Добавил:
Опубликованный материал нарушает ваши авторские права? Сообщите нам.
Вуз: Предмет: Файл:

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

.pdf
Скачиваний:
23
Добавлен:
19.10.2023
Размер:
5.37 Mб
Скачать

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

ный ряд типоразмеров

пневматических амортизаторов,

 

использование

их

предполагает

 

также

выполнение

расчета

по

 

определению геометрических раз­

 

 

меров

самих амортизаторов.

 

 

 

В настоящем параграфе при­

 

 

водится

расчет

 

геометрических

 

размеров

пневматических

и гид-

 

 

ропневматическнх

амортизаторов.

 

 

Заполненные

сжатым

газом

 

 

упругий элемент 1 (рис.

6.1)

и

 

 

дополнительная емкость 2 соеди­

 

 

нены

трубопроводом

3.

Допол­

 

 

нительная

емкость

снабжена

за­

 

 

правочным штуцером 4. Упругий

Рис. 6.1.

Схема пневма­

элемент

устанавливают

между

амортизированным

объектом 5 и

тического

амортизатора

вибрирующим основанием

6, а до­

 

МП.

 

полнительную

емкость

разме­

 

 

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

точное

давление

Piimin = Pumax/d.

Если при

этом не

удается

охватить

весь диапазон d

изменения

нагрузок,

то

путем

изменения давления перекрывают его часть,

а для перекрытия остальной части выбирают необходи­

мое

число

амортизаторов. Однако в практике защиты

наземной РЭА таких случаев не наблюдалось.

элемента

Определяют рабочую

площадь упругого

S = P m in l Рп m i n ~ Р т а х / Р и max

И еГО ДИЗМетр / у=

\^' 45 /Л.

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

формуле (3.17): Э = (1 —т])-100%.

При этом коэффици­

ент динамичности т)= 1—3/100.

 

Полагая в первом приближении, что демпфирование

/г= 0 п что, следовательно,

 

т! = 1 /( 1 - ^ ) ,

(6.1)

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:

Ь=

.

(6.2)

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

Уд= 5 (Ь—Н).

(6.3)

Пример. Пусть Р т i7i = 40 Н; d — 30,

icimax= 2 - 10-2 м; / в =

10

Гц;

H = D ; Э = 7 0 % ; Рн max = 0,6 МПа.

Тогда P m a x = 3 0 - 4 0 = 1200

Н.

Минимальное начальное давление

 

 

 

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

 

= 10/2,08=4,8 Гц

или ш0=31 с-1.

ле

Вычисляем приведенную высоту столба сжатого газа по форму­

(6.2): 6=8,5 - 10_2 м. Объемы рабочих полостей

К=170 см3, Кэ =

=

100 см3 н 1/д = 70 см3.

частоты малых

собственных ко­

 

При необходимости получения

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

ты

собственных

 

колеба­

 

 

ний не приводило к умень­

 

 

шению

энергоемкости

и,

 

 

следовательно,

увеличе­

 

 

нию

хода

амортизатора,

 

 

в средней зоне

работают

 

 

оба

объема

вместе, а в на-•

 

 

чале и конце хода допол­

 

 

нительный

объем

отклю­

 

 

чается.

 

 

 

 

 

 

 

На рис. 6.2 изображе­

 

 

на

схема

двухобъемного

 

 

амортизатора с

перемен­

 

 

ным

объемом

дополни­

 

 

тельной емкости.

Упругий

 

 

элемент

1

связан

с

ци­

Рис. 6.2. Амортизатор

с пере­

линдром

2

с

помощью

страиваемой частотой

собствен­

отсечного

устройства

3,

ных колебаний.

 

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

нии статического

равновесия

c0= p aoyS/b = ki/b. Здесь к

н кл — постоянные

величины

при заданной статической

нагрузке Р.

 

 

 

Определим диапазон возможного регулирования ча­

стоты собственных колебаний

на конкретном примере.

Пример. Пусть рабочая площадь

амортизатора 5=30 • 10-4 м2,

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

тический и динамический

прогибы

шст = щ=

1 10-2 м. Избыточное

начальное давление

 

 

 

р„0= p / S = l500/30 • LО- 4= 0,5

МПа.

В таком случае

м1/2 с - ‘,

*i = 2340

Н.

й=3,9

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

ним статического равновесия также

будут изменяться

в интервалах оо>с0$гО о о > /0> 0

(рис. 6.3). Однако

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. .

Принимая

fomin—0,25 fotnaxi

ПОЛучавМ

fomin=

1,5 Гц,

соотпг= 9

с-1.

Основной объем

сжатого

газа или

объем

собственно амортизатора равен

 

 

 

 

 

У0=5вуд=30-10-6 м3.

 

 

Значение

приведенной высоты,

соответствующее

частоте

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

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

тизатора

 

для приведенной

высоты

столба

сжатого газа

Ь, равной

соответственно

1 • 10-2;

10-10-2

и 20-10-2 м.

Кривая

1

соответствует амортизатору, дополнительная

емкость

которого Кл равна

нулю. Кривая 2 — амортиза-

107

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

вая 3 — амортизатору

с дополнительной емкостью Уд=

= 570 -10—е м2. На рис.

6.5 построены жесткости аморти­

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

дополнительной

емкости описывается формулами (4.4)

и (4.5). Обозначим:

66|

 

 

 

(6.4)

 

 

(6-/)(& , +

/ - ш )’

 

 

 

 

_

66,

 

(6.5)

 

“ * — (6 + /)(6 ,- /+ Ш )‘

 

 

Тогда с учетом

(6.4)

формула

упругой характеристики

на участке хода

 

примет вид

 

 

^ (]-2)

‘^(/■^аоа ]

Рв)-

 

Аналогично может быть представлена формула упругой

характеристики на участке хода

wa

/:

•^(3-4) — 5 (Рлол1

Ръ)-

 

108

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

Pi= &i/(&rH—w),

(6.6)

p2 = 6i/(6i—l+ w ).

(6.7)

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

На участке хода / ^ оу^

оуд

 

 

^(1-2) —

Ь_

Ь

P + I

*1

Ь — 1

 

на участке хода —ауд^ а у :^ —[

,

Ъ ( ь у oY+i

С(3-4)

0 6, ( b + I) г*

В приведенных формулах

6 = У/S

я bi=*VolS—L

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;

3-10-2; 5-10-2; 10-10-2;

15-10-2; 2 0 -I0-2 м. В расчетах

принято 1 = 0,2- Ю-2 м, у =

1,3.

. 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

Соседние файлы в папке книги из ГПНТБ