Кинетостатическое исследование подъемного механизма Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

физическому смыслу входящих в него коэффициентов за тем исключением, что он относится не к отдельному конструктивному элементу, а к трехслойной панели целиком.

Выводы

В работе предложена методика, включающая порядок действий и расчетные зависимости, которая гарантированно позволяет улучшать весовые или стоимостные характеристики несущей трехслойной панели основания или крыши автобусного кузова по сравнению с базовым вариантом. Также обеспечивается возможность итоговой проверки выбранной комбинации материалов на эффективность. Все предложенные сравнительные коэффициенты эффективности имеют количественный характер, что позволяет на ранних этапах проектирования прогнозировать изменение весовых или стоимостных характеристик конструкции при использовании новых материалов.

Литература

1. Воронков О.В., Песков В.И., Хорычев А А. Новое в конструкции и проектировании автобусных кузовов. — Н. Новгород: НГТУ, 2009. - 186 с.

2. Лепешкин И.А., Ершов М.Ю. Перспективы применения сэндвич панелей из вспененного алюминия в автомобилестроении. [Текст] // Известия МГТУ "^^МИ". - Москва, 2010. -№ 1(9) - с.136-147

Кинетостатическое исследование подъемного механизма

к.т.н. доц. Гебель Е С., Журсенбаев Б.И., Сарбасов А.Т.

БГОУ ВПО «ОмГТУ», ДТП «ИММ им. УЛ. Джолдасбекова», Атырауский инженерно-

гуманитарный институт 8-3812-65-21-76, Gebel_es@mail.ru

Аннотация. В статье разработан векторно-ма^ичный метод определения движущей силы и сил реакции в кинематических парах многозвенного рычажного механизма с изменяемым замкнутым контуром, который позволяет получить аналитические выражения искомых параметров в явном виде. Проведено кинетостатическое исследование синтезированного подъемного механизма, по результатам которого сделаны рекомендации по выбору гидроцилиндра.

Ключевые слова: подъемный механизм, кинетостатический анализ, вектор-но-матричный метод.

Строительная отрасль современной промышленности развивается особенно бурно, что влечет за собой создание новых технологий, материалов и передовую технику. Внутренние малярные, штукатурные работы, отделка фасадов, монтаж систем вентиляции, отопления, газоснабжения выполняются на уровне выше человеческого роста и, следовательно, требуют использования вспомогательного строительного оборудования, которое представляет собой малярные помосты.

Современные помосты из современных материалов заводского производства позволяют регулировать уровень высоты подъема рабочей площадки, имеют небольшой вес и могут складываться до размеров обычной стремянки. Кроме того, устройства могут быть оборудованы выдвижными секциями, откидными площадками и дополнительными средствами увеличения опоры.

В работе [1] синтезирован многозвенный рычажный механизм подъемника с изменяемым замкнутым контуром (рисунок 1) по заданному закону движения выходного звена и определены его метрические параметры. В настоящей работе поставлена цель выполнить кинетостатический анализ, т.е. определить движущую силу и силы реакций исследуемой схемы механизма, результаты которого в дальнейшем будут использоваться в расчетах на прочность элементов кинематических пар и звеньев механизма, жесткость, долговечность и т.д.

Статический расчет учитывает действие движущей силы, силы полезных и вредных сопротивлений, а также силы тяжести. Метод, используемый в работе, основан на принципе Даламбера, который применительно к рычажным механизмам без учета сил инерции можно

сформулировать следующим образом, если ко всем внешним силам, действующим на систему звеньев, добавить уравновешивающую силу, тогда под действием всех этих сил система звеньев может условно считаться находящейся в равновесии. При статическом расчете кинематическая цепь механизма разбивается на группы Ассура, которые являются статически определимыми. Расчет ведется путем последовательного рассмотрения условий равновесия отдельно каждой группы начиная с наиболее удаленной от ведущего звена. Условие равновесия группы рассматривается без учета силы трения, таким образом, составляющие силы реакции во вращательной паре представляются направленными по звену (нормальная реакция) и перпендикулярно звену (твдгенциальная реакция), и приложены они в центре шарнира.

Рисунок 1 - Кинематическая схема подъемного механизма

Силы и моменты, действующие на ,'-ое звено подъемника (рисунок 1), приведем к главному вектору Р и главному моменту М1, приложенным в точке приведения Si. На основании принципа виртуальных перемещений [2] запишем уравнение:

1 9 — т —

р§в = - QI V, (1)

V,

В ,=1

-рх-

р? , V1 = V?

М, со,

где: Р,в - движущая сила, приложенная в точке В штока гидроцилиндра; Vи - скорость

точки В; Qi и V, вектора составляющих главного вектора Р, и главного момента М, / -го звена, равные:

(2)

Если приложить уравновешивающую силу Р,Р = —РВВ в точку В штока гидроцилиндра, то исследуемый механизм будет находиться в равновесии.

Запишем структурную формулу механизма, выбрав в качестве условного ведущего звена треугольный контур ОБВ (рисунок 1), тем самым, понизив класс рассматриваемого механизма, а следовательно, и значительно упростив решение задачи кинетостатического анализа: . ; ,

Последовательность определения сил реакций в шарнирах подъемника соответствует следующему порядку рассмотрения диад (8, 9), (6, 7), (2, 3), (4, 5) и условного ведущего звена I.

1. Кинетостатический анализ диады II (8, 9)

На звенья GL и PLQ действуют силы реакции Я78, Я89 и Я96, а также учитывается их вес Р8 и Р9 соответственно. Уравнения равновесия диады II (8,9) представляют собой систему матричных уравнений вида:

Я 96= [Я 9] £ 9+ [^9]. Я 8

(4)

-78 .

[Я 89= [Я 8]. £ 8+ ^78 ]• Я 7

Квадратные матрицы Н8, Н9 и L78, L89 учитывают направление действия сил и моментов М8 и М9 в принятой системе координат хОу запишем систему (4) как:

(5)

Я96 1 0 0" ГрХ 9 1 0 0"

Я96 = 0 1 0 • рГ г9 + 0 1 0

0 }р _ Г8 9 Х£9 _ Хр 1 М 9 }Р -Гь Хь -Хр 1

ЯХ 1 0 0" ГрХ1 8 1 0 0"

Я89 = 0 1 0 • р} + 0 1 0

0 }ь _ Г8 8 Х£8 _ Хь 1 М 8_ }ь -Го Хо -Хь 1

ЯХ

• Я89

0

Я78

* Я78 0

(6)

После преобразования матричные уравнения (5) и (6) сводятся к уравнению вида:

[А\Х = В.

(7)

где: матрица коэффициентов:

[А] =

1 0 -1 0 0 0

0 1 0 -1 0 0

0 0 У -У 1 ь 1 р Хр~Хь 0 0

0 0 1 0 -1 0

0 0 0 1 0 -1

0 0 0 0 Го-Гь Хь~Х

(8)

вектор искомых параметров:

V — Г/?Х г>Г -пх п} Х -\_K96, Я96, Я89 , Я8

матрица свободных членов:

Р9Х

> Я78

Л] ,

(9)

в =

рГ 9

(}р- г5 9) Р9Х + (х^ 9 " Хр ) Р}+Ы 9

рх

8

рГ 1 я

. }ь~ ^ 8)Р8Х + (Х^ 8 " Х ь )Р8} + М8 Составляющие сил реакции Я78, Я89 и Я96 в кинематических парах 8 и 9 определим как:

(10)

Х = [А]В.

(11)

G

2. Кинетостатический анализ диады II (6, 7)

На треугольные звенья ВРС и ЕСС действуют силы реакции R67, Rб9, Я87, R72 и R16, а также их вес Р6 и Р7 соответственно. Аналогично сформируем матричные уравнения равновесия диады II (6,7):

R 72 = [Н7] ^ 7 + \Ь 87 ' R 87"+" L67 \ ' R 67 5

(12)

:б9.

Я 6^= [Н Q 6+Ы-R16+ R 6

Квадратные матрицы Н6, Н7, Lg7, L67 , L16 и L96 учитывают направление действия сил и моментов М6 и М7 в принятой систе ме координат хОу:

Я72 " 1 0 0" 'РХ'

Я72 = 0 1 0 • +

0 YE~7S^ XS7~ ХЕ 1 М7

1 0

0 1

7е~7О Ха~ХЕ

" 1 0 0" Я67

• Я87 + 0 10 • Яб7

0 Ге~70 ХС ХЕ ^ 0

(13)

Я67

Я67

0

1 0

0 1

XS6~ хс

ГрХ! г6

• Р +

_М6_

1 0 0" Я1е

0 1 0 Я16 +

7с~7В Хв~Хс 1 0

1 0 0 0 1 0

7 —7р Хр —Хс 1

Щв 0

С учетом ранее рассчитанных значений для R78 и условия, что R87=- R78, искомые параметры составляющих сил реакций X = [я^, R72, RfХ, Я67, R]l6, Rf6 ^ найдем из зависимости аналогичной (11), где матрица [л] и вектора и В равны:

м=

1 0 -1 0 0 0

0 1 0 -1 0 0

0 0 7с~7е Х Е Х с 0 0

0 0 1 0 -1 0

0 0 0 1 0 -1

0 0 0 0 7в~7с Хс~-

(14)

в =

рХ , дХ

Г7 "1" Л87

Р7 + Я7

1 7 ^ Л87

(7е ^ 7)Р7Х + (X s 7- ХЕ )Р77 +М7+(7е-7О )Я8Х7 +(Х^ХЕ )Я

7 87

РХ + ЯХ

7 6 ~ Л96

Р^ Я7

г6 ^ Л96

7 96

(15)

. (7С - 7s 6) Р6Х+ (Xs 6 - Хс ) Р67+М 6+(7с-7р ) Я96 + (ХР- Хс ) Я9 3. Кинетостатический анализ диады II (2, 3) На звенья DEF и FЛ действуют силы реакции Я21, Я72, Я32 и Я03, а также их вес Р2 и Р3 соответственно. Уравнения равновесия диады II (2.3) для шарниров D и F запишем в матричном виде:

Я 21= [Н Q 2+ ^72]-Я 72 + [Ц2]. Я

32.

Я 3^ [Н Q 3+ Я 03.

Раскроем матрицы Н2, Н3 и L72, L32 , Lo3 и приведем систему к виду:

(16)

в

-1

Ри 0

-2 0

1 0

УО~УЯ2

1 0

0 1

ХЯ2~ ХО

0 1

XF

Р

М2

'РХ~

Р

М

+

+

1 0

1 0

0 1

Х^Хо

0 1

Ха~Х

-"72

-2 0

-3 0

+

1 0

0 1

Хг~ХО

—2

-2 0

(17)

Решение для вектора неизвестных параметров ных уравнений (17) получим аналогично (11), где:

х = [—2ь—

2 Т?Х 2Ь R32, —32

>, "Оз ^

матрич-

[А]

0

1

- 2 о

О О О

X

в =

-1 О О О

О - 1 О О

- X F О О О

1 О -1 О

О 1 О -1

О О У л- У F X F -

РХ + -72

Р 2 + -72

X

(18)

( Уо- У8 2) Р2Х+ (2 " Хо )Р/ +М 2+ ( Уо- УЕ )-7Х2 + ( Хе- Хо ) -

) У

42

РзХ РзУ

(19)

( У^Уз з) РзХ+ ( Х8 3 " X F ) РзУ +М з 4. Кинетостатический анализ диады II (4, 5) На звено ОА, состоящее из штока и гидроцилиндра, действуют силы реакции -41, — —5О и -45, а также их вес Р4 и Р5 и уравновешивающая сила —Ур4 . Матричные уравнения равновесия диады II (4, 5):

54

- 41= [Я 4]-Q 4+ - 54 + Р

УРл

- 5^ [Я 5]. Q ^ -

(2О)

45

Преобразуем зависимости системы (2О) к виду:

- 41 " 1 О О" Рх 4 -54 РУР 4

-41 = О 1 О • РУ 1 4 + -54 + рУ РУР 4 , (21)

О У О ~ У 8 4 ХЯ4~ ХО 1 М 4 _М5О4_ О

-5О

-5О =

О

1 О

0

1

У л—Уз 5 Хз 5— Ха

О

0

1

РХ г>х -45

• РУ + -45

М 5 _МАЪ_

(22)

А 1 Я 5 ^ Я 5 ^ А

В принятой (рисунок 1) системе координат хОу для исследуемого подъемного механизма изменение угла фАО при вершине А с осью Ох характеризует поворот условного входного звена 1 вокруг опорного шарнира О. Поскольку направление действия силы реакции -54 перпендикулярно оси диады (4, 5), то величины составляющих искомой силы будут рав-

Ь'

О

ны:

Ях4= Я^пср ^, Щ4 = -Ямсовср ав. Момент в точке А определим из следую щей зависимости:

Ям '¡ав.

(23)

Проекции уравновешивающей силы ЯУР рассчитаем как:

рур4 ~ рур4 совф ав ,

-Рур4 ав .

С учетом уравнения (21) найдем выражение для движущего момента М5В4

М54 = -[(Ув-Уз 4)Р4Х+ (Х8 Хв )Р4г+м^. Определим из формул (22) и (23) реакцию Я54 на штоке гидроцилиндра:

Ям = -^-[(Уа- Уз 5 )Р/ + (Х^ 5 - ха ) Р5У + М 5+ МВ4 ].

(24)

(25)

ав

Неизвестные составляющие сил реакций Я41 и Я50 в шарнирах В и А соответственно вычислим следующим образом:

Я 41 ГрХ1 4

= +

Я 41 г4

втф ав

"СОвф ав

Я5о

Я50

РХ

РУ

+ Я

45

-СОвф ав

-вШф АВ. "вШф АВ СОвф АВ

Я

54

Р

УР4

(26) (27)

Кинетостатический анализ описанного в работе [1] многозвенного рычажного механизма с изменяемым замкнутым контуром, обеспечивающего плоско-парэдлельное перемещение выходного звена, выполнен при следующих принятых значениях весов звеньев Р = 30 кг., Р2= 13 кг., Р3 = 16 кг., Р4 = 5 кг., Р5 = 5 кг., Р6 = 22 кг., Р7 = 20 кг., Р8 = 20 кг.,

Р9 = 300 кг (с учетом веса площадки и полезной нагрузки). Полученные значения проекций сил реакций в кинематических парах и уравновешивающей силы приведены на рисунках 2 и 3 для параметров синтеза исследуемого подъемного механизма.

1200 1000 800 600 400 200 0

^ Н

\

\

\

с/ AD, М

60 50 40 30 20 10 0

R Н

/

У АО, М

0,65 0,7 0,75 0,8 0,85 0,9 — R69 — R89 — R78 — R03 — R01

0,75 0,8 0,85 — И27 — R67— R16

Рисунок 2 - Диаграммы изменения модулей сил реакций в точках Р, L , G, А, О, Е, С и В

звеньев подъемного механизма

Полученные результаты кинетостатического анализа позволяют считать, что метрические параметры синтезированного в работе [1] рычажного механизма с изменяемым замкнутым контуром обеспечивают передачу сил без резких динамических нагрузок.

Максимальное значение уравновешивающей силы равно 677,057 Н, приложенной в точке В треугольного звена ОВР, следовательно, для перемещения рабочей площадки подъемного механизма на заданную высоту 2 м в качестве двигателя, приводящего в движение подъемный механизм, будет использован гидроцилиндр с номинальной мощностью на прямом ходе 7Ю1а и рабочим ходом штока 300 мм.

0,6

0,65

0,7

0,9

0,95

0,6

0,95

3,5 3 2,5 2 1,5 1

0,5 0

Рисунок 3 - Диаграммы изменения модулей сил реакций в точках D и F звеньев плоского рычажного механизма и уравновешивающей силы

Литература

1. Журсенбаев Б.И. Проектирование подъемника для работ на высоте / Б.И. Журсенбаев, ЕС. Гебель, А. Сарбасов // Материалы VI Международной научно-те^ической конференции «Проблемы исследования и проектирования машин». - Пенза, 2010. - с. 29 - 31.

2. Джолдасбеков У А. Теория механизмов высоких классов. / У А. Джолдасбеков. - Алматы: Гылым, 2001. - 427 с.

Комплексная автоматизация автозаправочных станций

Головкова Е.О., д.т.н. проф. Софиев А.Э.

ООО «Гюпромнефтъ-центр», Университет, машиностроения (495) 981-33-63 (*6249), golovkova.eo@gmail.com, (499) 267-16-04, asofiev@yandex.ru

Аннотация. В статье рассмотрены существующие системы автоматизации автозаправочных станций, указаны основные недостатки существующих систем, предложен вариант комплексной автоматизации автозаправочных станций с внедрением системы на АЗС «Г^^омнефть-центр».

Ключевые слова: автозаправочная станция, комплексная автоматизация, система управления, технология, интегрирование систем

История АЗС

История АЗС как специализированных «томивных» магазинов началась с 1907 года, когда в Сиэтле компанией Standard Oil of California (сейчас ChevronTexaco) была открыта первая АЗС.

Первые станции были разношерстными лачугами с бочками с топливом и ручными насосами. Однако владельцы таких АЗС быстро поняли, что для дальнейшего развития бизнеса без стандартизации и маркетинга уже не выиграть нарастающую конкурентную борьбу, поэтому уже с начала двадцатых годов на АЗС стали активно внедряться единые корпоративные стандарты оформления станций с помощью ярких и запоминающихся логотипов владельцев и единых сервисов [1] (рисунок 1).

Рисунок 1 - История и развитие АЗС