Tính toán nhiệt động cơ đốt trong

TÍNH TOÁN KẾT CẤU ĐỘNG CƠ ĐỐT TRONG GVHD: Nguyễn Quốc Sỹ
1
Nhóm1
LỜI MỞ ĐẦU
Ngành công nghiệp ô tô đã ra đời từ rất lâu, rất nhiều quốc gia tích cực thúc đẩy
ngành ô tô này một cách mạnh mẽ. Và có thể nói, đây là một ngành cho thấy sự phát
triển của đất nước, tiện nghi, lợi ích cho con người. Nhận thức được điều này, Đảng và
Nhà nước đã tích cực thúc đẩy sự phát triển, tập trung vào ngành ô tô, từng bước phát
triển và tiến tới sản xuất ô tô trong nước mà không cần nhập khẩu.
Môn “Đồ án tính toán kết cấu động cơ đốt trong” là một trong những môn học
đóng vai trò quan trọng trong việc thiết tập cơ sở khoa học để thiết kế, tính toán và
kiểm nghiệm các chi tiết trong động cơ nhằm tối ưu hóa các đặc tính của động cơ mà
vẫn có thể bảo vệ môi trường, phù hợp với nhu cầu con người. Đồng thời thể hiện độ
mạnh mẽ và bên bỉ trong từng chi tiết động cơ.
Môn học này cũng là môn cơ sở, là bước đệm đầu tiên cho ngành công nghiệp ô
tô ra đời. Xuất phát từ những điều kiện trên, với môn học này, nhóm chúng em đã
được thầy giáo giao 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.
Trong quá trình thực hiện đê tài này, được sự hướng dẫn của thầy Hà Thanh
Liêm, cũng như những giáo viên khác. Nhóm chúng em nay đã hoàn thành đề tài của
mình.
Do điều kiện về thời gian cũng như hạn chế về trình độ chuyên môn của bản
thân, thêm vào đó vấn đề nghiên cứu này khá mới mẻ so với nhóm chúng em nên đề
tài cũng không thể tránh khỏi sai sót. Vì vậy, em mong nhận được sự đóng góp, bổ
sung của thầy để nhóm chúng em hiểu rõ hơn và có thể nâng cao nhận thức hơn.
Nhóm chân thành cảm ơn!
TP.HCM, Ngày 8 tháng 5 năm 2019
Nhóm thực hiện: Nhóm 1
Nguyễn Ngọc Thắng 15079621
Đặng Lê Trí Toàn 15073581
Nguyễn Thành Nam 15035061

2
Nhóm1
Ý KIẾN CỦA GIÁO VIÊN
...........................................................................................................................................................
...........................................................................................................................................................
...........................................................................................................................................................
...........................................................................................................................................................
...........................................................................................................................................................
...........................................................................................................................................................
...........................................................................................................................................................
...........................................................................................................................................................
...........................................................................................................................................................
...........................................................................................................................................................
...........................................................................................................................................................
...........................................................................................................................................................
...........................................................................................................................................................
...........................................................................................................................................................
...........................................................................................................................................................
...........................................................................................................................................................
...........................................................................................................................................................
...........................................................................................................................................................
...........................................................................................................................................................
...........................................................................................................................................................
...........................................................................................................................................................
...........................................................................................................................................................

3
Nhóm1
Mục Lục
CHƯƠNG 1 : TÍNH TOÁN NHIỆT ĐỘNG CƠ ĐỐT TRONG................................4
1.1 Giới thiệu chung.................................................................................................................4
1.1.1 Mục đích tính toán ......................................................................................................4
1.1.2 Chế độ tính toán...........................................................................................................4
1.2 Các thông số cho trước của động cơ................................................................................5
1.3 Chọn các thông số tính toán nhiệt....................................................................................6
1.4 Tính toán nhiệt....................................................................................................................7
CHƯƠNG 2: DỰNG ĐẶC TÍNH NGOÀI ĐỘNG CƠ…………………………15
CHƯƠNG 3: TÍNH TOÁN THIẾT KẾ PISTON- TRỤC KHUỶU – THANH
TRUYỀN ...............................................................................................................................14
3.1 Phân tích động học cơ cấu trục khuỷu – thanh truyền ............................................... 18
3.2 Động học của piston (phân tích theo phương pháp giải tích).................................... 18
3.2.1 Chuyển vị của piston................................................................................................ 18
3.2.2 Tốc độ piston............................................................................................................. 20
3.2.3 Gia tốc piston........................................................................................................... 21
CHƯƠNG 4 : TÍNH TOÁN ĐỘNG LỰC HỌC CƠ CẤU TRỤC KHUỶU-
THANH TRUYỀN ..............................................................................................................20
4.1 Mục đích chung............................................................................................................... 24
4.2 Sơ đồ lực và mômen tác động lên cơ cấu trục khuỷu- thanh truyền động cơ một
xylanh...................................................................................................................................... 24
4.3 Lực khí thể ....................................................................................................................... 25
4.4 Lực quán tính các chi tiết chuyển động........................................................................ 26
4.5 Hệ lực tác dụng trên cơ cấu trục khuỷu – thanh truyền.............................................. 29
CHƯƠNG 5 : TÍNH TOÁN NGHIỆM BỀN CÁC CHI TIẾT CHÍNH CỦA
ĐỘNG CƠ ĐỐT TRONG .................................................................................................32
5.1 Khái quát .......................................................................................................................... 33
5.2 Tính toán các chi tiết chính của nhóm piston...........Error! Bookmark not defined.
5.3 Tính toán thanh truyền.................................................Error! Bookmark not defined.
5.4 Tính bền trục khuỷu.....................................................Error! Bookmark not defined.

4
Nhóm1
CHƯƠNG 1 : TÍNH TOÁN NHIỆT ĐỘNG CƠ ĐỐT TRONG
1.1 Giới thiệuchung
1.1.1 Mục đích tính toán
Tính toán nhiệt động cơ đốt trong (ĐCĐT) chủ yếu là xây dựng trên đồ thị
công chỉ thị của một động cơ cần được thiết kế thông qua việc tính toán các thông
số nhiệt động học của chu trình công tác trong động cơ gồm các quá trình :
Nạp - nén - (cháy + dãn nở) - thải
Mỗi quá trình được đặc trưng bởi các thông số trạng thái là nhiệt độ , áp
suất, thể tích của môi chất công tác (MCCT) ở đầu và cuối quá trình. Trên cơ sở lý
thuyết nhiệt động học kỹ thuật, nhiệt động hóa học , lý thuyết động cơ đốt trong ,
xác định giá trị của các thông số nêu trên.
Tiếp theo, ta tính các thông số đánh giá tính năng của chu trình gồm các
thông số chỉ thị và thông số có ích của chu trình như : áp suất chỉ thị trung bình pi,
áp suất có ích trung bình pω, công suất chỉ thị Ni, công suất có ích Ne, …
Cuối cùng, bằng kết quả tính toán nói trên xây dựng đồ thị công chỉ thị của
chu trình công tác và đây là các số liệu cơ bản cho bước tính toán động lực học và
thiết kế sơ bộ cũng như thiết kế kỹ thuật toàn bộ động cơ.
Trong tính toán kiểm nghiệm động cơ cho trước , việc tính toán nhiệt có thể
được thay thế bằng cách đo đồ thị công thực tế trên băng thử công suất động cơ
nhờ các phương tiện , các công cụ đo , ghi có kĩ thuật cơ điện tử và tin học hiện
đại. tuy nhiên, với phương pháp tính toán dựa trên cơ sở lý thuyết nhiệt động hóa
học trong ĐCĐT, người ta cũng có thể tiến hành khảo sát những chỉ tiêu động
lực và chỉ tiêu kinh tế của các động cơ đã có sẵn này với kết quả đáng tinh cậy.
1.1.2 Chế độ tính toán
Chế độ làm việc của động cơ được đặc trưng bằng các thông số cơ bản như
công suất có ích , mô men xoắn có ích , tốc độ quay và nhiều thông số khác. Các
thông số ấy có thể ổn định hoặc thay đổi trong phạm vi rộng tùy theo công dụng
của động cơ.
Mỗi chế độ làm việc của động cơ có ảnh hưởng đến tính kinh tế, hiệu quả,
tuổi thọ , sức bền của các chi tiết và các chỉ tiêu khác.
Chế độ được chọn để tính toán gọi là chế độ tính toán. Chế độ tính toán là
những chế độ ảnh hưởng đến sức bền và tuổi thọ của các chi tiết đối với từng loại
động cơ cụ thể và chế độ phụ tải. Do đó việc chọn chế độ tính toán phải được cân
nhắc kĩ.

5
Nhóm1
Đối với động cơ tĩnh tại, chế độ tính toán thường là chế độ công suất định
mức.
Đối với động cơ trên xe , người ta thường tính đối với cả hai chế độ mô men
xoắn có ích lớn nhất và công suất có ích lớn nhất ( đối với động cơ xăng) hoặc
công suất có ích định mức ( đối với động cơ diesel).
Đối với động cơ cao tốc , chế độ tính là chế độ công suất lớn nhất thường
được chọn để tính , vì ở đó các lực khí thể và quán tính đều lớn. các chế độ tính
toán phải tiến hành đối với phụ tải toàn phần ứng với lượng cung cấp nhiên liệu
lớn nhất , vì ở đó trạng thái nhiệt của động cơ và phụ tải cơ học cao nhất.
Những chế độ tính toán khác như : chế độ tải cục bộ, khi thay đổi thành phần
hỗn hợp cháy , thay đổi góc đánh lửa hoặc góc phun nhiên liệu sớm chỉ được tiến
hành khi cần khảo sát riêng biệt.
Thông thường, người ta giả thiết rằng động cơ làm việc ổn định ở chế độ
tính toán.
Nhưng thực nghiệm cho thấy là ở cùng một chế độ làm việc của động cơ các
chu trình xảy ra không hoàn toàn giống nhau. Giá trị của áp suất lớn nhất và áp
suất trung bình có thể chênh lệch nhau khoảng 5%-10%. Điều này do các yếu tố
như điều kiện khí động của quá trình nạp, sự biến động của quá trình cung cấp
nhiên liệu , tạo hỗn hợp và khí cháy…
Chi phối. Như vậy, các số liệu ban đầu và kết quả tính toán thu được cũng
chỉ là những giá trị trung bình mà thôi.
1.2 Các thông số cho trước của động cơ
Môi trường sử dụng động cơ: môi trường bình thường.
Kiểu, loại động cơ: SSANGYONG MUSSO E23, Vh=2293 cm
Số kỳ τ: 4
Số xilanh i: 4
Cách bố trí các xilanh: thẳng hàng
Đường kính xilanh, D= 8.72 (cm)
Hành trình piston, S= 9,592 (cm)
Công suất thiết kế, Ne = 102,9 (kW)
Số vòng quay thiết kế , n = 5300(v/ph)
Tỷ số nén, ε = 10,4

6
Nhóm1
Kiểu buồng cháy và phương pháp tạo hỗn hợp: Buồng cháy thống nhất
Kiểu làm mát: Làm mát bằng
Suất tiêu thụ nhiên liệu có ích : (g/kW.h)
Góc mở sớm và đóng muộn của xupáp nạp và thải:
α1= 45o
α2= 30o
α3= 40o
α4= 55o
Chiều dài thanh truyền, L = 171.1 (mm)
Khối lượng nhóm piston, mnp = 0.6129 (kg)
Khối lượng nhóm thanh truyền, mtt = 1494.03(kg)
1.3 Chọn các thông số tính toán nhiệt
1.3.1 Áp suất không khí nạp(po)
Po = 0,1013 MN/m2
1.3.2 Nhiệt độ không khí nạp mới
To = (Tkk + 273) với tkk =29oC
To = (29 + 273) = 302 (K)
1.3.3 Áp suất không khí nạp trước xupap nạp
Pk = Po = 0,1013 (MN/m2) (tăng áp trung bình)
1.3.4 Nhiệt độ khí nạo trước xupap nạp
Tk = 𝑇𝑜 = 302 (𝐾)
1.3.5 Áp suất cuối quá trình nạp
Pa= 0,875.0,1013= 0,0886 (MN/m2)
1.3.6 chọn áp suất khí sót
Pr= 0,11 (MPa)
1.3.7 Nhiệt độ khí sót
Tr= 1050 (K)

7
Nhóm1
1.3.8 Độ tăng nhiệt độ khí nạp mới
∆T = 20 (K)
1.3.9 Chọn hệ số nạp thêm 𝛌𝟏
λ1 = 1,02
1.3.10 Chọn hệ số quét buồn cháy
λ2 = 1 Vc = 0
1.3.11 Chọn hệ số hiệu đính tỷ nhiệt
λt = 1,15 với α = 1,7
1.3.12 Hệ số tác dụng nhiệt tại điểm Z
ξz = 0,84
1.3.13 Hệ số lợi dụng nhiệt tại điểm b (𝛏𝐛)
ξb = 0,9
1.3.14 Chọn hệ số dư lượng không khí
α = 0,8
1.3.15 Chọn hệ số điền đầy đồ thị công
φd = 0,95
1.3.16 Tỷ số tăng áp
λp =
pz
pc
= 3,7
1.4 Tính toán nhiệt
1.4.1 Quá trình nạp ( 𝛈)
ηv =
1
ε − 1
Tk
Tk + ΔT
pa
pk
[ε. λ1 − λtλ2 (
pr
pa
)
1
m
]
=
1
10,1
.
302
302 + 20
.
0,0886
0,1013
[10.4.1,02 − 1,15.1 (
0,115
0,133
)
1
1,5
] = 0,809

8
Nhóm1
Hệ số khí sót γr:
γr =
λ2(
(ε − 1)ηv
.
pr
po
.
To
Tr
=
0
(15 − 1)0,95
.
0,115
0,1013
.
302
700
= 0,04
Nhiệt độ cuối quá trình nạp:
Ta =
Tk + ΔT + λtγrTr (
pa
pr
)
m−1
m
1 + γr
=
340 + 10 + 1,11.0.700 (
0,133
0,115
)
1,5−1
1,5
1 + 0
= 309,656(K)
1.4.2 Quá trình nén
Tỷ nhiệt mol đẳng tích trung bình của khí nạp mới:
mcv
̅̅̅̅̅ = av
b
2
T = 19,806 +
0,00419T
2
Tỷ nhiệt mol đẳng tích trung bình của sản phẩm cháy:
mcv
"
̅̅̅̅̅ = 19,806 +
1,634
2
+
1
2
(427,38 +
184,36
α
) 10−5
T
= 20,623 + 2,673.10-3T
Tỷ nhiệt mol đẳng tích trung bình của hỗn hợp khí trong quá trình nén:
mcv′
̅̅̅̅̅̅̅ =
mcv
̅̅̅̅̅ + γrmcv
"
̅̅̅̅̅
1 + γr
= a′
v +
b′
2
T
=
19,806 + 2,095.10−3
𝑇 + 0.mcv
"
̅̅̅̅̅
1 + 0
= 19,806 + 2,095.10−3
𝑇 (
kJ
kmol.K
)
Xác định chỉ số nén đa biến trung bình n1:
n1 − 1 =
8,314
av +
b
2
Ta
(εn1−1 + 1)

9
Nhóm1
=> n1 − 1 =
8,314
19,806 +
0.00419
2
. 350(15n1−1 + 1)
n1 = 1,377
Áp suất quá trình nén pc:
pc = paεn1 = 0,0886. 10,41,377
= 2,228 (
MN
m2
)
Nhiệt độ cuối quá trình nén Tc:
Tc = Taεn1−1
= 350. 151,36−1
= 748,688 (K)
1.4.3 Quá trình cháy:
Lượng không khí lý thuyết để đốt cháy 1kg nhiên liệu Mo:
Mo =
1
0,21
(
C
12
+
H
4
−
O
32
)
=
1
0,21
(
0,855
12
+
0,145
4
−
0,004
32
) = 0,512 ( kmol.kk)
Lượng khí nạp mới thực tế nạp vào xy lanh :
M1 = αMo
= 1,7.0,4947 = 0,521(
kmolkk
kmolnl
)
Lượng sản vật cháy M2:
M2 =
O
32
+
H
2
+ α. Mo
=
0,004
32
+
0,126
2
+ 0,84 = 0,87 (
kmolSVC
kgnl
)
Hệ số biến đổi phân tử khí lý thuyết βo:
βo =
M2
M1
=
0,507
0,469
= 1,08
Hệ số biến đổi phân tử khí thực tế β:
β = 1 +
βo − 1
1 + γr
= 1 +
1,08 − 1
1 + 0,04
= 1,07
Hệ số biến đổi phân tử khí tại điểm βz:

10
Nhóm1
βz = 1 +
β0 − 1
1 + γr
xz = 1 +
β0 − 1
1 + γr
.
ξz
ξb
= 1 +
1,08−1
1+0,04
.
0,8
0,89
= 1,077
Tổn thất nhiệt lượng do cháy không hoàn toàn:
ΔQH = 120.103
. (1 − ε).𝑀𝑜 =6144 KJ/Kg.nl
Tỷ nhiệt mol đẳng tích trung bình của môi chất tại điểm z:
mcvz
"
̅̅̅̅̅̅ =
βo (xz +
γr
βo
) mcv
′
̅̅̅̅̅ + (1 − xz
)mcv
̅̅̅̅̅
βo (x2 +
γr
βo
) + (1 − xz
)
= avz
"
+
bv
"
2
Tz
=
1,03. (0,9 +
0
1,03
) (19,806 + 2,095.10−3
Tz) + (1 − 0,9)(19,806 +
0,00419
2
Tz)
1,03 (0,89 +
0
1,03
) + (1 − 0,9)
= 19,806 +
0,00419
2
Tz (
kJ
kmolK
)
Nhiệt độ cuối quá trình cháy Tz:
ξz
(QH − ΔQH
)
M1
(1 + γr
)
+ (mcvc
′
̅̅̅̅̅̅ + 8,314λp)Tc = βz( mcvz
"
̅̅̅̅̅̅ + 8,314)Tz
=>
0,8. (42530 − 0)
0,84. (1 + 0)
+ (19,806 + 2,095.10−3
.927 + 8,314.2,2)927
= 1,027(19,806 +
0,00419
2
Tz + 8,314)Tz
Tz = 2366,927 (K)
Áp suất cuối quá trình cháy pz:
pz = 𝛽𝑍.
𝑇𝑍
𝑇𝑐
. 𝑃
𝑐 = 8,175 (MPa)
1.4.4 Tính toán quá trình dãn nở
Tỷ số dãn nở đầu: ρ =
βz
λp
.
Tz
Tc
=
1,027
2,2
.
2203
927
= 1,11
Tỷ số dãn nở sau: δ =
ε
ρ
=
15
1,11
= 10,4
Chỉ số dãn nở đa biến trung bình n2:

11
Nhóm1
n2 − 1 =
8,314
(ξb − ξz
)QH
M1.(1 + γr
)β(Tz − Tb
) + avz
′ +
bz
′
2
(Tz + Tb
)
Mà Tb =
Tz
εn2−1
=
2203
15n2−1
n2 − 1 =
8,314
(0,89 − 0,8)42530
0,84.1,03(2203 −
2203
15n2−1)
+ 19,806 +
0,00419
2
(2203 +
2203
15n2−1)
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 =
pz
εn2
=
11,64
151,26
= 0,43 (MPa)
Kiểm nghiệm nhiệt độ khí sót Tr:
Tr =
Tb
√
pb
pr
3
=
2203
√
0,43
0,115
3
= 893,164 (K)
Sai số cho phép:
702 − 700
700
= 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
′
=
pc
ε − 1
[λp
(ρ − 1) +
ρλβ
n2 − 1
(1 −
1
δn2−1
) −
1
n1 − 1
(1 −
1
εn1−1
)]
=
5,29
15 − 1
[2,2(1,11 − 1) +
1,11.2,2.1,03
1,26 − 1
(1 −
1
13,511,26−1
)
−
1
1,36 − 1
(1 −
1
151,36−1
)] = 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:

12
Nhóm1
vp =
s.n
30
=
130
1000
.2200
30
= 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 =
pe
pi
=
1,581
1,769
= 0,96
Xác định hiệu suất chỉ thị ηi:
ηi = 8,314.
M1piTk
QHpkηv
= 8,314.
0,84.1,769.340
13960.0,15.0,95
= 0,372
Xác định hiệu suất có ích ηe:
ηe = 8,314.
M1peTk
QHηvpk
= 8,314.
0,84.1,581.340
13960.0,15.0,95
= 0,357
Suất tiêu hao nhiên liệu chỉ thị gi:
gi =
3600
QH. ηi
=
3600
13960.0,639
= 0,220
kg
kWh
= 220 (
g
kWh
)
Suất tiêu hao nhiên liệu có ích ge:
ge =
3600
QHηe
=
3600
13960.0,619
= 0,229(
kg
kWh
) = 229(
g
kWh
)
Tính toán thông số kết cấu động cơ:
Tính thể tích công tác vh:
vh =
30.τ. Ne
pe. ne.i
=
30.4.102,9
1,095.5300.4
= 2,12 dm3
(lít)
Tính đường kính piston:
D = √
4.vh
π (
S
D
)
3
= √
4.1,569
π.1,05
3
= 87.2 (mm)
Hành trình piston:

13
Nhóm1
S = (
S
D
) . 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 =
vh
ε − 1
=
0,53
10,4 − 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 = pa (
va
vxn
)
n1
= 0,133.(
0,5864
vxn
)
1,377
Dựng đường cong dãn nở:
𝑝𝑥𝑝 = 𝑝𝑧 (
𝑣𝑧
𝑣𝑥𝑑
)
𝑛2
= 11,64.(
0,5864
𝑣𝑥𝑑
)
1,255
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

14
Nhóm1
.
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
𝑉
𝑎
= 586,4
0,0886 0,433

15
Nhóm1

16
Nhóm1
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 = Nedm [0,5
n
ndm
+ 1,5 (
n
ndm
)
2
− (
n
ndm
)
3
] kW
Me = Me
N
[0,5 + 1,5
n
ndm
− (
n
ndm
)
2
] MNm
ge = ge
N
[1,55 − 1,55
n
ndm
+(
n
ndm
)
2
] 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)
Me
N
, ge
N
– 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

17
Nhóm1
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

18
Nhóm1
CHƯƠNG 3: TÍNH TOÁN THIẾT KẾ ĐỘNG HỌC CƠ CẤU PISTON-
TRỤC KHUỶU –THANH TRUYỀN
3.1 Phân tíchđộng 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 tíchtheo 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:

19
Nhóm1
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

20
Nhóm1
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.
dx
dy
=
dx
dα
{R [(1 − costα) +
λ
4
(1 − cost2α)]}
dα
dt
= Vp , Vì:
dx
dt
= Vptốc độ piston
,
dα
dt
= ω vận tốc góc của trục khuỷu
Vp = Rω(sinα +
λ
2
sin2α)(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 = Rω
λ
2
sin2α
Bảng thông số tốc độ của piston
Đồ thị biểu diễn gia tốc 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

21
Nhóm1
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 =
dv
dt
=
dv
dα
dα
dt
=
dv
dα
ω
Jp = Rω2(cosα + 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 = Rω2
cosα, JpII = Rω2
cos2α
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

22
Nhóm1
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 90
H mm

 Khoảng cách C từ đỉnh piston đến xecmang thứ nhất:
C= (0.5 - 1.5)𝛿=(3 – 9)mm
Chọn 7
C mm

 Chiều dày S của phần đầu:
S = (0.05 – 0.1).D = (4.36 – 8.72)
Chọn 6
S mm

330 12301,02 1901,788 14205,81
360 14231,44 3842,429 18073,87

23
Nhóm1
 Vị trí chốt piston (H-h): ℎ1 = (0.45 − 0.75). 𝐷 = (39.24 − 65.4)
Chọn 1 45
h mm

 Đường kính chốt piston cp
d : 𝑑𝑐𝑝 = (0.22 − 0.3). 𝐷 = (19.184 − 26.16)
Chọn 𝑑𝑐𝑝 = 22 𝑚𝑚
 Đường kính bệ chốt p
d :𝑑𝑝 = (1.3 − 1.6). 𝑑𝑐𝑝 = (28.6 − 35.2)
Chọn 𝑑𝑝 = 35 𝑚𝑚
 Đường kính lỗ chốt 0
d :𝑑0 = (0.6 − 0.8).𝑑𝑐𝑝 = (13.2 − 17.6)
Chọn 𝑑0 = 14 mm
 Chiều dày phần thân 1
s : 1 2 5
s mm
 
Chọn 1 5
s mm

 Số xéc măng khí: 2 4

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: 2,2 4( )
a mm
 
Chọn a=2,5 mm
 Chiều dày bờ rãnh xéc măng 1
a : 1
a a

Chọn a1 = 2.5 mm
 Chiều dài chốt piston cp
l : 𝑙𝑐𝑝 = (0.8 − 0.9). 𝐷 = (69.76 − 78.48)
Chọn cp
l = 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 =
𝑅
𝜆
=
46.2
0.25
= 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)

24
Nhóm1
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 lêncơ 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 :

25
Nhóm1
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 − po
)Fp = (pkt − po
)π
D2
4
, 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

26
Nhóm1
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

27
Nhóm1
mnp = mp + mcp + mxm = 470.09+106.9+8.98 x 4= 612.9(g)
Khối lượng Pittong
Khối lượng thanh truyền

28
Nhóm1
Khối lượng chốt
Khối lượng xecmang

29
Nhóm1
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 = −mjRω2(cosα + λcos2α)10−6
, 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 =
PƩ
cosβ
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 = Pttsin(α + β) = PƩ
sin(α + β)
cosβ
Lực pháp tuyến:
Z=Ptt cos(α+β)=PƩ.cos(α+β)/cosβ
Với :
β=arcsin(λsinα)

30
Nhóm1
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

31
Nhóm1
Đồ thị lực Pj, Pkt, P€ theo góc quay trục khuỷu
Đồ thị lực tiếp tuyến T
-3
-2.5
-2
-1.5
-1
-0.5
0
0.5
1
1.5
0 100 200 300 400 500 600 700 800
T
T

32
Nhóm1
-0.5
0
0.5
1
1.5
2
2.5
3
3.5
4
4.5
5
0 100 200 300 400 500 600 700 800
PΣ
PΣ
Đồ thị lực ngang N
Đồ thị lực pháp tuyến Z
Đồ Thị Biểu diễn Lực P
-1
-0.8
-0.6
-0.4
-0.2
0
0.2
0.4
0 100 200 300 400 500 600 700 800
N
N
-5
-4
-3
-2
-1
0
1
2
0 100 200 300 400 500 600 700 800
Z
Z

33
Nhóm1
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

34
Nhóm1
5.2 Tính bền piston
5.2.1 Tính bền đỉnh piston
Tính theo ứng suất uốn (phương pháp Back) với giả thiết như sau
𝑝𝑧𝑚𝑎𝑥
2
= (𝑝𝑍𝑚𝑎𝑥 − 𝑝0
).
𝑛𝐷2
8
≈ 𝑝𝑍𝑚𝑎𝑥.
𝑛𝐷2
8
Trọng tâm nửa đường tròn đường kính D
𝑦1 =
2
3
.
𝐷
𝜋
=
2
3
.
87.2
𝜋
= 18.50 ( 𝑚𝑚)
Phân lực
Pzmax
2
có trị số đúng bằng
Pzmax
2
và cách tâm đĩa 1 khoảng y2
𝑦2 =
𝐷 + 𝐷2
4
=
87.2 + 70.2
4
= 39.35 𝑚𝑚
Momen uốn:
𝑀𝑢 =
1
24
. 𝑝𝑍𝑚𝑎𝑥 .𝐷𝑖
3
;
𝐷𝑖 =
𝐷 + 𝐷2
2
=
87.2 + 70.2
2
= 78.7 𝑚𝑚 = 0,0787 𝑚
pZmax = 8.174 MPa
𝑀𝑢 =
1
24
∗ 8.174 ∗ 0.07873
= 1,66. 10−4
𝑀𝑁.𝑚
Ứng suất tại tâm đĩa
б𝑢 = 𝑃𝑍𝑚𝑎𝑥.
𝐷𝑖
2
4. 𝛿2
δ = 6 mm
→ б𝑢 = 8.174 ∗
0,07872
4.0,0062
= 351,57 𝑀𝑃𝑎

35
Nhóm1
5.2.2 Đầu piston
Ứng suất kéo (cuối thải đầu nạp)
б𝑘 =
𝑃𝑗𝑝
𝐹𝑥−𝑥
=
𝑚1𝑝.𝑗
𝐹
𝑥 −𝑥
𝑚1𝑝 = 0,47 𝐾𝑔
j = 18074.02.10−6
m/s2
𝐹𝑥−𝑥 = 1,181. 10−3
𝑚2
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 .
𝜋𝐷2
4𝐹𝑥 −𝑥
= 8,174.
𝜋. 0,08722
4.1,181. 10−3
= 37.90 𝑀𝑃𝑎
б𝑛 < [б𝑛
] = 40 𝑀𝑃𝑎 (Thỏa)
Tính bền pittong bằng Solidwork

36
Nhóm1
5.2.3 Phần dẫn hướng
Áp suất riêng trên bề mặt tiếp xúc với mặt xy lanh
𝑞𝑝 =
𝑁𝑚𝑎𝑥
𝐷𝐿𝑡ℎ
𝐿𝑡ℎ = 51,5𝑚𝑚 Chiều dài thân
Nmax =0,3
𝑅
𝑙
((16,25 − 𝜀)𝑃𝑧 − 16).𝐷2
=0,3
2,5
70
((16,25 − 9,5)8,174 − 16). 87,22
=3191 kN lực ngang lớn nhất
→ 𝑞𝑝 =
3191. 10−3
87,2.51,5. 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 =
0,09(𝑃𝑍 − 𝑃𝑗𝑝)
𝐸. 𝑙𝑐
. (
1 + 𝛼0
1 − 𝛼0
)
3
.𝑘
E = 2.105 𝑀𝑃𝑎
k = 1,5-15.(𝛼0 − 0,4)3
=1,5-15.( 0,63 − 0,4)3
= 1,29
→ ∆𝑑𝑚𝑎𝑥 =
0,09(8,174 − 6,83)
2. 105. 0,07
. (
1 + 0,63
1 − 0,63
)3
.129 = 1,88. 10−5
𝑚 (Thỏa)
5.3.2 Ứng suât biến dạng của chốt
-Ứng suất kéo trên bề mặt ngoài tại điểm 1 ( =0o)
1=
𝑃𝑧−𝑃𝑗𝑝
𝑙𝑐 𝑑𝑐
. [0,19.
(2+ 0),(1+ 0)
(1−0)2 −
1
1− 0
] 𝑘
=
8,174−6,83
0,07.0,022
. [0,19.
(2+ 0,63),(1+ 0,63)
(1−0,63)2 −
1
1− 0,63
] 1,29
= 71,75 𝑀𝑃𝑎
-Ứng suất nén trên bề mặt ngoài tại điểm 2 ( =0o)
2=
−(𝑃𝑧−𝑃𝑗𝑝)
𝑙𝑐𝑑𝑐
.[0,19.
(1+ 20),(1+ 0)
(1−)2
0
+
1
1− 0
]𝑘
=
−(8,174−6,83)
0,07.0,022
.[0,19.
(1+ 2.0,63),(1+ 0,63)
(1−0,9)2
.0,63
−
1
1− 0,63
] 1,29

37
Nhóm1
= −126,33 𝑀𝑃𝑎
-Ứng suất nén trên bề mặt ngoài tại điểm 3 ( = 90o)
3 =
−(𝑃𝑧−𝑃𝑗𝑝)
𝑙𝑐𝑑𝑐
. [0,174.
(2+ 0),(1+ 0)
1−0
+
0,636
1− 0
] 𝑘
=
−(8,174−6,83)
0,07.0,022
.[0,174.
(2+ 0,63).(1+ 0,63)
1−0,63
+
0,636
1− 0,63
] 1,29
= −77,57 𝑀𝑃𝑎
-Ứng suất kéo trên bề mặt ngoài tại điểm 4 ( =0o)
1 =
𝑃𝑧−𝑃𝑗𝑝
𝑙𝑐𝑑𝑐
.[0,174.
(1+ 20),(1+ 0)
(1−)2
,0
−
0,636
1− 0
] 𝑘
=
8,174−6,83
0,07.0,022
. [0,174.
(1+2.0,63),(1+ 0,63)
(1−0,9)2
.0,63
−
0,636
1− 0,63
] 1,29
= 122,16 𝑀𝑃𝑎
-Đối với chốt có 0 = 0,4 − 0,8,
ứ𝑛𝑔 𝑠𝑢ấ𝑡 𝑏𝑖ế𝑛 𝑑ạ𝑛𝑔 𝑐ự𝑐 đạ𝑖 𝑐ℎ𝑜 𝑝ℎé𝑝
nằm trong khoản 60-170 Mpa.
Tính bền chốt trên solidwork

38
Nhóm1
5.4 Xéc măng
5.4.1 Tính bền xéc măng
Áp suất trung bình của xéc măng trên mặt gương xy lanh:
𝑃𝑡𝑏 =
0,15𝐸.
𝐴
𝑡
𝐷
𝑡
(
𝐷
𝑡
−1)
3 =
0,15 . 2,2.105
.
0,0025
0,0035
0,0872
0,0035
(
0,0872
0,0035
−1)
3 =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):
𝑢1 =
0,385. 𝐴. 𝐸
𝐷(
𝐷
𝑡
−1)
=
0,385. 0,0025. 2,2 .105
0,0872.(
0,0872
0,0035
−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):
𝑢2 =
4𝐸(1−0,11
𝐴
𝑡
)
𝑚
𝐷
𝑡
(
𝐷
𝑡
−1,4)
=
4.2,2.105
.(1−0,11.
0,0025
0,0035
)
4.
0,0872
0,0035
(
0,0872
0,0035
−1,4)
= 179,65MPa
Trong đó, m: hệ số phụ thuộc vào phương pháp lắp xec măng vào rãnh
Tính bền Xecmang trên Solidwork

39
Nhóm1
5.5 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 (
𝑑2
𝑑1
≥ 1,5) 𝑐ò𝑛 đố𝑖 𝑣ớ𝑖 𝑐á𝑐 độ𝑛𝑔 𝑐ơ 𝑐𝑎𝑜 𝑡ố𝑐, phổ biến là kết cấu đầu
nhỏ mỏng (
𝑑2
𝑑1
< 1,5)
Tính toán đầu nhỏ mỏng (
𝒅𝟐
𝒅𝟏
≥ 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 =
𝑃𝑗
2
=
0,017
2.0,014
=0,607 MPa
 =
𝑑1+𝑑2
4
=
0.023+0.033
4
= 0,014 m
Coi đầu nhỏ là một dầm cong đối xứng ngàm tại tiết diện C-C về mỗi phía, Góc
ngàm  được xác định như sau:
 = 900
+ arccos
𝐻
2
+
𝑑2
2
+1
= 900
+arccos
0,04767
2
+0,014
0,033
2
+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.)= 0,017. (0,572-0,0008.116,936)
= 8,17. 10-3 MPa
MA = Pj (0,00033 -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 :

40
Nhóm1
𝑛𝑗 = [2𝑀𝑗𝑐
6 + 𝑠
𝑠(2 + 𝑠)
+ . 𝑁𝑗𝑐]
1
𝑠.𝑙𝑑
= [2.5,974. 10−6
.
6.0,014 + 0,01
0,01. (2.0,014 + 0,015)
+ 0,667.6,802.10−3
] .
1
0,01.0,026
= 28,81 MPa
Tương tự, trên bề mặt trong là:
𝑡𝑗 = [−2𝑀𝑗𝑐
6 − 𝑠
𝑠(2 − 𝑠)
+ .𝑁𝑗𝑐]
1
𝑠.𝑙𝑑
= [2.5,974. 10−6
.
6.0,014−0,01
0,01.(2.0,014−0,01)
+ 0,667.6,802. 10−3
] .
1
0,01.0,026
= 36,34 MPa
Trong đó :
𝑠 =
𝑑2−𝑑1
2
=
32−23
2
= 0,005 (m) là chiều dày đầu nhỏ
𝑀𝑗𝑐 = 𝑀𝐴 + 𝑁𝐴. (1 − 𝑐𝑜𝑠) – 0,5𝑃𝑗.. (𝑠𝑖𝑛-𝑐𝑜𝑠)
= 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.𝑐𝑜𝑠 + 0,5𝑃𝑗(𝑠𝑖𝑛- 𝑐𝑜𝑠)
=8,17.10−6
.cos(114,26)+0,5.0,017.(sin(114,26) - cos(114,26))
= 6,802.10-3MN
là góc ngàm, là góc giữa tiết diện C-C và tiết diện A-A
ld=0,03 mm
 𝑙à hệ số phụ, để đến ảnh hưởng của ứng suất nén dư với bạc lót đầu nhỏ,
 =
𝐸𝑑𝐹𝑑
𝐸𝑑𝐹𝑑 + 𝐸𝑏𝐹𝑏
= 0,667
𝐸𝑑, 𝐸𝑏mô đun đàn hồi vật liệu đầu nhỏ và bạc
𝐹𝑑 ,𝐹𝑏 tiết 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(1+𝜆).10-6
=8,174 -0,849.84. 10-3 .555,0142.(1+0,25). 10-6
= 0,0289 MN
Tại tiết diện nguy hiểm C-C:
Mnc = MA + NA .ρ(1–cos𝜸) – Pn ρ(
𝑠𝑖𝑛𝛾
2
+
𝛾
𝜋
𝑠𝑖𝑛𝛾 −
1
𝜋
𝑐𝑜𝑠𝛾)
= 1,905. 10−6
+8,17.10−3
.0,014(1- cos(114,26)) - 0,0289.0,014(
sin(114,26)
2
+
114,26
𝜋
sin(114,26) −
1
𝜋
cos(114,26))

41
Nhóm1
= 3,0822.10−5
MN
Nnc= NA.cos𝛾 +χPn(
𝑠𝑖𝑛𝛾
2
+
𝛾
𝜋
𝑠𝑖𝑛𝛾 −
1
𝜋
𝑐𝑜𝑠𝛾)
=8,17.10−3
.𝑐𝑜𝑠114,26 + 0,667.0,0289 . (
sin114,26
2
+
114,26
𝜋
𝑠𝑖𝑛114,26 −
1
𝜋
cos(114,26)
= 0,000019 MN
Trong 2 công thức trên 𝜸 được tính bằng radian:
σnZ =[2𝑀𝑛𝑐
6𝜌+𝑠
𝑠(2𝜌+𝑠 )
+ 𝜒𝑁𝑛𝑐 ]
1
𝑠𝑙𝑑
= (2. 3,0822. 10−4
.
6. 0,014 + 0,01
0,01(2.0,014 + 0,01)
+ 0,667.0,00019) .
1
0,01.0,026
= 59,139 MN
σtZ =[2𝑀𝑛𝑐
6𝜌−𝑠
𝑠(2𝜌−𝑠 )
+ 𝜒𝑁𝑛𝑐 ]
1
𝑠𝑙𝑑
=(2.3,0822.10−5
.
6.0,014−0,01
0,01(2.0,014−0,01)
+ 0,667.0,00019) .
1
0,01.0,026
= 97,52 MN
Ứng suất biến dạng:
Xuất hiện do giãn nở nhiệt khi động cơ làm việc , Nhiệt độ làm việc cũa đầu nhỏ
khoảng 370- 450K, chọn to=400K
Độ dôi do dãn nở nhiệt được xác định như sau :
∆t = α.t0.d1
= 7,36. 10-3 m
𝛼hệ số dãn nở nhiệt của đầu nhỏ,chọn 𝛼 =1.10-5(𝑙 độ
⁄ )
độ dôi ∆t gây áp suất lên bề mặt lắp ghép và được xác định như sau:
P=
∆t
𝑑1
[
𝑑2
2+ 𝑑1
2
𝑑2
2− 𝑑1
2+𝜇
𝐸
+
𝑑2
2+ 𝑑1
2
𝑑2
2− 𝑑1
2 –𝜇
𝐸
]
=
7,36.10−5
0,023. [
0,0332 + 0,0232
0,0332 − 0,0232
2,2.105 +
0,0332 + 0,0222
0,0332 − 0,0222
1,2.105
]

42
Nhóm1
= 91,95 Mpa
Ứng suất biến dạng do p gây ra nên được tính theo công thức Lame:
Trên bề mặt ngoài đầu nhỏ:
𝜎∆𝑛 = 𝑝
2𝑑1
2
𝑑2
2
− 𝑑1
2 = 91,95 .
2. 0.0232
0,0332 − 0,0232
= 160,806MPa
Trên bề mặt trong đầu nhỏ:
𝜎∆𝑡 = 𝑝
𝑑2
2
+ 𝑑1
2
𝑑2
2
− 𝑑1
2 = 91,95 .
0,0332
+ 0,0232
0,0332 − 0,0232
= 265,669 MPa
Ứng suất biến dạng (kéo) có thể đạt tới 100-150 MPa
Hệ số an toàn chung cho đầu nhỏ:
Do đầu nhỏ bị kéo, nén nên ứng suất thay đổi có tính chất chu kì và không đối
xứng nên phải tính theo hệ số an toàn chung,
Ứng suất cực đại cho chu trình:
σmax = σnj + 𝜎∆𝑛=28,81 + 160,806
= 189,616 Mpa
Ứng suất cực tiểu cho chu trình:
σmin = σnz + 𝜎∆𝑛 = 59,139 + 160,806
= 219,954 Mpa
Tại tiết diện nguy hiểm C-C và tại điểm nguy hiểm nằm trên bề mặt ngoài của đầu
nhỏ hệ số an toàn được xác định theo biểu thức sau:
nσ=
𝜎−1
𝜎𝛼+𝜎𝜎.𝜎𝑚
=
2𝜎−1
𝜎𝑛𝑗− 𝜎𝑛𝑧 + 𝛼𝜎(𝜎𝑛𝑗+ 𝜎𝑛𝑧+ 2𝜎∆𝑛)
=
2.365
28,81 − 59,139 + 0,375. (28,81 + 59,139 + 2.160,806)
= 5,922
𝑉ớ𝑖 𝜎−1= 350-380 MPa chọn 𝜎−1 = 365 MPa
Với 𝜎0 :giới hạn mỏi của vật liệu trong chu trinh động, 𝜎0 = (1,4÷1,6).𝜎−1
Chọn 𝜎0 = 1,4.𝜎−1 = 511MN/m2.
𝛼𝜎=
2𝜎−1−𝜎0
𝜎0
=
2.365−511
511
= 0,375
Độ biến dạng của đầu nhỏ theo hướng kính 𝛿
𝛿 =
8𝑃𝑗.𝜌3(𝛾 − 90𝑜 )2
108𝐸𝐽
=
8.0,017. 0,018753
. (121 − 90)2
108 .2,2.105. 8,43−9
= 0,00000464 mm

43
Nhóm1
Trong đó:
𝑃𝑗
(𝑀𝑁); 𝜌(𝑚);𝜸(độ);𝑬(𝑴𝑷𝒂)
J =
𝑙𝑑𝑠3
12
=
0,026.0,013
12
= 2,16−9
(𝑚4
):
momen quán tính tiết diện dọc của đầu nhỏ,
Để tránh kẹt chốt piston, khi mà khe hở lắp ghép giữa chốt và bạc nằm trong
khoảng 0,04-0,06 mm
5.5.2 Tính toán thân thanh truyền:
Thân thanh truyền động cơ cao tốc:
Khi tính toán cần xét tốc các loại lực quán tính để tính bền mỏi thao tải trọng thay
đổi có tính chất chu kỳ.
Lực tác dụng khi thanh truyền chịu nén và uốn dọc tại tiết diện trung bình khi
piston ở vị trí ĐCT:
P∑ = Pk – (mnp + mtt1)𝜔2R(1+λ).10-6
= 69,478 -(0,849 + 1,024). (602,1386)2.0,0462.1,281.10-6
=69,43MN
Lực quán tính tịnh tiến do khối lượng nhóm piston mnp và phần khối lượng trên
tiết diện trung bình của thân mtt1 gây nên
𝜎𝑛 𝑚𝑎𝑥 =
𝑃𝑥
𝐹𝑚𝑖𝑛
(MN/m2)
Trong đó:𝑃
𝑥= pz.Fp = 0,04 MN
Fmin≈ Hmin.B- 2.h.(b/2) = 32.0,75- 2.0,668.32.(0,292.32)
= 368,525 mm2
→ 𝜎𝑛 𝑚𝑎𝑥 =
0,04
368,525.10−6 = 108,541 MN/m2
Ftb = Htb.B- 2.h.(b/2) = 47,57.0,75.47,57 – 2.0,668.47,57.(47,57.0,292)
= 814,392 mm2
Chọn 𝐾𝑥 ≈ 𝐾𝑦 = 1,1
Ta có 𝜎𝑥 ≈ 𝜎𝑦 =
𝑃𝑥
𝐹𝑡𝑏
. 𝐾𝑥 =
0,04
814,392.10−6. 1
= 54,028 MN
Đối với thép bằng hợp kim thì:[𝜎]= 120÷ 180 MN/m2
Cùng từ vị trí ĐCT của piston ở cuối hành trình thải, đầu hành trình nạp, lực quan
tính đã nêu trên gây ứng suất kéo tiết diện trung bình:

44
Nhóm1
σk =
𝑃𝑗1
𝐹𝑡𝑏
𝑘𝑦= 23,907 MPa
𝑃𝑗1 = (mnp + mtt1)𝜔2R(1+λ),10-6
=(
612,91+367,19
1000
) (
5300𝜋
30
)2.
46,2
1000
.(1+0,27).10-6
= 0,0177 MN lấy với dấu dương
Hệ số an toàn tại tiết diện trung bình của thân:
nσx =
2𝜎−1
(𝜎𝑥− 𝜎𝑘)+ 𝛼𝜎(𝜎𝑥− 𝜎𝑘)
=
2.365
(54,028−23,907)+0,375.(54,028−23,907 )
= 17,62
Thay 𝜎𝑥bằng σy vào biểu thức ta được nσy
Trong đó :
𝛼𝜎 =
2𝜎−1− 𝜎𝑜
𝜎𝑜
=
2.365−511
511
=0,375
Ngoài tiết diện trung bình ta còn phải xác định hệ số an toàn của tiết diện nhỏ nhất,
Các bước tính toán cũng tương tự đối với tiết diện trung bình nhưng cần lưu ý các
đặc điểm sau:
Lực quán tính chuyển động tịnh tiến tại ví trí piston tại ĐCT do khối lượng nhóm
piston và khối lượng phía trên tiết diện nhỏ nhất có thể gây nên:
Tại tiết diện nhỏ nhất :
𝑃𝑗2 = (mnp + mtt2)𝜔2R(1+λ).10-6
=(
612,91+1126,8
1000
).(
5300𝜋
30
)2.
46,2
1000
.(1+0,27).10−6
=0,0314 MN
Trên cơ sở đó ,ta sẽ xác định được hệ số an toàn của tiết diện nhỏ nhất.
Trị số nσx , nσy và nσ thường nằm trong khoảng 2,5-3
Với những động cơ có tôc độ trục khuỷu khoảng 3000v/phút trở lên ta xét thêm tới
ảnh hưởng của momen quán tính chuyển động lắc quanh chốt piston,
Lực quán tính lắc đơn vị tại điểm A được xác định gần đúng như sau:
q = mttR𝜔210-6 =1,498.0,0462.555,0142.10-6
= 0,021 MN/m
Trong đó mtt (kg/m) là khối lượng thanh truyền tính theo 1 đơn vị chiều dài
Momen lực quán tính uốn ngang thân thanh truyền thường có trị số không vượt
quá 30MPa nên thường được bỏ qua.
5.5.3 Tính bền đầu to thanh truyền:
Do thức tế cấu trúc của đầu to nên chỉ cần tính toán cho trường hợp chịu kéo tức là
khi piston ở ĐCT cuối thải, đầu nạp, Tổng lực kéo đầu to là lực quán tính chuyển
động tịnh tiến do mj gây nên và lực quán tính chuyển động quay của phần khối

45
Nhóm1
lượng quy dẫn về tâm đầu to mb( bỏ qua phần khối lượng của năp đầu to mn) gây
nên:
Pj∑ = Pj + P’r
= [mj.R. 𝜔2 (1 +λ ) + (mB – mn)R 𝜔2].10-6
=(1,062.0,0462. 555,0142
.1,27 + 0,435)0,0462.555,0142
.10−6
= 0,025 MN
Lực quán tính Pj∑ được phân bố theo quy luật cosin:
p' = pcosβ =
4𝑃j ∑
𝜋.𝑐
. cosβ
=
4.0,025
𝜋.0,09
. cos 14,041 = 0,489 MN/m
Cắt dầm cong tại A-A và thay tác dụng tương đương bằng momen MA và lực pháp
tuyến NA
MA= Pj∑
𝑐
2
( 0,0127 + 0,00083γo)
= 0,025.
0,09
2
.(0,0127 + 0,00083.153,6)
= 1,679.10−5
MNm
NA = Pj∑(0,522 + 0,003 γo).
𝑐
2
= 0,025. (0,522 + 0,003.153,6).
0,09
2
= 5,96.10−4
MN
γo góc ngàm tiết diện B-B (độ)
ϒ0 = (900 + arccos
𝐻
2
+𝜌
𝑟2+𝜌1
)
ϒ0 = (90 + arccos
0,04757
2
+0,014
0,06+0,025
)
= 153,6◦.
Ứng suất tổng cộng lớn nhất (kéo và uốn )tại bề mặt ngoài tiết diện A-A có xét tới
ảnh hưởng của bạc lót:
σ∑ =Pj∑[
𝑐(0,0127 + 0,00083γo)
2𝑊𝑢(1+
𝐽𝑏
𝐽𝑑
)
+
0,522 + 0,003 γo
𝐹(1+
𝐽𝑏
𝐽𝑑
)
]
=
𝑀𝐴
𝑊
𝑢. (1 +
𝐽𝑏
𝐽𝑑
)
+
𝑁𝐴
𝐹. (1 +
𝐽𝑏
𝐽𝑑
)
=
2,28.10−4
3,6936. 10−8 .(1 +
7,03.10−12
1,8468.10−8)
+
7,95.10−4
244,28.10−6.(1 +
7,03.10−12
1,8468. 10−8)

46
Nhóm1
= 144,867MPa
σ ∑ = (150 − 200) 𝑀𝑃𝑎
Trong đó:
Momen chống uốn:𝑊
𝑢 =
𝑙𝑑.𝛿3
6
=
0,026.(0,03)3
6
= 1,17. 10−7
, m3
Momen quán tính tiết diện nắp: Jd=
𝑙𝑑𝛿3
12
=
𝑊𝑢
2
= 5,85. 10−8
, m4
𝑙𝑑và δ chiều rộng và chiều dày tiết diện nắp, m
𝑙𝑏 𝑣à 𝛿𝜏
3
chiều rộng và chiều dày tiết diện bạc, m
Nếu trị sốσ∑được tính gần bằng trị số [σ∑] thì cần phải kiểm tra độ biến dạng theo
hướng kính∆đ của đầu to theo biểu thức sau:
∆đ =
0,0024Pj∑ 𝑐3
𝐸(Jb+Jd)
=
0,0024.0,0357 .0,093
2.105.(5,85.10−8)
= 5,59.10−6
m= 0,0055 mm
5.5.4 Tính bền bulong thanh truyền:
Bu lông thanh truyền cố định nắp với đầu to nên khi siết chặt bu lông (hoặc đai ốc)
bulong sẽ bị kéo và xoắn, Ngoai ra, khi động cơ làm việc, bulo6ng còn chịu ứng
suất kéo thay đổi có tính chất chu kỳ do lực quán tính của nhóm piston và thanh
truyềnPj∑ gây nên, Thời điểm tính bền là vị trí piston ở ĐCT cuối thải, đầu nạp,
LựcPj∑ xác định theo biểu thức khi tính toán đầu to thanh truyền, Lực kéo mỗi
bulong,
Pb =
𝑃𝑗∑
𝑧
=
0,0357
2
= 0,01785 𝑀𝑁
Trong đó: z: số bulong của mỗi thanh truyền
Lực siết bulong thanh truyền ,,phải đủ lớn để khi động cơ hoạt động vẫn đảm bảo
chặt nhưng không quá lớn để tránh biến dạng dẻo, chọn:
PA = (2÷ 4)Pb. Chọn PA =3 Pb =3. 0,01785=0,05355 MN

47
Nhóm1
Khi chịu lựcPb , bulong chỉ chịu thêm một phần của lực Pb thông qua hệ số χ bởi cả
bulong và phần đầu to tiếp xúc với bulong đều biến dạng tiếp nên siết lực PA thực
tế giảm.
χ=
𝐹𝑏
𝐹𝑏 +𝐹đ
Với
𝐹đ
𝐹𝑏
= 3÷5 thì χ = 0,15÷ 0,25
Vậy tổng lực kéo bolong là:
Pbt = (2,15 ÷ 4,25)Pb. Chọn Pbt=2,15Pb =2,15. 0,01785 = 0,0383775 MN
Ứng suất kéo khi làm việc:
σk=
𝑃𝑏𝑡
𝐹𝑚𝑖𝑛
=
0,0383775
𝜋.0,0312
4
= 54,29 MPa
𝐹𝑚𝑖𝑛diện tích tiếp xúc ngang nguy hiểm nhất của bulong
Ngoài ứng suất kéo, bolong còn bị xoắn do lực siết ,,Ứng suất xoắn:
τx =
0,1 𝑃𝐴.𝑑𝑡𝑏
0,4.𝑑𝑜
3 =
0,1 .0,05355 .0,037
0,4.0,0193
= 72,27MPa
𝑑𝑡𝑏 đường kính trung bình của ren,
dođường kính chân ren( hoặc đường kính tiết diện ngang nhỏ nhất chịu xoắn của
bulong),
Ứng suất tổng:
σ∑=√𝜎𝑘
2
+ 4𝜏𝑥
2 =√54,29 2 + 4.72,272
=154,39 MPa
Trị số ứng suấ cho phép,,như sau:
Động cơ cường hóa công suất cao, bulong bằng hợp kim thép cao cấp:
[σ∑] = (180 ÷250) MPa
Đối với loại nắp đầu to thanh truyền mà bề mặt phân chia nghiêng góc αso
với bềmặt ngang thì công việc xác định Pb cần chú ý tới cos α theo nguyên tắc
tính lực V

48
Nhóm1
Tính bền đầu nhỏ thanh truyền trên solidwork
Tính bền đầu to thanh truyền trên solidwork

49
Nhóm1
Tài liệu tham khảo:
HƯỚNG DẪN MÔN HỌC ĐỒ ÁN ĐỘNG CƠ ĐỐT TRONG ,NXB ĐẠI HỌC
QUỐC GIA THÀNH PHỐ HỒ CHÍ MINH , Văn Thị Bông – Vy Hữu Thành –
Nguyễn Đình Hùng.
CƠ SỞ THIẾT KẾ MÁY , NXB ĐẠI HỌC QUỐC GIA THÀNH PHỐ HỒ CHÍ
MINH, Nguyễn Hữu Lộc.

Tính toán nhiệt động cơ đốt trong

Recommended

Recommended

More Related Content

What's hot

What's hot (20)

Similar to Tính toán nhiệt động cơ đốt trong

Similar to Tính toán nhiệt động cơ đốt trong (20)

More from https://www.facebook.com/garmentspace

More from https://www.facebook.com/garmentspace (20)

Recently uploaded

Recently uploaded (20)

Tính toán nhiệt động cơ đốt trong