Комплексное подрессоривание высокоподвижных двухзвенных гусеничных машин

УДК
629.115.8
ББК
68.513
К 73

Котиев Г. О.
К 73
Комплексное подрессоривание высокоподвижных двухзвенных гусеничных 
машин / Г. О. Котиев, Е. Б. Сарач. – М. : Изд-во МГТУ им. Н.Э. Баумана, 
2010. – 184 с., ил.

ISBN 978-5-7038-3432-9

Рассмотрены вопросы улучшения подвижности двухзвенных гусеничных
машин путем использования комплексной системы подрессоривания и разработан 
метод оценки их быстроходности в статистически заданных дорожных
условиях с учетом ограничений, накладываемых системой подрессоривания.
Представлена оригинальная математическая модель прямолинейного движения 
двухзвенной гусеничной машины по неровностям и закон управления
углом складывания ее секций в вертикальной плоскости при движении по
неровностям местности, позволяющий существенно повысить быстроходность.
Предложен метод синтеза многоуровневых систем подрессоривания транспортных 
машин.
Для научных и инженерно-технических работников, занимающихся проектированием 
и исследованием систем подрессоривания транспортных машин.

УДК 629.115.8
ББК 68.513

© Котиев Г. О., Сарач Е. Б., 2010
© Оформление. Издательство МГТУ
ISBN 978-5-7038-3432-9
им. Н.Э. Баумана, 2010

Предисловие

Основоположником современной теории подрессоривания транс-
портных гусеничных машин (ГМ) и танков является проф. Авенир
Алексеевич Дмитриев. Созданная им научная школа в Военной ака-
демии бронетанковых войск (ВА БТВ) и МГТУ им. Н.Э. Баумана
развивает фундаментальные положения теории подрессоривания,
направленные на повышение быстроходности гусеничных машин.
В книге изложены научно-обоснованные методы существенного
повышения подвижности сочлененных двухзвенных гусеничных
машин (ДГМ) путем совершенствования систем подрессоривания.
Приведенные результаты научных исследований получены автора-
ми в МГТУ им. Н.Э. Баумана.
Развитие современных боевых гусеничных машин направлено
на наращивание огневой мощи и защищенности, однако это ведет
к значительному повышению их массы. При ограничении по допу-
стимому давлению на грунт конструкторы вынуждены увеличи-
вать площадь опорной поверхности движителя гусеничной маши-
ны. Для традиционной ГМ, построенной по двухгусеничной
однозвенной схеме, такое увеличение площади ограничивается
шириной машины, предельное значение которой определяется транс-
портными габаритами (т. е. возможностью перевозки железнодо-
рожным транспортом), и ее длиной. Известно, что машина с про-
тяжной опорной поверхностью движителя при прочих равных
условиях обладает худшей маневренностью.
В связи с этим, как в нашей стране, так и за рубежом ведутся
теоретические разработки ДГМ для боевого применения, на осно-
ве которой будет создано семейство боевых гусеничных машин:
основного танка, боевой машины поддержки танков, боевой маши-
ны пехоты, самоходной артиллерийской установки, зенитной само-
ходной установки и др.
Следует отметить, что при решении транспортных проблем в рай-
онах с тяжелыми условиями передвижения (при освоении районов

Предисловие

богатых сырьевыми ресурсами, обслуживания газо- и нефтепрово-
дов, линий электропередачи, решении задач, связанных с ликвидаци-
ей чрезвычайных ситуаций) находят широкое применение двухзвен-
ные гусеничные транспортеры двойного назначения. На рис. П.1
и П.2 представлены двухзвенные гусеничные транспортеры семей-
ства «Витязь» и «Вездесущий» гражданского и военного назначения.
Ряд свойств ДГМ обеспечивает им преимущество перед одно-
звенными ГМ, в частности особый способ поворота — путем
принудительного регулирования направления скоростей элементов

Рис. П.1. Двухзвенный гусеничный транспортер ДТ-10П семейства «Витязь»

Рис. П.2. Двухзвенный гусеничный транспортер ДТ-10ПМ семейства
«Вездесущий»

Предисловие

движителя изменением их взаимного положения. Помимо этого,
возможность обеспечения высоких тягово-сцепных свойств, луч-
шие характеристики профильной проходимости в результате прину-
дительного складывания секций в вертикальной плоскости, хоро-
шая приспособляемость ДГМ к рельефу местности в поперечной
плоскости и, как следствие, более равномерное распределение вер-
тикальных нагрузок по длине опорной поверхности позволяют счи-
тать ДГМ наилучшим по проходимости транспортным средством
среди колесных и гусеничных машин.
В настоящее время максимальные скорости отечественных
ДГМ, как правило, не превышают 30–40 км/ч. Однако вследствие
расширения области применения наметилась тенденция увеличе-
ния потребной максимальной скорости движения. Известно, что
важным свойством обеспечения живучести боевой ГМ считается
высокая подвижность, обеспечиваемая в свою очередь высокими
скоростями движения. Не менее жесткие требования предъявля-
ются к быстроходным ГМ гражданского назначения. Высокая
средняя скорость движения — важнейшее потребительское свой-
ство любого современного транспортного средства.
Максимальная скорость ограничивается условиями движения
и техническими характеристиками машины. Ограничения, глав-
ным образом, зависящие от дорожных условий, делятся на две
группы: ограничения по силе тяги и так называемые прямые огра-
ничения [22]. В связи с тем, что ДГМ, по сравнению с однозвен-
ной ГМ, имеет больший суммарный объем, в котором можно раз-
местить силовую установку необходимой мощности, ряд
ограничений первой группы можно не рассматривать. Вторая группа
объединяет в себе ограничения скорости, определяемые кинемати-
ческими характеристиками трансмиссии, управляемостью и прохо-
димостью машины, а также плавностью хода. При низкой плавно-
сти хода водитель вынужденно снижает скорость машины
вследствие перегрузок (вертикальные ускорения больше 3,5 g) или
утомляемости. Также плавность хода оказывает существенное
влияние на работоспособность установленного вооружения и управ-
ляемость машины.
Определение на этапе проектирования характеристик системы
подрессоривания секций ДГМ аналогично расчету системы под-
рессоривания однозвенной ГМ, поэтому проанализируем основные
подходы при выборе характеристик однозвенной ГМ.
Расчет систем подрессоривания включает, как правило, два
этапа: проектировочный и поверочный. Характеристики элементов

системы подрессоривания выбирают в рамках проектировочного
расчета, а всестороннее теоретическое исследование полученной
подвески проводят на этапе поверочного расчета.
Использовать периодический профиль при выборе характерис-
тик системы подрессоривания ГМ предлагает проф. А.А. Дмитри-
ев. Так, в работе [7] отмечается, что выбор периодического про-
филя в качестве расчетного обеспечивает наиболее правильный
подход к проектировочному расчету системы подрессоривания.
Близким к неблагоприятному для колебаний корпуса профилю яв-
ляется гармонический профиль неровностей, обеспечивающий при
определенной скорости машины резонансный режим колебаний.
Вводя скоростной коэффициент качества системы подрессори-
вания Kп (отношение средней скорости прямолинейного движения
к средней скорости, ограниченной лишь тяговыми свойствами),
А.А. Дмитриев отмечает, что Kп характеризует возможность дви-
жения по самым неблагоприятно расположенным неровностям, и при
Kп ≥ 0,95 система подрессоривания практически не будет ограни-
чивать возможной по тяговым свойствам скорости машины. Свя-
зывая минимальный, преодолеваемый без пробоев подвески, раз-
мах неровностей периодического профиля со значением скоростного
коэффициента качества системы подрессоривания, средней ско-
ростью движения машины по тяговым свойствам и известными
статистическими характеристиками неровностей в условиях
эксплуатации, А.А. Дмитриев приводит зависимость для опреде-
ления размахов расчетного периодического профиля. Таким обра-
зом, рекомендуется выбирать характеристики системы подрессо-
ривания исходя из заданных тягово-скоростных возможностей
машины.
Исследуя движение ГМ с помощью метода гармонической
линеаризации (приведения нелинейной системы по ее реакции на
внешнее гармоническое воздействие к линейной), А.А. Дмитриев
[7] впервые доказал, что процессы колебаний корпуса определя-
ются совмещенными характеристиками подвески, т. е. совмест-
ной работой упругого и демпфирующего элементов. В связи с чем,
выбирать параметры системы подрессоривания следует, опираясь
на расчетную «совместимость» упругого элемента и амортизатора.
Как правило, верхнюю границу жесткости упругих элементов
подвески на этапе проектировочного расчета необходимо назна-
чать, исходя из предельной частоты колебаний (до 2 Гц), при ко-
торой человек способен переносить кратковременные перегрузки
до 3,5 g. Нижний предел жесткости упругих элементов определя-

Предисловие

ется устойчивостью ГМ к действию продольных сил на опорной
поверхности (тяговых, тормозных, сопротивления движению), при
этом собственная частота продольно-угловых колебаний корпуса
для ГМ с высотой центра тяжести не более 1,4 м должна быть не
ниже 0,6 Гц [7].
Для обеспечения движения без «пробоев» подвески по расчет-
ному профилю пути во всем диапазоне скоростей А.А. Дмитриев
рекомендует обеспечить высокое демпфирование в резонансных
режимах. В работе [7] приведена эмпирическая зависимость необходимого 
удельного коэффициента демпфирования от размахов
расчетного профиля пути и конструктивных параметров машины.
Отмечается, что поскольку демпфирующие качества системы
подрессоривания оцениваются удельными коэффициентами демпфирования, 
то наиболее целесообразным будет вариант характеристики 
амортизатора, который при выбранном упругом элементе
обеспечивает наибольшие значения удельных коэффициентов демпфирования. 
Кроме того, должны быть полностью исчерпаны возможности 
улучшения плавности хода за счет характеристик обратного 
хода, так как силы сопротивления амортизаторов при
прямом ходе приводят к увеличению высокочастотных составляющих 
вертикальных ускорений, действующих на экипаж. Только
в том случае, когда демпфирование недостаточно, необходимо его
увеличивать за счет характеристик прямого хода. Выбор характеристик 
обратного хода катка связан с необходимостью оценки
движения катка в вывешенном состоянии с целью определения
зависания и влияния зависания на работу подвески в целом [7].
Отмечается, что по условию ограничения вертикальных высокочастотных 
ускорений корпуса максимальная сила сопротивления
прямого хода амортизатора должна быть ограничена. Ее значение
выбирают при исследовании движения машины по «коротким» (соизмеримым 
с диаметром опорного катка) периодическим неровностям 
с размахом 0,05 м исходя из условия, что ускорения «тряски»
не должны превышать 0,5 g. Параметры наклонного участка характеристики 
амортизатора выбирают для обеспечения расчетного 
удельного коэффициента демпфирования в резонансных режимах 
на расчетном профиле пути. А.А. Дмитриев подчеркивает, что
характеристики элементов системы подрессоривания на этапе
проектировочного расчета необходимо получать с учетом допустимых 
зон отклонения (разброса).
Известно, что при проектировании подвески, в которой упругий
и демпфирующий элементы работают параллельно, возникает про-

Предисловие

тиворечие. Для повышения быстроходности машины необходимо
увеличивать высоту «проходной» неровности (без «пробоев» подвески). 
При этом заданная плавность хода в «резонансном» режиме 
движения ГМ достигается повышением коэффициента сопротивления 
амортизаторов подвески. Но по мере увеличения
коэффициента сопротивления амортизатора на корпус машины в
«зарезонансном» режиме движения передаются дополнительные
силы, что приводит к увеличению вертикальных ускорений «тряс-
ки». В данной ситуации, когда конструктор должен одновременно
обеспечить высокую проходную неровность и удовлетворитель-
ную «тряску», современные быстроходные ГМ с традиционной
системой подрессоривания имеют высоту проходной периодичес-
кой неровности около 0,17 м, что соответствует средней скорости,
примерно равной 21 км/ч.
Дальнейшее повышение средней скорости требует применения
нетрадиционных систем подрессоривания: управляемых и много-
уровневых подвесок.
На основании проведенного обзора исследований в области
управления колебаниями транспортной машины можно сделать
следующие выводы:

при силовом возмущении корпуса машины (в основном от
продольных сил в контакте движителя с опорным основанием) для
минимизации колебаний требуется во всем возможном частотном
диапазоне максимальный уровень демпфирования колебательной
системы;

при кинематическом возмущении (от неровностей, передава-
емых на корпус машины) рациональный уровень демпфирования
зависит в основном от частоты возмущения.
В результате исследований, проведенных в ВА БТВ А.А. Дмит-
риевым и В.А. Савочкиным, установлено, что для быстроходных
одиночных ГМ управлять силами сопротивления амортизаторов
целесообразно по принципу «включено — выключено» в функции
скорости продольно-угловых колебаний корпуса. В качестве элемен-
тов управления используют группы амортизаторов в носовой и кор-
мовой частях машины (шесть или восемь управляемых аморти-
заторов). При этом средняя скорость на местности возрастает
до 1,5 раз. Для ДГМ число управляемых элементов возрастает
в 2 раза. Поэтому авторы в качестве перспективных конструкций
для ДГМ рассматривают неуправляемые двухуровневые подвески.
В подвесках отечественных быстроходных ГМ в качестве
опытных образцов были использованы двухуровневые системы

Предисловие

подрессоривания, наиболее известной из которых является релак-
сационная подвеска.
Подвеска релаксационного типа имеет два упругих элемента и
амортизатор [7]. Один упругий элемент включен между корпусом
и катком последовательно с амортизатором и образует с ним так
называемый релаксационный элемент. Второй упругий элемент
соединяет корпус и каток параллельно релаксационному элементу
и выполняет роль основного упругого элемента подвески. Наличие
двух упругих элементов и идентичность свойств релаксационной
подвески свойствам других вариантов многоуровневых подвесок
позволяют также отнести ее к многоуровневым системам подрес-
соривания. Эквивалентная схема подвески релаксационного типа
приведена на рис. П.3, а.

В 60-х годах прошлого столетия в ВА БТВ разработали опыт-
ный образец релаксационного амортизатора. Однако на серийных
машинах амортизатор не использовали из-за его низкой надежности.
Если в двухуровневой подвеске убрать демпфирующий элемент,
соответствующий упругому элементу большей жесткости, то ее экви-
валентная схема примет вид, приведенный на рис. П.3, б. Такую
подвеску также называют релаксационной с последовательным со-

а
б
в

Рис. П.3. Эквивалентные схемы одноопорных подвесок:
а, б — релаксационная с параллельным и последовательным соединением допол-
нительного упругого элемента соответственно; в — фрактальная двухуровневая;
m — подрессорная масса; c1, c2 — жесткости упругих элементов подвесок;
μ, μ1, μ2 — коэффициенты сопротивления амортизаторов

Предисловие

единением дополнительного упругого элемента (по данным работ,
проводившихся в ВА БТВ в конце 1950-х — начале 1960-х годов).
Разработаны элементы системы подрессоривания ГМ, кото-
рые по своим характеристикам можно отнести к устройствам фрак-
тального типа (рис. П.3, в). Термин фрактал (от лат. frangere —
ломать и fractus — дробный) был впервые введен в 1975 г. Бенуа
Мандельбротом — основоположником фрактальной геометрии [14].
Фракталом называется структура, состоящая из частей, которые
в каком-то смысле подобны целому [31]. Так как каждый дроб-
ный элемент фрактальной подвески подобен подвеске в целом,
авторы работ [35, 36] выбрали именно эту терминологию для
обозначения таких подвесок. Например, пневмогидравлическая
рессора (ПГР) с двумя ступенями давления, разработанная в ОКБ-
40 Мытищинского машиностроительного завода (рис. П.4), явля-
ется двухуровневой ПГР фрактального типа. В этой конструкции

Рис. П.4. Конструкция ПГР с двумя ступенями давления:
1, 3 — пневмоцилиндры высокой и низкой жесткости соответственности; 2 —
дросселирующая система; 4 — кожух рубашки охлаждения рессоры; 5 — гид-
роцилиндр; 6 — шток с поршнем

Предисловие