Пример дипломного проекта (РПЗ диплом)

Посмотреть архив целиком

48



Введение.


Сегодняшняя тенденция увеличения средней и максимальной скоростей движения ВГМ с одновременным ростом требований по комфортабельности езды обуславливает необходимость совершенствования конструкции подвески в направлении обеспечения плавности хода ВГМ. В наибольшей степени всем этим требованиям отвечает пневмогидравлическая подвеска, характеристика которой близка к идеальной. И хотя у подвесок с ПГР имеется ряд недостатков, таких как: не очень высокая надежность, высокая стоимость изготовления, нестабильность параметров рабочего упругого тела (газа) вследствие нагрева в процессе работы, эти подвески находят широкое применение.

В данном дипломном проекте рассмотрена замена торсионной подвески на пневмогидравлическую подвеску для САУ 2С19 «МСТА-С».

«Мста-С» предназначена для уничтожения тактических ядерных средств, артиллерийских и минометных батарей, танков и другой бронированной техники, противотанковых средств, живой силы, средств ПВО и ПРО, пунктов управления, а также для разрушения полевых фортификационных сооружений и препятствования маневрам резервов противника в глубине его обороны. Она может вести огонь по наблюдаемым и ненаблюдаемым целям с закрытых позиций и прямой наводкой, включая работу в горных условиях (подъем орудия до +50°). При стрельбе используются как выстрелы из боеукладки, так и подающиеся с грунта, без потери в скорострельности.

Бронированный корпус САУ по конструкции и геометрии подобен корпусу танка Т-72, за некоторыми исключениями. Так, бронирование самоходки более слабое, чем у танка. Поскольку оно должно обеспечивать защиту экипажа, вооружения, боезапаса и оборудования только от бронебойных пуль и осколков, лобовая часть не имеет комбинированного бронирования и сделана из гомогенной бронестали. Верхний (подбашенный) лист корпуса рассчитан под погон диаметром 2444 мм, а нижняя часть корпуса отличается в связи с применением в подвеске торсионных валов и балансиров от танка Т-80. В корпусе смонтированы двигатель, трансмиссия, приводы управления и подвеска.

Двигатель—марки В-84А. Это У-образный 12-цилиндровый высокоскоростной 4-тактный дизель жидкостного охлаждения мощностью 840 л.с., способный работать на шести видах топлива. Его коробка передач имеет семь передач переднего хода и одну заднего. (Может быть установлен также двигатель В-46-6, задросселированный до 780 л.с.) Электрооборудование включает в себя четыре аккумуляторные батареи напряжением 27 В.

Ходовая часть САУ аналогична танковой (Т-80) и состоит (применительно к одному борту) из шести опорных катков, направляющего колеса с механизмом натяжения гусеницы, ведущего колеса со съемными зубчатыми венцами и пяти поддерживающих роликов. Подвеска независимая с длинными торсионами, из-за чего соответствующие катки правого и левого бортов расположены несоосно (катки левого борта смещены вперед на 110 мм). Первый, второй и шестой катки имеют регулируемые телескопические амортизаторы, стопорящиеся во время стрельбы для гашения колебаний. При этом отпадает необходимость в использовании стабилизирующих сошников. Гусеница шириной 580 мм, оснащенная резинометаллическими шарнирами и обрезиненной беговой дорожкой, тоже заимствована у Т-80.

В предлагаемой пневмогидравлической подвеске мы используем двухкамерную ПГР. Рабочие камеры заполнены газом-азотом под разными давлениями. Т.к. САУ 2С19 «МСТА-С» предназначена для стрельбы из стационарного положения, стрельба обеспечивается опусканием ВГМ на верхние ограничители хода подвески, что позволяет избежать использования механизма блокировки рабочей жидкости, что в свою очередь удешевляет конструкцию и разгружает уплотнения при стрельбе, а также использование данной схемы уменьшает время на окапывание ВГМ.

Также в данном дипломном проекте предложена замена червячного механизма натяжения на гидравлический, что не только необходимо для осуществления вышеприведенной схемы стрельбы, но и позволяет обеспечить более стабильное натяжение гусениц во время движения машины.











  1. Конструкторская часть


Консультант: Гаврин Н. О.

















1. Основные данные о машине

1. Полный вес машины G=42,5 т.

2. Число катков по борту n=6.

Основные размеры.


Рис. 1.1


l1=2,51 м;

l2=1,51 м;

l3=0,435 м;

l4=0,455 м;

l5=1,2 м;

l6=1,98 м;

lВК=2,7 м;

lНК=3,13 м;

ZВК=0.22 м;

ZНК=0.34 м;

Клиренс машины Hкл=0,435 м;

Высота гусеницы hгус=0,085 м;

Длина балансира Rб=0,35 м;

Радиус опорного катка Rок=0,335 м;

Угол наклона передней ветви пв=44˚;

Угол наклона задней ветви зв=32˚;

Ширина корпуса Вк=2,1 м;

Сила предварительного натяжения гусеницы TO=4.31*104 H.


2.Проектировочный расчет торсионной подвески.

2.1 Выбор жесткости упругих элементов подвески.

Жесткость упругих элементов найдем исходя из рекомендуемых значений периода продольно-угловых колебаний корпуса T:

,

здесь и далее li - координата i-го катка. За начало отсчёта принимается центр масс машины.

Положим, что жесткости всех подвесок равны:

.

Момент инерции подрессоренного корпуса определим по эмпирической формуле:

,

где GП = 92 94% от полного веса машины.

к = 0,5 0,7 (для легких машин) – 1,0 (для тяжелых).

ОБ = 1,06 (при малой массе оборудования) – 1,15 (при установке массивного оборудования удаленного от ЦМ).

Предельным допускаемым значениям периода продольно-угловых колебаний соответствуют максимальное cmax и минимальное cmin значения жесткости подвески вблизи статического хода.

Статическая нагрузка на один каток:

,

где PГ = PГ(sinНК + sinВК).

Статическое угловое положение балансира (рис. П.1) определим по формуле:

.

Результаты расчёта представлены в таблице 2.1..

Таблица 2.1.

Результаты расчёта жёсткости упругих элементов подвески.

Gп, Н

об

к

Jy, кг*м2

T, сек

Рг, Н

383180

1.15

1

446800

1.1...1.8

36970


Таблица 2.1(Продолжение).

Результаты расчёта жёсткости упругих элементов подвески.

Рст, Н

Н, м

ст , град

35013

0.1

62


2.2 Нахождение диаметра торсиона.

Диаметр торсиона известен из чертежа dт=0,052 м

В результате принято:

диаметр торсиона dт=dmax=0.052 м;

жёсткость с=115051.127 Н/м;

периода продольно-угловых колебаний корпуса T=1,6 с;

[]max=1400 МПа.


2.3 Построение упругой характеристики подвески

Максимальный угол закрутки торсиона:

.

Угол закрутки торсиона в статическом положении:

.

Угловое положение балансира при нулевой закрутке торсиона (установочный угол):

0 = СТ - СТ.

Угловое положение балансира при максимальной закрутке торсиона (угол установки отбойника):

М = 0 + М.

Статический ход подвески:

fCT = RБ(cos0 - cosСТ).

Полный ход опорного катка:

fполн = RБ[cos0 - cos(0 + M)].

Динамический ход:

fДИН = fполн - fCT.

Результаты расчёта геометрических параметров подвески представлены в таблице 4.1.

Приведенная к катку упругая характеристика торсионной подвески описывается следующим параметрическим уравнением:

.

Расчет производится в диапазоне значений угла от 0 до М.

Результаты расчёта упругой характеристики подвески представлены в таблице 4.2.


Таблица 4.1.

Результаты расчёта геометрических параметров подвески.

м, рад (град)

ст, рад (град)

0, град

м, град

fст, м

fполн, м

1.41 (81)

0.401 (23)

41

139

0.0998

0.395



На машине установлен ограничитель при =112˚ , следовательно fполн=0.395 м , тогда:

- м=112;

- fдин=0.2952 м.


Таблица 4.2.

Результаты расчёта упругой характеристики подвески.

, град

41

51

61

71

81

91

101

112

f, м

0

0.044

0.094

0.150

0.209

0.270

0.331

0.395

P, H

0

13631

27236

40893

54473

68052

81709

104284



2.4 Удельная потенциальная энергия подвески.


Удельная потенциальная энергия подвески является важным показателем качества системы подрессоривания. Если не учитывать влияние амортизаторов, удельную потенциальную энергию подвески можно в общем случае найти по формуле:

.

Так как все подвески одинаковы и линейны, то:

,

после подстановки получено =0.654 м.

Для современных ГМ считается достаточным = 0,6 0,8 м.

Более корректно можно определить, исходя из свойств материала торсиона и его геометрических размеров:

.

С учётом введённых ограничений по геометрическим характеристикам подвески:

м=0+м, тогда м=м-0=81˚=1.41 рад.

]max=mGdт/(2Lт)=1366.783 МПа.

После подстановки получим значение удельной потенциальной энергии подвески исходя из свойств материала торсиона и его геометрических размеров =0.78 м.


2.5 Определение основных характеристик демпферов.


Сопротивление демпферов (амортизаторов) выбирают так, чтобы обеспечить гашение колебаний корпуса с требуемой эффективностью: = 1/2, где 1 и 2 – амплитуды колебаний в моменты, отстоящие на величину периода колебаний. Для современных ГМ допустимые значения = 10 17. В качестве демпфирующих характеристик используем уже известные характеристики.



















3. Проектировочный расчет пневмогидравлической подвески

Целью данного расчета является определение геометрических размеров, схемы ее компоновки в корпусе ВГМ, а также параметров упругих и демпфирующих характеристик. При проведении проектировочного расчета критерием оценки качества подвески является плавность хода. Необходимо реализовать такой вариант подвески, который может обеспечить достаточную комфортность езды на месте механика-водителя по небольшим неровностям с малым периодом и по протяженным неровностям большой амплитуды при условии непревышения ускорения 3,5 g.

Масса машины - 42 500 кг.

Число катков по борту - 6 шт.

Рабочая температура газа - 800С.

Диаметр дроссельного отверстия -4мм.

Число дроссельных отверстий - 1.


При расчете подвески были приняты следующие допущения:

  1. Подвеска симметрична относительно продольной плоскости.

  2. Жесткости всех подвесок одинаковы.

  3. Жидкость несжимаемая =800 кг/м2;

  4. Газ идеальный двухатомный азот N2;

  5. Рабочие процессы соответствуют политропе с показателем n=1,3;

  6. Система термодинамически замкнута;

  7. Сухим трением принебрегаем;

  8. Детали подвески невесомы.








3.1 Расчет упругой части.


Рис. 3.1


Rб=350 мм;

fст=70 мм;

fдин=380 мм;

0=44,20;

ст=580;

=30,40;

=1200;

b=150 мм;

с=560 мм;

Rбsin=322 мм.


Рк





3.1.1Построение упругих характеристик рессоры и подвески, и нахождение всех необходимых значений.


Зависимость перемещения штока от

min+х)2=b2+c2-2bc*cos

=+--90

Определим Хст:

=46,2 мм

Определим Рш ст:

=3258 кг=31961 Н.

=7135 кг=69998 Н

Определим Vcт и рст:

V0=921750 мм2

Vcт=V0стFш=921750- 46,2*7912,8=556179 мм3

0,9017 кг/мм2=8,846 Мпа;

7912,8 мм2

Определим давления р01 и р02:

рстVстn= р0V0n

=4,587 Мпа.

р02=3р01=13,761 Мпа.

Определим рз1 и рз2:

=3,807;

рз2=3рз1=11,422 Мпа;

Определим момент, когда начнет двигаться поршень второй камеры

Рассмотрим момент, когда давление в первой камере будет равно давлению во второй.

=66,5 мм

Найдем *:


*=69,2

Объем вытесненного газа на 1-ом участке:

V*=Fп*=7912,8*66,5=526201 мм3

Оставшийся объем:

Vост=V0-V*=921750-526201=395549 мм3


Для случая, когда движется только первый поршень:


Для случая, когда движутся оба поршня: