulation suivant l'une quelconque des 15 revendications précédentes combinée à la revendication 2, caractérisé en ce qu'il comprend en outre les opérations consistant à : - prendre en compte, dans le premier modèle établi au cours de la phase préliminaire, l'influence de la 20 température sur les valeurs de certains au moins des paramètres spécifiques; - établir, au cours de cette phase préliminaire, par application de lois physiques connues et / ou construites par expérimentation spécifique, et en tant que second 25 modèle, un modèle local d'échauffement exprimant des variations d'une température de contact de la bande de roulement avec le sol depuis l'entrée jusqu'à la sortie de l'aire de contact par contact de la bande de roulement avec le sol et glissement; 30 - établir, au cours de cette phase préliminaire, par application de lois physiques connues et / ou construites par expérimentation spécifique, et en tant que troisième modèle, un modèle global d'échauffement et de flux thermique, ce troisième modèle prenant la forme d'un 35 système d'équations exprimant des variations sur une période de tour de roue d'une température périphérique de 2905496 44 la bande de roulement et d'une température interne du pneu en fonction de valeurs antérieurement connues ou estimées des températures périphérique et interne, d'un coefficient de conduction thermique de la bande de 5 roulement, et de phénomènes à composante thermodynamique tels que déformations internes subies par le pneu, échanges thermiques entre le pneu et son environnement, et glissement de la bande de roulement sur le sol; - accepter (4), en tant que paramètres dynamiques 10 supplémentaires, la température du sol, la température de l'air, et la température initiale du pneu; - calculer, à chaque cycle de calcul de chaque phase itérative (8-10), les nouvelles valeurs de l'abscisse du point de passage, des efforts transversaux et du couple 15 d'auto-alignement en utilisant le premier modèle enrichi de l'influence de la température; et - à l'interruption de chaque phase itérative, mettre à jour (11) les valeurs des températures périphérique et interne pour tenir compte des évolutions subies par ces 20 températures depuis la fin de la phase itérative précédente. 5. Procédé de simulation suivant la revendication 4, caractérisé en ce que le premier modèle est enrichi au 25 moins en prenant en compte l'influence de l'évolution de la température de contact (Tc) sur la valeur du coefficient de frottement ( ) de la gomme du pneu sur le sol. 30 6. Procédé de simulation suivant la revendication 4 ou 5, caractérisé en ce que le premier modèle est enrichi au moins en prenant en compte l'influence de la température interne (Ti) du pneu sur la valeur du module de cisaillement (G*) du mélange caoutchoutique de la bande 35 de roulement du pneu. 2905496 45 7. Procédé de simulation suivant l'une quelconque des revendications 4 à 6, caractérisé en ce que le second modèle de calcul utilise la température périphérique (Ts) du pneu pour le calcul de la température de contact (Tc) 5 en entrée de la surface de contact. 8. Procédé de simulation suivant l'une quelconque des revendications précédentes, caractérisé en ce que chaque phase itérative est précédée d'une phase préparatoire (7) 10 au cours de laquelle sont calculées des grandeurs contingentes, incluant les dimensions de l'aire de contact, au moyen d'un sous-ensemble desdites équations et en fonction des valeurs attribuées aux paramètres dynamiques et aux paramètres spécifiques, chaque grandeur 15 contingente étant exploitée dans ladite phase itérative avec une valeur qui lui a été attribuée lors de la phase préparatoire. 9. Application du procédé suivant l'une quelconque des 20 revendications précédentes à la simulation en temps réel du comportement dynamique d'un véhicule doté d'un châssis et de plusieurs pneus en situation de roulement sur le sol, application dans laquelle le premier modèle au moins est exploité pour chaque pneu et associé à un modèle 25 donné de dynamique de châssis, dans laquelle le modèle de châssis fournit au moins audit premier modèle, pour chaque pneu, les valeurs de certains au moins des paramètres dynamiques, et dans laquelle le modèle de châssis exploite, pour chaque pneu, les valeurs des 30 efforts longitudinaux, des efforts transversaux, et du couple d'auto-alignement obtenues par la mise en oeuvre du premier modèle au moins. 10. Application selon la revendication 9 du procédé 35 suivant l'une quelconque des revendications 1 à 8 combinée à la revendication 4 à la simulation en temps 2905496 46 réel du comportement dynamique d'un véhicule doté d'un châssis et de plusieurs pneus en situation de roulement sur le sol, application dans laquelle chacun des premiers, deuxième et troisième modèles est exploité pour 5 chaque pneu et associé à un modèle donné de dynamique de châssis, dans laquelle le modèle de châssis fournit auxdits modèles, pour chaque pneu, les valeurs de certains au moins des paramètres dynamiques, et dans laquelle le modèle de châssis exploite, pour chaque pneu, 10 les valeurs des efforts longitudinaux, des efforts transversaux, et du couple d'auto-alignement obtenues par la mise en oeuvre desdits premiers, deuxième et troisième modèles. 15