Содержание к диссертации
Введение
1 Моделирование процесса обжатия амортизирующих устройств шасси при посадке 12
1.1Основные кинематические схемы амортизационных стоек 12
1.2Конструктивные схемы жидкостно-газовых амортизаторов 14
1.3Принцип работы двухкамерного жидкостно-газового амортизатора 18
1.4 Существующие методики расчёта жидкостно-газовой амортизации шасси летательных аппаратов 20
1.5Математическое моделирование плоскопараллельного движения произвольной системы твёрдых тел с использованием уравнений Лагранжа первого рода 23
1.6Математические модели внутренних силовых факторов амортизатора 30
1.6.1Моделирование газовой пружины 30
1.6.2 Моделирование гидродинамического сопротивления перетоку жидкости через дроссельные отверстия 31
1.6.3Моделирование сил трения 33
1.7Моделирование обжатия колёс 34
2 Математическое моделирование копровых испытаний шасси летательных аппаратов 36
2.1Моделирование копровых испытаний основной опоры шасси самолёта Ту-204СМ 36
2.1.1Описание основной опоры шасси самолёта Ту-204СМ 36
2.1.2Модель основной опоры шасси самолёта Ту-204СМ 39
2.1.3Исходные данные для моделирования копровых испытаний 43
2.1.4Результаты моделирования 44
2.2 Моделирование копровых испытаний основной опоры шасси вертолёта Ка-62 57
2.2.1Описание основной опоры шасси вертолёта Ка-62 57
2.2.2Модель основной опоры шасси вертолёта Ка-62 59
2.2.3Исходные данные для моделирования копровых испытаний 63
2.2.4Результаты моделирования 64
2.3Моделирование копровых испытаний хвостовой опоры шасси вертолёта Ка-62 71
2.3.1Описание хвостовой опоры шасси вертолёта Ка-62 71
2.3.2Модель хвостовой опоры шасси вертолёта Ка-62 73
2.3.3Исходные данные для моделирования копровых испытаний 76
2.3.4Результаты моделирования 77
3 Методика проведения копровых испытаний. Прикладное программное обеспечение 90
3.1Методика проведения копровых испытаний шасси летательных аппаратов 90
3.1.1Испытания основной опоры шасси самолёта Ту-204СМ 90
3.1.2 Испытания основной опоры шасси вертолёта Ка-62 95
3.1.3Испытания хвостовой опоры шасси вертолёта Ка-62 98
3.2Прикладное программное обеспечение «Dynamics Simulator» 101
Заключение 106
Список литературы 108
- Существующие методики расчёта жидкостно-газовой амортизации шасси летательных аппаратов
- Моделирование гидродинамического сопротивления перетоку жидкости через дроссельные отверстия
- Моделирование копровых испытаний основной опоры шасси вертолёта Ка-62
- Испытания основной опоры шасси вертолёта Ка-62
Существующие методики расчёта жидкостно-газовой амортизации шасси летательных аппаратов
В настоящее время на большинстве самолётов применяются жидкостно-газовые амортизаторы. Конструкция их за период с начала применения значительно усовершенствовалась. Они отвечают современным требованиям, предъявляемым к амортизационной системе самолёта, и обеспечивают высокую надёжность при её эксплуатации.
На рисунке 1.6 представлены некоторые конструктивные схемы однокамерных (рисунок 1.6, а, б) и двухкамерных (рисунок 1.6, в, г, д) жидкостно-газовых амортизаторов. Основными элементами жидкостно-газового амортизатора являются цилиндр 1, поступательно перемещающийся в нём шток 2, плунжер 3 с дроссельным отверстием, клапаны 4 и 5 с дроссельными отверстиями для торможения жидкости на обратном ходу.
Двухкамерный жидкостно-газовый амортизатор, в отличие от однокамерного, имеет две газовые камеры (I, II), разделённые плавающим поршнем 6, имеющие разную величину начального давления. В зависимости от воздействующего на плавающий поршень давления той или иной камеры двухкамерные жидкостно-газовые амортизаторы могут быть с последовательными камерами (рисунок 1.6, д) и со второй камерой, ограничивающей перегрузку на прямом ходу (рисунок 1.6, в, г). Рисунок 1.6 – Некоторые схемы жидкостно-газовых амортизаторов В жидкостно-газовых амортизаторах шасси встречаются различные виды конструкций дроссельных отверстий:
Наиболее предпочтительным является простое круглое отверстие (рисунок 1.7, а). Применение комбинации параллельно работающих отверстий (рисунок 1.7, б) одинаковой или различной формы приводит к уменьшению гидравлического радиуса и соответственно к уменьшению реализующихся чисел Рейнольдса, что отрицательно сказывается на стабильности гидравлических характеристик амортизатора при пониженных температурах. Кроме того, увеличение числа отверстий при неизменной общей площади приводит к увеличению допусков на величину общей площади проходных отверстий. Также допуски на изготовление довольно сильно будут влиять на величину площади кольцевого отверстия щелевого типа (рисунок 1.7, г). В результате характеристики амортизации могут значительно отличаться от расчётных. Кольцевые отверстия с переменной площадью по ходу штока амортизатора (рисунок 1.7, в) предпочтительней отверстий в виде пазов и лысок (рисунок 1.7, д), так как в последнем случае усложняется конструкция плунжера и профилированной иглы, увеличивается вероятность образования нерасчётных проходных отверстий из-за плохого прилегания и износа. Рисунок 1.7 – Конструктивные схемы дроссельных отверстий Нежелательно делать проходные отверстия в виде щелевых зазоров (рисунок 1.7, г) или пазов на плунжере (рисунок 1.7, е) с большой, изменяющейся по ходу штока длиной дросселирующих каналов, так как в этом случае гидродинамическое сопротивление перетоку жидкости в значительной степени будет обусловлено вязкостным трением, что сильно усложнит идентификацию параметров математической модели и негативно отразится на стабильности характеристик амортизатора при пониженных температурах.
Это происходит вследствие того, что при одновременном обжатии обеих газовых камер (I и II) одному и тому же ходу штока амортизатора будут соответствовать меньшие изменения объёма в камере I (поскольку перемещается поршень 7).
Гидравлическое сопротивление при динамическом обжатии амортизатора создаётся дросселированием перетока жидкости из камеры III в I и V.
Величины площадей дроссельных отверстий подбираются из условия поглощения энергии посадочного удара при заданных перегрузках. Кроме того, достаточность отверстий для перетока жидкости в камеру V проверяется при переезде через неровности аэродрома.
При переезде с большой скоростью коротковолновой неровности пневматик колеса резко сжимается и накапливает энергию, которая в виде кинетической энергии сообщается подвижным частям шасси. Так как энергия весьма значительна, то резко возрастает скорость перемещения штока 2. Сопротивление перетоку жидкости из камеры III в камеру I, которое в начальный момент пропорционально квадрату скорости штока, а, следовательно, и давление жидкости в камере III становится настолько большим, что жидкость, перетекая в камеру V, заставляет поршень 7 интенсивно сжимать газ в камере II. Таким образом, камера II аккумулирует кинетическую энергию подвижных частей шасси, в результате чего уменьшаются пиковые нагрузки. Когда масса самолёта переместится вверх или колесо пройдёт препятствие, нагрузки на пневматик и амортизатор уменьшатся, и поршень 7 под действием сжатого газа, вытесняя жидкость в камеру III, возвратиться в исходное положение.
При переезде средних и длинноволновых неровностей двухкамерный амортизатор работает как обычный однокамерный с незначительными колебаниями нагрузки из-за меньшего градиента нарастания давления. Для поглощения энергии сжатого воздуха камер I и II в амортизаторе устанавливаются клапаны торможения обратного хода штока (клапан 5) и поршня (клапан 6), которые на обратном ходе перекрывают все отверстия прямого хода, оставляя для перетока жидкости малые отверстия в самих клапанах. Для подавления высоких нагрузок, возникающих при движении самолёта по ряду выступов и впадин, эффективно применение демпфирования обратных клапанов.
В двухкамерных амортизаторах с последовательными газовыми камерами обжатие камеры с низким начальным давлением происходит до тех пор, пока давление в ней не станет равным начальному давлению газа в камере высокого давления. При дальнейшем ходе штока давление растёт одновременно в обеих камерах. С целью уменьшения нагрузок при переезде коротковолновых неровностей в амортизаторах этого типа устанавливается либо противоперегрузочный клапан, увеличивающий расход жидкости через плунжер при достижении определённой величины давления жидкости, либо двухпозиционный клапан, который ослабляет демпфирование только при движении самолёта по земле с обжатыми амортизаторами после того, как будет воспринята энергия посадочного удара.
Моделирование гидродинамического сопротивления перетоку жидкости через дроссельные отверстия
При разжатии амортизатора (обратный ход) сжатый газ выталкивает шток из цилиндра амортизатора. При этом клапан жиклёра под действием пружины перекрывает отверстия fпл2, клапан в диафрагме, срабатывая, открывает увеличенные (во избежание разрежения в камере 2) отверстия f пл1.ох, а клапан в камере торможения 3 уменьшает отверстия f б до величины fбох (давление в камере 3 становится больше, чем в камере 2). Жидкость из камеры 3 перетекает через отверстия f б.ох, образуя перепад давлений p2 = pг-pъ, который уравновешивает давление газа внутри амортизатора и вес подвижных частей после отрыва колёс от ВПП при отскоке.
Таким образом, рассеивание части поглощаемой амортизатором энергии происходит за счёт перехода кинетической энергии жидкости в тепловую на отверстиях fпл1.пхyfпл2 на прямом ходе и на отверстиях fпл 1.ох и fбох на обратном ходе и за счёт трения на прямом и обратном ходах.
Кинематическая схема и геометрические параметры основной опоры шасси вертолёта Ка-62 приведены на рисунке 2.31.
На основании кинематической схемы построена модель основной опоры шасси Ка-62, представленная на рисунке 2.32. В приложении Г представлен файл, формально описывающий эту модель, используемый в программном обеспечении «Dynamics Simulator». Модель состоит из 5 твёрдых тел: колеса 1, рычага 2, штока амортизатора 3, цилиндра амортизатора 4 и груза, приходящегося на одну опору, 5.
Соединения а, б, в и г являются шарнирами. Каждое шарнирное соединение ограничивает две степени своды системы и задаётся двумя двусторонними связями. Скользящее соединение е, связывает шток амортизатора с цилиндром. В скользящей заделке ж закреплён груз 5. Скользящее соединение также ограничивает две степени свободы системы и задаётся двумя двусторонними связями. Упор д ограничивает одну степень свободы и моделируется односторонней связью. Таким образом, модель включает 13 связей. Также в модели заданы три силы: сила обжатия пневматика Pк, осевая сила в амортизаторе Pам и подъёмная сила Pп.
Осевая сила в амортизаторе Pам определяется из выражения: + pF33(s )2sgn(s )/2fб\ где s обжатие амортизатора; s скорость обжатия амортизатора; F = 7iD /4 площадь штока амортизатора; F3 = л (D22 — D2)/4 площадь третьей камеры; \i = 0,07 — суммарный коэффициент трения в буксах и уплотнениях амортизатора; fw — площадь дроссельных отверстий между камерами 1 и 2;/б — площадь дроссельных отверстий между камерами 2 и 3; пл = 2,0 — коэффициент гидродинамического сопротивления при дросселировании перетока жидкости между камерами 1 и 2; = 1,7 — коэффициент гидродинамического сопротивления при дросселировании перетока жидкости между камерами 2 и 3; р - 815,0 кг/м — массовая плотность жидкости;/?! — давление в газовой камере [17]: жесткость пневматика; обжатие пневматика; max максимально допустимое обжатие пневматика; = 0…0,5 коэффициент, учитывающий нелинейность диаграммы обжатия пневматика.
Исходные данные для моделирования копровых испытаний В таблицах 2.4 и 2.5 приведены исходные данные копровых испытаний основной опоры шасси вертолёта Ка-62, проведённых в ФГУП «СибНИА им. С. А. Чаплыгина» [93]. Таблица 2.4 – Начальные параметры зарядки амортизатора Параметр Значение зарядное давление в камере 1 амортизатора p 01 = (5,88±0,1) МПа расчётный объём газа в камере 1 32о1 = 442,272 см объём жидкости в камере 1 амортизатора 0ж1 1300 см зарядное давление в камере 2 амортизатора p 02 = (13,24±0,2) МПа расчётный объём газа в камере 2 302 = 85,02 см объём жидкости в камере 2 амортизатора 0ж2 3 см зарядное давление в шинах pпн = (0,69+ 0,05) МПа Таблица 2.5 – Исходные данные копровых испытаний Ниже приведены расчётные и экспериментальные диаграммы обжатия стойки при копровых испытаниях (красные кривые экспериментальные, синие расчётные) [95].
При сравнении полученных расчётных данных с результатами копровых испытаний на работоёмкость, получено совпадение в пределах погрешности эксперимента вертикальной нагрузки, хода штока амортизатора и клети копра в зависимости от времени.
Схема амортизатора, используемая в динамической модели, представлена на рисунке 2.47. Амортизатор представляет собой жидкостно-газовый агрегат с одной газовой камерой 1 и двумя жидкостными камерами 2 и 3.
При сжатии амортизатора (прямой ход) объём газа в нём уменьшается. Жидкость из камеры 2 при малых скоростях обжатия через отверстия в диафрагме плунжера fпл1.пх, а при больших скоростях обжатия и через отверстия в жиклёре fпл2 перетекает в камеру 1, образуя перепад p1 = p2–p1, который зависит от площади отверстий fпл1.пх и fпл2 и от скорости движения штока амортизатора. Жидкость из камеры 1 в камеру 3 перетекает свободно через относительно большие отверстия fб.пх и давление в камере 3 мало отличается от давления в камере 1. Поглощение работы внешних сил осуществляется на прямом ходе штока за счёт аккумулирования энергии в сжатом газе камеры 1, сопротивления перетеканию жидкости через отверстия fпл1.пх, fпл2, fб.пх и за счёт трения.
При разжатии амортизатора (обратный ход) сжатый газ выталкивает шток из цилиндра амортизатора. При этом клапан жиклёра под действием пружины перекрывает отверстия fпл2, клапан в диафрагме, срабатывая, открывает увеличенные (во избежание разрежения в камере 2) отверстия fпл1.ох, а клапан в камере торможения 3 уменьшает отверстия f б до величины f б.ох (давление в камере 3 становится больше, чем в камере 1). Жидкость из камеры 3 перетекает через отверстия f б.ох, образуя перепад давлений p2 = p 2– p 3, который уравновешивает давление газа внутри амортизатора и вес подвижных частей после отрыва колёс от ВПП при отскоке.
Таким образом, рассеивание части поглощаемой амортизатором энергии происходит за счёт перехода кинетической энергии жидкости в тепловую на отверстиях fпл1 пх, f пл2 на прямом ходе и на отверстиях fпл 1.ох и fб.ох на обратном ходе и за счёт трения на прямом и обратном ходах.
Модель копровых испытаний хвостовой опоры шасси Ка-62 представлена на рисунке 2.48. Модель состоит из 4 твёрдых тел: колеса 1, штока амортизатора 2, цилиндра амортизатора 3, совместно с грузом, приходящимся на одну опору, и поршня демпфера моделирования разгрузки от подъёмной силы 4.
Соединение а является шарниром. Шарнирное соединение ограничивает две степени своды системы и задаётся двумя двусторонними связями. Скользящее соединение в связывает шток амортизатора с цилиндром. В скользящей заделке г закреплён цилиндр 3, совместно с грузом. В скользящей заделке д закреплён цилиндр демпфера. Скользящие соединения также ограничивают две степени свободы системы и задаются двумя двусторонними связями. Упоры б, е ограничивают по одной степени свободы и моделируются односторонними связями. Таким образом, модель включает 10 связей. Также в модели заданы 4 силы: сила обжатия пневматика Pк, осевая сила в амортизаторе Pам, сила трения в направляющих клети копра P трк и сила в демпфере Pд.
Моделирование копровых испытаний основной опоры шасси вертолёта Ка-62
Объектом испытаний являлась принятая ОТК завода-изготовителя ОАО «Авиаагрегат» опытная основная опора шасси самолёта Ту-204СМ, оборудованная тележкой с 4-мя колесами КТ196.010, шинами 1070390-480. Вместе с опытной основной опорой шасси были представлены паспорта, подтверждающие изготовление основного шасси в соответствии с действующей документацией.
Испытания основной опоры шасси проводились на стенде К-100. Опора жёстко крепилась к грузовой клети с помощью приспособления, спроектированного и изготовленного в ФГУП «СибНИА им. С. А. Чаплыгина». Испытания проводились с полной разгрузкой Y, имитирующей подъёмную силу крыла. В процессе испытаний осуществлялась запись на многопроцессорный быстродействующий тензометрический комплекс (МБТК) «Динамика-1» следующих параметров:
Тензодатчики и датчики давлений установлены согласно рисунку 3.1. Датчик перегрузок устанавливался на клети копрового стенда. Напряжения по цилиндру стабилизирующего амортизатора (датчик 5) не замерялись в виду ограничения числа каналов в МБТК «Динамика-1». Датчики 1, 3 измеряли напряжения изгиба; 2, 4–9 — напряжения от осевого усилия. Пятна контакта пневматиков на плите фотографировались, размеры замерялись линейкой ГОСТ 427-75 (см. рисунок 3.3 и 3.4).
Нагрузка Ру измерялась с помощью 4-х тензометрических динамометров марки — ТМД-50 на 50 тонн каждый. Для измерения перемещений Н и S использовались индукционные ходомеры на 1000 и 800 мм, соответственно — Х.1000 и Х.800. Для измерения давления Рв, Рн и Рст — тензометрические датчики давления на 750, 350, 250 кгс/см2, соответственно — ДД-750, ДД-350, ДД-250.
Пятна контакта пневматиков на плите приведены на рисунках 3.3 и 3.4. При этом размеры пятен контакта пневматиков передней и задней пар колёс тележки при снятии работы Аэ составляли 500330 мм. Размеры пятен контакта пневматиков передней и задней пар колёс тележки при снятии работы Аmах составляли 580335 мм.
При сбросах стойки пятна контактов шин приходились на край динамометрической плиты, снабжённой четырьмя динамометрами, расположенными симметрично по углам плиты. Пики нагрузок на динамометрах возникали неодновременно вследствие упругой деформации и колебаний плиты. Этим объясняется колебания величины вертикальной нагрузки на плиту на экспериментальных диаграммах. Значение силы, приходящейся на стойку, усреднялось. При других испытаниях с пятном контакта в центре плиты подобных явлений не наблюдалось.
Копровые испытания опытной основной опоры шасси самолёта Ту-204СМ, оборудованной тележкой с 4-мя колесами КТ196.010 и шинами 1070x390-480 показали, что при испытании на работоёмкость основная опора шасси поглотила заданные программой работы при нагрузках, не превышающих допустимые.
Объектом испытаний являлась принятая ОТК завода-изготовителя ОАО «Авиаагрегат» опытная основная опора шасси левая с амортизатором-подъемником, прошедшим испытания на гидравлическое демпфирование, с колесом КТ217 и шиной 600x180. Вместе с опытной основной опорой шасси были представлены паспорта, подтверждающие изготовление основного шасси в соответствии с действующей документацией.
Испытания основной опоры шасси проводились на стенде К-5. Опора жёстко крепилась к грузовой клети с помощью приспособления, спроектированного и изготовленного в ФГУП «СибНИА им. С. А. Чаплыгина». Испытания проводились с полной разгрузкой Y, имитирующей подъёмную силу несущего винта, для случаев поглощения максимальной и предельной работ и с 2/3 Y для случая поглощения эксплуатационной работы.
Испытания основной опоры шасси вертолёта Ка-62
Схема амортизатора, используемая в динамической модели, представлена на рисунке 2.47. Амортизатор представляет собой жидкостно-газовый агрегат с одной газовой камерой 1 и двумя жидкостными камерами 2 и 3.
При сжатии амортизатора (прямой ход) объём газа в нём уменьшается. Жидкость из камеры 2 при малых скоростях обжатия через отверстия в диафрагме плунжера fпл1.пх, а при больших скоростях обжатия и через отверстия в жиклёре fпл2 перетекает в камеру 1, образуя перепад p1 = p2–p1, который зависит от площади отверстий fпл1.пх и fпл2 и от скорости движения штока амортизатора. Жидкость из камеры 1 в камеру 3 перетекает свободно через относительно большие отверстия fб.пх и давление в камере 3 мало отличается от давления в камере 1. Поглощение работы внешних сил осуществляется на прямом ходе штока за счёт аккумулирования энергии в сжатом газе камеры 1, сопротивления перетеканию жидкости через отверстия fпл1.пх, fпл2, fб.пх и за счёт трения.
При разжатии амортизатора (обратный ход) сжатый газ выталкивает шток из цилиндра амортизатора. При этом клапан жиклёра под действием пружины перекрывает отверстия fпл2, клапан в диафрагме, срабатывая, открывает увеличенные (во избежание разрежения в камере 2) отверстия fпл1.ох, а клапан в камере торможения 3 уменьшает отверстия f б до величины f б.ох (давление в камере 3 становится больше, чем в камере 1). Жидкость из камеры 3 перетекает через отверстия f б.ох, образуя перепад давлений p2 = p 2– p 3, который уравновешивает давление газа внутри амортизатора и вес подвижных частей после отрыва колёс от ВПП при отскоке.
Таким образом, рассеивание части поглощаемой амортизатором энергии происходит за счёт перехода кинетической энергии жидкости в тепловую на отверстиях fпл1 пх, f пл2 на прямом ходе и на отверстиях fпл 1.ох и fб.ох на обратном ходе и за счёт трения на прямом и обратном ходах.
Модель копровых испытаний хвостовой опоры шасси Ка-62 представлена на рисунке 2.48. Модель состоит из 4 твёрдых тел: колеса 1, штока амортизатора 2, цилиндра амортизатора 3, совместно с грузом, приходящимся на одну опору, и поршня демпфера моделирования разгрузки от подъёмной силы 4.
Соединение а является шарниром. Шарнирное соединение ограничивает две степени своды системы и задаётся двумя двусторонними связями. Скользящее соединение в связывает шток амортизатора с цилиндром. В скользящей заделке г закреплён цилиндр 3, совместно с грузом. В скользящей заделке д закреплён цилиндр демпфера. Скользящие соединения также ограничивают две степени свободы системы и задаются двумя двусторонними связями. Упоры б, е ограничивают по одной степени свободы и моделируются односторонними связями. Таким образом, модель включает 10 связей. Также в модели заданы 4 силы: сила обжатия пневматика Pк, осевая сила в амортизаторе Pам, сила трения в направляющих клети копра P трк и сила в демпфере Pд. Рисунок 2.48 - Модель копровых испытаний хвостовой опоры шасси Ка-62
Осевая сила в амортизаторе Pам определяется из выражения: P ам s s ) = (1 + nsgn(s)) p 1F + плpF3 (s f sgn(s )/2f п л + бpF33(s )2sgn(s )/2fб2-Pразгр(s), где s обжатие амортизатора; s скорость обжатия амортизатора; F = 7rD /4 площадь штока амортизатора;F3 = л(D2 — D2j/4 площадь третьей камеры; = 0,2 суммарный коэффициент трения в буксах и уплотнениях амортизатора; f пл площадь дроссельных отверстий между камерами 1 и 2;/б площадь дроссельных отверстий между камерами 1 и 3; пл = 2,0 коэффициент гидродинамического сопротивления при дросселировании перетока жидкости между камерами 1 и 2; б = 1,7 коэффициент гидродинамического сопротивления при дросселировании перетока жидкости между камерами 1 и 3; = 815,0 кг/м массовая плотность жидкости; РразгрС?) усилие в пружине разгрузки; р\ давление в газовой камере [17]: где рої начальное давление в первой камере; oi начальный объём газовой камеры; i = 1,15 показатель политропы газовой камеры. Усилие от пружины разгрузки: "разгр \S) г .(с _ Л v v пл пл 1 J пл2 где кл площадь клапана жиклёра; Спр = 13788,2 Н/м жёсткость пружины жиклёра; .Рпр0 = 93,2 Н начальное усилие затяжки пружины; /пл1 площадь дроссельных отверстий в штоке амортизатора; fпл2 площадь дроссельного отверстия в жиклёре. Площадь клапана и дроссельного отверстия жиклера определяются по заданному профилю клапана в зависимости от величины хода клапана.
