Study of suspension systems for experimental tanks of the USSR in the second half of the 20th century

Full Text

Введение Среди требований [1-3], предъявляемых к системам подрессоривания (СП) быстроходных гусеничных машин (БГМ), можно выделить следующее: СП должна иметь наименьшие размеры и массу при обеспечении заданных показателей плавности хода. Это возможно за счет выбора рациональной конструктивно-компоновочной (кинематической) схемы, для которой следует определить ее параметры. Для типовых кинематических схем в [4] были определены силовые и кинематические передаточные отношения, а также представлены полезные соотношения, позволяющие параметризовать кинематическую схему и сравнительно просто подбирать рациональный вид передаточных функций. Представленные в [4] кинематические схемы и методики определения их параметров охватывают только традиционные варианты кинематики СП, в то время как интерес могут представлять и экспериментальные, предложенные во второй половине 20 века в СССР на опытных образцах военной техники. В стремлении сократить объем, занимаемый узлами СП внутри подрессоренного корпуса, и одновременно обеспечить защищенность СП при создании ряда машин конструкторы размещали упругий и демпфирующий элемент в едином корпусе, который являлся также направляющим элементом - балансиром [5]. Это позволяло также сократить время, затрачиваемое на замену узла СП при выходе из строя: размещение упругодемпфирующего элемента внутри балансира реализует определенного рода модульность, что в настоящее время является одним из ключевых требований при создании новой техники. Так, для опытного образца советского тяжелого танка «Объект 279» (рис. 1) были разработаны два варианта СП с размещением в балансире: с гидравлической (рис. 2, а) (ГР) и пневмогидравлической (рис. 2, б) рессорой (ПГР) [5]. Рис. 1. Тяжелый танк «Объект 279» Fig. 1. Heavy tank “Object 279” а) б) Рис. 2. Проект ГР (а) и ПГР (б) тяжелого танка «Объект 279» Fig. 2. Project GR (a) and PGR (b) of a heavy tank “Object 279” Представленная на рис. 2, а конструкция ГР отражает принцип ее работы. При прямом ходе опорного катка балансир поворачивается против часовой стрелки. Плунжер, выполняющий роль поршня, вытесняет рабочую жидкость из малого гидроцилиндра в большой, расположенный ниже через калиброванное отверстие (дросселирующее отверстие), которое может частично перекрываться при увеличении хода плунжера. Жидкость, перетекая через отверстие, реализует демпфирующую характеристику. По мере роста хода опорного катка проходное сечение дросселирующего отверстия уменьшается, а демпфирование - увеличивается. Это приводит к росту эквивалентной жесткости подвески и снижает вероятность пробоя СП. Упругая характеристика реализуется за счет непосредственного сжатия рабочей жидкости. В качестве нее использовались жидкости на силиконовой основе, смешанные с минеральным маслом приблизительно в пропорции 10:1 (минеральное масло нужно для повышения смазывающих свойств и снижения утечек). Для «Объекта 279» была применена полисилоксановая жидкость № 5, которая при давлении 294 МПа (3000 кгс/см2) обеспечивала относительное изменение объема 12,8 % [5]. Так была достигнута удельная потенциальная энергия 550 мм, а динамический ход - 250 мм. Для сравнения: удельная потенциальная энергия легкого плавающего танка ПТ-76 составляет 453 мм (408 мм по данным [5]) при полном ходе 224 мм; удельная потенциальная энергия среднего танка Т-54 (Т-55) - 430 мм при динамическом ходе 224 мм [6] (325 мм при динамическом ходе 162 мм по данным [5]). Кроме того, применение гидравлической подвески позволило сократить массу неподрессоренных частей: масса гидравлической СП тяжелого танка «Объект 279» была меньше массы торсионной СП тяжелого танка Т-10 на 137 кг при одинаковом числе опорных катков [5], а общая масса ходовой части составила 16,8% от полной массы машины [5]. На рис. 2, б представлен проект ПГР для тяжелого танка «Объект 279». Ее конструкция близка к конструкции ПГР гусеничного шасси ГМ-352, однако есть некоторое различие. Так, в гидроцилиндре помимо подвижного поршня расположен неподвижный плунжер с калиброванными отверстиями, вложенный в основной поршень. При небольшом ходе подвески отверстия в плунжере полностью открыты, и жидкость имеет возможность свободно перетекать из внутренней полости поршня в гидроцилиндр и пневмобаллон. При большом ходе подвески сперва перекрывается сначала одно, затем и другое радиальные отверстия в плунжере, за счет чего сопротивление течению жидкости резко увеличивается, а сама она также начинает сжиматься во внутренней полости поршня. Это позволяет увеличить реализуемые в подвеске силы и удельную потенциальную энергию. В остальном принцип работы соответствуют таковому для любой ПГР. Другой вариант ГР с размещением в балансире был предложен для опытного тяжелого танка «Объект 150» (рис. 3). Рис. 3. Проект ГР тяжелого танка «Объект 150» Fig. 3. GR project of a heavy tank “Object 150” В представленной на рис. 3 конструкции ГР расположена внутри балансира, выполненного в виде кожуха с крышкой, и имеет возможность качания относительно точки закрепления. Рычаг ГР неподвижно размещен на оси, жестко прикрепленной к борту машины. Подшипниковые опоры балансира размещены на этой же оси. При повороте балансира против часовой стрелки, что соответствует прямому ходу опорного катка (для приведенного чертежа), ГР как бы надвигается на плунжер. Принцип работы аналогичен ГР «Объекта 279», однако большой гидроцилиндр расположен концентрично малому, в котором движется плунжер. Это позволило сократить радиальные размеры ГР и снизить металлоемкость малого гидроцилиндра, поскольку он нагружен только сравнительно незначительным перепадом давления от действия демпфирующих сил. На рис. 4 и 5 представлены конструкции ПГР тяжелого танка «Объект 770» и ракетного танка «Объект 775» соответственнно. Принцип работы ПГР, представленных на рис. 4 и рис. 5, аналогичен представленной на рис. 2, б, однако передача усилия на поршень осуществляется несколько иначе. Контакт поршня с неподвижным рычагом реализован посредством скользящего контакта с вращающимся роликом. Представленные на рис. 2 - 5 конструктивные реализации СП можно разделить на две категории: неподвижные относительно балансира ГР и ПГР (СП для тяжелых танков «Объект 279» и «Объект 770», ракетного танка «Объект 775») и подвижные относительно балансира ГР и ПГР (проект СП для тяжелого танка «Объект 150»). а) б) Рис. 4. Конструкция ПГР (а) тяжелого танка «Объект 770» и его узел подвески (б) Fig. 4. PGR design (a) and suspension unit (b) of the “Object 770” heavy tank а) б) Рис. 5. Конструкция ПГР (а) ракетного танка «Объект 775» и расположение узла подвески (б) Fig. 5. PGR design (a) missile tank “Object 775” and the location of the suspension unit (b) Кинематика СП с неподвижной относительно балансира рессорой На рис. 6 представлена обобщенная кинематическая схема узла подвески. Рис. 6. Кинематическая схема СП с неподвижной относительно балансира рессорой Fig. 6. Kinematic diagram of the suspension system with a spring fixed relative to the balancer На схеме: O - точка крепления балансира на корпусе; A - точка крепления толкающего рычага на корпусе; B - шарнир толкающего рычага и штока гидравлической (пневмогидравлической) рессоры; С, С1 - вспомогательные точки; O1 - точка установки опорного катка (оси опорного катка); a - расстояние от рычага балансира до точки C; b - радиус толкающего рычага; c - расстояние между точками закрепления O и A; d - расстояние от оси опорного катка до точки C вдоль балансира; Rб - радиус рычага балансира; E - начальное расстояние от точки C до точки B (при начальном угле поворота балансира); x - ход штока; f - ход (вертикальное перемещение) опорного катка; α - угол между рычагом балансира и прямой BC (соответствует углу между осями рычага балансира и гидроцилиндра); β - угол поворота балансира; γ - угол между прямой c и горизонталью; ε - вспомогательный угол. Для того чтобы определить передаточное отношение «каток - шток», необходимо найти аналитические выражения для хода (вертикального перемещения) опорного катка и для хода штока. При этом различают понятия кинематической и силовой передаточных функций. Кинематическая передаточная функция связывает между собой ходы опорного катка и штока, а силовая, соответственно, - скорости и силы, приведенные к осям опорного катка и штока: где f(β) - ход опорного катка, м; x(β) - ход штока, м; u´(β) - кинематическая передаточная функция; Pк(β) - вертикальная сила, приведенная к оси опорного катка, Н; Pшт(β) - осевая сила, действующая на шток, Н; u(β) - силовая передаточная функция. Зависимость для хода опорного катка известна [3] и имеет вид (1) где β0 - начальный угол поворота балансира (установочный угол), град. Для определения хода штока необходимо рассмотреть геометрическое представление кинематической схемы, спроецировав отрезки OA, AB, BC, OO1 на оси, соответственно, перпендикулярные и параллельные прямой E: (2) (3) Из (2) несложно выразить синус угла ε: , и затем, подставив полученное выражение в (3), получить выражение для хода штока: (4) С учетом выведенной зависимости легко выразить кинематическую передаточную функцию: (5) Кинематическая передаточная функция имеет очевидную неопределенность при нулевых ходах опорного катка и штока. Для получения силовой передаточной функции необходимо продифференцировать по времени выражения для ходов опорного катка и штока, полагая, что угол поворота балансира зависит от времени. Скорость вертикального перемещения опорного катка: Скорость перемещения штока можно записать, пропустив некоторые промежуточные преобразования: . Тогда силовая передаточная функция: . (6) Аналогичные зависимости можно получить, рассмотрев равновесие моментов сил узла подвески: (7) Крутящий момент Mк относительно точки крепления балансира в корпусе создается за счет реакции, действующей со стороны грунта, приведенной к оси опорного катка: (8) Силы, создаваемые в СП, воспринимаются толкающим рычагом и могут быть разложены на две составляющие: параллельную оси штока Pшт и перпендикулярную ей N: где F - сила, воспринимаемая толкающим рычагом. Нормальная составляющая результирующей силы может быть выражена через силу на штоке: Обе эти силы - Pшт и N - участвуют в создании реактивного крутящего момента Mшт, обеспечивающего квазистатическое равновесие узла подвески: Это выражение можно преобразовать и записать равновесие моментов сил: . Силовая передаточная функция примет вид: Здесь подлежат определению величины OB и . Выражения, определяющие косинус и синус угла ε, уже известны, что позволяет выразить котангенс угла ε: . Для нахождения остальных величин рассмотрим треугольник OBC. В соответствии с теоремой синусов можно записать: ; Значение найти несложно. Он складывается из угла α и , для нахождения которого надо рассмотреть треугольник : Тогда . Тогда В свою очередь, рассмотрев проекции отрезков OA, OB, AB на прямую ВС, получим: , , Таким образом: Это выражение полностью совпадает с выражением (6). Таким образом, можно резюмировать, что силовая передаточная функция найдена верно. Кинематика СП с подвижной относительно балансира рессорой Кинематическая схема для такого варианта представлена на рис. 7. Рис. 7. Кинематическая схема СП с подвижной относительно балансира рессорой Fig. 7. Kinematic diagram of the suspension system with a spring movable relative to the balancer На схеме: O - точка крепления балансира на корпусе; B - шарнир толкающего рычага и штока гидравлической (пневмогидравлической) рессоры; С - точка крепления рессоры на балансире, С1 - вспомогательная точка; O1 - точка установки опорного катка (оси опорного катка); b - радиус рычага рессоры; c - расстояние между точками закрепления O и C; d - расстояние от оси опорного катка до точки C вдоль балансира; Rб - радиус рычага балансира; E - начальное расстояние от точки C до точки B (при начальном угле поворота балансира); x - ход штока; f - ход (вертикальное перемещение) опорного катка; α - угол между вертикалью и рычагом рессоры; β - угол поворота балансира; γ - угол между прямой c и рычагом балансира. Кинематическая и силовая передаточные функции определяются аналогично предыдущему случаю, поэтому задача сводится к нахождению хода штока. Для этого необходимо рассмотреть треугольники OBC и O1C1C: (9) Скорость перемещения штока, в свою очередь: Кинематическая передаточная функция: (10) силовая передаточная функция: (11) Равновесие моментов сил имеет вид (7), а момент от силы, приведенный к оси опорного катка, определяется по (8). Реактивный момент со стороны штока: Значение угла можно найти, рассмотрев треугольник OBC и воспользовавшись теоремами синусов и косинусов: Тогда: Как видно, это выражение также тождественно выражению (11), что свидетельствует о справедливости зависимости. Анализ рациональности кинематики опытных машин Рассмотрим рациональность кинематической схемы узла подвески для рассматриваемых в настоящей статье машин. Конструктивные параметры их СП представлены в табл. 1. Они были получены путем анализа имеющихся в открытом доступе чертежей и данных по размерам ходовой части [5] и могут иметь незначительное расхождение с реальными образцами техники вследствие погрешностей получения размеров и округления. Таблица 1 Конструктивные параметры СП Table 1. Design parameters of the suspension system Наименование параметра Значение Объект 150 Объект 775 Объект 279 Объект 770 Радиус балансира Rб, м 0,235 0,450 0,365 / 0,360 0,410 Радиус опорного катка Rок, м 0,405 0,275 0,260 0,320 Величина a, м --- 0 0,078 / 0 0 Величина b, м 0,115 0,045 0,115 / 0,170 0,045 Величина c, м 0,478 0,180 0,105 / 0,175 0,180 Величина d, м 0,228 0 0 0 Угол α, град 31,60 24,00 5,00 / 17,00 20,00 Угол γ, град 14,26 113,00 72,00 / 46,65 100,00 Начальный угол β0, град 59,30 62,40 45,80 / 61,40 74,00 Статический угол βст, град 72,70 70,70 65,23 / 77,00 85,00 Максимальный угол βmax, град 115,2 103,00 105,50 / 118,00 11,00 Статический ход подвески fст, м 0,050 0,06 0,102 / 0,091 0,077 Динамический ход подвески fдин, м 0,170 0,250 0,250 0,176 Диаметр поршня Dп, м 0,04 0,090 0,035 / 0,090 0,080 Зарядный объем V0, м3 1,190∙10-3 1,190∙10-3 1,014∙10-3 1,190∙10-3 Статическая сила на опорном катке Pст, Н 34860 29050 23300 43220 Начальное давление p0дин, МПа 18,5 8,54 30,5 / 8,71 17,2 Примечание. В числителе приведены данные для ГР, в знаменателе - для ПГР. На рис. 8 представлены силовые передаточные функции СП, рассчитанные по данным, представленным в табл. 1. Видно, что по большей части они имеют ниспадающий характер, что приводит обычно к «провалу» на упругой характеристике СП в области статического хода. В целом передаточные функции, кроме представленной в поз. 2, имеют благоприятный вид, поскольку изменяются незначительно. Рис. 8. Силовые передаточные функции: 1 - Объект 279, ГР; 2 - Объект 279, ПГР; 3 - Объект 775, ПГР; 4 - Объект 150, ГР; 5 - Объект 770, ПГР Fig. 8. Power transfer functions: 1 - 279 Object, GR; 2 -279 Object, PGR; 3 -775 Object, PGR; 4 - 150 Object, GR; 5 - 770 Object, PGR Для построения упругой характеристики ПГР можно воспользоваться известной зависимостью [7]: , где p0 - начальное (зарядное) давление в газовой полости пневмогидравлической рессоры, Па; V0 - начальный объем газовой полости пневмогидравлической рессоры, м3; Sп - эффективная площадь поршня, м2; x - ход штока, м; n - показатель политропы. Здесь неизвестным параметром является начальное давление. Его легко найти, рассмотрев равновесие СП в области статического хода. Показатель политропы n = 1, поскольку рассматривается медленный процесс: (12) При построении динамической характеристики следует учитывать, что неизменным должно остаться статическое давление. Начальное давление будет меньше в сравнении со статической характеристикой из-за отличного от единицы показателя политропы: (13) При изменении температуры давление газа меняется в соответствии с законом Шарля, то есть p1/ p2 = T1/T2, здесь и далее температура берется по абсолютной шкале. Упругая характеристика ГР в общем виде определяется упругими свойствами жидкости [8, 9]: где E - объемный модуль упругости жидкости, Па. Объемный модуль упругости жидкости E зависит от ее физических свойств, текущего объема, давления и температуры. Для полисилоксановых жидкостей при температуре 313 К и неизменном объеме [8] С учетом изменения температуры [8] . В ГР объем и давление являются переменными величинами. При работе СП также меняется температура, что приводит к изменению общего объема рабочей жидкости. Тогда выражение, определяющее упругую характеристику ГР: (14) где ΔV(T) - нескомпенсированный объем жидкости вследствие изменения ее температуры, м3. Его можно найти как . Начальное давление p0 подбирается таким, чтобы статическая сила, приведенная к штоку, была равна силе от упругого элемента при статическом положении балансира. Значение начального давления представлено в табл. 1. Удельная потенциальная энергия подвески определяется по формуле [3, 7] Для рассматриваемых машин она была определена численными методами и представлена в табл. 2 вместе со значениями полных масс машин, коэффициентами динамичности и жесткостями в области статического хода. Таблица 2 Характеристики подвесок Table 2. Suspension characteristics Наименование параметра Значение Объект 150 Объект 775 Объект 279 Объект 770 Масса машины, кг 34500 36000 59200 54700 Удельная потенциальная энергия подвески, м 0,533 0,507 0,565 / 0,566 0,332 Коэффициент динамичности 5,32 3,64 3,35 / 4,77 2,27 Жесткость в области статического хода, кН/м 570,8 59,20 118,5 / 35,73 125,7 Период продольно-угловых колебаний, с 0,785 1,696 1,399 / 2,547 1,773 Примечание. В числителе приведены данные для ГР, в знаменателе - для ПГР. По представленнным выше зависимостям были построены упругие характеристики ГР, ПГР и СП для рассматриваемых машин. Они иображены на рис. 9. Ось ординат для характеристики поз. 4 расположена справа, для прочих характеристик - слева. Анализ периода продольно-угловых колебаний показывает, что жесткость подвески в области статического хода близка к оптимальной: для машин с положением центра тяжести по высоте 1,0…1,4 м наилучшие показатели плавности хода достигаются при значениях периода продольно-угловых колебаний 1,40…1,57 с [1]. При увеличении высоты центра тяжести значения периода смещаются в сторону меньших значений. Рис. 9. Упругие характеристики СП: 1 - Объект 279, ГР; 2 - Объект 279, ПГР; 3 - Объект 775, ПГР; 4 - Объект 150, ГР; 5 - Объект 770, ПГР; точки - положение статической силы Fig. 9. Elastic characteristics of the suspension systems: 1 - 279 Object, GR; 2 -279 Object, PGR; 3 -775 Object, PGR; 4 - 150 Object, GR; 5 - 770 Object, PGR; points - the position of the static force Высокое значение периода продольно-угловых колебаний для "Объекта 279" с пневмогидравлической подвеской вызвано неудачной кинематикой: силовая передаточная функция (рис. 9, поз. 2) в зоне статического хода сильно снижает свое значение в сравнении с вывешенным положением опорного катка. Это приводит к более медленному нарастанию упругой силы, приведенной к оси опорного катка, в сравнении с силой на штоке ПГР и снижению жесткости СП. Для варианта с ГР этот эффект нивелируется более резким нарастанием усилия на штоке. Отношение величины статического хода к динамическому находится в диапазоне от 2,5 до 4,0, причем для тяжелого танка «Объект 279» значения этих величин являются достаточными даже для современных машин. Так, для гусеничного шасси ГМ-352, оснащенного ПГР, статический ход составляет 130 мм, а динамический - 230 мм [10]. Значения коэффициентов динамичности также согласуются с современными представлениями [2, 11]: для быстроходных гусеничных машин коэффциент динамичности должен быть 3,0…5,0. Удельная потенциальная энергия подвесок для всех машин, кроме «Объекта 770», превышает 0,55 м, что является хорошим показателем [2, 3]. Выводы В статье предложен метод определения кинематических и силовых передаточных функций, пригодный для расчета и разработки расположенных в балансире гидравлических и пневмогидравлических СП с телескопическим упруго-демпфирующим элементом. Представленный метод пригоден не только на этапе проектирования, но и при проведении поверочного расчета для анализа рациональности уже существующих конструкций. На основании предлагаемого метода исследованы конструкции СП советских экспериментальных боевых гусеничных машин, для которых получены основные кинематические параметры, а также на основании открытых данных восстановлены характеристики упругих элементов и проведен анализ их рациональности. Показано, что СП рассмотренных машин отвечают требованиям по значениям коэффициента динамичности, жесткости подвески (периода продольно-угловых колебаний), удельной потенциальной энергии подвески, предъявляемым к современным быстроходным гусеничным машинам. Для дальнейшего исследования плавности хода необходимо синтезирование демпфирующих характеристик на основании имеющихся к моменту создания машин методик выбора демпфирующих характеристик, а также по имеющимся чертежам.

About the authors

A. A Tsipilev

Bauman Moscow State Technical University

Email: alexts@bmstu.ru
PhD in Engineering Moscow, Russia

O. A Nakaznoy

Bauman Moscow State Technical University

DSc in Engineering Moscow, Russia

References

Supplementary files