Обґрунтування схеми і конструктивних параметрів орного агрегату із фронтальним плугом без опорного колеса : дис.. доктора філософії

Abstract

Дисертаційне дослідження присвячене обґрунтуванню схеми і конструктив- них параметрів орного машинно-тракторного агрегату у складі трактора серії ХТЗ- 160 (ХТЗ-16131), задньонавісного серійного чотирикорпусного плуга ПЛН-4-35 і нового фронтального двокорпусного орного знаряддя під маркою ПЛН-2-35. Особливістю фронтального плуга є те, що він, на відміну від аналогічних знарядь, ви- користовується без опорного колеса. Аналіз шляхів і тенденцій використання таких орних знарядь вказує на наступні їх переваги. По-перше, вертикальна складова тя- гового опору передньонавісного орного знаряддя формує додаткове навантаження, яке припадає на передній міст трактора. По-друге, додаткова вертикальна сила з одного боку сприяє росту тягового зусилля тим мостом, до якого вона прикладена, а з другого боку ‒ забезпечує зменшення буксування коліс цього мосту трактора. По-третє, високі зчіпні властивості коліс трактора забезпечують йому менше бук- сування і навпаки: мале буксування притаманне високим тягово-зчіпним властиво- стям коліс. По-четверте, зменшення буксування рушіїв трактора забезпечує йому відповідне зменшення витрат пального у агрегаті із тим чи іншим знаряддям/маши- ною. По-п’яте, зростання тягового зусилля трактора створює прямі передумови для збільшення робочої ширини захвату використовуваного плуга. А це, як відомо, без- посередньо приводить до зростання продуктивності роботи орного агрегату у ці- лому. У напрямку розв’язання сформульованих задач досліджень у теоретичному розділі дисертації першою чергою розроблено рівняння рівноваги фронтального 3 плуга у поздовжньо-вертикальній площині проекцій. Результати їх аналізу показу- ють, що сумарне довантаження Ns переднього мосту трактора залежить лише від чотирьох параметрів: 1) ширини захвату орного знаряддя – В, м; 2) сили ваги плуга – G, кН; 3) глибини оранки – h, м; 4) коефіцієнта питомого опору орного знаряддя − kп, кН∙м-2. Установлено, що за збільшення параметра В утричі (з 0,75 до 1,05 м) вертикальне навантаження на передньому мосту трактора зростає у 1,6 разів (з 3,46 до 5,39 кН). Реальне значення параметра В прийнято рівним 0,70 м. Таке конс- труктивне рішення за умови кута нахилу центральної тяги переднього навісного механізму (ПНМ) трактора α = 15о, кута нахилу нижніх тяг ПНМ β = 0о, глибини оранки h = 0,25 м і значення коефіцієнта kп = 55 кН⋅м-2 забезпечує вертикальне до- вантаження передніх рушіїв енергетичного засобу на рівні 6,43 кН. Вплив глибини оранки (h) на сумарне вертикальне довантаження переднього мосту трактора (Ns) не такий вагомий, як зміна параметрів В і G. Так, при збільшенні параметра h у 1,5 рази (з 0,20 до 0,30 м) показник Ns зростає лише на 13%. Практично аналогічний результат отримуємо за зміни коефіцієнта питомого опору плуга: за збільшення значення цього параметра на 18% (з 55 до 65 кН/м2) показник Ns відповідно збільшується лише на 6%. Завдяки теоретичним дослідженням установлено, що зі збільшенням кута нахилу центральної тяги ПНМ трактора (α) та за незмінної значини кута на- хилу нижніх (β) зусилля в обмежувальному ланцюгу (сила Рd). Динаміка цього про- цесу така: за збільшення кута α у 6 разів (з 5 до 30о) сила Рd збільшується удвічі (із 10 до 20 кН). При цьому, кут нахилу центральної тяги переднього навісного меха- нізму трактора (α) здійснює більший вплив на динаміку зміни сил Pv, Pn i Pd, ніж кут нахилу нижніх тяг (β). Збільшення кута α, своєю чергою, в основному впливає на зміну сил, які діють у центральній (Pv) та нижніх (Pn) тягах ПНМ енергетичного засобу. Зростання сили, яка діє у обмежувальному ланцюгу (Pd), − менш інтенси- вне. Теоретично установлено, що у тягах переднього навісного механізму трактора діють значно більші сили, ніж у обмежувальному ланцюгу фронтального плуга. Для їх зменшення із забезпеченням конструкційної надійності елементів ПНМ тра- ктора, кут нахилу його центральної тяги (α) має бути якомога більшим. Раціональ- ним обмеженням цього збільшення є такий конструктивний параметр, як висота стояка переднього навісного механізму трактора. Чим ця висота більша, тим більш габаритним є фронтальній плуг, що небажано. Цілком прийнятною є умова, за якою кут нахилу центральної тяги переднього навісного механізму трактора (α) буде в межах 25-30о. У цьому випадку зусилля у центральній та нижніх тягах ПНМ енер- гетичного засобу будуть близькими до найменших (на рівні 40 кН). При цьому, сила Pd, яка діє у обмежувальному ланцюгу фронтального плуга, буде знаходитися на прийнятному рівні, що не перевищує 20 кН. Із інших конструктивних парамет- рів, які входять до системи рівнянь рівноваги плуга, на увагу заслуговують насту- пні три: 1) висота розташування рами фронтального орного знаряддя hc; 2) поздов- жня координата центру мас фронтального плуга С2; 3) поздовжня координат центру опору фронтального плуга С3. Найменша значина параметра hc обумовлена висо- тою корпуса фронтального плуга. Змінювати цю значину у бік збільшення немає потреби із-за небажаного зростання габаритів, а отже і металоємкості, передньона- вісного орного знаряддя. Значина параметра С3 (як і параметра С2) має визначатися, виходячи із міркувань конструктивного оформлення фронтального плуга. А це означає, що задля зменшення його довжини поздовжня координата центру опору даного орного знаряддя (тобто параметр С2) має бути якомога меншим. Для вивчення динаміки вертикальних коливань переднього мосту трактора з фронтальним плугом без опорного колеса складена математична модель функціо- нування даної динамічної системи у поздовжньо-вертикальній площині під впли- вом двох зовнішніх збурень: 1) коливання вертикальної сили довантаження перед- нього мосту трактора (𝑁𝑠); 2) вертикальні коливання нерівностей поздовжнього профілю опорної поверхні (поля). На основі розробленої математичної моделі були складені відповідні передаточні функції і амплітудні (АЧХ) та фазові (ФЧХ) часто- тні характеристики. Аналіз розрахованих АЧХ засвідчує, що за збільшення частоти коливань сумарної сили Ns коефіцієнт їх підсилення динамічною системою прогре- сивно зменшується. Інтенсивність цього процесу практично однакова для значин зчіпної маси переднього моста трактора (параметр М) як на рівні 5700 кг, та і на рівні 6300 кг. Математичним моделюванням установлено, що збільшення частоти впливу збурювального впливу ω до 20 с-1 приводить до бажаного зменшення АЧХ 5 для усіх прийнятих значин коефіцієнта жорсткості шин передніх коліс трактора Сш. Особливо це проявляється на частотах коливань збурювального впливу (тобто сили Ns), близьких до нульової позначки. Так, коли ω = 2 с-1, то значина АЧХ з позначки 19∙10-7 м/кН зменшується до позначки 12∙10-7 м/кН. Тобто, бажане зменшення під- силення динамічною системою вхідного збурення становить 36,8%. На відміну від коефіцієнта жорсткості шини Сш зміна коефіцієнту опору її деформування Кш з 1 до 3 кН∙с/м відчутного впливу на АЧХ відпрацювання динамічною системою збу- рювального впливу практично не здійснює. У якісному і, саме головне, у кількіс- ному плані перебіг цих оцінюваних частотних характеристик в усьому частотному діапазоні коливань сили 𝑁𝑠 від ω = 0 до ω = 20 с-1 один і той же. Аналіз показує, що зі збільшенням частоти коливань сумарної сили 𝑁𝑠 приблизно до ω = 4 с-1 оцінювані ФЧХ за обох значин параметра системи М (5700 і 6300 кг) суттєвої різниці не ма- ють. Фазовий зсув динамічної системи за відпрацювання нею збурювального впливу при цьому сягає позначки 1,2о або 0,02 рад. У часовому вимірі за ω = 4 с-1 це становить лише 0,02/4 = 0,005 с. На практиці таке означає, що в діапазоні частот коливань збурювальної сили 𝑁𝑠 від 0 до 4 с-1 динамічна система реагує на її (сили) зміни майже миттєво. У цілому зменшення значини коефіцієнта Сш із 400 до 250 кН/м приводить до бажаного збільшення фазового зсуву при відпрацюванні дина- мічною системою збурювального впливу. Адже чим менша жорсткість шини (тобто менша значина коефіцієнта Сш), тим менша її жорсткість. Своєю чергою, чим ме- нша жорсткість шин, тим пізніше, за рахунок її більшої деформаційної здатності, вона реагує на збурення. Установлено, що для системи зі значиною коефіцієнту Кш = 3 кН∙с/м ФЧХ сягає позначки -0,9о або 0,016 рад. Для цієї ж системи, але за умови Кш = 1 кН∙с/м, фазовий зсув (тобто ФЧХ) збільшується (у абсолютному вимірі) до -2,6о або до 0,046 рад. Таким чином, різниця між порівнюваними ФЧХ за частоти ω = 10 с-1 становить приблизно 1,7о або 0,03 рад. Цьому фазовому зсуву відповідає різниця між запізненнями реакцій динамічної системи на збурення величиною у 3,0∙10-3 с. Математичним моделюванням з’ясовано, що розглядувана динамічна си- стема при відпрацюванні нею вертикальних коливань поздовжнього профілю поля практично індиферентна по відношенню до збільшення параметра М з 5700 до 6300 кг. Аналіз отриманих результатів досліджень з довірчою імовірністю 95% засвід- чує, що нуль-гіпотеза про рівність середніх значень глибини оранки у порівнюва- них агрегатів не відхиляється. Доказом цього є НІР05 даного статистичного показ- ника, яка дорівнює 0,81 см. А це більше за дійсну різницю між порівнюваними зна- ченнями глибини оранки, яка становить 0,50 см. Із цього випливає, що видалення опорного колеса у фронтального плуга не приводить до значущої зміни ним серед- нього значення глибини оранки. Водночас, нуль-гіпотеза про рівність порівнюва- них дисперсій коливань глибини оранки орними агрегатами обох варіантів відхи- ляється. Принаймні на статистичному рівні значущості 0,05. Згідно з отриманими даними дійсна значина F-критерію Фішера на рівні 1,69 (6,76/4,00) є більшою за табличну, яка в даному випадку становить 1,39. З огляду на це можна стверджу- вати, що використання фронтального плуга (варіант 2) обумовлює зменшення дис- персії коливань оранки у порівнянні з орним агрегатом, обладнаним фронтальним плугом з опорним колесом (варіант 1). Ширина захвату обома МТА була практично однаковою. Отримана при цьому арифметична різниця між середніми значеннями цього показника, яка дорівнює 0,8 см, є меншою за НІР05 = 1,2 см. Такий результат вказує на те, що застосування фронтального плуга без опорного колеса не призво- дить до зменшення його (плуга) робочої ширини захвату. У процесі визначення цього параметра було встановлено, що буксування рушіїв трактора у складі МТА з фронтальним плугом з опорним колесом (варіант 1) становило 13,8%. У агрегату з фронтальним знаряддям без опорного колеса (варіант 2) воно було на 13% меншим і дорівнювало 12,0%. Унаслідок цього швидкість робочого руху орного агрегату за варіантом 1 становила 2,20 м∙с-1 або 7,92 км∙год-1. У МТА за варіантом 1 швидкість робочого руху дорівнювала 2,36 м∙с-1 або 8,50 км∙год-1, що на 7,3% більше. Змен- шення буксування рушіїв трактора у складі орного МТА за варіантом 2 обумовило відповідне зменшення питомих витрат пального. Наразі вони становили 13,8 л∙га-1. Це практично на 15% менше, ніж у орного машинного тракторного агрегату за схе- мою 1, для якого значення цього показника дорівнювало 16,3 л∙га-1. Налаштування орного агрегату з фронтальним плугом без опорного колеса дозволяє підвищити керованість руху усього МТА із одночасним зменшенням його запізнення на керу- вальний вплив у вигляді кута повороту керованих коліс трактора. У практичному сенсі підвищення керованості руху орного агрегату відобразилось на коливаннях траєкторії борозни після його проходу. Як показав аналіз експериментальних да- них, спектр коливань цього параметра у агрегату з фронтальним плугом без опор- ного колеса вужчий, ніж у агрегату з передньонавісним орним знаряддям, обладна- ним опорним колесом. Як засвідчують результати експлуатаційно-технологічних досліджень, швидкість руху орного агрегату за варіантом 2 була більшою на 7,4% (8,7 км∙год-1 проти 8,1 км∙год-1 у МТА за варіантом 1). За рахунок більшої швид- кості робочого руху коефіцієнт робочих ходів у орного агрегату з фронтальним плугом без опорного колеса виявився більшим (0,89 проти 0,86 у агрегату за варіа- нтом 1). Із-за більшого значення цього коефіцієнта вищим є і значення коефіцієнта використання часу зміни у агрегату за варіантом 2 (0,87 проти 0,85). За даними хро- нометражних спостережень зроблено висновок, що за рахунок приблизно однако- вої ширини захвату і більшої швидкості руху основна (чиста) продуктивність ро- боти орного агрегату з фронтальним плугом без опорного колеса більша на 7%. Продуктивність роботи цього МТА за 1 год змінного часу вища на 10%. За рахунок більшої продуктивності роботи питомі витрати пального орним агрегатом з фрон- тальним плугом без опорного колеса виявилися меншими на 17,7%. У підсумку застосування технічного рішення у вигляді видалення опорного колеса із складу фро- нтального плуга дало можливість новому орному машинно-тракторному агрегату зменшити: витрати праці – на 14,8%; прямі витрати – на 17,2%; питомі інвестиційні витрати – на 24,7%; сукупні витрати – на 17,2%. Техніко-економічний ефект від застосування такого орного МТА становить не менше 211,5 грн на кожному га об- робленої площі.