- Ngoài các bộ phận kể trên, hệ thống treo của ô tô còn có các bộ phận khác:
- Vấu cao su tăng cứng: thường đặt trên nhíp lá và tỳ vào phần biến dạng của nhíp lá, kết cấu này làm giảm chiều dài biến dạng của nhíp lá khi tăng tải. Vấu cao su vừa tăng cứng vừa hạn chế hành trình làm việc của bánh xe (được gọi là vấu hạn chế hành trình). Các vấu hạn chế hành trình trên đường được kết hợp với chức năng tăng cứng cho bộ phận đàn hồi. Các vấu hạn chế hành trình này có khi được đặt trong vỏ của giảm chấn.
18
- Các gối đỡ cao su: làm chức năng liên kết mềm. Nó có mặt ở hầu hết các mối ghép với khung vỏ. Ngoài chức năng liên kết, nó còn có tác dụng chống rung truyền từ bánh xe lên, giảm tiếng ồn cho khoang người ngồi.
19
CHƯƠNG 2: TÍNH TOÁN HỆ THỐNG TREO TRÊN XE SAMCO NEW FELIX CI 2020 VÀ SAMCO WENDA SD.47 2.1. Xe Samco New Felix Ci 2020
2.1.1. Thông số kỹ thuật
Bảng 2.1: Thông số xe SAMCO FELIX CI
Kích thước (mm) Demension (mm)
Kích thước tổng thể (DxRxC) Overall
dimension (LxWxR) 8200 x 2310 x 3140
Chiều dài cơ sở Wheel base 4175 Bán kính vòng quay nhỏ nhất Minimum
turning radius 7800
Trọng lượng (kg) Weight (kg)
Trọng lương không tải Keib weight 5970 Trọng lượng toàn bộ Gross weight 8800
Số chỗ Seats (include driver) 29 / 34 chỗ ngồi (kể cả ghế tài xế) 29 / 34
seats (Include driver) Công suất tối đa (Kw/vòng/ph) Max Power
(Kw/rpm) 114/2600
Momen xoắn cực đại (Nm/vòng/ph) Max
torque (Nm/rpm) 419/(1600-2600)
Tỷ số truyền Gear ratio 5,979 - 3,434 - 1,862 - 1,297 - 1,000 - 0,759 - R: 5,701
Hệ thống treo
Phụ thuộc, nhíp lá, giảm chấn bằng ống thủy lực có thanh cân bằng
Dependent, semi - elliptic leaf springs with shock absorber
20
Kiểu Model 4HK1E4NC
Dung tích xy-lanh Displacement (cc) 5193 Tỷ số nén Compression ratio 17,5:1 Đường kính x hành trình piston Bore x stroke
(mm) 115 x 125
Taỉ trọng tác dụng lên cầu trước khi xe
không tải 35%*5970=2090kg
Taỉ trọng tác dụng lên cầu sau khi xe không
tải 65%*5970=3880kg
Taỉ trọng tác dụng lên cầu trước khi xe đầy
tải 35%*8800=3080kg
Taỉ trọng tác dụng lên cầu sau khi xe đầy tải 65%*8800=5720kg
2.1.2. Xác định các thông số
2.1.2.1. Tính toán các thông số cơ bản của bộ nhíp cầu trước
- Được tính chọn theo điều kiện bố trí chung của xe ô tô bằng công thức kinh nghiệm theo chiều dài của xe
- Đối với nhíp trước của xe SAMCO NEW FELIX CI 2020: L=(0.35-0.5)*L0
- Trong đó:
+ L0 là chiều dài cơ sở của xe (mm)
+ L là chiều dài tổng quát của bộ nhíp (mm) - Chọn L=0.42*L0=0.42*4175=1753.5mm - Lấy L=175.4 cm.
21
Hình 2.1: Các kích thước cơ bản của bộ nhíp cầu trước - Theo thiết kế của xe là nhíp nửa elip đối xứng, ta áp dụng công thức:
∑J=𝛼∗𝐶∗𝐿
3
48∗𝐸
- Trong đó:
+ 𝛼 là hệ số biến dạng của nhíp xe thường 𝛼 = 1.45 ÷ 1.25. Do lá nhíp thứ 2 dùng để cường hóa lá nhíp chính nên 𝛼 = 1.2
+ L là chiều dài tổng quát của bộ nhíp
+ E là mô đun đàn hồi của xe E=2.1*106 Kg/cm2
+ C là độ cứng của bộ nhíp được tính theo công thức C=𝑍
𝑓 . Trong đó Z là tải trọng của bộ nhíp được tính theo công thức sau:
Z=𝐺1
2 −𝑇𝑟ọ𝑛𝑔 𝑙ượ𝑛𝑔 𝑐ủ𝑎 𝑐ầ𝑢 𝑡𝑟ướ𝑐
2 − 𝑡𝑟ọ𝑛𝑔 𝑙ượ𝑛𝑔 𝑐ủ𝑎 𝑏á𝑛ℎ 𝑥𝑒
+ G1 là trọng lượng của cầu trước khi xe đầy tải, bỏ qua trọng lượng của cầu trước và trọng lượng của bánh xe ta được Z=3080
2 = 1540𝑘𝑔
+ ft là độ võng tĩnh khi xe đầy tải. Đối với ô tô khách ft=100÷200mm. Ta chọn ft=120mm=12cm
⇒ C=𝑍
𝑓𝑡 = 1540
22
- Vậy moment quán tính tổng cộng là: ∑J=𝛼∗𝐶∗𝐿 3
48∗𝐸 = 1.2∗128.33∗175.43
48∗2.1∗106 = 8.24 cm4 ➢ Xác định tiết diện của các lá nhíp
- Giả thiết, tổng moment quán tính của các lá nhíp bằng moment quán tính của tổng cộng bộ nhíp: ∑J=∑𝑛𝑖=1𝐽𝑖
- Số lá nhíp n trong giới hạn sau: Đối với xe khách ta chọn số lá nhíp n=7
- Tỷ lệ giữa chiều rộng b và chiều cao h trong giới hạn 𝑏
ℎ=6÷ 10. Ta sẽ chọn 𝑏 ℎ = 8 - Dựa trên giải thuyết vừa nêu, ta được ∑J=𝑛∗𝑏∗ℎ
3 12 ⇒ 𝑏 ∗ ℎ3 = 12∗∑𝐽 𝑛 =12∗8.24 10 = 9.888 - Kết hợp 𝑏 ℎ = 8 ⟹8*h4=9.888 ta tính được h=1.05 cm - Ta chọn h=1 cm ⟹ b=10 cm
2.1.2.2. Tính toán các thông số cơ bản của bộ nhíp cầu sau
- Xác định tải trọng đặt lên nhíp chính (Zc) và nhíp phụ (Zp):
- Giả thiết nhíp phụ bắt đầu hoạt động khi ở chế độ tải (𝑍𝑡′′) 𝑍𝑡′′=𝑍𝑡′+𝑍𝑡−𝑍𝑡
′ 2
- Trong đó:
+ 𝑍𝑡′′ là tải trọng khi nhíp phụ bắt đầu làm việc. + 𝑍𝑡′ là tải trọng tĩnh khi không chất tải.
- Do trọng lượng của cầu xe và bánh xe rất nhỏ so với trọng lượng phân bố ở cầu sau nên ta có:
𝑍𝑡′=𝐺02
2
- Với G02 là tải trọng phân bố ở cầu sau G02 = 3880 Kg ⇒ 𝑍𝑡′ = 1940 Kg
23 ⇒ Zt = 𝐺2 2 = 5720 2 = 2860Kg - Vậy 𝑍𝑡′′ = 1940 + 2860−1940 2 = 2400 Kg - ft là biến dạng tĩnh của nhíp
- f0 là khe hở giữa nhíp phụ và u đỡ ụ hạn chế của khung xe - Giả thuyết, 𝑍𝑝
𝑍𝑐 = λ, trong đó λ là hệ số do chúng ta chọn. Theo công thức ta có Zt=Zc+Zp, ta chọn λ=0,1
- Vậy tải trọng tác dụng lên nhíp phụ là Zt = 𝑍𝑝 λ+Zp
⇒ Zp = 260 Kg ⇒ Zc = 2600 Kg - Độ cứng của nhíp chính Cc = 𝑍𝑐
𝑓𝑡 =2600
12 =216.67 Kg/cm chọn Cc= 217 Kg/cm - Tổng độ biến dạng của nhíp khi không tải 𝑓𝑇′ cùng khe hở của nhíp phụ và khung xe là:
fa =𝑍𝑡
′′
𝐶𝑐 = 2400
217 = 11.06 cm
- Vậy độ biến dạng của nhíp phụ là fp = ft - fa = 12 – 11,06 = 0,94 cm - Độ cứng chung của cả bộ nhíp sẽ là: C = 𝑍𝑡−𝑍𝑡′′
𝑓𝑝 = 2860−2400
0.94 = 489.36 Kg/cm - Độ cứng của nhíp phụ là Cp = C - Cc = 489,36 – 217 = 272,36 Kg/cm
➢ Xác định tiết diện đối với nhíp chính (Lc)
− Được tính theo bố trí chung của xe bằng công thức kinh nghiệm theo chiều dài cơ sở của xe. Đối với nhíp sau của xe khách Lc=(0.35÷ 0.5)L0
- Chọn Lc=0.45*4175=1878.75 mm=187.88 cm - Xác định moment quán tính tổng cộng ∑J:
24
Hình 2.2: Các kích thước cơ bản của bộ nhíp chính cầu sau
- Bộ nhíp theo xe thiết kế là nhíp nửa elip đối xứng với nhau nên ta áp dụng công thức:
∑J=𝛼∗𝐶𝑐∗𝐿𝐶3 48∗𝐸
- Trong đó:
+ 𝛼 là hệ số biến dạng của nhíp xe thường 𝛼 = 1.45 ÷ 1.25. Do lá nhíp thứ 2 dùng để cường hóa lá nhíp chính nên 𝛼 = 1.2.
+ Lc là chiều dài tổng quát của bộ nhíp chính + Cc là độ cứng của bộ nhíp chính
+ E là mô đun đàn hồi E=2.1*106 Kg/cm2 ⇒ ∑J = 1.2∗217∗187.883
48∗2.1∗106 = 17,13 cm4
- Xác định tiết diện của các lá nhíp:
- Giả thuyết, moment quán tính của các lá nhíp bằng moment tổng cộng của bộ nhíp. ∑J = ∑𝑛𝑖=1𝐽𝑖
25
- Số lá nhíp n. Đối với bộ nhíp chính ta chọn 9 lá nhíp và bộ nhíp phụ ta chọn 7 lá nhíp. Tỷ lệ giữa chiều rộng b và chiều cao h nằm trong giới hạn sau 6<𝑏
ℎ<10. Ta chọn 𝑏
ℎ=7, dựa vào giả thuyết đã nêu và giá trị ∑J ta tính được chiều rộng b và chiều cao h của các lá nhíp. ∑J = n𝑏ℎ3 12 =≫ bh3 = 17.13∗12 9 = 22,84 và 𝑏 ℎ= 7 ⇒ h = 1,344 cm, b=9,408 cm - Ta chọn h=1.3 cm, h=9.4 cm
➢ Xác định tiết diện đối với nhíp phụ (Lp)
- Dựa vào chiều dài của nhíp chính ta có thể chọn chiều dài của nhíp phụ là: Lp=1500 mm = 150 cm
- Xác định moment quán tính tổng cộng ∑J:
Hình 2 .3: Các kích thước cơ bản của bộ nhíp phụ cầu sau
Bộ nhíp theo xe thiết kế là nhíp nửa elip đối xứng với nhau nên ta áp dụng công thức: ∑J = 𝛼∗𝐶𝑝∗𝐿𝑝
3
48∗𝐸 - Trong đó:
26
+ 𝛼 là hệ số biến dạng của nhíp xe thường 𝛼 = 1,45 ÷ 1,25. Do lá nhíp thứ 2 dùng để cường hóa lá nhíp chính nên 𝛼 = 1,2.
+ Lp là chiều dài tổng quát của bộ nhíp phụ + Cp là độ cứng của bộ nhíp phụ
+ E là mô đun đàn hồi E = 2,1*106 Kg/cm2
⇒ ∑J = 1.2∗272.36∗1503
48∗2.1∗106 = 10,94 cm4 - Xác định tiết diện của các lá nhíp:
- Giả thuyết, moment quán tính của các lá nhíp bằng moment tổng cộng của bộ nhíp. ∑J=∑𝑛𝑖=1𝐽𝑖
- Số lá nhíp n. Đối với bộ nhíp chính ta chọn 9 lá nhíp và bộ nhíp phụ ta chọn 7 lá nhíp. Tỷ lệ giữa chiều rộng b và chiều cao h nằm trong giới hạn sau 6 < 𝑏
ℎ < 10. Ta chọn 𝑏
ℎ= 7, dựa vào giả thuyết đã nêu và giá trị ∑J ta tính được chiều rộng b và chiều cao h của các lá nhíp. ∑J = n𝑏ℎ3 12 =≫ bh3 = 10.94∗12 7 = 18,75 và 𝑏 ℎ = 7 ⇒ h = 1,28 cm, b = 8,96 cm - Ta chọn h = 1,3 cm, h = 9 cm ➢ Đường đặc tính thực tế của nhíp kép - Độ cứng của bộ nhíp chính Cc = 217 Kg/cm - Độ cứng của bộ nhíp phụ Cp = 272,36 Kg/cm - Độ cứng của bộ nhíp C = 489,36 Kg/cm
- Tải trọng tĩnh khi không chất tải Zt’ = 1940 Kg - Tải trọng tĩnh khi chất đầy tải Zt = 2860 Kg
- Tải trọng khi nhíp phụ bắt đầu làm việc Zt” = 2400 Kg
- Biến dạng tĩnh của nhíp khi không chất tải và khe hở giữa nhíp và khung xe f0, fA = ft’ + f0 = 11,06 cm
27 - ft’ = fA * 𝑍𝑡
′
𝑍𝑡" =11,06 * 1940
2400 = 8,94=≫f0 =3,06 cm
28
2.1.3. Thiết kế thành phần giảm chấn
2.1.3.1. Kết cấu và nguyên lý làm việc của giảm chấn
Hình 2.5: Giảm chấn xe SAMCO FELIX
29
- Trong hành trình nén, cần piston chuyển động xuống làm cho áp suất trong buồng dưới cao hơn áp suất trong buồng trên. Vì vậy chất lỏng trong buồng dưới bị ép lên buồng trên qua van piston. Lúc này lực giảm chấn được sinh ra do sức cản dòng chảy của van.
Hình 2.6: Hành trình nén giảm chấn
- Khí cao áp tạo ra một sức ép rất lớn lên chất lỏng trong buồng dưới và buộc nó phải chảy nhanh và êm lên buồng trên trong hành trình nén. Điều này đảm bảo duy trì ổn định lực giảm chấn.
• Hành trình giãn: (Bánh xe xa khung xe)
- Trong hành trình giãn, cần piston chuyển động lên làm cho áp suất trong buồng trên cao hơn áp suất trong buồng dưới. Vì vậy chất lỏng trong buồng trên bị ép xuống buồng dưới qua van piston, và sức cản dòng chảy của van có tác dụng như lực giảm chấn.
30
Hình 2.7: Hành trình giản của giảm chấn
- Vì cần piston chuyển động lên, một phần cần dịch chuyển ra khỏi xi lanh nên nó để lại một khoảng trống. Để bù cho khoảng hụt này, piston tự do được đẩy lên (nhờ có khí cao áp ở dưới nó) một khoảng tương đương với phần hụt thể tích.
- Sơ đồ cấu tạo giảm chấn ống:
31
2.1.3.2 Thiết kế giảm chấn ống thủy lực tác dụng 2 chiều
- Tính toán giảm chấn là xác định hệ số cản, các kích thước cơ bản của giảm chấn là xác định tiết diện của các lỗ lưu dầu và xác định thông số các van thông qua và van giảm tải.
- Sau khi đã xác định được các thông số của giảm chấn ta tiến hành xây dựng đường đặc tính cho giảm chấn và tiến hành kiểm tra sự làm việc của nó theo chế độ nhiệt. - Các thông số ban đầu để thiết kế giảm chấn là hệ số dập tắt dao động, độ võng tĩnh của hệ thống treo, trọng lượng tác dụng lên 1 bánh xe.
- Xác định hệ số cản của giảm chấn:
- Phương trình tính lực cản của giảm chấn là: Ztr = K*𝑍′𝑡𝑟𝑛 - Trong đó: K là hệ số cản của giảm chấn.
𝑍′𝑡𝑟 là vận tốc tương đối của các dao động thùng xe tới bánh xe. 𝑍tr là vận tốc chuyển động của hệ thống treo.
𝑛 là chỉ số thay đổi khác nhau trong hành trình nén và hành trình giãn của hệ thống treo.
- Như vậy, hệ số cản K của giảm chấn được tính từ hệ số cản Ktr của hệ thống treo; Ktr đặc trưng cho quá trình dập tắc dao động của hệ thống treo.
- Để đánh giá sự dập tắc dao động người ta rút ra trong “lý thuyết ô tô” hệ số dập tắt dao động.
𝜓 = 𝐾𝑡𝑟 √𝐶 ∗ 𝑀
- Trong đó: C là độ cứng của hệ thống treo được tính ở phần trên. M là khối lượng được treo trên 1 bánh xe, M = 𝑍𝑏𝑥
𝑔 . Zbx là phần trọng lượng được tính trên 1 bánh xe. f là độ võng tĩnh của hệ thống treo.
32 g là gia tốc trọng trường.
𝜓 là hệ số dập tắt dao động, với các ô tô hiện đại hệ số dập tắc dao động nằm trong khoảng 𝜓 =0,15÷ 0,25.
⇒ Ktr = 𝜓 ∗ √𝐶 ∗ 𝑀 - Mà C = 𝑍𝑏𝑥
𝑓 nên Ktr = 𝜓∗𝑍𝑏𝑥 √𝑔∗𝑓
- Thay các số vơi 𝜓 = 0,23, g=9.81, Zbx=15400N, f=0,12m. Ta tính được Ktr = 0.23∗15400
√9.81∗0.12 = 3264,55 (N.s/m)
- Khi đã tính được hệ số cản của hệ thống treo, ta tính được hệ số cản của giảm chấn: K= 1
𝑐𝑜𝑠𝛼∗ 𝐾𝑡𝑟
- Trong đó: 𝛼 là góc nghiêng của giảm chấn với phương trình thẳng đứng ta sẽ chọn 𝛼=30°.
⇒K= 1
𝑐𝑜𝑠30∗ 3264.55=3769.6 (N.s/m)
- Biết được hệ số cản của giảm chấn ta tính được hệ số cản của hành trình nén Kn và hệ số cản trong quá trình giãn Kg. Giảm chấn chúng ta thiết kế là giảm chấn ống tác dụng 2 chiều và có đường đặc tính không đối xứng và có van giảm tải trong trường hợp lực cản trong giảm chấn trong hành trình nén tăng chậm hơn hành trình trả thường là:
Kg = (2,5÷ 3)Kn
- Lực cản trong hành trình nén và giãn của giảm chấn. + Z1=K1*Ztr
+ Z2=K2*Ztr
+ Kn là hệ số cản của giảm chấn trong hành trình nén + Kg là hệ số cản của giảm chấn trong hành trình giãn + Z1 là lực cản của giảm chấn trong hành trình nén
33
+ Z2 là lực cản của giảm chấn trong hành trình nén - Ta sẽ có K=𝐾𝑛+𝐾𝑔
2 và ta chọn Kg=3Kn thì ta sẽ xác định được hệ số cản trong quá trình nén và quá trình giãn
- Hệ số cản trong quá trình nén và giãn là: Kn = 𝐾
2 = 3769.6
2 = 1884,8 (N.s/m) Kg = 3Kn = 1884,8*3 = 5654,4 (N.s/m)
- V là vận tốc tương đối của piston với xilanh giảm chấn V = 0,3 m/s - Lực cản ở hành trình nén; Pn = Kn*V = 1884,8 * 0,3 = 565,44 N - Lực cản ở hành trình giãn: Ptr = Kg*V = 5654,4*0,3 = 1696,29 N - Xác định các kích thước cơ bản của giảm chấn:
+ Kích thước ngoài của giảm chấn được xác định theo điều kiện sau: • Hành trình làm việc của giảm chấn
• Kích thước các bộ phận của giảm chấn
• Đủ diện tích tỏa nhiệt để giảm chấn không nóng quá nhiệt độ cho phép khi làm việc căn thẳng
+ Nếu lấy đường kính piston d làm thông số cơ bản thì các thông số khác của giảm chấn được xác định như sau:
dc=(0.1÷0.6)d, D=(1.25÷1.5)d, dn=1.1d, Dn=1.1D
Ld=(1.1÷1.5)d, Lp=(0.75÷1.1)d, Lv=(0.4÷0.9)d, Lm=(0.75÷1.5)d
+ Trong đó: dc, d, dn, D, Dn là đường kính cần đẩy piston, đường kính trong và đường