Расчетно - экспериментальное определение предельных режимов движения многоцелевой мобильной гусеничной платформы тема автореферата и диссертации по механике, 01.02.06 ВАК РФ

Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего профессионального образования «Омский государственный технический университет»

На правах рукописи

СКРИПНИЧЕНКО ДМИТРИИ АЛЕКСАНДРОВИЧ

РАСЧЕТНО - ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПРЕДЕЛЬНЫХ РЕЖИМОВ ДВИЖЕНИЯ МНОГОЦЕЛЕВОЙ МОБИЛЬНОЙ ГУСЕНИЧНОЙ ПЛАТФОРМЫ

Специальность: 01.02.06 - Динамика, прочность машин, приборов и аппаратуры

СЕН 2015

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

005562674

Омск-2015

005562674

Работа выполнена на кафедре «Машиноведения» в ФГБОУ ВПО «Омский государственный технический университет»

Ведущая организация: ОАО «Омский завод транспортного машиностроения»

Защита состоится 19 ноября 2015 года в 15.00 часов на заседании диссертационного совета ДО 12.178.06 при Федеральном государственном бюджетном образовательном учреждении высшего профессионального образования «Омский государственный технический университет» по адресу: 644050, Омск-50, проспект Мира,11, ауд. 6-340.

С диссертацией можно ознакомится в библиотеке Омского государственного технического университета.

Ваши отзывы в двух экземплярах, заверенные гербовой печатью, просим направлять в адрес диссертационного совета ученому секретарю. E-mail: belkov@omgtu.ru

Автореферат разослан «_»_2015 г.

Ученый секретарь совета Д 212. PR flfi

Научный руководитель: Балакин Павел Динггриевич,

доктор технических наук, профессор, заведующий кафедрой «Машиноведение» ФГБОУ ВПО «Омский государственный технический университет»

Официальные оппоненты: Нехаев Виктор Алексеевич,

доктор технических наук, профессор, кафедры «Теоретической механики» ФГБОУ ВПО «Омский государственный университет путей сообщения» Русских Григорий Серафимович, Кандидат технических наук, доцент кафедры «Основ теории механики и автоматического управления» ФГБОУ ВПО «Омский государственный технический университет»

к.т.н., профессор

В.Н. Бельков

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. Одним из требований, предъявляемых к современным гусеничным шшформам, является повышение их мобильности за счет быстрого перемещения по дорогам, естественным трассам и пересеченной местности. Совершенствование ходовой части на стадии её проектирования связано с составлением уточненных математических моделей, описывающих динамические процессы, протекающие в конструкции и механизмах подвески, с установлением связей динамических явлений и условий движения, которым ранее не уделялось должного внимания.

В настоящее время повышение скорости движения платформ по дорогам и пересеченной местности привело к созданию новых сложных систем подвесок ГМ военного назначения, на базе шасси этих ГМ для нужд народного хозяйства создан целый класс многоцелевых гусеничных платформ различного назначения: траншейный роторный комплекс, бульдозер, мосгоукладчик, эвакуатор, кран, топливозаправщик, вездеход. Машины различаются массогабаригными и инерционными характеристиками, это определяет их мобильность при прямом и косвенном применении, соответственно эксплуатация таких машин в условиях бездорожья или передвижения по полевым дорогам во многом будет определятся возможностями подвески. Динамические процессы, вызываемые внешними силами, определяют нагру-женносгь деталей и связей, механизмов платформы, навесного оборудования и оказывают решающее влияние на ресурс платформы, плавность её хода, воздействие на персонал, его здоровье и работоспособность. Поэтому особую актуальность приобретает задача определения предельных режимов движения платформы с привязкой к характеристикам дорожного полотна.

При движении платформы на больших скоростях по пересеченной местности, динамическая нагрузка на элементы подвески гусеничной платформы в несколько раз превышает их статическую нагрузку. Известно, что несмотря на конструктивное совершенство механизма подвески ГМ, механизм содержит проблемные, ресурсоопрсделягащис элементы, одним га которых является направляющая втулка штока гидравлического амортизатора, быстрый, прогрессирующий износ которой приводит к выходу амортизатора из эксплуатации и радикальному изменению свойств под вески.

Использование в системах подрессоривания амортизаторов с большими сипами вязкого сопротивления сопровождается поглощением значительной части энергии и возникает проблема её отвода, в виде рассеивания тепла Положение усугубляется при движении по загрязнённым участкам, когда корпус амортизатора покрывается значительным слоем грязи и пыли, тем самым ухудшается отвод тепла от корпуса амортизатора в атмосферу, как следствие, амортизатор может выйти из строя вследствие достижения рабочей жидкостью критической температуры и её разложение на составляющие легкие и тяжелые фракции, с последующим испарением через уплотнения амортизатора более легких фракций. Поэтому исследования работы реальных элементов подвески дополшггельно представляют весьма аюуальную задачу.

Целью данной диссертационной работы является определение предельных режимов движения многоцелевой мобильной гусеничной платформы, включающее в себя составление модели колебаний корпуса гусеничной шшформы, определение степени влияния гидравлических аморпсаторов на кинематическое возбуждение ходовой части платформы дорожным полотом в различных условиях передвижения, определение предельных скоростей движения по критерию полного использования энергоёмкости подвески и допустимому уровню вибровоздействий на экипаж, а также разработка технического решения по автоматическому управлешпо демпфирующими характеристиками подвески.

Для достижения поставленной цели решены следующие задачи:

1. определены предельные режимы движения многоцелевой гусеничной платформы по критерию полного использования возможностей энергоемкости подвески и допу стимому уровню динамического воздействия на экипаж;

2. разработана модель и проведен аналш динамики прохождения гусеничной платформой единичных неровностей;

3. составлена динамическая модель поперечно-угловых колебаний корпуса многоцелевой гусеничной платформы;

4. проведен анализ линейной модели поперечно-угловых колебаний корпуса многоцелевой гусеничной платформы;

5. выполнено экспериментальное определение степени влияния гидравлических амортизаторов на кинематическое возбуждение ходовой часта многоцелевой гусеничной платформы дорожным полотном в различных условиях передвижения;

6. даны предложения по совершенствованию узлов подвески многоцелевой мобильной гусеничной платформы.

Методы исследования. В теоретических исследованиях использованы методы аналитической механики, теории колебаний, кинематического и динамического анализа механизмов и динамики машин. Значительная часп. работы базируется на постановке натурных экспериментов и обработке их результатов.

Работа соответствует научной специальности 01.02.06. - динамика прочность машин, приборов и аппаратуры.

Из Формулы научной специальности: 01.02.06 «область науки и техники, изучающая методами механики поведение технических объектов различного назначения, совершенствование существующих машин, обладающих повышенными эксплуатационными характеристиками».

Научная новнзна состоит;

• в определении предельных скоростей движения платформы по различным критериям;

• в исследовании динамики прохождения гусеничной платформой единичных неровностей;

• в составлении динамической модели поперечно-угловых колебаний корпуса гусеничной платформы.

• анализе линейной модели поперечно-угловых колебаний корпуса транспортнойгусеничной платформы.

• экспериментальном исследовании динамических характеристик платформы при различной схеме установки амортизаторов подвески;

• в предлагаемом техническом решении ресурсоопределяющего узла подвески.

Достоверность результатов подтверждается результатами экспериментальных данных, полученных путем проведенных на1урных испытаний на ВГМ в реальных дорожных условиях.

Практическая ценность:

Теоретические и экспериментальные исследования позволили, определил, предельные режимы движения платформы по различным критериям, необходимые для составления инструкций по эксплуатации, расчета связей в навесном оборудовании, и позволяют оценить и прогнозировал, безопасность эксплуатации при достижении мобильности платформы. Предложено техническое решение по автоматическому управлению демпфирующими характеристиками гидравлического амортизатора для повышения работоспособности подвески гусеничной платформы в целом.

Основные положения, выносимые на защиту:

1. Предельные режимы движения платформы в условиях естественных трасс по критерию энергоёмкости подвески

2. Обоснование динамических нагрузок при прохождении платформой единичного препятствия;

3. Динамическая модель поперечно угловых колебаний корпуса многоцелевой гусеничной платформы при регулярном кинемапиеском возбуждении движителя дорожным полотном;

4. Результаты экспериментального исследования степени влияния гидравлических амортизаторов на кинематическое возбуждение ходовой часш дорожным полотном в различных условиях передвижения;

5. Техническое решение по управлению диссшитивными свойствами подвески как прием повышения ресурса её элементов.

Апробация работы. Работа апробирована на международной всероссийской научно-практической конференции ФГБОУ ВПО «СибАДИ» 26-27 апреля 2012 г., конференции «Динамика систем, механизмов и машин» 13-14 ноября 2014 г при ОмГТУ, на ежегодных научных конференциях при ОВВА-БИУ, на меж-кафедральном семинаре по проблемам приклад ной механики ОмГТУ в 2014 году.

Публикации. По материалам диссертационной работы опубликовано 13 печатных работ, из них

4 в изданиях из перечня ВАК, рекомендуемых для диссертационных работ, 1 - полезную модель по предлагаемой конструкции гидравлического амортизатора.

Структура диссертации и объем диссертации. Диссертация содержит введение, четыре главы, выводы, список литературы. Работа изложена на 177 страницах основного текста, включая 66 рисунков,

5 таблиц. Список литературы содержит 119 наименований.

Личный вклад соискателя:

Личный вклад соискателя заключается в составлении и анализе моделей динамического поведения и особо в подготовке к проведению, проведении и анализе полученной информации из экспериментального исследования степени влияния гидравлических амортизаторов на кинематическое возбуждение ходовой части гусеничной платформы дорожным полотном в различных условиях передвижения, в разработке технического решения по автоматическому управлению демпфирующими характеристиками подвески.

КРАТКОЕ СОДЕРЖАЩЕЕ РАБОТЫ

Во введении обоснованы амуальность и цель работы, ориентированные на повышение надежности элементов подвески ходовой части гусеничной платформы, определён объект и методы исследования, атакже положения, выносимые назащшу.

В первой главе приведена краткая история развития гусеничного шасси, показана классификация систем подрессоривания, рассмотрены исходные данные, необходимые для расчета подвески гусеничных платформ: учет параметров внешней среды, характеристики систем подрессоривания, показатели плавности хода гусеничной платформы; медицинские нормы динамического воздействия на экипаж Описана конструкция и работа гидравлического амортизатора, входящего в состав кулисной группы звеньев механизма подвески опорного катка, отмечены достоинства и недостатки элементов этого узла гусеничной платформы По результатам анализа работ: Дмитриева А. А., Савочкина В. А., Ва-сильченкова В. Ф., Бурова С. С, Аврамова В. П, Камичева Н. Б., Сергеева Л. В., Силаева А. А., Носова Н. А, Бархударова Л. Г. и др., и проведенного анализа систем подрессоривания корпуса платформы намечены задачи, положенные в основу диссертации, направленные на совершенствование механизма подвески.

Во второй главе по результатам анализа работ: Яблонского А. А, Вульфсона И. И, Коловскош М. 3., Бабакова И. М. Пановко Я. Г., Тимошенко С. П., Боголюбова Н. Н., Блехмана И. И., составлена и проанализирована математическая модель движения гусеничной платформы в условиях естественных трасс. Задача определения предельных скоростей движения платформы посредством моделирования параметров дорожного полотна и динамического поведения элементов подвески является сложной и относится к области нелинейной механики по целому ряду объективных обстоятельств, поэтому в модели

движения первого приближения, имеющие место нелинейности опущены и ограничены математическими моделями, основанными на функции состояния Лагранжа.

Предельные скорости рассчитаны исхода из трех 1фигериев:

1. Критерий полного использования энергоёмкости подвески основан на равенстве кинетической энергии подрессоренной массы в движении вдоль оси Z, потенциальной энергии упругой деформации всей подвески до её пробоя, т. е.:

"fcet-^a^ ф.Ш (1)

2 2 v т

Из (1), зная ée> и предельный ход катка определим значение вертикальной скорости центра масс оно окажется равным VP = Д 7 м/с, которое следует считать предельным.

Предельное значение VP в полной мере связывает параметры регулярного профиля дорожного полотна и скорость движения платформы по нему.

Так, в первом приближении, уравнение регулярного профиля можно представить гармонической функцией вида

у=уо • cos cot, (2)

где>в- амгшлудное отклонение профиля от базовой горизонтали; со - дуговая частота этих отклонений; /-время.

тогда Fsw = ^ = -у„в> sin to t, (3)

at

откуда, используя предельное значение V/"1, опуская знак и, положив sin co-t = 1, получим связь между уо и со.

= (4)

Уо

Учитывая, что время одного периода колебаний подрессоренной массы т = 2л/со, проведем вычисления и составим таблицу связанных между собой значений скорости движения платформы V (км/час) в зависимости от параметров^ (м) и Х(м).

Таблица 1 - Предельные значения скорости движения платформы V (км/час) в зависимости от параметров }Р (м)нХ(м)._

уо 0,5 м V 70 60 50 40 30 20* 10

X 16,8 13,9 11,5 932 6,99 4,66 1,7

уо - 0,4 м V 70 60 50 40 30* 20

1 12,9 11,1 9,24 7,4 оо 3,7

уо 0,3 м V 70 60 50 40* 30

X 9,8 8,4 7,03 5,66 4,2

у» - 0,2 м V 70 60 50*

X 6,59 5,66 4,6

уо-0,1м V 70 60

X 3,33 2,82

Из массива щгедельных значений параметров профилей и скорости движения следует что с увеличением предельная скорость движения платформы уменьшается. Так, при у> = 0 5 м иА= 7 мая-чение предельной скорости движения платформы по пробою подвески составляет всего 30 км/час даже МтКЗтЧеНИЯХ>Й = °'3м ск°Р^ДВижения платформ имеет пороговое значение

Дополнительно предсташтяег интерес задача об определении предельной высоты уступа (там. тина) искусственного или естественного происхождения, с которою платформа, проходя фазу свободного полета, падает на горизонтальную поверхность по условию отсутствия пробоя подвесит

Используя критерий предельного значения вертикальной скорости, определим время свободного падения массы для достижения этой скорости по известной зависимости:

= (5)

гдеg -ускорение свободного падения2=9,8м/с2. При У0 = 0, получим:

последнее, с учетом У^=3,7 м/с, дастзначение Г = 0,37 с.

Предельная высота уступа, падение с которого вызовет пробой подвески, будегтакой:

(7>

после подстановки числовых значений в (7) получим Н=0,695м ~ 0,7м.

Реально, с учетом трения в шарнирах балансиров, потерь в гидроаморпшгорах, в контактах опорных каш® с гусеницей, агусеницы с грунтом, демпфирующих свойств самой гусеницы предельная высота Я будет несколько выше.

2. Представляет интерес прикладная задача об определении предельной скорости движения платформы по критерию непопадания в резонансную зону, и исключения пробоя подвески.

Собственная круговая частота линейных колебаний платформы по верткали будет такой:

с учетом пришлой для расчета массовой характеристики платформы и жесттсосга подвески, значение со составит си =8,11/с или

/=¿ = 1,3 Пи (9)

т.е. период одного полного собственного вертикального колебания платформы будет равен г — 1 / / м 0,77 с.

Определим длину волны регулярного профиля дорожного полспна, способного вызвал, кинематическоевозбуждение с этой частотой в зависимости от скорости движения платформы. Так, при скорости V - бОкм/часза 1 сек платформа проходигпуп,, равный 16,4 м, а за 0,77с этот путь составляет 12.62 л*, что и будет длиной волны, способной вызвал, резонансное состояние системы. При скорости У=50 км/час-+1 = 10,78м;при У=40 км/час^Х = 8,47м; при У=30км/час^Л = 666и

рожного подашаи сшросга даижен^ платформы, по критерию предельно допусгамого уровня вертикальных ускорений. Для экипажа этот уровень ограничен величинои Зё.

Если профиль дорожного полотна, как и выше, определить функцией (2), то

fiaZ. = —уааз~ cos cot, dt~

(Ю)

те линейное ускорение по вертикали линейно зависит от амштитуды и во второй степени от частоты волн регулярного профиля дорожного полотна. Положив в (10) ст со Г -1, получим

ЗОм/сг^-уосо? (И)

Используя (11), составим таблицу зависимости значения скорости движения платформы V (км/час) в зависимости от параметров № (м) и X (м)

Таблица 2 - Предельные значения скорости движения платформы V (км/час) в зависимости от

и X t.'м)

V 70 60 50 40 30* 20 10

уо-0.5м } 15,71 13,4 ИД 7,29 6,74 4,49 1,7

V 70 60 50 40 30* 20 10

уо-0.4м \ 13,9 11,9 9,9 7,9 5,99 3,9 1,51

V 70 60 50 40* 30 20 10

уо-0,Зм 1 12,8 10,2 8,55 6,88 5,16 3,44 1,3

V 70 60 50 40* 30 20 10

уо = 02м 1 9,89 8,48 7,0 5,66 4,24 2,83 1,07

V 70 60 50* 40 30 20 10

уо = 0,1 м X 6,98 5,97 4,96 3,99 2,99 1,99 0,75

Анализ массива свидетельствует о совпадающих ограничениях скорости движения платформы по предельному значению вертиктноста ускорений и по предельному значению вертикальной скорости перемещения ее цешра масс, полученному выше.

4 Определение предельного режима движения по условию отрыва опорного катка от беговой дорожки гусеницы можно провесга на сравнении силы инерции катка- mf co-cos co t с совокупностью сил веса, упругой силы торсиона су и гидравлической силы амортизатора в у, т.е. отрыв будет иметь место, если выполняется условие:

т-уо- со2 cos co-t > G+ су+ вУ. (12)

Зная весовые параметры капа, жесткость торсиона и характеристику амортизатора, задача решается по вышеизложенному алгоритму относительно со и связанной с ней скоростью движения платформы при определенных значениях ju

Представленный комплекс из решений прикладных задач по определению предельных режимов движения многоцелевых гусеничных платформ вполне распространим на платформы любых типоразмеров массовых характеристик и параметров подвески. Решения таких задач необходимы как создателем подобнойтехники,таки службам и ведомствам,у которыхтакаятехниканаходится вэксплуатании.

гррдрппсрия fit А

-777777777T777777777777777777Z

Рисунок 1 - ударное взаимодействие катка с уступом.

Однако, работоспособность подвески в целом и её ресурс в значительной мере зависят и от уровня динамических нагрузок в связях, возникающих при прохождении платформой единичный препятствий: бревен, пней, камней, других уступов естественного и искусственного происхождения. Особое значение это имеет для пары передних катков, воспринимающих до 40 % от общего сопротивления движению при минимальном демпфирующем эффекте, создаваемом гусеницей.

На рисунке 1 приведена схема механизма подвески и неподвижного единичного препятствия в форме прямоугольного уступа высотой h.

Составлена модель взаимодействия опорного катка 1 цилиндрической формы как псевдосвободного тела, совершающего плоское движение - качение без скольжения по горизонтальной поверхности с мгновен-

ным центром скоростей в точке /\ то есть наличие связи цешра А катка 1 посредством рычага балансира 2 с корпусом платформы в точке О опускаем, а сам каток представим однородным цилиндром массой m и радиусом р. В момент кошжга со ступенькой в точке D произойдет преобразование плоского движения катка

1 во вращательное относительно точки D и поскольку время взаимодействия мало, то преобразование движения носит ударный характер.

Примем, что при ударе отскока катка от точки D не происходит, то есть удар абсолютно неупругий и коэффициент восстановления К = 0.

Составлено математическое выражение сохранения кинетического момента без учёта собственного вращения цилиндра:

—И) (13)

Определен ударный импульс Sd, полученный свободным катком при его ударе об уступ.

(14)

Запишем и преобразуем подкоренное выражение (14), используя

cos р — P~h = J _ А и а,2 = а>, \ р~\111111 0J2 = а», cos р, получим подкоренное выражение:

р р 2 \ Р )

тгр1{а>1 -cjjcos 0f + rri1 рга)\ sin2 р = trf ргео] sin2 /?. Модуль ударного импульса по (18) после извлечения корня

SD = тра\ sin р,

(15)

Определена потеря кинетической энергии катка при его ударе об уступ в момент перехода плоского движения кап<а во вращательное.

АТ= Ъ -Т%

где 7) - кинетическая энергия катка в плоском движении до удара;

Т2 - кинетическая энергия катка во вращательном движении катка после удара

г,

Поскольку со2=соЛ 1 —— то Т, = — рг(о]\ 1 —— ] \ Р) - \ Р)

д гт* »'» 2 2 »»* 2 2-2/1

дг =—р <у, н—р со: ш в. 4 1 2 1

(16)

Из выражения (16) следует, что при ударе свободного катка об упор полностью утрачивается энергия вращения катка относительно собственной геометрической оси, а также энергия поступательного движения в направлении общей нормали к поверхностям взаимодействия. Энергия удара воспринимается связями механизма подвески и навесного оборудования.

Проведено экспериментальное определение предельных по пробою подвески скоростей движения МГМ в условиях естественных трасс. Основной задачей эксперимента являлось определение границ достоверности результатов, полученных на математических моделях, а также уточнение вектора влияния реальных факторов на характеристики предельных режимов движения МГМ.

При помощи аппаратно-программного комплекса регистрировался факт пробоя подвески и скорости движения. Используется аппаратный комплекс, состоящий из двух функциональных модулей, обобщенная схема которого приведена на рисунке 2. Модуль I состоит из датчиков, соединительных кабелей, и переносного блока питания. В модуль II входит указатель спидометра, сигнальные свегодиоды и электрическая схема.

Датчики для измерения ударных ускорений располагаются непосредственно на объекте исследования. Блок питания используется как единый источник электропитания дня датчиков и элекгросхемы модуля II. Соединение регистрирующей аппаратуры с датчиками, проведено экранированными кабелями.

Полный цикл исследования сигналов, поступающих от датчиков, расположенных на объекте в блок, в котором расположен указатель спидометра и сигнальные свегодиоды включал в себя следующие этапы:

1. Регистрация сигналов, поступающих от объекта исследования. Этому этапу, предшествует соответствующая подготовка объекта и аппаратуры, связанная с установкой датчиков, коммутацией входных каналов, включением электропитания.

2. Заполнение таблиц данными, при которых происходили пробои подвески исследуемого объекта.

3. Анализ записей, полученных при

О

ч

к

Чл

светодиоды

Рисунок 2 - Схема аппаратного комплекса.

проведении эксперимента.

4. Документирование исследования, состоящее в выдаче на печать числовых и графических результатов и формирование заключения с выводами.

По результатам эксперимента строились графики зависимостей скорости движения платформы, при которых фиксировался пробой подвески и соответствующие параметры дорожного полотна, в целом результаты проводимого эксперимента и математического моделирования оказались вполне сопоставимыми. Так, на высоких скоростях движения V = 60 км/ч пробой подвески устойчиво отмечался даже на длинных волнах Х=(9-12) м при амплитудных вертикальных отклонениях и профиля дорожного

полотна от базовой горизонтали уо= (ОД-^ 0,3) м. Такие величины отклонений;*) характерны для всех естественных трасс основной территории России и были доминирующими для трассы полигона. На скорости V = 50 км/ч, при том же уровне отклонений, пробой фиксировался на участках с длиной волны X = (6-9) м, а на скорости 40 км/час длина волны, вызывающая пробой, имела значения в диапазоне Х=(5-7)м.

В ходе испытаний отмечено, что пробой подвески возникает и на меньших значениях скоростей движения, при меньших значениях^ но при этом участок трассы должен иметь практически строгий гармонический характер значительной длины, включающей несколько полных волн. Так, на скорости V = 60 км/ч наиболее неблагоприяпюй является волна (12-13) м, на скорости V = 50 км/ч - волна с X =11м; на скорости V = 40 км/ч - волна сХ~ 8,0м; на скорости V = 30 км/ч - X ~ 7,0м. Эш объясняется совпадением частот кинематического возбуждения подрессоренной массы со стороны дорожного полотна и собственных колебаний этой массы.

При движении платформы по такому профилю с обозначенной скоростью колебания платформы в волновом движении нарастают, пробой подвески, как правило, происходит после 34 периодов полных колебаний.

Таким образом, предельные режимы движения МГМ по естественным трассам по критерию полного использования энергоемкости подвески, определенные путем математического моделирования (таблица 3), вполне могут быть использованы для разработки наставлений по практическому вождению МГМ.

Таблица 3 - предельные значения скорости движения платформы V (км/час) в зависимости от

параметров уо 'м) и Л (м).

>■0—0,5 м V 70 60 50 40 30 20 10

X 22,8 19,5 16,2 13,8 9,82 6,54 ЗД6

уо - 0,4 м V 70 60 50 40 30 20

X 17Д 14,7 12,2 9,8 738 4,92

уо~ 03 м V 70 60 50 40 30 20

X 12,9 11,8 9.1 738 5,53 3,69

уо = 0,2 м V 70 60 50 40 30 20

X 8,63 738 6,14 4,92 3,78

уо = 0,1 м V 70 60 50 40

X 4,28 3,66 3,04 2,45

Кроме того, экспериме!гг подтвердил взаимозависимость длины X волны, ее ампшлудного отклонениями скорости движения платформы. В ходе эксперимента было установлено, что результата математического моделирования являются даже более жесткими в сравнении с экспериментальными, т.е. реальные диссипативные свойства объекта и дорожного полотна создают некоторый «запас» предельных значений характеристик движения.

В третей главе составлена и исследована динамическая модель поперечно угловых колебаний корпуса многоцелевой гусеничной платформы при регулярном кинематическом возбуждении движителя дорожным полотном.

В силу симметричности подвески гусеничной платформы относительно продольной оси платформы, поперечно-угловые колебания корпуса представляются независимыми и могут быть в первом приближении описаны линейным дифференциальным уравнением второго порядка с постоянными коэффициентами, связывающим обобщённую угловую координату и её производные с инерционными характеристиками подрессоренной массы, жёсткосгными и диссипагивными параметрами подвески.

Предположено, что под одним из боргов дорожное полотно имеет регулярный вид и представляется гармонической функцией вида

Z = Z0 sin р t,

(17)

где: 1а - амплигудное значение вертикальных отклонений профиля от базовой горизонтали; р - угловая частота геометрических повторений профиля; I - время.

Под вторым бортом для получения идеального поперечно-углового движения, исключающего вертикальное перемещение ценгра масс платформы, уравнение профиля должно учитывать его фазовое смещение на я:

z = z0sin(;r + pt).

Движение по колеям профиля (17) и (18) приводит к угловому движению

(у = (f0 sin pt,

где: Ч'о = 22я/В (рисунок 3).

(18) (19)

Порядок величины Ч'о определен. С использованием статистики характеристик полигонных трасс, избрав границы диапазона изменения Zo = (0,1 - ОД) м при длине волны X = (1,5 2,5) L базы L платформы,чтососгавляетА=(6-^ 12)м,получим Ч'о = (0,07-0,14)padили Ч'о = (4°-8°). Продифференцируем (19) по времени дважды:

V = Р Vo 003 Pf и V = — Рг Vо sin Р(20) При сохранении положения центра масс S шшформы, силовой статический момент М будет

М = С65 В или м = СР„ + Сб£) ^ — (Р0 —С68)^. (21)

таким:

Рисунок 3 - К моделированию кинематического возбуждения

Угловую жёсткость подвески у" определим из выражения:

Ст= — (22)

Эквивалентный кинематическому возбуждению силовой динамический момент М определим из

дифференциального уравнения:,/х "¡/ = м, используя (22), получим:

-Jx р1 (f0 sinpt = M.

(23)

Как следует, ш (23) силовой динамический момент М зависит от р и и его максимальное значение:

=-•/> р- '/Л,- (24)

р от ю- до 20—. a Va из статической модели

Принимая для примера диапазон изменения

с

(0,07-0,14) рад получим диапазон изменения Мт = (140000^1100000) Ни. Сохраняя линейность модели, определим параметры поперечно-углового движения подрессоренной массы при гармоничном характере внешнего моменшого нагружения М = М0 sin р г, при этом амплитудное значение М0 момента можно пришпъ из границ диапазона его изменения

Кинетическая энергия Т поперечно-углового движения определяется известным выражением:

2

следовательно, компоненты уравнения Лагранжа будут такими: эг= • e d '

dt (¡у/ dt

ду/

Поскольку J, = const, и с учётам собственного движения с круговой частотой к и наличия в

системе демпфирования с коэффициентом демпфирования "в", пропорциональном скорости у/, после деления всех компонентов уравнения на J„ получим дифференциальное уравнение поперечно-углового движения в точном соответствии с теорией вынужденных колебаний:

I//+2пу/+k2i//= ^j-sin pt, @5)

где: 2п =—, к Решение уравнения (25) будет таким:

V/ = в-(с, cos JF^t, + с2 (26)

jJ^-p-f+A^p-где: 3 - угол, характеризующий отставание фазы перемещения от фазы внешнего

силового

момента.

Если собственная частота к будет больше частоты р возбуждения, то угол 8 будет положительным и меньшим я 12 (0 < 5 < ж 12), апри к ^ имеегместо я 12 (8 (я. Предельный случай к = р (резонанс) (» 5=«> и 5 = я72.

Демпфирующая способность системы оценивается коэффициентом у = — Если система не

имеет демпфера, то у = О, при значениях / = 0,2; у = 0,А системахарактеризуетеякакимеющая значительное демпфирование.

Коэффициент демпфирования углового движения, выражен через линейную диссшагавную характеристику амортизатора, условно расположенного вертикально и создающего силовую реакцию К сплечом В12 относительно центра масс на корпус платформы, причебм на кавдом борту установлены параллельно три амортизатора, силовую реакцию которых следует сложить:

_Д„Д/2_ В'I К„„ ~6 4 В/2

(27)

V

Достаточно полное представление о динамических характеристиках системы дает коэффициент динамичности Кдт,, рассчитанный по вариациям параметров системы и внешнего силового в в диапазонах их изменения.

) возмущения

Vö„u Vmm

■я

(28)

4п2р2 ' к4 '

По (28) следует, что с учетом диссипации колебания ограничены во всем диапазоне частот воз-оуждения в том числе и прир=к.

Четвертая глава посвящена экспериментальному определению степени влияния гидравлических амортизаторов на кинематическое возбуждение ходовой части танка дорожным полотном в различных условиях передвижения. В главе показаны средства необходимые для проведения экспериментальных исследований, изложена методика их проведения. Подготовка трассы включала в себя несколько этапов. Первый этап заключался в выборе участка дорожного полоша на местности соответ-

1 ствующей грунтовой дороге и представляющей собой волнообразную форму, участок позволил двигаться исследуемому объему со скоростями до 40 км/ч с отключенными телескопическими амортизаторами. Второй этап заключался в разметке участка трассы, измерения параметров профиля дорожного полотна: длина между вершинами неровностей и глубина впадин. Доя проведения эксперимента был выбран прямолинейный участок дороги, соответствующий условиям проведения эксперимента и составивший протяженность 170 метров, д лина участка была промерена с помощью лазерного дальномера фирмы BOSCH (рисунок 4).

Измерение профиля дорожного полотна показало, что средняя протяженность неровностей равна 12,1 м, высота неровностей 0,14 м. Схематично выбранный участок показан на рисунке 5.

На машину была установлена регистрирующая аппаратура. Первый датчик устанавливался перед люком механика-водителя и для надежного контакта с корпусом машины закреплялся специальной шгастинои (рисунок 6). Первый даетик производил измерение ускорений механика-водителя в вертикальной плоскости. Второй датчик устанавливался на крыше боевого отделения. Он производил измерение вертикальных ускорений корпуса машины. Фиксация сигналов, поступающих с датчиков осуществлялась оператором непосредственно находившемся на машине в процессе проведения эксперимента. Испытания проводились в следующей последовательности:

I. Этап-проведение пробеговых испытаний с установленными амортизаторами.

а б

Рисунок 4 - Измерение длины участка а - дальномер на штативе; б - значение измеренной дальности.

П. Этап-демонтаж амортизаторов.

Ш. Этап - проведение пробеговых испытаний без амортизаторов: IV. Этап - приведение машины в исходное состояние.

Рисунок 5 - Схема участка местности Рисунок 6 - Установка датчиков на корпусе машины, с усредненными значениями периода и ам- а _ датчи^ закрепленный перед люком механика во-плшуды колебании. дигтеля; б - датчик, установленный на крыше боевого

отделения.

Ниже приведены результаты экспериментальных исследований угловых ускорений корпуса машины в виде амплитудно-частотных характеристик, полученных при движении машины с разными скоростями в различных дорожных условиях и изменяемых диссипативных характеристик подвески. Из полученного анализа частотного спектра (рисунок 7), выполненного в программной среде «Атлант» выделяется траковая частота.

Рисунок 7 - Графики спектра средних частот угловой скорости вынужденных колебаний машины (датчики №1, №2) при пробеге с амортизаторами и без на скорости 30 км/ч

Поскольку расстояние между стыками траков составляет 0,163 м, то исхода из скорости движения машины эту частоту легко определить и найти на графике в окрестностях, полученных по результатам вычисления. При скорости движения машины 30 км/ч скорость в метрах в секунду составит 8,3 м/с. Соответственно траковая частота составит 50,9 Гц.

На графиках рисунка 7 траковую частоту можно наблюдая, в окрестности частоты 48 Гц. По оси абсцисс отложены доминирующие частоты, а оси ординат- вертикальные скорости мест установки датчиков. Вщдао, что колебания зон установки датчиков полигармонические от множества источников. Нижние графики отображают спектр частот пробеговых испытаний машины с установленными амортизаторами, верхние графики без амортизаторов. Соответственно правые графики получены отдатчика, расположенного на защишой площадке, приборов наблюдения механика-водителя (на уровне головы, далее по тексту датчик №1), левые графики получены от датчика, расположенного на крыше боевого отделения (далее по тексту' датчик №2). Датчики расположены в плоскостях, проходящих через центр масс машины, но выше его расположения на 1109 мм.

По рисунку 7 следует, что уровни вертикальных укоренений, лимитирующие предельные скорости движения машины по слабо пересеченной трассе, с амортизаторами и без них практически совпадают по величине до второго знака после запятой, (отличие составляет 3%). Это означает что в режиме

движения по трассе амортизаторы не оказывают заметного влияния на характеристики движения машины и при совершении марша их можно отключать. Таким образом экспериментально доказано, что отключением амортизаторов на марше можно значительно увеличить ресурс ж работы.

Монтаж и демонтаж амортизатора в полевых условиях практически не возможен так как для выполнения этойтрудоемкой операции необходим набор специализированных ключей и приспособлений, которых нет в индивидуальном комплекте ЗИП.

Однако более эффективным приёмом увеличения ресурса работы амортизаторов является ж техническая модернизация, которая позволяет без демон-тажно-монтажных операций создать амортизаторы с изменяемой характеристикой демпфирования, что нами и реализовано в полезной модели (Пат. 153103 Российская Федерация, М1Ж B62D 55/08. Амортизатор ходовой части военно-гусеничной машины / Скрипниченко ДА, Балакин П Д Алфёров С.В, Кузнецов ЭА; заявитель: Федеральное государственное образовательное учреждение высшего профессионального образования Омский Государственный Аграрный Университет. - № 2014152433/11; заявл.23.12.2014; опубл.10.07.2015. Бюл. № 19.).

Согласно полезной модели, в гидравлический амортизатор (рисунок 8) установлен поршень со ппо-ком 2, выполненный полым, внутри поршня со штоком установлен лимб 8, снабженный двумя шариковыми подшипниками 11. Лимб 8 имеет возможность вращаться и совершать возвратно поступательные перемещения в канавках 5 выполненных в направляющем стержне, соосном штоку и жестко закрепленном на корпусе амортизатора 1, лимб закреплен внутри при

Рисунок 8 - Амортизатор с изменяемой степенью демпфирования. 1 - корпус амортизатора; 2 - поршень со штоком; 3 - выступы; 4 - дросселирующие отверстия; 5 - канавки; 6 -направляющий стержень; 7 - над поршневая полость; 8 - лимб; 9 — предохранительный клапан; 10-компенсационная камера; 11 - шариковый

подшипник; 12-крышка; 13-под поршневая полость; 14 - компенсационный клапан.

помощи резьбовой крышки 12, во внутреннем отверстии лимба выполнены выступы 3, сопряженные с канавками 5 выполненными в направляющем стержне 6.

Общие выводы по работе

1. В модели движения первого приближения имеющие место нелинейности можно опустил, и ограничиться математическими моделями, основанными на функции состояния Лагранжа, что приведёт к рабочим дифференциальным уравнениям второго порядка линейного типа с постоянными коэффициентами при производных.

2. Исследование математической модели движения гусеничной платформы показали, что предельная скорость движения платформы по регулярному дорожному полотну по условию полного использования энергоёмкости подвески зависят от амплшудного значения отклонений параметров профиля, так при >о = 0,1 м, X = 333 м предельная скорость движения К=70км/ч,при^з=0,5мД=4,66м предельная скорость движения У= 20 км/ч.

3. Показано, что при регулярном кинематическом возбуждении дорожным полотном (после прохождения 3-4 волны) возможен резонансный режим движения корпуса гусеничной платформы, скорость движения лимтируегся частотой собственных колебаний, составляющих 1,3 Гц. Определены предельные скорости движения платформы по условию допустимого для экипажа уровня ускорений в 3& так приу=0,1 м и А=4.96 м значения предельной скорости У= 50 км/ч.

4. Доказано, что предельная высота уступа (трамплина) искусственного или естественного происхождения, падение с которого вызовет пробой подвески, равна 0,7 м. При прохождении платформой единичных препятствий динамические реакции в связях подвески носяг ударный характер и их уровень является ресурсоопределяющим. Экспериментальное определение предельных по пробою подвески скоростей движения МГМ в условиях естественных трасс при помощи аппаратно-программного комплекса, позволило определил, границы достоверности результатов, полученных на математических моделях, а также уточнить вектор влияния реальных факторов на характеристики предельных режимов движения МГМ. Кроме того, экспериментальное исследование подтверждает теоретические результаты, полученные математическим моделированием, результаты которых, являются даже более жесткими в сравнении с экспериментальными, т.е. реальные диссипативные свойства объекта и дорожного полотна создают некоторый «запас» предельных значений характеристик движения.

5. В силу симметричности подвески гусеничной платформы относительно продольной оси платформы, поперечно-угловые колебания корпуса представляются независимыми и могут быть в первом приближении описаны линейным дифференциальным уравнением второго порядка с постоянными коэффициегггами, связывающим обобщённую угловую координату и её производные с инерционными характеристиками подрессоренной массы, жёсткосгными и диссипагивными параметрами подвески. Получештые значения частоты к собственных колебаний при сравнении с числовым массивом, содержащим связь скоростей линейного движения платформы с длинами волн дорожного полотна, при определении частот кинематического возбуждения свидетельствует о том, что зоны эксплуатационных частот кинематического возбуждения платформы и собственных частот поперечно-угловых колебаний близки и перекрываются и это обстоятельство предупреждает о высокой вероятности возникновения резонансного углового движения.

6. Знание характеристик поперечно-углового колебательного процесса является востребованным для расчёта предельных эксплугационных скоростей движения платформы, расчёта нагрузок на узлы крепления любого навесного оборудования и на элементы подвески. Показано, что наибольшую амплитуду колебаний подрессоренной массы вызывают частоты геометрических повторений профиля р кинематического возбуждения, близкие к собственной частоте к системы, а при отсутствии диссипации р/к=\ и п = 0, система входит в резонансный режим с неограниченным возрастанием динамической амплитуды.

7. Оценку влияния диссипативных свойств гусеничного обвода целесообразно провести на основе эксперимента с последующим вводом определённых экспериментально диссипагивных характеристик в динамическую модель, исследование которой, показало, что динамическое поведение подрессоренной массы в поперечно-угловом движении близко к статическому.

8. Результаты пробеговых испытаний подтвердили теоретические расчеты. Из анализа данных эксперимента можно сделать вывод, что при движении платформы по малопересеченной местности гидравлические амортизаторы не оказывают существенного влияния на её динамику и могут быть при необходимости выключены из работы ходовой части.

9. Доказана необходимость разработки и внедрения в конструкцию платформы гидравлических амортизаторов с возможностью отключения и включения их в работу по мере необходимости, либо использовать амортизаторы с изменяемой степенью демпфирования.

Ю.Разработано на уровне изобретения и предлагается техническое решение гидравлического амортизатора с авторегулируемой диссипашвной характеристикой.

Список литературный источников, использованных при написании реферата (кроме статей соискателя, указанных ниже):

1. Бабаков И. М. Теория колебаний. - 5-е изд. - М.: Наука, 1968. - 560 с.

2. Балакин П. Д, Кузнецов Э А, Денисенко В.И., Князькин О.Н. Предельные скорости движения многоцелевой гусеничной машины в условиях естественных трасс по критерию энергоёмкости подвески. Материалы научно-технической конференции «Броня-2006». Многоцелевые гусеничные и колёсные машины: разработки, производство, модернизация и эксплуатация. Омск, 2006 г., с. 64 - 68.

3. Кобринский А.Б., Кобринский АА Виброударные системы. М.: Наука, 1973 - 592 с.

4. Пановко ЯГ, Губанова И.И. Устойчивость и колебания упругих систем. - М.: Наука, 1964. -

336 с.

5. Силаев АА Спектральная теория подрессоривания транспортных машин. М.: Гос. науч,-техн. изд-во, 1963. - 168с.

6. Тарасов В. Н. и др. Теория удара в строительстве и машиностроении. М.: научное издание. Издательство строительных вузов, 2006. - 336 с.

7. Теория и конструкция танка. - т. 8. Параметры внешней среды, используемые в расчетах танков / Под ред. П. П. Исакова. - М.: Машиностроение, 1987. -196 с.

8. Теория и конструкция танка. - т. 9. Динамические процессы в механических системах и агрегатах танка/ Под ред. ПЛ. Исакова.- М.: Машиностроение, 1988. -300 с.

9. Тимошенко С. П. Колебания в инженерном деле: пер с англ. Пановко Я. Г. - 2-е изд. - М.: Наука. 1967.444 с.

Ю.Гусгомясов А. Н. Анализ колебательной системы подвески автомобиля с дискретным изменением жесткости// Изв. вузов. Машиностроение. -1978.

Перечень публикации по теме диссертационной работы

Статьи в изданиях перечня ВАК:

1. Математическое моделирование динамики движения многоцелевых гусеничных машин. /Омский научный вестник. Приборы, машины и технологии №3 (113). Омск 2012 г. - С. 40-44. (в соавторстве).

2. Магемашческие модели динамики движения многоцелевых гусеничных машины. /Вестник сибирского отделения академии военных наук № 15-Омск2012г.-С. 151-154. (в соавторстве).

3. Обоснование необходимости автоматизации режимов работы гидравлических амортизаторов многоцелевых гусеничных машин. / Вестник сибирского отделения академии военных наук № 23 (Приложение к Вестнику Академии Военных Наук ISSN 2073-8641. (в соавторстве).

4. Экспериментальное определение степени влияния гидравлических амортизаторов на кинематическое возбуждение ходовой часта танка дорожным полотном в различных условиях передвижения. / Вестник сибирского отделения академии военных наук № 24 (Приложение к Вестнику Академии Военных Наук ISSN 2073-86. (в соавторстве).

Прочие издания:

5. Обобщенная кинематическая модель механизма подвески. /Материалы VII Всероссийской научно-практической конференции ФГБОУ ВПО «СибАДИ» (с международным участием) 26-27 апреля 2012 г. - С. 29. (в соавторстве).

6. Динамическая модель поперечно-угловых колебаний корпуса многоцелевой гусеничной машины при регулярном кинематическом возбуждении движителя дорожным полотном. /Материалы VII Всероссийской научно-практической конференции ФГБОУ ВПО «СибАДИ» (с международным участием) 26-27 апреля 2012 г. - С. 29. (в соавторстве).

7. Моделирование реальной связи с зазором цггока амортизатора с направляющей втулкой корпуса в условиях переменного и знакопеременного награждения. /Новые материалы и технологии в машиностроении. Сборник научных трудов по итогам международной научно-технической конференции. Выпуск 15.-Брянск: БГИТА,2012г.-С.126-132. (в соавторстве).

8. Анализ линейной модели поперечно-угловых колебаний корпуса гусеничной транспортной машины в условиях регулярного кинематического возбуждения. /Новые материалы и технологии в машиностроении. Сборник научных трудов по итогам международной научно-технической конференции. Выпуск 15. -Брянск БГИТА, 2012г. - С239-246. (в соавторстве).

9. Обоснование количества обобщенных координат при моделирование движения многоцелевой гусеничной машины в условиях естественных трасс. /Справка о депонировании рукописной работы № 17797. Реферат опубликован в Сборнике рефератов депонированных рукописей. Серия Б. Выпуск № 99 -М.: ЦВНИ МО РФ, 2012 г. (в соавторстве).

10. Модель первого приближения реальной связи с зазором штока амортизатора с направляющей втулкой его корпуса в условиях переменного и знакопереметгного нагружения. /Справка о депонировании рукописной работы № 17798. Реферат опубликован в Сборнике рефератов депонированных рукописей. Серия Б. Выпуск № 99 -М.: ЦВНИ МО РФ, 2012 г. (в соавторстве).

11. Математические модели динамикидвижения многоцелевых гусеничных машины. /Материалы VIII Международной научно-технической конференции Книга I Динамика систем, механизмов и машин. Омск издательство ОмГТУ 2012 г. -С. 6-9. (в соавторстве).

12. Механизм неизносного формирования зазора в подвижном соединении с силовым импульсным нагружением. /Актуальные вопросы в научной работе и образовательной деятельности: сборник научных трудов по материалам научно практической конференции 31 января 2013 г.: в 13 частях. Часть 1 ; М-во обр. и науки РФ. Тамбов: Изд-во ТРОО «Бизнес-Наука-Общесгво», 2013.163с. 5/5 (в соавторстве).

13. Формирование зазора в подвижном соединении штока и направляющей втулке амортизатора. / Динамика систем, механизмов и машин, №12014. ОмГТУ, 2014.

Патенты:

1. Пат. 153103 Российская Федерация, МПК B62D 55/08. Амортизатор ходовой части военно-гусеничной машины / Скрипниченко ДА, Балакин П.Д Алфёров С.В, Кузнецов ЭА; заявитель: Федеральное государственное образовательное учреждение высшего профессионального образования Омский Государственный Аграрный Университет.-№ 2014152433/11; заявл23.122014; опубл.10.07.2015. Бюл. № 19.

На правах рукописи

Скришшченко Дмитрий Александрович

РАСЧЕТНО - ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПРЕДЕЛЬНЫХ РЕЖИМОВ ДВИЖЕНИЯ МНОГОЦЕЛЕВОЙ МОБИЛЬНОЙ ГУСЕНИЧНОЙ ПЛАТФОРМЫ

Специальность: 01.02.06-Динамика, прочность машин, приборов и аппаратуры

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Подписано к печати 07.09.2015. Формат 60x84/16. Бумага офсешая. Гарншура Times New Roman. Печать оперативная. Усл.-печл. 1,0 Уч.-издл. 1,0. Тираж 110. Заказ 732.

Отпечатано в типографии Омского автобронетанкового инженерного инсппута 644098, г. Омск, 14 в/городок