Автореферат (1025363), страница 2

Просмтор этого файла доступен только зарегистрированным пользователям. Но у нас супер быстрая регистрация: достаточно только электронной почты!

Текст из файла (страница 2)

Кроме этого,дан подробный обзор существующих методов определения параметровПГСП и оценки нагруженности. Показано, что необходима известнаясогласованность между характеристиками упругого и демпфирующегоэлементов, а при расчете параметров подвески, обеспечивающих высокуюплавность хода, отмечается отсутствие методов определения характеристикдемпфирующих элементов при движении БГМ с частыми «прыжками» –«вылетами».Также в данной главе рассматривается особенность метода расчетафрактальных и релаксационных СП в отрыве от вопросов тепловойнагруженности, отмечается отсутствие методов, позволяющих проводитьопределение рациональных конструктивных параметров ПГСП с учетомтеплонагруженности ПГР и пневмогидравлических амортизаторов (ПГА).Кроме этого, в первой главе обосновывается необходимостьиспользования имитационного математического моделирования дляисследования внутренней динамики ПГУ при рассмотрении их как отдельно,так и в составе имитационной ММ движения БГМ по неровностям.

Проведенанализ работ научных школ МГТУ им. Н.Э. Баумана, академии БТВ,21 НИИИ МО РФ г. Бронницы, 38 НИИИ МО РФ, МАДИ, НГТУ им.Р.Е. Алексеева, ВолгГТУ, ОАО «ВНИИтрансмаш» и других организаций,занимавшихся вопросами плавности хода БГМ. Отмечен значительный вкладтаких ученых как Аврамов В.П., Дербаремдикер А.Д., Никитин А.О.,Дмитриев А.А., Савочкин В.А., Силаев А.А., Котиев Г.О., Наказной О.А.,Новиков В.В., Сарач Е.Б., Смирнов А.А., а исследования, вошедшие вдиссертацию, основаны на трудах, посвященных выбранному направлениюисследования систем подрессоривания БГМ.В завершение первой главы сформулированы основные задачи,3позволяющие достичь цель работы, решению которых посвящены остальныеглавы диссертации.Вторая глава содержит описание ММ ПГР, разработанной дляисследования динамики внутренних процессов работы газа и жидкости.

ММ,описывающая поведение ПГР без учета тепловых процессов, основана наметодике, предложенной А.А. Смирновым. ПГР разделяется на независимыефункциональные блоки – гидро- и пневмоцилиндры, дроссельную систему, –связанные друг с другом посредством механических, пневматических игидравлических связей. Пневмоцилиндр состоит из механической,пневматической и гидравлической подсистем, а гидроцилиндр и дроссельнаясистема – из гидравлической и механической подсистем.Механическая подсистема (Рис.

1) описывается дифференциальнымуравнением, которое имеет видtt1 &&&&cx+bx−Rx,x−Fx−Rx−Rxdt()()()()() dt = xп − Rд ( x&) cж ,упуптрдm ∫0  ∫0где x, x& = dx dt – задаваемое воздействие на шток с поршнем (поршеньразделитель для пневмоцилиндра) м, м/с;m – масса штока с поршнем (поршня-разделителя), кг;c – условная жесткость материала штока, Н/м;b – условное внутреннее демпфирование материала штока, Нм/с;Rуп ( x, xɺ ) , Fуп ( x ) – демпфирующая и упругая реакции упоров, Н;Rд ( xɺ ) – составляющая демпфирующей силы, учитывающая потери приперетекании жидкости из гидроцилиндра (пневмоцилиндра) к клапаннойсистеме, Н;cж – характеристика сжимаемости жидкости;xп – фактическое перемещение поршня со штоком (поршня-разделителя), м.Пневматическая подсистема описывается уравнением Редлиха-Квонгаи уравнением политропы:p (V , T ) = υRT (V − υb ) − υ 2 a()TV (V + υb ) ; p = p0 (V0 V ) .nВ этих зависимостях p и p0 – текущее и начальное давления газа в газовойполости, Па;V и V0 – текущий и начальный объемы газа в газовой полости, м3;T – температура газа, К;R – универсальная газовая постоянная, Дж/(моль·К);ν – количество газа в газовой полости, моль;a и b – некоторые постоянные для данного вещества коэффициенты.Гидравлическая подсистема описывает поведение жидкости вдроссельной системе при ее перетекании через гидравлическиесопротивления.

Силы сопротивления, возникающие при этом, описываютсязависимостями, приведенными в справочнике по гидравлике.Основной оригинальной частью ММ ПГР является тепловая подсистема.Данная подсистема разработана на основе метода конечных разностей4Э. Шмидта. Суть метода заключается в замене непрерывного тепловогопроцессадлятрехмерноготепловогополя,описываемогодифференциальным уравнением∂t ∂τ = a ( ∂ 2t ∂x 2 + ∂ 2t ∂y 2 + ∂ 2t ∂z 2 ) ,на дискретный процесс, представленный уравнением в конечных разностях,которое для одномерного теплового поля имеет вид∆t ∆τ = a ⋅ ∆ 2t ∆x 2 .Здесь a – коэффициент температуропроводности, м2/с;t – температура тела в различных его точках, К;τ – время, сек;x, y, z – координаты точек тела в пространстве.Рис.

1. Расчетная схема к описанию механической частиматематической модели:ẋ(t) – задаваемая скорость штока; Rд(ẋ) – реакция со стороны жидкости при ееперетекании через дроссельные сопротивления; p(V, T) – реакция со стороныгаза в виде давления в газовой полости; xп – фактическое перемещениепоршняПри выборе временного интервала ∆τ=∆x2/(2a) можно записатьрешение уравнения в видеtn ,k +1 = 0,5 ( tn +1,k + tn −1,k ) ,где n – порядковый номер слоя материала (Рис.

2);k – номер рассматриваемого временного интервала ∆τ.Выражения, определяющие температуры поверхностей тела ивспомогательных точек a с обеих сторон границ тела, имеют вид 2λ − ∆xα  2λ c2λ c2λ ct a = t0  c + tж  1 − , t '0 = t1  + tж  1 −,2λ2λ+∆xα2λ+∆xα2λ+∆xαccc cгде t0 – температура поверхности стенки;λc – коэффициент теплопроводности стенки, Вт/(м·К);∆x – толщина слоя, м;α – коэффициент теплоотдачи теплоноситель-стенка, Вт/(м2·К);tж – температура жидкости, отражается на рисунке точкой R.Входными данными для моделирования процесса нагрева ПГР служитизменение температуры рабочей жидкости, определяющееся по формуле:5t1∆T =P ( xɺп ) xɺп dτ,mж c p ∫0где mж – масса рабочей жидкости, кг;cp – удельная теплоемкость жидкости, Дж/(кг·К);P(xп) – демпфирующая сила, приведенная к скорости штока, Н.Рис.

2. Схема решения одномерной задачи нестационарнойтеплопроводностиПроцесс нагрева ПГР описывается уравнениемttt000W = P ( xɺп ) xɺп dτ − ∫ Qк dτ − ∫ Qи dτ − ∑ ∆Ti mc p ,∫iгде Qк, Qи – мощность теплоотдачи с поверхности ПГР за счет конвекции иизлучения соответственно, Вт;где ∑ ∆Ti – суммарное изменение температуры слоев стенок ПГР за один шагiинтегрирования, К;m – масса незаправленной ПГР, кг;cp – удельная теплоемкость стали, Дж/(кг·К).Для сохранения адекватности имитационной ММ были разработанызависимости перехода от реальных объектов к эквивалентным «плоским»ММ.Площадь поверхности теплообмена предлагается рассчитывать черезплощади поверхностей эквивалентных цилиндров:nF = ∑ Fi ,i =1где n – количество эквивалентных элементов теплообмена.

Например, дляоднокамерной ПГР n=2; для двухкамерной n=3. Для однокамерной ПГР спротиводавлением при условии исполнения камеры противодавления вштоке n=2;Fi – площадь поверхности эквивалентного цилиндра, м2.Площадь Fi рассчитывается так:Fi = πDi Li + 2πDi2 + 2π ( Di + 0,02 ) Dп i ,где Di – наружный диаметр i-го элемента ПГР, м;Li – длина i-го элемента ПГР, м;6Dпi – диаметр поршня i-го элемента ПГР, м.В случае если пневмокамера имеет сферическую форму, ее можнопреобразовать в эквивалентный цилиндр, площадь поршня которого равнаэффективной площади поршня гидроцилиндра, а длина определяется как2Lэкв = 4Vшар ( πDэкв) + hэкв + 2b,здесь Vшар – заправочный объем газовой камеры шар-баллона, м3;Dэкв – эквивалентный диаметр поршня-разделителя, численно равныйдиаметру поршня в гидроцилиндре, м;hэкв – эквивалентная толщина поршня-разделителя, м.Для пневмо- и гидроцилиндров, имеющих стенки разной толщины,средняя эквивалентная толщина стенки рассчитывается какkb = ∑ bli ii =1k∑l ,i =1iгде bi, li – соответственно, толщина и длина i-го участка цилиндра;k – общее число участков разной толщины.Усредненный диаметр будет определяться, таким образом, какD = Dп + 2b .При расчете эквивалентной площади теплообмена учитываются толькоплощади поверхностей гидроцилиндра и пневмоцилиндров, а площадиповерхности корпуса и штока, равно как и теплоотдача в корпус машины вместах крепления ПГР, не учитываются.

Их учет производится с помощьюкоэффициента, включающим в себя оставляющие теплоотдачи поверхностейкорпуса и штока ПГР в атмосферу и в корпус машины, то естьnFэкв = kинт ∑ Fi ,i =1где kинт – интегральный коэффициент учета выпадающей мощноститеплоотдачи.Масса жидкости рассчитывается как mж = Vж ρ ж , при этом объем ее Vжопределяется по зависимости nVж = 1,1 ∑Vi м + Sп xшт  , i =1nгде∑Vi =1iм–суммарноеколичествожидкости,расположенноевпневмоцилиндрах при нулевом ходе штока и в гидроцилиндре приполностью выбранном ходе штока, м3;Sп – эффективная площадь поршня гидроцилиндра, м2.Коэффициент «1,1» вводится на основании проведенной оценкисуществующих конструкций ПГР для учета объема жидкости, находящейся вдроссельной системе, и участков, где учет точного объем жидкости сложен.Эквивалентная теплоемкость жидкости определяется как произведениебазовой теплоемкости и поправки, учитывающей изменение величины7плотности теплового потока при переходе от цилиндрической стенки кэквивалентной плоской.

Теплоемкость рассчитывается по зависимостицилстc эквp = 2 ql c p ( 3ql ) ,где qlст = 1 α1 + 1 α 2 + ( d 2 − d1 ) 2λ 2 – удельная плотность теплового потока,проходящего через плоскую стенку;qlцил = (1 ( α 2 d1 ) + 1 ( α1d 2 ) + ln ( d1 d 2 ) ( 2λ 2 ) ) π – удельная плотность тепловогопотока, проходящего через цилиндрическую стенку.В этих зависимостях α1 – коэффициент теплоотдачи сталь – воздух, Вт/(м2·К);α2 – коэффициент теплоотдачи масло – сталь, Вт/(м2·К); d2 и d1 –наружный ивнутренний диаметры гидроцилиндра соответственно, м; λ2 – коэффициенттеплопроводности стенки корпуса, Вт/(м2·К).C целью ограничения вычислительных ресурсов ЭВМ реальная стенказаменяется эквивалентной с числом слоев n1.

Шаг моделирования в MATLABSimulink при интегрировании дифференциальных уравнений методомБогацки и Шампина определяется по зависимости∆r 2∆τ = ,−lgn+4()1 ,−6 2 ⋅14,7 ⋅ 10где n1 – коэффициент, определяющий шаг интегрирования;∆r – расчетная толщина слоя, рассчитываемая как ∆r = (d2 – d1)/(2n1),здесь d2 – наружный диаметр цилиндра, м; d1 – внутренний диаметрцилиндра, м.Зависимость позволяет рассчитать шаг моделирования с точностью дознака после запятой, определяемого десятичным логарифмом. Так, еслипринять n1 = 10, то ∆τ = 0,0034 с, а если принять n1 = 100, то ∆τ = 0,00034 с.Такое допущение позволяет менять шаг интегрирования в соответствиис требованиями механической части модели.

Характеристики

Список файлов диссертации