Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M

Eindwerk
A s s o c i a t i e K. U. L e u v e n
Basisopleiding van 2 cycli
DEPARTEMENT
INDUSTRIELE WETENSCHAPPEN
EN TECHNOLOGIE
Academiejaar : 2004 - 2005
Opleiding : ELEKTROMECHANICA Optie : ELEKTROMECHANICA
Keuzerichting :
onder leiding van
Eindwerk aangeboden tot het
behalen van het diploma
LUCHTVAARTMECHANICA
Ing. P. D'Hulster, KHBO
Ontwerp van een testbank voor de
flap support van de A400M
door
Lesley Morsink
INDUSTRIEEL INGENIEUR IN ELEKTROMECHANICA
ir. G. Van Der Linden, ASCO INDUSTRIES NV
Katholieke Hogeschool Brugge - Oostende
Zeedijk 101 , 8400 Oostende
tel +32 59 56 90 00 - fax +32 59 56 90 01

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Mededeling
Deze eindverhandeling was een examen; de tijdens de verdediging vastgestelde fouten werden
niet gecorrigeerd. Gebruik als referentie in publicaties is toegelaten na gunstig advies van de
KHBO-promotor, vermeld op het titelblad.

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Woord vooraf
Graag wil ik langs deze weg de volgende mensen bedanken voor hun hulp bij het realiseren van
dit eindwerk.
In het bijzonder mijn ouders. Mijn moeder voor de morele en praktische steun, mijn vader voor
het helpen met brainstormen. Dankzij hun kan ik deze studies volgen.
Mijn binnenpromotor aan de KHBO, Ing. P. D’hulster, voor het in goede banen leiden van dit
eindwerk en voor de motivatie.
Mijn buitenpromotor van ASCO, ir. G. Van Der Linden, voor het mogelijk maken van dit
eindwerk en voor de goede begeleiding ervan. Verder ook een woord van dank voor de andere
mensen van ASCO die mij bijgestaan hebben tijdens dit eindwerk.
Ing. G. Bekaert voor de ondersteuning bij de eindige elementen berekeningen.

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Samenvatting
De A400M is het nieuwe Europese militaire transporttoestel van Airbus Military, een
samenvloeiing van Europese bedrijven. Momenteel is het vliegtuig nog in ontwerp, het eerste
toestel wordt in 2007 verwacht. Acht Europese luchtmachten bestelden samen reeds 180
A400M’s. België bestelde er zeven, dit ter vervanging van de C-130.
Asco ontwerpt en vervaardigt vier van de acht flap supports van de A400M. Onder flap support
verstaat men het mechanisme waarmee de vleugelkleppen aan de vleugel bevestigd worden. Dit
mechanisme laat ook toe dat de flaps op- en neergelaten kunnen worden. Elke flap support
bestaat hoofdzakelijk uit twee onderdelen: een balk die onder de vleugel gemonteerd wordt
(beam) en een driehoekige structuur waaraan de flap bevestigd wordt (lever). De beam eindigt
achteraan in een bolgewricht waarrond de lever kan kantelen. Dit kantelen verzorgt het op- en
neerlaten van de flaps.
De bedoeling van dit eindwerk is het ontwerpen van een testbank die in staat is
vermoeiingstesten uit te voeren op de onderdelen van de flap support. Het betreft vier in
afmeting verschillende onderdelen waaronder twee beams en twee levers, telkens van de
linkervleugel. De krachten die op de onderdelen komen, variëren tussen 200 kN en 400 kN. Het
grootste onderdeel is ongeveer 2,3 meter lang, het kleinste 0,7 meter.
Het resultaat van dit eindwerk is een 3D-ontwerp in het tekenprogramma CATIA. Van elk
onderdeel is een stuktekening gemaakt. Het ontwerp laat toe de twee beams en de twee levers te
testen op één testbank, hierbij moet voor elk onderdeel een andere opstelling gemaakt worden.
Eenvoudige onderdelen zijn met de hand berekend. De meer complexe onderdelen zijn
gecontroleerd op vervorming en optredende spanningen met de “Generative Structural
Analysis”-module in CATIA.
De testbank bestaat uit een bedplaat waarop de vier verschillende opstellingen kunnen gebouwd
worden. Elk te testen onderdeel wordt op twee punten op de testbank bevestigd met behulp van
opspanstukken, op de twee andere punten wordt een kracht aangebracht. Als krachtbron is
gekozen voor twee hydraulische cilinders die elk een dynamische kracht van 500 kN kunnen
leveren. Elke cilinder wordt horizontaal gemonteerd in een verplaatsbare ophanging.

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Inhoudsopgave
Mededeling
Woord vooraf
Samenvatting ............................................................................................................................ 4
Inhoudsopgave.......................................................................................................................... 5
Afkortingen............................................................................................................................... 7
Inleiding ................................................................................................................................. 8
1 De te testen onderdelen................................................................................................. 10
1.1 Wat zijn flaps....................................................................................................... 10
1.2 Flapmechanisme van de A400M ........................................................................ 11
1.3 Beam 1 en 4 .......................................................................................................... 13
1.3.1 Forward attachment....................................................................................... 13
1.3.2 Rear attachment............................................................................................. 14
1.3.3 Interface beam-bewegingsschroef................................................................. 15
1.4 Lever 1 en 4.......................................................................................................... 15
1.5 Krachten............................................................................................................. 16
2 Opbouw van de testbank .............................................................................................. 19
2.1 Doel ....................................................................................................................... 19
2.2 Krachtbron........................................................................................................... 19
2.3 Algemene opbouw van de testbank.................................................................... 21
2.3.1 Bevestiging van hydraulische actuator op de testbank.................................. 22
2.3.1.1 Van eisen tot concept........................................................................... 22
2.3.1.2 Praktisch ontwerp................................................................................. 30
2.3.1.3 Fabricage van de actuator support........................................................ 35
2.3.2 Testopstelling voor de beams........................................................................ 37
2.3.2.1 Van eisen tot concept ........................................................................... 37
2.3.2.2 Praktisch ontwerp................................................................................. 41
2.3.2.3 Fabricage van de suspensions .............................................................. 45
2.3.3 Testopstelling voor de levers......................................................................... 47
2.3.3.1 van eisen tot concept ............................................................................ 47
2.3.3.2 Praktisch ontwerp ................................................................................. 52
2.3.3.3 Fabricage van de slave hinges en de 2-D lager.................................... 55
2.3.4 De bedplaat.................................................................................................... 56
3 Berekeningen ................................................................................................................. 59
3.1 Algemene berekeningswijzen ............................................................................. 59
3.1.1 Toelaatbare spanningen en veiligheidsfactoren ............................................ 59
3.1.2 Pennen ........................................................................................................... 60
3.1.2.1 Massieve pen ........................................................................................ 61
3.1.2.2 Doorboorde pen.................................................................................... 63
3.1.3 Bouten ........................................................................................................... 64
3.1.4 Complexere onderdelen................................................................................. 64
5

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
3.2 Berekeningen van testbankonderdelen ............................................................. 65
3.2.1 Actuator support............................................................................................ 65
3.2.1.1 Actuator support pivot pin.................................................................... 65
3.2.1.2 Bout voor actuator support pivot pin ................................................... 66
3.2.1.3 Bouten voor klem................................................................................. 70
3.2.1.4 Bouten voor assemblage van 2-D lager................................................ 75
3.2.1.5 Bewegingsschroef ................................................................................ 75
3.2.1.6 Blokkeerbouten .................................................................................... 77
3.2.1.7 Materiaal rond actuator support pivot pin (EEA)................................. 79
3.2.1.8 Dimensioneren van de 2-D lager.......................................................... 79
3.2.2 Forward attachment suspension .................................................................... 83
3.2.2.1 Reactiekrachten op bouten van forward attachment 1 ......................... 83
3.2.2.2 Reactiekrachten op pennen van forward attachment 1 ........................ 85
3.2.2.3 Pennen voor de forward attachment 1.................................................. 85
3.2.2.4 Reactiekrachten op bouten van forward attachment suspension.......... 86
3.2.2.5 Bouten voor bevestiging van forward attachment................................ 87
3.2.2.6 Reactiekrachten op pennen van forward attachment suspension ......... 89
3.2.2.7 Bouten voor bevestiging van forward attachment suspension............. 90
3.2.2.8 Pennen voor forward attachment suspension....................................... 93
3.2.2.9 Spanningen en vervormingen forward attachement (EEA) ................. 94
3.2.2.10 Spanningen en vervormingen forward attachement suspension (EEA)94
3.2.3 Lever suspension........................................................................................... 95
3.2.3.1 Reactiekrachten op bouten van slave hinges........................................ 95
3.2.3.2 Bouten voor bevestiging van de slave hinges ...................................... 96
3.2.3.3 Reactiekrachten op pennen van slave hinges....................................... 96
3.2.3.4 Reactiekrachten op bouten van lever suspension................................. 96
3.2.3.5 Bouten voor de bevestiging van de lever suspension........................... 99
3.2.3.6 Reactiekrachten op pennen van lever suspension .............................. 100
3.2.3.7 Pennen voor lever suspension ............................................................ 100
3.2.3.8 Pennen voor slave hinges ................................................................... 101
3.2.3.9 Dimensioneren van de abutment pads voor beam 1........................... 101
3.2.3.10 Spanningen en vervormingen lever suspension (EEA) ...................... 103
3.2.4 Rear attachment 4 suspension ..................................................................... 103
3.2.4.1 Reactiekrachten op bouten van rear attachment 4 suspension........... 103
3.2.4.2 Reactiekrachten op pennen van rear attachment 4 ............................. 104
3.2.4.3 Bouten voor bevestiging van de rear attachment 4 suspension.......... 105
3.2.4.4 Pennen voor rear attachment 4 suspension......................................... 105
3.2.4.5 Dimensioneren van de abutment pads voor beam 4........................... 105
3.2.4.6 Spanningen en vervormingen rear attachement 4 suspension (EEA) 106
3.3 Overzichtstabel van de berekeningen.............................................................. 107
4 Kort overzicht van het ontwerp ................................................................................. 109
5 Opmerkingen ............................................................................................................... 110
6 Mogelijkheden tot verbeteren van het ontwerp ....................................................... 112
Besluit .................................................................................................................................... 113
Bijlagen.................................................................................................................................. 114
Literatuurlijst ....................................................................................................................... 193
6

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Afkortingen
CATIA Computer Aided Three Dimensional Interactive Application
DOF Direction Of Flight
EEA Eindige Elementen Analyse
FSH Front Slave Hinge
N Newton
kN kilonewton
Rm maximale trekspanning
Re elasticiteitsgrens
RmN maximale trekspanning voor genormaliseerde trekstaven
ReN elasticiteitsgrens voor genormaliseerde trekstaven
Kt groottefactor
σ normaalspanning
τ schuifspanning
p vlaktedruk
σv vergelijkspanning
VF Veiligheids Factor
W Weerstandsmoment
I traagheidsmoment
m meter
mm millimeter
voor afkortingen die gebruikt zijn bij de boutberekeningen wordt er verwezen naar het boek Roloff / Matek.
7

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Inleiding
De A400M is het nieuwe Europese militaire transporttoestel van Airbus Military. Airbus
Military is in 1999 opgericht en is een samenvloeiing van verschillende bedrijven uit Europa.
België draagt hier zijn steentje bij met het consortium Flabel, bestaande uit ondermeer ASCO,
Barco, Sonaca, Sabca en Sabca Limburg. Momenteel is het vliegtuig nog in ontwerp, het eerste
toestel wordt tegen 2007 verwacht. Acht Europese luchtmachten bestelden samen reeds 180
A400M’s. België bestelde er zeven, dit ter vervanging van de C-130.
ASCO begon als een privé onderaanneming in 1954, en is nu nog steeds in privé handen.
Dit bedrijf houdt zich bezig met developing, engineering, manufacturing en assemblage van
allerhande onderdelen voor verschillende markten en aerospace programma’s over heel de
wereld. ASCO wordt beschouwd als specialist in co-development, design, precisie verspaning
en vervaardigen van luchtvaartonderdelen die onderhevig zijn aan zware belastingen zoals het
mechanisme voor flaps en slats, motorophangingen, onderdelen van landingsgestellen, …
ASCO werkt samen als risk-sharing partner in grote commerciële luchtvaart programma’s.
Het bedrijf heeft als troef zich enkel bezig te houden met zaken die te moeilijk zijn voor andere,
niet gespecialiseerde bedrijven. Snel frezen en behandelen van titanium en sterke
staallegeringen zijn hiervan een voorbeeld. ASCO’s motto: “Precision is our passion”
ASCO ontwerpt en vervaardigt vier van de acht flap supports van de A400M. Onder flap
support verstaat men het mechanisme waarmee de vleugelkleppen achteraan aan de vleugel
bevestigd worden. Deze vleugelkleppen worden de flaps genoemd. Dit mechanisme laat ook toe
dat de flaps op- en neergelaten worden. Elke flap support bestaat hoofdzakelijk uit twee
onderdelen: een balk die onder de vleugel gemonteerd wordt (beam) en een driehoekige
structuur waaraan de flap bevestigd wordt (lever). De beam eindigt achteraan in een bolgewricht
waarrond de lever kan kantelen. Dit kantelen verzorgt het op- en neerlaten van de flaps.
Binnenkort start ASCO het project op voor het ontwerp van een testbank die de twee beams en
de twee levers moet testen. Tijdens mijn stage bij ASCO kreeg ik in het kader van het eindwerk
de opdracht om reeds een voorontwerp te maken voor deze testbank.
De bedoeling van dit eindwerk is het ontwerpen van een testbank die in staat is
vermoeiingstesten uit te voeren op de onderdelen van de flap support. Het betreft vier in
afmeting verschillende onderdelen waaronder twee beams en twee levers, telkens van de linker
8

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
vleugel. De krachten die op de onderdelen komen, variëren tussen 200 kN en 400 kN. Het
vooropgestelde doel is een 3D-ontwerp en werkstuktekeningen.
Eerst is het flapmechanisme bestudeerd. De ligging van de krachten die op de te testen
onderdelen moeten komen is bekeken. Vervolgens zijn concepten bedacht voor de algemene
opbouw van de testbank. Deze werden geargumenteerd met voor- en nadelen. De algemene
concepten zijn met de ingenieurs van ASCO besproken met een keuze als gevolg. Voor de
kleinere mechanismen en constructies werden ook concepten uitgedacht en besproken met de
mensen van ASCO. Zodra het totaal concept vastlag is de effectieve uitwerking en het praktisch
ontwerp gestart. Eenvoudige onderdelen zijn met de hand berekend, de meer complexe
onderdelen zijn gecontroleerd op vervorming en optredende spanningen met de “Generative
Structural Analysis module” in CATIA. Tenslotte zijn werkstuktekeningen,
assemblagetekeningen en dit boek gemaakt.
Daar ASCO het 3D-tekenprogramma CATIA (V5) gebruikt, wordt het ontwerp van de testbank
ook in CATIA getekend. Er wordt niet ingegaan op het praktisch gebruik van CATIA. De in dit
eindwerk ontworpen testbank laat toe de twee beams en de twee levers te testen op één testbank,
er moet voor elk onderdeel een andere opstelling gemaakt worden.
Het eerste hoofdstuk geeft een beschrijving van de onderdelen die getest moeten worden. In het
tweede hoofdstuk worden op basis van de opgestelde eisen de verschillende testbankonderdelen
principieel ontworpen. Uit dit principieel ontwerp volgt een praktisch ontwerp. Hoofdstuk drie
bevat de berekeningen die gemaakt zijn.
A400M
9

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
1 De te testen onderdelen
1.1 Wat zijn flaps
Met het engelse woord Flaps bedoelt men de beweegbare vleugeloppervlakken die zich
achteraan aan de vleugel bevinden. De flaps zijn beweegbare vleugeloppervlakken die zich
achteraan aan de vleugel bevinden. Ze hebben dezelfde vorm als de rolroeren en hebben meestal
een groter oppervlak.
Terwijl rolroeren aan het uiteinde van de vleugels geplaatst worden, bevinden flaps zich vlak bij
de romp. Flaps worden samen en in dezelfde richting neergelaten zodat zij geen rolbeweging
veroorzaken. Flaps kunnen meestal onder verschillende gradaties neergelaten worden.
Het doel van flaps is het draagvermogen van de vleugel te vergroten bij lage vliegsnelheden. Ze
worden dus voornamelijk gebruikt tijdens vluchtfases waarbij een lage vliegsnelheid vereist is,
zoals opstijgen, landen, dropping, …
Wanneer de flaps neergelaten worden ontstaat er een grotere vleugelwelving waardoor de
luchtsnelheid boven de vleugel stijgt. Volgens de wet van Bernouilli daalt dan de statische druk.
Tegelijkertijd ontstaat er een hogere druk aan de onderkant van de vleugel. De lift zal dus
stijgen. Daarnaast zal ook de luchtweerstand stijgen. Een hogere luchtweerstand laat toe tijdens
de landing een steilere nadering te maken zonder dat de snelheid oploopt. Er kan tijdens het
opstijgen ook steiler geklommen worden. Dit laatste vereist uiteraard een groter
motorvermogen. De flaps worden bij het opstijgen typisch minder ver uitgeschoven dan bij de
landing. Vaak combineert men het neerlaten van de flap met het achteruitschuiven ervan zodat
het vleugeloppervlak vergroot. Een groter vleugeloppervlak zorgt ook voor een grotere
draagkracht. In figuur 1.1 wordt het principe van de flap geïllustreerd.
Figuur 1.1 Plain flap
10

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
1.2 Flapmechanisme van de A400M
Als militair transportvliegtuig moet de A400M kunnen opstijgen en landen op zeer korte pistes.
De aanwezigheid van de motoren vooraan aan de vleugel zorgt ervoor dat aanvalsboord niet kan
voorzien worden van lift verhogende kleppen of slats. De effectiviteit van de flaps is dus
uitermate belangrijk, ook tijdens het opstijgen. Er is gekozen voor een fixed vane dropped
hinge flap. Figuur 1.2 toont het principe van een dit type flap.
Figuur 1.2 fixed vane dropped hinge flap
Er zijn talloze manieren waarop flapmechanismen ontworpen worden, een eenvoudige manier is
een scharnier. Vaak wordt een mechanisme gebruikt waarbij de flap met rolletjes over een
geleiding rijdt tot zijn juiste stand. Bij de A400M is gekozen voor een kantelmechanisme. In
figuur 1.3 wordt de flap support van de A400M geïllustreerd. Onder de vleugel wordt een soort
van balk gehangen, deze wordt de beam genoemd. De beam wordt met twee interfacepunten
bevestigd aan de structuur van de vleugel. Het voorste interfacepunt noemt men de forward
attachment, het achterste de rear attachment. De beam loopt uit in een kogelgewricht
waarrond een driehoekig vakwerk kan kantelen, dit onderdeel noemt men de lever. De flap
wordt aan de lever bevestigd, ook met kogelgewrichten.
Figuur 1.3 Flaps kantelmechanisme
11

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Elke flap wordt gedragen door twee flap supports en elke vleugel heeft twee flaps. Per vleugel
zijn er dus vier flap supports. Deze worden genummerd van één tot vier, vertrekkende aan de
vleugelwortel. De afmetingen van de onderdelen verschillen voor ieder support. Zie figuur 1.4.
Elke flap heeft een master- en een slave flap support. De master flap support is niet voorzien
van kogelgewrichten tussen de lever en de flap, er is gebruik gemaakt van een starre verbinding.
Anders zou er geen vormvastheid zijn. De slave flap support is hier wel voorzien van
kogelgewrichten, de reden hiervoor is de vervorming van de vleugels tijdens de vlucht. Moesten
beide verbindingen tussen lever en flap star gemaakt zijn, zouden er grote spanningen optreden
bij vervorming van de vleugel. Het neerlaten van de flap gebeurt met een bewegingsschroef. De
krachtbron bevindt zich in de vleugel en wordt gebruikt voor alle flap supports. De beweging
wordt via assen en tandwielen overgebracht naar iedere flap support zodat het neerlaten van alle
flaps synchroon gebeurt. Met een tandwielmechanisme dat zich op de flapsupport bevindt wordt
deze beweging uiteindelijk op de bewegingsschroef overgebracht. Deze bewegingsschroef moet
de beweging van de lever kunnen volgen en is aan beide kanten voorzien van een kardankoppeling.
Rond het hele mechanisme van beam en lever komt een beplating om de
aërodynamische weerstand te verminderen, dit noemt men de fairing.
ASCO ontwerpt enkel de slave flap supports, dit zijn support één en vier. De testbank zal dus
enkel de onderdelen moeten testen van supports één en vier. We spreken over beam 1 en lever
1 voor de eerste flap support en analoog voor de vierde: beam 4 en lever 4. De testbank moet
dus in staat zijn om vier verschillende onderdelen te testen. We gaan nu wat dieper in op de
beam en de lever.
Figuur 1.4 Overzicht flap supports
12

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
1.3 Beam 1 en 4
Beam 1 en 4 zijn holle onderdelen, gemaakt als een kist. Ze zijn inwendig voorzien van schotten
voor de versteviging en zullen worden gemaakt uit aluminium. Op de vier interfacepunten naar
de vleugel en naar de lever zijn uiteraard ook verstevigingen aangebracht. Voor alle belangrijke
onderdelen wordt in de luchtvaart minstens één back-up systeem voorzien zodat bij het
begeven van het eerste systeem, het tweede systeem het overneemt. Dit is ook zo bij de flap
support. Figuur 1.5 toont de praktische uitvoering van beam 1. Beam 4 is gelijkaardig. De lengte
van beam 1 is ongeveer 2,3 meter, beam 4 is korter: ongeveer 1,4 meter.
1.3.1 Forward attachment
Figuur 1.5 Beam1
De forward attachment bestaat uit een pin die vooraan uit de beam komt en een oog die aan de
vleugel bevestigd is. De pin komt door het oog. Om vervorming van de vleugel toe te laten,
gebeurt deze verbinding ook met een kogelgewricht. De verbinding kan enkel een kracht
overbrengen die loodrecht staat op de pin. Als back-up is er een extra fail-safe pin en fail-safe
oog. Er is enkele millimeter speling gehouden tussen de fail-safe pin en het fail-safe oog zodat
hiertussen geen contact is in normaal bedrijf. In geval van breuk van de main pin of het primaire
oog zal deze speling wegvallen en het fail-safe systeem doet zijn werk. Figuur 1.6 verduidelijkt
wat er bedoeld wordt. Figuur 2.22 toont de constructie met de ogen.
13

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
1.3.2 Rear attachment
Figuur 1.6 Forward attachment
De rear attachment bestaat uit een spigot en twee compression pads. De spigot is een pin die de
afschuifkrachten opvangt en de beam tegen de vleugel trekt. De spigot zit vast aan de beam. Het
uiteinde van de spigot heeft een vernauwd schroefdraadgedeelte waarop een moer komt voor de
montage. De compression pads staan links en rechts van de spigot. Het zijn cirkelvormige
vlakken die tegen de onderkant van de vleugel steunen. Op de compression pads komt een grote
drukkracht. De onderkant van de vleugel is ook voorzien van soortgelijke drukbestendige
vlakken waartegen de compression pads drukken, dit zijn de abutment pads. Voor het geval de
spigot het zou begeven is de beam voorzien van een fail-safe shear pin en gaten voor de fail-safe
tension bolts. De fail-safe shear pin komt in een overeenkomend gat dat in de vleugelstructuur
is gemaakt en kan de afschuifkrachten opnemen. Ook hier is speling voorzien zodat er in
normaal bedrijf geen contact is tussen de pin en het gat. De twee fail-safe tension bolts zijn
bouten die de beam en de vleugel samen houden, ze zorgen ervoor dat de beam niet naar
beneden kan vallen bij breuk van de spigot. Deze bouten staan niet onder voorspanning en
hebben ook een kleine speling in normaal bedrijf. Figuur 1.7 illustreert bovenstaande uitleg.
Figuur 1.7 Rear attachment
14

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
1.3.3 Interface beam-bewegingsschroef
Op de beam wordt een bevestigingsplaat gemonteerd die de tandwielkast ondersteunt. Deze
tandwielkast brengt de rotatie van de aandrijfas over op de bewegingsschroef. Aangezien de flap
een kracht naar boven ondervindt kan men inzien dat de bewegingsschroef op druk belast zal
worden. Op de interface tussen de beam en de bewegingsschroef komt dus een kracht naar links,
zie figuur 1.8. Het centerpunt van de voorste kardankoppeling krijgt de naam actuator point.
Dit is zichtbaar in figuur 1.5.
1.4 Lever 1 en 4
Figuur 1.8 Beweging lever
Lever 1 en 4 zijn aluminium vakwerken. Het onderste interfacepunt is het kogelgewricht tussen
de lever en de beam, dit punt noemt men het pivot point. De twee bovenste interfacepunten zijn
de kogelgewrichten waarmee de flap aan de lever bevestigt wordt. Deze worden slave hinges
genoemd, de voorste verbinding is de front slave hinge, de achterste de rear slave hinge.
De grootste afmeting van lever 1 is ongeveer 1,2 meter, voor lever 4 is dit 80 centimeter.
15

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Figuur 1.9 Lever
De bewegingsschroef draait in een moer die deel uitmaakt van de achterste kardankoppeling
(leverzijde). Wanneer de bewegingsschroef draait, verschuift de moer zich t.o.v. de
bewegingsschroef. Op die manier kan de flap op- en neergelaten worden. Het centerpunt van de
achterste kardankoppeling noemt men nut point, de moer wordt toegelicht in figuur 1.10. Deze
figuur is niet gebaseerd op het echte model van de lever, maar op een vereenvoudigde versie die
voor dit eindwerk getekend is.
1.5 Krachten
Figuur 1.10 Kardankoppeling
Voor het ontwerp van de testbank is het belangrijk te weten welke krachten er op de te testen
onderdelen komen. Er wordt gebruik gemaakt van de krachten waarbij het te testen onderdeel
zou breken. Groter zullen de krachten op de testbank niet worden. Helaas zijn deze krachten niet
exact gekend. De reden hiervoor is dat de beams en de levers nog in ontwerp zijn, hun
afmetingen en belasting veranderen nog regelmatig. Afmetingen en krachten die in dit eindwerk
gebruikt worden zijn niet juist, maar zijn een goede benadering. Het ontwerp van de beams en
de levers loopt naar het einde toe. Verdere veranderingen zullen dus niet drastisch zijn en de
impact op dit ontwerp van de testbank zal dan ook gering zijn.
Tabel 1.1 geeft de krachten die gebruikt werden voor de berekeningen op de onderdelen van de
testbank. Dit zijn krachten inwerkend op de te testen vliegtuigonderdelen. Indien de
reactiekrachten op de testbankonderdelen gewenst zijn, moet het teken worden omgekeerd
(actie-reactie). Iedere kracht heeft drie componenten: Fx, Fy en Fz. Het gebruikte assenstelsel is
het wing coordinate system (Wx , Wy , Wz), geïllustreerd in figuur 1.11.
16

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Figuur 1.11 Wing Coordinate System
Tabel 1.1 Krachten
Fx [kN] Fy [kN] Fz [kN] My [kNm]
BEAMS
forwar attachment 1 -7,63 -31,61 236,99 0,00
spigot 1 14,31 -25,39 -389,15 -11,14
spigot 4 12,70 -12,14 -272,88 -5,56
hinge point 1 -14,46 232,80 152,45 0,00
LEVERS
front slave hinge 1 17,80 49,50 171,20 0,00
rear slave hinge 1 12,10 72,10 96,80 0,00
rear slave hinge 4 12,00 58,61 105,11 0,00
hinge point 1 14,46 -232,80 -152,45 0,00
17

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Opmerkingen
• In 1.3.1 werd gezegd dat de forward attachment enkel een kracht kan opnemen
loodrecht op de holle pin. In de tabel kan men zien dat er toch een Fy component is, dit
komt doordat de pin een kleine hoek vormt met de Wy-as.
• In verdere hoofdstukken zal beslist worden om meerdere te testen onderdelen op
dezelfde testbankonderdelen te monteren, we rekenen dan enkel met de grootste
krachten. De krachten voor forward attachment 4 en hinge point 4 hebben we dus niet
nodig omdat deze altijd kleiner zijn dan de krachten voor forward attachment 1 en hinge
point 1. Hetzelfde geldt voor front slave hinge 4.
• De kracht op hinge point 1 voor beam1 en hinge point 1 voor de lever 1 zijn gelijk maar
tegengesteld in teken. Dit is logisch daar deze twee onderdelen via een kogelgewricht
met elkaar verbonden zijn.
• Fx is klein vergeleken met Fy en Fz.
• Wanneer de flaps ingetrokken zijn ligt de lever in het vlak dat gevormd wordt door de
Wy- en de Wz-as. De krachten op de lever liggen bijgevolg ook in dit vlak. Wanneer de
lever kantelt tijdens het neerlaten van de flaps komt de lever uit het Wy-Wz-vlak. Dit is
het gevolg van de tapsheid van de vleugel. Hierdoor krijgen de krachten een kleine
component in de Wx-as. Deze kracht wordt de side load genoemd.
• De testbank moet in staat zijn de te testen onderdelen effectief stuk te trekken. Ook
failure loads en jamming loads moeten aangebracht kunnen worden. Dit zijn de
krachten die optreden in geval dat er een ander onderdeel breekt, respectievelijk
blokkeert. Om deze redenen moet de testbank een grotere kracht kunnen aanbrengen
dan hierboven vermeld. De krachtbronnen zullen groter gekozen worden dan strikt
noodzakelijk.
• De krachten uit tabel 1.1 zijn niet noodzakelijk de krachten die zullen gebruikt worden
wanneer de onderdelen getest worden. Dit zijn de krachten waarbij de vliegtuig
onderdelen zullen breken. Het is ook niet zo dat al de krachten uit deze tabel bij de één
zelfde flapstand optreden.
• De kracht op het actuator point is niet vermeld in de figuur en de tabel daar deze bij de
berekeningen in dit boek niet nodig is.
18

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
2 Opbouw van de testbank
2.1 Doel
Het is de bedoeling de vier te testen onderdelen afzonderlijk te testen. Hierbij moeten zowel de
normale belasting als de Jamming- en failure loads aangebracht kunnen worden. Ook fail-safe
systemen moeten getest kunnen worden. Enkel de beams en levers worden getest. Andere
onderdelen zoals de forward attachment, rear attachment, bewegingsschroef, … worden niet
getest. De aangelegde krachten moeten de werkelijkheid zo goed moegelijk benaderen. Dit alles
moet gebeuren met een zo eenvoudig mogelijke constructie en uiteraard zo goedkoop mogelijk.
Er wordt geprobeerd zo veel mogelijk onderdelen multifunctioneel te maken.
2.2 Krachtbron
Om alle vereiste krachten te kunnen leveren is er een krachtbron vereist van 500 kN. Een meer
tot de verbeelding sprekend getal is 51 ton. De kracht moet dynamisch aangebracht kunnen
worden, zowel duwend als trekkend. Een frequentie van vijf Hertz is wenselijk om de testduur
te beperken en om een zo realistisch mogelijk spectrum te kunnen aanleggen. De frequentie is
liefst zo hoog mogelijk omdat dan de simulatie van een groot aantal vluchten minder tijd in
beslag neemt. Een vervorming van 20 mm piek tot piek mag hierbij geen probleem vormen. Op
de markt bestaan produkten die aan deze eisen voldoen: hydraulische actuatoren. Twee
actuatoren zijn nodig om de tests te kunnen uitvoeren, zoals verder besproken.
Een tiental bedrijven werden gecontacteerd voor het opstellen van een offerte voor hydraulische
actuatoren . Door de volgende drie bedrijven werden offertes opgesteld: MTS, FCS en Bosch
Rexroth. De offertes omvatten prijs en beschrijving van het complete hydraulische systeem dat
nodig is voor de testbank. Dit houdt in: twee actuatoren, pomp, koeling, sturing, software en
toebehoren. Het werd al snel duidelijk dat de frequentie en de verplaatsingsamplitude van de
actuator een belangrijke invloed hebben op de kostprijs. Beide hebben namelijk invloed op het
vereiste pompdebiet en op het type cilinder. Bij hogere frequenties zijn servocilinders nodig,
deze kosten een heel stuk meer dan klassieke cilinders.
Voor een gefundeerde keuze tussen de voorgestelde systemen is een nauw contact met de
bedrijven vereist. Systemen moeten in detail bekeken en besproken worden. Misschien kunnen
dan zelfs combinaties gemaakt worden tussen produkten van verschillende bedrijven. Dit was
helaas niet altijd mogelijk gedurende het verloop van het eindwerk. Er is daarom niet genoeg
informatie om te komen tot een goed verantwoorde keuze tussen de aangeboden systemen.
19

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Deze keuze zal door ASCO gemaakt moeten worden wanneer dit project opgestart wordt.
Er is in het kader van dit eindwerk een tijdelijke keuze gemaakt voor het MTS systeem. Deze
keuze heeft enkel als doel dit eindwerk praktisch te kunnen uitwerken. Er is voor het MTS
systeem gekozen omdat hierover het meeste informatie is bekomen op gebied van
bevestigingsmogelijkheden en afmetingen. Indien gekozen wordt voor een ander systeem zal dit
geen grote invloed hebben op het ontwerp van de testbank. Enkele afmetingen en de montage
van de hydraulische actuator zullen dan veranderen.
De gekozen hydraulische actuator wordt nu beschreven, voor meer informatie wordt naar de
bijlagen verwezen. In figuur 2.1 is de actuator afgebeeld.
• servocilinder type 244.41;
• 500 kN duwen en trekken (dubbelwerkend);
• slaglengte 150 mm;
• vermoeiingsbestendig;
• load cell voor het meten van de aangelegde kracht is verkrijgbaar, type 661.23E/F-01;
• optionele ophanging met kogelgewricht, type 249.41;
• lengte met kogelgewricht en load cell 1412 mm;
• ontworpen voor dynamische testdoeleinden
Figuur 2.1 MTS Hydraulische actuator type 244.41
Op basis van verkregen afmetingen is een 3D-model gemaakt van de hydraulische actuator en
de voet met het kogelgewricht. Enkel de belangrijkste onderdelen en afmetingen zijn hierbij in
acht genomen, details zijn achterwege gelaten. Figuur 2.2 toont het 3D-model.
20

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Figuur 2.2 3D-model van MTS actuator
2.3 Algemene opbouw van de testbank
In de conceptfase was de eerste vraag “hoe worden de te testen stukken t.o.v. de testbank
gepositioneerd?”. Om geen verkeerde invloed van de zwaartekracht te krijgen was het goed
geweest dit te doen zoals dat in het vliegtuig gebeurt. Praktisch is dit moeilijk en zou dit de
constructie ingewikkeld en zwaar maken. Ook wanneer de stukken ondersteboven zouden
geplaatst worden om geen zijwaartse invloed van de zwaartekracht te ondervinden, is er
hetzelfde probleem. Het alternatief is de stukken op hun zijkant te leggen. De Wz- en Wy-as
liggen dan in het horizontaal vlak, wat overeenkomt met de bodemplaat van de testbank. Het
voordeel is dan dat de verbindingsstukken tussen de bodemplaatbevestigning en de
interfacepunten van de te testen onderdelen niet ver van elkaar liggen. Het moment veroorzaakt
op de bodemplaat blijft dan beperkt. Ook is het niet nodig een brug over de stukken te bouwen,
wat wel het geval was in de twee zopas vernoemde opstellingsmogelijkheden. Het eigengewicht
van de stukken valt nog mee. De invloed van de aardversnelling is niet groot vergeleken met de
aan te leggen krachten. Belangrijker is het eigengewicht van de hydraulische actuatoren, deze
kunnen enkele honderden kilo’s wegen.
Er is vervolgens gekozen de beams aan de testbank te bevestigen op twee punten: de forward
attachment en de rear attachment. Twee gecontroleerde krachten worden op de beam geplaatst
in de overblijvende interfacepunten: het actuator point en het pivot point. De levers worden
opgehangen aan de twee slave hinges. De gecontroleerde krachten komen op het nut point en op
het pivot point.
21

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Er zijn vier verschillende testopstellingen waarbij beam 1, beam 4, lever 1 en lever 4 getest
kunnen worden. De testbank bestaat uit een stevige bedplaat waarop deze vier verschillende
opstellingen gebouwd kunnen worden. Het monteren van de te testen onderdelen op de bedplaat
gebeurt met opspanonderdelen. Voor het veranderen van opstelling is het noodzakelijk de
opspanonderdelen te verplaatsen en soms te vervangen door andere opspanonderdelen. Voor de
montage van de opspanstukken zijn gaten geboord in de bedplaat, al dan niet voorzien van
schroefdraad. Hierbij is het belangrijk dat de gaten in de bedplaat niet samenvallen of te dicht
bij elkaar liggen. Er wordt nu dieper ingegaan op de vier testopstellingen. De opstelling voor de
twee beams zijn analoog, hetzelfde geldt voor de twee levers.
2.3.1 Bevestiging van hydraulische actuator op de testbank
2.3.1.1 Van eisen tot concept
Hiervoor is een constructie nodig waarop de hydraulische actuator kan gemonteerd worden. Dit
wordt de actuator support genoemd. De actuator support wordt op de bedplaat bevestigd. Deze
constructie moet verplaatsbaar zijn omdat alle testopstellingen gebeuren met dezelfde twee
actuatoren.
Omdat de flaps verschillende standen hebben, zullen de aan te brengen krachten op de beam en
op de lever ook onder verschillende aangrijphoeken moeten aangebracht worden. Deze hoeken
liggen in het vlak van de bedplaat. De hydraulische actuator zal onder deze hoeken verdraaibaar
opgesteld moeten worden. Deze aangrijphoek hoeft niet tijdens de test te veranderen en de test
wordt uitgevoerd bij één bepaalde aangrijphoek. Daarna kan de aangrijphoek gewijzigd worden
voor een andere test. De actuator support moet dus kunnen verdraaid worden rond zijn
aangrijpingspunt en dit in het vlak van de bedplaat.
Bij het ontwerpen van deze constructie moet eerst beslist worden hoe de actuator op de actuator
support bevestigd kan worden. Hiervoor zijn verschillende mogelijkheden, dit zijn de meest
voorkomende:
• vaste montage aan de voorkant van de cilinder;
• vaste montage aan de achterkant van de cilinder;
• vaste montage aan de voor- en achterkant van de cilinder;
• scharnierende montage in het midden van de cilinder;
22

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
• scharnierende montage aan de achterkant van de cilinder;
• een kogelgewricht aan de achterkant van de cilinder.
Er wordt gekozen voor een kogelgewricht aan de achterkant van de cilinder omdat bij het
aanbrengen van de krachten, het te testen onderdeel zal vervormen. Deze vervormingen zullen
ervoor zorgen dat de hydraulische actuator enkele millimeters uit zijn oorspronkelijke langsas
komt. Uiteraard mag deze kleine beweging niet tegengewerkt worden door de montage van de
cilinder. Een kogelgewricht is dus het meest geschikt.
Voor het inbrengen van de side load moet het ook mogelijk zijn om met de actuator een hoek te
vormen met het vlak van de bedplaat, zoals aangetoond in figuur 2.3. Deze hoek wordt de side
load hoek genoemd. De as van het kogelgewricht wordt evenwijdig met de bedplaat geplaatst.
Dit laat een rotatie van de hydraulische actuator toe voor het realiseren van deze hoek.
Met behulp van driehoeksmeetkunde kan uit tabel 1.1 afgeleid worden dat een hoek van 5.72°
genoeg is, maar de ingenieurs van ASCO willen deze hoek iets kunnen vergroten voor de testen.
Dit vraagt voor een extra side load hoek. Er is 20% marge genomen voor eventuele
veranderingen in het ontwerp van de te testen onderdelen. Er is met de engineering van ASCO
overeengekomen hier 10.2° te gebruiken. Deze hoek moet instelbaar zijn op elke waarde tussen
0° en 10.2°. Tijdens de test is het niet nodig deze hoek te veranderen.
Figuur 2.3 Side load
23

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Om de side load hoek in te kunnen stellen wordt het achterste van de hydraulische actuator op
een verticaal verschuifbare blok geplaatst. In figuur 2.4 is te zien wat bedoeld wordt. De
verticale constructie waar de blok in schuift krijgt de naam actuator tower. De blok die op en
neer kan schuiven noemt men de actuator mounting block.
Figuur 2.4 Actuator tower
De blok kan met behulp van een spindel op en neer bewogen worden. De spindel wordt
voorzien van trapeziumvormige bewegingsschroefdraad en een handvat. De spindel moet ergens
op kunnen steunen, daarom komt er een plaat over de actuator tower. Deze plaat wordt in de
werkstuktekeningen de bridge genoemd. In deze steunplaat komt een gat met een moer, ook
voorzien van trapeziumvormige schroefdraad. Deze moer zit vast op de bridge. Wanneer de
spindel in de moer draait gaat de spindel op- of neer bewegen. De actuator mounting block
wordt met een lager aan het onderste uiteinde van de spindel verbonden. Deze lager is een pot,
bestaande uit twee helften die met een kleine speling rond een cilindrische verdikking van de
spindel zit. Deze pot wordt op de actuator mounting block gevezen. Figuur 2.5 toont de
doorsnede van de constructie van de bewegingsschroef.
24

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Figuur 2.5 Bewegingsschroef
Opdat de spindel niet de bedrijfsbelasting moet dragen wordt de verschuifbare blok geblokkeerd
tijdens het aanleggen van de kracht. Dit gebeurt door aan twee kanten van de actuator tower
bouten in te draaien. Die bouten duwen tegen de actuator mounting block. Figuur 2.3 toont een
dwarsdoorsnede van de actuator tower in zijaanzicht. Bij verwarring kan figuur 2.11
geraadpleegd worden. Deze bouten krijgen de benaming blokkeerbouten.
Figuur 2.6 Blokkeren actuator mounting block
Het nadeel van de horizontale opstelling van de hydraulische actuator is dat het gewicht van de
hydraulische actuator gedeeltelijk op het te testen onderdeel komt. Dit gewicht kan in de
honderden kilogram oplopen. Dit is niet toelaatbaar. Daarom moet een systeem voorzien
worden dat het gewicht van de actuator compenseert. Voor het toelaten van de vervormingen
mag dit systeem de vrije beweging van de hydraulische actuator niet verhinderen. Een vaste
ophanging van de hydraulische actuator kan dus niet. Bij reeds bestaande testbanken maakt men
hiervoor soms gebruik van veren. Een veer kan zonder veel extra reactiekrachten enkele
25

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
millimeter uitrekken of indrukken zodat vervormingen mogelijk blijven. De veer wordt dan
geplaatst zoals aangegeven in figuur 2.7.
Figuur 2.7 Compensatie gewicht actuator met veer
Zoals te zien in figuur 2.3 verplaatst het punt - waar de veer wordt vastgemaakt aan de
hydraulische actuator - naar boven wanneer de side load hoek vergroot. De veer zou dan
verplaatst moeten worden. Dit is een vrij onhandig systeem.
Er is nagedacht over een beter systeem. Men kan in plaats van een mechanische veer beter een
luchtveer gebruiken. Dit in de vorm van een enkelwerkende pneumatische cilinder zonder veer
(of een dubbelwerkende cilinder die enkel gebruikt wordt). Er hoeft alleen perslucht aangelegd
te worden. De druk kan geregeld worden met een reduceerventiel met correctieuitlaat. Figuur
2.8 illustreert de opstelling. De pneumatische cilinder wordt met een kogelgewricht verticaal
opgehangen boven de hydraulische actuator. Hiervoor wordt een brug over de hydraulische
actuator gebouwd. Deze brug wordt de pneumatic actuator bridge genoemd. De connectie
tussen de pneumatische cilinder en de hydraulische actuator kan gebeuren met een
kogelgewricht, of met een sterke riem die rond de actuator komt. Het kogelgewricht laat de
zijdelingse beweging van de actuator toe. De pneumatische cilinder laat de verticale beweging
toe. De lengteverandering van de pneumatische cilinder bij het vormen van de side load hoek
vraagt geen grote moeite. De slag van de pneumatische cilinder moet wel groot genoeg gekozen
worden. In al de gebouwen van ASCO is perslucht aanwezig. Indien het volume lucht dat als
luchtveer gebruikt wordt groot genoeg is, dan zal een kleine beweging van de hydraulische
actuator een relatief kleine drukverandering veroorzaken. Deze drukverandering zorgt voor een
extra kracht op de hydraulische actuator. Zonder dit te bewijzen kunnen we aanvoelen dat deze
extra kracht klein genoeg is om te mogen verwaarlozen.
26

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Figuur 2.8 Compensatie gewicht actuator met pneumatische cilinder
De actuator support zou kunnen verbonden worden met de bedplaat met een aantal pennen en
bouten. Voor iedere aangrijphoek zouden er dan aan aantal gaten geboord moeten worden. Dit
levert echter een groot aantal gaten op. Daarbij komt dat niet alleen een aantal vast bepaalde
aangrijphoeken getest dienen te worden, maar dat elke willekeurige aangrijphoek (beperkt door
twee uitersten) ook mogelijk moet zijn. Daarom zou het beter zijn om T-groeven in de bedplaat
te maken en de actuator support met verschuifbare bouten vast te zetten. Om de bedplaat niet te
veel te verzwakken mogen de sleuven niet te diep zijn. De grootte van de sleufbouten is dan ook
beperkt. Hierdoor zouden een groot aantal sleufbouten nodig zijn. Dit is praktisch niet handig.
Er is gekomen tot de volgende oplossing. Beschouw het interfacepunt dat de actuator en het te
testen onderdeel verbindt. Dit interfacepunt ligt op de rotatie as van een cirkelboog die de
actuator support moet beschrijven wanneer alle aangrijphoeken bestreken worden.
Onder de actuator support komt een plaat die uitloopt tot onder het interfacepunt. Een stevige
pen die op dezelfde rotatie as ligt, gaat door de plaat van de actuator support en door de
bedplaat. Deze pen doet dienst als draaischarnier voor de actuator support en neemt alle
afschuifkrachten op tussen de actuator support en de bedplaat. Figuur 2.9 toont aan wat er
bedoeld wordt. Deze pin wordt de actuator support pivot pin genoemd.
27

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Figuur 2.9 Actuator support pivot pin
Wanneer de actuator duwt, zal er een moment ontstaan dat de actuator support ter hoogte van de
pin zal opheffen. Daarom moet de actuator support daar tegen de bedplaat gehouden worden.
Dit kan gerealiseerd worden door een bout door de pin in de bedplaat te draaien. De pin moet
dan worden doorboord op de diameter van de bout. Zie figuur 2.10. Er wordt een
cilinderkopschroef gebruikt en deze wordt verzonken. Ook heeft de pin een rand. De reden
hiervoor wordt uitgelegd in 2.3.3.3.
Figuur 2.10 Actuator support pin met bout
Wanneer de actuator trekt, zal de achterkant van de actuator support van de bedplaat willen
komen. Achteraan moet de actuator support tegen de bedplaat geklemd worden. Aan de
achterkant van de actuator support wordt een randje gemaakt. Met een klem wordt het randje
28

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
tegen de bedplaat geklemd. Figuur 2.11 illustreert dit. We zouden dit ook met sleuven kunnen
doen, met gewone gaten voorzien van schroefdraad wordt de bedplaat minder verzwakt.
Figuur 2.11 Actuator support met klem
De actuator support moet kunnen draaien rond de pin. Moest het randje en de klem recht zijn
(extrusie van figuur 2.11) zou dit niet lukken. Daarom wordt het randje achteraan rond gemaakt,
het middelpunt van de cirkel ligt in de rotatie as van de actuator support. De klem moet dan ook
dezelfde kromming hebben. Figuur 2.12 verduidelijkt wat bedoeld wordt.
Figuur 2.12 Klem
29

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
2.3.1.2 Praktisch ontwerp
Figuur 2.13 Praktische realisatie actuator support 1
Figuur 2.14 Praktische realisatie actuator support 2
30

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Al de eigenschappen en constructies die in 2.3.1.1 beschreven werden, zijn verwerkt in het
praktisch ontwerp van de actuator support. De figuren 2.13 en 2.14 geven hiervan een overzicht.
In de bijlagen bevinden zich de werkstuktekeningen en assemblagetekeningen. Hierop zijn meer
details zichtbaar.
De actuator tower is voorzien van extra balken die een driehoek vormen samen met de
bodemplaat van de actuator support. Deze zorgen voor lagere spanningsconcentraties en
kleinere vervormingen. De bodemplaat is aan elke kant voorzien van een rand in de vorm van
een balk. Deze verhoogt het traagheidsmoment van de bodemplaat zodat het doorplooien
beperkt blijft. De onderkant van de actuator support is uitgehold om gewicht te besparen. Dit is
te zien in figuur 2.15. Het bodemvlak is in het midden ook met tien millimeter verhoogd zodat
er enkel contact met de bedplaat is rond de pin en onder de actuator tower. Dit zorgt ervoor dat
de actuator support stabiel op de bedplaat staat, ook als de bodem een beetje bol staat door de
lasvervormingen.
Figuur 2.15 Uitholling bodemplaat actuator support
De actuator mounting block is voorzien van hardmetalen tussenplaatjes waarop de
blokkeerbouten kunnen duwen. Dit is nodig omdat het staal waaruit de actuator mounting block
gemaakt is de optredende oppervlaktedruk niet kan weerstaan. Dit wordt later nog aangetoond.
Figuur 2.16 geeft hiervan een detailbeeld. De twee tussenplaatjes worden elk met vier M6
bouten vastgezet op de actuator mounting block, deze bouten zijn niet bedoeld krachten op te
nemen. In figuur 2.16 zijn maar 2 blokkeer bouten getekend, er zijn er uiteraard meer.
31

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Figuur 2.16 hardstalen tussenplaatjes
Voor de bewegingsschroef is een spindel met trapeziumvormige schroefdraad gekozen met een
diameter van 32 millimeter. De standaard hiervoor is TR32x6. De spoed bedraagt zes
millimeter. De firma Roton verkoopt dit soort spindels met bijpassende moeren. De moeren
kunnen ook voorzien worden van flenzen zodat het geheel met bouten kan vastgezet worden op
de bridge. De flens kan dan met schroefdraad op de moer gemonteerd worden. De nodige
informatie betreffende de gekozen spindel, moer en flens zijn te vinden in de bijlagen. De
fabrikant beschrijft ook hoe de bevestigingsschroefdraad tussen de flens en de moer
geblokkeerd kunnen worden. Dit heeft als nut dat wanneer aan de spindel gedraaid wordt de
moer niet uit de flens kan komen. Deze beschrijving is ook in de bijlagen te vinden. Voor details
van de constructie wordt verwezen naar de werkstuktekeningen en de assemblagetekeningen in
de bijlagen. Figuur 2.17 toont een spindel met een moer. De vernauwing op de moer is voorzien
van schroefdraad, hier wordt de flens op gevezen.
Figuur 2.17 TR36x6 bewegingsschroef
De bridge is voorzien van twee randen. Deze randen passen in twee uitsparingen in het
bovenvlak van de actuator tower. Dit heeft als doel de twee delen van de actuator tower bij
elkaar te houden. De bridge wordt met vier M20 bouten op de actuator tower gemonteerd.
Figuur 2.18 illustreert de steunplaat.
32

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Figuur 2.18 Steunplaat
De pneumatic actuator bridge is opgebouwd uit standaard profielen. De verticale stijlen zijn
UPN 100 U-profielen volgens DIN 1026, de horizontale ligger is een T100 T-profiel volgens
EN 10 055. Het T-profiel wordt tussen de twee I-profielen gelast. Het geheel wordt met acht
bouten op de actuator support gevezen. Onder het T-profiel komen met twee M12 bouten twee
driehoekige plaatjes waartussen de pneumatische cilinder komt. Deze plaatjes worden in de
stuktekeningen triangle pneumatic actuator support genoemd. De pneumatische cilinder
wordt met een standaard pen opgehangen. Deze pen gaat door het kogelgewricht en door de
twee plaatjes. De pen is aan één kant voorzien van een randje, aan de andere kant is een gaatje
voorzien voor een splitpen. Tussen het T-profiel en de plaatjes is er nog ruimte vrij, daar worden
ringen tussen geplaatst. Deze worden triangle spacing bushes genoemd. Het is goedkoper
hiervoor een aantal rondellen te gebruiken.
Figuur 2.19 pneumatic actuator bridge
Aan de zuigerstang van de pneumatische cilinder komt een U-vormig stuk met twee standaard
pennen door. Het U-vormig stuk wordt de belt attachment genoemd. Hier kan de riem aan
bevestigd worden. De pennen hebben een diameter van twaalf millimeter en zijn ook voorzien
van een rand en een gat voor een splitpen. Het gebruik van twee pennen heeft als voordeel dat
zowel een riem in één stuk als een riem met twee ogen kunnen gebruikt worden. Figuur 2.18
verduidelijkt dit.
33

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Figuur 2.20 Belt attachment
Zowel de klem die de achterkant van de actuator support tegen de bedplaat klemt en de rand
waarop deze klem komt, hebben een kromming met als middelpunt de pin. In de klem zitten vijf
gaten waar vijf bouten doorkomen die de klem tegen de bedplaat trekken. De gaten liggen ook
op een kromme met hetzelfde middelpunt als de andere krommen. De onderlinge afstanden
tussen de gaten is constant. In de bedplaat zijn een groot aantal gaten met schroefdraad voorzien
die ook de op dezelfde kromme liggen en met de zelfde onderlinge afstand als bij de klem. Als
de aangrijphoek gewijzigd wordt, moet de klem mee verschoven worden met de actuator
support. Er worden dan andere gaten gebruikt op de testbank om de klem vast te schroeven.
Figuur 2.21 verduidelijkt de bovenstaande uitleg.
Figuur 2.21 Gaten voor klem
De pin wordt voorzien van twee gaten met M12 schroefdraad waar oogbouten kunnen
ingedraaid worden. Zo kan de pin bij demontage gemakkelijker verwijderd worden. De
oogbouten kunnen niet op de pin blijven. Stuktekening nummer 24 in de bijlagen geeft hiervan
de details. Het kleine randje aan de pen is te klein om de pen uit het gat te trekken.
34

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
2.3.1.3 Fabricage van de actuator support
De actuator support kan op twee mogelijke manieren gemaakt worden: lassen of gieten. Beide
hebben hun voor- en nadelen. In de twee gevallen moet het produkt afgewerkt worden met een
freesmachine. De belangrijke vlakken moeten vlak gefreesd worden, gaten moeten geboord
worden en schroefdraad moet getapt worden.
lassen
voordelen:
• er kan staal gebruikt worden in plaats van gietijzer;
• modificaties mogelijk, er kan later nog iets bij gelast worden;
• vergt een minder gespecialiseerde firma dan voor het gieten.
nadelen:
• kromtrekken van de onderdelen;
• grote inwendige spanningen in het materiaal;
• dikke stukken vragen veel laswerk;
• het onderdeel zal gedurende lange tijd op een hoge temperatuur gebracht worden, dit
heeft invloed op de eigenschappen van het staal zoals korrelgroei en brengt een grotere
brosheid met zich mee.
• afschuinen van de lasnaden noodzakelijk;
• discontinuïteit van het materiaal;
• complexe vormen zoals gleuven kunnen moeilijk gerealiseerd worden omdat er altijd
van halffabrikaten vertrokken moet worden. Er is dus meer freeswerk achteraf dan bij
het gieten.
gieten
voordelen:
• complexere vormgeving is mogelijk, er kunnen dus mooiere afrondingen gemaakt
worden;
• er zijn geen lasnaden;
35

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
• minder inwendige spanningen;
• het uithollen van de bodemplaat dient niet met een freesmachine te gebeuren;
• er hoeft maar één mal gemaakt te worden, de verloren kernen niet in aanmerking
genomen;
• bij complexe vormen en onderdelen met dikke lasnaden is gieten meestal goedkoper;
• gietijzer is kortspanig, dit heeft zijn voordelen bij het tappen van schroefdraad.
nadelen:
• duur;
• er kunnen krimpholtes en luchtbellen ontstaan;
• gietijzer is minder taai dan staal;
• er moet een mal gemaakt worden;
• niet iedere gieterij kan grote stukken gieten.
Het ontwerp van de actuator support zoals die in dit boek beschreven staat, dient gelast te
worden. Nu wordt de bewerkingsvolgorde voor het vervaardigen van de actuator support
beschreven.
• uitsnijden van de bodemplaat en andere stukken met snijbrander of plasmabrander,
hierbij worden reeds afschuiningen voorzien die noodzakelijk zijn voor het lassen.
• uithollen van de onderkant van de bodemplaat met freesmachine;
• eventueel voorfrezen met behoud van de nodige materiaalreserve in functie van de te
voorziene vervormingen;
• hulpstukken vervaardigen voor het op hun plaats houden van de opgelaste delen;
• het eigenlijke laswerk;
• vervaardigen van hulpstukken voor de opspanning in een freesmachine
• het eigenlijke frezen
- het stuk ondersteboven monteren en vlakfrezen van raakvlakken;
- wegfrezen van het verhoog van het bodemvlak;
- boren en kotteren van het gat voor de pin;
- de boog van de klemrand frezen;
36

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
- eventueel de zijkanten vlakken om het inspannen later te vergemakkelijken;
- omdraaien van het stuk en vastklemmen met bodemvlak op de freestafel;
- vlakken van het bovenkant van het gat voor de pin;
- frezen van de afronding van de gatrand;
- vlakfrezen van de bovenkant van de klemrand achteraan het stuk;
- bewerken van bovenvlakken van de actuator tower;
- de boringen en tappen in bovenvlakken van de actuator tower;
- frezen van de verticale gleuven in de actuator tower;
- boren en tappen van de gaten in de actuator tower voor de blokkeerbouten;
- de boringen en tappen in de zijkant van de bodemplaat, dit kan met de hand gebeuren.
Indien het onderdeel gegoten wordt, kan het ontwerp nog veranderd worden. Er kunnen grotere
afrondingen gebruikt worden en de verstevigingsbalk die met de actuator tower een driehoek
vormt kan massief worden uitgevoerd. Bepaalde stukken zoals de flanken van de actuator tower
kunnen lichtjes conisch gemaakt worden om het verwijderen van de positieve gietmal te
vergemakkelijken. Hetzelfde kan gedaan worden met de randen van de bodemplaat. De
coniciteit moet gerealiseerd worden door het verdikken van de onderkant en niet door het
verdunnen van de bovenkant.
2.3.2 Testopstelling voor de beams
2.3.2.1 Van eisen tot concept
Figuur 2.22 Algemene testopstelling beams (bovenaanzicht)
37

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Figuur 2.21 geeft het bovenaanzicht van de opstelling. De forward attachment en de rear
attachment worden met de bedplaat van de testbank verbonden en worden verondersteld
onbeweeglijk vast te zitten. In het vliegtuig worden de beams ook op deze twee punten met de
vleugel verbonden. Het komt er op neer dat de werkelijke verbindingsonderdelen uit het
vliegtuig nagemaakt worden. Met die namaakstukken kunnen de beams gemonteerd worden op
de testbank.
Voor de forward attachment moeten het stuk met de twee ogen nagemaakt worden. Figuur 2.23
toont de originele forward attachment. In het grote oog past de main pin met zijn kogelgewricht,
door het kleine oog komt fail-safe pin. In de voet zijn een aantal gaten gemaakt waarmee het
geheel onder de vleugel wordt vast gevezen. Dit onderdeel is vervaardigd uit aluminium.
Figuur 2.23 Originele forward attachment
Het originele stuk is vrij complex, de reden hiervoor is dat het zo licht mogelijk moet zijn. Het
spreekt voor zich dat het namaakonderdeel zo veel mogelijk vereenvoudigd wordt, het is niet
nodig gewicht te besparen. De voet wordt massief gemaakt. Er wordt gebruik gemaakt van staal
in plaats van aluminium. Er komen een aantal gaten voor bouten, waaronder twee gaten voor
pennen. De pennen hebben een tweedelige functie: zij zorgen er enerzijds voor dat de forward
attachment op de juiste plaats komt en anderzijds nemen zij de afschuifkrachten op. Er wordt
verder verondersteld dat de bouten enkel op trek belast worden. De gaten voor de bouten zijn
steeds iets groter dan de bouten zelf. Dit principe wordt in heel dit eindwerk toegepast.
De forward attachment wordt gemonteerd op een L-profiel dat verstevigd is met driehoeken.
Figuur 2.24 illustreert dit. Dit L-profiel wordt de forward attachment suspension genoemd.
Het onderste vlak van het L-profiel wordt met bouten en pennen op de bedplaat van de testbank
gezet. Hiervoor zijn gaten voorzien in de forward attachment suspension en in de bedplaat.
38

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Figuur 2.24 Forward attachment suspension
Voor beam 1 en beam 4 zijn er twee verschillende forward attachments. Deze kunnen wel op
dezelfde forward attachment suspension gemonteerd worden. De gaten voor de bouten en de
pennen hebben voor beide attachments dezelfde afmetingen en onderlinge afstanden.
Voor het opspannen van de rear attachment wordt er ook gebruik gemaakt van een L-profiel.
Dit L-profiel wordt uiteraard ook verstevigd met driehoeken. Aanvankelijk was het de
bedoeling één enkel L-profiel te gebruiken voor het opspannen van:
• de rear attachment van beam 1 en beam 4;
• de vier slave hinges van lever 1 en lever 4.
Maar voor de rear attachment van beam 4 geeft dit problemen. Beam 4 is een stuk kleiner dan
beam 1. De twee L-profielen (voor de forward attachment en voor de rear attachment) zitten
elkaar in de weg. Het L-profiel kan dus enkel de rear attachment van beam 1 en de slave hinges
van lever 1 en lever 4 ondersteunen. Dit profiel krijgt de naam lever suspension. Er moet dus
een extra L-profiel aangemaakt worden, dit enkel en alleen voor het opspannen van de rear
attachment van beam 4. Dit wordt de rear attachment 4 suspension genoemd.
In de verticale plaat van beide L-profielen komen een aantal gaten die de interface tussen de rear
attachment en het L-profiel verzorgt (zie figuur 2.25) :
• een gat voor de spigot (1);
• een blind gat voor de fail-safe shear pin (2);
• twee kleine gaten voor de fail-safe tension bolts (3 en 4);
• twee kleine gaten met schroefdraad voor de abutment pads (5 en 6).
39

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Figuur 2.25 Lever suspension
De andere gaten die in de verticale plaat de lever suspension aanwezig zijn, dienen voor de
slave hinges. Meer hierover in 2.3.3. De horizontale plaat is ook voorzien van gaten voor de
bouten en de pennen. Hiermee wordt de lever suspension op de bedplaat bevestigd.
“Waar worden hydraulische actuatoren met hun actuator supports gezet?”. Voor de plaatsing
van de actuator in het actuator point is er weinig keuze: rechts van de beam zoals met “F”
aangeduid in figuur 2.22. Deze actuator moet een duwkracht uitoefenen. De actuator in het pivot
point kan boven of onder de beam geplaatst worden, maar omdat de andere actuator bovenaan in
de weg staat moet de tweede noodgedwongen onder de beam geplaatst worden.
De interfaces tussen de hydraulische actuator en al de te testen onderdelen zijn wegens
tijdsgebrek niet in dit eindwerk opgenomen.
40

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
2.3.2.2 Praktisch ontwerp
Figuur 2.26 Testopstelling voor beam 1
Figuur 2.27 Testopstelling voor beam 4
41

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Figuur 2.26 geeft het bovenaanzicht van de testopstelling weer voor het testen van beam 1.
Figuur 2.27 toont de opstelling voor beam 4. Voor 3-D beelden en assemblagetekeningen wordt
er verwezen naar de bijlagen. Deze opstellingen komen afzonderlijk op de bedplaat te staan.
Wanneer de twee figuren vergeleken worden is duidelijk te zien dat de lever suspension te groot
zou zijn voor het ophangen van beam 4. Daarom is de rear attachment 4 suspension gebruikt.
Figuur 2.28 toont de forward attachments voor de testbank. De zes grote gaten zijn voor de
bouten, de twee kleinere gaten voor de pennen. Al deze gaten hebben dezelfde afmetingen en
hebben dezelfde onderlinge afstanden. Beide attachments kunnen daardoor op dezelfde forward
attachment suspension gemonteerd worden. Ook de bodemplaten zijn even dik waardoor ook
dezelfde bouten kunnen gebruikt worden (M36).
Figuur 2.28 Forward attachments
Figuur 2.29 illustreert de forward attachment suspension. Op de verticale plaat komen de
forward attachments. De gaten hier komen overeen met die van de attachments. De bodemplaat
is voorzien van zeven kleinere gaten en drie grotere gaten. Door de kleinere gaten komen M36
bouten voor het bevestigen van het geheel op de bedplaat. De grotere gaten dienen voor de
pennen. Deze pennen hebben een diameter van 53 millimeter en gaan dwars door de bedplaat.
Ze hebben een randje bovenaan zodat ze er niet door kunnen vallen. In het bovenvlak van de
pennen is een gat gemaakt met M12 schroefdraad, hier kan een oogbout in gedraaid worden.
Daarmee kan de pen gemakkelijker worden uitgetrokken. Voor details, zie stuktekening
nummer vijf in de bijlagen. In de verstevigingsdriehoeken zijn gaten voorzien met een diameter
van vijftig millimeter waardoor een ketting of riem kan gestoken worden. Het onderdeel kan op
die manier gemakkelijk verplaatst worden met behulp van een loopbrug. De gaten zijn een
tiental centimeter boven het zwaartepunt gepositioneerd zodat het onderdeel niet kantelt.
42

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Figuur 2.29 Forward attachment suspension
De dikte van alle platen gebruikt om de forward attachment suspension te maken zijn gelijk
genomen: 50 millimeter. Ook de andere suspensions worden van platen met dezelfde dikte
vervaardigd. Bouten en gaten om de suspensions op de bedplaat te bevestigen hebben daardoor
allemaal dezelfde lengte. Er wordt zoveel mogelijke gebruik gemaakt van gelijke bouten zodat
de persoon die aan de testbank staat geen waaier aan sleutels nodig heeft. De
verstevigingsdriehoeken hebben bijna voor alle suspensions gelijke afmetingen. Het voordeel is
dat door routine deze stukken sneller gemaakt kunnen worden en minder gaan kosten. Ook
hoeven er geen verschillende plaatdikten aangekocht worden door de firma die deze onderdelen
gaat maken. Het nadeel hiervan is dat sommige stukken eigenlijk wel wat dunner hadden mogen
zijn. Maar op het gewicht hoeft niet echt bespaard te worden.
Figuur 2.30 toont het praktisch ontwerp van de lever suspension. De plaatselijke verhoging van
de verticale plaat geeft plaats voor de bovenste compression pad. De bijhorende
verstevigingsdriehoek is hierdoor wat groter. Alle andere verstevigingsdriehoeken hebben de
zelfde afmetingen als die van de forward attachment suspension. Figuur 2.25 toont de andere
kant van hetzelfde onderdeel. Hierop is te zien dat de bodemplaat vooraan een uitstekende lip
heeft met twee gaten. Deze gaten zijn er voor bouten waarmee de lever suspension o.a. op de
bedplaat gemonteerd wordt. Ook hier zijn gaten voorzien in de verstevigingsdriehoeken voor
het opheffen met een loopbrug. Het nut van deze lip wordt verklaard in het hoofdstuk
berekeningen.
43

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
De positie van al de gaten is strategisch gekozen om de optredende spanningen te beperken.
Hierover meer in het hoofdstuk berekeningen. De lever suspension is multifunctioneel en kan in
drie van de vier testopstellingen gebruikt worden. De bodemplaat van de lever suspension heeft
hierdoor een groot aantal gaten voor bevestigingsbouten en pennen. Voor iedere opstelling zijn
er andere gaten voorzien omdat de spanningen dan anders lopen. Al deze gaten dienen daarom
niet bij iedere opstelling gebruikt te worden, enkel de voor die opstelling nodige bouten en
pennen moeten gemonteerd worden. Voor het praktisch gebruik kunnen de gaten voorzien
worden van een kleurencode zodat zich geen misverstanden kunnen voordoen.
Er zijn twee verschillende pennen gebruikt, naargelang de op te nemen afschuifkrachten:
diameter 53 en 63 millimeter. Beide pennen kunnen indien nodig uitgetrokken worden met een
oogbout.
Figuur 2.30 Lever suspension
Figuur 2.31 geeft de spigot 4 suspension weer. De kracht die op deze constructie komt is
duwend. De grote verstevigingsdriehoek neemt dus de grootste krachten op. Op het gat voor de
spigot komt een trekkracht. Dit zorgt ervoor de verticale plaat zou kromtrekken rond de
verticale as. Daarom is de kleinere verstevigingsdriehoek erbij gezet. De spigot 4 suspension is
breder dan noodzakelijk omdat in de verticale plaat ook horizontale krachten aanwezig zijn. Zo
worden de extra reactiekrachten op de bouten beperkt. De lip vooraan de bodemplaat is hier
over de hele lengte gemaakt. In de twee verstevigingsdriehoeken zijn gaten voorzien voor het
verplaatsen met een loopbrug of kraan. De twee gaten staan niet in elkaars verlengde omdat de
kleine verstevigingsdriehoek dan te klein is. De denkbeeldige lijn die tussen de centers van de
twee gaten loopt, ligt recht boven het zwaartepunt. De afstand tussen deze lijn en het
zwaartepunt bedraagt acht centimeter. De spigot 4 suspension kan dus stabiel en zonder
kantelen worden opgetild. Hiervoor haalt men een ketting of een riem door de twee gaten.
44

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Figuur 2.31 Spigot 4 suspension
2.3.2.3 Fabricage van de suspensions
Ook hier is er de keuze tussen lassen en gieten. Voor de algemene voor- en nadelen van beide
technieken wordt er verwezen naar 2.3.1.3. Er zijn nog enkele specifieke voor- en nadelen voor
deze toepassingen. Omdat de constructie van de drie suspensions analoog zijn worden deze
samen besproken.
Lassen
voordelen:
• eenvoudiger, er moeten geen mallen aangemaakt worden;
• de verstevigingsdriehoeken zijn bijna allemaal dezelfde en kunnen gemakkelijk
bijgemaakt worden. De platen hebben dezelfde dikten. De drie constructies zijn
analoog, routine versnelt de productie.
nadelen:
• de verstevigingsdriehoeken staan dicht bij elkaar. Het zal daarom moeilijk worden om
met een lastoorts tussen de driehoeken door te lassen. Een oplossing hiervoor is de
driehoeken maar aan één kant door te lassen en beginnen met de achterste driehoek.
• Kromtrekken van de bodemplaat en de verticale plaat omdat alle lassen aan dezelfde
kant staan. Er zal bij het vlakfrezen van deze vlakken veel materiaal worden
weggenomen.
45

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Gieten
voordelen:
• het zijn geen complexe vormen;
• het maken van een gietmal voor de suspensions bevat geen grote moeilijkheid.
nadelen:
• meer werk.
Het ontwerp van de suspensions zoals het in dit boek beschreven staat, dient gelast te worden.
Dit kan veralgemeend worden voor de drie suspensions. De aanpassingen aan het ontwerp
indien het gegoten wordt zijn dezelfde als voor de actuator support. Nu wordt de
bewerkingsvolgorde voor het vervaardigen van de suspensions beschreven.
• uitsnijden van de bodemplaat, verticale plaat en verstevigingsdriehoeken met
snijbrander of plasmabrander, hierbij worden reeds afschuiningen voorzien die
noodzakelijk zijn voor het lassen.
• Frezen van de gaten in de verstevigingsdriehoeken;
• hulpstukken vervaardigen voor het op hun plaats houden van de opgelaste delen;
• het eigenlijke laswerk;
• vervaardigen van hulpstukken voor het opspannen van het geheel in een freesmachine.
• het eigenlijke frezen
- het stuk ondersteboven monteren en vlakfrezen van raakvlakken;
- boren en kotteren van de gaten in de bodem;
- eventueel de zijkanten vlakken om het inspannen later te vergemakkelijken;
- omdraaien van het stuk en vastklemmen met bodemvlak op de freestafel;
- vlakken van verticale plaat;
- boren en kotteren van de gaten in de verticale plaat;
- afvlakken van de oppervlakken waar de boutkoppen steunen, voor beide platen.
46

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
2.3.3 Testopstelling voor de levers
2.3.3.1 van eisen tot concept
Figuur 2.32Algemene testopstelling levers (bovenaanzicht)
Figuur 2.32 geeft het bovenaanzicht van de opstelling weer voor de levers. De levers worden
met de testbank verbonden met de front- en rear slave hinges. In de A400M worden de flaps met
de lever verbonden via de slave hinges. Deze twee interfacepunten moeten dus nagemaakt
worden zodat de levers op de testbank kunnen geplaatst worden.
Aan de flapzijde wordt de interface verzorgd door twee ogen. In elk oog komt een
kogelgewricht. Aan de lever zijde zit een vork, ook voorzien van gaten. Het oog met het
kogelgewricht komt in de vork en er wordt een pen doorgestoken. Figuur 2.33 toont een
dwarsdoorsnede hiervan. Dit is gelijk voor de front slave hinge en de rear slave hinge. Op de
figuur ziet men dat het oog uit drie parallelle platen bestaat. Dit voorkomt dat de hele structuur
kan doorscheuren en introduceert zo het fail-safe principe.
47

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Figuur 2.33 Interface lever – flap
Voor de testbank worden vereenvoudigde ogen gemaakt. De originele kogelgewrichten uit het
vliegtuig worden gebruikt in de testopstelling. De ogen worden los van elkaar op de lever
suspension gemonteerd. Voor de twee levers zijn er dus vier ogen nodig. De montage op de
lever suspension gebeurt weer met bouten en pennen. Lever 1 en lever 4 komen op de lever
suspension. Lever 4 is een heel stuk kleiner dan lever 1. Dit laat toe de opstellingen volgens
figuur 2.34 te maken. Links is de opstelling voor lever 1 te zien, rechts voor lever 4. Elk oog
komt op een eigen bodemplaat die voorzien is van gaten voor de bouten en de pennen. Het
geheel van het oog en de bodemplaat waarmee de lever op de lever suspension gemonteerd
wordt noemen we verder de front- of rear slave hinge. De vier slave hinges kunnen van
plaatsen verwisseld of ondersteboven gemonteerd worden omdat hun gaten onderling op
dezelfde afstanden staan en de zelfde diameters gebruikt worden voor de bouten en de pennen.
Ook zijn de slave hinges symmetrisch. Dit laat toe later nog veranderingen te maken in de
opbouw van de testbank. Bijvoorbeeld het ondersteboven monteren van de lever op de lever
suspension. De ogen van de vier slave hinges hebben niet noodzakelijk dezelfde afmetingen. Ze
zijn daardoor niet altijd uitwisselbaar.
Figuur 2.34 Lever suspension voor lever 1 en lever 4
48

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
De krachten worden aangebracht in het nut point en in het pivot point. Voor de plaatsing van de
hydraulische actuatoren met hun actuator supports is er weinig keuze. Volgens tabel 1.1 hebben
de vier interfacepunten van de lever ook een kracht volgens de Wx-as (side loads). De vier
interfaces worden verzorgd door kogelgewrichten. Men kan inzien dat de lever niet zomaar
horizontaal zal blijven hangen. De lever zal tegen de bedplaat kantelen rond de as die door de
centers van front slave hinge en de rear slave hinge loopt. Er moet iets voorzien worden
waarmee dit voorkomen wordt zodat de side loads toch op de lever kunnen gezet worden.
In overleg met de ingenieurs van ASCO is overeengekomen dat het pivot point daarom
ondersteund moet worden. De afstand van het pivot point tot de bedplaat moet constant
gehouden worden. Deze ondersteuning moet de side loads kunnen opvangen, zowel trekken als
duwen. Omdat de lever tijdens het testen zal vervormen is het noodzakelijk dat de
ondersteuning van het pivot point in het vlak van de bedplaat kan mee volgen. Wanneer deze
verplaatsing mechanisch niet toegelaten wordt, zullen er extra reactiekrachten ontstaan, wat
zeker vermeden moet worden. Deze constructie wordt de 2-D lager genoemd. In normale
omstandigheden komt er enkel een kracht op die de 2-D lager tegen de bedplaat drukt. Door een
menselijke fouten of een andere oorzaak kan het zijn dat de lever omhoog getild wordt. De 2-D
lager moet daarom ook in staat zijn verticale krachten in de twee richtingen op te vangen.
Om dit te realiseren zijn in de conceptfase aan aantal oplossingen bedacht.
Concept 1: 2-D lager met vet
Het eenvoudigste is een plaat tussen twee andere platen met daartussen een dun laagje vet. Dit
wordt geïllustreerd in figuur 2.35. Het vet zorgt ervoor dat er geen rechtstreeks contact is tussen
de staalplaten en het lagert de beweging. De platen zelf nemen de krachten op. Het werkt
volgens het principe van twee glazen platen met water tussen. Dit type lagerheeft nog redelijk
wat wrijving. Snelle bewegingen van de 2-D lager vragen grote krachten.
Figuur 2.35 Concept 1: 2-D lager met vet
49

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Concept 2: 2-D lager met Kogelpotten
Er is nagegaan of dit soort lagers te verkrijgen zijn op de markt. FKS werd hiervoor
gecontacteerd. Dit konden zij niet aanbieden maar zij stelden wel een alternatief voor:
kogelpotten. Een kogelpot bestaat uit één stalen bol met relatief grote diameter die met een
groot aantal kleine bolletjes gelagerd wordt in een pot. De grote bol steekt half uit de pot en kan
vrij ronddraaien in alle richtingen. Deze kogelpotten worden verdeeld door de firma ATB N.V.
Kogelpotten worden gebruikt voor het rollend transport van objecten in o.a. geautomatiseerde
toepassingen. Hierbij wordt de vloer van een aantal kogelpotten voorzien. Figuur 2.36 toont een
kogelpot.
Figuur 2.36 Kogelpot
Met zes kogelpotten kan een 2-D lager gemaakt worden. Drie ervan worden op een bodemplaat
gezet in driehoek. Op die drie kogelpotten komt een tussenplaat die er over kan rollen.
Hetzelfde voor de andere drie kogelpotten, maar dan ondersteboven, deze komen dan boven op
de tussenplaat. Figuur 2.37 toont een concepttekening hiervan (de bovenste plaat is doorzichtig
gemaakt opdat de onderdelen zichtbaar worden).
Het nadeel van een 2-D lager met de kogelpotten is dat kogelpotten vrij duur zijn. en veel plaats
innemen, vooral in de hoogte. De 2-D lager komt onder de lever. De hydraulische actuator moet
zo dicht mogelijk bij de bedplaat blijven om momenten op de bedplaat te beperken. Om de
hydraulische actuator zo dicht mogelijk bij de bedplaat te houden is het van groot belang dat de
2-D lager zo plat mogelijk is. De kostprijs ligt rond de 1000€ voor zes kogelpotten die de
voorkomende krachten aankunnen.
50

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Figuur 2.37 Concept 2: 2-D lager met kogelpotten
Concept 3: 2-D lager met oliekussen
Er is even gedacht aan een systeem met een oliekussen, zoals een hovercraft. Dit vereist een
oliepomp met gesloten circuit, filter, … en maakt er een smerig boeltje van. Dit is nodeloos
ingewikkeld en kost veel meer dan de andere oplossingen.
Concept 4: 2-D lager met lagerbolletjes
De oplossing die de voorkeur geniet is gelijkaardig aan die met de kogelpotten, maar maakt
gebruik van een groot aantal hardstalen lagerbolletjes. Bij SKF kunnen lagerbolletjes
afzonderlijk bekomen worden. Het principe is geïllustreerd in figuur 2.38. Het aantal bolletjes in
deze figuur werd voor de overzichtelijkheid beperkt, in de praktische uitvoering komen veel
meer bolletjes. De rechtop staande stang verbindt de 2-D lager met de lever. De 2-D lager komt
op de actuator support te staan, met de stang recht onder het aangrijpingspunt van de actuator op
de lever, dus onder het pivot point.
Figuur 2.38 Concept 4: 2-D lager met lagerbolletjes
51

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
2.3.3.2 Praktisch ontwerp
Figuur 2.39 Testopstelling voor lever 1
Figuur 2.40 Testopstelling voor lever 4
52

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Figuur 2.39 en 2.40 geven de testopstellingen weer voor lever 1 en lever 4. Voor meer details en
3-D zichten wordt verwezen naar de werkstuktekeningen en de bijlagen.
Figuur 2.41 toont een slave hinge die ontworpen is voor de testbank. De vier grotere gaten zijn
voor de M36 bouten, de twee kleinere gaten voor de (standaard) pennen. De pen gaat door de
slave hinge en komt in een blind gat in de lever suspension. Er zijn geplooide plaatjes voorzien
zodat de pennen er niet kunnen uitvallen. Deze worden pen locks genoemd. De vier slave
hinges zijn analoog, enkel de afmetingen van het oog variëren.
Figuur 2.41 Slave hinge voor testbank
Figuur 2.42 toont een 3-D beeld van waar de 2-D lager gemonteerd staat. De 2-D lager is
duidelijk terug te vinden op de actuator support die met het pivot point verbonden is. Zie
bijlagen voor de constructie en de assemblage van de 2-D lager.
Onder de tussenplaat komen 98 lagerbolletjes, erboven maar 55. Het aantal bolletjes boven de
tussenplaat is van minder belang omdat deze normaal nooit gebruikt zullen worden. De diameter
van de lagerbolletjes bedraagt een halve duim (= 12.7 mm). De platen die de bolletjes samen
houden worden iets dunner dan de bolletjes gehouden: elf millimeter. De ring kan eventueel in
één geheel gemaakt worden met de bodemplaat in plaats van in twee stukken (wat nu het geval
is). De bovenplaat wordt met zes M8 bouten op de bodemplaat bevestigd. Bij de montage van
het geheel moet voldoende vet voorzien worden tussen de bolletjes.
Deze figuur toont ook duidelijk aan dat bij het testen van lever 4, de actuator supports bijna
tegen elkaar komen. Hiermee werd rekening gehouden door de actuator support net niet tegen
elkaar te laten komen. De actuator support krijgt op die manier zo veel mogelijk materiaal rond
53

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
de pin en de 2-D lager kan breder worden. Dit laatste wil zeggen dat de 2-D lager meer
vervorming van de lever kan toelaten. De 2-D lager is nu zo gedimensioneerd dat hij 40
millimeter in elke richting kan uitwijken en hierbij een goede lagering voorziet. Details hierover
in het hoofdstuk 3.
Er werd reeds verteld dat de 2-D lager ook moet verhinderen dat de lever naar boven kan. De 2-
D lager moet daarom vastgemaakt worden aan de actuator support. Het is echter niet aangeraden
om gaten te boren in de actuator support in het materiaal rond de pin omdat de
spanningsconcentraties daar hoog zijn. De 2-D lager wordt daarom vastgemaakt aan de pin. De
pin heeft een rand. Op de rand wordt schroefdraad gezet. In de bodemplaat van de 2-D lager
komt een breed en ondiep blind gat met de zelfde schroefdraad als op de pin. De 2-D lager
wordt vervolgens op de pin vastgeschroefd. De bodemplaat van de 2-D lager rust op de actuator
support.
Figuur 2.42 2-D lager (testopstelling voor lever 4)
Wanneer het te testen onderdeel effectief stuk wordt getrokken door de testbank, kunnen de
verplaatsingen groter worden dan dat de 2-D lager toelaat. Om de 2-D lager hierbij niet stuk te
maken, moet een veiligheid ingebouwd worden. Het idee is de verbindingsstang tussen de 2-D
lager en de lever in staat te stellen een grote langskracht te verdragen, maar een beperkt
dwarskracht. Deze verbindingsstang moet het dus begeven wanneer – doordat de 2-D lager op
zijn maximum uitwijking komt – de dwarskracht een drempelwaarde overschrijdt. Figuur 2.43
toont welke constructie hiervoor ontworpen is. De verbindingsstang wordt in drie delen
gesplitst. Het bovenste deel – de upper 2D bearing rod – kan d.m.v. een V-sleuf in één richting
glijden t.o.v. het middelste deel, de cross disk. De cross disk kan op zijn beurt in een richting –
die negentig graden verdraaid is t.o.v. de vorige richting – verschuiven t.o.v. het onderste deel,
54

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
de lower 2D bearing rod. De cross disk is iets te groot gemaakt zodat deze aan de zijkanten
uitsteekt wanneer de drie delen gecentreerd staan. Zoals in figuur 2.43 is getekend zijn er vier
gaten in de cross disk voorzien waardoor vier splitpennen met kleine diameter kunnen
doorgestoken worden. Het is de bedoeling dat deze dunne pennen het begeven wanneer de
dwarskracht te groot wordt. In dat geval valt het bovenste deel naast het onderste en blijft de 2-
D lager op – een paar krassen na – gespaard.
Figuur 2.43 Veiligheidssysteem voor 2-D lager
2.3.3.3 Fabricage van de slave hinges en de 2-D lager
De slave hinges worden uit staal vervaardigd. Het oog wordt op de bodemplaat gelast. Beide
zijn uit platen gesneden. De bewerking verloopt als volgt:
• uitsnijden van bodemplaat en oogplaat, de dikte moet iets te groot zijn om later te
kunnen vlakfrezen. Dit kan gebeuren met een met snijbrander of plasmabrander.
• Hulpstukken maken voor de oogplaat op zijn plaats te houden tijdens het lassen;
• de oogplaat op de bodemplaat lassen;
• vervaardigen van hulpstukken voor het opspannen van de slave hinge in een
freesmachine;
• de slave hing ondersteboven opspannen in de freesmachine;
• vlakfrezen van de onderkant van de bodemplaat;
55

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
• gaten maken in de bodemplaat
• het stuk rechtdraaien en met de bodemplaat op de freestafel opspannen;
• frezen van het gat van het oog en de contour van het oog;
• vlak frezen van de zijvlakken van het oog;
• afvlakken van de oppervlakken waar de boutkoppen steunen en de pennen komen.
De 2-D lager bestaat uit acht onderdelen die afzonderlijk dienen gemaakt te worden (zeven
indien de ring en de bodemplaat in één stuk gemaakt worden). Van ieder stuk bestaat een
werkstuktekening. Een assemblagetekening toont de hoe het geheel in elkaar past. Deze zijn te
vinden in de bijlagen. De bewerkingen zullen bestaan uit draaien en frezen. De exacte
bewerkingen worden hier niet beschreven. Om de gewenste resultaten te bekomen van de firma
die deze onderdelen zal vervaardigen, zullen de werkstuktekeningen voorzien moeten worden
van toleranties. Wegens tijdsgebrek was het niet mogelijk de tekeningen te voorzien van al de
nodige toleranties. Ook is dit nog niet echt nodig daar dit een voorontwerp is dat nog kan
gewijzigd worden.
2.3.4 De bedplaat
Het doel van de bedplaat is een plat vlak voorzien waarop alle opstellingen kunnen bevestigd
worden. De bedplaat moet stijf zijn om bij de optredende krachten niet te veel te vervormen..
De bedplaat kan pas als laatste gedimensioneerd worden. De afmetingen hangen af van de
grootte van de onderdelen die op de bedplaat gemonteerd moeten worden en van de
vrijheidgraden van de verdraaibare actuator supports.
Voor het plaatsen van de testopstellingen op de bedplaat moeten er een groot aantal gaten in de
bedplaat gemaakt worden. Een probleem hierbij is dat gaten overlappen. Er is
proefondervindelijk gezocht hoe de vier testopstellingen het best kunnen geplaatst worden zodat
zo weinig mogelijk gaten elkaar overlappen of te dicht bij elkaar in de buurt komen. Hierbij is
het soms nodig om onderdelen naar de andere kant van de bedplaat te verhuizen. Figuur 2.44
geeft de een overzicht van de vier verschillende testopstellingen weer. De bedplaat wordt bij de
vier figuren in de zelfde richting gehouden. Geen enkel van de gaten overlapt een ander gat.
56

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Figuur 2.44 Overzicht van de testopstellingen
De testopstellingen in figuur 2.44 zijn genummerd volgens het te testen vliegtuigonderdeel:
1) beam 1;
2) beam 2;
3) lever 1;
4) lever 4.
Figuur 2.45 toont een bovenaanzicht van de bedplaat. De positie van alle gaten is duidelijk
zichtbaar. Er zijn drie soorten gaten in de bedplaat, deze zijn genummerd in de figuur.
1) gaten voor de actuator support pivot pin;
2) gaten voor de bouten die met behulp van de klem de achterkant van de actuator
support tegen de bedplaat houden. Deze zijn voorzien van schroefdraad.
3) Gaten voor de bevestiging van de suspensions op de bedplaat (pennen en
bouten).
57

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Figuur 2.45 Gaten in de bedplaat
Om genoeg stijfheid te bekomen wordt de bedplaat aan de onderkant voorzien van een
wafelstructuur. Figuur 2.46 verduidelijkt wat er bedoeld wordt door de onderkant van de
bedplaat te tonen. Deze structuur bestaat uit verticale wanden die onder de bedplaat komen en
een dikte van 50 millimeter hebben. De onderlinge afstanden tussen de wanden is niet constant,
maar is afhankelijk van de gaten die door de bedplaat komen. De afmetingen van de bedplaat
zijn: 3950 × 4500 × 700 millimeter.
Figuur 2.46 Wafelstructuur bedplaat
Of de bedplaat best gegoten of gelast wordt moet nog onderzocht worden. Dit gebeurt best in
samenspraak met mogelijke leveranciers voor giet- en lasstukken.
58

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
3 Berekeningen
In dit hoofdstuk wordt aangetoond waarom onderdelen bepaalde afmetingen hebben en waarom
bepaalde materialen gekozen worden. Reactiekrachten worden berekend waar nodig. De
onderdelen die niet in dit hoofdstuk vermeld worden, zijn niet berekend. Eerst worden de
algemene berekeningswijzen uitgelegd. Dit omvat zowel bestaande als zelf opgestelde
redeneringen of formules. Vervolgens worden deze berekeningen toegepast op de onderdelen
van de testbank. Als belangrijkste referentie is het boek “Roloff / Matek machineonderdelen”
gebruikt.
In de berekeningen worden niet altijd eenheden vermeld, in dat geval zijn volgende eenheden
van toepassing:
Tabel 3.1 Gebruikte eenheden
grootheid gebruikte eenheid notatie
kracht Newton N
afstand millimeter mm
spanning megapascal N/mm²
vlaktedruk megapascal N/mm²
moment Newton meter Nm
3.1 Algemene berekeningswijzen
3.1.1 Toelaatbare spanningen en veiligheidsfactoren
Wanneer onderdelen gedimensioneerd of gecontroleerd worden, moet eerst geweten zijn welke
spanningen toegelaten zijn. Er wordt onderscheid gemaakt tussen normaalspanning,
schuifspanning en vlaktedruk. Staal gedraagt zich volgens de wet van Hooke: de rek is
evenredig met de aangelegde spanning, zie figuur 3.1. Dit is maar juist tot aan een bepaalde
spanning, de elasticiteitsgrens (Re). Wordt de spanning nog opgevoerd, treedt er blijvende
vervorming op. Op een gegeven moment zal er breuk optreden. Dit gebeurt bij een maximale
spanning (Rm). Re en Rm zijn per materiaalsoort terug te vinden in tabellen. Deze waarden
hangen af van de afmetingen van het onderdeel. De tabellen geven de waarden bij
genormaliseerde trekstaven (RmN en ReN), voor afwijkende afmetingen of andere parameters
zijn er correctiefactoren voorzien. De correctiefactor voor de afmeting van de trekstaaf is de
groottefactor (Kt). Er is met de ingenieurs van ASCO overeengekomen een veiligheidsfactor
(VF) vijf op Rm te nemen en drie op Re. Voor de vlaktedruk wordt dit beperkt op twee.
59

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Figuur 3.1 Wet van Hooke
Wanneer spanningen optreden is dit meestal niet onder de vorm van zuivere normaalspanning of
afschuiving, maar in combinatie met elkaar. Volgens de hypothese van
vormveranderingsenergie voor ductiele materialen treedt een vergelijkspanning σv op die gelijk
is aan:
σ v
σ 2
+
3 τ 2
⋅
Vergelijking 3.1
Met σv mag zoals σ de maximum spanning, gedeeld door de veiligheidsfactor, niet
overschrijden. De zuivere maximum schuif- en drukspanning zijn niet gelijk aan Rm. Volgens
Roloff / Matek worden hiervoor de volgende waarden gebruikt.
3.1.2 Pennen
Toelaatbare schuifspanning: τtoelaatbaar 0.1 ⋅ Rm
Toelaatbare vlaktedruk: ptoelaatbaar 0.25⋅ Rm
De pennen worden gebruikt om schuifspanningen op te nemen. Er wordt dus geen trek
beschouwd. Het bijkomend doel van de pen is het juist positioneren van het vast te zetten
onderdeel. Er wordt onderscheid gemaakt tussen een gewone, massieve pen en een doorboorde
pen. De holle pen wordt gebruikt voor de pin waar de actuator support rond draait. Het is de
bedoeling om aan de hand van gegeven schuifkracht, materiaal, en afmetingen de diameter van
de pen te bepalen.
60

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
De diameter van de pen wordt enerzijds bepaald door hoeveel vlaktedruk het materiaal van de
pen of het materiaal rond de pen kan verdragen, naargelang wat het zwakste is. Anderzijds is de
optredende vergelijkspanning bepalend. De grootste diameter zal gebruikt worden.
3.1.2.1 Massieve pen
De eerste voorwaarde is dat de vlaktedruk binnen de grenzen blijft. De symbolische afmetingen
van de pen en de platen waartussen afschuifkrachten heersen zijn te zien in figuur 3.2.
Figuur 3.2 Afmetingen massieve pen
Toelaatbare vlaktedruk:
p max
0.25⋅ Rm
VF
Optredende vlaktedruk:
p
F
D⋅h met Rm Kt ⋅ RmN
dus p max
en p < pmax F⋅VF dus D >
0.25⋅ h ⋅ Kt ⋅ RmN
Vergelijking 3.2
0.25⋅ Kt ⋅ RmN
VF
De tweede voorwaarde is dat de optredende vergelijkspanning in de pen binnen de
vooropgestelde limieten blijft. De normaalspanning ontstaat door het buigmoment van de pin.
61

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Er dient rekening gehouden te worden met het maximale buigmoment. Dit ligt in hetzelfde vlak
waar de grootste schuifspanningen heersen. Voor het berekenen moeten enkele
veronderstellingen gemaakt worden: stel de verbinding tussen de onderste plaat (de bedplaat) en
de pen als star. De kracht van de bovenste plaat op de pen wordt verondersteld gelijkmatig
verdeeld te zijn over de lengte van de pen. Figuur 3.3 illustreert dit. Aan de hand van de
dwarskrachten kunnen de optredende buigmomenten berekend worden, alsook het maximum
buigmoment. Hieruit kunnen de spanningen in de pen berekend worden. De grootste spanning
treedt op in de buitenste vezel van de pen. De grootste schuifspanning ligt in het contactvlak van
de twee platen en is gelijk aan de dwarskracht gedeeld door het oppervlak, vermenigvuldigd
met 4/3. Er wordt gerekend met de maximale schuifspanning, hoewel deze in het centrum van
de pen optreedt. Uit vergelijking 3.3 kan de minimum pendiameter D gehaald worden in functie
van de dwarskracht, de lengte h, het soort materiaal en de gekozen veiligheidsfactor.
Figuur 3.3 Veronderstelling bij penberekening
62

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Vx ()
M b
σ max
τ
−F
h
−F
h
⋅ x
x 2
⋅ M
2
b_max( x h)
−F ⋅ h
2
Mb_max ≤ σ met
W
toelaatbaar
W
4 F
⋅ met A
3 A
D2 ⋅ π
4
dus τ
Hierdoor wordt de vergelijkspanning:
σ v
⎛
⎜
⎝
16 ⋅ F ⋅ h
π D 3
⋅
3.1.2.2 Doorboorde pen
⎞
⎠
2
+ 3 ⋅
⎛
⎜
⎝
16 ⋅ F
3 ⋅ π D 2
⋅
16 ⋅ F
3 π D 2
⋅ ⋅
⎞
⎠
2
≤
Vergelijking 3.3
dus σ max
RmN⋅ Kt
VF
π ⋅ D3
32
16 ⋅ F ⋅ h
π D 3
⋅
Bij de doorboorde pen is de berekening analoog aan de massieve pen. Het weerstandsmoment
W en het oppervlak A dienen aangepast worden aan de doorsnede van een doorboorde pen.
Figuur 3.4 Afmetingen doorboorde pen
63

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
W
σ max
τ
2 I ⋅
D
D
Mb_max⋅ 2
I
4 F
⋅ met A
3 A
≤ σ met
toelaatbaar
I
dus τ
Hierdoor wordt de vergelijkspanning:
σ v
3.1.3 Bouten
⎡
⎢
⎣
16 ⋅ F ⋅ h ⋅ D
( )
π D 4
⋅ −
d 4
2
⎤
⎥⎦
+ 3 ⋅
⎡
⎢
⎣
D 2
d 2 ( − ) ⋅ π
4
16 ⋅ F
3 ⋅ π D 2
⋅ −
16 ⋅ F
3 ⋅ π D 2
⋅ −
dus σ max
( )
( )
Vergelijking 3.4
d 2
d 2
2
⎤
⎥⎦
≤
RmN⋅ Kt
VF
( )
π D 4
⋅ −
64
d 4
16 ⋅ F ⋅ h ⋅ D
π D 4
d 4
⋅ ( − )
Voor de berekeningswijzen voor bouten wordt verwezen naar het boek Roloff / Matek.
3.1.4 Complexere onderdelen
Onderdelen die niet te herleiden zijn tot eenvoudige balken, cilinders, … kunnen moeilijk met
de klassieke sterkteleer berekend worden. De lever suspension is hier een voorbeeld van. Deze
onderdelen zijn ontworpen op het gevoel, vervolgens gecontroleerd op optredende spanningen
en vervormingen. De controle is uitgevoerd met de Generative Structural Analysis module van
CATIA. Dit is een eindige elementen module. Krachten, verbindingen en vrijheidsgraden
kunnen ingesteld worden. De optredende spanningen en vervormingen worden door CATIA
berekend. Het resultaat is een 3D-kopie van het originele stuk, de kopie toont de vervormingen
en de spanningen. De vervormingen kunnen op elk punt opgevraagd worden en de vervorming
kan vergroot worden met een opgegeven factor. De spanningen en vervormingen worden door
middel van kleuren gevisualiseerd. Een legende toont welke waarde bij welke kleur hoort. Ook
de spanningen kunnen voor elk punt opgevraagd worden.
64

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
De volgende instellingen werden gebruikt voor de Generative Structural Analysis module:
• parabolic mesh;
• de mesh moet voldoende klein zodat de kleuren die de spanningen voorstellen
geleidelijk in elkaar overlopen;
• visualisatie van de spanningen: discontinuous ISO;
• voorstelling van de spanningen volgens Von-Mises.
Mesh is de verdeling van het onderdeel in kleine stukjes waarop de berekeningen worden
uitgevoerd.
Het gebruik van de eindige elementen analyse wordt verder in de titels aangeduid met de
afkorting EEA. De numerieke resultaten worden in de tekst besproken en van elk geanalyseerd
onderdeel is een kleine figuur in kleur in de bijlagen gevoegd.
3.2 Berekeningen van testbankonderdelen
3.2.1 Actuator support
De actuator support wordt niet berekend op een maximum kracht van 500 kN, maar op 600 kN.
De reden hiervoor is dat de hydraulische actuator van FCS 600 kN levert. Moest er later de
keuze gemaakt worden om met het systeem van FCS te werken is dit ontwerp nog steeds sterk
genoeg.
3.2.1.1 Actuator support pivot pin
De actuator support pivot pin, waar de actuator support al zijn schuifkrachten op afzet, is een
toepassing van de doorboorde pen uit 3.1.2.2. Details van de actuator support pivot pin zijn
terug te vinden in werkstuktekening 24. Om de diameter van de actuator support pivot pin zo
klein mogelijk te houden is er gekozen voor een staalsoort met een grote RmN. Dit is veredeld
30CrNiMo8 geworden met RmN gelijk aan 1250 N/mm² en ReN gelijk aan 1050 N/mm². Het
staal gebruikt voor de actuator support is S355.
Wanneer de nodige parameters in vergelijking 3.2 en 3.4 worden ingevuld kan de diameter van
actuator support pivot pin berekend worden.
65

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
VF 5
F 600000
h 125
d 36
RmN 1250
Kt 0.9
volgens vergelijking 3.4 D = 126.5 mm
VF:= 2 Veiligheidsfactor
RmN:= 510 Materiaal rond de pin: S355
Kt := 0.9
volgens vergelijking 3.2 D = 83.7 mm
Vergelijking 3.4 eist de grootste diameter. Deze moet gebruikt worden. De diameter voor de
actuator support pivot pin bedraagt dan 126.5 millimeter.
3.2.1.2 Bout voor actuator support pivot pin
Bij het duwen van de hydraulische actuator wordt de pin uit de bedplaat getrokken. Dit wordt
tegengegaan door een M36 bout die door de actuator support pivot pin gaat en in de bedplaat
gevezen is. De reactiekracht op deze bout wordt nu berekend.
Figuur 3.5 Reactiekracht van bout voor actuator support pivot pin
L1:= 1866.3 L2:= 729.71 Fact := 600000
L2
Rd := Fact ⋅
L1
Rd = 234600 N
Op basis hiervan kan een bout berekend worden. Dit gebeurt in de volgende bladzijden. Voor de
formules en de afkortingen wordt verwezen naar Roloff / Matek.
66

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Schroefberekening voor actuator support pivot pin
Vervormbaarheid van de schroef
Metrische ISO fijnschroefdraad uit DIN13T12
Es := 210000
dnom := 36
d schacht
L schacht
Anom :=
A schacht
:= 36
:= 238
2
π ⋅ dnom :=
4
Akern := 916.5
1
δs := ⋅
Es
⎛
⎜
⎝
2
π ⋅ dschacht 4
0.4 ⋅ dnom A nom
δs 1.342 10 6 −
= ×
+
L schacht
A schacht
Vervormbaarheid geklemde delen
dw := 55
dh := 37
Da := 350
Lk:= 255
x:=
3
Lk⋅ dw
x = 0.486
Da 2
π
Averv := ⋅
4
( )
dw 2
−
Averv 8.991 10 3
= ×
Et := 210000
Lk
δt :=
Averv ⋅ Et
δt 1.351 10 7 −
=
×
dh 2
+
0.5 ⋅ dnom A kern
+
0.4 ⋅ dnom A nom
diameter draagvlak
diameter doorvoergat
diameter ingeklemde bus
klemlengte
π
8 dw ⋅ Da dw − ⋅ ( ) x 1 +
+
⋅ ⎡⎣
( )2
⎤ ⎦
− 1
⎞
⎠
67

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Vereiste voorspankracht
Fb := 234600
Fkl := 20000
δs
Fbt := Fb ⋅
δs + δt
Fbt 2.131 10 5
= ×
Fv := Fkl + Fbt
Fv 2.331 10 5
= ×
bedrijfslast
klemkracht
Krachten & vervormingen bij dynamische bedrijfslast als langskracht
FBb := 200000
FBo := 0
δt
φk :=
δs + δt
φk = 0.091
n := 0.5
φ := n ⋅ φk
φ = 0.046
Fa :=
FBb − FBo
2
Fa 4.573 10 3
= ×
Fm := Fv +
Fm 2.377 10 5
= ×
⋅ φ
FBb + FBo
2
⋅ φ
Zetgedrag van de schroefverbinding
fz := 0.011
fz
Fz :=
δs
⋅ ( 1 − φk)
Fz 7.449 10 3
= ×
amplitudekracht
gemiddelde spanning
zetting
Duurzaamheid van de schroefverbindning
180
σASV := 0.75⋅
⎛
⎜ + 52⎞
d
⎝ nom ⎠
σASV = 42.75
maximale spanningsamplitude
Fa
σa :=
Akern σa = 4.99
spanningsamplitude
spanningsamplitude is kleiner dan de maximale dus OK
68

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Montage voorspankracht & aanhaalmoment
P := 1.5
µ G := 0.15
d2 := 35.026
kA := 4
⎡⎣ ( ) ⎤⎦
Fvm := kA ⋅ Fkl + Fb ⋅ 1 − φ + Fz
Fvm 1.005 10 6
= ×
⎡⎣
spoed
MaNmm:= Fvm ⋅ 0.159⋅ P + µ G ⋅ 0.577⋅ d2 + 0.65⋅ dnom MaNmm 6.816 10 6
= ×
flankdiameter
aandraaien met de hand zonder meting van het
aanhaalmoment
( )
MaNmm MaNm:= 1000
MaNm 6.816 10 3
= ×
aanhaalmoment
Controle van spanning in de schroef
As := 940
FStot := Fv + Fb ⋅ φ
FStot 2.439 10 5
= ×
σM FStot
:=
As
σM = 259.438
4⋅As ds :=
π
ds = 34.595
( )
MG := Fvm ⋅ 0.159⋅ P + 0.577 ⋅ µ G ⋅ d2
⎤ ⎦
spanningsdoorsnede
MG 3.287 10 6
= ×
torsie op schroef
τt :=
⎡
⎢
⎢
⎣
ds
MG ⋅
2
π ⋅
⎛
⎜
⎝
ds
2
2
τt = 404.342
⎞
⎠
σred σM 2
:= +
σred = 746.851
4
⎤
⎥
⎥
⎦
3 τt 2
⋅
dus sterkteklasse 10.9
69

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Controle op vlaktedruk onder de kop
Acontact :=
FStot
p :=
Acontact p = 187.504
dw 2
dh 2 ( − ) ⋅ π
4
De toelaatbare oppervlaktedruk voor 30CrNiMo is 750 dus OK (TB8-10)
Vereiste inschroeflengte
De inschroeflengte moet minimum gelijk zijn aan 1.2 keer de diameter van de bout.
Bij dynamische belasting moet dit worden verhoogd met 20%. Bij gebruik van fijne
schroefdraad komt er nog eens 25% bij. De inschroeflengte wordt dan minimaal 64.8 mm.
Conclusie
• het wordt een M36 bout met sterkteklasse 10.9;
• ISO-fijnschroefdraad met spoed 1.5 millimeter;
• het type stond reeds vast: een cilinderkopschroef volgens ISO 4762;
• de minimum lengte wordt uit de geometrie gehaald, de dichtst bovengelegen
standaardlengte bedraagt 320 millimeter. De bijhordende schroefdraadlengte is 97
millimeter.
3.2.1.3 Bouten voor klem
Figuur 3.6 Bout door actuator support pivot pin
Bij het trekken van de hydraulische actuator zal de achterkant van de actuator support van de
bedplaat getrokken worden. De klem houdt de actuator support tegen de bedplaat. Hiervoor
worden vijf bouten gebruikt. Eerst worden de reactiekrachten op de klem berekend. Er wordt
70

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
verondersteld dat deze kracht gelijk verdeeld wordt over de vijf bouten. Vervolgens kunnen de
krachten op deze bouten berekend worden. Er wordt hierbij rekening gehouden met de
geometrie van de klem. Zie figuur 3.8.
Berekening van de reactiekrachten op de klem
L2:= 729.71
L3:= 2100
Fact := 600000
L2
Rt := Fact ⋅
L3
Rt 2.085 10 5
= ×
Figuur 3.7 Reactiekracht op klem
Berekening van de reactiekrachten op de klem bouten
a := 31.5
b := 120
Figuur 3.8 Reactiekracht op bout klem bouten
Rt := 48720
Rt ⋅ ( a + b)
Fbout ⋅ b momentenevenwicht
Rt ⋅ ( a + b)
Fbout :=
b
Fbout 6.151 10 4
=
×
71

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Berekening van de klembouten
Keuze van bout uit tabel met richtwaarden
Fbout 6.151 10 4
= ×
sterkteklasse 8.8 en bout diameter M24 (TB 8-13, dynamisch axiaal belast)
Controle op vlaktedruk
Fsp := 175000
(TB 8-14)
Ap := 356
Fsp
0.9
p :=
Ap
p = 546.192
toelaatbare p voor C45 is 700 dus OK
Vervormbaarheid van de schroef
Metrische ISO fijnschroefdraad uit DIN13T12
Es := 210000
dnom := 24
d schacht
L schacht
Anom :=
A schacht
:= 24
:= 70
2
π ⋅ dnom :=
4
Akern := 324.3
1
δs := ⋅
Es
⎛
⎜
⎝
2
π ⋅ dschacht 4
0.4 ⋅ dnom A nom
δs 1.115 10 6 −
= ×
+
L schacht
A schacht
Vervormbaarheid geklemde delen
+
0.5 ⋅ dnom A kern
+
0.4 ⋅ dnom A nom
dw := 21.3
diameter draagvlak
dh := 25
diameter doorvoergat
Da := 63
diameter ingeklemde bus
Lk:= 70
klemlengte
3
Lk⋅ dw
x:=
Da 2
⎞
⎠
72

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
x = 0.722
π
Averv := ⋅
4
Et := 210000
Lk
δt :=
Averv ⋅ Et
( )
dw 2
−
dh 2
π
8 dw ⋅ Da dw − ⋅ ( ) x 1 +
+
⋅ ⎡⎣
δt 6.056 10 7 −
= ×
( )2
⎤⎦
− 1
Averv = 550.401
Krachten & vervormingen bij dynamische bedrijfslast als langskracht
FBb := Fbout FBo := 0
δt
φk :=
δs + δt
n := 0.5
φk = 0.352
φ := n ⋅ φk
φ = 0.176
Fa :=
FBb − FBo
2
⋅ φ
Zetgedrag van de schroefverbinding
lk := 70
fz := 0.00329⋅
⎛
⎜
⎝
fz 4.734 10 3 −
= ×
zetting
fz
Fz :=
δs
⋅ ( 1 − φk)
lk
dnom ⎞
⎠
0.34
Vereiste voorspankracht
Fb := Fbout Fa 5.412 10 3
= ×
amplitudekracht
Fz 2.751 10 3
= ×
Fb 6.151 10 4
= ×
Fkl := 0.2 ⋅ Fb
Fkl 1.23 10 4
= ×
kA := 1.6
⎡⎣ ( ) ⎤⎦
FVM := kA ⋅ Fkl + Fb ⋅ 1 − φ + Fz
met momentsleutel aangetrokken
FVM 1.052 10 5
= ×
Controle van de maximale schroeflast onder bedrijfslast
Rp0.2 := 640
As := 353
φ ⋅ Fb 1.082 10 4
= ×
moet kleiner zijn dan 0.1 ⋅ Rp0.2 ⋅ As 2.259 10 4
= ×
OK
73

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Duurzaamheid van de schroefverbinding
σASV := 0.75⋅
⎛
⎜
⎝
σASV = 44.625
Fa
σa :=
Akern 180
+ 52
dnom ⎞
⎠
maximale spanningsamplitude
σa = 16.688
spanningsamplitude
spanningsamplitude is kleiner dan de maximale dus OK
Nauwkeurigere controle op vlaktedruk
Fsp := 175000
Ap := 356
p :=
Fsp + φ ⋅ Fb
Ap
(TB 8-14)
toelaatbare p voor C45 is 700 dus OK
Vereiste inschroeflengte
p = 521.978
De inschroeflengte moet minimum gelijk zijn aan 1.2 keer de diameter van de bout.
Bij dynamische belasting moet dit worden verhoogd met 20%. De inschroeflengte wordt dan
minimum 24.6 mm.
Conclusie
• het wordt een M24 bout met sterkteklasse 8.8;
• ISO-schroefdraad met spoed 3 millimeter;
• type ISO 4017;
• de minimum lengte wordt uit de geometrie en uit de inschroeflengte gehaald, de dichtst
bovengelegen standaardlengte bedraagt 120 millimeter. De bijhordende
schroefdraadlengte is 54 millimeter. De diepte van het gat bedraagt 65 millimeter met
60 millimeter schroefdraad.
Figuur 3.9 Bout voor klem
74

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
3.2.1.4 Bouten voor assemblage van 2-D lager
Daar de 2-D lager in normaal bedrijf nooit een trekkracht naar boven ondervindt, zijn deze
bouten niet zo kritisch. Er wordt daarom geen controleberekening gedaan. De bout wordt uit de
tabel met richtwaarden voor schroefbouten gehaald. Zie hiervoor Roloff / Matek TB8-13.
De maximum kracht op de 2-D lager is gelijk aan de maximum side load in het pivot point. Dit
is 14.46 kN. Deze kracht wordt gelijkmatig verdeeld over zes bouten. De kracht per bout
bedraagt dan 2410 N. TB8-13 geeft bij een sterkteklasse 8.8 en een dynamische belasting een
boutdiameter van zes millimeter. Er wordt een bout van acht millimeter genomen.
Indien de bodemplaat en de ring van de 2-D lager niet in één stuk gemaakt worden bedraagt de
boutlengte 85 millimeter. Het type is van weinig belang, er is gekozen voor een ISO 4014 bout.
De bout kan volgens TB8-14 aangedraaid worden met een spanmoment van 17.9 Nm.
3.2.1.5 Bewegingsschroef
Figuur 3.10 Bout voor assemblage van 2-D lager
De bewegingsschroef met trapeziumvormige schroefdraad wordt berekend zoals
voorgeschreven in de Roloff / Matek. De bewegingsschroef wordt nooit door de hydraulische
actuator belast. Dit wordt verzekerd door de blokkeerbouten. Enkel het gewicht van de
hydraulische actuator en de wrijving bij de verplaatsing van de actuator mounting blok belasten
de bewegingsschroef. Deze belasting is niet gekend. Voor het dimensioneren van de
bewegingsschroef wordt er gewerkt met trek en drukbelasting van 5000 N.
75

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Berekenen van de trapeziumvormige schroefdraad
materiaal van de bewegingsschroef: E335
F := 5000
S := 8
l := 364.71
lk := 0.7 ⋅ l
E := 210000
minimum diameter om geen knik te krijgen
d3 :=
4
64 ⋅ F ⋅ S lk 2
( ⋅ )
( )
π 3 ⋅ E
toelaatbare drukspanning
235
σd :=
2
d3 = 12.652
σd = 117.5
minimum diameter voor de drukspanning te kunnen verdragen
F
A3 :=
A3 = 42.553
σd
d3 A3 4
:= ⋅
π
d3 = 7.361
Knik vereist de grootste diameter van 12.652 millimeter. De dichtst bovengelegen diameter
volgens ISO 2901 is: 16mm aanduiding: TR16x4.
Berekening moerschroefdraad
de vlaktedruk van de schroefdraadflank is bepalend.
ReN := 335
F 5 10 3
= ×
P := 4 spoed
Kt := 1
ptoel := 0.25⋅ ReN ⋅ Kt
d2 := 14
H1 := 0.5 ⋅ P
P ⋅ F
l1 :=
p toel ⋅ d2 ⋅ π⋅H1
ptoel = 83.75
flankdiameter
flankoverlapping
l1 = 2.715 minimum inschroeflengte voor moer
76

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Een bewegingsschroef met diameter zestien millimeter is praktisch gezien aan de dunne kant.
Door het plaatsen van een koppel op een dunne bewegingsschroef zal een grotere
hoekvervorming ontstaan. Het is bovendien eenvoudiger om een handvat te maken voor een iets
dikkere bewegingsschroef. Daarom wordt er overgestapt op een bewegingsschroef met een
diameter van 32 millimeter. Notatie: TR32x6.
3.2.1.6 Blokkeerbouten
De blokkeerbouten krijgen samen een drukkracht van minimaal 600 kN te verduren wanneer de
hydraulische actuator duwt. Als de hydraulische actuator trekt komt er geen drukkracht op de
blokkeerbouten. Opdat er geen speling zou optreden moeten deze bouten voorgespannen
worden. Hiervoor wordt anderhalf keer de actuatorkracht gebruikt. Voor de berekening van het
aanhaalmoment wordt zelf een formule opgesteld. Eerst wordt een boutdiameter gekozen en
berekend hoeveel er nodig zijn. Vervolgens wordt in het 3D-model van de actuator support
gekeken of de bouten niet tegen elkaar komen en of er genoeg plaats tussen de bouten blijft voor
een dopsleutel. Na een aantal keer proberen is tot de conclusie gekomen dat een M27 het beste
geschikt is. Enkel de berekening voor deze M27 wordt hieronder besproken.
Berekening van het aantal bouten uit de vlaktedruk op de tussenplaatjes
Fact := 600000
dbout := 27
As := 459
RmN:= 1050
Kt := 0.9
VF:= 2
pmax:= p
Fact n ⋅ As
0.25⋅ RmN⋅
Kt
VF
of
Bouten plat afdraaien!
tussenplaat uit 17Cr3
Fact n :=
As ⋅ p
n = 11.066
max
Aanhaalmoment opdat geen speling ontstaat
dus n = 12
Bij het aandraaien van de bout gaat theoretisch alle arbeid in de duwkracht. Arbeid is gelijk aan
kracht maal afstand. Het verdraaien van de bout met één toer zorgt voor een verplaatsing die
gelijk is aan de spoed van de bout. Stel dat hiervoor een moment M nodig is. M wordt
aangelegd met een kracht F1 en met een hefboomsarm gelijk aan één meter. Na één toer is de
afgelegde afstand gelijk aan de omtrek van de cirkel met straal één. De arbeid nodig voor het
77

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
aandraaien van de bout is gelijk aan de arbeid die de bout zal leveren tijdens het duwen. Nu kan
de duwkracht van de bout berekend worden.
P := 0.003
Fact Fbout :=
n
F2 := Fbout ⋅ 1.5
Figuur 3.11 Verband tussen moment en spankracht van een bout
spoed
verdeling van de kracht over alle bouten
wrijving (bouten moeten gesmeerd worden)
F2 F1 π
⋅
P
of F1 F2 P
:= ⋅
π
F1 = 77.664
M = 1m * F1 = F1 dus: M := F1 M = 77.664 Nm
Vlaktedruk op de bout zelf
n := 12
Kt := 1
VF:= 1.5
p max
F2
As
0.25⋅ RmN⋅
Kt
VF
dus sterkteklasse 10.9
Minimum schroefdraadlengte = 54 mm
Vereiste inschroeflengte
of RmNmin :=
F2 ⋅ VF
As ⋅ 0.25⋅
Kt
RmNmin 1.063 10 3
= ×
De inschroeflengte moet volgens TB 8-15 (Roloff / Matek) minimum gelijk zijn aan 1.2 keer de
diameter van de bout. Bij dynamische belasting moet dit worden verhoogd met 20%. De
inschroeflengte wordt dan minimum 54 millimeter.
78

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
3.2.1.7 Materiaal rond actuator support pivot pin (EEA)
In 3.2.1.1 is reeds rekening gehouden met de optredende vlaktedruk veroorzaakt door de
actuator support pivot pin. De optredende spanningen in het materiaal – dat zich rond de
actuator support pivot pin bevindt – dienen gecontroleerd te worden.
Figuur 3.12 Materiaal rond actuator support pivot pin
Met behulp van eindige de elementen module in CATIA is geconstateerd dat een spanningspiek
optreedt van 140 N/mm². De andere waarden in de buurt van het gat liggen gemiddeld rond de
100 N/mm². Voor S355 is RmN gelijk aan 510 N/mm². Er is een veiligheidsfactor van 5.1. Dit
is dus OK.
3.2.1.8 Dimensioneren van de 2-D lager
Dimensioneren van de tussenplaat
De maximale uitwendige diameter van de 2-D lager bedraagt 350 millimeter. In 2.3.3.2 is
uitgelegd hoe men aan deze diameter komt. De wanddikte van de ring die rond de lagerbolletjes
komt is vijftien millimeter. De inwendige diameter komt dan op 320 millimeter. De bolletjes
onder de tussenplaat worden samengehouden met een ronde plaat met gaten, dit is de
ballkeeper bottom. Zie werkstuktekening 34. De lagerbolletjes zitten in de gaten. De diameter
van de ballkeeper bottom is 200 millimeter. Stel dat bij aanvang de tussenplaat en de ballkeeper
bottom gecentreerd staan met de ronde behuizing. Gevraagd is de diameter D van de tussenplaat
en de mogelijke uitwijking x van de 2-D lager. De volgende voorwaarden worden hieraan
gekoppeld. Wanneer de tussenplaat een afstand x aflegt, is de door de lagerbolletjes afgelegde
weg maar x/2. Het is niet gewenst dat de lagerbolletjes van onder de rand van de tussenplaat
komen. Dus wanneer de middenplaat tegen de buitenwand komt moeten de lagerbolletjes nog
net onder de tussenplaat zitten. Dit wordt voorgesteld in figuur 3.13. D en x kunnen gevonden
worden door deze voorwaarden in twee vergelijkingen te schrijven:
79

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
320 D
− x =
en
2 2
200 x D
+ =
2 2 2
Hieruit kan gemakkelijk gevonden worden dat D = 240 mm en x = 40 mm.
Figuur 3.13 Dimensionering 2D-lager, diameter tussenplaat
Dimensioneren van de ballkeeper top
De ballkeeper top is een ronde plaat, ook voorzien van gaten waarin de lagerbolletjes zitten. De
functie is dezelfde als voor de ballkeeper bottom. Er is een gat in het midden van de ballkeeper
top waar de lower 2D bearing rod doorkan.
Figuur 3.14 Dimensionering 2D-lager, diameter tussenplaat
80

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
d = x + 50
D ' = 2x
+ 50
Als x gelijk is aan 40, dan wordt d 90 millimeter en D’ 130 millimeter.
De diameter van de ballkeeper top wordt dezelfde genomen als voor de ballkeeper bottom. De
bolletjes kunnen niet naast de tussenplaat vallen.
Het aantal lagerbolletjes
Bij het bepalen van het aantal lagerbolletjes wordt verondersteld dat de kracht gelijkmatig
verdeeld is over elke lagerbolletje. Enkel de bolletjes onder de tussenplaat worden beschouwd.
Er wordt gekeken naar de blijvende indrukking van de lagerbolletjes in materiaal (de
bodemplaat en de tussenplaat). De formules van de hardheidsmeting volgens Brinell zijn hier
van toepassing. Figuur 3.15 illustreert de symbolen.
HB
2⋅F ( )
π ⋅ D D D 2 Di 2
⋅ − −
Vergelijking 3.5
Figuur 3.15 Brinell hardheidsmeting
Uit deze formule kan bij een gegeven kracht hardheid en boldiameter de grootste diameter van
de indrukking Di gevonden worden. Wanneer de formule omgevormd wordt, bekomt men dit
vergelijking 3.6.
Di D 2
−
⎡
⎢
⎣
D − 2⋅
Vergelijking 3.6
F ⎤
( π ⋅ D ⋅ HB)
⎥
⎦
2
81

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Het is de bedoeling de indrukdiepte te kennen, hoe diep het lagerbolletje in het materiaal gaat.
Dit kan gevonden worden met behulp van driehoeksmeetkunde. Zie figuur 3.16 hiervoor.
Vergelijking 3.7 geeft de indrukdiepte h i.f.v. Di.
Figuur 3.16 Indrukdiepte i.f.v. Di
h D
2
h D
2
h D
2
D
− ⋅
2
−
⎡
D
2 −
D
2 1
cos( α)
( ( ) ) 2
1 − sin α
−
⎛
⎜
⎝
⎛
⎜
Di
D
h D
⋅ ⎢1
−
2 ⎣
Di
1 −
⎝ D
Vergelijking 3.7
De kracht op de 2-D lager bedraagt 14.46 kN. Er wordt gekozen voor 98 lagerbolletjes met een
diameter van een halve duim ( = 12.7 millimeter). Dit aantal volgt uit de geometrie van de 2-D
lager. Het materiaal dat gebruikt wordt voor de contactvlakken is S355 staal. De brinell
hardheid hiervan bedraagt HB110. Hieruit kan h berekend worden.
kracht per bolletje: 15 kgf
Di: 0.417 mm
h: 0.003 mm
Dit is ruim aanvaardbaar. Merk op dat de kracht nooit perfect zal verdeeld worden over alle
bolletjes.
⎞
⎠
⎞
⎠
2
2
⎤
⎥
⎦
82

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
3.2.2 Forward attachment suspension
3.2.2.1 Reactiekrachten op bouten van forward attachment 1
Enkel forward attachment 1 wordt nagerekend omdat de bouten van forward attachment 4
dezelfde zijn als voor forward attachment 1. De krachten op forward attachment 4 zijn
bovendien altijd kleiner. Er is altijd maar één oog belast. Er wordt verondersteld dat van de zes
bouten van de forward attachment, er telkens maar vier op hetzelfde moment belast zijn. Dit zijn
de vier bouten die het dichtst bij het belaste oog gelegen zijn. De berekening wordt maar gedaan
voor één kant: de kant van het primair oog. Wegens symmetrie zijn de krachten in de andere
bouten dan gelijk aan de berekende.
Gegeven zijn de krachten op de forward attachment 4. In figuur 3.17 zijn deze krachten Fx en
Fy getekend (Fx en Fy komen niet overeen met het wing coordinate system). De reactiekrachten
op de bouten in de richting van Fx worden hier niet beschouwd daar deze krachten worden
opgenomen door de pennen.
In figuur 3.18 zijn de krachten en reactiekrachten schematisch voorgesteld. Een equivalent
schema laat toe gemakkelijker te rekenen. De reactiekrachten Ra , Rb, Rc en Rd worden nu
bepaald.
Figuur 3.17 Reactiekrachten bouten forward attachment
83

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Figuur 3.18 Equivalent schema
a := 172.63 b := 65 c := 65 d := 63 e := 100
Fx:= 7630 Fy := 236990
Fy ⋅ b + Fx⋅ a
Rf :=
b + c
⎛
⎝
d
Ra := Re ⋅ ⎜ 1 −
d + e
Rb := Re ⋅
Rc := Rf ⋅
⎛
⎜
⎝
⎛
⎜
⎝
⎛
⎝
d
d + e
d
d + e
⎞
⎠
⎞
⎠
d
Rd := Rf ⋅ ⎜ 1 −
d + e
⎞
⎠
⎞
⎠
Re := Fy − Rf
Ra 6.648 10 4
= ×
Rb 4.188 10 4
= ×
Rc 4.971 10 4
= ×
Rd 7.891 10 4
=
×
84

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
3.2.2.2 Reactiekrachten op pennen van forward attachment 1
Fx1 en Fx2 zijn de reactiekrachten op de pennen, ze zijn een reactie op de kracht Fx. Met de
gegevens uit figuur 3.19 kunnen Fx1 en Fx2 gemakkelijk gevonden worden.
Fx1:= Fx⋅
⎛
⎜
⎝
⎛
⎜
⎝
c
c + d
Fx2:= Fx⋅ 1 −
⎞
⎠
c
c + d
⎞
⎠
Fx1 6.312 10 3
= ×
Fx2 1.318 10 3
= ×
Figuur 3.19 Reactiekrachten pennen forward attachment
3.2.2.3 Pennen voor de forward attachment 1
Hoewel Fx1 en Fx2 verschillen in grootte worden beide pennen even groot genomen. Uiteraard
worden deze berekend op de grootste kracht Fx1.
h = 40
F = 6312
RmN = 1810 (ISO 8734 pen)
Kt = 1
VF = 5
volgens vergelijking 3.3 D = 15.4 mm
RmN S355 = 510
VF = 2
volgens vergelijking 3.2 D = 1.74 mm
Er is gekozen voor deze pen: ISO 8734 – 16x100 – A – St. Zie figuur 2.20.
85

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Figuur 3.20 Pen tussen forward attachment en forward attachment suspension
3.2.2.4 Reactiekrachten op bouten van forward attachment suspension
Er wordt verondersteld dat de forward attachment suspension momenten opvangt rond de lijn
waar de drie pennen op liggen. Fy geeft bvb een koppel gelijk aan Fy × L2. Om de krachten te
beperken zijn de pennen zoveel mogelijk naar links (op de figuur 3.21) gebracht en de bouten
zoveel mogelijk naar rechts. Op die manier wordt de hefboomsarm langer en is er minder kracht
nodig voor het zelfde moment. De momenten veroorzaakt door de krachten Fx en Fy worden
door de reactiekracht R tegengewerkt m.b.v. bouten. R wordt verdeeld over Rm en Ro. Rm en
Ro worden nu berekend.
Fx:= 7630
Fy := 236990
Figuur 3.21 Reactiekrachten bouten forward attachment suspension
L1:= 172.63
L4:= 62
L2:= 425
L5:= 102
L3:= 258.5
L6:= 196.5
Fy ⋅ L2 + Fx⋅ ( L1 + L6)
R :=
L3
⎛
⎝
L5
Rm:= R ⋅ ⎜ 1 −
L4 + L5
⎞
⎠
R 4.005 10 5
= ×
Rm 1.514 10 5
=
×
86

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Ro := R ⋅
⎛
⎜
⎝
L5
L4 + L5
⎞
⎠
Ro 2.491 10 5
= ×
Ro wordt verdeeld tussen over bouten die naast elkaar staan.
Ro
=
2
1.246 10 5
×
3.2.2.5 Bouten voor bevestiging van forward attachment
In 3.2.2.1 ligt de grootste kracht voor de bout op 78 910 N. Voor de veiligheid wordt er gewerkt
met bouten die 200 000 N kunnen verdragen. Ook heeft dit als voordeel dat dezelfde soort
bouten kunnen gebruikt worden bij latere toepassingen waar iets grotere krachten optreden. De
bout wordt nu berekend.
Vervormbaarheid van de schroef
Metrische ISO fijnschroefdraad uit DIN13T12
Es := 210000
dnom := 36
d schacht
L schacht
Anom :=
A schacht
:= 36
:= 90
2
π ⋅ dnom :=
4
Akern := 916.5
⎛
2
π ⋅ dschacht 4
1 0.4 ⋅ dnom Lschacht 0.5 ⋅ dnom 0.4 ⋅ dnom δs := ⋅ ⎜ + +
+
Es Anom Aschacht Akern A δs 6.493 10
nom
7 −
= ×
⎝
Vervormbaarheid geklemde delen
dw := 55
dh := 37
Da := 75.5
Lk:= 90
3
Lk⋅ dw
x:=
x = 0.954
Da 2
( )
diameter draagvlak van de boutkop
diameter doorvoergat
diameter ingeklemde bus
klemlengte
π
Averv dw
4
2
dh 2 π
⋅ −
8 dw ⋅ Da dw − ⋅ ( ) x 1 +
:= +
⋅ ⎡⎣ ( )2−1⎤⎦
Averv 2.548 10 3
=
×
⎞
⎠
87

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Et := 210000
Lk
δt := δt 1.682 10
Averv ⋅ Et
7 −
= ×
Vereiste voorspankracht
Fb := 200000
Fkl := 20000
δs
Fbt := Fb ⋅
δs + δt
Fbt 1.589 10 5
= ×
Fv := Fkl + Fbt Fv 1.789 10 5
= ×
Krachten & vervormingen bij dynamische bedrijfslast als langskracht
FBb := 200000
FBo := 0
δt
φk :=
δs + δt
n := 0.5
φk = 0.206
φ := n ⋅ φk
φ = 0.103
Fa :=
FBb − FBo
2
⋅ φ
Fa 1.029 10 4
= ×
amplitudekracht
FBb + FBo
Fm := Fv +
⋅ φ Fm 1.891 10
2
5
= × gemiddelde spanning
Zetgedrag van de schroefverbinding
fz := 0.011
fz
Fz :=
δs
⋅ ( 1 − φk)
zetting
Fz 1.346 10 4
= ×
Duurzaamheid van de schroefverbinding
σASV := 0.75⋅
σASV = 42.75
⎛
⎜
⎝
180
+ 52
dnom ⎞
⎠
maximale spanningsamplitude
Fa
σa :=
A
σa = 11.223 spanningsamplitude
kern
spanningsamplitude is kleiner dan de maximale dus OK
Montage voorspankracht & aanhaalmoment
P := 1.5
µ G := 0.15
d2 := 35.026
kA := 4
spoed mm
flankdiameter
aandraaien met de hand zonder meting van het aanhaalmoment
88

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
⎡⎣ ( ) ⎤⎦
Fvm := kA ⋅ Fkl + Fb ⋅ 1 − φ + Fz
Fvm 8.515 10 5
= ×
⎡⎣
( )
MaNmm:= Fvm ⋅ 0.159⋅ P + µ G ⋅ 0.577⋅ d2 + 0.65⋅ dnom MaNmm MaNm:= 1000
Controle van spanning in de schroef
Rp0.2 := 1080
As := 940
MaNm 5.773 10 3
= ×
spanningsdoorsnede
FStot := Fv + Fb ⋅ φ
FStot 1.994 10 5
= ×
σM FStot
:=
As
σM = 212.158
ds :=
4⋅As π
( )
MG := Fvm ⋅ 0.159⋅ P + 0.577 ⋅ µ G ⋅ d2
τt :=
⎡
⎢
⎢
⎣
ds
MG ⋅
2
π ⋅
⎛
⎜
⎝
ds
2
2
⎞
⎠
4
⎤
⎥
⎥
⎦
ds = 34.595
τt = 342.503
σred σM 2
3 τt 2
:= + ⋅
σred = 630.029
sterkteklasse 10.9
Controle op vlaktedruk
dw 2
dh 2 ( − ) ⋅ π
Acontact :=
4
FStot
p :=
Acontact p = 153.333
⎤ ⎦
MaNmm 5.773 10 6
= × Nmm
Nm
aanhaalmoment
MG = 2.785× 106 Moment op schroef
Roloff / Matek geeft geen gegevens over de toelaatbare vlaktedruk voor S355, maar voor S235
is dit gelijk aan 260 en aangezien S355 sterker is dan S235 is dit OK.
3.2.2.6 Reactiekrachten op pennen van forward attachment suspension
Enkel Fy veroorzaakt een kracht op de pennen. Er zijn drie pennen voorzien. In de situatie zoals
in figuur 3.22 komt Fy op primaire oog van de forward attachment, er wordt verondersteld dat
enkel de twee rechtse pennen belast worden. Bij belasting van het fail-safe oog worden de twee
linkse pennen belast. Wegens symmetrie moet maar één van de twee gevallen berekend worden.
89

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
De uitkomst is geldig voor beide gevallen. Vrij gemakkelijk kunnen de reactiekrachten Fy1 en
Fy2 gevonden worden.
F := 236990 a := 62.25 b := 100
Fy1 := F⋅1 −
Fy2 := F ⋅
⎛
⎜
⎝
⎛
⎜
⎝
a
a + b
a
a + b
⎞
⎠
⎞
⎠
Fy1 1.461 10 5
= ×
Fy2 9.093 10 4
= ×
Figuur 3.22 Reactiekrachten pennen forward attachment suspension
3.2.2.7 Bouten voor bevestiging van forward attachment suspension
Het zou volstaan de bout te berekenen voor een belasting van Rm = 151 400, maar voor
dezelfde reden als in 3.2.2.5 wordt er gerekend met 200 000 N.
Vervormbaarheid van de schroef
Metrische ISO fijnschroefdraad uit DIN13T12
Es := 210000
dnom := 36
d schacht
L schacht
Anom :=
:= 36
:= 150
2
π ⋅ dnom 2
π ⋅ dschacht Aschacht :=
4
4
90

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Akern := 916.5
⎛
1 0.4 ⋅ dnom Lschacht 0.5 ⋅ dnom 0.4 ⋅ dnom δs := ⋅ ⎜ + +
+
Es Anom Aschacht Akern A δs 9.3 10
nom
7 −
= ×
⎝
Vervormbaarheid geklemde delen
dw := 55
dh := 37
Lk:= 90
klemlengte
Da := dw + Lk
diameter draagvlak van de boutkop
diameter doorvoergat
diameter ingeklemde bus
Da is groter dan dw + Lk, dus neem Da = dw + Lk (zie Rolof Matek)
3
Lk⋅ dw
x:=
x = 0.617
Da 2
π
Averv := ⋅
4
Et := 210000
Lk
δt :=
Averv ⋅ Et
( )
dw 2
−
dh 2
Vereiste voorspankracht:
Fb := 200000
Fkl := 20000
π
8 dw ⋅ Da dw − ⋅ ( ) x 1 +
+
⋅ ⎡⎣
δt 9.647 10 8 −
= ×
δs
Fbt := Fb ⋅
Fbt 1.812 10
δs + δt
5
= ×
Fv := Fkl + Fbt Fv 2.012 10 5
= ×
( )2
⎤ ⎦
− 1
⎞
⎠
Averv 4.442 10 3
= ×
Krachten & vervormingen bij dynamische bedrijfslast als langskracht
FBb := 200000
FBo := 0
δt
φk :=
δs + δt
n := 0.5
φk = 0.094
φ := n ⋅ φk
φ = 0.047
Fa :=
Fm := Fv +
FBb − FBo
2
⋅ φ
FBb + FBo
2
⋅ φ
Fa 4.699 10 3
= ×
amplitudekracht
Fm 2.059 10 5
= ×
gemiddelde spanning
91

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Zetgedrag van de schroefverbinding
fz := 0.011
fz
Fz :=
δs
⋅ ( 1 − φk)
zetting
Fz 1.072 10 4
= ×
Duurzaamheid van de schroefverbinding
σASV := 0.75⋅
Fa
σa :=
Akern ⎛
⎜
⎝
180
+ 52
dnom ⎞
⎠
σASV = 42.75 maximale spanningsamplitude
σa = 5.127
spanningsamplitude is kleiner dan de maximale dus OK
Montage voorspankracht & aanhaalmoment
P := 1.5
µ G := 0.15
d2 := 35.026
kA := 4
spoed mm
⎡⎣ ( ) ⎤⎦
spanningsamplitude
flankdiameter
aandraaien met de hand zonder meting van het aanhaalmoment
Fvm := kA ⋅ Fkl + Fb ⋅ 1 − φ + Fz
Fvm 8.853 10 5
= ×
⎡⎣
( )
MaNmm:= Fvm ⋅ 0.159⋅ P + µ G ⋅ 0.577⋅ d2 + 0.65⋅ dnom MaNmm MaNm:= 1000
MaNm 6.002 10 3
= ×
Controle van spanning in de schroef
Rp0.2 := 1080
As := 940
spanningsdoorsnede
FStot := Fv + Fb ⋅ φ FStot 2.106 10 5
= ×
σM FStot
:=
As
ds :=
4⋅As π
σM = 224.044
ds = 34.595
( )
MG := Fvm ⋅ 0.159⋅ P + 0.577 ⋅ µ G ⋅ d2
τt :=
⎡
⎢
⎢
⎣
ds
MG ⋅
2
π ⋅
⎛
⎜
⎝
ds
2
2
⎞
⎠
4
⎤
⎥
⎥
⎦
τt = 356.071
σred σM 2
3 τt 2
:= + ⋅ σred = 656.168
⎤ ⎦
MaNmm 6.002 10 6
= ×
aanhaalmoment
MG = 2.895× 106 Moment op schroef
Sterkteklasse 10.9
92

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Controle op vlaktedruk
dw 2
dh 2 ( − ) ⋅ π
Acontact :=
4
FStot
p :=
Acontact p = 161.924
Roloff / Matek geeft geen gegevens over de toelaatbare vlaktedruk voor S355, maar voor S235
is dit gelijk aan 260 en aangezien S355 sterker is dan S235 is dit OK.
Conclusie
• het wordt een M36 bout met sterkteklasse 10.9;
• ISO-fijnschroefdraad met spoed 1.5 millimeter;
• type ISO 4014;
• de minimum lengte wordt uit de geometrie en uit de inschroeflengte gehaald, de dichtst
bovengelegen standaardlengte bedraagt 210 millimeter. De schroefdraadlengte is 97
millimeter. De diepte van het gat is 180 millimeter met 80 millimeter schroefdraad.
Figuur 3.23 Bout voor bevestiging forward attachment suspension op bedplaat
3.2.2.8 Pennen voor forward attachment suspension
De pennen worden berekend volgens vergelijking 3.2 en 3.3.
h = 50
F = 146100
RmN 30CrNiMo8 = 1250
Kt = 1
VF = 5
volgens vergelijking 3.3 D = 53 mm
RmN S355 = 510
VF = 2
volgens vergelijking 3.2 D = 45.8 mm
93

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
3.2.2.9 Spanningen en vervormingen forward attachement (EEA)
Spanningen
Bij de EEA van het grote oog zijn dit de resultaten. De gemiddelde spanning ligt rond de 250
N/mm². Er treedt een piek op van 573 N/mm². Indien S355 staal gebruikt wordt met een Rm die
gelijk is aan 510 is deze spanningspiek te hoog. Daar het fail-safe oog nog kleinere afmetingen
heeft en de belasting er dezelfde is, zullen de spanningen hier ook te hoog liggen. De oplossing
is een sterker materiaal nemen of de afmetingen vergroten. Dit laatste kan problemen geven. Het
fail-safe oog gaat namelijk in een holte van de beam. Eerst moet gecontroleerd worden of er
plaats genoeg is in de holte voor het vergroten van het fail-safe oog. Indien er niet genoeg
ruimte is moet er een sterker materiaal gekozen worden. Het probleem zal zijn dat een
veiligheidsfactor van vijf niet kan gehaald worden.
Er is onvoldoende tijd om dit te onderzoeken en aan te passen. De verdere beslissingen
hieromtrent worden door ASCO genomen.
Vervormingen bodemplaat
De bodemplaat van de forward attachement wordt met zes bouten tegen de forward attachement
suspension gemonteerd. De doorbuiging van deze bodemplaat bedraagt maximaal 0.04
millimeter, wat aanvaardbaar is.
3.2.2.10 Spanningen en vervormingen forward attachement
suspension (EEA)
Spanningen
De EEA wordt uitgevoerd bij belasting van het grote oog van de forward attachement 1 dat op
de forward attachement suspension gemonteerd is. De gemiddelde spanning ligt rond de 50
N/mm². Een spanningspiek van 98.8 N/mm² treedt op bij de verbinding tussen de
verstevigingsdriehoek en de verticale plaat. Als S355 staal gebruikt wordt is de veiligheidsfactor
gelijk aan 5.16. Dit is OK.
Vervormingen
De grootste vervorming treedt op in de bovenhoek van de verticale plaat. Het gaat over de hoek
die het dichtst bij de belasting gelegen is. Deze vervorming bedraagt 0.27 millimeter.
94

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
3.2.3 Lever suspension
3.2.3.1 Reactiekrachten op bouten van slave hinges
De grootste kracht treedt op bij front slave hinge 1. De andere front slave hinges hoeven dus niet
gecontroleerd te worden.
Figuur 3.24 Reactiekrachten front slave hinge 1
Met behulp van de mechanica kan een goede benadering gemaakt worden voor de
reactiekrachten Ra, Rb, Rc en Rd. De redenering is analoog als in 3.2.2.1. De variabelen zijn
gedefinieerd in figuur 3.24.
Fx:= 17800 Fy := 49500 Fz := 171200
L1:= 140 L2:= 70 L3:= 60
1
Rf := ⋅
2
⎛
⎜
⎝
Re := Fz − Rf
Fz Fy L1
+ ⋅
L2
Re L1
Ra := + Fx⋅
2 4⋅L3 Re
Rb :=
2
Rf
Rc :=
2
Rf L1
Rd := + Fx⋅
2 4⋅L3 ⎞
⎠
hulpvariabelen
Ra 2.843 10 4
= ×
Rb 1.805 10 4
= ×
Rc 6.755 10 4
= ×
Rd 7.793 10 4
=
×
95

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
3.2.3.2 Bouten voor bevestiging van de slave hinges
In 3.2.3.1 is Rd de grootste reactiekracht. Er worden vier dezelfde bouten gebruikt. De grootte
van deze krachten ligt in dezelfde orde als de reactiekrachten van de bouten in de forward
attachment 1. Het is evident hiervoor dan ook dezelfde bouten te gebruiken.
3.2.3.3 Reactiekrachten op pennen van slave hinges
De krachten in het x-y-vlak liggen zoals in figuur 3.25 is geïllustreerd. Indien verondersteld
wordt dat Rh1 en Rh2 dezelfde richting en waarde hebben kunnen deze gemakkelijk berekend
worden. Voor rear slave hinge 1 is Rh het grootste.
Fx:= 12100
Fy := 72100
Rh Fy 2
Fx 2
:= +
Rh 7.311 10 4
= ×
per pen wordt dit:
Rh
Rpen :=
2
Figuur 3.25 Reactiekrachten pennen slave hinges
Rpen 3.655 10 4
= ×
3.2.3.4 Reactiekrachten op bouten van lever suspension
De lever suspension wordt in drie verschillende opstellingen gebruikt. De twee levers en beam 1
worden met de lever suspension opgehangen. Er wordt onderscheid gemaakt tussen de belasting
veroorzaakt door de levers en de belasting veroorzaakt door beam 1.
96

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Reactiekrachten veroorzaakt door de levers
Op elke plaats waar een slave hinge op de lever suspension geplaatst kan worden (met vier
bouten), is een verstevigingsdriehoek in de lever suspension geplaatst. In de bodemplaat van de
lever suspension zijn links en rechts van elke verstevigingsdriehoek gaten voorzien voor bouten
en pennen. De krachten die via een slave hinge op de lever suspension komen, worden daardoor
via de bijhorende verstevigingsdriehoek naar de overeenkomstige bouten en pennen op de
bodemplaat geleidt. Figuur 3.26 toont hoe elke slave hinge bevestiging zijn eigen
verstevigingsdriehoek heeft en dat voor elke verstevigingsdriehoek gaten voorzien zijn voor de
bevestiging van de lever suspension op de bedplaat.
Figuur 3.26 Onderverdeling lever suspension
De krachten afkomstig van front slave hinge 1 zijn de grootste. Omdat de verstevigingsdriehoek
en de gebruikte bouten en pennen voor de drie delen liefst gelijk worden genomen is het enkel
nodig om het gedeelte voor front slave hinge 1 en 4.
Figuur 3.27 illustreert de krachten op de lever suspension op de bevestiging van front slave
hinge 1. Op de zelfde manier als voor de forward attachment suspension kunnen nu de
reactiekrachten op de bouten tussen de lever suspension en de bedplaat berekend worden.
97

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Fx:= 17800 Fy := 49500 Fz := 171200
L1:= 305 L2:= 290 L3:= 425
Fz ⋅ L3 + Fx⋅ L2
R :=
L1
Figuur 3.27 Krachten op lever suspension
R 2.555 10 5
= ×
R wordt verdeeld tussen twee bouten, één links van de verstevigingsdriehoek en één rechts
R
1.277 10
2
5
= ×
Reactiekrachten veroorzaakt door beam 1
Beam 1 geeft een duwkracht tegen de lever suspension. Om de krachten op de bouten te
beperken is het daarom interessanter om de bouten zo dicht mogelijk bij de verticale plaat te
positioneren en de pennen zo ver mogelijk van de bouten te houden zodat de hefboomsarm zo
groot mogelijk blijft. De lip vooraan aan de lever suspension is voorzien van twee gaten. Dit
zorgt ervoor dat vier bouten symmetrisch rond de verticale plaat en de grote
verstevigingsdriehoek geplaatst kunnen worden. Figuur 2.28 toont het bovenaanzicht van de
lever suspension, de vier gaten voor deze bouten zijn hierop aangeduid.Er zijn vier bouten nodig
omdat de optredende kracht vrij groot is. Zoals verder aangetoond, kan dit met vier M36 bouten
gerealiseerd worden. De pennen mogen ook niet te ver van de bouten om de vervormingen van
de lever suspension te beperken. De plaatsing ervan gebeurt willekeurig. De krachten op de
lever suspension zijn geïllustreerd in figuur 3.29. R stelt de reactiekracht voor op de vier bouten.
Aan de hand van het momentenevenwicht rond de pennen kunnen de reactiekrachten in de vier
bouten benaderd worden.
98

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
R Fz L1 My
:= ⋅ + Fx −
L2 L2
Figuur 3.28 Gaten voor vier bouten
Figuur 3.29 Kracht door beam 1 op lever suspension
R 8.053 10 5
= ×
R wordt verdeeld over de vier bouten R
=
4
2.013 10 5
×
3.2.3.5 Bouten voor de bevestiging van de lever suspension
De bouten gebruikt voor het bevestigen van de lever suspension op de bedplaat moeten een
kracht kunnen verdragen van ongeveer 200 kN of minder. Dit werd aangetoond in 3.2.3.4.
Dezelfde M36-bouten uit 3.2.2.7 worden hiervoor gebruikt. De lengte van de bout en het gat in
de bodemplaat blijft ook hetzelfde.
99

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
3.2.3.6 Reactiekrachten op pennen van lever suspension
Er wordt opnieuw onderscheid gemaakt tussen de krachten veroorzaakt door de levers en de
krachten veroorzaakt door beam 1. Voor het berekenen van de reactiekrachten wordt dezelfde
methode gebruikt als in 3.2.3.3.
Reactiekrachten veroorzaakt door de levers
Rh Fz 2
Fy 2
:= +
Rh 1.782 10 5
= ×
verdeeld over 2 pennen
Rh
8.911 10
2
4
= ×
Reactiekrachten veroorzaakt door beam 1
Rh Fz 2
Fy 2
:= +
Rh 3.9 10 5
= ×
verdeeld over 2 pennen
Rh
1.95 10
2
5
= ×
3.2.3.7 Pennen voor lever suspension
Er worden twee – in diameter verschillende – pennen gebruikt. Eén soort pen voor het opnemen
van de schuifspanningen in geval van belasting door de levers. Een ander soort pen bij belasting
door beam 1. In figuur 2.28 is het gebruik van twee verschillende pendiameters zichtbaar
(bekijk hierbij naast elke verstevigingsdriehoek de dikste gaten).
Pennen voor belasting door de levers
De pennen tussen de forward attachment suspension en de bedplaat kunnen een schuifkracht
van 146100 N opnemen. Deze pennen kunnen dus zonder probleem ook voor deze toepassing
gebruikt worden. Het gaat om pennen met een diameter van 53 millimeter.
Pennen voor belasting door beam 1
Deze pennen moeten een belasting van 195000 N kunnen verdragen.
F = 195000
h = 50
RmN = 1250
Kt = 1
VF = 5
volgens vergelijking 3.3 D = 63 mm
100

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
RmN S355 = 510
VF = 2
volgens vergelijking 3.2 D = 25 mm
3.2.3.8 Pennen voor slave hinges
Wanneer de formules voor de volle pen toegepast worden kan de vereiste diameter voor de pen
gevonden worden.
F = 36550
h = 40
RmN = 1810 (ISO 8734 pen)
Kt = 1
VF = 4 (VF = 5 geeft een pin die niet bestaat in ISO8734 of DIN 22338)
volgens vergelijking 3.3 D = 25 mm
RmN S355 = 510
VF = 2
volgens vergelijking 3.2 D = 8.1 mm
3.2.3.9 Dimensioneren van de abutment pads voor beam 1
Figuur 3.30 Abutment pads
Bepalen van de minimale diameter
Dit gebeurt op basis van de optredende vlaktedruk. Deze mag de maximum toelaatbare waarde
niet overschrijden. Bepalend is de toelaatbare vlaktedruk van het materiaal van de lever
suspension. Er is uiteraard een veiligheidsfactor voorzien. De maximaal optredende kracht op de
abutment pads is gegeven door ASCO.
101

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
p
p toel.
F
Adruk met Adruk 0.25⋅ Kt ⋅ RmN
VF
eis: p ≤ ptoel of:
d 2 ( )
2
π ⋅ Dmin −
4
4⋅F 2
π ⋅ Dmin d 2 ( − )
hieruit kan de minimaal vereiste D gehaald worden
Dmin :=
F := 238493
d := 12
RmN:= 510
Kt := 0.9
VF:= 2
Dmin = 73.733
4⋅F⋅VF 0.25⋅ Kt ⋅ RmN⋅
π
+
d 2
D wordt 74 millimeter genomen.
≤
0.25⋅ Kt ⋅ RmN
VF
Controle van de vlaktedruk tussen de compression pad en de abutment pads
De compression pad van de beam drukt tegen de abutment pad. De diameter van de
compression pad (Dcp) is vast bepaald door ASCO. De optredende vlaktedruk bij de abutment
pad wordt nu gecontroleerd.
Dcp := 64.5
F 2.385 10 5
= ×
Acp :=
2
π ⋅ Dcp 4
Acp 3.267 10 3
= ×
F
p := p = 72.99
Acp Het gebruikte materiaal is S355 met een RmN gelijk aan 510 N/mm². De toelaatbare vlaktedruk
bedraagt één vierde van Rm. Stel Kt = 1 en, dan is de toelaatbare vlaktedruk gelijk aan 127.5.
De veiligheidsfactor ligt dan op 1.75. Indien toch een veiligheidsfactor twee vereist is, kan het
materiaal veranderd worden in een staal met hogere RmN.
102

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
3.2.3.10 Spanningen en vervormingen lever suspension (EEA)
Spanningen
Enkel de belasting door beam 1 wordt hier bekeken. De belasting door de front slave hinges is
analoog aan de forward attachement suspension. De gemiddelde spanning ligt rond de 50
N/mm². Een spanningspiek van ongeveer 90 N/mm² treedt op bij de lip onderaan de
bodemplaat. Als S355 staal gebruikt wordt is de veiligheidsfactor gelijk aan 5.7. Dit is OK.
Vervormingen
De grootste vervorming treedt op bij de bovenste abutment pad en bedraagt 0.22 millimeter.
3.2.4 Rear attachment 4 suspension
3.2.4.1 Reactiekrachten op bouten van rear attachment 4 suspension
Rear attachment 4 suspension wordt enkel belast bij het ophangen van beam 4. Figuur 3.31
toont hoe deze krachten liggen. Deze figuur toont ook hoe de reactiekracht van de bouten (R)
staat. Uit het momentenevenwicht kan R bepaald worden. Merk op dat Fz, Fx én My een
invloed hebben op R. De reactiekracht R wordt weer opgenomen door vier bouten zoals dat bij
lever suspension gebeurt. Deze vier bouten staan eveneens symmetrisch opgesteld t.o.v. de
verticale plaat en de verstevigingsdriehoek van de rear attachment suspension.
Figuur 3.31 Krachten op rear attachment 4 suspension
103

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Fx:= 12700
Fy := 12140
Fz := 272880
My := 5560000 Nmm
L1:= 425
L2:= 322
R Fz L1 My
:= ⋅ + Fx −
L2 L2
verdeeld over 4 bouten:
R 3.556 10 5
= ×
R
=
4
8.89 10 4
×
3.2.4.2 Reactiekrachten op pennen van rear attachment 4
Voor het berekenen van de reactiekrachten wordt dezelfde methode gebruikt als in 3.2.3.3.
Figuur 3.32 geeft weer wat de krachten op de rear attachment 4 suspension zijn in het vlak van
de bedplaat.
Fy := 12140
Fz := 272880
Rh Fz 2
Fy 2
:= +
Rh 2.731 10 5
= ×
verdeeld over 2 pennen
Rh
=
2
1.366 10 5
×
Figuur 3.32 Krachten op pennen
104

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
3.2.4.3 Bouten voor bevestiging van de rear attachment 4 suspension
De krachten op de bouten bedragen 98.89 kN. De M36 bouten zoals eerder gebruikt mogen ook
hier gebruikt worden, daar deze berekend zijn op 200 kN.
3.2.4.4 Pennen voor rear attachment 4 suspension
De krachten op de pennen bedragen 136.6 kN, zoals berekend in 3.2.4.2. De pennen uit 3.2.2.8
met een diameter van 53 millimeter zijn berekend op een kracht van 146.1 kN. Deze pennen
kunnen hier gebruikt worden.
3.2.4.5 Dimensioneren van de abutment pads voor beam 4
Dit gebeurt analoog aan 3.2.3.9.
Bepalen van de minimale diameter
F := 167520
d := 12
RmN:= 510
Kt := 0.9
VF:= 2
Figuur 3.33 Abutment pads
4⋅F⋅VF Dmin d
0.25⋅ Kt ⋅ RmN⋅
π
2
:= +
Dmin = 62.141
D wordt 63 millimeter genomen
Controle van de vlaktedruk tussen de compression pad en de abutment pads
Dcp := 50
F 1.675 10 5
=
×
105

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Acp :=
2
π ⋅ Dcp 4
Acp 1.963 10 3
= ×
F
p := p = 85.317
Acp Het gebruikte materiaal is S355 met een toelaatbare vlaktedruk gelijk aan 127.5. ( = 510/4)
De veiligheidsfactor ligt dan op 1.5. Indien toch een veiligheidsfactor vereist is, kan het
materiaal veranderd in een staal met hogere RmN.
3.2.4.6 Spanningen en vervormingen rear attachement 4 suspension
(EEA)
Spanningen
De gemiddelde spanning ligt rond de 30 N/mm². Een spanningspiek van ongeveer 80 N/mm²
treedt op bij de lip onderaan de bodemplaat. Als S355 staal gebruikt wordt is de
veiligheidsfactor gelijk aan 6.4. Dit is OK.
Vervormingen
De grootste van belang zijnde vervorming treedt op bij de bovenste abutment pad en bedraagt
0.18 millimeter.
106

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
3.3 Overzichtstabel van de berekeningen
berekend onderdeel
Actuator Support Pivot
Pin
bout voor Actuator
Support Pivot Pin
plaats op de
testbank
berekeningswijze aantal
VF op
ultimate
strength
resultaat
Actuator Support zelf opgestelde formule 2 5 diameter 126.5 mm
Actuator Support
bouten voor klem Actuator Support
bouten voor assemblage
van 2D-lager
2D-lager (op
Actuator
Support)
bewegingsschroef Actuator Support
boutberekening volgens
Roloff / Matek
boutberekening volgens
Roloff / Matek
richtwaarden Roloff /
Matek
boutberekening volgens
Roloff / Matek
2 1.3 DIN912-M36x200-10.9
10 / DIN933-M24x120-8.8
6 / DIN931-M8x85-8.8
2 zeer groot TR32x6
blokkeerbouten Actuator Support zelf opgestelde formule 48 1.5 DIN933-M27x3x100-10.9
materiaal rond Actuator
Support Pivot Pin
dimensioneren 2D-lager
aantal lagerbolletjes
reactiekrachtan op de
bouten van de Forward
Attachment 1
pennen Forward
Attachement 1
reactiekrachtan op de
bouten van de Forward
Attachment Suspension
bouten Forward
Attachement
reactiekrachten op
pennen Forward
Attachement
Suspension
bouten voor Forward
Attachement
Suspension
pennen Forward
Attachement
Suspension
Forward Attachement
Forward Attachement
Suspension
reactiekrachten op
bouten van Slave
Hinges
bouten Slave Hinges
Actuator Support
2D-lager (op
Actuator
Support)
2D-lager (op
Actuator
Support)
Forward
Attachment
Forward
Attachment
Forward
Attachement
Forward
Attachement
Forward
Attachement
Forward
Attachement
Forward
Attachement
Forward
Attachement
Forward
Attachement
Lever
Suspension
Lever
Suspension
eindige elementen
analyse
logica op basis van
voorwaarden
2 5.1 OK
1 /
D = 240, x = 40, d = 90 en
D' = 130 [mm]
zelf opgestelde formule / / 98 lagerbolletjes = OK
mechanica / / max. 78910 [N]
zelf opgestelde formule 2 5 diameter 15.4 mm
mechanica 8 / 124600 N
boutberekening volgens
Roloff / Matek
6 1.6 DIN931-M36x130x1.5-10.9
mechanica / / 146100 N
boutberekening volgens
Roloff / Matek
8 1.5 DIN931-M36x210x1.5-10.9
zelf opgestelde formule 3 5 diameter 53 mm
eindige elementen
analyse
eindige elementen
analyse
1 0.9 niet OK
1 5.16 OK
mechanica 1 / max. 77930
zie bouten Forward
Attachment
16 1.6 DIN931-M36x130x1.5-10.9
107

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
berekend onderdeel
reactiekrachten op
pennen van Slave
Hinges
reactiekrachte op bouten
Lever Suspension
(opstelling levers)
reactiekrachte op bouten
Lever Suspension
(opstelling beam 1)
bouten Lever
Suspension
reactiekrachte op
pennen Lever
Suspension (opstelling
levers)
reactiekrachte op
pennen Lever
Suspension (opstelling
beam 1)
pennen Lever
Suspension (opstelling
levers)
pennen Lever
Suspension (beam 1)
pennen Slave Hinges
dimensioneren abutment
pads voor beam 1
Lever Suspension
reactiekrachten op
bouten Rear
Attachement 4
Suspension
reactiekrachten op
pennen Rear
Attachement 4
Suspension
bouten Rear
Attachement 4
Suspension
pennen Rear
Attachement 4
Suspension
dimensioneren abutment
pads voor beam 4
Rear Attachement 4
Suspension
plaats op de
testbank
Lever
Suspension
Lever
Suspension
Lever
Suspension
Lever
Suspension
Lever
Suspension
Lever
Suspension
Lever
Suspension
Lever
Suspension
Lever
Suspension
Lever
Suspension
Lever
Suspension
Rear
Attachement 4
Suspension
Rear
Attachement 4
Suspension
Rear
Attachement 4
Suspension
Rear
Attachement 4
Suspension
Rear
Attachement 4
Suspension
Rear
Attachement 4
Suspension
berekeningswijze aantal
VF op
ultimate
strength
zelf opgestelde formule 8 / 36550 N
mechanica 4 / 127700 N
mechanica 4 / 201300 N
zie bouten voor Forward
Attachement
Suspension
resultaat
4 1.5 DIN931-M36x210x1.5-10.9
zelf opgestelde formule 4 / 89110 N
zelf opgestelde formule 2 / 195000 N
zie pennen Forward
Attachement
Suspension
4 5 diameter 53 mm
zelf opgestelde formule 2 5 diameter 63 mm
zelf opgestelde formule 8 5 diameter 25 mm
zelf opgestelde formule 2 2 diameter 74 mm
eindige elementen
analyse
1 5.7 OK
mechanica 1 / 88900 N
zelf opgestelde formule 2 / 136600 N
zie bouten voor Forward
Attachement
Suspension
zie pennen Forward
Attachement
Suspension
5 1.5 DIN931-M36x210x1.5-10.9
2 5 diameter 53 mm
zelf opgestelde formule 2 2 diameter 63 mm
eindige elementen
analyse
Tabel 3.2
1 6.4 OK
108

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
4 Kort overzicht van het ontwerp
De testbank is opgebouwd uit een stalen bedplaat waarop de vier verschillende opstellingen
kunnen gebouwd worden. Elk te testen onderdeel wordt op twee punten op de testbank
bevestigd met behulp van opspanstukken, op de twee andere punten wordt een kracht
aangebracht. Hiervoor is een keuze gemaakt voor 2 hydraulische actuatoren die elk een
dynamische kracht van 500 kN kunnen leveren. Elke actuator wordt horizontaal gemonteerd in
een verplaatsbare ophanging. Er zijn verder drie verschillende opspanstukken voorzien die het
mogelijk maken de vier te testen onderdelen op te spannen. Daar de aan te brengen kracht onder
verschillende hoeken moet kunnen staan t.o.v. het te testen onderdeel zijn de
actuatorophangingen zo gemaakt dat zij rond hun aangrijpingspunt kunnen draaien in het vlak
van de bedplaat. Omdat er in beperkte mate ook een kracht vereist is die uit dit vlak komt, is een
mechanisme voorzien dat het mogelijk maakt de actuator uit het vlak van de bedplaat te laten
komen.
109

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
5 Opmerkingen
• De luchtveer moet nog gecontroleerd worden op resonantie. Hiervoor is het
noodzakelijk om het gewicht en de geometrie van de hydraulische actuator te kennen,
wat nu niet het geval is. De frequentie van de kracht die met de hydraulische actuator
aangelegd wordt mag dan niet in de buurt van de resonantiefrequentie komen. Indien dit
toch gebeurt moeten er maatregelen getroffen worden (extra gewicht, demping).
• In dit eindwerk heeft elk onderdeel een engelse naam gekregen. Deze naamgeving is
gebaseerd op de reeds bestaande naamgeving van ASCO en Airbus Military. De zelf
ontworpen onderdelen hebben een zo logisch en functioneel mogelijke naam gekregen.
Een andere reden voor deze engelse naamgeving is dat bij ASCO ook ingenieurs
werken die Engels of Frans spreken. Een Nederlandse naamgeving zou dan verwarrend
zijn. In de luchtvaart wordt bovendien altijd in het Engels gewerkt.
• In de assemblagetekeningen die zich in de bijlagen bevinden zijn niet altijd alle bouten
weergegeven. Indien bijvoorbeeld 48 bouten nodig zijn, zijn er maar twee getekend. Dit
om de 3D-modellen overzichtelijk te houden en om geen nutteloos werk te verrichten.
• In de 3D-modellen zoals geïllustreerd in dit eindwerk worden niet de originele beams
en levers gebruikt. De hiervoor gebruikte modellen zijn sterk vereenvoudigd. De
afmetingen zijn op basis van de coördinaten die door ASCO gegeven zijn.
• Dit eindwerk is een voorontwerp. De kans dat er nog aanpassingen worden gemaakt is
reëel. De praktische uitwerking is zo ver als mogelijk uitgevoerd. Details zoals
bijvoorbeeld de verantwoording voor de keuze van niet kritisch bouten zijn achterwege
gelaten. Ook de toleranties op de werkstuktekeningen zijn niet allemaal aangeduid. Een
andere reden hiervoor is tijdsgebrek.
• De krachten die gebruikt zijn voor het dimensioneren en het berekenen van onderdelen
zijn pas in de paasvakantie bekend geraakt. De oorzaak hiervan is dat het ontwerp van
de te testen onderdelen bij ASCO niet klaar was, zelfs aan het einde van het eindwerk is
het ontwerp niet helemaal klaar. De afmetingen en theoretische belastingen waren
hierdoor bij ASCO niet volledig bekend. Dit heeft ervoor gezorgd dat de praktische
uitwerking van het ontwerp van de testbank pas in de paasvakantie in een
stroomversnelling is geraakt. Al de tijd daarvoor is er gewerkt aan concepten en zijn de
berekeningen geparametriseerd. Voor elke mechanische probleemstelling zijn er telkens
110

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
verschillende concepten uitgedacht. Van deze concepten werden de voor- en nadelen
geformuleerd. De verschillende concepten werden vervolgens met de buitenpromotor
besproken om tot een keuze te komen.
• De figuren van de eindige elementen analyse in de bijlage tonen de spanningen en
vervormingen. Bij sommige figuren is de verplaatsing 500 keer vergroot zodat duidelijk
wordt hoe de vervorming gebeurt. Bij andere figuren is er geen vergroting. In de figuren
is ook te zien dat voor de meeste onderdelen een bodemplaat voorzien is tijdens de
eindige elementen analyse. Deze bodemplaat dient als referentie waar het onderdeel op
vastgemaakt wordt met bouten. De bodemplaat wordt virtueel vastgeklemd en kan een
contactkracht overbrengen op het onderdeel.
• Bij een ontwerp zijn er altijd verschillende mogelijkheden om iets te realiseren. Er
moeten dus regelmatig keuzes gemaakt worden. Vaak wordt de vraag gesteld “zou het
niet zó gekund hebben?”. Meestal heeft één manier voordelen ten opzichte van een
ander, maar soms kan het zijn dat het niet veel uitmaakt hoe het opgelost wordt.
111

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
6 Mogelijkheden tot verbeteren van het ontwerp
• Bij de praktische uitwerking van het ontwerp moest op een bepaald moment een keuze
gemaakt worden over hoe hoog de te testen onderdelen van de testbank moeten
opgehangen worden. De bepalende parameters waren de breedte van de te testen
onderdelen, de diameter van de hydraulische actuator, de dikte van de 2-D lager en de
dimensies van de actuator support. Maar weinig van deze parameters waren op dat
moment bekend. Voor de eenvoud is beslist alle onderdelen op dezelfde hoogte van 425
millimeter te hangen (dit is de afstand van het bovenvlak van de bedplaat tot het
symmetrievlak van de te testen onderdelen). De gemaakte keuze is een goede
benadering voor wat vereist is, maar het zou nog iets lager kunnen. Ter verbetering
kunnen er nog extra aanpassingen gemaakt worden zodat de te testen onderdelen nog
dichter bij de bedplaat kunnen komen. Het zou ook mogelijk zijn om de onderdelen op
verschillende hoogtes te plaatsen waardoor enkele onderdelen nog lager kunnen
gehangen worden. Het verminderen van deze afstand zorgt ervoor dat de momentarm
van de suspensions kleiner wordt waardoor de reactiekrachten op de bouten en kleiner
worden. De buiging van de bedplaat wordt op die manier verminderd waardoor de
bedplaat dunner kan gemaakt worden.
Uiteraard moet eerst eens bekeken worden of deze aanpassingen wel opwegen tegen de
nadelen. Als deze verlaging weinig uithaalt op de kostprijs van de testbank is het niet
aangewezen om een werkkracht hier veel tijd in te laten steken.
• Er is gekozen om boutverbindingen te combineren met pennen zodat de pennen de
afschuifkrachten opnemen en de bouten enkel axiaal belast worden. De pennen hebben
als bijkomend doel de goede positionering te verzorgen. Een extra voordeel is dat de
bouten dunner kunnen gehouden worden en dat de berekeningen eenvoudiger en
zuiverder blijven. Bij sommige verbindingen zou het misschien beter zijn om de bout
ook de functie van de pen te laten opnemen. Dit zou de productiekosten een beetje doen
dalen en de montage vereenvoudigen.
• De bedplaat is wegens tijdsgebrek getekend zonder rekening te houden met het verloop
van de spanningen. Er zijn ook geen berekeningen uitgevoerd. Spanningen en
Vervormingen zijn niet gecontroleerd. De bedplaat kan verbeterd worden zodat zo
weinig mogelijk materiaal gebruikt wordt. Hetzelfde geldt voor de actuator support.
112

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Besluit
De opdracht was een testbank te ontwerpen voor de flap support van de A400M. Het resultaat is
een 3D-voorontwerp in CATIA dat aan alle vereisten voldoet. De belangrijkste onderdelen zijn
gecontroleerd op sterkte en vervorming. Van ieder zelf ontworpen onderdeel is een
werkstuktekening gemaakt. In bijlage 1 zijn 3D-screenshots te vinden van de CATIA
ontwerpen.
Voor iedere technische probleemstelling zijn verschillende concepten bedacht. Van elk concept
zijn de voor- en nadelen besproken. In samenspraak met de ingenieurs van ASCO is er een
keuze gemaakt voor het meest geschikte concept. Het gekozen concept werd uitgewerkt en
geïmplementeerd in het totaal ontwerp. Dit ontwerp is behandeld in dit boek.
De gebruikte technieken zijn gebaseerd op bestaande technologie, zoveel als mogelijk is
getracht om betere en eenvoudigere oplossingen te vinden.
De interface tussen de hydraulische actuatoren en de te testen onderdelen dienen nog ontworpen
te worden. Het huidig ontwerp zal ook nog aanpassingen moeten ondergaan omdat de te testen
onderdelen tijdens het verloop van het eindwerk nog in ontwerp waren. Afmetingen en
theoretische belastingen zullen waarschijnlijk veranderen. Het niet vaststaan van gegevens was
in dit eindwerk de moeilijkheid. De berekeningen zijn uitgevoerd met tijdelijk vastgelegde
gegevens die de finale waarden zeer goed benaderen.
De keuze van de hydraulische actuator staat nog open. Er is te weinig informatie ter beschikking
in verband met het hydraulisch systeem om een verantwoorde keuze te kunnen maken. Dit komt
door de trage communicatie met bedrijven (offertes). Het eindwerk is uitgewerkt met een
hydraulisch systeem van MTS. De keuze voor een ander hydraulisch systeem heeft weinig
impact op het ontwerp van de testbank.
Een grote kracht leveren met een hydraulische actuator is geen probleem. Een gecontroleerde
dynamische kracht met een frequentie van vijf hertz leveren is mogelijk maar duur.
Iets ontwerpen dat aan bepaalde eisen voldoet is niet moeilijk. Zorgen dat het ontwerp goed
functioneel, eenvoudig, goedkoop en maakbaar is, is de moeilijkheid.
113

Ontwerp van een testbank voor de flap support van de A400M Lesley Morsink
Literatuurlijst
MATEK, Wilhelm, Muhs, Dieter, WITTEL, Hertbert, BECKER, Manfred, JANNASCH,
Dieter, 2001. Roloff / Matek machine-onderdelen theorieboek. Derde verbeterde druk, 756 p.
ISBN 90 395 1990 0.
MATEK, Wilhelm, Muhs, Dieter, WITTEL, Hertbert, BECKER, Manfred, JANNASCH,
Dieter, 2001. Roloff / Matek machine-onderdelen tabellenboek. Derde geheel herziene druk,
tweede verbeterde oplage, 214 p. ISBN 90 395 1423 2.
DE CLIPPELEER, W., DAX, W., GUNDELFINGER, K., HÄFFNER, W., ITSCHNER, H.,
KOTSCH G., 1991. Tabellenboek voor metaaltechniek. Vijfde druk, 322 p. ISBN 90 301 5695
3.
MTS
FCS
www.mts.com
www.fcs-cs.com
Bosch Rexroth
www.boschrexroth.com
Roton
www.roton.com
193