книги / Проектирование лафетов и противооткатных устройств артиллерийских орудий
..pdfРис. 3.4. Схема сопряжения люльки со стволом: 1 - люлька; 2 - цапфенная обойма; 3 - сектор подъемного механизма; 4 - ко ренная шестерня; 5 - цапфа; 6, 7 - обойма и башмак; 8 - перед ний край цапфенной обоймы; 9 - центр масс ствольной группы; Хт> Lu ~ расстояние от линии цапф до переднего пояса опор (обоймы) и центра масс ствольной группы; Dc, хх- опорная ба за ствольной группы и расстояние от переднего края цапфен ной обоймы до первого (переднего) пояса опор; N\, N2 - реак ция первого ивторого пояса опор; т0- масса ствольной группы
3.2.1 Проектирование короба люльки.
Условная схема сечения короба люльки с ПОУ показана на рис. 3.5, где 1 - короб; 2 - крышка; 3 , 4 - полозки люльки; 5, 6, 7,8 - упрочнительные элементы (шпангоуты).
Рис. 3.5 Условная схема сечения |
Рис. 3.6. Расчетная схема |
короба люльки |
короба люльки |
Расчетная схема короба люльки представлена на рис. 3.6, где: 5 - толщина стенки короба (одинаковая по периметру); а , Ь - условная высота и ширина упрочнительного элемента.
При проектировании короба люльки определяем только не обходимую толщину его стенки. Короб люльки подвергается наиболее интенсивным нагрузкам при выстреле и буксировке орудия. Наиболее опасным сечением короба является сечение по переднему краю цапфенной обоймы. Предварительный тео ретический анализ показал, что максимальные перегрузки в данном сечении возникают при буксировке АО по пересечен ной местности, когда высота падения лобовой коробки в ряде случаев достигает 30-50 см, т.е. примерно в 4-5 раз превышает «стандартную» статистическую осадку АО. В этом случае пере грузки в переднем поясе опор находятся в диапазоне 3< п < 4.
Суммарное напряжение в наиболее нагруженном сечении короба определяется известным уравнением
где |
а = а из + а см. Здесь а из, |
а см, |
- напряжение изгиба, смя |
|
тия и кручения, определяемые из соотношений |
||||
|
а из |
|
т |
- И з . |
|
|
|
КР |
^кр |
где |
Ws и W - моменты |
сопротивления |
сечения, при этом |
« 2W2. Условием прочности короба люльки в рассматривае мом сечении является неравенство
где [ су] - допустимое суммарное напряжение. Поскольку при буксировке АО в сечении короба действуют в основном изги бающие моменты, допустимо принять [ст]= [стиз].
Для определения момента сопротивления сечения в виде тонкой стенки с упрочняющими элементами используем извест ную зависимость
в н 2
к= 6
Используя эту зависимость, момент сопротивления тонкой стенки найдем как разность вида
W° = W'z -W",
где W'z =- { В - 2б)(Я - 25)2
6
Следовательно, получаем
2 „ |
(, |
1 нЛ |
|я Я 5 р 0> |
w: —ЬНВ |
1+ — |
||
3 |
1 |
2 в ) |
|
r « e ^ = l + — .
Момент сопротивления двух вертикальных пар упрочняю щих элементов (шпангоутов) определим аналогично предыду щему из соотношения
Wm = labH .
Следовательно, суммарный момент сопротивления сечения короба в виде тонкой стенки с двумя вертикальными парами уп рочняющих элементов находится из уравнения
w: = W° +W2tu= j ЙЯ§р0р,,
где р, = 1 + аЪ 55р0
Анализ показывает, что величина коэффициента р, нахо
дится в диапазоне 1,1 < р, < 1,2.
Учитывая, что определяющей нагрузкой для сечения явля ется изгиб при буксировке, выражение для суммарного напря жения можно записать в виде
где \хР =
Ча из J
Исследования показывают, что для условий буксировки АО по пересеченной местности, когда сила смятия SCM и момент
кручения |
практически отсутствуют, величина коэффициен |
|
та \хР мала и находится в диапазоне |
||
|
|
1,1 < \Хр < 1,2. |
Учитывая последнее условие и используя выражение для |
||
определения Wz, при |
<J P <[аиз], находим уравнение для опре |
|
деления искомой величины (толщины стенки короба) в виде |
||
|
|
(3.1) |
|
|
6 - 4 ц / ' 5 Я [ < а |
Для |
определения |
максимального изгибающего момента |
в данном |
сечении, в соответствии с рис. 3.4, используем ра |
|
венство |
|
|
М ИЗ
где N] - максимальная величина реакции первого (переднего) пояса опор. В буксируемой артиллерии, как показывает стати стика, передний пояс опор ствольной группы находится при мерно в одной поперечной вертикальной плоскости с линией опоры колес. Ранее было отмечено, что в этой плоскости при буксировке АО возникают максимальные перегрузки. Исследо вания показывают, что перегрузка на детали лафета по линии опоры колес при падении лобовой коробки АО с некоторой вы соты (например, после подскока при выстреле), при отсутствии механизмов демпфирования, подчиняется закону
где Zm - высота падения лобовой коробки (после подскока при
выстреле или при падении в ров при буксировке); f 0 - стан дартная статическая осадка АО.
Известно, что для АО всех типов величина / 0 находится
в диапазоне 0,055 < / 0 < 0,065 м. Во время стрельбы, когда ме
ханизм подрессоривания выключен, а статическая осадка АО определяется только упругостью грунта и шин колес, её величи на снижается и находится в диапазоне 0,4/ 0 < / < 0,6/ 0.
Максимальная высота падения лобовой коробки при бук сировке АО примерно в 3-4 раза больше, чем после подскока при стрельбе и находится в диапазоне 0,3<ZK6 <0,5 м, тогда
как подскок |
при стрельбе находится в диапазоне |
0,0075 < ZKC<0,1 |
м. Следовательно, при проектировании короба |
люльки максимальную перегрузку в переднем поясе опор целе сообразно находить по формуле
где Zk6 - максимальная возможная высота падения лобовой ко робки при буксировании по пересеченной местности.
В расчетах можно принять
ZK6 * 0 , 4 M и / о=0,065 м .
Вследствие этого и с учетом схемы сопряжения люльки со ствольной группой (см. рис. 3.4) максимальную величину реак ции первого пояса опор и изгибающего момента в ней можно найти из условий
N{ =ngm0\i2, M m = X xNu
Д. —опорная база ствольной группы; т0- масса качающей ся части АО. Как показывают расчеты, величина коэффициента ц2 находится в диапазоне
Следовательно, искомая величина (толщина стенки короба люльки), с учетом (3.1), может быть найдена из уравнения
8 >К0-п- &пъХ\ |
(3.2) |
г д е ^ 0= - № .; й = 2^
М-оМ-2 V fo
Учитывая, что используемые значения коэффициентов рЛ,р,, р2 являются ориентировочными и близкими к единице, в расчетах можно принять
1
К п = — =
0р0 1 +Н /2В •
Вчастности, для АО с характеристиками
т0 —3500 кг; Х х = 2 м; Я =0,3 м; В = 0,45 м;
/ 0 = 0,006 м; [стиз] = 3-108 н/м2; К0= 0,75,
для предельной высоты падения лобовой коробки ^кб=0,4 м получаем
5 >Кп |
3,5-10 -2 |
2..0,4 >0,005 м. |
|
0,3• 0,45-З-Ю8^ |
0,06 |
3.2.2. Проектирование цапф
Цапфы отличаются типом крепления к цапфенной обойме и типом соединения с цапфенными гнездами верхнего станка. Различают два типа крепления цапфы на обойме: цельно ли тые и вставные (приварные или гужоные). Схемы выполне ния цапф показаны на рис. 3.7, а, б. Различают также 2 типа со единения цапфы с цапфенными гнездами верхнего станка: обыкновенное и ступенчатое. Схемы соединения показаны на рис 3.8, а, б.
|
|
Рис. 3.7 |
|
|
|
Рис. 3.8 |
|
|
Расчетная схема нагружения |
|
|
||||||
цапф |
представлена |
на |
рис. 3.9, |
|
|
|||
где: dl9 /, |
- диаметр и длина ра |
|
|
|||||
бочей части цапфы; R{ - усилие, |
|
|
||||||
действующее |
на |
одну |
цапфу. |
|
|
|||
В нарезных АО левая цапфа на |
|
|
||||||
гружается несколько больше, чем |
|
|
||||||
правая, за счет действия вра |
|
|
||||||
щающего момента снаряда. |
|
|
|
|||||
При |
определении |
размеров |
|
|
||||
цапфы |
(dl9 Zj) |
используются |
за |
Рис. 3.9 |
|
|||
висимости |
|
|
|
|
|
|||
|
|
|
|
|
|
|||
|
|
|
1\ = 0,75 |
dx\ |
dx- |
О75-32 |
(3-3) |
|
|
|
|
' Щ5 |
где ц - коэффициент, учитывающий наличие в цапфе внутрен него продольного отверстия. В учебных расчетах можно при нять условие
Л ~ 2 5
где Rm - максимальное значение суммарной силы сопротивле ния откату (СССО).
В |
частности, для условий Rm= 3105 н; р = 0,9 и [стиз] = |
= 210* |
н/м2, получаем dx= 0,08 м и А = 0,06 м. |
3.2.3. Проектирование сектора подъемного механизма
При проектировании сектора подъемного механизма опре деляют его радиус (радиус коренной пары) гкп, модуль зацепле ния в коренной паре тк и число зубьев сектора Zc. Для опреде
ления этих величин используются зависимости |
|
||
гы,=К\-*> mK=3J 2 |
м . |
(3.4) |
|
2ГКШ■[аиз] ’ |
|||
|
|
||
Zc =2 + AY^ - ; |
Ау = фт'п1+ Фп |
|
|
т„ |
360 |
|
в которых приняты обозначения: Кх - коэффициент радиуса за
цепления (радиус сектора); К2,Ка - коэффициенты концентра
ции и динамичности нагрузки; у,, у , - коэффициенты формы и длины зуба; ZKU1 - число зубьев коренной шестерни; [аи з] - допускаемое напряжение на изгиб в материале зуба сектора;
Мк п - максимальный момент в коренной паре; Ду —доля сек
тора, занимаемая зубьями; <pmin, cpmax - минимальный и макси
мальный угол возвышения ствола.
В проектировочных расчетах рекомендуется принимать
4 < /С, <6; |
1,05 <К2 <1,1; |
1,1<#д <1,2; |
0,32 ^ у* < 0,52; |
10<v}/.^15; |
12^ZXUI <16; |
1,5 102 < [стиэ]< 2,5 • 102 н/мм2 Максимальный момент в коренной паре рекомендуется
брать из условий буксировки АО по пересеченной местно сти, для которых, с учетом рис. 3.4, он определяется урав нениями
^ к.п -^и .з * Т ^ 1 > ^ 1 ~ ^?^оМ *2’
где й, W, - поперечная перегрузка и предельное усилие в перед нем поясе опор ствола.
В расчетах целесообразно принимать
|
3 < п < 4; |
р2 ~ 1- |
|
|
||
В частности, для АО с характеристиками |
|
|
||||
d= \ 52 мм; |
т 0 = 3500 кг; |
cpmin = -5°; |
^ тах= 55°; |
|||
ZKш=14; |
ХТ= 2 м; |
[сти 3] = 2 • 102 н/мм2; |
ц2 = 1, |
|||
при максимальной перегрузке п = 4 и при условиях |
|
|||||
|
Я2=1,1; |
Яд =1,1; |
у. =0,4; |
у . =12 |
||
получаем |
|
|
|
|
|
|
|
д 2 _ |
l^Pmin 1 |
Фшах |
_ 1 . |
|
|
|
|
360 |
6 ’ |
|
|
|
М кп = X T-ngmQ\i2 = 4 • 3,5 • 104 • 2 = 28 • 104 |
нм; |
|||||
|
гк п = /Ci • й?= 5• 152 = 765 мм; |
|
|
|||
|
|
|
М„ |
= 3 7- |
|
|
|
|
|
|
->ч1ч |
|
|
|
У * У * |
2 к.ш -[а и.з] |
|
|
||
Zc = 2 + Д у ^ 2-= 2 + - ^ ^ - ^ * 70. |
|
|||||
|
с |
т к |
6 |
3,7 |
|
|
П р и м е ч а н и е : в расчетах размерность гк„ в мм, сти. в н/мм2