книги из ГПНТБ / Грибов, М. М. Регулируемые амортизаторы радиоэлектронной аппаратуры

ленных на одном носителе, используют набор амортиза­ торов разной жесткости. Известные равночастотные амортизаторы, жесткость которых автоматически меняет­ ся под нагрузкой таким образом, что частота собствен­ ных колебаний сохраняется неизменной [64], рассчитаны на небольшой диапазон изменения статических нагрузок и не могут в полной мере обеспечить изохронность. Пнев­ матические амортизаторы позволяют достигнуть полную изохронность.

Амортизаторы должны обладать достаточной стой­ костью к внешним воздействиям (измерению температу­ ры, давления, влажности, влиянию агрессивных сред, из­ лучений и т. д .).

Пневматические амортизаторы особенно критичны к изменению температуры и давления, которые в общем случае приводят к изменению статического уровня амор­ тизируемого объекта. Иногда приходится применять спе­ циальные устройства для стабилизации статического уровня, которые оказываются более сложными, чем сам амортизатор.

При конструировании амортизаторов необходимо об­ ращать особое внимание на стойкость используемых ма­ териалов и покрытий в условиях эксплуатации. К амор­ тизаторам ракетной аппаратуры предъявляются весьма жесткие требования. По данным, приведенным в лите­ ратуре [34], оптимальное начальное ускорение малых зенитных ракет находится в пределах 3 ... 8g.

Перегрузки, возникающие при маневрировании ракет, но величине превышают начальные. Можно полагать, что в таких условиях наиболее перспективными могут явить­ ся «всенаправленные» пневматические амортизаторы вы­ сокого давления, на которых мало сказывается измене­ ние внешнего давления. Для предохранения амортизи­ рованной аппаратуры от ударов о соседние предметы амортизаторы ракетной аппаратуры должны иметь упру­ гие ограничители хода.

Величина свободного хода до ограничителей прини­ мается 3 ... 5 мм в каждую сторону [34]. Упругий ход самих ограничителей может составлять 1 ... 2 мм.

В последнее время обнаружилась тенденция к уве­ личению полного свободного хода амортизаторов назем­ ной РЭА до величин 3 5 ... 40 мм, что явилось следствием значительного увеличения скоростей движения. Посколь­ ку пневматические амортизаторы имеют существенно

100

нелинейную упругую характеристику и регулируемые жесткость и де!Мпфирование, их полный ход может быть ограничен величинами 2 0 ...3 0 мм, что имеет несомнен­ ные преимущества.

Опыт показывает, что пневматические и гидропневма­ тические амортизаторы могут проектироваться как для использования на определенном носителе РЭА, так и для установки на различных носителях. В последнем случае является обязательной система перестройки частоты соб­ ственных колебаний.

Не вызывает сомнений также тот факт, что диапазон регулирования демпфирования должен по крайней мере перекрывать диапазон изменения статических нагрузок на амортизатор.

Ниже приводятся конструкции и расчеты пневматиче­ ских и шдроппевматических амортизаторов и систем под­ держания постоянного соотношения статического и ди­ намических прогибов, выполненных в соответствии с из­ ложенными требованиями. Все приведенные типы амортизаторов и систем были разработаны в рамках решения поставленной в настоящей работе задачи на основе теоретических выводов, полученных в предыду­ щих главах.

6.2.Расчет основных параметров амортизаторов

Как уже отмечалось, РЭА, установленная на аморти­ заторах, в самом общем случае представляет собой ме­ ханическую колебательную систему с шестью степенями свободы, в которой могут одновременно возникать шесть форм связанных колебаний — движений, состоящих из линейных и вращательных колебаний относительно каж­ дой координатной оси.

Одна из особенностей пневматических амортизаторов с регулируемыми жесткостью и демпфированием заклю­ чается в том, что они обеспечивают практически полное совпадение частот собственных колебаний системы в до­ статочно узкой полосе. Выполнение общих требований по монтажу аппаратуры, а также конструктивные осо­ бенности амортизаторов с регулируемыми параметрами позволяют получить несвязанные (независимые) формы колебаний. Частоты собственных колебаний в первом приближении обычно рассчитывают по частотным урав­ нениям независимых форм колебаний, когда многосту­

101

пенчатая колебательная система заменяется более или менее эквивалентной системой с одной степенью свободы по каждой координате.

Как п в случае расчета системы обычных амортиза­ торов, при конструировании подвески на пневматических амортизаторах выполняются следующие расчеты:

— статический расчет системы амортизации, в ре­ зультате которого определяются нагрузки, действующие на каждый амортизатор и статический прогиб аморти­ затора;

—расчет частот собственных колебаний;

—расчет эффективности виброизоляции для всех воз­

можных вариантов вибровоздействий;

— расчет коэффициентов динамичности при ударных воздействиях.

В связи с тем, что еще не разработан унифицирован­

щают в любом доступном месте основания или носите­ ля РЭА.

Конструктор, исходя из назначения проектируемого амортизатора, должен установить исходные данные для выполнения расчета.

К ним относятся: минимальная статическая нагрузка на амортизатор Рт ы\ возможный диапазон изменения статических нагрузок на амортизатор d\ свободный ход амортизатора a w *; спектр частот наиболее вероятных

102

вибраций 2fB; ускорение н длительность ударных воз­ действий jo, х.

После установления перечисленных характеристик расчет выполняется в следующем порядке.

Определяют максимальную статическую нагрузку на амортизатор:

Рmax= dPmin-

Выбирают максимальное начальное избыточное давление Ритах, исходя главным образом из возможностей носи­ теля РЭА. Рассчитывают минимальное начальное избы­

Задаются эффективностью виброизоляции для мини­ мальной частоты вибрации /в, которая определяется по

определяют коэффициент отношения частот К.

Находят частоту малых собственных колебаний для минимальной статической нагрузки fo= fJh- .

В соответствии с формулой (2.19) круговая, частота малых собственных колебаний равна

<»1 = Р*о(ё/Рш>Ь-

В рассматриваемом примере имеется в виду круговая частота для нагрузки Pmin- Учитывая, что соо=2л/о. полу­ чаем формулу для определения приведенной высоты Ь столба сжатого газа в положении статического равнове­ сия упругого элемента:

Pnminfo

Объем рабочей полости амортизатора при этом равен

V =Sb.

103

Зная высоту упругого элемента Н, вычисляют объем упругого элемента V3 = SH. Тогда объем дополнительной емкости составит

Рп min =6 ■ 105/30 = 0,02 МПа (0,2 • 105 Н/ы2).

Рабочая площадь упругого элемента

S =40/0,2 • 105=20 • 10~4 м2,

При этом D = tf= 5 -1 0 ~2 м. Коэффициент динамичности т)=0,3. По формуле (6.1) получаем А.=2,08. Частота малых собственных коле­ баний для нагрузки Рт ;„ = 40 Н равна

лебаний (/о=3 Гц) должно быть соответственно

6=21,5 см, К=430 см3, Уд=330 см3.

Таким образом, габаритные размеры упругого элемента не ме­ няются, а необходимая частота собственных колебаний достигается изменением объема дополнительной емкости.

Очевидно, что при проектировании реального пневматического амортизатора нет необходимости обеспечивать столь большой диа­ пазон изменения статических нагрузок. Можно вполне ограничиться d = 10.

После определения геометрических размеров делают статические расчеты амортизации. Эти расчеты могут выполняться по методике, приведенной в (38]. Учитывая, что система пневматических амортизаторов имеет по­ стоянный статический уровень, при установке РЭА на амортизаторы отпадает надобность в компенсирующих прокладках. Одновременно следует указать, что пневма­ тические амортизаторы некритичны к неравномерности распределения нагрузок между ними.

При проектировании гидропневматических устройств расчет рабочего объема сжатого газа выполняется по приведенной методике, так как жидкость при низких давлениях не сжимаема- и является средой, передающей давление. Дополнительно производится расчет демпфи­ рующего устройства по аналогии с расчетами гидравли­ ческих дросселей.

104

Расчеты параметров движения колебательных систем, составленных из пневматических амортизаторов, уже приводились в предыдущих главах.

Большое число измерений, выполненных в соответст­ вии с требованиями современных статистических вероят­ ностных методов [6, 42, 48, 61, 62, 70, 71], подтвердили хорошее совпадение расчетных и экспериментальных данных. Расчетные и экспериментальные статические упругие характеристики P(w) различаются на 10... 15%. Это в определенной мере объясняется тем, что пневма­ тические амортизаторы имеют автоматическое регулиро­ вание жесткости и регулирование демпфирования и ча­ стоты собственных колебаний. Такими возможностями не обладают современные приборные амортизаторы других типов.

6.3, Расчет амортизатора с перестраиваемой частотой собственных колебаний

Первоначально следует определить теоретически воз­ можный диапазон регулирования частоты собственных колебаний пневматического амортизатора.

В гл. 4 было показано, что в качестве основы для си­ стемы с регулируемой частотой собственных колебаний может использоваться только лишь двухобъемный амор­ тизатор, так как всякое изменение частоты связано с уменьшением энергоемкости. Чтобы уменьшение часто­

105

приводимого в движение тягой 4. В цилиндре располо­ жен поршень 5.

При деформациях упругого элемента, когда выпол­ няется условие оу^ / , работают основной объем К0 и до­ полнительный объем Кд, который может бесступенчато изменяться вследствие перемещения поршня 5 в цилинд­ ре 2. При деформациях w>L происходит отключение (отсечка) дополнительного объема, что приводит к рез­ кому увеличению жесткости на начальном и конечном участках хода п энергоемкости амортизатора.

Как известно, выражение для небольшой частоты соб­ ственных колебаний пневматического амортизатора име­

ет вид w0 = YPwlg!Pmb = k jY Ь. Жесткость в положе­

статическая нагрузка Р=1500 И, показатель политропы у=1,3, ста­

Теоретически приведенная высота столба сжатого га­ за может изменяться в интервале 0 ^ 6 < о о . При этом жесткость и частота собственных колебаний в положе-

Рис. 6.3. Зависимость жесткости с0 и частоты малых собственных колебаний /о от приведенной высоты столба сжатого газа.

106

фактически величины максимальных значений жесткости и частоты будут ограничены значением высоты столба сжатого газа, соответствующим максимальному динами­ ческому прогибу, т. е. bmjn = wlx. Таким образом, можно

записать слотах—к/ У а)д, Ca=kilwA. В рассматриваемом примере (0omo.v = 39 с-1, с0тах= 234 £ Н/м. Увеличение ча­ стоты небольших собственных колебаний свыше 39 с~‘ приведет к изменению хода амортизатора, что является нежелательным.

Минимальное значение жесткости и частоты ограни­ чивается величиной объема сжатого газа амортизатора. Из графиков на рис. 6.3 видно, что резкое изменение жесткости и частоты происходит при малых значениях приведенной высоты столба газа. В гл. 4 было показано, что более чем четырехкратное изменение величины ча­ стоты собственных колебаний приводит к неоправданно­ му увеличению дополнительной емкости. .

f o m i n , составляет Ьтах = 20• 10~2 м. Отсюда максимальный объем амортизатора

K«in.v= Sbmax = 600 • 10-6 М3.

Максимальный объем дополнительной емкости .УЛтах = = Vmax— I/o = 570-10~Gм3. Очевидно, что полученные зна­ чения объемов могут быть легко реализованы.

На рис. 6.3 штриховой линией показан график изме­ нения дополнительного объема при перестройке частоты

/о в интервале 1,5 ... 6 Гц.

Построим упругие характеристики и динамические жесткости рассчитанного амортизатора. Для вычисления упругой характеристики используем формулу (1.13) и

для жесткости — формулу (1.15).

На рис. 6.4 построены упругие характеристики амор­

107

тору с дополнительной емкостью \/д= 2 7 0 • 10—6 м3 и кри­

затора с принятыми параметрами.

Очевидно, что, если дополнительная емкость работа­ ла бы вместе с основной на всем участке хода, аморти­ затор имел бы незначительную энергоемкость. В связи с этим амортизатор с перестраиваемой частотой должен обязательно иметь механизм отключения дополнштель-

Рпс. 6.4. Упругая характеристика амортизатора с перестраиваемой частотой.

Рис. 6.5. Жесткость амортизатора с перестраиваемой частотой.

ного объема. Для обеспечения необходимой энергоемко­ сти при деформациях, когда \ w \ ^ l , дополнительная емкость отключается.

Упругая характеристика амортизатора после отсечки

Аналогично может быть представлена формула упругой

108

Динамическая жесткость амортизатора после отсечки дополнительной емкости (|а у |^ /) выражается формула­ ми (4.8) и (4.9). Обозначим:

С учетом (6.6) и (6.7) можем записать формулы жестко­ сти.

на участке хода —ауд^ а у :^ —[

Упругую характеристику и динамическую жесткость бу­ дем рассчитывать следующим образом.

Предварительно вычислим динамические жесткости в' положении статического равновесия с0, значение 6i и

величины b/bi, (6/(6—/))т, (Ь/(Ь+1)У для принятых

значений Ь. Очевидно, что эти параметры остаются по­ стоянными при заданном значении объема дополнитель­ ной емкости Уд.

В качестве примера расчет выполнен для шести зна­ чений приведенной высоты столба сжатого газа b: 1• 10~2;

. На рис. 6.6 построены упругие характеристики амор­ тизатора с регулируемым объемом дополнительной емко­ сти, которая отключается при деформациях |а у |^ /. Тол­ стой линией изображена упругая характеристика для приведенной высоты столба сжатого газа 6= 1 • 10-2 м. Семейство упругих характеристик для 6 ^ 3 - 10-2 м про­ ходят рядом друг с другом и изображены на рис. 6.6 тонкой линией.

В точках отключения дополнительного объема (ха= 1, w = —l) имеет место излом упругих характеристик. Фак-

100