DISEÑO II Parte 2. Diseño del Tren de Aterrizaje. Rodríguez, Diego Ercole, Guillermo Triulzi, Esteban

Transcripción

1 Parte 2 TRABAJO PRACTICO Nº3 Diseño del Tren de Aterrizaje Profesor: Realizaron: Ing. Topa, Nicolás Farías, Matías Rodríguez, Diego Ercole, Guillermo Triulzi, Esteban

2 INDICE Hoja 1. INTRODUCCION Requerimientos Funcionales Longitud del tren, longitud de base y trocha 3 2. TIPO, DIMENSIONES Y PRESION DE INFLADO DE LAS CUBIERTAS Tipo de tren seleccionado Cargas del tren principal Cargas del tren de nariz Selección del neumático en función de la carga Presión de inflado 9 3. GEOMETRIA Y RETRACCION DEL TREN Absorción de energía en el toque Dimensionamiento del tren ANGULOS DE CABECEO Y ROLIDO DURANTE EL DECOLAJE Y ATERRIZAJE Angulo de cabeceo para lift-off Angulo de cabeceo y rolido en aterrizaje ESTABILIDAD EN EL TOQUE Y DURANTE EL CARRETEO Condición de toque (touch down) Estabilidad durante el carreteo TRES VISTAS DEL TREN INSTALADO 20 Hoja 2

3 1. INTRODUCCION 1.1. Requerimientos Funcionales En el diseño del Tren de Aterrizaje se debe tener en cuenta ciertos requerimientos, a saber: Durante las fases de Decolaje Rotación Lift off Aterrizaje Planeo y Carreteo solo las cubiertas contactarán el piso. Debe existir un espacio adecuado entre la pista y todas las partes componentes del avión (parte trasera del fuselaje, puntera de ala, puntera de hélice, etc.). La presión de inflado de los neumáticos debe seleccionarse al igual que la configuración del tren de aterrizaje, de acuerdo a la capacidad de absorción de carga del tipo de pista desde donde operará el avión. El tren de aterrizaje deberá absorber las cargas de impacto normal en el aterrizaje y poseer buenas características de amortiguamiento. Cuando el carreteo se efectúe sobre terreno irregular no deben trasmitirse golpes excesivos por parte del tren de aterrizaje. El frenado debe ser eficiente siendo la condición límite la máxima fuerza de frenado permitida por las condiciones de la pista. Durante el aterrizaje o carreteo en alta velocidad con viento cruzado debe asegurarse evitar las tendencias a inestabilidades laterales o longitudinales. Debe preverse elementos estructurales adecuados en el avión para servir como puntos de fijación del tren como así también espacio para su retracción. 1.2 Longitud del tren, longitud de base y trocha La longitud del tren, la longitud de su base y la trocha son factores que determinan la geometría del conjunto tren de aterrizaje, cuya localización más favorable se obtiene fijando los límites en un plano de tres vistas del avión. Definiremos ahora la disposición de estas variables en los planos x-y y x-z del avión completo. Disposición en el plano x-z: 1) Decolaje Aterrizaje: la parte trasera del fuselaje deberá mantener un despegue del suelo de al menos la máxima deflexión de la cubierta para θ = θ TD, o alrededor del 2% de la distancia desde la cola del fuselaje y el punto mas bajo de la pata de tren, tren de aterrizaje totalmente extendido (ver figura 7.1) 2) Carreteo: Durante el carreteo deberá existir un despeje de la hélice, la condición del tren es estáticamente comprimido. En el caso de neumáticos desinflados y amortiguadores completamente comprimidos cualquier parte del avión no deberá tocar la pista, la norma indica que esta distancia tiene que ser mayor a 7in (18cm). Hoja 3

4 Figura 1.1 (ref. Torembeek) 3) Touch-Down: Deberá evitarse que la cola tenga la tendencia a caer hacia atrás, para la cual el centro del área de contacto de las ruedas deberá estar detrás de la intersección de la proyección del vector W (peso) en la posición mas atrasada de CG. (Note que θ TD =θ LOF ) Disposición en el plano x-y 1) Tren de Nariz: a) Pn 0,08 W TO : Cuando la carga en el tren de nariz es menor o igual a 0,08 del W TO, la controlabilidad en tierra y la estabilidad durante el carreteo se verá comprometida particularmente con viento cruzado. b) Pn 0,15W TO : Cuando la carga estática en la rueda de nariz es mayor o igual a 1,5 del W TO, la carga durante un frenado exigente puede ser excesiva, el frenado puede ser menos eficiente al igual que el control direccional. c) Deben tenerse en cuenta los límites de X CG en los puntos anteriormente nombrados (ver figura 7.2). Hoja 4

5 Figura 1.2 (ref. Torembeek) 2) Tren Principal: a) Fijado el tren de nariz se selecciona ψ y de esta manera se fija el valor de la trocha del tren principal. b) Eventualmente puede ser necesario desplazar el tren principal más atrás del valor requerido de estabilidad durante el carreteo. Esto se hace para asegurar Hoja 5

6 la maniobra de carga sin necesidad de contrapesos, pero se debe tener cuidado con esto ya que dificultará la rotación en decolaje y se incrementará la carga sobre la rueda de nariz dificultándose el frenado, etc. Disposición en el plano y-z: Deben determinarse los límites de θ y φ disponibles. La trocha mínima requerida surgirá de las consideraciones de estabilidad de carreteo. Una vez establecidos los límites deberá elegirse el tren de aterrizaje más corto. La altura del tren puede determinarse por el diámetro de la hélice (despegue del piso). Existen algunas consideraciones (entre otras) que pueden apartarnos de esta regla: a) Elegida la trocha, el tren mas corto puede serlo demasiado para ser alojado en los espacios disponibles cuando sea retraído. b) La pata del tren puede resultar muy corta para acomodar el amortiguador. c) Pueden existir razones para preveer el crecimiento de la longitud lf para una versión alargada del avión, que justifique patas del tren mas largas. Si el tren tuviese patas demasiado largas puede ser necesario la revisión de la configuración del avión completo. En el caso de aviones con hélice, la longitud de la pata del tren nariz será una consecuencia del diámetro de la hélice y el despeje necesario del suelo. En otros casos la longitud del tren hg depende de requerimientos operacionales, por ejemplo, para carga y descarga o que el piso del fuselaje esté inclinado nariz abajo. Hoja 6

7 2. TIPO, DIMENSIONES Y PRESION DE INFLADO DE LAS CUBIERTAS 2.1. Tipo de tren seleccionado Adoptaremos para nuestra aeronave el tren tipo triciclo (por ej. ver fotografía 1) Fotografía 1: Ejemplo de tren triciclo (A4-AR) 2.2. Cargas del tren principal Definiremos las ruedas principales como las correspondientes al tren principal, o aquel que soportará las mayores solicitaciones. Su selección está basada en la carga estática la cuál dependerá del peso del avión, del número de patas, de la disposición de las patas respecto del CG y del número de ruedas por pata. Para la obtención de las cargas estáticas consideraremos que el avión carretea sin frenos aplicados y a baja velocidad. Entonces, estas cargas dependerán del equilibrio estático, según la siguiente figura extraída del Torembeek: Figura 2.1 (ref. Torembeek) De ella podremos obtener la carga para el tren principal, la cuál será: ln Pm = Wto (1) lm + ln Donde: lm = distancia en x desde el CG hasta el tren principal ln = distancia en x desde el CG hasta el tren de nariz Wto = peso máximo al decolaje Hoja 7

8 Siendo la condición mas crítica la posición mas atrasada de CG para W TO o W Rampa. Si no se dispone de los datos de la configuración, puede asumirse para configuraciones de tren principal de dos patas que cada una absorberá 46 % W TO. Si se conocen las características del amortiguador será posible determinar la energía de amortiguación disponible para el impacto durante el aterrizaje. En la etapa de diseño preliminar, se acepta que el diseño del amortiguador se adaptará a la energía que el neumático es capaz de absorber a su máxima deflexión. En este caso la elección de la cubierta se basará en la carga estática que la misma puede soportar. Para: lm = 0,636 m = 2,087 ft ln = 1,815 m = 5,955 ft Wto = 1219 Kg = 2688 lb tendremos que: Pm FINAL = 451,356 Kg 2.3. Cargas del tren nariz Para determinar las cargas que deberá soportar el tren de nariz consideraremos la condición durante la máxima solicitación de frenado. Las hipótesis que utilizaremos para el cálculo serán: a) momentos aerodinámicos nulos y b) rueda de nariz sin frenos. Durante la trayectoria de frenado en tierra se tiene: x Wto = µ Pm + D T g (2) 0 = Wto L Pm Pn (3) 0 = Pm lm + µ Pm hcg Pn ln (4) Luego la carga en la rueda de nariz será: Pn Wto lm = 1 lm + ln L Wto hcg x D T + lm + ln g Wto (5) Note que como L y D son positivos, el valor máximo de Pn/W se obtiene en baja velocidad. Además, la condición mas penalizante se establece para X CG mas adelantado. Para dimensionar tomamos el caso mas crítico, es decir la condición de máxima carga que ocurre para T = 0 y utilizando el sistema de control de presión de frenado automático (δx/g), por lo tanto: x = 0,45 (piso de hormigón) g x lm + hcg Pn g = = 0,452 (6) W lm + ln Hoja 8

9 Pn 1 = 550,816 Kg = 1214,549 lb 2.4. Selección del neumático en función de la carga Utilizando las bases de datos de diferentes neumáticos proporcionadas por Pazmani en su libro Landing Gear Design for Light Aircraft seleccionamos los neumáticos correspondientes a cada pata en función de las cargas Pn y Pm antes calculadas. Entonces: Pata Neumático Cant. de Telas Carga (lb) Vel. (mph) Presión (lb/in²) Frenado (lb) Peso (lb) Domax (in) Domin (in) b (in) Nariz 5, ,70 14,20 13,65 4,950 Principal 6, ,30 17,50 16,80 6,300 Tabla 2.1: Neumáticos seleccionados Figura 2.2: Dimensiones del neumático 2.5. Presión de inflado Cuando el tamaño de los neumáticos ha sido determinado debe establecerse su relación con la presión de inflado. Factores a tener en cuenta: Incrementando la presión de inflado el área de contacto con la pista se reducirá aumentándose la carga por unidad de superficie trasmitida a la misma. La capacidad de absorción de carga de la pista impondrá un límite a la presión de inflado. Deberá preveerse de suficiente espacio para el alojamiento de los discos de freno internos. Esto limitará el diámetro interno de la masa al igual que el diámetro de la llanta y su ancho. El área de contacto de los neumáticos con la pista es inversamente proporcional a la presión de inflado, es decir, el frenado será más dificultoso si se utiliza una elevada presión de inflado. En el caso de operación con pista mojada y con los neumáticos de perfil adecuado la velocidad de aquaplanning depende fundamentalmente de la presión de inflado. Hoja 9

10 Procederemos a calcular el coeficiente de presión sin rodadura µ STATIC y la velocidad máxima de rodaje por aquaplanning: µ STATIC = 0,93 K. p (7) Vaqua = Kaq. (p) 1/2 (8) Siendo: K = 0,155 cm²/kg = 0,0011 in²/lb p = presión de inflado recomendada para el neumático seleccionado Kaq = 17,5 (para p en kg/cm² y V en m/s) Neumático trasero Presión [lb/in²] Presión [kg/cm 2 ] µestatic Vaqua [m/s] 6, ,000 4,021 0,868 35,090 Tabla 2.2: Presiones de inflado y velocidades de aquaplanning Una vez que hemos obtenido los valores de µ STATIC recalcularemos la carga sobre el tren nariz, debido a la acción de frenado de las ruedas del tren principal, siendo la ecuación a utilizar: Pn W ( lm + µ.hc.g. ) ( lm + ln+ µ.h ) = (9) C.G. Pn FINAL = 560,552 kg = 1236 lb Podemos decir que el neumático delantero que previamente habíamos seleccionado sí soporta la carga de 1236 lb, ya que este soporta una carga máxima de frenado según su fabricante de 1830 lb (ver tabla 2.1). Hoja 10

11 3. GEOMETRIA Y RETRACCION DEL TREN Habiéndose seleccionado la disposición del tren de aterrizaje y las dimensiones de los neumáticos deben ahora diseñarse la configuración amortiguador pata de tren, sus dimensiones, la solución básica para la cinemática de retracción y el espacio requerido para el tren retraído Absorción de energía en el toque La máxima energía cinética del avión normal a la pista a ser absorbida en el toque es W 2 E = ω (10) 2g Donde ω es la velocidad de descenso final. Si se admite que toda la energía será absorbida por el tren principal (según Torembeek), el vástago requerido por cada amortiguador se deduce de: S ( η S + η S ) E = N Ps λ (11) t t S S Con: N S = número de amortiguadores del tren principal Ps = carga estática por cada pata del tren λ = factor de reacción Máxima _ Carga λ = Carga _Estática = 2,701 (12) Pata S t = deflexión máxima del neumático S S = longitud del vástago del amortiguador ηt = factor de eficiencia del neumático ηs = factor de eficiencia del amortiguador ç t Energía absorvida por el neumático = = 0,47 P S t Energía absorvida por el amortiguador η S = = 0,80 (amort. oleo neumático) P S S Asumiendo que la carga estática sobre el tren principal es: carga estática = 0,92 W TO (13) se encuentra que la longitud del vástago necesario del amortiguador será: 2 1 ω S η S = t St (14) η S 1.84 g λ donde: ω = velocidad de descenso final ω (especificada por la norma FAR) Hoja 11

12 Entonces: Kω = 0,9 para (Wto/S en kg/m 2 ) W = 1219 kg S = 14,05 m W ω = K ω = 2,747 m/s (15) S finalmente: λ = 2,701 (ecuación 12) η t = 0,47 η S = 0,80 S t = 0,048 m (de la figura 3.1) Figura 3.1: Deflección vs. Carga de impacto (ref. Pazmani) S S 2 1 ω η t S ηs 1.84 g λ = t = 0,191 m...reemplazando los valores obtenidos en la ecuación 11 obtendremos: S ( η S + η S ) E = N Ps λ = 265,155 kg.m t t S S 3.2. Dimensionamiento del tren a) Diámetro del cilindro de la parte telescópica del tren principal por pata D = 1,3 + 0,11. Ps (16) D = 39,05 mm Hoja 12

13 b) Despeje entre el neumático y otras partes: se basa en las dimensiones máximas del neumático inflado (Do max y b max ) y el espacio necesario por el incremento en el diámetro debido a las fuerzas centrífugas en el rodamiento a alta velocidad. Este último factor no influye en nuestro caso ya que nuestra velocidad máxima en carreteo no supera los 35 m/s (126 km/h) A continuación, en la tabla 3.1, podemos observar los valores calculados mínimos de la longitud de cada tren. Tren Do max [m] Ss [m] l extendido [m] e s [m] l estático min [m] Nariz 0,3607 0,1905 0,7298 0,1767 0,5530 Principal 0,4445 0,1905 0,7842 0,1767 0,6075 Tabla 3.1: Longitudes de los trenes Debido a nuestras dimensiones geométricas y respetando el despeje de la hélice con respecto al suelo no adoptaremos los valores de las longitudes calculados, sino los obtenidos geométricamente a través de la figura 3.2, siempre teniendo en cuenta las dimensiones máximas de las patas extendidas, comprimidas en carreteo y máxima compresión en el touch down. Las dimensiones finales también se presentan en la tabla 3.2. Figura 3.2: Dimensionamiento del tren (dimensiones en mm) Tren Do max l Ss [m] ext adoptado e s l est adoptado trocha [m] [m] [m] [m] [m] Nariz 0,3607 0,1905 0,695 0,1767 0,594 - Principal 0,4445 0,1905 0,651 0,1767 0,641 3,262 Tabla 3.2: Dimensiones finales de ambos trenes Hoja 13

14 4. ANGULOS DE CABECEO Y ROLIDO DURANTE DECOLAJE Y ATERRIZAJE Las patas del tren principal deberán ser lo suficientemente largas para permitir cualquier combinación de ángulos de cabeceo (θ) o rolido (φ), que pueda darse durante la operación normal del avión en tierra, sin que alguna parte de la estructura del avión entre en contacto con el suelo. La siguiente figura (ref. figura 10.8 de Torembeek) muestra las definiciones geométricas en relación a los ángulos θ y φ requeridos para decolaje y aterrizaje. Figura 4.1: Definiciones geométricas (ref. Torembeek) donde: Γ = ángulo definido por el punto de intersección del ala con el tren principal y el ala misma (aproximadamente diedro) θ = ángulo de cabeceo φ = ángulo de rolido (ladeo) hg = altura de la pata de tren extendida t = trocha 4.1. Angulo de cabeceo para lift-off Entonces: Hoja 14

15 3 θlof = 7 1+ = 10,312 º (17) A siendo: b = 9,51 m hg = 0,651 m t = 3,262 m Γ = 6 º 2.hg φ = arctg tgγ + tgθ. tg Λ = 17,406 º (18) ( b t) 4.2. Angulo de cabeceo y rolido en aterrizaje Para cabeceo: Para rolido: θ Landing = θ LOF (aviones a hélice) φ = 15 º (aviación general) Hoja 15

16 5. ESTABILIDAD EN EL TOQUE Y DURANTE EL CARRETEO En esta etapa de diseño se analizará la estabilidad solamente desde el punto de vista de evitar el volcado del avión en el toque y durante el carreteo. Para este análisis se utilizará la vista en planta del avión (ver figura 1.2 de la hoja 5) y se asumirá al tren de aterrizaje estáticamente comprimido (ver figuras 1.2, 5.1 y 5.2). Figura 5.1: ref Torembeek Figura 5.2: ref Torembeek El avión podrá volar alrededor de cualquiera de las líneas que conecten las áreas de contacto de las ruedas, si la resultante de las fuerzas másicas y aerodinámicas intersecta el suelo en un punto que esté fuera del triángulo formado por estas líneas de conexión (figuras 5.1 y 5.2). En este caso el suelo no puede ejercer la reacción necesaria para evitar el volteado. Hoja 16

17 5.1. Condición de Toque (Touch Down) La condición más desfavorable se produce en la posición mas atrasada de CG y en su posición mas elevada. Si no existe fuerza de retardo en X, solo existirá una fuerza vertical que intersectará el plano de la pista a una cierta distancia por detrás de la proyección del CG en tierra (el avión tiene un gran valor de θ). El tren debe ubicarse al menos a la distancia siguiente: l m ( hcg + es ) tanè TD (19) por detrás del CG mas atrasado. Donde: e s = deflexión estática de la cubierta más el amortiguador h cg = distancia en z desde el cg del avión hasta el suelo durante el carreteo θ TD = ángulo de cabeceo durante el toque θ TD θ LAND Para poder calcular la distancia l m es necesario obtener e s. La deflexión estática es igual a: e = e + e (20) S STire SShock Absorver donde: 1 e STire = estire máximo = 0,034 m (obtenido de Figura 5.3) 3 Figura 5.3: Deflexión vs carga 3 e S ShockAbsor ver = esshock Absorver máximo = 0,143 4 Ksg = 0,5 Entonces: y nuestro avión cumple ya que: lm mín = 0,234 m lm avión = 0,636 m Hoja 17

18 5.2. Estabilidad durante el carreteo Las fuerzas que actúan lateralmente sobre el avión pueden resultar de viento cruzado, ángulo de guiñada relativo a la dirección de la pista o bien por un giro durante el carreteo a alta velocidad. En principio: ψ = 60º Con este valor de ψ puede evitarse la tendencia al volcado lateral del avión. El siguiente valor de ψ representa el valor de máxima seguridad ψ = 55 ~ 57º Note que este valor fijará un límite para la trocha del tren de aterrizaje. En la figura 5.2 se plantea el caso para el CG más adelantado y con desplazamiento en y debido a cargas aerodinámicas por ángulo de rolido φ. Debido a la fuerza (n y W) (según y ), el avión tendrá un ángulo de rolido dado por la siguiente expresión: e h S cg tan φ = 4K sg ny (21) t t Donde: e s = deflexión estática de la cubierta mas el amortiguador = 0,177 t = trocha = 3,262 m h cg = distancia en z desde el cg del avión hasta el suelo durante el carreteo = 1,048 m de K dp sg = = factor de rigidez del aterrizaje = 0,5 es Ps n y = factor de carga lateral Como resultado del ángulo de inclinación el CG se desplazará lateralmente una distancia (h cg tanφ), punto Q de la figura 5.2. Si el peso lo representamos por un vector de longitud h cg desde el CG, entonces con una carga lateral (n y W) la intersección de la fuerza resultante con la pista, será a una distancia (n y h cg ) desde el punto Q según y. Cuando solo existe la fuerza de inercia según x dada por la fuerza de frenado (n x W), el punto de intersección con la pista será a un a distancia (n x h cg ) por delante del punto o. La combinación mas crítica se producirá para frenado en: a) piso de cemento seco: n x = 0,5 ~ 0,6 n y = 0,5 b) pistas de pasto seco: n x = n y = 0,35 Como las cargas en x e y son del mismo orden de magnitud, un círculo puede tomarse como el caso límite absoluto. De estos puntos de intersección, tomando el punto o como centro, el radio del círculo será e h = + S cg r ny hcg 1 4K sg (22) t t Donde: K sg = factor de rigidez del aterrizaje = 0,5 n y = factor de carga lateral = 0,5 Hoja 18

19 reemplazando: e h S cg tan φ = 4K sg ny φ = 0,997 º t t r = 0,542 m Finalmente, nos queda comprobar que este valor obtenido se encuentre dentro del triángulo geométrico actual formado por el tren de aterrizaje de nuestro avión. Para ello, utilizaremos la siguiente vista en planta de nuestra aeronave(figura 5.4). Figura 5.4: Comparación entre el radio calculado y el obtenido por geometría Hoja 19

20 6. TRES VISTAS DEL TREN INSTALADO Hoja 20