CC BY
15
Мгновенные значения угловых скоростей ведущих ловой координате входного вала для у'-го выпрямителя
частей каждого из пяти выпрямителей определяются по формулам (17) с учетом сдвига фазы:
<р=<р-2ж-и-\)1п,
(18)
где (ßi - значение аргумента, соответствующего уг- кинетической энергии
{] =1, 2...П)\ п - количество выпрямителей (ц = 5 )■
С учетом полученных зависимостей для абсолютных линейных и угловых скоростей звеньев эксцентрикового преобразователя запишем выражение для его полной
J
т = ^-ф2 + ^
ф + е-а-
а-е- cos(f)
а2 + е2 - 2 • а • е • cos (s)
+
/72 ~г /72 Г 1
+ —---[е2 -ф2 + е'2-(ф + ё)2 -2-е-еу-ф-(ф + ё)-со$(£ + а)\+
А-е2 ■sm2(s!2) -ф-(ф+ è) + е2 ■ s2 + mj I + 2 ■ 02Е ■ е ■ [cos(ç> - <рЦ<р, е])-ф- cos(<p + s - <рЦ<р, г]) • (ф + ¿)] х X[/£*(ç, е)-(ф + £/2) + 4*(ç, £)•£• cos(£/2)-e//J + + 02E2 • К*{<p, е)-(ф + е/2) + 4*{<p, £)■£■ cos(£/2)-e/llf
+ y 'K*O, ff)■ + ^/2) + 4(<P,e)-è-cos(£/2)-e/lJ +
+ -
+ Лэ .(ф+èf
2 2 j=i
'c; (ç? - 2я- - a -1) / и, sr) - (Ф+^ / 2>+
+ i'4l(ç - 2тг-(j-Y)/ n, £)-ê-cos{£l 2)-e/l1
Таким образом, поставленная задача решена - полная кинетическая энергия эксцентрикового преобразователя выражена через обобщенные координаты системы (ß и s и их производные.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Патент РФ № 2211971 /Благонравов A.A. Механическая бесступен-
чатая передача. Кл F 16Н 3/74, 29/22. БИ № 25. 2003.
2. Благонравов A.A. Механические бесступенчатые передачи. Екатерин-
бург: УрО РАН, 2004. 203 с.
3. Благонравов A.A., Худорожков С.И. Динамическая характеристика
саморегулируемой механической бесступенчатой передачи// Редукторостроение России: состояние, проблемы, перспективы: Материалы Всероссийской научно-практической конференции. СПб.: ЦЦИ ОАО "Светоч", 2003. С.192-194.
4. Ревняков E.H. Выбор параметров и расчет характеристик механичес-
кой импульсной многопоточной бесступенчатой передачи: Дис. ... канд. техн. наук. Курган, 2005. 158 с.
В.В. Мишустин
Ростовская-на-Дону государственная академия сельскохозяйственного машиностроения, г. Ростов-на-Дону
ИССЛЕДОВАНИЕ УСТОЙЧИВОСТИ ХОДА БОКОВОГО ПРИЦЕПА
Известные методы расчета устойчивости хода прицепной жатки, по сути, сводились к определению запаса по сцеплению колес с грунтом при боковом сдвиге и нахождению на основании этого необходимой длины сни-цы. Во внимание принимались только предельные значения характеристик грунта, так называемый коэффициент сопротивления боковому сдвигу (рсц.
Таким образом, не рассматривались процессы, связанные сдеформацией грунта и упругими свойствами пневматических шин. Однако, как показывает опыт, движение
прицепной жатки даже в благоприятных условиях по сцеплению колес с грунтом происходит под некоторым углом.
Эти процессы давно попали в поле зрения автомобилистов, а затем и самолетостроителей. Впервые увод колес рассматривал М.Г Беккер [1], затем академик Е.А. Чудаков [2] и применительно к самолету академик М.В. Келдыш. Эти работы до сих пор являются основополагающими при рассмотрении движения эластичного колеса по твердому покрытию. Применительно к рассматриваемому вопросу, необходимо учитывать еще деформацию грунта.
При медленном равномерном движении жатки, когда силы инерции можно не учитывать, схема сил, направления скоростей и углы увода 8 с учетом составляющих деформации пневматических шин и грунта показаны на рисунке 1. При этом для обеспечения совмещения направления продольной оси жатки с направлением движения осуществлена установка колес под некоторым углом 0, равным углу увода колес 5 .
Важно, что боковые реакции на колеса со стороны грунта всегда направлены перпендикулярно плоскости колеса. Отклонение реакций может быть обусловлено только трением в подшипниках, которым в данном случае можно пренебречь.
При этих условиях уравнения равновесия жатки будут иметь вид
]Г Мо = • - Х1 ■ ух + Г2 • х2 - Х2 • .у 2 - Дс • = 0;
= сое©+ 7! §т@ + Х2 с + 72 втО + Дс Хо = 0; (1)
£Гг = ?! • совв -Хх • вт© +Г2 • сов© -Х2 ■ вт© -Го = 0,
где Рс - равнодействующая сил сопротивления ножа и мотовила; Х^ Х2- силы сопротивления перекатыванию колес; У1,У2 - силы сопротивления боковому сдвигу колес;
Х1,у1,Х2,у2 - плечи действия равнодействующих сил, полученные с помощью преобразования декартовых пря-
моугольных координат при повороте осей на угол 0. х = х cosQ + ^y sin©; у = х sin © + у cos 0.
t
Рисунок 1 - Схема сил, действующих на жатку (суммарный угол увода равен углу установки колес 0 )
При этом положительным считается поворот осей против часовой стрелки, поскольку в данном случае оси поворачиваются по часовой стрелке, то угол 0 следует подставлять со знаком минус.
Силы Х1 и Х2 определяются через коэффициенты
сопротивления перекатыванию колес ф и известные вертикальные реакции на колеса:
Х1 = Фх '21> Х2 =Фх 22
Боковые реакции являются функциями углов увода колес:
^ =фу-(5ув)-21, У, =фу-(5ув)-г,,
Ключом к решению поставленной задачи является зависимость коэффициента сопротивления боковому
сдвигу от угла увода колес фу = 1^(5^) , приведенная на рисунке 2.
Представленная зависимость отражает основные физические процессы, происходящие при деформации шины и грунта. При малых углах увода эта зависимость линейная и складывается из упругой деформации шины и деформации грунта. По мере увеличения распределенной боковой реакции происходит разрушение грунта по всей длине контакта шины с грунтом, при этом деформация шины достигает максимальной величины, что соответствует максимуму на графике. После этого коэффициент сопротивления боковому сдвигу фу уменьшается. При полном скольжении шины в боковом направлении коэффициент фу равен коэффициенту трения скольжения (рсц, и это численное значение обычно и приводится в литературных источниках в качестве коэффициента сопротивления боковому сдвигу. Такая зависимость характерна для связных грунтов, для несвязных (сыпучих) грунтов кривая носит другой характер и не имеет максимума.
Представленные на рисунке 2 зависимости позволяют определить необходимый угол установки колес 0.
Поскольку боковые реакции У, и У2 и являются функциями углов увода колес, то уравнения равновесия (1) являются трансцендентными и их решения проще всего находить методом последовательных приближений. За первое приближение принимается решение при 0 = О
'\ Г- f
!!■■■■ ■ 1
......... ■ ■ '
I + — Л ж
Рисунок 2 - Зависимость коэффициента сопротивления боковому сдвигу от угла 0 между плоскостью колеса и направлением движения
Расчет, выполненный для прицепной жатки, показывает, что уже третье приближение дает достаточную точность, т.к. разница между вторым и третьим приближением составляет десятые доли градуса.
Так как в условиях прицепной жатки на колеса постоянно действует боковая сила одного направления, то необходимо осуществить наклон колес навстречу этой силе для уменьшения угла увода колес. Здесь намеренно не используются термины «развал колес» и «сходимость колес», поскольку наклон колес осуществляется в одну сторону.
При действии боковой силы в сторону противоположную наклону колеса происходит выравнивание шины и контакт шины с грунтом осуществляется средней частью протектора, что приводит, с одной стороны, к уменьшению износа шины, а с другой, к улучшению сцепных свойств шины с грунтом. Кроме того, равномерно нагружаются подшипники оси колеса.
Наклон колес определяется по значению коэффициента сопротивления уводу от наклона колес
Кн = ОСк / Зуд , равному для грузовых шин 4-6. Это означает, что при наклоне колеса на один градус возникает увод, угол которого равен 10-15 минутам. Расчеты, выполненные для прицепной жатки (масса 2160 кг, длина сницы 1_ = 4,057 м, коэффициент сопротивления перекатыванию фх = 0,1, сила сопротивления от ножей и мотовила Рс = 1750 Н), показывают, что для фона сухой стерни со значением коэффициента бокового сдвига при пол-
120
ВЕСТНИК КГУ, 2005. №4
ном скольжении (рсц = 0,7 колеса должны быть отклонены от продольной оси на два градуса вправо (0 = 2° ) и наклонены от вертикали на четыре градуса также вправо (ОСк = 4°).
Расчетные углы установки колес для других фонов с более слабыми грунтами ((рсц =0,5...0,3) будут больше, однако следует принимать минимальные углы. В этом случае на фонах с более слабыми грунтами жатка будет двигаться с отклонениями продольной оси вправо на 1...2 градуса, т.е. будет «отставать». Однако, это отклонение будет меньше, чем при нулевой установке колес (0 = 0, ОСк = 0 ), как это принято в существующих конструкциях.
Предложенный метод позволяет рассматривать устойчивость хода жатки в рамках общепринятых понятий устойчивости движения. На участке возрастания коэффициента бокового сдвига (рисунок 2) случайное увеличение сил сопротивления (вызванное, например, наездом на препятствие правым колесом) приводит к возрастанию восстанавливающего момента, и жатка возвратится в исходное положение. Если же увеличение сил сопротивления будет таким, что реализуемый коэффициент сопротивления боковому сдвигу перейдет через максимум, то выравнивание жатки будет невозможно. В этом случае восстановление хода жатки будет возможно только при уменьшении сил сопротивления, при котором реализуемый коэффициент сопротивления боковому сдвигу будет ниже его предельного значения фсц.
Выполненные исследования позволяют сделать следующие выводы.
Движение прицепной жатки происходит с уводом колес, обусловленным деформацией пневматических шин и грунта. Расчеты, проведенные с учетом этих факторов, позволяют определить длину сницы и углы установки колес, при которых обеспечивается устойчивое движение жатки без отклонения ее продольной оси от направления движения. При этом улучшаются условия работы режущего аппарата, мотовила и полевого делителя. Улучшаются сцепные свойства шин с грунтом и равномерно нагружаются подшипники осей колес.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Беккер М.Г. Введение в теорию систем местность-машина. М.:
Машиностроение, 1973. 520 с.
2. Чудаков Е.А. Избранные труды. Т.1. Теория автомобиля. М.: Изд-во
АН СССР, 1961. 458с.
Н.В. Ага, В.Ф. Ажмегов
Курганский государственный университет, г.Курган
МЕТОД ОЦЕНКИ ПЛАВНОСТИ ХОДА АТС ПРИ ДВИЖЕНИИ ПО НЕОДНОРОДНОМУ ДОРОЖНОМУ УЧАСТКУ
Проблема адекватной количественной оценки плавности хода серийных и проектируемых АТС, несмотря на многочисленные исследования, продолжает оставаться актуальной. Главным образом это связано с многообразием эксплуатационных условий движения автотранспорта, особенно при эксплуатации в дорожной сети Российской Федерации, в то время как общепринятые методы оценки плавности хода, изложенные в стандартах ИСО 2631-1-97 и ГОСТ 12.1.012-90, это многообразие никак не учитывают.
Как известно, одной из основных проблем, возникающих при синтезе пассивной системы подрессоривания АТС, является необходимость принятия компромиссного проектного решения, так как параметры виброзащитных систем, оптимальные для движения по дорогам высокого качества, часто являются неудовлетворительными для дорог худшего качества, и наоборот. При проектировании же активной системы подрессоривания встает вопрос сравнения различных вариантов ее настройки с позиций комфорта человека-оператора при движении по различным дорогам.
В этой связи представляется целесообразным создание расчетной методики, которая позволяла бы количественным образом оценить тот или иной вариант подвески автомобиля с позиций плавности хода на этапе проектирования не в каких-то конкретных условиях движения (асфальтобетонная, булыжная дорога), а в условиях эксплуатации, максимально приближенных к реальным, то есть при движении по совокупности дорог разного типа. Определенная работа в этом направлении некоторыми учеными ведется [1].
Такая расчетная методика, очевидно, должна базироваться на вероятностном моделировании условий движения АТС, путем синтеза некоторого "представительного" ездового цикла для оценки плавности хода, аналогичного, например, ездовым циклам, используемым для моделирования и испытаний на топливную экономичность.
К формированию "представительного" (далее - испытательного) ездового цикла для оценки плавности хода можно высказать несколько предпосылок.
Во-первых, для автомобилей каждого класса должен использоваться свой испытательный цикл. Во-вторых, испытательный цикл должен состоять из некоторого количества участков дорог ограниченной длины с различным микропрофилем, причем в пределах одного участка параметры микропрофиля изменяться не должны. В сочетании с третьим условием - постоянством скорости движения на каждом участке, это формирует квазистационарный процесс колебаний АТС, который в реальности, как показали исследования [2], и имеет место при эксплуатации автомобиля.
В качестве параметров, характеризующих каждый из участков дорог ездового цикла, как следует из предыдущего абзаца, следует принять следующие: -характеристика микропрофиля (параметры спектральной плотности), ОС{ -доля времени движения по / - му участку дороги по отношению к общей временной протяженности цикла, Ц. - скорость движения по / - му участку дороги.
Для выбора критерия оценки плавности хода можно руководствоваться следующими соображениями. Как отмечено в [3], транспортные средства, движущиеся по дорогам со случайным микропрофилем, подвержены действию широкополосной вибрации. В таком случае, в соответствии с ГОСТ 12.1.012-90, вибрационная нагрузка на оператора на его рабочем месте является непостоянной, и определяется через дозу вибрации и эквивалентное корректированное значение контролируемого параметра, которые вычисляются соответственно по формулам
Т
о
иэкв = Щт, (2)
где 1 - время воздействия вибрации, с; и - корректированное по частоте значение контролируемого параметра; т - показатель эквивалентности физиологи-
