賈普照

（北京衛(wèi)星環(huán)境工程研究所，北京 100094）

本篇對離心機進行一般性理論探討和結(jié)構(gòu)設(shè)計分析，提出總體設(shè)計計算方法及總體構(gòu)造與部件結(jié)構(gòu)的設(shè)計建議，是離心機設(shè)計的核心部分。

本篇對離心機設(shè)計所作的分析與歸納均屬首次，因此也是一次嘗試，對離心機設(shè)計如果能起到提綱挈領(lǐng)、拋磚引玉作用，筆者就感到很欣慰了。

本篇不準備深入探討離心機復(fù)合環(huán)境問題，包括與振動臺復(fù)合及多軸載人離心機運動復(fù)合等專題性較強的內(nèi)容。

本篇所提供的內(nèi)容主要是作為離心機主機的一般設(shè)計計算方法，重點在于其獨特的總體設(shè)計與主機機械結(jié)構(gòu)部分，即其非標準設(shè)計部分；至于電氣、液壓、監(jiān)測、控制以及機械零部件的具體設(shè)計計算，讀者可從專業(yè)書籍和手冊獲得相應(yīng)計算方法；匯電環(huán)、旋轉(zhuǎn)接頭、制動器、標準減速器、電動機及其驅(qū)動系統(tǒng)、液壓傳動系統(tǒng)、監(jiān)測控制元器件等等也可獲得商品供應(yīng)。

在總體設(shè)計中，氣動功率計算含有一定的實驗與經(jīng)驗成分，各家有各家處理之道；總體布局與部件結(jié)構(gòu)更是紛繁雜陳、琳瑯滿目，本文既不可能窮盡所有結(jié)構(gòu)，也不會予以劃一。做法是：針對不同設(shè)計理念，根據(jù)手頭資料盡量展示、充分介紹，首先使資料集中呈現(xiàn)出來；期冀在資訊通達基礎(chǔ)上，逐漸摸索出某種規(guī)律性的東西，因為規(guī)律本身就反映了一種認知；在闡述和分析過程中，也會直接或間接地表達筆者體會或解決辦法，以供讀者參考；同時，也留存了一些供讀者探索與創(chuàng)新的空間。

為了系統(tǒng)觀察所討論的主題，在總體與部件結(jié)構(gòu)分析時，會將有關(guān)資料予以不同的歸納與組合，不可避免地與“中篇（上）”部分內(nèi)容特別是部分圖片有所重復(fù)，但其擔當角色各有側(cè)重，好處是使讀者在單獨閱讀某一章節(jié)時，能形成一個完整體系，同時免去前后翻閱之苦。

第6章 離心機力學分析及特性分析

目 錄

引言

6.1 單軸轉(zhuǎn)動離心機

6.1.1 單軸離心機運動學

6.1.2 單軸離心機動力學

6.2 雙軸轉(zhuǎn)動離心機

6.2.1 雙軸離心機運動學

6.2.2 雙軸離心機動態(tài)過程

6.2.2.1 雙軸載人離心機的啟動

6.2.2.2 座艙滾轉(zhuǎn)與重力加速度

6.2.2.3 座艙滾轉(zhuǎn)與切向加速度

6.2.2.4 座艙滾轉(zhuǎn)與科氏加速度

6.3 三軸轉(zhuǎn)動離心機

6.3.1 三軸離心機的啟動

6.3.1.1 從靜止啟動

6.3.1.2 從1G啟動

6.3.2 座艙俯仰運動

6.3.2.1 座艙俯仰運動方程

6.3.2.2 座艙俯仰角速度及角加速度

6.3.2.3 座艙俯仰過程的運動學描述

6.3.3 座艙運動與科氏加速度

6.4 離心機附加振動臺

6.4.1 附加單向振動

6.4.2 附加雙向振動

6.4.3 振動臺對離心機的影響

6.5 離心機力學分析小結(jié)

6.6 離心機基本特性

6.6.1 離心機加速度場的不均勻性

6.6.1.1 加速度數(shù)值的不均勻性

6.6.1.2 徑向加速度的輻射性

6.6.2 離心機試驗的固有誤差

6.6.2.1 法向加速度梯度誤差

6.6.2.2 側(cè)向加速度梯度誤差

6.6.3 離心機試驗的力學本質(zhì)

引言

離心機是一個高速旋轉(zhuǎn)的大型機械設(shè)備，當旋轉(zhuǎn)同時再復(fù)合直線或其他圓周運動時，結(jié)構(gòu)和分析將變得比較復(fù)雜。但不管如何復(fù)雜，其基礎(chǔ)平臺都是單自由度轉(zhuǎn)動運動形式，因此我們將從基本運動形式和基礎(chǔ)架構(gòu)說起。

一般航空航天物體離心機只圍繞主軸進行單自由度轉(zhuǎn)動，此類離心機可稱為單軸轉(zhuǎn)動離心機；載人離心機則至少需具備可甩動的單軸艙，與大多數(shù)土工離心機需具有擺動式吊籃一樣，呈雙軸轉(zhuǎn)動形態(tài)，可稱為雙軸轉(zhuǎn)動離心機；掛有兩軸常平架的載人離心機，則為三軸轉(zhuǎn)動離心機；動態(tài)飛行模擬器至少有三條軸、甚至是四軸轉(zhuǎn)動的形態(tài)。

在各種轉(zhuǎn)動形態(tài)中，有的在吊籃或座艙內(nèi)還附加了單向振動臺或雙向振動臺等直線位移裝置，呈多自由度復(fù)合運動形式。但迄今為止，從數(shù)量上說，還是單軸轉(zhuǎn)動和雙軸自由甩動吊籃（或座艙）的離心機最多，它們附加振動臺以后，通常也不把振動位移考慮在內(nèi)。因此，對單軸離心機進行基本運動分析，大致可了解絕大多數(shù)離心機的情況，同時也是研究復(fù)合轉(zhuǎn)動運動的基礎(chǔ)。

對于三軸以上的運動復(fù)合，尤其當考察點偏離幾何中心，具有偏重或附加長沖程直線運動的情況，需要專題進行分析研究，本文將不涉及。

本章利用基本力學和數(shù)學分析工具，通過舉例分析，重點討論離心機典型的各種運動形式及其復(fù)合運動的簡化模型，目的只是在于建立各種離心機運動的基本力學關(guān)系，探討各類運動形態(tài)下，在力學意義上對試件、受試者及對離心機的影響等概念性問題，以便增強對離心機的整體認識與把握，熟悉離心機各運動關(guān)系間相互影響的輕重緩急與主要方面，提供進行離心機概念設(shè)計和方案設(shè)計時的基本思維與方法。如果讀者對復(fù)雜離心機的運動學和動力學感興趣，需要進行詳細計算時，可利用現(xiàn)代設(shè)計方法與仿真計算工具再行解決。

離心機大部分的主軸都具有內(nèi)孔，以供通電、通水、通氣等線纜與管道穿過，結(jié)構(gòu)比較粗壯，具有很好的剛性。因此，包括高加速度土工離心機在內(nèi)，其最高轉(zhuǎn)速也遠低于其主軸臨界速度。如果支撐系統(tǒng)也設(shè)計良好，轉(zhuǎn)子系統(tǒng)具有足夠剛性情況下，離心機在作運動分析時可以假定：

· 主軸系統(tǒng)為剛性轉(zhuǎn)動鉸，可不考慮轉(zhuǎn)軸撓度及其支撐變形；

· 轉(zhuǎn)子整體的變形量與其半徑相比甚小，可忽略轉(zhuǎn)子的變形。

因此，

· 對離心機運動學和動力學進行宏觀基本分析時，可將其簡化為剛體定軸轉(zhuǎn)動問題；

· 而對離心機結(jié)構(gòu)強度、剛度等進行微觀分析時，則應(yīng)按實際結(jié)構(gòu)進行之。

6.1 單軸轉(zhuǎn)動離心機

圍繞主軸進行勻速或勻加速旋轉(zhuǎn)的單軸轉(zhuǎn)動狀態(tài)是離心機最基本的運動狀態(tài)，適用于固定吊籃物體離心機和忽略吊籃甩動過程的土工離心機，以及掛有無動力源自然甩動的單軸艙載人離心機，它們估計占有離心機總數(shù)的九成以上。

物體離心機包括土工離心機。由于限制啟動的切向加速度，啟動過程比較緩慢，而且吊籃在低加速度條件下很快就接近甩平，因此，這些離心機在概念設(shè)計階段，連勻加速運動都毋庸考慮，只需為啟動留有適當驅(qū)動余量，直接考察其極限狀態(tài)即最高穩(wěn)態(tài)運動狀態(tài)即可。

只有載人離心機和動態(tài)飛行模擬器，由于其最大法向加速度和切向加速度數(shù)值比較接近，都在10g左右這樣一個低數(shù)量級，試驗對象又是十分重要和敏感的“人體”，才會考慮座艙甩動和切向加速度等動態(tài)因素，甚至還可能計及1g重力加速度，特別是其方向的影響。

總之，對于單軸轉(zhuǎn)動離心機的研究，可以概括絕大多數(shù)離心機，也是研究一切離心機的基礎(chǔ)。它可以利用理論力學剛體定軸轉(zhuǎn)動的所有分析方法，其原理并不復(fù)雜。

6.1.1 單軸離心機運動學

作為離心機設(shè)計基礎(chǔ)—單軸轉(zhuǎn)動離心機，可采用標量法進行計算，見圖6-1。

圖6 -1 典型的單軸轉(zhuǎn)動離心機之運動Fig.6-1 A typical single-axis rotating centrifuge

根據(jù)圖6-1所示，O為離心機主軸，對離心機轉(zhuǎn)子上任意點M，可建立單軸離心機運動方程（或稱為主軸運動方程）如下：

對式(6-1)連續(xù)求導(dǎo)，可逐步得到主軸轉(zhuǎn)動角速度ω（rad/s）和主軸轉(zhuǎn)動角加速度ε（rad/s2）為

或另表達為

當ε為常數(shù)，即勻加速轉(zhuǎn)動情況下，分別設(shè)φ0、ω0為t=0時的初始轉(zhuǎn)角和角速度，由理論力學得

工程計算中通常以每分鐘轉(zhuǎn)數(shù)n（r/min）表示角速度時，它與ω（rad/s）的關(guān)系為

轉(zhuǎn)子的角速度也就是它的轉(zhuǎn)動圓頻率或角頻率。而轉(zhuǎn)子運動周期T（s）則為

轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動頻率f（Hz）為

M點的轉(zhuǎn)動線速度ν（m/s）為：

對上式求導(dǎo)，可得M點切向加速度（反映速度大小的變化快慢）為

式中at的單位為m/s2。

轉(zhuǎn)換公式后，得到ε（rad/s2）為

M點法向加速度（反映速度方向的變化快慢）為

式中an的單位為m/s2。

公式(6-13)經(jīng)轉(zhuǎn)換后，得到ω（rad/s）為

M點合成加速度為

合成加速度a與半徑OM的夾角ψ之正切為

在三維狀態(tài)下，當離心機的合成加速度計入重力加速度時（參見圖6-2），變?yōu)橄率剑?/p>

圖6 -2 單軸離心機計入重力加速度的合成加速度Fig.6-2 The composite acceleration including the gravity acceleration of a single axle centrifuge

作為載人離心機和動態(tài)飛行模擬器，精確計算時可按公式(6-17)進行；對于物體離心機和土工離心機，一般按公式(6-13)或公式(6-15)直接計算向心加速度或合成加速度即可。

工程上，當已知離心機每分鐘轉(zhuǎn)數(shù)為n（r/min）時，法向加速度式(6-13)可轉(zhuǎn)換為

關(guān)于各運動參數(shù)的方向，統(tǒng)一說明如下：

1）圖6-2表示一系列正向和加速狀態(tài)的關(guān)系：即轉(zhuǎn)軸z軸向上為正，從上往下看當φ、ω、ε逆時針方向時為正（按右手規(guī)則，拇指指正向，四指自然彎曲方向為正），相應(yīng)at、a、v也是正向。

2）而法向加速度an永遠指向轉(zhuǎn)軸中心，稱之為向心加速度。

3）轉(zhuǎn)動線速度永遠與主軸角速度同向。當角加速度與角速度同向時，切向加速度與線速度同向，轉(zhuǎn)子加速；反之減速。

6.1.2 單軸離心機動力學

相對于質(zhì)點動力學基本方程，單軸離心機的質(zhì)點動力學方程可表達為

在式(6-19)和式(6-20)中：Fn為法向力或離心力，N；Ft為切向力，N；m為質(zhì)量，kg。

對于單軸離心機，重點是關(guān)注其法向加速度的動力學問題，它乃離心機最主要的應(yīng)用價值所在。其一般物理概念為：安裝于離心機上質(zhì)量為 1 kg的物體，當物體旋轉(zhuǎn)到法向加速度100g時，所引起的離心慣性力將使其質(zhì)量力擴大100倍，相當于將1g重力場內(nèi)的物體放置在100g慣性力場內(nèi)，其“重量”增加了100倍一樣，量綱換算如下：

相對于定軸轉(zhuǎn)動動力學，當不計風阻時，可得到單軸離心機的轉(zhuǎn)動微分方程為

式中：Mz為對z軸（主軸）的力矩，N·m；Jz為對z軸（主軸）的轉(zhuǎn)動慣量，kg·m2；ε為角加速度，rad/s2。

由此可見，轉(zhuǎn)軸力矩等于對轉(zhuǎn)軸的轉(zhuǎn)動慣量與角加速度的乘積（相當于直線運動時的F=ma），或轉(zhuǎn)軸力矩與其角加速度成正比。

同樣，我們也可得出以下一些主要表達式。

離心機轉(zhuǎn)子的動能為式中T為轉(zhuǎn)子動能，J 。

常用量綱換算為 1 J=1 N·m=1 kg·m2/s2。

離心機的轉(zhuǎn)動功率為：

式中N的單位為W。

可見：離心機轉(zhuǎn)動功率等于其力矩與角速度的乘積（相當于直線運動時P=Fv），或表示為：轉(zhuǎn)動功率與角速度和角加速度的乘積成正比。

常用量綱換算為

1 W= 1 J/s=1 N·m/s=1 kg·m2/s3。當計入離心機風阻時，且已知無限空間內(nèi)典型的迎風阻力為

式中：Ffz為風阻，N；C為轉(zhuǎn)動體正面空氣阻力系數(shù)；ρ為空氣密度，ρ=1.185 kg/m3；S為轉(zhuǎn)動體迎風面積，m2；v為轉(zhuǎn)動體運動速度，m/s。

由式(6-24)可得到由于風阻產(chǎn)生的力矩為

因此，當計入風阻時的單軸離心機，其轉(zhuǎn)動微分方程式變?yōu)?/p>

實際上，離心機處于有限空間內(nèi)，如果計入氣團速度，氣動阻力將會減小，詳細計算與分析可見第7章。

6.2 雙軸轉(zhuǎn)動離心機

所謂雙軸轉(zhuǎn)動離心機即除離心機主軸外，轉(zhuǎn)臂端部增加了一根懸掛吊籃或座艙的轉(zhuǎn)動軸，使吊籃或座艙隨著離心機轉(zhuǎn)動，靠著離心力可以自由甩動的離心機，主要指帶擺動吊籃的土工離心機和單軸艙載人離心機。

雙軸離心機穩(wěn)態(tài)運行時的運動學分析與單軸離心機基本相同，只不過將旋轉(zhuǎn)半徑理解為包含吊籃或座艙甩動半徑在內(nèi)而已；雙軸離心機動態(tài)過程主要發(fā)生在啟、制動和模擬隨機曲線的過程中，其中啟動過程更為嚴酷，下面將以啟動過程為例加以說明。

作為穩(wěn)態(tài)加速度模擬試驗設(shè)備——離心機的正常運轉(zhuǎn)，當然應(yīng)該以“穩(wěn)”為主，因此在物體離心機和土工離心機相關(guān)試驗標準中，特意規(guī)定了切向加速度的限制要求；而載人離心機恰恰相反，需要其快速啟、制動以便可以進行機動飛行時的動態(tài)模擬，因此，離心機的動態(tài)分析主要針對的就是載人離心機。

單軸離心機原理簡單，但雙軸離心機及多軸離心機的運動分析將越來越復(fù)雜，會涉及非線性或高次高階微分方程，有的方程不一定有解析解或簡單解，就是有解也不易說明問題。為此，本節(jié)將采用MATLAB軟件來圖解方程或采用簡算方法進行分析說明，盡量形象明確地（雖不是精確地）進行闡述。

6.2.1 雙軸離心機運動學

雙軸離心機運動學的分析，除與單軸離心機具有共同之處外，即主軸運動學分析外，只需補充座艙的甩動與離心機主軸間的運動關(guān)系即可。

本節(jié)分析雖然也適用于具有擺動吊籃的土工離心機，但土工離心機并不需要研究吊籃甩動過程，因此，研究重點從此已經(jīng)轉(zhuǎn)向載人離心機。所以，按照相應(yīng)習慣，將采用重力“G”代替重力加速度“g”來表述“超重”概念。

雙軸載人離心機實際上就是指單軸艙載人離心機；三軸載人離心機也就是雙軸艙載人離心機。

圖6-3為單軸艙載人離心機的甩動過程示意圖。

圖6 -3 單軸艙載人離心機自由甩動過程分析Fig.6-3 Analysis of single-axis cabin free swinging

為了有效利用離心力實現(xiàn)自主甩動，座艙總質(zhì)心M與其擺動軸O-O'間必須有適當?shù)钠昧縭；靜止狀態(tài)下，座艙必然會自然下垂，甩動半徑與鉛垂線夾角θ=0°；這時，離心機原始轉(zhuǎn)動半徑R0剛好等于轉(zhuǎn)臂的有效長度R'；當座艙甩起后，離心機轉(zhuǎn)動半徑逐漸在變長，其變化范圍為：R=R'+rsinθ。

設(shè)主軸角速度和角加速度分別為ω和ε，座艙甩動角速度為ωg，根據(jù)受試者通常的原始座位，可稱之為滾轉(zhuǎn)角速度，質(zhì)心M點的法向慣性加速度為anI，與重力加速度g的合成加速度為a。

從圖中，可建立起座艙甩動的運動方程如下：

對這個非線性方程求解，不如采用舉例觀察圖形來得直觀。

設(shè)某離心機轉(zhuǎn)臂有效長度為R'=7.5 m，座艙質(zhì)心偏置量r=0.5 m，利用MATLAB軟件可將式(6-27)繪成如下關(guān)系圖（見圖6-4）。

圖6 -4 單軸艙載人離心機座艙擺角與主軸角速度關(guān)系Fig.6-4 Relationship between cabin tilt angle and main axle angular speed for single axle cabin centrifuge

討論：

1）單軸艙載人離心機的座艙擺角與主軸角速度密切相關(guān)。

2）由圖 6-4可見座艙擺動的規(guī)律：當離心機從靜止開始啟動時，一開始，座艙甩動得比較緩慢；之后，擺角則依直線增長；至某角速度以后，增長漸趨緩和，表明座艙已接近水平。因此，呈兩頭慢中間快的特點。

3）單軸艙載人離心機從靜止或某一初始狀態(tài)快速啟動時，毋需 1 s，座艙就可基本甩平。在此期間，離心機旋轉(zhuǎn)半徑是變量，對于本例來說，半徑最大變化率僅為0.5/7.5= 6.67%，意味著對徑向加速度的影響也只不過是如此的比例。

4）單軸艙載人離心機受限于結(jié)構(gòu)關(guān)系，座艙甩動過程中，徑向加速度只與重力加速度進行合成，而數(shù)值數(shù)倍于重力加速度的切向加速度卻無法參與進來；因此，加速度在數(shù)值的合成上，就已經(jīng)包含了更大的誤差，以后討論會知道，其影響遠遠超過半徑變化所引起的法向加速度誤差。并且，切向加速度除數(shù)值較大以外，更重要的是方向性誤差對受試者影響更為重要，而半徑變化僅僅影響的只是法向加速度的些許量值而已。

5）因此，綜合對受試者影響程度而言，筆者認為：一般情況下，單軸艙載人離心機進行運動學分析時，完全可以忽略半徑變化這一因素，即可忽略座艙甩動過程對徑向加速度的影響。

6.2.2 雙軸離心機動態(tài)過程

預(yù)先說明：

1）動態(tài)過程的研究重點將放在啟動過程，放在對啟動加速度變化率與主軸運動參數(shù)間的關(guān)系分析上；

2）以下分析中，將忽略啟動過程的半徑變化量；

3）舉例說明時，一律以半徑R=8 m、g=9.81 m/s2、啟動率為λ=6G/s的相應(yīng)離心機為例。

6.2.2.1 雙軸載人離心機的啟動

設(shè)單軸艙載人離心機以加速度變化率λ啟動。其初始合成加速度為a0、合成加速度a與加速度變化率λ的關(guān)系可表示為[1]

對于單軸艙載人離心機，限于結(jié)構(gòu)原因無法計入其切向加速度，而合成加速度主要是由法向加速度和重力加速度二者所構(gòu)成：

比較式(6-29)和式(6-28)，得到

根據(jù)該式，當計入重力加速度時：

·初始合成加速度沒有等于零的情況；

·當t=0，an=0，ω0=0時，初始合成加速度a0=1G，即等于重力加速度；當以λ=6G/s啟動后，t=1 s時，合成加速度a=7G；

·當t=0，an=1G，ω0=ω0時，初始合成加速度a0=1.414 2G；當以λ=6G/s啟動后，t=1s時，合成加速度a=7.414 2G；

·也就是說，這種情況下合成加速度始終以一個g為基礎(chǔ)、為背景。

以下再通過舉例進行具體分析。對于固定半徑為8 m的單軸艙載人離心機，其合成加速度與主軸角速度的關(guān)系如圖6-5所示。

圖6 -5 單軸艙載人離心機合成加速度與主軸角速度關(guān)系Fig.6-5 Single-axle cabin human centrifuge resultant acceleration versus main shaft angular speed

由圖可見，隨著主軸角速度增加，合成加速度以圖示曲線增加，角速度為零時，合成加速度為1G。

對式(6-29)求導(dǎo)，得啟動率表達式為

式(6-31)是一個高次二階微分方程式。利用它求半徑 8m單軸艙載人離心機從靜止開始的啟動過程中，啟動率分別為λ=1～6G/s時，主軸角速度與角加速度的關(guān)系如圖6-6所示。

圖6 -6 單軸艙載人離心機由靜止啟動時的主軸角速度與角加速度關(guān)系Fig.6-6 Relationship between angular velocity and angular acceleration of main axle for single-axle cabin human centrifuge startup

圖6-6表明：當角速度較低時，角加速度呈開放狀態(tài)。討論：

1）單軸艙載人離心機由靜止啟動瞬間，當角速度為零時，需要非常大的角加速度，就是說，需要很大的驅(qū)動力矩來推動轉(zhuǎn)子；

2）不論啟動率大小，其規(guī)律基本一致；

3）說明，當單軸艙載人離心機以任一啟動率啟動情況下，一開始必然伴隨著超大力矩需求，處理不當，引起沖擊是完全有可能的；

4）啟動后，角速度突然出現(xiàn)階躍值；角速度一旦出現(xiàn)，角加速度迅即減小，之后呈緩慢增長趨勢；

5）這就是關(guān)于載人離心機啟動過程，需要建立的第一個必不可少的力學概念，即由靜止直接啟動離心機，需要非常大的驅(qū)動力矩。

既然如此，人們就想到從徑向加速度1G啟動的方法。此時，與重力加速度的合成加速度等于1.41G，按固定半徑8 m計算時，其初始角速度為

圖6-7表示的就是從1.41G啟動的情況，即以ω0=1.107 4 rad/s啟動。可見：

1）啟動瞬間，角加速度已出現(xiàn)有限值，表明啟動過程所需力矩大為減小，沖擊緩和；

2）隨著啟動率變小，沖擊愈趨減?。?/p>

3）角速度由零逐漸增加；

4）其余情況與前基本相同。

圖6 -7 單軸艙載人離心機由1.41 G啟動時的主軸角速度與角加速度關(guān)系Fig.6-7 Relationship between angular velocity and angular acceleration of main axle for single-axle cabin human centrifuge starting from 1.41 G

將式(6-31)轉(zhuǎn)化為下式：

式(6-32)通過MATLAB數(shù)值求解，可得到單軸艙載人離心機從靜止以λ=6G/s啟動時的角位移與角速度的變化情況（參見圖6-8）。

圖6-8表明：在時刻為零、靜止狀態(tài)時，角速度已有一個跳躍。如前所述，即需要大的角加速度介入。

圖6 -8 單軸艙載人離心機由靜止啟動的轉(zhuǎn)角與角速度Fig.6-8 Single axle cabin human centrifuge’s rotational angle and angular velocity startup from rest

該曲線啟動1 s附近時的具體數(shù)據(jù)如表6-1所示。

表6 -1 單軸離心機從靜止啟動1 s左右的數(shù)據(jù)Table 6-1 Single axle cabin human centrifuge’s start data about one second startup from the static

可見，1 s時的合成加速度當為7G。圖6-9表示了由1.41G與由靜止狀態(tài)，均以λ=6G/s啟動時的比較圖。

圖6 -9 單軸艙載人離心機由靜止和1.41 G啟動比較Fig.6-9 Single axle cabin human centrifuge startup from rest and from 1.41 G

啟動1 s左右時的數(shù)據(jù)如表6-2所示：

表6 -2 單軸離心機從靜止啟動1.41 G左右的數(shù)據(jù)Table 6-2 Single axle cabin human centrifuge’s start data about one second startup from 1.41 G

可見，1 s時的合成加速度約為7.41G。

討論：

1）由1.41G啟動，其初始角速度基本上已相當于靜止啟動時的平穩(wěn)增長段，躲過了超高角加速度出現(xiàn)的極端情況，所需角加速度大為減少；

2）由1.41G啟動，除啟動瞬間角加速度有一點沖擊之外，其余曲線段都比較平穩(wěn)；

3）由1.41G啟動，可消除機械傳動系統(tǒng)的齒隙和靜、動態(tài)摩擦狀態(tài)轉(zhuǎn)換時的非線性過程；

4）因此，從1.41G啟動，無疑是載人離心機最好的啟動方式。

（未完待續(xù)）

（Reference）

[1]Drone K C.Design study for an acceleration research device, AD 268621[R], 1961