1. Tính bền trc lái
Trục lái làm bằng thép 30 có ứng suất cho phép [ τ ] = 80 (MN/m ). Trục chv 2 tạo rỗng có đường kính D = 25 (mm), d= 17 (mm). Dưới tác dụng của mô men đặt lên vành tay lái trục lái sy chịu tác dụng của ứng suất xo…n.
Hình 34: Mặt c\t trc lái
τ=PLmax. Rl Wx
(33) Trong đó:
PLmax: lực cực đại tác dụng lên vành tay lái PLmax = 355 (N); Rl: bán kính vành tay lái R = 200 (mm);l
Wx: mô đun chống xo…n.
Wx = 0,2.D .(1 – α ) = 0,2.25 .(1 – 0,68 ) = 2457 (mm3 4 3 4 3). Ta có: α = Dd = 0,68. Vậy: τ=355.0,2.10 −6 2457. 10−9 = 28,9 (MPa) Độ dự tr~ tới hạn: n = 70 28,9 = 2,42.
Ki}m tra góc xo…n đối với trục lái, góc xo…n trục lái được tính theo công thức:
2. . . L D G (34) Trong đó:
L: chiều dài trục lái L = 720 (mm); D: đường kính trục lái D = 25 (mm);
G: mô đun đàn hƒi dịch chuy}n G = 8.10 (MPa);4
τ : ứng suất xo…n tác dụng lên trục lái τ = 28,9 (MPa). Vậy nên:
θ=2. 28,9.0,72
0,025.8.104 = 0,02 (rad). Góc xo…n tương đối không vượt quá (5,5 ÷ 7,50 0)/m.
φ = 0,02.1000.180
720π = 1,6 /m.0
φ<¿ [ φ¿ = 5,5 /m. Vậy trục lái đ{m b{o góc xo…n tương đối.0 Như vậy trục lái đ{m b{o yêu czu kỹ thuật.
Đ
Hình 35: Sơ đồ biểu diễn các kích thước của đòn quay đứng
Đòn quay đứng có kvt cấu dạng th|ng hoặc cong. Tỷ số gi~a chiều dài của đòn quay đứng và đòn kéo ngang bằng một, nên có th} xem như toàn bộ mô men được truyền qua đòn quay đứng. Nh~ng va đập tác động lên một trong hai bánh xe dẫn hướng khi xe chạy trên đường gƒ ghề sy được truyền tới vành tay lái. Ở trường hợp này trục đòn quay đứng chịu lực va đập toàn bộ. Đòn quay đứng nối với dẫn động lái bằng một khớp czu ( Rô tuyn) và nối với cơ cấu lái bằng then hoa hình tam giác.
Vật liệu làm và chv tạo đòn quay đứng là thép 35X, có ứng suất uốn cho phép:
σu
¿ ] = 700 (MPa), theo tài liệu chuyên ngành, ta lấy hệ số an toàn n = 2 do đó:
σu
¿ ] = 700
2 = 350 (MPa) Ứng suất xo…n cho phép [ ] = 60 80 (MPa).
Kinh nghiệm cho thấy lực cực đại tác dụng lên đòn kéo dọc thường không vượt quá trọng lượng tác dụng lên một bánh xe dẫn hướng. Vì vậy khi tính đòn quay đứng nên chọn lực lớn hơn trong 2 lực tính theo các công thức dưới đây đ} tính toán :
Q1 = 0,5.G = 0,5.13500 = 6750 (N) (35)1 Lực do mô men c{n quay vòng lớn nhất tạo ra là:
Q2 = PLmax. Rl.ic. ηth
ld (36) (adsbygoogle = window.adsbygoogle || []).push({});
Trong đó:
PLmax: lực lớn nhất tác dụng lên vành tay lái PLmax = 355 (N); Rl: bán kính vành tay lái R = 200 (mm);l
ic: tỷ số truyền cơ cấu lái i = 20,5;c ηth: hiệu suất thuận của cơ cấu lái η = 0,7;th ld: chiều dài đòn quay đứng l = 200 (mm).d
Từ trên ta có:
Q2 = 355.200 .20,5 .0,7
200 = 5090 (N)
Như vậy ta lấy lực Q đ} tính cho đòn quay đứng. Đòn quay đứng được ki}m tra1 theo uốn và xo…n tại tivt diện nguy hi}m 1-1.
Ứng suất uốn: σu=Q1.ld b . a2 6 (37) Trong đó:
b: chiều dày đòn quay đứng b = 20 (mm); a: chiều rộng đòn quay đứng a= 35 (mm). Vậy nên: σu=6750.200 20. 352 6 = 297,5 (MPa) Ứng suất xo…n: τx= Q . c α . b . a2 (38) Trong đó:
c: kho{ng cách từ tâm tivt diện đvn tâm rô tuyn c = 100 (mm); α: hệ số phụ thuộc vào tỷ số a/b.
a b = 35 20 =1,75 do đó tra b{ng ta có α = 0,239. Vậy nên: τx = 6750.100 0,239.20 35. 2 = 115,3 (MPa) Đòn quay đứng được chv tạo từ thép 40, 40Cr, 40CrNi có:
[ σu ] = 300 ÷ 400 (MPa) [ τx ] = 150 ÷ 300 (MPa) Như vậy đòn quay đứng b{o đ{m độ bền theo uốn và xo…n.
3. Tính bền đòn kéo dọc
Đòn kéo dọc chịu lực kéo nén dưới tác dụng của lực Q đ„ tính w trên và có trị số là : 6750(N). Đòn kéo dọc có tivt diện tròn rỗng đường kính ngoài là 25 (mm) và đường kính trong là 17 (mm).
σkn=Q
F (39) Trong đó:
F: là diện tích tivt diện của đòn.
F = π .(D2−d2)
4 = π .(252−172)
4 = 263,7 (mm )2
σn = 6750
263,7 = 25,6 (MPa) Đòn kéo dọc được chv tạo từ thép CT30 có:
σ
[¿ ¿n]
¿
= 40 (MPa)
Tính ‚n định của thanh kéo dọc bằng cách tìm lực tới hạn P :th 2 min 2 . . . th E J P l (40) Trong đó:
E: mô đun đàn hƒi khi kéo E = 2.10 (MPa);5
μ : hệ số liên kvt với khớp czu μ = 1; l: chiều dài thanh kéo dọc l =720 (mm); Jmin: mô men quán tính tivt diện thanh ta có:
4 4 min .( ) 64 D d J (41) Ở đây: (adsbygoogle = window.adsbygoogle || []).push({});
D là đường kính ngoài thanh kéo dọc D = 25 (mm); d là đường kính trong thanh kéo dọc d = 17 (mm).
Jmin = π .(25 17 4 − 4 ) 64 = 15067 (mm )4 Vậy: Pth = 1.0,72 ¿ ¿ ¿ π2.2.105.15067.10−12 ¿ = 57310 (N) Hệ số dự tr~ ‚n định: n 1,8 3,0
n = Pth
Q = 57310
6750 = 8,5 Như vậy đòn kéo dọc đ{m b{o độ bền.
4. Tính bền đòn kéo ngang
Đòn kéo ngang được tính theo sức bền kéo nén, ‚n định của thanh kéo dọc. Thanh kéo dọc chịu nén dưới tác dụng của lực N, lực N là lớn nhất khi lực phanh sinh ra là lớn nhất. Lực phanh max được tính theo công thức:
pmax 1p 1
P = m .G . (42)
Trong đó:
G1: t{i trọng đặt lên czu trước trong trạng thái tĩnh G = 13500 (N);1 m1p: hệ số phân bố lại t{i trọng lên czu trước khi phanh m = 1,4;1p
φ : hệ số bám gi~a lốp và mặt đường φ = 0,75. Ppmax = 1,4.13500.0.75 = 14175 (N)
Hình 36: Sơ đồ lực tác dng lên đòn ngang hình thang lái
Lực tác dụng lên đòn ngang được tính theo công thức: max. p P c N e (43) Trong đó:
c, e là các kích thước trên hình vy với e = 130 (mm), c = Bt−B
2 =
1665 1450−
2 = 90 (mm)
N = 14175.90
130 = 9813,5 (N) Đòn kéo ngang được chv tạo bằng thép ống CT30 có:
[b] = 35 (MPa) Với hệ số dự tr~ bền ‚n định n = 2 ta có:
[b] = 17,5 (MPa) Ứng suất nén của đòn kéo ngang:
n t N F (44) Đường kính ngoài của đòn kéo ngang D = 30 (mm); Đường kính trong của đòn kéo ngang d = 20 (mm).
Ft = π .(D2−d2)
4 = π .(302−202)
4 = 392 (mm )2
σn = 9813,5
392 = 25 (N/mm ) bằng 25 (MPa)2 Ứng suất uốn giới hạn khi nén:
σud = π 2 . E . Jt l2 . Ft (45) Trong đó:
E: mô đun đàn hƒi khi kéo E = 2.10 (MPa);5 (adsbygoogle = window.adsbygoogle || []).push({});
Jt: mô men quán tính của tivt diện đòn kéo J = t π .(D4−d4)
64 = π .(304−204)
64 =
31890 (mm4);
Ft: tivt diện đòn kéo ngang F = 392 (mmt 2); l: chiều dài đòn kéo ngang l = 1290 (mm). Vậy nên ta có:
σud = π2.2.10 .318905
1290 .3922 = 96,4 (MPa) Độ dự tr~ ‚n định của đòn kéo trong kvt cấu hoàn thiện:
nod = σud
σn
= 96,4
25 = 3,85 Vậy đòn kéo ngang đ{m b{o độ bền và ‚ định.
Hình 37: Biểu đồ mô men uốn của đòn bên
Theo như bi}u đƒ mô men ta có:
MA = l.N.cos θ = 190.9813,5.cos16 = 1792334 (Nmm)0 Đòn bên làm bằng thép 45:
[ σ ] = 400 (MPa) Mô men uốn:
A u M W (45) Trong đó: Wu = b .h2 6 = 35. 32 6 = 5250 (mm )3 Wu: mô men c{n uốn
Ở đây:
b: chiều rộng đòn bên b = 35 (mm); h: chiều cao đòn bên h = 30 (mm). Vậy nên:
σ = 1792334 5250 = 341 (N/mm ) bằng 341 (MPa)2 Hệ số an toàn: n = [σ] σ = 400 341 = 1,17 Như vậy đòn bên đ{m b{o điều kiện bền.
6. Tính bền khớp cu (Rô tuyn)
Khớp czu được bố trí trên đòn kéo dọc, đòn ngang hệ thống lái. Chúng là khâu quan trọng của dẫn động lái. Các khớp czu được phân loại theo cách thức bŠ đ…p khe hw của các bề mặt làm việc khi chúng bị mòn. Hiện nay trên ô tô thường s€ dụng hai loại khớp czu:
Khớp czu có lò xo nén đặt hướng kính; Khớp czu có lò xo nén đặt hướng trục. Vật liệu chv tạo khớp czu là thép 40XH có cơ tính:
[ σd ] =35 (MPa) [ τx ] =70(MPa)
Với điều kiện là khớp làm việc w chv độ t{i trọng động và chịu va đập. Khớp czu được ki}m nghiệm độ bền theo ứng suất chèn dập tại vị trí làm việc và ki}m tra đô bền c…t tại vị trí có tivt diện nguy hi}m.
Hình 38: Sơ đồ kết cấu khớp cu (Rô tuyn)
Kiểm tra bền khớp cầu
Như phzn tính bền thanh kéo ngang lực tác dụng lên khớp czu cũng chính là lực tác dụng lên thanh kéo ngang khi phanh.
Như phzn tính bền thanh kéo dọc lực tác dụng lên khớp czu cũng chính là lực tác dụng lên thanh kéo dọc khi mô men c{n quay vòng lớn nhất và không có cường hóa. (adsbygoogle = window.adsbygoogle || []).push({});
Q = 675 (N)
Sau khi so sánh hai giá trị lực này ta lấy trị số N = 9813,5 (N) làm số liệu tính toán ki}m bền khớp czu.
Tính ứng suất chèn dập tại bề mặt làm việc của khớp czu. Ta có: F = π . D2 3 = π .302 3 = 942 (mm )2 D: đường kính khớp czu D = 30 (mm) σd = 9813,5 942 = 10,4 (N/mm ) bằng 10,4 (MPa)2 Hệ số an toàn: n = [σd] σd = 35 10,4 = 3,36
Như vậy khớp czu th†a m„n điều kiện chèn dập tại bề mặt làm việc của khớp czu w thanh kéo dọc.
Ki}m tra khớp czu theo điều kiện c…t Ki}m tra khớp czu tại tivt diện nguy hi}m nhất. Ứng suất c…t được tính theo công thức:
c c N F (46) Trong đó:
Fc: là tivt diện của Rô tuyn tại vị trí có tivt diện nguy hi}m nhất (tại chỗ th…t nh† của Rô tuyn như trên hình 38).
Fc = π . d2
4 = π .202
4 = 314 (mm )2 Ở đây:
d: đường kính tại chỗ th…t của Rô tuyn d = 20 (mm).
τc = 9813,5 314 = 31,2 (N/mm ) bằng 31,2 (MPa)2 Hệ số an toàn: n = [τd] τd = 70 31,2 = 2,24
CHƯƠNG IV
THIT K HỆ THNG CƯNG HA LI I. CC YÊU CU CỦA CƯNG HA LI
Khi hệ thống của trợ lực lái có sự cố thì hệ thống lái vẫn có th} làm việc. Nvu có hư h†ng x{y ra làm ngưng việc cấp dzu từ bơm đvn cơ cấu lái thì người lái vẫn có th} điều khi}n được xe.
Đ{m b{o lực lái thích hợp: công dụng chính của trợ lực là gi{m lực đánh lái, mức độ gi{m lực lái ph{i phŠ hợp với từng điều kiện chuy}n động của xe. Nói chung, czn lực lái lớn hơn khi xe đứng yên hay chạy chậm. Ở tốc độ trung bình czn lực lái nh† hơn và lực lái gi{m dzn khi tốc độ tăng. Ch• czn lực lái nh† khi tốc độ xe cao vì ma sát gi~a bánh xe và mặt đường gi{m. Nói cách khác ph{i đạt được lực lái phŠ hợp w bất kỳ d{i tốc độ nào và cŠng lúc đó “ c{m giác đường” ph{i được truyền tới người lái.
Kh…c phục hiện tượng tự cường hóa khi ô tô vượt qua chỗ lõm, đường xấu. Có kh{ năng cường hóa lúc lốp xe bị h†ng, đ} khi đó người lái vừa phanh ngặt, vừa gi~ được hướng chuy}n động ban đzu của xe. Thời gian tác động của cường hóa ph{i tối thi}u.
Như vậy s€ dụng hệ thống trợ lực lái ph{i đ{m b{o tính năng vận hành của xe, gi{m được lực đánh lái. Tuy nhiên, hệ thống lái có trợ lực kvt cấu phức tạp hơn và khối lượng b{o dưỡng cũng tăng thêm lên so với hệ thống lái không có trợ lực.
II. LỰA CHỌN PHƯƠNG N B TRÍ CƯNG HA LI
Đối với loại xe đang thivt kv là loại xe t{i trung bình vận t{i hàng hóa trong điều kiện qu„ng đường ng…n. T{i trọng tác dụng lên các bánh xe dẫn hướng lớn do đó lực lái lớn nhất mà người lái ph{i đặt lên vành tay lái nhằm làm gi{m bớt sức lao động cho người lái, đƒng thời làm tăng tính ‚n định cho xe khi ô tô quay vòng.
1. Một số phương án bố trí cường hóa hệ thống lái
Trên xe ô tô bố trí trợ lực lái dạng thủy lực có kvt cấu gọn. Hệ thống trợ lực lái là một hệ thống tự điều khi}n, bwi vậy nó bao gƒm: nguƒn năng lượng, van phân phối và xilanh lực. TŠy thuộc vào việc s…p xvp các bộ phận trên vào hệ thống lái có th} chia ra các phương án sau:
Van phân phối, xilanh lực đặt chung trong cơ cấu lái;
Van phân phối, xilanh lực đặt thành một cụm, tách biệt với cơ cấu lái; Van phân phối và cơ cấu lái đặt thành một cụm, tách biệt với xilanh lực; Van phân phối, xilanh lực và cơ cấu lái đặt riệng biệt với nhau.
a) Van phân phối, xilanh lực đặt chung trong cơ cấu lái
Phương án bố trí này giống như xe ZIN – 130, van phân phối, xilanh lực được bố trí chung với cơ cấu lái. Ưu đi}m của phương pháp bố trí này là gọn và dễ bố trí trên xe, ngoài ra các đường ống là ng…n nhất cho nên tránh được nh~ng kh{ năng phát sinh dao động do sự không ‚n định động lực học do cường hóa gây nên.
Tuy nhiên nhược đi}m chính của phương pháp bố trí này là hzu như toàn bộ các chi tivt của dẫn động hệ thống lái ph{i chịu tác dụng của mô men c{n quay vòng toàn bộ của các bánh xe dẫn hướng. Điều này làm tăng độ bivn dạng đàn hƒi của hệ thống lái và hậu qu{ làm tăng kh{ năng phát sinh dao động của các bánh xe dẫn hướng. S€ dụng phương pháp này là không có lợi do ph{i tăng khối lượng các chi tivt dẫn động lái và cơ cấu lái.
Hình 39: Bộ cường hóa lái bố trí cơ cấu lái van phân phối v xilanh lực thnh một cm
1.Đòn quay đứng 2.Thanh kéo dọc 3.Đòn quay ngang
4.Cơ cấu xilanh lực, van phân phối và cơ cấu lái 5.Czu dẫn hướng (adsbygoogle = window.adsbygoogle || []).push({});
6.9.10.Cơ cấu hình thang lái 7.Trục lái
8.Vành tay lái 11.Bánh xe dẫn hướng 12.Trục quay
b) Van phân phối, xilanh lực đặt thành một cụm, tách biệt với cơ cấu lái
Trong phương án này van phân phối và xilanh lực được bố trí chung thành một cụm trên thanh kéo dọc. Ki}u bố trí như thv này cho phép ta có th} s€ dụng nhiều cơ cấu lái khác nhau. Tuy nhiên khuynh hướng gây nên sự dao động của bánh xe dẫn hướng sy cao hơn so với ki}u bố trí cơ cấu lái, van phân phối và xilanh lực thành một cụm.
Bố trí ki}u này khi tăng t{i tức là khi tăng đường kính của xilanh lực thì không đ{m b{o lái nhẹ bwi vì khi quay vòng nh~ng lực thành phzn bên tác dụng lên đòn quay đứng từ thanh kéo dọc (lực thành phzn hướng kính tác dụng lên v† van phân phối) sy c{n trw chuy}n dịch của con trượt và chính nguyên nhân này làm tăng đáng k} lực w vành tay lái.
Hình 40: Bộ cường hóa bố trí cơ cấu lái riêng xilanh lực v van phân phối thnh một cm riêng
1.Cơ cấu lái 7.Trục lái 2.Thanh kéo dọc 8.Vành tay lái 3.Đòn quay ngang 11.Bánh xe dẫn hướng
4.Cơ cấu xilanh lực và van phân phối 12.Trục quay 5.Czu trước của bánh xe dẫn hướng
6,9,10.Cơ cấu hình thang lái
c) Van phân phối và cơ cấu lái đặt thành một cụm, tách biệt với xilanh lực
Hình 41: Bộ cường hóa bố trí van phân phối cơ cấu lái v xilanh lực đặt riêng rẽ
1.Van phân phối. 7.Trục lái. 2.Thanh kéo dọc. 8.Vành tay lái. 3.Đòn quay ngang. 11.Bánh xe dẫn hướng.
4.Cơ cấu lái. 12.Trục quay. 5.Czu trước của bánh xe dẫn hướng. 13.Xilanh lực. 6, 9, 10.Cơ cấu hình thang lái.
Ở phương án này, van phân phối được bố trí chung trong cơ cấu lái, còn xilanh lực nằm riêng ry. Trong ki}u bố trí này đòi h†i các đường ống dẫn ph{i dài nhưng ưu đi}m chính của nó lại là cơ cấu lái và dẫn động lái được gi{m t{i kh†i tác