Труды ГСКБ по автопогрузчикам. Теория, расчет, конструирование и исследование автопогрузчиков и самопогрузчиков

Table of contents :
Мазурок П. С, Гутта А. И., Липецкий Д. И., Адамский С. С. Специальные испытания рабочей и стояночной тормозных систем автопогрузчика 4014 с передаточным числом педального привода 8,33
Волошанский В. В., Розенталь Ю. Г. Анализ характеристик универсальных автопогрузчиков грузоподъемностью 5000 кг
Комаров М. С, Рось Я. В. Аналитическое исследование динамики механизмом подъема автопоездов-контейнеровозов
Кропочев И. А., Коваль Я.В., Гелетий В.Н., Веремей Е. К. Некоторые вопросы исследования динамики грузоподъемного механизма автопогрузчиков
Зильберман Э. М. Определение приведенных значений жесткости упругих элементов автопогрузчика
Коломенский С. И. Об одном случае определения момента сопротивления повороту
Ланглейбен А. Ш. К методике расчета вилочных захватов
Баран М. И., Врецьона Б. Е., Друганкин Д. И., Соха В. И. Экспериментальное исследование легкости рулевого управления автопогрузчиков
Баран М. И., Друганкин Д. И., Соха В. И., Билык Н. В. Исследование управляемости фронтальных автопогрузчиков при движении по прямой
Илищук В. Я- Исследование устойчивости автомобильных шарнирнорычажных грузоподъемных механизмов
Большаков В. М. Расчет зубчатых колес трансмиссий автопогрузчиков на ЭВМ
Коваль Я. В., Кропочев И. А. Анализ некоторых весовых характеристик гидросистемы автопогрузчиков
Дурунда М. Д. Исследование динамики разрушения несущих канатов
Биндиченко И. И. Лозовой И. С. Определение сопротивления внедрению ковша погрузчика в штабель сыпучего груза
Кизман А. М., Цыцив М. В., Нечай Б. А., Стрихарчук Н. А. Обоснование выбора и экспериментальное исследование стендов для приемо-сдаточных испытаний автопогрузчиков
Цыцив М. В.. Кизман А. М., Стрихарчук Н. А. К вопросу определения количества стендов для приемо-сдаточных испытаний автопогрузчиков
Гулида Э. Н., Грицай И. Е., Тарнавский Л. К. Расчет точности механической обработки деталей машин

Citation preview

М ИН И С Т Е Р С ТВО АВТОМОБИ1ЛЬНОй П РО МЫШЛ ЕННО СТИ СССР

ГОЛОВНОЕ СПЕЦИ АЛЬНОЕ КОНСТРУКТО РСКОЕ БЮРО ПО АВТОПОГРУЗЧИ КАМ

ТРУДЫ ГСКБ ПО АВТОПОГРУЗЧИКАМ ТЕОРИЯ, Р А СЧЕТ, КОНСТРУИРОВАНИЕ И ИССЛЕДОВАНИЕ АВТОПОГРУЗЧИКОВ И САМОП ОГРУЗЧИКОВ

ЛЬВОВ - 1 980

В сборнике изложены вопросы теории. р а счета, конструирования и исследования а втопогрузчиков; дан а нализ весовых ха­ р а ктеристик универса.%ных автопогрузчиков грузоподъемностью 5 т, а также весовых характеристик гидроспсте м ; р ассмотрены вопросы дин а м ики автопогрузчиков н авто­ поездов-контейнеровозов, проведены экспе­ р иментальные исследования управляемости автопогрузчиков и и х р улей. Исследуется устойчивость автомобильных шарнирных рычажных грузоподъемных механизмов; приводится р асчет зубч атых колес транс­ миссии автопо г р узчиков на ЭВМ. Сборник р асчптан н а специалистов, зани­ мающихся проектированием l:i исследова­ нием грузоподъемных машин, научных ра­ ботников и студентов машиностроительных специальностей.

РЕДАКЦИОННЫИ СОВЕТ: БИЛЫИ И. С ., ВОЛОШАН­ С КИИ В. В. (зам. председателя), ВУЛЬЧИ Н с. Г., докт. техн. н аук, проф. Г Р И НЕВ ИЧ Г . П., канд. техн. н аук ДУДИН В . А., КАШИЦI(ИИ Ф. М., КО КОВСКИИ Я:. Г., докт. техн. н аук, проф. КОМАРОВ М. С., МАЗУР О К П . С. (председате(lь), ПАВЛИВ Я. В., канд техн. н аук РОЗЕНТАЛЬ Ю. Г., канд. техн. н а ук РОСЬ Я:. В. (ответственный редактор).

@

ГСК Б по автопогрузчикам, 1 980.

П. С. МАЗУРОК, А.

у дI< 621 869.4-592.2

И.

ГУТТА, Д. И. ЛИНЕЦКИИ, С. С. АДАМСКИИ

И СТО Я Н ОЧ Н О Й ТО Р МОЗ НЫХ С И СТ Е М А ВТО П О Г РУЗЧ И КА 4014

С П Е Ц ИАЛ Ь Н Ы Е И С П ЫТА Н И Я РАБО Ч Е Й

С П ЕР ЕДАТО Ч Н ЫМ Ч И СЛ О М П ЕДАЛ Ь Н О ГО П Р И ВОДА 8,33

К:ак показ али результаты испытаний серийных автопогруз­ чиков 40 1 4 с передаточным числом педального тормозного привода 5, 4, эффективность торможения р абочей тор мозной системы в 2, 1 р аза ниже р ег.1 аментируемой рекомендациями СЭВ (замедление не менее 1,5 мjс2). Поиски путей повышения эффективности тор:vюжения авто­ погрузчика 4014 привели к довольно простому конструктив­ ному решению, а именно к ·увеличению передаточного числа педального привода до 8,33 в сочетании с установкой в тор­ мозных механизмах оригинального устройства д.1я поддержа­ ния зазоров в парах трения. Такая модернизированная тор­ мозная система и была подвергнута специа л ьны м испытаниям, в ходе которых были определены : 1 . соответствие р абочей и стояночной т ормозных систем ав­ топогрузчика требов аниям рекомендаций по стандартиз ации СЭВ и ISO; 2. р аботоспособность элементов тормозной системы; 3. параметры процесса тор можения и темпер атуры поверх­ ностей трения тормозных механизмов в условиях эксплуата­ ции, близких к реаль ным. Дорожные испытани я по определению эффективности ра­ бочей тор мозной системы проводились на горизонтальном участке дороги с асфальтовы м покрытием . Длина участка позволяла автопогрузчику без груза р азвивать скорост ь 30 км/ч. Определение эффективности р абочей тор мозной сис­ темы в соответствии с требованиями ISO методом буксировки, а также испытания на н аклонной платформе и на условных эксплуатационных цикл ах проводились на испытательн ом п о­ л игоне ГСК:Б по а в топогруз чикам. 3

Ис пытание р а бо чей тормозной си стемы на соответствие тр е бо ваниям р екомендации п о с тан дар тиз ации СЭ В

Тор можения автопогрузчика с тр анспортируемым грузом проводил и сь при движении передним ходом со скоростями 5, 8, 1 5 и ' 20 Юd/ч, а без груза н а вилах 8, 1 5, 20 и 30 км/ч. При движении задним ходом с грузом н а вил ах тор можения выполнялись при скоростях 5 , 8 и 1 5 клt/ч. С указанных на­ чальных скоростей производились тор можения по два р аз а каждое при движении в противоположны х направлениях, т . е. при каждом значении начальной скорости производилось 4 тор можения . Следует отметить, что с целью получения боль­ шего числа данных, все тор можения автопогрузчика с грузом и без груза, движущегося передним ходом, были повторены, т . е. при каждой начальной скорост и движения передним хо­ дом проводИJюсь 8 тормо жений. Каждое тор можение произ­ водилось путем р езкого нажатия на тор мозную педаль с уси­ лием около 60 кгс, причем темпер атур а пар трения перед каждым замером не превышала 1 00°С . Регистр ация исследуем ых пар аметров проводилась с по­ мощью спец иально создан ного измерительного комплекса. * Эффектпвность р абочей тормозной системы оценивалась величинам и тор мозного пути S, и установившегося замед­ л ения ·лап. В таблице 1 приведены средние значен ия замед­ лений автопогрузч ика по результата м обработки получе нных д анных. Таблица 1 5

т

Н аличи е груза н а вилах

-

Vап

км1час

5 Без груза

8, 1 5 2 0 3о '

С грузом

--

Движен ие передним ходом

5

Рпед

60 70 60 70

__

j,

кгс

60 70

а11 м / с•

Движение задним ходо м _

1

1

20 2,4 2,7 3 25 '

1 ,23 1 ,47

Vап

1

1

t 1

8, 1 5

5

Рп ед

j,an

60

1 ,85

70

2,2

кzс

км1час

1 1

1

60 70

м1с•

1 ,02 1 ,22

--

1 ,54 1 ,70 8,15 60 60 8, 1 5 1 ,83 2,20 70 70 20 * Мыськив Т. Г., Демянюк В. А., Гутта А. И . , Мазурок П. С. А ппара­ тур а для исследования динамики торможения и энергонагруженнос ти тор ­ мозных механизмов автопогр узчиков. - Труды ГС КБ по автопогрузчикам, Львов, 1 978 г.

4

Анализ результатов, приведенных в таблице 1 , позволяет констатирова т ь, что автопогрузчик модели 4014 с передаточ­ ным числ ом педа л ьного привода iпп 8,33 по эффективности р абочей тормозной системы полностью удовлетворяет требов а ­ ниям, сформу.1 ированным в рекомендациях СЭВ «Машины на­ польного транспорта (РС 2633- 70, группа Г 8 6 ) Т а к, при движении с номинальным грузом передним ходом и Рпед =60 кгс, /сап = 1,70 м/с2, что в 1,13 раз а превышает регл аментированное значение замедления, равное 1,5 м/с2• При тех ж е условиях, но движении з адним ходом, jт.3п= = 1 ,54 м/с2• Несовпадение величин замед л ений при движении автопогрузчика передним и з адним х одом можно объяснить несоответствием зон контактов пар трения тор мозных меха­ низмов из-з а изменения функций колодок (самоприжимн а я становится самоотжимной и наоборот) . При усилии на педали Рпец=70 кгс р а бочая тор мозная система движущегося передним ходом автопогрузчика обус­ ловливает /сап = 2,2 м/с2, что составляет 0,88 р егла ментируе­ мого в рекомендациях /SO замед ления jт.ап = 2 , 5 м/с2• З а­ медления а втопогрузчика при тор можении со скорости 5 км/час значит еJ1 ьно отличаются от значений, по.тrученных прн торможении со скоростей 8, 1 5, 20 и 30 км/час. Такое явле­ ние, по-видимому, можно объяснить тем, что на коэффициент трения фрикционных пар данных тор мозных механиз мов существенно в.1ияет скорость скольжения в зоне ее низких значений. Такое явление, вероятно, будет специфичным для автопогрузчиков, у которых возможны столь низкие скорости движения. Аналогичные исследования с тор мозными меха­ низмами автомобилей при очень низких начааьных скоростях тор можений неизвестны . =

.

Испы тания р а б оч ей т ор м оз ной систем ы автопогр узчик а на уклонах

Эффективность рабочей тормозной систе�лы проверя л ась на возможность удержания з атор моженного автопогрузчик а с грузом на уклонах. Данные испытания проводились н а стенде для испытаний а втопогрузчиков на устойчивость. При этом фиксировались усил ие на педа л ь, соответствующее удержа­ нию автопогрузчика н а уклоне, значение которого соответ­ ствует максима льному преодо л еваемому по техническому за­ данию (16% , т. е. 9с 1 3') , и преде льные ук.�оны, соответствую­ щие нажатию на педаль с усил иями 60 и 70 кгс. Во всех отме­ ченных здесь сл учаях рычаг коробки передач устанав л ива л ся в нейтральное по.�ожение. 5

З начения усилий на тор мозной педали и соотве тствую щих­ им углов уклоно в при удерж ании автопо грузчи ка на наклон ной площадке привед ены в таблиц е 2. Таблица 2

Наклон площадки при установке Усили е на автопогру_зчика в гр ад. % тор мо з ной педали, Ви.1а м и в сторону В и л ам и в ст ороРпед., кгс ну спуска подъема 76

1;�

60

70

9° 1 3' ( 1 6% )

7°36' ( 1 3,2 %)

8°28' (14,7%)

\

9°

1 3' (16%) (1 3 ,9 % ) во 9°08' (15,9%)

Как видно из таблицы 2, для удержания автопогрузчика с номинальным грузом на уклоне 1 6% к педали тормоз а необходимо приложить усилие на 4-8% превышающее по рекомендациям ISO усилие Р пед = 70 кгс.

40 1 4 '

И спытания ра бочей тормозной системы ав то п ог рузчик а на соответствие тре бов аниям ISO методо м буксировки

В данном случае в буксирном устройстве был установлен т ензодин амометр , поз.в алявший регистрир овать усилие, воз­ никающее в сцепке между тягачом и испытуемы м автопогруз ­ чиком. При проведени и испытаний органы управ.1 ения движе­ нием автопогрузч ика, движущегося передним ходом, находи­ л ись в нейтра.пьно м положении , а водитель плавно прикл ады­ вал к тормозной педали усилие около 70 кгс. Как показ али р езультаты данных испытаний , среднее зна­ чение з а мед.пения а.в топогрузч ика при усилии на педаль 70 кгс составило 1 ,64 м/с2, что ниже р егламенти руемого по методике ISO. При этом следует отметить, что данные испытания про­ водились при очень низ ких скоростях движения ( v.п = = 0 , 3 - 3 , 9 кмiitac) и, следовате льно, низких скоростях сколь­ жения трущихся пар тор мозных м еханиз мов. Полученн ые за­ медления соответств уют р езультатам испытаний по оценке эффективно сти р абочей тормозной системы при Vап= = 5,0 км/час (табл. 1) , т. е. и в этом случае на эффектив ности торможени я сказалась низкая скорость скольжения трущихся пар. 6

В связи с этим, в будущем при испытаниях р а бочей тор ­ мозной системы автопогрузчиков, по м етодике ISO ( методом 'б уксировки) этот ф акт должен б ыть оговорен. И спытания стоя н очной то р м оз ной систем ы

на­ Данны е испыт ания прово дилис ь н а упомя нутой вышеался атягив з а з клонн ой площад ке; р ычаг стояно чного тормо тяги, через динам ометр с помощ ью специально й р егулир уемой ик огрузч Автоп иссии. трансм от инен отсоед был а двигат еJlЬ авле­ напр двух устана влив ался н а н а клонно й площа дке в ниях: вилами с грузом 5,0 те в н апр авлени и спуска и в на­а пр авлении подъе м а . При этом переда точны е числа м еханизм обр атного хода были р авны 1 , 43 (движ ение передн им ходо м ) и 1 , 7 6 (движен ие з адним ходом) . Результа ты испыт аний стояно чной тормоз ной систем ы при­ ведены в таблице 3 . Т

Уси.ше н а рычаге стоя­ ночного тормоза 1

2

3

4

5

6

1,43

40 30 27 30

1,76

Угол наклона площад ки в град. ( % ) для двух схем установк и авто­ погрузчи ка

/

вилам и в сторону вилами в сторону подъема спуска 1 3°30' (23 ,3% ) 8°40' (15%)

9° 1 3' ( 1 6%)

28

40

а б л и ца 3

1 6°28' (28,4%)

1 4° 1 2' (24, 5%)

8°40' ( 1 5% ) 9°j3'

(16%)

1 8°42' (32%)

l(ак видно из т а блицы 3, автопогр узчик с номиналь ным грузом уверенно удержива ется стояночно й тор мозной систе­ мой как н а ук.1оне в 1 5 % , оговорен ном в р екоменда циях ISO, так и н а уклоне в 1 6%, который явл яется преодоле ваемым для автопогруз чика 40 1 4. Усилие н а р ыч аге стояночно го тор моза, необходим ое дл я уд ерживания н а указ анных уклонах, значительно меньше предусмот ренного ОСТом 37.00 1 0 1 6-70 ( 40 кгс ) .

7

О ценка энергонагр у ж:енности ра бочей тормо зной сис темы

Энергонагруженность оценивал ась в течение 7 часов непре­ р ывной р а боты автопо грузчика на эксплуатационном цикл е, который включал с л едующие элементы: 1 ) отъезд от эстакады без груза с р азворотом на 1 80° и остановкой для начал а движения передним ходом; 2) движение без гр уз а по по л игону, подъезд к эстакаде и остановка перед ней (путь движения при этом состав л ял окол о 1 00 ,tt) ; 3) подъем ви л с подъездом вп л отную к эстакаде, останов­ кой (тор можением) и взятием груза; 4) отъезд от эстакады с номинальным грузом 5,0 т с одно­ временным опусканием вил в транспортно е положение, р азво­ ротом на 1 80° и остановкой для нача л а движения передним ходом; 5) движение с грузом по по л игону, подъезд к эстака д е и остановка перед ней (путь движения при этом состав лял око­ ло 1 00 м ) ; 6) подъем вил с грузом до уровня п л ощадки, подъезд вп лотную к эстакаде с остановкой (торможением ) и разгруз­ кой груза. Исс л едуемые пар аметры при данных испытаниях запи с ы­ в ались через каждые три ус л овных эксплуатационных цикл а, причем в течение 1 часа в ыпо л нялось от 12 до 1 5 цик л а.в с записью з а это время порядка пяти полных цик лов . Среди большого ко л ичества данных, полученных в резул ь­ т ате испытаний, с л едует в ыде л ить с л едующие: 1 ) максимальная темпер атур а поверхностей тренtfя тор­ мозных механизмоР составля л а 1 0 1 °С и был а достигнута на 6 1 цик л е, т е. через 4 часа испытаний. 2) максимальная темпеnатур а стаби.1изирова"1ась, и до кон­ ца испытаний составл ял а 88-96�С ; 3 ) наибольш ая р азность между темпер атур ами правого и л евого тормозных механизмов составлял а 17°С и, практически, не сказа лась на р азновременности бл окирован ия колес ; 4) столь низкие максимальные темпер атуры пар трения тормозных механизмов автопогрузчика по ср авнению с темпе­ р атурными режимами р аботы тормозных м еханизмов автомо­ б и лей не сказа лись существенно на измерителях тормозных свойств, ко торые б ы л и определен ы в конце испытаний путем замер а остаточной эффективности тор можения автопогруз­ чика . В з аключение с ледует отметить, что при .сохранении в кон8

струкции тормозных механизмов устройства для автоматичес­ кого поддержания з азоров в парах трения, передаточное чис л о педа л ьного привода можно довести до 1 0 (ход педа ли при этом допускает т акое значение iпп и конструктивно это осу­ щ ествимо) , по л учи.в при Рпед =70 кгс давление в приводе до 85 кгс/см2 и з амедление автопогрузчика око ло 2 , 5 м/с2• Это значительно повысит производите л ьность р аботы автопогруз­ чика 40 1 4 и обеспечит требуемую эффективность торможения при ма л ых скоростях д вижения. УДК 621.868

Ю. Г. РОЗЕНТАЛЬ

В. В. ВОЛОШАНСКИИ,

А НАЛ И З В ЕС О В ЫХ ХАРАl(Т Е Р И СТ И I( У Н И В Е Р САЛ Ь Н ЫХ АВТО П О Г РУЗЧ И l(О В Г РУЗО П ОДЪ Е М Н О СТ Ь Ю 5000 кг

К универса льны м а втопогрузчикам относятся четырехопор­ ные автопогрузчики с одним (передни м ) ведущим мостом , фронта льно р аспо л оженным грузоподъемником и консо л ьно выступающим вилочным подхвато м . В м есто в и л на грузовой каретке может б ыть установ лено другое грузозахватное при­ способ л ение. В ажнейшей хар актеристикой универса л ьного автопогруз-­ чика яв.Тiяется м асса . Расход мета л ла н а изготов ление авто­ погрузчика, р асход горючего н а его перемещение, р азрушаю­ щее воздействие н а опорные поверхости - все это существен­ но зависит от м ассы, поэтому естественно стрем ление к ее сни­ жению. С л едут, однако, иметь в виду, что основная цель при­ менения автопогрузчика - обеспечение его м а ксима льной экономической эффективности на погрузочно -р азгрузочных и транспортно-скл адских р аботах при строгом соб л юдении тре­ бований безопасности. Ряд важнейших хар актеристик, обес­ печивающих его экономическую эффективность и безопасность в работе, тесно связ а н с массой п с л ужит препятствием д.тт я ее снижения. По этому в :vrиpoвoi'J практике изготов л ени я ав­ топогрузчиков установи л ись опр еделенные преде л ы ко л еб ания массы для каждого типа и типоразмер а . Обобщенным показателем, характеризу ющим з атраты м а­ териа лов на изготов л ение автопогрузчи ка, яв ляется уде льный показатель массы, т.е. отношение собственно й м ассы G к мас­ се перер абатыва емого груз а Q о

m=сг·

( 1)

g.

Р ассмотрим основные факторы, опр еделяющие величину массы ( или показателя т). Устойчивость против опрокидывания при движении и шта­ белировании. По современным воззрениям устойчивость уни­ версального автопогрузчика обеспечивается выполнением тре­ бов аний , 0,65) преодолев аемый уклон � 20%, что соответствует миним альному значению уклона, который по техническим ус­ ловиям должен преодо левать автопогрузчик 4085. Зарубежные фирмы объявляют, как правиJю, в ысокие зна­ чения преодолеваемых уклонов (для некоторых автопогруз­ чиков tga>30%). Это объясняется следующим : а ) преодо.1еваемый уклон эквивалентен (см. ( 1 О) , удель­ ной силе сцепления колес с дорогой, иначе говоря, р еализуе­ мому удельному тяговому усилию. В ысокое удельное тяговое усилие обеспечив ает хоро ш ую приемистость автопогрузчика, его р азгонные качества, что весь м а .в ажно для эффективного использовани я н а коротких р абочих плечах при част ых тро­ ганиях и разгонах; 12

ице 1 опреде­ б) знач ения прео доле ваем ых укло нов в табл узчи ка. При погр лены при уста нови вшем ся движ ении авто огруз чик долж ен автоп ны экспл уата ции м алые и сред ние укло апас удель ­ З . места с и но ении, движ в о преодолев ать не тольк олев ать допо л­ ной тягов ой силы позво ляет эффе ктивн о преод нии. трога при нител ьные инерц ионн ые сопро тивле ния ол ев ае­ преод ния значе кие высо что Подч еркне м еще р аз, еж­ аруб з иков мых укло нов ( без груза на вила х) а втопо грузч К · и ниям значе и в ных фирм обесп ечива ются высо ким ного автоп огруз ­ Масса автопогрузчика. Масс а снар яжен чика р авна: ( 1 2)

Масс а, прихо дяща яся на перед нюю ось, согл асно ( 8) , запи­ шется : ( 1 3)

Испол ьзуя (3) и ( 1 3) наход им собст венну ю м ассу автоп огрузчика : или

Q (a +с_ Ку ' О= КвО-!- _ L

. +с) Ку О= (а L(l-Kв) Q

( 14)

Выр ажени е ( 1 4 ) связы вает основ ные хар а ктери стики , влияющие н а массу автоп огруз чика. 1 Удель ный показ атель м ассы после подст ановк и ( 4 ) в ( 1 ) : _ т-

(а+с) Ку L(l-Kв)'

( 1 5)

В идоиз меним фор мулу (8) , подст авив выр ажение для м ас­ сы снаря женного автоп огруз чика ( 12) : S кв-Оп+ Оз-

1_

0 1 !- 3

__

Оп

( 16)

дит Очеви дно, что увели чение з адней осево й м ассы приво не­ овне ур нем преж на Кв я анени сохр Для Кв· к сниж ению ю осеву нюю перед и обходи мо в той же проп орци и увеличить ар­ сумм и ичить увел ьно онал орци массу, иным и слова ми проп ( 14) , сум­ ную м ассу автоп огруз чика, анало гично , согла сноопроп орцио ­ прям st м арная масса автоп огруз чика при Кв =coп . т и чивос нальн а коэфф ициен ту устой

ежных автопо­ Сравнитель ный анализ советских и заруб фор мулу ( 1 4). в грузчиков. Рассм отрим парам етры, входя щие

13

Расстояние от передней спинки вил до центра тяжести груза с стандартизировано. Для автопогрузчика грузоподъемностью 5000 кгс с=600 мм.

Р асстояние от оси колес до передней спинки вил а зависит от конструктивных особенностей автопогрузчика. При р аспо­ ложении каретки перед колесами а опр еделяется суммой р аз­ меров р адиуса шины, толщины вил, толщины плиты каретки и з азор а между плитой и кареткой. При широкой колее пе­ р едних колес каретка может быть частично утопленной между колесами. В этом с.1учае а определяется обычно з азором между гру­ зоподъемным механизмом и картеро м ведущего моста. Такое р асположение каретки имеют отечественные автопогрузчики 4014 и 4085 использующие ведущий мост автомобиля ЗИЛ- 1 30 с шинами 8.25-7-20, благодар я ч ему а этих машин удалось уменьшить до 560 мм. Ср авнение с автопогрузчиками зару­ бежных фирм показывает, что у многих з арубежных автопо­ грузчиков с меньшими шинами передних колес этот р азмер­ выше (а=600+610 мм ) . И меются модели, у котор ых а�

�

650

мм.

Результаты подсчетов м ассы автопогрузчиков по фор му.,. ле (14) для ряда зн ачений базы L, коэффициентов Ку, Кв при а=560 и а =610 мм приведены в таблице 2. Как видим, умень­ шение р азмер а а до 560 м м позволило (при р авенстве других параметров) уменьшить м ассу автопогрузчиков на 300 кгс. Отчетливо просматривается влияние и других параметров на м ассу автопогрузчика. З арубежные автопогрузчики, в большинстве своем имею­ щие высокие значения Ку, Кв, а, обладают большой собствен­ ной м ассой. Погрузчик 4085 имеет м еньшую м ассу (7000 кгс) з а счет меньшего з начения Кв; уменьшение базы L до 2 150 мм ком­ пенсируется уменьшением р асстояния а. З аметим, что у автопо­ грузчик а модели 4095, у которогь по техническому з аданию Kv> 1,5, собственная м асса при той же базе составляет 7400 кгс.

Значите.1ьно меньше м асса (показ атель «m») серийного автопогрузчика 4014, и меющего базу 2300 JvtM и коэффициент устойчивости Ку= 1,33. Это значение ко эффициента устойчивос ти следует р ассмат­ р ивать как предельно допустимое. Дальнейшее снижение мас­ сы автопогрузчика 4014 приведет к ухудшению его в ажнейших характеристик, решающим обр азом влияющих на экономичес­ кий эффект от его применения и безопасность р а боты. 14

L

.мм

2000 --

2 1 00

1 Кв\Ку /

-·

а=560 ----

1 ,3

0,4 0,43 0,45 0, 5

6280 66 1 5 6 85 5 7540

0,4 0,43 0,45 0,5

5985 6300 6530

7180

1

.мм

1 "35

6525 6870 7 1 20 7830

1

--

2300

5710 6015

6230 6855

-----

0,4 0,43 0,45 0,5

t(!

70 1 0 7380 7645 84 1 0

5465

5750 5960

6560

1

1,5

1,3

7250 7630 79 1 0 8700

6555 6900 7 1 50 7865

1

1,35

68 1 0

716 5 7425

8 1 70

1

а=6 1 0 1,4

7060 7430 7700 8470

мм

1

Таблица 2

1,45

73 1 0 7695 7975 8775

1

1,5

7565 7960 8250 9075

----

62 1 5 6540 6800 7455

6445 6780 7030 7730

6675 7025 7280 80 1 0 ---

0,4 0,43 0,45 0,5

1,45

6765 7 1 20 7380 8 1 20

--

2200

1

L l,4

--

5930 6245 6470 7120 ---

5675 5970 6 1 90 68 1 0

6 1 50

6475

67 1 0 7380

-

---

6370

6710

6950

7645

6240 6570 68 1 0 7490

6905 7270 7530 8285

6480 6825 7070 7780

6720 7085 7335 8070

6960 7330 7595 8355

6 1 90 65 1 5

6 420

6645 6995 7250 7975

--

--

6590 6940 7 1 90 79 1 0

5960

6270 6500

7 1 50

6750

7425

6755 7000 7700

- ----

5885

6190

6420 7060

----

6095

6415

6650 7315

6305 6640 6880 7565

7200 7580 7860 8640

5700

1

6000

6220

6840

5920 6230

6140 6460

6360

71 00

7365

7630

6460

6695

6690

6935

6875

7240

7500 8250 6580

6920

7 1 75 7890

В Ы ВОДЫ

1. Собственная м асса автопогрузчика .1инейно з ависит от базы L, .в ылета груз а от оси передних колес а+ с, принятых -значений коэффициента устойчивости Ку и коэффициента сцепного веса ведущей оси К0• 2. В ыбор Кв определяет проходимость автопогрузчика ( б ез груз а на вилах) , его способность преодо.1евать подъемы. Следует иметь в виду, что автопогрузчик будет эксплуатиро­ ваться и на влажных площадках, и в зимних условиях, когда спецление с грунтом существенно понижено. 3. В озр астание скоростей подъема-опускания груза, на­ веска сменных грузозахватных приспособлений, увеличение усш1ий торможени я требуют достаточного запаса устойчи­ _вости. Кроме того, при меньших значениях Ку наблюдается «галлопирование» погрузчика с грузом на вил ах, что ухуд­ шает его упр авляемость и снижает производительность. 4. З а рубежн ые автопогрузчики, как пр авило, имеют зна­ чительно большую м ассу, чем отечественные автопогрузчики той же грузоподъемности. Удельный показатель м ассы «m» зарубежных автопогрузчиков находится в пределах 1 ,4� 1 ,7. Снижение этого показателя позноляет уменьшить р асход ме­ талла, однако оно не может быть осуществлено произвольно без ухудшения р яда важнейших характеристик автопогрузчи­ ка, решающим обр азом влияющих на экономический эффект {)Т его применения и безопасность р аботы.

УД!(

621 .869.4:539.3

М. С. КОМА РОВ.

Я. В. РОСЬ

А НАЛ И Т И Ч Е С КО Е И ССЛ ЕДО ВА Н И Е Д И НАМИ КИ М ЕХА Н ИЗМОВ П ОДЪ ЕМА А ВТО П О ЕЗДОВ-КО Н Т Е А Н Е РО ВОЗО В

I lавесное оборудование крупнотоннажных контейнеровозов .

-·

Q) "' � -= t=

"' ,... :,,; о. �

"'

"' ::: "1. .:.

§�

;::t:с: ,;s;� -:. ro � t; � � � Е= о � ':{ ;: :..

22 + 28

�6+33

2 2 + 30

10+ 1 2

25 + 3 1

20 + 25

24 + 26

-

10 + 12

2 3 + 25

1 8+22

2 1 +24

и с п о льз ов ани я

мощности

1 2 + 20 двигател я

1 0+ 1 2

1 0+ 1 2

22+27

20+24

а втопогр узчик &.-

Диапазоны скоросте й подъема автопогрузчиков, опреде­ ленные по критериям оптимальности, приведены в таблице. Проведя анализ полученных результатов, опр еделяем диапа­ зоны скоростей подъем а груз а в зависимости от грузоподъем­ ности автопогрузчиков . Л И Т Е Р А Т }'. Р А

1 . Рось Я. В ., Гелетий В. Н., Кропочев И. А. К вопросу исследования динамики многомассовых систем с помощью ЭВМ. - Тр уды ГСКБ по авто­ погрузчикам. Львов, 1 979, с. 1 9-23. 2. Рось Я. В . Исследование дина м ики подъема груз а силовыми гидро­ цилиндр а м и : Автореф. дис. канд. техн. наук. - Львов, 1 9 69. - 24 с. 3. Коваль Я. В., Кропочев И. А. Некоторые вопросы исследования гид­ росистем автопогрузчиков. - Труды ГСКБ по автопогрузчикам. Львов,. 1 978, с. 76-82. 4. Волошанскиu В. В., Розенталь Ю. /'., Качурин Б. Г. Исследование динам ических н агрузок в элементах грузоподъемника методам и электро­ тензометрии. - Труды ГСКБ по автопогрузчикам. Львов, 1 973, с. 44-54 . 5. Кропочев И. k, Коваль Я. В. Некоторые вопросы эргономичной упр авляем ости гидроприводом автопогрузчиков. - Тр уды ГСКБ по авто­ погрузчика м . Львов, 1 979, с. 54-58. 6. Гриневич Г. П., Мачульский И. И., Алепин Е. А. В илочные погруз­ чики. - М. : Машинострое1п1:е, 1 974, с. 1 95.

�"Д!( 62 1 .869 4 : 539 .3

Э. М. ЗИЛЬ БЕРМА Н.

ОПР ЕД ЕЛ Е Н И Е ПР И В ЕД Е Н Н Ы Х З НАЧ Е Н ИРI Ж ЕСТl(ОСТ И УПРУ Г ИХ ЭЛ ЕМ Е Н ТОВ АВТОПО Г РУЗЧИ КА

При динамических и других р асчетах автопогрузчиков в качестве исходных данных н еобходим ы значения приведенных жесткостей упругих элементов конструкции. В ч а с тности, в ряде р а бот [ 1 ], [2], [3] р ассматриваются динамические схемы, непременными элементами котор ых являются колеса, цилиндр подъема, цилиндр наклона, ц епи и т. п. В данной р а боте приводятся аналитич еские фор мулы для определен ия при.веденных жесткост ей таких эл ементов. Радиальны й прогиб шины П р о ве ден ные жесткости шин . под нагрузкой определяется [4] : h

Pw

1tyDB '

(1)

где

h - р адиальн ая дефор м ация ; О к - н агруз к а , пр иходящаяся н а шину; Рw - давление воздуха в шине; D - ди а м етр шины в нен агруженном состоянии ; В - ш и р и н а шины в ненагруженном состояни и ; Жесткость шины Сш р ав н а :

С ш= Ok/ h · (2) Используя фор мулу ( 1 ) , получ и м в ыр ажение для жесткости оди н а р ной шины (3) Для передней оси п р и н и м а е м допущения, что вес, пр иходя­ щийся на ось, р авномерно р аспредел ен по всем четыр ем ши­ н а м . Тогда жесткость шин всех колес передней оси С 1 C1 = 4 Pw r- -V DB Ан а.1огично, для двух з адних колес :

(4 )

( 5) C 2 = 2 Pw "' YDB . ( С2 - приведен н а я жесткость шин з адних кол ес ) . Привед е нная ж естко сть цил индра наклон а ( р ис . 1 ) . Р ас­ стоя ние l изменяется под воздействием в н ешней силы F при з а м кнутых объемах пор шневой и штоковой полостей , упругой дефо р м ации штока и упругой дефор м ации стол б а жидкости, возникающей вследствие сж и м а е м ости последней. t

/l,/Лf(/lfdafl

1.....-----;::::;---:::1� лtllli1t:lllfl t 'wm

Рис. 1

F

ПоскоJ1ьку цил индр н а кл о н а является цилндр о м двусто­ роннего действ и я , то п р и р а боте на втяги в а н и е поршня под­ вержена дефор м ации жидкость, находящаяся в штоковой по­ л ости, а п р и р а боте на выдвижение - жидкость в пор шневой полости . Жесткость штока р ав н а : ( 6) Сш т= ЕF шт/l' где

Е

-

модуль IОнга м атер и а л а штока ;

Fш т - площадь попер ечнего сечения штока; l' дл и н а р а бочей ч асти што к а . -

32

Жесткость стол б а жидкости в штоковой полости

Сж

Еж (Fп - Fшт) (7) ' l' шт где Еж - м одуль упругости жидкости ; l' ш т - высота стол б а жидкости в штоковой полост и ; Fn - площадь сечения поршневой полости цилиндр а . Жесткость стол б а жидкости, н аходящейся в пор шневой по­ лости _

ш т

с:

( 8)

где l'" -- высота стол б а жидкости в поршневой полости. Привt'денн а я жесткость цил индр а р ав н а : Сз=

1

Сшт · С�т С шт + С�т с < С шт · � С ш т + С ::"

-·

n р и выдвижении штока,

- п р и втягивании штока .

(9)

Фор мулы (9) определяют величину приведенной жесткости цилиндр а н аклона . Следует еще р аз отметить, что при р аботе на сжатие и р астяжение з н ачения этого коэффициента будут р азличными. Приведенная жесткость цилиндра

подъема. цепе й и вил .

Приведенн а я жесткость цил индр а подъема опр еделяется по фор муле аналогичной фор муле (9) : с ::, . с " т : ( 10) с . с: " ' ::, т С"ш т - жесткость штока цилиндр а подъем а ; где С�" жесткость сто л б а жидкости, н а ходящейся в пор­ ш невой полости. Однако, в отл ичие от цилиндр а н аклон а , цилиндр подъем а явл яется механиз м о м одностороннего действия и н е обл адает жесткостью н а р астяжение. Жесткость цепей опр еделяется либо экспер и м ентально, ли­ бо по фор мул а м , п р иведенным в р а ботах [5], [6]. В ч а стности, жесткость роликовых цепей опр еделяется : -

1

Ь-1

С 11 = ..!!_Ь ЬР ь ' п

(11)

где п - число звеньев цепи , для которой опр еделяется жест кость;

З.

Т р уды .

33

р - нагрузка в кгс; а - коэфф ициент ж есткости одного звена цепи в кгс/смs; Ь - б ез р а з м ерный коэффициент.

Для относительно небольшого интерв а л а нагрузок жесткость цепи можно считать постоянной . Для цепей , п р и м еняемых в автопогрузчиках, н а м и р азр аботан специ альный м етод а н ал итичес· кого определения жесткости с помощью эвм

Ж е сткость в и л

[7] .

( р ис. 2 ) . Перемещени е

;, р

...r;::

Р ис. 3.

Р ис. 2 .

центр а тяжести груз а (точка А ) п од действием груз а Р со­ стоит из перемещения гор изонтального участка вил вслед­ стви е их изгиба ( о изг ) и пер емещения вертикал ьного участ­ к а вследствие его р астяжения ( ор аст· ) . П о из вестн ы м фор­ мул а м сопротивления м атер и алов [ 1 ]: PR3

( 12) о = ЗЕ/ с + EFc ' Ic - м о м ент и н ерции сечения (приним ается постоян­ где н ым ) горизонтального участка в илочного подхв ата ; Ре - площадь попер ечного сечения вертикального участ­ ка вилочного п одхв ата ; Е - модуль Юнга м атер и а л а вил ; Р - нагрузка н а один в илочный подхв ат; R. r 2 - указ аны н а р ис . �­ Тогда

Св=

р В

- RЗ

--

3Elc

P r2

+

r

· EFc

--

( 13)

Для о п р еделения пр иведенной ж есткости вил, цепей и цилинд­ р а подъем а н еобходимо р ассмотр еть кинематическую схему р а боты механиз м а подъем а ( р и с . 3 ) . Определяя п ер е м ещение центр а тяжести груз а примем . что

34

вес груз а G воздействует н а о б а :вилочных подхв ата оди н а ко­ во, т.е. на один действует н агрузка G/2. Тогда перемещени е центр а тяжести груз а вследствие деформ ации в ил определя­ ется :

( 1 4)

Предполож ив, что о б е цепи н а гружен ы оди н а ково, перемеще­ ние центр а тяжести груз а вследстви е р астяжения цепей р авно:

оц

=

2

�.

( 15)

Н а цилиндр подъема воздействует сил а 2 G ( р авнодействую­ щая усилий н атяжения в ет.в ей цепей ( р ис . 3) . Перемещение точки D цил индр а подъем а :

oD= 2c0 .

( 16)

4

По уt:ловиям кинем атики пер е м ещение центр а тяжести груз а (точки А ) р авно удвоенному пер емещению точки D цил индр а подъем а : 40

ол = 2 оv= у ·

( 17)

4

Сум марное перемещение центр а тяжести груз а р авно:

(

1

1

4

о = ов + вц + ол = О 2 Св + :z сц + с4

)

(18)

•

Пр иведенная жесткость цил индр а подъема, вш1 и цепей опре­ деляется : а

1

t

4 •

Спр=-о-= - + - + 2 Св 2 Сц С4

( 19)

Таким б р азом, фор му.:1 ы ( 1 ) - ( 19) п р едставляют собой пол­ ную систему соотношений для определения приведенных п а ­ р а метров жесткости. З н ачени я этих п а р а м етров для р яда мо­ делей автопогрузчиков сведены в таблицу. Модель 4 045 40 1 4

з•

40 1 3

с. 32 1 0

1 940

32 1 0

1 940

2250

1 340

6435 ' )

1 57760 62 i 500 24' •000

627500

240000

96 1 45

96 1 45

6 1 530

1 530

20000

2450

1 530

20000

2450

1 300

1 8000

22 1 0

35

ЛИТЕРАТУРА

l . Рось Я. В . Аналитическое определение кинетической энергии авто­ погрузчика. - Труды ГСК:Б по автопогрузчикам, 1 9 78, с. 8- 1 6. 2. Рось Я. В., Нейман Л. М. Исследование дина мики стрелового авто­ погрузчика при движении его по неровност я м дороги. - Т руды ГСК:Б по автопогрузчикам, 1 975, с. 26 -46. 3. Рось Я. В., Томашунс И. А . Аналитическое определение обобщен­ ных сил автопогрузчика. Тр уды ГСК:Б по автопогрузчикам. 1 978, с. 1 6-25. 4. Кнороз В. И. Работа автомобильной шины. - М. : Автотрансиздат, 1 957. - 220 с. 5. Галеев Т. Н. Спр авочник по р асчету цепных передач. - М : Маш­ гиз, 1 964, - 3 1 9 с. 6. Гущенко И. П. Основы проектирования цепных передач с втулочно­ роликовыми цепями. Изд- во Львов . ун - та, 1 964. - 1 42 с. 7 . Зильберман Э . М" Яцук Р. Т. Определение жесткости цепей грузо­ подъемников. Труды ГСК:Б по автопогрузчикам, 1 977, с. 58-6 1 . 8 . Беляев Н . М. Сопротпвление м атер иа,1ов. - М. : Наука, 1 965. 48 1 с. -

УД!(

629 . 1 1 3-585.2

С . И. КОЛО МЕ Н С КИИ

О Б ОД Н О М С Л УЧ А Е О П Р ЕД ЕЛ Е Н И Я МО М Е Н ТА СО П РОТ И ВЛ Е Н И Я П О В О РО ТУ

В р а счетной п р а ктике встр еча ются случ аи, когда необхоN

о

м

36

Рис. l . Р асчетная схема

димо оп р едел ить момент со­ п ротивления повороту кон­ струкции, показ анной схем а ­ т и ч н о н а р ис . 1 . В р ассм ат­ р и в аемой схем е н а блюдает­ с я сов местное скольжение и качение катка, есл и только угол м ежду напр авл ением движения катка и плоскос­ тью, п е р пендикулярной его оси не составляет а = О" или а = 9 0°, что является вырож­ денны м и случ а я ми и не пред­ ставляет интереса . А нало г и ч­ ное конструктивное решение существует, н а п р и м е р , в ав­ топогрузчике 7806 г/п 20 т с боковым з ахвато м , где гру­ зозахватн а f! р а м а на 4-х кат­ ках леrе мещается по стре-

ле. При этом он а может двигаться не только поступат ельно. но и повор ачиваться на некоторый угол относительно собств е н· ного ц ен т р а симметрии. Нетрудно заметить, что описанное конструктивное решение п о лностью соответствует р ассматри­ ваемой схеме. Обычно в таких случаях момент сопротивления повороту определяют, предположив, что на като к при движении дейст­ вует сил а трения скольжения, которая направлена по линии, перпе н дикул ярной р адиусу в р ащ е ния, т. е . M=Nfr , (1) гд е N - сила нор м ального давл е ния н а ка т о к ; f - коэффициент трения скольжения ; r - радиус вращения . Очевидно, что чем меньше угол а , тем боJ1ьше ошибка при определении указанного силового ф а ктора . П ред п о л о ж им , что н а каток п р и д вижении действует д.в е силы. Одна Р1 препятствует кач е нию, а другая Р2 скольжению. Тогда : (2) И далее условно полагая, что каток не мож ет вр ащатьс я , п о лучи м : P1 = Nf c os а ;

P2= Nfsi n

П одставляя (3) в (2) определим

а.

(3)

M = Nfr ( c os2 a +si n 2 a)=Nfr, что соответствует ( 1) и и м е ет м есто при чистом скольжении.

По аналогии при наличии и качения и скольж е н ия можем з аписать : (4) где k - коэффициент сопротивления перекат ыванию. Тогда, подс тав л я я ( 4 ) в (2) , выр аж е ние для м о м е нта сопротивления повороту получим в .виде С

IИ=Nr (k cos2a + f sin2 а ) .

другой стороны можно предполо ж ить , ч то P1 =Nk ;

P2 =Nf.

(5) ( 6)

В это м случае зависимость (2) прим е т неско.1ько другой вид M=Nr (k cos а + fsin а).

(7 )

k Если ввести коэффициент � = f , то выр ажения (5) и (7)

37

преобр азуются:

M =Nfr ( s i n 2 a + � cos2 а) ; M=Nfr (sin а + �

cos

а).

(8)

( 9)

Рис. 2 гр афически иллюстрирует изменение моментов сопротивления повороту, _}j_ в ычисленных по фор­ Hf r мул а м ( 1 ) , (8) и ( 9) , .в зависимости от уг­ 0.9 л а а . Значения мо­ ментов вычислены в долях сомножителя 0.7 Nfr при �= 0,3, что соответствует пере­ мещению стального 0,5 катка по стальной поверхности [3, 4, 5} . Из рис. 2 видно, что 15 JO ct., epoiJ при определенном Рис. 2. Гр афики з а в исимостей мо· нахо­ которое , 1 а а= мента сопротивления повороту от угла а дится из ур авнения 1-М = Nfr; 2 -M =Nfr (siп"a + � cos1a); 3 -М = Nfr(s i n а + � cos а ) .

1 - s i n а. 1 - � cos а1=0,

гр афики 1 и 3 пересекаются. Следует считать, что истинное значение момента сопротивления повороту находится при полученными из (8) и ( 9) , О < а. < а. 1 между значениями, а при а 1 < а < 90° между значениями, полученны м и из ( 1 ) и (8) . З н ачение угла а = а2, при котором р асхождение между за­ в исимостям и (8) и ( 9) Л M=Nfr [ sin а. ( 1 - s i n a.) + � cos а ( 1 - c o s a.)]

будет максимальным и определится из ур авнения

_I

-� 0. 1

0.2 0.3

0.4 0.5 0.6 0.7

38

( 1 0)

cos a 2 - � si n а. 2 - 2 ( 1-�) s i n a2 cos а2 =0.

at, град 78.58 67.38 56.60 4 6.40

36.87 2 8.о7 20.02

1

д /> 0 ;

во-вторых, н аличие упруго-пластической зоны при действии испытательной н агрузки F, соответствующей р азумно .в ыбр ан­ ному остаточному прогибу (8)

[/о с т ] = c on st + O ,

не ведет к нарушению н адежности вилочного з ахвата. В то же время принятие условий ( 3) , (8 ) в качестве ис­ ходных при р асчете вил увеличит их грузоподъемность по сравнению с величиной, определенной из условия (6) . Зна­ чени е [ /о ст ] следует ус тановить путем экспериментальных ис­ следов аний.

f

l

1 -ви л а ;

t

F

Рнс. 1. В ил о ч н ы й захват:

2-вер х и и й

крюк;

3 -н и ж н н й

крюк.

При расчете верхнего крюка вил (рис. 1 ) принимаем, что н апряжения в верхнем крюке, определенные простейшим об­ р азом, удовлетворяют условию ( 2 ) , т.е. при действии испыта­ тельной нагрузки крюк долж е н р аботать в упруго й области . Это допущение обычно выполняется в силу конструктивных соображений, и, по-видимому, н е явля ется чрез мерным. Отсюда, остаточный прогиб fос т определяем н а основании 4 1.

соотношений упруго-пл астического изгиб а б алок [3], р ассм ат­ ривая вилы согл асно расчетной схем�:: (рис. 2) . Приним аем, что вилы име­ !1 ют прямоугольное поперечное сечение ширины l = const и что на горизонтальном участке тол­ щин а в ил постоянная, а на вер­ тикальном изменяется по за­ F кону l

Рис.

2.

о

t

Расчетн а я схем а ви.� ы .

h (y)=h-ky ;

k -h - h, -

l,

.

(9)

С оответствующие обозначения даны на рис. 1 ,2 . Р асстояние 13 зависит от жесткости вил и каретки. Для каретки , состоящей из двух плит, связанных только щеками каретки, обычно с читают, что вилы опир аются на каретку в �редине нижней плиты. Такое допущение, по-видимому, идет в запас прочности и жесткости. Нормальные н апряжения на вертикальном участке вил, вызванные продольной силой F, значительно меньш е напря· ж ений изгиба, поэтому в.1ияние:v1 их на величину прогиба пренебр егаем. Расчеты деталей в упруго-п;1астической зоне основывают­ ся на диагр аммах р астяжения (сж атия) м атериала, которые для упрощения расчетов заменяются более простыми схема­ тизированными диагр а м и а ми, хорошо, однако, совпадающими с истинными в исследуемом интервале дефор м аций. Д л я м атериалов, применяемых при изготовлении вилочных захватов, могут б ыть приняты диагр амма р астяжения совер­ шенного упруго-пластического материала (рис. 3) и диагр а м б

ё

Рис. 3. Диагра м м а р а стяжения совершенного упруго·пJiастичес­ кого м атериада. 42

Рис. 4. Диаграм ма р астяжения м атериаJiа с линейным упрочне­ нн0м без площад к и текучести.

ма р астяж ения упруго-п ластичес кого м атер и ал а с лине й ным упрочне нием при отсутств ии площадк и текучест и (рис. 4 ) , Эти диагр аммы описыв аются соотнош ению.ш а=Е г,

причем Здесь: вт

О < г < гт ;

сr=сrт + Е 1 (е - ет), сr т=Е Ет ·

Ет

< е,

( 1 О)

(11)

дефор м ация, соответс твующа я пределу текучест и - модуль упрочнени я, р авный сr т тангенсу угл а н аклон а графика cr-e к оси абсцисс. В основе теории упруго- пластич еского изгиб а б алок лежит гипотеза плоских сечений, хорошо обоснов анная экспери мен­ тально. Из нее следует ;

--

Е - модуль упругос ти; Е1

г (X,Z1) =Z1 · X (x ),

( 12 )

где х ( х) - кривизн а нейтр ального слоя ( кривизн а балки) , проходящ его через центр тяжести поперечн ого сечения с коор­ д инатой х; е ( х , 2 1 ) - относите льная линейная деформ ация волокон балки, удаленны х н а р асстоянии 2 1 от центр а тяжест и поперечного сечения ; координат х на горизонта льном участке вил совпадает с 2 , а на вертикал ьном участке - с координа ­ той у . Отсюда, следует е ( х)

max

=

1 2 х

'l- ( х ) ( х) h rx) гmах--(хт) = h т ( х) · т

( х ) h (х) ;

6 - -- ·1. т -

( 1 3)

Здесь : г(х), h(x) , h т(Х) -- относительная дефор м ация кр айних max волокон балки, в ысо та сечения и высота упругой зоны (рис. 5) в р ассматриваемом сечении с координ атой х; Хт (хт) -- кривиз­ на балки � том сечении с координатой х т , в котором напряже­ ния в кр аиних волокнах достигают предела текучести. Р асположени е упруго-пластической зоны по длине балки определяется из нер авенства Здесь : cr

б М (х) , m a x - bh 2 1 Х) __

'

( 1 4) cr

_бМт(Х т ) . т - Ь h2 (Хт) '

( l 5)

М ( х) , М т(Хт ) ,

где F - площадь поперечного сечения . Для материал а с линейным упрочнением без площадки текучести из соотношений ( 1 7) , ( 1 1 ) - ( 1 3) , ( 1 5 ) следует где ! (Х

r

[��:1]2 =! (х) ,

) =З h ( Х ) 1 2 h(xт ) j

2

__

-{ М ( х)

1 -�- М т ' Хт ) Е

-

( 1 8) E 1 �7.(Xl Е · 7.т(хт)

.

[ h (х ) 1 2 } h (хт)

•

( 1 9)

Для совершенного упруго-пластического м атериала зави­ симост ь между изгибающим моментом и к р ивизной б алк и может быть получена из соотношений ( 1 8) , ( 1 9 ) , если поло­ жить Е1 = 0 (20) Е сли толщин а б алки постоянная, т. е. h (x) =coпst, то соот­ ношения ( 1 8) - (20) сводятся к р анее полученн ым формулам для балки постояннnrо прямоугольного сечения [3]. П рогиб вил в месте приложения испытательной нагрузки 44

определяется с помощью и н те гр а л а Мор а для балок из мате ­ риалов, не подчиняющихся з акону Гука [3] s

V=L S?t (x) M 1 (x) dx, l = l l1

(2 1 )

где 1 1 - длина i-го участка вилы ; М 1 (х) изгибающий мо­ мент в текущем сечениl! от единичной силы, пр иложенной .в н апр авлении искомого перемещения в месте приложения r�с­ пытательной н агрузки; s количество участков интегрирова­ ния, н а каждом из которых х и М 1 --непрерывные функции. Для участков вил, н а которы х м атериал р аботает в упру­ гой области, кривизн а балки дается обычным соотношением ( 1 6) . Уменьшение напряжений и кривизны б алки в результате снятия испытательной н агрузки на основании теоремы о р аз­ грузке определяется по фор мулам -

-

(22)

изгибающий момент при нагружении. М Уменьшение прогиб а при р азгрузке з а пишем фор мулой (2 1 ) при % ( X)=?tpaзr(X) . Остаточные напряжения и прогиб з апишутся в виде (23) /ос т =V - Vразг · 0ост= а - ар ал г ; Для удобств а введем обоз начения : � . 1l безр азмерные коор­ динаты соответственно горизонтального и вертикального участ ­ ков вил ; безр аз мерная координата нижней о поры ; 11 1 где

-

-

6 Fl атЬh ' ;

-

Qi =

Z=

� l, Y =1J l0; l1 =1j 1 l0; h -- h0l0 ; 10=110!3 ; l0 =l1 + l3 • ( 24)

[

Изгибающий момент в текущем сечении вил М=

Fl ( l -�) , Fl

,

Fl 11 0 ( 1 -"fJ );

0< �

1

6,0

1

1

Я пони я

Toj ota

1

1

2,6

1

1 1

1

1

1 ,0 1 ,8

Г идр о . м ех а н р ул ев о й п р ив од

Г идр о м еха н . руле в о й п р ив од

3,4

18

---

-

4, 1

-

-

4,2

-

1

,7/3, 1

1. 1

1

5,0 1

1 ,5 1 ,7

1

-

1 ,8 3 -

1 ,7 -

2,8

0,9

-

2,4

1 ,8 /2,8

- / 1 ,3

6,0/4,6

4,0/2,2

4,0/2,0

-/2, 4

1 ,6/ 1 ,65

7,5

7,0

Г идр о а р м е х н. ул е о в й пр и в од

4,0 -24,4 ,25 - ----

1 ,7

-4 8- -1-,3-

2,4/2,7 1 -/2,7 , 5/2,6

3200

М ех а нич. р у л ев о й п р ив од

--

1

Fio t *

1 500

1

1 ,4 1 ,7

*

T o jota

2000

1 _2,4_ --- _1_,5_5_ 1

Я

2

Таблица Ит алия

пони я·

---

2500

з900

13,0

1 7 ,0

2,3

---

2,9/3,4

Я п они я

ФРГ

Boss V o l m et 1 C l ork- -T oj o t a -- --- 1

Clark

. Ф �

, Ф инлянд .

- /0,85 6,0

1 1

1 1 1

1 1

3,2 3,2

2,6 3,4 2,4 2,8

1

3,5/3L

1

3, 1 /3, 1

1

1 1

1

6,0/2,5

7, 0

ность к автоколебаниям рулевых механизмов типа 2Н-3 7 5. 5. Усилие рулевого упр авления автопогрузчиков ведущих зарубежн ы х фир м, оснащенных гидрообъемным рулевым при­ водом, находится в пределах 1 ,6-3,5 кГ и в среднем н а 1 , 0 кГ меньше, чем при гидромеханическом рулевом приводе без реактивного действия. В последнем случае усилие м еняет­ ся в пределах 2 , 1 до 4,0 кГ. 6. Усилие на рулевом колесе отечественных автопогруз­ чиков, оснащенных гидрообъемными рулевыми привода ми «Orbltrol» (Дания) и «OR.STA--Hydraul ik» ( ГДР ) , находит-

55

1 ), \

3, 7

г 900 l?fl ЖJ 360 180 О

dp, гpatJ

18С 360 ЯО 7?0 900 d.p, г::ао

Рис. 2. Уси.п1 е н а рулевом ко.1есе а втопогр у зч иков грузоподъемностью 2 те при поворотах упра в.•шемых колес н а месте. 1-автопогр у з ч и к ф и р м ы «Toj o t a » с гидр о м е х а н и ч ес к и м р у л е в ы м п р и водо м : 2-а втопог­ ружчик с гидрообъем и ы м р у л евы м п р и в одом «Orbltrol » ; 3-автопогруз ч и к с гидро­ объем н ы м рул е в ы м п р и водом « O R S T A - H y d r a u l ik» ; 4-автопогр у з ч и к с гидрообъем­ и ы м ру.1 е в ы м п р иводом 189( НАТИ ) ; 5-автопогруз ч и к с гидро м е х а н и ч ес к и м р у л е в ы м п р и водом Н - 375.

�

:·

\·

� ;:

f::_,..-

ci,o, tpa9

/

г\

1/50 350 !70 18{) fl{)

/

5

г

.5

{

"

t" t" &;;o;;===\�s:s::;:§;:=1:!:z=c-"-/

О iD 180 Z1IJ J6G 11!0 !'1() cl.p, граВ

Рис. 3 . Усил ие н а рулевом к о,1есе автопогрузч иков прп поворотах упр ав­ ляемых колес н а месте.

1 -а в топогруз ч н к гр узо п одъ е м н о стью 5 те с гидрообъем н ы м р у д е в ы м н р н в одом « O R S T A - H y d r a u l ik» . 2-а в т опогруз ч и к ф и р м ы « B o s s » груз о п одъем н остью 5 те с гидрообъем н ы м р ул ев ы м п р и водпм «Orb l t ro l » . 3- а втопогрузчи к ф и р м ы « C l a rk» грузоподъ ем ностью 5 гс с гидром е х а н и ч еским р у­ л е в ы м п р и водом ; 4-автопоrр у з ч и к ф и р м ы «Toj o l a » г р узо п одъем ностью 5 те с м е х а н и ч еским р ул евы м н р 11 водом ; 5- а в т о п о г р у з ч и к г р узо п одъем н остью 5 те с гидром е х а н и чески" р у.1 е в ы м п р и водом Н - 375 ; 6-а втопогруз ч и к грузоподъем ностью 1 те с р у .1 е в ы м м ех а н и з м о м ГА З - 69 ; 7-а втопогруз ч и к гр узо п одъ е м ностью 5 те с гидр о м ех а н и ч ес к и м р у л е в ы м п р и водом

2Н-375.

56

ся в пределах 1 ,6 7 3 , 8 кГ при диаметре рулевого колеса_ 480 мм. В преобладающем большинстве режимов р а боты автопогрузчиков, в т. ч. при движении по прямой, усилие н а рулевом колесе не превышает 3 кГ. П р и применении гидро­ объемного рулевого привода «Orbltrol» усилие на 0,5- 1 ,3 кГ меньше, чем при применении привода «ORSTA-Hydraulik». 7 . Усилие н а рулевом колесе автопогрузчиков ведущи х иностр анных фир м значительно меньше рекомендованных значений усилий для грузовых автомобилей [ 1 ,2]. Это объяс­ няется особенностями р аботы автопогрузчиков по ср авнению с автомобиJlями, а именно: высокой м аневр енностью, боль­ шим углом поворота управляемых колес и необходи мостью, поворота их на месте. Поско.1ьку р екомендации по легкости рулевого управления автопогрузчиками отсутствуют, целесо­ образно усилие на рулевом колесе принимать по р езульта-­ там испытаний автопогрузчиков ведущих иностр анных фирм . в ы воды

Усилие н а рулевом ко.1есе фронтальных автопогрузчи-­ ков грузоподъемностью 1 -5 те, оснащенных современным рулевым приводом, гидрообъемным или гидромеханическим без реакпшноrо действия , не превышает 5 кГ при диаметре рулевого колеса 420-480 мм. 2. Гидрообъемный рулевой привод СJ!едует считать основ­ ным для перспективных автопогрузчиков при приемлемых значениях других его показателей и характеристик. П о, ср авнению с гидромеханическим рулевым приводом без реак· тивного д ействия этот привод обеспечивает м еньшее усилие рулевого упр авления, устойчивую р_абQ;Гу без неприемлемых автоко.1ебаний и унификацию рулевого привода автопогруз­ чиков р азных типов и грузоподъемностей. 3. Гидромеханические рулевые приводы с реактивным действием типа Н-375 и существующие м еханические ру.1 е ­ вые приводы применять на автопогрузчиках 2-5 т е нецеле­ сообр азно, т ак как при этох ру.Тiевых приводах усилие на рулевом колесе значительно превышает р екомендованное д а ­ же для грузовых автомобилей значение 1 2 кГ при поворота У упр авляем ы х колес на иесте. 1.

1 . Автом о бил и

Л ИТЕ РАТУРА

гр уз о вы е. О б щ пе т ехнические тр ебо а н ия . Г О СТ в 2 1 938-75. - М , : Изд- в о станда ртов, 1 976. 2 . Проценко В, Б, О р га н и з а ц п я р а б оч его м еста в одител я . - М. : Эконо· мика , 1 973, с. 1 0 1 .

57

уД!(

М. И. БА РАН, Д. И. ДР УГА НКИН,

629. 1 .02 /03 :62 1 . 868.4

В.

lf

С О ХА , Н. В. БИЛЫК.

И С СЛ ЕДО ВА Н И Е У П РА ВЛ Я ЕМОСТ И Ф РОНТАЛ Ь Н ЫХ А ВТОПОГРУЗЧ И l(О В П Р И Д В И Ж Е Н И И ПО П РЯ МО Й

Управляемость автопогрузчиков в значительной мере пре­ допредеJ1яет их производительность, м аневренность и безопас­ ность движения. Определение управ,1 яемости при движении по прямой представляет знач и тедьный интерес для фронтадь­ ны:х автопогрузчиков. В посдедних, в отличие от автомоби­ лей, кро м е гидромеханического применяется гидрообъемный рулевой привод, а нагрузка на упр авляемые колеса ум�нь­ шается с увеличением веса груз а и существенно зависит от особенностей конструкции, напр а вления п динамики движе­ ния. Огр аниченное кодичество р абот [ 1 , 2), посвященное иссле­ дованию управдяемости фронтадьных автопогрузчиков при движении по прямой, не позволяет выработать рекомендации по выбору оценочных параметров упр ав.1 яемости, типа руле­ вого привода и не дает .n озможности установить технические характеристики а втопогрузчиков, оказывающие наибодьшее вдияние на упр авдяемость при движении по прямой (курсо­ вую устойчивость) . По этому бьт а опреде.l!ена курсовая устойчивость фрон­ тадьных автопогрузчиков ведущих иностр анных фирм «Boss» (Ангдия) , «Cl ark» ( С ША) . «Toyota» (Япония ) и некоторых отечественных, грузоподъемност ь ю 2 -;.- 5 т е , оснащенных гид­ ромеханическими и гидрообъе мными ру.;1 евыми приводами. Опредедение курсовой устойчивости проводилось н а сухом, горизонта.l!ьном, цемеu.тно-бетонно:\I шоссе с покрытием, имею­ щим среднекв адр атичную ве.111чину неровности до 7 мм. На ..---+-+-+--- --++-t--

=ш= т

Р и с. 1 . Ф ор м а и р а с п оложен и е п ре п ятствий мостr1 авто п огрузч ика .

п р п оп р еделен ш r упр авляе­

участке шоссе, предназначенном для испытаний, были р ас­ положены искусственные препятствия ( рис. 1 ) . В процессе испытаний з аписывались следующие величины : а - угол поворота рулевого колеса автопогрузчика; 'У - угол отклонения продольной оси автопогрузчика от заданного напр авления ; V a - скорость автопогрузчика. Угол поворота рулевого колеса автопогрузчика из мерялся потенциометрическим датчиком, встроенным в рулевое колесо автопогрузчика. Угол отклонения измер ялся с помощью гид­ роскопического устройства, устанавливаемого непосредствен­ но на испытуемом автопогрузчике. С корость автопогрузчика измерялась датчиком скорости, установленном н а ведущем колесе автопогрузчика. Из меряемые в еличины записывали на светолучевом осцил­ логр афе К- 1 2-22 . З а оценочные параметр ы при определении курсовой устойчивости были приняты - средняя скорость б окового смещения автопогрузчика v 1 и условная р абота .в одителя по поддержанию заданного направления Wav где:

s

t,

Vr =Yo · V a ;

V3 -

Wo:v = 2 ao • 'I .

скорость автопогрузчика вдоль заданного напр авJ1ения ; 1 у 1 dt - средний интегр альный угол отклонения t 1 - to продольной оси от з аданного напр авления ; 1 т 1 - текущий угол отк.�ю нения продольной оси автопогрузчика от заданного направления ( без учета знака) . t 1 - t 0- время движения по участку з а мер а ;

'о____ "( = -

S 1 а 1 dt ----'10�--- - средний интегр альный угол поворота pyлe­ f 1 - to 11

а0=

2

1 а 1 р

вого колеса автопогрузчика ;

- текущий угол поворота рулевого колес а ;

- ) - частота tо

изменения экстремумов кривой зависимости угла поворота руJ1ев ого колеса от времени ; Р - число экстремумов кривой н а уча стке з а ­ м ер а . З а нуль отсчета параметров а и у приним ались линии, для которых: v=

\ t1

11

S

а dt=O

ta

59

Из р ассмот.Рения оценочных параметров курсовой устой­ чивости ( р ис. 2) и технических характеристик автопогрузчи­ ков следует: 1 . Основным оценочным параметром управляемости пр и движении по прямой является средняя интегр альная скорость бокового смещения автопогрузчика, которая для фронталь­ ных автопог рузчиков грузоподъемностью 2-5 те отечествен­ ного производства и ведущих иностр анных фирм находится в предел а х 0,03--0, 1 3 м/сек. Скорость бокового смещения меняется в э т их пределах в зависимости от типа и парамет­ ров рулевого привода , парамет ров базы автопогрузчика, по­ ложения центр а тяжести и противовеса, диаметра упр авляе­ мых колес и давления в шинах. � �

� � �

l

"' .,..,;:

�

50

2.5

о

i 1

5

б

г

�

О, {

/{

-��4 j

f[}

_}

15 Va Jrflf/Wc

о

.5

w 5

!О

15 Va. tr/lf/чac

Рис. 2. Управляемость автопогрузчиков при движении по прямой . а - р а бота водите.1я при выполнении маневр а ; б - средняя скорость бокового смещения автопогрузчика.

\ - а втоп огр у з ч и к грузоподъем ностью « O R S TA - Hy d r a u l ik» ;

2

те

с

гидрообъем и ы м

рулевым

п р и водом

2-а втопогр у з ч и к груз оподъем ностью 5 те с гидр а в л и ч еским рулевым пр и водом Н -375; 3-а втопогруз ч и к ф и р м ы « B o s s » г р узо п одъем ностью 5 те с гидрообъ е м и ы м р у л евы м п риводом ; 4-- а втопогруз ч и к ф и р м ы « C l a rk» груз оподъем ностью 5 те с гидром е х а н и ческим р у­ .ii с в ы м п р и в одом ; 5-- а втопогр у з ч и к ф и р м ы «Toj o t a » груз оподъем ностью 2 те с гидром е х а н и ч еским р у л е в ы м п р и в одом ; 6- автопогруз ч и к грузоподъем ностью 5 те с гидром е х а н ич е с к и м рул е в ы м приводом 2Н-375 без р е а ктивного д ействи я .

2. В результате з амены гидромеханического рулевого при­ вода Н -375 rидрообъемным рулевым приводом «ORSTA-Hyd­ raulik ND 1 60 » средняя интегр алыrая скорость бокового сме­ щения автопогрузчика повышенной м аневренности грузо­ подъемностью 5 те увел ичивается с 0 , 067 ,и/сек до 0, 1 0 м / с е к при скорости движения 1 3- 1 5 км/час. 3 . Средняя интегр альная скорость бокового смещения при скорос ти движения 1 3- 1 5 кл�/ча с автопогрузчика грузоподъ60

емностью 5 те фирмы «Boss» , оснащенного гидрообменным рулевым приводом «Orb ltrol» , составляет 0,092 м/сек и боль­ ше на 0,040 мfсек средней интегр альной скорости бокового смещения автопогрузчика фирмы « C l ark» той же грузоподъ­ емности, оснащенного гидромех аническим рулевым приводо м . 4 . Параметры упр авляемости автопогрузчиков грузоподъ­ емностью 2 те сильно возрастают с увеличением скорости, при уменьшении базы автопогрузчика и диаметр а управл яе­ мы х колес, и одновременно увеличении давления в шина х . 5 . УсJiовная р а бота водителя по поддержанию з аданного напр авления движения з ависит в основном от скорости авто­ погрузчика и незначительно изменяется с увеличением вес а груза. Т а к для испытанных автопогрузчиков грузоподъем­ ностью 5 т е условная р абота водителя возрастает на 1 0 % с увеличением веса груз а о т О до номинального. 6. Упр авляемость автопогрузчиков при движении з адни м ходом ухудшается, х отя п о данны м исследований [2] доJiжна уJiучшиться. Рас х ождение экспери ментальных и теоретичес­ ки х исследований объясняется неудобством упр авления при движении задним х одом. В Ы ВОДЫ

1.

Упр авляемость отечественны х автопогрузчиков повы­ шенной м аневр енности при оснащении их з арубежным гид­ рообъемным рулевым приводом соответствует уровню миро­ вых стандартов, т.к. х арактеристики упр авJiяемости находятся в пределах з н а ·1ений, х арактерны х для автопогрузчиков ве­ дущих зарубежны х фир �1, одинаковы х по конструкции и гру­ зоподъемности. 2. Управляемс оть фронтальны х а втопогрузчи ков при дви­ жении по прямой передним х одом определяет ся в основном углом свободного поворота рулевого колеса до включения усилителя руля, жесткость ю и передаточ ным числом рулевого привод а при малы х скоростя х движения и особенностями конструк ции автопогрузчика при скорости движени я 1 3- 1 5 км/час и выше. В последне м случае увеличени е ширины и длины базы автопогру зчика, уменьшен ие высоты центр а тяжести машины повыша ют курсову ю устойчи вость исследо ­ в а нны х автопог рузчико в н а 3 5 -- 50 % 3 . Уменьше ние коэффициента продол ьной устойчиво с ти и д и а м етр а пневмошин упр авляемы х ко.т1ес, а такж е приме­ нение грузовы х шин у худшает курсовую устойчивость и упр авляемость автопогрузчик ов при движении с грузом близ­ ким к номинальному по дороге с неровностями . 61

4. Положение водителя спиной к н апр авлению движения ухудшает упр авляемость автопогрузчиков при движении по прямой з адним ходом (упр авляемыми колесами вперед) . Л ИТЕ РАТУР А

1 . Козлинский м. П., Колесник К. К., Вуль чин С. Г. Иссл едов а ние устой­ ч и в ости ГСКБ а в топогрузчиков. а в топогрузчи ков . - Тр уды дв ижен ия Л ь вов , 1 975, с . 72-74. 2. Отр асле в а я нор маль авто м о билестроения ОН 025 3 1 9-68 . Оцен очные п а р а метры упр а в ля ем ости . - М.: Из д - в о стан д а ртов , 1 969.

УД!( 62 1 873-82 53 1 - 1 9

В. Я.

ИЛИЩ УК

И С СЛ ЕДОВА Н И Е УСТОЙ Ч И ВОСТ И А ВТОМО Б И Л Ь Н ЫХ Ш А Р Н И Р НО- Р ЫЧА Ж Н Ы Х Г РУЗОПОДЪЕ М Н ЫХ М Е ХА Н И ЗМОВ

В статье [ 1 ] р ассмотрен аналитический метод определения основных пара метров автомобильных шарнирно-рычажных пятизвенных грузоподъемных механиз мов с гидроприводом. р аботающих при подъеме-опускании по схеме ш арнирного четырехзвенника и обеспечивающих горизонтальное положе­ ние грузовой пл атфор мы на всем пути подъем а * . Достоинством этих м еханизмов является то, что они по­ зволяют при помощи цилиндр а подъем а производить наклон платформы, который необходим для облегчения погрузочно­ р азгрузочных р абот при опущенном положении механизма. Однако механизмы данного типа при определенных условиях могут терять устойчивость. Это объясняется тем, что зало­ женная в основу р ассматриваем ых механизмов кинем атичес­ кая цепь плоского пятизвенника с одним ведущим звеном в об щем случае не является м еханизмом, так как ее степень подвижности не соответствует ЧИСJ1У независимых движений. Плоский пятизвенник использован в качестве механизма подъема благодар я введению в его конструкцию упор а, огр а­ ничивающего поворот по ч асовой стрелке ведомого звена АВ (рис. 1 ) относительно ведущего звена ОА . Поскольку

* И лищук В. Я. Анад итическое и сследо в а н и е авто мо би льны х ш а р нир но• р ы ч а ж н ы х гр уз оподъе�·ны х м е х а низ м о в с объемным г идр опр ив одом . Труды Г С КБ п о а в то п огрузчи кам. Льво в , 1 976, с. 34-38.

62

поворот ведомого з.в ена относительно ведущего против ч а­ совой стрелки не огр аничен, то имеется возможность нару­ шения определенности движения звеньев механиз м а . t

1----i-----�---.-�

ff

\...т .-9?----.,.....,,,.

х

1-+-------+---.--'

(}

\.A'i�-""--:::;•'

Рпс. ! .

В данной р а боте р ассматриваются вопросы статической устойчивости, получены соотношения, которые необходимо выполнить при р азработке вышеуказ анных механизмов дл я обеспечения их безопасной эк:сплуатации. Из представленных н а рис. 1 кинематических схем видно, что устойчивость механизмов при подъеме-опускании будет обеспечена, если момент силы, приложенной в точке В, относительно точки А направлен по ч асо.в ой стрелке. В про­ тивном случае р ычаг АВ будет повор ачиваться н а шарни­ р е А (конструктивно такой поворот не огр аничен ) , что при­ в едет к наклону р ычага ВС и опрокидыванию платфор мы. Горизон тальная и вертикальная составляющие, приложен-

-ные со стороны зерна СВ в точке ны [ 1 ]:

В

силы, соответственн о р ав­

.д ля схемы I

.для схемы II

} ;6 ( G l + G0/0 J У.8 = 0 + 00 - t� 11( Ol + Ool o )

Хв '=

6

!· :

(1)

(2 )

где: О - вес груз а ; 00 - вес платфор м ы ; l и /0 вылет центр а тяжести груз а и платформы относи­ тельно точки С; 16 - длина р ычага В С; а. - угол наклона штанг СД к оси ОХ. Так как в процессе р а боты механизмов угол а приним ает nоложительные и отрицательные значения в пределах � < а. < -;-, то согл асно р авенствам ( 1 ) и (2 ) -

при

О + 00
О для схемы II сил а у� направление. Соответственно меняется напр авление момента этой си.1ы относительно точки А . Сил а Хв не зависит от угла а. Одна ко при переходе от положительных углов а к отрицательным напр авление момента этой силы относи­ тельно точки А также меняется. Для упрощения исследования устойчивости механизмов р азл агаем силу Хв' на две составляющие : Рвн - наклонную, действующую под углом а т.е. парал­ лельно звену СД и Рв е - действующую по в ертикали. Для схе м имеем I и 1 1 : 9

(3)

P�c=t� a (OZ+ Ool0). •

'64

(4 )

С илы у в ' и Рв е н апр авлены по вертикали. Их р авнодей­ ствующая равна: для схемы 1 Рв в =Ув' - Рвс; для схемы II Рв в = Ув' + Рве· Подставив в полученные уравнения соответствующие для каждой схемы значений Ув' и Рве получим для схем 1 и 1 1 : или

Рв в = 0 + 00 ± tg •'\ Ol + 00 l0 ) =t �� ( Ol + 0 0l0 ) , l 6

(5)

Система сил Рви и эквивалентна системе с и л Хв' Напр авление сил Рви, и Рв в не зависит от знака угл а а , так как c o s ( - a ) = cos a . Момент силы Рв 8 относительно точки А всегда напр авлен по часовой стрелке, а момент силы Рв и - против часовой стрелки. Составив эти моменты , по­ лучаем следующие условия устойчивости при подъеме-опуска­ нии механизма.в : для схемы I и

Рв в

Ув' .

для схемы

II

где:

( 0 + 00) !1 c o s

i n 1 ( Ol + 0 010) , ( rx + r) > z7 scos

( О + 00) !1 c os

( rx -r)> zz7 scos i n 1 ( Ol + 0010 ) ,

l

•

С!

•

С!

(6)

(7)

11 - длина р ычага А В; у - угол между рычагом А В и штангой СД. Нер авенства (6) и (7) справедливы при положительных и отрицательных углах а . Угол v принимается положительным . После тр игонометрических преобр азований (6) и ( 7 ) полу­ ч аем : для схемы 1 16 ( О + 0 0) c o s ix - lG t g y ( 0 + 00) s i n

для схемы

11

rx -

l6 ( О + 0 0 1 c os rx + l6 t g у (О+ 00) si n

tg_:r ( Ol + 00l0 ) > 0 ,

c o s С!

rx - tg

1 ( Ol + G /0 ) > 0 .

C O S et

(8)

(9).

В К&"Честве контрольного пар аметр а целесообр азно при­ нять угол а , поскольку другие, входящие в нер авенства (8) 5 . Т р уд ы .

65

ходя и з технических требований к механиз:\1у и конструкции и (9) парамеrры, обычно, определяются конструктиюю, ис­ б азового ?втомобиля. Считая угол а неизвестной ве.1 ичиной. определим гр аницы, в котор ых должны заключаться значе­ ния а , чтобы нер авенства ( 8 ) и (9) были ;верными. Областью допустимых з начений а в неравенствах ( 8) и (9 ) является вся числовая прямая, з а исключением точек 1t 2 (2n- 1 ) , где n = 1 ; 2 ; 3 ; . . Учитывая, что по условиям (схе. ме) р а боты механизмов а мож ет из меняться лишь в преде1t 1t л ах - т < а. < -2- при решении нер авенств достаточно огр аничиться ука з анным промежутком. В этом промежутке � cosa > о Ра з делив нер авенство ( 8 ) н а cosa, где -z- < a. < .

,

.

-

1t

2 получаем

1 6 ( G + 00) - 16 t g

т

( G + 00) tg a.- cos -�!I-}а. ( Ol + 00l0) > 0.

Выразив cos2a через t ga, имеем :

16 ( G + G0 ) - l6 tg 1 (0 + 00 ) tg а - tg у ( Ol + 0 0 !0) ( 1 + t g2 rx) >O.

или

tg у ( Ol + 0 0 !0) tg2 а. + 16 t g 1 ( 0 +- 00) tg + 0010) < 0.

a. - l 6 (О + 00) -!- t g у ( Ol + ( 1 0)

(1 1) н аходим tg 2 а + а tg а. + 1 - а ctg у < О . Мы получили тригоном етрическое нер авенство второй сте­ пени, которое имеет р ешения, если дискриминант квадр ат­ ного м ногочлена в левой части нер авенства положителен, т . е . при az + 4 act gy- 4 > 0 . Следов ательно, для получения поло­ авенства ( 1 1 ) должно быть выполжительного р ешения нер � -а2 нено условие ctgy > 4а• или 1

ctg У > --а - т · а

Находим корни ур авнения tg2 а. + а tg а + 1 - а ctg у=-0. 66

(tg rx) 1 ,2

=

- а ± у а• + 4 а 2

ctg 1-4

•

( 1 2)

Неравенству ( 1 1 ) удовлетворяют все те значения tga, которые больше меньшего корня, но меньше большего корня, т.е. 4 a ctg 1 - 4 y a • "-=t a �-2-� �- < g cx < - -

2

- a + -V a2 + 4a ctg 1 + 4

.

( lЗ)

Решив аналогичным способом нер авенство (9) получим 2

a- y a • + 4a ctg 1-4 < t

Окончательно и меем : для схемы I

g С1

1.

< а + у a2 + 4a ctg 1 - 4

4 a ctg 1-4 t a + -V a' + 4 a ctg-1-4 < < t - a + -Va' + 2 ci arc g - arc g ----- 2

для схемы

II

( 1 4)

•

,

( l S)

( l б) t - a-V a 2 +� 4a ctg 1 -4 < а < a rc tg a + vr a1 + 4a ctg 1-4 -- - .

- arc g

L

Определим условия, необходимые для обеспечения устой­ чивости механизмов при наклоне платформы. К:ак уже отме·

5•

Рис.

2.

67

чалось, н аклон платформы осуществляется посредством ци­ л индр а подъем а при опущенном положении механизма. При в ыдвижении штока цилиндр а ( р ис. 1 ) пос.1е упор а шарни­ р а В (схема 1 ) или шарнир а С (схема 11) в площадку ры­ чаг А В повор ачивается н а шарнире А относительно р ычага ОА против часовой стрелки, р асстояние ОВ уменьшается (схема 1 ) и.1и увеличивается (схема I I ) и р ычаг ВС вместе с платформой наклоняются Пр и втягивании штока цилиндр а пл атфор м а сперва устанавливается в горизонтальное поло­ жение, з атем следует подъем . На р ис. 2 показ аны кр айнее нижнее положение механиз­ мов - контур О А В СД и положение при наклоне платфор­ мы - контур ОА 1 В 1 С1Д н а схеме 1 и контур ОА 1 В 1 СД н а схеме I I . Р ассматрив ая р авновесие системы - р ычаг В, С, штока С, Д и пл атформ а С1 Т 1 ( р ис. 2, схема ] ) , составляем ур ав­ нение моментов относительно шарнир а В 1

PcJ6 c o s (а 1 - �) + О (lcos � + l6 s in � ) + 00 ( /0 cos � + l6 si n �), где: Рс1 - реакция штанги С1Д; а 1 - угол наклона штанги C 1 D относительно о 1 х; �- уг.ол наклона пл атформы С 1 Т 1 относительно оси о1х.

И з полученного ур авнения находим Р

е = ( O l + 0 0 l0) co s � + ( 0 + 00) 16 s i n �

lв COS (a1 - �)

1

Та к как сочленения звеньев ш арнирные, на шарнир В 1 со стороны рычага В 1 С1 действует вертика.11ьное усилие Рв� = О + + Оп и наклонное усилие РвV = Рс1 • Очевидно, что для обеспечения устойчивости механизма необходимо, чтобы сумм арный момент усилий Рв � и Рв� отно­ сительно шарнир а А 1 был направлен по ч асовой стрелке, то есть или ( О + Оо) cns ) а 1 _ 1 , ) > [ (

01

•·

a. l0 )

со� �+!� + �u; в СО S

а,-

l6 si n �] �l�_:u ,

( 1 7)

длина р ычага А 1 В 1 ; - угол между рычагом А 1 В 1 и штангой С.Д . Аналогычным способом н аходим, что услови е устойчивости при наклоне платформ ы механиз ма, выполненного по схе­ ме 1 1 , также выражается нер авенством ( 1 7) . В качестве контрольного параметра принимаем угол а 1 где:

68

у1

l7

-

т.е. в нер авенстве ( 1 7 ) будем считать a i неи з вестн ы м. По условиям р абот ы механизмов углы а 1 , � и v 1 - острые, кото­ р ые, в неравенстве ( 1 7) считаются положительными. По­ этому ограничиваемся решениями, находящимися в интервале О < rx 1 < ; , для которого cos ( a 1 - � ) > 0. Умножив обе части нер аве:нства ( 1 7) н а cos ( a 1 - � ) , где О < а1 < чаем

;

полу­

6 ( 0 + 00 ) c os (a1 - r 1) c o s (a1 - �) > ( Ol+ 00 l0) c o s � sin Y 1 + l6 ( О +

Пoc.JJ e

+ 00) s i n � · s J n 11 •

преобр азований н аходим

tg2 а. 1 - а 1 t g сх 1 t l -a1 ct g (11 + � ) < О.

где al =

( 1 8)

�ьi���:) ( l + ctg 11 tg � ) = a( / + ct g 11 · tg �). tg 2 сх1 - а1 tg а 1 + 1 -

Определяем корни ур авнения

+ �) = 0 ,

Нер авенству

( tg (J.J ) 1 ,2 = ( 1 8)

2

а 1 ± -V а� + 4 а, ctg ( т , + �)-4 2

а1

( 1 9) c tg (11 +

.

удовлетворяют следующие значения tga1

a 1 - y"a � + 4 a, ctg ( т + �\-4

-4-1 •

П осле подстановки а 1 =а ( 1 + c tg 1 1 · tg выр ажение (22 ) приводится к виду:

�)

и прt'образований: 69

сtg

у1 >

2 ( 1 + а tg

�)1 12 -а sin � - 2 c o s [3 а tgь � . cos [3

Р азложив , (1 + а tg р) 1/ 2 в биноминальный ря д и ограничи­ в аясь двумя первыми членами р яда, находим ( 1 + а tg р )

2 = 1 + ! а tg р. 1

После подстановки полученного результата в посл еднее не­ р авенство и тригонометрических преобр азований получаем с tg

У1

> 2 cos з + а s i n [3 а ( 1 -t co s [3)

•

Обычно а < О,3 и � < 1 0°. Поэтому приближенно : с

t

1 g r 1 > -а· '

(23)

Условия ( 1 2 ) и ( 23) являются необходимыми, но недоста­ точны для обеспечения устойчивости м еханиз мов . Эти усло­ в ия могут б ыть использованы, лишь как предварительные данные при р азработке механизмов. Окончательную пров е рку устойчивости необходимо производить по фор мул а м ( 1 5) , ( 1 6) и (2 1 ) . Следует также иметь в виду, что значение l (в ыл ет центр а тяжести груз а ) в формулах ( 1 0 ) , ( 1 9) необходимо прини­ м ать, исходя из н аиболее неблагоприятного р асположения груз а на пл атфор м е , т.е. l должно быть наибольшим из воз­ можных. Если в инструкционных м атериалах по эксплуатации механизм а з аданы номинальные грузоподъемность и .в ылет и снижение грузоподъемности в з ависимости от увеличения вылета, р а ссчитанное так, что грузомомент не превышает номинальной величины, то в фор мулы ( 1 0 ) и ( 1 9 ) следует подставлять номинальные значения G и /. В качестве пример а произведем проверку устойчивости механиз ма, выполненного по схеме 1 и примененного на спе­ циализиров анном автомобиле мод. 37 1 6. Исходные данные : G = 1 000 кгс; l = 0,55 м; G0 = 1 25 кгс; lo = 0,5

.м;

lв = О, 1 1

м;

у = О:

а1

= 44° ; ,� = 8" ; у = 4°30'.

Так как ct gy = оо то устойчивость механиз ма прп подъемеr. 'lt опускании обеспечена в преде.'Тах - 2 < сх < -�2" Опр еделяем значение а 1 • П р и этом в фор му лу ( 1 9 ) под­ ставляем номинальные значения G и l, так как .в инструкции грузоподъемность механизма задана в зависимости от вы­ лета. 70

Имеем

0. 1 l ( l f 00 + 1 25) a 1 = 1000-:0�s 5+1 2s . o . s

( 1 + ctg 4 30 · tg 8 )=0 , 56 . о

,

о

По фор му.1е ( 20 ) опреде.1яем допускаемые значения tga1: [ t g а. 1

] = Q 56 -1- J г0,56' +4 · 0/.6 · Clg 1 2°30'=4 ' 1,2 -'-2 '

[ tg a1 ] 1 = 1 , 5 5.

[ t g a1 ]2= - 0,985.

Поскольку при исследовании наклона платформы угол а 1 считается положительным, в р асчете учитываем только поло­ жительное значение [tga 1 ] = 1 ,55, по которому н аходим допус­ каемое значение [а 1 ] = 57°50'. Сравнивая значения а 1 и [a1J находим , что устойчивость механизм а при наклоне платформы обеспечена, так как а,

= 44°< [а 1 ].

В Ы ВОДЫ

с

1 . Пятизвенные шарнирно-рычажные механизмы подъема односторонним огр аничителем поворота ведомого звена имеют огр аниченный угол а подъем а -опускания. Пр и э т о м угол а несимметричен относительно горизонта­ ли (см. фор мулы ( 1 5, 1 6 ) : отрицательный угол (по модулю) больше положите.1 ьного угла для м еханиз м а 1 ( выполнен­ ного по схеме 1 ) и наоборот - отрицательный угол (по мо­ дулю) меньше положительного угл а для механизма 1 1 . При р авных значениях а и у для обоих м еханизмов поло житель­ ный угол меха низма 1 р авен отрицательному углу механиз­ м а II, а отрицательный уго.1 первого механиз !"f а р авен поло­ жительному углу второго. 2 . Н а величину допускаем ы х пределов угл а а большое влияние оказывает угол у. С уменьшением у пределы а воз р астают. Наибольшее значение пределов а ( - -;- < а < Т ) для обоих механизмов получае тся при у = О. Отметим, что обеспечить у = О конструктивно и технологи­ чески проще в механизме, выпшшенном по схеме 1 . 3 . Диапазон допускаемых зн ачений угла а может быть р асширен также путем увеличения значения а, что при за­ данных G и l возможно� в основном, з а счет увеличения дли­ ны lв (см. фор мулу 1 0) . Одна ко увеличение l6 приводит к не­ обходим ости увеличения угла � . что вызывает ухудшение условий погрузочно-р азгрузочных р абот. Поэтому при р а з 71

р аботке механизмов необходимо добив аться возможно м алых значений /6 и � - Увеличение пределов а, при необходимости, следует осуществлять з а счет уменьшения 'У · УД!( 62 1 .833 . 1

В . М. Б ОЛЬША К ОВ

РАСЧЕТ З У БЧАТ ЫХ КОЛ Е С Т РА Н С М И С С И И ,А В ТО ПОГРУЗЧ И КОВ НА Э В М

В настоящее время р асчеты зубчатых колес на прочность долговечность регламентированы требованиями ГОСТ 2 1 354-7 5 . Этот стандарт охватывает весьма широкий круг зубчатых пер едач. Универсальность методики ГОСТ 2 1 354- 7 5 приводит к тому, что р асчет какой-то конкретной зубчатой пар ы становится очень громоздким. В автопогрузчиках при­ меняются зубчатые передачи с огр аниченным интерв алом па­ раметров, что позволило на основании методики ГОСТ разра­ ботать специализир ов анную методику р асчета зубчатых колес тр ансмиссий автомобилей * в автопогрузчиков. В да � ной статье р асс матривается р еашв ация н а Э В М серии ЕС методики р асчета на прочность и долговечность цилиндричес ких зубчатых колес трансмиссий автопогрузчи ко в р азр аботанной в Белорусском политехничес ком институте. Р асчетные напряжения изгиба зубьев определяютс я: и

ар=

ь:� Ур У�

''

P�KP vKPµ. ·

Р асчетные контактные напряжения определяютс я по фор­ муле: F Z11uZ� Ь t Kн� Кн V, J1/ 0,5 wa w

О11 = Zм i

где: Ьр, Ь w - р абочая длина зубьев при р асчете изгибных и кон· тактных напряжений соответственно ; т - р асчетный модуль ; а w - р асчетное межосевое р асстояние; У р - коэффициент напряжений изгп б а ; Z м - коэффициент, учитывающий упругие свойства ма­ териала; �Zни- коэффициент контактного .напряжения ; учит ы вающие влияние наклона -- ко эффициенты, V, Z � * Цитович И. С" Кан оник И. В . , Вавуло В А . Н а у к а 11 т е х н ик а , 1 979, 253 с.

бил е й . - М инс к :

72

Т р а н с м п ссш1 а вто м о ­

зубьев при р асчете изгибных и контактных напря­ жен ий соответственно ; KF� . Кщ . KF v. Кн v. K Fµ коэффициен ты, учитыв ающие харак­ тер р аботы зубчатой пары . Однако р асчетные напряжения не могут являться хар ак­ теристикой, определяющей р есурс зубчатой пары. В процессе работы зубчатой пары при р еальном нагрузочном режиме в м атериале накапливаются микроповреждения, которые явля­ ются причиной усталостного -р азрушения зубчатой пары (по­ верхностное выкрашивание либо излом зубьев ) . Для оценки этого процесса введем условную интегр альную величину R 1 , которая определяется п о фор муле: -

R1F= nsa

где :

а-

R1н= ns a

11

п

L (afr;"(; KF;i тд ,

i= 1

L (crlf;y ;Kнz i r; ) .

i=1

число зацеплений зубч атого кoJieca з а один обо­ рот; R 1 F, R 1 н- комплексная м ер а накопленной уста Ji ости по из ­ гибным и контактным напр яжениям соответствен­ но за 1 час р а боты ; ns- чис л о циклов напряжений за 1 оборот зубчатого· кoJieca ; r 1 - относительное время р а боты зубчатой пары на i-ой передаче ; i тz -· передаточное отнош е ние тр а нсмиссии автопогруз ­ чика н а учас тке от р асчитываемого зубчатого колеса до ведущих колес автопогрузчика на i-ой передаче; п - число передач, на которых р аботает р асчитывае­ мая зубчатая пар а ; /(pz , Кщ - коэффициенты, характеризующие нагрузочный­ р ежи м тр ансмиссии на i-ой передаче при р асче· те изгибных и контактных напряжений. Нагрузочный реж им тр ансмиссии автопогрузчика з ависит от ряда факторов, наиболее важными из которых являются: 1 . Грузоподъемность автопогрузчика ; 2 . Тип трансмиссии (механическая, гидр о механическая) ; 3 . ТехноJiогический проuесс, обслуживаемый автопогруз-

7 3-

чиком ( р абота на железнодорожной р ампе, в порту, на скл а ­ дах, в литейных цехах и др. ) : 4 . Скорость автопог рузчика . Случайный характер факторов нагрузочного режима опре­ деляет статистический учет их в.1ияния на долговечность зуб­ ч атой пары . Кривые р аспределения нагрузок в элементах трансмиссии р азличны на р азных п е р ед ача х что создает дополнитеJiьные трудности для р асчета. Р асчет производится по р асчетному крутящему моменту, который определяется либо мощностью двигателя, либо мак· симально реализуемым тяговым усилием. Д алее, при опреде­ .1ении комплексной: меры накопленной усталости величины напр яжений, в ычисленных по р асчетному крутящему момен· ту, корректируются с помощью коэффициентов I ; • KF1, Кн t Т аким образом параметр ами, хар актеризующими нагру­ зочный р ежим трансмиссии автопогрузчика, являются коэф· фициенты j1, KF1, Кт. опредеаяемы е экспериментально. П р и проектировании новых автопогрузчиков можно ис· пользова ть результаты исследований а втопогрузчиков подоб· ного класс а . В Белорусском политехническом институте исследованы параметры н агрузочных режимов автопогрузчиков, обслужи­ вающих р азличные технологические процессы. О днак о пр и проектировании новых обра з цов автопогрузчи ков зар анее неизвестно какой технологичесский процесс будет обслужи­ в ать автопогрузчик. Кроме того многие автопогрузчики обслу· живаю т р азные техно,1огическпе процессы . На основании ,

\

\

KF 1 -- 1 --н--,---к , --I 600� 800 лt должна быть р авна Т0 = 8- 1 4 те. При н атяжении каната мон тажным усилием Т0 усилие натяж ения, приход'ilщееся на одну проволоку, составит: Т=� ' п

( 8) .

где п - число проволок в канате. Дополнительное удлиненпе Лlк оста.в шихся нер азорв а н ными проволок в канате, з а счет пер ер,аспреде.ления усилий р азор­ в авшейся прово.1 оки н а остальные, выразим через соот ноше­ ния п.1 ощадей : F д /к = Л / -Е • F · к

(9 )

где Fк - суммарная площадь поперечного сечения проволоl{ в канате. Снижение усилий на тяжения канат а Л Т к можно выразить через Лl к по закону Гука : а=в Е' , ( 1 0) где Е' - приведен ный модуль упругости каната, Л l

6*

к в= --· 1

(1 1) 83

где

l

-

длина пролета установки,

Д /к / д Тк =z- Е · F.

( 1 2)

На основании (7) и ( 1 2 ) можно опредеJшть потерю натя· жения каната от р азрыва отде.J1ьн ы х проволок: 3

д Тк = т

ТnиНк

Е

z- ·

-

· Fк Fк-F) '

Е'

( l 3)

количество р азорванных проволок в канате. Результаты численного анализа ( 1 3 ) показ али, что если б ы в р азных сечениях каната в р азных прядях произошел р азрыв 1 00 % проволок, то усилие натяжения на длине проле­ та l = 1 00 м составило бы ЛJ к = 99 1 кгс. С увеличением дли­ ны пролета усилие сниж а ется все больше: l = 600 м , д Tir.= 1 60 кгс. П р и пара болическом законе изменения натяжения прово­ локи в обл асти р азрыва ЛТ к несущего каната при одиночном р азрыве р авно : где

п0

-

Д

,

4

Е'Ек

Т- Ь

l =3 -z- .

При групповом р азрыве прово.ТJ: ок ких сечениях каната Л Т =_!_ Тв · n 0 гр j l

( 14)

E (Fк -F) "

•

Е'

в

одном или нес коль­

· F,(

Е I Fк - nJ'i) •

( 1 5)

Результаты анализа ( 1 4) показали, что снижение усилия натяжения при 1 0 0 % р азрыве проволок в р азных сечениях каната составило бы при l = 1 00 м ЛТк 1 33 4 кгс и при l = 600 м ЛТк = 224 кгс. Таким обр азом при пар аболическом з аконе р аспределени я усилия натяжения проволоки в зоне р азрыва релаксация усиJ1ия натяжения несущего каната ока­ зывается более интенсивной . П ровед е нные р асчеты показывают, что к моменту наступ­ ления 2 - й стадии разрывов прово.1ок усилие натяжения не· сущего каната уменьшается несущественно. На основании экспер иментальных исследов аний установ­ лено, что 1 - я стадия р азрывов проволок ка н ата ко .r�еб.rrет ся от 4 5 ДО 5 5 % , 2- я от 25 ДО 35, 3 я - ОТ 1 3 ДО 1 7 % вынос­ ливости каната. На основании вышеизложенного видно, что 3-я стадия происходит за короткий промежуток времени, так как новые р азрывы проволок появляются очень б ы стро и в промежутке =

-

-

времени между в озможными в эксплуапщии контрольными осмотр ами канат может внезапно р азорваться. Таким образом можно констатировать, что начало 2-ой стадии разрывов проволок может быть принято в качест.в е критерия выбр аковки несущих канатов. На основании проведенных исследований можно с доста­ точной уверенностью утверждать, что м етодом контроля уси­ л ения натяжения канатов нельзя обнаружить их начальный процесс р азрушения. Метод картогр а м м отпечатков дает возможност ь проследить динамику разрушения каната. ЛИТЕРАТУРА

1 . Катаева Е. И. Маши н а для испытани я н а износ несущих кан атов подвесны х дорог. Бюллетень пзо бретений, № 4, 1 9 6 1 . 2. Дурунда М Д. Исследование состояния н а ружной поверхностп ста,1ьных к а натов методо м отпечатков. - Труды ГСКБ по а втопогрузчикам. Львов, 1 974, с. 72 -74. 3. Житков Д. Г., Поспехов И. Т. Стальные канаты для подъемно­ транспортных машин. - М. : Металлургиздат, 1 964, с. 1 64- 1 67. 4. Белая Н. М., Прохоренко А. Г. Канатные лесотр анспортные уста­ новк п . - ,\'1 . : Лесная промышленность, 1 964, с. 1 78- 1 79.

УДК

62 ! 8 6 064 2

И. И. БИДНИ ЧЕНКО, И. С. Л ОЗ О I Ю И

О П Р ЕДЕ Л Е Н И Е С О П Р О Т И В Л Е Н И Я В Н ЕД Р Е Н И Ю КО В ША П О Г РУЗЧ И КА В ШТА Б ЕЛ Ь СЫ П УЧ Е ГО Г РУЗА

Запишем выражение для определения сум м арного сопро­ тивления внедрению ковша в штабель сыпучего груза в сле­ дующем виде: ( 1)

k 1 6 и k26

где

коэффициенты, учитывающие уве.1ичение основ· ных составляющих сопротивления з а счет допол­ нительных сопротивлений, соответственно, внед­ ернию передних кромок боковых стенок и от их трения о груз . k 1 б= l , 1 + 1 . 2 и k2 б = 1 ,04+ 1 , 1 [ 1 ] ; Р0 - сопротивление на кромке днища ковша ; Рп р - сум марная реак ц ия штабеля в сечении аЬ (рис. 1 ) ; -

85

Ртр- сопротивление трения на нижней поверхности дни­

ща ковша.

Ртр max=( Gк + G к p + P ' )!11 1

(2)

где Gк- сила тяжести ковш а с гидроцилиндро м ; О кр_ - с и л а тяжести кар етки грузоподъемника ; Р ' - сумм а вертикальных проекций всех действующих на ковш со стороны штабеля усилий ; (-L 1 - коэффициент трения днища ковша о штабель. В основ у определения сопротивления на кромке днища ковша положен учет взаимодействия кром ки с периодически с

С!'1еняюща11с.я

11плотненноео

часть !ltl. а

Рис. ! . Распределение снл при в недрени и режущей кромки ковша в штабель сыпучего груза.

скалывающимся и оттесняющим б.'Iизлежащие частиц ы груза уплотненным ядром. При этом сдвигаем ы е м асс ы груза приним аются отвердевшими, поверхности сдвига - плоски­ ми, а трение на этих поверхностях -- пропорщюнальн ы м сум­ марному нор м альному давлению. Пер ед передней кромкой, движущейся со скоростью v под углом в к основа н ию штабеля, обр азуется уплотненное ядро, которое скалывается под углом а к напр авлению дви­ жения. Сколовшаяся приз м а передвигается по плоскости за-

точки ножа и.1и по по.в ерхности, обр азованной налипшим к нему грузом . Груз оттесняется в одну или обе стороны в з ависимости от формы з аточки ножа и тр аектории дви же­ ния. Максимальное напряжение а 0 m a x будет от силы действия кромки н а груз Р 0 , которую можно считать напр авленной по касатеJ1 ьной к траектории перемещения кромки. На р ис. 1 р ассм атривается случай, когда угол з аточки передней кромки а0> �-� как наиболее р еальный [2], где угол внутреннего трения сыпучего г.р уз а .