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

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

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

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







=
+



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

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
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

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

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:
( )
[ ]

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

: 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

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
=







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:






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

1
=

+ +











P P
d
k
Z jp
c c

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


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
=

+ +

+



0
0 174
1 2 1
1
0 636
1
=

+ +











P P
d
k
z jp
c c

,
.
,
[MPa].

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








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
=











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





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:

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

+
+
+












: 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

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

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
=
+
+
+











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

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




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]
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

+

+
+
+















1
2
2
1
2
2
2
1
2
1

=
+

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
=