Bài giảng Tính toán thiết kế động cơ đốt trong - Trần Thanh Hải Tùng
ÂAI HOC ÂA NÀNG
TRÆÅNG ÂAI HOC BACH KHOA
KHOA CÅ KHÊ GIAO THÄNG
BAI GIANG MÄN HOC
TÊNH TOAN THIÃT KÃ ÂÄNG CÅ ÂÄT TRONG
Dùng cho sinh viên ngành Cơ khí Động lực
Sä tiãt: 30 tiãt
Biãn soan: TS.Trán Thanh Hai Tung
Đà Nẵng 2007
Tính toán Động cơ đốt trong- Chương 1 * Tính toán nhóm piston
1-1
Chương 1
Tính toán nhóm Piston
1.1. Tính nghiệm bền piston
1.1.1. Xác định các kích thước cơ bản
Các kích thước cơ bản của piston thường được xác định theo những công
thức thực nghiệm (bảng 1.1).
Hình 1.1 Sơ đồ tính toán piston
Bảng 1.1
Động cơ tĩnh tại và tàu
thuỷ
Động cơ ô tô và máy kéo
Động cơ cao tốc
Thông số
Cỡ lớn
Cỡ nhỏ
Diesel
Xăng
Diesel
Xăng
Chiều dày đỉnh δ
Không làm mát đỉnh
Có làm mát đỉnh
Khoảng cách h từ đỉnh
đến xéc măng thứ nhất
Chiều dày s phần đầu
Chiều cao H của piston
Vị trí chốt piston
(0,08-0,2)D
(0,04-0,08)D
(1-3)δ (0,6-2)δ
(0,1-0,2)D
(0,05-0,1)D
(1-2)δ
(0,03-0,09)D
(0,1-0,2)D
(0,04-0,07)D
(0,5-1,5)δ
0,8-1,5)δ
(0,6-1,2)δ
(0,05-0,08)D
(0,05-0,1)D
(1-1,6)D
(0,06-0,12)D
(0,6-1)D
(1,5-2)D
(0,8-1,2)D
(1-1,7)D
(0,65-0,9)D
(1-1,4)D
(0,5-0,8)D
(0,5-1,2)D
(0,35-0,45)D
Đường kính chốt dcP
Đường kính bệ chốt db
Đường kính trong chốt do
Chiều dày phần thân s1
Số xec măng khí
(0,35-0,5)D
(0,3-0,45)D
(0,22-0,3)D
(0,3-0,5)D
(0,25-0,35)D
(1,4-1,7)dcp
(0,4-0,7)dcp
(0,3-0,5)s
(1,3-1,6)dcp
(0,6-0,8)dcp
2-5 mm
(1,3-1,6)dcp
(0,6-0,8)dcp
(0,02-0,03)D
5-7
4-6
3-4
2-4
3-4
2-3
Chiều dày hướng kính t
Chiều cao a
(1/25-1/35)D
(0,5-1)t
1-4
(1/22-1/26)D
2,2-4mm
1-3
(1/25-1/32)D
(0,3-0,6)t
1-3
Số xec măng dầu
Chiều dày bờ rãnh a1
(1-1,3)a
≥a
≥a
Trần Thanh Hải Tùng, Bộ môn Máy động lực, Khoa Cơ khí giao thông, ĐHBK ĐN
Tính toán Động cơ đốt trong- Chương 1 * Tính toán nhóm piston
1-2
1.1.2. Điều kiện tải trọng
Piston chịu lực khí thể Pkt , lực quán tính và lực ngang N, đồng thời chịu tải
trọng nhiệt không đều. Khi tính toán kiểm nghiệm bền thường tính với điều kiện tải
trọng lớn nhất.
1.1.3. Tính nghiệm bền đỉnh piston
Tính nghiệm bền đỉnh piston đều phải giả thiết lực tác dụng phân bố đều và
chiều dày của đỉnh có giá trị không đổi. Dưới đây giới thiệu hai phương pháp tính
nghiệm bền đỉnh.
1.1.3.1. Công thức Back.
Công thức Back dùng các giả thiết sau:
Coi đỉnh piston là một đĩa tròn có chiều dày
đồng đều δ đặt trên gối tựa hình trụ rỗng. Coi áp
suất khí thể pz phân bố đều trên đỉnh như sơ đồ
hình 1.2.
Lực khí thể Pz = pz FP và phản lực của nó
gây uốn đỉnh piston tại tiết diện x - x. Lực khí thể
tác dụng trên nửa đỉnh piston có trị số:
Hình 1.2 Sơ đồ tính đỉnh piston
theo phương pháp Back
P πD2
z
=
pz ; (MN) (1-1)
2
8
Lực này tác dụng tại trọng tâm của nửa hình tròn.
2 D
y1 =
.
3 π
Phản lực phân bố trên nửa đường tròn đường kính
Di, có trị số bằng PZ/2 và tác dụng trên trọng tâm của
nửa đường tròn cách trục x - x một khoảng:
Di
y2 =
π
Mômen uốn đỉnh sẽ là:
Hình 1 .3 Sơ đồ tính đỉnh piston
theo phương pháp Back
pz
pz
D
2 D
3 π
⎛
⎞
i
Mu =
y − y
=
−
(
)
2
1
⎜
⎝
⎟
⎠
2
2
π
D
1
Coi Di ≈ D thì: Mu = pz
=
pzD3 (MN.m)
(1-2)
6π 24
Môđun chống uốn của tiết diện đỉnh:
Dδ2
Wu =
6
Do đó ứng suất uốn đỉnh piston:
D2
Mu
Wu
σu =
= pz
;
(1-3)
4δ2
Ứng suất cho phép như sau:
Trần Thanh Hải Tùng, Bộ môn Máy động lực, Khoa Cơ khí giao thông, ĐHBK ĐN
Tính toán Động cơ đốt trong- Chương 1 * Tính toán nhóm piston
- Đối với piston nhôm hợp kim:
1-3
Đỉnh không gân [σu ] = 20 - 25 MN/m2
Đỉnh có gân
[σu ] = 100 - 190 MN/m2
- Đối với piston gang hợp kim:
Đỉnh không gân [σu ] = 40 - 45 MN/m2
Đỉnh có gân
[σu ] = 100 - 200 MN/m2
1.1.3.2. Công thức Orơlin.
Công thức Orơlin giả thiết đỉnh là một đĩa tròn bị ngàm cứng trong gối tựa
hình trụ (đầu piston) như sơ đồ trên hình 1.2. Giả thiết này khá chính xác với loại
đỉnh mỏng có chiều dày δ ≤ 0,02 D.
Khi chịu áp suất pz phân bố đều trên đỉnh, ứng suất của một phân tố ở vùng
ngàm được tính theo các công thức sau:
Ứng suất hướng kính:
3 r2
σx = ξ
pz ; MN/m2
(1-4)
(1-5)
2
4
δ
Ứng suất hướng tiếp tuyến:
3
4
r2
σy =
µ
pz ; MN/m2
δ2
Trong đó:
ξ - Hệ số ngàm, thường chọn ξ
= 1.
µ - Hệ số poát xông. (đối với
gang µ = 0,3; với nhôm µ = 0,26).
δ
r - Khoảng cách từ tâm đỉnh
piston đến mép ngàm.
Ứng suất cho phép đối với vật
liệu gang và nhôm: [σ] = 60 MN/m2
Hình 1.3. Sơ đồ tính đỉnh piston
theo phương pháp Orlin
1.1.4. Tính nghiệm bền đầu piston.
Tiết diện nguy hiểm của phần đầu piston là tiết diện cắt ngang của rãnh xéc
măng dầu. (FI-I hình 1-1).
1.1.4.1. Ứng suất kéo:
PjI
mI−I jmax
FI−I
σk =
=
;
MN/m2
(1-6)
FI−I
Trong đó: mI-I là khối lượng phần đầu piston phía trên tiết diện I-I.
Theo kinh nghiệm mI-I thường bằng (0,4 - 0,6)mnp
Ứng suất cho phép:
[σk] ≤ 10 MN/m2.
Trần Thanh Hải Tùng, Bộ môn Máy động lực, Khoa Cơ khí giao thông, ĐHBK ĐN
Tính toán Động cơ đốt trong- Chương 1 * Tính toán nhóm piston
1-4
1.1.4.2. Ứng suất nén:
σn =
P
πD2
z
=
pz max
;
(1-7)
FI−I 4FI−I
Ứng suất cho phép:
- Đối với gang [σn] = 40 MN/m2.
- Đối với nhôm [σn] = 25 MN/m2.
1.1.5. Tính nghiệm bền thân piston.
Tính nghiệm bền thân piston chủ yếu là kiểm tra áp suất tiếp xúc của thân
với xilanh.
Nmax
lth D
Kth =
;
MN/m2
(1-8)
Trong đó: Nmax là lực ngang lớn nhất, xác định từ kết quả tính toán động lực
học.
Trị số cho phép của Kth như sau:
- Đối với động cơ tốc độ thấp
- Đối với động cơ tốc độ trung bình [Kth] = 0,3 - 0,5 MN/m2
- Đối với động cơ tốc độ cao
[Kth] = 0,6 - 1,2 MN/m2
Áp suất tiếp xúc trên bệ chốt piston cũng được xác định theo công thức
tương tự:
[Kth] = 0,15 - 0,35 MN/m2
P
Kb =
; MN/m2
(1-9)
z
2dcpl1
Trong đó:
dcp - đường kính chốt piston
l1 - chiều dài làm việc của bệ chốt
Áp suất tiếp xúc cho phép:
- Kiểu lắp chốt tự do:
[Kb] = 20 -30 MN/m2
- Kiểu lắp cố định trên piston gang:
[Kb] = 25 - 40 MN/m2.
1.1.6. Khe hở lắp ghép của piston:
Tùy thuộc vật liệu chế tạo piston, xi lanh và trạng thái nhiệt của piston mà
khe hở lắp ghép khác nhau.
1.1.6.1. Trường hợp trạng thái nguội :
Khe hở phần đầu : ∆d=(0,006-0,008)D
Khe hở phần thân : ∆t=(0,001-0,002)D
1.1.6.2. Trường hợp trạng thái nóng :
Khe hở phần đầu:
Trần Thanh Hải Tùng, Bộ môn Máy động lực, Khoa Cơ khí giao thông, ĐHBK ĐN
Tính toán Động cơ đốt trong- Chương 1 * Tính toán nhóm piston
1-5
'
d
⎡
⎤
∆ = D 1+α (T −T ) − D 1−α (T −T )
[
xl
xl
o
d
p
d
o
⎣
⎦
Khe hở phần thân:
'
t
⎡
⎤
∆ = D 1+α (T −T ) − D 1−α (T −T )
[
xl
xl
o
t
p
t
o
⎣
⎦
Với: Txl, Td, Tt là nhiệt độ xi lanh, nhiệt độ phần đầu piston, nhiệt độ phần
thân piston.(K)
Khi làm mát bằng nước: Txl=383 – 388K, Td=473-723K, Tt=403-473K
Khi làm mát bằng không khí: Txl=443 – 463K, Td=573-823K, Tt=483-613K
αxl, αp: Hệ số dãn nở của vật liệu xi lanh và của vật liệu piston.(1/K).
Vật liệu nhôm: α = 22.10-6 1/K
Vật liệu gang: α = 11.10-6 1/K
1.2. Tính nghiệm bền chốt piston.
Chốt piston làm việc trong trạng thái chịu uốn, chịu cắt, chịu va đập và biến
dạng. Trạng thái chịu lực của chốt trên theo sơ đồ hình 1.4.
1.2.1. Ứng suất uốn
Nếu coi chốt piston như một dầm đặt tự do trên hai gối đỡ, lực tác dụng có
thể phân bố theo hình 1.4.
Khi chịu lực khí thể, chốt bị uốn lớn nhất
ở tiết diện giữa chốt. Mômen uốn chốt có thể xác
định theo công thức:
Pz
2 2
ld
4
l
⎛
⎞
⎟
Mu =
−
;MN.m. (1-10)
⎜
⎝
⎠
Mô dun chống uốn của tiết diện chốt
piston bằng:
dc4p − d04
π
32
Wu =
≈0,1d3cp
1− α4
dch
Trong đó:
l - Khoảng cách giữa hai gối đỡ.
lđ - Chiều dày đầu nhỏ thanh truyền.
dcp - Đường kính chốt piston.
do - Đường kính lỗ rỗng của chốt
d0
Hình 1.4 Sơ đồ tính toán chốt
piston
α =
- Hệ số độ rỗng của chốt.
dcp
Nếu coi chiều dài chốt piston lcp ≈ 3l1 và l1 ≈ lđ thì ứng suất uốn chốt piston
tính theo sơ đồ trên hình 1.4 có thể tính theo công thức:
Pz
lcp + 0,5ld
)
Mu
Wu
σu =
=
;
(1-11)
1,2d3cp
(
1− α4
Trần Thanh Hải Tùng, Bộ môn Máy động lực, Khoa Cơ khí giao thông, ĐHBK ĐN
Tính toán Động cơ đốt trong- Chương 1 * Tính toán nhóm piston
1-6
1.2.2. Ứng suất cắt
Chốt piston chịu cắt ở tiết diện I-I trên hình 1-4. ứng suất cắt xác định theo
công thức sau:
Pz
2Fcp
τc =
; MN/m2
(1-12)
Trong đó: Fcp - Tiết diện ngang chốt (m2)
Ứng suất cho phép đối với các loại vật liệu như sau:
- Thép hợp kim:
[σu] = 150 - 250
[τc] = 50 - 70
MN/m2
MN/m2
MN/m2
MN/m2
- Thép hợp kim cao cấp: [σu] = 350 - 450
[τc] = 100 - 150
1.2.3. Ứng suất tiếp xúc trên đầu nhỏ thanh truyền:
Pz
lddcp
Kd =
;
MN/m2
(1-13)
Ứng suất cho phép:
- Chốt lắp động: [Kđ] = 20 - 35 MN/m2
- Chốt lắp cố định: [Kđ] = 30 - 40 MN/m2
1.2.4. Ứng suất biến dạng
Khi biến dạng chốt biến
dạng thành dạng méo. Theo
Kinaxôsvili lực tác dụng theo chiều
chốt piston phân bố theo đường
parabôn có số mũ từ 2,5 ÷ 3. Trên
phương thẳng góc với đường tâm
chốt tải trọng phân bố theo đường
sin như hình 1.5a.
Đối với các loại chốt có độ
d0
dcp
Hình 1.5 Ứng suất biến dạng
trên tiết diện chốt piston
rỗng α =
= 0,4 ÷ 0,8 độ biến
dạng ∆dmax có thể xác định theo
công thức sau:
3
0,09Pz
Elcp 1− α
1+ α
⎛
⎞
⎟
∆dmax
=
k ;
(1-14)
⎜
⎝
⎠
Trong đó:
k - Hệ số hiệu đính.
k = [1,5 - 15(α - 0,4)3]
E - Môdun đàn hồi của thép; E = 2.105 MN/m2.
Độ biến dạng tương đối:
Trần Thanh Hải Tùng, Bộ môn Máy động lực, Khoa Cơ khí giao thông, ĐHBK ĐN
Tính toán Động cơ đốt trong- Chương 1 * Tính toán nhóm piston
1-7
∆d
dcp
δcp
=
max ≤0,002 mm/cm;
(1-15)
Khi chốt bị biến dạng ứng suất biến dạng phân bố theo hình 1.5b.
Trên các điểm 1, 2, 3, 4 có ứng suất lớn nhất.
Ứng suất kéo tại điểm 1 của mặt ngoài (ϕ = 00) tính theo công thức sau:
⎡
⎤
P
2 +α1+α
)
1
z
σa,ϕ=0
=
0,19
−
k ;
(1-16)
⎢
⎣
⎥
⎦
2
lcpdcp
(
1−α
)
(
1+α
)
- Ứng suất nén tại điểm 3 của mặt ngoài:
⎡
⎤
P
2 +α 1+α
)
0,636
z
σa,ϕ=0 = −
0,174
+
k ; (1-17)
⎢
⎣
⎥
⎦
2
lcpdcp
(
1−α
)
(
1+α
)
- Ứng suất nén tại điểm 2 của mặt trong
⎡
⎢
⎤
Pz
lcpdcp
2 + α1+ α
)
1
1− α
σi,ϕ=0 = −
0,19
+
k ;
(1-18)
⎥
1− α
2 α
)
(
)
(
⎢
⎣
⎥
⎦
- Ứng suất kéo tại điểm 4 của mặt trong (ϕ = 900):
⎡
⎤
P
1+ 2α 1+α
)
0,636
z
σi,ϕ=900
=
0,174
−
k ; (1-19)
⎢
⎣
⎥
⎦
(
1−α
2α
)
lcpdcp
(
1−α
)
Kết quả tính toán cho thấy ứng suất ở mặt trong thường lớn hơn ứng suất ở
mặt ngoài.
Ứng suất biến dạng cho phép:
[σi] = 60 - 170 MN/m2
1.3. Tính nghiệm bền xéc măng.
Kích thước xéc măng khí có liên quan mật thiết với ứng suất của xéc măng là
chiều dày t. Chiều dày xéc măng t thường đã được chuẩn hoá. Có thể xác định trong
phạm vi:
D/t = 20 ÷ 30 và A/t = 2,5 ÷ 4
Trong đó:
A - độ mở miệng của xéc măng ở trạng thái tự do.
1.3.1. Ứng suất uốn:
D - đường kính xilanh
Xéc măng không đẳng áp khi xéc măng làm việc- ứng suất công tác có thể
xác định theo công thức Ghinxbua:
2Cm AE
σu1 =
;
(1-20)
D
t
⎛
⎞
π
(
3 − ξ
)
D
−1
⎜
⎟
⎝
⎠
Trong đó:
Cm - hệ số ứng suất phần miệng xéc măng. Tuỳ theo quy luật
phân bố áp suất phần miệng có thể chọn Cm = 1,74 ÷ 1,87.
ξ - hệ số phân bố áp suất. Thông thường có thể chọn ξ = 0,196.
Trần Thanh Hải Tùng, Bộ môn Máy động lực, Khoa Cơ khí giao thông, ĐHBK ĐN
Tính toán Động cơ đốt trong- Chương 1 * Tính toán nhóm piston
E - Mô duyn đàn hồi của hợp kim gang E = 1,20. 105 MN/m2
1.3.2. Ứng suất lắp ghép xéc măng vào piston:
1-8
⎛
⎞
A
3 − ξ
4E⎜1−
⎟
⎟
⎜
πt
(
)
⎝
⎠
σu2
=
;
(1-21)
D D
⎛
⎞
m
−1,4
⎟
⎜
t
t
⎝
⎠
Trong đó: m - hệ số lắp ghép.
Nếu lắp ghép bằng tay :
Nếu lắp ghép bằng đệm :
m = 1
m = 1,57
Nếu lắp ghép bằng kìm chuyên dụng : m = 2.
1.3.3. Ứng suất khi gia công định hình:
σu3 = (1,25 ÷ 1,3) σu1
Ứng suất cho phép: [σu3] = 400 ÷ 450 MN/m2
(1-22)
1.3.4. Áp suất bình quân của xéc măng không đẳng áp
A
t
0,425E
;
(1-23)
ptb
=
3
D
t
D
t
⎛
⎞
(
3 − ξ
)
−1
⎟
⎜
⎝
⎠
Dạng đường cong áp suất p = δ.ptb có thể xác định sơ bộ theo hệ số δ ở bảng
dưới đây:
00
1,051
300
1,047
600
1,137
900
0,896
1200
0,456
1500
0,670
1800
2,861
α
δ
Trần Thanh Hải Tùng, Bộ môn Máy động lực, Khoa Cơ khí giao thông, ĐHBK ĐN
Tính toán Động cơ đốt trong- Chương 1 * Tính toán nhóm piston
1-9
1.4. Bài tập áp dụng:
1. Tính toán kiểm tra piston động cơ xăng bằng nhôm có các thông số cho
trước như sau:
Thông số
Đơn vị
Giá trị
75/80
S/D
mm
78/78
80/80
6.195
6000
76/78
6.195
6000
pzmax
MN/m2 6.195
6.195
6000
Tốc độ không tải lớn nhất nktmax v/ph
6000
MN/m2 0,0044 0,005
0,0048 0,0046
Nmax ở góc quay α=370o
mnp
kg
0,478
0,285
Nhôm
Gang
0,5
0,6
0,7
0,26
Nhôm
Gang
0,27
Nhôm
Gang
0,25
Nhôm
Gang
Tham số kết cấu λ
Vật liệu piston
Vật liệu xi lanh
2. Tính toán kiểm tra piston động cơ diesel bằng nhôm có các thông số cho
trước như sau:
Thông số
Đơn vị
Giá trị
S/D
mm
120/120 110/110 100/100 95/95
pzmax
MN/m2 11,307 10,3
10,5
9,5
Tốc độ không tải lớn nhất nktmax v/ph
2700 2600
2800
3000
MN/m2 0,0069 0,0067 0,0068 0,007
Nmax ở góc quay α=370o
mnp
kg
2,94
2,84
2,74
2,64
0,27
0,25
0,26
0,28
Tham số kết cấu λ
Vật liệu piston
Vật liệu xi lanh
Nhôm
Gang
Nhôm
Gang
Nhôm
Gang
Nhôm
Gang
Trần Thanh Hải Tùng, Bộ môn Máy động lực, Khoa Cơ khí giao thông, ĐHBK ĐN
Tính toán Động cơ đốt trong- Chương 2 * Tính toán nhóm Thanh truyền
2-1
Chương 2
Tính toán nhóm Thanh truyền
2.1. Tính bền thanh truyền
2.1.1. Tính sức bền đầu nhỏ
Thông số
Động cơ xăng
(1,1-1,25)dcp
Động cơ Diesel
(1,1-1,25)dcp
(1,3-1,7)dcp
Đường kính ngoài bạc d1
Đường kính ngoài d2
Chiều dài đầu nhỏ ld
Chiều dày bạc đầu nhỏ
(1,25-1,65)dcp
(0,28-0,32)D
(0,055-0,085)dcp
(0,28-0,32)D
(0,07-0,085)dcp
2.1.1.1. Loại đầu nhỏ dày khi d2/d1>1,5
Tính toán ứng suất kéo:
Pjnp max
σk =
(2-1)
2ld .s
trong đó Pjnp max = Rmnpω2 (1+ λ)
[σk] = 30 - 60 MN/m2
2.1.1.2. Loại đầu nhỏ mỏng:
a. Khi chịu kéo:
Tải trọng tác dụng: Lực quán tính Pj
gây ra ứng suất uốn và kéo. Giả thiết lực
quán tính phân bố đều theo hướng kính
trên đường kính trung bình của đầu nhỏ.
Hình 2.1 Sơ đồ tính toán đầu nhỏ
P
d1 + d2
j
q =
với ρ =
2ρ
4
Coi đầu nhỏ là dầm cong ngàm một đầu tại C-C, ngàm C-C chịu uốn lớn
nhất.
Hình 2.3 Ứng suất tác dụng lên đầu nhỏ
thanh truyền khi chịu kéo
Hình 2.2 Tải trong tác dụng đầu nhỏ
thanh truyền khi chịu kéo
Trần Thanh Hải Tùng, Bộ môn Máy động lực, Khoa Cơ khí giao thông, ĐHBK ĐN
Tính toán Động cơ đốt trong- Chương 2 * Tính toán nhóm Thanh truyền
2-2
H
+ ρ1
2
r2 + ρ1
- Xác định góc γ: γ = 90 + arccos
Tại mặt cắt C-C ta có:
(2-2)
Mj = MA + NAρ(1− cosγ) − 0,5Pjρ(sinγ − cosγ)
(2-3)
Nj =NA cosγ +0,5P (sinγ −cosγ)
j
Với MA và NA có thể tính theo
công thức gần đúng.
M = Pρ(0,00033γ − 0,0297)
⎧
A
j
⎪
⎨
N = P(0,572− 0,0008γ)
⎪
A
j
⎩
γ được tính theo độ.
Vì bạc đầu nhỏ lắp chặt trong đầu
nhỏ nên khi lắp ráp đầu nhỏ đã chịu ứng
suất kéo dư do đó đầu nhỏ được giảm tải:
Ed Fd
χ =
Nk = χNj với
là hệ số giảm tải.
Eđ, Eb là môduyn đàn hồi của vật
Ed Fd + Eb Fb
Hình 2.4. Tải trọng tác dụng lên
đầu nhỏ thanh truyền khi chịu nén
liệu thanh truyền và bạc lót; Fđ, Fb là tiết diện dọc của đầu nhỏ thanh truyền và bạc
lót.
Nếu tiết diện C-C là hình chữ nhật thì:
- Ứng suất tác dụng lên mặt ngoài khi chịu kéo:
⎡
⎤
6ρ + s
s(2ρ + s)
1
σ = 2M
+ Nk
(2-4)
(2-5)
⎢
⎥
⎦
nj
j
l s
⎣
d
- Ứng suất tác dụng lên mặt trong khi chịu kéo:
⎡
⎤
6ρ − s
s(2ρ − s)
1
σ = − 2M
+ Nk
⎢
⎥
⎦
tj
j
l s
⎣
d
b. Khi chịu nén:
Lực nén tác dụng là hợp lực của
lực khí thể và lực quán tính:
P1 = Pkt + Pjnp = pkt.Fp – mnp
Rω2(1+λ).Fp.
Theo Kinaxotsvily lực P1 phân bố
trên nửa dưới đầu nhỏ theo đường Côsin.
Tại tiết diện C-C nguy hiểm nhất,
Mô men uốn và lực pháp tuyến tại đây
được tính:
Hình 2.5 Ứng suất tác dụng lên đầu nhỏ
thanh truyền khi chịu nén
Trần Thanh Hải Tùng, Bộ môn Máy động lực, Khoa Cơ khí giao thông, ĐHBK ĐN
Tính toán Động cơ đốt trong- Chương 2 * Tính toán nhóm Thanh truyền
2-3
sinγ γ sinγ cosγ
Mz = MA + NAρ(1−cosγ) − P ρ(
−
−
)
1
2
π
π
(2-6)
sinγ γ sinγ cosγ
Nz = NA cosγ − P (
−
−
)
1
2
π
π
γ tính theo rad
Tương tự như khi chịu kéo lực pháp tuyến thực tế tác dụng lên đầu nhỏ là:
Nkz = χ Nz
Ứng suất nén mặt ngoài và mặt trong tại C-C sẽ là:
⎡
⎤
6ρ + s
s(2ρ + s)
1
σnz = 2Mz
+ Nkz
⎢
⎥
⎦
l s
(2-7)
(2-8)
⎣
d
⎡
⎤
6ρ − s
s(2ρ − s)
1
σtz = − 2Mz
+ Nkz
⎢
⎥
l s
⎣
⎦
d
c. Ứng suất biến dạng:
Do khi ép bạc gây biên dạng dư, khi làm việc do vật liệu bạc đầu nhỏ và đầu
nhỏ khác nhau nên dãn nở khác nhau gây ra áp suất nén. p
Độ dãn nở khi đầu nhỏ chịu nhiệt tính theo công thức sau:
∆t = (αb - α tt) td1
αb (đồng) = 1,8.10-5 ; αtt (thép) = 1.10-5 hệ số dãn dài của vật liệu.
Độ dôi khi lắp ghép: ∆
∆ + ∆
t
p =
MN/m2 (2-9)
2
2
2
2
2
b
2
b
⎡
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎤
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
d
+ d 1
d 1 + d
+ µ
− µ
d 22 − d 12
d 1 − d
2
d 1
+
E
E
tt
b
Ett (thép) =2,2.105MN/m2 ; Eb (đồng) =21,15.105MN/m2.
Áp suất này gây ứng suất biến dạng mặt trong và mặt ngoài:
2d12
d22 + d12
d22 − d12
MN/m2
(2-10)
σn∆ = p
;σt∆ = p
d22 − d12
Ứng suất biến dạng cho phép = 100 - 150 MN/m2.
d. Hệ số an toàn đầu nhỏ:
Ứng suất tổng lớn nhất và nhỏ nhất xuất hiện ở mặt ngoài do đó:
Trần Thanh Hải Tùng, Bộ môn Máy động lực, Khoa Cơ khí giao thông, ĐHBK ĐN
Tính toán Động cơ đốt trong- Chương 2 * Tính toán nhóm Thanh truyền
2-4
σ
= σnj + σn∆
⎧
⎨
⎩
max
(2-11)
σmin = σnz + σn∆
σmax − σmin
σa =
σm =
ψσ =
biên độ ứng suất.
2
σmax + σmin
2
ứng suất trung bình
2σ−1 − σo
σo
hệ số phụ thuộc vào giới hạn bền khi chịu tải đối xứng
(σ-1) và khi chịu tải mạch động (σo) .
Khi đó hệ số an toàn của đầu nhỏ sẽ là:
σ−1
nσ =
[nσ] >=5
σa + ψσσm
e. Độ biến dạng của đầu nhỏ:
Khi chịu tải Pjnp đầu nhỏ biến dạng gây nên kẹt giữa chốt và đầu nhỏ.
Độ biến dạng hướng kính tính theo công thức sau:
P dt3b (γ −90)2
jnp
δ =
(2-12)
108 EJ
Trong đó Pjnp lực quán tính của nhóm piston (MN).
ld s3
12
dtb = 2ρ (m), Mô men quán tính của tiết diện dọc đầu nhỏ J =
(m4).
Đối với động cơ ô tô máy kéo δ ≤ 0,02 - 0,03 mm.
2.1.2. Tính bền thân thanh truyền:
Thân thanh truyền chịu nén và uốn dọc do lực khí thể và lực quán tính
chuyển động thẳng Pj. Chịu kéo do lực quán tính chuyển động thẳng. Chịu uốn
ngang do lực quán tính của chuyển động lắc của thanh truyền.
Khi tính sức bền thân thanh truyền người ta thường chia làm hai loại:
2.1.2.1. Thân thanh truyền tốc độ thấp và trung bình:
Tính theo tải trọng tĩnh của lực khí thể lớn nhất, bỏ qua lực quán tính chuyển
động thẳng và chuyển động lắc của thanh truyền.
a. Tính ứng suất nén:
Pz
MN/m2
(2-13)
σn max
=
Fmin
Ứng suất nén và uốn dọc tại tiết diện trung bình (Theo công thức NAVE -
RĂNGKIN):
Trần Thanh Hải Tùng, Bộ môn Máy động lực, Khoa Cơ khí giao thông, ĐHBK ĐN
Tính toán Động cơ đốt trong- Chương 2 * Tính toán nhóm Thanh truyền
2-5
Pz
Lo
mi2
MN/m2.
)
(2-14)
σ =
(1+ C
F
tb
Lo chiều dài biến dạng của thân thanh truyền :
Lo = l khi uốn quanh x-x; Lo = l1 khi uốn quanh y-y
m hệ số xét đến khớp nối của dầm khi thanh truyền chịu uốn
m = l khi uốn quanh x-x; m = 4 khi uốn quanh y-y
Hình 2.6 Sơ đồ tính thân thanh truyền tốc độ thấp
i : Bán kính quán tính của tiết diện thân thanh truyền đối với trục x-x ; y-y
Jy
Jx
ix =
;
iy =
F
F
tb
tb
σdh
π2 E
C =
C là hệ số
; σdh= Giới hạn đàn hồi của vật liệu.
Có thể viết lại dưới dạng sau:
l2
⎧
Pz
⎧
k = (1+ C
)
σx =
σy =
kx
ky
⎪
⎪
⎨
x
2
⎪
⎪
ix
F
tb
⎨
⎪
2
với
(2-15)
Pz
l1
⎪
ky = (1+ C
)
2
⎪
⎪
F
4iy
tb
⎩
⎩
kx ≈ ky ≈1,1 - 1,15 ;[σ] = 80 - 120 MN/m2 đối với thép cac bon; [σ] = 120 -
180 MN/m2 đối với thép hợp kim.
Trần Thanh Hải Tùng, Bộ môn Máy động lực, Khoa Cơ khí giao thông, ĐHBK ĐN
Tính toán Động cơ đốt trong- Chương 2 * Tính toán nhóm Thanh truyền
2-6
b. Độ ổn định khi uốn dọc:
Lực tới hạn khi uốn dọc đối với thanh truyền bằng thép các bon:
l
Pth = F (3350 − 6,2 )
MN.
(2-16)
tb
i
Lực tới hạn khi uốn dọc đối với thanh truyền bằng thép hợp kim:
l
Pth = F (4700 − 23 )
MN.
(2-17)
tb
i
Trong đó:
Pth lực tới hạn (MN).
Ftb diện tích tiết diện trung bình thanh truyền (m2)
i bán kính quán tính nhỏ nhất của tiết diện trung bình (m).
Hệ số ổn định uốn dọc:
Pth
η =
[η] = 2,5 - 5
Pz
2.1.2.2. Tính sức bền của thân thanh truyền tốc độ cao:
Trường hợp động cơ tốc độ cao (vtb>9m/s), cần phải xét đến lực quán tính
chuyển động tịnh tiến, chuyển động quay, chuyển động lắc.
Lực tác dụng lên thân khi chịu nén và uốn dọc là:
P1 = Pz + Pj = pz.Fp - mRω2(1+λ).Fp
(2-18)
a. Tại tiết diện trung bình:
Ứng suất nén ở tiết diện trung bình:
P1
⎧
σx max
=
=
kx
ky
⎪
⎪
F
tb
⎨
⎪
(2-19)
P1
σy max
⎪
⎩
F
tb
Ứng suất kéo ở tiết diện trung bình:
Pjt
σk =
, Trong đó Pjt là lực quán tính chuyển động thẳng của khối lượng
F
tb
thân tính từ tiết diện trung bình trở lên và nhóm piston.
Hệ số an toàn ở tiết diện trung bình:
2σ−1
⎧
nσ x =
nσ y =
⎪
⎪
⎨
(σxmax −σk ) +ψσ (σxmax +σk )
2σ−1
(σ ymax −σk ) +ψσ (σ ymax +σk )
(2-20)
⎪
⎪
⎩
b. Tại tiết diện nhỏ nhất:
Ứng suất nén ở tiết diện nhỏ nhất:
Trần Thanh Hải Tùng, Bộ môn Máy động lực, Khoa Cơ khí giao thông, ĐHBK ĐN
Tính toán Động cơ đốt trong- Chương 2 * Tính toán nhóm Thanh truyền
2-7
P
Fmin
1
MN/m2
(2-21)
σnmax
=
Ứng suất kéo ở tiết diện nhỏ nhất:
Pjâ
Fmin
MN/m2
(2-22)
σkj =
Trong đó Pjđ là lực quán tính chuyển động thẳng của khối lượng đầu nhỏ và
nhóm piston.
Hệ số an toàn ở tiết diện nhỏ nhất:
2σ−1
nσx =
(2-23)
(σnmax − σkj ) + ψσ (σn max + σkj )
2.1.3. Tính bền đầu to thanh truyền:
Thông số
Đường kính chốt khuỷu dck
Chiều dày bạc lót tbl
- Bạc mỏng
Giá trị
(0,56-0,75)D
(0,03-0,05)dck
0,1dck
- Bạc dày
Khoảng cách tâm bu lông c
Chiều dài đầu to lđt
(1,3-1,75)dck
(0,45-0,95)dck
Thường tính toán gần đúng, chọn vị trí
ĐCT, đầu to chịu lực quán tính chuyển động
thẳng và lực quán tính chuyển động quay không
kể đến khối lượng nắp đầu to.
Hình 2.7 Tải trọng tác dụng lên
đầu to thanh truyền
Pđ = Pj +Pkđ = Fp Rω2[m(1+λ)+(m2-mn)]
Mô men uốn và lực pháp tuyến tại tiết
diện A-A tính gần đúng như sau:
c
2
⎧
M = P (0,0127 + 0,00083γo )
⎪
A
d
(2-24)
⎨
⎪
NA = Pd (0,522 + 0,003γo )
⎩
c: là khoảng cách giữa hai đường tâm bu lông thanh truyền
- Mô men uốn và lực pháp tuyến tại tiết diện A-A tác dụng lên nắp đầu to:
Jd
Jd + Jb
Fd
⎧
M = MA
⎪
⎪
⎨
⎪
(2-25)
N = NA
⎪
Fd + F
⎩
b
- Ứng suất tổng tác dụng lên nắp đầu to:
Trần Thanh Hải Tùng, Bộ môn Máy động lực, Khoa Cơ khí giao thông, ĐHBK ĐN
Tính toán Động cơ đốt trong- Chương 2 * Tính toán nhóm Thanh truyền
2-8
M
N
MN/m2
(2-26)
σΣ =
+
WuA −A Fd
⎡
⎢
⎤
⎥
⎥
⎥
0,023c
0,4
Fd + F
⎢
⎢
σΣ = Pd
+
Nếu γo =40 thì:
(2-27)
Jb
b
Wu(1+
)
⎢
⎥
Jd
⎣
⎦
[σ∑ ] = 150 -200 MN/m2 thép cac bon ;[σ∑ ] = 150 -200 MN/m2 thép hợp
kim.
Kiểm tra độ biến dạng hướng kính:
0,0024Pdc3
Ed(Jd + Jb )
∆d =
≤ 0,06-0,1mm
2.2. Tính sức bền của bu lông thanh truyền
P
∆
l1
l
lb
lb'
ld
ld'
Hình 2.8 Tải trọng tác dụng bu lông thanh truyền
Tải trọng tác dụng lên bu lông thanh truyền: Gồm lực quán tính chuyển động
thẳng và lực quán tính li tâm không kể khối lượng nắp đầu to.
Pb = Pj +Pkđ = Fp Rω2[m(1+λ)+(m2-mn)]/z
(2-28)
Z; số bu lông;
Lực xiết ban đầu: PA = (2 ÷ 4)Pb
Hệ số giảm tải χ do biến dạng của bu long và nắp đầu to khi chịu lực kéo Pb
Fb
Fb
χ =
= 3÷ 5
Với
thì χ = (0,15÷ 0,25)
Fb + Fd
F
d
Khi đó lực tác dụng lên bu lông thực tế là:
Pbt = PA + χ Pb = (2,15 ÷ 4,25)Pb
Ứng suất kéo lên bu lông sẽ là:
(2-29)
Trần Thanh Hải Tùng, Bộ môn Máy động lực, Khoa Cơ khí giao thông, ĐHBK ĐN
Tính toán Động cơ đốt trong- Chương 2 * Tính toán nhóm Thanh truyền
2-9
Pbt
MN/m2
(2-30)
σk =
Fb min
Mô men xoắn bu lông do lực xiết ban đầu:
dtb
Mx = µPA
2
(2-31)
dbl
dmin
µ là hệ số ma sát lấy bằng 0,1
Ứng suất xoắn:
dtb
Mx
Wx
Mx
0,2d3
τx =
=
(2-32)
Ứng suất tổng:
2
2
σΣ = σk + 4τx
≤
80 -120 MN/m2 đối với thép các bon
120 - 250 MN/m2 đối với thép hợp kim
Trần Thanh Hải Tùng, Bộ môn Máy động lực, Khoa Cơ khí giao thông, ĐHBK ĐN
Tính toán Động cơ đốt trong- Chương 3 * Tính toán nhóm Trục khuỷu bánh đà
3-1
Chương 3
Tính toán nhóm trục khuỷu bánh đà
3.1.Tính sức bền trục khuỷu
Theo quan điểm sức bền vật liệu, trục khuỷu là dầm siêu tĩnh đặt trên nền
đàn hồi (do thân máy biến dạng).
3.1.1. Giả thiết tính toán:
Trục khuỷu có độ cứng tuyệt đối.
Không xét đến biến dạng thân máy.
Không tính đến liên kết khi chịu các lực (xét từng khuỷu theo kiểu phân
đoạn).
Tính toán theo sức bền tĩnh.
Khi xét đến sức bền động sử dụng các hệ số an toàn, trên cơ sở hệ lực độc
lập trên các khuỷu, trừ mô men.
3.1.2. Sơ đồ lực trên khuỷu trục:
Hình 3.1. Sơ đồ lực tác dụng lên trục khuỷu
3.1.3. Tính bền các trường hợp chịu tải
3.1.3.1. Trường hợp khởi động:
Giả thiết khuỷu trục ở vị trí điểm chết trên (α = 0), do tốc độ nhỏ bỏ qua lực
quán tính.
Zo = Z = pzmax.Fp
Lực pháp tuyến Z = Pzmax
Trần Thanh Hải Tùng, Bộ môn Máy động lực, Khoa Cơ khí giao thông, ĐHBK ĐN
Tải về để xem bản đầy đủ
95 trang
13300
Free
Bạn đang xem 20 trang mẫu của tài liệu "Bài giảng Tính toán thiết kế động cơ đốt trong - Trần Thanh Hải Tùng", để tải tài liệu gốc về máy hãy click vào nút Download ở trên
File đính kèm:
- bai_giang_tinh_toan_thiet_ke_dong_co_dot_trong.pdf
