Pnevmaticheskie_i_gidropnevmaticheskie

Теги: техника средств транспорта

Похожие

Автомобили. Конструкция, конструирование и расчет. Системы управления и ходовая часть

Автомобили. Конструкция, нагрузочные режимы, рабочие процессы, прочность агрегатов автомобиля

Конструкция автомобиля. Шасси. Учебник для вузов

Многоцелевые гусеничные и колесные машины.

Текст

Я. М. ПЕВЗНЕР

—| А. М. ГОРЕЛИК

НЕВИА1ИЧЕСКИЕ

ГИДРОПНЕВМА1ИЧЕСКИЕ

ПОДВЕСКИ
Я. м. ПЕВЗНЕР и А. М. ГОРЕЛИК

ПНЕВМАТИЧЕСКИЕ
И ГИДРОПНЕВМАТИЧЕСКИЕ
ПОДВЕСКИ

ГОСУДАРСТВЕННОЕ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКОЕ ИЗДАТЕЛЬСТВО
МАШИНОСТРОИТЕЛЬНОЙ ЛИТЕРАТУРЫ

Москва 1963
УДК 629.113.012.8-8'5-82

П23

Книга посвящена пневматическим и гидропневматиче-
ским подвескам — новой области автомобильной тех-
ники. За последние годы применение этих подвесок в ав-
тостроении быстро расширяется. Переход на пневмати-
ческую подвеску связан со значительными изменениями
в конструкции всего автомобиля в связи с введением
автоматического регулирования подвески.

В книге даны анализ конструкций пневматических и
гидропневматических подвесок, основы теории и расчета
этих подвесок, а также особенности их эксплуатации.

Книга рассчитана на инженерно-технических работни-
ков автомобильной промышленности и транспорта.

Рецензент д-р техн, наук Б. В. Гольд
Редактор канд. техн, наук Д. В. Гелъфгатп

Редакция литературы по автомобильному и транспортному машиностроению
Зав. редакцией инж. И. М. БАУМАН
ВВЕДЕНИЕ

Подвеска автомобиля необходима в первую очередь для
уменьшения динамических воздействий, .передаваемых от до-
рожных неровностей пассажирам, перевозимым грузам и самому
автомобилю.

Качество подвески не только определяет плавность хода авто-
мобиля, но и оказывает значительное влияние и на другие
эксплуатационные показатели: устойчивость, проходимость, на-
дежность, долговечность и т. д. Скорость движения автомобилей
по неровным дорогам обычно ограничивается не располагаемой
мощностью двигателя, а качеством подвески. Таким образом, не-
достаточная плавность хода ведет к общему снижению произво-
дительности автомобильного транспорта.

Одновременно с развитием конструкции автомобиля и уве-
личением средних скоростей движения совершенствовалась и
подвеска. Однако подвеска современных автомобилей еще далеко
не полностью удовлетворяет многообразным требованиям, предъ-
являемым к ней, и поэтому постоянно ведутся дальнейшие ра-
боты по улучшению конструкции подвески.

Требования к подвеске могут значительно отличаться в за-
висимости от условий эксплуатации, в частности, от дорож-
ных условий, наличия и повторяемости перегрузок и т. д.

Автомобили, обладающие высокими показателями плавности
хода при движении по хорошим, гладким дорогам, могут ока-
заться мало пригодными для плохих дорог. Нередки случаи,
когда подвески, удовлетворяющие всем требованиям при нор-
мальных режимах, не выдерживают испытаний при систематиче-
ских перегрузках.

Вопросы повышения качества подвески имеют особенно важ-
ное значение при эксплуатации автомобилей по плохим доро-
гам. Подвески отечественных автомобилей еще недостаточно
приспособлены для работы в таких условиях. Вследствие этого
снижаются долговечность автомобиля, средняя техническая ско-
рость движения, повышаются расход топлива и себестоимость
перевозок. Как показала статистическая обработка результатов
массовых замеров, на плохих дорогах средняя скорость оте-
чественных автомобилей всех типов снижается примерно
на 50% [8].
Подвески грузовых автомобилей, выполняемые, как правило,
на листовых рессорах, имеют и другой недостаток — понижен-
ную долговечность. Листовые рессоры остаются едва ли не един-
ственным агрегатом автомобиля, выход которого из строя по
причине поломки считается закономерным. Срок службы осталь-
ных агрегатов обычно ограничивается износом, и их поломки
являются результатом ошибок при конструировании. Этот не-
достаток рессорной подвески также особенно резко выявляется
при эксплуатации по плохим дорогам. В этих условиях срок
службы рессор обычно в несколько раз меньше срока службы
других агрегатов автомобиля.

Поиски путей повышения качества подвески уже давно при-
вели к попыткам использовать для ее упругих элементов не
металл, а какой-либо другой материал — резину, воздух, жид-
кость. Особенно интенсивно ведутся работы в этом направлении
за последние годы. Отдельные опытные образцы автомобилей
с пневматическими и резиновыми упругими элементами под-
вески появлялись уже 20—30 лет назад. Однако они в 'боль-
шинстве случаев не получали распространения в серийном -
производстве. За последние 10 лет выпуск автомобилей с та-
кими подвесками значительно расширился в связи с прогрес-
сом в технологии производства резины и синтетических ма-
териалов.

Особенно большое значение имело появление и распростра-
нение в производстве различных типов пневматических и гидро-
пневматических подвесок.

Гидропневматическими условно названы подвески, в кото-
рых так же, как и в пневматических, в качестве упругого тела
используется сжатый газ или воздух, а жидкость служит для
передачи давления газу, демпфирования и других целей. Тер-
мин «гидропневматические» для подвесок этого типа хотя и не
вполне точен, но уже получил широкое распространение. Эти под-
вески можно также называть «пневматическими с гидравличе-
ской передачей усилий».

Типы и конструкции применяемых пневматических подвесок
чрезвычайно разнообразны. В то время как основные виды
стальных упругих элементов уже давно установились (листовая
рессора, цилиндрическая пружина, торсион), в отношении пнев-
матических еще идут поиски наиболее рациональных форм и ’
конструкций.

Различны могут быть и цели, которые ставятся при замене
*в подвеске стальных упругих элементов пневматическими. В не-
которых случаях основной целью является повышение плавно-
сти хода автомобиля, в других — увеличение долговечности или
одновременное повышение плавности и долговечности. Отдель-
ные типы пневматических подвесок имеют специфические пре-
имущества и недостатки и в соответствии с этим рациональные
области применения.
По сравнению с подвесками со стальными упругими эле-
ментами пневматическая подвеска имеет следующие преиму-
щества:

1. В большинстве случаев может быть получена нелинейная
прогрессивная характеристика, что способствует повышению
плавности хода, уменьшает возможности ударов. Характери-
стика стальных упругих элементов обычно линейная и требуемая
прогрессивность характеристики подвески достигается за счет
усложнения ее конструкции.

2. Легко достигается автоматическое регулирование жест-
кости и динамического хода подвески в соответствии с усло-
виями нагружения, вследствие чего увеличивается возможность
повышения плавности хода и улучшаются другие эксплуата-
ционные качества.

3. При одинаковых размерах пневматического упругого эле-
мента, изменяя давление воздуха в нем, можно получить эле-
менты разной грузоподъемности, что расширяет возможности
применения данной конструкции.

4. Пневматические упругие элементы некоторых типов имеют
чрезвычайно высокую долговечность, которая при стальных
упругих элементах может быть достигнута лишь при значитель-
ном увеличении веса и размеров.

5. Легко осуществляется автоматическое регулирование по-
стоянства положения кузова относительно поверхности дороги
независимо от величины статической нагрузки !. Это повышает
удобство входа и выхода пассажиров (что имеет важное значе-
ние для автобусов), устраняет боковые крены кузова из-за
несимметричной нагрузки, улучшает внешний вид разгружен-
ного автомобиля или автобуса.

6. Вследствие постоянного положения кузова облегчается
решение задачи обеспечения правильной кинематики подвески
и рулевого привода, снижается центр тяжести разгруженного
автомобиля и, следовательно, повышается его устойчивость. При
любой нагрузке обеспечивается надлежащее положение фар,
что повышает безопасность движения в ночное время.

7. Легко осуществляется принудительное регулирование по-
ложения кузова относительно поверхности дороги. Таким обра-
зом, водитель получает возможность по желанию поднять или
опустить кузов, в результате чего увеличивается проходимость,
облегчаются условия погрузки «и т. д. *

Пневматические подвески, очевидно, в ближайшее время
•найдут применение в нашей автомобильной промышленности,
и сейчас уже развернуты работы по их освоению. При исполь-
зовании пневматических подвесок для автомобилей необходим
продуманный подход, учитывающий как результаты работ, про-

1 Такое регулирование может быть осуществлено и при некоторых дру-
гих типах подвесок, например при торсионной, однако только при значи-
тельном усложнении конструкции.
веденных нашими заводами и научно-исследовательскими орга-
низациями, так и зарубежный опыт. При этом надо иметь
в виду, что зарубежный опыт автостроения далеко не всегда
может быть целиком у нас использован в силу различия в до-
рожных и климатических условиях, в организации автомобиль-
ного производства и эксплуатации.

Многочисленные статьи, посвященные пневматическим под-
вескам, появившиеся за последние годы в иностранной периоди-
ческой литературе, часто базируются на фирменных материалах,
в которых недостаточно отражены особенности этих подвесок и
трудности, встречающиеся при их конструировании. Точно так
же на основании этих материалов трудно сделать какое-либо
заключение о сравнительных преимуществах многочисленных
конструкций.

В настоящей книге сделана попытка обобщить имеющийся
материал по пневматическим подвескам с целью облегчить кон-
струирование и расчет таких подвесок, их испытание, освоение
и эксплуатацию. В книге использован как материал, непосред-
ственно полученный в процессе создания и испытания образцов
пневматических подвесок, так и литературные данные. Зарубеж-
ные данные критически проанализированы с учетом особенно-
стей производства и эксплуатации в СССР.
ГЛАВА I

ПРИНЦИП УСТРОЙСТВА И ОСОБЕННОСТИ РАБОТЫ
ПНЕВМАТИЧЕСКИХ ПОДВЕСОК

В упругих элементах пневматической подвески упругая сила
создается в результате сжатия воздуха, азота или другого газа.

Первые патенты на пневматические подвески для автомоби-
лей относятся к началу XX века.

Отдельные образцы автомобилей с пневматическими подвес-
ками также появились очень давно. На фиг. 1 показан автомо-
биль Ригетти выпуска 1931 г. Его пневматическая подвеска
имеет упругие элементы из резино-кордной оболочки, заполнен-
ной воздухом, причем каждый элемент состоит из четырех
секций.

В 30-х годах были применены также пневматические упругие
элементы подвески телескопического типа с цилиндром и порш-
нем. Такие элементы применялись как для замены стальных
рессор, так и для работы вместе с ними. В частности, на авто-
бусах GMC (США) пневматические упругие элементы телеско-
пического типа были использованы в качестве упругой опоры
для концов листовых рессор.

Указанные попытки применения пневматических подвесок
в то время не получили дальнейшего распространения. Во вто-
рой половине 30-х годов в США были начаты работы по созда-
нию резино-кордных пневматических упругих элементов под-
вески в применении к легковым автомобилям. Было построено
несколько опытных образцов автомобилей, однако практического
применения в производстве пневматические подвески все же не
получили.

Интерес к пневматическим подвескам снова появился уже
после 1945 г., когда выяснилась возможность применения ре-
зино-кордных упругих элементов для автобусов, в сочетании
с автоматическим поддерживанием постоянной высоты кузова
над уровнем дороги. Работы, проведенные в этом направлении,
привели к выпуску в 1953 г. серийных автобусов GMC на
пневматической подвеске.

Это послужило началом к быстрому распространению пнев-
матической подвески с резино-кордными элементами в после-
дующие годы на других моделях и марках автобусов, а также
к применению ее на тягачах и прицепах.

Первым легковым автомобилем массового выпуска на пнев-
матической подвеске был французский автомобиль Ситроен
DS-19 (а затем ID-19), производство которого было начато

Фиг. 1. Пневматическая подвеска автомобиля Риготти (1931 г.).

в 1955 г. и с успехом продолжается до настоящего времени.
В упругом элементе подвески Ситроен сжимаемый воздух нахо-
дится в металлической сфере, а передача усилий от колеса про-
исходит через жидкость, отделенную от воздуха гибкой резино-
вой диафрагмой. Пневматические подвески с гидравлической
передачей усилий впоследствии были применены и на некоторых
других автомобилях.

На многих легковых автомобилях США, начиная с 1957 г.,
устанавливали по желанию покупателя пневматические подвески
с резино-кордными упругими элементами, хотя и другого типа,
чем упругие элементы, применявшиеся на автобусах. Одним из
последних легковых автомобилей с пневматической подвеской
(производство начато в 1961 г.Д является автомобиль Мерсе-
дес 300SE, имеющий также резино-кордные упругие эле-
менты.

За последнее время все более находят применение также
комбинированные подвески, в которых пневматический упругий
элемент работает параллельно -с листовой рессорой, с резино-
вым элементом и т. д. Почти во всех случаях введение пневма-
тической подвески сопровождается применением автоматиче-
ского регулирования положения кузова, а во многих конструк-
8
циях предусматривается и возможность принудительного
регулирования.

Типы применяемых пневматических подвесок весьма много-
образны, работа над ними все время продолжается, в связи
с чем предлагаются все новые схемы. Тем не менее сейчас уже
можно дать классификацию пневматических подвесок по наибо-
лее важным признакам.

По виду упругого элемента пневматические подвески могут
быть разделены на подвески с телескопическими и с резино-
кордными упругими элементами.

Основными частями телескопического пневматического упру-
гого элемента являются рабочий цилиндр и поршень, причем
изменёние объема воздуха при работе подвески происходит за
счет перемещения поршня в цилиндре.

. В резино-кордном пневматическом упругом элементе сжимае-
мый- воздух ограничивается полностью или частично гибкой
резино-кордной оболочкой и изменение его объема при работе
подвески связано с изменением формы оболочки.

По способу передачи усилий от колеса к сжимаемому воз-
духу пневматические подвески с телескопическими упругими
элементами делятся на подвески с механической и с гидравли-
ческой передачей усилия.

При механической передаче усилий поршень упругого эле-
мента непосредственно передает давление сжимаемому газу.

При гидравлической передаче усилия давление от поршня пе-
редается газу через жидкость, которая может быть отделена от
газа гибкой диафрагмой дополнительным плавающим поршнем
или же непосредственно с ним соприкасаться.

Недостатком телескопических упругих элементов с механи-
ческой передачей усилий является наличие большого трения
между поршнем и цилиндром, необходимого для обеспечения
надлежащего уплотнения и избежания утечек воздуха. По этой
причине телескопические упругие элементы с механической пе-
редачей усилия не получили распространения. В современных
пневматических подвесках с телескопическими упругими элемен-
тами обычно применяют гидравлическую передачу усилий.

Резино-кордные пневматические упругие элементы свободны
от указанного выше недостатка: уплотнение осуществляется
у них более просто, а трение незначительно.

По принципу работы следует различать пневматические под-
вески с автоматическим регулированием положения кузова и
без него. В подвесках, имеющих автоматическое регулирование,
расстояние от колеса, или оси, до кузова, а следовательно, ход
подвески, автО1матически поддерживается постоянным, незави-
симо ют статической нагрузки -на подвеску. В свою очередь, под-
вески с автоматическим регулированием положения кузова сле-
дует разделить на подвески с пневматическим регулированием
и с гидравлическим регулированием.
Фиг. 2. Резино-кордный пневматический
упругий элемент — двухсекционный пнев-
мобаллон:

/-резино-кордная обейючка; 2{— прижимные
кольца; 3 — болты, крепящие прижимное
кольцо к крышке баллона; 4 — стягивающее
кольцо; 5 — борт оболочки с вложенным бор-
товым кольцом.

В подвесках с пневматическим регулированием при увели-
чении статической нагрузки на подвеску в упругие элементы
добавляется воздух под давлением до тех пор, пока кузов не
примет прежнего положения. При уменьшении статической на-
грузки воздух, наоборот, выпускается из упругих элементов.
Таким образом, в этих подвесках весовое количество воздуха,
заключенное в упругом элементе, не является постоянным, а из-
меняется в соответствии с условиями нагружения.

Гидр авлическое регули-
рование ’положения кузова
применяют обычно в тех слу-
чаях, когда использована ги-
дравлическая передача уси-
лия к сжимаемому воздуху
или газу. При этом для под-
держания постоянного по-
ложения кузова при измене-
нии статической нагрузки
в передающую гидравличе-
скую систему добавляется
жидкость или из нее выпу-
скается часть жидкости. Ве-
совое количество воздуха в
упругом элементе остается
постоянным.

Резино-кордные пневма-
тические упругие элементы
делятся на два основных

типа: баллонные и диафрагменные. Один из видов упругих эле-
ментов первого типа — двухсекционный пневмобаллон — изобра-
жен на фиг. 2.

Оболочка 1 пнев1мобаллона состоит из нескольких слоев ре-
зино-кордной ткани, внешнего и внутреннего слоя маслостойкой
резины. При помощи прижимных колец 2 и болтов 3 оболочка
притягивается к верхней и нижней крышкам. Посередине имеется
стягивающее кольцо 4. Пневмобаллон заполняют воздухом под
давлением. Для того чтобы уменьшить жесткость такого упру-
гого элемента, к нему обычно присоединяют дополнительный
резервуар, наполненный воздухом. Резервуар может непосред-
ственно примыкать к баллону или соединяться с ним посредством
трубопровода достаточного сечения, чтобы избежать дроссели-
рования воздуха при перетекании из пневмобаллона в резервуар
и обратно.

Примеры конструкции диафрагменных упругих элементов
приведены на фиг. 3. Отличительной их особенностью является
наличие поршня /, входящего при деформации упругого эле-
мента внутрь объема, ограничиваемого резино-кордной оболоч-
кой (диафрагмой) 2 и металлическим корпусом или крышкой 5.
10
Диафрагменные упругие элементы могут быть выполнены менее
жесткими, чем баллонные. Поэтому в большинстве случаев их
применяют без дополнительного резервуара.

Характеристики пневматических упругих элементов обычно
нелинейны, т. е. воспринимаемое ими усилие не пропорционально
деформации. Так, в простейшем пневматическом упругом эле-
менте телескопического типа, по мере перемещения поршня в ци-
линдре в течение хода сжатия, давление сжимаемого газа про-
грессивно возрастает, в соответствии с чем увеличивается жест-
кость упругого элемента.

Характеристика резино-кордного пневматического упругого
элемента баллонного типа (пневмобаллона) при отсутствии до-

Фиг. 3. Примеры конструкций резино-кордных пневматических упругих
элементов диафрагменного типа.

полнительного резервуара также резко прогрессивна. По мере
увеличения объема резервуара характеристика приближается
к линейной. При дальнейшем увеличении резервуара характери-
стика становится выпуклой, т. е. жесткость упругого элемента
уменьшается с увеличением нагрузки.

Резино-кордные пневматические упругие элементы диафраг-
менного типа могут иметь различные формы характеристики в за-
висимо™ от конфигурации поршня и диафрагмы, а также от
других конструктивных параметров. Обычно стремятся обеспе-
чить S-образную форму характеристики, при которой упругий
элемент имеет небольшую жесткость на среднем участке, а на
крайних участках как при ходе сжатия, так и при ходе отбоя
жесткость постепенно возрастает. Диафрагменные упругие эле-
менты дают возможность получать такую S-образную или близ-
кую к ней форму характеристики. Следует различать статические
и динамические характеристики пневматических упругих элемен-
тов. Динамическая жесткость пневматического упругого эле-
мента обычно больше, чем статическая*, из-за изменения термо-
динамических параметров процессов сжатия и расширения газа.

На фиг. 4 показана принципиальная схема пневматической
подвески с резино-кордными упругими элементами и .автомати-
ческим пневматическим регулированием положения кузова.
Упругий элемент /, размещенный между рамой 3 автомобиля и»
осью 2, соединен с дополнительным резервуаром 4. Воздухопро-
вод 5 соединяет резервуар с регулятором 6 положения кузова,
укрепленным на раме. К регулятору подводится воздух под дав-
лением от компрессора 7 через резервуар 8. Давление в резер-
вуаре 8 должно быть выше, чем в упругом элементе. Привод

Фиг. 4. Принципиальная
схема пневматической
подвески с резино-корд-
ными упругими элемен-
тами и автоматическим
пневматическим регули-
рованием положения ку-
зова.

к регулятору осуществляется через рычаг 9 и тягу 10 от оси ав-
томобиля.

Предположим, что статическая нагрузка на упругий элемент
увеличилась. Рама автомобиля опустится ниже, и рычаг 9 регу-
лятора под воздействием тяги 10 повернется по часовой стрелке.
При этом откроется впускной клапан регулятора, соединяющий
воздухопровод 5 с резервуаром S, и воздух под давлением начнет
поступать в резервуар 4 и упругий элемент 1. Воздух продолжает
поступать до тех пор, пока рама автомобиля не поднимется до
прежнего положения, вследствие чего рычаг 9 возвратится
в прежнее положение и впускной клапан регулятора за-
кроется.

Предположим, что статическая нагрузка на упругий элемент
уменьшилась. В этом случае рама 3 перемещается вверх, рычаг,
регулятора повертывается против часовой стрелки, и открывается
выпускной клапан регулятора, соединяющий воздухопровод 5
с атмосферой. Воздух из упругого элемента 1 и его резервуара 4
выходит до тех пор, пока рама 2 не возвратится в прежнее поло-
жение и выпускной клапан закроется.

Таким образом, высота упругого элемента Н поддерживается
постоянной независимо от воспринимаемой им статической на-
12
грузки. Каждому значению статической нагрузки соответствует
определенное значение давления воздуха в упругом элементе.

Расстояние между рамой 3 и осью 2 автомобиля меняется не
только в зависимости от статической нагрузки, но также и при
колебаниях автомобиля под воздействием дорожных неровностей.
В этих случаях регулятор положения кузова не должен срабаты-
вать, так как его действие было бы только вредным. Чтобы ис-
ключить работу регулятора при быстрых колебаниях, в привод
к его клапанам включают специальные замедляющие устрой-
ства, состоящие из упругого звена и гидравлического сопротив-
ления. В других случаях уменьшают проходные сечения для воз-
духа, так что при быстрых перемещениях лишь незначительное
количество воздуха успевает войти в упругий элемент или выйти
из него.

Так как при изменении статической нагрузки меняется коли-
чество воздуха в упругом элементе, каждой статической на-
грузке соответствует своя характеристика подвески. Пример та-
кого семейства характеристик представлен на фиг. 5, а.

Чем больше статическая нагрузка Ро, тем круче характери-
стика, т. е. больше жесткость подвески с. Эффективный статиче-
ский прогиб подвески = можно определить, проведя каса-
тельную к характеристике в точке, соответствующей статической
нагрузке, до пересечения с горизонтальной осью.

Прогиб остается примерно постоянным для всех нагрузок,
лишь немного уменьшаясь при малых давлениях воздуха в упру-
гом элементе.

Так как высота упругого элемента Яо при изменении статиче-
ской нагрузки не меняется, постоянными остаются и значения
динамического хода подвески (ход до ограничителей) как при
сжатии fc, так и при отбое Д>.

Характеристики, приведенные на фиг. 5, а, соответствуют
упругим элементам баллонного типа. При диафрагменных упру-
гих элементах (фиг. 5, б) характеристики подвески имеют другую
форму, но основные свойства семейства характеристик останутся
теми же: эффективный статический прогиб при изменении стати-
ческой нагрузки, меняется мало, а динамический ход подвески
остается постоянным.

В качестве примера пневматической подвески с гидравличе-
ской передачей усилий и гидравлическим регулированием поло-
жения кузова рассмотрим принципиальную схему подвески, по-
казанной на фиг. 6.

Цилиндр 1 и соединенная с ним стальная сфера 2 закреплены
на подрессоренной части автомобиля. Шатун 3 с поршнем 4 кре-
пятся к рычагу подвески колеса. Сфера делится на две полости
гибкой резиновой диафрагмой 6.

В верхней полости находится сжимаемый воздух, в нижней
полости и в цилиндре над поршнем — жидкость. На выходе из
<1) б)

Фиг. 5. Характеристики пневматической подвески с пневматическим ре-
гулированием положения кузова:

а — с резино-кордными упругими элементами баллонного типа; б — с резино-
кордными упругими элементами диафрагменного типа.

Фиг. 6. Принципиальная схема пневматической подвески с телеско-
пическими упругими элементами, гидравлической передачей усилий
и автоматическим гидравлическим регулированием положения ку-
зова («гидропневматическая» подвеска).
цилиндра в сферу имеется клапанная система 5, создающая со-
противление перетеканию жидкости. Таким образом, упругий
элемент подвески объединен в одном агрегате с амортизатором.

Автоматическое регулирование положения кузова осуще-
ствляется подводом или отводом жидкости из цилиндра 1. Источ-
ником питания служат насос 7 высокого давления, приводимый
от двигателя автомобиля, и гидравлический аккумулятор 8.

Рычаг автоматического регулятора 9 соединен системой тяг
с серединой торсионного стабилизатора автомобиля.

При увеличении статической
нагрузки (опускание кузова) ры-
чаг поворачивается, и золотник
регулятора открывает проход
жидкости из аккумулятора в ци-
линдр подвески. Жидкость посту-
пает в цилиндр до тех пор, пока
кузов не примет прежнего поло-
жения. При уменьшении статиче-
ской нагрузки рычаг регулятора
поворачивается в противополож-
ном направлении, и золотник со-
единяет полость цилиндра с за-
пасным баком 10. Часть жидко-
сти из цилиндра подвески уходит
в бак, и кузов восстанавливает
прежнее положение. Из бака 10
Жидкость поступает снова к на-
сосу. Предохранительный кла-
пан 11 ограничивает давление в
аккумуляторе и перепускает из-
быток жидкости в бак 10.

На фиг. 7 показана характе-
ристика пневматической подвески
с гидравлическим регулированием

Фиг. 7. Характеристики пневмати-
ческой подвески с гидравлическим
регулированием положения кузова.

положения кузова. Поскольку

весовое количество воздуха в упругом элементе подвески
остается неизменным, имеется одна общая кривая статической
характеристики, действительная для всех статических нагрузок
и изображенная на графике сплошной линией.

Благодаря автоматической регулировке положения кузова
величины хода подвески до ограничителей сжатия и отбоя (fc и
fo) при изменении статической нагрузки не меняются, т. е.
fol= fo2i fcl=fc2-

Динамические характеристики для различных статических
нагрузок изображены на графике штриховыми линиями. Кри-
вые динамических характеристик не сливаются в одну об-
щую кривую, так как переход от одной статической на-
грузки Poi к другой Р02 происходит в условиях медленного

нагружения.
Жесткость подвески увеличивается с увеличением нагрузки
и эффективный прогиб f9уменьшается, т. е. f92 < t91.

Рассмотрим преимущества, которые могут дать различные
системы пневматических подвесок в отношении повышения плав-
ности хода, а также других эксплуатационных качеств.

Теория, эксперимент и практический опыт показывают, что
для обеспечения хорошей плавности хода необходимо в первую
очередь выполнение следующих условий:

1. Собственные частоты колебаний подрессоренных масс ав-
томобиля должны быть достаточно низкими. Длительное время
считалось, что оптимальной является частота 60—70 кол!мин и
что при дальнейшем снижении частот, хотя и уменьшаются
ускорения, воздействующие на пассажиров, вызываются сим-
птомы морской болезни. Однако за последние годы появились
и с успехом применяются подвески, обеспечивающие еще более
низкую частоту колебаний.

2. Подвеска должна обладать достаточной динамической
энергоемкостью и динамическим ходом, чтобы при движении по
плохим дорогам избежать ударов об ограничители хода («про-
биваний»).

Кроме того, значительное влияние на плавность хода оказы-
вают мягкость шин, сопротивление амортизаторов, распределе-
ние масс автомобиля и другие параметры, однако указанные
выше два условия являются наиболее важными. При практиче-
ском осуществлении этих условий встречаются серьезные труд-
ности конструктивного характера. Первое условие находится
в определенном противоречии со вторым: для снижения соб-
ственной частоты следует уменьшать жесткость упругих элемен-
тов подвески, что одновременно уменьшает их динамическую
энергоемкость. Повышение энергоемкости за счет увеличения
значений динамического хода подвески связано с повышением
центра тяжести автомобиля, ухудшением его внешнего вида и
устойчивости. Кроме того, при большом ходе значительно за-
трудняется обеспечение правильной кинематики подвески и ру-
левого управления.

Снижение жесткости упругих элементов затруднено вслед-
ствие увеличения бокового крена кузова на повороте и бокового
раскачивания при движении по неровной дороге; в случае при-
менения стальных упругих элементов значительно возрастают
их вес и габаритные размеры. В результате требования в отно-
шении достаточной мягкости и энергоемкости подвески на совре-
менных автомобилях выполняются неполностью.

Одним из путей к снижению собственной частоты колебаний
подрессоренных масс может быть применение подвески пере-
менной жесткости. Для пояснения сказанного рассмотрим фиг. 8.
Прямая ОЬ является характеристикой подвески, имеющей посто-
янную жесткость. Статическая_цагрузка на подвеску может ко-
лебаться в пределах от jPoi до Ро2. Предположим, что нагрузка
16 ' .
Р02 в 2 раза больше Рд2. Соответствующие статические прогибы
подвески тогда равны Odx и Od2. Частота колебаний подрессо-
ренных масс в первом приближении обратно пропорциональна
квадратному корню из статического прогиба. Если при полной
нагрузке Рог получена достаточно низкая частота п2, то при на-
грузке Poi частота П|=Пг 2, что может оказаться неудовлетво-

рительным.

Чтобы добиться нужной частоты колебаний при нагрузке Рз\,

необходимо было бы иметь характеристику подвески, выражаю-
щуюся прямой Ob'; при этом для нагрузки Poi получим стати-
ческий прогиб Od2, а при
полной нагрузке Рог — вдвое
больший статический про-

гиб Оа?2-

Практически такое ре-
шение трудно выполнимо,
так как потребуется слиш-
ком большой общий ход
подвески. Статйческий про-
гиб подвески и разница в
высоте нагруженного и раз-
груженного автомобиля уве-
личатся вдвое. Кроме того,
чтобы сохранить ту же ди-
намическую энергоемкость
подвески при работе на сжа-
тие, выражающуюся за-
штрихованной площадью
abc, потребуется увеличить

Фиг. 8. Характеристики подвесок посто-
янной и переменной жесткости.

динамический ход в/ 2 раз.

Предположим теперь, что подвеска с линейной характери-
стикой заменена подвеской переменной жесткости, характери-
стика которой выражается кривой Ое. Частота колебаний под-
рессоренных масс при нелинейной характеристике подвески
зависит от амплитуды. Для малых амплитуд колебаний частота

приближенно определяется эффективным статическим прогибом
в соответствующей точке характеристики.

Для статической нагрузки Poi получим эффективный статиче-
ский прогиб fel, обеспечивающий выбранную частоту колеба-
ний п2. Примерно такой же эффективный статический прогиб fa2
и соответственно частоту колебаний получим и при нагрузке Рог-

Общий прогиб подвески переменной жесткости удается сокра-
тить по сравнению с прогибом подвески, имеющей линейную
характеристику Ob'; динамическая энергоемкость подвески при
том же динамическом ходе /с2, что и для характеристики ОЬ, уве-

личится.

Применение подвески переменной жесткости тем более эффек-
тивно, чем больше диапазон изменения статической нагрузки.

2 Зак. 2/249 1 7
Однако даже в там случае, если статическая нагрузка не ме-
няется, прогрессивная характеристика подвески может улучшить
плавность хода, в особенности у автомобилей, предназначенных
для эксплуатации преимущественно на хороших дорогах. При
этом удается для небольших амплитуд колебаний, характерных
для обычных эксплуатационных режимов автомобиля, получить
очень мягкую подвеску и в то же время избежать пробиваний
в отдельных случаях переезда через значительные неровности
или раскачиваний кузова. Прогрессивная характеристика под-
вески может быть осуществлена различными конструктивными
путями, в том числе и применением пневматических упругих
элементов. При этом, однако, специфические преимущества
пневматической подвески используются неполностью.

Дальнейшее повышение плавности хода можно получить при
использовании пневматической подвески с автоматическим пнев-
матическим регулированием положения кузова. Действительно,
нерегулируемая подвеска переменной жесткости хотя и может
обеспечить изменение жесткости в соответствии со статической
нагрузкой и примерно постоянную собственную частоту колеба-
ний, но не устраняет другой недостаток, свойственный обычной
подвеске с линейной характеристикой: По мер.е увеличения ста-
тической нагрузки динамическая энергоемкость подвески при
работе на сжатие падает и для автомобиля с полной нагрузкой
может быть в несколько раз меньше, чем для ненагруженного.
Так, например, для подвески с характеристикой Ое площадь
mietii значительно больше площади т2еп2. Кроме того, при боль-
шом диапазоне изменения нагрузки, даже и при наличии под-
вески с прогрессивной характеристикой, разница в высоте на-
груженного и разгруженного автомобиля остается значительной,
а требуемый общий ход подвески при условии :ее достаточной
мягкости оказывается чрезмерно большим.

Пневматическая подвеска с автоматическим пневматическим
регулированием, имеющая семейство характеристик, подобное
изображенным на фиг. 5, позволяет одновременно решить обе
задачи. С одной стороны, собственная частота колебаний
остается примерно постоянной вне зависимости от изменения
статической нагрузки. С другой стороны, при увеличении стати-
ческой нагрузки динамическая энергоемкость не только не па-
дает, но даже увеличивается, так как динамический ход подвески
остается постоянным и в то же время жесткость подвески при
увеличении статической нагрузки растет. Поэтому становится
возможным сделать подвеску более мягкой, не допуская в то же
время ударов об ограничители и, следов’ательно, повысить плав-
ность хода автомобиля.

Пневматическая подвеска с автоматическим гидравлическим
регулированием, характеристики которой показаны на фиг. 7,
также обеспечивает постоянство динамического хода и динами-
ческой энергоемкости при увеличении статической нагрузки.
18
Вместе с тем гидравлическое регулирование, по сравнению
с пневматическим, имеет существенный недостаток: оно не обес-
печивает постоянства частоты собственных колебаний при изме-
нении статической нагрузки, и при большом диапазоне измене-
ния нагрузки жесткость подвески полностью нагруженного авто-
мобиля становится чрезмерной. Этим, очевидно, объясняется, что
подвеска с гидравлическим регулированием пока получила при-
менение преимущественно в тех случаях, когда диапазон изме-
нения статической нагрузки ограничен. Для преодоления указан-
ного недостатка могут быть применены более сложные схемы
подвесок с гидравлическим регулированием (см. гл. II).

’ Подвески с автоматическим регулированием положения
кузова (как пневматическим, так и гидравлическим), помимо
повышения плавности хода и связанного с этим снижения дина-
мических нагрузок, обеспечивают и другие преимущества, указан-
ные выше в введении. Поэтому почти все современные пневмати-
ческие подвески имеют автоматическое регулирование. Следует
указать, что применение пневматических подвесок открывает
возможности автоматического регулирования не только положе-
ния кузова, но и других величий, связанных с работой подвески
и других механизмов автомобиля. Так, например, жесткость
упругих элементов при наличии соответствующих датчиков может
регулироваться в зависимости от поперечных и продольных
инерционных сил, воздействующих на кузов, в зависимости от
поворота управляемых колес и т. д. Получило некоторое распро-
странение автоматическое регулирование тормозного усилия, пе-
редаваемого на колеса оси, в зависимости от давления воздуха
в пневматических упругих элементах подвески, т. е. от радиаль-
ной нагрузки на ось.

Выше при анализе принципов и особенностей работы пнев-
матических подвесок различных типов не рассматривались на-
правляющие устройства этих подвесок. В противоположность
листовым рессорам, почти все имеющиеся в настоящее время
конструкции пневматических уцругих элементов могут воспри-
нимать только усилия, действующие по их оси. Для восприятия
боковых и продольных усилий, действующих на колеса автомо-
биля, а также тормозных и реактивных моментов необходимы
специальные устройства. В этом отношении пневматические
упругие элементы сходны со стальными пружинами или торсио-
нами; однако, в то время как пружины и торсионы применя-
ются большей частью для .независимых подвесок и реже при за-
висимых подвесках на легковых автомобилях, пневматические
упругие элементы нашли широкое применение на автобусах,
грузовых автомобилях большой грузоподъемности и прицепах
при наличии неразрезных мостов. Поиски наилучших направ-
ляющих устройств для этого случая привели к разработке ряда
новых схем и конструкций, ранее не применявшихся в автомо-
бильной практике (см. гл. IX).

2* •
ГЛАВА II

ЭЛЕМЕНТЫ ТЕОРИИ ПНЕВМАТИЧЕСКИХ ПОДВЕСОК

рабочий процесс телескопического пневматического
УПРУГОГО ЭЛЕМЕНТА

Представим себе телескопический пневматический упругий
элемент, состоящий из рабочего цилиндра 1 и поршня 2
(фиг. 9, а).

Фиг. 9. Схема телескопического пневматического упру-
гого элемента:

а — с механической передачей усилий; б — с гидравлической
передачей усилий.

В общем случае с цилиндром соединен дополнительный ре-
зервуар 3.

20
Примем следующие обозначения:

р — абсолютное давление газа в цилиндре в кг!см2\
ра — атмосферное давление в кг/см2-,

ри — р — ра — избыточное давление в цилиндре в кг/см2;

р0 — абсолютное давление в цилиндре, соответствую-
щее начальному положению поршня (под стати-
ческой нагрузкой), в кг[см2-,

v — объем газа в цилиндре и резервуаре в см?\

ц0 — объем газа в цилиндре и резервуаре в началь-
ном положении в см2\

F — площадь поршня в см2-,

P=puF — усилие, воспринимаемое на штоке поршня, в кг-,
s — ход поршня от начального положения в см\

txv — Fs — изменение начального объема, соответствующее
ходу, в см9\

п —’показатель политропы.

Давление в цилиндре р и объем v связаны между собой со-
отношением

Показатель политропы п зависит от скорости протекания
процесса. Если сжатие газа происходит медленно (статическое
приложение нагрузки), процесс можно считать изотермическим
и п=1.

При динамическом приложении нагрузки, которое в дей-
ствительности имеет место при колебаниях подвески, показатель
политропы возрастает. Максимальное его значение, соответству-
ющее адиабатическому процессу, для двухатомных газов, в том
числе для воздуха, может быть принято равным 1,4.

Замечая, что

v = v0 — Дц,
преобразуем уравнение (1) к виду

где h0 = ~- — приведенная высота столба воздуха в цилиндре
в начальном положении.

График на фиг. 10 показывает зависимость повышения дав-
ления в цилиндре от относительного уменьшения объема
s

или относительного сжатия упругого элемента -у- для изотерми-
ческого (п=1) и адиабатического (п=1,4) процессов. Эта зави-
'симость имеет резко прогрессивный характер. Разница между

21
изотермическим и адиабатическим процессом особенно суще-
ственна при больших относительных сжатиях.

Усилие, воспринимаемое упругим элементом, определяется из
выражения

P=PuF=(p-Pa)F- (3)

Соответственно начальная (статическая) нагрузка
Ро=(Ро-ра)Р-

Из выражений (2) и (3) получаем

(4)

(5)

Уравнение (5) представляет собой уравнение характеристики
упругого элемента, т. е. зависимость нагрузки от деформации.
При этом для расчетов /можно принять ра=1 кг/см2.

-1,0 -Ofi -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,6 Av.5

V» ’ h„

Фиг. 10. Зависимость изменения давления в телеско-
пическом упругом элементе от относительного
уменьшения объема при изотермическом и адиабати-
ческом процессе.

Чтобы построить характеристику по уравнению (5), необхо-
димо знать начальное давление ро, начальный объем vQ и пло-
щадь поршня F. Однако величины р0 и F связаны между собой
соотношением (4).

Обычно начальная статическая нагрузка Pq бывает известна,
и при заданной площади .поршня может определить соответ-
ствующее давление ро.

При расчетах телескопических упругих элементов удобно
пользоваться безразмерными характеристиками, которые в от-
личие от обычной характеристики, построенной по уравнению
(5), действительны для любых значений F и гл0, т. е. для любых
22
размеров элемента. Безразмерной характеристикой называется

зависимость относительного увеличения нагрузки от относи-

Фиг. 11. Безразмерные характеристики телескопического упругого элемента
при изотермическом и адиабатическом процессах и при различных давле-
ниях газа Ро в статическом положении.

Чтобы получить уравнение безразмерной характеристики, раз-
делим выражение (5) на выражение (4):

S \ п
р Ро ' Ра (б)
Ро ~ Ро — Ра ’ '
но так как Av
.... .,--..1 111 . 1—
Ло Vo ’

то

/ bv\~n

р _ Ро \ 1 — Vo J -Ра

Ро Ро—Ра

(7)

На фиг. 11 штриховыми линиями показаны безразмерные
характеристики при и=1 и сплошными линиями при п=1,4 для
различных начальных давлений ро.
Характеристики при различных величинах ро не совпадают,
так как нагрузка Р пропорциональна не абсолютному давле-
нию р, а избыточному ри. При малых начальных давлениях влия-
ние давления ро на характеристику существенно; однако при
увеличении значения р0 влияние его на характеристику быстро
падает, так как уменьшается относительная разница между
абсолютным и избыточным давлением.

Как показывают графики (фиг. 11), при ро>1О кг/см2 влия-
нием давления р0 на характеристику практически можно пре-
небречь.

Таким образом, для р0>Ю кг!см2 получим единую безраз-
мерную характеристику (для данного показателя политропы п),
которая, очевидно, совпадает с характеристикой давления, по-
казанной на фиг. 10. В этом случае можно считать, что

(8)

Следует иметь в виду, что в большинстве случаев в телеско-
пических пневматических упругих элементах для уменьшения
габаритных размеров и веса применяют достаточно высокие
давления, порядка нескольких десятков атмосфер.

Найдем жесткость с телескопического упругого элемента.
Дифференцируя уравнение (3), получим

с — — — F-^S-
ds ds

или, учитывая уравнение (1),
_ — Fnp0VQ dv
с v"+1 ’

но

v — v0 — Д'Ц = v0 — Fs;

dv t-.

следовательно,

_ F^np^ pinp
v”+1 v

Жесткость в начальном положении

Г2ядо

Со =------•

0 Vo

(10)
Рассмотрим влияние различных параметров на жесткость.
Прежде всего из уравнения (10) следует, что жесткость обратно
пропорциональна объему газа в цилиндре и в резервуаре в на-
чальном положении. Таким образом, увеличивая объем присо-
единяемого резервуара, теоретически можно снизить жесткость
упругого элемента до любой желательной величины. В действи-
тельности такой путь снижения жесткости подвески не всегда
приемлем из-за увеличения габаритных размеров и веса.

Чтобы выяснить влияние площади поршня F, предположим
для простоты, что давление ро достаточно велико и можно ис-
пользовать соотношения (8). Тогда из выражений (9) и (10) по-
лучим

__ FnPQ _ nPp
0 vQ ho ’

Уравнение (12) показывает, что при заданной статической
нагрузке Ро жесткость телескопического упругого элемента про-
порциональна площади поршня F. Причина этого заключается
в том, что при увеличении площади F тому же самому переме-
щению поршня соответствует уже большее из1менение объема Ли.

Так как ро~ -^уменьшение площади поршня означает про-
порциональное увеличение давления в упругом элементе. При-
меняя малые диаметры поршня и высокие давления, можно по-
лучать достаточно низкую жесткость упругого элемента даже
при ограниченном объеме v0.

При малых начальных давлениях газа жесткость телескопи-
ческого упругого элемента заметно зависит и от величины ро,
причем с уменьшением ро жесткость Со возрастает. Представле-
ние об этом дают графики (фиг. 11); низким давлениям соответ-
ствуют более крутые характеристики.

Наконец, жесткость с0, как это видно из уравнений (10) или
(12), пропорциональна показателю политропы п. Этот показа-
тель изменяется в зависимости от работы подвески. При изме-
нении статической нагрузки (вход и выход пассажиров, загрузка
кузова грузового автомобиля и т. д.) величина n=l. С доста-
точным приближением можно принять п=1 и для работы под-
вески на повороте (боковой крен кузова), так как процесс де-
формации в этом случае протекает достаточно медленно.

Лри работе подвески во время движения автомобиля по до-
рожным неровностям показатель и выше, так как колебания
совершаются с частотой не менее 50—60 кодеин и сжимаемый
газ не успевает отдавать тепло в окружающую среду.1 Экспери-
менты показывают, что для телескопических упругих элементов,
в которых газ отделен от жидкости резиновой мембраной,
в большинстве случаев может быть принята средняя расчетная
величина и =1,25. В конструкциях, где газ непосредственно со-
прикасается с жидкостью, процесс ближе к изотермическому.

Таким образом, пневматический упругий элемент в подвеске
автомобиля имеет две жесткости — статическую Со ст и динами-
ческую Со л. Обозначим отношение =%. Тогда, учитывая вы-
Сост

ражение (ГО), получим для телескопического упругого эле-
мента Х=п.

Коэффициент к желательно иметь возможно меньшим. Дей-
ствительно, если динамическая жесткость подобрана из условий
получения требуемой плавности хода, статическая жесткость при
большом X может получиться слишком малой. Это поведет
к большим кренам кузова на повороте и большим деформациям
подвески при изменении статической нагрузки.

Рассмотрим, как изменяется жесткость телескопического уп-
ругого элемента в зависимости от его деформации. Разделив
выражение (9) на выражение (10), получим

Со Pq V

или, принимая во внимание уравнение (1), найдем

(13)

Уравнение (13) показывает, что при деформации жесткость
упругого элемента изменяется более интенсивно, чем давление
в нем.

Практический интерес представляет изменение жесткости
в зависимости от статической нагрузки на упругий элемент.

Подставив в выражении (13) значения р =--\-ра и р0 —
р

= -^-']-ра, ПОЛУЧИМ

п+1
с __Г Р + Fpg I л

«о ~ [ Ро + Рра J

(При достаточно высоких начальных давлениях (ро> 10 кг/см2)
можно воспользоваться соотношением (8). В этом случае вместо
уравнения (14) получим более простое выражение!

л+1
с __/ Р \ л

~ёо \Ро/

Уравнения (14) и (15) дают изменение жесткости с в зави-
симости от изменения усилия Р, воспринимаемого упругим эле-
26
ментом. При статическом изменении нагрузки следует принять
п=1 и, таким образом, получим

с0 \ Ро ) ’

(16)

где с\ — жесткость, соответствующая новой статической на-
грузке Р\.

Как известно, большинство современных автомобильных под-
весок имеет постоянную жесткость, не зависящую от нагрузки.
Поэтому при увеличении статической нагрузки на подвеску соб-
ственная частота колебаний снижается, при уменьшении стати-
ческой нагрузки частота увеличивается. Чтобы иметь частоту
колебаний постоянной, не зависящей от статической нагрузки,
жесткость подвески должна изменяться пропорционально на-
грузке. В случае применения в подвеске телескопических пнев-
матических упругих элементов указанное условие не соблю-
дается, и жесткость согласно выражению (16) возрастает про-
порционально квадрату нагрузки (если р0>Ю кг/сж2). Поэтому,
в противоположность обычной подвеске, собственная частота ко-
лебаний с увеличением статической нагрузки возрастает.

Выясним более подробно характер изменения собственной
частоты колебаний о при изменении статической нагрузки. При
нелинейной характеристике подвески частота колебаний зависит
от амплитуды и в большинстве случаев (может быть определена
лишь приближенными методами. Для сравнения предположим,
что амплитуды колебаний малы. При этом частота с*достаточной
точностью может быть найдена по уравнению

где М—подрессоренная масса, опирающаяся на упругий эле-
мент.

Обозначим через <оо частоту колебаний при статической на-
грузке Ро. Тогда, используя уравнения (4) и (10), получим

nFpog
Vo(Po~Pa)

Ро
(Ро—Ра) *

(17)

По уравнению (17) может быть подсчитана собствен-
ная частота малых колебаний подвески с телескопическими
пневматическими упругим^ элементами при статической на-
грузке Ро.

Если давление ро велико по сравнению с атмосферным, то
вместо выражения (17) получим более простое выражение:
Если статическая нагрузка изменится до величины Pi, новая
частота колебаний

. (i8>

1 V Pl Г Vtipt—pa)

Разделив уравнение (18) на выражение (17), получим
1

<>1 _ Г PjVo (Ро — Ра) 1 2

“о I Povl (Pi — Ра) I

Так как процесс деформации упругого элемента при переходе
от статической нагрузки Ро к нагрузке Pi происходит изотерми-
чески, давления и объемы связаны между собой соотношением

Pt__ «о

Ро ’

откуда

____ Pt Г Ро— Ра 1 2 (19)
“о Ро I Pt —Ра I

Чтобы выразить соотношение частот через соотношение на-
грузок, вспомним, что нагрузка пропорциональна избыточному
давлению в цилиндре, т. е.

Pt _ Pi—Рд

Ро Ро —Ра ’

откуда

Р1_ = А (Ро —Рд) | Ра
Ро' Ро Ро "Г Ро ’ .

Подставив последнее выражение в уравнение (19), получим

в>1 ( 7*1 ро — pg , Ра 1 / Pi \ 2 /плч

‘‘О-ро Ро "Г PoJ\Po/ • V У

Как показывает уравнение (20), соотношение частот при
различных статических нагрузках не зависит от показателя по-
литропы п, характеризующего процесс колебаний.

Если давления ро и pi велики по сравнению с давлением ра,
то из уравнения (13) получим

1 1

(21)

На фиг. 12 штриховыми линиями показано изменение ча-
стоты малых колебаний при-изменении статической нагрузки для
разных начальных давлений р0. Построение проведено по урав-
28
нению (20). Чем выше давление, тем ближе закон изменения —-
к параболическому, выражаемому уравнением (21), и тем бы-
стрее увеличивается частота при увеличении нагрузки.- Для
обычно применяемых в телескопических упругих элементах дав-
лений (ро>Ю кг!см2) увеличение частоты колебаний весьма
значительно. Так, например, при увеличении статической на-
грузки в 2,5 раза (цифра, обычная для автобусов), частота ко-
лебаний возрастает примерно на 50%; при увеличении нагрузки
в 4 раза (грузовыр .автомобили) частота возрастает почти
в 2 раза.

Фиг. 12. Изменение собственной частоты колебаний в за-
висимости от изменения нагрузки для пневматической под-
вески с телескопическими упругими элементами при нали-
чии автоматического пневматического регулирования по-
ложения кузова (сплошные кривые) и без регулирования
(пунктирные кривые).

При большом диапазоне изменения статической нагрузки вы-
является и другой недостаток пневматической подвески с теле-
скопическими упругими элементами. Если при максимальной
статической нагрузке жесткость упругих элементов и частота
колебаний выбраны так, чтобы обеспечить хорошую плавность
хода, при минимальной статической нагрузке жесткость подвески
оказывается чрезвычайно низкой. При этом, чтобы получить до-
статочную энергоемкость подвески при работе на отбой, необхо-
димо иметь очень большой ход подвески до ограничителя. Это
приводит к резкому увеличению длины рабочих цилиндров, во
многих случаях не осуществимому на практике.
Указанные недостатки ограничивают возможности примене-
ния телескопических пневматических упругих элементов в тех
случаях, когда диапазон изменения статической нагрузки на под-
веску велик. При низких давлениях, как показывает фиг. 12,
частота изменяется значительно меньше, но -применение таких
давлений в телескопических элементах нежелательно из-за уве-
личения габаритных размеров и веса.

При выводе предыдущих уравнений была использована по-
казанная на фиг. 9, а схема телескопического пневматического
упругого элемента с механической передачей усилий. Однако
изложенная теория в равной мере относится и к телескопическим
пневматическим упругим элементам с гидравлической переда-
чей усилия.

При этом под площадью F понимается площадь поршня
в гидравлическом цилиндре, через который передается внешняя
нагрузка на упругий элемент (фиг. 9, б). Подвеска может иметь
гидравлическое регулирование положения кузова, что не изме-
нит результата; существенно лишь , что при регулировании
весовое количество газа в упругом элементе остается по-
стоянным.

Свойства подвески изменяются коренным образом, если при-
менить пневматическое регулирование положения кузова, при
котором весовое количество газа в упругом элементе переменно.
Рассмотрим, как изменятся жесткость упругого элемента и ча-
стота малых колебаний при изменении статической нагрузки для
этого случая.

Воспользовавшись уравнением (10), напишем выражения для
жесткостей со и соответствующих статическим нагрузкам Ро
и Рь

„ _ F2np0 . „ _ F^npt
° ч V0 ’ 1 V! ’

откуда

Cl _ Р1Ро

Со PoVi *

При пневматическом регулировании положения кузова вы-
сота столба газа в цилиндре и, следовательно, объем газа
остается постоянным при любой статической нагрузке, т. е.
^о = ^ь Следовательно,

с± _ Р1

Со Ро ’

а при больших давлениях

ci Р_1

Со Ро ’

(22)
Для частоты малых колебаний получим

cog _ i/~ nFpog .

Ро Г vo(Po~Pa) ’

nPPig

A (Pl— Ра)

Г АА>(А>—Ра) 1 2 Г Р1(Ро~Ра) 1 2

[ PoA(Pi— Ра) ] [ро(Р1—Ра)]

(23)

Вводя отношение аналогично тому, как это было сделано
при выводе уравнения (20), можем написать:

1 _ д

__Г Pl . (ро — Ра) I Ра 1 2 I ^1 \ 2 (24)

<«>о [ро ' ' Ро Ро \ [ро ) ’ V 7

Если ро и pi велики по сравнению с ра, непосредственно из
уравнения (23) получим

о)0

На фиг. 12 сплошными линиями показано изменение частоты
малых колебаний ib зависимости от изменения статической на-
грузки при пневматическо|м регулировании положения кузова.
Для построения использовано уравнение (24). Как видно из
графика, при высоких начальных давлениях ро частота практи-
чески не меняется. При низких начальных давлениях частота
лишь немного снижается при увеличении статической нагрузки.

Таким образом, в случае применения пневматического регу-
лирования положения кузова можно было бы значительно улуч-
шить качества подвески с пневматическими телескопическими
упругими элементами. Однако практически для телескопических
упругих элементов такое регулирование в большинстве случаев
трудно осуществимо из-за применяемых в них высоких давлений
газа.

ТЕЛЕСКОПИЧЕСКИЕ УПРУГИЕ ЭЛЕМЕНТЫ С ПРОТИВОДАВЛЕНИЕМ

Поиски путей улучшения характеристики телескопических
упругих элементов привели к разработке более сложных схем
с использованием противодавления и нескольких ступеней дав-
ления. Основной целью применения таких схем является улуч-
шение работы подвески при больших диапазонах изменения ста-
тической нагрузки.

В рабочем цилиндре 1 (фиг. 13, а) телескопического упру-
гого элемента с противодавлением перемещается поршень 2, на
штоке которого воспринимается нагрузка* Р. Пространство под
поршнем заполнено жидкостью и соединено с цилиндром 3 про-
тиводавления, в котором размещен свободно плавающий пор-
шень 4. В полости А находится сжимаемый газ под давлением р.

Полость Б также заполнена газом под давлением q (противо-
давление) . При перемещении поршня 2 вверх (ход сжатия под-
вески) газ в полости А сжимается, газ в полости Б расширяется.
При ходе поршня 2 вниз (ход отбоя) газ в полости А расши-
ряется, а газ в полости Б сжимается.

Фиг. 13. Принципиальная схема телескопического пнев-
матического упругого элемента с противодавлением:
al—с отдельным цилиндром противодавления; б —с кольцевой
полостью противодавления.

Конструктивно описанная схема может быть осуществлена
в различных вариантах. В частности, во многих случаях отдель-
ный цилиндр противодавления 3 отсутствует, и кольцевая по-
лость противодавления расположена соосно с рабочим цилин-
дром (фиг. 13, б).

Примем следующие обозначения:

р — абсолютное давление в рабочей пол оси А в кг! см2;

Ро— абсолютное давление в полости А в начальном по-
ложении при статической нагрузке Ро в кг!см2;

q — абсолютное давление в полости Б в кг!см2;

Fi — площадь поршня 2, воспринимающая давление газа
в полости Л, в см2;

F2 — площадь под поршнем 2, воспринимающая давление
жидкости, в см2;

F3 — площадь поршня 4, воспринимающая давление газа
в полости 5, в см2;

v — объем газа в полости А в еле3;

vQ—объем в полости Б в см3;

s — ход поршня 2 от начального положения в см;
Av—FiS — изменение объема v, соответствующее ходу s, в см3;

&vq=F2s.— изменение объема vq, соответствующее ходу s, в см3.

Индекс «О» соответствует начальному положению.

Усилие Р может быть выражено через давления р и q:

Р=(Р~ ра) Fx-(q- pa) F2 =pF1 - qF2 - ра (Ft - F2). (25)

В начальном положении

Ро = (Ро - Ра) Л - (?о - Ра) Рг =
— q<>F2 — ра (F, — f2).

(26)

Давление р изменяется по закону

Р = Ро №)” =Ро-----=Ро - 1 ,п . (27)

где

h —

Я0 -- р

Считая, что показатель политропы
сти Лив полости Б одинаков, (можем

п для процессов в поло-
написать

или, так как

давление

q — qQ _
fl+^i
\ /

НО

Lvq — F2s —

следовательно.

где

1__________

vqFz Av \n
VgoFt ‘ v0 I

VqoFl

(28)

(29)

3 Зак. 2/249

33
Подставив выражения (27) и (28) в уравнение (25), получим
уравнение характеристики телескопического упругого элемента
с противодавлением

Р= - - РгУ (30)

('-£) (1+М

Уравнение (30) показывает, что характеристика не зависит
от площади F$. При обычно применяемых давлениях ро и qo
влиянием атмосферного давления можно пренебречь, т. е. при-
нять

------^—п ; (31)

\ / $ I

(1 + |Хм

Ро ~P<F1 -

(32)

Разделив выражение (31) на выражение (32), получим урав-
нение безразмерной характеристики

/ 8 \ " / 8 \ "

Р (’-Л?) ~Ц1+|ХЙО)

~Р^~ 1-6

(33)

где

^*2<7о

(34)

Коэффициент § равен отношению усилий, действующих на
поршень 2 (фиг. 13, а) от сжатого газа снизу и сверху в началь-
ном положении.

Чтобы выяснить физический смысл коэффициента ц, предста-
вим его в следующем виде:

= (35)

VqoF1 hqO

где
h
ПЧ<> — •

Таким образом, коэффициент ц равен отношению приведен-
ных высот столбов газа в начальном положении, причем высота
столба газа, соответствующая объему о90, приводится к пло-
щади F2.

Уравнение (33) показывает, что все параметры упругого эле-
мента (объемы, площади, начальные давления) могут быть оха-
рактеризованы двумя коэффициентами ц и Упругие элементы,
оцениваемые одинаковыми коэффициентами р и |, имеют оди-
наковые безразмерные упругие характеристики. Обычные упру-
34
гие характеристики этих элементов различаются лишь масшта-
бами.

Рассмотрим влияние коэффициентов £ и р на характеристику
упругого элемента. На фиг. 14 приведены безразмерные харак-
теристики для разных значений g при р,= 1 при изотермическом
процессе (п=1).

Кривая для Ej=O соответствует отсутствию противодавления.
График показывает, что с увеличением величины £ жесткость

Фиг. 14. Безразмерные характеристики телескопического
упругого элемента с противодавлением при различных зна-
чениях коэффициента £ и ПРИ для изотермического
процесса.

подвески растет как при положительных, так и при отрицатель-
ных ходах. При этом форма характеристики становится более
благоприятной: при увеличении статической нагрузки жесткость
возрастает менее интенсивно, чем при £ = 0. При слишком боль-
ших значениях | жесткость на значительном диапазоне нагрузок
меняется мало, т. е. характеристика приближается к линейной.

Следует отметить, что упругий элемент с противодавлением
может работать при отрицательных отношениях -р—(фиг. 14),
т. е. в условиях, когда усилие на штоке имеет направление, про-
3* 35
тивоположное показанному 1на фиг. 13. Благодаря этому свой-
ству в некоторых случаях удается обойтись без специальных
ограничителей хода отбоя, так как упругим ограничителем отбоя
служит газ в полости противодавления.

Коэффициент р оказывает преимущественное влияние на ле-
вую часть безразмерной характеристики (фиг. 15), соответствую-
щую отрицательным ходам. При этом, чем больше значение р,

Фиг. 15. Безразмерные характеристики телескопического упру-
гого элемента с противодавлением при различных значениях
коэффициентов Ц и g для изотермического процесса (сплош-
ные линии — £=0,5; штриховые — £==0,2).

тем жестче становится характеристика на этом участке, и энер-
гоемкость подвески при работе на отбой увеличивается. Влияние
коэффициента р на правую часть характеристики в основном
сводится к тому, что при больших величинах £ значительное
увеличение р ведет к повышению жесткости упругого элемента
вблизи статического положения. При больших ходах сжатия
влияние коэффициента р незначительно.

Из сопоставления графиков на фиг. 14 и 15 следует, что,
варьируя значения £ и р, можно менять форму характеристики
в желательном направлении. В частности, коэффициент £ можно
выбрать таким образом,,чтобы в заданном диапазоне изменения
статической нагрузки собственная частота колебания подвески
изменялась бы только в ограниченных пределах. При этом общее
36
увеличение жесткости подвески из-за наличия противодавления
должно быть по возможности компенсировано подбором объемов
воздуха и площади поршня.

Кроме того, изменением коэффициента pi можно увеличить
или уменьшить жесткость подвески при работе ее на отбой.

Уравнение (34) показывает, что коэффициент g пропорцио-
нален противодавлению <?о, поэтому его можно варьировать без
изменения размеров упругого элемента. Чтобы уменьшить коэф-
фициент pi, необходимо увеличить объем полости противодавле-
ния vq0 или уменьшить площадь F2 (фиг. 13). Предельное зна-
чение pt=O соответствует бесконечно большому объему t^0. Во
многих случаях необходимый объем vqQ может быть получен
уменьшением или увеличением количества жидкости «в упругом
элементе при тех же .его размерах.

Найдем выражение для жесткости телескопического упру-
гого элемента с противодавлением. Дифференцируя уравнение
(25), получим

r — JL — F dP f dq
ds 1 ds 2 ds ’

dp _ npQvS dv _ FiHPqVq _ FiPP

ds ‘ ds vn+1 v ’

Отсюда

_ ^PqVq F%nq0v%0 _ F&P , ^2»?

Vn+1 ' Vq+1 V ' Vg ' ' '

В начальном положении при P=Pq

Ffnqb

Co = ----Ь ~ pT •

Vo V^o

Найдем частоту малых колебаний аналогично тому, как это
было сделано для случая телескопических упругих элементов без
противодавления. Полагая, как прежде, что cd = , исполь-

зуя уравнения (25) и (36) и пренебрегая влиянием атмосферного
давления, получим

О)2_

2 Р । р2 Q

1 V V

F^F^ П*'
В начальном положении при статической нагрузке Ро полу-
чим

₽2 Ро_ „2 _9о_

„ Vo v</0

ш°~ КРо — КЯо Пё

или, учитывая выражения (34) и (35),
2_ 1 ng

“о— i_g л0 ♦

(38)

Если статическая нагрузка увеличится до Р.\, то

2 Pi _1_ №
'^r+F2^

<1>1

F1P1 —

ng-

Так как при переходе к новой статической нагрузке процесс
изотермический, то

‘ ^0

- а=а-£;

где Si — ход поршня при переходе от нагрузки Ро к нагрузке Pi.

Подставляя полученные выражения в уравнение для coi2, по-
лучим после несложных преобразований:

(39)

Разделив уравнение (39) на (38), найдем соотношение ча-
стот малых колебаний при разных статических нагрузках:

Чтобы выяснить подробнее, как будет меняться собственная
частота колебаний при изменении статической нагрузки на упру-
гий элемент, можно использовать совместно уравнения (33) и
38
(40). Задаваясь различными значениями , определяем по
уравнению (33), полагая п=1, соответствующее соотношение
статических нагрузок а по уравнению (40) — соотношение
частот — .С помощью этого приема построен график (фиг. 16),
(Оо

где показано изменение частоты малых колебаний в зависимости
от изменения статической нагрузки при разных коэффициентах g

Фиг. 16. Изменение собственной частоты колебаний в зависимости от
изменения статической нагрузки для подвески на пневматических теле-
скопических упругих элементах с противодавлением (сплошные ли-
нии — Ц= 1,0; штриховые — Ц=2,0).

грузки, которые практически могут встретиться на автомобилях,
. pi с

автобусах и прицепах, т. е. примерно до отношения -^-=5, мо-
жно добиться близкой к постоянной частоты малых колебаний
подвески.

Поскольку минимальная статическая нагрузка на подвеску

Р=Ро, то кривые на участке <1 имеют лишь условное зна-
* 0

чение. Протекание кривых на этом участке при больших значе-
ниях g показывает, что если по каким-либо причинам статическая
нагрузка меньше Ро, то частота колебаний подвески резко воз-
растает.

Выше упоминалось, что увеличение силы противодавления
(коэффициента g) ведет к повышению жесткости упругого эле-
мента (см. фиг. 14 и 15). Чтобы при больших величинах g полу-
чить нужную мягкость подвески и достаточно низкую частоту
собственных колебаний, необходимо увеличивать приведенную
высоту Ло столба газа в рабочей полости цилиндра.

Необходимая величина Ло при выбранных коэффициентах
g и ц может быть получена из уравнения (38):

<«)

(О0 1 t

1
где w0 — угловая частота в —.

Если через соо обозначить число колебаний в минуту, то
h _________ Wbng 1 + _ 9 • 1 4- р.6

Л°_ 1-е ~ 1-е •

Величины Ло, подсчитанные по уравнению (42), приведены на
фиг. 17. Так как согласно уравнению (42) величина Ло пропор-
циональна п, то графики для различных показателей политропы
отличаются лишь масштабом по вертикальной оси. При больших
значениях g с уменьшением частоты колебаний необходимая вы-
сота столба газа резко возрастает. Поэтому при больших диапа-
зонах изменения статической нагрузки трудно обеспечить по-
стоянную и достаточно низкую частоту 'колебаний вследствие
необходимости увеличить габаритные размеры упругого эле-
мента. Увеличение коэффициента ц также ведет к увеличению
Ло; другими словами, чем больше отношение -т-2- приведенных
столбов газа в полости давления и в полости противодавления,
тем больше должна быть величина h0 для обеспечения нужной
мягкости подвески.

Следует обратить внимание на то, что величина йо=-^ не
связана непосредственно с длиной рабочего цилиндра: объем v0
можно увеличить, присоединив к рабочей полости цилиндра до-
полнительный резервуар или придав полости давления А спе-
циальную форму, как изображено, например, на фиг. 13, б. Од-
нако при увеличении величины ho в заданном диапазоне измене-
ния статической нагрузки увеличивается рабочий ход поршня.

Величина хода поршня s’i при переходе от статической на-
грузки Ро к статической нагрузке Pi может быть найдена при
помощи графика, показанного на фиг. 14. Предположим, напри-
мер, что статическая нагрузка изменяется в 4 piaea (-рг- = 4^,
а величина противодавления характеризуется коэффициентами
| = 0,5 и р=1,0. Тогда, согласно графику, относительное сжатие
при переходе от нагрузки Ро к нагрузке Pj составит-^ =0,57.
Если зададимся частотой колебаний «ю=80 кол!мин и п=1,25,
то получим по графику (фиг. 17) значение Ло=52,5 см и, следо-
40
Фиг. 17. Зависимость приведенной высоты столба газа h0 и собственной частоты ко-
лебаний ©о при различных значениях коэффициентов ц и £.

Сплошные линии — {*= 1,0; штриховые — р.= 0,5; штрихпунктирные — {*= 1,5; штрихпунктирные
с двумя точками — р. = 2,0,
вательно, Si=O,57/io=3O см. Практическое осуществление такого
хода Si затруднительно, так как с учетом еще необходимого ди-
намического хода требуется слишком большая длина рабочего
цилиндра. _

Если повысить частоту колебаний до <оо=ЮО кол[мин, полу-
чим /го=33,О см\ Si = O,57/io= 18,8 см, что уже более приемлемо.

Собственная частота малых колебаний, определяемая графи-
ками на фиг. 16, вследствие нелинейности упругих характери-
стик еще не дает полного представления об особенностях работы
подвески при изменении статической нагрузки. Для выяснения
этого вопроса рассмотрим фиг. 18, где показаны безразмерные
характеристики упругого элемента с противодавлением при ста-
тических нагрузках Pi = Pq' Pi=2Pq', Pi=3P0; Pi=4Pq. Эти ха-
рактеристики перестроены из безразмерной характеристики, по-
казанной на фиг. 14, причем принято, что п=1, ц=1,0, £=0,5.
Динамический ход сжатия fc при всех статических нагрузках
принят одинаковым и равным 0,25Ао; отсюда предельная вели-
чина =0,25, где sx — деформация упругого элемента, отсчи-

Ло

тываемая для каждой статической нагрузки от нового статиче-
ского положения.

Эффективные прогибы в статическом положении, определяе-
мые по касательной к характеристике для различных статиче-
ских (нагрузок, мало различаются, в соответствии с чем близки
и частоты малых колебаний.

Вместе с тем прогрессивность характеристики значительно
возрастает при больших статических нагрузках, что приводит
к нежелательному увеличению жесткости и динамических нагру-
зок на больших ходах сжатия. При больших амплитудах увели-
чивается также собственная частота колебаний. Этот эффект по-
лучается еще большим, если процесс происходит при показателе
политропы п>1.

Отсюда следует, что- целесообразность использования
упругого элемента с противодавлением при больших диапа-
зонах изменения статической нагрузки зависит от соотноше-
ния выбранного хода сжатия fc и приведенной высоты столба
газа ho. Чем больше это соотношение, тем больше отно-
сительное сжатие газа в конце рабочего хода и тем
меньшие диапазоны изменения статической нагрузки могут быть
допущены.

Практически при расчете после выбора параметров упругого
элемента, исходя из условий постоянства частоты малых коле-
баний, необходимо построить характеристики элемента для всех
применяемых статических нагрузок и по ним оценить работу
подвески при больших амплитудах колебаний. По характеристи-
кам можно подсчитать и собственные частоты колебаний для
больших амплитуд, используя для этого любой приближенный
метод.
Характеристика упругого элемента для любой статической
нагрузки Pi>P0 при показателе политропы п>1 может быть
найдена следующим образом: первоначально по уравнению (33)
строят график безразмерной характеристики для статической на-
грузки Ро при п=1. 'По этому графику находят ход поршня $1
при переходе от нагрузки Ро к нагрузке Pi. Приведенные высоты
столбов газа для нагрузки Pi составляют hi = ho — Si и hql=
— hq{} +$ь

Искомую характеристику строят по уравнению

где

^0 hqO

п1 nql nql

Как было показано выше, одной из основных трудностей при
проектировании телескопических упругих элементов с противо-
давлением для больших диапазонов изменения статической на-
грузки является необходимость иметь большой ход поршня и
большую длину рабочего цилиндра, чтобы обеспечить близкую
к постоянной и достаточно низкую собственную частоту коле-
баний подвески.

Ход поршня может быть значительно сокращен, если приме-
нить автоматическое регулирование постоянства высоты упру-
гого элемента (постоянства положения кузова). В этом случае
положение поршня относительно цилиндра неизменно при любой
статической нагрузке, т. е. ход Si при переходе от нагрузки Ро
к нагрузке Pi равен нулю, а общий ход поршня складывается
лишь из динамических ходов сжатия и отбоя.

Возможность сокращения длины цилиндра в соответствии
с уменьшенным ходом поршня должна быть обеспечена надле-
жащим выбором конструктивной схемы упругого элемента. В не-
которых конструкциях длина цилиндра не может быть уменьшена
из-за необходимости иметь в нем дополнительный объем жидко-
сти, подводимой в целях регулирования.

В телескопических упругих элементах без противодавления
обычно осуществляется автоматическое гидравлическое регули-
рование постоянства высоты, причем для этой цели жидкость
подается или отводится из полости над поршнем. Очевидно, ко-
личество жидкости, находящейся над поршнем, не влияет на
жесткость упругого элемента, а лишь изменяет относительное
положение подрессоренных и неподрессоренных частей и, сле-
довательно, динамический ход подвески.

В телескопическом упругом элементе с противодавлением из-
менение количества жидкости влияет не только на высоту упру-
того элемента, но и на его жесткость. Предположим, например,
что статическая нагрузка увеличилась, в соответствии с чем
уменьшились объем газа в полости А (фиг. 13) и высота упру-
гого элемента. Если восстановить первоначальную высоту пода-
чей жидкости в полость Л, то одновременно повысится давление
в полостях А и 5, что и приведет к увеличению жестко-
сти.

Для получения более выгодных форм характеристик были
предложены системы регулирования, обеспечивающие, кроме по-
стоянства высоты, также и заданное соотношение между давле-
ниями р и q в полостях давления и противодавления, для чего
необходимо одновременно регулировать количество жидкости
в полостях над рабочим поршнем и под ним [4]. При таком прин-
ципе регулирования, однако, усложняются регулирующие устрой-
ства.

Найдем уравнение характеристики телескопического упругого
элемента с противодавлением при наличии автоматического
регулирования его высоты, предполагая, что это регулирование
осуществляется подачей или отводом жидкости из полости А.
Предположим, как прежде, что при статической нагрузке Ро в по-
лостях А и Б давление газа составляет ро и q0 и объемы Vo и
Обозначим

Д _ Ц) . Е _ . .. _

Л ’ '°- Р1Ро ’ Ио~ •

Индекс «О» при величинах h, g и р указывает, что эти вели-
чины определяются при статической нагрузке Ро-

Давления и объемы газа при увеличенной статической на-
грузке Pi обозначим соответственно рь q\, Vi и

Так как положение поршня вследствие подачи жидкости в по-
лость А остается неизменным, то

^1 = ^0;

41 — 4<h

Pl =P1F1 - 41^2 =P1F1 ~ 40^2.

Учитывая уравнение (32), можем написать '

Л._ 6

Pl PlPl #0^2 РО ° / AQ \

Pq PoFi — Q0P2 1 — £0 ’

откуда соотношение давлений в полости А при статических на-
грузках Pi и Ро

T = ^- = ^L(1-?O) + ?O. (44)

Ро ^0
Обозначим величины h, g и р. для статической нагрузки Р\
через hi, gi и Очевидно,

- — = _ vopo _ . ho .
1 F1 Р1Р1
__ Agi _ _ Piffo _ . Ер е
FiPi PIPl
F&l - —
FlUqO I

(45)

Уравнение безразмерной характеристики при статической на-
грузке Pi может быть написано аналогично уравнению (33):

или, учитывая выражение (45),

Р _ Л V 7 У/ т у +м° М (46)

Ро — Ро J____%

тг

Построенные по этому уравнению безразмерные характери-
стики показаны на фиг. 18 штриховыми кривыми. Как видно из
графика, в случае наличия регулирования жесткость упругого
элемента при увеличении статической нагрузки возрастает не-
сколько больше, чем в случае его отсутствия. Однако и при на-
личии регулирования эффективный прогиб, а следовательно, и
частота малых колебаний, изменяется лишь в небольших пре-
делах.

Частоту малых колебаний для статической нагрузки Pi
можно найти в соответствии с уравнением (38):

,,,2 — 1 + Н161 ng _ + (Л0^ ng U7.

“1 — 1_£1 • ht — 7-е0 • Ло •

следовательно,

/ \2__(i2 + Робь) (1 — Ер)

\ wo / (Т — Ер) (1 + РоЕо)

или, учитывая выражение (44),

0)1 \2 _ (т2 + PqEq)

wo / (1 + Рю^о) А

(48)

Пользуясь уравнением (48), можно,определить соотношение
частот малых колебаний для заданного отношения статических
нагрузок при наличии регулирования высоты. Соответствую-
щий график для разных величин go приведен на фиг. 19. Изсрав-
45
р

р, 7 7 1 ±......
;; г / / ... . 4 a
1 1 / / I / ,
Q / / / /
J $ / /
7 /V // // ! / Po /
5 /7 // у/ / / 7 /X
V // // t ' /, / / 5
4 // // / / / / /s //
./у j г/ s'
2
^=z

0,2 0,1 0 0,1 0,2 5±

Фиг. 18. Безразмерные характеристики пневматического
упругого элемента с противодавлением при различных
статических нагрузках без автоматического регулиро-
вания высоты упругого элемента (сплошные линии)
и с автоматическим регулированием (штриховые ли-
нии); л =1,0 6=0,5; Ро=О,1.

Фиг. 19. Изменение собственной частоты колебаний
в зависимости от изменения статической нагрузки для
подвески на пневматических телескопических упругих
элементах с противодавлением при наличии автомати-
ческого гидравлического регулирования положения ку-
зова Цо=1Д
нения этого графика с графиком, показанным на фиг. 16, сле-
дует, что для достижения постоянства частоты малых колебаний
при наличии регулирования высоты коэффициент g должен быть
несколько увеличен. Примерное постоянство частоты может
быть получено в широком диапазоне изменения статических
нагрузок.

ТЕЛЕСКОПИЧЕСКИЕ УПРУГИЕ ЭЛЕМЕНТЫ С ДВУМЯ СТУПЕНЯМИ
ДАВЛЕНИЯ

Телескопические упругие элементы с двумя ступенями дав-
ления, так же как и упругие элементы противодавлением, приме-
няют для улучшения работы подвески в тех случаях, когда стати-

ческая нагрузка может изменяться в широких пределах.

Принципиальная схема
телескопического упругого
элемента с двумя ступенями
давления изображена на
фиг. 20. В рабочем цилин-
дре 1 перемещается пор-
шень 2, на штоке которого
воспринимается нагрузка
Р. Пространство над порш-
нем заполнено жидкостью,
передающей давление сжи-
маемому газу. Газ находит-
ся в полости А первой сту-
пени давления и в полости
Б второй ступени давления.
Газ в полости Б отделен от

ЖИДКОСТИ плавающим порш- фиг 20. Принципиальная схема теле-
нем 3. При небольших уси- скопического пневматического упругого
ЛИЯХ Р давление газа р В элемента с двумя ступенями давления,
полости А и равное ему
давление жидкости меньше давления qH, под которым перво-
начально находится газ в полости Б, При этом поршень 3 опи-
рается на (Выступы 4 и газ в полости Б <в работе упругого эле-
мента не участвует. Когда на ходе сжатия давление р достигает
величины qH, поршень 3 отходит от выступов, и в работе начи-
нают участвовать газ в полости Лив полости Б. Соответственно
характеристика упругого элемента становится более пологой.
Аналогично может быть осуществлена и схема с тремя ступе-

нями давления.

Найдем уравнение характеристики телескопического упругого
элемента с двумя ступенями давления. Очевидно, это уравнение
для различных участков характеристики будет различно. На
участке p<qH характеристики сжимается газ только в полости
А и работа происходит так же, как в обычном телескопическом
упругом элементе. Таким образом получим:

/ «о\п

p=po(v) ;

Р = (р-рв)Л«рЛ;

(49)

где ро и v0 — абсолютное давление и объем газа в полости А
при начальной статической нагрузке Ро',

v — переменный объем газа в полости А.

Обозначим через vm объем газа в полости А в момент, когда
давление р достигнет величины qH.

Очевидно,

/ v0 \п

Qh = Po(-7T] ,

\ Vm /

откуда

где

vm = vQv п

у —Л*.
Ро *

(50)

(51)

Соответствующий ход поршня

с __ Ур — Ут

Sm~ Ft

sm — 1 ___ п

Ло

(52)

На участке p>qH характеристики давление в обеих полостях
одинаково и равно р. Обозначим переменный объем газа в по-
лости Б через vq и начальный объем полости Б через vqH. Тогда
можем написать:

Р = Ян[

У_т + t'gx

V + Vq /

Так как

V + v4 = 'vo + 'vqH-sF1,
то

Р = Ян

/vo + t'gw—sfa "
\ Vm + VgH )

vqH
----= 71
^0--‘

Обозначив далее

(53)

и заменив .величины vm и qH согласно уравнениям (50) и (51),.
получим

Р = А» (1+ '*?"’) + -J-) ’

P^pFr,

/ 1 \ П / \—п

<54>

В случае изотермического процесса (и=1) получим более
простое выражение безразмерной характеристики:

1 + у

1 + ’I~F

по

(55)

На фиг. 21 показаны построенные по уравнениям (49) и (55)
безразмерные характеристики для разных значений v и т]. Коэф-
фициент v, равный отношению давления второй ступени к на-
чальному давлению, определяет и величину нагрузки, при кото-
рой газ в полости второй ступени начинает участвовать в работе
подвески. Например, при v = 2,0 газ в полости второй ступени
начинает сжиматься, когда нагрузка достигнет величины
P=vPq=2Pq. Характеристика выражается кривой abc, причем
на'участке ab расчет ведется по уравнению (49), а на участке
Ьс — по уравнению (55). Штриховая кривая для ц=0 соответ-
ствует простому телескопическому упругому элементу без вто-
рой ступени давления. Чем больше значение т), тем больше объем
полости Б по сравнению с начальным объемом полости А и тем,
следовательно, резче снижается жесткость подвески, когда газ
в полости Б вступает в работу.

Подбирая коэффициенты v и ц в зависимости от заданного
диапазона изменения статической нагрузки, можно получить бо-
лее выгодную форму характеристики и уменьшить пределы изме-
нения собственной частоты колебаний. Вместе с тем, как это

4 Зак. 2/249 49
видно из фиг. 21, вторая ступень давления не устраняет другой
недостаток, свойственный простому телескопическому упругому

Фиг. 21. Безразмерные характеристики телескопического
упругого элемента с двумя ступенями давления при раз-
личных значениях коэффициентов v и >]•

элементу — малой энергоемкости подвески при работе на отбой.
В этом отношении более эффективным оказывается применение
противодавления.

ОСНОВНЫЕ ЗАКОНОМЕРНОСТИ РАБОЧЕГО ПРОЦЕССА
РЕЗИНО-КОРДНЫХ ПНЕВМАТИЧЕСКИХ ЭЛЕМЕНТОВ

Представим себе упругий элемент в виде гибкой оболочки 1. *
наполненной воздухом, с жесткими фланцами 2 и 3, нагружен-
ный осевой силой Р (фиг. 22, а).

В автомобильных подвесках применяются резино-кордные
оболочки, однако, в будущем не исключена возможность исполь-
зования и других материалов.

Для телескопического упругого элемента между нагрузкой Р
и избыточным давлением воздуха в нем ри существует пропор-
циональная зависимость и, зная площадь поршня fi, можно
легко определить ри. Для резнно-кордного элемента такая про-
порциональная зависимость отсутствует.

Для того чтобы найти связь между Р и ри, проведем перпен-
дикулярно оси плоскость I—/, касательную к поверхности обо-
лочки. Согласно допущениям, обычно применяемым в теории
тонкостенных оболочек, оболочка не может передавать изгибаю-
щих моментов и поперечных сил. Поэтому в точках касания че-
рез оболочку будут передаваться лишь силы в плоскости I—I.
Выделив часть оболочки вместе с фланцем, ограниченную ли-
нией касания, найдем из условия ее равновесия

Р=Р„Г., (56)

где Fg— площадь, ограниченная линией касания.

В частности, если оболочка—тело вращения (фиг. 22, а), что
бывает в большинстве случаев, то

Р—Ри^о-

При изменении нагрузки Р изменяется форма оболочки,
а следовательно, величины Рэи г0 не остаются постоянными.

Фиг. 22. Схема'работы резино-кордного упругого элемента:

а — схема нагружения резиио-кордиого упругого элемента; б — изменение конфи-
гурации оболочки при изменении нагрузки; в — схема усилий, действующих на
фланец; / — гибкая резино-кордная оболочка; 2 и 3 г—жесткие фланцы.

На фиг. 22, б‘ показаны конфигурации, которые последова-
тельно принимает оболочка. При уменьшении нагрузки радиус to
уменьшается и, наконец, становится равным радиусу фланца
(г03). Площадь Fg при этом равна площади фланца. При даль-
нейшем уменьшении нагрузки Р нельзя провести касательную
плоскость к оболочке. Однако и в этом случае можно использо-
вать уравнение (56). В общем случае под Fg понимается пло-
щадь, произведение которой на избыточное давление равно
внешней нагрузке Р, т. е.

PUF» = P и Fa = -£.

Площадь F9 называется эффективной площадью. Это поня-
тие оказывается очень полезным при исследовании и расчете
4* 51
резино-кордных упругих элементов. Соответственно радиус го
называется эффективным радиусом.

Обозначив через Z силу меридионального натяжения обо-
лочки, суммированную по окружности фланца (фиг. 22,в), най-
дем из условия равновесия фланца

где Рф — площадь фланца.

. Отсюда

= = (57)

Уравнение (57) показывает, что при •& > 0 эффективная пло-
щадь становится меньше площади фланца и уменьшается с ро-
стом угла О'. Соответственно уменьшается и радиус го.

При отсутствии внешней нагрузки (Р = 0) эффективная пло-
щадь и радиус Го равны нулю. В этом случае

Zs^—р^ф,

т. е. давление газа на площадь фланца уравновешивается натя-
жением оболочки.

Величина эффективной площади зависит от характера изме-
нения объема упругого элемента при его деформации. Пред-
положим, что упругому элементу, нагруженному силой Р, сооб-
щен дополнительный малый прогиб ds. Тогда работа силы Р
составит Pds, а работа силы давления pudv, где dv — изменение
объема упругого элемента, соответствующее прогибу.

На основании принципа возможных перемещений

Pds + pudv — 0.

При этом пренебрегаем работой деформации самой оболочки
(резины и корда), незначительной по сравнению с работой сил
давления.

Из последнего уравнения получим

= р (58)

ри 9 ' ds ' '

Таким образом, эффективная площадь равна производной от
объема по прогибу, взятой с обратным знаком. Работе упругого
элемента на сжатие с положительным значением Р должна соот-
ветствовать положительная эффективная площадь и, следова-
тельно, объем упругого элемента при прогибе должен умень-
шаться.

Практически расчетное или графическое определение эффек-
тивной площади затруднительно в связи с тем, что для этого
необходимо знать форму оболочки (или закон изменения ее
объема). Для каждого значения осевой деформации упругого
элемента оболочка принимает определенную «равновесную» кон-
52
фигурацию, которая для рассматриваемого случая резино-
кордной оболочки определяется равновесным расположением
нитей корда, воспринимающих всю нагрузку. Методы отыскания
равновесных конфигураций резино-кордной оболочки будут при-
ведены в гл. III.

Уравнение грузоподъемности резино-кордного упругого эле-
мента имеет вид

P=PuPa^{p-pa)Fa={^--p^FB- (59)

Продифференцировав уравнение (59) по ходу s, найдем
жесткость упругого элемента:

с = = <60>

но

dp _ npovg dv _ пр&$

ds vn+l ds и”"*"1 ®'

Подставив последнее уравнение в выражение (60), получим
^=Jr/7.2 + (p-/’.)J^ <61)

или в другом виде

_ Worf fPovS \ dF,

С — Vn+1 \ Vn Ра/ ds •

Уравнения (60) — (62) показывают, что жесткость резино-
кордного упругого элемента можно рассматривать, как состоя-
щую из-двух слагаемых. Первое слагаемое (первый член правой
части уравнений) определяется повышением давления воздуха
в упругом элементе при его деформации. Оно выражается так
же, как жесткость телескопического упругого элемента [урав-
нение (9)], однако вместо площади поршня F множителем вхо-
дит эффективная площадь Fa. Второе слагаемое определяется
изменением эффективной площади при прогибе т. е. изме-
нением конфигурации гибкой резино-кордной оболочки. Если
эффективная площадь при прогибе не меняется, второй член
равен нулю и уравнение (61) совпадает с уравнением (9)-.

Для практических целей часто оказывается более удобным
пользоваться выражением для жесткости, содержащим не абсо-
лютное, а избыточное давление:

с= (63)
Следует иметь в виду, что в резино-кордных упругих эле-
ментах в большинстве случаев применяется давление ри <
< 10 кг/см2. При этом разница между абсолютным и избыточ-
ным давлением существенна и пренебрегать ею нельзя.

Приведем также выражения для нагрузки и жесткости в на-
чальном положении:

Л =Pu<F*> = (Ро - Ра)

__ п (Рио + Ра) р2 I п ( \

— «о эО "Г Рио ds ) ,

(64)

(65)

„ / dF9 \ с dF4

гдеро, Рио, ^о, рэо\-^-) —значения р, ра, v, FB и со-
ответствующие начальной нагрузке Ро.

Уравнение (65) показывает, что с увеличением начального
объема воздуха t>o жесткость Со уменьшается и, следовательно,
присоединяя дополнительный резервуар к упругому элементу,
можно снижать жесткость подвески.

Однако величина начального объема влияет лишь на первый
член правой части уравнения; в то время как второй член От
величины Цо не зависит. Поэтому, в противоположность слу-
чаю телескопического элемента, жесткость резино-кордного эле-
мента не всегда можно снижать до любой величины увеличением
присоединенного резервуара.

Представим объем v0 в виде

где ©ор —объем упругого элемента;

vd — объем присоединенного дополнительного резервуара.

Тогда из уравнения (65), принимая ра = 1, получим

n(Azo+ 1)^о.

~ (dFa\ V°p

«о — P«of ds I

n (PoPso +

Po / dFg \ V°p'
c°- F3„ ( ds )o

(66)

По этому уравнению при расчете подвески можно найти не-
обходимый дополнительный объем vd при заданной из условий
плавности хода жесткости Со упругого элемента.

Чем больше начальный объем, тем меньше будет изменяться
начальное давление в упругом элементе при его деформации.
В пределе при бесконечно большом объеме давление в упругом
элементе постоянно и равно ро- В этом случае упругая характе-
ристика элемента зависит тольксГ от изменения эффективной
площади Fg при деформации. Такая характеристика при по-
54
стоянном внутреннем давлении называется изобарической и ока-
зывается в ряде случаев весьма удобной для оценки качества
резино-кордного упругого элемента. Уравнения грузоподъемно-
сти и жесткости в случае изобарической характеристики имеют
вид

P=Pu^ C=puo-^f-

Фиг. 23. Примеры зависимости
эффективной площади F3 от
деформации s упругого эле-
мента.

Выражение для изобарической жесткости можно получить из
уравнения (60), если первый член правой части приравнять
нулю и заменить р через р0.

В качестве примера ниже на фиг. 32 показаны характери-
стики упругого элемента (двухсекционный пневмобаллон) при
разных объемах vg присоединен-
ного резервуара. Чем больше
присоединенный объем, тем мень-
ше начальная жесткость со при
нагрузке Pq. Минимально воз-
можное значение жесткости со-
ответствует изобарической харак-
теристике (од = со). Эта харак-
теристика в определенном мас-
штабе дает также изменение эф-
фективной площади при дефор-
мации упругого элемента: чтобы
получить величину эффективной
площади, следует согласно урав-
нению (66) разделить нагрузку Р
на избыточное давление рио. Как
видно из фиг. 32, нагрузка Р,
а следовательно, и эффектив-
ная площадь F3 при сжатии

упругого элемента монотонно возрастают. Такой закон изме-
нения площади Fg свойственен резино-кордным элементам бал-
лонного типа (фиг. 23, кривая 1). Для диафрагменных резино-
кордных элементов могут быть получены более сложные за-
коны изменения величины Fg.

В ряде случаев кривая изменения Fa (фиг. 23) имеет пере-
гибы (кривая 2), и на определенных участках эффективная
площадь может не увеличиваться, а уменьшаться (кривая 3).

Если эффективная площадь при сжатии упругого элемента
(dF \

<01, то второй член правой части уравне-
ния (61) становится отрицательным. Таким путем можно сни-
зить жесткость упругого элемента и даже довести ее на опреде-
лённом участке характеристики до Нуля. Закон изменения
эффективной площади согласно кривым 2 или 3 дает возмож-
ность получить S-образную характеристику упругого элемента
55
с более пологой средней частью и прогрессивно возрастающей
жесткостью на крайних участках.

Как показывают уравнения (61) и (62), жесткость резино-
кордного упругого элемента увеличивается при увеличении по-
казателя политропы п = 1. При статическом нагружении п = 1,
т. е. процесс изотермический. При динамическом нагружении
для резино-кордных упругих элементов показатель п больше,
чем для телескопических, так как теплообмен с окружающей
средой затруднен из-за плохой теплопроводности резино-корд-
ной оболочки. Опыты показывают, что для режимов, соответ-
ствующих колебаниям подвески на дорожных неровностях, по-
казатель п в случае резино-кордных упругих элементов баллон-
ного типа может быть принят равным 1,4, т. е. процесс можно
считать адиабатическим.

Обычно эту же величину п принимают при расчете всех ви-
дов диафрагменных упругих элементов, хотя для многих и?
них, вследствие большей площади соприкосновения сжимаемого
газа с металлом, условия теплообмена лучше и, следовательно,
показатель п должен быть меньше.

Соотношение между статической и динамической жестко-
стью резино-кордного упругого элемента зависит не только от
показателя п, но и от конструктивных параметров элемента. Со-
гласно уравнению (65) показатель п влияет лишь на первый
член правой части, а| второй член от величины п не зависит.
Поэтому соотношение статической и динамической жесткости
при том же п различно в зависимости от соотношения величин
первого и второго члена.

Представим уравнение (65) в виде

, О^ — пА + В,

где

' А___^ц0 4*^ pi .

v0 ЯО’

о—Рм ds )о-

Тогда при п = 1,4 динамическая жесткость

с^ = 1АА-^В.

Статическая жесткость

^Ост — Ч-
Отношение

. . , Д

1 .SSj 1>4Д 4- В ’ Л

т А + В . В

1+т
На фиг. 24 показана зависимость величины X от значе-
в
ния -35-.

Если -т- = 0, то =0. При этом А=п, как и для

-/1 у as J Q

телескопического упругого элемента. Если > 0, т. е. если
эффективная площадь при сжатии упругого элемента увеличи-
вается, получим -д- > 0 и А < и. Чем больше отношение -д,
тем меньше А, причем кривая ассимптотически приближается
к прямой А=1. При изобарической характеристике (Л = 0)

получим А=1, т. е. динамическая и статическая жесткости
в этом случае одинаковы.,

Если < 0, то -35- < 0 и А > nt причем при увеличении
абсолютной величины отношение динамической жесткости
к статической очень резко возрастает. Отсюда следует, что
снижать жесткость упругого элемента путем использования за-
висимости Fs=<p(s) с отрицательным наклоном (кривая 3 на
фиг. 23) можно с осторожностью; в противном случае легко по-
лучить динамическую жесткость, в несколько раз превышаю-
щую статическую. Если выбрать динамическую жесткость из
условий требований плавности хода, статическая жесткость ока-
жется слишком мала, и можно даже получить Сост<О, что озна-
чает неустойчивость упругого элемента.

При использовании резино-кордных упругих элементов в ав-
томобильной подвеске почти всегда применяют пневматическое
регулирование положения кузова. При этом давление в упругом
элементе при изменении статической нагрузки меняется таким
образом, что высота его остается постоянной.

На фиг. 5 были показаны характеристики подвески (или упру-
гого элемента) при различных статических нагрузках Роь А>2,
Роз, Pot- Поскольку высота упругого элемента во всех случаях
одинакова, одинакова будет в .первом приближении и эффектив-

Г> / ^3

ная площадь гэ0 и ее производная (--^^.Следовательно, из-
быточное давление возрастает пропорционально статической на-
грузке

Рассматривая выражение (65) для жесткости, находим, что
первый член правой части пропорционален абсолютному давле-
нию, а второй—избыточному. Поэтому жесткость при увели-
чении статической нагрузки возрастает не пропорционально ей,
а несколько меньше.

В результате собственная частота колебаний при увеличении
статической нагрузки уменьшается.

Представим уравнение (65) в виде

Z. — и „ nF^ <Р.7\

со —Рио[ Vo + V ds /oj + Ра Vo • (67)

Обычно второй член правой части мал по сравнению с пер-
вым, поэтому зависимость с0 от рио близка к пропорциональной,
и частота колебаний при изменении статической нагрузки .ме-

гч / dF9\ п

няется незначительно. Однако, если f 1 < О, первый член
уменьшается, и изменение частоты колебаний может стать суще-
ственным. Это обстоятельство также необходимо учитывать
при использовании резино-кордных упругих элементов с отри-
цательным наклоном кривой F3 =<p(si).

Снижение частоты колебаний с увеличением статической на-
грузки будет тем меньше, чем выше давление в упругом
элементе. Так, например, при увеличении давления под стати-
ческой нагрузкой от Рио=1 кг/см1 2 до рио=2 кг/см2 частота из-
менится значительно больше, чем при увеличении давления от
Рио = 4 кг/см2 до ри0 — 5 кг/см2.

Если бы жесткость упругого элемента возрастала пропор-
ционально нагрузке, эффективный статический прогиб при всех
нагрузках был бы одинаковым, т. е. касательные ко всем харак-
теристикам на фиг. 5 пересекались бы в одной точке на гори-
зонтальной оси. В действительности при уменьшении статиче-
ской нагрузки эффективный прогиб несколько уменьшается,
причем особенно заметно при малых нагрузках.

Жесткость подвески, приведенная к колесу, не равна жест-
кости упругого элемента, если передаточное отношение под-

1 В действительности эффективная площадь при той же самой высоте

упругого элемента может несколько изменяться за счет растяжения обо-
лочки. Об этом подробно указано в гл. Ш.
вески отличается от единицы. В этом отношении пневматическая
подвеска с автоматическим регулированием давления в упругих
элементах имеет существенные особенности, рассматриваемые
ниже.

При подвеске колеса на рычаге с пружиной жесткостью ср
в качестве упругого элемента нагрузка на упругий элемент

Рр =

где -нагрузка на колесо;

I — передаточное отношение подвески.

Приведенная жесткость подвески

ск — ср "тг •

Обозначим через ск1 приведенную жесткость подвески для
1=1. Тогда

Рассмотрим теперь аналогичную схему подвески с пневмати-
ческим упругим элементом и автоматическим пневматическим
регулированием положения кузова. В данном случае жесткость
ср упругого элемента изменяется в (зависимости от передаточного
отношения подвески. Обозначим через ср1 жесткость упругого
элемента при i = 1, т. е. при Рр= Р к. При передаточном отноше-
нии подвески i жесткость упругого элемента

cp = cplia,
где а — коэффициент, близкий к единице, учитывающий, что
жесткость упругого элемента изменяется не строго пропорцио-
нально статической нагрузке. —

При i < 1 коэффициент а > 1, а при i > 1 коэффициент
а < 1.

Приведенная жесткость подвески

1 а

Ск--Ср~р --СР^Т-

При i = 1 приведенная жесткость ск1 = ср1. Таким образом,

Если в первом приближении принять а = 1, получим

-^ = 4-. (70)
Сравнивая уравнения (68) и (70), находим, что в то время
как для подвески обычного типа приведенная жесткость при
данном упругом элементе обратно пропорциональна квадрату
передаточного отношения, приведенная жесткость пневматиче-
ской подвески с автоматически регулируемым давлением
обратно пропорциональна первой степени передаточного отно-
шения.

Наличие коэффициента а лишь незначительно увеличивает
влияние передаточного отношения, так как он обычно близок
к единице.
ГЛАВА III

РЕЗИНО-КОРДНЫЕ ПНЕВМАТИЧЕСКИЕ
УПРУГИЕ ЭЛЕМЕНТЫ

БАЛЛОННЫЕ УПРУГИЕ ЭЛЕМЕНТЫ (ПНЕВМОБАЛЛОНЫ)

Круглые пневмобаллоны

Круглые пневмобаллоны получили широкое применение ра-
нее других типов резино-кордных упругих элементов и являются
наиболее изученными. На фиг. 2 было показано устройство двух-
секционного пневмобаллона. Применяются также односекцион-
ные и трехсекционные пневмобаллоны.

Оболочка пневмобаллона состоит из нескольких слоев про-
резиненной кордной ткани (каркаса), внутреннего герметизи-
рующего и внешнего защитного слоя резины. В качестве мате-
риала ткани обычно используется полиамидное волокно (ней-
лон, капрон). В большинстве случаев число слоев корда равно
двум и лишь редко четырем. Резины применяются как на основе
натурального каучука, так и на основе синтетического. Внутрен-
ний слой резины должен быть не только воздухонепроницаемым,
но и маслостойким, так как возможно случайное попадание
масла в пневмобаллон из системы питания подвески. Внешний
слой должен хорошо сопротивляться воздействию масла, бен-
зина, солнечных лучей, озона. Для внешнего слоя часто исполь-
зуют неопрен. Общая толщина оболочки составляет обычно
3—5 мм. Оболочка имеет как сверху, так и снизу борт со сталь-
ным проволочным кольцом, причем слои корда завертывают во-
круг кольца.

Кольцо можно сделать из проволоки большого диаметра или
из многих свитых тонких проволок. Иногда проволочные борто-
вые кольца отсутствуют, и слои корда завертывают вокруг
сердечника из резины высокой твердости.

В ряде случаев толщина оболочки неодинакова по ее мери-
диану: наименьшую толщину оболочка имеет по поверхности
большого диаметра, наибольшую — у стягивающего и прижим-
ных колец. Под стягивающим кольцом иногда закладывают
дополнительную ленту кордной ткани для повышения ее долго-
вечности. Пример конструкции оболочки показан на фиг. 25.

Имеются различные спо-

Фиг. 25. Пример конструкции оболочки
круглого двухсекционного пневмюбал-
лона:

1 — слои корда; 2 — защитный слой резины;

3 — герметизирующий слой резины; 4 — бор-
товое кольцо из проволок.

собы герметизации пневмо-
баллона. Фасонное фрезеро-
ванное прижимное кольцо
можно подтягивать к флан-
цу при помощи ввернутых
в него болтов (фиг. 26,а).
Более дешевым для массо-
вого производства является
штампованное прижимное
кольцо с вваренными бол-
тами для подтягивания к
фланцу (фиг. 26, б). При
этом головки болтов делают
по форме кольца, чтобы при
сжатии пневмобаллона обо-
лочка опиралась на глад-
кую поверхность. Обычно
устанавливают 8—12 болтов
или шпилек.

Способ герметизации, по-
казанный на фиг, 26, в, ана-
логичен применяемому для
с оттянутым концом прижи-
фланца действием давления

бескамерных шин. Борт оболочки
мается к конической поверхности

Фиг. 26. Способы герметизации пневмобаллонов.

воздуха. При такой конструкции облегчается сборка упругого
элемента и уменьшается его вес. Вместе с тем резко повы-
62
шаются требования к точности изготовления и уменьшается на-
дежность герметизации.

При другом варианте самогерметизирующего пневмобаллона
(фиг. 26, г) штампованное плоское прижимное кольцо отборто-
вано по внешнему и по внутреннему диаметрам. Фланец имеет
в середине коническую выштамповку, которая плотно входит
в отверстие оболочки. Под действием давления воздуха в пнев-
мобаллоне кольцо стремится подняться вверх и своей внутрен-
ней отбортовкой прижимает оболочку к конической выштам-

повке фланца. Эта конструкция проста и надежна, а штампован-
ные прижимные кольца и фланцы имеют малый вес. Недостат-
ком ее является ограниченность хода отбоя упругого элемента,
так как при отходе оболочки от прижимного кольца герметиза-
ция нарушается. Кроме того, большая ширина прижимных ко-
лец, свойственная данной конструкции, ведет к увеличению
жесткости упругого элемента, о чем подробнее указано ниже.

Герметизация, примененная для пневмобаллона фирмы Кон-
тиненталь (ФРГ) типа 640 (фиг. 27,а), выполнена по схеме, по-
казанной26, а.

Профиль Прижимного кольца, составленный дугами окружно-
сти, совпадав с профилем борта оболочки; поэтому герметиза-
ция осуществляется по всей внутренней поверхности кольца.
Для возможности натяга торец борта оболочки в свободном со-
стоянии Жйтупает над прижимным кольцом на 3 мм. Натяг
осуществляется 12 болтами диаметром 8 мм.
Применяется также и другой метод профилирования прижим-
ного кольца, когда герметизация осуществляется только его
«носиком», а по остальной поверхности между кольцом и бортом
оболочки имеется зазор.

Герметизирующее устройство, применяемое на пневмобалло-
нах английской фирмы Данлоп (фиг. 27,6), выполнено по схеме,
показанной на фиг. 26, а. Прижимное
кольцо и фланец штампованы из сталь-
ного листа толщиной 3 мм. Пружинящие
скобки А (четыре по окружности) зажи-
маются под болтами, крепящими пневмо-
баллон на месте его установки, и входят
в кольцевую прорезь на прижимном коль-
це. Назначение этих скобок — удержи-
вать пневмобаллон в собранном состоя-
нии в случае, если по каким-либо причи-
нам внутреннее давление будет отсутство-
вать. Герметизация в конструкции, пока-
занной на фиг. 27, б, осуществляется по
внутренней окружности борта пневмо-
баллона. Однако иногда баллон допол-
нительно герметизируется по торцу
борта, который прижимается к фланцу
(фиг. 27, б внизу), причем торец имеет
ряд кольцевых канавок.

Кольцевые канавки на торце борта
для лучшей герметизации иногда при-
меняются и при болтовом креплении при-
жимного кольца.

Стягивающее кольцо удерживает от
расширения среднюю часть пневмобал-

ции стягивающих ко-
лец пневмобаллонов.

сталь, иногда легкий

лона при повышении давления в
нем.

На фиг. 28 показаны различные кон-
струкции стягивающих колец:

а — стальное точеное кольцо круглого
сечения;

б — из стальной трубы, сваренной в
стык;

в—е — штампованные кольца из листово-
го материала; в большинстве случаев
для штампованных колец применяется
сплав.

ж — кольцо из двух5 штампованных (половин, сваренных
между собой по экватору;

з — кольцо, отлитое из легкого металла; форма сечения
кольца определяется необходимостью повысить его сопротивле-
ние на разрыв,
64
Форма сечения стягивающего кольца существенно влияет на
упругую характеристику пневмобаллона. Если ширина кольца
велика и оболочка при сжатии баллона опирается на кольцо,
то жесткость баллона возрастает. Аналогичное явление может
происходить при кольце круглого сечения, если диаметр сечения
мал; в этом случае части оболочки, образующие верхнюю и ниж-
нюю секции баллона, при сжатии баллона ложатся одна на
другую.

В некоторых случаях стягивающее кольцо делают как одно
целое с оболочкой. Оно состоит из нескольких стальных прово-
лок, покрытых слоем резины, и привулканизовано к оболочке.
Опыт показывает, что наибольший износ оболочки в эксплуата-
ции происходит в местах соприкосновения ее с прижимными и
стягивающими кольцами. Этот износ объясняется трением, пе-
рекатыванием оболочки по кольцам и главным образом попада-
нием грязи и песка между оболочкой и кольцами. В этом отно-
шении применение привулканизованного кольца должно дать
определенные преимущества. Для предохранения от коррозии
стальные прижимные и стягивающие кольца покрывают защит-
ными покрытиями или окрашивают.

Технология изготовления резино-кордных оболочек пневмо-
баллонов сходна с технологией изготовления бескамерных шин
и включает заготовку полуфабрикатов, сборку, экспендирова-
ние и вулканизацию. Оболочки собирают на специальных сбо-
рочных цилиндрических барабанах, на которые последовательно
закладывают внутренний- герметизирующий слой резины, обре-
зиненные слои корда и наружный защитный слой. На бараба-
нах также предварительно формуют и борты оболочки с за-
ложенными.в них проволочными кольцами.

Экспендирование производят при помощи специальной ре-
зиновой варочной камеры, вводимой внутрь заготовки, полу-
ченной при сборке. При экспендировании в варочную камеру
подают воздух под давлением и одновременно сближают торцы
оболочки. Стягивающее кольцо препятствует раздуванию обо-
лочки по среднему диаметру. В результате заготовка приобре-
тает нужную форму. Вулканизация осуществляется в разъемной
пресс-форме, конфигурация которой приблизительно соответ-
ствует форме баллона в среднем рабочем положении. Возможно
также применение пресс-форм с конфигурацией, соответствую-
щей растянутому баллону.

При массовом производстве процессы формования и вулка-
низации оболочки проводят в одном агрегате (форматоре —
вулканизаторе).

В пневмобаллонах лрименяется рабочее давление (при ста-
тической нагрузке) до 6—7 кг/см2. Практически давление огра-
ничивается производительностью компрессора, используемого
для питания системы подвески. Минимальная величина давления
для пневмобаллонов, имеющих болтовое крепление прижимных

5 Зак. 2/249 65
колец, может быть любой. В самогерметизирующих пневмо-
баллонах необходимо некоторое минимальное давление, по-
рядка нескольких десятых атмосферы, для обеспечения уплот-
нения.

В настоящее время в СССР Научно-исследовательским ин-
ститутом шинной промышленности (НИИШП) освоено опытное
производство двух типов двухсекционных пневмобаллонов
(фиг. 29 и 30). В обозначении баллона первая цифра указы-
вает номинальный наружный диаметр (округленно), вторая —
номинальную высоту в рабочем положении. Оболочка имеет
сравнительно большую толщину стенки (5—6 мм), что связано
с условиями экспериментального производства. В дальнейшем,
с отработкой промышленной технологии, толщина стенки может
быть уменьшена.

Статические характеристики пневмобаллонов, т. е. характе-
ристики, соответствующие изотермическому процессу, полу-
чены при тарировке на прессе; размеры установленных при-
жимных и стягивающих колец показаны на фигурах. Харак-
теристики сняты при различных начальных давлениях воздуха
в пневмобаллоне и различных объемах дополнительного резер-
вуара.

При рабочем давлении до 5,0—5,5 кг/см2 грузоподъемность
баллона 250—200 составляет около 1500 кг, а баллона 300—
200 — около 2000 кг.

Из графиков видно, что объем дополнительного резервуара
vd оказывает значительное влияние на характеристики пневмо-
баллонов. При отсутствии дополнительного резервуара усилие
на ходе сжатия очень резко растет, сильно увеличивается внут-
реннее давление. При объеме vd = 7 л характеристика уже до-
вольно близка к линейной. При vd = 14 л жесткость еще умень-
шается, но для дальнейшего существенного снижения .жесткости
необходимы очень большие, практически трудно применимые
объемы резервуара.

При объеме резервуара vd = 90 л характеристики имеют уже
выпуклую форму; в этом случае внутреннее давление при де-
формации пневмобаллона изменяется сравнительно мало и уси-
лие возрастает в основном за счет увеличения эффективной
площади. Кривые изменения эффективной площади, а также
объема пневмобаллонов в зависимости от деформации, полу-
ченные опытным путем, приведены на фиг. 31. Величина эффек-
тивной площади может быть определена для каждого положе-
ния, если замерена нагрузка на пневмобаллон Р и избыточное
давление ри. Объемы пневмобаллонов замеряли путем заливки
в них жидкости и сжатия под прессом до заданного давления,
которое фиксировалось манометром. Заливая разные количе-
ства жидкости и замеряя соответствующие высоты баллона,
можно получить ряд точек кривой зависимости объема от де-
формации.
Фиг. 29. Основные размеры и характеристики двухсекционного
пневмобаллона 250—200, модель И-01.
“Более простым является другой способ, когда непосред-
ственно замеряют объем баллона v0 лишь в одном положении.

Фиг. 30. Основные размеры и характеристики двухсекционного пневмо-
баллона 300—200, модель И-02.

Для определения объема во всех других положениях исполь-
зуют уравнение (58); согласно этому уравнению

dv — —F3ds,
откуда

•S1

т>1 — v0 = — J Fads, (71)

•$0

где Vi — объем баллона, соответствующий деформации si.
Интеграл в правой части уравнения находят графически, как
площадь, ограничиваемую найденной ранее кривой Г9=<р($)
в пределах от s = «о до s = «ь

Указанные на фиг. 29 и 30 внешние диаметры баллонов соот-
ветствуют статическому положению. При растяжении и сжатии
баллона его диаметр меняется, причем увеличение диаметра по.
сравнению с номинальным может быть существенным. Это об-;

Фиг. 31. Изменение эффективной площади, объема и
наибольшего диаметра пневмобаллонов 250—200

и 300—200 в зависимости от деформации.

стоятельство необходимо учитывать при компоновке баллонов
в подвеске и обеспечивать необходимые зазоры. На фиг. 31 по-
казано изменение внешнего диаметра баллонов 250—200 (кри-
вые 2) и 300—200 (кривые 1) в зависимости от деформации при
давлениях в статическом положении рио — 2 кг/см? (сплошные
линии) и рио = 5 кг/см2 (штриховые линии). Несовпадение кри-
вых при разных внутренних давлениях указывает на наличие
упругого растяжения оболочки.
Таблица 1

Основные данные пневмобаллонов НИИШП

Параметры Номинальный размер
250X200 300X 200 240X270 (трехсек- ционный)
Высота в статическом положении в мм . . Внешний диаметр в статическом положении в мм при давлении 2 кг!см^ . . . . 5 » Внешний максимальный диаметр в мм при давлении р*. 2 кг/см2. . . .... . Ход на сжатие в мм Ход на отбой в мм Статическая нагрузка в кг при давлении ри: 1 кг/см? 2 , 3 , 4 . 5 . Прижимное кольцо: внешний диаметр в мм ширина кольца в мм материал Стягивающее кольцо: диаметр сечения в мм материал Поверхность торца пневмобаллона .... Толщина оболочки по наибольшему диа- метру в мм Вес в кг: оболочки прижимных колец стягивающих колец болтов и шайб Общий вес (без крышек) в кг ...... Эффективный статический прогиб в мм: V3 = 0 л при давлении Рц. 1 кг/см2 2 . 3 , ................ 4 , 5 . v$ — 7 л при давлении 1 кг/см2 2 3 . ' 4 , 5 200 259 265 267 273 ПО 130 250 530 820 1120 1400 190 39 20 1 5-6 1,47 3,77 1,22 0,26 6,72 70 85 92 102 105 112 131 132 139 148 200 284 285 288 289 132 132 350 710 1060 1420 1780 196 39 Сталь 1 16 Сталь Плоская 5-6 2,34 3,90 1,07 0,26 7,57 75 89 98 109 112 105 124 142 145 149 270 242 242 251 251 145 125 240 480 740 990 1210 186 33 15 6—7 2,37 3,25 1,40 0,26 7,28 84 109 113 117 119 117 140 145 150 150
Продолжение табл. 1

Параметры Номинальный размер
250X200 300X200 240X270 (трехсек- ' ционный)
vd = 14 л при давлении
1 кг/см2 132 138 145
2 143 150 154
3 148 166 157
4 158 167 158
5 160 168 170
vq — 90 л при давлении ри:
1 кг/см2 175 105 —
2 178 181 —
3 180 204 —
4 183 208 —
5 . Эффективная площадь пневмобаллона в ста- тическом положении в см2 при давле- 186 209 —
нии ри'
2 кг/слР 267 353 238
5 Внутренний объем пневмобаллона в стати- ческом положении в см3 при давлении ри'. 280 356 242
2 кг/см2 6360 7920 7650
5 „ 6780 8050 7700
X

Уменьшение диаметра баллона 300—200 при наибольшем
сжатии объясняется тем, что фланцы входят внутрь баллона, т. е.
происходит как бы «заворачивание» оболочки.

В наличии значительного упругого растяжения капронового
корда можно убедиться из рассмотрения семейства характери-
стик баллонов (фиг. 29 и 30). Если бы вытягивания не было, все
характеристики, соответствующие различным давлениям рио
в рабочем положении, сходились бы на горизонтальной оси
в одной точке, т. е. высота баллона при отсутствии внешней
нагрузки, когда эффективная площадь равна нулю, была бы
одинаковой, независимо от внутреннего давления. В действи-
тельности высота баллона в свободном состоянии при увеличе-
нии внутреннего давления значительно возрастает.

Основные данные пневмобаллонов приведены в табл. 1. Для
сравнения в табл. 2 и 3, а также на фиг. 32 и 33 показаны ха-
рактеристики некоторых двухсекционных пневмобаллонов зару-
бежного производства.

Статические характеристики и основные размеры пневмо-
баллона 620 (200) фирмы Континенталь (фиг. 32) приведены по
данным фирмы. Внешний диаметр пневмобаллона примерно та-
кой же, как и пневмобаллона 250—200, но диаметр отверстия
несколько меньше. Кроме того, меньше ширина прижимных ко-
лец. По всем этим причинам жесткость баллона Континенталь
Отбой

Сжатие

Фиг. 32. Основные размеры и упругие характеристики
двухсекционного пневмобаллона Континенталь 620.
Таблица 2

Основные данные двухсекционных пневмобаллонов Континенталь

Параметры Обозначение
620 (200) 640 (200)
Высота в статическом положении в мм.... Внешний максимальный диаметр в мм .... Ход на сжатие в мм Ход на отбой в мм . . Статическая нагрузка в кг при давлении р^. 1 кг! см2 2 3 4 5 6 7 Прижимное кольцо: внешний диаметр в мм ширина кольца в мм материал Стягивающее кольцо: материал сечение (овальное) в мм поверхность торца пневмобаллона .... Толщина оболочки по наибольшему диаметру в мм * Вес в кг: оболочки прижимных колец стягивающего кольца '. . . . болтов и шайб Итого (без крышек) 200 250 125 120 270 530 780 1050 1310 1560 1820 153 24 Ста; Легки! 28x16 | Плс 2,7 1,21 1,45 0,63 0,26 3,55 200 309 120 145 420 1250 2200 2950 196 24 кь и сплав | 31X16 )ская 3,3 1,76 2,10 0,80 0,26 4,92

оказалась меньше, но вместе с тем несколько снизилась era
грузоподъемность.

На фиг. 33 показаны основные габаритные размеры двойных
пневмобаллонов «Пнейрайд» фирмы Данлоп с номинальным
диаметром 10" и статические характеристики этих пневмобал-
лонов, полученные путем их тарировки в НАМИ.

Отличительной чертой характеристик пневмобаллонов «Пней-
райд» является заметный перегиб в точке, расположенной не-
много выше точки, соответствующей нормальному рабочему по-
ложению. В этой точке оболочка пневмобаллона ложится на
широкое стягивающее кольцо, в связи с чем жесткость баллона
сразу возрастает. Аналогичные характеристики имеют пневмо-
баллоны «Пнейрайд» других размеров.

Жесткость пневмобаллонов «Пнейрайд» значительно выше
жесткости пневмобаллона НИИШП или Континенталь примерно
того же диаметра, что объясняется в основном большой шири-
ной прижимных и стягивающих колец, препятствующих свобод-
ной деформации оболочки. Соответственно выше и грузоподъ-
емность пневмобаллонов.

Основные данные двухсекционных пнёвМобаллонов Данлой

Таблица 3

Номинальный размер в дюймах
Параметры 8 91/< 10 12
Высота в статическом положении в мм Внешний диаметр в мм\ в статическом положении максимальный Ход на сжатие в мм Ход на отбой в мм Статическая нагрузка в кг при давлении Ри- 1 кг/см2 2 , 3 4 , 5 6 . Прижимное кольцо: внешний диаметр в мм ширина кольца в мм материал Стягивающее кольцо: 152 202 216 76 76 200 400 600 800 1000 1200 183 37,2 152 235 245 76 76 280 560 840 1120 1400 1680 196 37,2 Листова 152 254 263 76 102 333 667 1000 1333 1667 2000 209 37,5 1я сталь, толщи! 152 305 339 76 102 500 1000 1500 2000 2500 3000 260 37,5 ia 3,2 мм 178 368 384 102 102 708 1416 2124 2832 3540 4248 311 37,5
сечение материал Поверхность торца пневмобаллона . . . Листовая Пло 1— J5 -=Т[ я сталь, толщин ская ♦ * к-47,5 а 1,8 мм С кольцеоб- разными про- точками i— Пло ская
Толщина оболочки в мм Вес в кг: прижимных колец стягивающего кольца оболочки крышек 4,0 1,04 0,64 0,72 1,26 4,0 1,13 0,40 0,88 1,46 4,0 1,26 0,42 0,98 1,77 4,0 1,60 0,67 1,21 2,76 4,0 1,95 0,80 1,74 3,90
Итого Эффективный статический прогиб в мм: vd = 7 л при давлении ри: 3,36 3,87 4,43 6,24 8,39
1 кг)см? 84 89 94 86 87
2 102 101 106 97 108
3 108 105 112 105 124
4 110 109 114 107 128
5 . 113 112 118 111 129
6 vq = 14,5 л при давлении ри\ 119 120 121 113 133
1 кг/см2 102 101 114 , 108
2 117 122 128 120
3 112 123 132 126
4 124 124 134 131
5 126 128 139 133
6 , Внутренний объем пневмобаллона в ста- 128 132 142 138 —
тическом положении в см3 Эффективная площадь пневмобаллона 2700 3650 4450 6200 9000
в статическом положении в см? .... 197 280 333 496 —
Данные взвешивания показывают, что вес пневмобаллонов
НИИШП экспериментального производства пока еще велик.
Это объясняется отчасти большей толщиной оболочки, а глав-
ным образом большим весом прижимных и стягивающих ко-
лец. В дальнейшем вес колец можно уменьшить за счет изме-

нения их размеров и технологического изготовления.

Имея кривые изменения эффективной
площади и объема пневмобаллона, мож-
но, используя уравнение (59) и задав-
шись показателем политропы п, опреде-
лить динамическую характеристику упру-
гого элемента. На фиг. 34 приведены по-

Фиг. 33. Основные размеры и
упругие характеристики двухсек-
ционных пневмобаллонов Данлоп
«Пнейрайд» )1О"Х2.

Сплошные линии — = 7 л; штрихо-

вые— ~ 14,5 л.

Р кг

Уд=Ол

3000

2500

2000

1000

От&ои

Сжатие

100 80 60 4Z7 20 О 20 <tO 60 80 S пп

Фиг. 34. Расчетные динамические ха-
рактеристики двухсекционных пнев- ‘
мобаллонов 300—200 при адиабати-
ческом процессе.

Ри ~2кг/см

лученные таким способом динамические характеристики двухсек-
ционных пневмобаллонов НИИШП при показателе политропы
п = 1,4 (штриховые кривые); для сравнения приведены и стати-
ческие характеристики (сплошные кривые).

График показывает, что при отсутствии дополнительного ре-
зервуара разница между статической и динамической характе-
ристиками существенна. По мере увеличения объема vd резер-
вуара эта разница уменьшается.
При расчетах подвески увеличение динамической жесткости
по отношению к статической необходимо учитывать.

На фиг. 35 показано изменение динамической жесткости пнев-

мобаллона в зависимости от деформации при разных объемах
резервуара. При отсутствии резервуара, по мере увеличения
деформации, жесткость прогрессивно возрастает на всем диапа-

зоне рабочего хода. При очень большом резервуаре (vd = 90 л)

жесткость по мере увеличения деформации снижается. При сред-
них объемах резервуара можно по-

лучить более выгодный характер
изменения жесткости, когда она
при положительных ходах плавно
возрастает, а при отрицательных
остается примерно постоянной.

Следует обратить внимание, что.
кривые жесткости пересекаются,
т. е. при увеличении объема резер-
вуара жесткость на больших отри-
цательных ходах возрастает. Это
объясняется характером изменения
внутреннего давления в баллоне:
если дополнительного резервуара
нет (кривые /), давление при уве-
личении высоты и объема баллона
резко падает, в соответствии с чем
и снижается жесткость. Если допол-
нительный резервуар очень велик
(кривые 4), давление при увеличе-
нии высоты баллона почти не меня-
ется по сравнению с начальным дав-
лением рио в рабочем положении,
я жесткость оказывается больше.

Фиг. 35. Изменение динами-
ческой жесткости сод пневмо-
баллонов 300—200 в зависимо-
сти от деформации при разных
объемах резервуара:

Зная динамическую жесткость
сод упругого элемента в рабочем по-
ложении, можно подсчитать и соб-
ственную частоту малых колебаний
подрессоренной массы.

На фиг. 3g показана зависимость
вычисленной частоты колебаний соо

1 — Vq = 0 л; 2 — Vq = 7 л\ 3 —
v& = 14 л; 4 — v& = 90 л.

Сплошные линии — = 5 кг!см2’,

штриховые — puQ = 2 кг/см2.

от объема присоединенного резер-
вуара "ид для баллонов 250—200
и 300—200. Путем увеличения объема резервуара частота коле-
баний может быть снижена до 80—75 кол!м.ин. Дальнейшее

увеличение объема уже мало эффективно и практически трудно

осуществимо.

Следует иметь в виду, что в выполненных образцах частота
собственных колебаний подвески обычно оказывается несколько
выше вследствие упругости резино-металлических шарниров на-
правляющей системы, дросселирования воздуха при перетекании
между баллоном и дополнительным резервуаром и т. д. Тем не
менее полученные результаты свидетельствуют о том, что при
правильном конструировании подвески двухсекционные пнев-
мобаллоны НИИШП могут обеспечить вполне удовлетворитель-
ную частоту колебаний для подвесок автобусов и грузовых авто-
мобилей.

Для сравнения на фиг. 36 показана зависимость частоты
колебаний от объема дополнительного резервуара для одного

/ — двухсекционный баллон 250—200; 2 — двухсекци-
онный баллон 300—200 ; 3 — двухсекционный баллон
Файрстон.

из двухсекционных пневмобаллонов фирмы Файрстон (60]. Для
этого пневмобаллона частоты оказываются значительно выше,
в основном за счет менее выгодной его конфигурации. Двухсек-
ционные пневмобаллоны, получившие распространение в США,
начиная с 1953 г., имели подобные характеристики. Лишь впо-
следствии, на основе проведенных исследовательских работ,,
удалось получить конструкции пневмобаллонов, обеспечиваю-
щие меньшие жесткости и соответственно более низкие частоты
колебаний.

Пути, по которым шло изменение конструкции пневмобал-
лонов, наглядно иллюстрируются графиком на фиг. 37, где по-
казаны изобарические характеристики различных вариантов
двухсекционных пневмобаллонов Континенталь [47]. Все три-
варианта имеют одинаковые габаритные размеры — внешний
диаметр и высоту в рабочем положении. Вариант II отличается
от варианта I большей величиной /, т. е. диаметр отверстия:
пневмобаллона уменьшен по отношению к внешнему диаметру-
78
В результате эффективные диаметр и площадь пневмобаллона
при его деформации возрастают менее резко, жесткость баллона
снижается. Дальнейший шаг в этом направлении представляет
вариант III, где величина I почти такая же, как и в варианте II,
но уменьшена ширина прижимного кольца. В результате этого*
мероприятия жесткость дополнительно снижается, так как воз-
растает расстояние d, характеризующее свободную, не приле-
гающую к кольцу часть оболочки.

В качестве примера можно указать, что при одинаковом
внешнем диаметре, примерно равном 300 мм, величина I для
пневмобаллона Файрстон (кривая его частот приведена на
фиг. 36) составляет около 50 мм, для пневмобаллона НИИШП

Фиг. 37. Влияние конфигурации оболочки и прижимных колец пневмобал-
лонов на их характеристики.

300—200 — около 85 мм, для баллона Континенталь 640 —
около 78 мм. Двухсекционные пневмобаллоны НИИШП имеют
прижимные кольца шириной 39 мм. Чтобы выявить влияние
ширины колец, была получена характеристика пневмобаллонов-
с прижимными кольцами шириной 30 мм. Сравнение характе-
ристик при кольцах шириной 39 мм (сплошные кривые) и 30 мм
(штриховые кривые) для баллонов 250—200 (фиг. 38) показы-
вает, что уменьшение ширины в этих пределах оказывает сра-
внительно небольшое влияние. Аналогичные результаты были
получены и для пневмобаллонов 300—200.

Следует указать, что для того, чтобы при более узких при-
жимных кольцах получить ту же грузоподъемность пневмобал-
лона, необходимо повысить внутреннее давление или уменьшить
высоту пневмобаллона в статическом положении.

В случае, показанном на фиг. 38, уменьшение высоты состав-
вило всего 2—4 мм.

Для случаев, показанных на фиг. 37 (варианты // и III), со-
хранение грузоподъемности баллона при уменьшении ширины
колец и^при неизменной высоте могло быть получено за счет
одновременного изменения конструкции или формы оболочки
{например, увеличения длины меридиональной образующей и
заглубления прижимного кольца внутрь баллона в статическом
положении). Этим, очевидно, объясняется и достигнутое значи-
тельное снижение жесткости.

Конструктивно уменьшение ширины кольца ограничивается
возможностью размещения болтов или шпилек.

Фиг. 38. Влияние ширины прижимных колец на характеристики пневмо-
баллонов 250—200.

Примером применения прижимных колец шириной всего
24 мм могут служить баллоны Континенталь (см. фиг. 27, а).
Кроме ширины колец на жесткость влияет и их форма, так как
от нее зависит величина d (см. фиг. 37); в случае применения
плоских прижимных колец, подобных кольцам баллонов Дан-
лоп (см. фиг. 27,6), жесткость упругого элемента повы-
шается.
рабочей высоты Н при различных
статических нагрузках и объемах
дополнительного резервуара.

Сплошные линии — р0 = 750 кг; штрихо-
вые — Ро = 1000 кг; штрихпунктирные —
Р » 1200 кг.

Одним из возможных способов снижения жесткости подвески
на пневмобаллонах является уменьшение их высоты в стати-
ческом положении L При уменьшении высоты. пневмобаллона
его эффективная площадь возрастает, поэтому при той же ста-
тической нагрузке внутреннее давление в баллоне должно быть
снижено.

На графике семейства упругих характеристик изменению вы-
соты баллона способствует сдвиг вертикали, соответствующей
рабочему положению, вправо или влево. При уменьшении вы-
соты жесткость баллона снижает-
ся, если к нему присоединен до-
полнительный резервуар и если
характеристика выражается сла-
бо вогнутой или выпуклой кри-
вой. При отсутствии резервуара,
когда характеристика резко про-
грессивна, уменьшение высоты
может повести не к снижению,
а к повышению жесткости. Это
объясняется тем, что при отсут-
ствии резервуара уменьшение
рабочей высоты баллона приво-
дит к значительному относитель-
ному уменьшению объема воз-
духа в нем, что, в свою очередь,
согласно уравнению^ (61) ведет
к увеличению жесткости. При на-
личии резервуара относительное
уменьшение объема при сниже-
нии высоты баллона незначи-

тельно и жесткость баллона падает из-за уменьшения второго
члена в уравнении (61).

Уменьшением рабочей высоты баллона можно также до-
биться повышения его грузоподъемности при том же рабочем
давлении. Например, для двухсекционного пневмобаллона Кон-
тиненталь [69] диаметром 285 мм и давлении 5 кг/см2 грузоподъ-
емность при высоте 200 мм составляет примерно 2000 кг, при
высоте 170 мм увеличивается до 2200 кг, а при высоте 130 мм
равна уже 2350 мм.

На фиг. 39 показано изменение статической жесткости в за-
висимости от рабочей высоты Н для пневмобаллонов НИИШП
250—200. Кривые построены для различных объемов дополни-
тельного резервуара и статических нагрузок.

Чем больше объем резервуара vd, тем больше относительное
уменьшение жесткости при снижении высоты баллонов.

1 В дальнейшем высота в статическом положении называется для крат-
кости рабочей высотой.

6 Зак. 2/249 81
Недостатком, связанным с уменьшением рабочей высоты
баллона, является уменьшение динамического хода при работе
на сжатие, а следовательно, снижение энергоемкости. Вели-
чина динамического хода, наряду с жесткостью подвески, прак-
тически наиболее существенно влияет на плавность хода при
движении в различных дорожных условиях. Поэтому при вы-
боре и оценке упругих элементов подвески этот параметр нужно
обязательно учитывать.

Номинальный динамический ход двухсекционных баллонов
Континенталь при рабочей высоте 200 мм составляет ±100 мм.
Фактический полный ход сжатия до взаимного соприкоснове-
ния внутренних поверхностей оболочки равен около 130 мм,
однако, учитывая возможные перекосы, этот ход не может быть
полностью использован. При уменьшении рабочей высоты до
130 мм рекомендуемый ход снижается до ±50 мм, что обычно
недостаточно для нормальной работы подвески, если передаточ-
ное число от колеса к упругому элементу равно единице.

Для двухсекционных баллонов НИИШП номинальный дина-
мический ход также равен ±1100 мм. Фактический предельный
ход сжатия для пневмобаллона 250—200 равен около 110 мм,
а для пневмобаллона 300—200 — около 130 мм. Предельный ход
отбоя, до полной разгрузки упругого элемента, как видно на
фиг. 29 и 30, несколько больше и доходит до 130—150 мм.

Значительно меньший ход имеют двухсекционные баллоны
«(Пнейрайд» фирмы Данлоп. Пневмобаллоны с внешним диа-
метром 8—12 дюймов имеют динамический ход сжатия всего
75—80 мм< Ход отбоя для пневмобаллонов диаметром 8 и
974 дюймов также равен 75 мм, для пневмобаллонов диамет-
ром 10 и 12 дюймов около 100 мм. Уменьшенный динамический
ход связан с меньшей высотой пневмобаллонов «Пнейрайд»
в статическом положении: номинальная высота для баллонов
диаметром до 12 дюймов равна 146—158 мм.

Рабочую высоту желательно уменьшать для облегчения ком-
поновки пневмобаллонов в подвеске, однако из-за снижения
динамического хода это часто оказывается неприемлемым.

На фиг. 40 показано изменение динамической энергоемко-
сти двухсекционных баллонов НИИШП в зависимости от их
высоты в рабочем положении. Кривые построены для тех же
значений статической нагрузки и объема дополнительного ре-
зервуара, что и кривые на фиг. 39. Величины энергоемкости
были подсчитаны по тарировочным кривым (см. фиг. 29), соот-
ветствующим изотермическому процессу. В условиях быстрых
колебаний энергоемкость будет несколько выше, однако харак-
тер зависимости ее от рабочей высоты остается таким же.

Из сравнения графиков фиг. 39 и 40 видно, что изменение
рабочей высоты пневмобаллона оказывает значительно более
сильное влияние на энергоемкость, чем на жесткость. Поэтому
снижение жесткости путем уменьшения рабочей высоты пневмо-
82
баллона практически трудно применимо. В некоторых случаях
может оказаться выгодным не уменьшение, а увеличение ра-
бочей высоты против номинальной для повышения энергоемко-
сти. Даже небольшое увеличение высоты на 10 мм может суще-

ственно повысить энергоемкость

жесткости.

При выборе рабочей высоты
баллона следует также учиты-
1вать, что эта величина не оста-
ется постоянной, а может из-
меняться в небольших преде-
лах из-за наличия «зоны не-
чувствительности» регулятора
(см. гл. VII). Обычно эти пре-
делы составляют ±5—±15 мм
в зависимости от конструкции
регулятора и его настройки.
Таким образом, для обеспече-
ния необходимой энергоемко-
сти динамический ход следует
выбирать с запасом.

Приведенные выше харак-
теристики пневмобаллонов сов-
падают с характеристикой
подвески, если передаточное
число подвески равно единице.
Увеличивая передаточное чи-
сло, можно сделать подвеску
более мягкой, одновременно
увеличив ее динамический ход.
Как было показано в гл. II,
жесткость пневматической под-
вески с автоматическим регу-
лированием давления в пер-
вом приближении обратно про-
порциональна передаточному
числу подвески f, в то же вре-
мя динамический ход колеса
при данном динамическом ходе
упругого элемента прямо про-

при незначительном увеличении

Фиг. 40. Зависимость динамической
энергоемкости пневмобаллонов 250—
200 от рабочей высоты при различ-
ных статических нагрузках и объ-
емах дополнительного резервуара.
Сплошные линии — Ро = 750 кг\ штриховые —
Ро = 1000 кг\ штрихпунктирные — Ро = 1200 кг.

порционален i.

Более точно характеристика подвески при наличии се-
мейства характеристик пневмобаллона и заданном переда-
точном числе может быть построена следующим образом: пер-
воначально находят характеристику баллона при статической

нагрузке на него Рр0, соответствующей статической нагрузке
на колесо Рл0. Затем по характеристике пневмобаллона строят

характеристику подвески, имея в виду, что © каждой точке

83
нагрузку надо уменьшить в i раз, а ход увеличить в i
раз.

В качестве примера на фиг. 41 приведены статические харак-
теристики подвески колеса на двухсекционном пневмобаллоне
НИИЩП 300—200 при статической нагрузке на колесо РЛО =
= 1070 кг, объеме резервуара vd = 7 л и при различных пере-
даточных числах подвески. График показывает, что увеличение
передаточного числа i дает весьма эффективные результаты:
жесткость подвески снижается при увеличении энергоемкости
за счет увеличения динамического хода *. Необходимо, однако,
учитывать, что возможности в отношении увеличения переда-

Фиг. 41. График, иллюстрирующий влияние
передаточного числа i пневматической под-
вески на ее характеристику.

точного числа ограничиваются грузоподъемностью пневмобал-
лона.

Если передаточное число подвески меньше единицы, жест-
кость значительно возрастает, а динамический ход и энерго-
емкость уменьшаются. Такой вариант размещения пневмобал-
лона нежелателен, так как не обеспечивает нужные качества
подвески, хотя его все же иногда применяют для облегчения
компоновки.

Существенное влияние на характеристику пневматических
резино-кордных упругих элементов оказывают параметры самой
оболочки, в частности, угол, под которым расположены нити
корда, а также материал нитей, число слоев и т. д.

Угол Р, составляемый нитью корда с меридианом, не является
величиной постоянной, а меняется по высоте пневмобаллона,
В каждой точке оболочки sin р прямо пропорционален расстоя-
нию от оси, т. е. радиусу баллона [18]. Минимальный угол соот-

1 Предполагается, что ход ограничивается только возможной деформацией
пневмобаллона,
ветствует наименьшему диаметру, т. е. диаметру у прижимных
колец баллона, максимальный угол — наибольшему диаметру
баллона. Обычно задаются минимальной величиной угла
у прижимного кольца роб, так как эта величина одинакова для
заготовки и для готового изделия. При этом в большинстве слу-
чаев угол p0(f выбирают таким образом, чтобы угол р по наи-
большему диаметру был в пределах 30—60°.

Для выяснения влияния угла р на упругую характеристику
пневмобаллонов в НИИШП были изготовлены образцы двухсек-

Фиг. 42. Влияние угла нити корда на характеристику
пневмобаллона 250—200.

Сплошные линии — = 20°; штриховые — р л = 22°; штрихпунк-

тирные — ₽о6 = 16°.

ционных баллонов 250—200 и .300—200 с различными углами р.

Результаты испытаний баллонов 250—200 показаны на
фиг. 42; угол ,роб изменялся в пределах 16—22°, что соответ-
ствует изменению угла рЛ по наибольшему диаметру примерно
в пределах 36—50°. Как показывает график, увеличение угла
нити корда вызывает заметное снижение жесткости баллона на
отрицательных ходах. На положительных ходах влияние угла
оказалось незначительным.

Баллоны 300—200 испытывались с углами рОб = 15° и
= 20°, что соответствует изменению угла рк также в преде-
лах 36—50°. И для этого баллона увеличение угла нити корда
приводит к снижению жесткости. Проведенное сравнение харак-
теристик при отсутствии дополнительного резервуара и с до-
полнительным резервуаром объема 14 л показало, что влияние
угла нити корда при наличии резервуара увеличивается. В на-
стоящее время для двухсекционных баллонов 250—200 и 300—
200 принят угол $Об= 20°, однако в дальнейшем возможно при-
менение и других углов.

Все приведенные выше характеристики баллонов были полу-
чены при медленном нагружении на тарировочном стенде, а ди-
намические характеристики (см. фиг. 34) — пересчетом из стати-
ческих при предположении, что процесс адиабатический.

Динамическая характеристика пневматического упругого
элемента может быть определена и непосредственно с помощью
эксперимента. При этом упругому элементу сообщают колеба-
ния с заданной амплитудой и частотой и одновременно записы-
вают деформации элемента и воспринимаемые им усилия (см.
гл. X). На фиг. 43 показаны результаты таких опытов, прове-
денных в НАМИ с пневмобаллоном НИИШП 250—200 при
частоте колебаний п = 200 кол)мин. Важной особенностью ди-
намических характеристик (сплошные кривые) является не-
совпадение ветвей нагрузки и разгрузки, т. е. наличие гистере-
зиса. Причиной этого может быть внутреннее трение в теле
резино-кордной оболочки, перекатывание ее по кольцам и тре-
ние между оболочкой и кольцами, а также термодинамические
потери.

На фиг. 43 штриховыми линиями нанесены для сравнения
статические характеристики, соответствующие тем же начальным
внутренним давлениям. Динамическая жесткость, как и следо-
вало ожидать, превышает статическую, причем в точке, соот-
ветствующей статической нагрузке, отношение

— = 1,12-4-1,18.

Сст

На фиг. 44 показаны динамические характеристики пневмо-
баллона 250—200 при различных длинах трубопровода, соеди-
няющего пневмобаллон с резервуаром (емкостью 14 л). Диа-
метр трубопровода во всех случаях был равен 25 мм.

С удлинением трубопровода, особенно со 150 до 1000 мм,
петля гистерезиса увеличивается, что показывает на наличие по-
терь вследствие дросселирования воздуха. Кроме того, по той
же причине наблюдается некоторое увеличение жесткости упру-
гого элемента. Увеличение трубопровода от 1000 до 1500 мм
оказывает меньшее влияние.

В зарубежных источниках имеются противоречивые данные
относительно длины и диаметра соединяющего трубопровода,
которые могут быть допущены без заметного снижения каче-
ства подвески.
Наиболее рационально размещение резервуара непосред-
ственно над пневмобаллоном или под баллоном без соедини-
тельного трубопровода.

Как упоминалось выше, кроме двухсекционных пневмобалло-
нов выпускаются также одно- и трехсекционные.

Фиг. 43. Опытные динамические характеристики пневмобаллона
250—200 в сравнении со статическими (объем дополнительного
резервуара 7 л).

Односекционные пневмобаллоны мало пригодны для исполь-
зования в автомобильной подвеске из-за их небольшого хода;
такие пневмобаллоны применяются в основном для других це-
лей. Запатентованы конструкции с двумя односекционными
пневмобаллонами, соединенными последовательно, предназна-
ченные для замены двухсекционных.

Трехсекционные баллоны по сравнению с двухсекционным
имеют больший ход и меньшую жесткость. Вместе с тем раз-
мещение их в подвеске труднее из-за большей высоты. На
фиг. 45 приведены сравнительные данные по частоте колебаний
подвески, обеспечиваемой двухсекционными (кривая 1) и трех-
секционными (кривая 2) баллонами ® зависимости от объема vd
дополнительного резервуара [44]. График показывает, что при
установке трехсекционных пневмобаллонов частота колебаний
снижается на 10—15% или жесткость уменьшается на 20—30%.

Отбой. Сжатие

Фиг. 44. Влияние длины L трубопровода, соединяю-
щего пневмобаллон с дополнительным резервуаром, на
характеристику.

Сплошные линии — L — 1500 мм\ штриховые — L = 1000 мм\ штрих-
пунктирные — L = 150 мм.

В действительности эти величины могут изменяться в зависимо-
сти от конструкции пневмобаллона.

Величина хода трехсекционных баллонов доходит до 300 лш.

При конструировании трехсекционных пневмобаллонов опре-
деленные трудности представляет обеспечение их устойчивости.
Если пневмобаллон имеет слишком большую высоту и малую
жесткость в поперечном направлении, то при сжатии возможна
выпучивание средней части баллона. По этой причине значи-
тельно снизить жесткость трехсекционных пневмобаллонов па
сравнению с жесткостью лучших образцов двухсекционных за-
труднительно.
Фиг. 45. Зависимость
частоты собственных
колебаний от объема
дополнительного ре-
зервуара.

Фиг. 46. Основные размеры и характеристики трехсекционного пневмо-
баллона 240—270.

Сплошные линии — = 0 л; штриховые — — 7 л; штрихпунктирные = 14 л.

ва
Основные размеры экспериментальных трехсекционных бал-
лонов 240—270 и их статические характеристики показаны на
фиг. 46. Основные параметры этих пневмобаллонов приведены
в табл. 1. В табл. 4 приведены некоторые параметры трехсек-
ционных пневмобаллонов Данлоп (по данным фирмы).

Таблица 4

Основные параметры трехсекционных пневмобаллонов Данлоп

Параметры Обозначение
8X3 10x3 12X3
Внешний диаметр в мм: в статическом положении . . . 203 254 305
максимальный 222 280 330
Высота в статическом положении в мм 210 235 228
Ход на сжатие в мм 108 140 120
Ход на отбой в мм 108 140 120
Статическая нагрузка при давле- нии ри — 5,6 кг/см2 в кг .... 1015 2030 3050

Одним из основных преимуществ резино-кордных упругих
элементов баллонного типа является их значительный срок
службы. Опыт эксплуатации автобусов с пневматической под-
веской в США показал, что пневмобаллоны практически не
выходят из строя в течение всего срока службы автобуса.

Внутреннее трение в оболочке /невелико и нагрева баллона
во время работы не наблюдается. Это создает благоприятные
условия для высокой долговечности резины.

Для проверки долговечности двухсекционных пневмобалло-
нов 250—200 и 300—200 были проведены их стендовые испы-
тания. При этом пневмобаллюнам сообщались колебания с
амплитудой ±50 мм при частоте 220 кол!мин. Давление в стати-
ческом положении было установлено рио = 5 кг!см2, что соот-
ветствует максимальной номинальной нагрузке. Пневмобаллоны
испытывались без присоединенного дополнительного резервуара.
Испытания продолжались до проведения 6 млн. циклов. При
этом пневмобаллоны не имели никаких повреждений и рабо-
тоспособность их полностью сохранилась.

Для проверки долговечности пневмобаллонов в эксплуата-
ционных условиях были проведены дорожные испытания опыт-
ных образцов автобусов и автомобилей с пневматической под-,
веской. При этом было установлено, что имеются износ и исти-
рание резино-кордной оболочки под стягивающим кольцом и
в значительно меньшей степени под прижимными кольцами. Это
явление объясняется попаданием грязи, песка, мелкого гравия
между кольцами и оболочкой. Смоченные водой частицы грязи
и песка застревают в узких щелях между кольцами и оболочкой,
во время работы баллона вдавливаются в оболочку и посте-
90
пенно протирают сначала покровный слой резины, а затем и
слои корда. В результате был отмечен случай разрыва пневмо-
баллона опытного автобуса около стягивающего кольца при про-
беге 34 тыс. км.

Во время испытаний на стенде, при отсутствии грязи, явле-
ния истирания оболочки не наблюдалось, и поэтому такие испы-
тания не дают достаточно правильного представления о дей-
ствительной долговечности баллонов. Для того чтобы при
стендовых испытаниях получить более точные данные, была скон-
струирована специальная установка, в которой баллон испы-
тывался при циклической нагрузке в грязевой ванне (см. гл. X).
При этом оказалось, что характер износа оболочки под коль-
цами соответствует характеру износа, полученному в дорожных
условиях.

В грязевой ванне было испытано три вида двухсекционных
пневмобаллонов 250—200: первоначальная конструкция, не
имеющая усиления под стягивающим кольцом, конструкция
с дополнительным слоем корда (лентой) под стягивающим коль-
цом и конструкция с утолщенным слоем резины под стягивающим
кольцом.

Пневмобаллон без усиления после -нагружения 860 тыс. цик-
лов вышел из строя из-за разрыва оболочки у стягивающего
кольца. В пневмобаллоне с кордным усилением после 1500 тыс.
циклов нагружения нити усиливающего слоя корда были на
значительных участках полностью перетерты, но основные слои
еще оставались целыми. Выход пневмобаллона из строя по-
следовал из-за прокола под прижимным кольцом острым кусоч-
ком абразива. Как показал осмотр, острые кусочки абразива
могут впиваться в поверхность оболочки и в дальнейшем, при
работе баллона, под воздействием кольца постепенно заглуб-
ляться и привести к проколу.

Пневмобаллон с утолщенным слоем резины после 2 млн.
циклов нагружения был снят с дальнейших испытаний, так как
заметных следов износа обнаружено не было. Таким образом,
этот метод усиления может считаться наиболее рациональным.

Удлиненные пневмобаллоны

Удлиненные пневмобаллоны начали выпускаться с 1953 г.
в США фирмой Дженерал Тайр и по лицензии также в Англии.
В отличие от круглых пневмобаллонов двухсекционный удли-
ненный пневмобаллон (фиг. 47) состоит из двух отдельных сек-
ций, привулканизированных одна к другой. Полости обеих сек-
ций соединены между собой отверстием 7; через отверстие 2
пневмобаллон соединяется с дополнительным резервуаром.

При больших размерах пневмобаллонов имеются два сим-
метрично расположенных отверстия, соединяющих секции между
собой; в некоторых случаях применяют два отверстия, соеди-
няющие баллон с резервуаром. Небольшой диаметр отверстий
(около 10 мм), соединяющих пневмобаллон с резервуаром» спо-
собствует дросселированию воздуха и демпфированию колеба-
ний. Стальные пластины 3 привулканизированы к нижней и
верхней поверхностям пневмобаллона и служат для его крепле-
ния на месте установки.

Резервуары обычно имеют форму прямоугольных коробок и
размещаются непосредственно над баллоном или под ним.

Оболочка пневмобаллона состоит из нескольких слоев корд-
ной ткани, внутреннего слоя резины из натурального каучука
и внешнего защитного слоя, для которого применен неопрен.
Внутри пневмобаллона размещены резиновые буферы, ограничи-
вающие ход сжатия.

Фиг. 47. Удлиненный пневм!обаллон.

Удлиненные пневмобаллоны выпускаются номинальной дли-
ной 355, 530, 740, 1015, 1270 и 1670 мм на нагрузки 1—10 т.
Ширина всех пневмобаллонов равна примерно 220 мм, высота
в статическом положении—около 150 мм. Максимальное до-
пускаемое рабочее давление в пневмобаллоне составляет при-
мерно 6 кг/см?. Основные параметры удлиненных пневмобал-
лонов приведены в табл. 5 (67].

Как видно из таблицы, удлиненные пневмобаллоны имеют
сравнительно большую жесткость и высокую частоту колеба-
ний. Чтобы получить частоту 85—90 кол!мин, необходимы очень
большие резервуары объемом в 4 раза больше объема пневмо-
баллона.

На фиг. 48 показаны характеристики пневмобаллона 14X
полученные в динамических условиях, а на фиг. 49 —
полученные в НАМИ при частичных нагрузках характеристики
удлиненного баллона 66 x 85/8z/. Как показывает график, полный
ход отбоя от статического положения равен примерно 70 мм.
Ход сжатия ограничивается резиновыми буферами, причем бу-
92
Основные параметры удлиненных двухсекционных пневмобаллонов

Таблица 5

Параметры Номинальный размер пневмобаллонов в дюймах
14X8 »/. 21X8 «/. 29X8 »/, ' 50X8»/, 66X8 »/•
Эффективная площадь в статическом в см- положении 310 560 830 1620 2285
Объем пневмобаллона в статическом в см3 положении 3350 7 540 10820 20 650 27700
Объем резервуара в см3* ...... 5900 30 970 38 350 28510 18 850
Внутреннее давление в статическом в кг/см2 положении 2,8 3,6 4,4 3,8. 4,8 5,9 2,8 3,4 4,1 1,4 2,4 3,2 2,0 2,9 4,3
Статическая нагрузка в кг Жесткость в кг/см: 860 1110 1360 2115 2660 3300 2290 2860 3450 2310 2950 5150 4540 6670 9750
без резервуара . 170 210 250 330 405 495 385 460 510 395 595 775 815 1105 1535
с резервуаром ПО 130 165 180 210 260 205 240 285 295 440 555 590 820 1105
Частота колебаний в кол/мин:
без резервуара 132 130 125 119 117 116 122 120 119 124 116 116 127 122 118
с резервуаром 107 104 104 87 85 84 90 87 86 107 100 98 108 105 101
♦ Возможна установка резервуаров с другим объемом.
феры вступают в работу при ходе -сжатия 25 мм и усилие, вос-
принимаемое ими, прогрессивно возрастает.

Штриховая кривая соответствует упругой характеристике
пневмобаллона при отсутствии в .-нем избыточного давления,
когда нагрузка определяется сопротивлением самой оболочки
и буферов. При ходе сжатия 60 мм сопротивление буферов и
оболочки равно 5000 кг, а при ходе 70 мм — уже 10 000 кг. Та-
ким образом, практический ход сжатия не превышает 60—65 мм.

Преимуществом удлиненных баллонов является небольшая
ширина, что облегчает их установку вместо листовых рессор.

Фиг.
стики

48. Динамические характери-
удлиненных пневмобаллонов
размера 14Х85/в".

Это преимущество может

49. Статические характери-
удлиненных пневмобаллонов
66Х85/8"

Фиг.

стики

проектировании пневмобаллонов под большие статические на-
грузки, так как при этом диаметр круглых пневмобаллонов ста-
новится чрезмерно большим и размещение их в подвеске за-
труднительным.

При установке удлиненных баллонов нагрузки на раму ав-
томобиля распределяются более равномерно. Кроме того, весьма
надежно решаются вопросы герметизации, так как уплотнение
небольших отверстий, соединяющих пневмобаллон с резервуа-
ром, не представляет затруднений.

Удлиненные баллоны могут быть применены для балансир-
ной подвески осей, например, на трехосных автомобилях, на
прицепах и полуприцепах. С этой целью в резервуаре делают
специальные выемки для крепления осей (фиг. 50). Поверхность,
по которой обе секции баллона привулканизованы одна к дру-
гой, расширяется в средней части и сужается к концам баллона;
кроме того, резиновый буфер, размещенный в середине баллона,
94
имеет большую высоту, чем буферы, расположенные по кон-
цам. Все это обеспечивает осям больший динамический ход и
меньшее сопротивление при их перемещении в разные стороны,
чем при перемещении в одну сторону, т. е. балансирный эффект.

Существенным недостатком удлиненных баллонов по сравне-
нию с круглыми является более сложная технология изготов-
ления, мало пригодная для массового производства. Кроме
того, для их изготовления требуется больше резины и корда. По
этим причинам стоимость удлиненных баллонов значительно
выше стоимости круглых.

Фиг. 50. Балансирная подвеска осей на удлиненном z пневмо-
баллоне.

Удлиненные пневмобаллоны могут выполняться не только
двухсекционными, но также односекционными и трехсекцион-
ными. В частности, односекционные пневмобаллоны применя-
ются для подвески оси балансира в задней подвеске трехосных
автомобилей и прицепов. В этом случае упругий элемент мо-
жет иметь значительную жесткость и ограниченный ход.

ДИАФРАГМЕННЫЕ УПРУГИЕ ЭЛЕМЕНТЫ

Принцип устройства и основные типы

Диафрагменные пневматические упругие элементы нашли
практическое применение в автомобильных подвесках позже,
чем баллонные. Основная причина появления диафрагменных
упругих элементов заключалась в стремлении применить пнев-
матическую подвеску на легкоозых автомобилях. Баллонные
упругие элементы для этой цели мало пригодны, так как они не
допускают снижения собственной частоты колебаний подвески
ниже 75—80 кол/мин и требуют больших дополнительных ре-
зервуаров, трудно разместимых на легковом автомобиле. Кроме
того, конструктивно и технологически трудно получить баллон-
ные упругие элементы малого диаметра при сохранении того
же хода и тех же статических прогибов, что и для элементов
большего диаметра. Поэтому минимальные внешние диаметры
лневмобаллонов, применяемых в настоящее время, составляют
около 200 мм, что также создает затруднения при их компо-
новке в подвеске.

Диафрагменные упругие элементы обеспечивают более низ-
кие частоты, могут быть выполнены очень малых диаметров и
для них требуются меньшие резервуары. Их можно применять

Фиг. 51. Типы диафрагменных пневматических упругих элементов.

не только на легковых, но и на грузовых автомобилях и автобу-
сах. При этом в результате уменьшения или полного устранения
дополнительных резервуаров заметно снижается вес, умень-
шается расход воздуха при регулировании высоты кузова и.
следовательно, снижается загрузка компрессора.

На фиг. 51 показаны схема устройства различных типов
диафрагменных пневматических упругих элементов.

Диафрагменный упругий элемент с направляющей (фиг. 51, а)
состоит из жесткого корпуса /, резино-кордной диафрагмы 2,
поршня 3 и направляющей 4. Обычно корпус крепится на под-
рессоренной части автомобиля, шток поршня — на неподрессо-
ренной. При перемещении поршня происходит «перекатывание»
-96
диафрагмы в зазоре между поршнем и направляющей и сжатие
воздуха в корпусе упругого элемента.

Диафрагменный упругий элемент без направляющей
(фиг. 51,6) состоит из корпуса /, резино-кордной оболочки 2 и
поршня 3. Внешней направляющей для оболочки в этом слу-
чае нет и она под действием внутреннего давления воздуха
в упругом элементе принимает равновесную форму, подобно
тому, как это происходит в баллонных упругих элементах.

В двойном диафрагменном упругом элементе (фиг. 51, в)
резино-кордная оболочка 2 крепится к верхнему поршню 5 и
к нижнему поршню 6. Средняя ее часть стягивается широкой
стальной обоймой 7, ' препятствующей расширению оболочки
под действием давления воздуха. При работе подвески дефор-
мируется как нижняя часть оболочки, связанная с поршнем 6,
так и верхняя, связанная с поршнем 5.

Комбинированный упругий элемент (фиг. 51, г) представляет
собой сочетание баллонного и диафрагменного. Форма резино-
кордной оболочки 2 в верхней ее половине соответствует обыч-
ному круглому пневмобаллону. В нижней части оболочка кре-
пится к поршню 3 и работает так же, как в диафрагменном уп-
ругом элементе.

Направляющая 4 выполнена как одно целое со стягивающим
кольцом.

На фиг. 51, д показан диафрагменный упругий элемент ру-
кавного типа. Он состоит из резино-кордной оболочки 2,
поршня 3, опорного фланца 9 и зажимного кольца 8. Слева на
фиг. 51, д изображена резино-кордная оболочка в свободном со-
стоянии.

При подкачке воздуха в собранный упругий элемент диаметр
оболочки первоначально резко возрастает. Затем после дости-
жения определенной величины диаметр оболочки остается
близким к постоянному. При работе упругого элемента пор-
шень входит внутрь рукава, и происходит заворачивание обо-
лочки.

Как было выяснено в гл. II, жесткость резино-кордного упру-
гого элемента определяется увеличением внутреннего давления
воздуха и эффективной площади.

Если диафрагменный упругий элемент имеет цилиндрический
поршень и цилиндрическую направляющую (фиг. 51, а) и диа-
фрагма на всем рабочем ходе не выходит из кольцевого зазора
между поршнем и направляющей, эффективная площадь, оче-
видно, остается постоянной и определяется диаметром d0.

Придавая поршню или направляющей более сложную форму,
можно добиться желательного закона изменения эффективной
площади, в частности, уменьшения ее на некотором участке рабо-
чего хода. .

На закон изменения эффективной площади посредством
изменения формы поршня можно влиять в широких пре-

7 Зак 2/249 97
делах и в случае диафрагменных элементов других типов
(фиг, 51, б—д).

Этим диафрагменные элементы выгодно отличаются от бал-
лонных, у которых эффективная площадь по мере их сжатия
все время возрастает, что препятствует снижению жесткости до
желательной величины.

Диафрагменные упругие элементы с направляющей

В серийном производстве диафрагменные упругие элементы
впервые появились в 1957 г. на автомобиле Кадиллак, причем
были применены элементы с направляющей. Конструкции упру-
гих элементов передней и задней подвесок (фиг. 52)значительно
отличаются одна от другой, хотя принцип действия их одинаков.

Форма корпуса в каждом случае определяется удобством
размещения упругого элемента на автомобиле. В упругом эле-
менте нередней подвески поршень сделан полым, причем полость
поршня соединяется через широкое отверстие в верхней его ча-
сти с полостью корпуса. Такая конструкция часто применяется
в диафрагменных упругих элементах для увеличения объема
сжимаемого воздуха и смягчения подвески.

Шток поршня (или фасонный поршень в передней подвеске)
закрепляется на рычаге подвески с помощью шарового шарнира:
так как в диафрагменных упругих элементах зазор между порш-
нем и направляющей невелик, необходимо или принудительно
обеспечить достаточно точное перемещение поршня по оси на-
правляющей, или дать ему возможность самоустацовки.

Резино-кордная диафрагма состоит из двух слоев корда —
внешнего защитного и внутреннего герметизирующего слоя ре-
зины. По внешней и внутренней цилиндрической поверхности она
имеет стальные бортовые кольца, вокруг которых заворачива-
ются слои корда. Внешний борт плотно садится в корпус, вну-
тренний— на выступ поршня. Герметизация осуществляется»
как в бескамерных шинах, т. е. под действием внутреннего дав-
ления воздуха. Диафрагма заднего упругого элемента, в отли-
чие от диафрагмы переднего, не имеет отверстия в центре.
Средняя ее часть состоит из массивного блока резины и кре-
пится к поршню привулканизированной шпилькой.

(При изготовлении диафрагма получается из пресс-формы
в виде, соответствующем крайнему нижнему положению вну-
треннего борта, т. е. имеет вид полого конуса. Применяется, од-
нако, и другая технология, когда пресс-форма соответствует
среднему рабочему положению диафрагмы.

Поршни упругих элементов имеют форму, суживающуюся
в верхней части. Поэтому эффективная площадь на участке ра-
бочего хода от крайнего нижнего положения к среднему увели-
чивается. На среднем участке, когда диафрагма опирается на
цилиндрическую часть поршня, эффективная площадь остается
постоянной. На последнем участке, до крайнего верхнего поло-
98
жения эффективная площадь снова возрастает, так как диа-
фрагма выходит из зазора между поршнем и направляющей. На
фиг. 53, а схематически показаны положения диафрагмы и соот-
ветствующие эффективные диаметры. В результате характери-

б)

Фиг. 52. Диафрагменные упругие элементы автомобиля Кадиллак 1957 г.:
а — передняя подвеска; б — задняя подвеска.

стики упругих элементов имеют S-образную форму с пологой
средней частью и прогрессивно возрастающей жесткостью на
крайних участках.

Дальнейшим шагом в направлении получения оптимальных
характеристик является применение формы поршня, показанной
на фиг. 53, б.

7* 99
Поршень имеет наибольший диаметр в средней части и сужи-
вается к вершине и к основанию. При ходе сжатия упругого эле-
мента от крайнего нижнего положения эффективная площадь
возрастает, затем на некотором участке (после перехода диа-
фрагмы через среднюю часть поршня) падает и на последнем
участке снова возрастает.

Вследствие уменьшения эффективной площади жесткость уп-
ругого элемента на соответствующем участке рабочего хода
очень мала. Тот же эффект можно получить, применяя направ-

Фиг. 53. Изменение эффективной площади в диафрагменных
упругих элементах с направляющей при различных формах
поршня:

/ — полное сжатие; // — статическая нагрузка; /// — полный отбой;
/V — изменение эффективного радиуса; А—участок уменьшения эффек-
тивного радиуса.

ляющую, расширяющуюся книзу. Характеристика диафрагмен-
ного упругого элемента такой конструкции, полученная в усло-
виях адиабатического процесса, приведена на фиг. 54 [5Ц. Жест-
кость упругого элемента в среднем рабочем положении при
статической нагрузке 450 кг составляет всего 7,8 кг[см и про-
грессивно увеличивается на крайних участках.

Примером применения диафрагменных упругих элементов
с направляющей для больших нагрузок может служить под-
веска автобуса МАН (см. фиг. 118, б). В данном случае поршень
упругого элемента не имеет шарнирного крепления и его пра-
вильное положение определяется рычажной системой подвески.
Дополнительный резервуар упругого элемента отсутствует и
100
нужный объем воздуха обеспечивается большими размерами
корпуса.

В конструкциях, показанных на фиг. 52 и 53, диафрагма не
остается все время в кольцевом зазоре между поршнем и направ-
ляющей, а выходит из этого зазора в конце и в начале рабочего
хода. Во многих случаях даже в статическом положении диа-
фрагма лишь частично ограничивается короткой направляющей
(см. фиг. 3,а). Подобные кон-
струкции по своему действию
являются переходными к диа-
фрагменным упругим элементам
без направляющей.

Диафрагменные упругие
элементы без направляющей

На фиг. 55 показаны диафраг-
менный упругий элемент без на-
правляющей для подвески легко-
вого автомобиля и различные по-
ложения поршня и диафрагмы.

По внешнему борту диафраг-
ма 2 имеет оттянутый конец, ко-
торый давлением воздуха прижи-
мается к корпусу /, чем обеспе-
чивается герметизация. В центре
стальная чашка 5 привулканизо-
вана к диафрагме.

Поршень 3 жестко скреплен с

Фиг. 54. Пример характери-
стики диафрагменного упру-
гого элемента с расширенной
книзу направляющей.

рычагом 4 подвески. Так как

разница диаметров поршня и корпуса значительна, а диафрагма
допускает большие боковые смещения, шарнирного крепления
поршня в данном случае не требуется, и поршень может переме-
щаться по дуговой траектории совместно с рычагом подвески.

На фиг. 3, б показан типичный пример конструкции диафраг-
менного элемента без направляющей, предназначенного для
больших нагрузок и применяющегося на автобусах и грузовых
автомобилях.

Диафрагма крепится к корпусу при помощи прижимного
кольца и болтов, чем и достигается герметизация. По внутрен-
нему борту диафрагма прижимается специальной пластиной,
также затягиваемой болтами. В корпусе размещен резиновый
буфер, служащий ограничителем хода подвески.

В других конструкциях внешний борт диафрагмы делают та-
кой же формы, как в пневмобаллонах, и закрепляют при помощи
таких же прижимных колец.

Диафрагма имеет обычно два слоя корда и получается из
пресс-формы в виде, соответствующем среднему статическому
положению.
В диафрагменных упругих элементах с направляющей харак-
тер изменения эффективной площади при деформации опреде-
ляется формой поршня и направляющей и легко поддается рас-
чету. Значительно сложнее закон изменения эффективной пло-
щади в диафрагменных элементах без направляющей, так как
эта площадь зависит от конфигурации, которую принимает диа-
фрагма при каждом положении поршня под действием внутрен-
него давления. На характер изменения эффективной площади,
кроме формы поршня, оказывает существенное влияние первона-
чальная форма оболочки, угол нитей корда и т. д.

Фиг. 55. Диафрагменный пневматический
упругий элемент без направляющей, установ-

ленный в передней независимой подвеске легкового автомобиля:

1 — корпус; 2 — резино-кордная диафрагма; 3 — поршень; 4 — рычаг подвески;
5—стальная чашка, привулканизованная к диафрагме; 6 — привод регулятора

положения кузова.

Если траектория поршня не совпадает с осью диафрагмы
(фиг. 55), то эффективная площадь зависит и от кинематики под-
вески.

На фиг. 56 показан типичный пример характеристик диафраг-
менного элемента без направляющей.

При перемещении поршня от крайнего нижнего положе-
ния к крайнему верхнему эффективная площадь сначала воз-
растает, затем уменьшается и в конце хода вновь возра-
стает. В результате упругая характеристика имеет S-образную
форму с малой жесткостью на среднем участке рабочего
хода.

В верхней части фиг. 56 показаны конфигурации диафрагмы,
соответствующие различным положениям поршня. Увеличение
эффективной площади на начальном участке связано с тем, что
диафрагма, первоначально оттянутая вниз за внутренний борт,
приобретает форму, более близкую к тороидальной. Затем диа-
фрагма вместе с поршнем постепенно входит йнутрь корпуса,
102
диаметр тороидальной части уменьшается, и эффективная пло-
щадь становится меньше. Увеличение эффективной площади на
конечном участке вызвано конической формой поршня. При ци-
линдрической форме поршня этот участок отсутствует и эффек-
тивная площадь уменьшается до конца рабочего хода.

Сравнивая диафрагменные
упругие элементы с направляю-
щей и без нее, находим, что од-
ной и той же форме поршня
»в обоих случаях могут соответ-
ствовать совершенно различные
упругие характеристики.

Уменьшение эффективной пло-
щади на среднем участке хода
при наличии направляющей до-
стигается применением поршня,
суживающегося к основанию
(фиг. 53,6). При отсутствии на-
правляющей тот же эффект до-
стигается и при цилиндрической
форме поршня и даже при порш-
не, расширяющемся к основанию.
Чтобы добиться более интенсив-
ного уменьшения эффективной
площади на среднем участке
хода, применяют поршень вогну-
той формы с наименьшим диа-
метром в средней части.

На фиг. 57 и 58 показаны диа-
фрагменные упругие элементы,
разработанные в СССР.

Упругий элемент, приведен-
ный на фиг. 57, при статическом
давлении рио = 5 кг/см2 имеет
грузоподъемность около 1500 кг
и рабочий ход ± 100 мм. Он пред-
назначен для использования на
автобусах и грузовых автомоби-
лях. Расчетные характеристики 1
упругого элемента, показанные на

Фиг. 56. Пример характеристики
диафрагменного упругого эле-
мента без направляющей.

эафике, обеспечивают умень-

шение жесткости вблизи статического положения.

Характеристики 2 соответствуют объему корпуса, умень-
шенному на 3 л. Соответствующие габаритные размеры кор-
пуса показаны штриховыми линиями. Следует подчеркнуть,
что вследствие малого объема воздуха ® диафрагменных упру>-
гих элементах и отсутствия резервуара сравнительно неболь-
шое увеличение размеров ведет к резкому уменьшению жест-
кости.
Упругий элемент, показанный на фиг. 58, предназначен для
автобусов большой вместимости. При статическом давлении
ри0=5 кг1см2 его грузоподъем-
ность составляет около 2500 кг. ? кг----------i—

4500 ----------I—J

-I) =280 —

60 40 О 40 60s мм

Отбой. Сжатие

Фиг. 57. Конструкция и характеристики диафрагменного упру-
гого элемента грузоподъемностью 1,5 т при различных разме-
рах корпуса (статические характеристики показаны сплошными
кривыми, динамические — штриховыми).

Первый вариант упругого элемента был спроектирован
с поршнем 1. Полученная статическая характеристика изготов-
ленного экспериментального образца показана на графике
сплошной линией. Эта характеристика была сочтена i/e вполне
104
350 ( 6 стати ческам положении)

305(6 статическом положении)

Фиг. .58. Конструкция и характеристики диафрагменного
упругого элемента грузоподъемностью 2,5 т.
удовлетворительной ввиду отсутствия пологого участка вблизи
статического положения.

'Путем применения вогнутой формы поршня 2 удалось полу-
чить более желательный закон изменения эффективной площади.
Соответствующая статическая характеристика, также получен-
ная экспериментально путем тарировки образца, показана на
графике штриховой кривой. Достигнутое значительное снижение
жесткости упругого элемента дало возможность уменьшить
объем корпуса и снизить высоту упругого элемента в статиче-
ском положении.

Двойные диафрагменные упругие элементы

Двойные диафрагменные упругие элементы могут быть вы-
полнены сим1метричными (см. фиг. 51, в) с одинаковыми верх-
ним и нижним поршнями. Однако значительно чаще верхний
поршень заменяют плоским опорным фланцем, так что свобод-

Фиг. 59. Конструкция и характеристики двойного диафрагменного
упругого элемента Дженерал Тайр:

/ — статическая характеристика; 2 — динамическая характеристика.

пая часть оболочки между фланцем и обоймой имеет значи-
тельно меньшую длину, чем часть оболочки между обоймой и
нижним поршнем. На фиг. 59 показан упругий элемент такого
типа, изготовляемый фирмой Дженерал Тайр (США). Обойма,
так же как и поршень, штампована из листовой стали.

Пространство внутри поршня используется для увеличения
объема сжимаемого воздуха; вогнутая форма поршня обеспечи-
вает уменьшение эффективной площади и снижение жесткости
на среднем участке характеристики.

Поскольку диафрагма почти на всем рабочем диапазоне не
входит полностью между поршнем и обоймой, свойства двойного
106
диафрагменного упругого элемента аналогичны свойствам диа-
фрагменного упругого элемента без направляющей.

Преимуществом двойного диафрагменного упругого элемента
является отсутствие жесткого корпуса и, следовательно, наличие
гибкой связи с опорным фланцем. Поэтому установка элемента
такого типа возможна со значительно меньшей точностью и он
допускает значительные отклонения траектории поршня.

Упругие элементы Дженерал Гайр, как это видно из харак-
теристики, имеют грузоподъемность около 2000 кгу т. е. предна-
значены для грузовых автомобилей и автобусов. Однако по той
же схеме были выполнены упругие элементы и для легковых ав-
томобилей.

Двойные диафрагменные упругие элементы изготовляются
также в Италии, ФРГ и других странах.

Комбинированные баллонно-диафрагменные упругие элементы

Комбинированные упругие элементы были разработаны
с целью соединения преимуществ баллонных и диафрагменных

Фиг. 60. Комбинированный баллонно-диафрагменный упругий элемент
Данлоп и его характеристика (v$ =0; pttO=4,9 кг] см2).

упругих элементов и выпускаются фирмой Данлоп под назва-
нием пневматических рессор «Диллоу». Имеются два варианта
этих элементов (фиг. 51, г и 60). Верхняя часть комбинирован-
ных элементов представляет собой одну или две секции обычных

107
пневмобаллонов Данлоп и имеет такую же конструкцию при-
жимных колец и фланцы. Нижняя часть оболочки работает как
диафрагма и закрепляется на поршне, который выполнен полым
для увеличения объема сжимаемого воздуха. Метод герметиза-
ции оболочки в нижней части аналогичен методу, применяемому
в баллонных упругих элементах Данлоп: под действием давле-
ния воздуха оболочка прижимается к фасонному кольцу, кото-
рое стремится опуститься вниз и прижимает борт оболочки к ко-
нической выштамповке на поршне.

Направляющая диафрагмы выполнена как одно целое с ниж-
ним стягивающим кольцом. Форма направляющей, так же как
и кольца, может видоизменяться в соответствии с различными
требованиями к характеристике.

При сжатии упругого элемента поршень входит внутрь на-
правляющей до тех пор, пока не соприкоснутся внутренние по-
верхности оболочки на поршне и на нижнем стягивающем
кольце Г После этого нижняя секция упругого элемента выклю-
чается из работы, и он начинает работать, как обычный пневмо-
баллон.

На начальном участке рабочего хода эффективная площадь
меняется аналогично тому, как это происходит в диафрагменных
упругих элементах. На среднем участке эффективная площадь
постоянна, так как диафрагма ограничена цилиндрической на-
правляющей. Это обеспечивает комбинированному упругому
элементу большую мягкость, чем баллонному, у которого эф-
фективная площадь растет. После того как нижняя сек-
ция выключится из работы, эффективная площадь начинает
возрастать, и жесткость упругого элемента резко увеличи-
вается.

Статическая характеристика трехсекционного комбинирован-
ного упругого элемента показана на фиг. 60 сплошной линией.
Для сравнения штриховой линией изображена характеристика
обычного двухсекционного пневмобаллона Данлоп того же диа-
метра 10 дюймов. График показывает, что комбинированный уп-
ругий элемент имеет значительно меньшую жесткость на среднем
участке рабочего хода. В то время как эффективный статический
прогиб двухсекционного пневмобаллона равен 80 мм, для ком-
бинированного упругого элемента он доходит до 190 мм. При
ходе сжатия около 20—25 мм начинается прогрессивное увели-
чение жесткости комбинированного элемента, в результате чего
он обладает значительной энергоемкостью. Форма характери-
стики комбинированного упругого элемента обеспечивает низкую
частоту колебаний подрессоренной массы при условии малых
амплитуд (хорошей дороги); при больших амплитудах частота

1 В действительности на нижней части оболочки, закрепляемой на
поршне, может быть сделано резиновое утолщение в виде кольцевого буфера,
предохраняющее оболочку от повреждений.
увеличивается, но все же будет значительно меньшей, чем для
пневмобаллона.

Динамический ход сжатия комбинированного упругого эле-
мента равен 100 мм против 76 мм у двухсекционного пневмо-
баллона. Это достигнуто, однако, в результате увеличения вы-
соты упругого элемента в статическом положении от 152 мм до
260 мм, что затрудняет его компоновку в подвеске.

В табл. 6 приведены некоторые параметры двухсекционных
комбинированных упругих элементов (по данным фирмы). Пре-
имуществом двухсекционных комбинированных упругих элемен-
тов остается более выгодная форма характеристики (по срав-
нению с характеристикой пневмобаллонов), обеспечивающая
малую жесткость вблизи статического положения. Фирма реко-
мендует применение упругих элементов баллонного типа для ча-
стот колебаний подвески выше 85—90 кол/мин. Для частот коле-
баний ниже этого предела рекомендуются комбинированные уп-
ругие элементы.

Таблица 6

Основные параметры двухсекционных комбинированных
упругих элементов Данлоп

Параметры Обозначение
9X2 4X2 10X2 12X2 14x2
Внешний диаметр максимальный в мм 222 254 279 330 394
Высота в статическом положении в мм 168 194 • 194 219 248
Ход на сжатие в мм 63 92 76 95 111
Ход на отбой в мм 76 86 86 86 108
Статическая нагрузка при давлении puQ — 5,6 кг/см2 в кг 1220 1450 1680 2540 3850

Преимуществом комбинированного упругого элемента по
сравнению с баллонным является возможность уменьшения
объема резервуара, а в некоторых случаях даже полного его
устранения, а по сравнению с диафрагменными — то, что диа-
фрагма работает не на всем диапазоне рабочего хода, а лишь
на части его. Уменьшение хода диафрагмы способствует повыше-
нию ее долговечности.

Кроме того, комбинированный упругий элемент, так же как
и баллонный, не требует точности установки и допускает пере-
косы.

Рукавные упругие элементы

Рукавные упругие элементы были первоначально применены
в США в подвесках легковых автомобилей совместно со сталь-
ными пружинами или рессорами. Эти упругие элементы были
109
рассчитаны на небольшие нагрузки, так как основная часть веса
автомобиля воспринималась рессорами. В настоящее время
применяются рукавные упругие элементы также и большой гру-
зоподъемности, предназначенные для грузовых автомобилей и
автобусов, как основные упругие элементы подвески. Конструк-
ция, схематически показанная на фиг. 51, д, разработана фир-
мой Континенталь (ФРГ). Грузоподъемность рукавных упругих
элементов Континенталь в зависимости от их размера состав-
ляет 100—450 кг на каждую атмосферу избыточного внутрен-
него давления. Так как в рукавных упругих элементах приме-
няется давление до 6—8 кг/см2, то это соответствует грузоподъ-
емности до 2700—3600 кг.

Фиг. 61. Характеристики рукавного упругого элемента
Континенталь 641:

а — характеристика при адиабатическом процессе и изменение
эффективной площади; б — изменение высоты оболочки Нг\
в — изменение диаметра оболочки D-

Пример динамической характеристики рукавного упругого
элемента Континенталь показан на фиг. 61, а сплошной линией;
штриховой линией показан характер изменения эффективной
площади [55].

Характеристика построена для давления рио = 5 кг/см2 без
дополнительного резервуара, за исключением объема 0,25 л, за-
ключенного в полом поршне.

График показывает, что на среднем участке эффективная
площадь при сжатии упругого элемента уменьшается; это про-
исходит как из-за вогнутой формы поршня, так и вследствие
уменьшения на этом участке диаметра оболочки. Зависимость
диаметра D от изменения высоты Н упругого элемента пред-
ставлена на фиг. 61, в. На первоначальном участке, считая от
нижнего положения поршня, диаметр увеличивается, затем на-
чинает уменьшаться и на последнем участке вновь возрастает.
В соответствии с изменением эффективной площади характе-
ристика имеет S-образную форму. На среднем участке, вблизи
статического положения, жесткость упругого элемента мала,
несмотря на отсутствие резервуара.
Характеристика, как и у диафрагменных упругих элементов
других типов, в значительной мере зависит от формы поршня.
Вогнутая форма поршня, показанная на фиг. 51, д, способ-
ствует уменьшению эффективной площади на среднем участке
хода; однако и при цилиндрическом поршне, хотя и в меньшей

мере, такое уменьшение сохраняется.

На фиг. 62 показана одна из более новых конструкций ру-
кавных упругих элементов большой грузоподъемности (Файр-
стон, США), применяемая, в частности, для автобусов. Форма
оболочки не сохраняется строго цилиндрической, как это пока-

зано на фиг. 51,5. Способ герме-
тизации упругого элемента при
помощи пластины и центрального
стяжного болта не отличается
от способа, применяемого для
диафрагменных упругих элемен-
тов других типов.

Преимуществом рукавных
упругих элементов по сравнению
с другими диафрагменными эле-
ментами является возможность
уменьшения габаритных разме-
ров по диаметру. Благодаря ма-
лому радиусу перегиба оболочки
эффективный диаметр рукавного
упругого элемента близок к
внешнему диаметру оболочки,
поэтому занимаемая площадь

Фиг. 62. Пневматический ре-
зино-кордный упругий элемент
рукавного типа.

при заданной грузоподъемности

получается (меньшей. В этом отношении рукавный элемент схо-
ден с диафрагменным, имеющим направляющую; однако в от-
личие от последнего он не имеет ни выступающих деталей креп-

ления диафрагмы, ни металлического корпуса, и диаметр
оболочки определяет габаритные размеры всего элемента.
Вследствие отсутствия корпуса также уменьшается вес эле-

мента.

Рукавный упругий элемент, так же как и баллонные, допу-
скает значительные перекосы и не требует точности установки.
Траектория поршня при работе подвески не обязательно дол-
жна быть прямолинейной, так как оболочка самоцентрируется

по поршню.

Конструирование и изготовление оболочки рукавного упру-
гого элемента и обеспечение ее необходимой долговечности вы-
зывают известные трудности. Оболочка выполняет более слож-
ные функции и несет большие нагрузки, чем в других типах
резино-кордных элементов. Обычно для оболочки применяют
высококачественные сорта полиамидных кордов. Толщина обо-
лочки составляет около 4 мм. Диаметр оболочки в свободном co-

lli
стоянии значительно меньше ее диаметра в собранном упругом
элементе под нагрузкой.

Так, например, в упругом элементе Континенталь внешнему
диаметру в свободном состоянии 120 мм соответствует диаметр
около 165 мм под нагрузкой.

В процессе деформации упругого элемента диаметр оболочки
изменяется в сравнительно небольших пределах, как это видно
из фиг. 61, в. Диаметр оболочки меняется также при изменении
статической нагрузки и, следовательно, внутреннего давления.
При низких давлениях диаметр оболочки заметно уменьшается.

Динамическая жесткость рукавных упругих элементов
обычно значительно превышает статическую. Это объясняется
наличием участка характеристики, на котором эффективная пло-
щадь уменьшается (фиг. 61, а), а также отсутствием резервуара
и сравнительно малым объемом сжимаемого воздуха.

Особенности конструкции и работы диафрагменных
упругих элементов

Диафрагменные пневматические упругие элементы имеют
ряд принципиальных и конструктивных особенностей, которые
необходимо учитывать при использовании их в подвеске автомо-
билей.

Отношение X динамической жесткости к статической для диа-
фрагменных упругих элементов значительно больше, чем для
баллонных.

Как было показано в гл. II, величина X в значительной
мере зависит от характера изменения эффективной площади
при деформации.

Если эффективная площадь при сжатии увеличивается
(dF

>0), величина X меньше показателя политропы п.

Уменьшению % способствует также увеличение объема сжи-
маемого воздуха Vq,

Для баллонных упругих элементов >0 на всем диапа-
зоне рабочего хода; кроме того, они, как правило, применяются
совместно с присоединенными резервуарами, что увеличивает
объем v0. Поэтому отношение динамической жесткости к стати-
ческой для этих элементов невелико.

Совершенно другое положение имеется в диафрагменных
упругих элементах, у которых на среднем участке рабочего хода
эффективная площадь в большинстве случаев уменьшается, т. е.

Диафрагменные упругие элементы обычно применяются
“s

без резервуара или со сравнительно небольшими резервуарами,
что также ведет к увеличению отношения X. По этим причинам
динамическая жесткость диафрагменных упругих элементов
112
обычно резко отличается от статической и, следовательно, суж-
дение о свойствах подвески с диафрагменными упругими элемен-
тами на основании полученных статических характеристик
было бы ошибочным.

На фиг. 57 приведены для сравнения статические характери-
стики диафрагменного упругого элемента и динамические ха-
рактеристики, соответствующие адиабатическому процессу. При
Рио=5 кг/см2 (характеристики 1) отношение Хо = -^- ^2,0.

Состп

С увеличением (по абсолютной величине) отрицательной про-
„ dFa . . .

изводнои —отношение динамической жесткости к статической
as

очень быстро возрастает, поэтому в диафрагменных упру-
гий элементах динамическая жесткость может во много раз
превышать статическую. Это обстоятельство необходимо
учитывать при проектировании, тщательно контролируя вели-
чину %.

Уменьшение эффективной площади при сжатии является при-
чиной и другой особенности диафрагменных упругих элементов.
В большинстве случаев эффективный прогиб и частота колеба-
ний подвески на диафрагменных элементах меняются при изме-
нении статической нагрузки более значительно, чем у подвески
на баллонных элементах; с уменьшением нагрузки и соответ-
ственно внутреннего давления частота колебаний заметно воз-
растает. Так, например, один из диафрагменных упругих элемен-
тов американского производства обеспечивает при статической
нагрузке 2000 кг частоту колебаний 75 кол!мин. При снижении
нагрузки до 400 кг и при сохранении высоты упругого элемента
постоянной частота повышается до ЮЗ кол!мин.

В то время как в баллонном упругом элементе с болтовым
креплением прижимных колец практически не имеется нижнего
предела для внутреннего давления воздуха, в диафрагменном
упругом элементе рабочее давление не должно спускаться ниже
определенного минимума, обеспечивающего надежное прилега-
ние оболочки к поршню. Если давление будет ниже, возможно
образование складок и повреждение оболочки, а характери-
стика не будет соответствовать расчетной. Для диафрагменных
упругих элементов легковых автомобилей рекомендовались ми-
нимальные избыточные давления при статической нагрузке
около 2,8 кг!см2. Для диафрагменных упругих элементов боль-
шего диаметра, предназначенных для автобусов и грузовых ав-
томобилей, давление при статической нагрузке может быть сни-
жено примерно до 1 кг!см2.

Следует указать, что минимальное допустимое давление за-
висит не только от диаметра, но также от конструкции и техно-
логии изготовления оболочки, формы поршня и т. д.

Ограничения по минимальному давлению влекут за собой и
ограничения минимальной статической нагрузки.

8 Зак. 2/249 113
Максимальное давление при статической нагрузке для диа-
фрагменных упругих элементов применяется несколько выше,
чем для баллонных. Часто проектируются диафрагменные дру-
гие элементы для номинального давления около 7 кг!см2, в то
время как баллонные элементы (при двухслойной оболочке)
обычно имеют давление 5—6 ка/ся2, а давление 7 ка/ся2 приме-
няется сравнительно редко.

Следует указать, что максимальное давление при статиче-
ской нагрузке в резино-кордных упругих элементах ограничи-
вается в основном не условиями прочности оболочки, а стремле-
нием использовать для подвески компрессор тормозной системы.
В настоящее время уже применяются диафрагменные упругие
элементы с рабочим давлением до 15—18 кг!см2 (например
в подвеске автобуса Магирус Сатурн II. Это, однако, потребо-
вало разработки специального двухступенчатого "компрессора
высокого давления.

Резино-кордная диафрагма или оболочка диафрагменных
упругих элементов работает в значительно более сложных усло-
виях, чем оболочка баллонных упругих элементов. При дефор-
мации диафрагменного элемента точки диафрагмы переме-
щаются с наибольших внешних диаметров к внутренним, со-
ответствующим диаметру поршня, и обратно. На фиг. 55
стрелками отмечена одна и та же точка диафрагмы, совершаю-
щая такое перемещение.

При этом длина окружности диафрагмы в данной точке дол-
жна изменяться в широких пределах, что может быть достиг-
нуто лишь за счет изменения углов нитей корда и взаимного
расположения нитей в слоях корда. Описанное явление служит
причиной появления внутренних потерь в диафрагме и снижения
ее долговечности. Другой причиной потерь и снижения долговеч-
ности является трение и перекатывание диафрагмы по поршню,
а при наличии направляющей — и по направляющей. По имею-
щимся данным потери на трение в диафрагменных упругих эле'
ментах, измеряемые площадью петли гистерезиса, превышают
соответствующие потери в двухсекционных баллонах в 5—
15 раз [55].

Следует учесть, что даже при небольших амплитудах колеба-
ний подвески, т. е. при небольших деформациях упругого эле-
мента, диаметр некоторой части диафрагмы меняется в значи-
тельных пределах. Диаметр оболочки баллонных упругих эле-
ментов также изменяется, однако это изменение значительно
меньше и при небольших амплитудах колебаний несущественно.

Таким образом, в условиях практической эксплуатации авто-
мобильной подвески с диафрагменными упругими элементами
характер и закономерность нагружения диафрагм оказываются
невыгодными, в результате чего они до настоящего времени
имеют долговечность значительно ниже, чем баллонные упругие
элементы. Срок службы диафрагменных упругих элементов,
114
устанавливавшихся на легковых автомобилях в США, лишь при-
ближался к сроку службы стальных рессор и пружин, которые
они заменили.

Влияние наличия направляющей на долговечность диафраг-
менного упругого элемента пока не установлено с достаточной
ясностью, и по этому вопросу имеются противоречивые дан-
ные.

Чтобы улучшить условия работы диафрагмы, необходимо со-
блюдать определенные пределы соотношения между диаметром
корпуса и направляющей и диаметром поршня. Если отношение
этих диаметров слишком велико, упомянутые изменения в длине
окружности диафрагмы становятся недопустимо большими.

Фиг. 63. Схемы для определения рабочей высоты резино-кордных упругих
элементов различных типов:

а — двухсекционный пневмобаллон; б *— диафрагменный с направляющей; в — диафраг-
менный без направляющей; г — рукавный.

Очень малый зазор между поршнем и направляющей также не-
желателен, так как при этом получается резкий перегиб диа-
фрагмы. *

В комбинированных баллонно-диафрагменных упругих эле-
ментах условия работы диафрагмы улучшаются, так как ее ра-
бочий ход уменьшается и, следовательно, снижается работа
трения, соответствующая каждому циклу колебаний. Однако и
эта конструкция не устраняет значительные изменения в диаме-
тре диафрагмы.

Весьма важным вопросом при проектировании диафрагмен-
ных упругих элементов является обеспечение минимально воз-
можных габаритных размеров. Особенные трудности вызывает
ограничение по высоте при больших рабочих ходах подвески.
Для выяснения этого вопроса сравним различные типы резино-
кордных упругих элементов.

На фиг. 63, а схематически изображен двухсекционный бал-
лонный упругий элемент, высота которого в статическом поло-
жении равна Н. Считая для простоты, что баллон может сжи-
8* 115
маться до соприкосновения внутренних поверхностей оболочки,
получим ход сжатия

fc~H — 11К-Мф,
где hf—высота замыкающей части баллона, включающая вы-
соту крышки, прижимного кольца и толщину обо-
лочки;

hK — высота средней части баллона, включающая высоту
стягивающего кольца и две толщины оболочки.

Отсюда

//«/с + ЛЛ4-2^. (72)

Аналогично для трехсекционного баллона

H^fc + 2hK + 2h^ (73)

Уравнения (72) и (73) относятся к случаю, когда диаметры
стягивающих и прижимных колец примерно одинаковы. Если
диаметр стягивающих колец значительно больше диаметра при-
жимных, ход сжатия fc при той же высоте пневмобаллона может
быть еще увеличен, если заглубить прижимные кольца внутрь
баллона.

На фиг. 63, б схематически показан диафрагменный упругий
элемент с направляющей. Считая, что упругий элемент может
сжиматься до соприкосновения поршня с крышкой корпуса, т. е.
не учитывая для упрощения, как и в предыдущем случае, необ-
ходимый запас, получим

M^fc + hx + hH + h3 + h^,
где hx — расстояние по высоте от внешнего борта диафрагмы
до днища поршня в статическом положении;

hH — длина направляющей;

h3 — зазор между направляющей и нижним опорным
фланцем поршня;

h'$ ~~ суммарная толщина нижнего опорного фланца поршня
и крышки корпуса.

Так как минимально возможная величина зазора ha ~fc,

M^2fc + hx + hH + h^. (74)

Для диафрагменного упругого элемента без направляющей
(фиг. 63, в) получим

H^fc + hx + h'3 + h^,
где А' — зазор между корпусом и опорным фланцем поршня
в статическом положении.

В наиболее благоприятном случае (в отношении сокращения
габаритных размеров) диафрагма при сжатии упругого эле-
116
мента полностью уходит внутрь корпуса. При этом минимально
возможная величина зазора h'3 —fc, откуда

H^2fc + hx + h^. (75)

Если диафрагма не уходит полностью в корпус, то

H^2fc + hx + h.'* + hd, (76)

где hd.— высота части диафрагмы, оставшейся вне корпуса при
полном сжатии упругого элемента.

Для рукавного упругого элемента, исходя из фиг. 63, г, вы-
сота

H^fc + h, + h’3 + h^
где hy — свес оболочки в статическом положении;
h"3 — зазор между оболочкой и опорным фланцем поршня
в статическом положении;

к'ф — суммарная высота опорного фланца поршня, верхнего
опорного фланца и крепления к нему оболочки.

При перемещении поршня вверх на величину fc нижняя
f
кромка оболочки переместится на величину (изменением
длины образующей оболочки пренебрегаем). Поэтому минималь-
ный необходимый зазор

1” f fс fс
[Ьз—Jc 2 — 2 ’

откуда

7/^4/г + ау + а;.

(77)

Сравнивая выражения (72) и (73) для высоты пневмобал-
лонов с выражениями (74) — (77) для высоты диафрагменных
упругих элементов, находим прежде всего, что они по-разному
связаны с ходом сжатия fc: при увеличении хода сжатия на не-
которую величину Afc высота пневмобаллона возрастает на та-
кую же величину.

В то же время высота диафрагменных упругих элементов как
с направляющей, так и без нее возрастает на вдвое большую ве-
личину 2Л/с. Поэтому разработка диафрагменных упругих эле-
ментов, рассчитанных на большие значения динамического хода,
весьма затруднительна: габаритные размеры по высоте оказы-
ваются недопустимо большими. Промежуточное положение за-
нимает рукавный диафрагменный упругий элемент, высота ко-
торого при увеличении хода сжатия на Afc возрастает на
We-

ll?
Наиболее выгодным является соотношение хода сжатия и
высоты у двухсекционных пневмобаллонов Ч Так, например, для
двухсекционных баллонов 250—200 при высоте в статическом
положении Я«200 мм получено /<,= 110 мм, т. е. отношение
4- =1,82.

Тс

При переходе от двухсекционного баллона к трехсекцион-
ному увеличение хода сжатия сопровождается еще большим уве-
личением высоты Н из-за наличия второго стягивающего кольца,
и *

поэтому соотношение -г- в этом случае менее благоприятно.

Тс

Сравнивая высоту диафрагменных упругих элементов с на-
правляющей и без направляющей [уравнения (74) и (75)], .на-
ходим, что в первом случае высота И больше на величину длины
направляющей hH. Таким образом, в отношении габаритных
размеров по высоте диафрагменные упругие элементы с направ-
ляющей наименее выгодны.

Предположим, что направляющая рассчитана на полный
рабочий ход упругого элемента, т. е. что диафрагма оста-
ется ограниченной направляющей в крайнем положении от-
боя. Определим в первом приближении необходимую высоту Н
для этого случая, считая, что поршень и направляющая
имеют цилиндрическую форму, и пренебрегая изменением длины
образующей диафрагмы в процессе работы. Тогда получим
(фиг. 63, б)

hH~hy-hx+^,

где fo — ход отбоя, или, так как

hH=f0-hx + ^-=^-f0-hx.

Подставляя выражение длины направляющей hH в уравне-
ние (74), получим ‘

/7~2/с + А/о + ^. (78)

Если, например fc=fo=HO мм, получим, пренебрегая малой
величиной /Л, высоту Н = 385 мм. При этом -7— =3,5, т. е. при-
Те

мерно в 2 раза больше, чем у двухсекционного пневмобал-
лона с той же величиной рабочего хода. Практически, чтобы
уменьшить высоту упругого элемента, применяют направ-
ляющие, рассчитанные лишь на часть рабочего хода, и на зна-
чительном участке хода отбоя диафрагма работает без ограни-
чения.

1 Если не считать односекционных пневмобаллонов, нашедших весьма
ограниченное применение в автомобильной подвеске.
Уравнения (74) и (75) показывают, что высота Н диафраг-
менных упругих элементов возрастает с увеличением расстоя-
ния hx. Если в статическом положении днище поршня располо-
жено ниже внешнего борта диафрагмы, т. е. Лх<0, высота умень-
шится. В действительности такой путь уменьшения габаритных
размеров оказывается затруднительным по следующим причи-
нам? в случае диафрагменного упругого элемента с направляю-
щей смещение поршня вниз при сохранении той же длины обра-
зующей диафрагмы означает сокращение возможного хода от-
боя. Для увеличения длины образующей диафрагмы потребуется
соответственно удлинить направляющую. В случае диафрагмен-
ного упругого элемента без направляющей смещение поршня
вниз в статическом положении ведет не только к уменьшению
возможного хода отбоя, но и к увеличению габаритных разме-
ров упругого элемента по диаметру из-за выступающей торо-
образной части диафрагмы. Если же с целью сохранения преж-
него хода отбоя увеличить длину образующей диафрагмы, рост
габаритных разкмеров по диаметру будет еще значительнее.
Обычно в выполненных конструкциях величина hx положитель-
ная или близка к нулю.

В отношении габаритных размеров по высоте диафрагмен-
ный упругий элемент без направляющей (фиг. 63, в) имеет пре-
имущества перед элементом с направляющей, однако в отноше-
нии габаритных размеров по диаметру он, наоборот, менее вы-
годен. При этом наибольшие трудности снова возникают при
больших значениях рабочего хода упругого элемента из-за уве-
личения длины образующей диафрагмы и внешнего диаметра
ее выступающей части, который и определяет габаритные раз-
меры. Для уменьшения внешнего диаметра торообразной части
диафрагмы иногда применяют конструктивные меры. Так, на-
пример, в конструкции, показанной на фиг. 3, б, диафрагма об-
легает кольцевой выступ в верхней части поршня и закреп-
ляется на меньшем радиусе. Таким путем удается увеличить
длину образующей диафрагмы без увеличения диаметра ее то-
рообразной части. При перемещении поршня вниз диафрагма
сходит с кольцевого выступа, обеспечивая увеличение возмож-
ного хода отбоя. Если радиус выступающей части диафрагмы
получен достаточно малым или имеется направляющая, габа-
ритные размеры упругого элемента по диаметру могут опреде-
ляться конструкцией арматуры для крепления диафрагмы к кор-
пусу. На фиг. 3,6 видно, что для возможной экономии места
уменьшен диаметр окружности стягивающих шпилек.

Рукавный упругий элемент в отношении габаритных разме-
ров по диаметру имеет преимущество по сравнению со всеми
другими типами резино-кордных упругих элементов, что объяс-
няется выгодным соотношением внешнего и эффективного диа-
метров. Как указывает уравнение (77), с увеличением хода
сжатия fc высота рукавного упругого элемента возрастает менее
интенсивно, чем высота диафрагменных упругих элементов дру-
гих типов.

Вместе с тем, в уравнение (77) входит величина свеса hy,
которая не может быть произвольно уменьшена, так как от нее
зависит возможный ход отбоя. В результате высота рукавного
упругого элемента при тех же рабочих ходах превышает высоту
баллонных упругих элементов. Так, например, высота в стати-
ческом положении рукавного упругого элемента Континенталь,
имеющего характеристику, показанную на фиг. 61, при рабочем
ходе ±80 мм равна 190 мм (без крышки). У другой модели
элемента той же фирмы высота без крышки равна 210^ мм при
ходе ±90 мм.

Обеспечение надежной герметизации является одним из ос-
новных вопросов при конструировании пневматических упругих
элементов как диафрагменных, так и баллонных.

Крепление диафрагмы посредством прижимных колец и шпи-
лек или болтов, по принципу устройства аналогичное креплению
в баллонных упругих элементах, наиболее надежно и чаще
всего применяется в диафрагменных упругих элементах боль-
шой грузоподъемности. Для уменьшения габаритных размеров
и веса более целесообразен способ герметизации без примене-
ния болтов и шпилек (фиг. 52, 53, 55 и др.). При этом в ряде
случаев герметизация осуществляется одновременно с помощью
упругой деформации резины и (внутреннего давления воз-
духа. Для устранения утечек в месте крепления диафрагмы
к поршню в некоторых случаях применяют диафрагмы без осе-
вого отверстия. Иногда осевое отверстие закрывает привулка-
низованной стальной пластиной или резиновым блоком, выпол-
ненным как одно целое с диафрагмой. Такая конструкция, од-
нако, исключает использование полого поршня для .увеличения
объема сжимаемого воздуха. ч

При тщательной обработке посадочных М'ест, применении
антикоррозионных покрытий, специальных герметизирующих
смазок и качественном изготовлении диафрагмы при безболто-
вом способе герметизации можно достигнуть удовлетворитель-
ных результатов. Так, например, упругие элементы, показанные
на фиг. 55, согласно техническим условиям при внутреннем дав-
лении 5,3 кг!см2 могут допускать потерю давления не более
0,07 кг!см2 в сутки ;в течение трехдневного срока испытаний.

В заключение следует указать, что применение диафрагмен-
ных упругих элементов в пневматических автомобильных под-
весках встречает ряд дополнительных трудностей. Вследствие
этого они до сих пор не вытеснили появившиеся ранее баллон-
ные упругие элементы. Вместе с тем преимущества, которые
могут быть получены в результате применения диафрагменных
упругих элементов, настолько существенны, что они получают
все большее распространение и работы по их усовершенствова-
нию и практическому использованию интенсивно развиваются.
120
РАСЧЕТ РЕЗИНО-КОРДНЫХ УПРУГИХ ЭЛЕМЕНТОВ

Основной задачей расчета 1пневм1атических резино-корд-
ных упругих элементов является определение их характери-
стик.

Долговечность резино-кордных упругих элементов пока не
может быть определена расчетным путем. Для упругих элемен-
тов баллонного типа, как уже упоминалось, срок службы рези-
но-кордной оболочки обычно зависит от внешнего воздействия
грязи, песка и т. д.

Для упругих элементов диафрагменного типа долговечность,
кроме того, в значительной мере зависит от внутренних потерь
в оболочке и также трудно поддается учету.

Как видно из уравнения (59), для определения усилия Р, вос-
принимаемого упругим элементом при данной деформации, не-
обходимо знать соответствующие этой деформации внутренний
объем v и эффективную площадь F9, зависящие от конфигура-
ции, которую принимает резино-кордная оболочка под воздей-
ствием внутреннего давления и внешней нагрузки.

Отыскание этой равновесной конфигурации встречает сле-
дующие трудности принципиального характера.

1. Резино-кордная оболочка, в противоположность обычно
рассматриваемым тонкостенным оболочкам, имеет анизотропную
структуру.

Усилия, нагружающие оболочку, почти полностью восприни-
маются нитями корда и, таким образом, конфигурация оболочки
зависит от расположения нитей. Опыт показывает, что во мно-
гих случаях изменение угла нитей корда в заготовке резко ме-
няет характеристику элемента.

В то же время между слоями корда имеются трудно подда-
ющиеся учету силы взаимодействия.

2. В настоящее время резино-кордные оболочки изготовля-
ются обычно из полиамидного корда. Нити полиамидного корда
под воздействием внутреннего давления в оболочке значительно
удлиняются, что оказывает заметное влияние на характеристику
упругого элемента.

3. При деформации упругого элемента оболочка вступает
в соприкосновение с металлической арматурой (кольцами, порш-
нем, направляющей). Таким образом, каждой величине дефор-
мации соответствует своя, свободная, не прилегающая к арма-
туре длина образующей оболочки, которая не может быть опре-
делена заранее.

Расчет резино-кордных оболочек с учетом всех указанных
факторов разработан отечественными исследователями, причем
в основу положены методы, применяемые для расчета пневмати-
ческих шин [5], [6], [7], [18], [19].

За рубежом, согласно имеющимся литературным данным,
применяются только упрощенные, полуэмпирические методы
расчета. Вместе с тем заводы, выпускающие резино-кордные
упругие элементы, дают для каждого их типа и размера ха-
рактеристики, полученные опытным путем. Таким обра-
зом, при конструировании автомобильной подвески имеется
возможность выбрать упругий элемент, подходящий по харак-
теристике.

Наиболее распространенный упрощенный метод расчета ха-
рактеристики основан на следующих допущениях:

1) полная длина образующей оболочки от борта до борта
(по меридиану) предполагается постоянной при любых дефор-
мациях;

2) профиль свободной, не прилегающей к арматуре части
оболочки описывается дугой окружности.

Оба эти допущения не передают точно истинного характера
деформации оболочки. Даже если пренебречь удлинением нитей
корда под нагрузкой, постоянной остается длина нити, прово-
дящей под углом к меридиональной образующей. Так как этот
угол при деформации меняется, то меняется в той или иной мере
и длина образующей. Форма профиля представляет собой более
сложную кривую, чем дуга окружности.

Таким образом, упрощенный метод может быть применен
лишь для приближенной оценки характеристики.

Применяется следующий ход расчета. Первоначально по чер-
тежу упругого элемента находят длину образующей оболочки.
Длину можно определить графически, для чего разбивают обра-
зующую на участки. Далее вычерчивают профиль оболочки ^цля
различных значений положительных и отрицательных деформа-
ций упругого элемента, т. е. при различных его высотах. Интер*
валы деформации обычно берут в пределах 10—20 мм. Радиус
и центр окружности свободной части профиля оболочки находят
путем подбора так, чтобы окружность была касательной к соот-
ветствующим профилям арматуры и чтобы полная длина обра-
зующей, включая участки, прилегающие к арматуре, оставалась
неизменной.

После того как вычерчен профиль оболочки для данной де-
формации упругого элемента, определяют соответствующую эф-
фективную площадь Fd и внутренний объем v. Эффективный ра-
диус го равен расстоянию от оси оболочки до центра окружности
свободной части профиля. Положение это очевидно, если к сво-
бодной части профиля можно провести касательную, перпендику-
лярную к оси оболочки (фиг. 64, а), однако оно может
быть принято и в том случае, если такой касательной нет
(фиг. 64, б).

Действительно, сравним две оболочки — одну, имеющую сво-
бодный профиль на участке асе (фиг. 65), и вторую, имеющую
свободный профиль лишь на участке ас и присоединенную к же-
сткому фланцу cd, причем в обоих случаях свободная часть
профиля описывается радиусом R из центра О.
Из условий равновесия получим нагрузку на упругий эле-
мент

Р ^Pu^l ~ % COS ср,

где ри — избыточное внутреннее давление.

Так как часть обрлочки ас в обоих случаях имеет одинаковую
конфигурацию и* нагружена тем же давлением, одинаковым
должно быть и усилие Z, действующее по окружности Следо-
вательно, одинаковыми в обоих случаях будут и нагрузки Р и
р

эффективная площадь F9=— ; эффективный радиус во втором
Ри

случае, так же как и в первом, равен г0.

Фиг. 65. Схема для определения
эффективного радиуса.

Фиг. 64. Приближенный графиче-
ский метод определения эффек-
тивного радиуса.

Внутренний объем упругого элемента v может быть найден
любым приближенным методом. Учитывая, что изменяющаяся
часть объема, ограниченная оболочкой, представляет собой тело
вращения, удобно применить теорему Гюльдена, согласно кото-
рой объем тела, описываемого плоской фигурой при вращении
ее около оси, лежащей в плоскости этой фигуры и не пересе-
кающей ее,

vx — Sx2nrx,
где — площадь фигуры;

— расстояние от оси вращения до центра тяжести фигуры.

Величины Sx и гх можно найти графически, после вычерчи-
вания профиля оболочки на миллиметровой бумаге.

Объем можно также рассчитать по уравнению (71). При
этом начальный объем находят методом, указанным выше,
а для определения объема во всех остальных положениях ис-
пользуют построенную предварительно кривую зависимости
эффективной площади от деформации.
На фиг. 66 показан пример применения описанного упро-
щенного (метода для определения конфигурации оболочки диа-
фрагменного упругого элемента с фасонным поршнем. Интер-
валы деформации взяты через 20 мм. Величины эффективного
радиуса г для каждой деформации s указаны на фигуре.

Для .вычисления нагрузки Р по уравнению (59) необходимо,
кроме объема и эффективной площади, знать также показатель
политропы и. Рекомендуется проводить расчет для двух крайних

Фиг. 66. Применение графического метода для определения конфигурации
оболочки и эффективного радиуса диафрагменного упругого элемента при
перемещении поршня от статического положения:

а — вверх; б — вниз.

значений показателя (п=1 и п=1,4), т. е. рассчитывать стати-
ческую характеристику и динамическую, соответствующую бы-
стрым колебательным процессам. Кроме того, расчет обычно
проводят для нескольких значений начального внутреннего дав-
ления, т. е. для различных статических нагрузок.

Метод расчета резино-кордных оболочек, учитывающий их
анизотропию и основанный на определении равновесных поло-
жений нитей корда, подробно изложен в упомянутых выше ра-
ботах [5], [6], [7], [18], [19]. Ниже кратко изложены основные по-
ложения этого метода.

Предположим, что оболочка, нагруженная усилием Р, имеет
в некоторой точке радиус кривизны профиля рт и радиус кри-
124
визны в сечении, нормальном к профилю pt (фиг. 67). Условие
равновесия бесконечно малого элемента оболочки выражается
уравнением, известным из теории тонкостенных оболочек:

?т ' Pt Ри

(79)

где qm и qt — интенсивность, усилия, т. е. усилие, действующее
на единицу длины, соответственно в меридио-
нальном и в нормальном к меридиональному
направлениях;

ри — внутреннее давление.

Фиг. 67. Схема для вывода
соотношения между радиу-
сами кривизны оболочки и ин-
тенсивностью усилий qm и qt-

Фиг. 68. Элементарный участок кар-
каса оболочки.

Радиусы кривизны могут

угол ф:

быть выражены через радиус г и

1 dy

- = - —sin<p;

COS <p

(80)

Второе соотношение между qm и qt вытекает из условия, что
все усилия, действующие на оболочку, воспринимаются натяже-
нием нитей корда. Выделив элементарный участок оболочки
(фиг. 68), получим

?m=^pcos2p; ^ = ^sin2₽; -^- = tg2₽, (81)

4 1 Чт

где N — усилие в нити;

п — число слоев корда;

t — шаг нитей в нормальном к ним направлении;

6 — угол между нитью и меридианом в данной точке.
Кроме того, из условия равновесия верхней части оболочки,
ограниченной радиусом г (фиг. 67),

qm 2кг cos у =рикг2 — Р = рак (г2 — г2),
где го — эффективный радиус, откуда

/-2 _

Ят=РиЪ--------• (82)

'Im г и 2r COS ср v 7

Соединяя уравнения (79), (81) и (82) и учитывая выражение
(80), получим

rfCOSy __ 2г COS у _ COSy , 2 g /gQ\

dr r2 Г ® °' ' '

Чтобы получить форму профиля оболочки, достаточно найти
зависимость угла <р от радиуса г, т. е. проинтегрировать уравне-
ние (83). Этого, однако, нельзя сделать, так как неизвестным
остается угол р.

В излагаемом расчете геометрия нити в оболочке характе-
ризуется линейной зависимостью между синусом угла р и ра-
диусом г, выражающейся уравнением

sin Р —Аг, (84)

откуда

sin ₽ _ sin _ sin • ,Rrv

г — r6 — R '

где r6 — радиус оболочки у борта, остающийся неизменным
при ее деформации;

Рб — угол между нитью и меридианом у борта, также
остающийся неизменным;

R — наибольший радиус оболочки, иногда называемой
радиусом по экватору;

РЛ — угол между нитью и меридианом на радиусе R.

По уравнению (85)

tg2₽ = T---------•

---—- /-2

Sin2₽K

Подставляя это выражение в дифференциальное уравнение
(83) и проведя интегрирование, получим, учитывая, что при
r=R угол <р = 0:

го) г2 (?2— ro)cos Р

COS —• (#2 _ ,-2) cos _ ,-2) cos gK •

Уравнение (86) представляет собой искомую зависимость ме-
жду углом ф и радиусом г, при помощи которой могут быть по-
126
строены кривые равновесного профиля при различных значениях
параметров (3* и г0. Величину R при заданном значении pz- опре-
деляют из уравнения

* = <87)

В действительности параметры и г0 неизвестны и меняются
при деформации оболочки. Вместе с тем для данной оболочки
при любых деформациях остается неизменной полная длина
нити корда от борта до борта (если не учитывать упругого удли-
нения нити), что в уравнении (86) не отражено.

Дальнейший ход расчета заключается в следующем: задав-
шись каким-либо значением угла корда по экватору p/t- (и, сле-
довательно, величиной радиуса экватора 7?), строят ряд кривых
равновесных профилей для различных значений г0- Из всех этих
кривых подбирают такую, при которой полная длина нити, вклю-
чая и участки профиля, прилегающие к арматуре, получается
равной заданной. Это и убудет искомым равновесным профилем
при данном значении p„.

По найденному профилю определяют высоту упругого эле-
мента и, следовательно, величину деформации, внутренний
объем оболочки; зная изменение объема, вычисляют давление
ри и определяют нагрузку Р=рияг^2.

Таким образом, отыскивают одну точку упругой характери-
стики. Затем задают другое значение Рк и находят следующую
точку характеристики и т. д.

Длину нити корда находят по уравнению

<88>

где ds — элементарный участок профиля.

Практически профиль разбивают на участки небольшой длины
As и вычисление ведут по уравнению

L = As V—Ц-. (89)

cos ' 7

Угол pz на каждом участке находят по уравнению (85), при-
чем угол корда у борта рб и радиус борта гб для данной обо-
лочки являются величинами заданными.

С целью упрощения подбора кривой профиля, соответствую-
щей заданной длине нити, построены специальные номограммы
для различных значений угла р^, приведенные в упомянутых
выше работах.

Пример такой номограммы для угла р^ = 48° показан на
фиг. 69. Жирными линиями проведены кривые равновесного
профиля оболочки, построенные в безразмерных координатах
127
и -н-, где h—высота профйля над экватором. Каждой кри-
/\ Л\

л Й)

вая соответствует определенному значению Ло—

Тонкие линии представляют собой линии равной относитель-
ной длины нитей они соединяют точки на кривых равновес-
ного профиля, в которых относительные длины нитей, считая от
экватора, одинаковы.

Фиг. 69. Пример номограммы для определения равновесного профиля
оболочки.

Метод пользования номограммами следующий: задаются ка-
«ким-либо значением относительного эффективного радиуса Хо и
угла корда на экваторе и на соответствующей номограмме
находят кривую равновесного профиля. Вычисляют по уравне-
нию (87) радиус R по экватору и, таким образом, находят
масштаб кривой. Пристраивают к равновесному профилю про-
филь арматуры (стягивающих и прижимных колец, поршня, на-
правляющей). Проще всего это осуществить, вычертив равно-
весный профиль в натуральную величину и переместив профиль
арматуры по вертикали до касания с равновесным профилем.
При этом следует иметь в виду, что свободные части профиля
128
выше и ниже экватора симметричны. Затем вычисляют полную
длину нити, причем для свободного участка профиля между точ-
ками касания непосредственно используют номограмму (кривые
равной длины нити), а для участков, прилегающих к арматуре,
пользуются уравнением (89).

Если полученная длина нити не совпадает с действительной,
вычисленной предварительно по чертежу оболочки, то при том же
значении Хо изменяют величину рЛ, т. е. используют уже другую
номограмму, имея в виду, что при увеличении угла рЛ и, следо-
вательно, радиуса А? длина нити возрастает, Получив для двух
значений длину нити больше и меньше действительной, на-
ходят интерполированием истинные значения рк, радиуса R,
а также высоты упругого элемента и его деформации. Эффектив-
ный радиус определяют из выражения ro=W?-

Изложенный метод расчета еще не учитывает удлинения ни-
тей корда. Чтобы учестьэто удлинение, необходимо иметь харак-
теристику растяжения нитей корда, из которого выполнена
оболочка, т. е. зависимость относительного удлинения нити от
растягивающей силы. При этом необходимо использовать 'харак-
теристику нити в готовом изделии, так как она может заметно
отличаться от характеристики нити до вулканизации.

Усилие растяжения нити в любой точке определяют из
нений (81), (82) и (86):

4mt _ —ro) _PuQ^~ 'о)со8₽Ж

ncos2p /г 2r cos <р cos2 р nz‘2rcos3p ’

где i — ~t— плотность нитей на радиусе г0.

Учитывая, что
. . /?cosp„

к Г COS Р ’

где iK — плотность нитей на экваторе, усилие

nzK2/?COS2p

Уравнение (91) показывает, что усилие N изменяется

висимости от угла Р, т. е. не остается постоянным по длине нити.

Максимальную величину N получим при максимальном угле
Р, т. е. на экваторе:

ДГ _А‘0-'о)
^Vmax — niK<2RzQ&$K •

При расчете конфигурации оболочки удлинение нити для
упрощения принимают равномерным по ее длине.

Величину относительного удлинения находят по характери-
стике растяжения нити, причем действующее усилие в большин-

9 Зак. 2/249 129

урав-

(90)

(91)

в за-
стве случаев определяют по формуле (92). Другой способ пре-
дусматривает определение среднего относительного удлинения
по длине нити, для чего нить разбивают на участки и находят
усилие У на каждом участке по формуле (91). Величины R,
го и ри, входящие в уравнения (91) и (92), определяют прибли-
женно по конфигурации оболочки в статическом положении без
учета удлинения нити. В случае необходимости для уточнения
результатов может быть применен метод последовательных при-
ближений.

После того как относительное удлинение нити е найдено, вы-
числяют новую длину нити: >

Z* = Z(14-e), (93)

где L — длина нити без учета удлинения.

При наличии удлинения нити изменяются углы 0 между
нитью и меридианом. Между новым и старым углом нити у борта
имеется соотношение

(94)

Равновесный профиль определяют так же, как и без учета
удлинения, за исключением того, что заданной является уже
новая длина нити L* и новый угол 3^.

Таким образом, метод расчета резино-кордных пневматиче-
ских элементов, учитывающий анизотропию оболочки и основан-
ный на отыскании равновесного положения нитей корда, яв-
ляется достаточно сложным и весьма трудоемким. Вследствие
необходимости вводить интерполяцию, применять номограммы и
пользоваться последовательными приближениями точность ре-
зультатов снижается.

На фиг. 70, а показан разрез диафрагменного упругого эле-
мента в трех положениях: среднем, крайнем положении отбоя
и крайнем положении сжатия.

Профили диафрагмы, показанные сплошными линиями, полу-
чены расчетом по уточненному методу с учетом анизотропии обо-
лочки. Профили, показанные штриховыми линиями, построены
по упрощенному методу, изложенному выше, т. е. принято, что
длина образующей постоянная и профиль описан одной дугой
окружности. Удлинение нитей корда в обоих случаях не учиты-
валось.

Построенные по обоим методам профили получаются до-
вольно близкими один к другому. Наиболее существенная раз-
ница оказывается в крайнем положении сжатия, где диафрагма,
показанная сплошной линией, вследствие увеличившейся длины
образующей значительно выступает. Увеличение длины образую-
' щей в этом положении вызывается тем, что большой участок
диафрагмы соприкасается с поршнем, т. е. приближается к оси
оболочки, а следовательно, нити корда на этом участке распо-
130
лягаются ближе к меридиональному направлению. В крайнем
положении отбоя происходит, наоборот, удаление диафрагмы от
оси и, следовательно, сокращение длины образующей.

На фиг. 70, б приведены полученные по обоим методам ха-
рактеристики упругого элемента, а также кривые изменения эф-
фективной площади. Из графика видно, что при всех отрица-
тельных деформациях и при положительных деформациях при-

Фиг. 70. Сравнение приближенного и уточненного методов расчета
диафрагменного упругого элемента.

мерно до 50 мм упругие характеристики различаются незначи-
тельно. Лишь при больших сжатиях расхождение становится
существенным, причем по уточненному методу получаются более
крутая характеристика и большие нагрузки на упругий элемент.

Для упругих элементов баллонного типа оба метода дают
достаточно близкие результаты.

При конструировании пневматической подвески для автомо-
биля, если отсутствуют опытные характеристики резино-кордных
9* 131
упругих элементов, допустимо при первоначальном расчете ха-
рактеристики применять упрощенный метод. При этом, если
оболочка сделана из полиамидного корда, целесообразно, хотя
бы приближенно, учесть растяжение нитей.

Усилие, действующее на нить, определяют из уравнения (92);
внутреннее давление ри берут в статическом положении при за-
данной нагрузке; радиусы R и го оценивают приближенно по чер-
тежу оболочки; угол определяют по уравнению (85) при за-
данных значениях гб и 0б.

Плотность нитей по экватору
. . rgcosfc

#cospK ’

где ig— плотность нитей по борту, принимаемая равной плот-
ности нитей корда в заготовке.

По найденному усилию в нити и характеристике ее растяже-
ния, которая должна быть задана, находят относительное удли-
нение нити е. После этого определяют новую длину меридио-
нальной образующей профиля

S* = 5(l +е),
где S — длина образующей без учета удлинения. В остальном
расчет не отличается от расчета по упрощенному ме-
тоду, описанному ранее.

Уточненный метод, учитывающий анизотропию оболочки, це-
лесообразно применять на заводах-изготовителях резино-корд-
ных оболочек. Вместе с тем. остается актуальной задача упро-
щения этого метода и его всесторонней практической проверки.
•ГЛАВА IV

ТЕЛЕСКОПИЧЕСКИЕ УПРУГИЕ ЭЛЕМЕНТЫ

ТЕЛЕСКОПИЧЕСКИЕ ПНЕВМАТИЧЕСКИЕ УПРУГИЕ ЭЛЕМЕНТЫ
С МЕХАНИЧЕСКОЙ ПЕРЕДАЧЕЙ УСИЛИЙ

Телескопические пневматические упругие элементы с меха-
нической передачей усилий для автомобильной подвески появи-
лись в производстве и изготовлялись небольшими сериями очень
давно. Упругим телом в подобных элементах служит воздух или
другой газ, заключенный в металлическом цилиндре, а сжатие
газа осуществляется поршнем, перемещающимся в цилиндре.

В дальнейшем упругие элементы такого типа не получили
распространения, хотя попытки их практического применения по-
вторялись до последнего времени.

Одним из последних образцов является упругий элемент, раз-
работанный фирмой Монро, специализирующейся на изготовле-
нии амортизаторов. Цилиндр 1 (фиг. 71), соединенный упругим
шарниром с неподрессоренными частями, перемещается в цилин--
дре 2, закрепленном через резиновую подушку на раме автомо-
биля. Рабочая полость А внутри цилиндров соединена через
клапаны 3 и 4 с автоматическим регулятором положения кузова.
Соосно с упругим элементом размещен телескопический гидрав-
лический амортизатор 5.

Воздух в рабочую полость может подводиться из ресивера
или удаляться в атмосферу через автоматически регулируемые
клапаны 3 и 4.

Наиболее ответственной частью упругого элемента является
уплотнение между наружным и внутренним цилиндром, так как
задача герметизации при значительных взаимных перемещениях
цилиндров представляет значительные трудности. В данном слу-
чае применено сложное уплотнение, которое имеет уплотняющие
кольца из синтетической резины и антифрикционные пружнн-
.ные кольца. Такое устройство обеспечивает внутреннему ци-
линдру некоторую возможность самоустановки, препятствует
повышению трения из-за неточности установки и нагрева упру-
гого элемента.
Фиг. 71. Телескопи-
ческий пневматиче-
ский упругий элемент
Монро.

Основным недостатком телескопических пневматических
упругих элементов с механической передачей усилия является
большое трение в уплотнении. Снизить величину трения практи-
чески не удается, так как при этом нарушается герметич-
ность. х

Хотя теоретически при телескопических упругих элементах
можно получить мягкую подвеску с низкой частотой колебания
подрессоренных масс, в действительности
из-за большого трения качество подвески
снижается. Кроме того, вследствие значи-
тельной поглощаемой работы трения трудно
обеспечить удовлетворительную долговеч-
ность уплотнения.

ТЕЛЕСКОПИЧЕСКИЕ ПНЕВМАТИЧЕСКИЕ
УПРУГИЕ ЭЛЕМЕНТЫ С ГИДРАВЛИЧЕСКОЙ
ПЕРЕДАЧЕЙ УСИЛИЙ
(ГИДРОПНЕВМАТИЧЕСКИЕ)

В телескопических пневматических упру-
гих элементах с гидравлической передачей
усилий сжатие воздуха или другого газа, за-
ключенного в рабочей полости, осуществля-
ется через посредство жидкости. При этом
в некоторых конструкциях жидкость непо-
средственно соприкасается с газом, в других
отделяется от него гибкой или подвижной
перегородкой, например резиновой мембра-
ной.

Гидропневматические упругие элементы
обеспечивают следующие преимущества по
сравнению с пневматическими телескопиче-
скими упругими элементами, описанными в
предыдущем параграфе.

1. Уплотнение жидкости можно осуще-
ствить значительно легче, чем газа. Поэтому
удается получить более надежную гермети-
зацию, меньшие силы трения и снизить износ
уплотняющих устройств.

2. Жидкость, передающая давление сжи-

маемому газу, может быть использована при наличии соответ-
ствующих дросселирующих устройств для демпфирования коле-
баний. Таким образом, появляется возможность объединить в
одном агрегате упругий элемент и гидравлический амортизатор.

3. Автоматическое регулирование положения кузова может
быть осуществлено путем подвода или отвода жидкости, поэтому
вместо компрессора можно использовать более компактный ги-
дравлический насос.
4. В результате лучшего уплотнения и применения гидравли-
ческих насосов вместо компрессора можно значительно повысить
рабочее давление в упругом элементе и, 'Следовательно, умень-
шить его габаритные размеры. В некоторых - телескопических
гидропневматических упругих элементах применяются рабочие
давления до 200 кг!см2.

Возможность использования высоких рабочих давлений де-
лает применение упругих элементов этого типа особенно целесо-
образным, когда статические нагрузки очень велики (для грузо-
вых автомобилей большой и сверхбольшой грузоподъемности).
В этих случаях применение резино-кордных пневматических эле-
ментов низкого давления становится затруднительным.

По принципу работы, определяющему свойства упругой ха-
рактеристики, телескопические гидропневматические элементы
могут быть подразделены на упругие элементы с одной ступенью
давления, с двумя ступенями давления и с противодавлением.
Принципы работы и уравнения характеристик для всех трех ти-
пов были приведены в гл. II; ниже будут выяснены их конструк-
тивные особенности и показаны конкретные примеры приме-
нения.

Упругие элементы с одной ступенью давления

Наиболее известным примером применения гидропневматиче-
ских упругих элементов является подвеска легкового автомобиля
Ситроен моделей DS-19 и ID-19. Так как статическая нагрузка

Ситроен DS-19.

на легковых автомобилях меняется в относительно небольших
пределах, оказалось вполне возможным применить упругие эле-
менты с одной ступенью давления.

На фиг. 72 показано устройство упругого элемента задней
подвески автомобиля Ситроен. Основными частями упругого эле-
мента являются рабочий цилиндр 2, поршень 5, шток 5 и сфери-
ческий баллон 14.
Рабочий цилиндр отлит из легкого сплава; полость цилиндра
через трубопровод 13 соединена с гидравлической системой. Че-
рез этот трубопровод производится подача жидкости в цилиндр
и отвод из него при автоматическом регулировании положения
кузова. Поршень 3 состоит из трубы с вваренным дном, в центре
которого размещен сферический подпятник /2. Шток 5 не соеди-
нен с поршнем, а прижимается к подпятнику силой давления
жидкости. Направляющий диск 11 служит для обеспечения пра-
вильного положения штока. В нижней части шток имеет сфери-
ческую выточку, с помощью которой он опирается на шарик 7
и передает усилие на рычаг 8 подвески. Шток соединен с рыча-
гом проволочной скобой 9. Резиновый чехол 6 служит для предо-
хранения от попадания грязи в соединение.

Сферический баллон 14 состоит из двух стальных полусфер,
соединенных на резьбе. Баллон разделен на две полости гибкой
резиновой диафрагмой, закрепленной по окружности соединения
полусфер. В верхней полости находится воздух под давлением,
а в нижней полости жидкость L Заполнение верхней полости
воздухом происходит через отверстие со специальной пробкой /5,
которая завертывается при сборке на заводе и в дальнейшем не
может быть открыта.

В нижней части сферы при входе в цилиндр размещена кла-
панная система /, выполняющая функции амортизатора. Кла-
паны применены дискового типа, причем диски 16 отличаются от
дисков /7, чем достигается различное сопротивление на ходах
сжатия и отбоя.

Уплотнение между цилиндром 2 и поршнем 3 осуществляется
при помощи резинового фасонного сальника и войлочного саль-
ника. Это уплотнение не устраняет полностью утечки жидкости.
Жидкость, прошедшая через уплотнение, собирается в резиновом
чехле 4, закрепленном на нижней части цилиндра. Отсюда жид-
кость через трубку 10 уходит :в резервуар гидравлической си-
стемы и далее насосом подается в гидравлический аккумулятор.
Такое устройство устраняет необходимость значительного давле-
ния в уплотнении и обеспечивает минимальное трение. Резино-
вый чехол 4 одновременно предохраняет упругий элемент от
попадания в него грязи. Принятая конструкция штока, поршня
и их соединения исключает возможность перекоса и заедания
поршня в цилиндре.

При работе подвески на ходе сжатия поршень, перемещаясь
в цилиндре, вытесняет жидкость через клапанную систему 1
в нижнюю полость сферического баллона 14\ через резиновую
диафрагму воздух в верхней полости баллона сжимается. На
ходе отбоя под действием сжатого воздуха жидкость вытесняется

1 Согласно литературным данным верхняя полость баллона заполняется
инертным газом, однако произведенный химический анализ этого не под-
твердил. Анализ жидкости показал, что использована жидкость типа тор-
мозной, не нефтяного происхождения.
обратно из нижней полости баллона через клапанную'систему /
в цилиндр.

. Следует отметить, что резиновая диафрагма испытывает оди-
наковое давление с обеих сторон и, следовательно, не несет зна-
чительных нагрузок. Ее назначение заключается в том, чтобы
предотвратить смешивание жидкости и воздуха.

Автомобиль Ситроен имеет независимую подвеску передник
и задних колес. В передней подвеске передаточное число от ко-
леса к упругому элементу 1 = 2,3, в задней подвеске 1=2,8. Вслед-
ствие применения большого передаточного числа рабочий ход
поршня не превышает 75—100 мм. Соответственно сокращается
длина упругого элементам обеспечиваются более благоприятные
условия работы для пары поршень—цилиндр и для резинового1
чехла 4. Однако большое передаточное число ведет к увеличению
усилий, воспринимаемых на штоке упругого элемента, и необхо-
димого давления жидкости.

В упругом элементе передней подвески давление жидкости
под статической нагрузкой колеблется в зависимости от числа
пассажиров в пределах 80—ПО кг/см2, в упругом элементе
задней подвески — в пределах 50—90 кг/см2. Упругие элементы
передней и задней подвески имеют одинаковый диаметр рабо-
чего цилиндра, равный 35 мм, одинаковый объем сферического
баллона — около 700 см3 и различаются в основном лишь длиной
штока, а также сопротивлением амортизаторов.

Характеристики упругих элементов передней и задней под-
вески существенно различны. При тех же геометрических разме-
рах цилиндра и баллона это достигается изменением весового
количества воздуха, заключенного в баллоне. При первоначаль-
ной зарядке баллона воздухом давление жидкости в нижней
полости отсутствует и резиновая диафрагма под действием дав-
ления воздуха прилегает к стенкам нижней половины баллона.
При этом баллон может быть заряжен до заданного давления/V

Если обозначить полный объем баллона через v6, получим

= v‘-pri—a'v‘lW- <95>

-р + Ра

где v0 — объем воздуха в баллоне при статической нагрузке
Ро на упругий элемент;

р0 — абсолютное давление воздуха в баллоне при стати-
ческой нагрузке;

Рн — давление зарядки (абсолютное);

F — площадь поршня;

ра — атмосферное давление.

Уравнение (95) показывает, что начальный объем воздуха
По Для заданной статической нагрузки прямо пропорционален
давлению зарядки рн. Жесткость упругого элемента согласно
уравнению (12) обратно пропорциональна начальному объему
Vg, а следовательно, давлению рн.
Фиг. 73. Экспериментальные и расчетные
динамические характеристики упругих эле-
ментов подвески автомобиля Ситроен:

1 — передней; 11 — задней.

Следует обратить внимание на то,

'« В упругих элементах передней подвески давление рн~
58 кг]см2, в упругих элементах задней подвески рн~24 кг] см2.
Благодаря разным давлениям зарядки рн можно применить
в передней и задней подвеске упругие элементы одинаковых
геометрических размеров, несмотря на большую разницу в ста-
тических нагрузках (для автомобиля без пассажиров нагрузка
на передние колеса составляет около 66% от общего веса).

Дин а м ические х ар ак-
теристики упругих эле-
ментов подвески были оп-
ределены в НАМИ инж.
Д. С. Хлопиковым при
стендовых испытаниях.
Испытания проводились
при частотах колебаний
40, 60 и 100 кол]мин, при-
чем одновременно записы-
вались перемещения пор-
шня и усилия, восприни-
маемые на штоке. В ре-
зультате обработки ряда
диаграмм, записанных при
различных ходах поршня,
были получены зависимо-
сти усилия от хода, т. е.
динамические упругие ха-
рактеристики ' (фит. 73).
Одновременно на график
нанесены расчетные кри-
вые по уравнению рсп =
= const при показателях
политропы п = 1,0 (кри-
вые /), и =1,25 (кри-
вые 2), п=1,4 (кри-

вые 5).

Как видно из графи-
ка, лучшее совпадение с
результатами экспери-
мента дает кривая 2, со-
ответствующая средне-
му показателю h = 1,25.
что характеристики упру-

гих элементов близки к линейным. Это объясняется малым от-
носительным сжатием воздуха в пределах рабочего хода.

Частота малых колебаний подрессоренных масс, подсчитан-
ная исходя из жесткости пневматических упругих элементов,
составляет, в зависимости от числа пассажиров, для передней
подвески 33—35 кол]мин, для задней подвески 38—45 кол]мин.
138
В действительности частота колебаний значительно выше,
Так как в работе подвески участвуют упругие резиновые бу-
фера 18, имеющие резко прогрессивную характеристику и. огра-
ничивающие ход рычага 8 (см. фиг. 72). Буфера допускают
сравнительно небольшую деформацию, но, благодаря их распо-
ложению, этой деформации соответствует значительный ход ко-
леса.

Частота колебаний, определенная при стендовых испытаниях
путем записи свободных колебаний, составляет для передней
подвески 50—60 кол!мин, для задней подвески 45—60 кол!мин
в зависимости от числа пассажиров и установленного положе-
ния кузова.

Высота кузова автомобиля над уровнем дороги (и, следова-
тельно, положение рычага 8 относительно буферов) может быть
установлена различной при помощи ручного регулятора, свя-
занного с гидравлической системой. При положении кузова, ре-
комендуемом для движения по хорошим дорогам, буфер сжатия
касается рычага и, таким образом, работает на всем динамиче-
ском ходе. Упругие буфера создают подвеске необходимую
энергоемкость, так как прогрессивно увеличивают ее жесткость
как на ходе отбоя, так и на ходе сжатия.

Дорожные испытания с записью вертикальных и горизон-
тальных ускорений на сиденьях показали высокую плавность
хода автомобиля Ситроен DS-19. Следует указать, что, помимо
низкой частоты колебаний подрессоренных масс и прогрессивной
упругой характеристики, на плавность хода оказывают влияние
и другие особенности подвески: применено весьма сильное демп-
фирование, близкое к апериодическому, обеспечиваемое клапан-
ной системой 18 (ом. фиг. 72). Одновременно, чтобы избежать
больших ускорений при высокочастотных колебаниях, приме-
нены необычно мягкие шины.

В упругом элементе автомобиля Ситроен цилиндр, поршень
и сферический баллон, наполненный сжатым газом, объединены
в одном агрегате. Однако они могут быть выполнены и раз-
дельно, если это представляется удобным по конструктивным
соображениям.

Примером такой конструкции может служить упругий эле-
мент экспериментального автомобиля Файрберд III (см.
фиг. 125). Здесь поршень со штоком и цилиндром составляют
отдельный агрегат 4. Цилиндр закреплен на раме автомобиля,
причем для уменьшения вибрационных нагрузок усилия пере-
даются на раму через охватывающую его резиновую втулку,
работающую на сдвиг. Жидкость из цилиндра по трубопроводу
поступает в нижнюю часть сферического баллона 5. В верхней
части баллона находится сжатый газ (азот), отделенный от
жидкости гибкой резиновой диафрагмой. На ходе отбоя жид-
кость при выходе из баллона проходит через клапан, чем дости-
гается дросселирующее действие и гашение колебаний.
Фиг. 74. Гидропнев-
матический упругий
элемент с автомати-
ческим регулирова-
нием (самоподкачкой)
конструкции Мацкер-
ле (ЧССР).

В упругих элементах подвески Файрберд Ш применены
весьма высокие давления, составляющие более 200 кг/см2, в ре-
зультате чего при заданной статической нагрузке удалось зна-
чительно уменьшить диаметр цилиндра упругого элемента, кото-
рый равен всего 19 мм. Благодаря высокому рабочему давлению’
возможно было также уменьшить объем сжимаемого газа (ра-
бочей полости баллона) примерно до 300 см3 при сохранении
мягкости подвески. Дополнительным сред-
ством снижения жесткости явилось соеди-
нение между собой гидравлических цилин-
дров передней и задней подвески. Таким об-
разом, подвеска относится к выравниваю-
щим ’(уравнительным) [24].

Передаточное число передней и задней
подвески близко к единице и, следовательно,
ход поршня упругого элемента примерно
равен ходу колеса. Вследствие большого
хода поршня и высокого давления затруд-
няется герметизация жидкости в упругих
элементах. Более подробные данные о на-
правляющем устройстве и системе пи-
тания этой подвески приведены в гл. VI
и IX.

На фиг. 74 показан экспериментальный
пневматический упругий элемент с гидрав-
лической передачей усилий, разработан-
ный И. Мацкерле (ЧССР) и установленный
для испытаний на автомобиле Татра. Этот
упругий элемент отличается от описанных
выше не только по ’конструкции, но и по
принципу регулирования.

В автомобилях Ситроен и Файрберд ре-
гулирование высоты упругого элемента (и,
следовательно, положения кузова) осущест-
вляется путем подвода к нему жидкости от
постороннего источника. Этим источником
являются гидравлический насос и аккуму-
лятор, где жидкость находится под высо-
ким давлением. Подвод или отвод жидкости
регулируются автоматическим регулятором,
упругого элемента и представляющим само-

стоятельный механизм.

Для упругого элемента Татра не требуется ни насоса,
ни аккумулятора давления, ни отдельного автоматического
регулятора. Регулирование высоты упругого элемента осу-
ществлено по принципу «само'подкачки», а источником
энергии являются колебания кузова при движении автомо-
биля.

расположенным вне
Сжатый газ находится в замкнутой кольцевой ^полости
между стенками цилиндра 4 гг гибкой резиновой цилиндриче-
ской мембраной 2/2. Поршень 2 вместе со штоком 16 переме-
щается в цилиндре 1, заполненном жидкостью. Через отвер-
стия 23 в цилиндре 1 и отверстия в трубке 24 жидкость подво-
дится к резиновой мембране и передает давление газу. Над
отверстиями в трубке 24 закреплены пружинящие язычки 3.
При нормальной работе упругого элемента язычки припод-
няты и не закрывают отверстий. Когда поршень опускается
в низшее положение, резиновая диафрагма входит в контакт
с язычками 3 и прижимает их. Язычки предохраняют диа-
фрагму от повреждения, так как не допускают втягивания ре-
зины в отверстия трубки 24.

Клапаны 18 в поршне 2 выполняют функции амортизатора.
На ходе отбоя жидкость вытесняется через клапаны 18 из коль-
цевой полости под головкой поршня. На ходе сжатия происходит
обратное перемещение жидкости.

Шток 16 используется для автоматического регулирования
высоты упругого элемента. На фиг. 74 упругий элемент изобра-
жен в нормальном положении под статической нагрузкой;
в этом положении перемещение штока никакого действия не
оказывает. Если поршень и шток поднимутся настолько, что
перекроется отверстие, связывающее полость над штоком с ка-
налом 19, шток начнет работать как насос: через всасывающий
клапан 20 и нагнетающий клапан 21 он будет перекачивать
жидкость из резервуара 15 в рабочий цилиндр 1, в результате
чего увеличится высота упругого элемента.

Если поршень и шток опустятся настолько, что откроется
отверстие 17, жидкость из рабочего цилиндра через канал 19
будет уходить в резервуар 15, и высота упругого элемента
уменьшится.

Если из цилиндра выйдет значительное количество жидко-
сти, упругий резиновый буфер 10 дойдет до упора в крышку.

При движении автомобиля во время колебаний на буфере
шток 16 осуществляет подкачку жидкости, и высота упругого
элемента увеличится. Кроме того, буфер 10 работает и как
ограничитель хода упругого элемента.

Направляющая втулка 8 и уплотнение 7, рассчитанное для
высоких давлений, препятствуют утечке жидкости. Часть жид-
кости, прошедшая через уплотнение 7 и направляющую 8, соби-
рается в кольцевом канале 12, из которого она по каналам 13
и 14 переходит в резервуар 15. Ниже кольцевого канала 12
размещено резиновое уплотнительное кольцо 9, выдерживаю-
щее, таким образом, лишь сравнительно небольшие давления
жидкости. Резиновый чехол 11 служит для предохранения
уплотнения от попадания в него грязи. Заполнение упругого
элемента газом производится через штуцер 5, а жидкостью —
через отверстие, закрытое пробкой 6.
Основное преимущество упругих элементов с «самоподкач-
кой» заключается в упрощении подвески и снижении ее стоимо-
сти, так как в этом случае не требуется иметь отдельные на-
сос, аккумулятор давления, регуляторы, а также трубопро-
воды. Вследствие отсутствия сложной системы трубопроводов
повышается надежность работы подвески. Эти преимущества
связаны, однако, с некоторым ухудшением параметров регули-
рования. При изменении нагрузки (например, при посадке пас-
сажиров) изменится и высота упругих элементов, а следова-
тельно, и динамический ход подвески. Положение кузова
восстанавливается лишь после того, как автомобиль проедет
некоторый участок пути. Точность регулирования положения,
кузова при этой системе также будет меньше, чем при обычной
системе регулирования.

Упругие элементы с двумя ступенями давления

Пневматические телескопические упругие элементы с двумя
ступенями давления применяются для улучшения работы под-
вески при больших диапазонах изменения статической нагрузки.
Упругие элементы такого типа были разработаны в НАМИ и
опытные образцы установлены в задней подвеске грузового ав-
томобиля L

Основными частями упругого элемента являются рабочий
цилиндр 1 (фиг. 75), трубчатый поршень 2, сферические сталь-
ные баллоны 5 и Р, кожух 3 с цапфами 4. Цилиндр 1 при по-
мощи шариковой опоры 17 присоединен к рычагу подвески.
Кожух 3 вместе с поршнем 2 и баллонами 5 и 9 закреплены на
цапфах 4 в кронштейне на раме автомобиля. Сферические бал-
лоны по конструкции аналогичны баллонам упругих элементов
подвески автомобиля Ситроен, описанным выше. Объем бал-
лона гибкой резиновой диафрагмой 8 делится на две части1 2.
Через отверстие, закрываемое пробкой 10, баллон заполняется
воздухом под давлением, причем первоначальное давление рн
(давление зарядки) в обоих баллонах различно. Все остальное
пространство внутри упругого элемента заполняется жидкостью
(смесь веретенного и трансформаторного масел).

Отверстие 6 соединяет полость цилиндра через трубопровод
с гидравлической системой. Через это отверстие происходят по-
дача и отвод жидкости при автоматическом регулировании поло-
жения кузова.

Во время хода сжатия подвески поршень 2, перемещаясь
в цилиндре /, вытесняет жидкость через клапан 18 в баллон 5
первой ступени давления. При этом, если давление жидкости

1 Б. м. Ел и с е е в и Д. С. Хлопиков. Авторское свидетельство
№ 130793.

2 На фиг. 75 диафрагма показана в крайнем положении, когда юна пол-
ностью прилегает к стенкам баллона.
не превысит давления зарядки в баллоне 9 второй. ступени
давления, воздух, заключенный в баллоне 9, в работе подвески
яе участвует, и резиновая диафрагма остается в положении, по-
казанном на фиг. 75.

Фиг. 75. Конструкция и характеристики экспериментального
гидропневматического упругого элемента с двумя ступенями
давления.

Когда давление жидкости превысит давление зарядки в бал-
лоне 9, диафрагма отходит от стенок баллона, воздух в бал-,
лоне начинает сжиматься, жесткость упругого элемента умень-
шается. При этом жидкость, поступающая в баллон 9, проходит
143
•через второй клапан 7. Во время хода отбоя жидкость под дей-
ствием сжатого воздуха вытесняется из баллонов через кла-
паны 7 и 18 обратно в рабочий цилиндр.

Клапаны 7 и 18 служат для демпфирования колебания, т. е.
заменяют амортизатор. Если статическая нагрузка на подвеску
мала, на значительной части рабочего хода воздух сжимается
только в баллоне 5 первой ступени и, следовательно, жидкость
проходит только через клапан 18. При большой статической на-
грузке работают оба баллона и часть жидкости проходит через
оба клапана.

Таким образом, в данной конструкции величина демпфиро-
вания увеличивается при повышении статической нагрузки на
подвеску.

В клапанах одни и те же диски работают при ходе отбоя и
при ходе сжатия. В дальнейшем они были заменены клапанами
тарельчатого типа, допускающими раздельную регулировку со-
противления отбоя и сжатия.

В конструкции упругого элемента предусмотрены устрой-
ства, резко повышающие сопротивление в конце хода отбоя и
хода сжатия и препятствующие жестким ударам.

На ходе отбоя жидкость из кольцевого пространства между
стенками цилиндра 1 и трубчатого поршня 2 свободно прохо-
дит внутрь поршня через отверстия 14, расположенные по
окружности. В конце хода эти отверстия постепенно перекры-
ваются направляющей текстолитовой втулкой 13, и гидравличе-
ское сопротивление возрастает. В конце хода сжатия головка
резинового ограничителя хода 16 входит внутрь поршня 2. При
этом жидкость, находящаяся ниже поршня, вытесняется через
зазор между текстолитовой втулкой 15 и цилиндром 1, и гидрав-
лическое сопротивление повышается. При упоре поршня в ниж-
нюю часть ограничителя хода последний действует как обычный
резиновый буфер.

Уплотнение между цилиндром 1 и поршнем 2 осуществляется
при помощи резиновых манжет 12. Войлочный сальник 11 слу-
жит для предохранения уплотнения от попадания в него грязи.

Упругий элемент имеет следующие основные параметры:
активная площадь поршня, определяемая диаметром d\,
Fi=34 см2; объем каждого сферического баллона v6 = 1500 см3;
избыточное давление накачки баллона первой ступени ряи —
= 10 кг] см2; избыточное давление накачки баллона второй сту-
пени qHU = 30 кг!см2.

На фиг. 75 приведены расчетные характеристики упругого
элемента при различных статических нагрузках на подвеску и
при показателе политропы п = 1,25. Верхняя кривая соответ-
ствует полной полезной нагрузке автомобиля 2000 кг, средняя
кривая — нагрузке 1000 «г и нижняя кривая — порожнему авто-
мобилю. Благодаря автоматическому регулированию положе-
ния кузова ход отбоя и ход сжатия при всех нагрузках остаются
344
постоянными. Точка перегиба на нижней кривой соответствует
началу работы баллона второй ступени давления. Частота соб-
ственных колебаний подрессоренных масс при полной нагрузке
равна примерно 60 кол!мин, при нагрузке 1000 кг — примерно
50 кол!мин, при порожнем автомобиле — около 70 кол!мин.

Если бы упругий элемент имел лишь одну ступень давления,
жесткость и частота колебаний при полной нагрузке оказались
бы -слишком велики или же были бы недостаточны жесткость
и энергоемкость при порожнем автомобиле.

Для передней подвески автомобиля были применены упру-
гие элементы такой же конструкции, как и для задних, но
с одной ступенью давления, так как диапазон изменения стати-
ческой нагрузки для передней подвески невелик.

Упругие элементы были подвергнуты лабораторным исследо-
ваниям для определения их динамических характеристик (при
различных режимах) и соответствующих показателей поли-
тропы п. Испытания показали, что величина п для данного упру-
гого элемента может изменяться в довольно больших преде-
лах.

Чем меньше начальный объем воздуха в упругом элементе и
чем, следовательно, больше степень сжатия в конце рабочего
хода, тем показатель политропы ниже.

Это явление можно объяснить изменением температуры сжи-
маемого воздуха и металлических частей упругого элемента и
соответственно условий теплопередачи окружающей среде.

Испытаниями было также установлено, что показатель п не
остается постоянным даже в пределах одного цикла колебаний.
Средняя расчетная величина п для упругих элементов этого
типа может,быть принята в пределах 1,25—1,35, что близко
к величине, 1полученной для упругих элементов подвески
Ситроен.

Упругие элементы с противодавлением

Примером применения пневматических телескопических упру-
гих элементов с противодавлением может служить подвеска
автомобилей-самосвалов Летурно-Вестингауз большой грузо-
подъемности. Цилиндр 1 (фиг. 76) закреплен на раме, пор-
шень 2 соединен с неподрессоренными частями. Основной ра-
бочей камерой является пространство А над поршнем, заполнен-
ное сжатым азотом. Давление в рабочей камере колеблется
в пределах 10,5—21 кг!см2. Непосредственно над поршнем
имеется слой жидкости, обеспечивающий надежную смазку тру-
щихся поверхностей и облегчающий герметизацию.

Камера Б противодавления расположена в верхней части по-
лого поршня и также заполнена сжатым азотом. Кольцевое
пространство под головкой поршня заполнено жидкостью. С по-
мощью трубки 3 пространство соединяется с нижней частью

Ю Зак. 2/249 145
внутренней полости поршня, где также находится жидкость. При

движении поршня вниз жидкость из кольцевого пространства
вытесняется через трубку во внутреннюю полость поршня. При
движении поршня вверх, под действием давления газа в ка-
мере Б, жидкость обратно перетекает по трубке в кольцевое
пространство. В нижней части трубки 3 находится клапан, пред-
назначенный для дросселирования жидкости. Таким образом,

в одном агрегате совмещаются упругий элемент и амортизатор.

Фиг. 76. Гидропнев-
матический упругий
элемент подвески
автомобиля-самосвала

Летурно - Вестин-
гауз.

Значительный интерес представляет'об-
щая схема передней подвески: цилиндр 1
жестко закреплен на раме, каждое колесо
подвешивается независимо. При помощи
мощной цапфы колесо крепится на нижнем
фланце поршня 2, перемещается вместе
с ним в вертикальном направлении и может
поворачиваться относительно него, как от-
носительно шкворня. При свечной под-
веске такого типа упрощается и облегча-
ется конструкция.

Предохранение от грязи осуществляется
при помощи гибкого чехла (на фиг. 76 не
показан), надетого на нижнюю часть цилин-
дра и закрывающего выступающую часть
поршня.

Как было показано в гл. II, применение
противодавления дает следующие основные
преимущества:

1) меньше изменяется частота колеба-
ний подрессоренных масс при изменении ста-
тической нагрузки;

2) увеличивается энергоемкость подвески
при работе на отбой;

3) подвеска может работать при от-
рицательных, направленных вниз усилиях,
что устраняет необходимость уста-
новки специальных ограничителей отбоя.

В подвеске Летурно-Вестингауз ограничитель отбоя от-

сутствует. Головка поршня не может прийти в соприкос-
новение с нижней крышкой цилиндра, так как этому пре-

пятствует противодавление сжатого газа в камере противо-
давления.

Особенностью конструкции подвески Летурно-Вестингауз
является отсутствие разграничения между жидкостью и газом
в полости противодавления. Это должно приводить к значитель-
ному эмульсированию жидкости и уменьшению сопротивления
демпфирующего клапана, в особенности при высоких частотах
колебания.
В СССР разработано несколько опытных конструкций упру-
гих пневматических телескопических элементов с противодавле-
нием.

На фиг. 77 представлена одна из таких конструкций, пред-
назначавшаяся для подвески автомобилей-самосвалов грузо-
подъемностью 25—40 т [16].

Особенностью упругого элемента является то, что в нем ка-
мера противодавления вынесена в отдельный цилиндр 3. Основ-
ная рабочая камера находится в цилиндре 1, в котором пере-
мещается поршень 2 со штоком. Кольцевое пространство под
поршнем заполнено жидкостью и соединено каналом с поло-
стью 5 в цилиндре 3, где также находится жидкость. Сжатый
газ в цилиндре 3 отделен от жидкости, плавающим поршнем 4.
В нижней части цилиндра находится перегородка 6 с дроссели-
рующими клапанами, обеспечивающими различное сопротивле-
ние при работе упругого элемента на сжатие и на отбой. Рабо-
чее давление в цилиндрах принято в пределах 50—85 кг-1см2.
Автоматического регулирования высоты упругий элемент не
имеет.

На фиц 78 показано устройство гидропневматического упру-
гого элемента, разработанного фирмой Армстронг (Англия)..
Полость А, ограниченная колпаком, 1 и гибкой резиновой диа-
фрагмой 2, заполнена азотом под давлением нескольких десят-
ков атмосфер. Полость противодавления Б также заполнена
азотом, но под сравнительно низким давлением около 7 кг/см2.
Все пространство между резиновыми диафрагмами 2 и 7 запол-
нено жидкостью.

-Поршень 4 может перемещаться в цилиндре 3; поршень со-
единен шатуном 5 с кривошипом 8, который закреплен на шли-
цахна валу 9. На конце вала 9, выходящем наружу из кор-
пуса 6 упругого элемента, посажен рычаг (на фиг. 77 не
показан), при помощи которого механизм приводится в дей-
ствие при работе подвески. Предельный угол поворота криво-
шипа равен 60°.

(При перемещении поршня вверх (ход сжатия) жидкость вы-
тесняется из цилиндра через демпфирующий клапан 11, газ
сжимается в полости А и одновременно расширяется в поло-
сти Б. При ходе отбоя жидкость через клапан входит обратно
в цилиндр. Клапан 11 служит амортизатором и обеспечи-
вает различное сопротивление при ходе отбоя и при ходе
сжатия.

Отсутствие утечек между поршнем и цилиндром обеспечи-
вается уплотняющим устройством 10, которое состоит из
V-образного сальника из синтетической резины, привулканизо-
ванного к стальному воротнику. Воротник посажен на запле-
чико в верхней части поршня и опирается на О-образное рези-
новое кольцо, препятствующее утечке жидкости между ворот-
ником и телом поршня. •

10* 147
00
В упругом элементе Армстронг, так же как и в описанном
выше упругом элементе Татра, применена автономная система
регулирования высоты (положения кузова), основанная на
принципе самоподкачки. Регулирование высоты осуществляется
при помощи плунжерных клапанов 12 и 13 (фиг. 78). Эти кла-
паны расположены рядом и приводятся в движение при по-
мощи двух фасонных кулаков, имеющихся на кривошипе S.

Клапан 12 представляет собой по существу плунжерный на-
сос. При нажатии кулака на плунжер жидкость из полости
насоса вытесняется через верхний шариковый клапан в полость
высокого давления в верхней части корпуса упругого элемента.
При обратном опускании плунжера полость насоса заполняется
жидкостью из полости низкого давления, в которой расположен
кривошип 8.

Таким образом, осуществляются перекачка жидкости из по-
лости низкого давления в полость высокого давления и соот-
ветственно изменение положения поршня и кривошипа.

Клапан 13 служит для перепуска жидкости из полости вы-
сокого давления в полость низкого давления. При. нажатии
кулака на плунжер приподымается шарик клапана, и жидкость
по канавке, фрезерованной в теле плунжера, проходит вниз.

Корпус упругого элемента закреплен на раме автомобиля,
а рычаг, закрепленный на валу 9, тягой соединен с неподрессо-
ренными частями. На фиг. 78 слева показан кривошип 8 в сред-
нем положении, соответствующем статической нагрузке на под-
веску. В этом положении при колебаниях подвески работают
оба плунжерных клапана, и перекачки жидкости не происходит.
Если статическая нагрузка увеличится, газ в полости А со-
жмется и кривошип примет положение, показанное на фиг. 78
справа вверху. При колебаниях подвески жидкость интенсивно
перекачивается с помощью плунжерного насоса 12, в то же
время перепускной клапан 13 не работает. В результате кри-
вошип постепенно примет прежнее положение, и первоначаль-
ная высота кузова восстановится.

Если статическая нагрузка на подвеску снизится, дсривошип
займет положение, показанное справа внизу. В этом положении
при колебаниях подвески насос 12 работает с очень малой про-
изводительностью, и жидкость через перепускной клапан 13
проходит из верхней полости в нижнюю, пока первоначальное
положение кривошипа не восстановится.

Канавка в плунжере клапана 13 сделана настолько малого
сечения, чтобы перетекание жидкости шло достаточно медленно
и регулирование положения кузова происходило при изменении
статической нагрузки, но не при боковых кренах во время дви-
жения автомобиля на повороте.

Изготовленные экспериментальные образцы упругих элемен-
тов Армстронг рассчитаны на статические нагрузки до 400 кг
при собственном весе упругого элемента около 9 кг.
Упругие элементы были установлены в подвеске легкового
автомобиля и прошли лабораторные и дорожные испытания.
При испытаниях, в частности, была проверена работа системы
регулирования. При этом подвеску нагружали дополнительным
балластом и наблюдали быстроту восстановления прежнего по-
ложения кузова во время движения. Было выяснено, что на
дорогах среднего качества необходимо проехать около 1,6 км,
чтобы кузов поднялся на 32 мм. При движении по плохой про-
селочной дороге соответствующая длина участка оказалась
примерно в 2 раза меньше.
ГЛАВА V

КОМБИНИРОВАННЫЕ УПРУГИЕ СИСТЕМЫ

ОСНОВНЫЕ ТИПЫ И ПРИМЕРЫ конструкций
КОМБИНИРОВАННЫХ УПРУГИХ СИСТЕМ

Во многих случаях пневматические упругие элементы при-
меняются в автомобильной подвеске совместно с упругими эле-
ментами других видов — листовыми рессорами, пружинами,
резиновыми рессорами и т. п. Такие комбинированные упругие
системы могут быть подразделены на следующие основные
группы:

1) пневматические упругие элементы, работающие парал-
лельно с упругими элементами другого вида на всем диапазоне
рабочего хода подвески;

2) пневматические упругие элементы, работающие на всем
диапазоне рабочего хода; упругие элементы другого вида вклю-
чаются в работу при определенной деформации подвески;

3) пневматические упругие элементы, являющиеся дополни-
тельными и включающиеся в работу при определенной дефор-
мации подвески.

Комбинированные системы первой группы получили до-
вольно широкое практическое применение на автомобилях раз-
личных классов.

Чаще всего резино-кордный пневматический упругий эле-
мент сочетается с листовой рессорой. Комбинированные системы
такого типа дают следующие преимущества:

а) отпадает необходимость применения специальной направ-
ляющей системы рычагов или же эта система может быть значи-
тельно облегчена и упрощена, так как листовая рессора спо-
собна воспринимать продольные и боковые усилия, а также тор-
мозные и реактивные моменты;

б) переход от обычной подвески на листовых рессорах
к комбинированной подвеске может быть осуществлен с мини-
мальными переделками, а следовательно, с наименьшими за-
тратами на реорганизацию производства;

в) при утечке воздуха из системы пневматической подвески
автомобиль все же может продолжать движение.
Вместе с тем применение листовых рессор в комбинирован-
ных упругих системах связано и с существенными недостат-
ками: жесткость подвески в большинстве случаев оказывается
выше, чем в случае чисто пневматической системы, увеличи-
вается разница в частоте колебаний подвески порожнего и на-
груженного автомобиля. Отрицательно влияет на плавность
хода наличие межлистового трения. Для того чтобы уменьшить
эти недостатки, рессора должна обладать повышенной мягко-
стью и ее статический прогйб должен быть подобран исходя из
характеристики пневматического упругого Элемента (подробнее
см. ниже). Число листов рессоры для уменьшения межлистового
трения должно быть сведено к минимуму.

Однако при малом числе листов рессора слабо сопротив-
ляется тормозному моменту, и появляется необходимость вос-
принимать его реактивными рычагами или другими специаль-
ными устройствами.

Стремление ограничиться минимальными переделками при
переходе от рессорной подвески к комбинированной рессорно-
пневматической обычно оказывается неоправданным, так как
при этом не удается реализовать все преимущества, которые
может иметь пневматическая подвеска в отношении повышения
плавности хода, устойчивости и долговечности.

Пример комбинированной упругой системы с листовой рес-
сорой и двухсекционным пневмобаллоном показан ниже на
фиг. 123. В данном случае пятилистовая рессора имеет достаточ-
ную жесткость, чтобы полностью воспринимать тормозной мо-
мент.

В некоторых конструкциях комбинированных упругих си-
стем листовая рессора состоит всего из одного-двух листов.
В этом случае она не несет почти никакой вертикальной на-
грузки и ее назначение — лишь передача продольных и боковых
усилий. Подобную подвеску имеет, например, одна из послед-
них моделей автобусов Бюссинг. В задней подвеске автобуса
Магирус Сатурн II, наряду с пневматическими упругими эле-
ментами, имеется одна однолистовая рессора, расположенная
по средней линии между правыми и левыми колесами и слу-
жащая для восприятия боковых усилий. И в этих случаях
желательно для лучшей работы подвески, чтобы жесткость рес-
сорного листа находилась в определенном соотношении к жест-
кости пневматических упругих элементов.

Комбинированная упругая система, применявшаяся в задней
подвеске легкового автомобиля Рамблер, состоит из цилиндри-
ческой пружины и расположенного внутри нее резино-кордного
пневматического упругого элемента рукавного типа. При порож-
нем автомобиле почти 85% статической нагрузки восприни-
мается пружинами; остальные 15%—рукавными упругими
элементами, причем давление в них составляет всего около
1,4 кг! см2. При посадке пассажиров их вес, приходящийся на
152
заднюю ось, целиком воспринимается пневматическими упру-
гими элементами и давление в них повышается до 6—7 кг!см\
Так как пружина, в противоположность листовой рессоре, не
может передавать никаких усилий, кроме вертикальных, в ком-
бинированной системе этого типа необходимо специальное на-
правляющее устройство. Преимуществом ее по сравнению
с чисто пневматической системой остается лишь сохранение
работоспособности подвески при утечке воздуха из пневматиче-

Фиг. 79. Комбинированный резино-пневматический упру-
гий элемент «Элипресс».'

ских упругих элементов, а также меньший расход воздуха на
регулирование.

В некоторых случаях пневматический упругий элемент
объединяют с упругим элементом другого типа в единое целое.
Примером такой конструкции может служить упругий элемент,
изготовляемый во Франции и Италии под названием «Элм-
пресс» (фиг. 79, а). Боковые стенки упругого элемента 1 сделаны
из толстого слоя резины, причем гребни тип идут по винтовой
линии, образуя ряд витков. При деформации упругого элемента
витки «складываются», оказывая упругое сопротивление. Сталь-
ная пружина 2, привулканизированная внутри резинового слоя,
имеет незначительную жесткость. Ее назначение — обеспечивать
устойчивость резиновых стенок и предотвращать выпучивание
при деформации. Стальная пластина 3 и фланец 4 привулкани-
зированы к резиновым стенкам.. Сверху упругий элемент закры-
вается крышкой, подтягиваемой к фланцу 4 при помощи бол-
тов. Полость внутри упругого элемента заполняется воздухом
под давлением через штуцер 5.

При установке в автомобильной подвеске упругие элементы
«Элипр-есс» соединяются с автоматическим регулятором положе-
ния кузова таким же образом, как и резино-кордные пневмати-
ческие упругие элементы. Следовательно, при изменении стати-
153
ческой нагрузки высота упругого элемента остается постоянной,
а давление воздуха в нем меняется.

На фиг. 79,6 показан примерный вид семейства характери-
стик упругого элемента «Элипресс» при различных статических
нагрузках. Эффективный прогиб при всех нагрузках остается
примерно постоянным.

Упругие элементы «Элипресс» изготовляются различных раз-
меров для статических нагрузок до 10000 кг. Они применяются,
в частности, в пневматической
подвеске автобусов Фиат.

Максимальное давление воз-
духа в упругом элементе при ста-
тической нагрузке составляет око-
ло 6 кг/см2.

Другой вид комбинированно-
го упругого элемента показан
на фиг. 80. Резино-кордная обо-
лочка 1, заполненная воздухом
под давлением, работает совмест-
но со стальной цилиндрической
пружиной 2. Пружина не только
воспринимает часть вертикаль-
ной нагрузки, но одновременно
служит и ограничителем для
оболочки. Через кольца 3 пру-
жина прижимает отогнутые бор-
та оболочки к крышкам 4, чем
обеспечиваетя герметизация уп-
ругого элемента. Подвод воз-
духа осуществляется через шту-
цер 5.

Во многих случаях дополнительными упругими элементами,
работающими параллельно с пневматическими на всем диапа-
зоне рабочего хода, служат резино-металлические шарниры
направляющей системы подвески. Обычно дополнительная
жесткость, создаваемая шарнирами, невелика. Влияние этой
жесткости, очевидно, тем больше, чем меньше статическая на-
грузка на подвеску и чем, следовательно, меньше жесткость
самих пневматических упругих элементов. В отдельных случаях
жесткость шарниров может заметно ухудшить качество под-
вески, так как при разгруженном автомобиле вызывает повы-
шение частоты собственных колебаний. Уменьшение этого влия-
ния возможно двумя путями: во-первых, уменьшением жестко-
сти шарниров, приведенной к колесам (в частности, удлинением
рычагов), и, во-вторых, предварительной закруткой шарниров
в статическом положении. При этом желательно, чтобы ход ко-
леса от свободного состояния шарниров до статического поло-
жения был примерно равен эффективному статическому прогибу
154
пневматических упругих элементов (подробнее см. ниже). Это
требование, однако, не всегда выполнимо по условиям долго-
вечности шарниров.

Значительное практическое применение получили комбини-
рованные упругие системы второй группы, в которых дополни-
тельный (обычно резиновый) упругий элемент вступает в работу
только при определенной деформации подвески. Основной целью
применения подобных конструкций является повышение дина-
мической энергоемкости подвески, получение нелинейной, про-
грессивной характеристики.

Выше были уже приведены примеры комбинированных си-
стем этого типа; показанные на фиг. 47 удлиненные пневмобал-
лоны имеют внутри резиновые буфера, обеспечивающие про-
грессивное увеличение жесткости в течение второй половины
хода сжатия (фиг. 48 и 49). В подвеске автомобиля Ситроен
DS-19 (см. фиг. 72) упругие резиновые буфера вступают в ра-
боту как на ходе сжатия, так и на ходе отбоя. Пневматические
упругие элементы подвески имеют характеристики, близкие
к линейным (см. фиг. 73); комбинированная упругая система
имеет S-образную упругую характеристику с пологим средним
участком.

В ряде случаев в качестве дополнительного упругого эле-
мента используют полые резиновые рессоры сжатия, причем
иногда . их размещают внутри резино-кордного 'пневмобал-
лона.

Общим недостатком комбинированных упругих систем этой
группы является то, что жесткость дополнительного упругого
элемента остается постоянной, в то время как жесткость пнев-
матического упругого элемента меняется в соответствии с изме-
нением статической нагрузки. Если подобрать жесткость допол-
нительного элемента из условий получения желательной
упругой характеристики комбинированной системы при малых
статических нагрузках^ то при полной статической нагрузке
относительное увеличение динамической энергоемкости может
оказаться недостаточным. Если, наоборот, подобрать дополни-
тельный упругий элемент исходя из условий полной статиче-
ской нагрузки, то при малой нагрузке перегиб характеристики
при включении дополнительного упругого элемента окажется
слишком резким. Лучшие результаты можно получать, применяя
дополнительные упругие элементы, жесткость которых при де-
формации плавно возрастает, начиная с минимального зна-
чения.

Следует указать, что необходимость применения дополни-
тельных упругих элементов появляется в основном в тех слу-
чаях, когда характеристика основного пневматического упру-
гого элемента близка к линейной. Если характеристика
пневматического упругого элемента достаточно прогрессивна,.
надобность в дополнительных упругих элементах отпадает. При-
155
меняющиеся в этих случаях резиновые ограничители хода слу-
жат только для предотвращения жестких ударов.

Комбинированные упругие системы третьей группы, в кото-
рых пневматический упругий элемент работает лишь на части
хода подвески, были впервые практически применены в 1959 г.
на французских легковых автомобилях Рено «Дофин». На
фиг. 81 показан общий вид задней независимой подвески этого
автомобиля. Основным упругим элементом является цилиндри-
ческая пружина, включенная между кожухом качающейся полу-
оси и поперечиной подвески. Рядом с пружиной на поперечине

Фиг. 81. Общий вид задней подвески лег-
кового автомобиля Рено «Дофин» и раз-
рез пневматического упругого элемента.

закреплен пневматический упругий элемент, устройство кото-
рого показано внизу. Упругий элемент состоит из стальной
штампованной пластины 1 и резиновой диафрагмы 2. Простран-
ство между диафрагмой и пластиной заполнено воздухом под
атмосферным давлением. На кожухе полуоси, против пневма-
тического упругого элемента, приварен стальной штампованный
плунжер 3.

При отсутствии пассажиров плунжер только касается диа-
фрагмы и вся нагрузка воспринимается пружиной. По мере по-
садки пассажиров диафрагма ложится на плунжер, воздух
в пневматическом упругом элементе сжимается и он воспри-
нимает часть нагрузки. Положение диафрагмы, показанное на
фиг. 81, соответствует полной загрузке автомобиля.

На фиг. 82 (кривая 1) показана характеристика подвески на
участке параллельной работы обоих упругих элементов. Для
сравнения приведена характеристика, которую имела подвеска
156
до -введения в конструкцию дополнительного пневматического
упругого элемента, при наличии одних пружин. При установке
пневматических упругих элементов жесткость пружин была

значительно уменьшена, поэтому на
комбинированной упругой системы
подвески (кривая 2). В конце хода
сжатия жесткость и воспринимаемое
усилие прогрессивно возрастают из-
за большого относительного сжатия
воздуха в пневматическом упругом
элементе.

Как видно из графика, жесткость
пневматического упругого элемента
данной конструкции при деформа-
ции 'возрастает очень плавно, начи-
ная от нуля (кривая 4). Поэтому
особенно целесообразно применять
его в качестве дополнительного уп-
ругого элемента подвески.

Такой упругий элемент применен
также в подвеске французских авто-
бусов Савием, где он работает сов-
местно с листовыми рессорами.

большом участке жесткость
меньше жесткости старой

ОСОБЕННОСТИ РАБОТЫ
КОМБИНИРОВАННЫХ УПРУГИХ
СИСТЕМ

Комбинированные системы
с пневматическим регулированием
положения кузова

Как было выяснено в гл. II, пнев-
матическая подвеска с пневматиче-
ским регулированием положения ку-
зова обеспечивает примерно посто-
янную собственную частоту колеба-
ний подрессоренных масс при любой
статической нагрузке на подвеску.
Представим себе, что параллельно
пневматическому включен другой

Фиг. 82. Характеристики под-
. вески и составляющих упру- -
гих элементов автомобиля
Рено «Дофин»:

1 — комбинированная подвеска;
2'—старая подвеска; 3— пружина;

4 — пневматический упругий эле-
мент.

упругий элемент, имеющий линейную характеристику (пружина,
листовая рессора и т. п.), причем оба упругих элемента рабо-

тают на всем ходе подвески.

Положение кузов а
грузки автоматически
изменения давления

при изменении статической на-
поддерживается постоянным путем
в пневматическом упругом эле-

менте.
При исследовании свойств комбинированной упругой си-
стемы возникают следующие вопросы:

1) в каком отношении находятся жесткость и собственная
частота колебаний подрессоренных масс при комбинированной
упругой системе к соответствующим параметрам пневмати-
ческой подвески с теми же пневматическими упругими эле-
ментами;

2) в какой мере подвеска с комбинированной упругой систе-
мой сохраняет свойство постоянства собственной частоты коле-
баний при изменении статической нагрузки.

Эффективный статический прогиб пневматического упругого

Фиг. 83. Характеристики пневмати-
ческого упругого элемента и пру-
жины комбинированной пружинно-
пневматической упругой системы.

элемента при наличии пнев-
матического регулирования
постоянства высоты, мало
меняется при изменении ста-
тической нагрузки. На фиг.
83 сплошные кривые соответ-
ствуют характеристике пнев-
матического упругого эле-
мента комбинированной под-
вески при статических на-
грузках на него Рл0, Рпъ Рпъ-
Эффективный статический
прогиб считаем для просто-
ты при всех нагрузках оди-
наковым и равным fn. Штри-
ховой линией показана ха-
рактеристика пружины. Де-
формацию пружины в ста-
тическом положении обоз-
начим fd, а воспринимае-
мую ею нагрузку Pd- Оче-
видно, жесткость пружины

Cd~ fd'

Предположим, что минимальная статическая нагрузка на
подвеску равна Ро- При этом часть нагрузки, равная Р а, вос-
принимается пружиной, а оставшаяся часть Pn0 = Ро~ Pd~~
пневматическим упругим элементом. Эффективный статический
прогиб комбинированной подвески

уг Pq _______Рпо Ч- Рд

Сдо Н- Cd Спо “Ь Cd ’

где сл0 — жесткость пневматического упругого элемента при
статической нагрузке на него Рп0.
Отношение эффективного прогиба комбинированной подвески
к эффективному прогибу пневматического упругого элемента;

/ко _________ЛА,»_____

/л (cno + cd) Р.по

Ро
Р/л

Ро

Р.по

, Pdfn

+ Pnofd

Ро

(96>

Аналогичным способом найдем для любой Другой статиче-
ской нагрузки на подвеску Рг.

/к! ______Pd_____

fп Ру , /л I

Pd + fd ~ 1

(97>

Уравнения (96) и (97) показывают, что если fd — fn, та
fK0 =fKl =/„.Таким образом, если начальная деформация пру,
жины в статическом положении fd равна эффективному стати-
ческому прогибу пневматического упругого элемента fn, эффек-
тивный прогиб комбинированной подвески не отличается от
эффективного прогиба чисто пневматической подвески на тех
же самых пневматических упругих элементах, но без пру,
жины. При этом эффективный прогиб, так же как и у пневма-
тической подвески, не меняется при изменении статической на-
грузки. В соответствии с постоянством эффективного прогиба
и собственная частота колебаний подвески остается примерно,
постоянной.

На фиг. 83 показана характеристика пружины для случая
/,=/„штрихпунктирной линией. Пружина может иметь любую,
жесткость; важно лишь, чтобы воспринимаемая ею в статиче-
ском положении нагрузка Pd не превышала нагрузки Ро.

Если fd /= /„, то эффективный прогиб и собственная частота
колебаний комбинированной подвески отличаются от соответ-
ствующих величин чисто пневматической подвески. Разница
наиболее существенна при малых статических нагрузках; па
мере увеличения статической нагрузки процент нагрузки, вос-
принимаемый пружиной, уменьшается, а следовательно, умень-
шается ее влияние на работу комбинированной упругой системы,

График, поясняющий это положение и построенный по урав-.
нению (97), показан на фиг. 84, я. По вертикальной оси отло-
жено отношение эффективного прогиба комбинированной упру-
гой системы fK1 к эффективному прогибу пневматического упру,
того элемента fn- Ло горизонтальной оси отложено отношение
статической нагрузки Р\ на подвеску к нагрузке Pd, восприни-
159
маемой пружиной. Каждая кривая построена для определенного
отношения 4^, причем для случая Ф*- — 1 кривая превращается
Jd Jd

в прямую, параллельную горизонтальной оси.

Если начальная деформация пружины меньше эффективного

прогиба пневматического упругого элемента

отно-

шени-е т. е. комбинированная система имеет меньший

J п

эффективный прогиб, чем пневматический упругий элемент.
Эффективный прогиб комбинированной системы при этом воз-

Фиг. 84. Зависимость эффективного прогиба комбинированной упругой си-
стемы с пневматическим регулированием положения кузова от статиче-
ской нагрузки: а — при различных начальных прогибах пружины fd', б—
при отсутствии начальной нагрузки пружины (fa = 0).

растает с увеличением статической нагрузки Если деформа-
ция пружины больше эффективного прогиба пневматического
упругого элемента (-^- < 1), получим —> 1, т. е. эффектив-
ный прогиб комбинированной системы получается больше
эффективного прогиба пневматического упругого элемента.
С увеличением статической нагрузки эффективный прогиб ком-
бинированной системы уменьшается.

Таким образом, если fd постоянство частоты колеба-
ний комбинированной подвески при изменении статиче-
ской нагрузки не сохраняется. График, показанный на
фиг. 84, а, может быть использован для оценки эффектив-
ного прогиба комбинированной системы и диапазона его изме-
нения.

Уравнения (96) и (97) теряют смысл, если пружина в ста-
тическом положении не несет никакой нагрузки, так как при
этом и Pd = 0. Для этого случая удобно выразить отно-
шение эффективных статических прогибов комбинированной
160
системы и пневматического упругого элемента через жесткости
cd и сп:

/ко __ Роспо _____ 1 . /ло\

fn ~ (cn0+Cd)P0—

+ cno

fri. _ Plcnl _____ 1 -- Л) / QQ \

fn (d + уЛ Cd P1 cd ’ '

1 + 7— ~ 7>~ + —
cnl *0 cn0

где cni — жесткость пневматического упругого элемента при
статической нагрузке на него Ру

Зависимость отношения —от показана на фиг. 84, б,

J п

Cd
построенной по уравнению (99). Чем больше отношение^-»
т. е. чем больше жесткость пружины, тем меньше эффективный
прогиб комбинированной упругой системы по сравнению с эф-
фективным прогибом пневматического упругого элемента и тем
больше изменение эффективного прогиба при изменении стати-
ческой нагрузки.

Выше предполагалось, что эффективный прогиб fn пневма-
тического упругого элемента остается постоянным при измене-
нии статической нагрузки. В действительности эффективный
прогиб при уменьшении статической нагрузки обычно несколько
уменьшается. При комбинированной упругой системе можно
в известной мере компенсировать этот недостаток, выбрав на-
чальную деформацию пружины fd равной или даже несколько
большей, чем эффективный прогиб пневматического упругого
элемента при максимальной статической нагрузке. Очевидно,
для малых статических нагрузок комбинированная упругая си-
стема при этом обеспечивает больший эффективный прогиб, чем
один пневматический упругий элемент.

Комбинированные системы с гидравлическим
регулированием положения кузова

Предполагаем, как и в предыдущем случае, что пневматиче-
ский упругий элемент работает параллельно с другим (напри-
мер, пружиной), имеющим линейную упругую характеристику.
Положение кузова при изменении статической нагрузки под-
держивается постоянным путем гидравлического регулирования
высоты пневматического телескопического упругого элемента.

Как было показано в гл. II, жесткость пневматического те-
лескопического упругого элемента, работающего с постоянным
количеством газа, при обычно применяемых начальных давле-
ниях ри > 10 кг/см2 возрастает примерно пропорционально ква-
п Зак. 2/249 161
драту статической нагрузки. В соответствии с этим эффектив-
ный прогиб пневматической подвески уменьшается обратно
пропорционально статической нагрузке и собственная частота
колебаний возрастает.

Подвеска на стальных упругих элементах, имеющих линей-
ную характеристику, обладает противоположными свойствами:
с увеличением статической нагрузки эффективный прогиб про-
порционально возрастает. Очевидно, что комбинированной под-
веске, сочетающей оба типа упругих элементов, можно добиться
того, чтобы эффективный прогиб и собственная частота колеба-
ний подвески изменялись лишь в ограниченных пределах.

При минимальной статической нагрузке Ро жесткость ком-
бинированной упругой системы

^0 = С ПО + С(Ь

где сп0 — жесткость пневматического упругого элемента при
воспринимаемой им статической нагрузке

Рпо — Ро Рd*

Если статическая нагрузка возрастает до получим жест-
кость комбинированной упругой системы

A = ^л1 4“ С(Ь

где сп1 — жесткость пневматического упругого элемента при
воспринимаемой нагрузке Рп1 = Рх — Pd.

Так как жесткость пневматического упругого элемента воз-
растает пропорционально квадрату нагрузки, то

А-А12_. ГАЛ . Pd\ Al2

cnl — сп0 р — Сп0 L *по j хем отношение жесткостей 1ри различных статическ] С1 СП1 с0 сп0 + Cd Ро \ Рпо / Рпо й комбинированной у их нагрузках: + Cd + Cd [Pl . I2 _к(1+Л)_Л + L 'о J
и, следовательно, при разных статических нагрузках
частот

/«.у_ ‘Л _ Ьу(1+ ffl

отношение

(ЮЗ)

На фиг. 85, а показана зависимость отношения
Pt
отношения статических нагрузок -р- при различных

частот от
значениях

Фиг. 85. Изменение собственной частоты колебаний в за-
висимости от статической нагрузки комбинированной пру-
жинно-пневматической подвески с гидравлическим регули-
рованием положения кузова.

параметра т и при /г=0, т. е. для случая, когда пружина в ста-
тическом положении не несет никакой нагрузки. График пока-
зывает, что выбором надлежащей величины т = можно до-
биться, чтобы частота малых колебаний оставалась почти
163
постоянной в широком диапазоне изменения статических нагру-
зок. При этом чем больше диапазон изменения нагрузок, тем
большей должна быть взята величина т.

Для сравнения на графике показано штриховой линией изме-
нение частот в случае подвески только на пружине (частота
изменяется обратно пропорционально корню квадратному из
статической нагрузки), а штрихпунктирной линией — в случае
подвески только на пневматическом упругом элементе (частота
изменяется пропорционально корню квадратному из статической
нагрузки).

На фиг. 85,6 показано изменение частот для случая k = 1,
т. е. когда пружина в статическом положении воспринимает по-
ловину минимальной статической нагрузки на подвеску. В этом
случае, чтобы получить близкую к постоянной частоту колеба-
ний, необходимо выбрать коэффициент т значительно больше,
чем при k = 0. Например, для диапазона изменения статической
нагрузки = 4 найдем из графика необходимый коэффи-
циент т — 14—^16, т. е. жесткость пневматического упругого
элемента при начальной нагрузке на подвеску Ро должна быть
примерно в 15 раз меньше жесткости пружины. Практическое
осуществление такой малой жесткости (если общая жесткость
подвески задана низкой) встречает трудности конструктивного
характера. Кроме того, характер кривых на фиг. 85, б менее же-
лателен, чем на фиг. 85, а, так как они больше отклоняются от
горизонтали, соответствующей отношению = 1.

Графики на фиг. 85 показывают, что при достаточно боль-
ших коэффициентах т частота малых колебаний при увеличении
статической нагрузки сначала уменьшается, затем становится
равной первоначальной и продолжает расти. Чтобы можно
было сразу ориентировочно оценить характер изменения частоты
при изменении статической нагрузки для выбранных значений т
и k, найдем значение коэффициента т, при котором частота
колебаний ан при нагрузке Pi равна первоначальной частоте too
при нагрузке Ро. Это значение т обозначим Ш\.

Приравнивая 'уравнение (103) единице, найдем

-- Pl •

TV-1

В частном случае, если k = 0, получим

(105)

Например, если k = 0 и т = 4, частота колебаний <oi = coo
при нагрузке Р\, превышающей первоначальную величину Pq
164
в 4 раза. При нагрузках Pi < 4Р0 частота колебаний несколько
меньше ©о, а при нагрузках Pi > 4Р0 — больше.

Дальнейшие особенности расчета рассмотрим на конкрет-
ном примере. Предположим, что необходимо подобрать пара-
метры комбинированной упругой системы с гидравлическим
регулированием положения кузова для подвески со следую-
щими данными: минимальная статическая нагрузка на подвеску
Ро = 500 «г; максимальная статическая нагрузка Pi = 1500 кг;
заданная частота колебаний ©к= 100 кол! мин = 10,48 сект1;
максимальное допустимое статическое давление в пневматиче-
ском упругом элементе (рп)тах = 80 кг!см?.

Зададимся k — 0, т. е. примем, что в статическом положении
стальной упругий элемент не несет никакой нагрузки (Pd = 0).
По графику (фиг. 85, а) находим величину коэффициента т, ко-
торая в заданном диапазоне изменения статической нагрузки,
р

т. е. до = 3, обеспечивает незначительное изменение ча-
^0

стоты колебаний. Выбираем' т = 3.

При нагрузке Ро жесткость подвески

go = ^=1Q,4898i5?O = 56»1 Кг/СМ-

Так как

^0 = ^ + ^«0 И -^- — /71 = 3,
спо

получим

= 14 кг/СМ

и жесткость стального упругого элемента

cd — Зс„0 = 42 кг)см.

Жесткость пневматического упругого элемента согласно
уравнению (12)

_ пГРп0 _ пР„о

"°-' v0 — h0 '

Принимая п= 1,25, получим

Ло = ^ = Ь25_5ОО==44,5сл£.

Площадь поршня найдем из условия, что давление газа под
максимальной статической нагрузкой не должно превышать за-

данного: F= - = -lffi = 18,7 см2. (Рп)тах
Следовательно, при начальной нагрузке необходим объем
газа

^0 = Л0/7=44,5 • 18,7 = 830 см\

При нагрузке Р\ на подвеску жесткость пневматического
упругого элемента

Сп1 = сп0 (4>Г = 14 • З2 = 126 кг/см.

При нагрузке Pi приведенная высота столба газа

h1=h0-^ = 44,5 S = 14,8 см.

”п1 1500

Построим характеристики комбинированной подвески, счи-
тая, что динамический ход подвески fc = fo= 10 см. Для ста-
тической нагрузки Р>о это можно сделать по уравнению

Р=Л.(1

и для статической нагрузки Pi по уравнению

Р=РЛ1(1 -±) n + pd + cds,

где s — деформация подвески, отсчитываемая от статического
положения.

В этих уравнениях первый член правой части выражает уси-
лие, развиваемое пневматическим упругим элементом, а два
остальные — усилие, развиваемое пружиной. Рассчитанные ха-
рактеристики комбинированной подвески приведены на фиг. 86
(сплошные линии). Графики подтверждают, что эффективный
статический прогиб при изменении статической нагрузки не ме-
няется и остается равным примерно 9 см. Однако при статиче-
ской нагрузке Р] = 1500 кг характеристика на ходе сжатия
слишком прогрессивна и динамические усилия при больших
ходах слишком велики. Чтобы устранить этот недостаток, сле-
дует несколько увеличить коэффициент т. Выберем т = 4;
тогда согласно фиг. 85, а частота малых колебаний при нагрузке
(р \ —

-5l=3I несколько меньше, чем при нагрузке
Ро = 500 кг, но разница составит всего 7%. Для этого варианта
получим:

cnQ = 11,2 кг)см; cd = 44,9 кг1см; /г0 = 55,7 см;

F=18,7 см2; t»o=1O4O см3; ^ = 18,6 см.
Характеристики комбинированной подвески этого варианта,
построенные для статических нагрузок 500, 1000 и 1500 кг, по-
казаны на фиг. 86 (штриховыми линиями). Характеристика для
минимальной нагрузки практически не изменилась, зато для
максимальной нагрузки она стала значительно более благопри-
ятной. Эффективный прогиб при изменении статической на-
грузки меняется мало.

Фиг. 86. Характеристики для различных стати-
ческих нагрузок комбинированной пружинно-
пневматической поди ли с гидравлическим ре-
гулирование- изложения кузова.

Таким образом, приме.. ..не стальных упругих элементов со-
вместно с пневматическими телескопического типа при наличии
гидравлического регулирования -положения кузова дает возмож-
ность добиться постоянства частоты колебаний подвески в ши-
роком диапазоне изменения статической нагрузки.
ГЛАВА VI

СИСТЕМЫ ПИТАНИЯ

ОСНОВНЫЕ ТИПЫ СИСТЕМ ПИТАНИЯ ПНЕВМАТИЧЕСКИХ
ПОДВЕСОК

Назначение системы питания пневматических подвесок—•
снабжение упругих элементов воздухом под давлением. Воздух
должен быть очищен от примесей — воды, масла и пыли. В аж-

Фиг. 87. Схема питания пневматической подвески, рекомендован-
ная для отечественных автобусов:

1 — водомаслоотделитель; 2 — регулятор давления; 3 — противозаморажива-
тель; 4 — ресивер тормозной системы, 5—межбаллонный редуктор; 6 — реси-
вер пневмоподвески; 7 — воздушный фильтр и обратный клапан; 8 — перед-
ний регулятор положения кузова; 9 — фильтр и глушитель шума регулятора
на выходе воздуха в атмосферу; 10 — воздушный фильтр; 11изолирую-
щий клапан; 12 — резервуар упругого элемента; 13 — задний регулятор по-
ложения кузова; 14 — упругий элемент.

нейшим требованием к системе питания пневматической под»
вески является требование герметичности системы.

Системы питания разделяются на закрытые и открытые. Наи-
большее распространение получили открытые системы (фиг. 87.
168
91, 132), в которых выходящий из упругого элемента воздух
не возвращается обратно в компрессор, а выпускается в атмо-
сферу. При закрытой системе питания (фиг. 88—90) воздух
попадает в упругие элементы по трубопроводам высокого дав-
ления и возвращается к компрессору по трубопроводам низкого
давления. Воздух из атмосферы попадает в закрытую систему
только при недостатке воздуха в системе. Преимуществами этой
системы по сравнению с открытой являются меньшая мощность
компрессора, меньшая загрязненность и увлажненность воздуха,
но эта система значительно сложнее открытой.

На фиг. 87 показана открытая система питания пневматиче-
ской подвески, рекомендованная для отечественных автомобилей
и автобусов. Воздух из компрессора поступает в водомасло-
отделитель /, далее через регулятор давления 2, противо-
замораживатель 3, ресивер 4 тормозной системы и межбаллон-
ный редуктор 5 — в ресивер 6 пневматической подвески, откуда
идет в переднюю и заднюю подвески.

К задней подвеске воздух поступает через обратные кла-
паны 7 с воздушными фильтрами, регуляторы 13 положения ку-
зова, воздушные фильтры 10, резервуары 12 упругого элемента
к упругим элементам 14. К передней подвеске воздух проходит,
кроме того, через изолирующий клапан 11.

Система питания автобуса ЛАЗ (см. фиг. 132) аналогична
изображенной на фиг. 87, но в ней отсутствует изолирующий
клапан.

На фиг. 91 показано электропневматическое регулирующее
устройство для городских автобусов, с помощью которого рас-
ходуется незначительное количество воздуха. Работа этого
устройства основана на том, что изменения в нагрузке автобуса
происходят только при открытых дверях.

Из ресивера 1 тормозной системы воздух проходит через
регулятор давления 2 и ресивер 3 пневматической подвески
в тройник. Одна ветвь тройника соединена с датчиком 4 цепи,
реагирующим на изменение давления, а другая—с электропнев-
матическим клапаном 8, пройдя который, воздух поступает через
фильтр 9 к регулятору 10 положения кузова и затем через
другой фильтр — к пневматическим упругим элементам И.

Электропневматический клапан 8 пропускает воздух к регу-
лятору 10 в трех случаях: когда открыты двери автобуса, дат-
чик 7 замыкает цепь и клапан 8 открывается. Реле времени 6
открывает клапан 8 на 10 сек через каждые 3 мин, компенсируя
тем самым температурные изменения и утечки из пневматиче-
ской системы. Наконец, в третьем случае цепь замыкается дат-
чиком 4, на который действует диафрагма, подвергающаяся
давлению воздуха в системе питания. При падении давления
ниже 4 кг/см2 цепь замыкается и воздух может непрерывно
проходить от компрессора через ресивер и регулятор положения
кузова в пневматические упругие элементы.
Фиг. 88. Закрытая система питания легкового автомобиля Шев-
роле, модель 1958 г.:

1 _ компрессор; 2 — Клапан впуска воздуха и противозамораживатель; 3— пра-
вый передний упругий элемент; 4 — ресивер высокого давления; 5 — запорный
кран; 6— правый задний упругий элемент; / — трубопровод низкого давле-
ния; 8 — трубопровод высокого давления; 9 — регулятор низкого давления;
101— регулятор высокого давления; 11— обратный клапан; 12— регулятор по-
ложения кузова.

Фиг. 89. Закрытая система питания легкового автомобиля Бьюик,
модель 1958 г.:

1 — компрессор; 2 — клапан повышенной проходимости; 3 — передний правый
упругий элемент; 4 — трубопроводы подачи воздуха к регуляторам 6; 10;

5 — трубопроводы возвращения воздуха к клапану 2; 6 — задние регуля-
торы положения кузова; 7 — рычаг регулятора; 8 — рычаг задней
подвески; 9 — изолирующий клапан; 10 — передний регулятор положения
кузова; 11—рычаг регулятора; 12— стабилизатор, к середине которого при-
соединен с помощью вертикальной тяги рычаг регулятора; 13 — ресивер;
14 — регулятор давления, встроенный в клапан повышенной проходимости.
^7'

Системы питания, изображенные на фиг. 87, применяются для
автомобилей, у которых при изменении их загрузки нагрузка
меняется как на переднюю, так и на заднюю подвески. При не-
изменной нагрузке на упругий элемент достаточна установка
в системе питания вместо регулятора положения кузова, регуля-
тора давления, добавляющего воздух в систему при утечках
воздуха.

Система питания пневматической подвески на прицепах и
полуприцепах аналогична системе питания на автомобилях.

Фиг. 90. Система питания легкового автомобиля Мерседес 300-SE:

1 — воздушный фильтр; 2 — компрессор; 5!— противозамораживатель; 4 — клапан повы-
шенной проходимости; 5 — сигнальная лампа; 6 — колпак упругого элемента; 7 — стаби-
лизатор; 8 — регулятор положения кузова; 9 — резино-кордная оболочка упругого эле-
мента; 10 — рычаг регулятора положения кузова; //{—регулятор положения кузова;
12 — обратный клапан; 13 — ресивер; 14 — спускной клапан; 15 — клапан подачи воздуха;
16— регулятор положения кузова; /7 — колпак упругого элемента; 18 — рычаг включе-
ния клапана повышенной проходимости; 191—резино-кордная оболочка упругого эле-
мента.

В применяемой на автомобиле Шевроле 1958 г. [43] закры-
той системе питания (см. фиг. 88) воздух от компрессора по-
дается через ресивер 4 и трубопроводы 8 высокого давления
к регуляторам 12 положения кузова и далее в упругие элементы.
Из упругих элементов воздух возвращается к компрессору по
трубопроводам 7 низкого давления. Регулятор 10 высокого
давления предохраняет систему от превышения давления: при
давлении больше 15,5—17,5 кг]см2 воздух пропускается в си-
стему низкого давления.

Минимальное давление в ресивере, необходимое для нор-
мальной работы системы при полной нагрузке, равно 12,5 кг/см2.

Регулятор низкого давления отрегулирован на давление
1,4—1,75 кг/см2-, при увеличении давления регулятор выпускает
воздух в атмосферу. Этот регулятор работает, когда компрес-
сор потребляет воздуха меньше, чем выходит воздуха из упру-
171
гих элементов. В случае необходимости уменьшения выхода
воздуха из системы питания ручным запорным краном перекры-
вают трубопровод низкого давления, и доступ воздуха к комп-
рессору и регулятору низкого давления прекращается.

Встроенный во впускной канал регулятора положения кузова
обратный клапан 11 поддерживает даже при неисправности
в системе питания минимальное давление в упругих элементах
1,4—1,75 кг!см2.

При недостатке воздуха в системе питания он забирается
из атмосферы через противозамораживатель 2. В выходном ка-

Фиг. 91. Электропнев-
матическое регулирую-
щее устройство для го-
родского автобуса:

1 — ресивер тормозной си-*
стемы; 2 — регулятор давле-
ния; 3 — ресивер пневмати-
ческой подвески; 4 —датчик,
работающий при уменьше-
9 нии давления ниже 4 кг/с на;

5 — выключатель; 6 — реле
/3 /4 времени; 7 — датчик, рабо-
/ тающий при открывании
'двери; 8 — электропневмати-
./5 ческий клапан; 9»— воздуш-
,с ный фильтр; 10 — регулятор
положения кузова; 11 —
пневматический упругий эле-

jo мент; 12 — рычаг регулятора
А. положения кузова; 13 и 18 —

__ _ njJUDd, Ю И JO -

•9 камеры; 14 — поршень; 15—

упор; 16— обратный клапан;

17 и 21 — отверстия; 19 —
плунжер; 20 — клапан.

нале противозамораживателя расположен обратный клапан,
обеспечивающий всасывание воздуха из атмосферы и не допу-
скающий сообщения трубопроводов низкого давления с атмо-
сферой.

В закрытой системе питания подвески автомобиля Бьюик
1958 г. (см. фиг. 89) воздух поступает от компрессора 1 к кла-
пану 2 повышенной проходимости (см. гл. VII). В этот клапан
встроен также регулятор давления (см. фиг. 111). От клапана 2
(см. фиг. 89) воздух идет к регуляторам 6 и 10 положения ку-
зова и от них к упругим элементам 3. Излишки воздуха, в том
числе и воздух, выпускаемый из упругих элементов, возвра-
щаются обратно к клапану повышенной проходимости и от него
к компрессору.

Фирма Мерседес-Бенц применила в 1961 г. пневматическую
подвеску на легковых автомобилях 'модели Мерседес 300-SE
(фиг. 90). Система питания подвески автомобиля Мерседес за-
крытого типа. Компрессор 2 забирает воздух из атмосферы
через фильтр 1 и противозамораживатель 3 и подает его в ре-
сивер 13 и далее в клапан 4 повышенной проходимости. От
172
клапана воздух проходит через регуляторы 8 и 11 положения
кузова в переднюю и заднюю подвески. Излишки воздуха воз-
вращаются к клапану 4 по параллельной системе трубопрово-
дов. Далее воздух через противозамораживатель входит
в компрессор. На фиг. 90 направление потока воздуха показано
стрелками.

Закрытые системы питания типа системы питания автомоби-
лей Шевроле, Бьюик и Мерседес 300-SE имеют небольшую
емкость системы подачи воздуха от упругих элементов к комп-
рессору (трубопроводов низкого давления). Поэтому как только
компрессор потребляет воздуха меньше, чем выходит его из
упругих элементов, давление в трубопроводах растет, и воздух
через регуляторы низкого давления выходит в атмосферу. При
увеличении 1потребления воздуха .компрессором воздуха в си-
стеме не хватает и он забирается из атмосферы, что ведет
к увеличению загрязненности воздуха в системе и выпадению
конденсата. На автомобиле Олдсмобил 1958 г. для уменьшения
забора воздуха из атмосферы введен специальный ресивер низ-
кого давления, в который воздух попадает из упругих элементов.
Таким образом, увеличивается емкость системы низкого дав-
ления и уменьшается выпуск воздуха из системы в атмосферу.

В зарубежной литературе [54], [58] систему питания, приме-
няемую на автомобиле Олдсмобил 1959 г., называют закрытой,
а систему, применяемую на автомобилях Шевроле, Мерседес
и других — полузакрытой. Такое разделение нецелесообразно
ввиду незначительной разницы между этими системами и еди-
ничного случая применения ресивера низкого давления. Реси-
вер низкого давления был применен только на автомобиле
Олдсмобил 1958 г.; на модели этого автомобиля 1959 г. и на
других автомобилях с пневматической подвеской ресивер низ-
кого давления не применялся. Поэтому в данной работе сохра-
нено обычно применяемое разделение пневматических систем на
открытые и закрытые.

ЭЛЕМЕНТЫ СИСТЕМЫ ПИТАНИЯ ПНЕВМАТИЧЕСКИХ ПОДВЕСОК

Элементы системы питания пневматических подвесок в ряде
случаев такие же, как и в пневматических системах для тор-
мозов. Ниже наибольшее внимание уделено описанию конструк-
ций, применяемых только в системе питания пневматической
подвески (регуляторы положения кузова, клапаны повышенной
проходимости, изолирующие клапаны и т. д.), и специфике при-
менения в пневматических подвесках элементов, аналогичных
элементам пневматических систем тормозов. Подробное описа-
ние обычных элементов пневматических систем (можно найти
в соответствующей литературе [17], [28].

Источники питания. Обычно источником питания пневмати-
ческих подвесок является компрессор, но возможно применение
173
баллонов со сжатым воздухом. Например, в подвеске, разра-
ботанной фирмой Данлоп для легкового автомобиля Ягуар, ис-
точником питания служит баллон с воздухом под давлением
175 кг/см2. Одна зарядка такого баллона обеспечивает работу
подвески в течение недели.

На железнодорожном транспорте была опробована подвеска
с применением аммиака вместо воздуха; при этом для измене-
ния давления газа достаточно изменения его температуры [42].

При применении пневматической подвески на автомобилях
с пневматической системой тормозов обычно достаточен тот же
компрессор, который применялся для обслуживания тормозов
[60]. Это объясняется тем, что потребление воздуха пневматиче-
ской подвеской составляет небольшую часть от всего расхода
воздуха. Даже на городских автобусах, где вследствие частого
изменения нагрузки потребление воздуха пневматической под-
веской больше, чем на других автомобилях, подвеска потребляет
только 20% от общего расхода воздуха (см. гл. X).

Потребление воздуха пневматической подвеской зависит от
ее емкости, частоты изменения статической нагрузки, типа при-
меняемых регуляторов положения кузова и т. д.

Компрессор должен иметь на выходе давление, на 1,5—
2 кг) см2 превышающее давление, необходимое в пневматической
подвеске. Превышение давления необходимо вследствие падения
давления из-за сопротивления элементов системы питания при
перетекании по ним воздуха и вследствие падения давления в ре-
сиверах (при отключении компрессора) на величину чувствитель-
ности регулятора давления.

Отечественные автомобили и автобусы с пневматической си-
стемой тормозов имеют компрессоры с давлением на выходе
7 кг!см2, поэтому при применении на них пневматических под-
весок давление в упругих элементах при максимальной статиче-
ской нагрузке должно быть 5—5,5 кг/см2. Давление в прицепах
и полуприцепах выбирают примерно на 1 кг/см2 меньше, так как
при подаче воздуха к прицепу имеется дополнительная потеря
давления в системе. Такие давления применяются и на большин-
стве зарубежных конструкций автобусов, грузовых автомобилей,
полуприцепов и прицепов. В ряде зарубежных конструкций при-
меняются более высокие давления. Например, на автобусах Ма-
гирус-Сатурн II первой модели максимальное давление в упру-
гих элементах составляло 8 кг!см2, а в модели Сатурн II L-S —
уже 15 кг!см2. Максимальное давление в упругих элементах
легкового автомобиля Мерседес 300-SE равно 18 кг/см2. При по-
вышении давления можно применять упругие элементы меньших
размеров, что облегчает размещение их на автомобиле. В настоя-
щее время ведутся работы по применению пневматических под-
весок с давлениями около 30 кг/см2.

На автомобилях с гидравлической системой тормозов, где
компрессор обычно отсутствует, ставят специальный компрессор
174
для пневматической подвески. На легковых автомобилях США
•выпуска (1958—1959 гг. применялись компрессоры со следую-
щими параметрами:

Максимальное давление в кг/см*......................17—23

Производительность в л)мин:

одноцилиндровых компрессоров:

автомобилей Форд и Америкен Моторе..............160

„ Шевроле...................................175

двухцилиндровых компрессоров:

автомобилей Понтиак,

Бьюик, Олдсмобил и Кадиллак...................285

Литраж в см3:

одноцилиндровых компрессоров.................... 45

двухцилиндровых „ .................... 80

Давление поступающего из компрессора в ресивер воздуха
автоматически поддерживается в определенных пределах с по-
мощью регуляторов давления [17], [28]. Эти регуляторы приме-
няются при пневматической системе тормозов и не изменяются
при введении системы питания пневматической подвески.

Регулятор давления отключает компрессор от системы пита-
ния при достижении максимального давления и включает его
при определенном падении давления в системе питания. Таким
образам, разница между максимальным и минимальным давле-
нием зависит от 'чувствительности регулятора давления, кото-
рая находится в пределах 0,5—1,5 кг/см2.

Ресивер. Ресиверы предназначены для накапливания в них
подаваемого компрессором сжатого воздуха. Они представляют
собой резервуары, изготовленные из листовой стали. Объем ре-
сиверов зависит от расхода воздуха и производительности ком-
прессора. Ресиверы должны обеспечить наивыгоднейший режим
работы компрессора и иметь достаточный запас сжатого воздуха
для пополнения системы при изменении нагрузки, при остановке
двигателя и на случай внезапного прекращения работы компрес-
сора.

При наличии пневматической системы тормозов к ресиверам
тормозной системы добавляют один или несколько ресиверов
пневматической подвески. На автобусе Мерседес-Бенц 0-317
имеется один дополнительный ресивер, а на автобусе
MAN-760-U01 добавлены два; на автобусе Магирус-Сатурн II
применены два ресивера емкостью по 60 л. Двухосный прицеп
Игл грузоподъемностью 16,5 т с объемом упругих элементов
и резервуаров упругих элементов 90 л имеет ресивер объ-
емом 57 л.

Большинство легковых автомобилей США выпуска 1958—
1959 гг. имело ресиверы объемом 5—6,5 л, но на автомобиле
Бьюик объем ресивера составляет 13,5 л и на автомобиле Пон-
тиак 9,2 л. Максимальное давление в ресиверах легковых авто-
мобилей США равно 17—23 кг!см2, минимальное 9—12,5 кг/см2
при максимальном давлении в упругом элементе 7—8 кг/см2.
В пневматической системе автомобиля ресиверы, кроме ос-
новного назначения, служат в качестве отстойников воды и
масла. Поэтому ресиверы желательно устанавливать в наиболее
низкой точке системы. Воздухопроводы, идущие к ресиверу,
должны иметь наклон в его сторону, что облегчает сбор конден-
сата в ресивере. Если имеется несколько ресиверов, то их необ-
ходимо устанавливать последовательно и отбирать воздух из
последнего ресивера, где воздух наиболее чистый.

Для более интенсивного выделения конденсата первый от
компрессора ресивер необходимо располагать как можно ближе
к компрессору в месте, где он мог бы хорошо охлаждаться. То-
гда выпадение конденсата начинается сразу при выходе из ком-
прессора, и в последующие ресиверы поступает холодный воздух
с малым содержанием влаги.

Противозамораживатель. Присутствие в системе влаги при-
водит в зимнее время к промерзанию элементов системы клапа-
нов, трубопроводов и т. д. Противозамораживатель устанавли-
вают на впускном или выпускном конце компрессора и с его
помощью насыщают засасываемый компрессором воздух па-
рами спирта или другого вещества, в результате чего пони-
жается температура замерзания скапливающейся в системе
воды. В этом случае вода стекает в ресиверы и оттуда ее перио-
дически выпускают.

При отсутствии противозамораживателя для предотвращения
замерзания воды рекомендуется непосредственно перед выездом
заливать в систему питания жидкость, замерзающую при низкой
температуре. Желательно, чтобы этой жидкостью были смочены
стенки элементов системы питания, наиболее подвергающихся
замерзанию.

Масловлагоотделитель. Для отделения ют воздуха масла и
воды в систему питания подвески вводят специальный прибор —
масловлагоотделитель. На фиг. 92 показана схема масловлаго-
отделителя, спроектированного на Минском автомобильном за-
воде.

Скорость подаваемого в масловлагоотделитель во>здуха
вследствие резких поворотов значительно уменьшается, и по-
этому из воздуха частично выделяются масло и вода. Затем воз-
дух очищается при прохождении через фильтр, состоящий из
войлочных колец.

Воздушный фильтр (пылеуловитель). Очистка воздуха от
твердых примесей осуществляется с помощью фильтра, установ-
ленного обычно непосредственно на выпускном канале компрес-
сора. Для предохранения деталей регулятора положения кузова
на входе в регулятор и выходе из него также устанавливают
фильтры. Фильтрующий элемент состоит из тонкой проволоки,
хлопчатобумажных волокон, стекловолокна, тонкой шерсти и т. д.
Фильтр, установленный на автобусе Мерседес-Бенц 0-317
(фиг. 95, а), имеет фильтрующий элемент из спеченных между
176
Фиг. 92. Схема масловла-
гоотделителя Минского ав-
томобильного завода:

/ — наружный корпус, 2 — внут-
ренний корпус; 3 — отражатель;
4 — средняя упорная шайба;

5!—нижняя упорная шайба;

6 — уплотнительное кольцо;
7 — верхняя упорная шайба;

8 — малое tвойлочное кольцо;

9 — большое войлочное кольцо;
10 — сетка; 11 — пружина;
12 — кольцо стопоров; 13 — ру-
коятка спускного краника;

14 корпус краника.

Фиг. 93. Воздушные фильтры:

1 — корпус; 2 — крышка; 3 — шайба; 4 — пружина; 5 — фильтрую-
щий элемент; 6*—штуцер; 7—набивка из тонкой шерсти или
стекловолокна; 8 — сетка; 9— обратный клапан.
собой бронзовых шариков. На фиг. 93, б показан фильтр более
простой конструкции, объединенный в одном корпусе с обрат-
ным клапаном 9. В ряде конструкций фильтр монтируют в кор-
пусе регулятора положения кузова.

Обратный клапан. В системе воздухопроводов пневматической
подвески обратный клапан устанавливают так, чтобы он не про-
пускал воздух от пневматического упругого элемента с дополни-
тельным резервуаром в остальную систему. Тогда при повреж-
дении элементов пневматической системы воздух сохранится
непосредственно в упругом элементе, и можно продолжать дви-
жение автомобиля.

Обратные клапаны устанавливают в системе воздухопроводов
иногда совместно с воздушным фильтром (фиг. 93, б). В неко-
торых системах их монтируют в корпусе регулятора положения
кузова. Основной частью обратного клапана является запираю-
щий элемент (пластина, шарик или конус), прижимаемый
к седлу пружиной.

Изолирующий клапан. На одной из осей автомобиля, обычно
на передней как менее нагруженной, устанавливают один регу-
лятор положения кузова. Поэтому правый и левый пневматиче-
ские упругие элементы сообщаются между собой. При крене
кузова (поворот, наклон дороги) воздух перетекает из более
сжатого упругого элемента в менее сжатый. Для увеличения
сопротивления подвески крену необходимо, чтобы при крене
упругие элементы были изолированы. Для этой цели в трубо-
провод между ними ставят изолирующий клапан.

На фиг. 94, а показан клапан, полностью изолирующий один
упругий элемент от другого. При увеличении статической на-
грузки воздух отжимает клапаны 2 и 4 и подается к правому
и левому упругим элементам. Выпуск воздуха из упругих эле-
ментов (при уменьшении статической нагрузки) происходит
через клапаны 6 и При крене клапаны 4 и 8 не допускают
перепуска воздуха из левого упругого элемента в правый,
а клапаны 2 и 6 — перепуска воздуха из» правого упругого эле-
мента в левый.

В изолирующем клапане упрощенной конструкции (фиг. 94, б)
при подаче воздуха из регулятора положения кузова в упругие
элементы шарики 9 отжимаются, и воздух проходит без дроссе-
лирования. При одновременном выпуске воздуха из упругих эле-
ментов (положение, изображенное на фиг. 94, б) шарики 9
прижаты к седлам, и воздух выходит через канавки 10. При крене
выход воздуха из сжатого упругого элемента также затруднен,,
так как шарик прижат к седлу.

Уменьшение перетекания воздуха возможно также дроссели-
рованием трубопровода, соединяющего правый и левый упругие
элементы. Такой простейший способ был применен на легковых
автомобилях Шевроле и Кадиллак (модели 1958 г.); диаметр
дроссельного отверстия был равен 0,5 мм..
На автобусе Мерседес-Бенц 0-317 изолирующий клапан нб'
установлен и сопротивление перетеканию воздуха создается в ре-
гуляторе положения кузова.

Межбаллонный редуктор (перепускной клапан). Назначение
межбаллонного редуктора—обеспечить при недостатке воздуха
его подачу в первую очередь в систему тормозов [28]. Межбал-
лонный редуктор устанавливают между ресивером системы тор-
[ к регулятору

Фиг. 94. Изолирующие клапаны:

1 — корпус; 2, 4, 6 и 8 — клапаны; 3 — штуцер; 5 — фильтр
с пружиной в сборе; 7 —пробка; 9 — шарики; 10канавки.

мозов и ресивером системы подвески. Накачиваемый компрессо-
ром воздух подается вначале в ресивер системы тормозов.
Только после достижения нормального давления (4—5 кг 1см2)
воздух отжимает диафрагму 5 (фиг. 95) межбаллонного редук-
тора и поступает в ресивер системы подвески. В случае умень-
шения давления в тормозном ресивере воздух отжимает клапан 7
и свободно перетекает из ресивера системы подвески.

Спускной краник. Для спуска конденсата из ресиверов, резер-
вуаров упругого элемента и упругих элементов необходима уста-
новка спускных краников или спускных пробок.

12* 179
Наиболее распространена конструкция краника, показанная
на фиг. 92. В корпус 14 краника вставлена притертая по кони-
ческому отверстию пробка. Плотность посадки обеспечивается
пружиной. Для спуска конденсата необходимо повернуть на 90°
рукоятку 13, сделанную как одно целое с пробкой. Тогда канал
в пробке соединит систему питания с атмосферой.

Значительный интерес представляет конструкция спускного
краника, показанная на фиг. 96. Для спуска конденсата доста-

Фиг. 95. Межбаллонный редуктор:

1 — корпус; 2— крышка; 3— болт для регу-
лировки давления в тормозном ресивере;

4 — пружина; 5 — резиновая диафрагма; 6 —
пружина перепускного клапана; 7 — перепуск-
ной клапан; 8 — регулировочный болт пере-
пускного клапана.

Фиг. 96. Спускной краник с ре-
зиновым клапаном:

1 — рычаг; 2 — ось; 3 — корпус крана;

4 — стопорное кольцо; 5 — пружина;

6 — шайба; 7 — кольцо; в!—контр-
гайка; 9 — клапан.

точно нажать вверх на конец рычага 1. При этом отожмется ре-
зиновый клапан 9 и освободится проход для воды и воздуха.
Герметизация по резьбе осуществляется с помощью резинового
кольца 7. Вследствие применения резинового клапана 9 хорошая
герметичность краника сохраняется на весь период эксплуатации
автомобиля.

Дополнительный резервуар упругого элемента. Для уменьше-
ния жесткости пневматической подвески часто оказывается не-
обходимым иметь резервуары для дополнительного объема воз-
духа. Размер резервуара не превышает тройного объема воздуха,
заключенного в упругом элементе. Дальнейшее увеличение до-
полнительного объема мало эффективно.
Необходимо стремиться создать минимальное сопротивление
протеканию воздуха из упругого элемента в резервуар. С этой
целью резервуар упругого элемента помещают непосредственно
над пневматическим упругим элементом. Так как в случае при-
соединения резервуара к упругому элементу посредством возду-
хопровода увеличивается динамическая жесткость подвески, то
необходимо применять воздухопроводы большого сечения.

Относительно размеров сечения воздухопроводов еще нет еди-
ного мнения. Имеются предложения (Оллей) применять воздухо-
провод не длиннее 100 мм при диаметре его не менее 63 мм\ по
другим источникам (Сансбери) предлагается при длине до
600 мм диаметр выбирать не менее 25 мм [60].

Резервуары упругих элементов желательно делать в виде
отдельных элементов. Во избежание утечек воздуха не рекомен-
дуется конструировать их совместно с силовыми элементами
(элементом подвески, рамы, неразрезной оси и т. д.).

Воздухопроводы. В системе пневматической подвески, в отли-
чие от системы тормозов, перетекание воздуха осуществляется
только при изменении статической нагрузки, поэтому диаметр
воздухопроводов системы подвески может быть соответственно
меньше. Например, внутренний диаметр воздухопроводов легко-
вых автомобилей США равен 4—5 мм. Наибольшее применение
получили медные трубки, но употребляются также стальные
омедненные и нейлоновые трубки, а также резиновые шланги.

Практика применения пневматических подвесок показала, что
в основном утечка воздуха из системы происходит в местах со-
единения воздухопроводов и, следовательно, необходимо тща-
тельно конструировать и изготовлять соединительную арматуру.
Для обеспечения необходимой герметичности желательно вместо
обычных используемых в отечественных системах пневматиче-
ских тормозов соединений с коническим «бочонком» применять
соединения с резиновыми кольцами или другие более надежные
типы соединительной арматуры, например арматуру трубопрово-
дов газобаллонных автомобилей.

Размещать воздухопроводы надо так, чтобы они были хорошо
защищены от повреждения. Для облегчения .монтажа медные
воздухопроводы необходимо предварительно отжечь. Радиусы
изгиба трубок желательно иметь по возможности наибольшие.
Например, для трубок размером 10X8 мм наименьший радиус
равен 50 мм. Воздухопроводы прикрепляют металлическими
скобами через 600—800 мм на прямых участках и около каж-
дого изгиба. Для обеспечения герметичности мест соединения
концы трубки на длине 40 мм должны быть цилиндрические и
прямые. При проведении трубопровода между двумя агрега-
тами, взаимно перемещающимися во время движения автомо-
биля, необходимо установить компенсаторы, представляющие
собой спираль с четырьмя оборотами воздухопровода. Вместо
компенсатора можно также применять резиновые шланги.
Воздухопроводы не должны иметь изогнутых вниз участков,
’где возможно скопление конденсата. Элементы системы питания
и воздухопроводы следует располагать так, чтобы выделяющийся
.конденсат стекал в ресивер, расположенный в нижней точке
системы питания.

При закрытой системе питания соединение источника пита-
ния с регуляторами положения кузова осуществляется двумя па-
раллельными воздухопроводами: одним, подающим воздух к ре-
гулятору, и другим, пропускающим воздух от регулятора
к источнику питания. Для соединения регулятора с упругим эле-
ментом применяют один воздухопровод.

При открытой системе питания все соединение источника пи-
тания с упругим элементом осуществлено по однопроводной схеме
(одним воздухопроводом). Если при этой системе питания необ-
ходимо, чтобы водитель мог изменять высоту кузова, то устанав-
ливают дополнительные воздухопроводы. Эти воздухопроводы
обычно соединяют регуляторы положения кузова со специальным
клапаном повышенной проходимости.

РАСЧЕТ ЭЛЕМЕНТОВ СИСТЕМЫ ПИТАНИЯ ПНЕВМАТИЧЕСКИХ
ПОДВЕСОК

Компрессор должен обеспечить воздухом тормозную систему,
пневматическую подвеску и ряд вспомогательных систем. Расчет
количества воздуха, необходимого для тормозной и вспомога-
тельных систем, приводится в специальной литературе [17], [20],
[28]. Ниже дано определение потребления воздуха пневматиче-
ской подвеской. Все дальнейшие расчеты системы питания пнев-
матических подвесок проведены для изотермического процесса
сжатия и расширения воздуха.

Потребление воздуха подвеской складывается из потребления
воздуха при изменении статической нагрузки, потребления воз?
духа при движении автомобиля, компенсации утечек воздуха
и компенсации изменения объема воздуха вследствие изменения
его температуры.

Количество воздуха’ Vc, которое должен подать компрессор
из атмосферы (давление 1 кг/см2) при изменении статической на-
грузки, определяется формулой

К=1/„др„+КДр3, (Юб)

где V3 и Vn — объемы упругих элементов, резервуаров упругих
элементов и трубопроводов соответственно для
задней и передней подвесок;

Д/>а и Д/>„ — изменение давления соответственно в задней
и передней подвесках при изменении статиче?
ской нагрузки.

Наибольшее потребление воздуха получается при нагруже?
нии порожнего автомобиля до полной нагрузки. Например, для
автомобиля ЗИЛ-164 с пневматической подвеской при объеме ре*
182
зервуара упругого элемента 7 Л, объеме упругого элемента
С трубопроводами также около 7 л (в передней подвеске два
упругих элемента, а в задней — четыре) объем V„=28 л и объем
Ув=56л.

Так как в передних упругих элементах при изменении на-
грузки давление растет с 2,65 до 3,1 кг!см2, а в задней — с 1,4 до
4,3 кг[см2, то Др„ =3,1—2,65=0,45 кг!см2 и Др3 =4,3 —1,4=
= 2,9 кг!см2. Тогда согласно формуле (106) потребление воздуха
Ус=175 л.

Для экспериментального автобуса ЛАЗ-695 при загрузке
70 пассажирами и объеме резервуаров упругого элемента 11 л
потребление воздуха составляет 210 л.

Потребление воздуха Vc при изменении статической нагрузки
в значительной степени зависит от объема резервуаров упругих
элементов. Например, в случае применения на эксперименталь-
ном автомобиле ЗИЛ-164 резервуаров упругих элементов
объемом 14 л потребление воздуха увеличится до 265 л. При
увеличении объема резервуаров упругих элементов автобуса
ЛАЗ-695 до 22 л потребление воздуха возрастет до 340 л.

Потребление воздуха Vp при движении зависит от конструк-
ции регуляторов положения кузова. Минимальное потребление
получается при установке регуляторов с гидравлическим замед-
лителем (см. гл. VII), отрегулированных на значительное за-
медление срабатывания. Максимальное потребление будет при
наличии одноступенчатого регулятора без замедлителя. В кон-
струкции этого регулятора нет 'приспособления для уменьшения
потребления воздуха при движении автомобиля.

Максимальное потребление воздуха имеет место при полной
нагрузке, когда давление в упругих элементах наибольшее, и
при движении автомобиля с большими амплитудами деформаций
упругого элемента. Результаты испытаний для различных ре-
гуляторов приведены в гл. VII и IX. Согласно этим данным при
двухступенчатых регуляторах, потребление воздуха на экспери-
ментальном автомобиле ЗИЛ-164 при полной нагрузке
(/>„=3,1 кг/см2; рд =4,3 кг!см2) и амплитудах колебаний ±30 мм
составит для передней подвески при условии установки одного
регулятора около 1 л)мин, для задней —при двух регуляторах
4 л/мин. Тогда общее потребление воздуха Vр составит 5 л/мин.
Для автобуса ЛАЗ-695 при двухступенчатых регуляторах потреб-
ление Vp равно примерно 7 л!мин.

В городском автобусе значительное потребление воздуха V н
получается вследствие смены пассажиров при эксплуатации ав-
тобуса на линии. Для городского автобуса интервал остановок
т=1,5 мин [28]. Полная смена пассажиров автобуса происходит
за 15 мин. Отсюда на каждой остановке меняется 10% пассажи-
ров, т. е. коэффициент сменности цс=0,1. При расчете необхо-
димо учитывать, что вход и выход осуществляются одновременно
и поэтому нагрузка изменяется меньше. Это уменьшение можно
оценить коэффициентом неравномерности, который примем при
регуляторах с гидравлическим замедлителем г)р =0,5, при регу-
ляторах без замедлителя коэффициент •ц/?=0,8. Тогда для авто-
буса ЛАЗ-695 при условии, что потребление воздуха при полном
изменении нагрузки составляет около 340 л и что установлены
регуляторы без замедлителя, вследствие изменения статической
нагрузки (сменяемости пассажиров) потребление воздуха со-
ставит

,, ^PVC

VH = —— = 18 л!мин.

При регуляторах с гидравлическим замедлителем потребле-
ние составит около 11,5 л/мин. Если объем резервуаров упругого
элемента равен 11 л, то потребление VH соответственно будет
13 и 8,5 л.

Производительность компрессора, необходимая для обеспече-
ния работы пневматической подвески, определяется по следую-
щей формуле:

VnH = ^V0, (Ю7>

где — коэффициент запаса, учитывающий, что компрессор
должен быть загружен на 20—35% [17], [28]; при
пневматическом приводе тормозов принимаем tj3 = 3;
если компрессор обслуживает только пневматическую
подвеску, считаем т;3 = 4;

Vo = Vp-|- VH — потребление воздуха подвеской при экс-
плуатации, являющееся суммой потребления при дви-
жении Vp и потребления при изменении нагрузок VH.
Методику расчета потребления воздуха поясним на примере
расчета для автобуса ЛАЗ-695. Выше было показано, что авто-
бус ЛАЗ расходует вследствие смены пассажиров 13 л!мин (при
регуляторах без замедлителя и объеме резервуаров упругого эле-
мента 11 л). Потребление воздуха вследствие работы регулято-
ров составляет около 7 л/мин. Суммарное потребление равно
Vo=20 л/мин. Принимая коэффициент запаса т)3 = 3, получим,
что для подвески требуется производительность компрессора
VnH =60 л1мин. При регуляторах с замедлителем требуемая про-
изводительность компрессора уменьшается до 25 л/мин.

Для определения производительности компрессора Vк, обес-
печивающей работу всех агрегатов автомобиля, к величине Упя
следует добавить расход воздуха на тормозную систему, вспомо-
гательное оборудование и утечки воздуха. Тогда диаметр
поршня [17]

где S — ход поршня в см-,
184
п — число оборотов вала компрессора в минуту;

т] — коэффициент подачи автомобильного компрессора одно-
ступенчатого сжатия (0,6—0,8);

i — число цилиндров.

Значительное потребление воздуха происходит при изменении
нагрузки, поэтому потребление воздуха на автомобилях-самосва-
лах будет существенно больше, чем на бортовых автомобилях.
Согласно приведенным выше подсчетам автомобиль ЗИЛ-164
потребляет при погрузке номинального груза объем Vc=175 л,
а при движении Vp=5 л/мин. Тогда автомобиль-самосвал типа
ЗИЛ-164 в случае трех погрузок в час (п'=3) будет потреблять
воздуха из-за изменений нагрузки

уя = _^ = 8,75 л/мин.

Принимая, что в этом случае автомобиль находится иод на-
грузкой и разгрузкой 20% времени, получим потребление воз-
духа при движении

V'p = 0,8Vp — 4 л/мин.

Полное потребление

Vo= У„+ 1Л= 12,75 л'мин.

Тогда производительность компрессора для обслуживания
пневматической подвески согласно формуле (107) составит
38 л!мин. Бортовой автомобиль ЗИЛ-164 работает со значи-
тельно большим интервалом между нагрузками. Принимая
п'=0,5, получим потребление VO=5,5 л!мин и производительность
компрессора VnH = 16,5 л/мин.

При расчете компрессора для легкового автомобиля Шевроле
принимали [43], что пять пассажиров меняются через каждые
5 мин. Так как данный автомобиль имеет гидравлическую си-
стему тормозов, то компрессор рассчитывали только для потреб-
ностей подвески.

При расчете компрессора также желательно проверить время
его непрерывной работы при нагружении порожнего автомобиля
до полной нагрузки. Например, у автобуса ЛАЗ-695 производи-
тельность компрессора при противодавлении от 7 до 4,3 кг [см?
составит (при полных числах оборотов двигателя) 150 л[мин.
Так как время t непрерывной работы равно отношению потреб-
ления воздуха Vc к производительности компрессора, то при
объеме резервуаров упругого элемента 22 л, когда Vc=340 л,
время /=2,27 мин. При холостых числах оборотов двигателя
производительность компрессора составит 50 л!мин. Тогда
время непрерывной работы компрессора /=5,65 мин.

Объем ресиверов пневматической подвески выбираем из со-
ображений обеспечения долговечности компрессора. Рекомен-
дуется, чтобы компрессор имел не более 15 включений в час [17].
Тогда

^« = ^•60, (108)

где Др = 0,5—е—1,5 — колебание давления в ресивере, зависящее
от типа регулятора давления; в расчетах принимают
Др = 1 кг) см2-,

Vo — потребление воздуха подвеской в л1мин при экс-
плуатации; для автобусов принимают Vo=Vp-\-VH,
а для грузовых автомобилей Vo = Vp\

Z — максимально допустимое число включений компрес-
сора в час; для автобуса Z=15, для грузовых
автомобилей z = 15 — п'\

п' — число разгрузок—нагрузок в час.

При расчете по формуле (108) необходимый объем ресиверов
для автобуса ЛАЗ-695 должен быть порядка 35 л. При этом
принимается, что объем резервуаров упругого элемента состав-
ляет 11 л и применены регуляторы положения кузова с гидрав-
лическим замедлителем.

По расчету объем ресиверов для автомобиля-самосвала и
бортового автомобиля типа автомобиля ЗИЛ-164 примерно оди-
наков и при резервуарах упругого элемента 7 л и двухступенча-
тых регуляторах составляет 20 л.

Количество ресиверов и объем каждого из них выбирают со-
гласно правилам Котлонадзора. Объем ресиверов не должен
превышать 25 л, а произведение давления р на объем Vpec — не
быть более 200. Тогда объем ресивера

Ресиверы пневматической системы должны обеспечить на-
полнение воздухом упругих элементов при изменении статиче-
ской нагрузки.

Количество воздуха, отдаваемого ресиверами в пневматиче-
ские упругие элементы, зависит от ряда параметров си-
стемы.

В случае, когда максимальное давление воздуха в упругих
элементах меньше давления, устанавливаемого межбаллонным
редуктором (Рмеж>Ртах), вначале воздух подается из всех реси-
веров, и в упругие элементы будет подано количество воздуха
(приведенное к давлению 1 кг/см2)

V' —(Ррес~ Рмеж)^ Vpech (Ю9)

7 = 1 }

i=n

где 2 —объем ресиверов пневмосистемы;

Ррес ~ давление в ресиверах,
185
Воздух с давлением, меньшим выходит только из реси-
веров, расположенных за межбаллонным редуктором. Межбал-
лонный редуктор рекомендуется ставить между первым и вто-
рым (от компрессора) ресиверами. (Поэтому при расчете объем
первого ресивера не учитывают, и тогда

У"=(РмеЖ-Рта.)^ Vpeci. (ПО)

г=2

Распределение воздуха между передними Уп и задними V'a
упругими элементами зависит от расхода воздуха регуляторами
положения кузова и количества регуляторов на подвеску1:

__ ZnQn

V3— Z3Q3’

где Zn и Z3 — количество' регуляторов положения кузова соот-
ветственно в передней и задней подвесках;

Q„ и Q3 — расход воздуха соответствующими регуляторами;

Vn и V3 — объем воздуха, попадающего соответственно
в переднюю и заднюю подвески.

Обычно в передней подвеске имеется один регулятор, а в зад-
ней— два. Тогда при равных расходах всех регуляторов рас-
пределение воздуха между передними, и задними будет в отно-
шении 1 :2.

В случае, если максимальное давление в передних и задних
упругих элементах разное, то в элементы с меньшим давлением
р' (p'<ZPmax) может поступить дополнительное количество воз-
духа

v=(m-/)2^c, (112)

2 = 2

В случае ртах>РМеж из ресиверов во все упругие элементы
подается количество воздуха

I = п

V" = (Ррес ~ Ртах) * S Vpeci- (ИЗ)

Распределение воздуха между передними и задними упру-
гими элементами и дополнительное количество воздуха, посту-
пающее в упругие элементы с меньшим давлением, опреде-
ляется по такой же методике, как при рмеж>ртах-

Для пояснения методики расчета распределения воздуха из
ресиверов ниже приведен примерный расчет для автомобиля
ЗИ Л-164 и автобуса ЛАЗ-695 с пневматическими подвесками.

На автомобиле ЗИЛ-164 установлены три ресивера емко-
стью по 23 л. МежбалЛонный редуктор рекомендуется ставить
между первым и вторым ресиверами; он пропускает в другие
ресиверы воздух с Давлением более 4,5 кг!см? (рмеж=4,Ъ кг!см2).
В задней подвеске ЗИЛ-164 давление ршах=4,3 кг/см2.

1 Расходы воздуха регуляторами даны в гл. VII.
В данном случае рмеж>Ртах,тогда по формуле (109), прини-
мая ррес =6,8 кг!см2, получим

V = (6,8 - 4,5) • 3 • 23 = 159 л.

Количество воздуха, перетекающее из ресиверов, располо-
женных за межбаллонным редукторм, найдем по формуле (ПО):

У" = (4,5 -4,3) -2-23 = 8,6 л.

В передних упругих элементах максимальное давление зна-
чительно ниже (р'=3,1 кг!см2'), но так как туда добавляется
очень малое количество воздуха (12 л), то они будут наполнены
до понижения давления в ресиверах до ртах- Поэтому всего из
ресиверов в пневматическую подвеску перейдет количество воз-
духа

V"+17" =159+ 8,6 =167,6 л.

На автобусе ЛАЗ-695 установлены три ресивера по 23 л.
Межбаллонный редуктор рекомендуется ставить между первым
и вторым ресиверами с давлением перепуска рлглс=4,5 кг!см2.
Максимальное давление в упругих элементах ртах = 5 кг!см2, т. е.
Апах Поэтому по формуле (113) приведенный к атмосфер-
ному давлению объем воздуха

i = n

V' = (PPec-PmSx)^Vpeci = ^fi-^ -3 • 23=124 л.

Из этих 124 л одна треть (41,3 л) входит в передние упругие
элементы, где ря=ртах=5 кг/см2 и имеется один регулятор поло-
жения кузова; две трети попадут в задние упругие элементы,
где ра=Ртах=3,8 кг)см2. Расчет распределения воздуха между
передними и задними подвесками ведут по формуле (111).
В заднюю подвеску продолжает подаваться воздух до давления
Ррес =4,5 кг/см2 из всех ресиверов, т. е.

i = 3

V" = (Ртах ~ РмеЖ) 2 Vpec / = (5 ~ 4,5) - 3 • 23 = 34,5 Л,
1=1 р

а далее воздух подается (до достижения максимального давле-
ния в задней подвеске) только из второго и третьего ресиверов,
т. е.

/ = 3

V"' = (РмеЖ - Р') 2 Vpec I = (4,5 - 3,8) - 2 - 23 = 32,2 л.

Z = 2

Всего в заднюю подвеску может быть подан объем воздуха

У V' + V" + V" = 82,6 + 34,5 + 32,2 = 149,3 л.

Для задней подвески при полном изменении нагрузки необ-
ходимо 113 л воздуха при резервуарах упругих элементов
188
объемом Пли 185 л при резервуарах объемом 22 л. В переднюю
подвеску необходимо подать соответственно 97 и 155 л, а из ре-
сиверов попадет только 41,3 л, остальное количество воздуха
добавляется при работе компрессора. Увеличения подачи воз-
духа в переднюю подвеску можно добиться за счет увеличения
расхода воздуха регулятором передней подвески. Для регуля-
тора с гидравлическим замедлителем можно в той подвеске, где
нужно увеличить подачу воздуха, уменьшить время замедле-
НИЯ taaM.

Приведенный выше расчет расхода воздуха из ресиверов
имеет ряд неточностей. Загрузка передней и задней подвесок
принята одновременной и мгновенной, а в действительности на
автобусе загружается в первую очередь задняя подвеска. Не
учитывается осадка упругих элементов при увеличении нагрузки
(и в связи с этим изменение давления), а также сопротивление
перетеканию воздуха обратных клапанов, фильтров и т. д.

Максимальное давление в упругих элементах следует выби-
рать существенно меньшим, чем на выходе из компрессора. Уже
в ресивере тормозов гарантированное давление меньше давления
при выходе из компрессора на величину чувствительности регу-
лятора давления Ар = 0,5н-1,5 кг! см2. Давление падает также
в межбаллонном редукторе, обратных и изолирующих клапанах.

ПИТАНИЕ ПНЕВМАТИЧЕСКИХ ПОДВЕСОК С ГИДРАВЛИЧЕСКОЙ
ПЕРЕДАЧЕЙ УСИЛИЙ (ГИДРОПНЕВМАТИЧЕСКИХ)

Назначением системы питания регулируемых гидропневмати-
ческих подвесок является изменение количества жидкости в уп-
ругих элементах в зависимости от статической нагрузки и же-
лаемого дорожного просвета. Системы питания бывают с воз-
вратом жидкости, просачивающейся через уплотнения упругого
элемента обратно в систему, или без возврата жидкости.

Система с возвратом жидкости применяется на легковых
автомобилях Ситроен DS-19 и ID-19. Эта система допускает
установку упругих элементов с малым трением и обеспечивает
малые потери жидкости.

На фиг. 97, а показана система питания подвески автомобиля
Ситроен DS-19. Жидкость из резервуара 3 поступает в насос 6,
который создает давление в гидросистеме. Из насоса жидкость
поступает в гидроаккумулятор 2, поддерживающий давление
в системе при неработающем насосе. Из г{<дроаккумулятора
жидкость через гидравлические аккумуляторы 1 тормозной си-
стемы поступает в распределительный блок 7 и оттуда — к авто-
матическим регуляторам положения кузова передней и задней
подвесок. От регуляторов положения кузова жидкость идет к уп-
ругим элементам 12 и 13.

Жидкость, просачивающаяся через уплотнения упругого эле-
мента, а также избыточная жидкость возвращаются обратно по
Фиг. 97. Система питания гидропневматической подвески и тормозов:
«—автомобиля Ситроен DS-19; б — автомобиля Файерберд III; / — аккумуля-
тор тормозной системы; 2 — гидравлический аккумулятор; 3 —резервуар; 4*— пе-
редние тормоза; 5 — рычаги передней подвески; 6 — насос; 7— распределитель-
ный блок с обратными клапанами передней и задней подвесок; 8 — тормозная
педаль; 9 — рычаг задней подвески; 10 — задние тормоза; 11I— регулятор поло-
жения кузова задней подвески; 12 — упругий элемент задней подвески; 13 — упру-
гий элемент передней подвески; 14 — рукоятка изменения положения кузова;
15 — регулятор положения кузова передней подвески; 16 — подпитывающий насос
и резервуар; 17 — датчик, реагирующий на торможение и ускорение автомобиля;
18 — клапан, закрывающий трубопровод от передней подвески к задней при
торможении или ускорении автомобиля; 19— упругий элемент; 20 — регулятор
положения кузова.

Условные обозначения:

— линия подачи жидкости в упругий элемент;

------= — линия возврата избыточной жидкости в резервуар;
- !! — линия питания тормозной системы.
трубопроводу к нижнему торцу резервуара. В верхнем торце
резервуара 3 имеются отверстия для отбора жидкости в насос
и для ее добавления. Рекомендуется применение жидкости типа
Антар Н-6 или Локхид HD-19.

Аксиально-поршневой с качающейся шайбой гидравлический
насос (фиг. 98) состоит из семи цилиндров с поршнями, с по-
мощью которых подается жидкость. Ведущий вал / расположен
в центре, цилиндры 8 — вокруг него, параллельно его оси.

Подача жидкости осуществляется во время хода поршня 7
влево; при этом перекрывается впускное отверстие 9 в цилин-

10 9 8 7 О

Фиг. 98. Насос, для подачи жидкости в гидравлическую
систему:

/ — ведущий вал; 2 — направляющая; 3 и 4 — диски; 5 — ко-
жух; б1—отжимная пружина; 7 — поршень; 8 — цилиндр;

9 — впускное отверстие; 10 — наполнительный клапан.

дре 8 и отжимается наполнительный клапан 10, вследствие чего
жидкость поступает к гидроаккумулятору. Максимальное дав-
ление подаваемой жидкости равно 170 кг!см2. При ходе всасы-
вания (перемещения поршня вправо) открывается впускное от-
верстие и жидкость перетекает в цилиндр из пространства под
кожухом 5.

Гидравлический насос приводится*^ движение от коленчатого
вала двигателя посредством ременной передачи. Конец веду-
щего вала 1 насоса расположен под углом к оси вращения. На
этом конце жестко закреплен диск 4 и на подшипниках установ-
лен диск 3. Диск 4 вращается вместе с валом /, а диск 3 удер-
живается от вращения направляющей 2. При вращении диска 4
вызываются колебательные перемещения диска 3, что приводит
к перемещению поршней на ходе подачи; обратный ход осуще-
ствляется с помощью пружин 6.
Гидравлический аккумулятор (фиг. 99) представляет собой
цилиндр со сферой, разделенной гибкой диафрагмой. Над диа-
фрагмой находится воздух, под диафрагмой — жидкость. Жид-
кость подается от насоса к отверстию /, затем проходит через
нагнетательный клапан 2 в камеру 3 аккумулятора, соединен-

ную со сферой, и выходит через отверстие 5 в гидравлическую
систему. При увеличении давления в камере 3 до максимального
(120 кг/см2) увеличивается давление на поршень 4 и открывается

Фиг. 99. Гидравлический
аккумулятор:

1 — входное отверстие; 2 — на-
гнетательный клапан; 3 — каме-
ра; 4 — поршень; 5 — выпускное
отверстие; 6 — отверстие для
возврата жидкости в резервуар;

7 — регулировочный винт; 8 —
перепускной клапан.

гидр авл ической системе

перепускной клапан 8. В этом случае
жидкость возвращается в резервуар 3
(см. фиг. 97, а) через отверстие 6
(фиг. 99). Таким образом, автоматиче-
ски поддерживается постоянное давле-
ние в аккумуляторе. Регулирование
давления осуществляется изменением
натяга пружины, поджимающей ша-
рик клапана 8. Для быстрого выпуска
жидкости из системы надо выверты-
вать винт 7; при этом шарик, опуска-
ясь, открывает перепускное отвер-
стие.

От гидравлического аккумулятора
жидкость поступает к автоматическим
регуляторам положения кузова через
распределительный блок 7 (см.
фиг. 97, а). В распределительный блок
включены обратные клапаны передней
и задней подвесок. Жидкость от насоса
проходит через калиброванные отвер-
стия, отжимает шарики обратных кла-
панов и далее направляется к авто-
м атически м р егул ятор а м положения
кузова. При падении давления в
(выход из строя насоса и т. п.)

шарик прижимается к седлу и не выпускает жидкость из систе-

мы подвески.

Система питания гидропневматической подвески (фиг. 97, б)
экспериментального автомобиля Файерберд III, фирмы GMC
(34] аналогична системе питания автомобиля Ситроен. Жидкость
(трансформаторное масло типа А по классификации SAE) из
резервуара подается подпитывающим насосом 16 плунжерного
типа (максимальное давление 215 кг!см2). Жидкость идет к ре-
гуляторам 20 положения кузова и далее к упругим элемен-
там 19. В системе предусмотрен возврат жидкости обратно в ре-
зервный бачок. В передней подвеске на колесо приходится один
упругий элемент, в задней — два.

Подвеска автомобиля Файерберд III уравнительного типа:
передний упругий элемент левого или правого колеса соединен
соответственно с одним из задних упругих элементов. Это зна-
чительно улучшает плавность хода автомобиля, так как жест-
кость при вертикальных перемещениях оси передней подвески
уменьшается вдвое, а задней — на одну треть. Недостатком
уравнительной подвески является увеличение угловых колебаний
в продольной плоскости при разгоне и торможении автомобиля,
так как вследствие соединения переднего и заднего колес угло-
вая жесткость в продольной плоскости уменьшается с 330 до
43,5 кгм/град. Для устранения этого недостатка в систему введен
электромагнитный клапан, разобщающий подвеску передних и
задних колес при резком ускорении или замедлении хода авто-
мобиля.

ОСОБЕННОСТИ ЭКСПЛУАТАЦИИ СИСТЕМЫ ПИТАНИЯ

При уходе за пневматической системой питания в первую
очередь необходимо обратить внимание на своевременный вы-
пуск из системы воды (конденсата).

Рекомендуется из ресиверов и масловлагоотделителя конден-
сат выпускать летом еженедельно, а зимой ежедневно в теплом
помещении; на время стоянки желательно оставлять спускной
краник открытым. При спуске воды зимой вне помещения же-
лателен прогрев ресивера.

При отсутствии в системе питания противозамораживателя
для предотвращения замерзания влаги необходимо непосред-
ственно перед выездом заливать в систему питания 0,5—0,8 л
жидкости, незамерзающей при низкой температуре, в том числе
в воздухопроводы 0,2 л, в ресиверы 0,5 лив масловлагоотде-
литель 0,1 л.

Фильтры пылеуловителей, масловлагоотделителя и компрес-
сора необходимо через каждые 2000—3Q00 км пробега промывать
бензином или керосином.

Для проверки герметичности систему питания наполняют
сжатым воздухом и места возможных утечек покрывают мыль-
ной пеной. Появление пузырьков указывает на недостаточную
герметичность соединения.

При эксплуатации гидросистемы гидропневматической под-
вески в первую ^очередь необходимо проверить количество жид-
кости. Проверку проводят при поднятом на нормальную высоту
автомобиле с двигателем, работающем на холостом числе обо-
ротов.
ГЛАВА VII

РЕГУЛИРОВАНИЕ ПОЛОЖЕНИЯ КУЗОВА

РЕГУЛЯТОРЫ ПОЛОЖЕНИЯ КУЗОВА ПРИ ПНЕВМАТИЧЕСКИХ
ПОДВЕСКАХ

Только после введения автоматических регуляторов положе-
ния кузова система пневматической 'подвески приобрела наибо-
лее ценные качества: близкую к постоянной частоту собственных
колебаний при различных статических нагрузках и постоянство
расстояния от кузова до полотна дороги при любых статических
нагрузках.

Эти качества особенно важны для автобусов, так как при
любых нагрузках сохраняется постоянная минимально возмож-
ная высота подножки. Постоянство уровня кузова обеспечивает
также постоянство динамических ходов подвески.

Для сохранения одинаковой частоты колебаний и постоянства
высоты кузова достаточно, чтобы регуляторы положения кузова
включались только при изменении статической нагрузки, а при
движении автомобиля не работали. Для этого ряд регуляторов
имеет специальный механизм — гидравлический замедлитель.
В некоторых случаях применяются более простые регуляторы без
гидравлического замедлителя.

Регуляторы без гидравлического замедлителя

На фиг. 100 показаны схема конструкции и принцип работы
простейшего регулятора. Корпус регулятора прикреплен к ку-
зову, а рычаг 1 через тягу 2 соединен с осью автомобиля. кПри
увеличении нагрузки пневматический упругий элемент сжи-
мается, расстояние между кузовом и осью уменьшается и тяга 2
толкает конец рычага 1 вверх (фиг. 100, б). Рычаг с помощью
звена 6 ’поворачивает кулачок 5, который через плунжер 4
отжимает клапан 5, и воздух из ресивера поступает в упругий
элемент. Поскольку давление воздуха в упругом элементе уве-
личивается, высота его тоже увеличивается, и рычаг становится
в горизонтальное положение, при котором клапан 5 закрывает
доступ воздуха в упругий элемент (фиг. 100, а).

При уменьшении нагрузки (фиг. 100, в) конец рычага 2 пе-
ремещается вниз, и воздух из упругого элемента по -каналу
в плунжере выходит в атмосферу.

Такой регулятор изготовляется фирмой Дженерал Тайр. Ин-
тересным в этой конструкции является передача движения от
тяги 2 к плунжеру 4. Тяга 2 перемещает правый конец рычага 1
вверх и вниз. Рычаг вращается около оси а кулачок 3 —около
точки О'. Кулачок 3 и рычаг 1 соединены проволочным звеном 6.
При такой конструкции наиболее просто достигается необходи-
мое передаточное число. Изменяя профиль кулачка, можно полу-
чить различные зависимости перемещения плунжера 4 от пере-
мещения рычага 1.

Так как количество воздуха в упругих элементах изменяется
не мгновенно, то в начале при увеличении или уменьшении на-
грузки изменяется высота упругих элементов (а значит, и высота
кузова) и только после определенного времени, когда через ре-
гулятор пройдет необходимое количество воздуха, кузов займет
заданное положение. Это время называют временем выравнива-
ния.

Время выравнивания зависит в основном от расхода воздуха
регулятором (пропускной способности регулятора): чем больше
расход воздуха, тем быстрее выравнивание кузова.

Расход воздуха данной конструкцией регулятора зависит
только от перемещения рычага 1 и давления в ресивере и упру-
гом элементе. Поэтому достаточно знать статическую характе-
ристику регулятора, которая представляет собой зависимость
пропускной способности регулятора от перемещения рычага при
заданных давлениях в ресивере и упругом элементе.

На фиг. 101 приведены статические характеристики для раз-
личных регуляторов. Графики, расположенные справа, получены
экспериментально. Слева показаны схемы возможных статиче-
ских характеристик, штрихпунктирные линии соответствуют
увеличенным расходам воздуха; штриховая линия с двумя точ-
ками— минимальному расходу воздуха при выпуске в атмос-
феру и увеличенному расходу при впуске в упругие элементы.

При экспериментальном определении статических характери-
стик при впуске воздуха в упругие элементы (ход рычага вверх)
давление в них увеличивалось с 3 до 5 кг/см\ при выпуске (ход
рычага вниз) давление падало с 5 до 3 кг!см2. Давление в реси-
вере сохранялось постоянным (7 кг/см2).

Вследствие наличия в конструкции регулятора зазоров, рези-
новых клапанов, шарниров и т. д. регулятор не расходует воз-
дух при небольших отклонениях рычага от нейтрального поло-
жения. Поэтому экспериментально полученные статические ха-
рактеристики расхода воздуха идут не из начала координат.
Наибольший ход рычага, при котором регулятор не расходует
воздуха, называется зоной нечувствительности (размер Н на
фиг. 101, б, г, е).
мм

Фиг. 101. Статические характеристики расхода воздуха
при различных системах регуляторов.

а — простейший регулятор (реагирует на все колебания автомобиля);
б — регулятор фирмы Дженерал Тайр (при малых ходах рычага воз-
дух не расходуется); в — регулятор со специальными датчиками,
включающими систему повышенного расхода; г — двухступенчатый
регулятор НАМИ; д — регулятор с системами повышенного и пони-
женного расходов; е — регуляторы с гидравлическим замедлителем;
1 — регулятор фирмы Вестингауз; 2!— регулятор фирмы Кнорр-Бремзе.
Когда отклонения рычага малы (но больше, чем зона нечув-
ствительности), расход воздуха регулятором пропорционален
отклонению рычага. При дальнейшем отклонении рычага расход
воздуха постоянен и практически не зависит от положения ры-
чага. Это объясняется тем, что расход воздуха регулятором за-
висит от сечений, пропускающих воздух. В начале открытия
впускного или выпускного клапанов минимальное проходное се-
чение находится между клапаном и седлом. Это сечение уве-
личивается с увеличением перемещения рычага. /, так как при
этом перемещается плунжер 4 (ом. фиг. 100). При определенном
ходе рычага проходное сечение между клапанами и седлом
становится больше минимального сечения в каналах регулятора,
и расход воздуха станет постоянным, так как зависит уже только
от размеров этого неизменного по величине сечения.

Приближенно расход воздуха регулятором характеризуется
постоянным расходом, не зависящим от перемещения рычага.
Например, согласно графику на фиг. 101,6, расход воздуха
регулятора Дженерал Тайр при впуске составляет 38 л!мин
и при выпуске — 33 л/мин. Потребление воздуха при движении
автомобиля в значительной степени зависит от типа регуля-
тора. При наличии регулятора без замедлителя в течение каж-
дого колебания кузова автомобиля подвеска потребляет воз-
дух; в (Случае установки регулятора с замедлителем воздух при
колебаниях кузова не расходуется.

Для уменьшения потребления воздуха подвеской регуля-
торы без гидравлического замедлителя обычно имеют невысо-
кий расход воздуха. При этом получается существенное время
выравнивания. Например, регулятор Дженерал Тайр при обычно
применяемых давлениях имеет расход воздуха при впуске
около 38 л!мин. Если в задней пневматической подвеске авто-
бусов типа ЛАЗ или ЛИАЗ устанавливать такие регуляторы,
то время выравнивания при посадке в пустой автобус макси-
мального числа пассажиров составит около 3 мин.

Для уменьшения расхода воздуха регуляторы*без гидравли-
ческого замедлителя обычно дросселируют, для чего в каналах
устанавливают жиклеры. Существенное влияние на потребление
воздуха имеет величина зоны нечувствительности. Чем больше
зона нечувствительности, тем меньше потребление воздуха под-
веской. Если уменьшать потребление воздуха путем установки
жиклеров и искусственного увеличения зоны нечувствительно-
сти, то увеличивается время выравнивания и ухудшается чув-
ствительность подвески к изменению нагрузки.

Для уменьшения времени выравнивания без увеличения при
этом потребления воздуха подвеской желательно применять ре-
гулятор с двумя ступенями скорости наполнения пневматических
упругих элементов. На фиг. 101, г показан график статического
расхода этого регулятора, а на фиг. 102 — его конструкция.

При ходе конца рычага вверх до 30 мм плунжер 8 подни-
мает впускной клапан первой ступени 6 и воздух из ресивера,
отжимая обратный клапан 2, через впускной жиклер первой
ступени 3, имеющий малый диаметр (0,8—1 мм), попадает в по-
лость 7 и далее в пневматический упругий элемент. Расход при
этом не превышает 32 л!мин. При ходе рычага более 30 мм
впускной клапан 6 отжимает впускной клапан 17 второй сту-

Фиг. 102. Двухступенчатый регулятор положения кузова:

1 — впускное отверстие (жиклер) второй ступени; 2 — обратный клапан; 3 — впуск-
ное отверстие (жиклер) первой ступени; 4 — рычаг привода; 5 — резино-кордная пла-
стинка; 6 — впускной клапан первой ступени; 7 — полость; 8 — плунжер; 9 — выпуск-
ной канал; 10 — пружина для компенсации износа кулачка; 1Г*— предохранительный
чехол; 12— ось рычага привода; 13 — кулачок; 14 — отверстие для подвода смазки
от масленки; 15 — выпускной жиклер; 16отверстие в клапане первой ступени;

17 — впускной клапан второй ступени; 18 — масленка.

пени, и воздух, проходя между седлом и клапаном, дроссели-
руется только жиклером 1 большего диаметра (1,5 мм), чем
жиклер 3, поэтому расход увеличивается до 135 л/мин.

При уменьшении нагрузки плунжер 8 опускается, и воздух
по каналу 9 в плунжере выходит в атмосферу, отжимая при
этом резиновый чехол 11.

Амплитуда зоны нечувствительности регулятора составляет
примерно ±ilO мм (см. фиг. 101, г). Опа получается за счет
деформации резины клапана 6 и зазоров в звеньях регулятора;
кроме того, чувствительность регулятора уменьшается из-за
наличия упругой пластинки 5, связывающей рычаг регулятора
с неподрессоренными массами.

Включение второй ступени впуска зависит от зазора между
клапанами 6 и 17, передаточного числа звеньев регулятора и
амплитуды зоны нечувствительности. Так как передаточное
число равно 40, а зазор 0,6 мм, то ход плунжера, приведенный
к ходу рычага, до включения второй ступени впуска составит
24 мм. Ход рычага для включения второй ступени впуска равен

сумме хода плунжера и амплитуды зоны нечувствительности,
т.' е. 34 мм.

Фиг. 103. Регулятор положения
кузова с ускоренными впуском и
выпуском воздуха при изменении
статической нагрузки:

1 — штуцер подвода воздуха; 2 и 11 —
плунжеры; 3 — канал для выравнива-
ния давления; 4 — клапан с жиклером;

5 — проволочка; 6 >— трубопровод к
пневматическому упругому элементу:
7 — рычаг клапана; 8 — фильтр; 9 — ку-
лачок; 10 — фильтр выпускного отвер-
стия; 12 — клапан впуска и выпуска
воздуха; 13 — обратный клапан; 14 —
фильтр; 15 К отверстие для подвода
воздуха; 16 — канал.

При наличии двухступенчатого
регулятора время1 выравнивания
задней подвески после полного
нагружения порожнего автобуса
типа ЛАЗ или ЛИАЗ равно при-
мерно 1 мин, т. е. в 3 раза мень-
ше, чем при одноступенчатом ре-
гуляторе.

Для уменьшения потребления
воздуха подвеской и ускорения
выравнивания кузова регулято-
ры без гидравлического замедли-
теля иногда имеют специаль-
ные приспособления для уве-
личения в необходимые моменты
расхода воздуха. Например, на
легковых автомобилях и автобу-
сах нагрузка обычно изменяется
при открытых дверях. Поэтому
в ряде конструкций регуляторов
при открытии дверей включа-
ется специальный датчик, ко-

торый приводит в действие си-
стему^ ускоренного расхода воз-
духа. График расхода воздуха
такого регулятора показан на
фиг. 1101, в. Расход воздуха при
закрытых дверях изображен
сплошной линией, при откры-
тых дверях — штриховой линией.

Регулятор, увеличивающий расход воздуха при открытых
дверях, применялся на автомобилях Форд 1958 г. (фиг. 103).
При увеличении нагрузки автомобиля кулачок 9 поднимает
плунжер И, который отжимает клапан /2; тогда воздух, под-
веденный из ресивера под давлением 10,5 кг/см2 к отверстию 15.
проходит через фильтр 14 и, отжимая обратный клапан 13, че-
рез зазор между корпусом и плунжером 11 попадает в канал 16
[58]. Расход воздуха зависит от положения клапана 4. При за-
крытых дверях клапан 4 находится в верхнем положении, и
воздух, поступающий то каналу 16, может проходить только че-
рез небольшое отверстие (жиклер) в клапане (для предохране-
ния от загрязнения в отверстие вставлена колеблющаяся во
время движения проволочка 5), и расход воздуха мал. При от-
крытой двери включается электропневматический клапан, про-
пускающий воздух с большим давлением к плунжеру 2, кото-
рый опускается и отжимает клапан 4 вниз. Тогда воздух может
проходить через значительное сечение между клапаном 4 и кор-
пусом, вследствие чего увеличивается ’расход воздуха и
уменьшается время выравнивания. Воздух в этом регуляторе,
как и в предыдущих, выпускается при опускании плунжера 11.
Таким образом, выпуск воздуха может быть медленным, если
двери закрыты и клапан 4 расположен наверху, и быстрым, если
дверь открыта и клапан 4 отжат вниз.

Элемент, изменяющий расход воздуха, может включаться
не только от датчика, срабатывающего при открывании дверей,
но и от датчика, реагирующего на изменение числа оборотов
двигателя, положение педали подачи топлива, включение первой
передачи, остановку двигателя и т. п.

При аварийном уменьшении давления в системе питания же-
лательно, даже при уменьшении нагрузки, совсем прекратить
выпуск воздуха в атмосферу. Схема такого регулятора (фирмы
Вестингауз) показана на фиг. 91, а характеристика расхода
воздуха — на фиг. 101, д. Обычно при нормальном давлении
в ресивере поршень 14 под давлением воздуха в камере 13 опу-
щен до упора 15. В этом случае при уменьшении нагрузки на
подвеску рычаг 12 поднимает плунжер 19, который отжимает
клапан 20, и воздух из упругого элемента проходит по краям
клапана и нижнего фланца поршня 14 (только при опущенном
поршне) через отверстие 21 в атмосферу. При увеличении на-
грузки плунжер 19 опускается и воздух из ресивера, отжимая
обратный клапан 16, через отверстие 17 проходит в камеру 18
и далее к упругим элементам.

При давлении в ресивере ниже нормального поршень 14 на-
ходится в верхнем положении и нижним фланцем закрывает
проход воздуха из упругого элемента к отверстию 21, поэтому
выход воздуха <в атмосферу невозможен. В этом случае при
увеличении нагрузки доступ воздуха из ресивера к упругому
элементу облегчен, так как при верхнем положении поршня 14
пружина 'Обратного клапана (сжата незначительно:

Одним из недостатков регулятора без гидравлического за-
медлителя является некоторое изменение высоты кузова при
движении автомобиля. Объясняется это тем, что нейтральное
положение рычага регулятора в статических и динамических
условиях может быть различным.

Статическое нейтральное положение рычага регулятора нахо-
дится посередине зоны нечувствительности. Динамическое ней-
тральное положение соответствует равенству динамических рас-
ходов регулятора при впуске и выпуске. Динамический расход
воздуха представляет собой пропускную способность регуля-
тора соответственно при впуске или выпуске для данной ампли-
туды колебаний рычага регулятора.

Динамический расход воздуха регулятором зависит от раз-
меров проходных сечений, амплитуд колебаний, давлений в ре-
сивере и упругих элементах. Только при определенном соот-
ношении этих параметров динамические расходы воздуха во
время впуска и выпуска будут равны. При конструировании
и доводке регулятора сечение проходных отверстий подбирают
так, чтобы для средней амплитуды колебаний и выбранной сред-

Фиг. 104. Изменение высоты двойных пневмобаллонов 250—200 в динами-
ческих условиях в зависимости от конструкции регулятора и давления
в пневмобаллоне /(амплитуда колебаний рычага ±30 мм\ частота колеба-
ний 60 кол)мин); Л// — изменение высоты пневмобаллона в динамических
условиях от высоты Н (при \Н — 0) в статическом положении.

ней нагрузки на автомобиль динамические расходы при впуске
и выпуске были равны. Тогда при такой нагрузке и амплитудах
колебаний вследствие равенства расходов высота кузова одина-
кова во время стоянки и движения автомобиля, и поэтому ста-
тическое и динамическое нейтральные положения совпадают.
Для других нагрузок, а следовательно, для других соотноше-
ний между давлениями, расходы при впуске и выпуске неодина-
ковы, и во время движения высота кузова изменится, так как
изменяется высота пневмобаллона и соответственно среднее
положение рычага регулятора до тех пор, пока расходы воздуха
при впуске и выпуске не уравновесятся. Проведенные стендовые
испытания показали, что изменение высоты может быть значи-
тельным.

На фиг. 104 приведены результаты стендовых испытаний по
влиянию конструкции регулятора на высоту Н двойного пневмо-
202
баллона .260—200. .Кривые 1 и 2 ’показывают зависимость дав-
ления р в пневмобаллоне от изменения его высоты АН при
постоянной статической нагрузке. Кривая 1 соответствует ма-
ксимальной статической нагрузке (1260 кг) на пневмобаллон
задней подвески экспериментального автомобиля ЗИЛ-164, кри-
вая 2—минимальной нагрузке (280 кг). Кривые 3—6 представ-
ляют ту же зависимость, но- в динамических условиях при
различных конструктивных параметрах регуляторов. Эти кри-
вые показывают, при каком соотношении высоты пневмобаллона
и давлении в нем регуляторы имеют одинаковый расход на
впуск и выпуск, т. е. являются кривыми равновесного состояния.
Влияние диаметра выпускного жиклера двухступенчатого ре-
гулятора при давлении в ресивере 7 кг/см2 показано кривой 3
для диаметра 0,8 мм и кривой 4 для диаметра 1,5 мм. При диа-
метре выпускного жиклера 1,5 мм динамическая высота бал-
лона соответствует статической высоте при давлении в пневмо-
баллоне 2,8 кг/см2.

При полной нагрузке равновесное состояние, т. е. равенство
динамических расходов при впуске и выпуске воздуха регуля-
тором, наступит при уменьшении статической высоты пневмо-
баллона на 2,8 мм, так как в этой точке происходит пересечение
кривой 1 максимальной статической нагрузки и кривой 4 равно-
весного состояния. При минимальной нагрузке высота пневмо-
баллона в динамических условиях увеличится примерно на
16 мм. Равновесное состояние определяется точкой пересече-
ния кривой 2 и кривой 4.

В регуляторах с меньшим расходом при выпуске высота
пневмобаллонов в динамических условиях увеличивается значи-
тельно, так как на графике равновесная кривая сдвинется
вправо. Например, кривая 3 соответствует двухступенчатому
регулятору с диаметром выпускного жиклера 0,8 мм. В этом
случае при максимальной нагрузке высота пневмобаллона
в динамических условиях увеличится на 5,5 мм-, а при ми-
нимальной нагрузке — в значительно большей степени, т. е.
примерно на 22 мм (равновесное состояние определяется при-
ближенно, как точка пересечения кривых 2 и 3). Очевидно,
что регулятор с таким выпускным жиклером применять нельзя.
Кривые 5 и 6 получены при испытаниях одноступенчатого
регулятора при давлениях в ресивере 7 кг/см2 (кривая 5) и
6 кг}см2 (кривая 6).

Анализируя приведенные на фиг. 104 результаты испыта-
ний, можно сделать вывод, что желательно как можно более
крутое протекание кривой равновесного состояния. В этом слу-
чае при динамических условиях высота пневмобаллона меняется
незначительно и мало зависит от нагрузок на пневмобаллон.
Поэтому и в данном случае двухступенчатые регуляторы пред-
почтительнее одноступенчатых. Кривая равновесного состояния
должна проходить так, чтобы при средней величине нагрузки
203
Фиг. 105. Зависимость динамического рас-
хода воздуха двухступенчатым регулятором
от давления в упругом элементе при (раз-
ных диаметрах Аж выпускного жиклера
(диаметр впускного жиклера первой сту-
пени 0,75 мм, второй ступени—1,5 мм).

и заданных амплитудах динамическая высота не отличалась от
статической.

Кроме некоторого изменения высоты кузова при движении,
регуляторы без гидравлического замедлителя обладают еще
одним недостатком: большое потребление воздуха подвеской.
Потребление воздуха при движении автомобиля в значительной
мере зависит от конструкции регулятора. На фиг. 105 показано
влияние диаметра выпускного жиклера (1Ж на зависимость ди-
намического расхода воздуха двухступенчатым регулятором от
давления в упругом элементе в начале замера расхода воздуха.

Испытания проводи-
лись на стенде с постоян-
ной амплитудой переме-
щения конца рычага, рав-
ной ±30 мм. Расход воз-
духа измеряли при раз-
личных начальных давле-
ниях в упругом элементе.
При этом давление в ре-
сивере уменьшается с 7
до 5 кг! см2 (Лррес =
= 2 кг!см2). Для выпуск-
ного жиклера диаметром
0,8 мм проводился опыт
также при падении дав-
ления с 7 до б кг/см2
(Лррес = 1 кг!см2). Объем
ресивера составлял 20 л.
Приведенные на фиг. 105
результаты испытаний

получены при частоте" колебаний рычага регулятора, равной
ВО кол/мин. Испытания, проведенные при частотах 100 и
150 кол/мин, показали, что в пределах частот ВО—150 кол/мин
расход не зависит от частоты колебаний.

При начальных давлениях в упругом элементе меньше мини-
мального давления в ресивере давление в упругом элементе
падает незначительно; с увеличением начального давления
в упругом элементе растет и расход воздуха. При начальных
давлениях более 5 кг/см2 давление в упругом элементе в про-
цессе замера расхода значительно падает, так как давление
в ресивере уменьшается с 7 до 5 кг/см2 и становится равным
давлению в упругом элементе. В этом случае расход воздуха
с увеличением начального давления (при жиклерах диаметром
1,5 и 0,8 мм) уменьшается.

Таким образом, как показали испытания, расход воздуха
уменьшается с уменьшением диаметра выпускного жиклера.
Это не означает, что можно выбирать регулятор по величине
расхода: параметры регулятора выбирают (см. фиг. 104) так>
204
чтобы изменение высоты упругого элемента в динамических
условиях было минимальным.

Потребление воздуха пневматической подвеской автомобиля
зависит от конструкции регулятора и условий эксплуатации.
На фиг. 106, а и б приведены графики потребления расхода воз-
духа задней пневматической подвеской автомобиля ЗИЛ-164
при двухступенчатом регуляторе НАМИ (сплошные кривые) и
одноступенчатом регуляторе Дженерал Тайр (штриховые кри-

Фиг. 106. Потребление воздуха задней пневматической
подвеской экспериментального автомобиля ЗИЛ-164:
а — автомобиль без нагрузки; б — автомобиль с нагрузкой;
1 — дорога с асфальтовым покрытием; 2 — дорога с булыжным
покрытием.

гах с различным покрытием на автомобиле с нагрузкой и без
нее.

Потребление воздуха при двухступенчатом регуляторе су-
щественно меньше, чем при одноступенчатом. Это объясняется
значительно большей зоной нечувствительности у двухступен-
чатого регулятора и несколько меньшим расходом воздуха при
включении его первой ступени по сравнению с расходом воз-
духа одноступенчатым регулятором.

Регуляторы с гидравлическим замедлителем

Для того чтобы при колебаниях автомобиля подвеска не
потребляла воздуха, конструкция регулятора дополняется спе-
циальным механизмом — гидравлическим замедлителем.

Рассмотрим работу регулятора с гидравлическим замедли-
телем фирмы Бош, применяемого на автобусе Мерседес-Бенц
модель 0-317 (фиг. 107,а). При статическом увеличении на-
грузки (фиг. 107, б) конец рычага 4 поднимается, ролик 3 пово-
рачивается и толкает полый стержень 2 влево. Стержень
отжимает клапан /, и воздух из ресивера поступает в пневмо-
баллон. При уменьшении нагрузки (фиг. 107, в) стержень пере-
мещается вправо, и воздух по каналу в стержне уходит в ат-
мосферу.

Воздушная система включается с замедлением по времени
вследствие того, что при повороте ролика должен переместиться
также поршень 9. При этом поршень прогоняет жидкость по
дросселированному каналу 11. Для перетекания жидкости тре-
буется определенное время. Регулирование времени замедления

Фиг. 107. Регулятор положения кузова с гидравлическим замедлителем
системы Бош.

осуществляется винтом 10, с помощью которого изменяется се-
чение канала 11.

Для связи со стержнем и поршнем на ролике имеются два
противоположно расположенных паза. В верхний паз входит
выступ полого стержня, в нижний — выступ поршня.

При быстром перемещении рычага 4 создается значительное
гидравлическое сопротивление перемещению поршня и сраба-
тывает установленное на оси 5 выключающее устройство, со-
стоящее из диска 7, трех стальных шариков S, ролика 3 и пру-
жины 6.

Ролик 3 не связан жестко с осью рычага и может по шли-
цам перемещаться вдоль оси. Пружиной 6 ролик прижимается
к диску 7, жестко связанному с осью рычага. Между роликом
и диском в конических углублениях находятся шарики. Если
206
поршень препятствует вращению ролика, то при повороте оси 5
и диска 7 седла шариков в диске и ролике не совпадают, и ро-
лик отходит влево, сжимая пружину. При задержке рычага
в отклоненном положении жидкость перетечет по каналу,
поршень, передвигая1сь, ’ даст возможность повернуться ролику,
и воздушная система включится в работу. При этом пружина
отожмет ролик к диску. Когда рычаг перемещается быстро,
что соответствует колебаниям автомобиля при движении, пор-
шень не успевает переместиться, и воздушная сиСтем-а не вклю-
чается.

Таким образом, при отклонении рычага регулятора с ги-
дравлическим замедлителем от нейтрального положения вклю-
чение воздушной системы происходит с некоторым замедлением
по времени \ называемым временем замедления срабаты-
вания.

Характеристикой замедления срабатывания называется за-
висимость времени замедления от перемещения рычага.

Регуляторы желательно сравнивать по времени замедления
срабатывания при определенном перемещении рычага. Наибо-
лее удобно сравнение при минимальном перемещении, превы-
шающем половину зоны нечувствительности на 10—20%. Время
замедления срабатывания регулятора при минимальном переме-
щении рычага кратко называют временем срабатывания.

В регуляторе фирмы Кнорр-Бремзе (фиг. 108) на оси ры-
чага 1 закреплен кулачок 4, связанный поршнями 5, нагружен-
ными пружинами 2 с коромыслом 5. Коромысло может повора-
чиваться вокруг оси рычага 1. При повороте коромысла пере-
мещается поршень 7 и жидкость перетекает через отверстие 9,
дросселированное винтом 8.

При повороте коромысла по часовой стрелке открывается
впускной клапан 6, при повороте в противоположном направле-
нии— выпускной клапан 10.

Поворот коромысла возможен только при медленном вра-
щении рычага /, например при изменении статической нагрузки
или при задержке рычага в отклоненном положении, когда
жидкость, перетекая через задросселированное отверстие 9,
даст возможность переместиться поршню 7. При резком пово-
роте рычага /, соответствующем динамическому приложению
нагрузки, коромысло 5 не поворачивается, так как жидкость не
успевает перетекать через отверстие 9. В этом случае при вра-
щении кулачка 4 происходит только перемещение поршней 3
и сжатие пружин 2.

Недостатком регуляторов, показанных на фиг. 107 и 108,
является то, что при движении автомобиля (некоторые детали

1 Если пружинящий элемент замедлителя вынесен из регулятора (см.
фиг. 109), то вместо отклонения рычага следует рассматривать отклонение
конца пружины.
регулятора всё же работают. Особенно опасен выход из строя
сальников.

Желательно, чтобы отключающее устройство было располо-
жено до подвижных частей регулятора, тогда эти части будут
перемещаться только при изменении статической нагрузки, и
долговечность регулятора увеличится.

В регуляторе, принципиальная схема которого изображена
на фиг. 109, элемент /, пружинящий при кратковременных на-
грузках (из-за колебаний автомобиля), вынесен из регулятора
в систему тяг. При кратковременной нагрузке, когда благодаря
наличию гидравлического замедлителя сопротивление пере-
208 **
мещению рычага 2 велико, элемент /, представляющий собой
спиральную пружину, прогибается, а рычаг 2 остается непо-
движным.

При изменении статической нагрузки рычаг 2 поворачивает
кулачок (ролик) 9, на котором имеются два противоположно
расположенных паза. В верхний паз входит выступ полого
стержня 6. Стержень 6 при перемещении вправо отжимает
клапан 7, впускающий сжатый воздух в пневмобаллон; при
движении стержня 6 влево отжимается клапан 3 и воздух из
пневмобаллона выпускается в атмосферу.

Фиг. 109. Регулятор положения кузова с отключающим
устройством, расположенным отдельно от регулятора.

Нижний паз ролика 9 соединен с поршнем 8 гидравлического
замедлителя. Преимуществом горизонтального расположения
поршней и стержня 6 является отсутствие влияния вертикаль-
ных ускорений на их работу. Впускной 7 и выпускной 3 кла-
паны прижаты к седлам пружинами. Когда отжат впускной
клапан, то воздух проходит из ресивера 4 между седлом и кла-
паном через прорезь в стержне 6 и отверстие во впускном кла-
пане к пневмобаллонам.

При отжатом выпускном клапане пневмобаллоны через от-
верстия во впускном клапане, сверление и прорезь в стержне
и щель между седлом и выпускным клапаном сообщаются
с. атмосферой.

Отверстие в центре выпускного клапана 3 обеспечивает по-
стоянство давления с обеих сторон клапана. Если бы этого от-
верстия не было, то при открытии впускного клапана 7 и,
следовательно, увеличении давления в канале, где расположен
стержень, открывался бы выпускной клапан.

Зак. 2/249 209
При статическом изменении нагрузки гидравлический за-
медлитель не влияет на сопротивление перемещению рычага 2.
В этом случае для перемещения рычага 2 необходимо лишь
преодолеть силы трения и противодавление воздуха. Жела-
тельно, чтобы при действии этой минимальной силы пружина
не изгибалась. С этой целью пружину изготовляют с пред-
варительным натягом, обеспечивающим начало изгиба пру-
жины только при действии на рычаг 2 силы, превышающей
2 кг.

При регуляторе данного типа имеется конструктивное раз-
личие в элементах, выпускающих воздух, при применении двух
регуляторов на ось (по одному на колесо) или одного регуля-
тора на ось. Первая конструкция, обычно применяемая в зад-
ней подвеске, описана выше. В этом случае отверстие D в торце
регулятора закрыто и воздух выпускается в атмосферу по по-
лому стержню 6 через отверстие 5 (отверстие 5 необходимо за-
крывать фильтром).

В случае применения одного регулятора на два колеса (пе-
редняя подвеска) стержень делают сплошным, и выходящий
в атмосферу воздух проходит из изолирующего клапана 11 (см.
фиг. 87) по трубопроводу к фильтру 10 и далее через отвер-
стие D (фиг. 109) и отверстие 5 в атмосферу.

Регуляторы фирмы Вестингауз получили значительное
распространение; их применяют на автобусах Сетра ST-110,
Хеншель HS-160USL, Магирус «Сатурн» IIL и на ряде при-
цепов.

На фиг. 101, е приведены полученные экспериментально ста- f
тические характеристики расхода воздуха регуляторов с гид-
равлическим замедлителем. Так как при регуляторах этого типа
потребление воздуха подвеской при движении автомобиля ми-
нимально, то для ускорения выравнивания кузова они могут
иметь большие расходы воздуха.

Например, расход воздуха регулятором Вестингауз
(фиг. (101, е) при впуске составляет 1200 л)мин, т. е. в 32 раза
больше, чем расход одноступенчатым регулятором. Поэтому
время выравнивания задней подвески для автобусов ЛИАЗ и
ЛАЗ равно примерно 15 сек (время срабатывания регулятора
9 сек и время подачи воздуха 6 сек).

Желательно, чтобы время срабатывания обеспечивало бы
отсутствие расходов воздуха не только при вертикальных коле-
баниях автомобиля, но и при крене на поворотах. При реагиро-
вании регулятора в случае крена автомобиль при дви-
жении по дороге с S-образным поворотом может оказаться
наклоненным в сторону действия центробежной силы. При уве-
личении времени замедления увеличивается время выравнива-
ния кузова, что нежелательно. Поэтому рекомендуется иметь
время замедления порядка 7—10 сек, что незначительно увели-
чивает время выравнивания, но при этом регулятор не
210
реагирует на крен во время .подавляющего числа пово-
ротов.

Время срабатывания в значительной степени зависит от
вязкости применяемой в регуляторе жидкости и поэтому суще-
ственно меняется с изменением температуры. Для уменьшения
влияния температуры рекомендуется применять полиоргано-
сил оксановые (силиконовые) жидкости, отличающиеся мини-
мальным изменением вязкости ,с изменением температуры.

Фирма Вестингауз рекомендует для регуляторов, изображен-
ных на фиг. 109, полиорганическую жидкость, имеющую при
20° С вязкость 445 сст и при 50° С вязкость 133 сст (в регулято-
рах первых образцов фирма применяла жидкость меньшей
вязкости). В регуляторах Кнорр-Бремзе (см. фиг. 108) приме-
няется полиорганосилоксановая жидкость с вязкостью соответ-
ственно 139 и 38 сст. Из отечественных жидкостей для приме-
нения в регуляторах может быть рекомендована полиэтил-
силоксановая жидкость № б. По техническим условиям МХП
2416-54 эта жидкость имеет плотность 0,99—1,02 г/см3, темпера-
туру вспышки не ниже 250° С и содержание SiO2 в пределах
58—62%. Вязкость этой жидкости при температурах +50°;
+ 20°; 0° и —20° С соответственно равна ПО; 248; 497; 1156 сст.

Регуляторы с замедлителем по сравнению с регуляторами
без замедлителя обладают следующими преимуществами: более
быстрое выравнивание кузова, меньшее потребление воздуха
пневматической подвеской и меньший износ деталей регулятора
за счет отключения системы при движении. Недостатками этих
регуляторов является усложнение конструкции вследствие при-
менения гидравлического замедлителя, большие вес и габарит-
ные размеры.

На автобусах особенно важно иметь быстрое выравнива-
ние, минимальное потребление воздуха и надежность в работе.
В наибольшей мере этим требованиям отвечают регуляторы
-с гидравлическим замедлителем.

Рекомендуется применять три регулятора: два на более на-
груженной оси, один — на менее нагруженной. Установка регу-
ляторов на каждое колесо может привести к неравномерным
нагрузкам на колеса и износу шин.

При установке одного регулятора на переднюю ось жела-
тельно, чтобы он был связан с серединой оси, тогда на работе
регулятора в меньшей степени будут отражаться угловые коле-
бания кузова и оси. Если имеется стабилизатор, то регулятор
лучше приводить в действие от середины стабилизатора.

Определение времени выравнивания кузова

Как было указано, время, в течение которого после измене-
ния статической нагрузки кузов займет первоначальное поло-
жение, называется временем выравнивания.

14* 211
Время выравнивания зависит от количества воздуха, кото-
рое необходимо подать в упругие элементы (или количество
воздуха, выпускаемого из упругих элементов), и расхода .воз-
дух а регулятором.

Для регуляторов с гидравлическим замедлителем время вы-
равнивания

t = t3aM + ^, (П4)

где taa» — время замедления регулятора;

Q — статический расход воздуха регулятором;

Vc — объем воздуха, необходимый для заполнения пнев-
матических упругих элементов или выпускаемый из
них чёрез данный регулятор.

Объем воздуха

Vc = &pV, (115)

тде Др — изменение давления в упругом элементе при измене-
нии нагрузки;

V — объем упругих элементов и резервуаров упругих эле-
ментов передней или задней подвесок.

Регуляторы без гидравлического замедлителя практически
включаются мгновенно, т. е. t3aM=Q. Поэтому при одноступен-
чатом регуляторе время выравнивания

/ = -£• (П6)

Для двухступенчатого регулятора время выравнивания при
увеличении нагрузки слагается из времени t2 работы второй
ступени и работы первой ступени, т. е.

При увеличении нагрузки пневматический упругий элемент
сжимается. В случае, когда сжатие значительно, включается
в работу вторая ступень регулятора, поступление воздуха
в упругий элемент увеличивается, а следовательно, становится
больше высота упругого элемента. При определенном уве-
личении высоты упругого элемента, когда его высота отли-
чается от номинальной на величину Ль вторая ступень
регулятора выключается, и начинает работать первая сту-
пень.

При расчете подачи воздуха двухступенчатым регулятором
удобнее определить вначале объем воздуха, проходящего
только через клапан первой ступени. Первая ступень регуля-
тора работает в диапазоне уменьшения высоты упругого эле-
мента от 0 до hi. Для расчета необходимо по графикам упругих
характеристик (см. гл. III) определить давление в упругом
элементе при данной нагрузке и номинальной высоте упругого
элемента и давление при этой же нагрузке и уменьшении вы-
соты упругого элемента на величину Ль
212
Тогда при работе только первой ступени регулятор пропу-
стит объем воздуха

Vc1-(^+1)V-(a + 1)V1, (117)

где р и pi — давление при заданной нагрузке соответственно
при номинальной высоте упругого элемента и
уменьшении высоты упругого элемента на hi;

V и V\ — объем упругого элемента и резервуаров упругого
элемента соответственно при нормальной высоте
упругого элемента и при уменьшении высоты
упругого элемента на hi.

Время работы первой ступени

где Qi — статический расход первой ступенью регулятора.

При расчете времени Л наибольшую сложность представляет
Определение давления pi. Если нет данных по зависимости дав-
ления от деформации, но известна зависимость эффективной
площади Fg упругого элемента от его высоты, то давление опре-
деляется по формуле

Pi = -tr,
г э

! где Р— нагрузка на упругий элемент.

Количество воздуха, поданного при работе второй ступени,
определяется как разность общего потребного воздуха и воз-
духа, поданного первой ступенью [уравнения (115) и (117)].
Тогда время работы второй ступени

Q2 /

В табл. Я? приведено время выравнивания для регуляторов
положения кузова различных типов. Расчет времени выравни-
вания дан для задней подвески автомобиля ЗИЛ-164 при
объемах резервуаров упругих элементов 7 и 14 л и для перед-
ней подвески автобуса ЛАЗ-695 при резервуарах емкостью 11
и 22 л. Расчет проведен по приведенным выше зависимо-
стям.

Приведенные в табл. 7 результаты расчета показывают су-
щественное влияние типа регулятора на время выравнивания
положения кузова. Для регуляторов с гидравлическим замедли-
телем это время составляет 11—18 сек. В случае применения
двухступенчатых регуляторов это время возрастает до 1—3 мин,
а для одноступенчатых регуляторов — до 2,5—6 мин.
Таблица 7

Время выравнивания положения кузова при применении различных
регуляторов

Параметры Задняя под- веска автомо- биля ЗИЛ-164 Передняя под- веска автобуса ЛАЗ-695
Объем резервуаров упругих элементов вл.. 7 14 11 22
Требуемый объем воздуха вл 163 246 97 157
Время выравнивания в мин* регулятор с гидравлическим замедлителем (расход Q = 1200 л)мин и время замед- ления t3aM = 6 сек) в мин 0,236 0,305 0,18 0,23
одноступенчатый регулятор 4,07 6,15 2,42 3,92
Количество воздуха, подаваемого в упругие элементы при работе двухступенчатого ре- гулятора, в л: первая ступень 32 57 26 46
вторая ступень 131 189 71 111
Время работы в мин'. первой ступени 0,8 1,42 0,65 1,15
второй ступени 0,94 1,35 0,51 0,8
Время выравнивания при двухступенчатом ре- гуляторе в мин 1,74 2,77 1,16 1,95

РЕГУЛИРОВАНИЕ ПОЛОЖЕНИЯ КУЗОВА
ПРИ ГИДРОПНЕВМАТИЧЕСКИХ ПОДВЕСКАХ

В гидропневматических подвесках весовое количество воз-
духа (или газа) в упругом элементе не меняется, а сохранение
постоянства положения кузова при изменении нагрузки на
упругий элемент осуществляется за счет изменения количества
жидкости в системе. Для повышения давления при увеличении
нагрузки в систему из резервуара 3 (см. фиг. 97, а) подается
дополнительная жидкость, а при уменьшении нагрузки жид-
кость вытекает из системы в резервуар 3.

Регулятор положения кузова автомобиля Ситроен DS-19
(фиг. НО) представляет собой золотниковый клапан. В кор-
пус 1 клапана ‘запрессована направляющая 6, по которой может
перемещаться в осевом направлении золотник 2. В положении,
изображенном на .фиг. НО, упругий элемент изолирован от
гидравлической системы. При перемещении золотника налево
соединяются каналы 10 и 7, и жидкость подается в упругий эле-
мент. При движении золотника направо жидкость вытекает из
упругого элемента через каналы 7 и 11.

Для осуществления автоматического регулирования положе-
ния кузова золотник 2 с помощью рычагов 3 и 12 и торсиона 13
связан с серединой торсиона 14 стабилизатора крена кузова.

При изменении статической нагрузки изменяется расстояние
между колесами и кузовом. Торсион 14 поворачивается вокруг
214
оси, и этот поворот через рычаги и торсион 13 передается на
золотник.

Для того чтобы автоматическое регулирование положения
кузова происходило только при статическом изменении нагрузки
и регулятор не реагировал на динамические изменения на-
грузки при движении автомобиля, введено гидравлическое за-
медление включения регулятора. С этой целью торцовые сто-

От распределительного

клапана

Фиг. ПО. Регулятор положения кузова и его привод
у гидропневматической подвески автомобиля Ситроен DS-19.

роны регулятора закрыты резиновыми диафрагмами 4 и 9,
а полости 5 и 8 заполнены жидкостью. При перемещении золот-
ника Изменяются объемы полостей 5 и 8 и жидкость по узкому
каналу .в направляющей 6 (на фигуре не показан) перетекает
из одной полости в другую. При медленном изменении положе-
ния кузова, т. е. при статическом изменении нагрузки, сопро-
тивление перетеканию жидкости незначительно. При динамиче-
ском приложении нагрузки создается значительное сопро-
тивление перемещению золотника, торсион 13 регулятора
закручивается и золотник не перемещается.
ПРИНУДИТЕЛЬНОЕ РЕГУЛИРОВАНИЕ ПОЛОЖЕНИЯ КУЗОВА

Одним из преимуществ пневматической подвески является
возможность по желанию водителя изменять положение кузова.
Это дает возможность водителю при необходимости поднять
кузов и увеличить дорожный просвет (клиренс), т. е. повысить
проходимость автомобиля, а также снять колесо без примем
нения домкрата. Для тягача при изменении положения кузова
можно облегчить сцепку с прицепом.

На ряде автомобилей загрузка происходит мгновенно. На
автомобили-самосвалы при погрузке из ковша экскаватора груз
попадает с некоторой высоты так, что упругие элементы испы-
тывают в момент погрузки динамические нагрузки, превышаю-
щие вес груза. На таких автомобилях, для того чтобы при по-
грузке не было пробивания подвески, желательно еще до
начала погрузки увеличить давление в упругих элементах. Это
можно осуществить с помощью приспособления для принуди-
тельного регулирования положения кузова.

Наиболее удачно устройство для принудительного измене-
ния положения кузова осуществлено на автомобиле Ситроен
DS-J9 с гидропневматической подвеской (фиг. 111,а). Регуля-
торы 1 и 13 положения кузова передней и задней подвесок по-
средством рычагов 2 и 12 соединены с торсионами привода
регуляторов. Торсионы 13 (см. фиг. ПО) другим концом при-
соединены к торсионам стабилизаторов передней и задней
подвески, вследствие чего положение кузова автоматически регу-
лируется при изменении нагрузки на автомобиль.

Для принудительного изменения положения кузова рычаги 2
и 12 (фиг/ 111, а) соединены через систему тяг и рычагов с ру-
кояткой 7 изменения дорожного просвета. В системе имеется
также торсионный элемент 4, Для увеличения высоты располо-
жения кузова над дорогой рукоятку 7 переводят вверх. Тогда
рычаги 2 и 12 поворачиваются, так что золотник соединяет
гидравлическую систему подачи жидкости с упругим элементом.
В результате кузов поднимается, при этом стабилизатор крена
кузова поворачивается и дополнительно закручивает торсион 13
(см. фиг. ПО) регулятора. Действие этого торсиона противопо-
ложно действию торсиона 4 (фиг. 1Ы, а), «поэтому при опреде-
ленном подъеме кузова момент закручивания торсиона регуля-
тора достигает величины, достаточной для преодоления момента,
создаваемого торСионом 4, и золотник перемещается в нейтраль-
ное положение, т. е. упругий элемент разобщается от гидравли-
ческой системы.

Для уменьшения высоты расположения кузова рукоятку 7
ставят в нижнее положение. В этом случае, благодаря предва-
рительному закручиванию торсиона 4, преодолеваются направ-
ленные в противоположную сторону усилия торсиона регуля-
тора, и золотник, перемещаясь вправо (фиг. ПО), дает возмож-
216
ность жидкости вытекать из упругого элемента. Кузов опу-
скается и стабилизатор крена, поворачиваясь, раскручивает
торсион 13 регулятора. Наступает момент, когда усилия тор-

Фиг. 111. Устройство для принудительного изменения положения кузова:
а — для гидропневм этической подвески; б >— для пневматической подвески; 1 — ре-
гулятор положения кузова передней подвески; 2 и 12 — рычаги привода регуляторов;
3 и 11— регулируемые тяги; 4>—торсионный элемент; 5 и 9 — тяги к регуляторам;
6 и 8 — рычаги соединения с подвеской; 7—-рукоятка; 10 — рычаг; 13 F— регулятор
положения кузова задней подвески; 14 — фильтр; 15 — клапан регулятора давления;
16 — диафрагма; 17 — винт регулировки давления; 18 — плунжер; 191— калиброван-
ное отверстие диаметром 0,75 мм; 20 — сетка; 21 — эксцентрик; 22 — канал.

сиона 4 (фиг. 111, а) начинают превышать усилия торсиона
регулятора, и золотник перемещается в нейтральное положение.

Кроме нормальной высоты расположения кузова, с которой
рекомендуется эксплуатация автомобиля, можно для увеличе-
ния дорожного просвета приподнять кузов еще в два положения.
Для преодоления особо трудных йрепятствий или для смены
колеса можно поднимать кузов в третье, наиболее высокое по-
ложение.

В пневматической подвеске с изменяемым объемом воз-
духа для возможности принудительного регулирования в си-
стему питания вводят клапан повышенной проходимости [41].
Плунжер 18 (фиг. 111, б) клапана управляется с места сидения
водителя. Обычно плунжер сдвинут вправо и воздух из реси-
вера через фильтр 14 и встроенный в клапан регулятор давле-
ния идет к регуляторам положения кузова, а от них обратно
к клапану повышенной проходимости и далее через сетку 20 и
калиброванное отверстие 19 к компрессору (в закрытой системе
питания) или в атмосферу (в открытой системе пцтания).

Для увеличения дорожного просвета водитель^ воздействуя
на эксцентрик 21, передвигает плунжер 18 влево и закрывает
выход воздуха из клапана повышенной проходимости. При этом
воздух из ресивера поступает к регуляторам положения кузова
не только по впускным трубопроводам, но и по выпускным, так
как канал 22 при передвижении плунжера 18 налево откры-
вается. Таким образом, давление в упругом элементе увеличи-
вается до максимального, и кузов автомобиля поднимается. Для
предохранения резино-кордных оболочек от перегрузки реко-
мендуется в выпускном трубопроводе установить предохрани-
тельный клапан. .

Улучшение проходимости американских легковых автомоби-
лей (Понтиак, Бьюик, Олдсмобил и Кадиллак) при применении
клапана повышенной проходимости характеризуется следую-
щими данными. При минимальном дорожном просвете 140—
155 мм можно увеличить просвет над передней осью на 100 мм
и над задней осью на 140 мм. Исключение составляет автомо-
биль Олдсмобил, где увеличение просвета над задней осью со-
ставляет 100 мм. Передний угол свеса этих автомобилей,
обычно равный 21—24°, можно увеличить на 5—5,5°. Задний
угол свеса тоже увеличивается на 5—5,5° с 11—14°. Исключе-
ние составляют некоторые модели автомобилей Бьюик («Спе-
сиал 40», «Сенчури Б0», «Супер 60», «Родмастер 70», «Лими-
тед 700»), у которых передний угол свеса, равный 16°,
увеличивается на 5,5°; у моделей «Спесиал 40» и «Сенчури 60»
задний угол свеса увеличивается на 6,5°.
ГЛАВА VIII

ГАШЕНИЕ КОЛЕБАНИЙ И УМЕНЬШЕНИЕ КРЕНА
ПРИ ПНЕВМАТИЧЕСКОЙ ПОДВЕСКЕ

ГАШЕНИЕ КОЛЕБАНИЙ

В .подвеске имеются два основных вида сопротивления: не
зависящее от скорости (вызванное наличием -сухого трения)
и зависящее от скорости.

Первый вид сопротивления присущ листовым рессорам, вто-
рой обеспечивается гидравличёскими амортизаторами. Сухое
трение ухудшает плавность хода автомобиля. Вследствие нали-
чия сухого трения усилия, меньшие чем сила трения, переда-
ются от колес к кузову жестко, без смягчения упругим элемен-
том. Сухое трение в листовых рессорах изменяется по величине
в зависимости от условий эксплуатации, климатических усло-
вий и т. д., в результате чего оно не может обеспечить необхо-
димого гашения колебаний автомобиля. По этой причине гаше-
ние колебаний за счет сухого трения не является преимуществом
подвески. Предпочтительно уменьшать сухое трение (например,
путем введения межлистовых прокладок в листовых рессорах)
и гашение колебаний осуществлять только .с помощью гидрав-
лических амортизаторов.

В пневматической подвеске возможно создание сопротивле-
ния, зависящего от скорости относительных колебаний кузова
и колес, подобное сопротивлению в гидравлических амортизато-
рах. В пневматической подвеске сопротивление, зависящее от
скорости, получается путем дросселирования воздушного потока
между упругим элементом и дополнительным резервуаром
(воздушное демпфирование). Недостатком этого способа яв-
ляются увеличение жесткости пневматического упругого эле-
мента и большой нагрев воздуха. Очевидно, наиболее перспек-
тивно применение воздушного демпфирования в диафрагменных
пневматических упругих элементах, где допустимо некоторое
увеличение жесткости.

В существующих в настоящее время пневматических под-
весках воздушное демпфирование не применяется, а так как
трение в упругом элементе незначительно, то гашение колеба-
ний осуществляется гидравлическими амортизаторами.

При подборе амортизаторов для пневматической подвески
необходимо учитывать два действующих в противоположном на-
правлении фактора. Отсутствие трения в пневматической под-
веске приводит к уменьшению. затухания колебаний автомо-
биля, а нелинейный характер упругой характеристики подвески
способствует увеличению затухания колебаний. В результате
при пневматической подвеске без воздушного демпфирования
желательно применение более мощных амортизаторов, чем при
рессорной подвеске той же жесткости, войне в той степени, как
это предлагается в зарубежной литературе.

Амортизаторы обычно подбирают экспериментально при
дорожных испытаниях на плавность хода и устойчивость. Пред-
варительно при конструировании подвески на основании преды-
дущей практики выбирают основные параметры амортизато-
ров— диаметр поршня и коэффициенты апериодичности (отно-
сительные коэффициенты сопротивления) на сжатие и отбой. От
диаметра поршня зависит мощность амортизатора, т. е. макси-
мальное усилие, которое может развивать амортизатор. При
правильно выбранном диаметре поршня и клапанной системе
максимальное усилие незначительно уменьшается в течение
длительного срока эксплуатации. От коэффициентов апериодич-
ности зависит степень гашения колебаний.

Коэффициент апериодичности на отбой при полной на-
грузке обычно выбирают в диапазоне 0,25—0,4. Коэффициент
апериодичности на сжатие фс= (0,15—0,2)фо.

Величина рекомендуемого коэффициента апериодичности за-
висит от ряда факторов. При наличии дополнительного гашения
колебаний (например, межлистового трения), эксплуатации ав-
томобиля в хороших дорожных условиях, жестких подвесках,
длиннобазных автомобилях и т. д. значения коэффициентов
апериодичности берут меньшими. При значительной разнице
в нагрузке на упругий элемент у груженого и порожнего
автомобиля выбир ают небольшую величину коэффициента
апериодичности (расчет приводится для полной нагруз-
ки), так как при малых нагрузках он значительно увели-
чится.

*По выбранным коэффициентам апериодичности определяют
приведенные к оси коэффициенты сопротивления амортизатора
(на отбой или сжатие):

2Р

В = — • <оф кгсек!см, (118)

где Р~ нагрузка на упругий элемент в кг-

g — ускорение силы тяжести в см/сек2-,

<о—.частота собственных колебаний подрессоренных масс
в \/сек.
При эксплуатации автомобиля с уменьшением нагрузки
коэффициент сопротивления амортизаторов не меняется, а коэф-
фициент апериодичности увеличивается, что должно привести
к ухудшению плавности хода. Поэтому желательно иметь амор-
тизаторы с регулировкой сопротивления в зависимости от на-
грузки. Особенно важно иметь регулируемые амортизаторы при
наличии пневматических подвесок, что очевидно из следующих
расчетов. Перепишем формулу (118) в следующем виде:

<119>

где t — = ^ — постоянный коэффициент, не зависящий

^(0 £ t С

от нагрузки, так как для пневматической подвески
с , .

р const и «в » const;

с — жесткость упругого элемента.

При подвеске постоянной'жесткости (с = const)

Фиг. 112. Амплитудно-частотные
характеристики ускорений кузова,

ф = (120)

1 1 / Р7

где 5' = J ~ — постоянный коэффициент, не зависящий от
нагрузки.

Таким образом, при нерегулируемых амортизаторах в пнев-
матических подвесках коэффициент апериодичности изменяется
обратно пропорционально нагруз-
ке, а при подвесках посто1янной
жесткости — обратно пропорцио-
нально корню квадратному из на-
грузки. Например, при изменении
нагрузки в 4 раза коэффициент
апериод ичн ости из м енится при
пневматической подвеске также в
4 раза, а у подвески постоянной
жесткости — только в 2 раза.

Подробное исследование влия-
ния нагрузки на плавность хода

с учетом влияния амортизаторов, неподрессоренных масс
и жесткости шин показало также желательность изменения
коэффициента сопротивления амортизаторов пропорционально
нагрузкам [63]. На фиг. 112 показана амплитудно-частотная ха-
рактеристика ускорений кузова при колебательной системе, со-
стоящей из неподрессоренных масс т = 500 кг; максимальной
величины подрессоренных масс М = 3500 кг; жесткости упру-
гого элемента с = 140 кг)см (при М — 3500 кг); жесткости шин
1400 кг!см и частоте собственных -колебаний подрессоренных
масс <оо = 60 кол!мин. Высота дорожной неровности 2Л = 1 см.
По оси ординат отложены значения ускорения j в долях g, а по
оси абсцисс — отношение частоты возмущающей силы к частоте
собственных колебаний кузова. Кривые 1,2 и 3 рассчитаны юоотг
ветственно для полной нагрузки на упругий элемент, половин-
ной нагрузки и одной пятой нагрузки. Коэффициент В сопро-
тивления амортизаторов во всех трех случаях постоянен; коэф-
фициент апериодичности <ф при полндй нагрузке взят равным
0,5. С уменьшением нагрузки коэффициент апериодичности

Фиг. 113. Схема конструкции
амортизатора с затуханием, за-
висящим от изменения нагрузки
на упругий элемент: .

1 и 5 — пространства, наполненные
жидкостью; 2 — поршень; 3 — канал';
4 — клапан; 6 — дросселирующий кла-
пан; 7 — поршень; 8 — трубка; 9>— об-
ратный клапан.

увеличивается •пропорциональ-
но нагрузке «к при половинной
нагрузке равен единице, а при
одной пятой нагрузки 2,5. С.
уменьшением нагрузки зату-
хание становится слишком
большим и ускорение растет,
а максимум кривой ускорений
смещается в сторону более
низких частот. После установ-
ки амортизатора, регулируе-
мого соответственно нагрузке
(кривая 4), т. е. уменьшения
коэффициента В так же, ка$
и нагрузки в 5 раз, макси-
мальные ускорения умень-
шаются и их кривая смеща-
ется в ’сторону более высоких
частот (по сравнению с крц^
'вой 5).

Если же при применении
регулируемых амортизаторов
жесткость шин также изменять
пропорционально нагрузке, т. е,
уменьшать ib 5 раз, то ускоре-
ния кузова уменьшатся в зна-
чительно большей степени (кри-
вая 5).

Приведенные выше расчетные кривые получены в предполо-
жении линейной характеристики упругих элементов, симмет-
ричной и линейной характеристики амортизаторов и отсутствия
связи Между колебаниями передней и задней подвесок. Поэтому
полученные результаты можно рассматривать только как иллю-
стрирующие влияние элементов подвески на плавность хода.

В настоящее время еще не разработаны промышленные об-
разцы амортизаторов с затуханием, зависящим от нагрузки на
упругий элемент. Возможная схема конструкции таких аморти-
заторов показана на фиг. 113. С увеличением нагрузки давле-
ние в упругих элементах растет, и поршень 7 перемещается на-
лево. Вследствие этого увеличивается сопротивление перетека-
222
нию жидкости при отбое. При ходе сжатия жидкость перетекает
через канал 3 в поршне 2. При этом отжимается тарельчатый
клапан 4.

Кроме создания регулируемого амортизатора, имеются еще
другие предложения по улучшению амортизаторов для пневма-
тической подвески. Предлагается для пневматической подвески,
точнее для любой подвески, не имеющей внутреннего трения,
устанавливать амортизаторы, не гасящие колебания с малыми
амплитудами 5—6 мм. В этом случае амортизаторы, как и
пневматические упругие элементы, не будут передавать на кузов
высокочастотные вибрации колес. По всей вероятности, меньшая
передача вибраций будет при амортизаторах с параболической
зависимостью усилия от скорости. Однако эти предложения
требуют экспериментальной проверки.

При гидропневмэтической подвеске не требуется отдельного
амортизатора. В этом случае для гашения колебаний автомо-
биля достаточно пространство упругого элемента, заполненное
жидкостью, перегородить клапанным устройством. Тогда при
динамическом изменении нагрузки на упругий элемент жидкость
перетекает из одной части пространства в ‘другое (через кла-
пан), и таким образом осуществляется гашение колебаний.

В упругих элементах автомобиля Ситроен DS-19 клапанная
система (см. гл. IV, фиг. 72) помещена в горловине сферы. Кла-
панная система состоит из шпильки, на концах которой навер-
нуты две гайки специальной формы. Посередине шпильки уста-
новлена плоская шайба с наклонными отверстиями для перете-
кания жидкости. Один ряд отверстий показан штриховыми
линиями, другой—'сплошными. Клапаны сжатия 16 и отбоя 17
представляют собой диски различной толщины, поэтому коэф-
фициенты сопротивления при гашении колебаний во время сжа-
тия и отбоя получаются разными.

При увеличении нагрузки поршень упругого элемента пере-
мещается по направлению к сфере и прогоняет жидкость через
наклонные отверстия в плоской шайбе (показанные штрихо-
выми линиями). При этом жидкость отгибает диски клапана
сжатия 16 и проходит в корпус сферы. При ходе отбоя жидкость
проходит через наклонные отверстия плоской шайбы (показаны
сплошными линиями) и зазор между плоской шайбой и дисками
клапана отбоя 17, которые при этом несколько отгибаются.

Стороны специальных гаек, обращенные к дискам 16 и 17,
имеют сферическую поверхность, что обеспечивает возможность,
изгиба дисков при перетекании жидкости в сторону сферической
поверхности гаек.

В пневматических подвесках также пытались осуществлять
гашение колебаний 1способом, аналогичным применяемому в ги-
дравлических амортизаторах, т. е. за счет перетекания воздуха,
наполняющего упругий элемент и резервуары упругого элемента,,
через отверстие малого сечения. Например, предполагалось, что
в приспособлении для уменьшения крена (см. фиг. 117) при от-
бое клапан 3 уменьшит проходное сечение в трубопроводе между
упругим элементом и резервуаром упругого элемента, и гашение
колебаний увеличится.

Как указывалось выше, до сих пор, несмотря на простоту
конструктивного решения, воздушное демпфирование не приме-
няется в пневматических подвесках. Это объясняется сложностью
получения удовлетворительного гашения колебаний на всем диа-
пазоне их частот.

Фиг. 114. Амплитудно-частотные характеристики колебаний
кузова автомобиля без гидравлических амортизаторов,
с гидравлическими амортизаторами и при воздушном демп-
фировании.

Такое отличие воздушного демпфйрования от гидравличе-
ского вызвано в первую очередь сжимаемостью воздуха. При
больших скоростях деформации упругого элемента воздух не
успевает протекать через дросселированное отверстие, и сжи-
мается только объем воздуха, находящийся до отверстия. При
этом эффект гашения колебаний пропадает.

На фиг. 114 приведены результаты исследований демпфиро-
вания прй пневматических подвесках [11]. Исследование прове-
дено на стенде с беговыми барабанами при высоте неровности
^Н=1 см. Кривые 1^2 представляют собой амплитудно-частот-
ные характеристики (абсолютные перемещения) колебаний ку-
зова груженого автомобиля без гидравлических амортизаторов
(кривая /) и с гидравлическими амортизаторами (кривая 2).
Подрессоренная масса составляла Г20 кгсек21м, неподрессорен-
ная — 23 кгсек21м.
Собственная частота колебаний кузова при испытаниях на
свободные колебания равнялась 85—90 кол[мин. Коэффициент
апериодичности, полученный как средний между коэффициен-
тами при отбое и сжатии во время этих испытаний, был 0,15—0,2.

Испытания проводились с диафрагменными упругими эле-
ментами с объемом воздуха в элементе 6 л и статическим дав-
лением pUQ=5,5 кг/см2.

Из приведенных характеристик видно, что гидравлические
амортизаторы более чем в 2 раза уменьшают резонансные ам-
плитуды и практически не изменили резонансной частоты. В меж-
резонансной области амплитуды колебаний кузова с гидравличе,-
скими амортизаторами и без них практически равны.

С целью исследования воздушного демпфирования к диа-
фрагменному упругому элементу был присоединен дополнитель-
ный резервуар объемом 4 л. Основной объем диафрагменного
упругого элемента и дополнительный резервуар соединялись
шлангом с диаметром проходного сечения 25 мм. После уста-
новки дополнительного резервуара воздуха собственная частота
колебаний кузова ненагруженнюго автомобиля уменьшилась
со 100—105 до 80—82 кол)мин.

Вследствие сопротивления перетеканию воздуха из одного
объема в другой происходит значительное демпфирование коле-
баний, которое при испытаниях на Свободные колебания оце-
нивается коэффициентом апериодичности 0,2—0,25.

На фиг. 114 кривые 3 и 4 соответствуют амплитудно-частот-
ным характеристикам колебаний кузова ненагруженного авто-
мобиля (Рыо=3 кг!см2) при отсутствии гидравлических аморти-
заторов в случаях применения воздушного демпфирования (кри-
вая 3, абсолютные перемещения) и в случае отсутствия воздуш-
ного демпфирования, но при наличии гидравлических амортиза-
торов (кривая 4, относительные'перемещения). Из рассмотрения
этих амплитудно-частотных характеристик видно, что в резуль-
тате применения дополнительного объема воздуха в зоне низко-
частотного резонанса уменьшаются частота собственных коле-
баний и амплитуды перемещений.

При воздушном демпфировании область низкочастотного
резонанса увеличивается. В данном эксперименте она начина-
лась с частот, соответствующих объему воздуха Юл, и кончалась
при частотах, соответствующих объему воздуха 6 л. В межрезо-
нансной области и в зоне высокочастотного резонанса кривые
протекания амплитудно-частотных характеристик (при отсут-
ствии гидравлических амортизаторов) при объемах 10 и 6 л су-
щественно не различаются, т. е. воздух в дополнительном резер-
вуаре объемом 4 л не влияет на колебания.

Таким образом, для данной системы в диапазоне частот от
50 до 100 кол/мин дросселирование перетекания воздуха между
упругим элементом и резервуаром упругого элемента приводит
к интенсивному гашению колебаний без применения гидравли-
ческих амортизаторов. В диапазоне частот выше 100 кол!мин,
вследствие увеличения скорости процесса, воздух не успевает
перетекать из упругого элемента в дополнительный резервуар,
который как бы автоматически отключается. Это приводит к уве-
личению жесткости подвески и отсутствию гашения колеба-
ний.

Описанные выше теоретические исследования (см. 'фиг. 112)
и экспериментальная работа (см. фиг. 114) являются первыми
в этой области и имеют ряд допущений. В частности, исследова-
ния проводились только при небольших неровностях дороги вы-
сотой 1 см\ в действительности для дорожного профиля харак-
терны большие величины неровностей, поэтому эти работы нуж-
даются в дополнительной проверке.

Для первых отечественных пневматических подвесок аморти-
заторы подбирали экспериментально при дорожных испытаниях

Таблица 8

Параметры амортизаторов, установленных на автомобиле ЗИЛ-164
при испытании на плавность хода

। Параметры Амортизатор пневматической подвески Передний аморти- затор рессорной подвески серий- ного автомобиля
Передний Задний Передний |' Задний Передний Задний Передний । Задний
№ регулировки 1 2 3 4 —
Максимальное усилие в кгг. при отбое Ро. . . при сжатии Ре . . 260 33 380 50 165 35 200 37 380 50 200 37 220 40 255 40 240 40
Коэффициент сопро- тивления в кгсек)см' при отбое Во . . . при сжатии Вс . . 7 0,75 14 1,3 4 0,8 7 0,8 14 1,3 7 0,8 7,5 0,9 11 0,9 6 0,8
Коэффициент аперио- дичности при отбое: с нагрузкой . . . без нагрузки . . . при сжатии: с нагрузкой . . . без нагрузки . • • 0,53 0,67 0,056 0,071 0,41 1,82 0,038 0,17 0,3 0,38 0,06 0,075 0,2 0,9 0,023 0,105 1,06 1,33 0,095 0,12 0,2 0,9 0,023 0,105 0,56 0,71 0,067 0,085 0,32 1,43 0,027 0,12 0,31 0,35 0,047 0,052

Примечание. В таблице приведены средние величины параметров правых и ле-
вых амортизаторов. Для регулировок № 1 и 2 приведены средние данные параметров в на-
чале и конце испытаний.
автомобилей на плавность хода. На автомобиль устанавливали
в различных сочетаниях передние и задние амортизаторы. Регу-
лировки этих амортизаторов были подобраны при стендовых
испытаниях. Испытания на плавность хода проводились на до-
рожных участках с различным качеством покрытия при полно-
стью нагруженном и ненагруженном автомобиле. При испыта-
ниях было определено сочетание передних и задних амортиза-
торов, обеспечивающее лучшую плавность хода при большинстве
режимов испытаний. В табл. 8 приведены данные по различным
регулировкам амортизаторов для экспериментального автомобиля
ЗИЛ-164 с пневматической подвеской и серийного автомобиля.

Фиг. 115. Влияние различных сочетаний регулировок перед-
них и задних амортизаторов на плавность хода автомобиля
ЗИЛ-164 с пневматической подвеской.

Характеристики этих амортизаторов записаны при стандарт-
ных условиях испытаний: ходе 100 мм, частоте 100 кол[мин и
температуре 20° С. Расчет коэффициентов апериодичности про-
веден по формуле (118); частота колебаний принята 9,5 \1сек.
При расчете учитывалось, что угол наклона к вертикали перед-
них амортизаторов равен 38° и задних 32°.

Испытания по влиянию регулировок № 1 (кривые 1 и 2), № 2
(кривые 3 и 4) и № 3 (кривые 5 и 6) амортизаторов на плав-
ность хода 1 проводились на дорогах с асфальтовым и булыж-
ным покрытием удовлетворительного состояния на автомобиле
с нагрузкой 4 т (кривые 2, 4 и 6) и без нагрузки (кривые 1,3,5).
Испытания проводились при объемах резервуаров переднего

1 Методика испытаний на плавность хода описана в гл. X.

15*

227
упругого элемента 14 л и заднего 7 л. На фиг. 115 приведены,
в качестве примера, результаты испытаний на булыжной дороге.
На фиг. 115, б показаны вертикальные ускорения на подушке
сиденья в кабине, на фиг. 415, а — ускорения на подушке, спе-
циально закрепленной на платформе над задней осью.

Худшая плавность хода получилась при мощных передних
амортизаторах и слабых задних (регулировка № 3). Например,
в кабине на подушке сиденья груженого автомобиля на дороге
с булыжным покрытием вертикальные ускорения при скорости
30—40 км/ч и регулировке № 3 были порядка 4,5—5 м/сек2, а
при регулировке № 2 ускорения составляли только 3,5—4 м/сек2.
Для автомобиля без нагрузки (фиг. 115,6) худшая плавность
хода также получилась при регулировке № 3.

В кабине лучшая плавность хода для всех вариантов испы-
таний получилась при наиболее слабых амортизаторах (регули-
ровка № 2). Испытания при регулировках № 1 и 2 и движении
по дороге с асфальтовым покрытием на скоростях 40—50 км/ч
показали разницу в вертикальных ускорениях 0,2—0,4 м/сек2\ на
дороге с булыжным покрытием и скоростях 30—40 км/ч раз-
ница в ускорениях составляла 0,3—0,6 м/сек2.

На платформе при испытаниях автомобиля без нагрузки ми-
нимальные ускорения на дорогах с асфальтовым и булыжным
(фиг. 115, а) покрытиями, получились при наиболее слабых
амортизаторах (регулировка № 2). Плавность хода нагружен-
ного автомобиля получилась несколько лучшей при более силь-
ных амортизаторах (регулировка № 1). Это объясняется тем,
что при увеличении нагрузки на автомобиль в основном загру-
жается задняя подвеска, увеличивается ее жесткость и необ-
ходимо увеличение мощности амортизаторов. Эти испытания
подтверждают целесообразность применения для пневматиче-
ских подвесок регулируемых амортизаторов.

Испытания показали, что при переходе от листовых рессор
к пневматической подвеске вследствие уменьшения жесткости
подвески требуемая мощность амортизаторов также умень-
шается. На основании проведенных испытаний была выбрана
регулировка № 4, средняя—между регулировками № 1 и 2.

УГОЛ КРЕНА

При применении пневматической подвески в большинстве слу-
чаев уменьшается жесткость подвески и расстояние между упру-
гими элементами (рессорная колея), что приводит к увеличению
углов крена автомобиля на повороте. В связи с э!им при проек-
тировании пневматической подвески существенное внимание
обращается на уменьшение углов крена.

Методика определения углов крена и влияния на крен кине-
матической схемы и конструктивных параметров подвески была
разработана в лаборатории подвески НАМИ в 1948—1949 гг.
228
Угол крена автомобиля [23]

(121)

где — удельная боковая нагрузка (отношение боковой
силы к весу автомобиля);

h — расстояние по вертикали от центра тяжести ку-
зова до оси крена (на фиг. 116, а ось крена
изображена отрезком 0п03)\

с'а — с'п + с'3 — угловая жесткость подвески автомобиля, равная
сумме угловых жесткостей передней и задней
подвесок;

Gu — вес кузова.

Расстояние h подсчитываем согласно фиг. 116, а из выраже-
ния

h^hK- ,

где hK — высота центра тяжести кузова от поверхности дороги;

L — база автомобиля;

Лл, h3 — высота центра крена соответственно передней и зад-
ней подвесок над поверхностью дороги;

а, b — расстояние от центра тяжести кузова соответственно
до передней и задней осей.

Угловая жесткость независимой подвески без учета влияния
шин и при отсутствии стабилизатора определяется формулой

с'=±сВ2, (122)

где С — вертикальная жесткость упругого элемента, приведен-
ная к колесу;

В — колея.

Угловая жесткость зависимой подвески без учета влияния
шин и при отсутствии стабилизатора

= (123)

где с — приведенная к оси (мосту) вертикальная жесткость уп-
ругого элемента;

А — приведенное к оси расстояние между упругими элемен-
тами.

При расположении упругого элемента на оси приведенная
жесткость «с» соответствует жесткости упругого элемента, а А —
расстоянию между упругими элементами.
Фиг. 116. Влияние конструктивных параметров и кинематической
схемы подвески на угол крена.
При подвеске на А-образном рычаге (фиг. 116, б) приведен-
ная жесткость

где Су— жесткость упругого элемента;

I (или I')—расстояние от упругого элемента до оси качания Ок
неподрессоренных частей;

L — расстояние от моста до оси качания Ок.

Приведенное расстояние между упругими элементами

А = А1±-,

где Ai (или А') —расстояние между упругими элементами.

При подвеске на продольных рычагах

c=<?y(z)2 иА = А1Ф

Уменьшение угловой жесткости в случае применения пневма-
тической подвески очевидно из приведенного ниже примера.

При зависимой подвеске (фиг. 116, в) на листовых рессорах
расстояние Ар между рессорами в задней подвеске обычно равно
примерно 0,7В, а в передней подвеске для обеспечения поворота
колес это расстояние уменьшается до половины колеи. В этом
случае угловая жесткость подвески автомобиля

= (0,25^ + 0,49^), (124)

где сп и с3 — приведенная жесткость соответственно передней
и задней подвесок.

При пневматической передней подвеске расстояние Ау между
упругими элементами можно увеличить до 0,7В, так как при
размещении упругого элемента на оси он менее мешает повороту
колеса, чем листовая рессора. Наоборот, в задней пневматиче-
ской подвеске расстояние Ау между упругими элементами умень-
шается до 0,5В вместо 0,7В при подвеске на листовых рессорах,
так как упругие элементы занимают значительно большее место,
чем ^листовая рессора. При пневматической подвеске угловая
жесткость подвески

с; = ±52(0,49ся + 0,25с3). (125)

Так как неразрезные оси обычно применяются на грузовых
автомобилях и автобусах, то в этом случае для сравнительной
оценки можно принять с3 =2сп =2с. Тогда при подвеске на листо-
вых рессорах

, 1,23 г>2
а при пневматической подвеске

Таким образом, даже в случае применения пневматической
подвески такой же вертикальной жесткости с, что и подвеска
с листовыми рессорами, ее угловая жесткость будет на 20%
меньше. Обычно переход на пневматическую подвеску сопрово-
ждается значительным уменьшением вертикальной жесткости;
соответственно уменьшается и угловая жесткость. Поэтому при
установке пневматических подвесок особенно важны мероприя-
тия по уменьшению крена.

Значительное увеличение угловой жесткости получается при
переходе на независимую переднюю подвеску; тогда для с3 —
= 2сл = 2с.

с' = 4 & (сп + 0,25с3) = В*с,

т. е. в этом случае угловая жесткость пневматической подвески
автомобиля увеличивается по сравнению с жесткостью подвески
на листовых рессорах на 22%.

При зависимых подвесках наиболее значительное увеличение
угловой жесткости получается в случае применения подвески на
А-образном рычаге с упругим элементом, расположенным ближе
к оси качания неподрессоренных частей, чем мост (фиг. 116, б,
случай L>1).

При зависимой подвеске можно даже получить величину
А>В. При этом, если применить только заднюю подвеску на
А-образном рычаге, для которого Л = В, а переднюю с располо-
жением упругих элементов на мосту, то угловая жесткость под-
вески автомобиля будет в 2 раза больше угловой жесткости под-
вески на листовых рессорах.

В пневморессорной подвеске и подвеске с четырехштанго-
вым направляющим устройством (классификация подвесок по
направляющим устройствам приведена в гл. IX) для увеличения
расстояния между упругими элементами применяют кронштейны
сложной конструкции. Кронштейны задней подвески автобуса
Хеншель представляют собой два прикрепленных к оси продоль-
ных элемента, к которым вне расположения колес прикреплены
поперечины (см. фиг. 122, а). На концах поперечины на ширине
колеи установлены упругие элементы. На автобусах Мерседес-
Бенц 0317 (см. фиг. 124/6) и Бюссинг TU-10 и TU-11 упругие
элементы расположены на продольных кронштейнах, по длине
превышающих размер колес, поэтому возможна их установка
со значительной рессорной колеей (см. фиг. 122,в).

В подвесках на продольных рычагах для увеличения угловой
жесткости упругие элементы устанавливают на специальной
232
поперечине (см. фиг. 122, ж) со значительным расстоянием ме-
жду ними.

Уменьшение углов крена можно получить, не только увеличи-
вая угловую жесткость, но также уменьшая расстояние от цен-
тра тяжести кузова до оси крена. Поэтому для уменьшения
углов крена желательно увеличивать 'высоту расположения оси
крена. Ось крена представляет собой линию, соединяющую цен-
тры крена передней и задней подвесок. При расчете углов крена
для определения положения оси крена находят положения цент-
ров крена передней и задней подвесок.

В зависимых подвесках с направляющим устройством — ли-
стовыми рессорами — центр крена находится ib плоскости, прохо-
дящей через точки крепления рессор к кузову. В случае приме-
нения в подвеске поперечной штанги центр крена лежит в точке
пересечения штанги с плоскостью симметрии. В других случаях
центр крена находят как мгновенный центр вращения деталей
подвески в плоскости оси колес. Для этого проводят прямую,
соединяющую центр качания колеса в поперечной плоскости
с точкой контакта колеса с дорогой. Пересечение этой прямой
с плоскостью симметрии автомобиля и является центром крена.

Среди независимых подвесок наиболее высокое расположение
имеет подвеска типа «качающаяся ось». Прямая, проходящая
через точку О' контакта колеса с дорогой (фиг. 116, г) и центр
Ок качания колеса, пересекает плоскость симметрии в точке О,
на высоте Н от полотна дороги.

Центр крена О независимых подвесок остальных типов
обычно расположен около полотна дороги. Например, в двух-
рычажной подвеске на поперечных рычагах центр Ок качания
колес (фиг. 116, д) лежит в точке пересечения прямых, прохо-
дящих через шарниры соответствующих рычагов. Обычно в двух-
рычажных подвесках рычаги параллельны дорожному покрытию,
тогда центр качания колеса Ок находится в бесконечности, а
центр крена О — на уровне полотна дороги.

Таким образом, величина крена зависит в основном от двух
параметров: угловой жесткости подвески с' и расстояния h от
центра'тяжести подрессоренных масс до оси крена (фиг. 116, а).
Эти величины не являются независимыми. Подвеска типа «ка-
чающаяся ось» имеет большую угловую жесткость и малое рас-
стояние h (вследствие высокого расположения центра крена).
Следовательно, при применении такой подвески уменьшаются
углы крена.

В подвеске па неразрезной оси |(за1висимая подвеска) центр
крена расположен относительно высоко, вследствие чего расстоя-
ние h уменьшается, но угловая жесткость незначительна. В такой
подвеске углы крена больше, чем при подвеске типа «жачаю-
•щаяся ось». Независимые подвески (под этим термином пони-
маются все независимые подвески, кроме подвески типа «качаю-
щаяся ось») имеют большую угловую жесткость, но низкое рас-
положение центра крена, а следовательно, большое расстояние h.
В результате при замене неразрезной оси независимой подвеской
•может уменьшаться или увеличиваться угол крена в зависимости
от соотношения обоих факторов (угловой жесткости и расстоя-
ния Л). Примерный расчет [23] показал* что при сочетании пе-
редней независимой подвески с задней зависимой или независи-
мой подвеской угол крена будет примерно одинаков. В случае
установки передней и задней зависимых подвесок угол крена
увеличивается примерно на 25%. При передней независимой
подвеске и задней подвеске типа «качающейся оси» угол крена
уменьшается примерно на 25%.

На основании отечественного и зарубежного опыта [23], [39]
рекомендуется, чтобы угол крена автомобиля при удельной бо-
ковой нагрузке -р- =0,4 не 'был более 6—7° для легковых авто-
мобилей, 5—6° для грузовых автомобилей и автобусов.

Проектируя подвеску автомобиля, следует выяснить, нужен
ли стабилизатор, и, если необходимо его установить (при угле
крена больше 7°), определить диаметр прутка стабилизатора.
Необходимую жесткость стабилизатора можно вычислить, пре-
образовав формулу (121) и имея в виду, что при наличии ста-
билизатора его жесткость входит в общую угловую жесткость
подвески с а'.

+ <126>

где с'а б — угловая жесткость передней и задней подвесок, без
стабилизатора;

а — угол крена в рад.

Для приведенных выше рекомендованных значений а отно-
шение для легковых автомобилей равно 3,3—3,5, а для
грузовых 3,8—4,5.

Угловая жесткость стабилизатора

с' = —5-----=------------------, (127)

2г1 + М/2 + *з)2 2

GJp 3EJ + Срез

где В — колея;

lm, Io, к, ^2 и 13 — длины участков стабилизатора (фиг. 116,
J— момент инерции сечения прутка;

Jp — полярный момент инерции сечения;

Е — модуль упругости;

G — модуль сдвига;

Срез ~ жесткость резиновых сочленений;

— отношение вертикального перемещения
ушка стабилизатора к перемещению ко-
леса;

1С — плечо закрутки торсиона стабилизатора.
‘ Для неразрезной оси

^с — ~в ’

где I — расстояние между ушками стабилизатора.
Для независимых подвесок (фиг. 116, 5)

где пс — расстояние от оси качания рычага подвески, к кото-
рому крепится стойка стабилизатора, до стойки ста-
билизатора (точка D на фиг. 116,5);

т—А'В'-~ длина рычага подвески, к которому крепится стойка
стабилизатора.

. При применении резиновых элементов в качестве резиновых
опор (подшипников) или подушек крепления стоек стабилиза-
тора жесткость резиновых сочленений срез составляет примерно
для легковых автомобилей среднего класса 50—120 кг!см, для
автобусов 500—1000 кг!см.

Принимая для прутка круглого сечения JP=2J=0,U4; Е=
=2,1 • НО6 кг/см2' G—8-10 кг/см2, получим после преобразования
формулы (127) выражение для определения диаметра прутка
стабилизатора: _______________________

3,941 т12 + 2/j + /0 (/2 + Z3)2 .10й.

(Вч\су 2 см‘

Сс среа

Приведенные выше методы уменьшения угла крена были раз-
работаны еще до появления регулируемых пневматических под-
весок. Естественно, что эти мето-
ды были применены и для авто-
мобилей с пневматической подвес-
кой.

В перспективе надо ожидать,
что .в пневматических подвесках
будут применяться свои специфи-
ческие способы уменьшения кре-
на. На фиг. 117 показана схема
"'одного из возможных устройств
для уменьшения крена.

В подвеску каждого колеса
между упругим элементом и до-
полнительным резервуаром вклю-
чается устройство, реагирующее
на крен и автоматически повы-

Фиг. 117. Устройство для
уменьшения углов крена.

шающее жесткость подвески в тех
случаях, когда кузов начинает наклоняться.

Данное устройство представляет собой маятник 1, качаю-
щийся в поперечной плоскости. При прямолинейном движении
автомобиля маятник расположен вертикально, и его стержень 2,
упираясь в выступ на профилированном клапане 3, не дает воз-
можности клапану перемещаться вверх. При крене кузова ма-
ятник отклоняется от вертикального положения и стержень не
мешает перемещению клапана. Поэтому при крене и сжатии
упругого элемента клапан 'поднимается и закрывает сообщение
между упругим элементом и дополнительным резервуаром, же-
сткость подвески увеличивается, в результате чего крен кузова
уменьшается. Клапан 3 во время хода отбоя работает как
демпфирующий клапан. В этом случае клапан находится в своем
нижнем положении и воздух из дополнительного резервуара
в упругий элемент проходит только через специальные отверстия.
Такое же устройство может быть применено для уменьшения
«клевков» при торможении. Недостатком такого устройства яв-
ляется увеличение жесткости подвески.

Эффект применения такого устройства не равноценен эффекту
использования обычных стабилизаторов. Стабилизатор увеличи-
вает жесткость подвески не только при поворотах, но и при уг-
ловых колебаниях осей и перемещении одного колеса относи-
тельно другого. Маятниковое же устройство работает только
при поворотах и не влияет на жесткость при относительных
вертикальных перемещениях колес.
ГЛАВА IX

КОМПОНОВКА ПНЕВМАТИЧЕСКИХ ПОДВЕСОК
И ИХ НАПРАВЛЯЮЩИЕ УСТРОЙСТВА

От компоновки подвески, ее кинематической схемы и кон-
струкции направляющих устройств в значительной степени за-
висят плавность хода, устойчивость и управляемость автомо-
биля, вес и долговечность как самой подвески, так и других эле-
ментов автомобиля, износ шин. При пневматической подвеске
вес упругих элементов составляет незначительную часть от веса
всей подвески, поэтому вес деталей подвески в основном опреде-
ляется конструкцией направляющих устройств и кронштейнов.

По форме и габаритным размерам пневматические упругие
элементы значительно отличаются от металлических, особенно
от листовых рессор. Этим объясняется сложность компоновки
пневматической подвески при замене ею листовых рессор (при
условии сохранения без изменения основных элементов рамы и
кузова). Наиболее близки по размерам и форме, а также по
требованиям к конструкции рамы и кузова пружины и круглые
пневматические упругие элементы (круглые пневмобаллоны, диа-
*фрагменные элементы), поэтому замена пружин пневмобалло-
нами в ряде случаев возможна без значительных изменений ком-
4поновки подвески и конструкции рамы (кузова). Например,
в передних подвесках легковых автомобилей пневматический
упругий элемент может быть установлен вместо пружины на
месте обычного ее расположения. Такая же конструкция приме-
нена на тягаче фирмы GMC модели DLR-8000 (фиг. 118,а).
В ряде случаев при поперечной двухрычажной независимой под-
веске пневматический упругий элемент не размещают между
рычагами, а устанавливают сверху над 'рычагами (фиг. 118, б).

Наибольшие трудности возникают при компоновке пневма-
тических упругих элементов при зависимой подвеске. Диаметр
наиболее распространенных пневматических упругих элементов
(круглых пневмобаллонов и диафрагменных) значительно
больше ширины листовой рессоры. Поэтому при установке этих
пневматических упругих элементов на неуправляемой (обычно
задней) оси расстояние между ними (рессорная колея) значи-
237
тельно меньше, чем при листовых рессорах, что ведет к умень-
шению сопротивления поперечным колебаниям.

Расстояние «между упругими элементами управляемой
(обычно передней) оси определяется из условий обеспечения не-
обходимых углов поворота колес. В отношении компоновки на
управляемой оси круглые упругие элементы имеют преимуще-
ство перед удлиненными (удлиненные пневмобаллоны, листовые
рессоры). В случае установки на оси двух круглых упругих эле-
ментов они при заданном угле поворота колес могут быть рас-
ставлены более широко, чем удлиненные. Если необходимо при-

Фиг. 118. Двухрычажные поперечные независимые подвески:
а — тягача фирмы GMC модели DLR-8000; б—автобуса MAN модели 760 U01.

менять четыре круглых упругих элемента, то их можно поставить
на длинных кронштейнах вне сферы поворота колеса. В резуль-
тате установки четырех упругих элементов вдоль моста (автобус
Бюссинг TU-7S) значительно уменьшилась угловая жесткость
подвески.

Ширина удлиненных пневмобаллонов значительно меньше
диаметра круглых пневмобаллонов, а по форме они аналогичны
листовым рессорам, поэтому в ряде случаев при компоновке на
неуправляемой оси они более удобны.

Малые габаритные размеры имеет гидропневматическая
подвеска с гидравлическим приводом, расположенным отдельно
от упругого элемента (см. фиг. 125). Из соображений уменьше-
ния веса и размеров желательно применять подвески с давле-
ниями 200—300 кг!см2.

НЕЗАВИСИМЫЕ ПОДВЕСКИ

При неразрезной оси (зависимой подвеске) продольные ли-
стовые рессоры обычно служат направляющим устройством и
упругим элементом. В этом случае при установке пневматиче-
238
ской подвески необходимо применять специальные направляю-
щие устройства, что усложняет конструкцию, вследствие чего
значительно уменьшается различие по сложности конструкции
между зависимой и независимой подвесками. Поэтому, учиты-
вая, что независимые подвески улучшают плавность хода, устой-
чивость и управляемость автомобиля, целесообразно применение
на ведомых осях независимых пневматических подвесок. При
конструировании независимых подвесок ведущих осей затруд-
нена передача момента от
двигателя к колесам, вслед-
ствие чего использование не-
зависимой пневматической
подвески для ведущих осей
может быть рекомендовано
только для автомобилей с
повышенным требованием по
проходимости, так как при
независимой подвеске обеих
осей возможности для уве-
личения проходимости зна-
чительно больше, чем при не-
зависимой подвеске только
одной оси.

Одним из основных поло-
жительных качеств независи-
мой подвески является воз-
можность увеличения дина-
мических ходов подвески.
При зависимой подвеске в
большинстве случаев величи-
на динамических ходов огра-
ничив ается р асстоянием от
моста до лонжерона. Для не-
зависимой подвески при том
же расстоянии по высоте от
ры'чагов до лонжерона (см.

величину /шах на фиг. 120) динамический ход больше примерна
пропорционально отношению расстояния от оси качания рычага
до плоскости симметрии колеса к расстоянию от этой оси ДО'
точки на рычаге, которая находится под лонжероном.

Наиболее распространены двухрычажные независимые пнев-
матические подвески с колебанием колес в поперечной плоско-
сти. Их применяют на тягаче фирмы GMC модели DLR-8000,
(фиг. 1118, а), на автобусах MAN (фиг. 118, б), Сетра, Виктория,
Шиндлер, в передней подвеске легкового автомобиля Ситроен
DS-19 (фиг. 119). Верхний 2 и нижний 1 рычаги передней под-
вески автомобиля Ситроен DS-I19 имеют Г-образную форму. На
конце верхнего рычага укреплен на шлицах фигурный рычаг 6,
который передает усилие на упругий элемент 7. Рычаг 6 через
сферический шарнир 5 и стойку 4 соединен со стабилизатором 3.

Недостатком двухрычажной поперечной подвески является
наличие 16 шарниров. Применяемая на автобусе Магирус «Са-
турн II» (фиг. 120) однорычажная независимая подвеска имеет
шесть шарниров: четыре шарнира 10 для связи подвески с ку-
зовом и два шарнира 11, соединяющих рычаги подвески. Подоб-
ного же типа направляющие устройства имеют эксперименталь-
ные пневматические подвески на автомобилях Файерберд II

Фиг. 120, Подвеска автобуса фирмы Ма-
гирус модель «Сатурн II»:

а — схема компсаовки передней и задней под-
весок на автобусе; б — передняя подвеска; 1 —
амортизатор; 2 — полый кронштейн, служащий
резервуаром упругого элемента; 3 — пневмобал-
лон; 4 — регулятор положения кузова; 5 — рычаг
подвески; 6 — воздухопровод; 71— листовая рес-
сора; 8—ресивер; 9 — штанга; 10 и 11— шар-
ниры. Линия ОпО3 — ось крена.

(задняя подвеска), Коммер и ЗИЛ-164 (см. фиг. 130), но у этих
подвесок в отличие от подвески автобуса Магирус «Сатурн II»
рычаги направляющих устройств жестко связаны между собой
и поэтому такие подвески имеют только четыре шарнира. Пре-
имуществом однорычажной подвески является высокое распо-
ложение центра крена, что ведет к уменьшению крена на пово-
роте, а основным недостатком — значительное изменение колеи
и наклона колес при вертикальных колебаниях кузова. На авто-
бусе Магирус «Сатурн II» для уменьшения наклона колес и из-
менения колеи применены рычаги значительно большей длины,
чем обычно. Длина рычага составляет примерно 2/3 колеи. Отме-
тим, что у пневматической подвески при той же кинематической
схеме изменение колеи и наклона колес значительно меньше, чем
у обычной (нерегулируемой) подвески. У пневматической под-
240
вески при любой статической нагрузке положение колеса по-
стоянно; положение колеса выбирают так, чтобы обеспечить
минимально возможное изменение колеи и наклона колес. При
нерегулируемой подвеске наивыгоднейшее положение колес

Фиг. 121. Независимые подвески на продольных рычагах.

обычно выбирают для случая полной нагрузки, а у автомобиля
без нагрузки колебания колес осуществляются при неблагопри-
ятном их положении. При этой подвеске колебания колес авто-
мобиля без нагрузки происходят относительно уже наклонен-
ного их положения, и поэтому углы наклона и колея изменя-
ются в значительно большей степени.

16 Зак. 2/249 241
На прицепах и полуприцепах наибольшее распространение
получили независимые пневматические подвески на продольных
рычагах. Независимая подвеска двухосного полуприцепа фирмы
DAF показана на фиг. 121, а. Упругие элементы 1 установлены
между двумя пластинами 2, причем верхняя крепится к раме
тележки. Нижняя пластина является частью дополнительного
резервуара 5, к которому присоединены качающиеся рычаги 6.
Серьги 3, включенные между качающимися рычагами и нижней
частью резервуара, компенсируют изменение расстояния при
колебаниях рычагов. С каждой стороны установлено по одному
регулятору 7 положения кузова и одному амортизатору 4.

В одноосном с четырьмя колесами полуприцепе фирмы Те-
скерс между каждой парой левых и правых колес размещен
продольный рычаг. Круглый двойной пневмобаллон расположен
от оси качания рычага на расстоянии в 2 раза большем, чем ко-
леса, поэтому его деформация также вдвое больше, чем переме-
щение колес.

Легковой автомобиль Ситроен DS-19 имеет независимую
заднюю подвеску на продольном рычаге (фиг. 121, б). Рычаг 8
сделан цельным Z-образной формы. Этот рычаг имеет специаль-
ный выступ, в котором помещен шарнир, связывающий рычаг
с упругим элементом 10. Внутренние концы рычага 9 соединены
пластинчатыми муфтами с плоскими концами стабилизатора,
к середине которого прикреплен привод регулятора 11.

Так как расположение упругих элементов в независимой
пневматической и пружинной подвесках аналогично, то реакции
от дороги на детали шасси при обоих4 типах упругих элементов
передаются одинаково. В этом случае направляющие устройства
пневматической подвески можно рассчитывать, как принято для
пружинной подвески.

ЗАВИСИМЫЕ ПОДВЕСКИ

На фиг. 122 даны классификация направляющих устройств,
наиболее распространенных для пневматических зависимых под-
весок, и количество шарниров у каждой подвески. В ряде кон-
струкций направляющим устройством остаются листовые рес-
соры (фиг. 122, а—в) с уменьшенным количеством листов.
Заднюю пневморессорную подвеску имеют тягач и автобус фирмы
Хеншель (схема на фиг. 122, а), автобус Лейланд (фиг. 123)
и др. На тягаче и автобусе фирмы Хеншель установленные на
длинных кронштейнах пневмобаллоны расположены один от
другого на значительном расстоянии. Благодаря этому тормоз-
ной момент воспринимается пневмобаллонами. В этом случае
рессоры необходимы только для восприятия продольных и боко-
вых сил.

В передней подвеске автобуса Лейланд «Олимпик» пневмати-
ческий упругий элемент расположен над осью. В этом случае
242
тормозной момент воспринимается рессорами, и из условия дол-
говечности рессора должна иметь большее количество листов,
чем при разнесенных упругих элементах. Такой пневморессорной
подвеске присущ ряд недостатков рессорной подвески: ухудше-
ние комфортабельности вследствие межлистового трения в рес-
соре, малая долговечность рессоры и ее осадка во время экс-
плуатации.

Фиг. 122. Классификация зависимых пневматических подвесок
по конструкции направляющего устройства:

а — пневморессорная подвеска (две листовые рессоры, шесть шарниров);
б — пневморессорная подвеска (одна листовая рессора, две штанги, семь
шарниров, а при рессоре без серьги — шесть шарниров); в 5— пневморессорная
подвеска (две листовые рессоры, две штанги, десять шарниров, а при
рессорах без серег — восемь шарниров); г — подвеска с четырехштанговым
направляющим устройством, реактивной штангой вдоль оси автомобиля и
шарнирным соединением с осью (всего восемь шарниров); д — подвеска
с четырекштанговым направляющим устройством, с реактивными штангами
под углом и шарнирным соединением с осью (всего восемь шарниров);
е — подвеска с А-образным рычагом при бесшарнирном соединении с осью
(всего три шарнира); аю —подвеска с параллельными рычагами и бесшар-
иирным соединением с осью (всего четыре шарнира); / — рессора; 2 — штанга,

В ряде конструкций листовые рессоры применяются совме-
стно с продольными штангами (фиг. 122, бив). Тогда силы,
действующие в горизонтальной плоскости, в основном восприни-
маются рессорами, тормозной момент — рессорами и штангами.
Так как рессора не изгибается от тормозного момента, она
имеет небольшое количество листов.
Наименее металлоемкой подвеской является подвеска с одной
рессорой и двумя штангами, применяемая на автобусе Магирус
«Сатурн II» (см. фиг. 120 и 122, б). Рессора 7 (фиг. 120) распо-
ложена в плоскости симметрии автобуса. Концы ее закреплены
на кузове, а середина прикреплена к картеру заднего моста.
Штанги 9 находятся около колеи и значительно ниже рессоры.
Боковые силы и в небольшой степени момент боковых сил вос-
принимаются рессорой, продольные силы — рессорой и штан-
гами, момент продольных сил — штангами и пневмобаллонами и
только в незначительной степени рессорой.

Наибольшее распространение получили направляющие
устройства, представляющие собой четыре рычага (штанги),
с обоих концов шарнирно соединенных с кузовом и осью.

Фиг. 123. Передняя пневморессорная подвеска
автобуса Лейланд «Олимпик»:
/1—тяги для ограничения хода отбоя.

Направляющее устройство передней подвески (фиг. 122, г)
обычно состоит из трех продольных штанг и одной поперечной.
Две продольные штанги расположены ниже или на уровне оси на
расстоянии, равном ширине установки упругих элементов. Третью
продольную штангу крепят обычно посередине оси, как можно
выше. Чем больше расстояние по вертикали между верхней и
нижней продольными штангами, тем меньше нагрузка на шарни-
ры. Поперечную штангу стремятся делать максимальной длины
и располагать ее горизонтально. В этом случае будут минималь-
ные поперечные перемещения колес при колебаниях автомобиля.

Задняя подвеска с четырехштанговым направляющим
устройством (ом. фиг. 122, д), так же как и передняя, имеет две
нижние продольные штанги. Верхние штанги расположены под
углом. Желательно из условий равнопрочности иметь угол около
90°. Штанги у вершины угла крепят к картеру заднего моста,
а другие концы штанг — к раме. Продольные силы и моменты
воспринимаются всеми четырьмя штангами, а боковая сила —
только двумя верхними штангами.

244
Четырехштанговое направляющее устройство применяется на
тягаче фирмы GMC модель DLR-8000, на большинстве автобусов
США, на автобусе Мерседес-Бенц (фиг. 124), на итальянском
автобусе и рекомендованы фирмой Кларк для двух- и трехосных
Грузовых автомобилей. Направляющие устройства этого типа
обладают наименьшей металлоемкостью и могут быть приме-
нены на отечественных автобусах.

Зависимая подвеска автомобиля Файрберд III имеет четы-
рехштанговое направляющее устройство с расположением ниж-

Фиг. 124. Подвеска с четырехштанговым направ-
ляющим устройством автобуса Мерседес-Бенц
модель 0-317:

а — передняя подвеска; б — задняя подвеска.

них штанг горизонтально в продольной плоскости и верхних
штанг под небольшим углом. В плане нижние штанги парал-
лельны, а верхние находятся примерно под углом 90° одна к дру-
гой. Штанги передней и задней (фиг. 125—126) подвесок на-
правлены назад.

Данная конструкция характеризуется высоким расположе-
нием оси крена. Центр крена передней подвески расположен на
высоте 464 мм от уровня дороги, центр крена, задней подвески —
на высоте 480 мм. Поэтому расстояние от центра тяжести ку-
зова до оси крена незначительно, и даже при небольшой угловой
жесткости подвески (с/= 17,5 кгм/град) автомобиль имеет не-
значительные углы крена на тювороте.
На фиг. 122, е и ж изображены направляющие устройства
с шарнирным креплением рычагов к кузову и бесшарнирным
креплением к оси. Конструкция с так называемым А-образным

Фиг. 125. Задняя подвеска автомобиля Файерберд III:

/ — продольные штанги; 2 — реактивные штанги, расположенные под углом; 3 —бу-
фер отбоя; 4 — гидравлический цилиндр подвески; 5 — упругие элементы.

рычагом (см. фиг. 122, е) применялась на передних подвесках
ряда экспериментальных грузовых автомобилей, на автобусе
Хеншель первого варианта с пневматической подвеской и на при-

Фиг. 126. Кинематика задней подвески автомо-
биля Файерберд III:
О— центр крена; центр качания.

цепах. В этой конструкции крепление к кузову осуществляется
в одной точке, боковые усилия воспринимаются поперечной
штангой. В задней подвеске с бесшарнирным креплением к зад-
246
ней оси рычаги обычно расположены в продольной плоскости
(см. фиг. 122, ж). Подобные подвески применяются на тягаче
фирмы Крупп, на первой модели тягача с пневматической под-
веской фирмы GMC, на прицепах и на автобусах «Бриджмастер»
(фиг. 127), Релиэнс и MAN.

На фиг. 122 показаны только основные схемы направляющих
устройств пневматических подвесок. Вариантов конструк-
тивных исполнений этих схем значительно больше. Например,

Фиг. 127. Задняя подвеска на продольных рычагах англий-
ского автобуса фирмы А.Е.С. «Бриджмастер»:

1 — продольный рычаг; 2 — упругий элемент; 3 — резервуар упругого
элемента; 4 — поперечная штанга.

в передней подвеске автобуса Хеншель применена схема типа
изображенной на фиг. 122, в, но вместо двух штанг установлена
одна штанга, расположенная посередине оси.

Вместо четырехштанговых направляющих устройств приме-
няют также пяти- и шестиштанговые. Направляющее устройство
задней подвески автобуса фирмы Гай «Виктори» состоит из
четырех продольных штанг и двух поперечных. На прицепах
Спенсер-Саффорд и Керримор ось фиксируется четырьмя про-
дольными и одной поперечной штангами.
В конструкции, изображенной на фиг. 128, использованы
жесткие продольные штанги двутаврового сечения. Эти штанги,
кроме продольных усилий, воспринимают также и боковые, по-
этому поперечных штанг не требуется.

В задней подвеске автомобиля Понтиак вместо двух верхних ’
штанг, расположенных под углом, применен один рычаг тре-
угольной формы, прикрепленный к кузову в двух точках и
к оси — в одной.

На автобусе ЛАЗ-696 (см. фиг. 132) верхние штанги распо-
ложены не как обычно, симметрично продольной плоскости, а
повернуты па 90°.

Кинематикой подвески с продольными параллельными рыча-
гами (см. фиг. 122, ж) не обеспечиваются поперечные угловые
колебания оси относительно кузова без-деформации при этом
оси или направляющих устройств. Поэтому в этой конструкции

Фиг. 128. Задняя подвеска трехосного автомобиля.

связь продольных рычйгов с осью осуществляется или с помощью
резиновых блоков, которые деформируются при угловых пере-
мещениях оси (фиг. 127), или деформируется направляющее
устройство, специально сделанное с существенно меньшей же-
сткостью, чем ось. В ряде случаев направляющее устройство
выполняют из листовых рессор или специально откованных пру-
жинящих рычагов. Первые конструкции применялись на авто-
бусе Бристоль Е. С. W. «Лодекка», прицепе Бертолетти, а вто-
рые— на прицепе «Пилот».

В случае применения пневматической подвески на многоосных
автомобилях можно уравнять реакции на колесах без примене-
ния сложных конструкций. Для этого достаточно соединить уп-
ругие элементы воздухопроводом.

Заднюю подвеску отечественных трехосных автомобилей для
уравнивания реакций на колесах выполняют балансирной. В ка-
честве упругих элементов служат листовые рессоры. Продольные
реакции и моменты от них воспринимаются шестью штангами.
Балансирная подвеска соединена с рамой в одной точке. Так как
нагрузка сосредоточенная, требуется значительное усиление
рамы, что приводит к утяжелению конструкции. При установке
пневматической подвески для уравнивания реакций на колесах
достаточно соединить воздухопроводом упругие элементы сред-
248
ней и задней осей. При этом направляющие устройства усложня-
ются только за счет введения двух поперечных штанг. В резуль-
тате устранения балансирной подвески с листовыми рессорами
удается рассредоточить нагрузку на раму, вследствие чего умень-
шается вес рамы.

Для автомобиля КрАЗ-214 приведенные расчеты показали,
что за счет замены листовых рессор в задней подвеске пневма-
тическими упругими элементами и штангами вес уменьшится на
150 кг (вес листовых рессор 270 кг, вес пневмобаллонов и штанг
120 кг).

При отказе от балансирной подвески вес сократится еще на
100 кг (вес оси балансира с втулками). Благодаря замене сосре-
доточенной нагрузки на раму при балансирной подвеске рассре-
доточенной нагрузкой, передаваемой в четырех местах пневмо-
баллонами, уменьшится вес усилителя рамы. Эти мероприятия
даже с учетом некоторого увеличения веса кронштейнов для
пневматической подвески дадут экономию веса 250—300 кг.

Устанавливая пневматическую подвеску, можно унифициро-
вать задние подвески трех- и двухосных автомобилей. Задняя
подвеска трехосного автомобиля (фиг. 128) представляет собой
удвоенную подвеску двухосного автомобиля. При балансирной
подвеске с листовыми рессорами во время наезда колес одной
стороны на неровность вертикальные перемещения кузова вдвое
меньше перемещений колес (если не учитывать влияние
рессор), что улучшает плавность хода автомобиля. Если
использовать пневматическую балансирную подвеску (под-
веску с соединенными воздухопроводами упругими элемен-
тами), уменьшение вертикальных перемещений и ускорений,
т. е. улучшение плавности хода, получается как за счет приме-
нения подвески меньшей жесткости, так и за счет уравнитель-
ного эффекта.

Пневматическая подвеска, уравнивающая нагрузки на колеса,
также может применяться на многоосных автомобилях и гусенич-
ных машинах. Канадский снегоболотоход Мюск-Окс состоит из
тягача и прицепа. Тягач имеет две оси, прицеп — три. К осям
прикреплены балансиры с опорными катками. Упругие элементы
применены диафрагменного типа диаметром 350 мм, максималь-
ное давление 8,15 кг/см2. Система питания подвески обеспечи-
вает одинаковое давление в пневмобаллонах с одной стороны
тележки.

КОНСТРУКЦИИ АВТОМОБИЛЕЙ С ПНЕВМАТИЧЕСКИМИ
ПОДВЕСКАМИ

Пневматические подвески отечественных автомобилей

На фиг. 129 показана конструкция экспериментального авто-
мобиля ЗИЛ-164 с пневматической подвеской (образец
1958 г.).
Конструкция направляющих устройств пневматической под-
вески автомобиля ЗИЛ-164 выбрана по схеме, изображенной на
фиг. 122, г. В передней и задней подвесках реактивные штанги
параллельны толкающим. В задней подвеске применены шаро-
вые обрезиненные шарниры, в передней — конусные резиновые
втулки. Значительные конструкторские работы были выполнены
по компоновке рулевого привода.

Фиг. 129. Экспериментальная пневматическая подвеска автомобиля

ЗИЛ-164:

а — передняя подвеска; 6 — задняя подвеска.

Для экспериментальных целей были поставлены большие
дополнительные резервуары упругого элемента объемом 14 л.
При испытаниях объем с помощью специальных кранов умень-
шался до 7 л или совсем отключался.

На передней оси расположены два пневмобаллона разме-
ром 250—200, на задней — четыре. Стабилизатор установлен
сзади. Амортизаторы диаметром 40 жж поставлены на перед-
ней и задней осях. Первоначально в задней подвеске были уста-
новлены по два телескопических амортизатора на каждое ко-
250
лесо. В дальнейшем в ходе испытаний было доказано, что
для обеспечения хорошей плавности хода достаточно иметь по
одному амортизатору. Снабжение воздухом пневматической
подвески производится от стандартного компрессора.

Так как нагрузка на переднюю подвеску автомобиля
ЗИЛ-164 примерно одинакова для порожнего и груженого авто-
мобиля, в передней подвеске не установлены регуляторы поло-
жения кузова. Необходимое в пневмобаллоне давление уста-
навливается по манометру.
В задней подвеске установлены два регулятора положения
кузова. Были опробованы регуляторы трех типов: с гидравличе-
ским замедлителем, .имеющим отключающее устройство вне
регулятора (см. фиг. 109), двухступенчатые (ом. фиг. 102) и
одноступенчатые (см. фиг. 100). Регуляторы с гидравлическим
замедлителем и двухступенчатые регуляторы имели малый рас-
ход воздуха и были надежными в работе.

Для опробования возможностей улучшения плавности хода
и устойчивости на автомобиль ЗИЛ-164 вместо передней зави-
симой пневматической подвески была установлена независимая
пневматическая подвеска (фиг. 130).

Направляющее устройство при независимой подвеске со-
стоит из двух рычагов 7 и 9 Л-образной формы. Колеса при-
соединены к рычагам в точках Е. Каждый рычаг шарнирно при-
креплен к раме в двух точках: рычаг 9 — в точках А и В,
рычаг 7 — D и С.

В точках А, В, С и D установлены резино-металлические
шарниры сферического типа (см. фиг. 134,ж).

Пневмобаллоны 6 прикреплены к верхним полкам рычагов 7
и 9. Верхний фланец пневмобаллона присоединен к лонжерону
с помощью специального кронштейна 1. Ход колеса ±160 мм,
высота пневмобаллона в статическом положении 200 мм. Ход
сжатия ограничивается полой резиновой рессорой сжатия 4,
установленной на специальном кронштейне 2, прикрепленном
к лонжерону. Ход отбоя ограничивается стяжным болтом 5,
который одн&временно крепит и рессору сжатия к кронштейну.

Для гашения колебаний введены телескопические аморти-
заторы 3 (по одному на колесо), наклоненные в поперечной
плоскости один к другому.

Рулевой привод выполнен следующим образом. Рулевая
сошка связана с продольной тягой 8, соединенной рычагом 10
рулевого маятника 11. С этим же маятником связаны две по-
перечные рулевые тяги 12, непосредственно соединенные с по-
воротными рычагами 13 колес. Корпус маятника прикреплен
болтами к поперечине лонжерона.

Ниже приведен эффективный статический прогиб подвески
(в см):

Без на- С на-
грузки грузкой

Передняя под-

веска:

независимая:

^ = о . . . . 16,1 17,6
= 7 л . . . 23,4 25
vq = 14 л . . 25,8 29,3
зависимая* при
vq — 7 л . . 13 13,5

Без на- С на-
грузки грузкой

Задняя зависимая
подвеска:

vd = 0 ... . 7,6 10,4

vd = 7 л . . 12,0 14,3

vd = 14 л . . 14,7 15,6

Характеристики передней (зависимой и независимой) и зад-
ней подвесок автомобиля ЗИЛ-164 показаны на фиг. 131.
252
SO W 0 4/7 80 s мм

Ombou Сжатие

Фиг. 131. Характеристики экспериментальных пневматических подвесок авто-
мобиля ЗИЛ-164.

а — передняя независимая; б —задняя зависимая.

Условные обозначения:

------- расчетные статические характеристики передней независимой и задней зависимой подвесок;

— . . — расчетная статическая характеристика передней зависимой подвески;------экспериментальная статиче-

ская характеристика;

_ — . _ экспериментальная статическая характеристика шарниров и резиновых рессор сжатия в подвеске (воздух из
пневмобаллонов выпушен).
Фиг. 132. Автобус ЛАЗ-695 с пневматической подвеской:

/ — дополнительный резервуар упругого элемента; 2 — телескопический амортизатор; 3 — верхний рычаг задней подвески;
4 — кронштейн верхнего рычага; 5 —двойной пневмобаллон; 6 — балка пневмобаллонов; 7 — продольная тяга; 8г— регу-
лятор положения кузова; 9 — ресивер; 10 влагомаслоотделитель; // — стойки передней подвески; 12 — верхний рычаг
передней подвески; /3 — нижний рычаг передней подвески; /4 — стабилизатор.
Передняя пневматическая подвеска автобуса ЛАЗ-695 (фиг. 132)
независимая, двухрычажная с поперечным колебанием колес.
Пневмобаллон устанавливается на стойке, соединяющей верх-
ние и нижние рычаги, над верхними рычагами. Благодаря такой
установке уменьшается нагрузка на пневмобаллон и рычаги не
'нагружаются вертикальной нагрузкой. В конструкции подвески
предусмотрено регулирование углов установки колес по схеме,
аналогичной применяемой на отечественных легковых автомо-
билях. Двухрычажная независимая подвеска крепится непо-
средственно к лонжеронам без дополнительной поперечины, что
значительно уменьшает вес подвески. Такое крепление оказа-
лось возможным вследствие удачной конструкции кузова, по-
зволяющей производить местные упрочнения основания про-
стыми средствами без существенных его изменений. Применив,
данную схему, удалось уменьшить вес подвески по сравнению
с .весом серийной (металлической) подвески примерно на 150 кг.
В передней и задней подвесках установлены телескопиче-
ские амортизаторы с максимальным усилием на сжатие 470 кг
и на отбой 50 кг и с коэффициентами сопротивления на
сжатие 0,9 кгсек!см и на отбой 12 кгсек1см. Для уменьшения
крена автобуса в передней подвеске предусмотрен стаби-
лизатор.

Задняя подвеска автобуса ЛАЗ-695 зависимая; направляю-
щим устройством служат две продольные ’штанги, расположен-
ные по обе стороны автобуса, и А-образный рычаг, восприни-
мающий боковые усилия. Моменты, возникающие при трогании
с места и торможении, воспринимаются совместно А-образным
рычагом и продольными штангами. А-образный рычаг унифици-
рован с рычагами передней подвески. На автобусе городского^
варианта установлены в передней и задней подвесках пневмо-
баллоны размером 300—200. В автобусе туристского варианта
возможна установка , в задней подвеске пневмобаллонов 250—
200. Дополнительные резервуары упругого элемента имеюг
объем 11 л на пневмобаллон.

Зарубежные конструкции пневматических подвесок

Автобусы. Наибольшее распространение пневматические
подвески получили на автобусах. В табл. 9 приведены данные
по наиболее интересным конструкциям пневматических подве-
сок зарубежных автобусов. Ниже приведены дополнительные
сведения.

В США пневматическая подвеска применяется на большин-
стве автобусов средней и большой вместимости. Подвески авто-
бусов ,зависимые, с четырехштанговым направляющим устрой-
ством. В передних подвесках имеются три продольные штанги
и одна поперечная, в задних — две продольные штанги и две
под углом.
Автобус» первых моделей, выпущенные в 1954—1959 гг.,
имели упругие элементы в виде круглых или удлиненных пнев-
мобаллонов. В настоящее время применяются диафрагменные
упругие элементы.

В Англии автобусы с пневматической подвеской выпускают
фирмы Лейланд, А. Е. С., Гай и др. Фирма Лейланд применяет
пневморессорные подвески. Листовые рессоры воспринимают
основную часть собственного веса автобуса, пневматические
упругие элементы — небольшую часть собственного веса и всю
полезную нагрузку.

Фирма А. Е. С. устанавливает пневматические подвески на
продольных рычагах. На автобусе «Бриджмастер» имеется
только задняя пневматическая подвеска. Подвеска — зависи-
мая, на продольных рычагах (см. фиг. 127). Пневмобаллоны
расположены на расстоянии, равном ширине колеи. Объем ре-
зервуара упругого элемента 23 л. Давление в пневмобаллоне
порожнего автобуса 2,5 кг!см2\ при полной нагрузке давление
равно 4,5 кг/сл2.

Конструкция направляющих устройств задней подвески ав-
тобуса «Роутмастер» такая же, как на автобусе «Бриджмастер»,
но для определения лучшего типа пневматического упругого
элемента на автобусах установлены различные элементы:
двухсекционный пневмобаллон, комбинированный баллонно-
диафрагменный и два вида диафрагменных элементов. В ре-
зультате испытания 50 таких автобусов в Лондоне должно быть
выяснено, какой тип упругого элемента является лучшим.

Автобус «Релиенс» имеет переднюю и заднюю зависимые
подвески на продольных рычагах (по схеме, изображенной на
фиг. 122,ж). Плечи рычагов передней и задней подвесок по-
добраны так, что на автобусе применяется трехсекционный
круглый пневмобаллон одного размера (диаметром 305 мм).

На автобусах Гай «Виктори» установлена пневматическая
независимая двухрычажная поперечная передняя подвеска.
Упругий элемент диафрагменного типа без ограничителя имеет
нелинейную характеристику: при статическом положении жест-
кость равна 180 кг/см., при сжатии на 25 мм равна 435 кг/см и
при сжатии на 50 мм только 625 кг]см. Задняя подвеска —
зависимая, с направляющим устройством, состоящим из трех
продольных и двух поперечных штанг, упругий элемент —
диафрагменный без ограничения. Ходы сжатия и отбоя перед-
ней и задней подвесок — по 75 мм.

На автобусе Деннис «Лоулайн» применена подвеска с на-
правляющим устройством на продольных рычагах, но вместо
жестких рычагов использованы листовые рессоры. Передние
концы листовых рессор прикреплены к кузову с помощью’обыч-
ных пальцев, середина рессор к мосту. Задние концы рессор
соединены между собой балкой швеллерного сечения. На кон-
цах балки установлены упругие элементы.
В ФРГ пневматическая подвеска применяется на большин-
стве автобусов. Согласно статистическим данным [67] из 50 мо-
делей автобусов с собственным весом более 5 т пневматическую
подвеску имеет 31 модель, 6 моделей изготовляются по1 желанию
потребителя с пневматической подвеской или без нее (фирма
Аувертер) и только 13 моделей не имеют пневматической под-
вески. Фирмы Бюссинг, Магирус-Дойц, Хеншель применяют
только пневматическую подвеску. Из восьми моделей фирмы
MAN-Kpaycc-Маффёй 7 моделей имеют пневматическую под-
веску.

Вес городского автобуса Мерседес-Бенц 0-317 в снаряжен-
ном состоянии 8450 кг (данные НАМИ), вместимость в часы
пик — до 122 чел. Конструкция направляющих устройств под-
вески аналогична конструкциям, применяемым в США. Направ-
ляющее устройство передней подвески — с тремя продольными
и одной поперечной штангой (см. фиг. 124), задней подвески —
с двумя нижними продольными штангами и двумя верхними
штангами под углом 80°. Шарниры представляют собой резино-
вые втулки (см. фиг. 134, в). В передней подвеске установлен
один регулятор положения кузова фирмы Бош (см. фиг. 107),
в задней — два. Время замедления регуляторов порядка 3,5 сек
при ходе рычага от зоны нечувствительности на 10 мм. В перед-
ней подвеске дополнительные резервуары упругого элемента
отсутствуют, в задней их объем равен 10 л на пневмобаллон.

Нагрузки на один пневмобаллон (в кг) и соответствующие
давления в них (в кг]см2) следующие:

На- Дав- На- Дав-

грузка левие грузка ление

Передняя ось: Задняя ось:

без нагрузки 1825 4,6 без нагрузки 700 1,9

с нагрузкой . 2375 6 с нагрузкой . 2175 5,6

Собственная частота колебаний передней подвески автобуса
без нагрузки равна 103 кол!мин. В передней и задней подвесках
установлено по два амортизатора на колесо.

Городской автобус фирмы Хеншель модель 160 USL рас-
считан на 120 пассажиров в часы пик; вес без нагрузки 7950 кг
(данные НАМИ). Подвеска автобуса пневморессорная. Перед-
няя подвеска состоит из двух листовых рессор, двух пневмо-
баллонов, продольной штанги и двух амортизаторов. Передняя
подвеска первого варианта имела А-образный рычаг.

Листовые рессоры одинаковые для передней и задней под-
весок, состоят из шести листов. Жесткость рессоры в заделке
равна ПО кг!см, длина 1570 мм, ширина 100 мм. Пневмобаллоны
размером 250—200 мм расположены на оси. Продольная штанга
разгружает листовую рессору от воздействия тормозного мо-
мента; шарниры штанги —резиновые. Регулятор положения ку-
зова один на два колеса, подача воздуха — через изолирующий
клапан, изображенный на фиг. 94, а.

17 Зак. 2/249 257
В задней подвеске направляющим устройством служат ли-
стовые рессоры, штанги отсутствуют. Пнеймобаллоны размером
250—200 мм установлены на специальном подрамнике. Для уве-
личения угловой жесткости подвески пневмобаллоны значи-
тельно разнесены в поперечной плоскости, а для восприятия
тормозного момента — также в продольной плоскости
(фиг. 122, а).

В задней подвеске установлены четыре регулятора положе-
ния кузова, по одному на пневмобаллон, и два амортизатора.
Максимальный расход воздуха каждым регулятором при впу-
ске составляет 1200 л!мин.

Рессоры воспринимают нагрузку порядка 1000 кг, тогда на-
грузка на пневмобаллоны (в кг) и соответствующее ей давление
(в кг]см2) будут следующими:

На- Давле-
грузка . ние
Передняя ось:

без нагрузки 375 1,6

с нагрузкой . 925 3,5

На- Давле-
груз’кй ние

Задняя ось:

без нагрузки 240 1,0

с нагрузкой . 1560 5,4

Фирма Бюссинг применяет как рычажные направляющие
устройства, так и Две листовые рессоры со штангами или одну
листовую рессору со штангами.

Автобус 306/2 итальянской фирмы Фиат имеет пневматиче-
скую резино-металлическую зависимую переднюю и заднюю
подвески. Собственный вес автобуса воспринимается резино-
металлическим упругим элементом. На каждой оси установлено
по четыре упругих элемента, давление в которых при увеличе-
нии нагрузки меняется от 1 до 8 кг/см2. Направляющие устрой-
ства всех моделей фирмы Фиат (табл. 9) в передней и задней
подвесках состоят из четырех продольных и одной поперечной
штанги. На автобусах Монокар, Тубокар и Титано применяются
пневматические упругие элементы диафрагменного типа.

Пневматические подвески для автобусов разработаны также
в Китае, Венгрии, Польше и Чехословакии. В Пекине выпущен
автобус Хунци вместимостью 100 чел. Венгерский автобус
Икарус-303 имеет независимую переднюю и заднюю пневмати-
ческие подвески. Подвеска-сочлененного автобуса Икарус К-180
вместимостью 190 чел. пневморессорная.

Грузовые автомобили. Пневматическая подвеска на грузовых
автомобилях получила в настоящее время значительно меньшее
распространение, чем на автобусах.

Фирма GMC (США) разработала седельные тягачи двух ти-
пов с пневматической подвеской. На тягаче первого типа (мо-
дели Г-550 и Г-552) передняя подвеска зависимая, с четырех-
штанговым направляющим устройством по схеме, изображенной
на фиг. 122, г. Балка переднего моста одновременно является
и дополнительным резервуаром упругого элемента. Задняя под-
веска выполнена на продольных рычагах (по типу изображен-
ие
ной на фиг. 122,ж), двойные пневмобаллоны (2 шт.) располо-
жены за задней осью. Отношение расстояния от оси качания
рычагов до пневмобаллонов к расстоянию от оси качания до
задней оси автомобиля равно примерно 1,5. Поэтому нагрузка
на пневмобаллон в 1,5 раза меньше нагрузки на заднюю ось
и максимальные величины динамического хода подвески также
меньше максимально возможной деформации пневмобаллона
в 1,5 раза. Продольные рычаги подвески одновременно являются
и резервуарами упругого элемента.

Тягач фирмы GMC нового типа модели DLR-8000 и FR-8000
проектировался с учетом опыта применения пневматических
подвесок. Рама имеет значительную жесткость не только на из-
гиб, но и на кручение. Это позволяет эффективно использовать
стабилизаторы на передней подвеске, применять переднюю не-
зависимую подвеску и т. д. При малой жесткости рамы на-
блюдаются резонансные колебания и затруднено применение
передней независимой подвески. В тормозной системе имеется
приспособление для распределения тормозного усилия пропор-
ционально нагрузкам. При пневматической подвеске конструкция
такого приспособления несложна. С помощью пневматической
подвески удалось уменьшить высоту расположения седельного
устройства на 75 мм, что позволило увеличить объем прицепа
без увеличения его высоты на 2 Л13.

Вес тягача DLR-8000 с груженым полуприцепом составляет
27 670 кг, вес собственного тягача 4630 кг. При нагружении полу-
прицепа нагрузка на переднюю ось тягача возрастает с 3270 до
5000 кг, на заднюю — с 1360 до 8170 кг._ Так как нагрузка на.
заднюю ось возрастает в 6 раз, очевидна необходимость при-
менения регулируемой задней пневматической подвески.

Передняя подвеска независимая, с двухрычажным направ-
ляющим устройством, поперечная (см. фиг. 118,а); частота ко-
лебаний— 90 кол/мин (упругий элемент рассчитан на
80 кол!мин\ увеличение на 10 кол! мин получается за счет жест-
кости шарниров). Упругие элементы — диафрагменного типа.
Максимальная статическая нагрузка на упругий элемент равна
7950 кг при избыточном давлении 7 кг]см2. Без прицепа давле-
ние в упругом элементе' составляет 4,В кг]см2.

Жесткость упругого элемента при максимальной нагрузке
равна 425 кг! см. Эксплуатационные испытания показали хоро-
шую устойчивость автомобиля даже при статическом дисба-
лансе колес 50 кгсм и динамическом 25.кгсм. Износ шин при
независимой подвеске не превышает износа при неразрезной
оси. Это получено за счет соответственного выбора геометрии
подвески: при амплитудах колебаний колес ±50 мм изменение
колеи равно ±1,5 мм, развал колес меняется при ходе сжатия
50 мм на 0,5°, при отбое — на 0,1°. Продольный наклон шкворня
изменяется на ±1,25°. Наклон шкворня в поперечной плоско-
сти 8°.
Параметры зарубежных автобусов,

3 Фирма и модель автобусов Год вы- пуска Назначе- ние Собствен- ный вес Макси- мальное число пас- сажиров Полный вес в т Максимально допустимая нагрузка в т
на пе- реднюю ось на зад- нюю ось
Англия АЕС: Бриджмастер (двухэтажный) . 1959 Гор. 10,5 72 16 6,5 9,5
Роутмастер (двух- этажный) . . . 1960 Гор. 10,5 72 16 6,5 * 9,5
Релиенс 1959 Тур. 12,8 4,65 8,15
Гай: Виктори (двух- этажный) . . . — — — 75 — — —
Вольфранион (двухэтажный^. — — 8,6 78 13,75 6,25 7,5
Лейланд: Олимпик MCW . 1959 Тур. — 41 9 — —
Леопард 1960 Тур. — 32 — — —
Атлантик (двух- этажный) . . . 1960 — — — — — —
Бристоль ECW: Лодекка (двух- этажный) . . . 1957 — — 60 — — —
Деннис: Лоулайн (двух- этажный) .... 1960 Гор. — 70 — — —
Вейман 1959 Тур. — 41 9 — —
оборудованных пневматической подвеской

Таблица

Тип подвески Направляющее устройство подвески Пневматический упругий элемент подвески Регулятор по- ложения кузо- ва: фирма и время замед- ления сраба- тывания t в сек
пе- ред- ней зад- ней передней задней передней задней
Н 3 Двухрычажное, качание колес в поперечной плоскости Продольные ры- чаги (фиг. 127 и 122, ж) — 2Б (d ~ =305 мм) t = 5-4-8
н 3 То же То же — То же * = 5-4-8
3 3 Продольные рычаги (фиг. 122, ж) ЗБ (d = 305 мм) Данлоп (с замедли- телем, Z = 7 сек)
н 3 Двухрычажное, с качанием ко- лес в попереч- ной ПЛОСКОЪТИ Три продольные штанги и две поперечные д д —
н 3 То же Две продольные штанги и две под углом (фиг. 122, д) д д —
3 3 Две листовые рессоры (фиг. 123) Две листовые рессоры (фиг. 122, а) 2Б 2Б —
3 3 Две листовые рессоры (фиг. 122, а) 2Б 2Б —-
3 3 Две листовые рессоры и одна продольная штанга 2Б = 235 мм) —
— 3 — Продольные ры- чаги Нет д Вестингауз (без замед- лителя)
— 3 — То же Нет д —
3 3 Две листовые рессоры Две продольные штанги и две поперечные 2Б 2Б —
Фирма и модель автобусов Год вы- пуска Назначе- ние Собствен- ный вес Макси- мальное число пас- сажиров Полный вес в т Максимально допустимая нагрузка в т
на пе- реднюю ось на зад- нюю ось
США GMC: PD-4104 1954 — — 41 8,75 — —
Райд-Он-Эр . . . 1955 Гор. 150 29,3 14,65 14,65
ТН-4512 — Гор. 7,8 120 — — —
РР-4106 1960 Межд. 9,4 41 13 — —
МАК: 0-49 — Гор. 8,7 120 — — —
Грейхаунд: Саникрузер (по- лутораэтажный) . 1955 Межд. 13,5 53 17,85 4,85 13
Фитцджон .... — — — — — — —
ФРГ: Аувертер: Неоплан NH6 . . 1960 Тур. 4,6 26 — — —
6/8L . . 1961 5,7 49 9,4 3,2 6,2
10/12L. . 1961 — 7,6 73 12,3 3,8 8,5
13/14L. . 1961 — 8,25 78 13,2 4,7 8,5
Бюссинг: TU-5S 1959 Гор. 5,58 90 12,3
TU-5 1959 Гор. — — 10,1 4,1 6
1 Трехосный автобус ; штан! 'овое направ ляющее уст. ройство уст{ шовлено на средней и зад
Тип подвески Направляющее устройство подвески Пневматический упругий элемент подвески Регулятор по- ложения кузо- ва: фирма и время замед- ления сраба- тывания t в сек
пе- ред- ней зад- ней передней задней передней задней
3 3 3 3 3 3 3 3 Три продольные штанги и одна поперечная (фиг. 122, г) То же п п Две продольные штанги и две под углом (фиг. 122, д) То же » » > 2Б 2Б 2Б (£ = ==203лм£) Д 2Б 2Б 2Б (d = =254мм) Д GMC t — З-г-5 GMC
3 3 Три продольные штанги и одна поперечная (фиг. 122, г) Две продольные штанги и две под углом (фиг. 122, д) 2Б (d = ~23бмм) 2Б (d = =305лш) —
3 3 3 3 Три продольные штанги й одна поперечная (фиг. 122, г) То же Штанговое 1 Две продольные штанги и две под углом 2Б 2У 2Б 2У З-г-5
н н н н 3 3 3 3 Двухрычажное, с качанием ко- лес в попереч- ной, плоскости То же » П А-образный ры- чаг То же » 2Б 2Б 2Б 2Б 2Б 2Б 2Б 2Б —
3 3 ней 3 3 осях. А-образный ры1 Две листовые рессоры чаг (фиг. 122, е) Две листовые рес- ’ соры и две про- дольные штанги (фиг. 122, в) 2Б Нет 2Б 2Б —
Фирма и модель автобусов Год вы- пуска Назначе- ние Собствен- ный вес Макси- мальное число пас- сажиров Полный вес в т Максимально допустимая нагрузка в т
на пе- реднюю ось на зад- нюю ось
Бюссинг:
TU-7S 1959 Тур- 5,58 28 — — —
TU-10 1959 Гор. — 123 16,3 6,3 10
TU-11 (двухэтаж- 98 16,3 6,3 10
ный) 1959 — —
T-14R 1959 Гор./Тур. 8/8,5 123/— 16,3 6,3 10
14R/U-10 .... 1959 Гор. — 115 16,3 6,3 10
12R/U-5H .... 1960 Гор. 6,3 110 13,5 — —
11R/U-7H .... 1960 Гор. 5,5 100 12 — —
12R/U-7H .... 1960 Гор. 6,3 103 13 — —
Сенатор 11R . . 1961 Гор./Приг. 6,35/6,5 102/85 13 — —
Сенатор 12R . . 1961 Гор./Приг. 6,6/6,75 110/95 14 — —
Сенатор 13R . . 1961 Гор./Приг. 6,7/6,9 109/103 14 — —
Сенатор 15R 1961 Межд. Приг. 7,5 7,7 53 98 13,2 14 — —
Президент 14R . 1961 Гор./Приг. 7,8/8,2 124/112 16 — —
Полутораэтажный 1961 Гор. 9,8 185 22 — —
Двухэтажный . . 1961 — 10,1 91 16 — —
Сочлененный1 . . 1961 — 11,5 162 22 —
Даймлер Бенц: Мерседес-Бенц 0-317 1957 Гор. 8,45 122 16,2 6,2 10
Мерседес-Бенц 100 12,1 4,1 8
0-322Н .... 1960 Гор. 6,3
Кассборер:
Сетра ST-ПО . . 1959 Гор. 6 108 13,2 — —
Сетра S-12 . . . 1960 Тур. — 26 — — —

1 Для сочлененных автобусов указаны параметры подвески тягача.

2 По литературным данным время замедления срабатывания t = 64-8 сек, по испытаниям в
Тип подвески Направляющее устройство подвески Пневматический упругий элемент подвески Регулятор по- ложения кузо- ва: фирма и время замед- ления сраба- тывания t в сек
пе- ред- ней зад- ней передней задней передней задней
3 3 А-образный рычаг (фиг. 122, е) 2Б 2Б
3 3 Две листовые рессоры и две про- дольные штанги (фиг. 122, в) 2Б 2Б —
3 3 3 3 То же 2Б 2Б 2Б 2Б
3 3 Две листовые рессоры Две листовые рессоры и две продольные штанги Нет 2Б
3 3 То же А-образный ры- чаг (фиг. 122, е) » 2Б —
3 3 » Одна листовая рес- сора и две про- дольные штанги (фиг. 122, й) 2Б Кнорр- Бремзе
3 3 » А-образный ры- чаг » 2Б —
3 3 — — 2Б 2Б —
3 3 — — 2Б 2Б —
3 3 — — 2Б 2Б —
3 3 — — 2Б 2Б —
3 3 — — 2Б 2Б —
3 3 — — 2Б 2Б —
3 3 Две листовые рессоры — Нет 2Б —
3 3 То же — 2Б —
3 3 » — » 2Б —

3 3 3 3 Три продольные штанги и одна поперечная (фиг. 122, г) То же Две продольные штанги и две под углом (фиг. 122, д) То же 2Б (d = 300 мм) Бош 2 t = 6-4-8 То же
2Б 2Б
н н Двухрычажное с качанием колес в поперечной плоскости 2Б 2Б Вестингауз (с замедли- телем)
н н То же 2Б 2Б То же

НАМИ время срабатывания t = 3,5 сек.
Фирма и модель автобусов Год вы- пуска Назначе- ние Собствен- ный вес Макси- мальное число пас- сажиров Полный вес в т Максимально допустимая нагрузка в т
на пе- реднюю ось на зад- нюю ось
Кассборер: Сетра SG-165 (со- члененный) . . 1960 Гор. 10,7 182 — — —
Сетра SG-175 (со- 178 22
члененный) . . 1959 Гор. 10,7 —• —
Крупп 1960 Гор. 5,4 107 12 4 8
Магирус-Дойц:
Сатурн II ... . 1959 Гор. 6,25 100 12,8 4,4 8,4
То же. . . 1959 Межд. 7,15 42 10,8 —
1959 Межд./Тур. 6,67 47 10,8 — —
Сатурн IIL . . . — Межд. 7,7 50 12 — —
— Межд./Тур. 7,2 55 12 — —
Сатурн II L-S . . 1960 Гор. 6,95 115 15 — —
MAN-Краусс-Маф- фей: 750 НО-МЮ(МП) — Гор. 6,75(7) 104(114) 13,8(14,5) — —
750 H0-R10 (R11) Тур. 7,35(7,65) 55(65) 13,8 —
750 H0-V11 (U11) — Приг« Межд. 7,25(7,65) — 13,8(14,5) — —
760 U01 1957 Гор. 6,95 125 16 — —
760 U02C (сочле- 167 22
ненный) .... — — 10,9 — —
Хеншель: 16
HS160 USL . . . 1958 Гор. 7,95 120 — —
HS160 USL (со- 22
члененный) . . — Гор. 11,7 171 — —-
Тип подвески Направляющее устройство подвески Пневматический упругий элемент подвески Регулятор по- ложения кузо- ва: фирма и время замед- ления сраба- тывания t в сек
пе- ред- ней зад- ней передней задней передней задней
н 3 Двухрычажное с качанием ко- лес в попереч- ной плоскости Две листовые рессоры 2Б 2Б ’ —
н 3 То же То же 2Б 2Б —
н — — — 2Б 2Б —
н 3 Однорычажное с качанием колес в двух плоско- стях (фиг. 120) Одна листовая рес- сора и две про- дольные штанги (фиг. 122, б) 2Б 2Б —
н 3 То же То же 2Б 2Б —
н 3 2Б 2Б —
н 3 Я 2Б 2Б —
н 3 2Б 2Б —
н 3 Я •д Д —
н 3 Двухрычажное с качанием ко- лес в попереч- ной плоскости (фиг. 118, б) А-образный ры- чаг (фиг. 122, е) д д —
н 3 То же То же д д —
н 3 я я д д —
н 3 я Продольные рыча- ги (фиг. 122, ж) д д t= 1 +1,5
н 3 я — д д —
3 3 Две листовые рессоры и од- на продольная штанга Две листовые рессоры (фиг. 122, а) 2Б 2Б Вестингауз (с замедли- телем)
3 3 То же г То же 2Б 2Б —
Фирма и модель автобусов Год Назначе- ние Собствен- ный вес Макси- мальное Полный Максимально допустимая нагрузка в т
вы- пуска число пас- сажиров вес в т на пе- реднюю ось на зад- нюю ось
Италия Виберти: Монотрал . . . . — — — 141 — — —
Изетта-Фраскини: 160А 1958 Гор. — — — — —
Казаро: Тубокар — — — — — — —
Менарини Монокар 1041 . . 1958 Гор. 7 61 15,4 6 9,4
О. М.: Титано Тигр S Тигр 1960 I960 Гор. Межд. 4,2 4,2 — 13 13 4 4 9 9
Фиат: 306/2 309 314 410 642 682 1958 1959 1959 1960 1961 1960 Гор. „ Тур. Тур. Гор. Гор./Тур. 9,6 53 49 40 80/40 15,4 11,6 9 16 10,6 16,5 6 4 3 5 3,35 6,5 9,4 7,6 6 11 7,25 10
Австралия Юпитер 1960 Межд. — 41 — — —
Австрия Граф и Штифт: 158/1Н (сочле- ненный) .... DD-U10 (двух- этажный) . . . 1 Трехосный автобус 1961 1960 перед Гор. Гор. деяя и средн: 12,8 11,6 яя подвески 104 105 с направля 22 19,1 ющим устрс шством в виде
Тип подвески Направляющее устройство подвески Пневматический упругий элемент подвески Регулятор по- ложения кузо- ва: фирма и время замед- ления сраба- тывания t в сек
пе- ред- ней зад- ней передней задней передней задней
— — — — — — —
3 3 Продольные ры- чаги Две листовые рес- соры и две про- дольные штанги 2Б 2Б —
3 3 Три продольные штанги и одна поперечная Две продольные штанги и две под углом Д д —
3 3 Четыре продоль- ные штанги и одна попереч- ная То же Д д —
3 3 А-образный рычаг д д
— — 2Б 2Б —
— — 2Б 2Б —
3 3 Четыре продольные штанги и одна поперечная Э Э —
3 3 То же 2Б 2Б —
3 3 2Б 2Б —
3 3 2Б 2Б —
3 3 Я 2Б 2Б —
3 3 Я 2Б 2Б —
— _ — — — д . Д —
3 3 Две листовые рессоры Две листовые рессоры 2Б 2Б —
3 листо: 3 вых pi То же ессор; задняя подвеска- То же1 -пневморессорная. Нет 2Б —
Фирма и модель автобусов Год вы- пуска Назначе- ние Собствен- ный вес Макси- мальное число пас- сажиров Полный вес в т Максимально допустимая нагрузка в т
на пе- реднюю ось на зад- нюю ось
Бельгия Броссель: A98DC 1960 Гор. — — 16,9 6,5 10,4
Мьесс: ARL 1960 Гор. — 80 16,9 6,4 10,5
Голландия Ферхеуль — — — — 11,5 — —
Канада Канадиен Кар: TD-43 — — — 43 — — —
Франция Верней: RJ — —
Т 1960 — 4,5 50 7,5 — —
Швейцария Шиндлер: SPW-159 .... 1959 Гор. 5,9 * 86 — — —
Швеция Скания-Фабис: С75 1958 Гор. 5,1 — 14 5 9
CF65 1961 Гор. — — ’ — — —
Вольво — — — — — —' —
Япония Исузи: ВС-150Р 1960 Гор. 6,8 79 12,7 — —
ВА-741Р 1960 Гор. 6,4 71 11,7 — —
Условные обозначения, принятые в таблице: Гор.—городской автобус. Тур.—туристский автобус. Межд.—междугородный автобус. Приг,—пригородный автобус.
Тил подвески Направляющее устройство подвески Пневматический упругий элемент подвески Регулятор по- ложения кузо- ва: фирма и время замед- ления сраба- тывания t в сек
пе- ред- ней зад- ней ; передней задней передней задней .
3 3 Две листовые рессоры Две листовые рессоры 2Б — —
3 3 То же Продольные ры- чаги 2Б ЗБ —
— 3 — То же — д Вестингауз (с замедли- телем)
— — — — 2Б 2Б —
н н С качанием колес в продольной плоскости 2Б 2Б 2Б 2Б —
н * н С качанием колес в поперечной плоскости 2Б 2Б —
3 3 3 3 Три продольные штанги и две поперечные Две листовые рессоры Две продольные штанги и две под углом То же 2Б или Д Нет 2Б или Д Д —
'3 3 Две листовые рессоры Нет 2Б —
3 3 Две листовые рессоры Продольные ры- чаги Б Д Б Д —

Б, 2Б, ЗБ — соответственно одно-, двух- и трехсекцибнные круглые пневмобаллоны.

Д—диафрагменный уйругий Элемент. .

3—зависймая подвеска.

Н—независимая подвеска.

3—пневматический резино-металлический упругий элемент (Элипресс).

2У—двухсекционный удлиненный пневмобаллон.
Конструкция рулевого управления обеспечивает недостаточ-
ное поворачивание автомобиля.

Задняя подвеска обеспечивает частоту колебаний 90 кол/мин.
Диафрагменные упругие элементы размещены на нижних ры-
чагах. Верхние штанги расположены под углом 80°.

В передней и задней подвесках применены стабилизаторы.
Угловая жесткость подвески автомобиля (834 кгм/град) скла-
дывается из угловых жесткостей стабилизаторов (переднего
64 кгм/град и заднего 28 кгм/град) и угловых жесткостей,
создаваемых упругими элементами (соответственно 604 и
138 кгм/град).

В результате применения передней независимой подвески
угловая жесткость значительна и обеспечивает только 5,6° угла,
крена при = 0,4.

В США пневматическая подвеска применялась также на
тягаче Кенворт и грузовом автомобиле Уайт WC-3264D.

Фирма Хеншель (ФРГ) применяет в задней подвеске тя-
гачей HS 145S (1958 г.), HS 120Т (1959 г.) и HS 100Т (1960 г.)
пневморессорную подвеску. Собственный вес тягачей соответ-
ственно 5,8; 4,3 и 4,1 т, полезная нагрузка на заднюю ось
соответственно 12,2; 9,4 и 7,6 т.

В качестве упругих элементов применяются двухсекцион-
ные пневмобаллоны. В ФРГ пневматическая подвеска также
была установлена на автомобилях Бюссинг, Крупп и Шенк.

Работы по применению пневматической подвески на грузо-
вых автомобилях ведутся в Англии фирмами Аткинсон, Гай,
Коммер, Миделей и др. Фирмой Гай создан тягач с задней
пневматической подвеской; общий вес тягача с полуприцепом —*•
цистерной безрамной конструкции равен 20 т, в том числе вес
груза 12,5 т. Направляющее устройство подвески — продоль-
ные рычаги. Упругие элементы — диафрагменного типа, диа-
метром 254 мм.

Тягач Аткинсон грузоподъемностью 8 т также имеет под-
веску с направляющим устройством — продольными рычагами
о диафрагменными упругими элементами диаметром 305 мм..

Во Франции фирмами Бернар и Уник выпущены тягачи
с пневматической подвеской.

Из изложенного очевидно, что за рубежам для грузовых
автомобилей пневматическая подвеска разрабатывается в пер-
вую очередь для задней подвески тягачей.

Прицепы и полуприцепы. Прицепы и полуприцепы особенно
нуждаются в регулируемых подвесках. Это объясняется тем, что
статическая нагрузка на упругий элемент увеличивается при
загрузке порожнего прицепа до полной нагрузки в 5—10 раз
(увеличение в 10 раз получается при специально облегченных
прицепах). Однако для прицепов особенно важна низкая стои-
мость подвески, так как общая стоимость прицепа невелика.
272
В случае применения более дорогой пневматической подвески
вместо листовых рессор повышается стоимость прицепа, поэтому
пневматическую подвеску в первую очередь следует применять
на прицепах большой грузоподъемности и прицепах, где во-
просы снижения веса или увеличения плавности хода особенно
актуальны. Желательно применение пневматической подвески
на полуприцепах-цистернах.

Подвеска полуприцепа-цистерны Гай аналогична задней
подвеске тягача, но диаметр диафрагменных упругих эле-
ментов равен 305 мм. Вследствие применения пневматической
подвески снизились динамические нагрузки, что позволило
уменьшить толщину стенок цистерны и уменьшить ее вес на
1,5 т, в результате чего получилась экономия 2,6% в рас-
ходе топлива. Характеристики подвесок прицепов и полупри-
цепов, представляющих наибольший интерес, приведены
в табл. 10.

Наиболее простым по конструкции является направляю-
щее устройство с А-образным рычагом или на продольных
рычагах. В ряде случаев из условий компоновки приме-
няются подвески с четырехштанговым направляющим устрой-
ством.

В Англии более одной трети фирм, изготовляющих прицепы,
устанавливают на них по желанию заказчика пневматическую
подвеску. Наибольшее внимание пневматической подвеске уде-
ляют английские фирмы Дайсон, Крейн и Керримор.

Фирма Крейн предложила оригинальную схему независимой
балацсирной подвески прицепа. Направляющие устройства
представляют собой продольные рычаги (по два с каждой сто-
роны), прикрепленные в средней части к кузову. К одному
концу рычагов прикреплены колеса. Другие концы соединены
с торцами одного двухсекционного пневмобаллона. Таким обра-
зом, нагрузка на одно колесо передается через пневмобаллон
на другое колесо.

Вначале фирма Керримор применяла удлиненные двухсек-
ционные пневмобаллоны длиной 735 мм, теперь она стала ис-
пользовать круглые двухсекционные пневмобаллоны. Подвеска
оси —с тремя продольными и одной поперечной штангой. На
прицепе установлены четыре амортизатора и два регулятора
положения кузова.

На прицепах фирмы Дайсон применяются как удлиненные
пневмобаллоны, так двух- и трехсекционные круглые пневмо-
баллоны. На модели МК II выпуска 1961 г. применено
оригинальное направляющее устройство, в котором жесткие
продольные рычаги заменены четвертными листовыми рессо-
рами. При применении таких направляющих устройств умень-
шился вес подвески. Подобная конструкция направляющих
устройств применена и на итальянском полуприцепе Бар-
тол етти.

18 Зак. 2/249 273
*3 Таблица 10

Параметры зарубежных прицепов и полуприцепов с пневматической подвеской

Фирма и модель Тип Грузоподъ- емность Тип подвески Направляющее устройство Упругий элемент Регулятор положения кузова
Англия Дайсон: МК II . . Одноосный по- луприцеп Двухосный при- цеп То же Одноосный по- луприцеп 15-17 т 8 т 12—13 т Зависимая' То же Продольные рычаги То же 1 Трехсекционный круг- лый пневмобаллон Двухсекционный удли- ненный пневмобал- лон (длина 1680 мм) Двухсекционный круг- лый пневмобаллон То же Данлоп (с гид- равлическим замедлителем)
Крейн: Двухосный полу- прицеп и полу- прицеп-ци- стерна — Независи- мая (балан- сирная) С качанием колес в про- дольной плоскости Двухсекционный кру1\- лый пневмобаллон Двухступенчатый (без гидравли- ческого замед- лителя)
Керримор: Полуприцеп-цис- терна Двухосный по- луприцеп 18 000 л Зависимая » А Продольные рычаги Четыре про- дольные штанги и одна попе- речная Диафрагменный упругий элемент (б/—305 мм) Двухсекционный удли- ненный пневмобаллон (длина 735 мм) или двухсекционный круг- лый пневмобаллон 1 1
Тескерс . . . . Одноосный по- луприцеп (че- тыре колеса) 15 т Независи- мая С качанием колес в про- дольной плоскости Диафрагменный упру- гий элемент Двухступенчатый без гидравлического замедлителя

Хенд Полуприцеп 10 т
Томпсон .... Полуприцеп- цистерна 9500 л
Иорк Двухосный полу- прицеп —
Игл Двухосный полу- прицеп-цистерна 14 800 л
Голландия
ДАР: ЕКТ-3234 . Полуприцеп-фур- гон 21 т (объем 55 л/З)
Франция Фрюхау .... Двухосный полу- прицеп 55 Л£3
Пилот Двухосный полу- - прицеп —
1 Продольные рычаги в виде четвертных рессор. - 2 Продольные рычаги из рессорной стали.
-
Зависимая А-образный рычаг Диафрагменный упру- гий элемент —
Зависимая Продольные рычаги Двухсекционный круг- лый пиевмобаллон —
— — Двухсекционный удли- ненный пневмобаллон —
— — То же (длина 1680 мм) —
Независи- мая Однорычаж- ное с кача- нием колес в продоль- ной плос- кости Двухсекционный удли- ненный пневмобаллон Двухступенча- тый без гидрав- лического за- медлителя
Зависимая [Продольные рычаги 2 Двухсекционный круг- лый пневмобаллон С гидравличес- ким замедлите- лем
Зависимая Продольные рычаги Трехсекционный круг- лый пневмобаллон Без гидравличе- ского замедли- теля *

i В США пневматическую подвеску на прицепах применяют
фирмы Кларк, Лоадкрафт, Спенсер-Саффорд, Фрюхау и др.
Пневматическая подвеска устанавливается на 40% прицепов,
выпускаемых в США [37].

Голландская фирма DAF выпускает прицепы как с листо-
выми рессорами, так и с пневматической подвеской. Большую
часть выпуска составляют прицепы с пневматической подвеской
(см. фиг. 121).

Пневматическая подвеска применяется также на француз-
ских прицепах, полуприцепах и особенно цистернах (фирмы
Фрюхау, Пилот, Баж и Фон, Фрежа и др.).

Полуприцепы Фрюхау имеют зависимую подвеску с круг-
лыми двухсекционными баллонами, давление в которых ме-
няется в зависимости от нагрузки с 0,5 до 6 кг!см2. Специальный
клапан (межбаллонный редуктор) отделяет системы подвески
от тормозной системы, при падении давления в подвеске ниже
5 кг) см2. Внутри пневмобаллонов помещены резиновые упругие
элементы (буфера), позволяющие прицепу продолжать движе-
ние даже при выходе из строя пневмобаллонов. Для умень-
шения углов крюна введен стабилизатор. Направляющие
устройства представляют собой продольные рычаги, которые
откованы из рессорной стали. Передний конец рычага имеет
вид полусферы и крепится через резиновый элемент к кузову.
.Задний конец рычага жестко соединяется с осью, вследствие
чего рычаги воспринимают моменты от тормозных сил. Та-
кая конструкция рычагов увеличивает угловую жесткость под-
вески.

Подвеска двухосного полуприцепа «Пилот» имеет направ-
ляющее устройство из продольных рычагов и восемь трехсек-
ционных круглых пневмобаллонов. При применении на этом
прицепе пневматической подвески вместо обычной на листовых
рессорах вес подвески уменьшился на 15%.

НАГРУЗКИ НА НАПРАВЛЯЮЩИЕ УСТРОЙСТВА ПОДВЕСКИ
И РАМУ (КУЗОВ)

При расчете подвески отдельно определяют влияние дей-
ствующих на колесо вертикальных и горизонтальных (про-
дольных и боковых) реакций дороги. Расчет ведут с учетом
динамических нагрузок, возникающих при движении авто-
мобиля. Горизонтальные продольные и боковые реакции
принимаются равными 80% от вертикальной статической
нагрузки.

Вертикальные динамические нагрузки зависят от условий
эксплуатации (состояния дороги, скорости движения) и от кон-
струкции автомобиля. При проектировании подвесок отече-
ственных автомобилей обычно принимают следующие величины
коэффициента динамичности (отношения максимальной дина-
276
мической нагрузки, т. е. вертикальной реакции, к максимальной
статической, т. е. к весу на колесо) £ = -q~:

Автомобиль Передняя подвеска Задняя подвеска
Легковой 1,8 2
Легковой повышенной проходимо- сти 2,3 2,5
Грузовой 2,4 2,8
Грузовой повышенной проходимо- сти . 2,5 3
Автобус (статическая нагрузка оп- ределяется при загрузке автобуса в часы пик) 2,1 2,3

При подвеске с четырехштанговым направляющим устрой-
ством вертикальные нагрузки передаются только через упругие
элементы.

В пневморессорных подвесках вертикальные нагрузки на
пневматические упругие элементы и листовые рессоры распреде-
ляются пропорционально их жесткостям. В этом случае при
определении вертикальных нагрузок на раму необходимо по
прогибу рессоры и ее жесткости найти нагрузки, передаваемые
через нее. Остальные нагрузки передаются через пневматиче-
ские упругие элементы. Например, на автобусе Хеншель жест-
окость листовой рессоры ПО кг)см. прогиб рессоры при стати-
ческой нагрузке равен примерно 90 мм. Так как подвеска
регулируемая, то при любой статической нагрузке через рессору
передается на кузов 1000 кг.

При независимых подвесках и зависимых подвесках с бес-
шарнирным креплением рычагов к оси реакция, передаваемая
через упругие элементы, приближенно определяется по следую-
щей зависимости (фиг. 11S, б, г, д):

где X = — вертикальная реакция;

L — расстояние от оси качания рычага до колеса;

I или I' — то же для упругого элемента.

На фиг. 116, <5 величина L^A'B'\ 1=В'С.

Реакции, передаваемые на раму в месте крепления к ней
рычага, т. е. нагрузка на шарнир (на фиг. 116, б и г шарниром
является точка Ок), определяется из выражения

При подвеске с четырехштанговым направляющим устрой-
ством нагрузка на верхние штанги от продольных реакций
определяется из условий равенства моментов, действующих
277
в вертикальной плоскости (фиг. 133)

7?' = 2^=^-Z,
т + п '

(129)

где г — радиус колеса;

п и т — расстояние от центра колеса соответственно до
верхней и нижней штанг;

Z — горизонтальная реакция на колесо автомобиля.

Фиг. 133. Схема для
расчета сил, дей-
ствующих на направ-

ляющие элементы
подвески с четырех-
штанговым направ-
ляющим устройством.

Согласно выражению (129) реакция
7?' уменьшается при увеличении расстоя-
ния между штангами и понижении поло-
жения нижних штанг.

При верхней продольной штанге
(показана штриховыми линиями на
фиг. 133) нагрузка на нее равна уси-
лию Rr.

Если имеются две штанги, располо-
женные под углом у одна к другой сим-
метрично относительно продольной пло-
скости автомобиля, то

= (130)

2 cos -Q-

где — усилие, действующее со-
ответственно на одну
(правую или левую штан-
гу.

В существующих конструкциях угол
т =75н-90°.

Для обеспечения равенства усилий,
передаваемых через штанги, при дей-
ствии как продольных, так и боко-
вых сил желательно, чтобы угол 7 =
= 90°.

Усилия, действующие на нижние
штанги, определяют из условия равнове-
сия сил, действующих в горизонтальной

плоскости.

Например, для схемы, изображенной на фиг. 133,

Rn = R'^ + Z и ^=/?'A + Zi

где В' — 1Л + 1п — расстояние между нижними штангами;

1п ~ расстояние (в плане) между точкой крепле-
ния к оси верхней штанги и соответственно
левой и правой нижней штангами.
Желательно иметь равные усилия на левой и правой ниж-
них штангах. Для этого необходимо, чтобы верхняя продоль-
ная штанга лежала в продольной плоскости симметрии (при
двух верхних штангах точка крепления их к оси должна быть
в продольной плоскости симметрии), тогда

I —I — —

1л—1п — 2

/?„=/?„=4+z.

Для обеспечения равенства усилий, действующих на левую
и .правую нижние штанги, и усилия R' необходимо соблюдать
следующее соотношение:

г —2т + я.

В этом случае

R^Rn = R' = 2Z.

Для пневморессорной подвески со штангами расчет ведут
по тем же зависимостям, что и для подвески с четырехштанго-
вым направляющим устройством. При пневморессорной под-
веске без штанг продольные реакции дороги полностью пере-
даются на толкающие ушки рессор. Продольные реакции также
влияют на изменение вертикальных нагрузок, передаваемых
упругими элементами на раму. При пневморессорной подвеске
изменение вертикальных нагрузок (кроме изменения из-за пере-
распределения веса) происходит под действием момента

M = Zd,

где d — расстояние от плоскости дороги до заделки толкающего
ушка рессоры.

Дальнейшие расчеты проводятся применительно к симмет-
ричной полуэллиптической листовой 'рессоре.

В случае расположения пневматического упругого элемента
над осью изменение реакции происходит только в местах креп-
ления листовой рессоры и определяется из выражения

А М Zd

где Lp — длина рессоры.

При расположении пневматических упругих элементов вне
оси на расстоянии LnH один от другого (фиг. 123, а, б) момент
М — Zd распределяется между листовой рессорой и пневмати-
ческими упругими элементами пропорционально их угловым
жесткостям в продольной плоскости, т. е.

м=мр-\-мпн
и

Мпя спн спн^рН

(131)

(132)
где Мр — момент, возникающий при скручивании рессоры
в продольной плоскости;

Л4„к — момент упругих сил пневматических элементов;

с'р — угловая жесткость рессоры в продольной плоскости;

с'пн — угловая жесткость пневматических упругих эле-
ментов.

Учитывая, что

△Ар = ^; ДХПН = ^; M = Zd,
ппн

получим

(133)

(134)

где ДАр — изменение вертикальных реакций в местах крепле-
ния листовых рессор к кузову;

ДАЛК — изменение вертикальных реакций на пневматический
упругий элемент; t

ср — жесткость листовой рессоры;

спн — жесткость пневматических упругих элементов, вос-
принимающих нагрузку совместно с рессорой.

При пневморессорной подвеске листовую рессору выбирают
в первую очередь из условий прочности при действии момента
Мр от горизонтального усилия Z.

Угол закручивания рессоры в продольной плоскости [21]:

ср cplp

Напряжения в листе рессоры от действия момента Мр опре-
деляются с учетом следующих зависимостей:

P'Lph

а~ . 4J ’

Mp = P'LpHh = ^-.

Тогда напряжение в листе рессоры

°- 4J ’

(136)

где У—момент инерции сечения рессоры в месте ее закреп-
ления, равен сумме моментов инерции всех листов;
h — толщина рессорного листа прямоугольного сечения;
для листов другой формы /г = ^г (где' JL — момент
инерции сечения листа рессоры; Wt — момент сопро-
тивления листа);

Р' — вертикальная нагрузка на ушко рессоры от момента Мр.
Учитывая формулу (136) и зависимости

___ 4 Efl j. j-____ 1 г q
° — Т f и f —

получаем формулу для определения напряжения в листе рес-
соры в зависимости от угла закручивания рессор:

2 . — ср^р о

где 8 — коэффициент формы рессоры, учитывающий отклонение
формы рессоры от балки равного сопротивления.

Для определения 8 нужно найти коэффициент К = —j—~
отношение суммы моментов инерции сечений листов рессоры,
имеющих рабочую длину, равную длине рессоры к моменту
инерции сечения рессоры в месте ее закрепления.

При расчетах можно брать следующее значение 8;

X 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1
а 2 3 0,683 0,703 0,723 0,747 0,774 0,801 0,833 0,877 0,927 1

Нагрузка от боковых реакций в пневморессорной подвеске
воспринимается так же, как в обычной подвеске с листовыми
рессорами.

При четырехштанговом направляющем устройстве с двумя
штангами, расположенными под углом у, усилия на штанги
определяются по формуле

R' =—Y—, (138)

2siny

где У — боковая реакция.

В подвеске с поперечной штангой боковое усилие восприни-
мается этой штангой.

Конструкция направляющих устройств в значительной мере
зависит от компоновки автомобиля и конструкции рамы (ку-
зова). Приведем несколько примеров. В ряде зарубежных кон-
струкций и подвесок с рычагами, шарнирно соединенными
с осью и кузовом (см. фиг. 122, г, д), пневмобаллоны находятся
на значительном расстоянии один от другого, а значит, увели-
чен вес кронштейна. Для подвески этого не требуется. Очевидно,
кузов остался без изменений и пришлось во избежание получе-
ния больших напряжений в кузове устанавливать пневмобаллон
вблизи мест, где были кронштейны рессор. Фирма GMC, оче-
видно, изменила конструкцию кузова, и пневмобаллоны распо-
ложены на минимально возможном расстоянии один от другого.
Фирма GMC на тягаче с пневматической подвеской первой мо-
дели оставила стандартную раму; в этом случае для применения
четырехштангового направляющего устройства (фиг. 122, г, д)
потребовалось бы использование больших кронштейнов, усиле-
ния рамы и т. д. Поэтому была применена подвеска с направ-
ляющим устройством на продольных рычагах. В новой модели
тягача, где установлена специально спроектированная рама,
фирма применила в задней подвеске четырехштанговое направ-
ляющее устройство.

В зарубежных пневматических подвесках с направляющим
устройством на продольных рычагах упругие элементы располо-
жены значительно дальше от оси крепления этих рычагов к ку-
зову (L<lf на фиг. 116,6), чем мост (упругий элемент сзади
моста). При такой конструкции можно уменьшить грузоподъ-
емность пневматических упругих элементов и снизить напряже-
ния в кузове, но одновременно уменьшается ход подвески.
Учитывая дорожные условия в СССР, необходимо максимально
увеличить ход подвески. Поэтому при использовании схемы
с упругим элементом за мостом надо устанавливать трехсек-
ционные пневмобаллоны.

Из приведенного анализа очевидно, что каких-то общих ре-
комендаций по применению направляющих устройств дать
нельзя. Конструкция направляющего устройства должна быть
в первую очередь увязана с общей компоновкой автомобиля и
конструкцией кузова (рамы). Если конструкция кузова (рамы)
и общая компоновка позволяют применить переднюю независи-
мую подвеску и заднюю подвеску с четырехштанговым на-
правляющим устройством, то при этом могут получиться наи-
лучшая плавность хода и наименьшая металлоемкость кон-
струкции.

При приспособлении на существующих конструкциях автомо-
билей и автобусов пневматической подвески без существенных
изменений в конструкции рамы (кузова) в ряде случаев целе-
сообразно применять пневморессорную подвеску. При этом же-
лательно, особенно для .автобусов, для разгрузки рессор от
тормозных усилий использовать одну или две продольные
штанги. Это дает возможность применять рессоры из несколь-
ких листов, чем обеспечиваются малое трение в рессоре и соот-
ветственно лучшая плавность хода. Необходимо учитывать, что
при числе листов рессоры более пяти плавность хода автобуса
значительно хуже, чем автобуса со штанговым направляющим
устройством (см. фиг. 146).
При удачной компоновке пневматической подвески удается
снизить вес подвески. На автобусе ЛАЗ-695 снижен вес под-
вески примерно на 170 кг, на английском автобусе фирмы
Гай —на 75 кг. При применении на французском полуприцепе
«Пилот» пневматической подвески вес подвески уменьшился на
15%. Вес подвески уменьшается в случае применения диафраг-
менных упругих элементов, вместо пневмобаллонов, так как
можно уменьшить размер резервуаров упругого элемента, а зна-
чит, и объем ресиверов подвески.

С переходом на повышенное давление уменьшаются размеры
всех элементов подвески, а следовательно, уменьшается ее вес.

Эффективность ..уменьшения веса зависит от грузоподъемно-
сти автомобиля: чем больше грузоподъемность, тем больше эко-
номия в весе.

При применении пневматической подвески снижаются вибра-
ции и ударные нагрузки на агрегаты автомобиля, в первую оче-
редь на кузов-и раму. Поэтому необходимо оценивать влияние
пневматической подвески не только на снижение веса подвески,
но и на уменьшение веса всего автомобиля.

Для снижения веса автомобиля следует не приспосабливать
существующие конструкции рамы и кузова к пневматической
подвеске, а создавать новые конструкции.

Фирмой GMC для тягача DLR-8000 спроектирована спе-
циальная рама [39]. Рама имеет значительную угловую же-
сткость, что позволяет применять переднюю подвеску с большой
угловой жесткостью (например, независимую подвеску). Кон-
струкция рамы сходна с конструкциями, применяемыми на ав-
тобусах. В результате установки пневматической подвески фирме
удалось снизить вес автопоезда в первую очередь за счет сни-
жения веса деталей кузова (уменьшения толщины стального
листа, веса рамы тягача и т. п.).

Применение пневматической подвески на тягаче фирмы Гай
(задняя подвеска) и на полуприцепе-цистерне к этому тягачу
позволило снизить вес цистерны за счет уменьшения толщины
стенок на 1,5 т.

РЕЗИНОВЫЕ ШАРНИРЫ

Резиновые шарниры находят все большее применение в под-
веске автомобиля. Они не нуждаются в смазке, а благодаря их
упругости уменьшаются ударные нагрузки на детали шасси,
автомобиля и, в частности, детали подвески. Этим объясняется
широкое применение резиновых шарниров вместо обычных ме-
таллических в независимых подвесках и в зависимых подвесках
с листовыми рессорами. При угловых перемещениях моста от-
носительно кузова листовые рессоры в зависимых подвесках
скручиваются и изгибаются. В других зависимых подвесках для
обеспечения перемещения моста относительно кузова необхо-
димо применять или шаровые смазываемые шарниры (задние
подвески отечественных трехосных автомобилей), или резиновые
элементы. Экономически целесообразнее использовать резино-
вые элементы.

В зависимых пневматических подвесках резиновые шарниры
получили широкое распространение. Наиболее простым по кон-
струкции является резиновый шарнир в виде двух цилиндриче-
ских (фиг. 134, а) или конических (фиг. 134,6) резиновых вту-
лок. Перемещение одних деталей шарнира относительно других
осуществляется за счет деформации резины. Проскальзывание
резины по металлу предотвращается путем предварительного ее

сжатия. Подобные )Втулки применялись на автобусах фирмы
GMC. На автобусах Мерседес-Бенц 0-317 и автобусах Шиндлер
установлена одна втулка. В первой конструкции (фиг. 134, в)
резину сжимают с торца. На автобусе Шиндлер (фиг. 134, а)
отсутствие проскальзывания обеспечиваетя сжатием в осевом
и радиальном направлениях.

Наиболее напряженным участком резинового шарнира яв-
ляется внутренняя поверхность соприкосновения металла с ре-
зиной, где имеются наибольшие удельные давления на резину
и наибольшие возможности проскальзывания. Поэтому в ряде
конструкций эту поверхность привулканизируют к металлу.

На фиг. 134, д показан резиновый шарнир с привулканизи-
рованными к металлу внутренней и внешней поверхностями.
Такой шарнир применяется в задней подвеске автобуса «Бридж-
мастер».

Бочкообразные шарниры (фиг. 134, е) допускают сущест-
венные угловые перемещения как вокруг пальца, так и в пер-
пендикулярных плоскостях. Эти шарниры могут воспринять не-
284
значительные осевые усилия. При необходимости иметь
значительные угловые перемещения в двух плоскостях и воспри-
нимать значительные радиальные и осевые усилия применяются
сферические резиновые шарниры (фиг. 134, ж).

Для больших углов поворота и меньших радиальных нагру-
зок используют более мягкие смеси резины с модулем сдвига
4,5—7 кг!см2. Для больших радиальных нагрузок и малых углов
поворота применяются более жесткие смеси резины, имеющие
модули сдвига 7—10 кг/сж2.

Ниже приведены основные параметры сферических резино-
вых шарниров английской фирмы Металластик.

Основные параметры сферических резиновых шарниров фирмы
Металластик (фиг. 134, ж)

Габаритные размеры в мм\
длина........................ . .

диаметр.................... .

Параметры при радиальном нагру-
жении:
нагрузка в кг...................

жесткость в кг)мм...........

удельная нагрузка в кг)см^ . .

Параметры при скручивании:
в плоскости качания:
нормальный угол закручивания
в град..........................

угловая жесткость в кгм)рад .

В плоскости, перпендикулярной к
плоскости качания:

Угол закручивания в град".
нормальный.............’........

максимальный (до соприкосно-
вения с металлом)...........

Угловая жесткость в кгм)рад . . .

54 70 93 102 102 153
67 91 110 127 127 200
950 5900 7500 5900 11 350 16800
1300 9500 6750 3750 10000 8 700
80 190 150 80 160 90
±12 ±8 ±9 ±13 ±10 ±11
54 290 415 400 700 3000
±9 ±6 ±7 ±10 ±7 ±8
±12 ±9 ±16 ±13 ±11 ±12
35 290 290 275 460 1850

Угловая жесткость цилиндрических резиновых шарниров

1 1 ’

2 — 2

Г1 Г2

(139)

где L — длина шарнира (фиг. 134);

И и г2 — внутренний и внешний радиусы слоя резины.

Для сферического шарнира приближенно угловая жест-
кость [14]

с'

4nLG

Ji
~ d

1 I 1 \ I И

d + '-2/12+ 80^2

(140)

Напряжения сдвига т достигают наибольшего значения на
внутреннем радиусе
Для цилиндрического шарнира напряжение может быть
определено по формуле

_ м

(141)

где М — момент, закручивающий шарнир.

При определении жесткости подвески необходимо учитывать
увеличение жесткости вследствие закручивания резиновых шар-
ниров.
ГЛАВА X

ИСПЫТАНИЕ ПНЕВМАТИЧЕСКИХ ПОДВЕСОК
И ИХ ЭЛЕМЕНТОВ

Испытания пневматических подвесок и их элементов в ряде
случаев существенно отличаются от испытаний обычных подве-
сок как вследствие появления в пневматической подвеске новых
конструктивных элементов, так и вследствие специфичности
испытаний регулируемых подвесок. В настоящей главе приве-
дена разработанная в НАМИ методика испытаний и их резуль-
таты.

ОПРЕДЕЛЕНИЕ СТАТИЧЕСКИХ И ДИНАМИЧЕСКИХ
ХАРАКТЕРИСТИК ПОДВЕСКИ

Статическая характеристика упругого элемента

Как указывалось, статической характеристикой пневматиче-
ского упругого элемента называется график зависимости де-
формации упругого элемента от нагрузки на него. Изменение
деформации должно происходить со скоростью не более
5 см!мин. Такая скорость обеспечивает изотермическое проте-
кание процесса.

Определение характеристики проводится на специальном
прессе, обеспечивающем замер нагрузок и соответствующих де-
формаций. При высоте пневматического упругого элемента,
равной проектной (высоте, соответствующей статической на-
грузке), в упругом элементе создается заданное давление. Под-
держание заданной высоты осуществляется с помощью пресса.
После создания необходимого давления упругий элемент раз-
гружают и его высота увеличивается от статической до макси-
мальной. Затем при постепенном увеличении прессом нагрузки
от нулевой до максимальной измеряют деформации упругого
элемента. Замер рекомендуется проводить с интервалом дефор-
маций 20 мм.

Максимальная деформация (а значит, и максимальная на-
грузка) соответствует моменту окончания сжатия воздуха и
началу 'соприкосновения деталей упругого элемента между со-
бой. Максимальную деформацию определяют до начала испы-
287
таний. Для этого из упругого элемента выпускают воздух и
замеряют минимальную высоту элемента при отсутствии в нем
избыточного давления. Максимальная деформация равна раз-
ности высоты в статическом положении и минимальной высоты.

Для выявления всех возможностей упругого элемента при
испытаниях необходимо получить семейство характеристик.
В соответствии с этим требуется следующий объем испытаний:

1) с давлениями при статической нагрузке от 1 кг!см2 rq
максимального с интервалом 1 ка/сж2;

2) с различными объемами резервуаров упругого элемента,
равными одному, двум и более десяти объемов упругого эле-
мента, а также без резервуара упругого элемента.

Вследствие малости гистерезиса при статическом нагруже-
нии в пневматических упругих элементах определяют только
ветвь, соответствующую нагружению.

При замерах рекомендуется также определить диаметры
упругого элемента при статической и максимальной нагрузках
и изменение давления с изменением нагрузки.

На фиг. 29, 30 и 46 показаны результаты проведенных
в НАМИ испытаний первых отечественных пневматических
упругих элементов.

Жесткость упругого элемента определяется как тангенс угла
наклона касательной к характеристике в точке, соответствую-
щей статической высоте упругого элемента. Эффективный про-
гиб находят по формуле

Р
f=— см.
J с ’

где Р — статическая нагрузка в кг\
с — жесткость в кг!см.

Динамическая характеристика упругого элемента

Динамической характеристикой пневматического упругого
элемента называется график зависимости деформации упругого
элемента от нагрузки, полученный при скоростях изменения
Нагрузки, вызывающих изменение температуры воздуха в эле-
менте. В этом случае процесс протекает политропически.

Динамическую характеристику целесообразно получать при
частотах, равных собственной частоте колебаний подвески или
больших ее.

Динамические характеристики снимали на установке, пока-
занной на фиг. 135. На установке осуществлялось сжатие двух-
секционного пневмобаллона с частотой 200 кол!мин и ампли-
тудой ±100 мм. При этом записывались нагрузка на упругий
элемент и его деформация. Для определения нагрузки были
использованы проволочные тензометрические датчики, наклеен-
288
ные на четырех специальных болтах. Деформации записывались
с помощью реохордного датчика.

Для построения динамической характеристики по осцил-
лограмме определяют зависимость нагрузки от деформации.

Фиг. 135. Установка для
определения динамических
упругих характеристик:
а — вид установки; б — схема
установки; 1 — кривошипный
механизм; 2 — пневмобаллон;
3 — реохорд; 4 —датчик усилий;
5 — датчик давлений; 6 — уси-

литель; 7 — осциллограф.

В гл. III на фиг. 43, 44 приведены результаты испытаний. Ди-
намические и статические характеристики определяли при
статических нагрузках 550, 850, 1250 и 1550 кг, длине
шланга 150 мм и объемах vd резервуара упругого элемента 7
и 14 л.

19 Зак. 2/249

289
Статические и динамические жесткости пневмобаллона

200—250 следующие:
Статическая нагрузка в кг
Объем дополнительного
резервуара в л . . .

Жесткость в кг)см*.

статическая сст . . .
динамическая с$ . . .
гч Сд

Отношение -—............

Сст

1550

1200

850

550

7 14 7 14 7 14 7 14
44 37 63 51 83 71 100 87
52 42,5 73 58 95 82 118 98
1,18 1,15 1,16 1,15 1,15 1,15 1,18 1,13

Для определения влияния длины трубопровода, соединяю-
щего упругий элемент с резервуаром, проводились испытания
с трубопроводами длиной 150, 1000 и 1500 мм. Все испытания
проводились с прижимными кольцами, имеющими наружный
диаметр 190 мм.

Как показали испытания, динамическая жесткость в точке,
; соответствующей статической нагрузке, больше статической
жесткости на 13—18%. С увеличением длины трубопровода уве-
личивается петля гистерезиса. Особенно значительное уве-
личение петли получается при -переходе от трубопровода длиной
150 мм к трубопроводу длиной 1000 мм.

Используя полученные экспериментальные данные по дина-
мической жесткости сд и жесткости сет при статическом изме-
нении нагрузки, можно определить показатель политропы

Р + 1

п— 1 +

сд ~ Сст
р%
Гэф '

(142)

На основании результатов экспериментов и расчета по фор-
муле (142) можно принять п= 1,41.

Показатель политропы можно также определить, замеряя
реальное давление при деформации упругого элемента при при-
ложении динамической нагрузки:

In 21 + 1

In । i

n= jP2+1. (143)

Характеристика подвески

Вертикальной характеристикой упругих элементов в под-
веске автомобиля (характеристикой подвески) называется за-
висимость между вертикальной нагрузкой, действующей на под-
веску, и вертикальной деформацией упругих элементов,
измеренной над осью. Характеристика определяется .путем тари-
ровки подвески.

При тарировке автомобиль устанавливают передними (зад-
ними) колесами на весы. Нагрузку на колеса (путем загрузки
автомобиля) доводят до заданной статической нагрузки и про-
веряют соответствие действительной высоты упругих элементов
290
проектной. Затем отключают регуляторы положения кузова
С помощью дополнительных грузов подвеску загружают дО
соприкосновения ее с ограничителями хода.

Поднимая кузов с помощью блоков или домкрата, разгру-
жают упругие элементы до того момента, когда весы показы-
вают величину, равную весу неподрессоренных частей. Затем
подвеску постепенно загружают, опуская домкрат. Перемещения
точек кузова над осью с правой и левой сторон и деформации
шин по перемещению центров левого и правого колес измеряют
через интервалы нагрузок, равные 0,1—0,2 от полной статиче-
ской нагрузки на подвеску. Замеры с правой и левой сторон
затем осредняют. Разность между перемещением кузова и де-
формацией шин соответствует деформации упругих элементов
в подвеске автомобиля для данной нагрузки.

Деформации измеряют как при загрузке подвески, так и при
ее разгрузке. Испытания проводят при нормальном давлении
в шинах.

При тарировке необходимо обратить внимание на следую-
щее:

1. При установке домкрата или блоков, а также при за-
грузке автомобиля надо добиться равномерного распределения
нагрузки между левым и правым колесом.

2. Если подвеска не имеет ограничителей хода, то дополни-
тельная нагрузка должна быть не менее статической нагрузки,
приходящейся на подвеску при полностью напруженном авто-
мобиле.

3. Если резиновые буфера работают не только как ограни-
чители хода, но и как дополнительные упругие элементы в под-
веске, то тарировку следует продолжать и в пределах дефор-
мации буферов. !

4. При тарировке независимой подвески, допускающей из-
менение колеи, под колеса необходимо устанавливать подвиж-
ные площадки («роликовые опоры) для устранения влияния тре-
ния шин об опорную поверхность при боковом перемещении
колес.

По данным тарировки отроят характеристику подвески.
Между ветвями загрузки и разгрузки на участке около стати-
ческой нагрузки проводят среднюю линию, соответствующую
идеализированной характеристике при отсутствии трения.

Жесткость подвески определяется как тангенс угла наклона
касательной к средней линии характеристики и выражается
в кг!см. Эффективный статический прогиб определяется как
отношение нагрузки к жесткости.

При тарировке подвески также Определяют (приближенно)
жесткость, создаваемую шарнирами. С этой целью ив системы
пневматической подвески удаляют воздух, вызывающий избы-
точное давление. Затем тарируют подвеску по методике, опи-
санной выше. Жесткость пневматических упругих элементов
19* 291
в этом случае равна нулю и полученные при тарировке резуль-
таты характеризуют влияние шарниров на жесткость подвески

На фиг. 131, а приведены (штриховая линия) результаты та-
рировки передней независимой подвески. Автомобиль был не
загружен. Результаты расчета и эксперимента отличаются не-
значительно. Штрихпунктирной линией показана характери-
стика шарниров и резиновых рессор сжатия в системе подвески.
Жесткость, создаваемая шарнирами, равна примерно 7 кг!см.

ИСПЫТАНИЯ ПНЕВМАТИЧЕСКИХ УПРУГИХ ЭЛЕМЕНТОВ
НА ГЕРМЕТИЧНОСТЬ И ДОЛГОВЕЧНОСТЬ

Испытание на герметичность

При испытаниях пневматических упругих элементов на гер-
метичность определяют величину утечки воздуха в течение за-
данного интервала времени.

Упругий элемент испытывают в сборе с арматурой при дав-
лении воздуха, соответствующем полной статической нагрузке.
Утечка определяется по понижению давления на специально
присоединенном к упругому элементу прецизионном манометре.
Обычно падение давления не превышает 1 кг!см2 в течение
15 суток. Испытания рекомендуется проводить в течение не ме-
нее 3 суток и падение давления не должно превышать
0,2 кг)см2. Испытания показали, что утечки наиболее возможны
в местах присоединения арматуры к резино-кордной оболочке.

Испытание на долговечность

При испытаниях на долговечность определяют число циклов
изменений нагрузки до выхода упругого элемента из строя. Для
испытаний используют обычные стенды для определения долго-
вечности пружин и листовых рессор.

Испытания проводят при средней циклической нагрузке,
равной полной статической нагрузке на упругий элемент. Ре-
комендуемая амплитуда колебании равна -------максималь-

ного хода сжатия упругого элемента. Чтобы приблизить усло-
вия испытаний к условиям эксплуатации, упругий элемент
обдувают с помощью вентилятора.

Попутно с испытаниями на долговечность рекомендуется
определять зависимость диаметра пневматического упругого
элемента от числа циклов изменения нагрузки, т. е. так назы-
ваемое разнашивание упругого элемента.

Наблюдения за состоянием пневмобаллонов при стендовых
испытаниях и в условиях эксплуатации показали, что наиболее
возможен выход пневматических упругих элементов из строя
вследствие истирания резино-кордной оболочки об арматуру.
При этом износ резино-кордной оболочки значительно увеличи-
вается при попадании между оболочкой и арматурой абразив-
292
ных веществ (песка, грязи и т. д.), а также при недостаточно
гладкой поверхности металлической арматуры. Поэтому необ-
ходимо проводить дополнительные испытания упругого эле-

мента на долговечность в грязевых условиях.

В НАМИ такие испытания проводились при горизонтальном
положении пневмобаллона (фиг. 136), статической нагрузке
530 кг, давлении 2 кг) см2 и ходе ±77,5 мм.

Баллон 5 помещали в сосуд 4, наполненный абразивной
смесью, так чтобы покрыть 74 пневмобаллона. Состав абразив-
ной смеси: 17,5% воды, 17,5% глины, 10% материала, идущего
на изготовление наждачного круга, и 55% песка.

Испытания пневмобаллонов по-
казали лучшую долговечность
пневмобаллонов с утолщенным сло-
ем резины под стягивающим коль-
цом.

ИСПЫТАНИЕ АВТОМАТИЧЕСКИХ
РЕГУЛЯТОРОВ ПОЛОЖЕНИЯ КУЗОВА

При испытаниях регуляторов оп-
ределяют статическую характери-
стику расхода воздуха, величину
зоны нечувствительности и долго-
вечность. Регуляторы с гидравличе-
ским замедлителем испытывают

Фиг. 136. Испытание упругого

элемента на долговечность

также на запаздывание включения в грязевых условиях:
(время замедления срабатывания) 1 сосуд7"£

И на ВОЗМОЖНОСТЬ регулирования разивной жидкостью; 5 — упругий
запаздывания. При испытаниях ре- элемент.

гулятора без замедлителя определяют динамический расход
воздуха при колебаниях рычага регулятора, изменение равно-
весного положения системы в зависимости от статической на-
грузки и давления воздуха и потребление воздуха подвеской

в дорожных условиях.

Все лабораторные испытания (кроме испытаний на долго-
вечность) можно проводить на установке, изображенной на
фиг. 137. Воздух от компрессора подается через регулятор дав-
ления 3 в .ресивер 1 (емкостью 20 л). При испытаниях откры-
ваются необходимые для данного опыта краны 4. Воздух идет
через регулятор положения кузова 5 в резервуар 6 (емкостью
20 л), имитирующий пневматический упругий элемент. Давле-
ние регистрируется манометрами 2. При некоторых опытах ры-
чаг 7 присоединяется к установке, обеспечивающей его колеба-
ния с заданной амплитудой ±Л.

Статическая характеристика расхода воздуха регулятором

Статической характеристикой расхода воздуха называется
зависимость пропускной способности регулятора от перемеще-
ния рычага.
Для определения расхода при впуске .в упругие элементы
воздух из ресивера 1 (фиг. 137) идет через регулятор 5 поло-
жения кузова в резервуар 6 объемом 20 л. При этом отме-
чается время, необходимое для увеличения давления в резер-
вуаре с pi = 3 кг/см2 до р2 = 5 кг!см2. Благодаря применению
регулятора 3 давления в ресивере 1 давление во время экспе-
римента практически остается постоянным и равным 7 кг/см2.

Для определения расхода при выпуске воздуха из упругих
элементов через регулятор замеряют время, необходимое для

Фиг. 137. Схема установки для испытания регуляторов по-
ложения кузова.

компрес-
сора.

того, чтобы давление в резервуаре упало с 5 до 3 кг!см2. Сред-
няя величина расхода

^(Р2—Р1)
t

(144)

где vp — объем резервуара 6.

На фиг. 101,6, а, е показаны статические характеристики
расхода воздуха регуляторами различных типов. Характери-
стики получены экспериментально на установке, изображенной
на фиг. 137. Ниже приведены максимальные статические рас-
ходы воздуха регуляторами (в л/мин)'.

Регулятор Впуск Выпуск Регулятор Впуск Выпуск
Без замедлителя: одноступенчатый . двухступенчатый: 1-я ступень . . 2-я ступень . . 38 32 135 33 32 32 С замедлителем: фирмы Данлоп . фирмы Кнорр- Бремзе . . . . фирмы Вестин- гауз 140 1150 1200 140 280 700
Для определения статической характеристики расхода воз-
духа .необходимо установить величину зоны нечувствительности
регулятора. Зона нечувствительности представляет собой вели-
чину хода конца рычага от начала впуска воздуха в упругие
элементы до начала выпуска воздуха из них (или, наоборот,
от начала выпуска до начала впуска). Определение зоны не-
чувствительности производится на установке, изображенной на
фиг. 137.

При этом рычаг регулятора устанавливается в положение,
при котором не происходит изменения давления в резервуаре 6.
Далее при ходе рычага вверх определяют его положение при
начале изменения давления в резервуаре 6. Также находят по-
ложение рычага регулятора при ходе вниз. Разница в этих по-
ложениях и является зоной нечувствительности. Статическое
нейтральное положение рычага находится посередине этой
зоны.

Динамическое нейтральное положение рычага регулятора
положения кузова

При динамическом нейтральном положении рычага расходы
регулятора на впуске и выпуске равны. Динамическое нейтраль-
ное положение зависит от амплитуды колебаний рычага, соот-
ношения давления в ресивере подвески и упругом элементе.

Как показали опыты, нейтральное положение не меняется
при изменении частот от 50 до 250 кол)мин.

Испытания рекомендуется проводить на установке, подобной
установке, изображенной на фиг. 137. Во время испытаний дав-
ление в ресивере подвески (ресивер 1) равно 7 кг!см2.

При определенном положении рычага регулятора ему сооб-
щают колебательные движения до* тех пор, пока в резервуаре 6
не установится постоянное давление. Затем рычаг устанавли-
вают в новое положение и определяют соответствующее этому
положению давление в резервуаре £ Интервал установки ры-
чага 3—5 мм. Испытания проводят при давлениях в резер-
вуаре 6 примерно от 1,5 ДО' 6 кг!см2 и для постоянной ампли-
туды колебаний. В результате получается зависимость
положения рычага от давления. Проводя такой же цикл ис-
пытаний для других амплитуд колебаний, получаем семейство
кривых. Интервал изменения амплитуд принят 20 мм. Так как
изменение положения рычага соответствует изменению высоты
упругого элемента, а резервуар имитирует пневматический
упругий элемент, то, в конечном счете, получается зависимость
изменения высоты упругого элемента от давления в упругом
элементе при различных амплитудах колебаний. На основании
этого эксперимента при конструировании подвески выбирают
положение рычага регулятора. Результаты испытаний одно- и
двухступенчатых регуляторов приведены на фиг. 104.

(

295
Динамическая характеристика расхода воздуха
регулятором

Динамической характеристикой расхода воздуха называется
зависимость расхода от амплитуды колебаний рычага регуля-
тора. Испытания проводят на установке, изображенной на
фиг. 137. При испытаниях рычаг колеблется с частотой 50—
250 кол/мин. При этом замеряют расход воздуха при данной
амплитуде колебаний и данном давлении (начальном) в ре-
зервуаре 6. Затем испытания повторяют при других амплиту-
дах. Интервал изменения амплитуд принимают равным 15—
20 жж. Перед замером расхода воздуха находят динамическое
нейтральное положение рычага для данного давления в упру-
гом элементе и данной амплитуды колебаний. Затем замеряют
время расхода воздуха при изменении давления в ресивере Г от
7 до 5 кг/см2. При этом определяют также изменение давления
в резервуаре 6. На основании данных по изменению давления,
времени замера и размеров ресиверов подсчитывают расход
воздуха.

Для получения семейства характеристик (испытания повто-
ряют при различных начальных давлениях в упругом элементе.
Результаты испытаний приведены на фиг. 105.

Время замедления срабатывания регулятора и характеристика
замедления срабатывания

При отклонении рычага регулятора с гидравлическим замед-
лителем от нейтрального положения воздушная система вклю-
чается с некоторым замедлением по времени.

Как указывалось раньше, временем замедления (запаздыва-
ния) срабатывания регулятора называется время запаздывания
включения воздушной системы регулятора (открытия клапанов
пропуска воздуха) по сравнению с моментом отклонения ры-
чага регулятора (см. сноску на стр. 207).

Характеристикой замедления срабатывания называется за-
висимость времени замедления срабатывания от хода рычага.

Сравнение регуляторов между собой желательно проводить
по времени замедления срабатывания при определенном ходе
рычага. Наиболее удобен минимальный ход, больший, чем зона
нечувствительности, на 10—20%. Время замедления срабаты-
вания регулятора при минимальном ходе рычага кратко назы-
вают временем срабатывания.

Параметры, характеризующие замедление срабатывания ре-
гулятора, определяются на установке, показанной на фиг. 137.

При проведении опыта рычаг перемещается на заданную
величину и отмечается, через сколько секунд начинается изме-
нение давления в резервуаре 6. Испытания проводятся при тем-
пературе 20°. Постоянство температуры необходимо, так как
296
с изменением ее меняется вязкость жидкости, что существенно
влияет на время замедления срабатывания.

Фиг. 138. Характеристики замедления срабатывания регулятора
Кнорр-Бремзе при различных положениях регулировочной иглы.

Характеристика времени t замедления срабатывания регу-
лятора Кнорр-Бремзе при различных положениях регулировоч-

Кривые............. 1 2 3 4 5 6

Вязкость в сст . .

v . 986 444 419 202 114 64

vfL . . • ... 460 289 214 108 63 40

оО

ной иглы (количества оборотов от положения упора) приве-
дена на фиг. 138. Этот график показывает возможности
регулирования времени замедления при данной конструкции
регулятора.
Для подбора жидкости проводят испытание на время сра-
батывания с жидкостями, имеющими различные вязкости
(фиг. 139). Так как вязкость значительно влияет на время за-
медления срабатывания, то необходимо применение полиорга-
НИЧеСКОЙ (СИЛИКОНОВОЙ) жидкости.

Графики замедления срабатывания при различных вязко-
стях жидкости позволяют по результатам стендовых испытаний
(при температуре 20—25° С) представить реальные замедления
при температурах, имеющих ме-

Фиг. 140. Зависимюсть времени
срабатывания регулятора Вестин-
гауз от усилий, приложенных
к рычагу.

сто в эксплуатационных усло-
виях.

На фиг. 140 показана зависи-
мость времени t срабатывания от
усилия Р, приложенного к кон-
цу рычага регулятора. Эти испы-
тания дают возможность опре-
делить необходимую жесткость
пружин привода регулятора.

Стендовые испытания
на долговечность

Испытания регулятора на
долговечность осуществляются
на стенде, создающем колеба-

тельное движение рычага регуля-
тора. При испытаниях отмечают износ и другие повреждения
деталей при циклической нагрузке. Замер производят через
каждые 100 тыс. циклов. Амплитуду колебаний конца рычага
регулятора устанавливали равной ±50 лии или ±80 мм.

Воздух под давлением 6—7 кг!см2 подводится к па-
трубку регулятора, который в обычных условиях соеди-
няет регулятор с упругим элементом. Воздух не должен
выходить в атмосферу, поэтому выпускное отверстие закрывают
пробкой.

При этой методике испытаний у регуляторов с замед-
лителем часть деталей не перемещается, так как сраба-
тывает механизм замедления. Например, у регулятора
Кнорр-Бремзе (см. фиг. 108) перемещаются только рычаг
и ось с кулачком. Для того чтобы обеспечить перемещение
всех деталей, необходимо свести к минимуму гидравлическое
сопротивление. С этой целью отворачивают на максимальную
величину регулировочные винты, препятствующие перетеканию
жидкости.

При стендовых испытаниях двухступенчатый регулятор вы-
держал более 1 млн. циклов нагружения три амплитуде
±50 мм. При этом износ был незначителен и наблюдался
у клапана первой ступени и кулачка.
298
ПОТРЕБЛЕНИЕ ВОЗДУХА ПНЕВМАТИЧЕСКОЙ ПОДВЕСКОЙ

Потребление воздуха может быть определено двумя спосо-
бами: по «падению давления в ресивере подвески или специально
подключенном резервуаре и по показанию расходомера.

Испытания разделяются на дорожные и эксплуатационные.
Дорожные испытания следует проводить на участках дороги
с различным покрытием. Длина участка должна быть порядка
1 км. Испытывают автомобиль с полной нагрузкой и -без на-
грузки. При каждом замере автомобиль двигается по участку
с постоянной скоростью. Замеры производят на скоростях 20,
30, 40, 50 км/ч на дороге с асфальтовым покрытием и 20, 30,
40 км/ч— на дороге с булыжным покрытием. При определении
потребления воздуха по уменьшению давления воздухахв реси-
вере подвески в систему питания подвески дополнительно вклю-
чают манометр, показывающий давление в ресивере, и двух-
ходовой кранг установленный между тормозным ресивером и
ресивером подвески и отключающий систему питания подвески
от остальной системы.

Методика замера следующая. При подъезде к участку в ре-
сивер подвески подкачивают воздух до давления 6,8—7 кг/см2.
Затем в начале замера ресивер подвески отключают с помощью
крана от системы питания. При проезде участка измеряют дав-
ление в ресивере подвески в начале (р2 )и конце участка (pi)
и время движения по участку. Тогда потребление воздуха
рассчитывают по формуле (144); при этом объем vp представ-
ляет собой объем ресивера подвески.

Расходомер (газовый счетчик) устанавливают на выпускной
магистрали за регулятором положения кузова и дополнитель-
ным ресивером. Дополнительный ресивер необходим для умень-
шения давления, чтобы давление при входе в расходомер незна-
чительно отличалось от атмосферного.

При испытаниях с расходомером достаточно отметить пока-
зания расходомера в начале и конце участка.

Результаты испытаний по потреблению воздуха задней под-
веской автомобиля ЗИЛ-164 с различными регуляторами при-
ведены на фиг. 106. При одноступенчатом регуляторе потребле-
ние воздуха на дороге с асфальтовым покрытием в 4 раза
больше, чем при двухступенчатом, а на дороге с булыжным по-
крытием — в 2 раза.

Определение потребления воздуха с помощью расходомера
имеет преимущество перед замером по падению давления.
В первом случае замер можно> проводить беспрерывно, во вто-
ром— необходимы перерывы для пополнения ресивера под-
вески воздухом и замер возможен только при разнице давлений
в ресивере подвески и упругом элементе.

При испытаниях с расходомером достаточно вести наблюде-
ние за показаниями расходомера и при этом фиксировать время
299
замера- Тогда потребление воздуха подвеской в единицу вре-
мени равно отношению (показаний расходомера к времени за-
мера.

При эксплуатационных испытаниях желательно также опре-
делить общий расход воздуха всеми потребителями: подвеской,
тормозами и т. п. С этой целью устанавливают специальный
датчик, регистрирующий количество включений компрессора.
Тогда потребление воздуха всей системой

0.обЩ Урес^Рк^')

где Vpec — объем всех установленных на автомобиле ресиверов;
Z— число включений компрессора;

Ьрк — чувствительность регулятора компрессора.

Потребление воздуха всей системой в единицу времени оп-
ределяется как отношение потребления 0,общ к продолжительно-
сти замера.

Для определения загрузки компрессора при экспериментах
замеряют время работы компрессора. Тогда загрузка компрес-
сора на обслуживание всей пневматической системы опреде-
лится как отношение времени работы компрессора к времени
замера.

Загрузка компрессора подвеской

^пн=г1к~§^ '100%’

где — загрузка компрессора;

Qn—потребление воздуха пневматической подвеской.

Для определения загрузки компрессора были проведены
эксплуатационные испытания автобуса ЗИЛ-158, имеющего
экспериментальные переднюю и заднюю пневматические под-
вески и регуляторы положения кузова с гидравлическим за-
медлителем. Время замедления срабатывания составляло при-
мерно ГЗ сек при усилии на рычаге (через разобщающий меха-
низм) 2,3 кг и 7,5 сек при усилии 3,3 кг (при температуре
+ 20°С). Испытания проводились на городских автобусных
маршрутах.

Согласно полученным результатам загрузка компрессора
подвеской равна 8—21%; тормозной системой и дверными ме-
ханизмами — 57—78%, а общая загрузка компрессора — 66—
90%.

По данным, приведенным В. Г. Розановым [28], загрузка
компрессора автобуса ЗИЛ-155, вследствие расхода воздуха на
тормозную систему и дверные механизмы, составляет 39%.

При испытаниях автобуса ЗИЛ-158 загрузка компрессора
получилась большей, чем у автобуса ЗИЛ-155, что объясняется
большей вместимостью первого автобуса, а также худшим со-
стоянием дорожного покрытия.
Потребление воздуха на одного пассажира автобуса
ЗИЛ-158 равно около 3 л. Примерно столько же получается и
при расчете необходимого количества воздуха для выравнива-
ния автобуса при входе одного пассажира.

При испытаниях системы питания автобуса ЛИАЗ-158
только с задней пневматической подвеской расход воздуха на
одного пассажира составил 1,45 л (среднее значение по 18 за-
ездам), т. е. в 2 раза меньше, чем на экспериментальном авто-
бусе ЗИЛ-158, имеющем переднюю и заднюю пневматические
подвески. При подключении к компрессору всех механизмов
средняя загрузка его оказалась равной 57%: на тормозную си-
стему приходилось 34%, на дверные механизмы 17% и только
6% на пневматическую подвеску. Максимальная загрузка ком-
прессора составляла 83%, максимальная загрузка, необходимая
для пневм атической подвески — 17%.

Таким образом, на основании проведенных испытаний
можно считать, что для автобусов средней вместимости типа
ЛИАЗ и ЛАЗ расход воздуха передней и задней подвесками
(при регуляторах с гидравлическим замедлителем) составляет
20% от расхода воздуха остальными механизмами автобуса.
При применении только задней пневматической подвески рас-
ход воздуха снижается вдвое.

ИСПЫТАНИЯ НА ПЛАВНОСТЬ ХОДА

В настоящее время оценка плавности хода производится по
ускорениям. Основным оценочным параметром являются верти-
кальные ускорения. Для уточнения оценки плавности хода за-
писывают также горизонтальные ускорения.

При определении ускорений на сиденьи акселерограф уста-
навливают на специальную подставку, жестко скрепленную
с металлическим тракторным сиденьем, на котором сидит
экспериментатор [26]. При необходимости акселерограф можно
крепить в любом месте, где требуется записать ускорения.

Для * записи ускорений на грузовом автомобиле акселеро-
граф помещают в кабине водителя на пассажирском сиденьи
и на платформе над задней осью. Если надо сравнить ускоре-
ние на платформе и в кабине, акселерограф устанавливают не
непосредственно на платформы, а на специально закрепленное
на полу сиденье пассажира.

При записи ускорений на автобусе акселерограф устанавли-
вают на сиденьях, расположенных над передней и задней
осью.

Испытания с записью ускорений проводят при движении ав-
томобилей с постоянной скоростью на стометровых участках
дороги с булыжным и асфальтовым покрытиями в удовлетво-
рительном состоянии. Скорость движения автомобиля во
время эксперимента на дороге с булыжным покрытием 20,
301
30, 40 и 50 км/ч, на дороге с асфальтовым покрытием 30, 40, 50
и 60 км/ч.

Автомобили повышенной проходимости и грузовые авто-
мобили испытывают также при движении по дороге с булыж-
ным покрытием в плохом состоянии со скоростями 10, 20
и 30 км/ч.

Автомобиль испытывают с полной нагрузкой и без нагрузки.
Каждый замер повторяют 2 раза. Записи ускорений обраба-
тывают по методике, принятой в лаборатории подвески НАМИ:
на ленте с записью ускорений замеряют десять максимальных
ускорений, направленных вверх (при продольных горизонталь-
ных ускорениях — вперед, а при поперечных горизонтальных
ускорениях—вправо), и десять максимальных ускорений, за-
писанных вниз (соответственно назад или влево). Затем вы-
числяют среднеарифметическое из десяти значений.

По результатам экспериментов строят график зависимости
среднеарифметической величины максимал ьных ускорений от
скорости автомобиля. Так как состояние дорожного покрытия
меняется со временем, то при записи на дорогах общего поль-
зования испытания рекомендуется проводить в возможно мень-
шие сроки.

Метод определения плавности хода по среднеарифметиче-
ской максимальных ускорений на стометровом участке менее
точен, чем статистические методы оценки. Однако продолжи-
тельный опыт применения этого метода показал, что он вполне
может быть применен для оценки плавности хода. Это под-
тверждается как стабильностью результатов (разброс резуль-
татов при повторении опытов невелик) и совпадением оценки
по результатам испытаний по этой методике с субъективной
оценкой, так и возможностью при данной методике выявления,,
какое требуется усовершенствование конструкции для улучше-
ния плавности хода. Большим преимуществом применяемого
метода оценки плавности хода являются его простота и бы-
строта получения конечных результатов.

Для облегчения анализа результатов перед дорожными ис-
пытаниями автомобиля на плавность хода необходимо провести
ряд лабораторных испытаний подвески.

Испытания на стенде-срабатывателе позволяют определить,
частоту собственных колебаний передней и задней подвесок,
влияние амортизаторов и трения в подвеске на гашение коле
баний.

Определяются также характеристики подвески при разных
вариантах сочетаний величин резервуаров упругого элемента и.
различных высотах упругих элементов при статической на-
грузке.

В результате стендовых испытаний амортизаторов опреде-
ляются их параметры: максимальные усилия на отбой и сжатие
и коэффициенты сопротивления (см. гл. VIII).
На фиг. 141 и 142 приведены результаты испытаний на
стенде-сбрасывателе задней пневматической подвески автомо-
биля ЗИЛ-464 и передних пневматических подвесок автобусов
ЗИЛ-158, Мерседес-Бенц 0-317 и Хеншель HS-160. Задняя под-
веска автомобиля ЗИЛ-164 имеет малое трение и поэтому га-
шение колебаний при отсутствии амортизатора незначительно.

Фиг. 141. Кривая затухающих колебаний кузова при испытании
на стенде-сбрасывателе задней пневматической подвески автомо-
биля ЗИЛ-164 (амортизаторы отключены; автомобиль без груза).

Фиг.. 142. Кривые затухающих
колебаний кузова при испыта-
нии на стенде-сбрасывателе
передних пневматических под-
весок автобусов с амортиза-
торами:

1 — автобус ЗИЛ-158; 2 У— автобус
Мерседес-Бенц 0-317; 3 — автобус

Хеншель HS-160USL.

Результаты сравнительных испытаний на плавность хода
приведены на фиг. 143—145 и в табл. 11 и 12.

Целью испытаний являются:

а) сравнительная оценка плавности хода автомобилей;

б) определение сочетаний параметров подвески, дающих
лучшую плавность хода;

в) выявление влияния на
плавность хода объема резервуа-
ров упругого элемента;

г) выявление влияния на
плавность хода высоты пневмо-
баллона;

д) подбор характеристики
амортизаторов.

Сравнительные испытания ав-
томобиля ЗИЛ-164 с пневмати-
ческими зависимой передней и
задней подвесками (при vdn и
vd3 = 14 л), серийного автомоби-
ля ЗИЛ-164 и эксперименталь-
ного образца автомобиля ЗИЛ-
130 с листовыми рессорами
(фиг. 143, 144 и табл. И) пока-
зали, что в результате установки
пневматической подвески на ав-
томобиль ЗИЛ-164 вертикаль-

ные ускорения на дорогах с покрытием удовлетворительного
качества уменьшились более чем в 2 раза. По сравнению с ав-
томобилем ЗИЛ-130 вертикальные ускорения на автомобиле
ЗИЛ-164 с пневматической подвеской на дорогах с покрытием
удовлетворительного качества меньше в 1,5—2 раза. •

Вертикальные ускорения в кабине и на платформе (в м/сек2)

Автомобиль Место записи Дорога с асфальтовым покрытием в удовлет- ворительном состоя- нии У=404-50 км/ч Дороги с булыжным покрытием
в удовлетворительном состоянии, V= 304-40 км/ч в плохом состоянии, V= 154-20 км/ч
ЗИЛ-164 с пневматической подвеской (Vdn = vd3 = 14 л) Кабина, на подушке сиденья пассажира Платформа, на подушке си- денья 2—2,7 (1,7—2,3) 2,5—3,5 (1,7—2,1) 4—5 (3,2—3,7) 4,5—5,5 (2,3—2,8) — (13—17) - (14-19)
ЗИЛ-164 серийный с листо- выми рессорами Кабина, на подушке сиденья пассажира Платформа, на подушке си- денья Платформа, на полу .... 5 (4,5) 6 (5-6) - (~) 9—10 (8—10) 8—10 (8—9) 16-20 (10—12) 26—30 (20-22) - (“) 22-24 (16-18)
ЗИЛ-130 экспериментальный с листовыми рессорами Кабина, на подушке сиденья пассажира Платформа, на подушке си- денья . . Платформа, на полу ... 4-5 (3,5—4,5) — (3-3,5) - (-) 6-7,5 (5,5-7) 7—8 (4—5,5) 10—15 (6-8) 14—20 (—) — (20-24) 18—21 (—)

Примечание. Числа без скобок соответствуют значениям ускорений в автомобиле без нагрузки, числа в скобках — в автомобиле
с полной нагрузкой.
Дальнейшие работы по пневматическим подвескам для гру-
зовых автомобилей должны быть направлены на улучшения
плавности хода на плохих дорогах. Этого можно добиться уве-
личением максимального динамического хода при дальнейшем
снижении жесткости подвески. Первоочередным мероприятием
в этом направлении является применение трехсекционных пнев-

Фиг. 143. Вертикальные ускорения j на подушке си-
денья у автомобилей с пневматической подвеской и
листовыми рессорами при движении по дороге с ас-
фальтовым покрытием в удовлетворительном состоя-
нии. Штриховые линии — автомобили с нагрузкой
4 т\ сплошные линии — автомобили без нагрузки:
а — в кабине; б — на платформе; 1 — ЗИЛ-164 со стандартной
подвеской; 2 — ЗИЛ-130 с листовыми рессорами; 3 — ЗИЛ-164
с пневматической подвеской.

мобаллонов. В настоящее время проводится также опробование
.передней независимой пневматической подвески.

Плавность хода автобусов ЗИЛ-158 и ЛАЗ-695 (фиг. 146,
147 и табл. 12) с пневматической подвеской значительно лучше,
чем у серийных автобусов. Вертикальные ускорения при пнев-
матической подвеске в 1,5—2 раза меньше, чем при листовых
рессорах. Автобус Хеншель HS-160 с пневморессорной подвес-
кой имеет значительно худшую плавность хода, чем автобусы
j м кек1

20 30 40 Vkm/ч ZO 30 40 У км/ч

Фиг. 144. Вертикальные ускорения j на подушке
сиденья у автомобилей с пневматической подвес-
кой и листовыми рессорами при движении по до-
рогам с булыжным покрытием в удовлетвори-
тельном состоянии (объем резервуаров упругих
элементов 14 л). Обозначения те же, что и на
фиг. 143.
Таблица 12

Вертикальные ускорения на сиденьях автобусов (в м/сек2)

Автомобиль Место записи Дорога с ас- фальтовым покрытием, V=40-i-50 км/ч Дорога с булыжным покрытием, V =304-40 км/ч
ЗИЛ-158 с листовыми рессорами Над передней осью Над задней осью 3,2 (2,3) 4,5 (3,1) 4,4 (3,3) 5,3—7 (4,0)
ЗИЛ-158 с пневмати- ческой подвеской Над передней осью Над задней осью 2,1 (1,5) 2,4 (1,4) 2,7 (2,2) 3,2—4,7 (2,9)
Хеншель HS 160 USL с пневморессорной подвеской Над передней осью Над задней осью 3,5 (2,9) 3,9 (2,7) 4,9-5,8 (4,4-5,3) 5,0—6,1 (5,0—6,7)
Мерседес-Бенц 0-317 с , пневматической подвеской Над передней осью Над задней осью 2,8 (2,5) 3,0 (2,1) 4,3—5,1 (4,0-4,8) 4,5—5,5 (4,0—5,1)
ЛАЗ-695 с пневмати- ческой подвеской (Уд = 11 л) Над передней осью Над задней осью 2,2 (-) 2,3 (-) 2,9-3,8 (1,7) 3,5—4,5 (1,6)
Примечание. Числа без скобок соответствуют значениям ускорений в автомо- биле без нагрузки, числа в скобках — в автомобиле с полной нагрузкой.

а)

в)

Фиг. 145. Акселерограммы вертикальных ускорений / на подушке сиденья
пассажира при нагрузке 4 mi скорости 40 км/ч, при движении по дороге
с асфальтовым покрытием в удовлетворительном состоянии (объем резервуа-
ров упругих элементов 14 л):

л — ЗИЛ-164 с пневматической подвеской; б — ЗИЛ-164 серийный; в — ЗИЛ-130Э.
с пневматической подвеской. Это объясняется большей жестко-
стью подвески (частоты собственных «колебаний передней под-
вески у автобуса Хеншель 115 кол!мин, у автобуса Мерседес-
Бенц 103 кол!мин, а у автобуса ЗИЛ-158 — только 91 кол!мин)
и межлистовым трением в листовых рессорах.

На фиг. 148, 149 и табл. 13 и 14 приведены результаты ис-
пытаний <по влиянию объема дополнительных резервуаров упру-
гих элементов на плавность хода. Испытания проводились при
различных комбинациях объемов резервуаров передней и зад-
ней подвесок. При увеличении объемов уменьшается жесткость
подвески и улучшается плавность хода.

Таблица 13

Вертикальные ускорения (в м/сек?) в кабине и на платформе
автомобиля ЗИЛ-164 при различных объемах vd3 дополнительного
резервуара задней подвески (объем резервуара передней подвески
vdn = 14 л)

Объем резер- вуара vd3 Дорога с асфальтовым покрытием, у=404-50 км/ч Дорога с булыжным покрытием, У=304-40 км/ч
Кабина Платформа Кабина Платформа
14 2,5—2,7 (1,9-2,1) 2,5-3,5 (1,7-2,0) 4,0-4,7 (3,1—3,6) 4,5—5,8 (2,3—2,6)
7 2,7—2,8 (1,9—2,1) 3,5—4,8 (2,3) 4,0—4,7 (3,3—4,0) 5,0—6,5 (—)
0 2,8—3,0 (2,0—2,2) 4,0—5,5 (2,6—2,9) 4,2—5,5 (3,8—4,7) 5,0-7,5 (2,5—4,5)

Примечание. Числа без скобок соответствуют значениям ускорений в автомо-
биле без нагрузки, числа в скобках — в автомобиле с нагрузкой.

Таблица 14

Вертикальные ускорения (в м/сек?) на переднем и заднем
сиденьях автобусов ЛАЗ-695

Объем резервуара vd в Л Высота пневмо- баллона Н в мм Дорога с асфальтовым покрытием, V=404-50 км/ч Дорога с булыжным покрытием, 17=304-40 км/ч
Переднее сиденье Переднее сиденье Заднее сиденье
И 160 200 240 1,9 (0,7) 2,2 (-) 3,1 (1,1) 2,7—4,5 (1,3) 2,9-3,8 (1,7) 3,5—4,5 (2,3) 3,1—4,2 (1,4—1,8) 3,5-4,5 (1,6) 3,8-4,7 (—)
24 160 200 240 1,1 (0,6) 1,2 (1,0) 1,4 (1,2) 2,4 (2,4) 2,2—2,8 (1,8) 2,6 (2,1) 2,1—2,7 (1,9) 2,4 (1,3) - (-)

Примечание. Числа без скобок соответствуют значениям ускорений в автомобиле
без нагрузки, числа в скобках — в автомобиле с нагрузкой.
Фиг. 146. Вертикальные ускорения при
движении автобусов по дороге с асфаль-
товым покрытием удовлетворительного ка-
чества:

1 — серийный автобус ЗИЛ-158 (на шестом си-
деньи); 2 — экспериментальный автобус ЗИЛ-158
(на шестом сиденьи); 3 — автобус Хеншель
HS-160 (над задней осью); 4 — автобус Мерсе-
дес-Бенц 0-317 (над задней осью).

20 30 40 Vkm/ч

Фиг. 147. Вертикальные ускорения на сиденьи серийного
автобуса ЛАЗ-695 и автобуса ЛАЗ-695 с пневматической
подвеской при движении по дороге с булыжным покры-
тием в удовлетворительном состоянии:

а — над передней осью; б — над задней осью; 1 — серийный; 2 — с пнев-
матической подвеской (Vq = 11 л); 3 — с пневматической подвеской
= 24 л). Штриховые кривые — автобус с полной нагрузкой; сплош-
ные — автобус без нагрузки.

5)
Фиг. 148. Влияние объема резервуара упругого эле-
мента (жесткости подвески) задней подвески автомо-
биля ЗИЛ-164 на вертикальные ускорения j на по-
душке сиденья (дорожное покрытие — асфальтовое,
в удовлетворительном состоянии; объем резервуара
упругого элемента передней подвески — 14 л):

/ — без нагрузки; II — с нагрузкой 4 т\ а — на платформе над зад-
ней осью; б — в кабине. Сплошные кривые v&3 = 14 л\ штрихпунк-
тирные — - 7 л; штриховые — v&3 = 0 л.
Испытания автомобиля ЗИЛ-164 (фиг. 148 и табл. 13) по-
казали, что для автомобиля такого типа изменение жесткости
задней подвески в основном отражается на величинах ускоре-
ний на платформе.

На ускорение в кабине изменение жесткости задней под-
вески на 15—’25%' (испытания при идз= 14 л и vd3=7 л)
влияет незначительно, и только при существенном увеличении
жесткости задней подвески (при vd3 = 0) ускорение в кабине
увеличивается.

На автобусе ЛАЗ-695 увеличение объемов дополнительных
резервуаров с 11 до 24 л привело к уменьшению вертикальных
ускорений для автобуса без нагрузки в 1,5—2 раза.

V3 = /4/7

^=7/7

Фиг. 149. Акселерограммы ускорений на подушке сиденья, расположенной на
платформе автомобиля ЗИЛ-164 над задней осью, при различных объемах v3
резервуаров упругих элементов задней подвески и движении по дороге с ас-
фальтовым покрытием в удовлетворительном состоянии со скоростью 40 км/ч
(объем резервуара упругого элемента передней подвески 14 л).

Для автобуса с нагрузкой влияние объемов резервуаров не-
значительно. С увеличением объема уменьшается разница
между ускорениями на автобусе с нагрузкой и без нагрузки.

На фиг. 150 и в табл. 14 приведены данные по вертикальным
ускорениям автомобиля ЗИЛ-164 и автобуса ЛАЗ-695 при раз-
личных высотах Н пневмобаллона в статическом положении.
Из анализа характеристик пневмобаллонов следует, что при
увеличении высоты от проектной, равной 200 м, до 240 мм су-
щественно увеличивается жесткость и поэтому должны значи-
тельно изменяться и вертикальные ускорения. При уменьшении
высоты до 160 мм жесткость меняется незначительно и поэтому
незначительно изменяются ускорения.

В автобусе ЛАЗ-695 с объемом резервуаров упругого эле-
мента 11 л наибольшие ускорения получались с пневмобалло-
ном высотой 240 мм (более жесткая подвеска). При пневмо-
баллоне высотой 160 мм ускорения на дороге с асфальтовым
покрытием немного меньше, чем при пневмобаллоне высотой
200 мм. На дороге с булыжным покрытием в ряде случаев
(вследствие пробивания подвески) ускорения больше при
лневмобаллонах высотой 160 мм, чем при пневмобаллонах вы-
сотой 200 мм. С дополнительным резервуаром объемом 24 л
подвеска значительно мягче, поэтому различие в ускорениях
при разных высотах пневмобаллонов меньше, причем на до-

Фис. 150. Влияние высоты Н упругого элемента на верти-
кальные ускорения на подушке сиденья автомобиля
ЗИЛ-164 при Vdn^voa =7 л:

I — асфальтовое покрытие; II — булыжное покрытие; а — на плат-
форме (без нагрузки); б — в кабине (нагрузка 4 г). Сплошные
линии — Н = 200 мм; штрихпунктирные — Н = 240 мм; штриховые —
Н = 160 мм.

роге с булыжным покрытием при высоте пневмобаллона 160 мм
вследствие пробивания получаются максимальные ускорения.

Испытания автомобиля ЗИЛ-164 также показали, что це-
лесообразно применение пневмобаллона высотой 200 мм. С уве-
личением высоты пневмобаллона плавность хода автомобиля
на дорогах с покрытием удовлетворительного качества значи-
312
тельно ухудшается. При уменьшении высоты пневмобаллона
плавность хода автомобиля на таких дорогах изменяется не-
значительно, но вследствие уменьшения хода сжатия возможны
динамические удары в кузов (пробивание подвески) на плохих
дорогах. Таким образом, испытания подвески с пневмобалло-
нами трех различных высот показали, что наименьшее ускоре-
ние получается при высоте пневмобаллона 200 мм.

Полученные результаты по выбору оптимальной высоты
пневматического упругого элемента, объема дополнительных
резервуаров упругого элемента и влиянию сочетаний парамет-
ров передней и задней подвесок на плавность хода являются
частными решениями для конкретного типа автомобиля и дан-
ных сочетаний параметров подвески.

Таким образом, одним из существенных преимуществ пнев-
матической подвески перед подвесками других типов является
возможность простыми способами изменяя объемы резервуа-
ров упругого элемента и высоты пневматических упругих эле-
ментов, подбирать в ходе испытаний и доводки конструкции
автомобиля оптимальные параметры подвески для данного кон-
кретного автомобиля.
ЛИТЕРАТУРА

1. Акюпян Р. А. Разработка пневматической подвески для автобуса
ЛАЗ-695Э и особенности ее конструкции. М., НАМИ, 1959 (Труды всесоюз-
ного научно-технического совещания по подвескам автомобилей).

2. Акопян Р. А. Испытание двойных баллонов в пневматических под-
весках автобусов. — «Автомобильная промышленность», 1961, № 2.

3. Акопян Р. А. Особенности расчета вертикального и поперечного вы-
равнивания автомобилей с пневматическими подвесками. — «Автомобильная
промышленность», 1961, № 5.

4. Беленький Ю. Ю. Теоретическое исследование и методика расчета
пневмогидравлической подвески телескопического типа. М., НАМИ, 1959
(Труды всесоюзного научно-технического совещания по подвескам авомоби-
лей).

5. Бидерман В. Л. и Лапин А. А. К определению характеристики
резино-кордового упругого элемента. — Инженерный сборник АН СССР. Том
XIV, 1953.

6. Бидерман В. Л. Расчет формы профиля и напряжений в элемен-
тах пневматической шины, нагруженной внутренним давлением, Госхимиздат,
1957 (Труды НИИШП. Сб. 3).

7. Бидерман В. Л. и Бухин Б. Л. Расчет резино-кордных пневмати-
ческих амортизаторов. — Расчеты на прочность. Вып. 5. М., Машгиз, 1960.

8. Бируля А. К. и Говорущенко И. Я. Влияние ровности покры-
тия дороги на скорость движения автомобилей. — «Автомобильная промыш-
ленность», 1961, № 4.

9. Богаевский А. П., Селезнев И. И. и Гуслицер Р. П. Ре-
зино-пневматические подвески для автомобилей. — «Каучук и резина»,
1959, № 8.

10. Г а л а ш и н В. А. Диафрагменные упругие элементы пневматической
подвески автомобиля. М., НАМИ, 1959 (Труды всесоюзного научно-техниче-
ского совещания по подвескам автомобилей).

11. Галашин В. А. и ДербаремдикерА. Д. Стендовые испы-
тания автомобиля с пневматической подвеской. — «Автомобильная промыш-
ленность», 1963, № 2.

12. Горелик А. М. Упругие элементы пневматических подвесок.—
«Автомобильная промышленность», 1959, № 7.
13. Г о р е л и к А. М. Автоматическое регулирование положения кузова. —
«Автомобильная промышленность», 1959, № 8.

14. Г о р е л и к А. М. Подвески автобусов. М., ЦИНТИМАШ, 1960.

15. Г у с л и ц е р Р. Л., С е л е з н е в И. И. и Ч и ж о в И. А. Конструкция
резино-кордных баллонов для пневматических подвесок и принципы техноло-'
гии их изготовления. М., НАМИ, 1959 (Труды всесоюзного научно-техниче-
ского совещания по подвескам автомобилей).

16. Демидович И. Ф. и Беленький Ю. Ю. Расчет пневматиче-
ской подвески для тяжелых автомобилей. — «Автомобильная промышлен-
ность», 1960, № 9.

17. Егоров Л. А. и Розанов В. Г. Автомобильные поршневые ком-
прессоры. М., Машгиз, 1958.

18. Лапин А. А. Резино-кордные оболочки как упругие и силовые эле-
менты машин. Расчет упругих элементов машин и приборов. М., Машгиз, 1952
(Труды МВТУ, № 16).

19. Лапин А. А. Графический способ расчета резино-кордных оболо-
чек. Расчеты упругих элементов машин и приборов. М., Машгиз, 1952 (Труды
МВТУ, № 16).

20. Любушкин В. В. и Розанов В. Г. Расчет пневматического при-
вода к тормозам автомобилей и автопоездов. М., 1960 (Труды НАМИ, № 20).

21. Пархиловский И. Г. Автомобильные листовые рессоры. М.,
Машгиз, 1954.

22. Пархиловский И. Г. Пневматические, и гидропневматические
подвески автомобилей. — «Автомобильная промышленность», 1957, № 3.

23. Певзнер Я. М. и Горелик А. М. Боковой крен автомобиля. М.,
Машгиз, 1953 (Труды НАМИ, вып. 71).

24. Певзнер Я. М. Автомобильные выравнивающие подвески. —1 «Авто-
мобильная промышленность», 1956, № 3.

25. П е в з н е р Я. М. и Г о р е л и к А. М. Анализ и основные особенно-
сти работы пневматических резино-кордных подвесок. М., НАМИ, 1959 (Тру-
ды всесоюзного научно-технического совещания по подвескам автомобилей).

26. Певзнер Я. М., Тихоню в А. А. и Апполонов В. П. О плав-
ности хода легковых автомобилей и мотоколясок. — «Автомобильная про-
мышленность», 1959, № 8.

27. Р а в к и н Г. О. Пневматическая подвеска автомобиля. М., Машгиз,
1962.

28. Розанов В. Г. Пневматическое оборудование автомобилей, тягачей
и прицепов. М., Машгиз, 1950.

29. Р о т е н б е р г Р. В. Подвеска автомобиля и его колебания. М., Маш-
гиз, 1960.

30. С м о т р и ц к и й М. И. Гидропневмэтическая подвеска, ее характе-
ристика и особенности.—-«Автомобильная промышленность», 1960, № 8.

31. ApetaurM. Ober grundsatzliche Moglichkeiten der Sepvodamp-
fung. — “Kraftfahrzeugtechnik", 1958, N 8.

32. Be hies F. Zur Berechnung von Luftfedern.— “ATZ.“. 1961, N 9.
33. BernadetJ. 1958, Annee des suspensions pneumatiques. — “Revue
Technique Automobile". 1958, NN. 142, 143.

34. Bidwell J. B., Cataldo K. S. and V a n H о u s e R. M. Chassis
and control details of Firebird III. — "SAE" preprint," 1959, N 24 S.

35. Bittel K. Die Federkennlinie der Baig — Luftfeder.— “ATZ",
1959, N 7.

36. Bourcier de Carbon. La suspension pneumatique. — “Journal
de la SJA", 1957, N 11.

37. Breton J., C h e v e n e r A., Morion J. Examen de procedes mo-
dernes de suspension pneumatique et autres des poids lourds.— “Journal de
la SJA“, 1960, N 7.

38. В г о с к i n g t о n P. Air suspension marks time.— “Commercial
Motor", 1960, N 2865.

39. С г о с к e 11 С. V., La Belle D. J. A New concept of light weight
highway tractor design. — “SAE preprint", 1959, N 23R.

40. Deist H. Airsprings and their applications to automotive, aircraft and
industrial uses.— “Rubber World", 1958, N 4.

41. Forest К.» McFarland, Peckham E. G., Dietrich E.
The Buick air-poise suspension. — "SAE Transaction", 1958.

42. Gaebler G. A. Luft- und Gasfedern.— “Eisenbahntechnische
Rundschau", 1956, Bd 5.

43. Hansen К. M., Bertsch J. F., Denzer R. E. 1958 Chevrolet
level air suspension. — “SAE Transaction", 1958.

44. H i r t r e i t e r A. B. A resume of bus suspensions.— “SAE preprint",
1956, N 847.

45. Hirtreiter A. B. Air springs from jounce to rebound.— “SAE
preprint", 1958, N 79 S.

46. J a n e w а у К. N. A better truck ride for driver and cargo — prob-
lems and practical solutions.— “SAE Preprint", 1958, N 15 A.

47. J о h a n n s e n P. Der Luftfederbalg — ein last regelbares Federele-
ment, — “ATZ“, 1957, N 9.

48. J ante A. Grundsatzliche Moglichkeiten der Luftfederung. — “Kraft-
fahrzeugtechnik", 1956, NN 2 und 5.

49. J о h n s о n U. S. Pneumatic power control systems for trucks
trailers and buses.— “SAE Preprint", 1958, N 52 C.

50. J u 1 i e n M. Caracterestiques foundomentales des suspensions pneu-
matiques compensees.— “Journal de la SJA", 1956, N Spec.

51. Krotz A. S., Harrington R. A., Strong J. L., Katzen-
meyer E. B. Air Springs and their effect on passenger car chassis design.—
•Automotive industries”, 1957, vol. 112, № 12,.

52. Lipp D. Monroe air suspension system.—“Automotive Industries",
1956, N 6.

53. M i t s c h к e M. Luftfederung, ihre schwingungstechnischen Vorteile
und ihre Forderungen an die Dampfung.— "ATZ“, 1958, N 10.
54. N e u sc h aef e r W. Die Luftfederungen der amerikanischen Perso-
nenwagen.— "ATZ", 1958, N 10.

55. N i e h u s G. Ober die Entwicklung von Luftfederbalgen kleiner
Abmesungen und grosser Weichheit.— “ATZ", 1959, N 9.

56. Nystrbn N. E. Air Suspension reduces body stresses. — “Bus und
Coach", 1962, Feb.

57. О lie у M. Leveling devices permit softer rides. — “SAE Journal",
1956, N 4.

58. O’Sh ea C. F. The Ford approach to air suspension.— "SAE Trans-
action*, 1958,

59. Pol hem us V. D., Ke hoi L. J., Cowin F. H., Milliken S. L.
Cadillac’s air suspension for the Eldorado Brougham.— "SAE Transaction",
1958.

60. Sainsbury J. H. Air suspension for road vehicles. “JME".—"Pro-
ceedings of the Automobile Division", 1957—1958, N 3.

61. Siem mo ns С. O., F ox H. E., L a b e 11 e D. J. Air-Springs sus-
pensions find life begins at 50—"SAE Journal", 1954, N 7.

62. Stump E. Gegenwartiger Entureklungsstand der Omnibusfede-
rung. — "ATZ", 1958, N 10.

63. Van der Burgt G. J. Die Luftfederung und der Fahrkomfort,—
"ATZ", 1960, N 5.

64. Web er G. Entwiiklungsstand der Luftfederung unter besonderer
Berucksichtigung der Rollbalg — Luftfederelemente und ihrer Anwendung.—
"ATZ", 1958, N 10.

65. White W. E. Heavy duty Air suspensions for trucks, busses, and
trailers.— "SAE preprint", 1958, 73A.

66. Continental commercial vehicles. — "Automobile Engineer", 1961, N 3.

67. Lastkraftwagen und Omnibusse 1961/62—"Last Auto und Omnibus",
196’1, N 11.
ОГЛАВЛЕНИЕ

Введение........................................................... 3

Глава I. Принцип устройства и особенности работы пневматических
подвесок. 7

Глава II. Элементы теории пневматических подвесок................. 20

Рабочий процесс телескопического пневматического упругого эле-
мента . ............................................... 20

Телескопические упругие элементы с противодавлением . .. . 31

Телескопические упругие элементы с двумя ступенями давления 47

Основные закономерности рабочего процесса резино-кордных пнев-
матических элементов . . . ........................ . 50

Глава III. Резино-кордные пневматические упругие элементы ... 61

Баллонные упругие элементы (пневмобаллоны)..................... 61

Диафрагменные упругие элементы................................. 95

Расчет резино-кордных упругих элементов........................121

Глава IV. Телескопические упругие элементы . ...... 133

' Телескопические пневматические упругие элементы с механической
передачей усилий .......................................... ..... 133

Телескопические пневматические упругие элементы с гидравличе-
ской передачей усилий (гидропневматические) ...... 134

Глава V. Комбинированные упругие системы...................... . 151

Основные типы и примеры конструкций комбинированных упругих
систем...................................................... 151

Особенности работы комбинированных упругих систем ... 157

Глава VI. Системы питания........................................ 168

Основные типы систем питания пневматических подвесок . 168

Элементы системы питания пневматических подвеоэк .... 173

Расчет элементов системы питания пневматических подвесок . . 182

Питание пневматических подвесок с гидравлической передачей уси-
лий (гидропневматических).....................................189

Особенности эксплуатации системы питания........................193

Глава VII. Регулирование положения кузова..........................194

Регуляторы положения кузова при пневматических подвесках . 194

Регулирование положения кузова при гидропневматических под-
весках . 214

Принудительное регулирование положения кузова...................216
Глава VIII. Гашение колебаний и уменьшение крена при пневмати-
ческой подвеске................................................. 219

Гашение колебаний .... ..........................219

Угол крена.................*...................................228

Глава IX. Компоновка пневматических подвесок и их направляющие
устройства . . ...................- 237

Независимые подвески.........................................238

Зависимые подвески...........................................242

Конструкции автомобилей с пневматическими подвесками . . 249

Нагрузки на направляющие устройства подвески и раму (кузов) 276

Резиновые шарниры.......................*....................283

Глава X. Испытание пневматических подвесок и их элементов . . 287

Определение статических и динамических характеристик подвески 287

Испытания пневматических упругих элементов на герметичность
и долговечность.............................................292

Испытание автоматических регуляторов положения кузова . . 293

Потребление воздуха пневматической подвеской . . ’ . . 299

Испытания на плавность хода .................................301

Литература. ....................................................314
Редактор издательства В. А. Нахимсон
Переплет художника А. Я. Михайлова

Технический редактор В. Д. Элькинд

Корректоры Р. Ф. Цветкова и А. П. Бакутенкова

Сдано в производство 5/П 1963 г. Подписано
к печати 15/VI 1963 г. Т-08038. Тираж 3800 экз.
Печ. л. 20,0. Уч.-изд. л. 20,5. Бум. л. 10,0.
Формат 60 х 90716* Цена 1 р. 13 к. Зак. 2/249.

Ленинградская типография Госгортехиздата,
Ленинград, ул. Салтыкова-Щедрина, 54