Nghiên cứu và thiết kế máy dập trục khuỷu 150 tấn

-Các phương pháp gia công biến dạng dẻo -Giới thiệu về một số máy ép trong kĩ thuật rèn dập +Phần thiết kế: -Tính toán động học và tính cơ cấu tay biên-trục khuỷu -Xác định năng

Biến dạng dẻo của kim loại

Dưới tác dụng của ngoại lực, kim loại biến dạng qua các giai đoạn chính: biến dạng đàn hồi, biến dạng dẻo và biến dạng phá hủy Tùy thuộc vào cấu trúc tinh thể của mỗi kim loại mà các giai đoạn này có thể xuất hiện ở mức độ khác nhau Bài viết dưới đây khảo sát cơ chế biến dạng ở đơn tinh thể kim loại nhằm làm sáng tỏ biến dạng dẻo của kim loại và hợp kim Hiểu rõ các cơ chế biến dạng ở cấp độ tinh thể giúp tối ưu hóa tính chất cơ học và hiệu suất của kim loại và hợp kim trong các ứng dụng thực tế.

Biến dạng đàn hồi là quá trình biến dạng xảy ra khi ngoại lực ngừng tác động và vật trở lại vị trí ban đầu, cho thấy khả năng bật phục hồi của vật chất Quan hệ giữa ứng suất và biến dạng ở trạng thái đàn hồi là tuyến tính và tuân theo định luật Hooke Trên sơ đồ minh họa, đoạn OA biểu thị đặc trưng của biến dạng đàn hồi và đường thẳng biểu diễn mối quan hệ tuyến tính giữa ứng suất và biến dạng.

Biến dạng dẻo là biến dạng không được phục hồi sau khi ngắt tác dụng của ngoại lực, tức là vật liệu giữ lại hình dạng biến đổi ở trạng thái dẻo Biến dạng dẻo tương ứng với giai đoạn phá hủy của vật liệu, được thể hiện trên sơ đồ bằng đoạn AB, cho thấy mối quan hệ giữa độ biến dạng và lực tác dụng trong giai đoạn này Đặc điểm của giai đoạn dẻo là lực không tăng khi biến dạng tiếp tục tăng, cho thấy quá trình phá hủy của vật liệu diễn ra dần trong trạng thái dẻo.

Biến dạng phá hủy: Sau khi trải qua giai đoạn biến dạng dẻo, vật liệu bị biến cứng nên ở giai đoạn này lực tăng đi kèm với biến dạng tăng, quan hệ lực và độ biến dạng thể hiện bằng đường cong Ta tiếp tục tăng lực cho tới khi đạt giá trị lớn nhất tại điểm C trên sơ đồ, sau đó lực giảm nhưng biến dạng vẫn tăng cho tới lúc đứt Trên đồ thị, đoạn BC biểu diễn giai đoạn gia cố và tăng cứng vật liệu, còn đoạn CD là giai đoạn phá hủy.

Hình 1 1 Biểu đồ biến dạng kim loại

Biến dạng dẻo trong kim loại

Biến dạng dẻo của kim loại

a Khái niệm về biến dạng dẻo trong kim loại

Dưới tác dụng ngoại lực kim loại sẽ biến dang theo 3 giai đoạn nối tiếp nhau:

SVTH: Nguyễn Hữu Thọ Hướng Dẫn: TS Vũ Thị Hạnh 4

Biến dạng đàn hồi là hiện tượng một vật bị biến dạng khi chịu tác dụng lực và sau khi lực ngừng tác dụng sẽ trở về trạng thái ban đầu Trong phạm vi biến dạng đàn hồi, quan hệ giữa ứng suất và biến dạng tuân theo định luật Hooke, tức là biến dạng tỉ lệ thuận với ứng suất (ε ∝ σ) và được mô tả bởi công thức σ = Eε Do đó, khi lực tác dụng tăng lên trong phạm vi đàn hồi, độ biến dạng sẽ tăng tương ứng và vật liệu có thể phục hồi hoàn toàn sau khi ngắt lực.

Biến dạng dẻo là hình thái biến dạng còn tồn tại khi ngừng tác dụng lực và tương ứng với giai đoạn chảy của kim loại Biến dạng dẻo xảy ra khi ứng suất tác dụng vượt quá giới hạn đàn hồi, khiến vật liệu thay đổi hình dạng vĩnh viễn và không thể trở lại trạng thái ban đầu.

Biến dạng phá hủy xảy ra khi ứng suất tác dụng vượt quá độ bền của kim loại, khiến cấu trúc vật liệu không chịu nổi và bị phá hủy Ngược lại, biến dạng dẻo trong đơn tinh thể cho phép kim loại chịu biến dạng lớn mà vẫn duy trì hình dạng chung, nhờ cơ chế trượt giữa các mặt tinh thể và di chuyển các hạt tinh thể Nhận diện hai hiện tượng này giúp hiểu rõ giới hạn chịu tải, thiết kế an toàn và tối ưu hiệu suất của vật liệu kim loại trong các ứng dụng kỹ thuật.

Trong đơn tinh thể kim loại, các nguyên tử được sắp xếp theo một trật tự mạng lưới xác định, tạo nên cấu trúc tinh thể đồng nhất và đặc trưng cho tính chất của kim loại Mỗi nguyên tử luôn dao động quanh vị trí cân bằng của nó, chịu tác động của nhiệt năng và tương tác với các nguyên tử lân cận, nhưng toàn bộ mạng lưới vẫn duy trì sự sắp xếp cố định (a).

Biến dạng đàn hồi là hiện tượng mạng tinh thể bị biến dạng dưới tác dụng ngoại lực Khi ứng suất sinh ra trong kim loại chưa vượt quá giới hạn đàn hồi, các nguyên tử kim loại dịch chuyển không quá một thông số mạng (b); sau khi ngừng tác dụng lực, mạng tinh thể trở về trạng thái ban đầu nhờ tính chất đàn hồi của vật liệu.

- Biến dạng dẻo: Khi ứng suất sinh ra trong kim loại vượt quá giới hạn đàn hồi, kim loại bị biến dạng dẻo do trượt và song tinh

Hình 1 2 Sự biến dạng trong đơn tinh thể

Trong hình thức trượt của một tinh thể, một phần của một tinh thể đơn tinh thể dịch chuyển song song với phần còn lại theo một mặt phẳng xác định, mặt phẳng này được gọi là mặt phẳng trượt (c) Trên mặt phẳng trượt này, các nguyên tử kim loại dịch chuyển tương đối với nhau một khoảng bằng một số nguyên lần thông số mạng, và sau khi lực tác dụng bị loại bỏ, hệ cấu trúc không trở về vị trí ban đầu.

Trong cơ chế song tinh, một phần của tinh thể vừa trượt vừa quay để chiếm vị trí mới đối xứng với phần còn lại qua một mặt phẳng gọi là mặt song tinh (d) Các nguyên tử kim loại trên mỗi mặt di chuyển bằng một khoảng dịch chuyển tỷ lệ với khoảng cách đến mặt song tinh, từ đó dẫn tới biến dạng dẻo trong đa tinh thể.

Biến dạng dẻo trong đa tinh thể là hiện tượng xảy ra trong kim loại và hợp kim, vốn là tập hợp của nhiều đơn tinh thể được gọi là đa tinh thể Trong quá trình biến dạng dẻo, có hai dạng biến dạng chính: biến dạng trong nội bộ hạt và biến dạng ở vùng biên giới hạt Sự biến dạng trong nội bộ hạt chủ yếu do cơ chế trượt và song tinh; biến dạng dẻo ở kim loại không diễn ra đồng thời và không đồng đều giữa các hạt Khi chịu tác dụng ngoại lực, biên giới hạt bị biến dạng trước, và các hạt trượt cũng quay tương đối với nhau Quá trình này làm xuất hiện các mặt trượt mới thuận lợi bên trong các hạt, giúp biến dạng kim loại tiếp tục phát triển.

Tính dẻo của kim loại

Tính dẻo của kim loại là khả năng biến dạng dẻo dưới tác dụng của ngoại lực mà không bị phá hủy Tính dẻo này chịu ảnh hưởng bởi nhiều yếu tố như thành phần và tổ chức kim loại, nhiệt độ, trạng thái ứng suất chính, ứng suất dư, ma sát ngoài, lực quán tính và tốc độ biến dạng, tạo nên hành vi dẻo khác nhau trong các điều kiện làm việc.

Kim loại có kiểu mạng tinh thể và liên kết giữa các nguyên tử khác nhau; ví dụ đồng và nhôm mềm hơn sắt nhờ cấu trúc mạng tinh thể và liên kết Đối với hợp kim, mạng tinh thể thường phức tạp với xô lệch mạng lớn, một số nguyên tố hình thành các hạt cứng trong tổ chức cản trở sự biến dạng nên tính dẻo giảm Thông thường kim loại tinh khiết và hợp kim có cấu trúc đa pha, tạp chất tập trung ở biên giới hạt làm tăng xô lệch mạng và làm giảm tính dẻo của vật liệu.

Độ dẻo của kim loại phụ thuộc rất lớn vào nhiệt độ Khi nhiệt độ tăng, dao động nhiệt của các nguyên tử tăng, sự lệch mạng tinh thể giảm và khả năng khuếch tán của nguyên tử tăng lên, giúp tổ chức của kim loại trở nên đồng nhất hơn Một số kim loại và hợp kim ở nhiệt độ thường tồn tại ở pha kém dẻo; khi ở nhiệt độ cao, chúng chuyển sang pha có độ dẻo cao hơn.

Khi kim loại bị biến dạng nhiều, các hạt tinh thể bị vỡ vụn, làm xô lệch mạng tinh thể và sinh ra ứng suất dư lớn khiến tính dẻo giảm mạnh, hiện tượng này được gọi là biến cứng Khi nhiệt độ đạt khoảng 0,25–0,30 Tnc (nhiệt độ nóng chảy), ứng suất dư và xô lệch mạng giảm, giúp tính dẻo của kim loại phục hồi (hiện tượng phục hồi) Nếu nung tới 0,4 Tnc, quá trình kết tinh lại bắt đầu, tổ chức kim loại sau kết tinh có hạt đồng đều và lớn hơn, mạng tinh thể hoàn thiện hơn nên tính dẻo tăng.

Trạng thái ứng suất chính ảnh hưởng đáng kể đến tính dẻo của kim loại Khi chịu ứng suất nén khối, kim loại có tính dẻo cao hơn so với chịu ứng suất nén mặt, nén đường hoặc chịu ứng suất kéo Ứng suất dư và ma sát ngoài làm thay đổi trạng thái ứng suất chính trong kim loại, do đó làm giảm tính dẻo của vật liệu.

1.2.3.Trạng thái ứng suất và các phương trình dẻo

Giả sử trong vật thể hoàn toàn không có ứng suất tiếp thì vật thể có ba dạng ứng suất chính sau: Ứng suất đường :   max  1

2 Ứng suất khối :   max max max

Hình 1 3 Các loại ứng suất a) Ứng suất đơn b) Ứng suất phẳng c) Ứng suất khối

Trong gia công áp lực thì thường gặp trạng thái ứng suất khối

Khi chịu ứng suất khối:

Khi chịu ứng suất mặt:

Khi kim loại chịu ứng suất đường: max 2

Nếu 1 = 2 = 3 thì  = 0 và không có biến dạng Điều kiện biến dạng dẻo: max giớihạn

Khi kim loại chịu ứng suất đường thì trạng thái biến dạng dẻo là:

2 Khi chịu ứng suất mặt thì trạng thái biến dạng dẻo là: 1 2 = ch

Khi chịu ứng suất khối thì trạng thái biến dạng dẻo là:  max   min   ch

Các phương trình trên gọi là phương trình dẻo σ1 σ1 σ2 σ1 σ2 a) b) c) σ3

Biến dạng dẻo chỉ bắt đầu sau biến dạng đàn hồi Thế năng của biến dạng đàn hồi ở đây:

A0 - thế năng để thay đổi thể tích vật thể

Ah - thế năng để thay đổi hình dáng vật thể

Trong trạng thái ứng suất khối, thế năng biến dạng đàn hồi theo định luật Hook xác định

A= (11+22+33)/3 (2.2) Như vậy, biến dạng tương đối theo định luật Hook:

E       Theo (1) thế năng toàn bộ của biến dạng được biểu thị:

2E                (2.4) Lượng tăng tương đối thể tích của vật trong biến dạng đàn hồi bằng tổng biến dạng trong ba hướng vuông góc

 1  2  3 1 2  (  1  2  3 ) (4) (2.5) Ở đây  : hệ số Pyacon tính đến vật liệu biến dạng

E : Mođun đàn hồi của vật liệu

Thế năng làm thay đổi thể tích bằng:

Thế năng đế thay đổi hình dạng vật thể:

6E            (2.7) Vậy thế năng đơn vị để biến hình khi biến dạng đường sẽ là:

E  c (2.8) suy ra : (  1  2 ) 2 (  2  3 ) 2 (  3  1 ) 2 2 c 2 const (2.9) Đây gọi là phương trình dẻo

Khi cán kim loại, tấm kim loại biến dạng ngang không đáng kể:

Theo (3) ta có: 2 =[ (    1  3 )] (2.10) Khi biến dạng dẻo không tính đến đàn hồi, thể tích vật thể không đổi : vậy v =0 Theo (2.6) ta có:

Ta có thể viết phương trình dẻo như sau:

Trong trượt song tinh, khi  2    3, trên mặt phẳng nghiêng, ứng suất pháp bằng không ứng suất tiếp khi  = 45 0

So sánh với (1.13) khi  1    3 c h ph 

 1 = k = 0,58 ch (2.15) k gọi là hằng số dẻo ở trạng thái ứng suất khối Phương trình dẻo có thể viết : const k 

Phương trình dẻo (1.16) rất quan trọng để giải các bài toán gia công biến dạng Tính đến hướng của các ứng suất, phương trình dẻo (2.16) được viết lại : k

1.2.4 Một số định luật biến dạng trong gia công biến dạng a.Định luật biến dạng đàn hồi tồn tại trong gia công biến dạng

Trong quá trình biến dạng dẻo của kim loại, đồng thời diễn ra biến dạng đàn hồi: phần biến dạng đàn hồi sẽ được phục hồi khi lực tác dụng kết thúc, còn biến dạng dẻo gây ra sự thay đổi vĩnh viễn về hình dạng và kích thước Quan hệ giữa lực và biến dạng ở miền đàn hồi tuân theo định luật Hooke, giúp dự đoán độ cứng và phản ứng của chi tiết dưới tải Khi biến dạng diễn ra, kích thước của kim loại có thể khác so với kích thước sau biến dạng, nên kích thước chi tiết sau gia công có thể lệch so với lỗ hình trong khuôn Định luật ứng suất dư mô tả các ứng suất còn tồn tại sau khi quá trình gia công kết thúc, ảnh hưởng đến chất lượng và độ bền của sản phẩm Hiểu rõ sự liên hệ giữa biến dạng dẻo, biến dạng đàn hồi, sự khác biệt kích thước so với khuôn và định luật ứng suất dư là chìa khóa để thiết kế khuôn và kiểm soát chất lượng sản phẩm.

Trong quá trình biến dạng dẻo của kim loại, các yếu tố như nhiệt độ không đồng nhất, tổ chức kim loại không đồng đều và phân bố lực biến dạng không đều có ảnh hưởng lớn đến chất lượng và hiệu suất gia công Nhiệt độ không đồng nhất làm xuất hiện vùng vật liệu có độ cứng và độ dẻo khác nhau, dẫn tới lệch pha biến dạng và hình thành cấu trúc vi mô không đồng nhất Tổ chức kim loại không đồng đều ảnh hưởng đến khả năng vận chuyển dislocations và sự hình thành vùng cứng, từ đó quyết định độ bền và khả năng chịu tải của sản phẩm Lực biến dạng phân bố không đều tạo ra tập trung ứng suất tại các điểm yếu, làm tăng nguy cơ nứt nẻ và mỏi Ma sát giữa bề mặt khuôn và phôi gây tăng lượng nhiệt cục bộ và giới hạn biến dạng, đồng thời hình thành vùng biến dạng tập trung Do đó để tối ưu quá trình biến dạng dẻo, cần kiểm soát nhiệt độ, điều chỉnh cấu trúc vi mô và phân bố ứng suất thông qua thiết kế khuôn và điều kiện gia công phù hợp.

SVTH Nguyễn Hữu Thọ hướng dẫn: TS Vũ Thị Hạnh cho biết sự không đều của bề mặt khi gia công khiến kim loại tích tụ ứng suất dư; trong bất kỳ kim loại nào biến dạng cũng sinh ra một ứng suất dư cân bằng; theo định luật thể tích không đổi, thể tích của vật liệu khi biến dạng được bảo toàn, giải thích sự hình thành và phân bố ứng suất dư trong chi tiết kim loại và nhấn mạnh tầm quan trọng của kiểm soát biến dạng và quá trình gia công để hạn chế ứng suất dư gây hại.

Thể tích của vật thể trước và sau khi cán không biến dạng:

Từ các công thức trên kết luận:

Trong trường hợp tồn tại ba ứng biến chính, một ứng biến sẽ mang dấu đối lập với hai ứng biến kia và có trị số bằng tổng của hai ứng biến kia.

Trong một bài toán tối ưu, khi một ứng biến chính bằng 0, hai ứng biến chính còn lại phải có dấu ngược nhau và có giá trị tuyệt đối bằng nhau Điều kiện này thể hiện Định luật trở lực bé nhất, nhấn mạnh sự cân bằng và đối xứng giữa các biến để đạt được trạng thái tối ưu của hệ thống.

Trong quá trình biến dạng, các chất điểm của vật thể sẽ di chuyển theo hướng có trở lực nhỏ nhất Khi ma sát ngoại biên trên các hướng của mặt tiếp xúc là đồng nhất, một điểm trong vật thể sẽ di chuyển theo hướng có vectơ pháp tuyến ngắn nhất Khi lượng biến dạng càng lớn, tiết diện của vật dần chuyển sang hình tròn nhằm tối ưu hóa chu vi cho một diện tích cho trước và giảm thiểu tổng chu vi Nhờ việc hình thành tiết diện hình tròn, phân bố ứng suất trở nên đồng đều hơn và vật thể chịu biến dạng một cách hiệu quả.

Hình 1 4 Định luật trở lực bé nhất

1.2.5 Các yếu tố ảnh hưởng tới tính dẻo và biến dạng của kim loại a Ảnh hưởng của thành phần và tổ chức kim loại

Các kim loại có tổ chức và kiểu mạng tinh thể khác nhau dẫn đến lực liên kết giữa các nguyên tử khác nhau và từ đó tính dẻo của chúng cũng khác nhau Đối với các hợp kim, mạng tinh thể thường phức tạp và xô lệch mạng lớn khiến một số nguyên tố tạo thành các hạt cứng trong tổ chức, cản trở sự biến dạng và làm giảm tính dẻo Các tạp chất cũng làm tăng xô lệch mạng, qua đó làm giảm tính dẻo của kim loại.

Một số định luật biến dạng trong gia công biến dạng

a.Định luật biến dạng đàn hồi tồn tại trong gia công biến dạng

Khi biến dạng dẻo xảy ra trong kim loại, biến dạng đàn hồi cũng diễn ra đồng thời, tạo nên quá trình biến đổi liên tục giữa hai trạng thái Quan hệ lực và biến dạng ở vùng biến dạng đàn hồi tuân theo định luật Hooke Trong quá trình gia công, kích thước của chi tiết sau khi biến dạng có thể khác với kích thước ban đầu và khác với kích thước lỗ trong khuôn do hiện tượng co ngót và dãn nở của vật liệu Bên cạnh đó, quá trình này sinh ra ứng suất dư trên chi tiết, được mô tả bởi định luật ứng suất dư, ảnh hưởng đến độ chính xác và chất lượng bề mặt.

Trong quá trình biến dạng dẻo của kim loại, các yếu tố như nhiệt độ không đều, tổ chức kim loại không đồng đều và phân bố lực biến dạng không đồng đều tác động mạnh đến tính chất cơ học và độ bền của vật liệu Nhiệt độ không đồng nhất làm thay đổi độ dẻo và gây phân bố khác nhau của kích thước hạt, tinh thể và độ nghỉ của cấu trúc; từ đó hình thành các vùng vật liệu có cứng - mềm không đồng nhất Tổ chức kim loại không đồng đều dẫn đến sự phân bố lệch của nhiễu xạ và lực gây biến dạng, làm xuất hiện biến dạng cục bộ và giới hạn lan truyền của hiện tượng dẻo hóa Lực biến dạng phân bố không đồng đều tạo ra trường ứng suất phức tạp, thúc đẩy hình thành nếp gấp, uốn cong hoặc nứt ở các vùng yếu Ma sát giữa các mặt liên kết hoặc giữa chi tiết và khuôn có thể cản trở sự di chuyển của dislocations, làm tăng nhiệt nội tại và làm tăng bất đồng nhất trong quá trình dẻo Vì vậy, để dự đoán và kiểm soát biến dạng dẻo, cần xem xét đồng thời nhiệt, cấu trúc và phân bố tải, và áp dụng các biện pháp gia nhiệt, ủ và xử lý cơ học nhằm tối ưu hóa tính dẻo, độ bền và sự ổn định của kim loại dưới các điều kiện làm việc khác nhau.

Dưới sự hướng dẫn của TS Vũ Thị Hạnh, bài viết của SVTH Nguyễn Hữu Thọ phân tích hiện tượng sinh ứng suất dư khi kim loại chịu biến dạng, cho thấy sự tác động của tải ngoài không đều làm cho trạng thái ứng suất phân bố không đồng đều và gây ra ứng suất dư trên bề mặt và bên trong vật liệu Trong mọi kim loại biến dạng, đều phát sinh một ứng suất dư cân bằng sau khi tải được loại bỏ, yếu tố này ảnh hưởng trực tiếp đến độ bền, độ dẻo và khả năng gia công của vật liệu Bên cạnh đó, cính cữ Định luật thể tích không đổi cho thấy thể tích của kim loại được bảo toàn trong quá trình biến dạng plastic, một nguyên lý cơ sở giúp giải thích sự hình thành và phân bố của ứng suất dư cũng như cách vật liệu phục hồi hoặc bị biến dạng sau gia công.

Thể tích của vật thể trước và sau khi cán không biến dạng:

Từ các công thức trên kết luận:

Trong trường hợp tồn tại ba biến chính, dấu của một biến sẽ ngược với hai biến còn lại và giá trị của biến đó bằng tổng của hai biến kia.

Trong bài toán tối ưu với ba biến, khi một biến chính bằng 0, hai biến còn lại phải ngược dấu và có giá trị tuyệt đối bằng nhau Điều kiện này phản ánh nguyên tắc cân bằng theo Định luật trở lực bé nhất, giúp xác định cấu hình tối ưu một cách dễ dàng và nhất quán.

Trong quá trình biến dạng, các chất điểm của vật thể sẽ di chuyển theo phương có trở lực nhỏ nhất Khi ma sát ở các hướng trên mặt tiếp xúc bằng nhau, một điểm biến dạng sẽ di chuyển theo hướng có pháp tuyến nhỏ nhất Khi lượng biến dạng tăng lên, tiết diện của vật dần biến đổi thành hình tròn, nhằm tối ưu chu vi của tiết diện và làm cho chu vi nhỏ nhất có thể.

Hình 1 4 Định luật trở lực bé nhất

1.2.5 Các yếu tố ảnh hưởng tới tính dẻo và biến dạng của kim loại a Ảnh hưởng của thành phần và tổ chức kim loại

Các kim loại có tổ chức tinh thể khác nhau và kiểu mạng cùng lực liên kết giữa các nguyên tử khác nhau dẫn đến mức độ dẻo dai khác nhau Đối với các hợp kim, mạng tinh thể thường phức tạp và có xô lệch mạng lớn; một số nguyên tố có thể hình thành các hạt cứng trong tổ chức, cản trở sự biến dạng và làm giảm tính dẻo Các tạp chất làm tăng xô lệch mạng cũng làm giảm tính dẻo của kim loại.

Các yếu tố ảnh hưởng tới tính dẻo và biến dạng của kim loại

SVTH: Nguyễn Hữu Thọ Hướng Dẫn: TS Vũ Thị Hạnh 10 b Ảnh hưởng nhiệt độ

Tính dẻo của kim loại phụ thuộc rất nhiều vào nhiệt độ Hầu hết kim loại khi nhiệt độ tăng lên sẽ có tính dẻo tăng do gia tăng dao động nhiệt và giảm xô lệch mạng, đồng thời khả năng khuyếch tán của các nguyên tử tăng khiến tổ chức của kim loại đồng đều hơn Một số kim loại ở nhiệt độ phòng tồn tại ở pha kém dẻo, nhưng khi được nung ở nhiệt độ cao sẽ chuyển sang pha có tính dẻo cao Ảnh hưởng của ứng suất dư cũng tác động đến độ dẻo của kim loại.

Khi kim loại chịu biến dạng lớn, các hạt tinh thể bị phá vỡ, xô lệch mạng tinh thể tăng lên và tích tụ ứng suất dư làm giảm đáng kể tính dẻo (biến cứng) Ở nhiệt độ đạt từ 0.25–0.35 Tnc, sự giảm của ứng suất dư và xô lệch mạng tinh thể giúp tính dẻo của kim loại phục hồi Khi nhiệt độ đạt tới khoảng 0.4 Tnc, quá trình kết tinh lại bắt đầu; sau khi kết tinh, tổ chức kim loại có hạt đồng đều, mạng tinh thể được hoàn thiện hơn nên độ dẻo tăng Ảnh hưởng của tốc độ biến dạng cũng đóng vai trò quan trọng trong quá trình này.

Quá trình rèn dập khiến hạt kim loại chịu biến dạng ở mọi hướng, làm chúng cứng lên và tăng khả năng chống biến dạng của kim loại Khi nhiệt độ giảm dần, các hạt kim loại sẽ kết tinh lại về trạng thái ban đầu Tuy nhiên, nếu tốc độ biến dạng nhanh hơn tốc độ kết tinh, các hạt chưa kịp hồi phục sẽ tiếp tục biến dạng, làm gia tăng ứng suất nội tại và khiến hạt trở nên giòn, có thể dẫn tới nứt.

Các phương pháp gia công biến dạng

Cán kim loại

Quá trình cán là quá trình biến dạng kim loại diễn ra giữa hai trục cán quay ngược chiều nhau với khe hở nhỏ hơn chiều cao phôi, khiến phôi giảm chiều cao và đồng thời tăng chiều dài và chiều rộng Hình dạng khe hở giữa hai trục cán quyết định hình dạng của sản phẩm cán Quá trình kéo phôi qua khe hở trục cán diễn ra nhờ ma sát giữa phôi và hai trục cán, đẩy phôi đi xuyên qua khe hở Cán không chỉ thay đổi hình dáng và kích thước của phôi mà còn nâng cao chất lượng sản phẩm bằng cách cải thiện tính đồng đều, bề mặt và cơ tính.

Hình 1 5 Sơ đồ cán kim loại (hai trục)

Kéo kim loại

Quá trình đùn kim loại qua lỗ khuôn kéo làm phôi kim loại bị giãn dài và giảm diện tích ngang, cho sản phẩm có hình dạng và kích thước tương đồng với lỗ khuôn Quá trình này có thể thực hiện ở trạng thái nóng hoặc nguội và cho ra sản phẩm có độ chính xác và độ bóng tương đối cao.

Kéo kim loại được sử dụng phổ biến trong chế tạo thỏi, ống và sợi từ thép và kim loại màu Ngoài ra, nó còn được dùng trong gia công tinh bề mặt ngoài các ống cán có mối hàn và một số công việc khác liên quan đến gia công kim loại.

Hình 1 6 a/ Kéo sợi b/Kéo ống 1.Phôi 2.Khuôn kéo 3.Sản phẩm 4.Lõi

Ép kim loại

Phương pháp chế tạo sản phẩm kim loại bằng ép đùn đặt kim loại vào buồng ép kín hình trụ và dùng chày ép tác động đẩy kim loại xuyên qua lỗ khuôn ép có tiết diện ngang bằng với tiết diện của chi tiết Quá trình ép đùn khiến kim loại biến dạng và chảy qua khuôn, cho ra sản phẩm có hình dạng và kích thước mong muốn.

Hình 1 7 Sơ đồ nguyên lý ép kim loại a,b/ Ép sợi, thanh c/Ép ống 1.Piton 2.Xilanh 3.Kim loại 4.Khuôn ép 5.Lõi

Rèn tự do

Rèn tự do hay rèn khuôn hở là phương pháp gia công kim loại bằng áp lực, trong đó phôi kim loại được định hình nhờ tác động của dụng cụ gia công mà không bị hạn chế bởi một mặt khuôn kín; phôi chỉ bị giới hạn bởi bề mặt tiếp xúc giữa phôi kim loại và dụng cụ gia công, từ đó hình thành kết cấu và kích thước mong muốn.

Hình 1 8 Rèn tự do 1.Búa 2.Phôi kim loại 3.Đe

Là phương pháp biến dạng dẻo kim loại dạng tấm trong khuôn dưới tác dụng của ngoại lực tạo ra sản phẩm có hình dạng và kích thước như yêu cầu.

Dập thể tích

Là phương pháp gia công áp lực trong đó kim loại bị biến dạng trong một không gian hạn chế bởi bề mặt khuôn Quá trình biến dạng của phôi trong lòng khuôn phân thành 3 giai đoạn: giai đoạn đầu chiều cao phôi giảm, kim loại biến dạng và chảy ra xung quanh theo phương thẳng đứng phôi chịu tác dụng ứng suất nén, còn phương ngang chịu ứng suất kéo.

Dập tấm

Dập tấm là phương thức gia công áp lực tiên tiến được dùng để chế tạo các sản phẩm hoặc chi tiết từ vật liệu tấm Quá trình dập tấm thường được thực hiện ở trạng thái nguội, trừ trường hợp thép cacbon có độ dày trên 10 mm, do đó nó còn được gọi là dập nguội.

Vật liệu dùng trong dập tấm gồm thép cacbon, thép hợp kim mềm, đồng và hợp kim đồng, nhôm và hợp kim nhôm, niken, chì và một số vật liệu phi kim khác; mỗi loại có đặc điểm riêng về độ bền, độ dẻo, khả năng gia công và tính chịu nhiệt, ảnh hưởng trực tiếp đến quy trình dập và chất lượng sản phẩm cuối cùng.

Năng suất lao động cao do dễ tự động hóa và cơ khí hóa

Chuyển động các thiết bị đơn giản, công nhân không cần trình độ cao, đảm bảo độ chính xác cao

Có thể dập được những chi tiết phức tạp có độ bền cao… c Công dụng

Dập tấm được sử dụng rộng rãi trong các ngành công nghiệp đặc biệt ngành chế tạo máy bay, nông nghiệp, ôtô, thiết bị điện,…

GIỚI THIỆU VỀ CÁC LOẠI MÁY ÉP TRONG KỸ NGHỆ RÈN DẬP

Phân loại máy ép

Thiết bị ép có nhiều loại, chúng khác nhau về nguyên lý truyền động, công dụng, cấu trúc máy,

Theo dấu hiệu động học, xét thời kỳ có tải, máy ép được chia thành 3 nhóm:

2.2.1 Máy ép trục khuỷu a Đặc điểm

Máy ép trục khuỷu được sử dụng rộng rãi trong nhiều ngành công nghiệp như chế tạo máy và dụng cụ, xây dựng và thực phẩm Trong cấu tạo của máy, trục khuỷu là chi tiết quan trọng và phổ biến, đảm nhận vai trò biến đổi chuyển động quay thành chuyển động tịnh tiến và ngược lại, từ đó truyền động và lực cho toàn bộ hệ thống Nhờ đặc tính này, máy ép trục khuỷu giúp tối ưu hóa hiệu suất gia công, tăng độ chính xác và độ bền của sản phẩm Với sự đa dạng của các ứng dụng, trục khuỷu đóng vai trò then chốt trong các thiết bị ép và máy móc công nghiệp, ảnh hưởng trực tiếp đến hiệu quả sản xuất và chi phí vận hành.

"máy ép trục khuỷu" được gọi chính là dựa trên cơ sở này

Một trong các thông số quan trọng của máy ép là lực ép (hoặc đôi khi đối với một vài loại máy là cỡ chi tiết gia công được trên máy) Lực ép thể hiện được phần nào kích thước và công suất của máy, ảnh hưởng đến khả năng xử lý và phạm vi ứng dụng Máy ép trục khuỷu chủ yếu dùng để dập tấm, dập thể tích nóng và nguội, cắt phôi tấm, phôi thanh và nhiều nguyên công gia công khác nữa Đặc điểm nổi bật khiến loại máy ép này được sử dụng rộng rãi là sự kết hợp giữa độ bền bỉ, khả năng làm việc liên tục và chi phí vận hành hợp lý, cho phép thực hiện các quy trình dập và gia công ở quy mô trung bình đến lớn.

- Sử dụng máy và kết cấu đơn giản

- Có thể chế tạo được chi tiết có hình dạng phức tạp

- Chế tạo được chi tiết có chất lượng bề mặt cao không cần qua gia công cắt gọt

- Năng suất của máy cao, xưởng ít ồn, ít bẩn, nền móng ít chịu rung động như móng của máy búa

Máy ép trục khuỷu có yêu cầu về vật liệu và độ chính xác của các chi tiết không khắt khe như máy ép thủy lực, nên giá thành của nó thường mềm hơn khi so với máy ép thủy lực có cùng lực ép Việc tối ưu vật liệu và gia công cho các chi tiết giúp giảm chi phí mà vẫn đảm bảo hiệu suất ép phù hợp với ứng dụng Khi so sánh với máy ép thủy lực cùng lực ép, máy ép trục khuỷu mang lại mức giá cạnh tranh hơn và đáp ứng tốt nhu cầu sản xuất.

Tuy vậy, máy ép trục khuỷu cũng có những nhược điểm sau:

- Ít vạn năng trong nguyên công dập thể tích, không thực hiện được các nguyên công vuốt và ép tụ như trên máy búa

- Lực ép danh nghĩa của máy không thể tăng quá lớn như ở máy ép thủy lực vì kích thước máy sẽ rất lớn

- Lực ép cực đại chỉ đạt được ở một vị trí nhất định chứ không thể đạt được ở bất kỳ vị trí nào như máy ép thủy lực

- Đầu trượt có thể bị kẹt ở điểm chết dưới b Phân loại

Máy ép trục khuỷu rất đa dạng và phong phú, được phân loại theo nhiều cách, sau đây là một số loại máy ép trục khuỷu điển hình:

- Máy ép trục khuỷu vạn năng:

Hình 2.1 Máy ép trục khuỷu vạn năng

-Máy ép trục khuỷu dập nóng:

Máy ép trục khuỷu dập nóng là loại máy móc được sử dụng phổ biến trong các dây chuyền sản xuất hàng loạt và hàng khối Máy có thể thực hiện nhiều chức năng như chấn, đột lỗ, cắt bỏ burr (cắt bavia) và dập từng nhát một trong một chu trình nung, giúp tối ưu hóa quy trình gia công và tăng năng suất.

Hình 2.2 Máy ép trục khuỷu dập nóng

- Máy ép trục khuỷu song động, tam động:

Hình 2.3 Máy ép trục khuỷu tam động

H2.4 Sơ đồ nguyên lý máy ép thủy lực

3 Đồng hồ đo áp 9 Máng trượt

4 Đường ống dẫn 10 Bàn ép 5.Van tiết lưu 11 Van tràn 6.Van đảo chiều (van phân phối) 12 Bể dầu

Nguyên lý hoạt động của hệ thống: động cơ truyền chuyển động làm quay bơm dầu số 2, nhận dầu từ bể dầu số 12 qua van tràn và van tiết lưu đến hệ thống van phân phối số 6 theo đường dẫn dầu I Xi lanh số 7 thực hiện quá trình ép đẩy đầu trượt số 8 xuống; đồng thời dầu đi theo đường ống II qua van phân phối để quay về bể chứa dầu số 12 Trong hành trình hồi lưu, piston đi ngược lại vào xi lanh theo đường ống II và thoát ra khỏi xi lanh ở đường ống I Sự đảo chiều của piston được điều khiển bởi hệ thống van phân phối số 6.

*Ưu điểm và nhược điểm :

+ Lực ép được kiểm soát chặt chẽ trong từng chu kỳ

+ Có khả năng tạo ra lực làm việc lớn, cố định ở bất kỳ vị trí nào của hành trình làm việc

+ Khó xảy ra quá tải

+ Lực tác dụng làm biến dạng vật liệu rất êm và từ từ

+Tốc độ chuyển động của đầu trượt cố định và có thể điều chỉnh được,có thể thay đổi được chiều dài hành trình

+ Làm việc không có tiếng ồn

+ Hệ thống điều khiển tự động hóa

+ Năng suất và hiệu quả cao

+ Kết cấu maý phức tạp

+ Khuôn chế tạo phức tạp, đắt tiền

2.2.3.Máy dập ma sát trục vít

Máy được dùng nhiều ở dạng sản xuất hàng loạt lớn nhưng cho năng suất thấp; tuy vậy nó lại rất phù hợp với dạng sản xuất hàng loạt nhỏ nhờ tính đa năng cao Nó có khả năng thay thế nhiều công nghệ trên các máy búa và máy dập nóng, thậm chí có thể được ứng dụng trong công nghệ kẹp nguội như nắn, uốn, cắt.

Các máy ép trục vít có lực ép từ 40 đến 630 tấn

Hình 2.5 Sơ đồ nguyên lý máy ép ma sát trục vít

1 Động cơ 2 Bánh đai nhỏ 3 Bánh đai lớn 4,7 Đĩa ma sát 5 Bánh ma sát 6 Trục dẫn di động

8 Trục vít me 9 Đai ốc 10 Đầu trượt

11 Đe trên 12 Bệ đe dưới 13,15 Cữ chặn

Nguyên lý làm việc như sau:Động cơ (1) truyền chuyển động qua bộ truyền đai

(2), (3) làm quay trục (6) trên đó có lắp các đĩa ma sát (4) và (7) Khi nhấn bàn đạp

Cần điều khiển (16) được đẩy lên, đẩy trục (6) sang bên phải để đĩa ma sát (7) tiếp xúc với bánh ma sát (5) và làm cho trục vít quay theo chiều thuận, đưa đầu búa đi xuống Khi đến vị trí cuối hành trình ép vấu (14) tì vào cữ (15), cần điều khiển (16) đi xuống đẩy trục (6) qua trái, đĩa ma sát (5) tỳ vào bánh ma sát (4) khiến trục vít quay ngược lại và đưa đầu trượt lên đến cữ hành trình (13) Lúc này cần (16) được nhấc lên, trục (6) được đẩy sang phải và chu trình lại lặp lại như trên Ưu điểm và nhược điểm:

Máy ép ma sát có đầu trượt di chuyển êm, cho quá trình ép diễn ra ổn định và kiểm soát được lực tác động Với tốc độ ép không lớn, kim loại được biến dạng từ từ và triệt để hơn, giúp nâng cao chất lượng và độ chính xác của sản phẩm Hành trình làm việc của máy được điều chỉnh trong phạm vi khá rộng, cho phép tối ưu hoá quá trình ép cho các loại chi tiết khác nhau Đây là lựa chọn hiệu quả cho gia công yêu cầu kiểm soát biến dạng và hiệu suất cao.

+ Đơn giản, dễ chế tạo, giá thành rẻ

+ Lực ép tạo được không lớn

+ Chưa có tính tự động hóa cao

2.3.1 Phân tích các yêu cầu kỹ thuật Ở đây,ta chọn phương án là thiết kế máy ép trục khuỷu

Dựa vào các kiểu thân máy , người ta chia ra làm hai kiểu: Thân hở và thân kín

Kiểu thân hở, hay còn gọi là thân máy chữ E, có ưu điểm gọn nhẹ và mở rộng phạm vi làm việc, cho phép đưa phôi vào cả ba phía của bàn máy Lực dập của kiểu này thường không vượt quá 100 tấn; khi yêu cầu lực dập lớn hơn, người ta dùng kiểu thân kín Thân máy được liên kết với nhau bằng kết cấu hàn hoặc bulông giăng, đảm bảo độ cứng vững và an toàn vận hành.

Kiểu thân kín có độ cứng nòng cao, giúp thân máy ít bị biến dạng khi chịu tải trọng và cho sản phẩm dập ra có độ chính xác cao Việc đưa phôi vào máy được thực hiện ở hai phía trước và sau Ngoài phân loại trên, thân máy còn được chia làm hai kiểu: một trục và hai trục Thân máy kiểu một trục là dạng thân máy có bộ phận truyền động nằm ở một phía của thân máy (hình 2-4 a), biên máy mang đầu trượt nằm ngoài gối đỡ của thân.

Trong tài liệu hướng dẫn do TS Vũ Thị Hạnh biên soạn cho sinh viên Nguyễn Hữu Thọ, máy được gọi là thân máy có trục côn Nhược điểm của loại thân máy này là độ cứng của trục chính thấp.

Hình 2.6: Thân máy kiểu 1 trục

Thân máy kiểu 2 trục là loại thân máy có bộ phận truyền động được bố trí ở hai phía của thân máy Biên máy mang đầu trượt nằm giữa hai gối đỡ nên độ cứng vững của thân máy cao Thân máy kiểu 2 trục thường có hai kiểu cấu hình là thân nghiêng được và thân cố định; trong đó, thân nghiêng có ưu điểm là sản phẩm sau khi dập rời khỏi lòng khuôn sẽ được đẩy ra theo chiều nghiêng của thân máy.

2.3.2 Phân tích các kết cấu máy

Máy ép trục khuỷu hoạt động dựa trên chuyển động tịnh tiến lên xuống của đầu trượt mang chày, từ đó hình thành chu trình dập Để tạo ra chuyển động tịnh tiến này, có nhiều phương án, ví dụ một phương án là chuyển động tịnh tiến nhờ trục khuỷu hai trụ Đặc điểm của cơ cấu này là chuyển đổi một chuyển động quay thành chuyển động tịnh tiến lên xuống của đầu trượt.

Cơ cấu này có 2 ưu điểm là đơn giản , hiệu suất cao , độ cứng vững của đầu trượt lớn và hành trình làm việc của đầu ép lớn

Trong hình 2.8, cơ cấu trục khuỷu với trục lệch tâm một trục cho phép chuyển động tịnh tiến Đặc điểm của cơ cấu này là biến đổi chuyển động quay của trục lệch tâm CO1 thành chuyển động lên xuống của đầu trượt.

Trong cơ cấu này, truyền chuyển động bằng trục lệch tâm khiến lực ép không lớn, độ cứng vững thấp và hành trình làm việc ngắn; tuy nhiên ưu điểm là cấu tạo đơn giản và dễ chế tạo.

TÍNH TOÁN ĐỘNG HỌC VÀ TÍNH HỌC CƠ CẤU TAY BIÊN - TRỤC KHUỶU

TÍNH TOÁN TĨNH HỌC CƠ CẤU TAY BIÊN-TRUC KHUỶU

Lực quán tính của cơ cấu chấp hành tay biên - trục khuỷu rất nhỏ và có thể bỏ qua được trong phân tích động học Đối với máy ép tự động, lực quán tính của các máy ở cỡ trung bình và cỡ lớn cũng không vượt quá 10% lực ép danh nghĩa; đối với máy ép thông dụng có hành trình ngắn hơn nhiều so với máy ép tự động nên lực quán tính nhỏ hơn Vì thế, trong phần này ta chỉ xét đến tĩnh học của cơ cấu.

Trong quá trình tính toán lực tĩnh tác dụng lên các khâu của cơ cấu, cần đặc biệt lưu ý đến tác dụng của lực ma sát Lực tác dụng lên đầu trượt của máy ép thường lớn, có thể gây ra sai số đáng kể khi tính toán các khớp nối và thậm chí làm mất tính chính xác, nhất là khi phân tích các trường hợp kẹt máy.

Trong bước phân tích tĩnh học của cơ cấu tay biên trục khuỷu, ta xem xét hai trường hợp: lý tưởng (không ma sát) và thực tế (có ma sát) Ở trường hợp lý tưởng, lực tác dụng và moment tại các khớp được tính bằng các công thức tĩnh học cơ bản, nhằm làm rõ cơ chế truyền lực và vận hành của khớp khuỷu mà bỏ qua mọi tác động của ma sát Trong thực tế có ma sát, các yếu tố ma sát ở ổ trục và các tiếp xúc khớp làm tăng mô men cản, làm thay đổi phân bố lực và giảm hiệu quả truyền lực; do đó cần đưa ma sát vào mô hình tĩnh học để ước lượng lực và moment cần thiết, đánh giá độ tin cậy và độ bền của cơ cấu So với trường hợp lý tưởng, mô hình có ma sát cho kết quả thực tế hơn và giúp tối ưu hóa thiết kế, điều khiển và vận hành của cơ cấu tay biên trục khuỷu.

Ta coi rằng kích thước của các cơ cấu đã biết ở mỗi vị trí của trục khuỷu tương ứng với góc quay  a).Tính lực

Trong quá trình tính toán máy ép, lực đã cho PD tác dụng lên đầu trượt được xác định bằng trở lực có ích hoặc bằng trị số lực ép danh nghĩa của máy.

Hình 3.3 Sơ đồ phân tích lực cơ cấu tay biên trục khuỷu

+ : lưc tác dụng lên thanh dẫn hướng

+ : lực tác dụng dọc theo biên

Chỉ số "u" tương ứng với lực trong trường hợp lý tưởng

  (3.4) Với K= 0.1, PD0 tấn = 1500 KN ta được bảng tính sau:

Bảng 3.4 Quan hệ giữa góc quay và lực tác dụng lên tay biên

Nhận xét: Với giá trị K và nhỏ, thì 1, khi đó b).Tính momen xoắn tác dụng lên trục khuỷu:

Vì cơ hệ chỉ có một bậc do : quay quanh tâm trục khuỷu nên ta chọn làm toạ độ suy rộng Lực và ngẫu lực sinh công

Cho tay quay di chuyển khả dĩ góc d khi đó con trượt B di chuyển đoạn ds

Theo điều kiện cân bằng ta có : = P ds

Theo công thức (1) ta có

Theo công thức (10) trên trang 19 của tài liệu tham khảo [1], trong trường hợp lý tưởng, đại lượng được gọi là cánh tay đòn momen xoắn phụ thuộc chủ yếu vào góc quay của trục khuỷu Nói cách khác, cánh tay đòn xác định momen xoắn và biến thiên khi góc quay của trục khuỷu thay đổi, cho thấy sự phụ thuộc của momen xoắn vào vị trí và thiết kế của cơ cấu truyền động.

Như vậy, ta thấy rằng :

Và (tốc độ dài/ tốc độ góc)

Với RP mm, K=0.1 Thay vào ta được bảng sau:

Bảng 3.5 Quan hệ góc quay  và cánh tay đòn momen xoắn

3.2.2 Trường hợp thực tế (có tính đến ma sát) a) Phương pháp tính

Theo nguyên lý máy, do momen ma sát ở khớp nối của biên, tác dụng lên biên

PAB sẽ không hướng theo trục tâm mà hướng theo tiếp tuyến chung của hai vòng tròn ma sát của đầu lớn và đầu nhỏ của biên

+r0: Bán kính ở ổ tựa của trục khuỷu

+rA:Bán kính ngõng khuỷu

+rB: Bán kính khớp nối biên với đầu trượt

+μ: Hệ số ma sát ở khớp nối và thanh dẫn hướng (coi bằng nhau)

+HA,HB: bán kính vòng tròn ma sát ở đầu lớn và đầu nhỏ của biên

+ : Góc kẹp biên và đường tiếp tuyến giữa hai vòng tròn ma sát

Từ điểm B vẽ đường thẳng BC sao cho BC song song với tiếp tuyến chung của các vòng tròn ma sát tại A và B Sau đó từ tâm A hạ đường thẳng vuông góc với BC, cắt BC tại điểm H Như vậy AH vuông góc với BC.

Do đó: sin = f(rA+rB)/L

Từ tam giác lực hình 3.4, theo định lý hàm số sin ta có

Góc thường không lớn hơn 5 0 40 ’ (khi f < 0.1), < 3 0 ,  < 10 0 khi  đủ nhỏ (<

30 0 ) và với các trị số k thông thường, khi đó ta có thể xem PAB =PD mà sai số không lớn hơn 6% tboả mãn giới hạn sai số cho phép

Cũng từ tam giác lực ta rút ra lực tác dụng lên bộ phận dẫn hướng:

Thành phần lực ngang của lực u m k

PHn Thành phần lực ngang đó có thể tính theo công thức gần đúng sau:

Momen xoắn Mk trong trường hợp thực được xác định từ phương trình công thức tại một vị trí tức thời của trục khuỷu quay một góc α; biên quay tương đối với dầu trượt một góc β, và góc quay giữa trục khuỷu và biên bằng α + β.

Trong đó: POI, ro1, POH, roH tương ứng là phản lực và bán kính của ổ đỡ thứ I và thứ II của trục khuỷu

Thành phần thứ 2 có thể bỏ qua Bởi vì PHn < 0,3PD và tích số  PHn không vượt quá 3% số hạng đầu tiên

Cho PAB = PD Biểu thức trên trở thành:

(3.5) Bởi vì ds/d = và sin  = ksin

Vi phân biểu thức này ta được : cosd = kcosd

Vậy, biểu thức (3.5) tương đương:

Ở phía bên phải của biểu thức, thành phần thứ hai phụ thuộc vào điều kiện ma sát và không bị ảnh hưởng đáng kể bởi góc quay α Thành phần này được ký hiệu là F_s và được gọi là cánh tay đòn ma sát.

Trong tính toán thực tế, tổng phản lực tại các ổ có thể được mô hình hóa bằng một lực ở dạng PD (proportional-derivative), bỏ qua lực vòng phát sinh từ ma sát và rung động ở bánh răng Vì giả thiết này, giá trị lớn nhất của cánh tay đòn ma sát có thể được xác định dựa trên cos α, trong đó α là góc giữa hướng tác động của lực và cánh tay đòn Mô hình PD giúp đơn giản hóa phân tích động lực và hỗ trợ tối ưu hóa thiết kế hệ thống, đồng thời cung cấp cái nhìn hợp lý về biên độ dao động và mức tải tác động lên ổ.

= 1) được tính cho trục khuỷu bố trí phía trên của máy theo trang 21, (1) như sau:

Như vậy momen xoắn Mk thực tế được tính :

+ : cánh tay đòn momen xoắn trong trường hợp lý tưởng

 P ds  fP ds  fP r d d fP r d fP r d d

M k  D  Hn  AB A (  ) OI 01  OH oH

M   (1 cos) cos 1 /  / f m k f m k r A (1Kcos)Kr B cosP OI r o 1 /P D P OH r oH /P D  f m k f m k f (1k)r A Kr B r o 

+ : cánh tay đòn ma sát

+ b).Tính toán giá trị cụ thể của

: cánh tay đòn ma sát

Tính đường kính ngõng trục theo kinh nghiệm :

Theo bảng 1, trang 28, (1) ta có: dA = 1,2d0 = 1,2 190= 228 (mm)

Theo bảng trang 57, (1), ta có: dB = d0 = 190mm

Hệ số ma sát ở khớp nối và ổ lấy như nhau và lấy bằng f = 0,04 khi bôi trơn bằng dầu theo trang 21, (1)

Như vậy, cánh tay đòn ma sát xem như cố định và được tính theo biểu thức 3.22 (1)

Kết hợp với bảng giá trị của (sin sin 2 )

M R   K  trang trước và theo biểu thức ta được bảng sau

Bảng 3.6 Quan hệ giữa góc quay  và các cánh tay đòn

Từ đó ta vẽ được đồ thị quan hệ giữa góc quay  và các cánh tay đòn

Hình 3.6 Quan hệ giữa góc quay  và các cánh tay đòn

Cánh tay đòn lý tưởng phụ thuộc vào vị trí của trục khuỷu và được tính toán dựa trên giá trị của góc α Cánh tay đòn ma sát được coi là xác định và được mô tả bằng hệ số ma sát f nhân với kích thước của cơ cấu So sánh giữa hai cánh tay đòn cho thấy tác động của ma sát lên mômen và hiệu suất, từ đó hỗ trợ tối ưu thiết kế cơ cấu bằng cách kết hợp các yếu tố trục khuỷu, góc α và kích thước liên quan.

XÁC ĐỊNH NĂNG LƯỢNG CỦA MÁY VÀ CÔNG SUẤT ĐỘNG CƠ

Tính toán công suất máy

a Xác định năng lượng tiêu tốn của máy

Sự thay đổi năng lượng tức thời (công suất) của máy trong một chu trình đơn được biểu diễn bằng đồ thị sau:

Hình 4 1 Sự thay đổi năng lượng của máy Trong đó:

- UB: mức năng lượng của máy được tích luỹ ở bánh đà lúc đầu

- UI: mức năng lượng của máy khi đóng ly hợp

- UK: mức năng lượng của máy sau hành trình công tác

- dl: góc quay của trục

- dx: góc quay của trục khuỷu ở hành trình không tải đi lên

- p: góc làm việc có tải

Bình thường khi làm việc máy chạy đều,mức năng lượng ban đầu của máy là

UB Khi ấn bàn đạp để đóng ly hợp, công suất của máy giảm xuống tới trị số U1 tại điểm b Lượng năng lượng này bị tiêu hao để khởi động các phần dẫn động của bộ ly hợp và biến thành công ma sát Khi chọn đúng hệ thống dẫn động, tốc độ bánh đà sẽ tăng dần và quá trình truyền động được tối ưu hóa.

Theo nội dung do SVTH Nguyễn Hữu Thọ và hướng dẫn TS Vũ Thị Hạnh trình bày, mức năng lượng của máy sẽ nhanh chóng quay về trị số ban đầu UB tại điểm c; trong hành trình công tác, năng lượng này lại giảm mạnh xuống trị số tối thiểu UK tại điểm e Năng lượng được giải phóng trong quá trình này bằng:

JM là mô-men quán tính của các chi tiết chuyển động qui về trục của bánh đà, dùng để ước lượng động năng và đáp ứng động của hệ khi bánh đà quay ωM và ωmin là tốc độ góc tại lúc bắt đầu và lúc kết thúc hành trình công tác của bánh đà, phục vụ cho phân tích gia tốc, kiểm soát vận hành và đảm bảo ổn định của hệ.

Sau hành trình công tác, năng lượng được phục hồi theo đường eg do năng lượng được cung cấp liên tục từ động cơ điện

Trong một chu trình Ach, năng lượng tổng cộng có thể chia thành ba phần chính: năng lượng để thắng trở lực có ích (AP) trên hành trình công tác, năng lượng tiêu tốn trong hành trình không tải (Akt), và công để đóng/mở ly hợp (Alh).

4.1.1 Sự tiêu tốn năng lượng trong hành trình công tác A P :

Trong thời gian hành trình công tác, năng lượng bị tiêu hao do:

- Biến dạng dẻo kim loại

- Biến dạng đàn hồi của hệ thống máy:

- Ma sát ở các khớp nối, sống trượt của cơ cấu chính

Năng lượng tiêu hao trong hành trình công tác gồm 4 thành phần:

Trong đó, theo bảng trang 42,[1] Ta có:

- Ag: công biến dạng dẻo kim loại

- Af = 0.5Ag: Công tiêu hao do ma sát

- Adh = 0.05Ag: Công tiêu hao làm biến dạng đàn hồi máy ép

- Adhf = 0.3Ag: Công của lực ma sát do biến dạng đàn hồi

Như vậy công tiêu hao trong hành trình công tác:

Sự tiêu tốn năng lượng trong hành trình không tải Akt :

Trong hành trình không tải, mô-men xoắn tác dụng không quá lớn, nhưng thời gian tác dụng của nó lại kéo dài, khiến tiêu hao năng lượng ở chế độ này trở nên đáng kể Do đó, năng lượng tiêu thụ trong hành trình không tải có thể chiếm tới 50% tổng năng lượng cần thiết cho quá trình vận hành.

Ma sát ở các khớp nối và ổ gây ra mô men cản đủ lớn do tác động của lực và lực quán tính, và mô men này sẽ tăng lên khi hiệu suất của bộ truyền đai thang và bộ truyền bánh răng càng thấp Để giảm mô men cản và tối ưu hệ thống truyền động, cần hạn chế ma sát tại khớp nối và ổ, cải thiện thiết kế và vận hành của bộ truyền đai thang và bộ truyền bánh răng, đồng thời nâng cao hiệu suất bằng cách chọn vật liệu, bôi trơn và vòng bi chất lượng.

Theo bảng trang 42,[1] ta có :

Sự tiêu tốn năng lượng do đóng mở ly hợp:

Theo bảng trang 42, [1] ta có:

4.1.2 Hiệu suất của máy dập:

Công trong hành trình công tác chuyển về trục động cơ:

 td  : hiệu suất truyền động từ trục động cơ đến ly hợp

- n 1  0 , 94 :Hiệu suất của bộ truyền đai

- n 2  0 , 97 :Hiệu suất của bộ truyền bánh răng

- n 3  0 , 99 : Hiệu suất của một cặp ổ lăn

- n 4  0 , 985 :Hiệu suất của một cặp ổ trượt

Công tổng cộng trong chu trình đơn nhát là: d p kt lh lh

 = (2,3+1,2+0,35)Ag = 3,85Ag Công tổng cộng trong chu trình liên tục là:

Hiệu suất của chu trình đơn nhát :

 Hiệu suất của hành trình liên tục:

Hiệu suất của hành trình công tác (là hiệu suất trong thời gian nguyên công nghệ):

Xác định công suất động cơ và mômen quán tính của bánh đà

: Hiệu suất của cơ cấu biên- trục khuỷu

4.2 Xác định công suất động cơ và mômen quán tính của bánh đà

4.2.1 Xác định công suất động cơ

 Xác định thời gian của một chu trình: tctr = 60 60

- nn = 80 vòng /phút: số hành trình kép danh nghĩa trong một phút của dầu trượt

- p: Hệ số sử dụng hành trình p=0,2 theo bảng trang 41,[1]

 Xác định công suất danh nghĩa của động cơ theo công suất trung bình

Với K: hệ số an toàn

K=1,3 được chọn theo hệ số p.n=0,2.80 như bảng trang 52,[1]

Mà ta có Ag = Pdh SH = 1,5.10 6 7,5.10 -3 ,25.10 3 (J)

Trong đó: Pdh là lực dập danh nghĩa của máy

SH là chiều dày chi tiết khi dập cắt đứt

Ta có dn dn LS g g n n

- ndn= 1460: số vòng quay danh nghĩa của động cơ

- n g n 0 (1S), n0 là số vòng quay đồng bộ

- S=0,08: hệ số trượt danh nghĩa, xác định theo bảng trang 52,[1]

Với công suất động cơ đã tính toán ở trên ta có

Theo trang 321,[2] chọn động cơ điện không đồng bộ 3 pha có ký hiệu A2-62-4 có:

Số vòng quay: n= 1460 vòng/ phút

Hiệu suất động cơ  = 0,88 c.Phân phối tỷ số truyền

Ta có tỷ số truyền chung của máy:

Trong cơ cấu làm việc của máy gồm ba thành phần chính là trục khuỷu, thanh truyền và con trượt, nên số vòng quay của trục khuỷu chính là số lần con trượt thực hiện chuyển động trượt trong một phút Nói cách khác, tần suất quay của trục khuỷu quyết định số lần con trượt hoạt động trong 60 giây, từ đó ảnh hưởng trực tiếp đến hiệu suất vận hành của toàn bộ hệ thống.

Trong đó: i đ : Tỷ số truyền của bộ truyền đai i br : Tỷ số truyền của bộ truyền bánh răng

4.2.2 Xác định mômen quán tính của bánh đà

Mô men quán tính của bánh đà được chọn nhằm truyền năng lượng từ hành trình công tác sang hành trình không tải sao cho động cơ không bị quá nóng, bằng cách hoàn lại năng lượng đã mất Độ lớn của mô men quán tính phụ thuộc vào hệ số quay không đồng đều của bánh đà Nói đúng hơn, mô men quán tính của bánh đà, tức là các chi tiết cùng với bánh đà, được tính theo công thức:

Trong đó: j: Hệ số không đồng đều j = 2 .(k SS n )2.0,9.1,3.0, 080,144

Các giá trị = 0,9; k =1,3; S = 0,08 được cho ở bảng trang 52 [1]

Sn là hệ số trượt đàn hồi của bộ truyền khi máy thực hiện tải trọng danh nghĩa

Vì do bộ truyền bánh răng nên Sn= 0

Kh : hệ số hình dáng đồ thị

Khi máy làm việc liên tục (P =1):

K h  Khi máy làm việc từng nhát ( p 1)

   = 1,1 bđ : Tốc độ góc của bánh đà

+Mômen quán tính của bánh đà trong trường hợp làm việc liên tục :

1,9.10 8,34 0,144  kg.m 2 +Mômen quán tính của bánh đà trong trường hợp làm việc từng nhát:

Trong chế độ làm việc từng nhát, momen quán tính của bánh đà lớn hơn rất nhiều lần so với chế độ làm việc liên tục, cho thấy năng lượng tích trữ của bánh đà đóng vai trò then chốt trong đặc tính vận hành Vì vậy, khi thiết kế máy và khi vận hành máy, ta cần quan tâm đến năng lượng tích trữ của bánh đà để nắm bắt bản chất của hệ thống và tối ưu hiệu suất làm việc.

Theo công thức đã cho, tải trọng cho phép xác định mô men quán tính của hệ thống truyền động Tuy nhiên, tuyệt đại đa số máy có ly hợp gắn trên bánh đà cho thấy mômen quán tính của bánh đà chiếm tới 97-99% tổng mômen quán tính của hệ thống truyền động, trong khi ở máy ép dập nóng mômen quán tính của các chi tiết truyền động chỉ 25-35%, và ở máy rèn ngang đôi khi đạt 10-15% Điều này cho thấy tầm quan trọng của việc biết thành phần đóng góp của bánh đà khi tính toán mômen quán tính Để đảm bảo độ bền của bánh đà, tốc độ của vành bánh đà không được lớn hơn 25 m/s, và với bánh đà cần giới hạn tốc độ quay dưới 400-500 vòng/phút.

Tóm lại tính toán năng lượng gồm 2 bước chính:

+Xác định AP, Akt và trên cơ sơ đó để tính sơ bộ công suất động cơ và mômen quán tính của bánh đà

Trong quá trình thiết kế hệ thống truyền động, các kích thước của bộ truyền động, ly hợp và các chi tiết liên quan được xác định để xây dựng khung tham số Từ các kích thước này, công suất thiết kế và mômen quán tính của các thành phần truyền động, kể cả trục khuỷu, được ước lượng và xác định Tiếp theo, dựa trên công suất thiết kế và các mômen quán tính đã xác định, người ta tính toán chính xác công suất động cơ và mômen quán tính bánh đà Việc làm rõ các tham số này sớm giúp tối ưu hiệu suất, độ tin cậy và an toàn cho hệ thống truyền động.

TÍNH TOÁN ĐỘNG LỰC HỌC VÀ THIẾT KẾ KẾT CẤU MÁY CHÍNH

Tính toán động lực học

5.1.1 Lực dập danh nghĩa và lực dập cho phép của đầu trượt

Một trong những thông số kỹ thuật cơ bản và quan trọng là lực dập danh nghĩa Đối với máy dập trục khuỷu, góc quay của trục khuỷu được xác định từ α = 5° đến α = 300° tính từ điểm chết dưới của đầu trượt theo hướng ngược với chiều chuyển động đi xuống của nó Lực dập danh nghĩa là tham số dùng để đánh giá khả năng dập và được dùng làm cơ sở để chọn máy phù hợp với yêu cầu gia công, chất lượng sản phẩm và hiệu suất vận hành.

Lực dập danh nghĩa không phải là lực cố định mà phụ thuộc vào góc quay và chiều dài hành trình S (mm) của đầu trượt Do đó, để xác định lực dập danh nghĩa, ta phải xác định phần hành trình làm việc của đầu trượt Trong thực tế, hành trình có lực danh nghĩa rất nhỏ so với hành trình được tính toán trong thuyết minh Lực dập danh nghĩa chỉ phát sinh khi hành trình đầu trượt gần tới điểm chết dưới.

Lực dập danh nghĩa là lực lớn nhất tác dụng lên đầu trượt và là ngưỡng đảm bảo không làm hỏng các bộ phận máy khi vận hành ở phạm vi cho phép Vì vậy, khi tính toán lực dập, cần đánh giá hệ số an toàn và độ bền của máy dập trong phạm vi lực giới hạn đã cho, được gọi là lực cho phép của đầu trượt.

Ta có lực dập danh nghĩa:

5.1.2 Phân tích lực trên cơ cấu

Trong quá trình chuyển động công tác của máy dập (cơ cấu tay quay con trượt) chịu tác dụng của các lực

- Lực quán tính của các chi tiết có khối lượng chuyển động

- Lực ma sát các khớp động

- Quá trình phân tích lực thể hiện (hình vẽ 5.1) gồm:

Tại đầu ép B: + Lực ép để làm biến dạng và cắt vật liệu Pc

+Lực ma sát giữa đầu trượt và rãnh trượt (do lực ma sát nhỏ có thể bỏ qua)

P 1 : Lực tác dụng lên đầu nhỏ thanh truyền và đẩy thanh truyền.Phân tích P1 thành 2 lực:

+ LựcPtt : Tác dụng dọc theo đường tâm thanh truyền

+ Lực N : Tác dụng theo phương vuông góc với đường tâm đầu trượt

Ta có: N  P 1 tan  ; 1 tt cos

- Tại C : P tt được phân tích ra thành 2 thành phần:

+ Lực tiếp tuyến T và lực pháp tuyến Z tác dụng lên tâm chốt khuỷu

Hình 5 1 Sơ đồ phân tích lực

Tại đây xuất hiện lực quán tính chuyển động quay P k tác dụng lên chốt khuỷu

Lực tiếp tuyến T tạo thành momen quay của trục khuỷu:

Lực ngang N tạo momen lật ngược chiều với momen quay:

Trong đó: L A là khoảng cách từ lực N đến tâm khuỷu:

5.1.3 Kết quả tính toán lực, momen tác dụng lên cơ cấu

Tính khối lượng sơ bộ của đầu trượt: m = V.d

Trong đó d là khối lượng riêng thép (d = 7,8 kg/dm 3 ) Đầu trượt có hình khối chữ nhật: a=300 mm , b = 250 mm , c= 500 mm

Lực quán tính đầu trượt:

Lực quán tính được biểu diễn bằng công thức P_qt = - m R ω α Lực này phụ thuộc vào góc quay (hành trình đầu trượt), nên nó tương ứng với góc quay α Lực này liên hệ với điểm bắt đầu làm việc.

(Dấu trừ thể hiện lực quán tính đi xuống)

Vậy lực quán tính có lợi cho lực ép vì cùng chiều với lực ép

Lực tác dụng lên đầu nhỏ của thanh truyền:

Với Pc :Lực ép danh nghĩa (phản lực của sản phẩm lên đầu trượt)

N  P  Với là góc lệch giữa đường tâm thanh truyền và đường tâm đầu trượt ứng với

Lực P tt tác dụng theo đường tâm thanh truyền

Lực pháp tuyến Z tác dụng lên tâm khối khuỷu:

Momen làm quay trục khuỷu do lực tiếp tuyến T tạo ra:

Thiết kế các bộ truyền

Hình 5 2 Sơ đồ bộ truyền

Các số liệu đã biết Động cơ không đồng bộ 3 pha: N = 17 KW

Số vòng quay: n = 1460 vòng/phút

Tỷ số truyền: iđ = 4,5 ibr = 4,02 im = 18,25

Số vòng quay của trục khuỷu: n = 80 vòng/phút

5.2.1 Thiết kế bộ truyền đai a Chọn loại đai

Ta chọn loại đai thang

Theo bảng [ 5-11]trang 92,[2] ao = 19 mm h = 13,5 mm a = 22 mm ho = 4,8 mm

Trong Hình 5.3, sơ đồ chọn đai được trình bày để hướng dẫn cách xác định đường kính bánh đai Phần b mô tả chi tiết cách xác định đường kính D1 của bánh đai nhỏ: đường kính này dựa trên trị số nhỏ nhất và trị số lớn nhất, và nên được dùng cho mỗi tiết diện đai.

Kiểm nghiệm lại vận tốc của đai theo điều kiện vận tốc:

Tính đường kính bánh đai lớn D2:

Với   0, 02 (Hệ số trượt đai thang) iđ = 4,5

Chọn D2 = 1000 mm c.Tính sơ bộ khoảng cách trục A

Khoảng cách trục A phải thỏa mãn điều kiện sau:

Trong đó: h = 13,5 mm – chiều cao tiết diện đai

SVTH: Nguyễn Hữu Thọ Hướng Dẫn: TS Vũ Thị Hạnh 45 d Tính chính xác chiều dài L và khoảng cách trục A

Theo khoảng cách trục A đã chọn ta tính chiều dài đai:

Thay các giá trị ta được :

Kiểm nghiệm số vòng quay của đai trong 1 giây: s vg

Tính chính xác khoảng cách trục A

Xét về mặt kết cấu có thể căng đai trong quá trình làm việc, nghĩa là dịch chuyển trục A về 2 phía Ta có công thức sau:

A - 0,015L  A  A + 0,03L Thay các giá trị vào, ta có:

Thay các giá trị vào ta có:

SVTH: Nguyễn Hữu Thọ Hướng Dẫn: TS Vũ Thị Hạnh 46 f Xác định số đai cần thiết

Gọi Z là số đai và được tính như sau:

     Trong đó: F = 230 mm 2 : Diện tích tiết diện đai

V = 15,28 m/s [p]0: Ứng suất có ích cho phép (N/mm 2 )

C: Hệ số xét đến ảnh hưởng của góc ôm tra bảng[5-18] trang 95,[2]

Ct: Hệ số xét đến ảnh hưởng chế độ tải trọng tra bảng[5-6] trang 89,[2]

Cv: Hệ số xét đến ảnh hưởng vận tốc tra bảng [5-19 ] trang 95,[2]

N: Công suất trục dẫn: N = 17 KW

Chọn Z = 6 sợi đai g Định các kích thước của bánh đai

Chiều dài danh nghĩa: L = 3750 mm Đường kính bánh nhỏ: D1 = 200 mm Đường kính bánh lớn: D2 = 1000 mm

Tính chiều rộng bánh đai :

Công thức [5- 23] trang 96,[2] Ta có

Theo bảng [10-3] trang 257,[2]ta có: h0 = 6 mm, t = 26 mm, s = 17 mm, z =6, e = 21 mm

Thay các giá trị vào ta được:

B = (6 - 1).26 + 2.17 = 164 mm Đường kính ngoài của bánh đai nhỏ và lớn:

Theo công thức [5-24] trang 96,[2] : Dn1 = D1 + 2h0

Dn2 = 1000 + 2.6 = 1012 mm Đường kính trong của bánh đai:

Hình 5 4 Sơ đồ kích thước đai h.Xác định lực căng ban đầu và lực tác dụng lên trục

Lực căng ban đầu đối với mỗi đai:

S0 = 0.F Với 0 - ứngsuất ban đầu 0 = 1,2 N/mm 2

F = 230 - diện tích của 1 đai mm 2

Lực tác dụng lên trục: 3 0 sin 1

5.2.2 Thiết kế bộ truyền bánh răng

Bộ truyền bánh răng trụ được dùng phổ biến trong các bộ truyền của máy nhờ cấu tạo đơn giản, hiệu suất truyền động cao, tuổi thọ bền và phạm vi tốc độ cũng như tải trọng lớn, cùng với tính dễ sửa chữa và bảo vệ a Chọn vật liệu chế tạo bánh răng là yếu tố quyết định độ bền và hiệu suất của hệ truyền động, vì vật liệu ảnh hưởng trực tiếp đến khả năng chịu tải, chống mài mòn và tuổi thọ Việc chọn đúng vật liệu chế tạo bánh răng sẽ tối ưu hóa chi phí vận hành, tăng độ tin cậy và mở rộng phạm vi làm việc của bộ truyền.

Vật liệu thép 45 thường hóa có:

ch = 290 N/mm 2 Độ cứng: HB = 190

Vật liệu thép 35 thường hóa có:

ch = 230 N/mm 2 Độ cứng : HB = 170 b Định ứng suất cho phép Ưng suất tiếp xúc cho phép:

Trong đó: [σ]Notx - ứng suất tiếp xúc cho phép (N/mm2)

K ’ N-hệ số chu kì ứng suất tiếp xúc

Với: N0-số chu kỳ cơ sở của đường cong mỏi tiếp xúc

Ntđ-Số chu kỳ tương đương

Ta chọn thời gian làm việc của bộ truyền bánh răng là: 5 năm mỗi năm 300 ngày, mỗi ngày 12 giờ

Số chu kỳ làm việc của bánh răng lớn là: N2

Số vòng quay của trục I: n1 = n/iđ = 1460/4,5 = 322 vòng/phút

Tỷ số truyền: i = 4,028 => n 2 = 80 vòng/phút

Bộ truyền quay 1 chiều và làm việc theo thời gian đã chọn, ta có:

Với: n: số vòng quay trong 1 phút của bánh răng

T: tổng số thời gian làm việc u :số lần ăn khớp của một răng khi bánh răng quay 1 vòng

Số chu kỳ làm việc của bánh nhỏ:

Vì N1 và N2 đều lớn hơn chu kỳ cơ sở của đường cong tiếp xúc và đường cong uốn, khi tính toán ứng suất cho phép cho bánh nhỏ và bánh lớn ta lấy hệ số chu kỳ ứng suất K′N = K″N = 1 Việc quy định K′N và K″N ở mức 1 cho biết cả hai bánh răng được xem xét với chu kỳ tác động ở mức cơ sở, đảm bảo tính nhất quán trong đánh giá giới hạn chịu tải.

+ Ứng suất tiếp xúc của bánh nhỏ là:

+ Ứng suất tiếp xúc của bánh lớn là:

+ Tính ứng suất uốn cho phép:

Trong đó: -1 - giới hạn cho phép của vật liệu

-1 = 0,43 bk = 0,43.460 = 197,8 N/mm 2 n: hệ số an toàn: - Đối với thép thường hóa : n = 1,5

K: Hệ số tập trung ứng suất ở chân răng:Đối với thép thường hóa: K = 1,8

Vậy ứng suất uốn cho phép của bánh răng lớn và bánh răng nhỏ là:

   c Sơ bộ chọn hệ số tải trọng K:K = 1,3  1,5

Bộ truyền bánh răng hiện đang thiết kế có vận tốc nhỏ nên ta chọn K = 1,3 d Chọn hệ số chiều rộng bánh răng

A = (0,30  0,45) chọnA = 0,3 vì bộ truyền chịu tải trọng trung bình

Với: b: Bề rộng bánh răng

A: Khoảng cách trục e Tính khoảng cách trục A

Trong đó: Dấu (+) dùng khi cặp bánh răng ăn khớp ngoài

Dấu (-) dùng khi cặp bánh răng ăn khớp trong

N: Công suất bộ truyền N = 17 0,94 ,98 KW n2 = 80 vòng/phút: Số vòng quay của bánh lớn cũng chính là số lần dập trong 1 phút ibr = 4,028: Tỷ số truyền của cặp bánh răng

Chọn A = 500 mm f Tính vận tốc vòng v và chọn cấp chính xác chế tạo bánh răng

+n1: Số vòng quay của bánh bị dẫn

Dấu (+) dùng khi cặp bánh răng ăn khớp ngoài

Dấu (-) dùng khi cặp bánh răng ăn khớp trong n 1 322vg ph/

Tra bảng [3-11] trang 46,[2].Chọn cấp chính xác chế tạo bánh răng là cấp 8 g Định hướng hệ số tải trọng K và khoảng cách trục A chính xác

Trong đó: Ktt: Hệ số tập trung tải trọng Bộ truyền làm việc chịu tải trọng thay đổi do vậy Ktt được tính theo công thức gần đúng:

Với Ktt bảng: Hệ số tập trung tải trọng khi bộ truyền không chạy mòn

Tra bảng [3-12] trang 47,[2] chọn Ktt =1,35

Kd: Hệ số tải trọng động chọn theo cấp chính xác chế tạo vận tốc vòng và độ rắn bề mặt răng

Tra bảng [3-13] trang 49,[2] chọn Kd = 1,55

Do vậy ta tính lại khoảng cách trục A:

Vậy AX6mm h Xác định môđun, số răng và chiều rộng bánh răng

Xác định môđun bánh răng

Do là bộ răng truyền ăn khớp ngoài nên 1 2

+ Để tránh hiện tượng cắt chân răng hoặc nhọn răng

Tra bảng [3-15] trang 50,[2] ta có:

Theo điều kiện cắt chân răng:  = 0,1 Z≥12.8

Bề rộng bánh răng:b = A.A = 0,3.586 = 175,8 mm

Chọn bề rộng bánh răng nhỏ: b1 = 180 mm

Chọn bề rộng bánh răng lớn: b2 = b1 - 10 = 180 -10 = 170 mm i.Kiểm nghiệm sức bền uốn của răng

Trong đó: m: Môđun của bánh răng

SVTH: Nguyễn Hữu Thọ Hướng Dẫn: TS Vũ Thị Hạnh 52 y: Hệ số dạng bánh răng:

  (bánh răng nhỏ) y2 = 0,6 (bánh răng lớn) z: Số răng n: Số vòng quay b: Bề rộng bánh răng k: Hệ số tải trọng

N: Công suất của bộ truyền Ứng suất của bánh răng nhỏ

u1< []u1 = 138,56 N/mm 2 Ứng suất của bánh răng lớn

u2< []u2 = 87,5 N/mm 2 j Các thông số hình học chủ yếu của bộ truyền

Z2 = 97 răng Đường kính vòng chia dc1 =m.Z1 = 10.24 = 240 mm dc2 =m.Z2 = 10.97 = 970 mm

Khoảng cách trục: A = (dc1 + dc2) / 2 = (240 + 970) / 2 = 605 mm

Bề rộng bánh răng: b1 = 180 mm b2 = 170 mm Đường kính vòng đỉnh răng

Dc2 = dc2 + 2.m = 970 + 2.10 = 990mm k Tính lực tác dụng lên bánh răng

Lực tác dụng lên bánh răng gồm 2 thành phần: Lực vòng và lực hướng tâm Theo công thức [3-49] trang 54, [2]

Trong đó: N = 15,28-công suất truyền của trục I mang bánh răng nhỏ n = 322 vòng/phút- số vòng quay trục 1

Lực hướng tâm Pr = P.tan = 3646.tan20 0 = 1327 N

5.3 Tính và thiết kế trục trung gian

Trục hướng tâm thường được chế tạo từ thép cacbon hoặc thép hợp kim Đối với các máy không quan trọng, không yêu cầu giới hạn kích thước, có thể dùng thép CT5 mà không cần nhiệt luyện Đối với trục trong các máy quan trọng chịu tải lớn thì dùng thép 45 hoặc 40X có nhiệt luyện.

Từ những điều kiện trên ta chọn thép 45 có:

Hình 5 5 Sơ đồ phân bố kích thước

5.3.2.Tính sơ bộ đường kính trục: Đường kính sơ bộ của trục I được tính theo công thức[7-2] trang 114, [2]:

Trong đó: d: Đường kính trục

N: Công suất của bộ truyền n: Số vòng quay trục truyền

C: Hệ số tính toán phụ thuộc vào []

Với thép 45 thì C = (110  130) ta chọn C = 130

Để tính gần đúng trục I, ta dựa vào kích thước chiều dài của trục và kết cấu máy, đồng thời xem xét tác dụng đồng thời của mômen uốn và mômen xoắn đối với sức bền của trục Việc này cho phép ước lượng khả năng chịu tải và đảm bảo an toàn vận hành của hệ thống.

+ Lực tác dụng lên máng dẫn ở trục I

+ Lực tác dụng lên bánh đai: Rd = 4426 N, Pd = 224 N

+ Ta chọn sơ bộ khoảng cách giữa các chi tiết như sau:

+ Bề rộng đầu trượt: B = 340 mm

+ Bề rộng sống trượt: k = 80 mm

Suy ra khoảng cách giữa 2 thành trong của máy

+ Bề dày thành máy : K1 = 30 mm

+ Bề rộng mặt bích lắp ổ: K2 = 40 mm

+ Khoảng cách giữa 2 chi tiết quay: K5 = 15 mm

+ Bề rộng bánh răng: K6 = 165 mm

+ Bề rộng bánh đai: K7 = 145 mm

+ Phần ren đai ốc: K11 = 40 mm

+ Bề rộng ly hợp và cơ cấu điều khiển: K8 = 180 mm

+ Khoảng cách từ nắp đến ly hợp: K9 = 15 mm

Vậy chiều dài sơ bộ của trục:

Hình 5 6 Sơ đồ chiều dài sơ bộ cuả trục

Phương trình mômen theo trục OY tại điểm A:

+ Phương chiếu trên trục OY:

+ Phương trình theo phương OX tại A

+ Phương chiếu trên trục OX:

RAX = 3646 – 5784,36 - 224 = -2362,36 N Vậy RAX có chiều ngược lại với hình vẽ

Tính mômen tại những tiết diện nguy hiểm:

Mômen Mx được xác định theo công thức:

Với N = 15,98 KW (Công suất trên trục I) n1 = 322 vòng/phút: số vòng quay trên trục I

Tính mômen uốn theo trục X và Y

M   M  M    Nmm Đường kính trục tại tiết diện n – n:

Mux = Muy = 0  Mu = 0 Vậy: M um m   0, 75 M x 2  0, 75.471695, 6 2  408500, 37 Nmm

Tính chính xác trục I, dựa trên hệ số an toàn theo công thức [7-5] trang 120, [2]:

Trong đó: n -hệ số an toàn xét đến ứng suất pháp, được xác định theo công thức [7-6] trang 120, [2]:

  n: Hệ số an toàn xét đến ứng suất tiếp và được tính theo công thức [7-7 ] trang

Trong 2 công thức thức trên -1, -1 giới hạn mỏi uốn và xoắn ứng với chu kỳ đối xứng có thể lấy

a, a: Biên độ ứng suất và ứng suất tiếp sinh ra trong tiết diện của trục:

Do bộ truyền quay 1 chiều nên ứng suất pháp (uốn) biến đổi theo chu kỳ đối xứng nên:

m = 0 +Tại tiết diện n - n có Mu = 653773,5 Nmm

+ Tại tiết diện m - m có Mu = 0 nên ta chỉ cần kiểm tra tiết diện tại n - n:

Bộ truyền làm việc 1 chiều nên ứng suất xoắn thay đổi theo chu kỳ mạch động: max

 và là hệ số xét đến ảnh hưởng của trị số ứng suất trung bình đến ứng suất mỏi.Đối với thép Cacbon trung bình  = 0,1và  = 0,05

K, K: Hệ số trung bình ứng suất thực tế khi còn uốn và xoắn

 Trong điều kiện làm việc bình thường lấy h = (1,52,5) n > [n] = 1,5  2,5 thỏa điều kiện

Hình 5 7 Biểu đồ momen của trục

5.3.3.Các số liệu đã có

Số vòng quay của trục I: n1 = 322 vòng/phút

Công suất truyền tải của trục I: N = 15,98 KW

Trên 2 đầu của trục ta lắp bánh răng và bánh đai Để truyền được momen xoắn từ bánh đai sang trục cũng như trục sang bánh răng nhỏ ta dùng then

Tra bảng [7-23] theo trang 143,[2] với d = 80, ta có: b = 24 mm, h = 14 mm, t = 7 mm, t1 = 7,2 mm, k = 8,7 mm

Chiều dài then được tính l1 = 0,8 lm

+Lắp bánh đai trên trục l1 = 0,8.B = 0,8.145 = 116 mm

Với B: Là bề rộng bánh đai

Hình 5 8 Sơ đồ mối lắp then

 Kiểm nghiệm sức bền dập của then công thức [7-11] trang 139,[2]

Tra bảng [7-20] trang 142,[2] có: []d = 53 N/mm 2

+ Bánh đai làm bằng gang

Theo bảng [7-21] trang 142, [2] có:[c] = 87 N/mm 2

+Lắp bánh răng lên trục

Với B = 180 bề rộng bánh răng nhỏ

 Kiểm tra sức bền dập của then.Theo công thức [7-11’’] trang139,[2]

Theo bảng [7-20] trang 142 ,[2]: có []dl = 100 N/mm 2

Vậy d< []d thỏa mãn điều kiện bền dập

 Kiểm tra về điều kiện bền cắt theo công thức [7-12] trang 139,[2]

c< []cthỏa mãn điều kiện bền cắt

5.3.4 Thiết kế bộ phận gối đỡ trục

Hình 5 9 Sơ đồ phân bố gối đỡ trục

Trục I không chịu lực dọc trục nên ta dùng ổ bi đỡ làm gối đỡ trục

+ Gối đỡ tại B có phản lực lớn hơn tại A do vậy ta tính và chọn ổ cho gối B + Hệ số khả năng làm việc: C = Q(n.h) 0.3 < Cbảng CT [8-1] trang 158,[2]

Trong đó: n = 322 vòng/phút: Số vòng quay của trục I h: Thời gian làm việc giờ h = 5 300 12 = 18000 giờ

Q: Tải trọng tương đương và được tính như sau

Q = R Kv Kn Kt CT [ 8- 3] trang 159,[2]

Kt: Hệ số tải trọng động Kt = 1,3

Kv: Hệ số vòng trong của ổ quay Kv = 1

Kn: Hệ số làm việc dưới 100 0 C Kn = 1

Thay các giá trị vào ta được

C < C bảng (Thỏa mãn điều kiện)

Các thông số của ổ như sau: Ký hiệu ổ 316 [14 P]trang 339,[2]

Hình 5 10 Kiểu dáng gối đỡ

5.4 Thiết kế trục II ( trục khuỷu)

5.4.1 Điều kiện làm việc của trục khuỷu

Trục khuỷu là chi tiết lớn và quan trọng trong máy dập, đảm nhận vai trò truyền lực và chịu tải trọng cao trong suốt chu trình làm việc Trong quá trình hoạt động, trục khuỷu phải chịu tải trọng lớn và sự biến đổi của lực do quán tính và lực dập gây ra, đồng thời chịu ma sát giữa các bề mặt tiếp xúc, khiến việc thiết kế, gia công và bảo dưỡng trục khuỷu trở nên rất quan trọng để đảm bảo hiệu suất và độ bền của hệ thống.

Khi thiết kế và chế tạo trục khuỷu cần phải đảm bảo các yêu cầu sau:

+ Có sức bền cao, cứng vững nhưng trọng lượng nhỏ

Với độ chính xác gia công cao, sản phẩm đảm bảo độ cứng và độ bóng bề mặt của cổ chốt và cổ khuỷu, đồng thời thiết kế tối ưu để cân bằng và đồng đều mômen quay ở mức cao, nhưng vẫn đơn giản trong gia công và dễ chế tạo với kích thước lớn.

+Không xảy ra cộng hưởng trong phạm vi số vòng quay sử dụng

Vật liệu chế tạo trục khuỷu

+ Vật liệu chế tạo trục khuỷu là thép 45 phôi rèn

+ Sau khi gia công đạt được kích thước yêu cầu thì tăng bền bằng phương pháp tôi bề mặt ở cổ chốt và cổ khuỷu

5.4.2 Kết cấu của trục khuỷu

Hình 5 11 Sơ đồ kết cấu trục khuỷu

 Kết cấu trục khuỷu gồm có:

Cổ trục khuỷu có đường kính cổ được thiết kế dựa trên kết quả tính bền khuỷu và điều kiện bôi trơn để tăng độ cứng vững của trục khuỷu Việc tăng đường kính cổ trục nhằm gia tăng cứng vững và độ ổn định vận hành của trục khuỷu, nhưng đồng thời làm tăng khối lượng của trục Sự gia tăng khối lượng làm giảm tần số dao động xoắn, dẫn đến hiện tượng cộng hưởng có thể xảy ra trong phạm vi vòng quay làm việc của hệ.

Chốt khuỷu (dch) có thể có chiều dài lch bằng đúng hoặc nhỏ hơn một chút so với đường kính chốt khuỷu, theo công thức lch = (0,8–1)·dch Việc chọn chiều dài nên dựa trên kinh nghiệm để thuận tiện cho việc bôi trơn và vận hành hệ thống.

Má khuỷu có hình ô van là loại tối ưu về vật liệu, giúp tận dụng vật liệu hợp lý và phân bố ứng suất đồng đều trên toàn bộ chi tiết Trong khi đó, má khuỷu có hình tròn có sức bền cao, cho phép giảm độ dày má để tăng chiều dài cổ trục và chốt khuỷu.

+ Đuôi trục khuỷu là nơi để truyền công suất từ ngoài vào trục khuỷu qua bánh răng lớn được đặt lên đuôi

+ Đầu trục khuỷu: Là đầu tự do của trục khuỷu được lắp với cơ cấu phanh hãm 5.4.3 Các số liệu đã có:

+ Công suất truyền trên trục khuỷu

Trong đó: η1 = 0,94 là hiệu suất của bộ truyền đai; η2 = 0,97 là hiệu suất của bộ truyền bánh răng; η3 = 0,99 là hiệu suất của cặp ổ lăn; η4 = 0,985 là hiệu suất của cặp ổ trượt; Nđc = 15,98 kW là công suất động cơ do tải chịu truyền qua hệ thống.

+ Số vòng quay của trục khuỷu: n = 80 vòng / phút

+ Lực vòng truyền qua chốt khuỷu

Trong đó C là độ lệch tâm của trục khuỷu

Hình 5.12: Sơ đồ phân tích lực lên trục khuỷu d.Trình tự tính toán

Chọn vật liệu làm trục là thép 45 có:

- Giới hạn đàn hồi: dh  360 MPa

-Ứng suất cắt cho phép: b  610 MPa

Lực tác dụng lên bánh răng lớn:

 Tính sơ bộ kích thước trục

Tính sơ bộ đường kính trục d0≈1,4 P H 0,2 140mm

Theo bảng 1, trang 28, (1) ta có được các thông số kích thước chiều dài khác của trục khuỷu như sau: dA = (1,2–1,5) do = 200 mm; lo = (1,7–2,5) do = 240 mm; lk = 2,8 do = 400 mm; lm = (1,3–2,1) do = 220 mm; b = (0,62–0,85) do = 90 mm; a = (1,6–1,8) do = 230 mm; r = (0,06–0,1) do = 10 mm; l1 = (1,5–1,8) do = 210 mm.

5.4.4 Tính gần đúng trục khuỷu

-Chiều dài sơ bộ của trục khuỷu :dựa vào kết cấu ta có Ltk = 1441mm a).Tính phản lực tại các gối trục

H5.13 Sơ đồ phản lực gối đỡ

●Phương trình mômen tại điểm A theo OY

+Phương trình cân bằng lực theo trục Y

●Phương trình mômen tại điểm A theo trục OX

+Phương trình cân bằng lực theo trục X

Ta có phản lực tại các gối như sau:

11360 b) Vẽ biểu đồ nội lực

● Tính mômen uốn M UX trong mặt phẳng (OZY):

Có MUX (Z) = RAY.Z -PHY ( Z-365 ) +RBY( Z - 730)

●Tính mômen M UY trong mặt phẳng (OZX):

Có MUY (Z) = = −RAX Z + PHX(Z −365 ) − RBX( Z−730 )

H5.14 Sơ đồ mômen trục khuỷu

●Tính momen xoắn trên trục : Đoạn 1 0Z605mm 

Từ biểu đồ nội lực cho thấy, tại cổ trục chính mặt cắt B là nguy hiểm tại B có các thành phần nội lực như sau:

Độ bền của thanh tròn chịu xoắn đồng thời chịu uốn được tính với moment xoắn Mxoắn = 1.026.625 N·mm Khi áp dụng thuyết bền thế năng biến đổi hình dạng để phân tích biến dạng và trạng thái chịu tải, dựa trên công thức 8.28(4) SBVL, ta có cơ sở xác định giới hạn chịu lực và điều kiện làm việc an toàn cho cấu kiện.

Vật liệu là thép 45 nên theo bảng 7.2 (2) ta có []= 50N/mm 2

Wx = 0,1d 3 : Momen chống uốn của tiết diện

Như vậy : đường kính tại tiết diện B-B : d M   td 0 , 1 50 125 mm

Theo bảng 1, trang 28, các thông số kích thước khác của trục khuỷu được cho như sau: dA = (1,2 ÷ 1,5) do = 200 mm; lo = (1,7 ÷ 2,5) do = 240 mm; lk = 2,8 do = 400 mm; lm = (1,3 ÷ 2,1) do = 220 mm; b = (0,62 ÷ 0,85) do = 90 mm; a = (1,6 ÷ 1,8) do = 230 mm; r = (0,06 ÷ 0,1) do = 10 mm; l1 = (1,5 ÷ 1,8) do = 210 mm.

Hình 5.15 Kích thước của trục khuỷu

5.4.5 Tính chính xác trục a).Tính các ứng suất lớn nhất

+Ứng suất uốn lớn nhất tại các tiết diện B-B

  σmaxT,66Mpa

Định dạng
Số trang	118
Dung lượng	2,2 MB