Tính toán kiểm nghiệm động cơ D8

Trên đồ thị công đã có đ-ờng tròn Brick, lấy O’ làm tâm chia độ và đánh dấu trên đ-ờng tròn ấy các điểm chia.. B: Tính và vẽ các đồ thị lực tác dụng lên cơ cấu trục khuỷu thanh truyền 2

Tr-ờng Đại Học Bách Khoa Hà Nội 3

Các thông số kỹ thuật động cơ d81.1/Các thông số kỹ thuật chủ yếu

Công suất đị nh mức Ne(12h chạy máy) 7 mã lực/2600vòngphút

1.2/Khe hở lắp ghép và giới hạn mòn của chi tiết

Stt Các bộ phận lắp ghép Tí nh chất

lắp ghép

Khe hở đúng yêu cầu (mm)

Giới hạn mài mòn cho phép (mm)

6 Khe hở miệng xéc măng dầu lỏng 0,100 0,250 0,200

7 Thân supap và ghit supap lỏng 0,040 0,096 0,200

9 Trục và bạc trục khởi động lỏng 0,016 0,092 0,250

Phần I : tính toán nhiệt

1 chọn các thông số

Tính tốc độ trung bình của động cơ

s m n

S

30

2600 08 , 0 30

Tr-êng §¹i Häc B¸ch Khoa Hµ Néi 5

2 tÝnh to¸n c¸c qu¸ tr×nh 2.1/ Qu¸ tr×nh ch¸y

2.1.1/HÖ sè khÝ sãt r

r.=

m a

r t a

r r

o

) p

p ( p

p T

) T T

(

1 2

115 0 13 1 03 1 20

1 08

0

115 0 800

18 297

5

1 , )

,

, (

, , ,

, ) (

r

a r r t o

p

p T T

115 0

08 0 800 03 0 1 1 20

1 5

,

) ,

, ( ,

,

326K 2.1.3/ HÖ sè n¹p v

r t o

a o

o

)p

p(p

pTT

2 1

) 08 , 0

115 , 0 ( 1 13 , 1 03 , 1 20 1 , 0

08 , 0 20 297

297 1 20

(

10

432 3

l n kg

kmol T

p g

p

o e e

N h

e

.

30 

2 2

, , ,

pe= 2

/ 59 , 0 2600 5 ,

0

4 30 15

,

5

m MN

Từ đó ta tính đ-ợc M1

2600 5 , 0 278

738 0 1 , 0 10

432 3

nl kg kmol

2.1.5/ L-ợng khí lý thuyết cần để đốt cháy 1kg nhiên liệu

126 , 0 12

87 , 0 ( 21 0

2.1.6/ Hệ số d- l-ợng không khí

32 , 1 495 , 0

654 , 0

1  



o M

M



2.2/ Quá trình nén

2.2.1/ Tính tỷ nhiệt môi chất

2.2.1.1/ Tỷ nhiệt mol đẳng tích trung bình của khí nạp mới.(không khí)

mcv=19,806+0,00209.T

2.2.1.2/Tỷ nhiệt mol đẳng tích trung bình của khí sót

Do hệ số d- l-ợng không khí của động cơ Diesel lớn hơn 1 nên ta tính theo công thức

T

2

1 ) 634 , 1 867 , 19 (

00285 0 11388 21 03 0 00209 0 806 19

) ,

( ,

, '

mc

r

v r v

2

' '

14 , 8

1

1 

a v

a  =19 , 84409 0 , 00211 326 ( 20 1 )

314 , 8

1

1 

Chọn n1=1,367 Ta có VT = 0,367 ; VP =0,367

Vậy ta chọn chỉ số nén đa biến trung bình n1=1,367

2.2.3/ áp suất cuối quá trình nén

Tr-ờng Đại Học Bách Khoa Hà Nội 7

2.3/ Quá trình cháy

2.3.1/Hệ số thay đổi phân tử lý thuyết

495 , 0 32 , 1

32

004 , 0 4

126 , 0 1 32 4

o M

O H

2.3.2/Hệ số thay đổi phân tử thực tế

03 , 0 1

03 , 0 048 , 1 1

1 048 , 1 1 1

r

H z

T mc T

mc M

1

) 314 , 8 (

) 1 (

51 1 314 8 979 00211 0 84409

19

314 8 2

314 8

, ).

, ,

, ,

(

) , (

).

, (

, , '

(

mc)x()x

(mcmc

z o

r z o

, v z o

r z

, v o ,

vz

11

=

) , ( ) ,

,

( ,

) ,

, )(

, ( ) ,

, )(

, ,

( ,

875 0 1 048 1

03 0 875 0 048 1

00211 0 84409 19 875 0 1 048 1

03 0 1 00285 0 11388 21 048

pz=pc=1,51.4,8=7,34MN/m2

2.3.7/ Tû sè d·n bë ban ®Çu

52 , 1 979 51 , 1

2186 34 ,

T

T p





2.3.8/ Tû sè d·n në sau

2 , 13 52 , 1

TzT(

,vz

b,vz

a)b

TzT()r(

M

HQ)zb(

1

3148

víi Tb = Tz/n2-1

avz,,=20,966 ; bvz’ ’ =0,0028

n 2 -1=

) 1 2 20

1 1 ( 2186 0028 , 0 966 , 20 ) 1 2 20

1 1 ( 2186 048 , 1 ) 03 , 0 1

314 , 8

Chän n2 =1,21 VT =0,21; VP = 0,21 VËy ta chän n2 = 1,21

Sau khi tÝnh ta chän ®-îc n2=1,21

2.4.2/¸p suÊt cuèi qu¸ tr×nh d·n në

32 , 0 2

, 13

34 , 7

1 21 , 1 1

b

p p

, 13

2186

21 , 0 1

32 , 0

115 , 0 (

1272 )

% 100

) (

T

T T

3 TÝnh to¸n c¸c th«ng sè cña qu¸ tr×nh c«ng t¸c

3.1/ ¸p suÊt chØ thÞ trung b×nh lý thuyÕt

1 1 ( 1 )

1 (

,

1 2

1

n n

n a

i

n n

1 ) 2 , 13

1 1 ( 21 0

52 , 1 51 , 1 ) 1 52 , 1 ( 51 , 1 19

20 08

,

0

376 , 0 21

, 0

367 , 1

Tr-ờng Đại Học Bách Khoa Hà Nội 9

pi=i.pi,=0,97.0,914=0,89MN/m2

Trong đó i là hệ số hiệu đính đồ thị công i =0,920,97.Ta chọn I =0,97

3.3/Suất tiêu hao nhiên liệu chỉ thị

) / ( ,

, ,

, ,

.

.

h kW g T

p M

p g

o i

o v

297 97 0 654 0

1 0 738 0 10 432 10

10 6 3 10

6

, , ,

,

,





H

i Q g

Trong đó QH tính bằng MJ/kg.nl

3.5/áp suất tính đến tổn thất cơ giới

Đối với động cơ D8 ta không tính pm theo các hệ số A,B (kinh nghiệm) mà tính nh- sau

Nm =Ni -Ne

4 30

2600 402 , 0 89 , 0 30

.

6 , 2 4 30

.

30

m MN i

V n

N p

59 , 0

42 ,

V

80 80

14 , 3

10 402 , 0 4

,

.

402 0 2600 1 59 0

15 5 4 30 30

dm n

i p

4.1.1/ đã có po, pa , pe ,pc ,pz , pb ,

Vc = Vh/(-1)

Giả thiết quá trình nạp, thải áp suất không thay đổi pa = const ; pr = const

Quá trình nén pVn1 = const

xét pxVn1=pcVcn1 ; Đặt Vx =iVc với i=1

px =

1 1 1

n c n c

c c n x

c c

i

p ) iV

V ( p ) V

V ( p

Đặt Vx =iVc với i=1 

Động cơ diesel Vz =Vc nên px=

2

2 2

)

n z n c

z z

i

p iV

i p

mở sớm xupap thải, đóng muộn xupap nạp, phun sớm nhiên liệu gây ra Trình

tự hiệu đính đ-ợc trình bày d-ới đây

Tr-ờng Đại Học Bách Khoa Hà Nội 11

s

5 , 14 421 , 0 2

40 3 , 0 2

4.2.1/Hiệu đính điểm bắt đầu quá trình nạp

Từ tâm O’ của đ-ờng tròn Brick xác định góc đóng muộn xupap thải

4=15o và kẻ bán kính t-ơng ứng, bán kính này cắt vòng tròn Brick, từ giao

điểm này gióng sông sông với tung độ cắt đ-ờng nạp ở d Nối rd ta đ-ợc đ-ờng

4.2.2/Hiệu đính áp suất cuối quá trình nén (điểm c)

Do có sự đánh lửa sớm (động cơ xăng) và góc phun sớm (động cơ Diesel) nên áp suất pc lớn hơn áp suất lý thuyết, ta xác định điểm c’ :

) )(

2

1 3

1 (

22°

48°

áp suất thực tế trong quá trình cháy dãn nở không duy trì là hằng số ( ứng với đoạn Vc ) Theo thực nghiệm, điểm đạt trị số áp suất cao nhất là điểm

372o375o ( tức là 12o  15o) sau điểm chết trên của quá trình dãn nở Trên đoạn z’ z lấy z’ z” =2/3z’ z Dùng một cung thích hợp nối cc” z” và tiếp xúc với đ-ờng cháy dãn nở

4.2.4/Hiệu đính điểm bắt đầu quá trình thải thực tế (điểm b)

áp suất cuối quá trình dãn nở thực tế pb” th-ờng thấp hơn áp suất cuối quá trình dãn nở lý thuyết do xupap thải mở sớm Xác định pb” theo công thức kinh nghiệm sau:

1.1/Vẽ đồ thị biểu diễn quy luật động học của Piston

1.1.1/ Vẽ đ-ờng biểu diễn đồ thị x=f()

Chọn tỷ lệ xích  = 2O/mm Chọn gốc tọa độ cách gốc đồ thị công một khoảng bằng giá trị biểu diễn của dung tích công tác Vc.Tỷ lệ xích x lấy t-ơng ứng với biểu thị Vh Ta chọn x = s =0,421 mm/mm

Tiến hành vẽ theo ph-ơng pháp Brick

Trên đồ thị công đã có đ-ờng tròn Brick, lấy O’ làm tâm chia độ và đánh dấu trên đ-ờng tròn ấy các điểm chia Dóng các điểm chia độ trên đ-ờng tròn xuống đồ thị x=f() Trên trục  dóng các tia nằm ngang t-ơng ứng Nối các

điểm lại ta có đồ thị x= f() (hình 2)

2.1.2/ Đ-ờng biểu diễn vận tốc v= f(x)

Tr-êng §¹i Häc B¸ch Khoa Hµ Néi 14

B-ớc 1: vẽ đ-ờng v=f(),cách làm nh- sau:

Vẽ ở phía d-ới đồ thị v= f() nửa vòng tròn tâm O, bán kính =

m R

95

1 , 272 04 , 0

là I, II, III Nối các điểm ấy lại ta có đ-ờng cong biểu diễn v= f(), với  bất kìthì độ lớn chiều cao chính là v

B-ớc 2: Vẽ đ-ờng biểu thị v=f(x) Từ

nửa vòng tròn Brick theo các điểm chia đã có, ta dóng xuống trục hoành x của

đồ thị v=f(x), ta đ-ợc các x10o, x20o x180o Đo các giá trị v t-ơng ứng trên đồ thịv=f() và đặt giá trị ấy vào đúng góc  t-ơng ứng lên các tia x của góc  đó trên đồ thị v=f(x) Nối lại ta đ-ợc đ-ờng cong v=f(x)

2.1.3/ Vẽ đ-ờng biểu thị gia tốc j = f(x)

130

40 1 ( ) 30

2600 14 , 3 ( 2

08 , 0

s m

130

40 1 ( ) 30

2600 14 , 3 ( 2

08 , 0

s m



 chọn tỉ lệ xích của j là j =jmax/150 =3850/150=25.67m/s2/mm

40

*

Nối AF và FC Đẳng phân AF ra làm 8 phần bằng nhau đánh số là 1,2,3 ,Đẳng phân FC ra làm 8 phần bằng nhau và đánh số 1’ , 2’ , Nối 1-1’ , 2-2’ Kẻ đ-ờng cong tiếp xúc với các đ-ờng nối trên xuất phát từ A và kết thúc tại C ta sẽ đ-ợc đồ thị j = f(x)

B: Tính và vẽ các đồ thị lực tác dụng lên cơ cấu trục khuỷu thanh truyền

2.2.1 Vẽ đồ thị lực khí thể

Triển khai đồ thị công (p,V) ra đồ thị lực khí thể pkt=f() Lấy trục po làm trục hoành, lực khí thể đo từ trục po đến đò thị công rồi ghi vào bảng (bảng 2)

Tr-êng §¹i Häc B¸ch Khoa Hµ Néi 16

Tr-ờng Đại Học Bách Khoa Hà Nội 18

10 5024 4

) 10

* 80 (

* 14 , 3

Đoạn O’ A’ ứng với -pjmax : O’ A’ =0,7/0.0335 = 21 mm

-pjmin =mR2

(1-) =m.jmin =181,5.2073 = 376249,5 N/m2 = 0,376MN/m2

Đoạn B’ C’ ứng với – pjnin: B’ C’ = 0,376/0,0335 = 11,2mm

Nối A’ C’ cắt trục po tại E’ Lấy E’ F’ sao cho:

p

4 , 14 10 042

0

130

40 30

) 2600 14 , 3 (

10 40 5 , 181 3

2 3

đồ thị – pj =f(x) (hình 2)

2.2.3/ Vẽ đ-ờng pj = f() trên hệ tọa độ pkt = f()

Triển khai đồ thị – pj-V Làm giống nh- triển khai đồ thị công nh-ng trị

số của – pj lúc này phải đặt đúng giá trị về cả dấu Giá trị lực và giá trị biểu diễn của pj đ-ợc ghi ở bảng 1 Đồ thị biểu diễn trên hình 3

2.2.4/ vẽ đồ thị p = f()

p = pkt + pj

Giá trị lực và giá trị biểu diễn của pđ-ợc ghi trong bảng 1 đồ thị p=f()

đ-ợc vẽ trên cùng hệ toạ độ của pkt = f() và pj = f() bằng cách cộng hai đồ thị này lại với nhau (Hình 3) Tỉ lệ xích p =pkt =pj =p =0,0335MN/m2

2.2.5/ Vẽ đồ thị T= f() và đồ thị Z = f()

Ta đã biết kết quả tính toán ở phần động lực học:

Các giá trị của T,Z đều có đơn vị là MN/m2

Hì nh 4: Đồ thị T,Z= f(  )

Vẽ hai đ-ờng này theo các b-ớc sau

Bố trí hoành độ  ở phía d-ới đ-ờng pkt, tỉ lệ xích  = 2o/mm, T =Z =p

 =

3 3

1 130

Tr-êng §¹i Häc B¸ch Khoa Hµ Néi 20

35

36

37 38 34

H× nh 5 : §æ thÞ vÐct¬ lùc t¸c dông lªn ®Çu to thanh truyÒn

Tr-êng §¹i Häc B¸ch Khoa Hµ Néi 22

5024

8 , 0 66 , 0

m

kg F

31 ,

 T Z Q MN/m 2

Căn cứ vào bảng tính ta vẽ đ-ợc đồ thị khai triển Q = f() Trong đó tỷ lệ

xích đ-ợc lấy nh- sau Q = p = 0.0335 MN/m2;  = 2o/mm Hệ toạ độ Q - 

đ-ợc bố trí bên d-ới đồ thị T =f() và Z=f()

Xác định đ-òng Qtb bằng cách đếm diện tích đồ thị bao bởi đ-ờng Q = f()

và trục hoành Diện tích này bằng FQ = 10 278 mm2 L = 360mm

) (

/ 95 , 0 0335 , 0 3 , 28 0335 , 0 360

3 , 185

max     

tb Q

Q

Để khắc phục hiện t-ợng này có thể tăng khối l-ợng nắp đầu to thanh truyền

Tr-ờng Đại Học Bách Khoa Hà Nội 24

Hì nh 6: Đồ thị Q =f(  )

2.2.9/ Đồ thị lực tác dụng lên bạc lót đầu to thanh truyền

Lợi dụng đồ thị vectơ lực tác dụng lên chốt khuỷu để vẽ đồ thị vectơ lực





Hì nh 7: Đồ thị véctơ lực tác dụng lên bạc lót đầu to thanh truyền

Hì nh 7: Đồ thị véctơ lực tác dụng lên bạc lót đầu to thanh truyền

Hì nh 7: Đồ thị véctơ lực tác dụng lên bạc lót đầu to thanh truyền

tác dụng lên bạc lót đầu to thanh truyền dựa vào hai nguyên tắc sau

Nguyên tắc 1: Xác định giá trị của lực Lực tác dụng lên bạc lót đầu to

thanh truyền tại mọi thời điểm bằng lực tác dụng lên chốt khuỷu nh-ng chiều

ng-ợc lại

Nguyên tắc 2: Xác định điểm đặt lực (điểm tác dụng của lực) khi chốt

khuỷu quay đi một góc , t-ơng đ-ơng với đầu to thanh truyền quay theo chiều

ng-ợc lại một góc +

Lấy một tờ giấy bómg (giấy can), trên tờ giấy bóng kẻ hệ toạ độ O’ T’ Z’

Lấy O’ làm tâm kẻ vòng tròn bất kỳ cắt trục Z’ tại điểm 0 Sau đố chấm lên

vòng tròn ấy các điểm 1,2,3 t-ơng ứng với các góc i+i Giá trị của i+i

đ-ợc tra trong bảng phụ lục B9 [1]

Mang tờ giấy bóng đặt lên trên đồ thị vectơ lực tác dụng trên chốt khuỷu

sao cho tâm O của OT’ Z’ trùng với tâm K , trục d-ong Z’ trùng với trục Z và

chấm điểm 0 của đồ thị vectơ lực tác dụng lên chốt khuỷu Sau đó xoay tờ giấy

bóng để cho các điểm 1, 2, 3 trên vòng tròn của tờ giấy bóng về trùng với trục

+Z của đồ thị chốt khuỷu Mỗi lần trùng ta chấm điểm t-ơng ứng Nối các điểm

đã chấm lại ta đ-ợc đồ thị vectơ lực tác dụng lên bạc lót đầu to thanh truyền

Can lại đồ thị lên giấy Ôli A0 Vẽ đầu to thanh truyền đã quay đi một góc

1800 tại tâm O (gốc toạ độ)

2.2.9/ Đồ thị mài mòn chốt khuỷu

Để vẽ ta dựa vào 3 giả thiết sau

1/ l-ợng mòn tỉ lệ thuận với lực tác dụng

2/ lực gây mòn không phải tại một điểm mà lân cận tại điểm đó 600 Phạm

Tr-ờng Đại Học Bách Khoa Hà Nội 26

Chọn tỉ lệ mài mòn a=1.26MN/m2/mm

i=a*Q i, giá trị của i đ-ợc tính trong bảng 5 Vẽ vòng tròn cổ chốt đặt lên giấy kẻ li, trên vòng tròn ấy chia 24 phần bằng nhau 0,1,2 23 Từ các điểm chia lấy theo ph-ơng h-ớng tâm các đoạn có độ lớn bằng i Đánh dấu các đoạn

ấy , nối lại ta đ-ợc đồ thị mặt cổ chốt sau khi đã mài mòn (hình 8)

Tr-ờng Đại Học Bách Khoa Hà Nội 28

Phần III : tính bền cơ cấu trục khuỷu thanh truyền

Chuơng 1 :tính bền trục khuỷu

T, Z lực tiếp tuyến và pháp tuyến tác dụng lên chốt khuỷu

C1: lực quán tính ly tâm của chốt khuỷu

C2:lực quán tính ly tâm của m2

Pr1: lực quán tính ly tâm của má khuỷu

Pr2 : lực quán tính ly tâm của đối trọng

T’ ; T” ; Z’ ; Z” : các phản lực do T, Z sinh ra

Mk’ ; Mk” : các mômen xoắn tác dụng lên cổ trục bên trái và bên phải

Ng-ời ta giả thiết rằng ứng suất lớn nhất tác dụng trên trục khuỷu nguy hiểm

có thể xảy ra trong bốn tr-ờng hợp sau

1 Tr-ờng hợp chịu lực Pzmax khi khởi

Đây là tr-ờng hợp ứng với số vòng quay khởi động của động cơ nên ta có thể

bỏ qua ảnh h-ởng của lực quán tính Do vậy, lúc này lực tác dụng chỉ còn lại lực

do áp suất lớn nhất của khí thể trong xi lanh Pzmax

Giả thiết rằng lực đó xuất hiện tại điểm chết trên (tính gần đúng) Nh- vậy, lực tác dụng lên khuỷu sẽ là (hình 10):

Z0 =Z =pmax.Fp = 7,47.5024.10-6 = 0.037 MN

l

l Z

o

0185 0 110

55 037 0

u

W

l Z W

M  ' '

Wu : Mômen chống uốn của tiết diện ngang chốt khuỷu Nó đ-ợc tính nh- sau:

ch

ch ch u

d

d W

4 4

32

4 3 4

3

10 90271 10

45

) 10 14 ( ) 10 45 (

90271

10 55 0185 , 0

10

3

m MN



Hì nh 10: Sơ đồ lực khi khởi động

Tr-êng §¹i Häc B¸ch Khoa Hµ Néi 30

[u] =80120 MN/m2 Nh- vËy gi¶ trÞ tÝnh ®-îc n»m trong giíi h¹n cho phÐp 1.1.2/ TÝnh søc bÒn m¸ khuûu

Lùc Z’ g©y ra nÐn t¹i tiÕt diÖn A-A cña m¸ khuûu( h×nh 9)

2 3 3

3

) 10 24 (

10 68

10 5 , 14 0185 0 6

6

' '.

m MN hb

b Z W

M u

3

3 11 , 3 / 10

68 10 24 2

037 0

u W

b Z W

VÞ trÝ tÝnh to¸n trôc khuûu nguy hiÓm lÖch so víi ®iÓm chÕt trªn mét gãc  = Tmax = 3800

m ocb : khèi l-îng mÊt c©n b»ng cña m¸ khuûu

’ : b¸n kÝnh phÇn kh«ng c©n b»ng cña m¸ khuûu so víi ®-êng t©m cæ khuûu

y

z

x

x

Tr-ờng Đại Học Bách Khoa Hà Nội 32

Bằng phần mềm Autocad ta tính đ-ợc khối l-ợng không cân bằng và trọng tâm của má khuỷu nh- sau ( hình 12)

Hì nh 12 : Sơ đồ tí nh trọng tâm và khối l-ợng không cân bằng má khuỷu

Phần gạch chéo ứng với phần cân bằng của má khuỷu cho nên ta coi nh- cắt

bỏ đi Phần còn lại sẽ là phần không cân bằng có thể tích V = 46 624mm3 Trục khuỷu làm bằng thép có khối l-ợng riêng là  = 7800kg/m3 Từ đó ta tính đ-ợc

mocb =V  =46624.7800.10-9 =0,35kg Chọn hệ trục tọa độ Oxyz có gốc O trùng với đ-ờng tâm của cổ trục và nằm trên mặt phẳng đối xứnng của má Khi đó tọa

d

4

14 , 3 ).

( 4

3 6

2 2 2

Z Z

0122 , 0 0024 , 0 0007 , 0 2

021 , 0 Pr Pr 2

10 2

1

/ 3 , 69 10

10

90271

28 0024 , 0 31 0007 , 0 55

0122 , 0 Pr Pr ' '.

m MN W

c a

l Z

W

M

x u x

a : khoảng cách từ tâm phần không cân bằng má khuỷu đến tâm xi lanh, a =31mm

c : khoảng cách từ tâm đối trọng đến đ-ờng tâm xi lanh, c =28mm

*ứng suất uốn trong mặt phẳng thẳng góc với mặt phẳng khuỷu

2 10

3

/ 5 , 33 10

90271

10 55 0055 , 0 ' '.

m MN W

l T W

M

y u y u

y u y



/ 77 5 , 33 3 , 69 )

( )

90271 2

10 40 011 , 0

2

.

m MN W

R T W

R T

u x



/ 2 , 91 4 , 24 4 77

ứng suất tổng nằm trong giới hạn cho phép

1.2.2/ Tính sức bền cổ trục khuỷu

Ta tính sức bền cho cổ bên phải vì cổ này chịu lực lớn hơn cổ trái

*ứng suất uốn trong mặt phẳng khuỷu do lực Z” sinh ra:

2 10

3

/ 4 , 25 10

125000

10 26 0122 , 0

"

".

m MN W

b Z W

M

x u x u

x u x



3 10 3

3 3

4

10 125000 )

10 50 (

1 , 0 1 , 0

*ứng suất do lực T gây ra trong mặt phẳng thẳng góc với mặt phẳng khuỷu :

2 10

3

/ 4 , 11 10

125000

10 26 0055 , 0

"

".

m MN W

b T W

M

y u y u

y u y



*ứng suất xoắn cổ trục :

2 10

3

"

/ 6 , 17 10

125000

2

10 40 011 , 0 2

.

m MN W

R T W

M

u x

2 2

2 2 2

/ 9 , 44 6 , 17 4 4 , 11 4 , 25

4 ) ( )

Tr-ờng Đại Học Bách Khoa Hà Nội 34

*ứng suất uốn do lực Z” sinh ra :

2 9

3

9 2 3

10 6528

10 371 , 0 10

6

24 68

10 26 0122 , 0

6

"

".

m MN b

h

b Z W

M u

3 2

/ 1 , 1 10

6528

10 ).

28 31 ( 0024 , 0 ) (

Pr

m MN W

c a W

M

u u

9 2 3

9 10 18496

10 132 , 0 10

6

68 24

10 24 0055 , 0

6

".

m MN bh

r T

3 2

2

"

/ 8 , 23 10

18496

10 40 011 , 0

6

.

6

m MN bh

R T bh

ở các điểm III, IV thìx = min

max; min đ-ợc xác định nh- sau :

"

".

2 1

max

bh g

b T

3 max 29 , 7 /

10 18496 26 , 0

10 26 0055 , 0

m MN





2 max

2 min g .  0 , 76 29 , 7  22 , 6MN/m



6 2

/ 6 10

68 24

0024 , 0 0122 , 0 Pr

"

m MN bh

C¨n cø vµo b¶ng xÐt dÊu ta tÝnh ®-îc øng suÊt tæng t¹i c¸c ®iÓm nh- sau:

1 =i1 =n1 +uz1 +ur1+uT1 -uM1 = 6+48,6+ 1,1 +7,1-23,8 =39MN/m2

2 =i2 =n2 - uz2 -ur2 +uT2-uM2 = 6- 48,6-1,1+7,1-23,8=- 60,4MN/m2

3 =i3 =n3 +uz3 +ur3-uT1 +uM1 =6 +48,6 +1,1 – 7,1+23,8 =72,4MN/m2

H× nh 14: Quan hÖ cña hÖ sè g1, g2

vµ øng suÊt ph©n bè trªn m¸ khuûu

Tr-êng §¹i Häc B¸ch Khoa Hµ Néi 36

4 =i4 =n4 -uz4 -ur4-uT4 +uM4 = 6-48,6-1,1-7,1 +23,8 =-27MN/m2

B¶ng 6 : B¶ng xÐt dÊu c¸c øng suÊt trªn m¸ khuûu

max

* 4 2 ) (

max

* 4 2 ) (

m MN

ur uz n x

I I

2

max 2

max 2

/ 7 , 73 7 , 29

* 4 ) 1 , 1 6 , 48 6 (

* 4 ) (

* 4 ) (

m MN

x ur

uz n x

II II

2

min 2

min 2

/5,466,22

*4)8,231,76(

*4)(

*4)(

m MN

x uM

uT n III

2

min 2

min 2

/ 6 , 50 6 , 22

* 4 ) 8 , 23 1 , 7 6 (

* 4 ) (

* 4 ) (

m MN

x uM

uT n IV

ứng suất cho phép của má khuỷu [ơ] =120180MN/m2 Nh- vậy ứng suất tại các

điểm tính 1,2,3,4,I,II,III,IV đều nhỏ hơn ứng suất cho phép

B – Tính bền động

Trục khuỷu th-ờng bị hỏng do vật liệu bị mỏi d-ới tác dụng của tải trọng

động ( thay đổi theo giá trị, ph-ơng chiều và có chu kỳ ), vì vậy cần thiết phải tính sức bền động nhằm xác định hệ số an toàn của các bộ phận trục khuỷu khi chịu uốn và chịu xoắn

Hệ số an toàn đ-ợc xác định theo công thức sau đây

Khi chịu uốn

Khi chịu xoắn

Trong đó :

a ,a : Biên độ ứng suất pháp và ứng suất tiếp

 ,  : Hệ số kể đến ảnh h-ởng của ứng suất trung bình đến độ bền mỏi

m ,m : Trị số trung bình của ứng suất pháp và ứng suất tiếp

-1 ,-1 : Giớ hạn mỏi uốn và xoắn ứng với chu kỳ đối xứng

,  : Hệ số kích th-ớc kể đến ảnh h-ởng của kích th-ớc tiết diện trục đến giới hạn mỏi

k, k : Hệ số tập trung ứng suất thực tế khi

uốn và xoắn

Đối với trục khuỷu, do tính chất chu trình đối

xứng nên m =0,m=0 Khi tính hệ số an toàn của

m

* a

* k

1 n

1

*

* k

Tr-ờng Đại Học Bách Khoa Hà Nội 38







k = 2 Còn tỷ số







k của má phụ thuộc vào

bán kính góc l-ợn r và chiều rộng má b Thực nghiệm cho ta quan hệ

biểu thị trên đồ thị hình 15

1.3.1/ Hệ số an toàn cổ trục

Vì ứng suất uốn cổ trục rất nhỏ nên khi tính hệ số an toàn cho cổ trục , ta chỉ tính đơn thuần chịu xoắn ( bỏ qua uốn ), sai số tính toán không v-ợt quá 2 3%

Hệ số an toàn cổ trục đ-ợc tính theo công thức sau

a a

a

W

M W

M M

2 2

2

min max

8 0 4

0

W k

a a

9 , 4 10

611

10 125000

2 150 8

Hệ số an toàn cổ trục đạt vì lớn hơn hệ số an toàn cho phép [n] =2,44

1.3.2/ Hệ số an toàn của chốt khuỷu

Chốt khuỷu chịu uốn và xoấn đều lớn, do đó ta phải tính cho cả hai tr-ờng hợp, sau đó tính hệ số an toàn tổng

8 0 4

0

W k

a a

'

max 1 , 135 /

2

271 , 2

306

10 90271 2 150 8 0

8 , 0 4

Ta biết rẳng trên chốt khuỷu có khoan lỗ dầu bôi trơn, mà mép lỗ dầu là nơi

dễ gây ứng suất tập trung nên ta phải xác định mô

men uốn trong mặt phẳng chứa lỗ dầu Trên bản vẽ chi

tiết ta xác định đ- vị trí khoan lỗ dầu làm với lực pháp

tuyến Z một góc  = 1500 (hình 16) Mômen tác dụng

Tr-êng §¹i Häc B¸ch Khoa Hµ Néi 40

HÖ sè an toµn cña chèt khuûu khi chÞu uèn tÝnh theo c«ng thøc :

0

1

8 0 4

0

T’ 10 -6 (MN)

Z.10 -6 (MN)

Z'.10 -6 (MN)

Z.10 -6 (MN)

Z'.10 -6 (MN)

Tr-ờng Đại Học Bách Khoa Hà Nội 42

86 , 4 10

346 , 751

10 90271 2 252 8

8 , 4 8 , 8

2 2 2

n n n

1.3.3/ Hệ số an toàn má khuỷu

Tính sức bền động má khuỷu đ-ợc tính tại tiết diện nguy hiểm Tiết diện đó

là tiết diện cắt ngang má khuỷu tiếp xúc với cổ trục

Tính hệ số an toàn cho các tr-ờng hợp uốn, nén và xoắn

ứng suất biên độ của má trái khi chịu nén và uốn là :

2 6

9

3 6

min min

max

' min '

max

'

/ 8 , 40 ) 10 68 24

1 10

528

10 26 ( 110 2

55 10 5024 ).

69 , 0 37

,

6

(

) 1 ' ( 2

"

) (

2

m MN

F W

b l

l Z Z

o a

min 6528 10

6

24 68

x o a

W l

b l T T

*

* 2

"

"*

) (

' min '

max

'    

