Hình 3.18 Biểu đồ tải tác dụng lên ổ đầu to thanh truyền động cơ 5S FE-
3.4 Kết quả mô phỏng số
Với giải thuật đã trình bày trong mục 3.2, ổ đầu to thanh truyền được chia thành các phần tử chữ nhật 4 nút trong đó phương chu vi được chia thành 60 phần tử và phương dọc trục được chia thành 20 phần tử. Tác giả đã viết chương trình tính toán đặc tính bôi trơn ổ đầu to thanh truyền bằng ngôn ngữ lập trình Fortran 95 (Phụ lục 3.2). Kết quả thu được gồm áp suất màng dầu, chiều dày màng dầu và độ lệch tâm tương đối.
a, Chia lưới ổ đầu to thanh truyền b, Hệ tọa độ thanh truyền Hình 3.19 Chia lưới ổ đầu to thanh truyền
3.4.1. Áp suât màng dầu
Hình 3.20 biểu diễn phân bố áp suất của ổ đầu to thanh truyền theo phương chu vi tại ba tiết diện L/2, L/5, L/10 của chiều dài ổ khi khe hở bán kính C = 24µm ở vị trí 3700 của trục khuỷu thuộc kì nổ. Phân bố áp suất bắt đầu ở vị trí 108o và kết thúc ở 2970 theo phương chu vi. Ta thấy, phần chân của phân bố áp suất biến thiên nhỏ tuy nhiên đỉnh của phân bố rất cao tại 2790 của trục khuỷu áp suất lớn nhất là 57 7 Pa, đến 234. M o của trục khuỷu áp suất lớn nhất là 7.4 MPa. Phần chịu lực chính theo phương chu vi của ổ tập trung từ 2430 đến 2900. Tại các tiết diện L/5 và L/10 của chiều dài ổ đỉnh của phân bố áp suất hạ xuống, tại tiết diện L/2 áp suất lớn nhất là 57.7 MPa, đến tiết diện L/5 áp suất lớn nhất là 40.4 MPa, đến tiết diện L/10 áp suất lớn nhất là 24.4 MPa.
Hình 3.20 Phân bố áp suất theo phương chu vi tại 370 0của trục khuỷu khi khe hở bán kính C = 24µm
Hình 3.21 Phân bố áp suất theo phương chiều dài tại 370 0của trục khuỷu khi khe hở bán kính C = 24µm
Hình 3.21 biểu diễn phân bố áp suất theo phương chiều dài ổ tại ba tiết diện theo chiều dài ổ tại 2790, 2520 và 216o của phương chu vi khi khe hở bán kính C 24µm ở vị trí = 3700 của trục khuỷu. Theo hình, áp suất phân bố đối xứng theo phương chiều dài qua vị trí giữa ổ. Tại một tiết diện, tốc độ biến thiên của áp suất nhỏ tuy nhiên sự chênh lệch giữa các tiết diện khác nhau rất lớn.
Hình 3.22 biểu diễn phân bố áp suất của ổ đầu to thanh truyền với C = 24µm ở vị trí 3700 của trục khuỷu. Theo đó, phần chịu lực chính tập trung tại một vùng diện tích nhỏ về phía nửa cuối của ổ theo chiều quay.
Hình 3.23 biểu diễn phân bố áp suất tại tiết diện giữa ổ theo phương chu vi tại các góc 200, 170o, 3200, 3500, 3700, 4700 của trục khuỷu với khe hở bán kính C = 24µm. Theo biểu đồ, phân bố áp suất dịch chuyển theo góc quay của trục khuỷu cùng với các kỳ làm việc hút-nén-nổ-xả. Ta thấy, càng gần với kỳ nổ đỉnh phân bố áp suất càng nhọn, cao hơn
so với các vùng khác. Phân bố đạt cực đại giảm về hai phía kể từ vị trí xảy ra sự nổ (khoảng 3700) với áp suất lớn nhất lần lượt là pmax,370o(nổ) = 57.7 MPa, pmax,350o(nén) = 26.6 MPa, pmax,20o(hút) = 11.4 MPa. Trải qua một chu kỳ làm việc phân bố áp suất chủ yếu tập trung phần phía sau của ổ theo chiều quay.
Hình 3.23 Phân bố áp suất tại tiết diện giữa ổ theo phương chu vi tại các góc 20 0, 3200, 3500, 3700, 4700 của trục khuỷu khi khe hở bán kính C 24µm =
Hình 3.24 Vị trí mòn trên nửa bạc lót dưới do hiện tượng xâm thực
Qua hình 3.23 ta nhận thấy theo chu kỳ làm việc hút nén nổ xả phân bố áp suất - - - dịch chuyển theo góc quay của trục khuỷu, chủ yếu tập trung phần phía sau của ổ theo
chiều quay. Trong vùng từ khoảng 1000-2100 của ổ đầu to thanh truyền liên tục có sự hình thành và phá hủy của các bọt khí do hiện tượng xâm thực hay gián đoạn màng dầu theo chu kỳ dẫn tới phá hủy lớp hợp kim chống mòn gây ra hiện tượng mòn xâm thực của bạc động cơ (Hình 3.24 ).
Hình 3.25 và hình 3.26 biểu diễn phân bố áp suất tại góc 200 và 7000của trục khuỷu là điểm thuộc nửa đầu kỳ hút và nửa cuối kỳ xả với khe hở bán kính C = 24µm. Tại điểm thuộc kỳ hút lực tác dụng FX = - 2962 (N), FY = - 607 (N). Tại điểm thuộc kỳ xả lực tác dụng FX = - 3000 (N), FY = 680 (N). Phân bố áp suất ở cả hai điểm này chia ra hai nửa của ổ nhưng phía sau rất thấp (p20o = 64KPa, p700o = 0.2 MPa), phần chịu tải chính tập trung nửa đầu của ổ với pmax,20o = 11.4 MPa, pmax,700o = 12.1 MPa.
Hình 3.25 Phân bố áp suất tại góc 20 0của trục khuỷu khi khe hở bán kính C = 24µm
Hình 3.27 Phân bố áp suất tại góc 320 0 của trục khuỷu khi khe hở bán kính C 24µm = Hình 3.27 biểu diễn phân bố áp suất tại góc 3200 của trục khuỷu là điểm thấp nhất thuộc kỳ nén với C 24µm. Tại điểm này lực tác dụng F = X = 0 (N), FY = 1934 (N). Phân bố áp suất trải ra hai đầu ổ tuy nhiên đỉnh của phân bố thấp nhất pmax = 7.3 MPa.
Hình 3.28 biểu diễn sự thay đổi phân bố áp suất theo khe hở bán kính tại tiết diện giữa ổ theo phương chu vi tại góc 3700 của trục khuỷu. Khe hở bán kính lần lượt là C = 24µm, C = 38µm, C = 55µm, C = 69µm. Ta thấy, khi tăng khe hở hướng kính, đỉnh của phân bố áp suất tăng, áp suất lớn nhất theo khe hở hương kính lần lượt là:pmax,C=24µm = 57.7 MPa, pmax,C=38µm = 60.5 MPa, pmax,C=55µm = 63.6 MPa, pmax,C=69µm = 68.7 MPa.
Hình 3.28 Phân bố áp suất tại tiết diện giữa ổ theo phương chu vi tại góc 370 0 của trục khuỷu với C = 24µm, C = 38µm, C = 55µm, C = 69µm
Hình 3.29 biểu diễn thay đổi của áp suất màng dầu lớn nhất pmax theo các góc quay của trục khuỷu tại bốn khe hở bán kính C = 24µm, C 38µm, C = = 55µm, C 69µm. Theo = đồ thị, khi độ lệch tâm tăng, áp suất lớn nhất pmax tăng, giá trị tăng lớn nhất tại góc 3700 của trục khuỷu.
Hình 3.29 Áp suất màng dầu lớn nhất khi C = 24µm, C = 38µm, C = 55µm, C = 69µm
3.4.2. Chiều dày màng dầu
Hình 3.30 biểu diễn sự thay đổi của chiều dày màng dầu nhỏ nhất hmin và áp suất màng dầu lớn nhất pmaxtheo góc quay của trục khuỷu qua bốn kỳ hút nén nổ xả khi khe hở - - - bán kính C=24µm. Theo đó áp suất màng dầu lớn nhất và chiều dày màng dầu nhỏ nhất tại vị trí xảy ra sự nổ: pmax = 57.7 MPa, hmin = 3,334 µm. Tại vùng áp suất pmax tăng thì chiều dày màng dầu nhỏ nhất hmin giảm. Chiều dày màng dầu nhỏ nhất đạt giá trị lớn nhất
hmin,max=6,9052 µm tại góc 80o của trục khuỷu. Ở đầu kỳ hút/xả lực FX giảm do đó áp suất
pmax giảm và chiều dày màng dầu hmin tăng. Sau đó, ở cuối kỳ hút/xả FX tăng nên pmax tăng và chiều dày màng dầu hmin giảm. Ở đầu kỳ nén và cuối kỳ nổ, lực FX thay đổi rất ít do đó cả pmax và hmin đều ít biến động. Ở cuối kỳ nén, phần đầu lực FX giảm do đó pmax giảm và chiều dày màng dầu hmin tăng nhưng chịu ảnh hưởng của lực FY có dạng hình sin nên pmax
và hmin có phần dao động lên xuống, phần sau FX tăng nhanh đến khi xảy ra kỳ nổ dẫn tới pmax tăng đến giá trị lớn nhất và chiều dầy màng dầu hmin giảm đến giá trị nhỏ nhất.
Hình 3.30 Chiều dầy màng dầu nhỏ nhất h min, áp suất màng dầu lớn nhất p max theo góc quay của trục khuỷu với C = 24µm
3.4.3. Độ lệch tâm trục – bạc
Hình 3.31 biểu diễn quỹ đạo của tâm trục khuỷu quanh tâm thanh truyền theo một chu kỳ tải. Tại đầu kỳ hút, tương ứng với góc 00của trục khuỷu độ lệch tâm tương đối εx,0o
= - 0.6656, εy,0o = - 0.3895. Nửa đầu kỳ hút, lực Fx < 0 có giá trị tuyệt đối giảm, lực Fy < 0 có giá trị tuyệt đối tăng do đó tâm trục chuyển động về phía góc phần tư thứ II: ε x,80o = 0.5842, εy,80o = - 0.4075. Nửa sau của kỳ hút, lực Fx > 0 có giá trị tăng, lực Fy < 0 có giá trị tuyệt đối giảm, tâm trục dịch chuyển lên góc phần tư thứ III: εx,180o = 0.6699, εy,180o = 0.462. Nửa đầu kỳ nén, lực Fx > 0 có giá trị giảm, lực Fy > 0 có giá trị tăng, tâm trục dịch chuyển sang góc phần tư thứ IV: εx,310o = - 0.5024, εy,310o = 0.5920. Nửa cuối kỳ nén, lực Fx
> 0 có giá trị tăng, lực Fy > 0 có giá trị giảm, tâm trục dịch chuyển quay lại góc phần tư thứ III: εx,370o = 0.8200, εy,370o = 0.3304. Nửa đầu kỳ nổ, lực Fx > 0 có giá trị giảm, lực Fy < 0 có giá trị tuyệt đối tăng, tâm trục chuyển động sang góc phần tư thứ II: εx,420o = 0.8036, εy,420o
= - 4.0750e-3. Nửa sau kỳ nổ, lực Fx > 0 có giá trị giảm, lực Fy < 0 có giá trị tuyệt đối giảm, tâm trục chuyển động quay lại góc phần tư thứ III: εx,540o = 0.6796, εy,540o = 0.4200. Nửa đầu kỳ xả, lực Fx > 0 có giá trị giảm, lực Fy > 0 có giá trị tăng, tâm trục chuyển động sang góc phần tư thứ IV: εx,640o = - 0.3334, εx,640o = 0.7578. Nửa cuối kỳ xả, lực Fx < 0 có giá trị tuyệt đối tăng, lực Fy > 0 có giá trị giảm, tâm trục chuyển động sang góc phần tư thứ
Hình 3.31 Độ lệch tâm tương đối của thanh truyền và trục khi khe hở bán kính C = 24µm
Hình 3.32 biểu diễn quỹ đạo của tâm trục quanh tâm thanh truyền tại các khe hở bán kính khác nhau. Khi tăng khe hở bán kính thì quỹ đạo tâm trục có dạng tương đồng nhau, tuy nhiên nó có xu hướng dịch chuyển về phía có x≈1: εx,370o = 0.8200, εy,370o = 0.3304.
Kết luận
- Trong chương này, luận án đã nghiên cứu các vấn đề để tiến hành xây dựng thành công một chương trình tính toán số các đặc tính bôi trơn thủy động ổ đầu to thanh truyền của động cơ đốt trong Đã ứng dụng chương trình để tính toán mô phỏng số bôi trơn thủy . động ổ đầu to thanh truyền của động cơ 5S-FE.
- Đã trình bày ác kết quả đo thực nghiệm khe hở hướng kính của ổ đầu to thanh c truyền và sơ đồ tải tác dụng lên thanh truyền của động cơ 5S-FE. Cho thấy đường kính trung bình của ổ tăng khi thay đổi lực siết bu lông thanh truyền từ 25Nm tới 25Nm+30o, 25Nm+60o, 25Nm+90o, dẫn tới khe hở bán kính tăng tương ứng từ C = 24µm tới C = 38µm, C = 55µm, C = 69µm.
- Theo chu kỳ làm việc hút nén nổ xả, phân bố áp suất màng dầu ổ đầu to thanh - - - truyền dịch chuyển theo góc quay của trục khuỷu, chủ yếu tập trung phần phía sau của ổ theo chiều quay. Càng gần với kỳ nổ đỉnh phân bố càng nhọn, cao hơn so với các vùng khác. Phân bố đạt cực đại tại vị trí xảy ra kỳ nổ (khoảng 370o). Khi khe hở hướng kính C=24µm thì Pmax,370o(nổ) = 57.7 MPa, pmax,350o(nén) = 26.6 MPa, Pmax,20o(hút) = 11.4 MPa. Tại điểm xảy ra kỳ nổ, phần chân của phân bố áp suất biến thiên nhỏ, tuy nhiên đỉnh của phân bố rất cao P279o = 57.7 MPa, P234o = 7.4 MPa, phần chịu lực chính theo phương chu vi của ổ tập trung từ 2430 đến 2970. Tại các nửa đầu kỳ hút và nửa cuối kỳ xả, lực tác dụng Fx nhỏ, phân bố áp suất màng dầu ổ đầu to thanh truyền chia ra hai đầu ổ, tuy nhiên chủ yếu tập trung ở nửa trước.
- Khi tăng khe hở hướng kính thì đỉnh của phân bố áp suất tăng, phía chân của phân
bố có xu hướng thu nhỏ lại: Pmax,C=24µm, 370o = 57.7 MPa, Pmax,C=38µm, 370o = 60.5 MPa,
Pmax,C=55µm, 370o = 63.6 MPa, Pmax,C=69µm, 370o = 68.7 MPa. Ta thấy khi khe hở hướng kính
tăng từ C = 24µm tới C=69µm tương ứng với các siết bu-lông thanh truyền 25Nm và 25Nm+90othì áp suất lớn nhất của ổ tăng 19,07%.
- Quỹ đạo của tâm trục quanh tâm ổ đầu to thanh truyền theo một chu kỳ tải là một đường cong khép kín bắt đầu từ 0o của trục khuỷu, độ lệch tâm tương đối εx,0o = - 0.6656, εy,0o = - 0.3895 thuộc góc phần tư thứ I. Sau đó tâm trục dịch chuyển theo thứ tự các góc phần tư I- - - - -II III II III IV khi tải tác dụng thay đổi.
Chương 4: SO SÁNH KẾT QUẢ CỦA CHƯƠNG TRÌNH MÔ PHỎNG SỐ VỚI PHẦN MỀM ACCEL
4.1. Tính toán số bôi trơn ổ đầu to thanh truyền của động cơ 5S-FE bằng phần mềm tính toán ACCEL
Phần mềm tính toán ACCEL là phần mềm thương mại dùng để tính toán các đặc tính bôi trơn nhiệt thủy động đàn hồi cho ổ đầu to thanh truyền của các loại động cơ. Đây là phần mềm được các nhà khoa học của Viện PPRIME • UPR 3346, Trường Đại học Poitiers, Cộng hòa Pháp xây dựng và phát triển từ những năm 90 của thế kỷ trước cho đến nay. Hiện nay phần mềm này vẫn đang được các nhà khoa học nghiên cứu để phát triển sao cho kết quả ngày càng sát với thực tế hoạt động của động cơ.
Hình 4.1 Giao diện màn hình tính toán của phần mềm ACCEL 4.1.1. Mục đích tính toán 4.1.1. Mục đích tính toán
- Xác định các đặc tính bôi trơn ổ đầu to thanh truyền của động cơ 5S FE - - Là cơ sở để xác định tính đúng đắn của chương trình mô phỏng số của luận án 4.1.2. Tiến trình tính toán
- Đo và vẽ thiết kế thanh truyền của động cơ 5S FE trên phần mềm Catia- - Chia lưới cho thanh truyền tạo thành file có đuôi .DNS
- Tạo ma trận tuân thủ cho thanh truyền
- Nhập dữ liệu đầu vào trong màn hình tính toán. - Nhập file biểu đồ tải trọng tác dụng lên thanh truyền
- Chạy chương trình tính toán
- Mở kết quả trong thư mục chứa kết quả (có thể chuyển thành file EXCEL) 4.2. So sánh kết quả mô phỏng số và kết quả trên phần mềm ACCEL 4.2.1. Áp suất màng dầu
Hình 4.2 biểu diễn mối tương quan giữa áp suất lớn nhất Pmax khi dùng phần mềm ACCEL và kết quả mô phỏng. Ta nhận thấy, khi khe hở hướng kính tăng dạng đường cong pmax của hai kết quả tương đồng nhau. Giá trị pmax từ kết quả tính, tại các góc quay khác nhau của trục khuỷu lớn hơn giá trị thu được từ phần mềm ACCEL. Giá trị sai lệch này lớn nhất tại điểm xảy ra sự nổ (Bảng 4.1). Sự sai lệch này là do áp suất thủy động gây biến dạng đàn hồi bề mặt ma sát, thay đổi hình dạng của tiếp xúc. Ngoài ra, phần mềm ACCEL còn tính đến hiệu ứng nhiệt và các hiệu ứng thực tế khác làm thay đổi chiều dầy màng dầu góp phần làm thay đổi áp suất.
Bảng 4. Sai lệch áp suất lớn nhất p1 max từ kết quả mô phỏng và từ phần mềm ACCEL
C (µm) 24 38 55 69
pmax (Mpa) 55,68 60,59 63,76 68,82 pmaxACCEL(Mpa) 40,50 43 49,00 50,90 ∆pmax(MPa) 15,18 18,69 14,76 17,92 % sai lệch 27,26 30,85 23,15 26,04
4.2.2. Chiều dày màng dầu
Hình 4.3 biểu diễn chiều dày màng dầu nhỏ nhất theo góc quay của trục khuỷu với các khe hở bán kính khác nhau C = 24µm, C = 38µm, C = 55µm, C = 69µm từ kết quả tính toán và kết quả tính từ phần mềm ACCEL. Ta nhận thấy, các kết quả tính toán so với kết quả tính bằng phần mềm ACCEL có sự sai khác về hình dạng cũng như giá trị. Sự sai khác