Hướng dẫn đồ án môn học động cơ đốt trong - P5

Phần IV
tính toán nghiệm bền các chi tiết chính
của động cơ
Đ1. Khái quát.
Khi thiết kế, các chi tiết của động cơ đợc lựa chọn về hình
dạng, kích thớc và vật liệu cũng nh các yêu cầu kỹ thuật khác. Sau
khi chế tạo ở dạng mẫu thử và thử nghiệm, chúng đợc hoàn chỉnh
về mặt thiết kế và công nghệ rồi mới đợc đa vào sản xuất hàng
loạt. Bởi vậy, trong phạm vi đồ án môn học theo chơng trình giảng
dạy hiện nay tại Học viện KTQS, 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 phơng pháp tính kinh điển đ đã ợc đề
cập trong môn học kết cấu tính toán động cơ. Mục đích của 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 chịu lực thực tế.
Vì các chi tiết thực có hình dạng kết cấu phức tạp hơn so với
các chi tiết mẫu trong môn sức bền vật liệu và mối lắp ghép phức
tạp giữa các chi tiết cũng nh tính chất đa dạng của các loại tải
trọng nên việc xác định chính xác ứng suất, chuyển vị và biến dạng
đối với các chi tiết là rất khó khăn. Do vậy buộc ta phải dùng các
giả thiết, đơn giản hoá hình dạng chi tiết cũng nh sử dụng các hệ
số phụ để đơn giản hoá phép tính. Các công thức đợc sử dụng cũng
nh các kết quả thu đợc sẽ chỉ có ý nghĩa định tính mà thôi.
Khi động cơ làm việc, xuất hiện các loại lực sau đây:
+ Lực khí thể, đạt trị số cực đại ở đầu quá trình cháy d n nởã
(370ữ390
0
GQTK) nhng ta quy ớc là P
kmax
tại thời điểm pít tông ở

ĐCT, đầu hành trình cháy d n nở.ã
95
Khi động cơ làm việc ở những chế độ khác nhau thì lực khí thể
có trị số lớn nhất ở chế độ mô men xoắn cực đại.
+ Lực quán tính chuyển động quay P
r
và tịnh tiến P
j
:
Lực quán tính chuyển động tịnh tiến thay đổi trị số và đạt giá
trị cực trị khi pít tông ở ĐCT, ĐCD, còn đối với động cơ có hệ số
>
1
4
thì có thêm giá trị cực trị thứ ba ở vùng gần ĐCD. Khi pít
tông ở ĐCT thì lực quán tính tịnh tiến có trị số tuyệt đối là lớn
nhất (giá trị thực sẽ nhỏ nhất và có dấu âm).
Lực quán tính chuyển động quay có trị số không đổi nhng ph-
ơng tác dụng quay với vận tốc (trùng phơng với bán kính quay
của má khuỷu).
+ Lực ma sát: xuất hiện khi có sự chuyển động tơng đối giữa
hai bề mặt tơng tác, ví dụ pít tông - xy lanh, bạc - cổ trục... Độ lớn
của lực phụ thuộc vào nhiều yếu tố, đó là: áp lực, hệ số ma sát,
tốc độ chuyển động tơng đối.
+ Trọng lực: vì các chi tiết thực đều có khối lợng nên đều bị
trọng lực tác dụng. Để đơn giản việc tính toán ngời ta thờng bỏ
qua. Cũng với mục đích nh vậy, ta bỏ qua phản lực của khí thải
cũng nh của khí nạp vào xy lanh. Ngoài ra, động cơ còn chịu những
phụ tải sau:
+ Phụ tải nhiệt: xuất hiện khi có sự chênh lệch nhiệt độ giữa

các phần của một chi tiết hoặc khi có sự chênh lệch nhiệt độ giữa
các chi tiết thì sẽ làm thay đổi dung sai lắp ghép nếu chúng có hệ
số d n nở nhiệt khác nhau, thậm chí cho dù cả hai chi tiết đều cóã
cùng nhiệt độ nhng ở những chế độ nhiệt khác nhau thì ứng suất
do dung sai lắp ghép gây nên cũng khác nhau.
+ Phụ tải do dao động đàn hồi và dao động công hởng: Do các
chi tiết thực không thể cứng vững tuyệt đối nên dới tác dụng của
tải trọng biến thiên sẽ xuất hiện các dạng dao động. Những dao
96
động này gây nên ứng suất phụ và khi có hiện tợng cộng hởng thì
ứng suất cộng hởng có thể làm g y, vỡ, hỏng hóc chi tiết.ã
+ Phụ tải do lực siết bu lông hoặc mối ép căng khi lắp ghép các
chi tiết với nhau. Dạng phụ tải này thờng đợc xét đến dới dạng các
hệ số. Ngoài ra, còn phải kể đến những yếu tố ảnh hởng tới tình
trạng chịu lực thực tế của chi tiết ví dụ nh ứng suất d (luôn tồn tại
sau qúa trình gia công cơ khí, thờng ngời ta phải có các biện pháp
nh ủ để giảm bớt loại ứng suất này) hoặc mức độ mài mòn không
đồng đều cũng nh khả năng gia công chuẩn xác bề mặt. Những yếu
tố này đợc gia tăng ảnh hởng bởi khuyết tật và mức độ không đồng
đều của hợp kim khi tạo phôi.
Do tính chất phức tạp của tải trọng và của tình trạng chi tiết
nên việc tính toán kiểm nghiệm thờng đợc tiến hành theo các nội
dung sau:
- Tính toán sức bền;
- Tính theo độ cứng vững và mức độ mài mòn;
- Tính toán theo ứng suất nhiệt;
- Tính toán theo dao động đàn hồi và dao động cộng hởng.
Việc tính toán sức bền chi tiết gồm các bớc: xác định chế độ
làm việc nguy hiểm nhất, tải trọng ứng với chế độ đó, vị trí tính
toán và cuối cùng là bớc tính theo ứng suất cho phép hoặc tính theo

giới hạn mỏi của vật liệu (thông qua hệ số an toàn).
Những chi tiết chịu tải trọng thay đổi có tính chất chu kỳ với
tần số cao nh trục khuỷu, chốt pít tông, thanh truyền... đợc tính
theo giới hạn mỏi.
Việc tính toán theo độ cứng vững đôi khi còn quan trọng hơn
việc tính toán sức bền bởi nếu chi tiết không đủ cứng vững thì sẽ
bị biến dạng nhiều khi chịu tải và nh vậy việc tính toán sức bền sẽ
gặp nhiều sai số. Để đảm bảo độ cứng vững ta thờng chọn giá trị
97
thấp của ứng suất cho phép khi tính bền và áp dụng các giải pháp
tăng cứng tại những vùng trọng yếu.
Khi tính toán theo mức độ mài mòn ta giả thiết rằng tốc độ
mài mòn tỷ lệ thuận với áp suất bề mặt và tốc độ trợt tơng đối giữa
hai bề mặt. Nội dung tính toán gồm việc xác định áp suất riêng lớn
nhất và trung bình trên các bề mặt làm việc. Để tăng thêm mức độ
chính xác, ta tính đến các yếu tố phụ nh trạng thái bề mặt, chất l-
ợng bôi trơn, độ cứng vững, trạng thái nhiệt, tốc độ trợt tơng đối
v.v... . Tuy nhiên kết quả của phơng pháp tính toán này chỉ có ý
nghĩa định tính bởi có quá nhiều yếu tố ảnh hởng mà ta lại không
thể xác định chính xác đợc.
Tính toán theo dao động đàn hồi bao gồm việc xác định điều
kiện công hởng, biên độ cộng hởng và ứng suất cộng hởng từ đó kết
luận về sức bền của chi tiết. Nếu thấy cần thiết thì áp dụng những
biện pháp giảm tác hại của hiện tợng cộng hởng.
Khi tính toán theo ứng suất nhiệt cần xác định trờng nhiệt độ
và trờng ứng suất nhiệt của chi tiết, độ biến dạng nhiệt, trên cơ sở
đó chọn khe hở nhiệt cần thiết. Nếu cần thiết thì áp dụng các biện
pháp tăng cờng làm mát đối với chi tiết hoặc ngăn chặn bớt ảnh h-
ởng của sự d n nở nhiệt tự do. Những chi tiết làm việc trong điềuã
kiện nhiệt độ thay đổi liên tục nh pít tông, lót xy lanh, xéc măng,

xu páp, nắp máy ... cần đợc tính toán bền theo cả tải trọng cơ và tải
trọng nhiệt bởi vì đối với những chi tiết trọng yếu này, tải trọng
nhiệt đóng vai trò rất quan trọng và hai loại tải trọng cùng tác
dụng này luôn có tác động gia tăng hiệu ứng của nhau.
Đối với những chi tiết chịu tải thay đổi có tính chất chu kỳ thì
cần tính theo hệ số an toàn. Trớc hết cần xác định ứng suất lớn
nhất và ứng suất nhỏ nhất, sau đó tính ứng suất trung bình
m
,
m
và ứng suất biên độ
a
,
a
nh sau:


m
=
+
max min
2
98


m
=
+
max min
2

a
=

max min
2


a
=

max min
2
Giới hạn bền của vật liệu trong trờng hợp này đợc đặc trng
bằng giới hạn mỏi. Giới hạn mỏi trong chu kỳ kéo nén, uốn đối
xứng

max min
=
đợc ký hiệu là
-1
, đối với trờng hợp xoắn đối xứng
là
-1
. Trong chu trình mạch động (khi mà
max
hoặc
min
= 0); khi

chịu xoắn mạch động:
min
= 0) thì đợc ký hiệu là
0
và
0
).
Bản thân trị số giới hạn mỏi lại phụ thuộc vào nhiều yếu tố
khác nh hình dạng, kích thớc, độ bóng bề mặt của chi tiết, tính
chất (mức độ) đối xứng của chu trình tải trọng .... nên ta phải xác
định sức bền của chi tiết thông qua hệ số an toàn n

đối với ứng
suất pháp tuyến và n

đối với ứng suất tiếp tuyến. Hệ số an toàn là
tỷ số giữa ứng suất giới hạn và ứng suất thực tế lớn nhất của chu
trình đó. Biểu thức đợc xác định nh sau:
n
k
a m







=
+

1
. .
n
k
a m







=
+
1
.
Trong đó:
k

và k

: là hệ số thể hiện mức độ tập trung ứng suất do
hình dạng phức tạp của chi tiết thực.


và

: là hệ số kể đến ảnh hởng của kích thớc và độ bóng
bề mặt của chi tiết thực (so với mẫu thử sức bền).
99

và

: là hệ số quy dẫn chu trình không đối xứng về
chu trình đối xứng tơng đơng.




=

1
2
0
0




=

1
2
0
0
Nếu chi tiết chịu đồng thời cả hai dạng ứng suất pháp tuyến
và ứng suất tiếp tuyến thay đổi có tính chất chu kỳ thì hệ số an
toàn chung đợc xác định nh sau:
n

n n
n n

=
+


.
2 2
Đối với các chi tiết của động cơ n

, n

và n

nằm trong khoảng
2,5ữ5. Với các tham số và hệ số có thể tham khảo các tài liệu tơng
ứng.
Đ2. tính toán các chi tiết chính của nhóm
pít tông
2.1. Pít tông.
Khi kiểm nghiệm, các kích thớc chủ yếu của pít tông theo hình
dới đây đợc cho trớc trong các bảng phụ lục, nếu thiếu thì phải đo
trên chi tiết thực. Khi thiết kế pít tông mới, các kích thớc chủ yếu
đợc chọn theo kinh nghiệm và các sách hớng dẫn các bảng phụ lục
rồi chế taọ thử, thử nghiệm. Trên cơ sở đó tiến hành hiệu chỉnh để
có kích thớc hợp lý nhất.
100
Hình.18. Sơ đồ pít tông
a- Đỉnh pít tông.

Tính theo ứng suất uốn (phơng pháp Back) với những giả thiết
sau:
- Coi đỉnh là đĩa tròn, dày đồng đều và đặt tự do trên ống hình
trụ rỗng;
- áp suất khí thể p
zmax
tại ĐCT, cuối nén và phân bố đồng đều;
- Bỏ qua lực quán tính và trọng lực;
Đỉnh sẽ chịu uốn lớn nhất tại tâm đĩa (mặt dới chịu kéo) do
các lực
P
z max
2
và
P
z max
'
2
gây nên. Lực khí thể:
( )
P
p p
D
p
D
z
z o z
max
max max
.

2 8 8
2 2
=

[MN]
101
với điểm đặt là trọng tâm của nửa đĩa tròn đờng kính D:
y
D
1
2
3
= .

[m]
Phản lực
P
z max
'
2
có trị số đúng bằng
P
z max
2
và cách tâm đĩa một
khoảng y
2
:
y
D D

2
2
4
=
+
[m]
Mô men uốn:
M p D
u z i
=
1
24
3
max
.
[MNm]
Trong đó:
D
D D
i
=
+
2
2
[m]
ứng suất tại tâm đĩa:


u z
i

p
D
=
max
2
2
4
[MPa]
Trong đó: : chiều dày đỉnh [m]
So sánh ứng suất
u
với ứng suất uốn cho phép [
u
]. Đối với hợp
kim nhôm:
- Đỉnh không có gân [
u
] = 20 ữ25 MPa;
- Đỉnh có gân: [
u
] = 25 ữ190 MPa;
Đối với pít tông bằng gang:
- Đỉnh không gân: [
u
]= 40 ữ45 MPa;
- Đỉnh có gân [
u
] = 90 ữ200 MPa.
Ngoài phơng pháp Back, đỉnh pít tông có thể đợc coi nh đĩa
mỏng ngàm cứng vào đầu ống hình trụ và đợc tính uốn theo các

công thức sức bền vật liệu (phơng pháp Orlin), học viên tự tham
khảo.
102
b- Đầu pít tông.
Tiết diện nguy hiểm nhất chịu kéo và chịu nén thờng là tiết
diện ngang x - x nằm phía trên chốt chứa các lỗ thoát dầu bôi trơn
từ r nh xéc măng dầu.ã
+ ứng suất kéo (cuối hành trình thải, đầu hành trình
nạp):

K
jp
x x
p
x x
P
F
m j
F
= =

*
.
1
[MPa]
+ ứng suất nén (đầu hành trình cháy d n nở)ã


n
z

x x
p D
F
=

.
2
4
[MPa]
Trong đó:
m
1p
: phần khối lợng pít tông tính từ tiết diện x - x trở lên,
[kg];
F
x-x
: diện tích tiết diện ngang x - x trừ bớt diện tích qua đ-
ờng tâm của các lỗ thoát dầu bôi trơn, [m
2
].
ứng suất cho phép:
[ ]

K
= 10
MPa đối với hợp kim nhôm;
[ ]

n
= 25

MPa đối với hợp kim nhôm;
[ ] [ ]

K
n
;
= 40 MPa đối với gang.
Với đầu pít tông của động cơ hai kỳ, chỉ cần tính ứng suất nén.
c- Phần dẫn hớng
Xác định áp suất riêng trên bề mặt tiếp xúc với mặt gơng xy
lanh.
q
N
DL
p
th
=
max
[MPa]
Trong đó:
103
L
th
: chiều dài phần dẫn hớng, [m].
N
max
: lực ngang lớn nhất, [MN].
Đối với động cơ diezel:
( )
[ ]

N
D
p MN
zmax
max
, ,= ữ0 8 1 3
4
2

Đối với động cơ xăng:
( )
[ ]
[ ]
N
R
p D MN
zmax max
, , . .= 0 3 16 25 16
2


Trị số cho phép của q
p
nh sau:
Động cơ ô tô máy kéo :
[q
p
] = 0,3 ữ0,6 MPa
Động cơ ô tô cao tốc:
[q

p
] = 0,6 ữ1,2 MPa
d- Bệ chốt:
áp suất riêng trên bề mặt của nửa trên lỗ bệ chốt đợc xác định
nh sau:
[ ]
q
D
p P
d
MPa
b
z jp
C
=


2
1
4
2
.
.
Trong đó:
P
jp
= m
n
j
p

10
-6
[MN] : lực quán tính do khối lợng nhóm pít
tông m
n
gây nên; q
b
sẽ đạt trị số lớn nhất khi pít tông ở ĐCT cuối
nén,đầu cháy d n nở.ã
Tơng tự nh vậy, khi pít tông ở ĐCT nhng tại thời điểm đầu
nạp
đối với động cơ 4 kỳ thì áp suất trên bề mặt nửa dới của lỗ bệ chốt
đợc xác định nh sau:
104
q
P
d
b
j
p
c
1
1
2
=
.
[MPa]
Trong đó:
d
c

: đờng kính chốt pít tông, [m];
l
1
: chiều dài tiếp xúc giữa chốt và bệ chốt, [m].
So sánh q
b
và q
b1
với trị số áp suất cho phép. Đối với pít tông
bằng hợp kim nhôm, chốt bơi :
[q] = 20 ữ30 MPa
Pít tông bằng gang, bạc đồng, chốt bơi:
[q] = 35 MPa.
Trong phạm vi đồ án môn học, học viên không phải tính toán
khe hở nhiệt giữa pít tông và xy lanh cũng nh không phải tính
toán ứng suất nhiệt vì tính chất phức tạp của tải trọng nhiệt. Các
yếu tố ảnh hởng nh ứng suất nhiệt, ảnh hởng của sự tập trung ứng
suất và đặc tính biến thiên của các loại phụ tải đ đã ợc đề cập đến
khi chọn ứng suất cho phép.
2.2. Chốt pít tông.
Ngày nay hầu nh tất cả các chốt pít tông lắp trên động cơ xe
máy, ô tô, xe xích, xe tăng sử dụng kết cấu chốt bơi dạng trụ rỗng
với mục đích giảm khối lợng, tránh ứng suất tập trung và để chốt
mòn đều theo chu vi. Sơ đồ lắp ghép chốt và các kích thớc cơ bản đ-
ợc thể hiện trên hình 19:
Các số liệu có liên quan đợc ghi trong bảng phụ lục. Nếu thiếu
thì học viên cần tự tham khảo thêm tài liệu chuyên ngành. Thời
điểm tính toán: khi pít tông ở ĐCT, đầu hành trình cháy d n nở.ã
a- ứng suất uốn chốt.
Với giả thiết sự phân bố tải trọng riêng lên các vùng của bề

mặt nh hình trên, ứng suất lớn nhất xuất hiện giữa chốt và đợc
tính nh sau:
105
Hình.19. Sơ đồ lắp ghép chốt pít tông và sơ đồ phân bố tải
trọng
( )
( )
[ ]


u
P
z
P
jp
b a
d
c o
MPa=







+

2 1 5
1 2

3
1
4
,
,
Trong đó:
d
c
: đờng kính ngoài của chốt, [m];
b: khoảng cách giữa hai bệ chốt, [m];
a: chiều dài tiếp xúc với bạc đầu nhỏ, [m];

t
: chiều dài chốt pít tông, [m];
d
t
: đờng kính trong của chốt; [m].

0
=
d
d
t
c
P
D
p
z z
=

2
4
[MN] lực khí thể đầu hành trình d n nở (coi nhã tại
vị trí ứng với ĐCT).
P
jp
= + (m
p
+m
x
+ m
k
+ m
c
) j
p
.10
-6
[MN]
Lực quán tính do pít tông xéc măng, khoá h m và chốt gâyã
nên. Tại ĐCT, pít tông có gia tốc:
j
p
= R
2
(1 + )
m
s
2

b- ứng suất cắt chốt.
Chốt pít tông chịu cắt tại tiết diện nằm giữa bệ chốt và bạc
đầu nhỏ và đợc xác định nh sau:
( )
( )
( )



=
+ +

0 85 1
1
0 0
2
2
0
4
, P P
d
Z jp
c
Các trị số ứng suất uốn và cắt cho phép đợc nêu trong bảng
sau:

106
Bảng trị số ứng suất cho phép đối với chốt pít tông.
Bảng 29
Vật liệu chốt [
u
] [MPa] [ ] [MPa]
Thép các bon 60 ữ120 50 ữ60
Thép hợp kim 150 ữ250 50 ữ70
Thép hợp kim cao cấp 350 ữ450 80 ữ120
c- Tính độ biến dạng của chốt
Khi chịu lực, do sự phân bố áp lực không đồng đều theo chu vi,
ngời ta thờng giả thiết áp lực phân bố theo quy luật hình cosin
hoặc dạng hình ô van theo chu vi tiết diện ngang của chốt nh đợc
thể hiện trên hình 20:
Tiết diện giữa của chốt có độ biến dạng lớn nhất và đợc xác
định theo biểu thức:
( )
d
P P
E
k mm
Z jp
max
,
.
. [ ]=

+

0 09
1
1
0
0
3



Trong đó:
E: mô đun đàn hồi, đối với thép: E = 2.10
5
[MPa];

: chiều dài chốt, [m],
Hệ số hiệu chỉnh k theo
0
xác định nh sau:
k =1,5 -15 (
0
- 0,4)
3
Độ biến dạng cho phép [d
max
]=0,2 d

c
[mm], trong công thức
này d
c
[m],
107
Hình.20. Sơ đồ phân bố áp lực theo chu vi tiết diện ngang của
chốt
d- ứng suất biến dạng
ứng suất biến dạng cực đại nằm trong hai mặt phẳng nằm
ngang và thẳng đứng (theo đờng tâm xy lanh) tại các điểm 1, 2, 3,
và 4 nh trên hình 21:
ứng suất kéo trên bề mặt ngoài tại điểm 1 (=0
0
):
( ) ( )
( )




1
0 0
0
2
0
0 19
2 1
1
1

1
=

+ +











P P
d
k
Z jp
c c

,
[MPa]
ứng suất nén trên bề mặt trong tại điểm 2 (=0
0
):
( )
( ) ( )
( )

2
0 0
0
2
0
0 19
1 2 1
1
1
1
=

+ +

+









P P
d
k

Z jp
c c
o

,
[MPa]
ứng suất nén trên bề mặt ngoài tại điểm 3 ( = 90
0
)
( )
( ) ( )
( )



3
0 0
0 0
0 174
2 1
1
0 636
1
=

+ +

+

P P
d
k
Z jp
c c

,
,
[MPa]
ứng suất kéo trên bề mặt trong tại điểm 4 ( = 90
0
):
( ) ( )
( )




4
0 0
0
2
0

0
0 174
1 2 1
1
0 636
1
=

+ +











P P
d
k
z jp
c c

,
.
,
[MPa].

Theo tính toán, ứng suất nén tại điểm 2 và ứng suất kéo tại
điểm 4 có trị số lớn nhất.
108
Hình 21. Độ biến dạng và ứng suất biến dạng theo chu vi tiết
diện ngang.
Đối với chốt có
0
= 0,4ữ0,8, ứng suất biến dạng cực đại cho
phép nằm trong khoảng 60ữ170 MPa; với thép hợp kim cao cấp cho
động cơ cờng hoá công suất, trị số ứng suất biến dạng cho phép
nằm trong phạm vi 120ữ225 MPa.
e- áp suất tiếp xúc với (bạc) đầu nhỏ thanh truyền
[ ]
q
P P
l d
q
d
Z jp
d c
d
=


.
; trị số của [q
đ
] xem thêm sách giáo khoa
2.3. Xéc măng
Ngày nay xéc măng không đẳng áp đợc sử dụng rộng r i trênã

các loại động cơ do những đặc tính u việt tuyệt đối của nó so với xéc
măng đẳng áp.
Việc tính toán xéc măng đẳng áp đợc trình bày trong các sách
giáo khoa. Dới đây là phơng pháp Ghinsburg dùng để tính toán xéc
măng không đẳng áp. Đối với loại xéc măng này, quy luật phân bố
109
áp suất theo dạng hình quả lê đợc áp dụng. áp suất các loại xéc
măng và các kích thớc tính toán đợc thể hiện trên hình sau.
Hình 22. Kích thớc cơ bản của xéc măng và biểu đồ phân bố áp
suất.
+áp suất riêng trung bình của xéc măng lên mặt gơng (vách)
xy lanh:
3
tb
1
t
D
t
D
t
A
E15,0
p

=
Trong đó:
110
E: mô đun đàn hồi của vật liệu xéc măng, [MPa]; gang xám: E
=1.10
5
MPa, thép hợp kim: 2,2.10
5
MPa;
A: khe hở miệng xéc măng ở trạng thái tự do, [m];
t: chiều dày hớng kính của xéc măng, [m].
Trị số của p
tb
trong khoảng 0,1ữ0,25 MPa đối với xéc măng khí
và 0,2ữ 0,4 MPa đối với xéc măng dầu.
Dựa vào hệ số phân bố cho trong bảng (sách giáo khoa) ta có
thể xác định áp suất lên bề mặt gơng xy lanh ở vị trí bất kỳ.
+ ứng suất uốn làm việc sẽ lớn nhất tại tiết diện đối xứng I-I
(ứng suất kéo bề mặt ngoài):







=
1
t
D

D
E.A385,0
1u
[MPa]
+ ứng suất uốn lắp ghép lớn nhất tại bề mặt trong, tiết diện
đối xứng I-I (ứng suất kéo bề mặt trong):

u
E
A
t
m
D
t
D
t
2
4 1 0 11
1 4
=

,
,
[MPa]
Trong đó: m- hệ số phụ thuộc vào phơng pháp lắp xéc măng
vào r nh (tham khảo sách giáo khoa).ã
Các trị số của ứng suất cho phép nh sau:
- Đối với động cơ không cờng hoá công suất:
[

u1
] = 300 ữ 400 MPa ; [

u2
] = 400 ữ 450 MPa
- Đối với động cơ cờng hoá công suất:
[

u1
] = 200 ữ 300 MPa; [

u2
] = 300 ữ 350 MPa
Ngoài ra, khi thiết kế phải chọn sơ bộ khe hở miệng, khe hở
mặt đầu và khe hở hớng kính rồi tính toán kiểm tra lại khe hở khi
111
động cơ chịu toàn tải. Khi tính toán kiểm tra trong phạm vi ĐAMH

đối với động cơ có sẵn, học viên không phải tiến hành phần này.
Đ3. Tính toán nhóm thanh truyền
3.1. Tính toán đầu nhỏ thanh truyền
Đầu nhỏ thanh truyền chịu lực kéo nén thay đổi có tính chất
chu kỳ, ngoài ra nếu đợc ép bạc trợt thì đầu nhỏ còn chịu ứng suất
biến dạng (kéo) do mối ép căng gây nên. Với động cơ tĩnh tại và
động cơ có tốc độ trục khuỷu thấp có thể có kết cấu đầu nhỏ dày
d
d
2
1
1 5






,
còn đối với các động cơ cao tốc, phổ biến là kết cấu đầu
nhỏ mỏng
d
d
2
1
1 5

,
. Các kích thớc và sơ đồ thanh truyền đợc thể
hiện trên hình 23 và trong bảng phụ lục kèm theo.
a- Tính toán đầu nhỏ dày
d
d
2
1
1 5






,
Tại thời điểm khi pít tông ở ĐCT cuối thải, đầu hành trình
nạp, đầu nhỏ bị kéo trên tiết diện trung tâm ngang:
( )
( )


k
j j
d
P
F
m R

d d l
= =
+

6* *
.
2
2 1
1 10
[MPa]
Trong đó:
m
j
*
khối lợng của cả nhóm pít tông và nửa trên của đầu nhỏ
thanh truyền, [kg].
[ ]

k
= 30ữ60 [MPa]. Đối với các loại thép hợp kim, chọn ứng
suất cho phép về phía trị số lớn.
112
Hình 23 . Sơ đồ thanh
truyền
Ngoài ra nếu coi lực
p
j
*
phân bố đều trên mặt trong của đầu
nhỏ thì có thể tính theo công thức Lame:

k
p
d d
d d
=
+

2
2
1
2
2
2
1
2
[MPa]
Trong đó:
p: là áp suất phân bố đều theo hớng kính trên bề mặt trong
của đầu nhỏ và do thành phần lực sau gây nên:
a- Lực quán tính của khối lợng nhóm pít tông;
b- Lực căng do mối lắp ghép có độ dôi với bạc;
c- Lực căng do d n nở nhiệt giữa bạc và đầu nhỏ.ã
( )
p
m R
l d
d
d d
d d

E
d d
d d
E
np
d
t
c
c
b
=
+
+
+
+

+
+
+

à à
2 6
1
1
2
2
1
2
2
2
1
2
1
2 2
1
2 2
1 10.
.

[MPa]
Trong đó:
113
m
np
: khối lợng toàn bộ nhóm pít tông, [kg];

: độ dôi mối lắp ghép bạc - đầu nhỏ, [m];

t
= d
c
. t
0
(
b
-) [m];
d
c
: đờng kính trong của bạc đầu nhỏ, [m];
E: mô đun đàn hồi vật liệu đầu nhỏ, chọn: 2,2.10
5
MPa đối với
thép;
E
b
: mô đun đàn hồi vật liệu bạc, chọn: 2,2.10
5
MPa đối với
đồng thau;
à = 0,3 : hệ số Poát xông.
ứng suất kéo lớn nhất xuất hiện trên bề mặt trong (theo công
thức Lame):

k
p
d d

d d
=
+

2
2
1
2
2
2
1
2
[MPa]
So sánh trị số tính đợc với ứng suất cho phép.
b- Tính toán đầu nhỏ mỏng
d
d
2
1
1 5<






,
theo Kinasoshvili
+ Khi chịu kéo (ở ĐCT cuối thải, đầu nạp)
Trên cơ sở thực nghiệm và tính toán giáo s Kinasoshvili đa ra

giả thiết tính toán và các công thức nh sau:
- Coi lực quán tính P
*
j
(bỏ qua khối lợng nửa trên đầu nhỏ)
phân bố đều theo hớng kính trên đờng chu vi trung bình của đầu
nhỏ:
p
P
j
=
2
[MPa]
=
+d d
m
1 2
4
[ ]
114
Hình.24. Sơ đồ tính toán đầu nhỏ mỏng
- Coi đầu nhỏ là một dầm cong đối xứng ngàm tại tiết diện C-
C về mỗi phía nh hình vẽ trên với góc ngàm đợc xác định nh sau:



= +
+
+
90

2
2
0
2
1
arccos
H
d
[độ]
- Coi bạc ép căng vào đầu nhỏ cũng biến dạng tơng đơng nh đầu
nhỏ.
- Cắt dầm cong tại tiết diện đối xứng A-A và thay bằng lực
kéo và mô men uốn tơng ứng N
A
và M
A
:
N
A
=P
j
(0,572 - 0,0008 ) [MN]
M
A
= P
j
(0,00033 - 0,0297) [MNm]
Trên cơ sở nh vậy, bài toán chuyển sang dạng đơn giản và có
thể xác
115

định lực pháp tuyến và ứng suất uốn tại tiết diện bất kỳ giữa A - A
và C - C.
Qua khảo sát ngời 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:
( )




nj jc c
d
M
s
s s
Nj
s l
=
+
+
+

2
6
2
1
.
.
[MPa]
Tơng tự, đối với bề mặt trong:
( )




tj jc jc
d
M
s
s s
N
s l
= 2


+

6
2
1
.
.
[MPa]
Trong đó:

s
d d
=

2 1
2
, chiều dày đầu nhỏ, [m];
M
jc
= M
A
+ N
A
. (1-cos ) - 0,5 P
j
(sin - cos) [MNm]
N
jc
= N
A

cos + 0,5 P
j
(sin - cos) [MN]
: góc ngàm, là góc giữa tiết diện C-C và tiết diện A - A
: hệ số phụ, kể đến ảnh hởng của ứng suất nén d đối với bạc lót
đầu nhỏ:
=
+
E F
E F E F
d d
d d b b
E
đ
, E
b
: mô đun đàn hồi vật liệu đầu nhỏ và bạc, F
đ
,F
6
; tiết diện
dọc của đầu nhỏ và của bạc.
Khi tính đầy đủ cho các tiết diện ta có thể vẽ đợc biểu đồ ứng
suất bề mặt trong và ngoài của đầu nhỏ trong trờng hợp chịu kéo,
và khi thay đổi góc ngàm thì ứng suất bề mặt cũng thay đổi theo.
Biểu đồ ứng suất dới đây thể hiện rõ hơn điều đó .
+ Khi chịu nén ( ở ĐCT, đầu hành trình d n nở )ã
116
Lực nén - theo Kinasoshvili - đợc phân bố trên nửa dới đầu
nhỏ theo quy luật cosin và là tổng của lực khí thể và lực quán tính:

P
n
= P
z
- m
np
.R.
2
( 1+ ).10
-6
[MN]
Hình 25. ứng suất bề mặt trong

tj
và ứng suất bề mặt ngoài

nj
trong
trờng hợp chịu kéo.
Cũng vẫn với những giả thiết giống nh trờng hợp chịu kéo, mô
men uốn M
A
và lực pháp tuyến N
A
tại tiết diện đối xứng A-A có thể
xác định theo đồ thị trên hình 26:
Tại tiết diện nguy hiểm C-C:
M
nc
= M

A
+N
A
. (1-cos) -P
n
.
(
sin
sin cos )





2
1
+

[MNm]
N
nc
= N
A
.cos + P
n
(
sin
sin cos )

2
1
+
[MN]
Trong hai công thức trên tính bằng rađian.
( )




nZ n
c
n
c
d
M
s
s s
N
sl
=
+
+
+

2
6
2
1
[MPa]
( )




tZ nc nc
d
M
s
s s
N
sl
=


+

2
6
2
1
[MPa]
Sau khi tính toán cho các tiết diện trung gian khác ta sẽ đợc
biểu đồ ứng suất nh đợc thể hiện ở hình trên.
117
+ ứng suất biến dạng:
Xuất hiện do mối lắp ghép căng giữa bạc và lỗ đầu nhỏ (nếu
có) và do d n nở nhiệt khi động cơ làm việc. Nhiệt độ làm việc củaã
đầu nhỏ khoảng 370ữ450
0
K.
Hình 26. Sơ đồ tính toán đầu nhỏ, đồ thị thực nghiệm và ứng
suất trên
các bề mặt đầu nhỏ khi chịu nén.
Độ dôi do d n nở nhiệt đã ợc xác định nh sau:

t
= (
b
- ) t
0
.d
1

[m]
: hệ số d n nở nhiệt của đầu nhỏ, với các loại thép có thể chọnã
= 1.10
-5
[1/độ].

b
: hệ số d n nở nhiệt vật liệu bạc, với đồng thau: 1,8 .10ã
-5
[1/
độ].
118
Tổng độ dôi +
t
gây áp suất lên bề mặt lắp ghép và đợc xác định
nh sau:
p
d
d d
d d
E
d d
d d
E
t
c
c
b
=
+

+

+
+
+















1
2
2
1
2
2
2
1
2
1

2 2
1
2 2
à à
[MPa]
Các tham số: tham khảo phần tính đầu nhỏ dày.
ứng suất biến dạng do p gây nên đợc tính theo công thức
Lame:
Trên bề mặt ngoài đầu nhỏ:

n
p
d
d d
=

2
1
2
2
2
1
2
[MPa]
Trên bề mặt trong đầu nhỏ:

t
p
d d
d d

=
+

2
2
1
2
2
2
1
2
[MPa]
ứng suất biến dạng (kéo) có thể đạt tới 100ữ150 MPa.
+ Hệ số an toàn chung cho đầu nhỏ:
Do đầu nhỏ chịu kéo, nén với ứng suất thay đổi có tính chất
chu kỳ và không đối xứng nên phải tính bền theo hệ số an toàn
chung.
ứng suất cực đại của chu trình:

max
=
nj
+

n
.
ứng suất cực tiểu của chu trình:

min
=

nz
+

n
.
Tại tiết diện nguy hiểm C-C và tại điểm nguy hiểm nằm trên
bề mặt ngoài của đầu nhỏ hệ số an toàn đợc xác định theo biểu
thức sau:
119