Chương 4
Tính toán sức bền của nhóm piston – nhóm thanh truyền – trục khuỷu và bánh đà
80
pdfMachine by Broadgun Software - a great PDF writer! - a great PDF creator! -
Chương 4
Tính toán sức bền của nhóm piston – nhóm thanh truyền – trục khuỷu và bánh đà
81
Chương 4
TÍNH TOÁN SỨC BỀN CỦA NHÓM PISTON – NHÓM THANH TRUYỀN –
TRỤC KHUỶU VÀ BÁNH ĐÀ
I. TÍNH TOÁN SỨC BỀN CỦA NHÓM PISTON
Nhóm piston gồm có piston, chốt piston, xécmăng khí, xécmăng dầu, và các chi tiết hãm chốt
piston. Trong quá trình làm việc của động cơ đốt trong thì nhóm piston có các nhiệm vụ chính sau:
-
Tiếp nhận lực khí thể và truyền lực ấy cho thanh truyền (trong quá trình cháy và giãn nở)
để làm quay trục khuỷu, nén khí trong quá trình nén, đẩy sản vật cháy ra khỏi xylanh trong
-
Xem đỉnh piston như một đóa tròn, có chiều dày đồng đều (
) đặt tự do trên hình trụ rỗng.
-
Áp suất khí thể Pz tác dụng trên đỉnh piston phân bố đều.
Lực khí thể P
z
= p
z
.F
p
và phản lực của nó gây uốn đỉnh piston (hình 4.2). Xét ứng suất uốn tại
tiết diện x-x.
Trên nửa đỉnh piston có các lực tác dụng sau đây:
-
Lực khí thể:
z
2
z
p
4
D.
2
1
2
P
d
1
Dd
3
l
b
d
bd
2
I
Chương 4
Tính toán sức bền của nhóm piston – nhóm thanh truyền – trục khuỷu và bánh đà
82
D
3
3
D2
D
2
P
yy
2
P
M
1z
12
z
u
coi D
D
1
3
iz
1
zu
W
M
(4-1)
Ứng suất cho phép như sau:
-
Đối với piston hợp kim nhẹ:
Đỉnh không có gân:
2520
u
250200mMN
2
2
cmkG
.
Đỉnh có gân:
2
cmkG
.
Đỉnh có gân:
20090
u
2000900mMN
2
2
cmkG
.
b) Phương pháp Orơlin
Phương pháp này coi đỉnh piston là một đóa tròn ngàm cứng vào phần đầu piston. Sơ đồ tính
toán được giới thiệu trên hình 4.3.
Giả thiết này tương đối thích hợp với các đỉnh mỏng (loại có làm mát đỉnh:
(4-2)
y
1
Hình 4.2. Sơ đồ tính toán
đỉnh piston.
2
p
z
x
x
y
y
2
y
p
z
O
D
2
mMN
(4 -3)
Trong đó:
– hệ số poátsông, đối với gang
= 0,3 đối với nhôm
= 0,26
r – khoảng cách từ tâm đỉnh piston đến mép ngàm cố đònh của đỉnh.
Ở tâm đỉnh:
z
2
2
yx
p
r
1
8
3
Đối với thép:
100
1000mMN
2
2
cmkG
-
Đối với hợp kim nhôm:
60
600mMN
2
mMN
(4 -5)
Ứng suất cho phép
k
:
22
k
cmkG100mMN10
Ứng suất nén:
II
2
maxz
II
k
n
F.4
D.
p
F
P
22
n
cmkG400mMN40
.
-
Đối với nhôm:
22
n
cmkG250mMN25
.
I.1.3. Tính thân piston
Tính thân piston chủ yếu là chọn chiều cao của thân để áp suất của piston nén trên xylanh
không quá lớn, tạo điều kiện thuận lợi cho bôi trơn và giảm mài mòn.
Kiểm nghiệm theo công thức sau:
th
max
th
l.D
N
K
l
R
thông số kết cấu.
tỷ số nén.
maxz
P
áp suất cực đại tính theo (MN/m
2
).
D
đường kính xylanh tính theo (m).
p
F
diện tích piston tính theo (m
2
).
Trò số cho phép của
mMN
-
Động cơ ôtô cao tốc:
2.16.0K
th
2
mMN
I.1.4. Tính bệ chốt piston
Tính bệ chốt piston cũng nhằm mục đích kiểm tra khả năng duy trì màng dầu bôi trơn cho bề
mặt của chốt piston.
Áp suất nén trên bệ chốt tính theo công thức sau:
1cp
z
b
ld2
P
K
-
Đối với chốt lắp tự do, piston bằng gang hợp kim.
22
b
cmkG350mMN35K
.
-
Chốt lắp cố đònh, piston bằng hợp kim nhẹ:
22
b
cmkG300250mMN3025K
-
Chốt lắp cố đònh, piston bằng gang:
0,003)D
Gang (0,004
0,006)D (0,001
0,002)D
Khi xét đến khe hở, ta thường xét đến khe hở nóng và khe hở lạnh. Khe hở nóng là khe hở
hướng kính giữa piston và xylanh ở trạng thái phụ tải quy đònh, có thể xác đònh theo công thức:
D.
''
(4 -9)
Trong đó:
'
– khe hở tương đối hướng kính của piston ở trạng thái nóng.
D – đường kính xylanh.
Khi làm việc bình thường, giữa piston và xylanh cần đảm bảo khe hở tương đối
'
như sau:
-
ỞÛ phần đỉnh piston:
0025.00020.0'
d
.
-
(ở vùng cần tính khe hở).
Từ các biểu thức trên ta có thể rút ra đường kính piston ở vùng cần xác đònh khe hở.
Chương 4
Tính toán sức bền của nhóm piston – nhóm thanh truyền – trục khuỷu và bánh đà
86
pp
'
xlxl
p
t1
D.t.1
D
(4-11)
Chỉ cần thay các số hạng trong (4-10) bằng các trò số tương ứng ở vùng cần xác đònh khe hở, ta
xác đònh được đường kính piston ở vùng ấy.
I.2. Tính toán sức bền của chốt piston
Chốt piston làm việc trong trạng thái chòu uốn,
chòu cắt, chòu va đập và biến dạng. Vì vậy phải tính
sức bền của chốt ở các trạng thái chòu lực. Sơ đồ chòu
lực của chốt piston được giới thiệu trên hình 4.4.
I.2.1. Tính ứng suất uốn
Ta coi chốt piston như một dầm đặt tự do trên
hai gối tựa. Để thuận tiện trong tính toán, người ta có
4
đ
l
2
l
1d2.0
P
43
cp
z
2
mMN
(4 -12)
Trong đó:
u
W
môđuyn chống uốn của
o
– đường kính trong của chốt (m).
l – khoảng cách hai gối đỡ (m).
l
d
– chiều dài đầu nhỏ thanh tryền (m).
Nếu coi lực tác dụng phân bố như sơ đồ 4.4b thì ứng suất uốn được xác đònh theo (4 – 13).
Coi lực
2
P
z
tác dụng ở điểm cách đầu mút chốt piston một khoảng
1
l
3
2
Trong đó: l
1
– chiều dài làm việc của hệ chốt.
II
I
I
Hình 4.4. Sơ đồ lắp ghép và trạng thái
chòu lực của chốt piston.
l
u
1d.2,1
l.5,1l2lP
d
2
mMN
(4-13)
Nếu coi
đ
ll
1
thì
43
cp
cpz
u
1d2,1
l5.0lP
42
cp
2
z
c
1d
1P85.0
2
mMN
(4-16)
Ứng suất uốn và cắt cho phép được giới thiệu trên bảng 4 -2:
Bảng 4 – 2
Ứng suất uốn và cắt cho phép
Vật liệu chốt piston
u
,
2
mMN
2
70 (500
700)
Thép hợp kim cao cấp 350
450 (3.500
4.500)
I.2.3. Áp suất tiếp xúc trên đầu nhỏ thanh truyền
Tính áp suất tiếp xúc nhằm mục đích kiểm tra điều
kiện bôi trơn chốt piston. Kiểm tra theo công thức sau:
cp
z
d.l
P
K
đ
d
2
mMN
(4-17)
Áp suất cho phép:
-
Đối với chốt lắp tự do:
Tính toán sức bền của nhóm piston – nhóm thanh truyền – trục khuỷu và bánh đà
88
I.2.4. Ứùng suất biến dạng
Do lực phân bố trên chiều dài của chốt không đồng đều nên ứng suất trên các tiết diện khác
nhau cũng khác nhau. Ở khoảng giữa chốt piston, lực tác dụng lớn nhất nên biến dạng cũng nhiều
nhất. Chốt piston biến dạng thành hình ôvan (hình 4.5). Giáo sư Kinaxôtsvili đã làm thí nghiệm với
các loại chốt piston có tỷ số:
8.04.0
d
d
cp
0
Và đã đưa ra một số công thức tính ứng suất biến dạng. Ông giả thiết rằng lực tác dụng trên
chiều trục của chốt piston phân bố theo đường parabol có số mũ từ
35,2
, lực trên phương thẳng góc
E – mô đun đàn hồi, đối với các loại thép có thể chọn:
2625
cmkG10.2mMN10.2E
.
Độ biến dạng tương đối:
cmmm002.0
d
d
cp
max
cp
. (4-19)
Do sự biến dạng thành hình ôvan nên trong tiết diện của chốt piston sinh ứng suất biến dạng.
Trên các điểm 1, 2, 3, 4 (hình 4.7) có ứng suất lớn nhất. Ứng suất biến dạng tính theo các công
thức sau:
-
Tại điểm 1 trên mặt ngoài (
= 0
0
) ứng suất kéo:
Hình 4.6. Quy luật phân bố lực trên chốt piston.
d
o
(4-20)
-
Tại điểm 3 trên mặt ngoài (
= 90
0
) ứng suất nén:
k
1
636.0
1
12
174.0
dl
-
Tại điểm 2 trên mặt trong (
= 0
0
) ứng suất nén:
k
1
1
1
121
19.0
dl
P
2
cpcp
z
0,i
0
P
2
cpcp
z
90,i
0
(4-23)
Theo tính toán, ở điểm 2 có ứng suất nén lớn nhất và ở điểm 4 có ứng suất kéo lớn nhất.
Đối với các loại chốt piston có hệ số kích thước
= 0,4
0,8 ứng suất biến dạng cực đại cho
phép
max
i
= 0
o
a
P
z
Hình 4.8. Ứng suất biến dạng trên tiết
diện chốt piston.
Chương 4
Tính toán sức bền của nhóm piston – nhóm thanh truyền – trục khuỷu và bánh đà
90
Khi lắp vào xylanh, xécmăng luôn luôn chòu ứng suất uốn. Áp suất trên mặt công tác được giả
thiết phân bố đều như hình 4.8. Xécmăng có tiết diện hình chữ nhật, chiều dài t, chiều cao h. Khi lắp
vào xylanh, đường kính ngoài của xécmăng là D, đường kính trung bình là D
o
.
00
r2tDD
cos1r.r.h.pdsinr.r.h.pdMM
00
(4-24)
Tại tiết diện A – A,
0
, mômen uốn có trò số cực đại.
D
t
A
A
M
max
B
m = 2
m = 1
m = 1,57
Phiến đệm
t
D
1
t
D
p3
ht
6
1
D
t
1phD
2
1
W
M
2
2
max
1u
2
mMN
(4-26)
Ứng suất uốn cho phép
cos1
M
M
max
(4-27)
Do đó ứng suất tại tiết diện bất kỳ:
cos1
2
1u
a
(4-28)
Do sai số trong quá trình chế tạo xécmăng, áp suất phân bố trên xécmăng thường không đồng
đều. Tính áp suất trung bình p
tb
có thể dùng công thức sau:
33
tb
1
t
D
Df
E142.0
1
cmkG10.00,1mMN10.00,1E
-
Đối với gang hợp kim:
2625
cmkG10.20,1mMN10.20,1E
f
lượng biến dạng của xécmăng:
t45.2fAf
0
;
A
độ mở miệng ở trạng thái tự do.
0
f
khe hở phần miệng xécmăng ở trạng thái công tác.
Để đảm bảo bao kín, trò số cho phép của áp suất bình quân nằm trong giới hạn
u2
được tính theo công thức sau:
2
2u
1
t
D
t
f
115.01
E
m
9.3
(4-31)
Trong đó: m – hệ số lắp ghép, xem hình 4.8.
Nếu lắp bằng tay: m = 1
Lắp bằng phiến đệm: m = 1,57
Lắp bằng kìm: m = 2.
Trong tính toán thường chọn m = 1,57.
Ứng suất cho phép
cũng lớn hơn ứng suất công tác
u1
.
Khi gia công, xécmăng chòu ứng suất gia công
3u
.
1u3u
.
(4-32)
Trong đó:
– hệ số gia công; thông thường chọn
3,125,1
.
I.3.2. Tính toán xécmăng không đẳng áp
Xécmăng không đẳng áp khi lắp vào xylanh, áp suất phân bố như (hình 4.9). Áp suất ở phần
miệng xécmăng rất lớn. Xécmăng không đẳng áp thường tính theo phương pháp Ghinxbua, cụ thể
tiến hành như sau:
Hình 4.9. Phân bố áp suất của xécmăng đẳng áp và
xécmăng không đẳng áp.
a) phân bố áp suất khi xécmăng còn mới.
b) phân bố áp suất khi xécmăng đã mòn.
1) xécmăng không đẳng áp.
30
o
60
o
2
90
o
120
o
150
o
Chương 4
Tính toán sức bền của nhóm piston – nhóm thanh truyền – trục khuỷu và bánh đà
93
-
Chọn tỷ số D/t theo công thức sau:
100.H
E
2
H
m
hệ số xác đònh theo công thức sau;
m
gC
2
H
m
1
;
g
hệ số gia công, nếu dùng phương pháp chế tạo xécmăng (gia công hai lần)
có thể chọn
25,1g
.
C
m
hệ số có quan hệ với mômen uốn cực đại, nó thể hiện áp suất tập trung ở
phần miệng (khoảng
00
2010
hai bên miệng). Trò số của C
m
thay đổi
theo tỷ số
1tD
4,1tD
gmC2
32
t
A
m
(4-34)
Bảng 4 – 3 Trò số của C
m
p
max
/p
tb
C
m
P
min
/p
tb
10
0
1,84
1,76
1,80
1,82
1,85
1,70
1,82
1,84
1,87
Trong đó:
– hệ số phụ thuộc vào đường cong phân bố áp suất, thông thường
196,0
.
Xécmăng của các loại động cơ thường có
3020
t
D
;
45,2
t
A
.
Chương 4
Tính toán sức bền của nhóm piston – nhóm thanh truyền – trục khuỷu và bánh đà
4,1
t
D
t
D
m
3t
A
1E4
2
u
(4-37)
-
Áp suất phân bố trên các điểm (hình 4.9):
tb
p.p
Trong đó:
– hệ số phân bố áp suất, xác đònh theo góc
trên hình sau:
Ứng suất cho phép
1u
,
2u
,
3u
mm15,009,0
1
o
Xécmăng thứ ba:
mm10,006,0
1
o
Xécmăng dầu:
mm08,003,0
1
o
Đối với xécmăng khí:
mm7,03,0
2
o
Đối với xécmăng dầu:
mm5,15,0
2
Chương 4
D.003,0f
0
mm
Xécmăng dầu:
D.002,0001,0f
0
mm
II. TÍNH TOÁN SỨC BỀN CỦA NHÓM THANH TRUYỀN
Nhóm thanh truyền gồm có: thanh truyền; bulông thanh truyền và bạc lót thanh truyền. Trong
quá trình làm việc nhóm thanh truyền nhận lực tác dụng từ piston truyền xuống trục khuỷu, làm quay
trục khuỷu và đưa công suất động cơ ra ngoài.
Các chi tiết thuộc nhóm thanh truyền chòu tải trọng và ứng suất thay đổi, nhất là trong động cơ
tăng áp và trong động cơ tốc độ cao. Mục đích tính toán sức bền nhóm thanh truyền là xác đònh ứng
suất, độ biến dạng, và hệ số an toàn của đầu nhỏ, đầu to, thân và bulông thanh truyền.
II.1. Tính sức bền của đầu nhỏ thanh truyền
Khi động cơ làm việc thì đầu nhỏ thanh truyền chòu các lực sau:
-
– Đường kính ngoài và
đường kính trong của đầu nhỏ (4.10).
Ứng suất kéo do lực quán tính
j
P
của khối lượng
nhóm piston ứng với số vòng quay lớn nhất tác dụng
lên đầu nhỏ thanh truyền có thể xác đònh theo công
thức đơn giản sau:
sl2
R
maxj
k
đ
2
mMN
(4 -38)
Hình 4.10. Sơ đồ tính toán đầu
nhỏ thanh truyền.
d
2
d
1
6030
k
2
m/MN
. Trò số lớn dùng cho thanh truyền làm bằng thép
hợp kim, trò số nhỏ dùng cho thanh truyền làm bằng thép cácbon.
II.1.2. Tính sức bền của đầu nhỏ thanh truyền mỏng
Đa số động cơ tốc độ cao hiện nay đều dùng kết cấu đầu nhỏ mỏng có
5,1
d
d
1
2
.
Ta biết rằng trong quá trình làm việc, đầu nhỏ thanh truyền chòu lực kéo do lực quán tính của
nhóm piston, lực nén do hợp lực của lực quán tính, lực khí thể và lực sinh ra do lắp ghép và biến dạng
nhiệt.
a) Tính sức bền của đầu nhỏ thanh truyền khi chòu lực kéo
Lực kéo đầu nhỏ là lực quán tính
j
P
, lực này sinh ra ứng sức uốn và kéo tác dụng trên đầu
nhỏ. Sơ đồ tính toán giới thiệu trên hình 4.11 với các giả thuyết như sau:
-
(hình 4.11). Xác đònh góc
theo công thức sau:
12
0
r
2
H
arccos90
(4-40)
Trong đó:
2
r
bán kính ngoài của đầu nhỏ.
1
bán kính góc lượn nối đầu nhỏ với thân.
H
chiều rộng của thân chỗ nối với đầu nhỏ.
Tính toán sức bền của nhóm piston – nhóm thanh truyền – trục khuỷu và bánh đà
97
xxjxAAj
cossinP5,0cos1NMM
xxjxAj
cossinP5,0cosNN
Trong đó:
AA
N,M
– mômen uốn và lực pháp tuyến sinh ra khi cắt một nửa đầu nhỏ thanh
truyền tại tiết diện A – A
0
x
.
Nếu coi đầu nhỏ thanh truyền chòu lực như một dầm cong ngàm một đầu ở tiết diện C – C thì
có thể tính gần đúng theo công thức sau với
0
x
90
sẽ có giá
trò lớn hơn. Và tiết diện nguy hiểm nhất sẽ là tiết diện ngàm C – C
x
.
Do đó mômen uốn và lực kéo tại tiết diện C – C bằng:
cossinP5,0cos1NMM
jAAj
cossinP5,0cosNN
jAj
Nhưng do giả thiết bạc lót và đầu nhỏ đều bò biến dạng khi lắp ghép với nhau (khi ép bạc lót
vào đầu nhỏ, bạc lót chòu ứng suất nén dư, còn đầu nhỏ chòu ứng suất kéo dư nên khi làm việc đầu
nhỏ thanh truyền không chòu toàn bộ lực kéo
j
N
4
-
43
)
Hình 4.11. Sơ đồ lực tác dụng khi đầu
nhỏ thanh truyền chòu kéo.
A
A
r
2
r
1
1
H
2
H
Chương 4
Tính toán sức bền của nhóm piston – nhóm thanh truyền – trục khuỷu và bánh đà
98
b
F,F
d
tiết diện dọc của đầu nhỏ thanh truyền và bạc lót.
dd
l.ddF
12
db
l.ddF
b1
Vậy lực kéo thực tế tác dụng lên tiết diện của đầu nhỏ thanh truyền là:
jk
N.N
sl
1
N
s2s
s6
M2
kjtj
d
(4-48)
Từ các công thức trên ta có thể tính được ứng suất trên mặt ngoài và mặt trong tại các tiết diện
bất kỳ trên cung AC (
0
x
đến
x
). Ứng suất tại các tiết diện này phân bố như hình 4.12 và
hình 4.13.
tjnj
đ
(4-49)
Hình 4.12. Ứùng suất trên mặt trong và
mặt ngoài đầu nhỏ thanh truyền.
Hình 4.13. Quan hệ của ứng
suất mặt ngoài với góc
.
tj
nj
nj
nj
Chương 4
Tương tự như trên đối với cung BC
0
90
sin
2
sin
PcosNN
Trong công thức 4-50 và 4-51 góc
tính theo radian.
Giá trò
AA
N,M
được xác đònh theo đồ thò trên hình 4.15. Hình 4.16 biểu thò ứng suất trên mặt
trong và mặt ngoài của đầu nhỏ khi chòu nén.
Từ hình 4.14 ta thấy tiết diện ngàm C – C (
x
) là tiết diện nguy hiểm nhất có:
-
Ứng suất mặt ngoài bằng:
sl
1
N
s2s
s6
M2
2z2znz
đ
(4-53)
(
4
-
5
0
)
Hình 4.14. Sơ đồ lực tác dụng khi đầu nhỏ
thanh truyền chòu nén.
a)
b)
A
B
C
M
A
C
A
(4-51)
Chương 4
Tính toán sức bền của nhóm piston – nhóm thanh truyền – trục khuỷu và bánh đà
100
Trong đó: M
z2
, N
z2
– Mômen uốn và lực pháp tuyến tại tiết này xác đònh theo công thức sau:
c) Ứng suất biến dạng của đầu nhỏ thanh truyền
Ứng suất biến dạng sinh ra do thanh truyền chòu nhiệt và do bạc lót lắp ghép có độ dôi với đầu
nhỏ thanh truyền.
Khi động cơ làm việc, nhiệt độ đầu nhỏ thanh truyền có khi lên đến
0
430370
K. Vì vậy thanh
truyền và bạc lót đều giãn nở. Nhưng do vật liệu chế tạo bạc lót và thanh truyền khác nhau nên mức
độ giãn nở cũng khác nhau do đó gây ra ứng suất biến dạng.
Độ giãn nở khi đầu nhỏ thanh truyền chòu nhiệt tính theo công thức sau:
1
td
ttbt
Hì
nh 4.16.
Đồ thò xác đònh trò
số N
A
và M
A
theo
.
Hì
nh 4.17.
Ứng suất trên đầu nhỏ
thanh truyền khi chòu nén.
1
A
P
N
0,0075
0,0050
0,0025
0
0,0025
.P
b
2
b
2
1
2
b
2
1
tt
2
1
2
2
3,0
tt
E
môđuyn đàn hồi của vật liệu chế tạo thanh truyền, đối với thép:
25
tt
mMN10.2,2E
b
E
môđuyn đàn hồi của vật liệu chế tạo bạc lót, đối với đồng:
25
b
mMN10.15,1E
.
Ứng suất biến dạng của đầu nhỏ thanh truyền tính theo công thức:
-
Ứng suất trên mặt ngoài của đầu nhỏ thanh truyền:
2
1
2
2
Ứng suất biến dạng có thể đạt đến
150100
2
mMN
.
d) Độ biến dạng của đầu nhỏ thanh truyền
Do tác dụng của lực P
j
nên đầu nhỏ thanh truyền sẽ bò biến dạng khiến khe hở giữa chốt piston
và bạc lót giảm, thậm chí có khi bò kẹt. Để không bò kẹt, độ biến dạng theo hướng kính của đầu nhỏ
thanh truyền
không được lớn hơn một nửa khe hở lắp ghép ban đầu giữa bạc lót và chốt piston.
Độ biến dạng được tính theo công thức sau:
EJ
10
90dP
8
2
o3
tbj
(4-58)
E
Môđuyn đàn hồi của vật liệu
2
mMN
.
Đối với động cơ ôtô máy kéo, khe hở lắp ghép thường bằng
mm06,004,0
nên độ biến dạng
mm03,002,0
II.2. Tính sức bền của thân thanh truyền
Đối với động cơ một hàng xylanh, khi động cơ làm việc thân thanh truyền chòu các lực sau đây:
-
Lực khí thể.
-
Lực quán tính của khối lượng chuyển động tònh tiến.
-
Lực quán tính chuyển động lắc (chuyển động song phẳng) của thanh truyền.
Vì vậy trạng thái chòu lực của thân thanh truyền thường là:
a) Ứng suất tổng lớn nhất khi chòu nén và uốn ở tiết diện trung bình (trục x – x và trục y – y)
x
tb
1
maxx
k
F
P
y
tb
1
maxy
k
F
P
Đối với các thanh truyền hiện nay hệ số k
x
k
y
1,10
1,15
kmaxxkmaxx
1
2
n
X
kmaxykmaxy
1
2
n
Y
Trong đó:
b) Ứng suất kéo gây ra do lực quán tính của khối lượng nhóm piston và đầu nhỏ thanh truyền ở
tiết diện nhỏ nhất
min
j
kj
F
P
d
c) Hệ số an toàn ở tiết diện nhỏ nhất xác đònh theo công thức
kjmaxnkjmaxn
1
2
n
(4-61)
Hệ số an toàn ở tiết diện trung bình và tiết diện nhỏ nhất thường nằm trong phạm vi 2,5
3.
Khi thanh truyền có sức bền mỏi đồng đều thì: n
x
lực nén dọc thanh truyền ở vò trí tính toán
0
90
.
cos
P
P
1
tt
(4-60)
Chương 4
Tính toán sức bền của nhóm piston – nhóm thanh truyền – trục khuỷu và bánh đà
104
F
tiết diện tính toán, cách tâm đầu nhỏ một đoạn 0,577.l (coi thân có tiết diện
đồng đều bằng F).
u
W
Q
lực quán tính lắc ở điểm A (tính trên đơn vò chiều dài thân thanh truyền).
2
t
Rmq
2
mMN
Trong đó:
t
m
khối lượng của thân thanh truyền tính trên đơn vò chiều dài.
Vì vậy :
u
jt
tt
W39
lP2
F
P
Hình 4.18. Phân bố của lực quán tính của
thân thanh truyền.
l
2
lII
P
1
B
O
Copyright: Tài liệu đại học ©