Дипломная работа: Конструктивное усовершенствование шасси самолета Ту-154 на основе анализа эксплуатации
I – момент инерции всего сечения:
I= nI1, (1.32.)
где I1 – момент инерции одного элемента сечения:
(1.33.)
следовательно
тогда
I=15×1,82×10-9=2,73×10-8 м4;
(м3);
L2 – плечо приложения силы SТ разр в сечении 2-2
L2=0,016+0,0056=0,0216 (м).
Используя формулу (1.27.) найдем нормальное напряжение:
5,742×108 (Па)=574,2 МПа.
Коэффициент избытка прочности равен:
(1.35.)
тогда
=2,036.
Сечение 3-3
В сечении 3-3 производим расчет на срез от действия на опорный буртик через полукольца осевого усилия SТ разр:
(1.36.)
где F – площадь сечения среза:
F=(2π×R-n×b)×h3, или
F=n×a×h3, (1.37)
где n – количество участков "В";
h3=0,002 м – толщина опорного буртика;
F=15×0,018×0,002=8,1×10-4 (м2);
Коэффициент избытка прочности:
1.3.2.3 Расчет на смятие опорного буртика корпуса тормоза
под стопорным полукольцом
Напряжение смятия:
(1.38.)
где SТ разр – осевая разрушающая нагрузка;
Fсм – площадь смятия,
Fсм= n×a×(Rк - R3 - 2×Sф), (1.39.)
где Rк=0,114 м – наружный радиус корпуса тормозного устройства;
R3=0,1125 м – радиус дна канавки;
Sф=0,0003 м – размер фаски;
Fсм=15×0,018×(0,114 - 0,1125 - 2×0,0003)=2,43×10-4 (м2);
тогда
Коэффициент избытка прочности:
(1.40.)
где K=0,6;
1.3.2.4 Расчет стопорных колец
В качестве материала для стопорных колец выбираем сплав 20Х для которой предел временной прочности σв=390 МПа.
Для расчета используем пониженный предел временной прочности:
σв´=0,9×σв=0,9×390=351 (МПа).
Расчет стопорных полуколец ведется на срез и смятие.
Напряжение среза:
(1.41.)
где F=π×Dк×bк – площадь среза;
Dк=0,225 м – внутренний диаметр кольца;
bк=0,002 м – ширина кольца (рис.1.8.);
F=3,14×0,225×0,002=1,413×10-3 (м2);
Коэффициент избытка прочности:
Напряжение смятия:
(1.42.)
где SТ разр – осевая разрушающая нагрузка;
Fсм – площадь смятия,
Fсм=2π×(Rк+ hк /4)×(hк /2 - 2×Sф), (1.43.)
где Rк – внутренний радиус кольца;
hк=0,004 м – высота сечения кольца;
Sф=0,0003 м – высота фаски;
Fсм=2×3,14×(0,1125 + 0,004/4)×(0,004/2 - 2×0,0009)=9,978×10-4 (м2);
Коэффициент избытка прочности:
1.3.3 Разработка бескамерного барабана тормозного колеса с разъемным корпусом
На существующем тормозном колесе КТ–141Е применен барабан со съемной ребордой. Такая конструкция колеса имеет следующие недостатки: невысокий уровень надежности (разрушение реборды и срыв пневматика с корпуса во время посадки), трудности при замене пневматика, невозможность применения бескамерного пневматика. По нормали ИКАО колесо не должно разрушатся при пробеге с разрушенным пневматиком на дистанции до 3000 м.
Предлагается заменить барабан колеса на барабан с разъемным корпусом, на котором можно применить пневматик бескамерный высокого давления. Такой барабан укомплектовывается легкоплавкой вставкой, для сброса давления воздуха в тормозное устройство при перегреве тормозов во избежание разрушения пневматика из-за повышения давления в нем.
Предлагается заменить материал колеса. Вместо существующего магниевого сплава применить алюминиевый сплав 7049 – Т73, разработанный фирмой Kaiser (США). Этот сплав применяется для замены деталей на самолетах F-111, Jet Stream и производства новых элементов самолетов F-5 и F-16 [7]. Временный предел прочности сплава 7049 – Т73 σв=490 МПа.
1.3.3.1 Проверочный расчет усовершенствованного колеса
Исходные данные для расчета [6]:
– габаритные размеры пневматика:
диаметр D=930 мм=0,93 м;
ширина B=305 мм=0,305 м;
– рабочее давление в пневматиках:
P0=9,5 кг/см2=0,95 МПа;
– обжатие пневматика при взлетной массе самолета:
δСТ взл=70 мм=0,07 м;
– обжатие пневматика при посадочной массе самолета:
δСТ пос=57 мм=0,057 м;
– радиус качения пневматика:
(1.44)
Rк взл=0,93/2 – 0,07=0,395 м;
Rк пос=0,93/2 – 0,057=0,408 м;
– усадка при полном обжатии пневматика:
δп.о.=187 мм=0,187 м;
– стояночная нагрузка на колесо:
(1.45.)
где 0,9 – коэффициент указывающий долю нагрузки воспринимаемой основными опорами,
mвзл= 97000 кг – взлетная масса самолета,
mпос= 74000 кг – посадочная масса самолета,
n =12 – количество колес основных опор,
PСТ взл=
PСТ пос=
– взлетная скорость:
Vвзл=77м/с ;
– посадочная скорость:
Vпос=67м/с ;
– коэффициент трения пневматика о ВПП:
μк=0,3;
– коэффициент трения пары "углерод-углерод":
μс-с=0,35;
– коэффициент трения пары МКВ-50 – 4НМХ:
μТ=0,3.
1.3.3.2 Расчет нагрузок, действующих на корпус колеса и реборды [5]
Расчетными нагрузками, действующими на корпус колеса, являются осевые, радиальные и боковые усилия.
Величину осевой нагрузки определим по формуле:
Q=π×Pp×[(R-rп)2-R0], (1.46.)
где Pp – расчетное давление в пневматике,
Pp=k×P0 , (1.47.)
P0=0,95 МПа – рабочее давление в пневматике,
k=3 – коэффициент запаса прочности,
Pp=3×0,95=2,85 (МПа);
R=0,465 м – радиус пневматика
rп=0,1525 м – радиус круглого сечения пневматика;
(1.48.)
Подставим данные в выражение (1.46.) получим:
Q=3,14×2,85×[(0,465-0,1525)2-0,2042]×106=501504,2 (Н).
Разрушающая радиальная нагрузка на колесо:
Pразр=kp×PСТ взл max , (1.49)
где kp=6,5 – коэффициент безопасности;
PСТ взл max=71367,36 Н – стояночная нагрузка на колесо со взлетной массой самолета;
Pразр=6,5×71367,36=463887,84 (Н).
Радиальная нагрузка будет уравновешиваться реактивными силами R1 и R2, действующих на корпус колеса через середину наружных обойм подшипников (рис 1.9.).
Момент радиальной нагрузки относительно точки "0" будет равен:
(1.50)
где Pразр – радиальная разрушающая нагрузка;
b0 – ширина колеса между серединами вершин обойм;
a – расстояние от подшипника до плоскости разъема колеса.
Тогда уравнение сумм моментов относительно точек приложения будет иметь вид:
(1.51.)
следовательно:
(1.52.)
Боковая разрушающая нагрузка:
Pбок=kб×PСТ взл max , (1.53)
где kб=2,5 – коэффициент безопасности
Pбок=2,5×71367,36=178418,4 (Н).
Радиус приложения боковой нагрузки:
(1.54.)
где D=0,93 м – диаметр пневматика;
δп.о.=0,187 усадка при полном обжатии пневматика;
(м).
Боковая сила Pбок создает боковой момент:
Mбок=Pбок×Rбок , (1.55.)
где Pбок – боковая разрушающая нагрузка;
Rбок – радиус приложения боковой нагрузки;
Mбок=178418,4×0,3247=57932,45 (Н·м).
Мбок будет уравновешиваться реактивными силами Fбок и Pбок´, действующими на корпус колеса через внешние обоймы подшипников (рис.1.10.):
(1.56.)
где Mбок – боковой момент;
b0=0,154 м – расстояние между серединами внешних обойм подшипников;
(Н),
Pбок´=Pбок=178418,4 Н.
1.3.3.3 Расчет на прочность реборды колеса
Реборда работает на изгиб, как консольная балка, нагруженная силой Q (рис.1.11.).
Расчет произведем в трех сечениях.
Сечение 1-1:
Момент сопротивления сечения:
(1.57.)
где D0=0,41 м – диаметр сечения 1-1;
b =0,015 м – минимальная толщина сечения;
(м3).
Нормальное напряжение при изгибе:
σр=σсж= (1.58.)
где L – плечо приложения силы Q,
(1.59.)
где D0=0,41 м – диаметр сечения,
D1=0,478 м – диаметр реборды,
(м);
Q=501504,2 Н – осевая нагрузка;
W – момент сопротивления сечения;
(МПа).
Коэффициент избытка прочности:
(1.60.)
где kп=1,35 – коэффициент пластичности;
σв´ пониженный временный предел прочности материала:
σв´=0,78×σв, (1.61)
σв´=0,78×490=382,2 (МПа);
тогда
Определим касательные напряжения при изгибе:
τmax= (1.62.)
где Q=501504,2 Н – осевая нагрузка;
F – площадь поперечного сечения:
F=π×D0×b, (1.63.)
D0=0,41 м – диаметр сечения,
b=0,015 м – минимальная толщина сечения,
F=3,14×0,41×0,15=0,01931 (м2);
тогда
τmax= = 38956824 (Па)=38,96 МПа.
Коэффициент избытка прочности:
(1.64.)
где σв´ - пониженный временный предел прочности;
τmax – касательные напряжения при изгибе;
Сечение 1-2:
Средний диаметр сечения будет равен:
Dср=D0 – h1×sin α, (1.65.)
где h1=0,02 м – высота сечения;
α = 45° - угол между сечениями 1-1 и 1-2;
Dср=0,41-0,02×sin 45°=0,3959 м.
Нормальные напряжения для зон сжатых и растянутых волокон при изгибе и растяжении:
σр = σи+σр´= (1.66.)
где L1 – плечо приложения силы Q,
L1=L+(м);
Wр – момент сопротивления сечения,
Wр= (1.67.)
где Dср – средний диаметр сечения,
h1 – высота сечения,
Wр= (м3);
F – площадь сечения 1-2,
F=π×Dср×h1=3,14×0,3959×0,02=0,0249 (м2);
тогда
Коэффициент избытка прочности:
(1.68.)
где kп=1,35 – коэффициент пластичности,
используя формулу (1.68.) получим:
Сечение 1-3:
Средний диаметр сечения 1-3:
Dср=D0 – (1,69)
где D0=0,41 м – диаметр сечения 1-1;
h2=0,02 м – высота сечения 1-3;
Dср=0,41-
Нормальные напряжения для зон сжатых и растянутых волокон при изгибе и растяжении:
σр = σи+σр´ (1.70.)
где L2 – плечо приложения силы Q в сечении 1-3,
L2=L+
Wр – момент сопротивления сечения,
Wр= (1.71.)
где Dср – средний диаметр сечения 1-3,
h2 – высота сечения 1-3,
Wр=
F – площадь сечения 1-3,
F=π×Dср×h2=3,14×0,4×0,02=0,0251 (м2);
тогда
Коэффициент избытка прочности:
(1.72.)
где kп=1,35 – коэффициент пластичности,
используя формулу (1.68.) получим:
1.3.3.4 Расчет болтов, соединяющих внутреннюю и внешнюю части барабана колеса
Сила, действующая на болты:
Q1=π×Pp×[(R-rп)2-Rz2], (1.73.)
где Pp=2,85 МПа – расчетное давление в пневматике;
R=0,465 м – радиус пневматика;
rп=0,1525 м – радиус круглого сечения пневматика;
Rz=0,1305 м – радиус установки болтов;
Q1=3,14×2,85×106×[(0,465-0,1525)2-0,13052]=721522 (Н).
Кроме осевой силы Q1 на болты действует сила P от предварительной затяжки гайки. Величина силы P принимается 15÷20% от величины разрушающих нагрузок Pp´:
(1.74.)
где Z=6 – количество болтов,
Усилие затяжки болта:
P=0,15×Pp´, (1.75.)
P=0,15×120253,6=18038,04 (H).
Напряжение разрыва болта по резьбе:
(1.76)
где Р – усилие затяжки болта;
Pp´– разрушающая нагрузка на болт;
d0 – минимальный диаметр болта по резьбе:
d0=d-2×h, (1.77.)
где d=0,025 м – диаметр болта,
h=0,0015 м – высота резьбы,
d0=0,025-2×0,0015=0,022 (м);
(Па)=363,98 МПа.
В качестве материала для болтов принимаем сталь 30ХГСА´, для которых временный предел прочности σв=1373 МПа.
Коэффициент избытка прочности:
(1.64.)
тогда