Конструктивное усовершенствование шасси самолета Ту-154 на основе анализа эксплуатации

где K=3 - коэффициент безопасности;

ST?=40177 H - осевое усилие сжатия дисков в проектируемом тормозном устройстве;

SТ разр= 3?40177=120531 H.

Определим нормальные напряжения от изгиба для растянутых и сжатых волокон:

(1.25.)

где L=R1-RT - плечо приложения разрушающей осевой нагрузки;

R1=0,094 м - радиус сечения 1-1;

RТ=0,078 м - радиус приложения разрушающей осевой нагрузки SТ разр,

L=0,094-0,078=0,016 (м);

W - момент сопротивления сечения,

(1.26.)

где R1 - радиус сечения 1-1;

h1= 0,006 м - толщина стенки тормозного устройства;

(м3);

5,4446?108 (Па)=544,46 МПа.

Определим коэффициент избытка прочности:

где Kп=1,1 - коэффициент пластичности материала,

Сечение 2-2

В сечении 2-2 определяются нормальные напряжения при изгибе с растяжением по формуле:

(1.27.)

где F - площадь расчетного сечения:

F= n ? [b?H - (b-a) ? b1 - 2?b2?b3] ; (1.28.)

n =15 - количество участков "В" (рис.1.7.);

H=9 мм =0,009 м - высота участка "В";

a=0,018 м;

b1=0,006 м;

b2= H-b1 =0,009-0,006=0,003 (м);

b3=0,007 м - радиус отверстия;

(1.29.)

где R0=0,105 м - внутренний радиус сечения;

Rв=0,108 м - см. рис.1.6.;

(м);

F =15?[0,0446?0,009-(0,0446-0,018)?0,006-2?0,007?0,003] =0,00299( м2);

Wр - момент сопротивления сечения,

(1.30.)

где Yс - координата центра тяжести сечения:

 (1.31.)

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=(2??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 ?в=390 МПа.

Для расчета используем пониженный предел временной прочности:

?в?=0,9??в=0,9?390=351 (МПа).

Расчет стопорных полуколец ведется на срез и смятие.

Напряжение среза:

 (1.41.)

где F=??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=2??(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 ?в=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:

?СТ взл=70 мм=0,07 м;

- обжатие пневматика при посадочной массе самолета:

?СТ 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:

?п.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:

?к=0,3;

- коэффициент трения пары "углерод-углерод":

?с-с=0,35;

- коэффициент трения пары МКВ-50 - 4НМХ:

?Т=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=??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;

?п.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:

?р=?сж= (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;

?в?- пониженный временный предел прочности материала:

?в?=0,78??в, (1.61)

?в?=0,78?490=382,2 (МПа);

тогда

Определим касательные напряжения при изгибе:

?max= (1.62.)

где Q=501504,2 Н - осевая нагрузка;

F - площадь поперечного сечения:

F=??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

?max= = 38956824 (Па)=38,96 МПа.

Коэффициент избытка прочности:

(1.64.)

где ?в? - пониженный временный предел прочности;

?max - касательные напряжения при изгибе;

Сечение 1-2:

Средний диаметр сечения будет равен:

Dср=D0 - h1?sin ?, (1.65.)

где h1=0,02 м - высота сечения;

? = 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:

?р = ?и+?р?= (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=??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:

?р = ?и+?р? (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=??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=??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 ?в=1373 МПа.

Коэффициент избытка прочности:

(1.64.)

тогда

1.3.3.5 Разрушающее давление в гидравлической системе тормозов

Разрушающее давление в гидравлической системе тормозов PТ разр найдем по формуле:

(1.79.)

где MТ раз=37461 Н·м - разрушающий тормозной момент;

MТЭ=12487 Н·м - эксплуатационный тормозной момент;

PТ=12,81 МПа - рабочее давление в гидросистеме тормозов;

.

Найдем напряжение среза болта от действия разрушающего тормозного момента:

 (1.80.)

где Т - усилие, действующее на болт:

(1.81.)

где nб=6 - количество болтов,

Dб=0,261 м - диаметр окружности болтов,

kн=0,75 - коэффициент неравномерности болтов,

.

Коэффициент избытка прочности:

(1.82.)

где k - поправочный коэффициент:

(1.83.)

следовательно

тогда

1.3.4. Усовершенствование шарнирного узла шасси самолета

В существующем в данное время шарнирном узле шасси самолета Ту-154 находится ось и втулки с буртиками, выполненные из антифрикционной бронзы, по которым скользит ось с помощью смазки. При работе шасси ось под нагрузкой упруго изгибается и защемляется на краях жестких бронзовых втулок, увеличивая давление в зоне защемления в 1,5 - 2 раза относительно равномерного расчетного распределения.

Недостатками такой конструкции являются низкая надежность шарнирного узла, так как в зоне защемления происходят выдавливание смазки, наволакивание бронзы на поверхность оси, от чего следует быстрый износ втулок. Кроме того, шарнирный узел имеет большую массу.

Ближайшими, по технической сущности, являются шарнирные узлы с металлофторопластовыми втулками, не требующими смазки. Так как анти фрикционный слой металлофторопластовых втулок представляет собой пористую бронзу, пропитанную фторопластом, то работа металлофторопластовых втулок в шарнирных узлах самолета практически не отличается от работы бронзовых втулок и имеет указанные недостатки.

Целью предложения [8] является повышение надежности и уменьшение массы шарнирного узла шасси самолета путем равномерного распределения давления. Для этого, шарнирный узел шасси самолета, содержащий ухо и вилку, шарнирно соединенные между собой посредством оси с втулками, имеющими антифрикционное покрытие на внутренних поверхностях и установленными в вилке, снабжен кольцами, которые установлены на выступающих из вилки концах втулок, при этом на внутренних и внешних поверхностях втулок и торцевых поверхностях колец нанесено упругое антифрикционное покрытие. Шарнирные узлы представляют собой соединение уха 5 и вилки 6 с помощью оси 7 (рис.1.12.). Ось 7 неподвижно закреплена в ухе 5, а в вилке 6 установлены втулки 8 и кольца 9, причем кольца 9 размещены на хвостовики, образованные втулками 8. Втулки 8 и кольца 9 (рис.1.12) снабжены упругим антифрикционным покрытием 10 (например, оргалон), причем втулки 8 имеют покрытие, как по внутренней, так и по наружной поверхности, а кольцо 9 - по торцевым поверхностям. Шарнирный узел работает следующим образом. При действии взлетно-посадочных нагрузок на стойку шасси, сочлененные звенья совершают качательные движения в шарнирных узлах. При этом ось 7 упруго изгибается во втулках 8, а втулки 8, за счет обжатия упругого антифрикционного покрытия 10 с наружной и внутренней сторон, самоориентируются по линии изогнутой оси 7, равномерно распределяя давление на антифрикционное покрытие 10 без резких скачков. Кольца 9, воспринимающие осевые нагрузки, за счет обжатия упругого антифрикционного покрытия 10 по торцевым поверхностям, равномерно передают давление на трущиеся поверхности, компенсируя их монтажный и деформационный перекос.

1.3.5 Усовершенствование устройства для перетока жидкости в амортизаторе передней ноги шасси самолета Ту -154

Целью предложения является уменьшение веса амортизатора путем изменения внутренних габаритов устройства для обеспечения необходимого времени заполнения гидравлической камеры амортизатора при минимальной высоте столба жидкости.

На рис. 1 изображено устройство для перетока жидкости и движение жидкости через устройство на обратном и прямом ходах.

Клапан состоит из корпуса 1, закрепленного в плунжере 2. Внутри корпуса установлена диафрагма 3 с центральным отверстием. Со стороны гидравлической камеры в корпусе установлен клапан торможения прямого хода 4. Клапан 4 имеет центральное отверстие 5, осуществляющее гидравлическое торможение при прямом ходе, и несколько периферийных отверстий 6. Со стороны газовой полости в корпусе установлен клапан обратного торможения 7, выполненный в виде усеченного конуса с днищем, фланцем и отверстиями в днище 8 и боковой стенке 9. Отверстие в днище 8 осуществляет гидравлическое торможение при обратном ходе. Клапан пружиной 10 поджат к гайке 11, которая через распорную втулку 12 контрит диафрагму 3. Клапаны 4,7 и диафрагма 3 имеют кольцевые контактные поверхности 13.

Страницы: 1, 2, 3, 4, 5