Tóm tắt Luận án Nghiên cứu độ bền vỏ cầu chủ động ô tô tải nhỏ sản xuất, lắp ráp tại Việt Nam

Ti u chuẩn So r rg, ti u chuẩn Goo m n, ti u chuẩn th o giới hạn chảy và ti u chuẩn G r r. uận án sử ụng phần mềm Hyp r orks để tính toán, ứng suất g y m i e đƣợc xác định th o ti u chuẩn Goodman: 1a m e uS n      Các giá trị ứng suất a, m đƣợc lấy t kết quả tính toán th o tải trọng động. Giới hạn ền củ Su đƣợc chọn th o vật liệu và hệ số n toàn n đƣợc chọn th o y u cầu thiết kế 61 . 7 2.2 h nh tính to n ền vỏ cầ chủ động ng phần mềm H p Wo k HyperWorks 13.0 là phiên bản mới trong bộ phần mềm CAE của công ty Altair (Mỹ). Trong luận án sử dụng 3 mo ul ƣu việt của HyperWorks 13.0 trong việc tính toán ph n tích độ bền của v cầu: Hyp r sh chi lƣới cấu trúc), OptiStruct (các giải pháp tối ƣu, các ài toán tĩnh và động) và SolidThinking (tối ƣu hó kết cấu). Các ƣớc xác lập mô hình tính toán bền một chi tiết trong HyperWorks về cơ ản cũng nhƣ các phần mềm CAE khác. 2.2.1 Mô hình 3D vỏ cầu chủ động xe tải Trong nghiên cứu này, mô hình 3D của v cầu chủ động ô tô tải đƣợc xây dựng bằng phần mềm Catia (hình 2.7), s u đó đƣợc đƣ vào Hyp r orks 2.2.2 Gán vật liệu HyperWorks cung cấp kho vật liệu lớn đã đƣợc kiểm chứng thực tế. Với v cầu chủ động ô tô tải, vật liệu thƣờng đƣợc sử dụng là gang cầu. . . Chia lưới Trong nghiên cứu này, phƣơng pháp chi lƣới đƣợc chọn là kiểu tự động kết hợp với điều chỉnh lƣới bằng tay. Phần tử đƣợc chọn là phần tử tiêu chuẩn tetras có kích thƣớc là 5mm. Mô hình bao gồm 451976 phần tử và 110946 nút. Việc kiểm chứng mô hình chi lƣới đã đƣợc kiểm soát theo các tiêu chuẩn đƣợc đề ra bởi các nhà nghiên cứu phát triển và ứng dụng phần mềm chuyên dụng. Các tiêu chuẩn đánh giá chất lƣợng lƣới đƣợc dựa trên kết quả đánh giá độ lệch của phần tử so với phần tử tiêu chuẩn. . . Đặt ràng buộc Với kết cấu cầu chủ động có bán trục giảm tải hoàn toàn, vị trí gối đ chặn tại 2 đầu v cầu đƣợc mô ph ng bằng ràng buộc dịch chuyển th o 3 phƣơng (vị trí lắp ổ bi). Tại tâm cầu chủ động, mô men xoắn sinh ra t động cơ truyền xuống trong trƣờng hợp xe chuyển động th ng sẽ tác động lên v cầu. Trong trƣờng hợp này, mô men xoắn tác động lên v cầu trong khoảng giữa 2 vị trí đặt nhíp. Do đó trong mô hình mô ph ng, ràng buộc mô men xoắn đƣợc đặt tại tâm cầu. Hình 2.7 Mô hình v c u ch ng xe t i Hình 2.9 M ì i v c u trong HyperMesh v i ph n tử tiêu chuẩ ó c là 5 mm 8 . . Đặt lực Ngoại lực tác dụng lên v cầu là các thành phần phản lực đặt tại vị trí bắt nhíp lên v cầu. Nhƣ vậy, trong trƣờng hợp tổng quát, tại m i vị trí liên kết giữa v cầu và hệ thống treo (2 bên trái - phải) có 6 thành phần lực và mô men. Đối với ài toán tĩnh lực tĩnh xác định độ bền phá hủy của v cầu, các thành phần lực đƣ vào ƣới các giá trị là hằng số và đƣợc nhập trực tiếp vào mô hình lực. Đối với ài toán động nhƣ trƣờng hợp xe chuyển động tr n đƣờng có mấp mô ngẫu nhiên), các giá trị lực động là các v ctơ th o thời gian thực, ch ng đƣợc nhập vào t các file dữ liệu (ví dụ t xt, xc l, . 2.2.6 Xuất kết quả Sau khi thực hiện quá trình tính toán phân tích bằng phần mềm, kết quả thu đƣợc về chuyển vị và ứng suất tƣơng đƣơng Von is s đƣợc thể hiện ƣới dạng phổ màu. Ngoài ra, kết quả phân tích có thể thu đƣợc thông qua giá trị ứng suất, biến dạng lớn nhất th y đổi theo thời gian ài toán động). 2.3 Xây dựng mô hình tính toán tải trọng động tác dụng lên vỏ cầu 2.3.1 Phư ng ph p xâ ựng mô hình ô hình xác định các tải trọng động tác dụng lên v cầu trong trƣờng hợp xe chuyển động tr n đƣờng đƣợc xác định t mô hình động lực học của xe tải 2 cầu. Sử dụng mô hình động lực học có thể xác định đƣợc tải trọng động lên v cầu trong nhiều trƣờng hợp chuyển động củ x khi đi tr n đƣờng. Trong nghiên cứu này, tác giả sử dụng phƣơng pháp tách cấu trúc hệ nhiều vật để thiết lập mô hình động lực học. 2.3.2. Phân tích cấu trúc ô tô và các giả thiết Luận án sử dụng các giả thiết sau trong quá trình mô tả động lực học của xe tải 2 cầu: 1. ô hình động lực học không gian tổng quát; 2. Mô hình ô tô tải nhẹ 2.45 tấn có 2 trục (cầu sau chủ động là đối xứng theo trục dọc của xe; 3. Th n x đƣợc coi nhƣ một tấm ph ng có khối lƣợng M đặt tại trọng t m. Trong trƣờng hợp tổng quát, thân xe có 6 chuyển động (6 bậc tự do) bao gồm: 3 chuyển động tịnh tiến theo các trục x (trục dọc), y (trục ngang), z (trục th ng đứng và 3 góc xo y tƣơng ứng:  (góc lắc dọc - quay quanh trục y),  (góc lệch bên - quay quanh trục z),  (góc lắc ngang - quay quanh trục x); 4. Các cầu xe (cầu trƣớc - 1, cầu sau - 2) là các khối lƣợng không đƣợc tr o đƣợc coi nhƣ các thanh ph ng, có khối lƣợng mA1, mA2 đặt tại trọng tâm của chúng. M i cầu xe có 3 chuyển động tịnh tiến: theo trục dọc (x1, x2), theo trục ngang (y1, y2), theo trục th ng đứng (A1, A2) và 1 chuyển vị góc lắc ngang quanh trục dọc (A1, A2). B qua góc xoay của cầu xe theo trục th ng đứng và trục ngang; 5. Th n x đƣợc nối với các cầu xe thông qua hệ thống tr o đặc trƣng ởi các độ cứng 9 Cij và hệ số cản giảm chấn Kij). (chỉ số i: 1 – trƣớc; 2-sau; chỉ số j: 1-trái; 2-phải); 6. Cầu xe liên kết với mặt đƣờng bằng ánh x đàn hồi, đặc trƣng ởi độ cứng CLij; 7. B qua thành phần cản trên lốp; 8. B qu tác động củ gió đến chuyển động của xe. Với các giả thiết cấu tr c nhƣ vậy thì mô hình động lực học xe tải có thể đƣợc mô tả theo các thể hiện nhƣ tr n hình 2.14. Hình 2.14 Mô hình không gian xe t i Nhƣ vậy, mô hình cấu trúc của xe tải sẽ có 14 tọ độ suy rộng (14 bậc tự do) bao gồm: 6 bậc tự do mô tả chuyển động của thân xe - khối lƣợng đƣợc treo (x, y, z, , , ), 2 bậc tự do mô tả cầu trƣớc (cầu thứ 1) - khối lƣợng đƣợc treo 1 (A1, A1), 2 bậc tự do mô tả cầu sau (cầu thứ 2) - khối lƣợng đƣợc treo 2 (A2, A2) và 4 bậc tự do mô tả góc quay của bánh xe (11, 12, 21, 22). 2.3.3 Thiết lập hệ phư ng trình vi phân mô tả động lực học của xe Hệ phƣơng trình vi ph n mô tả động lực học của xe tải đƣợc xây dựng nhờ phƣơng pháp tách vật và đặt các ngoại lực lên t ng vật là các phản lực liên kết giữa các vật, s u đó sử dụng nguy n l D'Al m rt để thiết lập các phƣơng trình vi ph n mô tả chuyển động của t ng vật theo các tọ độ suy rộng. Hệ phƣơng trình vi ph n tổng quát mô tả động lực học của xe tải 2 cầu nhằm xác định các tải trọng động lên v cầu đƣợc mô tả ở hệ (2.84) bao gồm 14 phƣơng trình vi ph n. 10 11 11 12 12 21 21 22 22 11 11 12 12 11 11 12 12 21 22 11 11 12 12 11 11 12 12 21 22 Z 1 11 11 11 cos cos sin sin cos cos sin sin ( cos sin C K C K C K C K x x y y x x y y x x y y x y Mz F F F F F F F F Mx F F F F F F M y My F F F F F F M x J b F F                                            11 11 11 12 12 2 21 22 2 21 22 1 11 11 12 12 11 11 12 12 1 11 11 12 12 2 21 21 22 22 ' ' 11 12 21 22 1 11 12 2 21 cos sin ) ( ) ( ) ( cos cos sin cos ) ( ) ) ( )( x y x x y y y y x x y C K C K C K C K g x x g x F F b F F l F F l F F F F J l F F F F l F F F F M M M M h r F F h r F                                    ' '22 1 1 2 11 ) c x x C11 K11 C12 K12 1 C21 K21 C22 K22 2 A A CL11 CL12 KL11 KL12 C11 K11 C12 K12 Ax1 A1 C12 K12 C11 K11 1 CL11 KL11 CL12 KL12 y F J β = (F +F - F - F )w +(F +F - F - F )w m = (F + F F + F (F + F + F + F ) J β = (F +F - F - F )w +(F +F - F - F )b + ( F       11 12 12 11 11 12 12 1 2 2 2 os cos sin siny x x A A CL21 CL22 KL21 KL22 C21 K21 C22 K22 ' ' Ax2 A2 C22 K22 C21 K22 2 CL21 KL21 CL22 KL22 2 y21 y22 Ayij ij ij xij zij F F F )r m = (F + F + F + F )-(F + F - F - F ) J β = (F +F - F - F )w +(F +F - F - F )b +(F +F )r J φ = M - F + fF r         (2.84) 1,2; 1,2ij i j                           Trong đó, các lực liên kết hệ thống tr o đƣợc xác định theo mô hình hệ thống tr o nhƣ s u:         11 11 11 11 C11 11 11 11 11 11 11 11 11 11 11 11 11 11 F n n dyn dyn t n dyn dyn t t dyn dyn K C z f khi z f C z khi f z f C z f khi z f F K z                                  (2.61) Mô hình lốp dạng phi tuyến theo hàm mẫu Ammonn [15-17, 19], các phản lực dọc Fx, ngang Fy đƣợc tính t mô hình tích hợp: 2 2 2 2 ,max ,max ,max 2 2 2 2 ,max x,max ,max ( , ) ( ) ( ) (s , ) ( ) ( ) x x x x x z x x x x x y x y z y s s F s F t f s s s s F F t f                   (2.76) Các phản lực Fzij đƣợc xác định theo các thông số động học tính đƣợc t mô hình o động bánh xe thứ ij: t CLij KLij Gij ij Aij ij zij t ij Aij ij F + F + F khi h - ξ - f 0 F = 0 khi h - ξ - f <0            (2.78) 11   ij t Lij ij Aij ij Aij ij CLij t t z ij Aij ij C h - ξ khi h - ξ - f 0 F = F khi h - ξ - f <0            (2.79) CHƯƠNG . HẢ T Đ NH GI ĐỘ ỀN VỎ CẦU CHỦ ĐỘNG XE TẢI .1 Tính to n x c đ nh c c tải t ọng đặc t ưng t c động l n cầ chủ động t 3.1.1 Thông số kỹ thuật của xe tham khảo Dongfeng 2.45 tấn Xe tải ben Dongfeng 2.45 tấn là dòng xe liên doanh giữa công ty Việt Trung và tập đoàn Dongfeng Trung Quốc. Trong luận án, các thông số về khối lƣợng, kích thƣớc đƣợc tham khảo t catalog của nhà sản xuất và đo trực tiếp tr n x . Các mô m n quán tính đƣợc tính gần đ ng th o phƣơng pháp khối hộp đồng chất. Các thông số của hệ thống treo, nhíp độ cứng, hệ số cản giảm chấn đƣợc tham khảo [4, 19]. .1. C c chế độ tính bền theo tải trọng cực đại Trong nghiên cứu khảo sát này, 4 chế độ tính bền tĩnh với tải trọng cực đại (xem mục 2.1.2) đƣợc sử dụng với mục ti u xác định độ bền của v cầu và so sánh với kết quả tính truyền thống. .1. Tính to n x c đ nh tải t ọng động Các trƣờng hợp khảo sát tải trọng động trong bao gồm: Xe chuyển động th ng trên đƣờng đi qua mấp mô có định dạng; Xe chuyển động th ng tr n đƣờng mấp mô (theo tiêu chuẩn ISO 8608:1995). 3 1 3 1 ó ấp mô đơn ạng sin đƣợc sử ụng trong khảo sát o có kết cấu đơn giản cũng nhƣ ễ thực hiện thí nghiệm để kiểm chứng. Trong nghiên cứu này, chiều c o củ mấp mô hình sin đƣợc sử dụng với chiều cao mấp mô cực đại Hm = 0.04m; chiều dài mấp mô Lm = 0.5m. 3 trƣờng hợp khảo sát với mấp mô định dạng bao gồm: Mấp mô đơn đều 2 bên bánh xe; Mấp mô đơn đặt 1 bên bánh xe; Mấp mô đơn đặt lệch 2 bên bánh xe. Các kết quả khảo sát là các thành phần lực dọc (Fx2i, i = 1, 2) và lực th ng đứng (Fz2i, i = 1, 2 đặt lên v cầu. Các kết quả này sẽ ng để so sánh với mô hình thí nghiệm kiểm chứng chƣơng 4 . Ngoài r , trong nghiên cứu này cũng đánh giá về giá trị cực đại của các tải trọng động (max(Fx2i), max(Fz2i)). Kết luận: Các khảo sát về ảnh hƣởng của vận tốc đến tải trọng động tác động lên v cầu trong trƣờng hợp x đi qu mấp mô có định dạng nhằm mục ti u xác định tính đ ng đắn của mô 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0 0.01 0.02 0.03 0.04 x (m) h ( m ) Hình 3.1 M p mô m ng: mô t theo chi u dài 12 hình. Khi vận tốc tăng, giá trị của các tải động tăng ph hợp đ ng qui luật. Khi mấp mô 2 bên mặt đƣờng đều nhau, chỉ xuất hiện thành phần lực dọc và lực th ng đứng. Khi chỉ có mấp mô một bên vết bánh xe, xuất hiện lực ngang và lực th ng đứng biến đổi nhiều ở bên vết có mấp mô. Trƣờng hợp mấp mô 2 bên mặt đƣờng khác nhau cho thấy sự xuất hiện và lệch ph đ ng qui luật của các thành phần lực dọc, lực ngang và lực th ng đứng. Hình 3.2b T i tr ng c i d c (m u 2 bên bánh xe) Hình 3.3b T i tr ng c i th ng (m u 2 bên bánh xe) 3.1.3.2 Xe chuy ng th ng m p mô theo tiêu chuẩn ISO 8608:1995 Hình 3.11b M p mô m ng E-F (v = 40 km/h) Hình 3.12b T i tr c Fx2i ( = 40 / , ng E-F) Hình 3.13b T i tr th ng ng Fz2i (v = 40 km/h, ng E-F) Hình 3.14b T i tr ng c i theo th ng 30 40 50 60 0 1000 2000 3000 4000 5000 v (km/h) m a x (F x 2 2 ) (N ) 30 35 40 45 50 55 60 3 3.1 3.2 3.3 3.4 3.5 x 10 4 v (km/h) m a x (F z 2 2 ) (N ) 0 5 10 15 20 25 -0.3 -0.2 -0.1 0 0.1 0.2 t (s) h ( m ) E-F 0 5 10 15 20 25 -5000 0 5000 t (s) F x 2 i (N ) Fx2i 0 5 10 15 20 25 0 1 2 3 4 x 10 4 t (s) F z 2 i (N ) Fz2i 30 35 40 45 50 55 60 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 5.5 x 10 4 v (km/h) m a x (F z 2 i) ( N ) Duong B-C Duong C-D Duong D-E Duong E-F 13 ấp mô mặt đƣờng đƣợc mô tả theo tiêu chuẩn ISO 8608:1995 (phần 2.1 đƣợc sử ụng trong khảo sát tiếp theo nhằm xác định ảnh hƣởng của tải trọng động tr n mô hình đƣờng thực. Trong nghiên cứu này, 4 loại đƣờng theo ISO 8608:1995 đã đƣợc khảo sát (B-C đƣờng tốt), đƣờng C-D đƣờng trung ình , đƣờng D-E đƣờng xấu và đƣờng E-F đƣờng rất xấu)). Mấp mô mặt đƣờng đƣợc đặt đều trên 2 vết bánh xe, xe chuyển động th ng. Hình 3.11b mô tả mấp mô mặt đƣờng E-F theo hàm thời gian. Kết quả lực dọc tại một bên nhíp khi xe chạy với vận tốc v = 40 km/h tr n đƣờng tiêu chuẩn E-F đƣợc thể hiện trên hình 3.12b. Lực th ng đứng tác động tại vị trí đặt 1 bên nhíp trên v cầu (xe chạy với vận tốc v = 40 km/h tr n đƣờng tr n đƣờng E-F thể hiện trên hình 3.13b. Hình 3.14b mô tả sự th y đổi của giá trị cực đại của lực th ng đứng theo vận tốc trên các loại đƣờng khảo sát. Các kết quả trên hình 3.14b cho thấy: với cùng 1 loại đƣờng, khi vận tốc chuyển động củ x tăng l n, giá trị lực dọc tăng và lực th ng đứng động cũng tăng. Kết quả này mô tả đ ng hiện tƣợng vật lý củ ô tô khi tăng tốc. Với cùng 1 giá trị vận tốc, khi chất lƣợng mặt đƣờng xấu đi, mấp mô bề mặt tăng l n, các giá trị tải trọng động cũng tăng. Kết luận chung: Các khảo sát về tải trọng động tác động lên v cầu chủ động xe tải nh trong nhiều trƣờng hợp cho ph p đánh giá mô hình xác định tải trọng động tác động lên v cầu. Các giá trị và quy luật biến đổi của các thành phần lực động (lực dọc, lực th ng đứng, lực ngang) đã phản ánh đ ng các quy luật thực tế khi xe chạy tr n đƣờng. Mặt khác, các khảo sát về tải trọng động cho thấy giá trị giới hạn củ nó chƣ vƣợt quá giá trị củ ch ng trong các trƣờng hợp tiêu cực 4 trƣờng hợp tính toán độ bền của v cầu khi chịu các tải trọng tĩnh cực đại). Tuy nhiên, chế độ tải trọng động chính là thông số đầu vào cho ài toán xác định độ bền m i của v cầu khi chạy tr n đƣờng. 3.2 Phân tích kết cấ v đ nh gi độ bền của vỏ cầu chủ động . .1 Đ nh gi độ bền phá hủy của vỏ cầu ở c c t ường hợp ch u tải trọng tĩnh lớn nhất Dựa trên các kết quả tính toán khảo sát đã trình ày ở phần 3.1, có thể thấy rằng tải trọng đặt lên v cầu đạt các giá trị lớn nhất trong 4 trƣờng hợp "cực đo n". Chính vì vậy, trong nội ung ph n tích đánh giá độ bền v cầu chủ động, các chế độ tải trọng trong các trƣờng hợp nêu trên là cần thiết. Kết quả của việc ph n tích này cho ph p đánh giá độ bền (thông qua giá trị ứng suất) trên toàn bộ kết cấu v cầu cũng nhƣ là cơ sở để cải thiện kết cấu của v cầu. Các trƣờng hợp khảo sát bao gồm: chuyển động th ng với lực k o cực đại (TH1); chuyển động th ng với lực ph nh cực đại (TH2); Qu y v ng với lực ng ng cực đại (TH3); chuyển động tr n đƣờng xấu với phản lực th ng đứng cực đại (TH4). Kết luận: S u khi ph n tích các trƣờng hợp đặt lực tr n mô hình ài toán tĩnh, có thể nhận thấy ứng suất chủ yếu tập trung tại các khu vực có gờ hoặc các góc cạnh của v cầu, tuy nhiên ứng suất lớn nhất trên v cẩu xảy r trong trƣờng hợp 4 (chuyển động tr n đƣờng xấu với lực th ng đứng cực đại , đạt giá trị gần 207 MPa. Giá trị ứng suất này vẫn nh hơn so với ứng suất cho phép của vật liệu gang cầu là 490 MPa nên v cầu chƣ ị phá hủy. Tuy nhiên, nhiều 14 vùng trên v cầu th a bền nhiều, o đó phƣơng án đƣợc đề xuất là thiết kế cải tiến mô hình v cầu tr n cơ sở giảm bề dầy v cầu, tăng có góc lƣợn tại các bề mặt có tập trung ứng suất. Hình 3.34 K t qu chuy n v v c u và v trí có giá tr l n nh t (TH4) Hình 3.35 Ứng su t tổng h p Von Misses trên v c m có giá tr l n nh t (TH4) . . Đề xuất cải tiến kết cấu vỏ cầ th o hướng giảm khối lượng và tập trung ứng suất Mục tiêu của cải tiến thiết kế v cầu là giảm khối lƣợng v cầu và giảm các vùng tập trung ứng suất bằng cách tạo khoét rộng hoặc đắp thêm, tạo các góc lƣợn, tăng g n chịu lực nhằm phân bố lại ứng suất đều trên toàn bộ v cầu nhƣng vẫn đảm bảo điều kiện bền tĩnh và các tính năng làm việc của v cầu chịu tải hoàn toàn. Hình 3.40 Phân bố l i ng su t trên toàn b v c u v i hệ số an toàn bằng 3 Với mục tiêu tối ƣu khối lƣợng v cầu với các điều kiện ràng buộc về độ cứng vững lớn nhất và hệ số an toàn nh nhất là 3, quá trình tối ƣu v cầu đã đƣợc mô ph ng bằng phần mềm HyperWorks với mô đun Soli Thinking, kết quả tối ƣu nhƣ hình 3.40. Một số vị trí có hệ số an toàn lớn đƣợc đề xuất giải pháp cắt b khối lƣợng tại các vị trí đó: phần tâm v cầu, phần mo y ơ ph nh, đầu các ổ i và mo y ơ, 15 Hình 3.41 Các vùng vật liệu th a b ã ã c cắt g t d a trên phân tích mô hình ng su t tổng h p và hệ số an toàn trên v c u Mô hình v cầu sau tối ƣu hoàn toàn ph hợp với kết quả khảo sát ứng suất tổng hợp trên v cầu. Tuy nhi n, để đảm bảo giữ nguyên kết cấu n ngoài cũng nhƣ tính năng hoạt động của v cầu, NCS đã thiết kế lại chi tiết v cầu để đảm bảo hình áng cũng nhƣ chức năng của nó. Các đề xuất cải tiến kết cấu v cầu trong t ng v ng nhƣ s u: 1) Phần v giữa, ứng suất tập trung chủ yếu ở vành tròn nên mô hình cải tiến thử nghiệm làm m ng phần giữ đi t 10mm còn 5mm và vát phần góc để tăng cứng vững cho vùng tập trung ứng suất. a) Ứng suất tại vòng v giữa trên mô hình v cầu nguyên bản b) Kết cấu vùng v giữa của v cầu nguyên bản c) Kết cấu vùng v giữa sau cải tiến Hình 3.42 C i ti n vùng v giữa 2 V ng đặt bó quang nhíp, ứng suất tập trung rất thấp nên vật liệu có thể khoét b , thành dày 10mm, đƣợc vát ở các góc để tăng cứng vững 3) Vùng chuyển tiếp gần mo y ơ đƣợc làm trơn để giảm tập trung ứng suất, phần tiết diện đƣợc làm nh đi, đảm bảo lƣợng vật liệu cần ng không đổi 4) Vùng ít tập trung ứng suất sát khu vực lắp ổ bi: Vùng này tập trung ứng suất ít nên có thể làm nh tiết diện lại, đồng thời tạo vát ở vùng chuyển tiếp tránh tập trung ứng suất 5) Khoét b bớt vật liệu ở vùng tập trung ứng suất ít ở mặt đầu v cầu 6) Phần v chuyển tiếp giữa phần v cacte và phần chứa các bán trục đƣợc làm hẹp lại và tạo 16 vát để dồn vật liệu về nơi có ứng suất tập trung lớn. Phía bên trong v đã đƣợc vát nhƣ đã nói ở tr n n n độ cứng vững vẫn đƣợc đảm bảo 7) Phần v sát với khu vực bắt nhíp đƣợc làm hẹp lại và tạo vát để dồn vật liệu về nơi có ứng suất tập trung lớn. Phía bên trong v đã đƣợc vát nhƣ đã nói ở tr n n n độ cứng vững vẫn đƣợc đảm bảo S u khi đã cải tiến với các góc cạnh sử đổi nhƣ tr n, v cầu sau cải tiến đƣợc dựng lại ở mô hình 3D nhƣ hình 3.50. Khối lƣợng của v cầu sau cải tiến là 65.59 kg, so với khối lƣợng v cầu cũ 93.35 kg, nhƣ vậy đã giảm gần 29.7% khối lƣợng vật liệu v cầu. . . Đ nh gi lại độ bền phá hủy của vỏ cầu sau khi cải tiến Sau khi cải tiến mô hình, v cầu đã đƣợc tính toán kiểm tr độ bền trong các trƣờng hợp đặt lực giống nhƣ mô hình nguy n ản. Có thể nhận thấy ứng suất tập trung tại các khu vực có gờ hoặc các góc cạnh của v cầu đã giảm, các điểm tập trung ứng suất đã chuyển sang các vùng có bề dầy m ng hơn. . . Đ nh gi độ bền của vỏ cầ ưới t c động của tải trọng động Các chế độ tải trọng động là thƣờng xuyên xuất hiện khi xe chạy tr n đƣờng, chúng có thể g y n n độ bền m i. Do đó việc xác định độ bền phá hủy vẫn cần tính toán khảo sát trong trƣờng hợp này. Ở đ y, chế độ tải trọng động khi xe chạy th ng tr n đƣờng xấu (D-E) và rất xấu (E-F) theo tiêu chuẩn ISO 8608:1995 đƣợc chọn để khảo sát. Việc đánh giá này đƣợc thực hiện với cả mẫu v cầu nguyên bản và mẫu v cầu sau cải tiến. B ng 3.9 So sánh các giá tr m tập trung ng su ng l n nh t trên mô hình v c u nghiên c u trong 2 lo i m ng ngẫu nhiên D-E và E-F Mô hình Nguyên bản Cải tiến Khối lƣợng (kg) 93,359 65,596 Loại đƣờng Đƣờng D-E Đƣờng E-F Đƣờng D-E Đƣờng E-F Số hiệu phần tử 292317 292317 444690 4449690 ỨS max (MPa) 204 315 202 396 Trong nghiên cứu này, chế độ tải trọng động đƣợc chọn khi xe chạy với vận tốc v = 40 km/h, đ y là vận tốc xe tải thƣờng sử dụng khi chuyển động tr n đƣờng. Kích động t mấp mô mặt đƣờng đƣợc lựa chọn trên hai loại đƣờng xấu (D-E) và rất xấu (E-F) theo tiêu chuẩn ISO 8608:1995. Hình 3.50 Mô hình v c u sau khi c i ti n 17 Kết luận: Việc ph n tích ái toán động trên hai mô hình v cầu trƣớc và sau khi cải tiến cho thấy có sự cải thiện rõ rệt, đầu tiên là khối lƣợng của chi tiết đã giảm t 93,35 kg xuống còn 65,59 kg (giảm 29,7%), mặt khác, ứng suất đƣợc phân bố đều trên toàn bộ chi tiết và ứng suất lớn nhất tập trung lớn nhất trên v cầu cải thiện đã giảm so với trƣớc. Vị trí các điểm tập trung ứng suất o đó đã ịch chuyển sang vị trí khác. Tuy vẫn nh hơn ứng suất cho phép, nhƣng kết quả 396 MPa vẫn là một giá trị ứng suất khá cao, do đó cần thiết phải tiếp tục cải tiến kết cấu v cầu th o hƣớng cải thiện độ bền m i. . . Đ nh gi độ bền mỏi của vỏ cầu và cải thiện kết cấu 3.2.5.1 Phân tích bài toán m i c a v c u trong ph n m m chuyên dụng HyperWorks Phân tích bài toán m i trong phần mềm Hyp r orks cũng ựa trên lý thuyết m i đƣ r ở phần 2.1. 3.2.5.2 K t qu phân tích bài toán m i c a v c u Việc đánh giá độ bền m i của cả v cầu nguyên bản và v cầu sau cải tiến kết cấu đƣợc thực hiện trong trƣờng hợp tải trọng động lớn với chế độ thƣờng xuyên hoạt động củ x trƣờng hợp x đi tr n đƣờng rất xấu). Các chế độ mấp mô mặt đƣờng khảo sát là loại đƣờng D-E và E-F theo tiêu chuẩn ISO 8606:1995. Các tải trọng động tác động lên v cầu khi xe chạy trên đƣờng đƣợc xác định t mô hình động lực học. Hình 3.70 Số chu kỳ m i trên mô hình nguyên b n , v i lo ng E-F Hình 3.71 Số chu kỳ m i trên mô hình c i ti n l n 1, v i lo ng E-F Kết quả tổng hợp về nghiên cứu độ bền m i đối với mô hình v cầu đƣợc thể hiện trong bảng 3.13. Khi xe chạy tr n đƣờng D-E, đối với cả 2 mẫu v cầu trƣớc và sau khi cải tiến, số chu k m i tại mọi điểm trên v cầu đều lớn hơn 106. Khi xe chạy tr n đƣờng E-F, với mẫu nguyên bản, số chu k m i tại mọi điểm trên v cầu đều lớn hơn 106, nên có thể coi là v cầu 18 đủ độ bền m i (hình 3.70). Với mô hình cải tiến lần 1, điểm m i đồng thời cũng là điểm tập trung ứng suất lớn nhất ở phần tử số 444690 (hình 3.71), có số chu k m i là 5.468.105, nhƣ vậy theo lý thuyết là không đủ độ bền m i. B ng 3.13 So sánh số chu kì b n m i trên mô hình v c u nguyên b n, c i ti n l n 1 và c i ti n l n 2 v i 2 lo i m ng ngẫu nhiên D-E và E-F Mô hình Nguyên bản Cải tiến lần 1 Cải tiến lần 2 Khối lƣợng (kg) 93,35 65,59 67,15 Loại đƣờng D-E E-F D-E E-F D-E E-F Vị trí điểm m i nh nhất 374998 374998 444690 444690 261082 261082 Số chu kì nh nhất 2.428x10 8 3.431x10 6 2.78x10 8 5.468x10 5 8,318x10 8 6.318x10 6 Nhƣ vậy là v cầu sau cải tiến lần 1 đã cải thiện về độ bền m i (số chu k , nhƣng vẫn xuất hiện điểm m i ở phần tử 444690. Do đó, cần tiếp tục cải tiến kết cấu. Để thực hiện mục tiêu này, trong cải tiến lần 2, khu vực qu nh điểm m i 444690 (hình 3.72 đƣợc tăng ền bằng cách tăng án kính củ góc lƣợn. Góc lƣợn tại vị trí tập trung ứng suất đƣợc điều chỉnh tăng dần t 25mm đến 30mm, với mục đích tăng số chu kì m i củ mô hình vƣợt giới hạn chu kì m i là 106 lần. Hình dáng tổng thể của mô hình sau cải tiến lần 1 và lần 2 thể hiện trên hình 3.72b và 3.72c. a) V trí tập trung ng su t b) Mô hình c i ti n l n 1 c) Mô hình c i ti n l n 2 Hình 3.72 C i ti ó n t i v trí tập trung ng su t Sau cải tiến lần thứ 2, o tăng th m kích thƣớc tăng vật liệu) cho v cầu nên ko cần kiểm nghiệm lại độ bền phá hủy với ài toán tĩnh và ài toán động, mà chỉ cần kiểm nghiệm lại với bài toán m i. Kết quả tổng hợp thể hiện trong bảng 3.13 và hình 3.73. Hình 3.73 thể hiện số chu k m i trên mô hình cải tiến lần 2 và bảng 3.13 thể hiện kết quả so sánh về số chu k m i trên các mô hình nguyên bản, cải tiến lần 1 và cải tiến lần 2 khi xe chạy với các loại đƣờng D-E và E-F theo tiêu chuẩn ISO 8608:1995. Sau khi cải tiến lần 2, số 19 chu kì m i đã đạt đƣợc đến 6.318x106. Số chu kì m i này đã đạt yêu cầu đƣợc đặt r n đầu trƣớc khi cải tiến mô hình th o độ bền m i. So với mô hình v cầu nguyên bản (93, 35 kg) thì khối lƣợng v cầu cũng đã giảm đáng kể (giảm 28%). Hình 3.73 Số chu kỳ m i trên mô hình c i ti n l n 2, v i lo ng E-F 3.3. Kết luận chư ng Những kết quả điển hình đạt đƣợc đã trình ày ở chƣơng 3 bao gồm: - Tính toán các tải trọng cực đại tác động lên v cầu trong các bài toán kiểm bền tĩnh. - Tính và khảo sát ảnh hƣởng của các thông số sử dụng đến các tải trọng động tác dụng lên v cầu. Các kết quả cho thấy các quy luật phù hợp với lý thuyết động lực học. - Các kết quả khảo sát tải trọng động với các điều kiện sử dụng khác nhau cho thấy, về mặt giá trị thì các tải trọng này không vƣợt quá 4 trƣờng hợp "cực đo n". Do đó, để an