Самолет ближнемагистральный транспортный

В данном курсовом проекте разрабатывается ближнемагистральный транспортный самолёт, предназначенный для перевозки грузов на авиалиниях ближней протяжённости до 1500 км с коммерческой нагрузкой до 7,2 т, со взлётом и посадкой на аэродромах с длиной ВПП 1080 м. Прототипом является транспортный самолёт Ан-26. Основным отличием проектируемого самолета от прототипа является замена двигателя АИ-24 на более современный ТВ7-117С с мощностью 3000 л.с. Это обеспечило сохранение заданных значений скоростей и высокую экономичность.

1 Составление таблицы исходных данных. Сбор и обработка статистики

Основной задачей курсового проекта является разработка ближнемагистрального транспортного самолета (базовый прототип Ан-26), который выполняет перевозку груза на авиалиниях ближней протяженности до 1500 км c коммерческой нагрузкой до 7,2 т. Самолет должен обладать высокими экономическими показателями в сочетании с высокой надежностью и безопасностью полетов.

Таблица 1 - Летно-технические характеристики самолетов-прототипов.

Заполним таблицу с статистическими данными относительных параметров выбранных ЛА (таб. 1.2)

Таблица 2 - Статистические данные относительных параметров ЛА

2 Выбор компоновочной схемы ЛА

На основании установленных летно-технических требований выбираем прототип – грузовой турбовинтовой самолет Ан-26.

Заданные значения скоростей и высокую экономичность обеспечим заменив двигатель АИ-24 на более экономичный ТВ7-117С с мощностью 3000 л.с. Для обеспечения заданного уровня надежности два двигателя устанавливаются в мотогондолле под крылом, что позволяет повысить удобство обслуживания, а также уменьшить крутящий момент, возникающий вследствие несовпадения точек приложения подъемной силы и силы тяжести. Также крыло снабжено вертикальными аэродинамическими поверхностями на концах консолей. Использована классическая схема оперения, т.е. расположение стабилизатора в хвостовой части фюзеляжа.

2.1 Уравнение баланса масс

Предполагаемые масса планера, силовой установки, топлива, коммерческой нагрузки, оборудования должны удовлетворять следующему уравнению:

Мо = Мпл+Мсу+Мт+Моб+Мпн,

где Мпл – масса планера;

Мсу – масса силовой установки;

Мт – масса топлива;

Моб – масса оборудования и управления;

Мпн – масса полезной нагрузки.

Используя примерные соотношения, задаем значения масс узлов ЛА в уравнении:

Мпл = 8000 кг;

Мсу = 450·2 = 900 кг;

Мт = 4110 кг;

Моб = 0,2-0,0085·М00,5=3800 кг;

Мпн = 7190 кг;

М0 = 8000+900+4110+3800+7190 = 24000 кг.

2.2 Балансировочная схема самолета

Центры давлений крыла и самолёта не совпадают, так как к подъёмной силе крыла добавляется подъёмная сила фюзеляжа и других элементов самолёта, не включая оперение.

Зная положение центра масс самолёта и точки приложения подъёмных сил, составляем балансировочную схему (рисунок 1.1).

Рисунок 1 – Балансировочная схема самолета Ан-26.

В соответствии с рисунком 1.2 - 1.3 получаем уравнения:

Определяем положение центра давления крыла (профиль крыла NASA2412,<Object: word/embeddings/oleObject1.bin> ):

<Object: word/embeddings/oleObject2.bin>,

Рисунок 1.2 – NASA 2412

где <Object: word/embeddings/oleObject3.bin>- относительная координата линии фокуса профиля крыла, определяется по формуле:

<Object: word/embeddings/oleObject4.bin>

<Object: word/embeddings/oleObject5.bin>;

<Object: word/embeddings/oleObject6.bin>.

<Object: word/embeddings/oleObject7.bin>Н,

где ρ = 0,66011 для H=6000 м.

Определяем положение центра давления горизонтального оперения (профиль стабилизатора ЦАГИ-СВ-13, <Object: word/embeddings/oleObject8.bin>, <Object: word/embeddings/oleObject9.bin>) /1/

Определяем <Object: word/embeddings/oleObject10.bin>для горизонтального оперения по формуле:

<Object: word/embeddings/oleObject11.bin>;

<Object: word/embeddings/oleObject12.bin>.

Зная центры давлений крыла и горизонтального оперения, графически определяем расстояния от центров приложения подъемных сил крыла и горизонтального оперения до центра масс самолета (рисунок 2,1)

L1 = 1,53 м;

L2 = 14,95 м.

В соответствии с рисунком 1 составим уравнения равновесия

<Object: word/embeddings/oleObject13.bin>

<Object: word/embeddings/oleObject14.bin>

где Gрас = G∙g = 24000∙9,81 = 235440;

Из уравнений находим<Object: word/embeddings/oleObject15.bin>и<Object: word/embeddings/oleObject16.bin>соответственно:

<Object: word/embeddings/oleObject17.bin>,

<Object: word/embeddings/oleObject18.bin>.

Проведем проверку, используя следующие условия:

<Object: word/embeddings/oleObject19.bin>

<Object: word/embeddings/oleObject20.bin>

Условие выполняется.

2.3 Описание основных частей самолета

Проектируемый самолет представляет собой металлический моноплан с высокорасположенным крылом. Он снабжен убирающимся в полете шасси трехопорной схемы с носовым колесом. Главные опоры шасси установлены в гондолах двигателей и убираются против потока в специальные отсеки под двигателями. Передняя опора установлена в носовой части фюзеляжа и убирается в отсек под кабиной экипажа. Носовая стойка шасси управляется от педалей, что значительно повышает маневренность самолета на земле. Колеса шасси с пневматиками низкого давления позволяют эксплуатировать самолет на грунтовых аэродромах. При необходимости он может произвести посадку даже на размокший грунтовой аэродром. Крыло самолета состоит из центроплана, двух средних и двух консольных частей. Средние части крыла несут на себе двухщелевые закрылки, а центроплан - однощелевые. Корневая секция каждого элерона имеет триммер и сервокомпенсатор. В кессоне центроплана расположены четыре мягких топливных бака; кессоны средних частей представляют собой герметизированные топливные баки-кессоны. На самолете установлены два турбовинтовых двигателя ТВ7-117С.

Самолет оборудован средствами связи и всем необходимым для полетов в сложных метеорологических условиях днем и ночью в любое время года. Высотное оборудование самолета создает и поддерживает в герметичной кабине давление и температуру воздуха в пределах, необходимых для нормальной жизнедеятельности экипажа и пассажиров при полетах на больших высотах. В условиях обледенения передние кромки крыла, хвостовое оперение и обечайки воздухозаборников двигателей обогреваются горячим воздухом от компрессоров двигателей. Воздушные винты, лобовые стекла кабины пилотов, приемники воздушного давления, контейнеры аккумуляторов снабжены электрообогревом.

3 Конструкция шасси

Устойчивость проектируемого самолета при передвижении по земле обеспечивается трехопорным, убирающимся в полете шасси с двумя основными и одной передней опорой, которые по оптимальной схеме скомпонованы относительно центра тяжести. Оптимальная схема выбиралась из условия удовлетворения противоречивых требований: обеспечения минимального радиуса разворота, обеспечения максимального запаса устойчивости по крену и уменьшения массы.

Отношение базы к колее примерно равно единице, что обеспечивает хорошую устойчивость в наиболее опасном направлении от центра тяжести под прямым углом к линии, соединяющей оси передней и любой из основных амортстоек.

Основные стойки шасси - установлены в гондолах двигателей и в полете убираются вперед в специальный отсек под двигателями. Шасси крепится на узлах к силовой ферме, образованной подкосами. Фиксация шасси в выпущенном положении осуществляется цилиндром. На каждой главной ноге установлены на общей неподвижной оси два колеса с пневматиками и дисковыми тормозами. Колеса снабжены инерционными датчиками.

Передняя стойка шасси - установлена в носовой части фюзеляжа и в полете также убирается вперед в отсек под кабиной экипажа. Шасси крепится на узлах, расположенных на стенке шпангоута. На передней ноге установлены на общей вращающейся оси два нетормозных колеса с пневматиками. Колеса переднего шасси свободно и принудительно ориентирующиеся. Для повышения маневренности самолета при рулежке, разбеге и пробеге они принудительно поворачиваются рулевым механизмом вправо и влево.

В выпущенном и убранном положениях ноги шасси фиксируются механическими замками, открывающимися с помощью гидроцилиндров.

Отсеки шасси закрываются створками при полностью убранном и выпушенном положениях стоек. При выпушенном положении стоек открытыми остаются только небольшие задние створки, расположенные непосредственно у амортизационных стоек, таким образом агрегаты и узлы, расположенные в отсеках шасси, предохраняются от грязи при рулении. Створки шасси открываются и закрываются с помощью механизмов, кинематические связанных с амортизационными стойками.

Управляемость самолета на земле обеспечивается системой поворота передней опоры и раздельным торможением колес основного шасси. Демпфирование колебаний, поглощение и рассеивание энергии осуществляются амортизаторами и пневматиками колес.

Силовые детали шасси выполнены из никелево-хромансилевой стали с термической обработкой.

4 Расчет на прочность передней стойки шасси самолета

Проектировочный расчет включает в себя подбор колес, амортизатора, а также геометрических параметров стойки и ее составных элементов. Для расчетов стойка рассматривается в виде стойки, выполненной по телескопической схеме.

4.1 Исходные данные

Исходными данными для выполнения проектировочного расчета являются:

1. Схема шасси-трехопорная с носовым колесом;

2. Геометрические параметры самолета (рисунок 3):

Рисунок 2 – Геометрические параметры шасси

Ниша шасси b = 7,65 м;

Вынос основных стоек шасси – e = 0,51 м;

Вынос передней стойки – a = b - e = 6,29- 0,52 = 7,14 м;

e/b = 0,067;

Высота h = 1,86 м;

Посадочный угол - θmax= 9°26’;

Количество основных стоек – r= 2;

Количество колес в основной стойке – z0 = 2;

Количество колес в носовой стойке – zн = 2;

3. Условия эксплуатации: самолет эксплуатируется на бетонных и грунтовых ВПП;

4. Конструктивная схема стойки: телескопическая;

5. Взлетная масса самолета – mвзл = 24000 кг,

6. Посадочная масса самолета – mпос = 24000 кг;

7. Взлетная скорость самолета – Vвзл = 231 км/ч,

8. Посадочная скорость самолета – Vпос = 195 км/ч.

4.2 Подбор колеса

Подбор колес начинается с выбора типа пневматика, который выбирается с учетом эксплуатации и значений посадочной и взлетной скоростей.

Определение стояночной нагрузки на колесо, для взлетной и посадочной масс самолета для передней стойки шасси:

<Object: word/embeddings/oleObject21.bin>;

<Object: word/embeddings/oleObject22.bin>,

где g – ускорение свободного падения;

<Object: word/embeddings/oleObject23.bin>;

<Object: word/embeddings/oleObject24.bin>.

Для носового колеса находим динамическую нагрузку на колесо <Object: word/embeddings/oleObject25.bin>:

<Object: word/embeddings/oleObject26.bin>.

Инерционная сила, уравниваемая силой трения колес:

Т = mпос j ,

где j = 3 м/с2 – ускорение торможения.

Т = 240003 = 72000 Н;

<Object: word/embeddings/oleObject27.bin>.

Так как самолет эксплуатируется на бетонных и грунтовых ВПП и посадочная скорость лежит в пределах 200-300 км/ч из сортамента авиационных колес подбираем конкретное колесо с пневматикам полубалочного типа, при этом оно должно удовлетворять требованию[1] :

<Object: word/embeddings/oleObject28.bin>;

<Object: word/embeddings/oleObject29.bin>;

Vвзл*>Vвзл;

0,9∙Vпос*>Vпос.

Здесь и далее звездочкой обозначаются величины, соответствующие данным сортамента. Выбираем колесо К2-108 параметры которого:

-стояночная нагрузка на колесо при взлетной массе - <Object: word/embeddings/oleObject30.bin>= 40 кН;

-стояночная нагрузка на колесо при посадочной массе - <Object: word/embeddings/oleObject31.bin>= 34 кН;

-рабочее давление в пневматике – Р0* = 1176 кН/м2;

-максимально допустимая нагрузка на колесо – Рмд* = 127 кН;

-обжатие пневматика при Рмд - мд* = 0,109 м;

-работа, поглощаемая пневматикам при его обжатии на величину мд -

Амд* = 5980 Дж;

-предельная радиальная нагрузка на колесо - Рпред* = 265 кН;

-боковая разрушающая нагрузка – Fраз* = 114 кН;

-взлетная скорость – Vвзл* = 320 км/ч;

-посадочная скорость – Vпос* = 270 км/ч;

-габариты пневматика в разношенном поддутом состоянии -

DxB = 690х200 мм.

<Object: word/embeddings/oleObject32.bin>;

<Object: word/embeddings/oleObject33.bin>;

Vвзл ≤ Vвзл* =231 км/ч < 320 км/ч;

Vпос≤ 0,9·Vпос*= 195 км/ч ≤ 0,9·270 км/ч = 195 км/ч ≤ 243 км/ч.

Условие выполняется.

Так как <Object: word/embeddings/oleObject34.bin>, то пересчитаем характеристики колеса по формулам:

<Object: word/embeddings/oleObject35.bin>;

<Object: word/embeddings/oleObject36.bin>;

<Object: word/embeddings/oleObject37.bin>.

Определяем коэффициент грузоподъемности колеса:

<Object: word/embeddings/oleObject38.bin>.

Затем определяем коэффициент эксплуатационной перегрузки при посадке и взлете по рекомендациям [1] :

Для коэффициента перегрузки <Object: word/embeddings/oleObject39.bin> принимаем значение:

<Object: word/embeddings/oleObject40.bin>;

<Object: word/embeddings/oleObject41.bin>.

Для коэффициента перегрузки <Object: word/embeddings/oleObject42.bin> принимаем значение <Object: word/embeddings/oleObject43.bin>= 2 согласно рекомендациям [1] .

Находим эксплуатационные нагрузки на колесо по формулам:

<Object: word/embeddings/oleObject44.bin>;

<Object: word/embeddings/oleObject45.bin>;

<Object: word/embeddings/oleObject46.bin>;

<Object: word/embeddings/oleObject47.bin>.

Вследствие того, что стойка содержит спаренные колеса, при посадке более нагруженное колесо воспринимает усилие:

<Object: word/embeddings/oleObject48.bin>,

где коэффициент 0,6 учитывает неравномерность распределения нагрузки между колесами.

<Object: word/embeddings/oleObject49.bin>

В виду того, что стойка шасси содержит спаренные колеса, то нагрузка между колесами распределяется неравномерно. Нормы летной годности требуют, чтобы в рассматриваемых случаях для любого из колес выполнялись условия:

<Object: word/embeddings/oleObject50.bin>

<Object: word/embeddings/oleObject51.bin>

Условие выполняется.

Далее определяем эксплуатационную работу пневматика <Object: word/embeddings/oleObject52.bin> при обжатии его на величину э при посадке:

<Object: word/embeddings/oleObject53.bin>.

Сопоставляем этот результат с другой формулой:

<Object: word/embeddings/oleObject54.bin>,

<Object: word/embeddings/oleObject55.bin>

<Object: word/embeddings/oleObject56.bin>

<Object: word/embeddings/oleObject57.bin>

где ст – стояночное обжатие пневматика (<Object: word/embeddings/oleObject58.bin>) при стояночной нагрузке на колесо Рст.

<Object: word/embeddings/oleObject59.bin>.

<Object: word/embeddings/oleObject60.bin>Дж.

Берем <Object: word/embeddings/oleObject61.bin> которое больше, т.е <Object: word/embeddings/oleObject62.bin>

4.3 Определение основных параметров жидкостно-газового амортизатора

Расчет амортизатора состоит из определения его размеров (геометрического расчета) и подсчет площади отверстий для протекания жидкости (гидравлический расчет). В курсовом проекте выполняется только геометрический расчет [1] .

Определяем эксплуатационную работу <Object: word/embeddings/oleObject63.bin>, воспринимаемую стойкой шасси по формуле:

<Object: word/embeddings/oleObject64.bin>,

где <Object: word/embeddings/oleObject65.bin> - редуцированная масса,

<Object: word/embeddings/oleObject66.bin> - вертикальная составляющая скорости посадки.

По рекомендациям [1] принимаем:

<Object: word/embeddings/oleObject67.bin>= (0,2…0,25)∙mпос = 0,2∙24000 = 4800 кг;

<Object: word/embeddings/oleObject68.bin>;

<Object: word/embeddings/oleObject69.bin>.

Тогда:

<Object: word/embeddings/oleObject70.bin>.

Затем определяется потребная энергоемкость амортизатора одной стойки по формуле:

<Object: word/embeddings/oleObject71.bin>,

где Х – количество амортизаторов на стойке;

z – количество пневматиков на стойке.

<Object: word/embeddings/oleObject72.bin>.

Следующим шагом определяем эксплуатационный ход штока амортизатора <Object: word/embeddings/oleObject73.bin> по формуле:

<Object: word/embeddings/oleObject74.bin>;

где <Object: word/embeddings/oleObject75.bin>- коэффициент полноты диаграммы обжатия амортизатора при восприятии работы <Object: word/embeddings/oleObject76.bin>;

<Object: word/embeddings/oleObject77.bin>- передаточное число при ходе поршня <Object: word/embeddings/oleObject78.bin>.

По рекомендациям [1] принимаем:

<Object: word/embeddings/oleObject79.bin>= 0,70…0,75; принимаем 0,75;

<Object: word/embeddings/oleObject80.bin>= <Object: word/embeddings/oleObject81.bin>= <Object: word/embeddings/oleObject82.bin>= 1.

Получим:

<Object: word/embeddings/oleObject83.bin>.

Для определения поперечных размеров амортизатора находим площадь Fг, по которой газ воздействует на шток амортизатора по формуле:

<Object: word/embeddings/oleObject84.bin>,

где <Object: word/embeddings/oleObject85.bin> - передаточное число в момент обжатия амортизатора;

<Object: word/embeddings/oleObject86.bin> - доля силы сжатия газа определяющая силу трения в буксах и уплотнениях;

<Object: word/embeddings/oleObject87.bin>- коэффициент предварительной затяжки амортизатора;

<Object: word/embeddings/oleObject88.bin>- начальное давление газа в амортизаторе (Па).

По рекомендациям [1]: для легких самолетов:

<Object: word/embeddings/oleObject89.bin>= 0,5…0,6, принимаем 0,6,

<Object: word/embeddings/oleObject90.bin> = 0,1…0,15 для телескопических стоек, принимаем <Object: word/embeddings/oleObject91.bin>= 0,1,

р0 = 0,5…1,5 МПа для амортизаторов работающих на осевое усилие и изгиб, принимаем р0 = 1 МПа.

<Object: word/embeddings/oleObject92.bin>.

По площади Fг можно в зависимости от конструкции амортизатора найти внутренний диаметр цилиндра dц и внешний диаметр штока Dш. Если уплотнения располагаются неподвижно на штоке, то:

<Object: word/embeddings/oleObject93.bin>;

<Object: word/embeddings/oleObject94.bin>,

где <Object: word/embeddings/oleObject95.bin> - ширина уплотнительного пакета.

По рекомендации [1] <Object: word/embeddings/oleObject96.bin> = 5…20 мм, принимаем <Object: word/embeddings/oleObject97.bin>= 10 мм.

Получим:

<Object: word/embeddings/oleObject98.bin>;

<Object: word/embeddings/oleObject99.bin>.

Далее зная значения Fг и <Object: word/embeddings/oleObject100.bin>находим начальный объем V0 газовой камеры по формуле:

<Object: word/embeddings/oleObject101.bin>,

где K – показатель политропы.

По рекомендации [1] принимаем K = 1,2.

Тогда получим:

<Object: word/embeddings/oleObject102.bin>.

Для известных значений <Object: word/embeddings/oleObject103.bin>и <Object: word/embeddings/oleObject104.bin> определяем высоту газовой камеры hго при не обжатом амортизаторе:

<Object: word/embeddings/oleObject105.bin>.

После этого определяем предельный ход амортизатора Smax и перегрузки nmax по формулам:

Smax = (1,05…1,15) <Object: word/embeddings/oleObject106.bin>;

<Object: word/embeddings/oleObject107.bin>, где:

<Object: word/embeddings/oleObject108.bin>;

<Object: word/embeddings/oleObject109.bin>,

где <Object: word/embeddings/oleObject110.bin>- передаточное число, соответствующее ходу штока Smax ;

<Object: word/embeddings/oleObject111.bin>- коэффициент полноты диаграммы обжатия амортизатора припоглощении работы <Object: word/embeddings/oleObject112.bin>;

<Object: word/embeddings/oleObject113.bin>- работа, воспринимаемая стойкой при максимальном обжатии, (Дж).

По рекомендациям [1] для телескопической стойки <Object: word/embeddings/oleObject114.bin>= 0,75…0,8, принимаем <Object: word/embeddings/oleObject115.bin>= 0,8, <Object: word/embeddings/oleObject116.bin>= 1.

<Object: word/embeddings/oleObject117.bin>;

<Object: word/embeddings/oleObject118.bin>;

<Object: word/embeddings/oleObject119.bin>;

<Object: word/embeddings/oleObject120.bin>;

<Object: word/embeddings/oleObject121.bin>.

Далее определяем давление газа в амортизаторе pmax при максимальном обжатии по формуле:

<Object: word/embeddings/oleObject122.bin>.

Высота жидкости над верхней буксой выбирается таким образом, чтобы при любых положениях цилиндра не оголился тормозной клапан, так как при его оголении может разрушиться амортизатор в результате гидравлического удара. Высоту уровня жидкости hжо находим из условия равенства объемов жидкости над клапаном в необжатом состоянии и объема жидкости, перетекающей в запоршневое пространство при максимальном ходе:

<Object: word/embeddings/oleObject123.bin>.

Необходимо, чтобы выполнялось условие:

<Object: word/embeddings/oleObject124.bin>;

0,116+ 0,307 = 0,422> 0,391.

Условие выполняется.

Затем определяем длину амортизатора <Object: word/embeddings/oleObject125.bin> в необжатом состоянии (мм):

<Object: word/embeddings/oleObject126.bin>, где:

<Object: word/embeddings/oleObject127.bin>- конструктивный ход амортизатора, мм;

<Object: word/embeddings/oleObject128.bin>- средняя высота букс, мм;

B - опорная база штока, минимальное расстояние между буксами, мм;

<Object: word/embeddings/oleObject129.bin>- суммарный размер узлов крепления амортизатора, мм.

По рекомендациям [1] :

<Object: word/embeddings/oleObject130.bin>= <Object: word/embeddings/oleObject131.bin>+(2…3) = 0,391+0,002 = 0,393 м;

<Object: word/embeddings/oleObject132.bin>= <Object: word/embeddings/oleObject133.bin>= 0,125 м;

В = (1,7…3,5)∙dц = 2,1∙0,125 = 0,261 м (для телескопических стоек);

<Object: word/embeddings/oleObject134.bin>= 2<Object: word/embeddings/oleObject135.bin>= 0,21 м;

<Object: word/embeddings/oleObject136.bin>.

Длина амортизатора <Object: word/embeddings/oleObject137.bin> при эксплуатационном обжатии:

<Object: word/embeddings/oleObject138.bin>.

4.4 Определение нагрузок на стойку

Учитывая задаваемые Нормами летной годности значения коэффициента безопасности, для коэффициента расчетной перегрузки запишем:

<Object: word/embeddings/oleObject139.bin>;

<Object: word/embeddings/oleObject140.bin>.

В дальнейших расчетах используем наибольшее из полученных значений,

т. е.: <Object: word/embeddings/oleObject141.bin>.

Согласно Нормам летной годности расчет на прочность необходимо выполнять для различных комбинаций усилий <Object: word/embeddings/oleObject142.bin>(расчетная вертикальная нагрузка на стойку со стороны земли) и соответствующих им <Object: word/embeddings/oleObject143.bin>. Однако одним из наиболее опасных является случай, приводимый в Нормах летной годности: вертикальная нагрузка максимальна, горизонтальная - составляет 25% от вертикальной. Принимают:

<Object: word/embeddings/oleObject144.bin>.

<Object: word/embeddings/oleObject145.bin>.

Сила <Object: word/embeddings/oleObject146.bin> прикладывается к оси колес и направлена против полета. Нагрузка между колесами распределяется неравномерно (по рекомендации [1]):

<Object: word/embeddings/oleObject147.bin> = <Object: word/embeddings/oleObject148.bin><Object: word/embeddings/oleObject149.bin>:<Object: word/embeddings/oleObject150.bin>= 77059 : 51373,

<Object: word/embeddings/oleObject151.bin>= <Object: word/embeddings/oleObject152.bin><Object: word/embeddings/oleObject153.bin>:<Object: word/embeddings/oleObject154.bin> = 19365 : 12843.

Компоновочные рисунки стойки в обжатом состоянии с необходимыми для дальнейших расчетов размерамии с приложенными к стойке расчетными нагрузками, а также система координат, ось z, которая направлена по оси стойки, показаны на рисунке 4.

Принимаются размеры:

L1 = Lэам = 1,347 м;

L2 = B+Sэ = 0,4+0,53 =0,616 м;

L3 = Sк-Sэ+(hбв+hбн)/4+Σhузн = 0,393-0,355+0,124/4+0,208 = 0,277 м;

L4 = 0,4 м;

L5 = 0,63 м;

L6 = <Object: word/embeddings/oleObject155.bin>= 0,125 м;

L7 = <Object: word/embeddings/oleObject156.bin>= 0,105 м.

Рисунок 3 – Компоновочный рисунок стойки

4.5 Построение эпюр изгибающих и крутящего моментов

Стойка является комбинированной системой. Вначале находим усилие в подкосе, то есть разрезаем мысленно подкос и в месте разреза вводим неизвестное усилие S (рисунок 7). Записывая для стойки уравнение равновесия (сумма моментов относительно шарнира О1 равны нулю), получается:

<Object: word/embeddings/oleObject157.bin>;

<Object: word/embeddings/oleObject158.bin>.

Раскладывая силу S на составляющие (рисунок 7) получается:

Sx = Sz = 44944 кН.

Изгибающий момент Мx действующий в плоскости ZOY, постоянен по длине стойки и равен:

Мх = ((<Object: word/embeddings/oleObject159.bin>)L4/2 = ((77059-51373)0,4)/2 = 5,137 кНм.

Изгибающий момент Мy действующий в плоскости XOZ и в шарнире О1 его значение равно нулю. В точках G и A значение My равно:

МYG =<Object: word/embeddings/oleObject160.bin> L6 = <Object: word/embeddings/oleObject161.bin> = 15,978 кНм.

MYA = MYG +<Object: word/embeddings/oleObject162.bin> (L1-L5) = 15978+32107(1,347-0,67) = 37,718 кНм.

Рисунок 4 - Схема нагружения стойки

Эпюры изгибающих и крутящих моментов всегда строятся относительно оси стержня. Но сила Sz приложена с эксцентриситетом по отношению к оси стойки. Поэтому эпюра Мy в сечении, содержащем шарнир узла крепления подкоса, имеет скачек на величину: Sz <Object: word/embeddings/oleObject163.bin>= 44944 ∙ 0,105 = 4,692 кНм, а моменте в точке B:

МYB = МYA - SZ <Object: word/embeddings/oleObject164.bin>= 37718-4692 = 33,026 кНм.

Соединяя точки G,A и B,O1 прямыми линиями, строим эпюру изгибающих моментов Мy для стойки в целом (рисунок 8).

Стойка состоит из штока и цилиндра, связанных между собой буксами (в смысле силовой схемы). В плоскости XOZ, например, для стойки можно принять расчетную схему, изображенную на рисунке 8. Тогда момент Мy для штока равен нулю в точке C, а момент Мy для цилиндра равен нулю в точке D. Следовательно, линии CD и EF на эпюрах изгибающих моментов для стойки в целом (рисунок 8) делят эти эпюры на две части. Так на эпюре Мy область AВO1CD соответствует цилиндру, а область CDGO1 –штоку.

Крутящий момент МZ нагружает только цилиндр и равен величине:

<Object: word/embeddings/oleObject165.bin> кНм.

Рисунок 5. Эпюры изгибающего и крутящего моментов

Рисунок 6. Эпюры изгибающего момента, эпюры осевой силы по

штоку и цилиндру

4.6 Определение толщин стенок штока и цилиндра

Расчетным для штока выбираем сечение, проходящее через центр нижней буксы, для цилиндра – сечение, содержащее шарнир узла крепления подкоса. В этих случаях действуют изгибающие моменты:

<Object: word/embeddings/oleObject166.bin>;

<Object: word/embeddings/oleObject167.bin> кНм;

<Object: word/embeddings/oleObject168.bin>;

<Object: word/embeddings/oleObject169.bin>кНм.

Выбирается материала для штока и цилиндра:

По рекомендациям [1] выбирается материал: сталь 35ХГСА, для которой σв=1618 МПа.

При подборе толщены стенки штока и цилиндра крутящий момент не учитывается [1], напряжение σz полагаем равное нулю.

Из [1] имеется формула для подсчета толщины стенок штока и цилиндра <Object: word/embeddings/oleObject170.bin>:

<Object: word/embeddings/oleObject171.bin>, где

<Object: word/embeddings/oleObject172.bin> ;

<Object: word/embeddings/oleObject173.bin>

f – коэффициент безопасности;

<Object: word/embeddings/oleObject174.bin>- расчетный изгибающий момент; (кНм)

d – диаметр срединной поверхности элемента. (м)

По рекомендации [1]: принимается f = 1,3

Рассматривается два варианта последней формулы:

а) перед слагаемым АВ стоит знак “-”, что соответствует случаю растянутой зоны от воздействия изгибающего момента;

б) перед слагаемым АВ стоит знак “+”, что соответствует случаю сжатой зоны от воздействия изгибающего момента.

Так как диаметры срединных поверхностей штока и цилиндра известны, то применяется метод последовательных приближений. Для сокращения записи и удобства вычислений в дальнейшем иногда будут использоваться зависимости между размерностями: 1 МПа = 1 Н/мм2 ; 1 кНм = 103 Нмм.

Для цилиндра на первой итерации:

d = dц = 0,125 м;

А = 1,3∙10,491060,125/2 = 852 Нмм;

В = 38120/0,1252 = 2440 Нмм;

<Object: word/embeddings/oleObject175.bin>мм;

<Object: word/embeddings/oleObject176.bin>мм.

Из этих значений выбирается наибольшее и вводится запас на восприятие осевой силы и крутящего момента, т.е. принимается: <Object: word/embeddings/oleObject177.bin>Ц = 2 мм.

Для штока на первой итерации:

d = Dш =0,105 м;

А = 1,3∙10,491060,105/2=716 Нмм;

В = 38120/0,1052 = 2315 Нмм;

<Object: word/embeddings/oleObject178.bin>мм;

<Object: word/embeddings/oleObject179.bin>мм.

Из этих значений выбирается наибольшее и вводится запас на восприятие осевой силы и крутящего момента, т.е. принимается: <Object: word/embeddings/oleObject180.bin>= 2 мм.

4.7 Построение эпюры осевой силы

Расчетное давление газа в амортизаторе <Object: word/embeddings/oleObject181.bin>:

<Object: word/embeddings/oleObject182.bin>

<Object: word/embeddings/oleObject183.bin>кПа.

Газ давит на шток с силой <Object: word/embeddings/oleObject184.bin>:

<Object: word/embeddings/oleObject185.bin>;

<Object: word/embeddings/oleObject186.bin>кН.

Несоответствие между силой <Object: word/embeddings/oleObject187.bin>и внешней нагрузкой <Object: word/embeddings/oleObject188.bin>= 238,3 кН объясняется наличием сил трения в буксах. Таким образом сила трения в одной буксе <Object: word/embeddings/oleObject189.bin>определяется как

<Object: word/embeddings/oleObject190.bin>

<Object: word/embeddings/oleObject191.bin>кН.

На верхнем конце штока газ давит на шток с силой <Object: word/embeddings/oleObject192.bin>:

<Object: word/embeddings/oleObject193.bin>

<Object: word/embeddings/oleObject194.bin>кН.

Следовательно, между сечениями Е и F шток сжимается силой <Object: word/embeddings/oleObject195.bin>:

<Object: word/embeddings/oleObject196.bin>;

<Object: word/embeddings/oleObject197.bin>кН.

Ниже сечения F– силой:

<Object: word/embeddings/oleObject198.bin>;

<Object: word/embeddings/oleObject199.bin>кН.

На цилиндр газ воздействует через уплотнение с осевой силой <Object: word/embeddings/oleObject200.bin>:

<Object: word/embeddings/oleObject201.bin>;

<Object: word/embeddings/oleObject202.bin>кН.

Междусечениями Е и F учитывая <Object: word/embeddings/oleObject203.bin> и Sz получим:

<Object: word/embeddings/oleObject204.bin>.

Ниже сечения где приложена сила S:

<Object: word/embeddings/oleObject205.bin>.

Выше сечения Е:

<Object: word/embeddings/oleObject206.bin>.

4.8 Проверочный расчет штока

Вспомогательные величины:

<Object: word/embeddings/oleObject207.bin>мм; <Object: word/embeddings/oleObject208.bin>мм;

<Object: word/embeddings/oleObject209.bin>мм2;

<Object: word/embeddings/oleObject210.bin>мм3;

<Object: word/embeddings/oleObject211.bin>.

<Object: word/embeddings/oleObject212.bin>мм2;

<Object: word/embeddings/oleObject213.bin>мм3;

<Object: word/embeddings/oleObject214.bin>,

где F - площадь поперечного сечения элемента;

W - моменты сопротивления поперечного сечения элемента;

<Object: word/embeddings/oleObject215.bin>- коэффициент пластичности.

Максимальные напряжения в расчетном сечении связаны с моментами и осевой силой формулами

<Object: word/embeddings/oleObject216.bin>;

<Object: word/embeddings/oleObject217.bin>;

<Object: word/embeddings/oleObject218.bin>;

<Object: word/embeddings/oleObject219.bin>;

<Object: word/embeddings/oleObject220.bin>МПа;

<Object: word/embeddings/oleObject221.bin>МПа;

<Object: word/embeddings/oleObject222.bin>МПа;

<Object: word/embeddings/oleObject223.bin>

где <Object: word/embeddings/oleObject224.bin>-нормальные напряжения, направленные вдоль оси Z;

<Object: word/embeddings/oleObject225.bin>- радиальные напряжения в цилиндрических элементах;

<Object: word/embeddings/oleObject226.bin>- тангенциальные напряжения разрыва цилиндрических элементов от воздействия внутреннего давления;

<Object: word/embeddings/oleObject227.bin>- касательные напряжения;

R - радиус сечения элемента.

Для более опасного варианта (<Object: word/embeddings/oleObject228.bin>МПа) имеют эквивалентные напряжения:

<Object: word/embeddings/oleObject229.bin>

<Object: word/embeddings/oleObject230.bin>МПа.

Для другого варианта <Object: word/embeddings/oleObject231.bin>МПа - <Object: word/embeddings/oleObject232.bin>МПа.

Коэффициент избытка прочности:

<Object: word/embeddings/oleObject233.bin>.

Критические напряжения потери устойчивости при сжатии или изгибе цилиндрического элемента определяют по формуле:

<Object: word/embeddings/oleObject234.bin>,

где К - коэффициент характеризующий качество изготовления оболочки, К=0,22;

Е – модуль упругости Юнга, Е = 2,1∙105 МПа;

<Object: word/embeddings/oleObject235.bin>МПа.

Так как максимальное сжимающее напряжение <Object: word/embeddings/oleObject236.bin>МПа не превышает <Object: word/embeddings/oleObject237.bin>, то шток не теряет устойчивости от сжатия.

<Object: word/embeddings/oleObject238.bin>МПа;

<Object: word/embeddings/oleObject239.bin>.

Предельный изгибающий момент:

<Object: word/embeddings/oleObject240.bin>

Коэффициент избытка прочности:

<Object: word/embeddings/oleObject241.bin>.

Для оценки точности расчетной схемы находят критическую поперечную силу:

<Object: word/embeddings/oleObject242.bin>

где L – расстояние между верхней и нижней буксами, L = 618 мм.

Для определения поперечной силы, действующей в штоке на участке между буксами, находят реакции в буксах в обеих плоскостях XOZ и YOZ.

<Object: word/embeddings/oleObject243.bin>кН;

<Object: word/embeddings/oleObject244.bin>кН;

<Object: word/embeddings/oleObject245.bin>кН;

<Object: word/embeddings/oleObject246.bin> кН.

Следовательно,

<Object: word/embeddings/oleObject247.bin> кН.

Сила <Object: word/embeddings/oleObject248.bin> превышает <Object: word/embeddings/oleObject249.bin>.

Оказывается, что главным при оценке прочности штока, в частности, при нахождении толщины <Object: word/embeddings/oleObject250.bin>, является не местная потеря устойчивости стенок от сжатия напряжениями <Object: word/embeddings/oleObject251.bin>, а потеря устойчивости стенок штока от воздействия поперечной силы Q.

Находят величину <Object: word/embeddings/oleObject252.bin> из условия <Object: word/embeddings/oleObject253.bin>=<Object: word/embeddings/oleObject254.bin>.

В первом приближении:

<Object: word/embeddings/oleObject255.bin>мм;

<Object: word/embeddings/oleObject256.bin>мм.

во втором приближении – при R = 51,25 мм значение <Object: word/embeddings/oleObject257.bin> то же.

4.9 Проверочный расчет цилиндра

Вспомогательные величины:

<Object: word/embeddings/oleObject258.bin>мм; <Object: word/embeddings/oleObject259.bin>мм;

<Object: word/embeddings/oleObject260.bin>мм2;

<Object: word/embeddings/oleObject261.bin>мм3;

<Object: word/embeddings/oleObject262.bin>

Максимальные напряжения в расчетном сечении:

<Object: word/embeddings/oleObject263.bin>МПа;

<Object: word/embeddings/oleObject264.bin>МПа;

<Object: word/embeddings/oleObject265.bin>МПа;

<Object: word/embeddings/oleObject266.bin>

Для более опасного варианта (<Object: word/embeddings/oleObject267.bin>МПа) имеют эквивалентные напряжения:

<Object: word/embeddings/oleObject268.bin> МПа.

Для другого варианта <Object: word/embeddings/oleObject269.bin>МПа - <Object: word/embeddings/oleObject270.bin>МПа.

Коэффициент избытка прочности:

<Object: word/embeddings/oleObject271.bin>.

Критические напряжения потери устойчивости при сжатии или изгибе цилиндрического элемента:

<Object: word/embeddings/oleObject272.bin>МПа.

Так как максимальное сжимающее напряжение <Object: word/embeddings/oleObject273.bin> МПа не превышает <Object: word/embeddings/oleObject274.bin>, то цилиндр не теряет устойчивости от сжатия.

<Object: word/embeddings/oleObject275.bin>МПа;

<Object: word/embeddings/oleObject276.bin>°.

Предельный изгибающий момент

<Object: word/embeddings/oleObject277.bin>кН∙м.

Коэффициент избытка прочности

<Object: word/embeddings/oleObject278.bin>.

Для оценки точности расчетной схемы находят критическую поперечную силу:

<Object: word/embeddings/oleObject279.bin>кН,

где L – расстояние между нижней буксой и узлом навески подкоса, L=440 мм.

С учетом значений найденных ранее реакций в буксах:

<Object: word/embeddings/oleObject280.bin>кН.

Сила <Object: word/embeddings/oleObject281.bin> превышает <Object: word/embeddings/oleObject282.bin>. Находят величину <Object: word/embeddings/oleObject283.bin> из условия <Object: word/embeddings/oleObject284.bin>=<Object: word/embeddings/oleObject285.bin>.

В первом приближении:

<Object: word/embeddings/oleObject286.bin>мм;

<Object: word/embeddings/oleObject287.bin>мм.

во втором приближении – при R = 63 мм значение <Object: word/embeddings/oleObject288.bin> то же.

4.10 Заключение о прочности штока и цилиндра

Цилиндр и шток прочны в пределах точности принятой расчетной схемы, если толщины их стенок имеют значения:

<Object: word/embeddings/oleObject289.bin>мм, <Object: word/embeddings/oleObject290.bin>мм.

Может оказаться, что толщина стенки цилиндра зависит от локальной прочности в месте приложения к цилиндру сосредоточенной силы от подкоса. Однако для решения этой задачи следует ввести более точную схему, в частности, использовать теорию оболочек.

4.11 Расчет оси колеса

Расчетный изгибающий момент:

<Object: word/embeddings/oleObject291.bin>

<Object: word/embeddings/oleObject292.bin>кН∙м.

Наружный диаметр оси определяется внутренним диаметром подшипников колес и равен <Object: word/embeddings/oleObject293.bin>мм. Материал оси 35ХГСН2А.

Внутренний диаметр оси подбираем из условия <Object: word/embeddings/oleObject294.bin>, которое принимает вид:

<Object: word/embeddings/oleObject295.bin>;

где <Object: word/embeddings/oleObject296.bin>=1,3:

<Object: word/embeddings/oleObject297.bin>мм.

Принимаем d = 40 мм.

Изгибающий момент при единичной перегрузке n=1:

<Object: word/embeddings/oleObject298.bin> кН∙м.

Для максимальных напряжений в оси:

<Object: word/embeddings/oleObject299.bin> МПа.

Величина предела выносливости гладкого полированного образца из легированной стали:

<Object: word/embeddings/oleObject300.bin> МПа.

Принимая коэффициент <Object: word/embeddings/oleObject301.bin>, учитывающий качество обработки поверхности детали равным <Object: word/embeddings/oleObject302.bin>, получают предел выносливости:

<Object: word/embeddings/oleObject303.bin> МПа.

Задаваясь эффективным коэффициентом концентрации напряжений, <Object: word/embeddings/oleObject304.bin> находят предел выносливости детали:

<Object: word/embeddings/oleObject305.bin> МПа.

Тогда величина <Object: word/embeddings/oleObject306.bin>.

Считая параметры кривой усталости равными m = 8, <Object: word/embeddings/oleObject307.bin>, получают величину:

<Object: word/embeddings/oleObject308.bin>.

Корректированная линейная гипотеза суммирования усталостных повреждений:

<Object: word/embeddings/oleObject309.bin>

Значения <Object: word/embeddings/oleObject310.bin> и <Object: word/embeddings/oleObject311.bin>:

<Object: word/embeddings/oleObject312.bin>;

<Object: word/embeddings/oleObject313.bin>.

<Object: word/embeddings/oleObject314.bin>

<Object: word/embeddings/oleObject315.bin>=<Object: word/embeddings/oleObject316.bin>.

Долговечность оси колеса <Object: word/embeddings/oleObject317.bin>, характеризуемую числом взлетов-посадок, вычисляют по формуле:

<Object: word/embeddings/oleObject318.bin>.

Принимая коэффициент запаса по ресурсу равным <Object: word/embeddings/oleObject319.bin>, находят минимальный гарантийный ресурс оси колеса по формуле:

<Object: word/embeddings/oleObject320.bin> посадок.

Заключение

В данном курсовом проекте была разработана передняя стойка для ближнемагистрального грузового самолёта, предназначенного для перевозки груза с коммерческой нагрузкой до 7,2 т. Была выбрана телескопическая схема стойки с подкосом в плоскости параллельной плоскости полета. Произведён расчёт нагрузок, действующих на стойку, исходя из которых была выбрана конструктивно-силовая схема и произведён проектировочный расчёт стойки.

Список литературы