Đề tài Tính toán nhiệt, động lực học trục khuỷu – Thanh truyền, kiểm nghiệm bền các chi tiết chủ yếu trong động cơ: Ssangyong musso E23

4192Tz (kJkmolK) Nhiệt độ cuối quá trình cháy Tz: ξzQH-ΔQHM11+γr+(mcvc'+8,314λp)Tc=βz( mcvz"+8,314)Tz =>0,8.42530-00,84.1+0+(19,806+2,095.10-3.927+8,314.2,2)927=1,027(19,806+0,004192Tz+8,314)Tz Tz = 2366,927 (K) Áp suất cuối quá trình cháy pz: pz=βZ.TZTc.Pc=8,175 (MPa) 1.4.4 Tính toán quá trình dãn nở Tỷ số dãn nở đầu: ρ= βzλp.Tz Tc= 1,0272,2.2203927=1,11 Tỷ số dãn nở sau: δ = ερ= 151,11=10,4 Chỉ số dãn nở đa biến trung bình n2: n2-1=8,314ξb-ξzQHM1.1+γrβTz-Tb+avz'+bz'2Tz+Tb Mà Tb=Tzεn2-1=220315n2-1 n2 - 1 = 8,3140,89 - 0,8425300,84.1,03(2203 - 220315n2-1) + 19,806 + 0,004192(2203 + 220315n2-1) Giải ra: n2 – 1 = 0,26 => n2 = 1,255 Nhiệt độ cuối quá trình dãn nở Tb = 1410,2448 (K ) Áp suất cuối quá trình dãn nở : pb=pzεn2=11,64151,26=0,43 (MPa) Kiểm nghiệm nhiệt độ khí sót Tr: Tr=Tb3pbpr=220330,430,115=893,164 (K) Sai số cho phép: 702-700700=0,29%<5% 1.4.5 Tính toán các thông số đặc trưng của chu trình Áp suất chỉ thị trung bình tính toán :pi' pi'=pcε-1λpρ-1+ρλβn2-11-1δn2-1-1n1-11-1εn1-1 =5,2915-12,21,11 - 1+ 1,11.2,2.1,031,26-11- 113,511,26-1 -11,36-11-1151,36-1=1,177 (MPa) Áp suất chỉ thị trung bình thực tế pi: pi = φd.pi' = 0,97.1,177= 1,141 (MPa) Áp suất tổn thất cơ khí pm: pm =a + b.vp + (pr -pa) Mà: vp=s.n30=1301000.220030= 9,533 (m/s) =>pm=0,089+0,01180.9,533+0,115-0,133=0,04564 (MPa) Áp suất có ích trung bình pe: pe=pi-pm=1,141-0,04564=1,095 (MPa) Hiệu suất cơ giới ηM: ηM= pepi=1,5811,769=0,96 Xác định hiệu suất chỉ thị ηi: ηi=8,314.M1piTkQHpkηv=8,314.0,84.1,769.34013960.0,15.0,95=0,372 Xác định hiệu suất có ích ηe: ηe=8,314.M1peTkQHηvpk=8,314.0,84.1,581.34013960.0,15.0,95=0,357 Suất tiêu hao nhiên liệu chỉ thị gi: gi=3600QH.ηi=360013960.0,639=0,220kgkWh=220 (gkWh) Suất tiêu hao nhiên liệu có ích ge: ge=3600QHηe=360013960.0,619=0,229(kgkWh)=229(gkWh) Tính toán thông số kết cấu động cơ: Tính thể tích công tác vh: vh=30.τ.Nepe.ne.i=30.4.102,91,095.5300.4=2,12 dm3(lít) Tính đường kính piston: D=34.vhπSD=34.1,569π.1,05=87.2 (mm) Hành trình piston: S=SD.D=95.92 (mm) 1.4.5 Vẽ đồ thị công Chọn tọa độ vuông góc: Xác định các điểm đặc biệt của đồ thị công: vc=vhε-1=0,5310,4-1=0,0564(lít) va=vh+vc=0,53+0,0564=0,5864 (lít) Có :vz =vc = 0,0564 ( lít), vb = va = 0,5864 ( lít) Dựng đường cong nén: pxn=pavavxnn1=0,133.0,5864vxn1,377 Dựng đường cong dãn nở: pxp=pzvzvxdn2=11,64.0,5864vxd1,255 V (cm3) Đường nén pn (MN/m2) Đường dãn nở pdn (MN/m2) VZ=56,4 2,227 8,174 80 1,012 5,271 100 1,376 3,924 120 0,787 3,169 140 0,637 2,611 160 0,529 2,209 180 0.451 1,905 200 0.389 1,669 220 0,342 1,481 240 0,303 1,328 260 0,272 1,201 280 0.245 1,094 300 0,223 1,003 320 0,204 0,925 340 0,188 0,858 360 0,173 0,798 380 0,161 0,746 400 0,150 0,699 420 0,140 0,658 440 0,132 0,621 460 0,123 0,587 480 0,116 0,556 500 0,110 0,529 520 0,105 0,503 540 0,099 0,479 Va=586,4 0,0886 0,433 . CHƯƠNG 2: DỰNG ĐẶC TÍNH NGOÀI ĐỘNG CƠ 2.1. Khái quát Đặc tính ngoài là đồ thị biểu diễn sự phụ thuộc của các chỉ tiêu như công suất có ích Ne, momen xoắn có ích Me, lượng tiêu thụ nhiên liệu trong 1 giờ Gnl và suất tiêu thụ nhiên liệu có ích ge vào tốc độ của trục khuỷu n (v/ph) khi thanh răng bơm cao áp chạm vào vít hạn chế (đối với động cơ Diesel) hoặc bướm ga mở hoàn toàn (đối với động cơ xăng). Đồ thị này được dùng để đánh giá sự thay đổi các chỉ tiêu chính của động cơ khi tốc độ trục khuỷu thay đổi và chọn vùng tốc độ sử dụng 1 cách hợp lí khi khai thác. Đặc tính ngoài được dựng bằng các phương pháp như thực nghiệm, công thức kinh nghiệm hoặc bằng việc phân tích lý thuyết. Ở đây giới thiệu phương pháp dựng bằng các công thức kinh nghiệm của Ley-dec-man. Dạng đường đặc tính phụ thuộc vào nhiều yếu tố khác nhau như kiểu động cơ, phương pháp tạo hỗn hợp nên ta xét riêng đối với từng trường hợp cụ thể. 2.2. Thứ tự dựng các đường đặc tính đối với động cơ diesel Phương pháp tính các thông số và dựng các đường đặc tính đối với động cơ diesel cũng tương tự như đối với động cơ xăng. Riêng các biểu thức dùng để tính toán thì tùy theo phương pháp tạo hỗn hợp của động cơ. Đối với động cơ diesel có buồng cháy thống nhất (không phân chia): Ne=Nedm0,5nndm+1,5nndm2-nndm3 kW Me=MeN0,5+1,5nndm-nndm2 MNm ge=geN1,55-1,55nndm+nndm2 g/kWh Gnl=ge×Ne kg/h Trong đó: Nedm – công suất định mức thu được trong tính toán (kW) ndm – tốc độ quay ứng với công suất định mức (v/ph) MeN , geN – momen xoắn có ích (Nm) và suất tiêu hao nhiên liệu có ích (g/kWh) ở tốc độ quay định mức ndm Ne, Me, ge – giá trị tương ứng của công suất có ích, momen xoắn có ích và suât tiêu hao nhiên liệu có ích ứng với từng tốc độ quay trung gian được chọn trước n – giá trị của biến số được chọn trước, v/ph ne Ne(kW) Me(MN) ge(g/kWh) Gnl(kg/h) 400 36.715 876.494 178.270 6.545 600 62.148 989.116 164.626 10.231 800 90.658 1082.152 153.248 13.893 1000 121.014 1155.601 144.133 17.442 1200 151.986 1209.464 137.283 20.865 1400 182.342 1243.740 132.698 24.196 1600 210.852 1258.430 130.376 27.490 1800 236.285 1253.534 130.320 30.793 2000 257.412 1229.050 132.528 34.114 2200 273.000 1184.981 137.000 37.401 CHƯƠNG 3: TÍNH TOÁN THIẾT KẾ ĐỘNG HỌC CƠ CẤU PISTON- TRỤC KHUỶU –THANH TRUYỀN 3.1 Phân tích động học cơ cấu trục khuỷu – thanh truyền Trong động cơ đốt trong kiểu piston cụm chi tiết chuyển động chính(piston, thanh truyền, trục khuỷu) làm việc trên nguyên tắc sau: Nhóm piston chuyển động tịnh tiến qua lại truyền lực khí thể cho thanh truyền. Nhóm thanh truyền là chi tiết chuyển động trung gian, có chuyển động phức tạp để biến chuyển động tịnh tiến của piston thành chuyển động quay của trục khuỷu. Trục khuỷu là chi tiết máy quan trọng nhất, có chuyển động quay và truyền công suất của động cơ ra ngoài để dẫn động các máy công tác khác. 3.2 Động học của piston (phân tích theo phương pháp giải tích) Với giả thuyết trục khuỷu quay với vận tốc góc ω=const, thì góc quay trục khuỷu α tỉ lệ thuận với thời gian, còn tất cả các đại lượng động học là các hàm phụ thuộc vào biến số α. Tuy nhiên, giả thuyết này đối với động cơ cao tốc hiện đại cho sai số không đáng kể vì trị số dao động của vận tố góc (ω)do độ không đồng đều của momen động cơ gây ra khi động cơ làm việc ở chế độ làm việc rất nhỏ. 3.2.1 Chuyển vị của piston Giới thiệu sơ đồ cơ cấu trục khuỷu - thanh truyền loại thông dụng. Khi trục khuỷu quay một góc α thì piston dịch chuyển được một khoảng Sp so với vị trí ban đầu (ĐCT). Chuyển vị của piston trong xilanh động cơ tính bằng công thức sau: Sp=R[(1-cosα)+λ/4(1-cos2α)] Đây làphương trình chuyển động của cơ cấu trục khuỷu – thanh truyền, biểu diễn bằng khoảng trượt của piston phụ thuộc vào α, R (bán kính quay trục khuỷu) và λ =R/L Bảng thông số chuyển vị piston αo Sp SpI SpII 0 0.000 0.000 0.000 30 6,183 1,558 7,741 60 23,679 4,675 27,754 90 46,163 6,257 52,4 120 69,385 4,683 73,941 150 86,253 1,566 87,745 180 92,385 0 92,399 210 86,253 1,549 87,802 240 69,385 4,666 74,051 270 46,310 6,237 52,547 300 23,206 4,692 27,898 330 6,257 1,573 7,832 360 0 0 0 Biểu đồ chuyển vị piston 3.2.2 Tốc độ piston Ta xác định phương trình tốc độ chuyển động của piston là hàm phụ thuộc vào góc quay trục khuỷu λ, bằng cách vi phân biểu thức theo thời gian. dxdy=dxdαR1-costα+λ41-cost2αdαdt=Vp , Vì: dxdt=Vptốc độ piston , dαdt=ω vận tốc góc của trục khuỷu Vp=Rωsinα+λ2sin2α(3.2) Nhận xét:Từ phương trình (3.2) ta thấy tốc độ piston là tổng hai hàm điều hòa cấp I và cấp II với chu kỳ điều hòa của cấp II bằng hai lần chu kỳ điều hòa của hàm cấp I. Vp = VpI + VpII Trong đó : VpI = Rωsinα ,VpII=Rωλ2sin2α Bảng thông số tốc độ của piston αo Vp VpI VpII 0 0 0 0 30 12,814 22,199 35,014 60 2,199 22,214 44,419 90 25,641 0 25,641 120 22,214 -22,179 0,0408 150 12,850 -22,240 -9,39 180 0 0 0 210 -12,779 22,158 -9,378 240 -22,179 22,261 0,086 270 -25,641 0 -25,641 300 -22,240 -22,138 -44,378 330 -12.885 -22,281 -35,166 360 0 12.969 0 Đồ thị biểu diễn gia tốc của piston 3.2.3 Gia tốc piston Lấy đạo hàm công thức 3,2 đối với thời gian , ta có công thức tính gia tốc piston: Jp=dvdt=dvdαdαdt=dvdαω Jp=Rω2cosα+λcos2α (3.3) Từ công thức (3.3) , cho thấy gia tốc piston là tổng của hai hàm điều hòa cấp I và cấp II: Jp=JpI+JpII Trong đó: JpI=Rω2cosα, JpII=Rω2cos2α Bảng thông số gia tốc của piston αo Jp JpI JpII 0 14231,51 3842,507 18079,02 30 12326,74 1923,2 14249,76 60 7122,296 -1913,72 5204,577 90 0 -3842,5 -3842,5 120 -7102,66 -1927,32 -9030,98 150 -12315,4 1912,414 -14403 180 -14231,5 3842,488 -10389 210 -12338 1933,607 -10404,4 240 -7141,91 -1907,1 -9049,01 270 0 -3842,46 -3812,46 300 7083,014 -1938,89 5144,121 330 12301,02 1901,788 14205,81 360 14231,44 3842,429 18073,87 Đồ thị biểu diễn gia tốc của piston 3.3. Thiết kế kết cấu piston , thanh truyền 3.3.1. Thiết kế kết cấu piston Tính toán chi tiết cụm piston Độ dày đỉnh piston: δ=0.05-0.1.D=0.05-0.1.87.2=(4.36-8.72) Chọn δ = 6 mm Chiều cao piston: H = (0.8 – 1.3).D = (69.76 – 113.36) Chọn Khoảng cách C từ đỉnh piston đến xecmang thứ nhất: C= (0.5 - 1.5)δ=(3 – 9)mm Chọn Chiều dày S của phần đầu: S = (0.05 – 0.1).D = (4.36 – 8.72) Chọn Vị trí chốt piston (H-h): h1=0.45-0.75.D=(39.24-65.4) Chọn Đường kính chốt piston : dcp=0.22-0.3.D=(19.184-26.16) Chọndcp=22 mm Đường kính bệ chốt :dp=1.3-1.6.dcp=(28.6-35.2) Chọn dp=35 mm Đường kính lỗ chốt :d0=0.6-0.8.dcp=(13.2-17.6) Chọn d0 = 14 mm Chiều dày phần thân : Chọn Số xéc măng khí: Chọn số xéc măng khí bằng 3 Chiều dày hướng kính t của xéc măng khí: t= 0.04-0.045.D=(3.942-3.488) Chọn t= 3.5 mm Chiều cao a của xéc măng khí: Chọn a=2,5 mm Chiều dày bờ rãnh xéc măng : Chọn a1 = 2.5 mm Chiều dài chốt piston : lcp=0.8-0.9.D=(69.76-78.48) Chọn = 70 mm Chiều dài đầu nhỏ thanh truyền: ld=0.28-0.32.D=(24.416-27.904) Chọnld=26 mm 3.3.2. Thiết kế kết cấu thanh truyền Khoảng cách hai tâm của hai đầu thanh truyền l= Rλ= 46.20.25=184.8 mm Đường kính bên trong của đầu nhỏ thanh truyền d ≈ dp=18.25 mm Đường kính ngoài của đầu nhỏ thanh truyền de=(1.25-1.65).dp=(31.25-41.25) Chọn de=25 mm Đường kính chốt quay dc.p = (0.56 – 0.75).B = (41.44 – 55.5) Chọn dc.p = 48 mm Khoảng cách giữa hai bulong thanh truyền: cb=1.3-1.75.dc.p = (62.4 – 84) Chọn cb=82 mm Bề dày đầu lớnlb= (0.45 – 0.95).dc.p = (21,6 – 45.6) Chọn lb= 25 mm CHƯƠNG 4: TÍNH TOÁN ĐỘNG LỰC HỌC CƠ CẤU TRỤC KHUỶU- THANH TRUYỀN 4.1 Mục đích chung Phần tính toán động lực học của đồ án nhằm xác định quy luật biến thiên của lực khí thể , lực quán tính và lực tác dụng lên piston cũng như các lực tiếp tuyến tác dụng lên bề mặt cổ trục khuỷu ( chốt khuỷu). Trên cơ sở đó sẽ xây dựng đồ thị vectơ lực ( phụ tải) tác dụng lên bề mặt cổ khuỷu , cổ trục và bạc đầu to thanh truyền. từ các đồ thị vectơ phụ tải ta biết được một cách định tính tình trạng chịu lực của bề mặt và mức độ đột biến của tải thông qua hệ số va đập. 4.2 Sơ đồ lực và mômen tác động lên cơ cấu trục khuỷu- thanh truyền động cơ một xylanh Quy ước chiều quay và dấu: Chiều quay của động cơ quy ước là “+” nếu động cơ quay theo chiều kim đồng hồ nhìn từ phía bánh đà trở lại. Dấu của các lực và mômen tác dụng quy ước như hình : Sơ đồ lực và mômen tác dụng lên động cơ Quy ước dấu tác dụng lên piston Pkt- lực khí thể tác dụng lên đỉnh piston Pj -lực quán tính của khối lượng các chi tiết chuyển động thẳng pƩ- lực tổng cộng tác dụng lên đỉnh piston N- lực ngang tác dụng lên vách xy lanh có hướng vuông góc với đường tâm xylanh Ptt -lực dọc theo đường tâm thanh truyền Z -lực pháp tuyến theo hướng từ tâm chốt đến cổ trục khuỷu T- lực tiếp tuyến vuông góc với lực pháp tuyến Mq -mômen quay của trục khuỷu Ml- mômen lật của động cơ 4.3 Lực khí thể Để xét lực và mômen tác dụng lên cơ cấu , trước hết ta xét lực tác dụng lên piston. Các lực này bao gồm lực khí thể pkt , lực quán tính chuyển động tịnh tiến Pj. Lực khí thể được tạo bởi sự chênh lệch áp suất giữa mặt trên và mặt dưới đỉnh piston và được xác định như sau: Pkt=pkt-poFp=pkt-poπD24 , MN Trong đó: Po -áp suất phía dưới đỉnh piston Pkt- áp suất khí trong xylanh động cơ Fp- diện tích tiết diện của piston D- đường kính danh nghĩa của piston Các trị số áp suất tương ứng biến thiên liên tục và phụ thuộc vào nhiều yếu tố như tốc độ piston , mức độ lọt khí , cản trở khí của bộ chế hòa khí và bầu lọc. ta có thể chọn sơ bộ như sau : Giai đoạn cửa quét và cửa nạp đóng : (0,13 – 0,18)MPa Giai đoạn cửa quét đóng , cửa nạp mở : (0,12 – 0,15)MPa Giai đoạn cửa quét mở , cửa nạp đóng: (0,12 – 0,15)MPa Việc chọn như vậy sẽ làm kết quả tính lực khí thể chính xác hơn song sẽ phức tạp cho việc tính toán. Vì vậy ta thường chọn po là áp suất môi trường . khi xác định hiệu suất cơ khí ta chọn về phía thấp hơn để tính cả tiêu tốn công suất dẫn động bơm nén khí quét vào công tổn hao cơ khí. Lực pkt được coi như tập trung thành một véctơ tác dụng dọc theo phương đường tâm xylanh và cắt đường tâm chốt piston bỏ qua hệ số chênh lệch a để đơn giản việc tính toán. Lực khí thể là đại lượng thay đổi theo góc quay trục khuỷu : Pkt = f(α) , xác định được từ áp suất khí thể pkt ở phần tính toán nhiệt của động cơ ở chế độ công suất cực đại Nemax hoặc công suất có ích định mức Neđm. 4.4 Lực quán tính các chi tiết chuyển động Lực quán tính được xác định theo công thức sau Pqt = m.J Trong đó: m – khối lượng các chi tiết chuyển động J – gia tốc chuyển động các chi tiết 4.4.1 Khối lượng cơ cấu trục khuỷu –thanh truyền Khối lượng nhóm piston ( các chi tiết chuyển động thẳng): mnp = mp + mx + mc + . , kg trong đó: mnp- khối lượng nhóm piston mp- khối lượng piston mx- khối lượng xéc măng mc- khối lượng chốt piston và khóa hãm mnp = mp + mcp + mxm = 470.09+106.9+8.98 x 4= 612.9(g) Khối lượng Pittong Khối lượng thanh truyền Khối lượng chốt Khối lượng xecmang Đầu nhỏ thanh truyền: mA = 0,3mtt = 1494.03 . 0,3 g= 448.209 g 0.448209 kg Đầu to thanh truyền: mB = 0,7mtt = 1494.03 . 0,7 =1045.821g =1.045821 kg 4.4.2 Lực quán tính (văng thẳng) của khối lượng chuyển động tịnh tiến Pj=-mjRω2cosα+λcos2α10-6 , MN 4.4.3 Lực quá tính ( lực ly tâm ) của khối lượng chuyển động quay PK=-mrRω2=CONST 4.5 Hệ lực tác dụng trên cơ cấu trục khuỷu – thanh truyền Lực tổng tác dụng lên đỉnh piston: PƩ PƩ=Pkt+Pj, MN Lực tác dụng dọc tâm thanh truyền Ptt và lực ngang N ép piston lên thành xylanh là các lực thành phần của PƩ, các lực này được xác định bằng công thức: Ptt=PƩcosβ N=PƩtgβ Lực Ptt sau khi dời xuống tâm chốt khuỷu lại được phân tích thành hai lực là lực tiếp tuyến T, sinh ra mômen quay và lực pháp tuyến Z, gây uốn trục khuỷu, chúng được ttính bằng các quan hệ sau: Lực tiếp tuyến: T=Pttsinα+β=PƩsinα+βcosβ Lực pháp tuyến: Z=Ptt cos(α+β)=PƩ.cos(α+β)/cosβ Với : β=arcsin(λsinα) goc truc khuyu Pkt Pj PΣ T N Z 0 0,01 -0.01867 -0.00867 0 0 -0.00867 20 -0.00138 -0.01686 -0.01824 -0.01855 -0.00464 -0.003208062 40 -0.00149 -0.01195 -0.01344 -0.00817 -0.00276 0.011020386 60 -0.00149 -0.00537 -0.00686 0.001551 0.000566 0.006706226 80 -0.00149 0.001177 -0.00031 0.000301 8.72E-05 0.00012121 100 -0.00149 0.006283 0.004793 -0.003 -0.00066 0.003798131 120 -0.00149 0.009335 0.007845 0.005569 0.001245 0.005664262 140 -0.00149 0.010572 0.009082 0.008409 0.002493 -0.004239858 160 -0.00149 0.010774 0.009284 0.0015 0.000551 -0.009178645 180 -0.00149 0.010732 0.009242 -0.00618 -0.00205 -0.00717143 200 -0.000942 0.010774 0.009832 -0.00975 -0.00239 0.002706732 220 0.00321 0.010572 0.013782 0.001546 0.000329 0.013698959 240 0.011 0.009335 0.020335 0.020975 0.005369 0.001548868 260 0.04 0.006283 0.046283 0.025279 0.008687 -0.039730974 280 0.084 0.001177 0.085177 -0.02477 -0.00897 -0.081988909 300 0.175 -0.00537 0.16963 -0.16854 -0.04755 -0.051290824 320 0.38 -0.01195 0.36805 -0.19629 -0.04283 0.31426885 340 0.812 -0.01686 0.79514 0.624822 0.141817 0.511817552 360 1.255 -0.01867 1.23633 1.091523 0.331395 -0.668515325 380 4.486 -0.01686 4.46914 0.432999 0.159771 -4.4509831 400 3.251 -0.01195 3.23905 -2.35452 -0.76462 -2.352090634 420 1.686 -0.00537 1.68063 -1.60606 -0.3849 0.627082358 440 0.912 0.001177 0.913177 0.203605 0.043469 0.891250089 460 0.551 0.006283 0.557283 0.577325 0.151322 -0.012598323 480 0.371 0.009335 0.380335 0.183758 0.064153 -0.339121542 500 0.275 0.010572 0.285572 -0.10145 -0.03636 -0.269410053 520 0.223 0.010774 0.233774 -0.2376 -0.0654 -0.049738703 540 0.195 0.010732 0.205732 -0.08944 -0.01934 0.186277673 560 0.104 0.010774 0.114774 0.097842 0.022579 0.064108547 580 0.01 0.010572 0.020572 0.017173 0.005337 -0.012521041 600 0.01 0.009335 0.019335 0.000624 0.000231 -0.01932631 620 0.01 0.006283 0.016283 -0.01274 -0.00405 -0.010916138 640 0.01 0.001177 0.011177 -0.01016 -0.00239 0.005231146 660 0.01 -0.00537 0.00463 0.001532 0.000329 0.004381407 680 0.01 -0.01195 -0.00195 -0.00201 -0.00054 0.000232635 700 0.01 -0.01686 -0.00686 -0.00288 -0.00102 0.006310338 720 0.01 -0.01867 -0.00867 0.003637 0.001288 0.007975005 Đồ thị lực Pj, Pkt, P€ theo góc quay trục khuỷu Đồ thị lực tiếp tuyến T Đồ thị lực ngang N Đồ thị lực pháp tuyến Z Đồ Thị Biểu diễn Lực P CHƯƠNG 5 : TÍNH TOÁN NGHIỆM BỀN CÁC CHI TIẾT CHÍNH CỦA ĐỘNG CƠ ĐỐT TRONG 5.1 Khái quát Khi thiết kế, các chi tiết của động cơ được lựa chọn về hình dạng, kích thước và vật liệu cũng như các yêu cầu kỹ thuật khác. Sau khi chế tạo ở dạng mẫu thử và thử nghiệm, chúng được hoàn chỉnh về mặt thiết kế và công nghệ rồi mới được đưa vào sản xuất hàng loạt. Bởi vậy, trong phạm vi đồ án môn học theo chương trình giảng dạy hiện nay, chúng tôi chỉ dừng ở nội dung tính toán kiểm nghiệm sức bền của một số chi tiết chủ yếu của động cơ bằng các công thức và phương pháp tính kinh nghiệm đã được đề cập trong môn học kết cấu động cơ đốt trong. Mục đích phần này là giới thiệu việc áp dụng các kiến thức về sức bền vật liệu vào chuyên ngành động cơ trên cơ sở nguyên tắc hoạt động của các chi tiết thực ở các điều kiện chụi lực thực tế. Khi động cơ làm việc, xuất hiện các loại lực sau đây : - Lực khí thể Pz - Lực quán tính chuẩn động quay Pr và lực quán tính chuyển động tịnh tiến Pj - Lực ma sát - Trọng lực Ngoài ra động cơ còn chụi những phụ tải sau: - Phụ tải nhiệt - Phụ tải do dao động đàn hồi và dao động cộng hưởng - Phụ tải do lực siết bulong mối ghép căng khi lắp ghép Do tính chất phức tạp của tải trọng và của tình trạng chi tiết nên việc tính toán kiểm nghiệm thường được tiến hành theo các nội dung sau : - Tính toán sức bền theo ứng suất cho phép hoặc theo hệ số an toàn - Tính toán theo độ cứng vững và độ mài mòn - Tính toán theo ứng suất nhiệt - Tính toán theo dao động đàn hồi và dao động cộng hưởng Tính bền piston Tính bền đỉnh piston Tính theo ứng suất uốn (phương pháp Back) với giả thiết như sau pzmax2=pZmax-p0.nD28≈pZmax.nD28 Trọng tâm nửa đường tròn đường kính D y1=23.Dπ=23.87.2π=18.50 ( mm) Phân lực Pzmax2 có trị số đúng bằng Pzmax2 và cách tâm đĩa 1 khoảng y2 y2=D+D24=87.2+70.24=39.35 mm Momen uốn: Mu=124.pZmax.Di3; Di=D+D22=87.2+70.22=78.7 mm=0,0787 m pZmax = 8.174 MPa Mu=124*8.174*0.07873=1,66.10-4 MN.m Ứng suất tại tâm đĩa бu=PZmax.Di24.δ2 δ = 6 mm →бu=8.174*0,078724.0,0062= 351,57 MPa Đầu piston Ứng suất kéo (cuối thải đầu nạp) бk=PjpFx-x=m1p.jFx-x m1p=0,47 Kg j = 18074.02.10-6 m/s2 Fx-x=1,181.10-3m2 бk=0,47.18074,02.10-6.1,181.10-3.4=7,19 MPA бk<бk=10 MPa đối với hợp kim nhôm Ứng suất nén (đầu hành trình dãn nở) бn=pZmax.πD24Fx-x=8,174.π.0,087224.1,181.10-3=37.90 MPa бn<бn=40 MPa (Thỏa) Tính bền pittong bằng Solidwork 5.2.3 Phần dẫn hướng Áp suất riêng trên bề mặt tiếp xúc với mặt xy lanh qp=NmaxDLth Lth=51,5mm Chiều dài thân Nmax =0,3Rl16,25-εPz-16.D2 =0,32,57016,25-9,58,174-16.87,22 =3191 kN lực ngang lớn nhất → qp=3191.10-387,2.51,5.10-3=0,71 MPa Đối với động cơ ô tô cao tốc qp< [qp] = 0,6÷1,2 MPa (Thỏa) 5.3 Tính bền chốt. 5.3.1 Tính độ biến dạng của chốt ∆dmax=0,09PZ-PjpE.lc. 1+α01-α03.k E = 2.105 MPa k = 1,5-15.(α0-0,4)3=1,5-15.( 0,63-0,4)3 = 1,29 →∆dmax=0,098,174-6,832.105.0,07.(1+0,631-0,63)3.129=1,88.10-5 m (Thỏa) Ứng suât biến dạng của chốt -Ứng suất kéo trên bề mặt ngoài tại điểm 1 (j =0o) s1=Pz-Pjplcdc.0,19.2+ a0,1+ a01-a02-11- a0k = 8,174-6,830,07.0,022.0,19.2+ 0,63,1+ 0,631-0,632-11- 0,631,29 =71,75 MPa -Ứng suất nén trên bề mặt ngoài tại điểm 2 (j =0o) s2=-Pz-Pjplcdc.0,19.1+ 2a0,1+ a01-a2a0+11- a0k =-(8,174-6,83)0,07.0,022.0,19.1+ 2.0,63,1+ 0,631-0,92.0,63-11- 0,631,29 =-126,33 MPa -Ứng suất nén trên bề mặt ngoài tại điểm 3 (j = 90o) s3 = -Pz-Pjplcdc.0,174.2+ a0,1+ a01-a0+0,6361- a0k =-(8,174-6,83)0,07.0,022.0,174.2+ 0,63.1+ 0,631-0,63+0,6361- 0,631,29 =-77,57 MPa -Ứng suất kéo trên bề mặt ngoài tại điểm 4 (j =0o) s1 = Pz-Pjplcdc.0,174.1+ 2a0,1+ a01-a2,a0-0,6361- a0k =8,174-6,830,07.0,022.0,174.1+2. 0,63,1+ 0,631-0,92.0,63-0,6361- 0,631,29 =122,16 MPa -Đối với chốt có a0=0,4-0,8, ứng suất biến dạng cực đại cho phép nằm trong khoản 60-170 Mpa. Tính bền chốt trên solidwork Xéc măng Tính bền xéc măng Áp suất trung bình của xéc măng trên mặt gương xy lanh: Ptb=0,15E.AtDtDt-13 = 0,15 . 2,2.105.0,00250,00350,08720,00350,08720,0035-13=0,4 MPa Trong đó: E: mođun đàn hồi của vật liệu xéc măng MPa Thép hợp kim 2,2.105 MPa A: khe hở miệng secmang ở trạng thái tự do, A = 0,0025 m t: chiều dày hướng kính của xec măng, t = 0,0035 m Trị số của Ptb trong khoảng 0,1 – 0,25 MPa Đối với xec măng khí và 0,2 – 0,4 MPa đối với xecmang dầu, Ứng suất uốn làm việc sẽ lớn nhất tại tiết diện đối xứng I-I ( ứng suất kéo bề mặt ngoài): su1=0,385. A. ED( Dt-1)=0,385. 0,0025. 2,2 .1050,0872.(0,08720,0035-1) =618MPa Ứng suất uốn lắp ghép lớn nhất tại bề mặt trong, tiết diện đối xứng I-I ( ứng suất kéo bề mặt trong): su2=4E1-0,11AtmDt( Dt-1,4) =4. 2,2.105.1-0,11.0,00250,00354.0,08720,0035(0,08720,0035-1,4) = 179,65MPa Trong đó, m: hệ số phụ thuộc vào phương pháp lắp xec măng vào rãnh Tính bền Xecmang trên Solidwork Tính bền thanh truyền 5.5.1 Tính toán đầu nhỏ thanh truyền: Đầu nhỏ thanh truyền chịu lực kéo nén thay đổi có tính chất chu kỳ, ngoài ra nếu được ép bạc trượt thì đầu nhỏ còn chịu ứng suất biến dạng (kéo) do mối ép căng gây nên, Với động cơ tĩnh tại, động cơ có tốc độ trục khuỷu thấp có thể kết cấu đầu nhỏ này (d2d1≥1,5) còn đối với các động cơ cao tốc, phổ biến là kết cấu đầu nhỏ mỏng (d2d1<1,5) Tính toán đầu nhỏ mỏng (d2d1≥1,5) theo Kinasochlivi + Khi chịu kéo (ở ĐCT cuối thải, đầu nạp) Trên cơ sở thực nghiệm và tính toán giáo sư Kinasochlivi đã đưa ra giả thiết tính tón và công thức như sau, Coi lực quán tính Pj (bỏ qua khối lượng nửa trên đầu nhỏ) phân bố đều theo hướng kính trên đường chu vi trung bình của đầu nhỏ p = Pj2r= 0,0172.0,014 =0,607 MPa r=d1+d24 = 0.023+0.0334 = 0,014 m Coi đầu nhỏ là một dầm cong đối xứng ngàm tại tiết diện C-C về mỗi phía, Góc ngàm g được xác định như sau: g = 900+ arccosH2+rd22+r1 = 900+arccos0,047672+0,0140,0332+0,025 = 114.26 0 Cắt dầm cong tại tiết diện đối xứng A-A và thay bằng lực kéo, Momen uốn tương đương NA và MA: NA = Pj (0,572-0,0008.g)= 0,017. (0,572-0,0008.116,936) = 8,17. 10-3 MPa MA = Pjr (0,00033g -0,0297) = 0,017. 0,014. (0,00033. 116,936-0,0297) = 1,905. 10-6 MNm Theo cơ sở như vậy, bài toán chuyển sang dạng đơn giản và có thể xác định lực pháp tuyến và ứng suất tồn tại tiết diện bất kì giữa A-A và C-C, Qua khảo sát người ta thấy rằng tiết diện C-C là nguy hiểm, Tại đó ứng suất kéo trên bề mặt ngoài, tức là tại vùng chuyển tiếp là lớn nhất, Ứng suất tổng cộng trên bề mặt ngoài là : snj=2Mjc6r+ss2r+s+c.Njc1s.ld =2.5,974.10-6.6.0,014+0,010,01.2.0,014+0,015+0,667.6,802.10-3.10,01.0,026 = 28,81 MPa Tương tự, trên bề mặt trong là: stj=-2Mjc6r-ss2r-s+c.Njc1s.ld =2.5,974.10-6.6.0,014-0,010,01.2.0,014-0,01+0,667.6,802.10-3.10,01.0,026 = 36,34 MPa Trong đó : s=d2-d12 =32-232 =0,005 (m) là chiều dày đầu nhỏ Mjc= MA+NA. r(1-cosg) – 0,5Pj. r. (sing-cosg) = 1,905.10-6+8,174. 10-3.0,014.(1-cos(114,26)) - 0,5.0,017.0,014.(sin(114,26) - cos(116)) = 5,974.10-6 MNm Njc=NA. cosg + 0,5Pj(sing- cosg) =8,17.10-6.cos(114,26)+0,5.0,017.(sin(114,26) - cos(114,26)) = 6,802.10-3MN glà góc ngàm, là góc giữa tiết diện C-C và tiết diện A-A ld=0,03 mm c là hệ số phụ, để đến ảnh hưởng của ứng suất nén dư với bạc lót đầu nhỏ, c=EdFdEdFd+EbFb=0,667 Ed,Ebmô đun đàn hồi vật liệu đầu nhỏ và bạc Fd,Fbtiết diện dọc của đầu nhỏ và bạc Khi chịu nén ( ở ĐCT, đầu hành trình dãn nở ) Lực nén được phân bố trên nửa dưới đầu nhỏ theo quy luật cosin và tổng lực khí thể và lực quán tính của nhóm piston: Pn = Pz – mnp.Rω2