TÍNH TOÁN NHIỆT
Trình tự tính toán
Số kỳ, τ : 4 Công suất có ích, P max (kW ):80
Số vòng quay, n(vòng/phút) : 3600
1.1.2 Các thông số cần chọn Áp suất không khí nạp, p 0 : Áp suất không khí nạp được chọn bằng áp suất khí quyển: p o = 0,1 MN/m 2
Nhiệt độ không khí nạp mới, T o :
Nhiệt độ không khí nạp mới chủ yếu phụ thuộc vào nhiệt độ trung bình của môi trường nơi xe hoạt động Tại Việt Nam, nằm trong khu vực nhiệt đới, nhiệt độ trung bình hàng ngày có thể ước tính là 30 độ C.
T o = t kk + 273 = 30 + 273 = 303 o K Áp suất khí nạp trước xupap nạp, p k : Động cơ 4 kỳ tăng áp: Động cơ 4 kỳ tăng áp, Tk được xác định bằng công thức:
= 303.( 0,12 0,1 ¿¿ 1,4−1 1,4 - 20 = 299,2 o K Chọn m = 1,4 Áp suất cuối quá trình nạp, p a :
Trong tính toán nhiệt, áp suất cuối quá trình nạp thường được xác định qua công thức thực nghiệm Đối với động cơ 4 kỳ tăng áp, áp suất cuối được tính là p a = 0,9.p k = 0,9.0,12 = 0,108 MN/m² Ngoài ra, áp suất khí sót được ký hiệu là p r.
Là thông số quan trọng đánh giá mức độ thải sạch sản phẩm cháy. p r = p th + ∆ p r Đối với động cơ diesel chọn: p r = 1,03.p o =1,03.0,1 = 0,103 MN/m 2
Phụ thuộc vào thành phần của hỗn hợp khí, mức độ giãn nở và sự trao đổi nhiệt trong quá trình giãn nở và thải nên ta chọn:
T r = 800 o K Độ tăng nhiệt độ khí nạp mới, ΔT:
Khí nạp mới trong động cơ khi di chuyển qua ống nạp sẽ bị sấy nóng do tiếp xúc với vách nóng, đạt được mức nhiệt độ ΔT Mức độ sấy nóng này phụ thuộc vào tốc độ lưu thông của khí nạp, thời gian nạp, và sự chênh lệch nhiệt độ giữa bề mặt xylanh và khí nạp.
∆ T =∆ T t −∆ T bh trong đó: ∆ T t - tăng nhiệt độ của khí nạp mới do truyền nhiệt.
∆ T bh - mức giảm nhiệt độ của khí nạp mới do bốc hơi nhiên liệu.
Việc xác định chính xác ∆ T trong tính toán nhiệt động cơ thường gặp nhiều khó khăn, vì vậy người ta thường dựa vào số liệu thực nghiệm để chọn chỉ số ∆ T Đối với động cơ diesel, giá trị ∆ T thường được xác định là 35 °C.
Khi động cơ hoạt động ở chế độ toàn tải nên ta chọn: ΔT= 20 o C
Hệ số nạp thêm λ 1 cho thấy mối quan hệ giữa lượng khí công tác tăng thêm và lượng khí công tác có sẵn trong thể tích V a Giá trị của hệ số nạp thêm được chọn trong khoảng λ 1 = 1,05.
Đối với động cơ thiết kế có tốc độ cao và cơ cấu phối khí hiện đại, việc sử dụng đường ống nạp dài giúp tạo quán tính lớn cho dòng khí nạp cho phép chọn λ = 1 Trong trường hợp động cơ tăng áp, do không có quét buồng cháy, giá trị λ được chọn là 0,2.
Hệ số hiệu đính tỷ nhiệt, λ t :
Hệ số hiệu đính tỷ nhiệt λ t phụ thuộc vào thành phần của khí hỗn hợp α và nhiệt độ khí sót T r
Thông thường khi tính cho: Động cơ diesel có α = 1,5 ÷ 1,8 => Chọn λ t = 1,11
Hệ số lợi dụng nhiệt tại điểm z, ξ z :
Hệ số lợi dụng nhiệt tại điểm Z (ξ Z) phản ánh mức độ hiệu quả của quá trình cháy và tỷ lệ nhiên liệu đã cháy tại điểm này Nhiều yếu tố tác động đến giá trị ξ Z, trong đó khi số vòng quay tăng, mặc dù truyền nhiệt cho vách xilanh giảm, nhưng hiện tượng cháy rớt gia tăng khiến ξ Z giảm Hơn nữa, hiện tượng phân giải sản phẩm cháy cũng ảnh hưởng lớn đến hệ số này; khi hiện tượng này tăng lên, ξ Z sẽ giảm Đối với động cơ diesel, ξ Z thường thấp hơn so với động cơ xăng do hiện tượng cháy rớt nhiều hơn Thêm vào đó, thành phần hỗn hợp công tác của động cơ diesel không đồng nhất, và nếu độ bốc hơi của nhiên liệu tốt, quá trình tạo hỗn hợp hiệu quả cùng với tốc độ lan tràn màn lửa lớn sẽ làm tăng ξ Z.
Khi tải tăng, giá trị ξ Z cũng tăng do lượng nhiên liệu cháy trong giai đoạn cháy chính gia tăng Ngược lại, khi áp suất tăng, hiện tượng phân giải sản phẩm cháy sẽ giảm, dẫn đến giá trị ξ Z cao hơn.
Trị số thực tế của hệ số lợi dụng nhiệt ξ Z được xác định thông qua việc phân tích toàn diện các yếu tố ảnh hưởng đến quá trình cháy phát nhiệt của động cơ, đồng thời dựa vào các giới hạn giá trị thực nghiệm đã được chọn lựa.
Hệ số lợi dụng nhiệt tại điểm b, ξ b :
Hệ số lợi dụng nhiệt tại điểm b (ξ b) bị ảnh hưởng bởi nhiều yếu tố, trong đó tốc độ động cơ là một yếu tố quan trọng Khi tốc độ động cơ tăng, hiện tượng cháy rớt cũng gia tăng, dẫn đến giá trị ξ b giảm Do đó, giá trị ξ b có thể được chọn là 0,91.
Hệ số dư lượng không khí, α:
Khi đốt cháy hoàn toàn 1kg nhiên liệu, cần một lượng không khí M o (kmol) Tuy nhiên, lượng không khí thực tế vào xilanh M 1 có thể ít hơn hoặc nhiều hơn M o Sự khác biệt này được đánh giá thông qua hệ số dư lượng không khí, được tính bằng công thức: α = M 1.
M 1 : lượng không khí thực tế nạp vào xilanh (kmol)
M o : lượng không khí lý thuyết cần thiết đốt cháy hoàn toàn 1kg nhiên liệu.
Hệ số α ảnh hưởng rất lớn đến quá trình cháy:
Hệ số α nhỏ và hỗn hợp đậm dẫn đến quá trình cháy diễn ra mạnh mẽ hơn, với tốc độ cháy và áp suất tăng cao, giúp tối ưu hóa việc sử dụng nhiệt và đạt công suất cực đại lớn nhất Tuy nhiên, do hỗn hợp đậm, quá trình cháy không sạch, dẫn đến suất tiêu hao nhiên liệu tăng và ô nhiễm khí thải gia tăng.
Hệ số α lớn giúp cải thiện hiệu suất động cơ, với hỗn hợp nhạt và nhiên liệu cháy sạch, dẫn đến việc giảm suất tiêu hao nhiên liệu và tăng tính tiết kiệm Theo kinh nghiệm, hệ số α cho động cơ xăng chế hoà khí không có bộ phận làm đậm thường nằm trong khoảng 0,85 - 0,9, trong khi đó đối với động cơ diesel, hệ số này dao động từ 1,05 đến 1,15 Khi tính toán nhiệt cho động cơ diesel, thường phải thực hiện ở chế độ công suất cực đại, và hệ số dư lượng không khí được chọn trong phạm vi được quy định trong bảng 1.9.
Bảng 1.1: Hệ số dư lượng không khí α
Diesel -Buồng cháy thống nhất -Buồng cháy xoáy lốc -Buồng cháy dự bị -Tăng áp
1,45 ÷ 1,75 1,40 ÷ 1,65 1,35 ÷ 1,45 1,70 ÷ 2,20 Động cơ diesel chế hòa khí có bộ phận làm đậm, có buồng cháy thống nhất: α = 1,8
Hệ số điền đầy đồ thị công, φ d :
Hệ số điền đầy đồ thị đánh giá phần hao hụt về diện tích của đồ thị công thực tế so với đồ thị công tính toán.
Hệ số điền đầy đồ thị φ d cho theo số liệu kinh nghiệm trong bảng 1.10.
Bảng 1.2: Hệ số điền đầy đồ thị công
-Buồng cháy thống nhất -Buồng cháy ngăn cách
Tỷ số tăng áp Là tỷ số giữa áp suất của hỗn hợp khí trong xilanh ở cuối quá trình cháy và quá trình nén: λ = P P z
C trong đó: P z - áp suất cuối quá trình cháy.
P c - áp suất cuối quá trình nén
Tỷ số λ lớn dẫn đến lượng nhiên liệu cháy nhiều hơn trong quá trình đẳng tích, từ đó làm tăng áp suất cực đại, nâng cao áp suất có ích trung bình và giảm suất tiêu hao nhiên liệu.
- Đối với động cơ cao tốc, nên tăng λ để dảm bảo mức độ đồng đều thành phần của MCCT, độ đồng nhất của hỗn hợp.
- Đối với động cơ tốc độ thấp, do mức độ đồng đều MCCT tốt hơn nên λ có thể chọn bé.
Khi λ lớn, độ bền và mức độ mòn của chi tiết bị ảnh hưởng, dẫn đến áp suất cực đại và lực tác dụng tăng lên Để đảm bảo hoạt động bình thường, vật liệu chế tạo chi tiết cần phải bền và chất lượng cao Công nghệ chế tạo tiên tiến là yếu tố cần thiết để sản xuất các động cơ có λ lớn Đặc biệt, động cơ diesel với buồng cháy thống nhất đạt λ = 1,6.
Tính toán các quá trình công tác
Hệ số nạp η v được xác định theo công thức: η v = 1 ε−1 T k
Trong đó m là chỉ số giãn nở đa biến trung bình của khí sót có thể chọn: m=(1,45 ÷ 1,5) Chọn m=1,4 η v = 1 18−1 ⋅ 299,2
Hệ số khí sót được tính theo công thức: γ r = λ 2
Nhiệt độ cuối quá trình nạp (T a )
Nhiệt độ cuối quá trình nạp T a được tính theo công thức:
Tỷ nhiệt mol đẳng tích trung bình của khí nạp mới m c v ,806+ 0,00419
Tỷ nhiệt mol đẳng tích trung bình của sản phẩm cháy
Khi α > 1 tính cho động cơ diesel theo công thức
Tỷ nhiệt mol đẳng tích trung bình của hỗn hợp khí trong quá trình nén
Tỷ số nén đa biến trung bình (n 1 ) n 1 −1= 8,314
Từ đó ta được: n 1 = 1,37 Áp suất quá trình nén ( P c )
Nhiệt độ cuối quá nén T c
Lượng không khí lý thuyết cần để đốt cháy 1kg nhiên liệu (M ¿¿ 0 )¿
Trong đó: C, H, O là thành phần của carbon, hyđro, ôxy tính theo khối lượng.
Lượng khí nạp mới thực tế nạp vào xylanh (M 1 )
Với α =1,8 , lượng sản vật cháy M 2 được tính theo công thức :
Hệ số biến đổi phân tử khí lý thuyết (β 0 ) β 0 = M 2
Hệ số biến đổi phân tử khí thực tế (β ) β=1+ β 0 −1 1+ γ r =1+ 1,035−1
Hệ số biến đổi phân tử khí tại điểm (β z ) β z =1 + β 0 −1
Trong bài viết này, chúng ta xem xét phần nhiên liệu đã cháy tại điểm z, ký hiệu là x z Nếu giả định rằng lượng nhiên liệu cháy tỷ lệ thuận với hệ số lợi dụng nhiệt, chúng ta có thể xác định rằng x z = ξ z ξ b = 0,75.
Tổn thất nhiệt do cháy không hoàn toàn
Với động cơ Diesel khi α >1 thì ∆ Q H =0
Tỷ nhiệt mol đẳng tích trung bình của môi chất tại điểm Z
Nhiệt độ cuối quá trình cháy (T z ) ξ z Q H
Giải phương trình bậc 2 ta tìm được : T z = 2053,2 [ 0 K]
Trong đó : Q H là nhiệt trị thấp của diesel, Q H = 42530 [kJ/kg]: Áp suất cuối quá trình cháy (P ¿¿ z) ¿ p z = λ p c =1,6.5,664=9,0624 ¿ ]
Tỷ số giãn nở đầu (ρ) ρ= β z λ T z
Tỷ số giãn nở sau (δ ) δ= ε ρ = 181,41 ,77
Xác định chỉ số giãn nở đa biến trung bình (n 2 ) n 2 −1= 8,314
Ta thay các giá trị sau đây vào phương trình trên:
Giải phương trình trên ta tìm được n 2 =1,25.
Nhiệt độ cuối quá trình giãn nở (T ¿¿b )¿
12,77 1,25−1 86,1[K ] Áp suất cuối quá trình giãn nở ( P¿¿ b) ¿
Kiểm nghiệm nhiệt độ khí sót
Trong đó : ΔT r là chênh lệch nhiệt độ khí sót tính toán và chọn ban đầu.
1.2.5 Tính toán các thông số đặc trưng của chu trình Áp suất chỉ thị trung bình tính toán ( P i ' ) p i ' = p a ε n 1 ε−1 [ λ ( ρ−1 ) + n λ 2 ⋅ −1 ρ ( 1− δ n 1 2 −1 ) − n 1 1 −1 ( 1− ε n 1 1 −1 ) ] ¿ 0,108.18 1,37 18−1 [ 1,6 ( 1,41− 1 ) + 1,6.1,41 1,25−1 ( 1− 12,77 1 1,25−1 ) − 1,37−1 1 ( 1− 18 1,37−1 1 ) ]
= 1,043 (MN/m 2 ) Với Tỷ số tăng áp λ p λ p = β z T z
936,77 =2,26 Áp suất chỉ thị trung bình thực tế (P i ) p i = φ d ⋅ p i ' =0,92 ⋅1,043=0,96 (MN /m 2 )
Trong đó: φ d – hệ số điền đầy đồ thị công Chọn φ d = 0,92 cho động cơ diesel Áp suất tổn thất cơ khí (P m )
Trong đó: V p = S n 30 = 88,3.3600 1000.30 ,596( m s ) Áp suất có ích trung bình (P e )
Suất tiêu hao nhiên liệu chỉ thị ( g i ) g i = 432 M p k ⋅η v
Suất tiêu hao nhiên liệu có ích (g e ) g e = 432 M p k ⋅η v
1.2.6 Thông số kết cấu động cơ
V d củađộngcơ 4 xilanh là 2,1 ( l ) ¿>V h của độngcơ là :0,525 ( l )
Thể tích toàn bộ V a : V a =V c +V h =0,03+0,525 =0,555 (l) Đường kính của piston: B (mm) Hành trình piston: S= 88,3(mm)
Bảng 1.3: Số liệu tính toán nhiệt động cơ
STT Thông số Đơn vị Kết quả tính toán
1.2.7 Vẽ đồ thị công chỉ thị
Xác định các điểm đặc biệt của đồ thị công
Điểm a (V a ;P a ): điểm cuối hành trình hút, có áp suất P a và thể tích: + Thể tích:V a =V h +V C = 0,555 (l)
+ Áp suất: P a = 0,108 MPa + Nhiệt độ T a 21,5 ° K
Điểm c ( V c , P c ): điểm cuối hành trình nén:
Điểm z ( V z , P z ): điểm cuối hành trình cháy:
+ Áp suất P z = 9,0624 MPa + Thể tích V z = 1,41.0,03= 0,04 (l) + Nhiệt độ T z 53,2° K
Điểm b (V b ,P b ): điểm cuối hành trình giãn nở với:
+ Áp suất P b = 0,375 MPa + Thể tích:V b =V a = 0,555(l) + Nhiệt độ T b = 1086,1° K
Điểm r (V r ,P r ): điểm cuối hành trình thải:
+ Áp suất P r = 0,103 MPa + Thể tích:V r =V c = 0,03(l) + Nhiệt độ T r = 800 ° K
Trong quá trình nén, khí trong xilanh bị nén với chỉ số đa biến trung bình n 1 , từ phương trình:
Trong đó: P a ,V a là áp suất và thể tích khí tại điểm a
P xn ,V xn là áp suất và thể tích tại một điểm bất kì trên đường cong nén
Bằng cách cho các giá trị V xn đi từ V a đến V c ta lần lượt xác định được các giá trị
Dựng đường cong giãn nở
Trong quá trình giãn nở, khí cháy được giãn nở theo chỉ số đa biến n 2
P xg ,V xg là áp suất và thể tích tại một điểm bất kì trên đường cong giãn nở.
Bằng cách cho các giá trị V xg đi từ V z đến V b ta lần lượt xác định được các giá trị
Dựng và hiệu chỉnh đồ thị công
Xác định tọa độ các điểm quan trọng trong hệ thống, bao gồm điểm r’ (điểm đóng muộn của supap thải), c’ (điểm phun nhiên liệu sớm), z’ (điểm có áp suất cực đại), b’ (điểm mở sớm của supap thải), cùng với các điểm c’’, z’’, b’’ Cụ thể, tọa độ của điểm r’ được tính bằng công thức: x r ' = R (1 - cos(β/2) + 4λ (1 - cos(2.β/2)).
V c ' ' =V c Điểm z’: Điểm z’ có tọa độ là (V ¿¿ z ,P z )¿ Điểm z’’: x z ' ' = R ( 1 −cos375 °+ 4 λ ( 1−cos ( 2.375 ° ) ) ) Điểm b’: x b ' =R ( 1−cos ( β 1 ) + 4 λ ( 1−cos ( 2 β 1 ) ) )
Nối các điểm trên lại với nhau bằng các lệnh trong MATLAB ta được đồ thị công chỉ thị P-V như sau:
Hình 2.1: Đồ thị công chỉ thị P – V
TÍNH TOÁN ĐỘNG HỌC VÀ ĐỘNG LỰC HỌC CỦA CƠ CẤU TRỤC KHUỶU – THANH TRUYỀN
Động học của piston
Hình 2.2: Sơ đồ Động học cơ cấu piston – khuỷu trục – thanh truyền của cơ cấu giao tâm x – chuyển vị của piston tính từ ĐCT theo góc quay trục khuỷu
Bán kính quay của khuỷu trục được ký hiệu là R, góc quay của khuỷu trục là α, và góc lệch giữa đường tâm thanh truyền và đường tâm xylanh là β Thông số kết cấu được định nghĩa là λ = R/L, với giá trị λ nằm trong khoảng từ 0.25 đến 0.29 Áp dụng công thức gần đúng cho cơ cấu giao tâm, ta có thể tính toán các thông số liên quan.
Khi trục khuỷu quay một góc thì piston dịch chuyển được một khoảng S p so với vị trí ban đầu (ĐCT).
Trong nghiên cứu này, thông số kết cấu của động cơ được chọn là λ = 0,25 Chiều dài thanh truyền L được tính bằng công thức L = R λ, với R là bán kính quay trục khuỷu, dẫn đến L = 0,176 m Bán kính quay trục khuỷu R được xác định là R = S/2 = 0,044 m Sử dụng MATLAB, chúng tôi đã vẽ được đồ thị chuyển vị piston.
Hình 2.3: Đồ thị chuyển vị của piston
Vi phân biểu thức chuyển vị theo thời gian sẽ được phương trình tốc độ chuyển động của piston: dx dt =V p ; dα dt =ω
Vận tốc trung bình của piston:
30 = 2 π R ω,(m /s ) : vận tốc trung bình của piston ω= 2 π n = 2 π 3600 0 π ,(rad / s) : vận tốc góc của trục khuỷu
Dùng MATLAB ta vẽ được đồ thị vận tốc piston như sau:
Hình 2.4: Đồ thị vận tốc của piston
2.1.3 Gia tốc piston Đạo hàm biểu thức vận tốc theo thời gian, ta có công thức gia tốc của piston: j p = dv dt = dv dα dα dt = dv da ω j p =R ω 2 (cos ( α ) +λ cos ( 2 α ) )
Dùng MATLAB ta vẽ được đồ thị gia tốc piston như sau:
Hình 2.5: Đồ thị gia tốc của piston
Động lực học của cơ cấu khuỷu trục – thanh truyền
Dựa trên đồ thị công chỉ thị, tiến hành vẽ đồ thị lực khí thể Pkt bằng cách sử dụng các giá trị áp suất có sẵn từ đồ thị công chỉ thị P – V và điều chỉnh theo góc quay trục khuỷu .
Quá trình giản nở: đi từ điểm cuối quá trình cháy trên giản đồ công chỉ thị đến α= [ 360 ° ,540 °−β 1 ] =[ 360° , 488 °] p kt = p z ' ' ( V V z b '' ' ) n 2 p kt = p r
Các đoạn hiệu chỉnh của đồ thị lực khí thể pkt tương tự như trên đồ thị công chỉ thị P – V, tuy nhiên, trên đồ thị lực khí thể, việc hiệu chỉnh được thực hiện theo thay vì theo V.
2.2.2 Lực quán tính của các chi tiết chuyển động 2.2.2.1 Khối lượng cơ cấu khuỷu trục – thanh truyền
Khối lượng của nhóm piston, bao gồm các chi tiết chuyển động tịnh tiến, được xác định dựa vào bảng 2 – 1 trong giáo trình Động cơ đốt trong 2, trang 23, cùng với đường kính xilanh, cho ra giá trị m np (g/cm²) cho piston hợp kim nhôm Tương tự, khối lượng của khuỷu trục, bao gồm các chi tiết chuyển động quay, cũng được xác định từ bảng 2 – 1 trong giáo trình trên, cho ra giá trị m k (g/cm²) cho trục khuỷu gang đúc Cuối cùng, khối lượng của nhóm thanh truyền cũng cần được xem xét trong quá trình tính toán.
Dựa vào bảng 2 – 1 trong giáo trình Động cơ đốt trong, chúng ta có thể xác định khối lượng thay thế m tt dựa trên đường kính xilanh Để đơn giản hóa quá trình tính toán và giảm thiểu sai số, phương pháp sử dụng khối lượng thay thế được áp dụng Khối lượng thay thế được tính theo công thức: m a = m tt (L - L a) và m b = m tt a L.
Theo công thức kinh nghiệm: m a = 1
Khối lượng chuyển động tịnh tiến của cơ cấu khuỷu trục – thanh truyền: m t =m np +m A m r =m k + m B
2.2.2.2 Lực quán tính (văng thẳng) của khối lượng chuyển động tịnh tiến p j =−m t R ω 2 ( cos ( α )+λ cos (2 α ) )( MN /m 2 ) , với đi theo từng quá trình tương tự như đối với lực khí thể p kt
2.2.2.3 Lực quán tính (lực ly tâm) của khối lượng chuyển động quay pk p k =−m r R ω 2 ( MN /m 2 )
2.2.2.4 Lực tổng cộng p1: là lực tổng hợp của lực khí thể và lực quán tính được tính theo công thức: p 1 = p kt + p j
Dùng MATLAB ta vẽ được đồ thị các lực p kt , p j , p 1 như sau:
Hình 2.6: Đồ thị các lực P kt ,P j ,P 1
Bảng 2.1: Trị số áp suất của MCCT của quá trình nén và giãn nở tính toán
Thể tích V xn (lít) Áp suất P xn (MN/m 2 )
Bảng 3: Bảng kết quả tính toán động học của piston
Góc quay trục khuỷu (độ)
Bảng 4: Bảng kết quả tính toán động lực học cơ cấu khuỷu trục - thanh truyền
Góc quay trục khuỷu (độ)
%% Cac thong so ban dau
R = S/2; %dm lambda = 0.25; %thong so ket cau
Va = 0.555; %Don vi the tich: lit
Vr = Vc; n1 = 1.37; %Chi so nen da bien trung binh n2 = 1.25; %Chi so dan no da bien trung binh P0 = 0.1; %Don vi ap suat: MN/m^2
Pr = 0.103; n = 3600; %vong/phut w = (pi*n)/30; %rad/s mnp = 18; %don vi g/cm2 mtt = 28; mk = 18; mA = 0.3 * mtt; mr = mB + mk;
%% ve do thi cong chi thi
% hieu chinh rr' a1hc = linspace (0,3,100); % dong muon xupap thai = 3 x1hc = R.*((1-cosd(a1hc))+(lambda/4).*(1-cosd(2.*a1hc))); V1hc = x1hc*Fp + Vc;
Prr1 = linspace (Pr,Pa,100); % khoang ap suat trong doan hieu chinh
Vrr1 = linspace (Vc,Vr1,100); % khoang the tich trong doan hieu chinh
P1hc = interp1 (Vrr1,Prr1,V1hc,'spline');
% qua trinh nap a1 = linspace (3,180,100); x1 = R.*((1-cosd(a1))+(lambda/4).*(1-cosd(2.*a1)));
% qua trinh nen (goc danh lua som = 15)
% doan 1 a2 = linspace (180,345,100); x2 = R.*((1-cosd(a2))+(lambda/4).*(1-cosd(2.*a2)));
% qua trinh chay - gian no a2hc = linspace (345,360,100); x2hc = R.*((1-cosd(a2hc))+(lambda/4).*(1-cosd(2.*a2hc))); V2hc = x2hc*Fp + Vc;
% xac dinh toa do diem c' Vc1 = max (V2hc);
% xac dinh toa do diem c"
Pz1 = Pz; % z1 la diem z' Pcz1 = Pz1 - Pc;
P2hc = interp1(Vc1c2,Pc1c2,V2hc,'spline');
% hieu chinh c"-z" a3hc = linspace(360,375,100); x3hc = R.*((1-cosd(a3hc))+(lambda/4).*(1-cosd(2.*a3hc)));
Pz2 = min (PZ); xzhc = R.*((1-cosd(azhc))+(lambda/4).*(1-cosd(2.*azhc))); Vzhc = xzhc*Fp + Vc;
P3hc = interp1(Vz1z2,Pz1z2,V3hc,'spline');
% gian no a3 = linspace (375,488,100); x3 = R.*((1-cosd(a3)+(lambda/4).*(1-cosd(2.*a3))));
% hieu chinh b'b" a4hc = linspace (488,540,100); %mo som xupap thai = 52 x4hc = R.*((1-cosd(a4hc))+(lambda/4).*(1-cosd(2.*a4hc))); V1b = x4hc*Fp + Vc;
% xac dinh diem b' Vb1 = min (V1b);
% xac dinh bhc1 xbhc1 = R.*((1-cosd(abhc1))+(lambda/4).*(1-cosd(2.*abhc1))); Vbhc1 = xbhc1*Fp + Vc;
P4hc = interp1(Vb1b2,Pb1b2,V4hc,'spline');
% hieu chinh b" a5hc = linspace(540,570,100); x5hc = R.*((1-cosd(a5hc))+(lambda/4).*(1-cosd(2.*a5hc))); V2b = x5hc*Fp + Vc;
%xac dinh diem b''' Pb3 = Pr;
%xac dinh diem bhc2 abhc2 = 550; xbhc2 = R.*((1-cosd(abhc2))+(lambda/4).*(1- cosd(2.*abhc2)));
P5hc = interp1(Vb2b4,Pb2b4,V5hc,'spline'); a4 = linspace (570,720,100); x4 = R.*((1-cosd(a4))+(lambda/4).*(1-cosd(2.*a4))); V4 = x4*Fp + Vc;
% do thi cong P-V atong = [a1hc,a1,a2,a2hc,a3hc,a3,a4hc,a5hc,a4]; jtong = R*(w^2).*(cosd(atong)+lambda.*cosd(2.*atong)); Vtong = [V1hc,V1,V2,V2hc,VZ,V3,V1b,V2b,V4];
Ptong = [P1hc,P1,P2,P2hc,P3hc,P3,P4hc,P5hc,P4];
% ve do thi P-V figure(1); plot (Vtong,Ptong,'k','linewidth',1.5); title('DO THI CONG CHI THI P-V'); xlabel('The tich V (lit)'); ylabel('Ap suat P (MN/m2)'); grid on;
%% do thi P-phi Pj P1 figure(2);
Pkt = (Ptong-0.1); plot (atong,Pj,'r','linewidth',1.5); hold on plot (atong,Pkt,'b','linewidth',1.5);
P1 = Pkt + Pj; plot (atong,P1,'k','linewidth',1.5); grid on; title('DO THI Pkt Pj P1'); xlabel('Goc quay truc khuyu (do)'); ylabel('Pkt (MN/m2) Pj (MN/m2) P1 (MN/m2)'); legend('Pj','Pkt','P1');
%% do thi dong hoc adh = [a1hc,a1,a2,a2hc];
%chuyen vi cua piston SpI = 0.1*R.*(1-cosd(adh));
The equation Sp = SpI + SpII illustrates the relationship between the total displacement of a piston (Sp) and its individual components (SpI and SpII) In the plot displayed in Figure 3, the red line represents SpI, the blue line indicates SpII, and the black line shows the total displacement Sp The graph is set within the axes ranging from 0 to 360 degrees for the angle of rotation and from 0 to 0.11 meters for piston displacement The title 'DO THI CHUYEN VI CUA PISTON - Sp' highlights the focus on piston displacement, while the x-axis is labeled 'Goc quay truc khuyu (do)' and the y-axis as 'Chuyen vi cua piston (m)' A legend distinguishes the three plotted lines, and a grid enhances the readability of the graph.
The piston velocity can be calculated using the formula VpI = 0.1 * R * w * sin(adh) A graph is plotted to illustrate the piston velocity (Vp) against the angle of crankshaft rotation (adh) in degrees The plot features three curves: VpI in red, VpII in blue, and Vp in black, all displayed with a linewidth of 1.5 The axis is set to range from 0 to 360 degrees for the angle and from -25 to 25 m/s² for the piston velocity The chart is titled "Piston Velocity Graph - Vp," with labeled axes indicating the angle of rotation and piston velocity A legend identifies each curve, and a grid is included for clarity.
%gia toc cua piston jI = 0.1*R*(w^2).*(cosd(adh)); jII = 0.1*R*(w^2).*(lambda.*cosd(2.*adh));
In the analysis of piston acceleration, the relationship is defined as Jp = jI + jII The graphical representation of this relationship is illustrated in Figure 5, where the acceleration components jI and jII are plotted in red and blue, respectively, with a linewidth of 1.5 The resultant acceleration, Jp, is depicted in black, also with a linewidth of 1.5 The axes are set to a range of 0 to 360 degrees for the angle of rotation and -9000 to 12000 m/s² for piston acceleration The chart is titled "DO THI GIA TOC CUA PISTON - Jp," with labeled axes indicating the angle of rotation in degrees and piston acceleration in m/s² A legend differentiates the three plotted lines as JpI, JpII, and Jp, while a grid enhances visual clarity.
%%% lap bang ap suat MCCT Vxn = (Va:-0.02:Vc);
Pxg = Pz.*(Vz./Vxg).^n2; xlswrite('nen.xlsx',[Vxn(:),Pxn(:)]); xlswrite('gian no.xlsx',[Vxg(:),Pxg(:)]);
%%% lap bang gia tri ket qua tinh toan dong luc hoc xlswrite('dongluchoc.xlsx',[atong(:),Pkt(:),Pj(:),P1(:)]);
%%% lap bang gia tri ket qua tinh toan dong hoc xlswrite('donghoc.xlsx',[adh(:),Sp(:),Vp(:),Jp(:)]);