- •1.2.3. Энергия свободного отката ствола
- •1.3. Проектирование накатников
- •П(А) = Пд- Цотк,
- •Вопросы для самоподготовки
- •2.1. Основные агрегаты лафета
- •2.2. Лафет как боевой станок артиллерийского орудия при выстреле
- •Вопросы для самоподготовки
- •3.1. Проектирование станин АО
- •3.2. Проектирование люльки АО
- •Вопросы для самоподготовки
- •4.1. Проектирование механизмов подрессоривания
- •5.2. Гидродинамические основы проектирования гидравлических тормозных устройств
- •Вопросы для самоподготовки
- •Вопросы для самоподготовки
- •Вопросы для самоподготовки
X r - X c * 0 ; S K* R y *(y, |
Х к - Х с COS Р( |
ф ~ ф . « О, |
получаем |
|
|
4 |
Ъ2 [оР] |
(3.1) |
|
где х = 1 + - '
9(Н]- /^ c o s a ,
Впроектных расчетах можно принять:
1,5^[о*]^1,75-10® н/м2; |
2,5< [аР]<3,5-108 н/м2; |
|
0,075 <КЪ<0,125; 1,15£*0 <1,25 ; |
**1. |
|
В частности, для АО типа 152-мм ПП 2А36 с характерис |
||
тиками |
|
|
Т?т =30-104 н; Ъ = 0,35м; |
# I = 1 ,5 M; |
h0= 0,35 м; |
Х = Ы ; [ ^ ] = 3,5-ю* н/м2 |
|
|
находим |
|
|
30 104 (1,5 -0,3 5) •1,1*0,0067 м.
0,352 [з,5 • 108 ]
3.2.Проектирование люльки АО
Вкачестве примера для проектирования люльки рассмат ривается буксируемое АО с полозково-обойменной люлькой корытного типа (см. рис. 2.1, б). Схема сопряжения люльки данно го типа со ствольной группой показана на рис. 3.4.
Проектирование люльки подразумевает определение неко торых характеристик, как минимум, трех её наиболее напряжен
ных элементов: короба 1 ; сектора подъемного механизма 3 и цапфы J.
Рис. 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
£д=/д' тп |
' , + 1 2 ' |
2 ? У |
где /д —длина калиберной (нарезной) части канала ствола.
Момент от вращения снаряда Мвр можно определить при
ближенно из соотношения
М вр = nN (cos а - /sin а ) гх,
где г - радиус снаряда; N - сила сопротивления нареза поступа тельному движению снаряда; п - количество нарезов в стволе, а - угол наклона нарезов;/- коэффициент трения.
Если принять в качестве угла нарезки а = const (примерно 7°) и коэффициент трения / = const (примерно 0,123), то с по грешностью в пределах 1 % для определения N можно пользо ваться формулой
|
N = |
max^tga, |
|
где цсн - |
коэффициент распределения массы снаряда (для бро- |
||
небойных |
« 0,56, для фугасных « 0,6-Ю,68); Рси тах |
- макси |
|
мальное давление ПГ на дно снаряда; S - площадь поперечного |
|||
сечения канала ствола. |
|
|
|
В проектировочных расчетах можно принять |
|
||
1,5 < К? < 1,75; 1,1 < К™ < 1,5; |
2500 < [а“ ]< 5000 |
н/см2. |
При проектировании люльки обойменного типа опре деляется гарантированный зазор в подвижном соединении со стволом
А > |
4/v - + 2 оСл t° |
(3.6) |
где Е - модуль упругости материала ствола; г\, гг - внутренний и наружный радиус ствола; а 0 - коэффициент температурного