Добавил:

ivanov666 Опубликованный материал нарушает ваши авторские права? Сообщите нам.

Вуз:

Башкирский Государственный Аграрный Университет

Предмет:

[НЕСОРТИРОВАННОЕ]

Файл:

книги из ГПНТБ / Жуков А.В. Колебания лесотранспортных машин

.pdf

Скачиваний:

Добавлен:

27.10.2023

Размер:

20.06 Mб

Скачать

☆

<<< < Предыдущая 1 2 3 4 5 6 7 8 910 / 2410 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 > Следующая >>>

Значения

sі и

cf2,

необходимые для подстановки в формулу

(66), равны:

•?1

'"РстшЬ

('-рстші

'full)'

где

? с х ш 1

— угловое статическое

перемещение,

равное f

c r m / b t t l

;

<Рші — перемещение,

отсчитываемое

от

нулевого

положе

ния до перелома линии характеристики.

Для

рассматриваемого

случая

<рс т ш і =0,0286;

» ш і =0,0116;

^ ш !

= П9-105 ,

c f u l 2 =235 - 10 5

кгс-см/рад.

Варианты образуются умножением характеристики на

коэффициент nL.

Задаем условия:

при

(a — qln

/Ьп{ )<cpi

т=п2=0,

п 3 = 1 ;

при

? 2

(? — 9 і п / й п і

) > ? i

n 2 = n 3 = 0, « 1 = 1 ;

(67)

П р И

('-? — f l m

/6п1 ) > Г 2

П 3

Л і =

rt2=l.

Упругая

характеристика

шин задней,

как и передней, оси

представляет собой кусочно-линейную функцию

М с ш 2 = Л і { с ¥ ш

2 ? 2 + С ї ш і [ ( ? — Я2п/Ьп2)]

}+П2С*ш2

( ? — ?2П /^п2

) +

+ ' г з [ ^ ? ш 2 ? 2 + ^ ш , ( ? 1 — ? 2 ) ] ,

где

<72п — линейное перемещение задней оси при переезде че

рез неровность.

qln

Заданные

условия

соответствуют

условиям

(67),

если

заменить на q2n • Числовые значения задаваемых

величин

такие

же,

как и в первом

случае.

Характеристики

сопротивления

передних

задних

шин

Mfcmi = /

('?) и МкШ2*=1

(»

) прицепа

(рис. 38,6)

есть линейные

функции Mkmj

*=k.fvSi

• (z, — qin /Ьп} ) .

Упругая характеристика передней (Mcpi

)

и задней

(Мср2

)

подвесок задается координатами МсХ — ?с1

( » с 1

— угловая де

формация

от

нулевого

положения,

Мс\

—

соответствующий

момент). Значения

указанных координат приведены в табл.

Т а б л и ц а

4. Координаты

упругих

характеристик

подвески

П е р е д н яя

подвеска

З а д н я я

подвеска

М с ,

?cl . Р а д

М , 2 .

<fc2". р а д

X105 кгс-см

Х105 кгс-см

— 1,430

—0,157

— 1,340

—0,168

—0,635

—0,047,

—0,595

—0,050

0,0

0.0

0,0

2,550

0,157

2,410

0,168

4,550

0,268

4,240

0,268

5,020

0,284

4,700

0,302

5.850

0,299

5,480

0,319

7,520

0,320

7,050

0,341

Упругие характеристики Мср{ и Мсп2 (рис. 39, а) пред ставляют собой нелинейные функции. Графики, построенные в

заданных координатах,	должны быть сдвинуты на величину
а •	5

Рис. 39. Упругая характеристика М с р ; подвески (а) и характеристика

сухого трения шин (б).

с т а т и ч е с к о й д е ф о р м а ц и и мулам MCpi = Me}

н а г р у з к и по		оси M0i и	с т а т и ч е с к о й
'fcT i	по оси <fci	. Сдвиг определяется по фор
—MCTJ	И ? —	/&м = ?«	— ?ст) .

Рис. 40. Кривые вынужденных поперечно-угловых колеба ний двухосного прицепа при движении со скоростью 60(7), 70 (2) и 80 (3) км/ч («=0,8) .

Варианты решений образуются умножением исходной характеристики на коэффициент п4 , который можно брать с рав ным интервалом в зависимости от цели исследования.

Координаты		всех промежуточных			точек	характеристики,
необходимые при решении			уравнения		(65), находятся с		исполь
зованием	интерполяционной формулы				Лагранжа.
Х а р а к т е р и с т и к и			с у х о г о	т р е н и я		передней	(Мт р і )
и задней	(М г р 2 )	подвески	(рис. 39, б)		являются кусочно-линей
ными функциями		и задаются для		точек а\>4-0,063			рад/с и
а2<.—0,063	рад/с значением M r p j =const ( M r p i					=127-102 , М г р 2 - =
= 119-102	кгс-см).

Неровности дороги под правыми передним и задним коле сами (<71п и q2n ) определяются задаваемым по точкам с опре деленным интервалом реальным графиком превышений неров ностей правой и левой колеи дороги. Для получения промежу точных точек в зависимости от шага счета может быть исполь зована интерполяционная формула Ньютона.

При решении данной и других аналогичных задач широко используется метод Рунге—Кутта.

На рис. 40 приведены кривые вынужденных поперечно-угло вых колебаний прицепа при движении его по грунтовой дороге,


вычисленные на ЦВМ «Минск-22».							'
На		рис. 41 даны для примера		результаты	расчетов		9 т а х и
© m i n ,	а	также среднеквадратичного		отклонения	аф	в	зависи
мости	от изменения		скорости при движении прицепа			по одному
и тому		же участку	дороги для различных вариантов			подвески.

Глава IV

МЕТОДИКА И РЕЗУЛЬТАТЫ ИССЛЕДОВАНИЙ ОСНОВНЫХ ВИДОВ КОЛЕБАНИЙ ЛЕСОТРАНСПОРТНЫХ МАШИН

Поперечная динамическая устойчивость автопоездов

Оценка поперечной устойчивости лесовозных и других авто мобилей, прицепов и полуприцепов исходя из условия статиче ского приложения нагрузок весьма приблизительна. Это объяс няется дополнительными перемещениями подрессоренных и неподрессоренных масс транспортной системы, вызванными взаи модействием ее с микронеровностями дороги. Как показывает практика и проведенные разными авторами исследования, при

движении	в реальных дорожных	условиях поперечно-угловые
отклонения	подрессоренных масс	транспортных машин		значи
тельно больше. Так, определенный в			условиях резонанса	п р е
д е л ь н ы й	у г о л к о с о г о р а	для	полуприцепа составляет
13,5° при движении с учетом неровностей вместо 25,5° без				учета
неровностей	[57].

Предлагаемая В. А. Рождовым (см. [57]) методика расчета угла отклонения подрессоренных масс полуприцепа основана на применении принципа Даламбера со следующими основными допущениями: подвеска - не имеет ограничителей, возмущение передается только через оси полуприцепа, колебания происходят вокруг оси крена, вертикальные колебания не связаны с попереч но-угловыми. Однако допущение о передаче возмущения только через оси полуприцепа дает большую ошибку в случае, если се дельное устройство автопоезда между звеньями не допускает свободных взаимных перемещений. Кроме того, при расчетах не учитываются неподрессоренные массы, упругость и демпфирова ние шин, характеристики рессор приняты линейными.

Уравнение колебаний, полученное В. А. Рождовым для полу прицепа, имеет вид ср+2 А:І -f-p2 9 =17,, sin со t. Решая его, опре деляют угол 9 для условий резонанса при « =р как наиболее опасный случай.

Значительное число допущений, конечно, снижает точность получаемых результатов, однако дает возможность учесть дейст вительное явление перемещения подрессоренных масс полупри цепа в движении по неровной дороге. Принятая В. А. Рождовым методика проста и дает удовлетворительной точности результа ты, однако только для одного из самых простых случаев —

о д н о о с н о г о полуприцепа без связи его с тягачом. Заложен ный в расчете параметр п (число осей полуприцепа) будет толь ко соответственно увеличивать жесткость подвески при увели чении числа осей, а влияние запаздывания воздействия на угол ср этим параметром не учитывается.

Таким образом, эта методика не учитывает влияния запаз дывания воздействия на оси автопоезда, а также воздействия тягача на поперечные колебания полуприцепа. В действительно сти тягач оказывает большое влияние на динамику полуприцепа, повышая его устойчивость.

Н. А. Взятышев ['20, 58] в отличие от авторов работы [57] в качестве критерия поперечной устойчивости взял динамичес кий коэффициент крена

К = о	а
* V	t V »

где cpv — угол крена подрессоренной массы транспортной си стемы;

а— угол наклона поперечного профиля дороги (макси мальное значение угла наклона поперечного профиля

дороги, образуемого неровностями).

Он также анализирует случай воздействия от дороги только на колеса полуприцепа. Неподрессоренные массы не рассматри ваются, так как, по данным автора, их момент инерции состав ляет 3—5% от момента инерции подрессоренных масс относи тельно оси крена (для полуприцепов большой грузоподъемно сти). Угловые поперечные колебания, как и в работе [57], рас сматриваются независимо от вертикальных.

Н. А. Взятышев, как и В. А. Рождов, принял, что воздейст вие на ось полуприцепа изменяется периодически по синусо идальному закону, что дает возможность получить качественные зависимости .и оценить влияние различных параметров автопо езда на его поперечную устойчивость. Автор считает, что движе

ние автопоезда по чередующимся	синусоидальным		неровностям
с этой точки зрения наиболее опасно.
Н. А. Взятышев в отличие от В. А. Рождова			рассматрива
ет поперечно-угловые колебания	п о л у п р и ц е п а		в	связи с
поперечно-угловыми колебаниями	т я г а ч а .	Колебания			авто
поезда определяются двумя обобщенными координатами				—	<? и
7 (т — угол поперечного наклона	подрессоренной		массы		тяга
ча). Характеристика упругих элементов подвески			принята ли
нейной.
Методика, предложенная Н. А. Взятышевым, весьма пока
зательна и удобна. Пользуясь ею, автор сделал		важные		выводы.
8 частности, он подчеркивает необходимость учета массы				тягача,

возможность и целесообразность исключения свободных угловых перемещений в опорно-сцепном устройстве при движении по не-

изношенным дорогам с твердым покрытием, а также установки в опорно-сцепном устройстве тягача упругих резиновых элемен тов на разбитых грунтовых и изношенных дорогах.

Экспериментальные и расчетные данные дают автору воз можность утверждать, что динамическую устойчивость прицепов

и полуприцепов как при опыте,		так и при расчете-достаточно
проверять	на двух чередующихся неровностях		глубиной 15—
20 см. Однако ни единичное, ни		чередующееся	периодическое
возмущение	от микронеровностей	дороги не является достаточно

реальным. В действительности микронеровности дороги имеют случайный характер, отсюда и случайность воздействия на оси автопоезда [59].

В работе [56] рассматриваются пределы изменения угла отклонения подрессоренных масс одноосного полуприцепа в по перечной вертикальной плоскости исходя из спектральной тео рии подрессоривания с учетом случайного характера микроне ровностей дороги. Поперечно-угловые колебания прицепов обыч но исследуются аналогично тому, как это делается для автомобилей. При расчетах поперечной динамики прицепов широко используются методика и результаты исследований Р. В. Ротенберга [19]. Считается, что поперечно-угловые колебания прицепов не имеют связи с поперечно-угловыми колебаниями автомобиля-тягача. Это допущение обосновано, так как буксир ное приспособление обычно в достаточных пределах допускает свободное взаимное перемещение тягача и прицепа в поперечной вертикальной плоскости.

Существенная разница между расчетами поперечной устой чивости тягача и прицепа заключается только в подходе к опре делению параметров подвески и общих параметров системы, которая определяется различием в компановке и особенностях конструкции прицепных звеньев. Расчет поперечной устойчиво сти прицепа должен значительно упрощаться, потому что, как правило, подвески передней и задней осей прицепов конструи руются одинаковыми, а коэффициент распределения массы s может быть принят равным единице.

Динамическая модель, соответствующая поперечно-угловым колебаниям лесовозного автопоезда, хотя и очень близка к мо дели седельного автопоезда, все же отличается от нее. У лесо возногоавтопоезда связь между тягачом и прицепом-роспуском в поперечной плоскости осуществляется пакетом хлыстов, кото рый при скручивании обладает упругими и демпфирующими свойствами.

В результате анализа ряда исследований можно заключить, что вопросы поперечной вертикальной динамики прицепного со става рассмотрены недостаточно. Неосвещенным остается вопрос о влиянии запаздывания на оси прицепного состава,-конструк-

тивных особенностей подвески на характер поперечно-угловых колебаний подрессоренных масс.

Универсальной является методика, основанная на использо вании спектральной теории подрессоривания [3, 56]. Пользуясь этой методикой, рассмотрим поперечную устойчивость транс портных систем различного вида: одиночные автомобили и при

цепы, седельные автопоезда, лесовозный			автопоезд.
О ц е н к а	п о п е р е ч н о г о	к р е н а а в т о м о б и л е й и
п р и ц е п о в .	Принята расчетная	схема,	изображенная	на рис.
32, и следующие допущения: 1) неподрессоренные массы				не рас
сматриваются,	так как момент	инерции	их относительно оси

крена мал (примерно 3—5%); 2) возмущающая сила изменяется по периодическому синусоидальному закону. По данным иссле дований Н. А. Взятышева, такой режим с точки зрения попереч ной устойчивости наиболее опасный; 3) характеристики упругих элементов принимаются линейными.

Ввиду слабой связи между колебаниями в продольной и поперечной плоскостях [19] их можно рассматривать раздельно. Тогда колебания рассматриваемой транспортной системы (см. рис. 32) будут описываться одним дифференциальным уравне нием движения.

Решение уравнения, описывающего поперечно-угловые ко

лебания	транспортной			системы,	дает угол ее поперечного крена
при движении			по неровной дороге.
Дифференциальное уравнение поперечно-угловых колебаний
прицепа	составляем на основании					принципа Лагранжа.
Выражения кинетической Т, потенциальной							П энергий и дис-
сипативной функции R имеют вид:
				Г = 0 , 5 М 2		Р і х 9 2 ;
П = 0,5 с ф 1 ? 2			— c^q2a	/ 6 + с ф 1 ( ? 2 2 п		/62 +0,5 с ф 2 9 2	— с п ? qin	1Ь+
				c?2<72in lb2	— MgpK p ;			(67)
# = 0,5 k,l92			- k f l 9	q2a /b+kflq2	2 n /62 +0,5 k n V2-k ,2'<fqln			(b +
				+k92q2	in lb2,
где	M — масса			прицепа;
	px	— радиус		инерции	прицепа в поперечной плоскости;
	РкР	— радиус крена прицепа;

?— угол поперечного крена подрессоренной массы прицепа;

b	— колесная колея;
Cci,cf2	— приведенные угловые жесткости передней и зад
	ней оси прицепа соответственно;
kf\,ki2	•— приведенные коэффициенты сопротивления	угло
	вым перемещениям передней и задней осей при
	цепа соответственно;	'

4. Зак. 2164

QimQin — перемещения от неровности правого переднего И правого заднего колес прицепа соответственно.

Поперечно-угловые колебания вызываются разностью воз мущений от неровностей под колесами правого и левого бортов транспортной системы. Если принять, что под левыми колесами дорога ровная, то колебания вызываются неровностями, воздей^ ствующими на правый борт (qin и q•>_„).

Полученное из выражений (67) дифференциальное уравне ние поперечно-угловых колебаний двухосного прицепа имеет вид

9 + 2 Л т + я а ? = Д-[(сТ 1<71п+*т1</|П

) + (cf2q2a+ki2q2n)]

, (68)

где

—

момент

инерции

подрессоренной

массы

прицепа

поперечной

плоскости;

&<pi,2

—

коэффициент углового сопротивления шин соответ

ствующей

оси;

2 A = ( V + A , 2 ) / / ;

Р к р ) / / ;

n2=(cvl+ci2

— 'Mg

с? / = с А и

PjbyWcjpj+Cri

b2j)

]

(/ — число, соответствующее

номеру оси прицепа;

с; -,

ст, — вер

тикальная

жесткость

рессоры

и шин соответствующей

оси систе

мы;

—

колесная колея;

—

расстояние

между

рессорами).

Введем

оператор

дифференцирования,

тогда

уравнение

(68) запишется в виде (p2-\-2hp-\-n2)

<f— [(cvi-\-pkfl)

q[n

+ ( с ї 2

+pk42)q2a]/(bl).

Воздействие от

неровностей

является функцией

времени.

Причем воздействие на заднюю ось

запаздывает

по

отношению

к воздействию на переднюю ось

на

величину запаздывания

т. е. ? ! „ = / ( / ) , qza=f:(t

— x).

Поэтому можно записать

(p2+2hp+n2)<f=

l j

2U{pb,j+c?j)f(t-'j),

где

Zj=Lj/v;

— расстояние от передней оси до последующих;

—

скорость

движения.

Для

прицепа, имеющего

осей, уравнение (68) в

оператор

ной

форме запишется следующим образом:

(p2+2hp+n2)9=

- L

S^pktj+c^fit—.j),

где

2h=

- L s f _ , k 9 j ;

n2=

-L

2 ? . , с ? у

~Mg

к р .

Сделаем преобразование	Лапласа:
(s2+2hs+n2)<?(s)	=	-±j-S^iskfj+Cfj)	F(s) е - у ,
г д е ^ ( 5 ) e - - f = L [ f ( t - x } ) ]		.

Разделим правую и левую части полученного уравнения на

F(s). Тогда (s2+2hs+n2)

W, (s) = JJ 2?_t{skfJ+c?})

e~'-f .

В левой части этого уравнения содержится передаточная функ ция W? (s), которая представляет собой отношение <? (s) к F(s).

Выделяя величину W Лапласа к преобразованию тудно-фазовой частотной колебаний прицепа

(s) и переходя от преобразования Фурье, получаем выражение ампли характеристики поперечно-угловых

		ну	г	л...		S 7 - , ( t - " V K ? y ) g - V m
			f [ l	. >		bl(2him—		ш 2 + п 2 )	"
Поскольку e~im'i				= cos опу — і sin vkj , после					соответствующих
преобразований для				W9	(i<») получим
			1		Д j l і И і /"+Д> ) + і (<» Л3 j - Лц -)					_
		(»">) -	- 6 y			(2A<o;—u)2+n2)			'	~
где Д » , = 2 ? . , Л,і « + 2 ? = І					Л 2 І ;
Da	=	2ho>; Сш=п2		— to2;
^ 1	; =	& f ; s i n cotyj		Л#	=	с? у • cosynyj
A:)j	=	kfjcoson;.;	Л 4 ~ с 9			у • sinwTy.
Модуль амплитудно-фазовой							частотной характеристики
						1	і / Л 2	4 - В 2

ИЛИ

где w — частота воздействия от дороги.

При воздействии от дороги, носящем случайный характер, спектральная плотность угла поперечного крена

S?(m) = \Wf(ia>) |2 Ф (ю).

При периодическом чередовании неровностей, когда микро-


профили дороги			описываются		функцией вида		F(t)		=Hsinwt
(Н — высота неровности), амплитуда вынужденных									колебаний
подрессоренной			массы прицепа		в поперечной		плоскости <f0 =
= Й\	W'„ (іш ) \|. Отношение			<f0	к углу	неровности		с о представ
ляет	собой	к о э ф ф и ц и е н т			д и н а м и ч н о с т и			поперечно-
угловых колебаний прицепа, т. е. Kv=						<fo/<*o. где		а0=Н/Ь.
После		соответствующих		подстановок для прицепа,					имеюще

го п осей, получаем расчетную формулу для коэффициента ди

намичности поперечно-угловых колебаний
			А2	-\-В2
			(п2 — ш2)2Ц^Й2ш^~'			( 6 9	)
Как видно, формула			(69)	содержит параметры подвески			и
общие параметры прицепа. Она пригодна					не только для расчета
коэффициента динамичности Kv				для прицепа с любым		числом
осей, но и для анализа системы и выбора					с точки зрения попе
речной	устойчивости	рациональных параметров подвески.
В	частных случаях		при ограничении		числа осей	прицепа
расчетная формула		(69)	значительно упрощается.
О д н о о с н а я		с и с т е м а .		Для одноосного прицепа		' i = 0,

поэтому коэффициенты, входящие в числитель выражения (69),

становятся

равными:

— 0;A2=cfu

— kfi;

Л 4 = 0 ;

Л м

Формула коэффициента

динамичности

в этом

случае,

будет

_ 1/

m « + 4 W

о)

•

(

» (n

— v

*)+4h+Ah

{

где m 4 = c 2

? 1 / / 2 ;

4h2=k2n/I2.

Для

определения

к о э ф ф и ц и е н т а

с т а т и ч е с к о г о

к р е н а		в формуле. (70) достаточно			произвести подстановку
ш =	0,	т. е.
		K1cT=Cfl/(cifl		— М£ркр).
	Д в у х о с н а я с и с т е м а . Дл я двухосного					прицепа	=
= 0,	x 2 = L / o , я = 2 . После		подстановок получаем
		(kniO Sin tO'C2 + CtpI	+	C<F 2COSCO':2)2 + (Ьп<л		coso)i2-\|-A;.flco —
		" ( ^ _ ( 0 2 ) 2 _ \| _ 4 / L 2 ( 0 2
		C<p2Sin ШТ2 )2
		( N 2 _		vflyjfJbh2®1	'

Коэффициент статического крена для двухосного прицепа

J\ ст —	С <p\-\-Cf2

<<< < Предыдущая 1 2 3 4 5 6 7 8 910 / 2410 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 > Следующая >>>

Соседние файлы в папке книги из ГПНТБ

#
19.10.20233.86 Mб3Житная, И. П. Эффективность применения станков с числовым программным управлением.pdf
#
22.10.202312.85 Mб9Жовинский, В. Н. Корреляционные устройства.pdf
#
29.10.2023793.21 Кб9Жоткевич Т. Как пользоваться гидросистемой тракторов.pdf
#
19.10.20237.47 Mб2Жубанов, Б. А. Введение в химию поликонденсационных процессов.pdf
#
22.10.202310.78 Mб7Жукевич, К. И. Методы экономической оценки сельскохозяйственных машин и технологий.pdf
#
27.10.202320.06 Mб11Жуков А.В. Колебания лесотранспортных машин.pdf
#
23.10.20238.06 Mб5Жуков Д.В. Основы теории и техника сушки теплоизоляционных изделий.pdf
#
23.10.20234.15 Mб15Жуков Н.И. Философские основы кибернетики.pdf
#
19.10.20233.01 Mб9Жуков, В. А. Мастерские текущего ремонта жилых домов.pdf
#
19.10.20235.01 Mб10Жукова-Малицкая, Г. А. Математическая физика учебное пособие.pdf
#
30.10.202315.1 Mб18Жуковский М.И. Расчет обтекания решеток профилей турбомашин.pdf