Báo cáo khoa học: "ỨNG DỤNG MATLAB-SIMULINK ĐỂ GIẢI BÀI TOÁN ĐỘNG LỰC HỌC HỆ THUỶ LỰC MẠCH QUAY"

ỨNG DỤNG MATLAB-SIMULINK ĐỂ GIẢI BÀI TOÁN

ĐỘNG LỰC HỌC HỆ THUỶ LỰC MẠCH QUAY GS. TSKH. V. F. KOVALSKIY NCS. NGUYỄN ĐÌNH TỨ Trường Đại học GTĐS Matxcơva (Miit)

Tóm tắt: Bài báo trình bày những kết quả nghiên cứu về mô hình hóa và mô phỏng của hệ thủy lực bằng việc ứng dụng Matlab-Simulink. Kết quả nghiên cứu có thể được sử dụng trong nghiên cứu động lực học hệ thủy lực.

Summary: The article shows the results to both modelling and the simulation of hydrostatic systems, by making use of Matlab-Simulink package. These results can be used for dynamics research into the system hydraulics.

I. ĐẶT VẤN ĐỀ

Mô hình hoá và mô phỏng quá trình làm việc của hệ thống truyền động thuỷ lực nói chung và trong nghiên cứu động lực học của hệ thủy lực nói riêng là một nhu cầu tất yếu, đặc biệt khi hệ thống này ngày càng trở nên phức tạp. Khác với mô phỏng thuần tuý toán học, việc mô phỏng thời gian làm việc của hệ thống thuỷ lực thường phức tạp hơn rất nhiều bởi đồng thời phải đáp ứng được các yêu cầu về tính linh hoạt và khả năng sử dụng thuận tiện, tương tác và trực quan, tính thời gian thực,… Ngày nay, với sự phát triển của lĩnh vực công nghệ thông tin, tất cả các hệ thống đều được thực hiện trên máy tính thông qua các phần mềm mô phỏng. Bài báo này đề cập đến một trong những phần mềm mô phỏng đang được áp dụng nhiều trong nghiên cứu khoa học kỹ thuật hiện nay đó là Matlab-Simulink.

II. NỘI DUNG

Để có thể đạt được mục tiêu nghiên cứu là thiết lập được mô hình mô phỏng hệ thống truyền động thuỷ lực tạo chuyển động quay, ta cần phải thiết lập được mối quan hệ giữa các thông số cấu trúc của hệ thống truyền động thuỷ lực dưới dạng các phương trình toán học.

Các giả thiết:

- Mô đuyn đàn hồi của dầu và đường ống không đổi, không phụ thuộc vào áp suất của hệ

thống trong quá trình tính toán;

- Không xét đến dao động trong đường ống cao áp, thấp áp do ảnh hưởng của bộ tích áp

thuỷ lực.

- Tổn thất năng lượng trong hệ thuỷ lực là do ma sát nhớt và tổn thất thể tích ở bơm và

động cơ thuỷ lực;

- Tổn thất lưu lượng ở bơm và động cơ thuỷ lực trong quá trình làm việc tỷ lệ với áp suất

dầu trong đường ống cao áp;

Với những giả thiết trên, hệ thuỷ lực tạo chuyển động quay có dạng sau:

Mm,Jm

Mn,Jn

pkn

M

Hình 1. Sơ đồ nguyên lý hệ thuỷ lực tạo chuyển động quay

+ Phương trình liên tục của dòng dầu chảy trong mạch cao áp được viết dưới dạng:

(1)

Qn - Qkn - Qv - Qm - Qe = 0

Qn - Lưu lượng lý thuyết của bơm thuỷ lực, m3/giây:

Q V n =

(2)

n 0

n [V ]n 0

TCK

Hình 2. Sơ đồ khối xác định lưu lượng lý thuyết của bơm thuỷ lực

Qv - Lưu lượng dầu rò rỉ ở bơm và động cơ thuỷ lực, m3/giây:

(3)

n r 0

m r 0

(

)

0r - Hệ số tổn thất thể tích của động cơ thuỷ lực:

)

m − η 0

m 0

(4)

m r 0

V [n ](1 m [p ] m

Trong đó:

0V - Lưu lượng riêng của động cơ thuỷ lực, m3;

[nm] - Tốc độ quay định mức của động cơ thuỷ lực, vòng/giây;

[pm] - Áp suất dầu làm việc định mức của động cơ thuỷ lực, Pа;

0η - Hiệu suất thể tích của động cơ thuỷ lực.

Hình 3. Sơ đồ khối xác định hệ số tổn thất thể tích của động cơ thuỷ lực

0r - Hệ số tổn thất thể tích của bơm thuỷ lực, (m3/giây)/Pa:

)

Q (1 n

0− η

(5)

n r o

[p ] n

Trong đó: Qn - Lưu lượng lý thuyết của bơm thuỷ lực, m3/giây;

0η - Hiệu suất thể tích của bơm thuỷ lực;

[pn] - Áp suất danh nghĩa của bơm thuỷ lực, Pa.

Hình 4. Sơ đồ khối xác định hệ số tổn thất thể tích của bơm thuỷ lực

Qm - Lưu lượng dầu làm việc cần thiết của động cơ thuỷ lực, m3/giây:

(6)

V m

m 0

Trong đó:

0V - Lưu lượng riêng của động cơ thuỷ lực, m3;

ωm - Tốc độ quay định mức của động cơ thuỷ lực, vòng/giây.

Hình 5. Sơ đồ khối xác định lưu lượng dầu làm việc của động cơ thuỷ lực

Qe - Lưu lượng dầu bị nén trong hệ thống thuỷ lực, m3/giây:

(7)

Q E = e

dp n dt

(8)

V V + 2 1 E E 2 1

Trong đó:

E1 - Mô đuyn đàn hồi quy dẫn của chất lỏng và ống dẫn mềm, Pа;

E2 - Mô đuyn đàn hồi quy dẫn của chất lỏng và ống dẫn kim loại, Pа; V1 - Thể tích chất lỏng trong ống dẫn cao áp, m3; V2 - Thể tích chất lỏng trong ống dẫn cao áp bằng kim loại, m3.

TCK

Hình 6. Sơ đồ khối xác định lưu lượng dầu bị nén trong hệ thuỷ lực

Qkn - Lưu lượng dầu qua van an toàn, m3/giây;

−

nếu pn ≥ pkn thì

, ngược lại Qkn = 0;

p )k kn

pn - Áp suất dầu trong đường ống cao áp, Pa; pkn - áp suất dầu qua van an toàn, Pa;

Hình 7. Sơ đồ khối xác định lưu lượng dầu qua van an toàn

+ Phương trình cân bằng mô men trên trục quay của động cơ thuỷ lực được biểu diễn dưới dạng:

−

(9)

M M − m

M i

d ω m dt

Mm - Mô men quay trên trục của động cơ thuỷ lực, Nm;

(10)

p n 2 π

Trong đó:

pn - Áp suất dầu trong đường ống cao áp, Pа; 0V - Lưu lượng riêng của động cơ thuỷ lực, m3;

Hình 8. Sơ đồ khối xác định mô men quay trên trục động cơ thuỷ lực

М - Mô men cản chuyển động, Nm;

(11)

M M M sin( +

Trong đó:

Mso - Giá trị trung bình của mô men cản, Nm;

Ma - Biên độ dao động của mô men cản, Nm;

t - Thời gian làm việc, giây.

Hình 9. Sơ đồ khối xác định mô men cản chuyển động

Mf - Mô men cản nhớt của hệ thuỷ lực, Nm;

(12)

Mf = fωm

)

m 0

(13)

Nm/(rad/s)

m V [p ](1 − η η η h m r m 2 ( ) 2

[n ] m

Trong đó:

ηh - Hiệu suất của bộ truyền động;

m - Hiệu suất cơ khí của động cơ thuỷ lực;

ηm

ηr - Hiệu suất thể tích của đường ống dẫn dầu;

[nm] - Tốc độ quay định mức của động cơ thuỷ lực, vòng/giây;

ωm - Tốc độ quay của động cơ thuỷ lực, vòng/giây.

Hình 10. Sơ đồ khối xác định mô men cản nhớt của hệ thuỷ lực

Nếu

thì

i M ≤ r

m p V n 0 2 π

dωm = . 0 dt

Như vậy, mô hình toán học của hệ thuỷ lực mạch quay được biểu diễn qua hệ phương trình vi

phân sau:

TCK

p V ω

−

[V ] X Q ω − n

n o

n r 0

m r 0

m 0

)

(

(14)

fω

−

dp n dt dω m dt

M i

m p V n 0 2 π

⎧ ⎪ ⎪ ⎨ ⎪ ⎪⎩

Trong Matlab-Simulink hệ phương trình vi phân trên được biểu diễn dưới dạng:

Hình 11. Sơ đồ khối mô tả mối quan hệ giữa các thông số của hệ thuỷ lực mạch quay trong Matlab - Simulink

Ví dụ tính toán Xét một hệ thuỷ lực có các thông số sau: Vn = 112 cm3; ωn = 2100 vòng/phút; X = 0.75;

m = m = 0.95; ηr = 0.92; ηh = 0.92; d = 25 mm; l = 2 m; Eh = 180 MPa; i = 12; Jm = 0.1 Kgm2;

Vm = 250 cm3; ωm = 400 vòng/phút; pn = 20 MPa; pm = 20 MPa; pkn = 25 MPa; ηn = 0.96; ηo 0.95; ηm Mso = 1500 Nm; Ma = 1000 Nm. Kết quả tính toán:

-5

x 10

6 x 10

) s / m

) s /

(

) a P

( t a u s p A

( i r o r u a d g n o u L

C D a u c y a u q o d c o T

0.5

2.5

0 0

0.5

2.5

0.5

2.5

0 0

1.5 Time (s)

-3

x 10

350

300

)

250

m N

(

m N

) s /

200

(

150

m Q

( t o h n n a c n e m o M

100

C D c u r t n e r t n e m o M

0 0

0.5

2.5

0 0

0.5

2.5

0.5

2.5

1.5 Time (s)

III. KẾT LUẬN

Qua ví dụ trên ta thấy, việc tính toán các thông số động lực học của hệ thuỷ lực trong Matlab-Simulink được thực hiện nhanh hơn, dễ hơn so với nhiều ngôn ngữ thông dụng như Pascal, Fortran,… Ngoài ra, việc xử lý dữ liệu, đồ hoạ cũng như thay đổi các hệ số, thông số cơ bản của mô hình như thời gian, bước tính, phương pháp tính được thực hiện một cách mềm dẻo, đơn giản, chính xác.

Bên cạnh đó, Matlab-Simulink còn cung cấp một thư viện rất phong phú, đa dạng với số lượng lớn các khối chức năng cho hệ tuyến tính, phi tuyến và gián đoạn; ngoài ra người sử dụng còn có thể tạo nên các khối riêng của mình. Trong ví dụ trên, để mô tả hệ thống thuỷ lực tạo chuyển động quay ta chỉ cần liên kết các khối có sẵn trong thư viện lại với nhau. Với những ưu điểm đó, Matlab-Simulink sẽ được ứng dụng nhiều trong nghiên cứu khoa học kỹ thuật nói chung và trong lĩnh vực máy xây dựng nói riêng.

Tài liệu tham khảo [1]. Майоров Ю.П., Ковальский В.Ф., Дубровин В.А., Грунин Е.И - Расчет параметров переходных

процессов гидравлических приводов с объёмные регулированием скорости - М.: МИИТ, 2005. - 60с.

[2]. Поршнев С.В. Компьютерное моделирование физических систем с использованием пакета

Mathcad. Учебное пособие. - М.: Изд-во “Горячая линия - Телеком”, 2004 г. - 319с.

[3]. Анохин В.В. Модели динамических систем: технологии построения в Matlab//Exponenta Pro.

Математика в приложениях. - 2003 г. - N04. 54-59c.

[4]. Nguyễn Viết Đảm - Mô phỏng hệ thống viễn thông và ứng dụng Matlab - Nhà xuất bản Bưu điện, Hà

Nội - 2007.

[5]. Nguyễn Phùng Quang - Matlab&Simulink dành cho kỹ sư điều khiển tự động - Nhà xuất bản Khoa học

và kỹ thuật, Hà Nội - 2006.

[6]. Vũ Thanh Bình, Nguyễn Đăng Điệm - Truyền động thuỷ lực máy xây dựng và xếp dỡ - Nhà xuất bản

Giao thông vận tải, Hà Nội - 1999♦

ĐIỀU KIỆN CÂN BẰNG TĨNH CỦA CƠ CẤU KHÔNG GIAN

3 BẬC TỰ DO SỬ DỤNG ĐỐI TRỌNG CÂN BẰNG

KS. ĐỖ TRỌNG PHÚ Bộ môn Thiết kế máy - Khoa Cơ khí Trường Đại học Giao thông Vận tải

Tóm tắt: Sự cân bằng tĩnh của cơ cấu hoặc tay máy song song không gian 3 bậc tự do với nguồn dẫn động quay sử dụng các đối trọng được nghiên cứu trong tài liệu này. Đầu tiên xác định được biểu thức của véctơ vị trí khối tâm của cơ cấu. Sau đó các phương trình ràng buộc động học được đưa vào để triệt tiêu một số biến phụ thuộc trong các biểu thức đó. Cuối cùng, các điều kiện cân bằng tĩnh của cơ cấu sẽ được suy ra từ các biểu thức kết quả. Phương pháp cân bằng sẽ được minh hoạ thông qua các ví dụ

Summary: The static balancing of spatial three-degree-of-freedom (3 DOF) parallel mechanisms or manipulators with revolute actuators using counterweights is studied in this paper. The expressions for the position vector of the center mass of the mechanism are first obtained. Then, the kinematic constraint equations of the mechanism are introduced in order to eliminate some of the dependent variables from the expressions. Finally, the conditions for the static balancing of the mechanism are derived from the resulting expressions. Some examples corresponding to the balancing methodology are given in order to illustrate the results.

I. ĐẶT VẤN ĐỀ

TCK

Hình 1. Mô hình CAD của cơ cấu song song không gian 3DOF với nguồn dẫn động quay

Vấn đề cân bằng của cơ cấu đã trở thành chủ đề nghiên cứu quan trọng trong một số thập niên gần đây. Một cơ cấu cân bằng đồng nghĩa với các thuộc tính động học tốt hơn và giảm thiểu các dao động do chuyển động. Cân bằng tĩnh và cân bằng động của cơ cấu phẳng đã được nghiên cứu rộng rãi trong rất nhiều tài liệu. Tuy nhiên, sự cân bằng tĩnh của cơ cấu hoặc tay máy song song không gian nhiều bậc tự do vẫn chưa được chú ý nhiều. Vì tay máy song song không gian ngày càng có nhiều ứng dụng trong lĩnh vực rôbốt và thiết bị mô phỏng bay, nên sự cân bằng tĩnh của cơ cấu hoặc tay máy song song không gian sẽ trở thành nghiên cứu quan trọng. Như đã nhắc đến ở trên, một cơ cấu song song cân bằng tĩnh là cơ cấu mà các nguồn dẫn động của nó không tham gia chịu tải của các khâu động, với bất kỳ hình dạng nào của cơ cấu. Do vậy, các nguồn dẫn động chỉ dùng để truyền gia tốc tới các khâu động, nó sẽ giúp giảm kích thước và công suất của các nguồn dẫn động, và kết quả là nâng cao độ chính xác điều khiển.

Trong báo cáo này, sự cân bằng tĩnh của cơ cấu hoặc tay máy song song không gian 3 bậc tự do với các khớp quay sẽ được nghiên cứu đến. Phương pháp cân bằng tĩnh sẽ được giới thiệu có tên là cân bằng tĩnh sử dụng đối trọng. Khi cơ cấu sử dụng đối trọng cân bằng thì cơ cấu đó có toạ độ khối tâm chung cố định. Nói cách khác, sự cân bằng tĩnh đạt được với bất cứ hướng nào của không gian Euclid của cơ cấu.

II. NỘI DUNG

1. Cơ cấu 3 DOF với nguồn dẫn động quay

Cơ cấu song song không gian 3DOF dẫn động quay được thể hiện trên hình 1 và hình 2. Nó bao gồm 3 chân giống nhau liên kết bệ máy với bàn máy di động. Mỗi chân bao gồm 2 khâu động, khâu thứ nhất nối với bệ máy và khâu thứ hai bằng hai khớp bản lề, khâu động thứ hai nối với bàn máy di động bằng một khớp cầu. Hai khớp bản lề có trục song song với nhau nên mỗi chân chỉ di chuyển được trên mặt phẳng.

Oxyz

với trục

Để mô tả vị trí khối tâm của mỗi khâu, trên mỗi khâu định nghĩa một toạ độ tham chiếu. Hệ hướng lên trên và gốc toạ độ O được đặt tại tâm của khớp trục toạ độ cố định bản lề của chân thứ 3 như trên hình 2. Tương tự, hệ toạ độ di động Ox'y'z' được gán với bàn máy di động tải điểm O' bất kỳ thuộc bàn máy.

Hình 2. Sơ đồ nguyên lý của cơ cấu song song không gian 3 DOF dẫn động quay

O x y z i1 i1 i1 lần lượt gắn với khâu động thứ nhất

Hình 3 mô tả 2 hệ toạ độ tham chiếu O x y z i 2

và i 2 i2 và thứ hai của chân thứ i.

Các toạ độ của các điểm

gắn với bàn máy di động, được ký hiệu là

′

i 1,2,3 =

trong hệ toạ độ động ) ( a , b ,c i i i ′ ′ ′ , và hướng của hệ toạ độ động O x y z được mô tả bằng ma Oxyz

với đối với hệ toạ độ cố định trận quay Q .

Hình 3. Các hệ tọa độ gắn với hai khâu

Toạ độ của điểm

biểu diễn trong hệ toạ độ

của chân thứ i

x , y , z

. Hơn nữa,

i 1,2,3 =

i1O ) , với

i1θ lần lượt là các góc của giữa khâu động thứ nhất với khâu động thứ hai của chân thứ i và

của hệ toạ độ cố định, trong khi đó

là góc giữa hướng dương của trục

của hệ

cố định là ( và i 2θ với trục

iγ

toạ độ cố định với trục

. Với các ký hiệu đó, có thể viết:

i1x sin − cos

;

Q

−

(1)

Q

sin − cos

sin cos

1, 2,3

−

i 1

sin θ 1 i sin θ 1 i

cos γ i sin γ i 0

cos γ θ 1 i i cos γ θ 1 i i sin θ 1 i

sin γ i cos γ i cos θ 1 i

cos γ θ 2 i i cos γ θ 2 i i sin θ 2 i

sin γ θ 2 i i sin γ θ i 2 i cos θ 2 i

⎡ ⎢ ⎢ ⎢ ⎣

⎤ ⎥ ⎥ ⎥ ⎦

⎡ ⎢ ⎢ ⎢ ⎣

⎤ ⎥ ⎥ ⎥ ⎦

lần lượt là các ma trận quay các hệ toạ độ

và

với hệ

và

O x y z 1 1 i

O x y z i 2 2

1iQ

2iQ

Với toạ độ cố định.

2. Sự cân bằng tĩnh sử dụng đối trọng cân bằng

Trong mục này, các điều kiện cân bằng rút ra được từ điều kiện khối tâm chung của cơ cấu

là cố định. Phương trình véctơ khối tổng thể của cơ cấu có thể viết dưới dạng:

(2)

r M m =

)

(

r p p

m i

r 1 1 i

m i

r i

∑

1 =

Trong đó:

M - Tổng khối lượng của các khâu động trong hệ,

r - Véctơ vị trí khối tâm chung của cả hệ rp, ri1, ri2 - Véctơ vị trí của bàn máy di động, véctơ vị trí của khâu thứ nhất và thứ hai của

chân thứ i,

Q l

(3)

1, 2,3

−

r Q l Q c 1 1 i i i 2

r Q c + i 1

1 ;

r i

r Q l = p

32 32

31 31

mp, mi1, mi2 - Các khối lượng tương ứng của bàn máy di động, hai khâu của chân thứ i. Các véctơ vị trí của khối tâm mỗi khâu có thể viết dưới dạng: ) r ; 3

( Q c

Trong đó:

1, 2

- Lần lượt là hai véctơ hằng từ

tới

và

i =

)

31O

11O

21O

r i

tới

và từ

tới

li1, li2 - Lần lượt là các véctơ từ

1iO

2iO

tới trọng tâm khâu động thứ nhất, và từ

tới trọng

ci1, ci2 - Lần lượt là véctơ vị trí từ

1iO

2iO

tâm khâu động thứ 2 của chân thứ i.

cp, ci (i = 1, 2, 3) - Lần lượt là véctơ vị trí từ O' tới trọng tâm của bàn máy di động và từ O'

tới điểm Pi được minh hoạ như trên hình 2. Tất cả các véctơ xét ở trên (trừ

) được xác định trong hệ toạ độ quy chiếu động, các

0ir

thành phần của nó được xác định:

(4)

c

l

1, 2,3

c

x y

r i

x i y i

x i y i z

0 0 l i

z i

a i b i c i

⎡ ⎢ ⎢ ⎢ ⎣

⎤ ⎥ ⎥ ⎥ ⎦

⎡ ⎢ ⎢ ⎢ ⎣

⎤ ⎥ ⎥ ⎥ ⎦

⎡ ⎢ ⎢ ⎢ ⎣

0 ⎤ ⎥ 0 , ⎥ ⎥ l ⎦ i

⎡ ⎢ ⎢ ⎢ ⎣

⎤ ⎥ ⎥ ⎥ ⎦

⎡ ⎢ ⎢ ⎢ ⎣

⎤ ⎥ ⎥ ⎥ ⎦

⎡ ⎢ ⎢ ⎢ ⎣

⎤ ⎥ ⎥ ⎥ ⎦

⎡ ⎢ ⎢ ⎢ ⎣

⎤ ⎥ ⎥ ⎥ ⎦

với

lần lượt là chiều dài của hai khâu động của chân thứ i .

l 2,i l i

Thay các phương trình (3) vào phương trình (2) thu được:

r M

(5)

r x

r y

r z

⎡ = ⎣

⎤ ⎦

Trong đó:

sin

−

sin γ θ 31

l 32

sin γ θ 32

(

) a q 3

(

) b q 3

(

) c q 3

⎡ r m l ⎣ x

⎤ ⎦

(6)

cos

sin

−

)

γ i

y i

( m x i i 1 1

cos γ θ i 1

sin γ θ i 1

( m l i i 2

sin γ θ i 1

∑

⎡ ⎣

1 =

cos

sin

−

i x i

γ i

y i

z i

cos γ θ i 2

sin γ θ i 2

]

cos

−

r m = y

l − 31

sin γ θ 31

l 32

sin γ θ 32

(

) a q 3

(

) b q 3

(

) c q 3

⎡ ⎣

⎤ ⎦

(7)

sin

cos

−

)

( m x 1 i i

γ i

y i

cos γ θ 1 i

sin γ θ 1 i

∑

⎡ ⎣

1 =

cos

sin

cos

−

(

)

m i

l − i

sin γ θ 1 i

x i

γ i

y i

cos γ θ 2 i

sin γ θ 2 i

⎤⎦

cos

−

θ 31

l 32

θ 32

(

) a q 3

(

) b q 3

(

) c q 3

⎡ r m l ⎣ z

⎤ ⎦

(8)

sin

cos

sin

cos

)

( m y 1 i i

θ 1 i

( m l 2 i i

θ 1 i

y i

θ 2 i

∑

⎡ ⎣

⎤ ⎦

1 =

Từ các ràng buộc động học của cơ cấu, cụ thể là từ các phương trình chuỗi kín độc lập, kết , ta có:

hợp với động học của chuỗi

O O P P O i 1,2=

(

)

i2 i 3

Q l

1, 2 (9)

−

r Q l Q l 1 1 i i i 2

31 31

32 32

( Q r i

) r 3 ,

Phương trình (11) có thể viết dưới dạng vô hướng tạo thành một hệ gồm 6 phương trình có

21 ẩn, cụ thể là:

và

sin

,cos

i 1, 2,3; j 1, 2

j 1, 2,3 =

(

)

(

)

ijq

i 1, 2,3; j 1, 2

,cos

sin

Tuy nhiên, mọi cố gắng để giải hệ phương trình để xác định 6 trong số 12 ẩn, thí dụ: (

)

Sẽ dẫn tới một ma trận hệ số của 6 biến kỳ dị.

Hơn nữa, để triệt tiêu các biến phụ thuộc sẽ dẫn tới các phương trình cân bằng tĩnh rất phức tạp. Do đó, để hạn chế sự phức tạp của các phương trình cân bằng, chỉ có 6 ẩn được khử bằng cách viết lại các phương trình trên như sau:

sin

−

(10)

θ = 11

l sin sin γ 31

θ + 31

l sin sin γ 32

θ + 32

a q 13 11

b q 13 12

c q 13 13

l sin sin γ 1 12

θ − 12

x 10

]

[

γ 1

sin

−

(11)

θ = 21

l sin sin γ 31

θ + 31

l sin sin γ 32

θ + 32

a q 23 11

b q 23 12

c q 23 13

l sin sin γ 22

θ − 22

]

[

sin

−

(12)

θ = 12

l cos 31

θ + 31

l cos 32

θ − 32

a q 13 21

b q 13 22

c q 13 23

l cos 22

γ 1

θ + 12

y 10

]

[

γ 1

sin

−

(13)

θ = 22

l cos 31

θ + 31

l cos 32

θ − 32

a q 23 21

b q 23 22

c q 23 23

l cos 22

γ 1

θ + 22

y 20

]

[

cos

−

(14)

(

θ = 11

θ + 31

l cos 32

θ + 32

a 1

) a q 3

b 1

) b q 3

c 1

) c q 3

l cos 12

θ − 12

z 10

]

⎡ l cos ⎣ 31

1 l sin 11 1 l sin 21 1 l cos 11 1 l cos γ 11 1 1 l 11

cos

−

(15)

(

θ = 21

l cos 31

θ + 31

l cos 32

θ + 32

) a q 3

) b q 3

) c q 3

l cos 22

θ − 22

]

⎡ ⎣

1 l

D sin sin

D q

Khi thế lần lượt (10) và (11) vào (6), (12) và (13) vào (7), và thế (14) và (16) vào (8), ta thu được: r D q D q θ + x w1 11 31

θ 32

w2 12

w3 13

(16)

D sin sin

sin

D sin cos

γ 1

θ + 12

D sin w7

θ − 22

wi8

θ + i1

wi9

θ + i2

∑

i 1 =

sin

i 1 = sin

D q D cos −

r D q D q y w1 21

w2 22

w3 23

θ − 31

D cos w5

θ 32

(17)

sin

D cos cos

−

D cos w6

γ 1

θ − 12

D cos w7

θ + 22

wi8

θ + i1

wi9

θ + i2

∑

i 1 =

D q

r D q z

w1 31

w 2 32

w 3 33

D cos w 4

D cos w 5

i 1 = θ + 31

(19)

D cos w 6

θ + 12

D cos w 7

θ − 22

D sin wi8

θ + i1

D sin wi9

θ + i2

∑

i 1 =

−

;

(

)

m z m l + i2 i1

i1 i1

Trong đó: ( m x p

)

∑

i 1 =

−

(

)

w 2

m z m l + i2 i1

i1 i1

( m y p

)

∑

− l i1 − l

i 1 =

i1 i1

i2 i2

−

;

(

)

m z m l + i2 i1

i1 i1

w 4

( m z p

)

∑

i1 c − l

m z m l + l

i 1 =

⎡ l m ⎢ 31 ⎣

⎤ ⎥ ⎦

i1 i1

i2 i2

m z

m l

−

;

)

(

l m m z + 32

32 32

12 12

w 6

11 11

12 11

+ ∑ l

m z m l + l

i 1 =

l 12 l 11

m z

m l

−

;

i 1, 2,3

;

(

)

(

)

w 7

22 22

21 21

22 21

wi8

m y ; i1 i1

wi9

i2y

l l

;

(

)

m x cos i1

γ − i

m l i2 i1

m y sin i1 i1

γ − i

m l i2 i1

∑

x l

y l

i 1 =

⎤ ⎥ ⎦

⎡ ⎢ ⎣

⎤ ⎥ ⎦

⎡ ⎢ ⎣ 2

= −

(

)

m z m i1 i1

l i2 i1

∑

z l

i 1 =

⎡ ⎢ ⎣

⎤ ⎥ ⎦

Để toạ độ khối tâm chung của cơ cấu là cố định thì các hệ số của tham số động học của phải triệt tiêu. Như vậy, ta thu được các

D i 1,...,7 , D , D

i 1, 2,3

khớp, cụ thể là,

(

)

(

wi8

wi9

) điều kiện cân bằng tĩnh như sau:

;

(20)

i 1,...,7

i 1, 2,3

wiD

wi8D

wi9D

TCK

Rõ ràng, nếu các điều kiện cân bằng trên được thoả mãn thì khối tâm chung của cơ cấu sẽ là cố định theo bất kỳ hướng nào, bởi vậy, cơ cấu sẽ được cân bằng theo bất kỳ hướng nào của véctơ trọng lực.

3. Thí dụ

Để minh hoạ cho các điều kiện cân bằng đã thu được ở trên, ta lấy:

m 12, m

20, m

i 1, 2,3

(

)

i 2

1.0,

= −

a , 2

b 1

c 1

0.5,

0.0,

0.0, x

= −

i 1, 2,3

(

c )

2.5,

= −

z z , z 12 13 1.5, x

10 1.5

12 2.5, = −

z , x 32 = −

z 11 y 10

0, z

(

) i 1, 2,3 ,

γ = 1

γ = 2

γ = 3

30 2 π 3

i0 4 π 3

Hình 4. Cơ cấu song song không gian cân bằng tĩnh sử dụng các đối trọng cân bằng

Với thứ nguyên của khối lượng là kg, chiều dài

là mét. Từ các phương trình (20), thu được:

0.5,

0.67

0.25

i 1, 2,3

= −

(

) i 1, 2,3 ,

(

)

Cơ cấu đã cân bằng được minh hoạ trên hình 4. Cơ cấu mới này sẽ có khối tâm chung cố định dù cơ cấu có bất kỳ chuyển động hay vị trí nào, có nghĩa là mômen xoắn tĩnh tại các khớp quay là bằng không theo bất kỳ phương nào của véctơ trọng lực.

III. KẾT LUẬN

Cân bằng tĩnh của cơ cấu song song không gian 3 DOF trong báo cáo này được gọi là phương pháp cân bằng sử dụng các đối trọng cân bằng. Đầu tiên xác định được biểu thức của véctơ vị trí khối tâm của cơ cấu. Sau đó các phương trình ràng buộc động học được đưa vào để triệt tiêu một số biến phụ thuộc trong các biểu thức đó. Cuối cùng, các điều kiện cân bằng tĩnh của cơ cấu sẽ được suy ra từ các biểu thức kết quả. Phương pháp cân bằng đã được minh hoạ thông qua ví dụ.

Khi cơ cấu sử dụng đối trọng cân bằng thì cơ cấu đó có toạ độ khối tâm chung cố định. Nói cách khác, sự cân bằng tĩnh đạt được với bất cứ hướng nào của không gian Euclid của cơ cấu. Thuộc tính này rất hữu ích cho các ứng dụng mà trong đó cơ cấu đòi hỏi cân bằng tĩnh theo mọi hướng (thí dụ: Khi cơ cấu được thiết lập theo một hướng bất kỳ với véctơ gia tốc trọng trường). Tuy nhiên, với một số cơ cấu song song, cân bằng tĩnh sử dụng đối trọng sẽ rất khó thực hiện. Ví dụ như trong một số thiết bị mô phỏng bay, khi khối lượng của giá máy là rất lớn, các đối trọng sẽ là quá lớn để thực hiện cân bằng. Trong trường hợp này, tác giả đang nghiên cứu phương pháp sử dụng lò xo để cân hằng cơ cấu. Khi lò xo - hay các chi tiết đàn hồi khác - được sử dụng, tổng thế năng của tay máy - bao gồm thế năng trọng trường và thế năng đàn hồi - có thể được duy trì không đổi, và trọng lượng của toàn bộ tay máy có thể cân bằng với khối lượng nhỏ hơn rất nhiều so với khi dùng các đối trọng cân bằng. Nhưng một cơ cấu cân bằng tĩnh sử dụng lò xo sẽ cân bằng tĩnh với một hướng duy nhất của véctơ trọng lực, nó có thể không cân bằng với một số hướng khác. Bởi vậy, mỗi phương pháp đều có những ưu điểm riêng.

Các điều kiện cân bằng thu được ở đây có thể áp dụng trực tiếp để tiến hành cân bằng cơ cấu.

Tài liệu tham khảo

[1] C.Bagci, Complete balancing of space mechnisms - shaking force balancing, ASME Journal of

Mechanisms, Transmissions and Automation in design 105(12) (1983) 609-616.

[2] Lê Tiến Hưng, Luận văn thạc sĩ khoa học: ‘Thiết lập các điều kiện cân bằng khối lượng của cơ cấu phẳng, cơ cấu không gian và đánh giá bằng mô phỏng số’, Trường Đại học Bách khoa Hà Nội 2006.

[3] Phạm Văn Sơn, Luận án tiến sỹ kỹ thuật: ‘Về các điều kiện cân bằng của hệ nhiều vật’, Trường Đại

học Bách khoa Hà Nội 2006.

[4] GS.TSKH.Nguyễn Văn Khang, Động lực học hệ nhiều vật, NXB Khoa học kỹ thuật, Hà Nội 2007.

[5] Nguyen Van Khang, Nguyen Phong Dien, Pham Van Son: Balancing conditions for planar

mechanisms with multi-degree of freedom, Vietnam Journal of Mechanics, 27 (2005) 204-212.

[6] Nguyen Van Khang, Nguyen Phong Dien: Balancing conditions for spatial mechanisms, Mechanism

and Machine Theory 2007 (accepted for publication).

ĐÁNH GIÁ AN TOÀN BỊ ĐỘNG CỦA CABIN XE TẢI

TRONG GIAI ĐOẠN THIẾT KẾ

PGS. TS. NGUYỄN VĂN BANG KS. NGUYỄN THÀNH CÔNG KS. VŨ NGỌC KHIÊM Bộ môn Cơ khí Ô tô - Khoa Cơ khí Trường Đại học Giao thông Vận tải

Tóm tắt: Để đáp ứng yêu cầu ngày một cao về an toàn cho người lái, ngày nay, chúng ta mong muốn thiết kế được các cabin xe tải đáp ứng các tiêu chuẩn an toàn của thế giới, đặc biệt là tiêu chuẩn ECE R-29. Cabin phải được thiết kế sao cho đảm bảo không gian an toàn cho người lái và phụ lái sau khi tai nạn xảy ra.

Bài báo này đề xuất phương pháp đánh giá an toàn bị động của cabin xe tải thông qua thí nghiệm ảo theo tiêu chuẩn ECE R-29. Công việc này giúp giảm bớt thời gian và chi phí thiết kế, khi cho phép nhà thiết kế dự đoán được biến dạng của kết cấu cabin và đưa ra các giải pháp phù hợp.

Summary: With the sharp increase of concern for the occupant safety, it is desirable that the design of truck cab should meet the international safety requirements, especially the ECE R-29 standard. The cab must be designed in such a way that, adequate survival space to be guaranteed in the event of accident for the safety of the driver and co-driver.

This paper proposes a method to evaluate the passive safety of truck cab under the ECE

R-29 standard by the virtual testing. Since it allows designer to predict the behavior and optimize the structure performance on the very early stage of development, this method would help shorten the time and the cost of vehicle design.

TCK

I. GIỚI THIỆU

Trong quá trình thiết kế cabin, một yêu cầu quan trọng là an toàn cho người lái khi xảy ra tai nạn giao thông. Cabin phải được thiết kế sao cho đảm bảo không gian an toàn cho người lái khi tai nạn xảy ra. Có nhiều tiêu chuẩn về an toàn cho người lái khi xảy ra tai nạn, như ECE R-12, ECE R-29, ECE R-66, ECE R-95, FMVSS 204, FMVSS 208, FMVSS 216. Trong đó, tiêu chuẩn ECE R-29 quy định rõ ràng nhất về độ an toàn của cabin xe tải và là tiêu chuẩn bắt buộc đối với các xe tải trên thị trường Châu Âu. Hiện nay, tiêu chuẩn ECE R-29 cũng đang được áp dụng rộng rãi tại các nước công nghiệp ôtô phát triển ở Châu Á như Ấn Độ, Trung Quốc, Hàn Quốc... Với xu hướng hội nhập quốc tế rộng và sâu, ngành công nghiệp ôtô Việt Nam không chỉ dừng lại ở mức đáp ứng nhu cầu thị trường trong nước, mà cần tham gia vào thị trường khu vực và thế giới để phát triển mạnh mẽ hơn. Vì vậy, việc nghiên cứu áp dụng các tiêu chuẩn an toàn kỹ thuật của các nước tiên tiến nói chung, tiêu chuẩn ECE R-29 nói riêng vào công tác đánh giá mức độ an toàn của ôtô là cần thiết.

II. CÁC QUY ĐỊNH CỦA TIÊU CHUẨN ECE R-29/02

Tiêu chuẩn ECE R-29 có 2 phiên bản, ECE R-29/01 và ECE R-29/02. Từ ngày 1 tháng 10 năm 2002, các quy định về an toàn của tiêu chuẩn ECE R-29/02 chính thức có hiệu lực tại Châu Âu. Vì vậy, bài báo này chỉ đề cập tới các quy định của tiêu chuẩn ECE R-29/02, các nội dung sau đây có liên quan tới ECE R-29 được hiểu là ECE R-29/02. Theo tiêu chuẩn ECE R-29, cabin được kiểm tra độ an toàn trong các trường hợp chịu tải va đập từ phía trước (A), phía trên

(B) và phía sau (C).

2.1. Va chạm từ phía trước

Thử nghiệm này mô phỏng sự biến dạng của cabin khi va chạm với vật cản ở trước mặt.

Cho con lắc rắn kích thước mặt bên 2500x800 mm, trọng lượng 1500±250 kg va chạm vào cabin ở vị trí sao cho độ cao trọng tâm của nó thấp hơn điểm R-Point trên ghế xe khoảng 50 +5/-0 mm. R-point là vị trí trọng tâm của tài xế khi ngồi trên ghế, đã được quy định bởi nhà sản xuất.

Lấy trọng lượng con lắc là 1570 kg, trọng lượng riêng của thép là 7850 kg/m3 ta xác định

được kích thước con lắc là 2500x800x100 mm.

Đối với xe tải trọng tải dưới 7 tấn, năng lượng cung cấp cho con lắc là 30 kJ. Với xe trên

7 tấn, năng lượng cung cấp cho con lắc là 45 kJ.

Hình 1. Thử nghiệm an toàn cabin theo tiêu chuẩn ECE R29/02

2.2. Thử nghiệm độ bền nóc cabin

Thử nghiệm này mô phỏng quá trình lật xe, khi đó toàn bộ tải trọng trục trước, tối đa là

100 kN sẽ đè lên nóc cabin. Tải trọng này được phân bố đều trên bề mặt của nóc xe. Kê các vật rắn tại các vị trí của giảm chấn để chúng không biến dạng khi chất tải.

2.3. Thử nghiệm độ bền vách sau cabin

Thử nghiệm này mô phỏng sự va chạm của mặt trước thùng vào vách sau cabin. Vách sau cabin phải chịu được tải trọng 2 kN/mỗi tấn tải trọng của xe. Tải trọng tác dụng đều lên toàn bộ vách sau cabin, phía trên khung xe. Chú ý: không được mở cửa xe trong thời gian tiến hành thử nghiệm.

2.4. Đánh giá kết quả thử nghiệm

Cabin được thiết kế để giảm thiểu chấn thương cho người lái khi tai nạn xảy ra. Sau khi trải qua các thử nghiệm trên, vùng không gian an toàn trong cabin được hình thành (vùng giới hạn bởi các biến dạng). Đặt hình nhân lái xe (theo tiêu chuẩn ECE R29) lên ghế ngay ngắn. Nếu hình nhân không chạm vào các vùng biến dạng trong buồng lái thì cabin thiết kế đảm bảo an toàn.

Bảng 1. Kích thước hình nhân tiêu chuẩn ECE R-29

H-point tới đỉnh đầu

H-point tới đầu gối

Khoảng cách từ mặt ghế tới đỉnh đầu

Khoảng cách từ lưng ghế tới đầu gối

819

900

479

595

H-Point tới sàn

Chiều dày ngực

Độ rộng vai

505

230

435

Hình 2. Kích thước hình nhân theo tiêu chuẩn ECE R-29

III. NGHIÊN CỨU ĐÁNH GIÁ ĐỘ AN TOÀN CABIN XE TẢI TRÊN MODULE LS-DYNA

TCK

Việc thử nghiệm an toàn cabin trên thực tế rất tốn kém, khó thực hiện ở điều kiện nước ta. Vì vậy trong bài báo này sử dụng phương pháp mô phỏng thử nghiệm an toàn cabin bằng phương pháp phần tử hữu hạn trên module LS-DYNA của chương trình ANSYS.

Hiện nay, việc mô phỏng va chạm của ôtô và thử nghiệm an toàn trên máy tính đóng vai trò tiên quyết trong giai đoạn thiết kế. Công việc này giúp giảm bớt thời gian và chi phí thiết kế, khi cho phép nhà thiết kế dự đoán được biến dạng của kết cấu cabin và đưa ra biện pháp cải tiến trước khi đưa vào sản xuất.

3.1. Thuật toán của module LS-DYNA

Tiền xử lý (Preprocessor): Module LS-DYNA của phần mềm ANSYS tính toán biến dạng lớn của vật liệu bằng phương pháp phần tử hữu hạn dựa trên tích phân thời gian thực (Explicit Time Integration).

Hậu xử lý (Postprocessor): đọc các file nhị phân sinh ra bởi chương trình tính toán

LS-DYNA và cho phép vẽ biểu đồ chuyển vị, ứng suất và biến dạng theo thời gian.

Biểu thức tổng quát của tích phân thời gian thực có dạng:

,..

. )

}

{ }D = f({

n 1 −

} { } { D , D , D , D

} {

Trong đó:

{ }D - Vectơ chuyển vị.

Các chỉ số n+1, n, n-1 tương ứng để chỉ bước tích phân tiếp theo, hiện tại và trước đó.

Vì vậy, tích phân thời gian thực cho phép xác định được chuyển vị (n+1) từ các điều kiện

biên ban đầu.

(1)

ext F (n )

int F (n )

(n )

Phương trình động lực học tại thời điểm tn được viết như sau: [

} { −

}

] { M . U &&

} { =

Trong đó:

- Vectơ gia tốc;

[M] - Ma trận khối lượng; { }U&& {Fext} - Vectơ ngoại lực và trọng lực; {Fint} - Vectơ nội lực; n - bước tích phân.

Vectơ nội lực tại một nút a được xác định qua biểu thức:

int

cont

(2)

d Ω +

σ nB

)

(

= Σ ∫ Ω

Trong đó:

hgF - Lực cản theo hiệu ứng Hourglass [10];

contF

- Lực tiếp xúc;

B - Ma trận biến dạng - chuyển vị tương ứng với tọa độ cực của chuyển vị tại nút a.

U &&

int F (n )

ext (n )

(n )

} [ =

t Δ

U &

U &&

0.5(n 1)

(n )

−

(3)

) } } t Δ

} { − } { + U &

0.5(n 1)

(n )

(n 1) +

0.5

Để tính vận tốc và chuyển vị ở thời điểm tn+1 ta dùng tích phân thời gian thực: ( { 1 − ] M . F } { = } { U = =

{ { { t Δ

} { + t Δ

+ Δ

0.5(n 1)

(n )

(n 1) +

} ⎤ ⎦

⎡ ⎣

Trong đó:

và {u} - Lần lượt là vectơ vận tốc và chuyển vị.

Δt - Bước thời gian; { }U&

Đưa vào các điều kiện biên cần thiết, giải hệ phương trình trên, thu được kết quả là chuyển vị, biến dạng, nội lực, ứng suất. Phương pháp tích phân thời gian thực có ưu điểm là không phải thành lập và tính nghịch đảo ma trận độ cứng, do đó quá trình tính toán tốn ít bộ nhớ máy tính. Tuy nhiên, phương pháp này lại bị hạn chế bởi bước thời gian, nên thời gian tính toán có thể tương đối lâu.

3.2. Mô phỏng thử nghiệm an toàn cabin xe tải theo ECE R-29

Trong bài báo này, mô hình tính toán được xây dựng từ kết cấu của cabin KAMAZ 53229

(hình 3) và được mô hình hóa trong module LS-DYNA của phần mềm ANSYS (hình 4).

Mô hình vật liệu: + Con lắc được giả thiết là cứng tuyệt đối. + Cơ tính của thép làm vỏ cabin như bảng 2.

Bảng 2. Cơ tính của thép làm vỏ cabin

Hệ số Poisson

Giới hạn chảy (MPa) 200

Môđun tiếp tuyến (MPa) 763

Môđun đàn hồi (MPa) 2,1.105

0.31

Trọng lượng riêng (kg/m3) 7850

Mô hình phần tử:

+ Con lắc được xây dựng là phần tử khối rắn 2500x800x100 mm.

+ Vỏ cabin là phần tử tấm vỏ Belytschko-Tsay với chiều dày là 1,2 mm.

Điều kiện biên:

+ Con lắc có vận tốc ban đầu v = 7,57 m/s.

+ Cabin được giữ chặt theo những cạnh bên hông và dưới đáy. + Thời gian mô phỏng va chạm là 4.10-2 s.

Hình 3. Mô hình hình học cabin KAMAZ 53229

Hình 4. Mô hình phần tử hữu hạn cabin

TCK

Hình 5. Mô hình thử va chạm từ phía trước

Hình 6. Mô hình thử độ bền nóc cabin

3.3. Kết quả tính toán

Sau khi sử dụng module LS-DYNA của phần mềm ANSYS để giải bài toán va chạm, thu

được những kết quả như sau:

Hình 8. Chuyển vị trong va chạm phía trước

Hình 7. Phân bố ứng suất trong va chạm phía trước

Hình 9. Phân bố ứng suất trong thử độ bền nóc

Hình 10. Chuyển vị trong thử độ bền nóc

Hình 11. Phân bố ứng suất trong thử độ bền vách sau

Hình 12. Chuyển vị trong thử độ bền vách sau

Hình 13. Biểu đồ ứng suất một số nút theo thời gian phân tích

Hình 14. Biểu đồ gia tốc một số nút theo thời gian phân tích

IV. KẾT LUẬN

Dựa vào các kết quả tính toán, có thể xác định được biến dạng của cabin trong quá trình thử nghiệm an toàn bị động. Nhà thiết kế có thể dự đoán được biến dạng của cabin trong các điều kiện thử nghiệm khác nhau và đưa ra các điều chỉnh về kết cấu, vật liệu của cabin để tối ưu hóa độ an toàn cho cabin thiết kế.

Việc mô phỏng trên máy tính còn đặc biệt hữu dụng trong giai đoạn phát triển sản phẩm, với sự đa dạng về số lượng và chủng loại thử nghiệm, giúp giảm đáng kể thời gian và giá thành thiết kế ôtô.

Tài liệu tham khảo [1] PGS.TS Nguyễn Văn Bang, Đề tài nghiên cứu khoa học cấp Bộ B2004-35-89 TĐ, Thiết kế sản xuất

lắp ráp ôtô tải tự đổ trọng tải 14000 KGF.

[2] ECE R-29, “Protection of occupants of the cab of commercial vehicle”. [3] Horst Raich - DaimlerChrysler AG, Stuttgart, Germany, Safety Analysis of the New Actros

Megaspace Cabin According to ECE-R29/02.

[4] S.K.Patidar, V.Tandon, R.S. Mahajan and S.Raju - The Automotive Research Association of India, Pune, India, Practical Problems in Implementing Commercial Vehicle Cab Occupant Protection Standard ECE R-29 (SAE Paper No. 2005-26-041).

[5] Julian Neves Tonioli, I. J. Castro, R. R. Ripoli and M. A. Argentino - debis Humaitá IT Services Latin America L.T.D.A, Computational Simulation of the ECE R-29 Safety Test (SAE Paper No 2000-01-3524).

[6] Ivo de Castro Jr., Michael Jokuszies, Paul Altamore, W. Lee, Simulation of Occupant Response in

the ECE R29 SafetyTest (SAE Paper No 2001-01-3845).

[7] Aleksandra Krusper, Influences of the Forming Process on the Crash Performance - Finite Element

Analysis, Master Thesis, Chalmers University of Technology, May 2003 [8] Florian Kramer, Passive Sicherheit von Kraftfahrzeugen, Springer 2006. [9] Ulrich Seiffert, Lothar Wech, Automotive Safety Handbook, SAE International 2003. [10] John O.Hallquist, LS-DYNA Theoretical Manual, Livermore Software Technology Corporation

2006♦

ĐÁNH GIÁ ĐẶC TÍNH LÀM VIỆC CỦA ĐỘNG CƠ

QUA PHÂN TÍCH QUY LUẬT THAY ĐỔI ÁP SUẤT TRONG XYLANH

TS. LÊ HOÀI ĐỨC Th.S. NGÔ VĂN THANH Bộ môn Động cơ đốt trong - Khoa Cơ khí Trường Đại học Giao thông Vận tải

Tóm tắt: Quy luật thay đổi áp suất trong xylanh phản ánh toàn bộ trạng thái làm việc của động cơ. Từ đồ thị áp suất đo, ta có thể đánh giá đặc tính của động cơ một cách hiệu quả và chính xác.

Summary: Regulation of the changing pressure in cylinder of the engine expresses the process of working engine. From the measuring pressure, we can estimate the characteristics of the engine quite exactly and efficient.

I. ĐẶT VẤN ĐỀ

Đo áp suất khí thể trong xylanh động cơ là công việc đơn giản nhưng rất hiệu quả trong thí nghiệm nghiên cứu động cơ đốt trong. Đồ thị áp suất khí thể theo góc quay trục khuỷu hay thể tích xylanh (đồ thị công) không những phục vụ tính toán các thông số của quá trình cũng như các chỉ tiêu kinh tế kỹ thuật mà nó còn phục vụ phân tích nghiên cứu hoàn thiện quá trình cháy của động cơ. Trong bài báo này, tác giả dựa vào quy luật biến thiên áp suất để tính được công suất tổn thất cơ giới Nm, chỉ số nén đa biến trung bình n1, chỉ số giãn nở trung bình n2, phân tích và đánh giá quy luật cháy và quy luật tỏa nhiệt của nhiên liệu dựa trên các số liệu thí nghiệm với động cơ D243 tại phòng thí nghiệm AVL, Trường Đại học Bách khoa Hà nội.

II. NỘI DUNG NGHIÊN CỨU

TCK

2.1. Xác định công suất tổn thất cơ giới Nm

Công ma sát hay tổn thất cơ giới trong động cơ đốt trong chiếm một tỷ lệ khá lớn của phần năng lượng đưa vào động cơ dưới dạng nhiên liệu... Tổn thất cơ giới của động cơ phụ thuộc nhiều vào tốc độ động cơ và cũng phụ thuộc vào tải và các điều kiện làm việc khác như nhiệt độ động cơ, độ nhớt của dầu bôi trơn... Tuy nhiên, tốc độ có mức ảnh hưởng lớn hơn cả.

Công suất tổn thất cơ giới Nm xác định như sau:

(1)

Nm = Ni - Ne, kW

Trong đó:

Ni - Công suất chỉ thị của chu trình, kW;

Ne - Công suất có ích của chu trình, kW.

Do kết quả thí nghiệm cho biến thiên áp suất theo góc quay trục khuỷu p = f(α) (hình 1)

nên để tính công đổi sang biến thiên áp suất theo thể tích xylanh theo công thức liên hệ sau:

(2)

1/ 2 ) α

Trong đó: Vc - Thể tích buồng cháy; ε - Tỷ số nén;

1)[ sin ] ε os -( c α V V = − 1 + − − 1 λ 1 2 λ 1 ⎧ 1+ ( ⎨ 2 ⎩ ⎫ ⎬ ⎭

λ - Tham số kết cấu.

Đạo hàm công thức (2) theo α ta có:

cos

(3)

1).sin [1+

( ε

−

1 V 2

sin

−

1 2 λ

Nhân hai vế (3) với áp suất p rồi lấy tích phân hai vế:

sα

(4)

pdV

pV c

1).sin [1+

( ε

−

∫

1 2

sin

−

1 2 λ

os c

Đặt:

1)sin [1

]

ε −

α +

V ( c

1 2

sin

−

1 2 λ

pAd

Ad p

α −

Ta có:

∫

nen

chay gianno −

(5)

Như vậy, để tính công chỉ thị ta chỉ cần tính công của quá trình giãn nở và công của quá trình nén dựa trên đồ thị p = f(α). Để tính công chỉ thị, ta sử dụng phương pháp tính tính tích phân gần đúng theo công thức hình thang.

Công của quá trình nén được tính từ 1800 đến 3600 là công âm, công của quá trình cháy giãn nở tính từ 3600 đến 5400 là công dương. Tính công quá trình nén Lnén: ta chia 1800 ÷ 3600 thành 360 đoạn bằng nhau với Δα = 0,50 = 0,000873 rad.

(

)

(

)

). A α α 0

( A ). α α n

(6)

(

)

(

)

...

(

)]

= Δ

[ α

nen

( A ). α α 1

( A ) α α 2

+ + α n

( α n

1 −

+ 2

Tính tương tự cho quá trình cháy giãn nở ta được kết quả đồ thị công như hình 2.

Hình 1. Quy luật biến thiên áp suất trong xylanh

Hình 2. Đồ thị công theo góc quay trục khuỷu

2.2. Xác định các chỉ số nén đa biến và giãn nở đa biến trung bình

2.2.1. Xác định chỉ số nén đa biến trung bình n1

Ở chu trình thực tế, quá trình nén diễn ra có sự trao đổi nhiệt phức tạp giữa môi chất và thành vách xylanh. Do vậy, chỉ số nén đa biến n'1 luôn thay đổi. Giá trị n'1 giảm dần từ đầu đến

cuối quá trình. Để đơn giản trong tính toán người ta thay n'1 bằng giá trị trung bình n1.

Công của quá trình nén:

V c

pdV

(7)

nen

= ∫

V a

Trong quá trình nén đa biến ta có

n 1

(8)

p → =

n p V 1 a a

n p .V 1 c c

n p .V 1 a a n V 1

Thay giá trị p vào biểu thức tính Lnén ta có:

V c

(9)

)

nen

n p V 1 a a

(p .V p .V − a c

∫

dV n V 1

1 −

V a

Từ đó ta có công thức tính n1 như sau:

1 = +

(10)

(p V p .V a

− c

c )

1 L

nen

Trong đó:

pa, Va - Áp suất và thể tích ở đầu quá trình nén tính khi piston ở ĐCD;

pc, Vc - Áp suất và thể tích ở cuối quá trình nén tính khi piston ở ĐCT.

2.2.2. Xác định chỉ số giãn nở đa biến trung bình n2

TCK

Quá trình giãn nở thực tế của động cơ không phải là quá trình đoạn nhiệt như chu trình lí tưởng, mà ngược lại trao đổi chất giữa môi chất và môi trường diễn ra liên tục trong suốt quá trình giãn nở.

Nếu gọi n'2 là chỉ số đa biến của quá trình giãn nở thì n'2 thay đổi liên tục từ đầu đến cuối của quá trình. Để đơn giản trong tính toán, ta thay n'2 bằng giá trị n2 trung bình với điều kiện áp suất đầu và cuối quá trình giãn nở không đổi và cùng công giãn nở.

Công thực hiện quá trình giãn nở được xác định như sau:

V b

(11)

pdV

∫=

Trong quá trình giãn nở đa biến:

n 2

(12)

→

Vp .

n z

n 2 b

n p .V z z n V

n p .V b b n V

Thay giá trị p vào biểu thức Lzb ta được:

(13)

→

(

Vp .

)

−

(

Vp .

)

−

1 L

1 −

Trong đó:

pz, pb, - Áp suất cực đại trong xylanh và áp suất khi piston ở cuối quá trình giãn nở tại ĐCD;

Vz, - Thể tích xylanh khi piston tại điểm áp suất cực đại;

Vb - Thể tích của xylanh khi piston ở điểm chết dưới.

2.3. Phân tích quy luật tỏa nhiệt và quy luật cháy của nhiên liệu

Để tính toán tốc độ toả nhiệt hay tốc độ cháy của nhiên liệu tại các thời điểm trong chu trình công tác của động cơ dựa trên phân tích đồ thị áp suất p = f(α) một cách đơn giản nhưng vẫn đảm bảo độ chính xác cần thiết có thể dựa trên mô hình nhiệt động một vùng. Trong mô hình này, nhiệt độ trong xylanh được coi là như nhau tại mọi điểm. Viết phương trình nhiệt động thứ nhất cho môi chất trong xylanh ta có.

h .dm

(14)

dQ dU pdV dQ +

∑

Trong đó:

dQ - Nhiệt lượng do nhiên liệu cháy sinh ra;

dU - Biến thiên nội năng do nhiệt độ khí thay đổi;

PdV - Công làm dịch chuyển piston;

dQm - Nhiệt lượng truyền cho xylanh;

hi và dmi là entanpi

h' và khối lượng của khí vào hoặc ra khỏi các khe kẽ dmkk giữa piston - xylanh.

Ta có:

dU d(m.u) m.du u.dm mc dT udm +

−

(15)

k k

(16)

;

A.h (T T )dt −

A.h (T T ).d −

h .dm h '.dm =

k k

∑

1 ω

hc - Hệ số truyền nhiệt từ khí thể có nhiệt độ T ra thành buồng cháy có nhiệt độ Tw, diện

tích truyền nhiệt tức thời A;

ω - Vận tốc góc trục khuỷu, rad/s.

Sử dụng phương trình trạng thái khí lí tưởng pV = mRT, vi phân hai vế và thế mdT vào

phương trình (15) rồi thế vào phương trình (14), chú ý tính chất nhiệt động của khí lý tưởng:

R = Cp - Cv và k = Cp/Cv

Ta có:

(17)

)

+−

−

dmTcuh '( v

TThA ( w

dp dt

dQ dt

dV dt

k −

1 −

Như vậy, khi đo được đường cong áp suất theo góc quay trục khuỷu ta có thể tính toán được tốc độ toả nhiệt của nhiên liệu hoặc lượng nhiệt toả ra của nhiên liệu cháy trong xylanh ở các thời điểm hoặc các vị trí góc quay trục khuỷu.

Đối với động cơ diesel, ta gọi Qn = Q - Qtn là nhiệt của nhiên liệu cháy tỏa ra sau khi đã trừ đi phần nhiệt truyền cho thành buồng cháy. Bỏ qua ảnh hưởng của khe kẽ giữa piston-xylanh (tức là không kể đến hiện tượng nén khí và thoát khí ra khỏi các khe kẽ) và bỏ qua enthanpi của nhiên liệu phun vào (tức là , hf, mf là enthanpi và khối lượng nhiên liệu

h m h .m 0 f

∑

phun vào). Phương trình (17) được viết thành:

(18)

ndQ dt

dV dt

p d dt

k k 1 −

1 k 1 −

Ta biến đổi (18) theo góc quay trục khuỷu:

(19)

→

k 1 d

ndQ d α dt d α

dV d α . dt α

1 k 1 −

dp d α . d d t α

k −

ndQ d α

dV α

1 k 1 −

dp d α

k −

Giải phương trình vi phân (19) ta sẽ được tốc độ tỏa nhiệt

theo góc quay trục khuỷu.

ndQ dα

Để đơn giản trong tính toán, ta chỉ xác định quy luật cháy từ khi phun nhiên liệu ϕi = 220 đến khi mở sớm xuppáp thải ϕ3 = 400. Như vậy, quy luật cháy được xác định trong khoảng α = 338 ÷ 5000 góc quay trục khuỷu.

, ta xác định lượng nhiệt truyền cho thành

Để tính nhiệt tỏa ra trong quá trình cháy

dQ dα

theo công thức (18). Hệ số truyền nhiệt có thể được xác định theo công thức

buồng cháy

tndQ dα

thực nghiệm của Woschni:

0,8

0,3

−

0,2 − 3, 26.D (p.w)

, W / m .K

(20)

Trong đó:

D - Đường kính xylanh, m;

p - Áp suất khí thể, kPa;

T - Nhiệt độ khí thể, K:

C .c 1 m

.V.(p p ) − m

T a p .V a a

⎡ ⎢ ⎣

⎤ ⎥ ⎦

TCK

pa, Va, Ta - Áp suất, thể tích và nhiệt độ của khí trong xylanh tại một thời điểm nào đó, thường chọn là cuối kì nạp (trong phần này, để đơn giản chọn pa = 1 bar, Ta = 298K; p, V là áp suất và thể tích trong xylanh tại một thời điểm xét;

pm - Áp suất khí trong xylanh (xác định ở cùng vị trí góc quay trục khuỷu với p) khi động

cơ được kéo không nổ ở cùng điều kiện khi làm việc.

C 6,18 0, 417

Ở hành trình hút thải:

v c

C 2, 28 0,308

Ở hành trình khác:

v c

cm - Tốc độ trung bình của piston;

ω p

với

pω là tốc độ xoáy lốc trong xylanh. Khi chưa có sự cháy nhiên liệu, C2 = 0, khi cháy

nhiên liệu C2 = 3,24.10-3.

Diện tích tức thời A được xác định gần đúng theo các thông số hình học của xylanh động

cơ như sau:

[(1 cos )

(1 cos 2 )]

(22)

A 2 =

+ π

α +

−

.D 4

S 2

λ 4

Sau khi tính toán được lượng nhiệt truyền cho thành vách xilanh bằng cách giải phương

trình vi phân (18) ta tính được nhiệt lượng do nhiên liệu toả ra:

(23)

dQ d α

dQ n d α

dQ tn d α

Nếu giả thiết lượng nhiệt tỏa ra tỷ lệ với lượng nhiên liệu đã cháy, ta xác định được tỷ lệ

nhiên liệu đã cháy x tại các thời điểm trong quá trình cháy như sau:

x =

(24)

iQ Q∑

Trong đó:

Qi - Nhiệt lượng nhiên liệu cháy sinh ra từ thời điểm bắt đầu cháy đến thời điểm i đang xét;

ΣQ - Tổng lượng nhiệt toả ra do đốt cháy tổng số nhiên liệu đưa vào xylanh động cơ trong

một chu trình công tác.

Hình 3. Công suất tổn thất cơ giới theo tốc độ động cơ

2.4. Kết quả nghiên cứu

Chi so gian no da bien n2 theo toc do

1.5

1.45

1.4

1.35

20% tai

40% tai

1.3

60% tai

1.25

80% tai

2 n n e b a d o n n a g o s i h C

1.2

100% tai

1.15

1.1

1000

1200

1400

1800

2000

2200

1600 Toc do dong co (vg/ph)

Hình 4. Biến thiên n1 theo tốc độ.

Hình 5. Biến thiên n2 theo tốc độ

2.4.1. Kết quả tính công suất tổn thất cơ giới

Căn cứ vào kết quả tính công suất chỉ thị Ni từ đồ thị áp suất đo và áp suất có ích Ne được đo khi lắp động cơ lên băng thử động lực học, ta tính được cômg suất tổn thất cơ giới Nm (hình 3). Công suất tổn thất cơ khí phụ thuộc rất nhiều vào nhiệt độ động cơ. Tốc độ tăng thì công mất mát cơ khí tăng lên do ma sát tăng.

2.4.2. Kết quả tính chỉ số nén đa biến n1 và chỉ số giãn nở n2

Từ kết quả thí nghiệm đo được giá trị áp suấ

t trong xylanh theo góc quay trục khuỷu, ta

tính được công quá trình nén và công của quá trình cháy giãn nở. Từ đó ta tính được chỉ số nén đa biến n1 và chỉ số giãn nở trung bình n2.

Hình 6. Tốc độ tỏa nhiệt của nhiên liệu khi cháy. ớt tăng lên cũng như làm giảm rò lọt khí. Vì

Khi tăng tốc độ động cơ, chỉ số nén đ a biến bình n1 tăng lên do thời gian trao đổi nhiệt trung giữa môi chất và thành vách xylanh giảm đồng thời hiện tượng lọt khí cũng giảm. Kết quả là môi chất mất nhiệt ít và chỉ số nén đa biến trung bình n1 tăng lên. Khi tốc độ tăng, n2 giảm. Do khi tăng tốc độ động cơ thì thời gian tiếp xúc giữa môi chất và thành vách xylanh giảm, thời gian cháy r vậy môi chất được nhận nhiệt nhiều hơn nên làm cho n

2 giảm.

2.4.3. Kết quả tính quy luật tỏa nhiệt và quy luật cháy của n

hiên liệu

Từ kết quả giải phương trình vi phân (23) và tỷ lệ nhiên liệu tại thời điểm ứng với góc quay trục cháy khuỷu α (24) ta được đồ thị biểu diễn tốc độ toả nhiệt như hình 6 và tỷ lệ cháy nhiên liệu như hình 7.

Hình 7. Tỷ lệ cháy của nhiên liệu

Từ đồ thị tốc độ toả nhiệt ta thấy, ứng với giai đoạn nhanh và cháy chính của động cơ, tốc độ tỏa nhiệt cháy dQ/dα tăng lên rất nhanh và đạt giá trị cực đại. Điều này phù hợp với lý thuyết quá trình cháy động cơ diesel. Khi tốc độ cháy giảm xuống do nồng độ sản phẩm cháy tăng lên, nồng độ nhiên liệu và ôxy giảm đồng thời piston đi xuống điểm chết dưới, thể tích giãn nở làm cho tốc độ tỏa nhiệt giảm dần.

ị tỷ lệ nhiên liệu cháy theo góc quay trục khuỷu. Ta thấy tỷ lệ nhiên liệu Hình 7 là đồ th phần lớn tập trung ở giai đoạn cháy nhanh và cháy chính nên độ dốc của đồ thị ở giai đoạn cháy này cao hơn so với giai đoạn cháy rớt. Khi tốc độ càng cao thì đường cháy nhiên liệu ít dốc hơn (nằm ở phía dưới), điều này chứng tỏ quá trình cháy cơ bản tính bằng góc quay trục khuỷu lớn hơn khi động cơ chạy ở tốc độ cao.

III. KẾT LUẬN

Trên cơ sở đá nh giá, phân tích đặc tính làm việc của động cơ từ các số liệu thực nghiệm, ta iện pháp cải tiến, hoàn thiện thiết kế các hệ thống của động cơ. Với kết quả tính toán này tìm b có thể làm tài liệu tham khảo cho nhà sản xuất nhằm hoàn thiện, cải tiến các cơ cấu, hệ thống nhằm đạt được hiệu quả cao nhất cho quá trình làm việc của động cơ.

ài liệu tham khảo T [1]. TS. Hoàng Đình

Long (2003), Tập bài giảng thí nghiệm nghiên cứu phát triển động cơ đốt trong

điezen, NXB Giáo dục. (dùng cho cao học), Trường ĐHBK Hà nội. TS Lê Viết Lượng (2000), L ý thuyết động cơ ục. [2]. [3]. GS. TS Nguyễn Tất Tiến, (2000), Nguyên l ý động cơ đốt trong, NXB Giáo d [4]. David R. Lancaster, Roger B.Krieger, and John H. Lienesch, Measurement and Analysis of Engine

[6]. etermination From Cylinder Pressure Time Pressure Date, Engine Research Dept, General Motors J. C. Gilkey, J. D. Powell (1985), Fuel-Air Ratio D Histories, Department of Mechanical Engineering, Stanford University, Stanford CA94305♦

THIẾT LẬP CHƯƠNG TRÌNH TÍNH TOÁN CẤU TRÚC TỐI ƯU CỦA CHU TRÌNH SỬA CHỮA ĐẦU MÁY TRÊN CƠ SỞ CHI PHÍ SỬA CHỮA VÀ TUỔI THỌ GAMMA PHẦN TRĂM CỦA CHI TIẾT

GS. TS. ĐỖ ĐỨC TUẤN Bộ môn Đầu máy - Toa xe Khoa Cơ khí Trường Đại học Giao thông Vận tải KS. NGUYỄN TRUNG KIÊN Trường Cao đẳng nghề Đường sắt I

Tóm tắt: Trong [1] đã trình bày cơ sở xác định cấu trúc tối ưu của chu trình sửa chữa đầu máy trên cơ sở giá thành sửa chữa và tuổi thọ gamma phần trăm của chi tiết. Trong bài viết này trình bày mô hình thuật toán và thiết lập chương trình tính toán cấu trục tối ưu của chu trình sửa chữa đầu máy trên cơ sở chi phí sửa chữa và tuổi thọ gamma phần trăm của bộ phận hoặc chi tiết.

Summary: The paper presents principles of locomotive repaired cycle development and optimization algorithm. In this paper, algorithm and determination of optimal structure of repaired cycle based on repaired cost and gamma percent life cycle of elements have also been mentioned.

I. ĐẶT VẤN ĐỀ

Trên cơ sở các thuật toán về mối quan hệ giữa cấu trúc tối ưu của chu trình sửa chữa đầu máy với giá thành và tuổi thọ gamma phần trăm của chi tiết [1] cần tiến hành xây dựng chương trình tính toán nhằm giảm nhẹ khối lượng tính toán và tăng nhanh tốc độ tính toán.

TCK

II. SƠ ĐỒ KHỐI THUẬT TOÁN TỐI ƯU HOÁ CẤU TRÚC CỦA CHU TRÌNH SỬA CHỮA THEO CÁC TUỔI THỌ GAMMA PHẦN TRĂM VÀ CHI PHÍ SỬA CHỮA

Sơ đồ khối được thể hiện trên hình 1.

Kết quả chi phí phục hồi Ci được đưa vào từ chương trình tính toán chi phí phục hồi hoặc được tính lại từ bảng các thông số ban đầu (block 1), hoặc được nhập vào tại block 2 theo thứ tự tăng dần của tuổi thọ gamma của các bộ phận hoặc chi tiết.

Cho các giá trị ban đầu L1 và ΔL ở block 4 để tính toán tối ưu. Tính các giá trị bội số xi tại

block 6. Giá trị hàm tối ưu được tính từ bộ phận có giá trị tuổi thọ gamma phần trăm lớn nhất (fN(LN)) tại block 8.

Qua các block 9, 10, 11, 12, 13 lần lượt tính toán các giá trị fi(Li) của các bộ phận còn lại và nhớ lại theo β. Tại vị trí có chi phí min fi+1(Li) được nhớ theo j. Tiếp tục vòng lặp tăng giá trị Li+1 = n.L1 ở block 15. Tại block 16 nếu Li+1 ≤ xi+1L1 thì lặp tìm các giá trị min{qi(L1) + fi+1(Li+1)} và nhớ lại theo α block 18.

Nếu không thoả mãn thì nhảy tới block 21 và nhớ giá trị có được ở block 17, 18, 19; so

sánh giá trị fi(LN) và tìm ra giá trị nhỏ nhất rồi nhớ theo fi(Li) tại vị trí

i 1

ˆL + block 21.

Tại block 20, tính lặp tìm min{fi(Li)} theo (trong vòng lặp tính fi(Li) theo β. Quá trình tiếp tục tăng ở các block 22, 23, 24, 25 cho tới khi nào thoả mãn điều kiện của block 28 thì tiến hành lựa chọn và hiệu chỉnh giá trị z theo j để chọn z* hợp lý nhất block 29.

START

16

1

li+1 ≤ xi+1.L1

17

lγ , lγi , ti , Hi , Cfhi , Clri (i=1÷ N)

n = n +1

2

Ci (i=1÷ N)

18 qi(Li)+fi+1(Li+1) → α

3

19

j = 0

α < β

4

Enter L1 , ΔL1

20

α → β

5 21 Print fi (Li), +1

Print L1

; (i=1÷ N)

lγ i L/ i

6 ix =

22 Li = Li +L1

7

i = N

23

YES

li ≤ xi.L1

8 fN(LN)=qN(LN); Print

24

9

i = 1

i=i-1

25

10

j = j +1

Li = L1

26

11

Save z (to j)

n = 2

27

12

L1 = L1 +Δ Li

Li+1 = L1

28

YES

L1 ≤ lγi

13 qi(Li)+fi+1(Li+1) → β

29

14

+1 → j

iLˆ

comparative z and choose z*

15

Li+1 = n.L1

END

Hình 1. Sơ đồ khối thuật toán tối ưu hoá cấu trúc của chu trình sửa chữa đầu máy

theo các tuổi thọ gamma-phần trăm của bộ phận hoặc chi tiết

III. CHƯƠNG TRÌNH TÍNH TOÁN TỐI ƯU HOÁ CẤU TRÚC CHU TRÌNH SỬA CHỮA ĐẦU MÁY THEO TUỔI THỌ GAMMA PHẦN TRĂM CỦA BỘ PHẬN HOẶC CHI TIẾT

2.1. Chương trình tính

Căn cứ vào các sơ đồ khối, triển khai xây dựng chương trình trên máy tính như sau:

1. Nhập số liệu cho các thông số vào theo hướng dẫn chương trình. Có thể nhập theo từng bộ phận có các chi phí riêng biệt hoặc chi phí tổng cộng. Sau đó tiến hành sắp xếp các thông số trong bảng theo giá trị tăng dần của tuổi thọ gamma phần trăm.

2. Nhập và tiến hành tính toán, vẽ đồ thị biểu diễn cấu trúc tối ưu trung gian.

3. Sau khi lựa chọn được một cấu trúc sửa chữa hợp lý cho các bộ phận, tiến hành tính lặp lại toàn bộ các giá trị có thể hiệu chỉnh được của cấu trúc theo giá trị L1 ban đầu (L1 có thể thay đổi). Từ đó lựa chọn một giai đoạn của đồ thị có giá trị chi phí tổng cộng trong sửa chữa là tối thiểu nhất (tối ưu nhất). Cuối cùng căn cứ vào kết quả tính toán cấu trúc sửa chữa tối ưu, hiệu chỉnh lại chu kỳ tiến hành sửa chữa các bộ phận sao cho có thể sử dụng tối đa tuổi thọ của chi tiết mà chi phí cho sửa chữa là nhỏ nhất.

2.2. Các ví dụ ứng dụng

2.2.1. Ví dụ ứng dụng 1

Từ thuật toán và chương trình tính toán đã thiết lập, tiến hành xem xét ứng dụng cho 5 bộ

phận bị hao mòn của một loại đầu máy [2] ở quãng đường chạy cố định là L1 = 40 000 km.

Các số liệu đầu vào của các bộ phận được cho trong bảng 1.

Bảng 1. Tuổi thọ gamma phần trăm và chi phí sửa chữa của các bộ phận trên đầu máy

TCK

Chí phí cho phục hồi khả năng làm việc, 105 đ TT Nguyên công sửa chữa Tên bộ phận hư hỏng Tuổi thọ gamma%, lγ (1000 km) Số lượng bộ phận trên đầu máy Cho một bộ phận, Ci Cho tất cả các chi tiết cùng loại, Cph = m.Ci

1 Băng đa bánh xe 16 Tiện lại 77 3,04 48,64

16 Thay thế 280 46,50 744,00 2 Bánh răng hộp giảm tốc

3 Bạc gối đỡ ĐCĐK 16 Thay thế 285 55,65 890,40

4 Băng đa bánh xe 16 Thay thế 520 190,88 3054,08

Số lượng các bộ phận được đưa vào tính toán có thể vượt quá bộ phận bị hao mòn vì chúng

có thể có nhiều thông số kiểm tra với các giá trị tuổi thọ khác nhau.

Trong 5 bộ phận trên, cổ góp động cơ điện kéo có giá trị tuổi thọ lớn nhất (Lγ5 = 730 000

km), do vậy tất cả các tính toán sẽ được bắt đầu từ bộ phận này.

Quãng đường chạy khảo sát ban đầu là L1 = [0.5 x 77 + 1].1000 = 40 000 km.

2.2.1.1. Các bước tính toán

a. Mở các giá trị trong thư viện (hoặc nhập trực tiếp giá trị thông qua bảng nhập giá trị ban

đầu) và tính toán (hình 2).

5 Động cơ điện kéo 8 Tiện lại cổ góp 730 3,99 31,92

Hình 2. Giao diện nhập số liệu tuổi thọ gamma phần trăm và phí sửa chữa của các bộ phận

b. Vẽ biểu đồ các chiến lược sửa chữa có thể ở L1 = 40 000 km (hình 3).

Hình 3. Biểu đồ các chiến lược sửa chữa có thể ở L1 = 40 000 km

c. Từ biểu đồ các chiến lược sửa chữa có thể của các bộ phận đầu máy [2] ở L1 = 40 000 km, ta

tìm được cấu trúc sửa chữa 5 bộ phận trên:

L1 = 40 000 km

a0 = 0

L2 = 240 000 km

a1 = 6

tương ứng các hệ số bội số là:

L3 = 240 000 km

a2 = 1

L4 = 480 000 km

a3 = 2

L5 = 480 000 km

a4 = 1

Từ cấu trúc này, ta thấy các bộ phận chưa tận dụng hết tuổi thọ của mình ngay cả bộ phận thứ nhất có tuổi thọ thấp nhất. Vì vậy tiếp tục tiến hành hiệu chỉnh cấu trúc các hệ số bội số này theo chỉ tiêu tối ưu hoá chi phí phục hồi thấp nhất mà hàm mục tiêu đã đặt ra bằng cách giữ nguyên cấu trúc sửa chữa và tăng quãng đường chạy giữa các lần sửa chữa của bộ phận thứ nhất.

2.2.1.2. Hiệu chỉnh cấu trúc sửa chữa

a. Đồ thị hiệu chỉnh cấu trúc (hình 4).

Hình 4. Mối quan hệ của các chi phí đơn vị tổng cộng cho việc phục hồi các bộ phận đầu máy với quãng đường chạy

b. Từ đồ thị thể hiện mối quan hệ của các chi phí đơn vị tổng cộng cho việc phục hồi các

bộ phận đầu máy với quãng đường chạy, có bảng kết quả hiệu chỉnh như sau (bảng 2).

Bảng 2. Kết quả hiệu chỉnh cấu trúc sửa chữa

TCK

TT Cấu trúc SC Bộ phận 1 Bộ phận 2 Bộ phận 3 Bộ phận 4 Bộ phận 5 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24

234 240 246 252 258 264 225 230 235 240 245 250 255 260 265 216 220 224 228 232 236 240 244 248 468 480 492 504 516 528 450 460 470 480 490 500 510 520 530 432 440 448 456 464 472 480 488 496 468 480 492 504 516 528 450 460 470 480 490 500 510 520 530 432 440 448 456 464 472 480 488 496 234 240 246 252 258 264 225 230 235 240 245 250 255 260 265 216 220 224 228 232 236 240 244 248 39 40 41 42 43 44 45 46 47 48 49 50 51 52 53 54 55 56 57 58 59 60 61 62 6 6 6 6 6 6 5 5 5 5 5 5 5 5 5 4 4 4 4 4 4 4 4 4

Bảng 2 (tiếp)

TT Cấu trúc SC Bộ phận 1 Bộ phận 2 Bộ phận 3 Bộ phận 4 Bộ phận 5 25 26

252 256 252 256 504 512 504 512 63 64 4 4

27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40

4 4 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3

65 66 67 68 69 70 71 72 73 74 75 76 77 78

260 264 201 204 207 210 213 216 219 222 225 228 231 234

520 528 402 408 414 420 426 432 438 444 450 456 462 468

2.2.1.3. Hiệu chỉnh chu kỳ sửa chữa các bộ phận

Theo kết quả đồ thị và bảng kết quả tối ưu hoá cấu trúc sửa chữa 5 bộ phận trên cho thấy:

Trong đoạn 3 của đồ thị, giá trị chi phí tổng cộng cho phục hồi các bộ phận có biểu hiện hợp lý nhất (điểm giá trị lớn nhất không chênh lệch nhiều so với các giai đoạn trước. Hơn nữa, ở giai đoạn thứ 4 giá trị chi phí phục hồi các bộ phận tăng vọt. Nếu quan sát các giá trị trong bảng kết quả, ta thấy ở giai đoạn vận dụng từ 54000 đến 65000 km, tương ứng với cấu trúc 4-1-2-1, tận dụng tối ưu các tuổi thọ gamma của các bộ phận hư hỏng. Khi vượt khỏi giá trị Lgamma, các bộ phận buộc phải đem vào sửa chữa, khôi phục lại tính năng).

Hiện nay, phần lớn các bộ phận, được tiến hành phục hồi chủ yếu trong các lần sửa chữa định kì kế hoạch, hoặc đươc thay thế ở các lần sửa chữa ngoài kế hoạch (hư hỏng đột xuất). Đối với 5 bộ phận trên, theo thực tế vận dụng bộ phận thứ 3 (bạc lót ổ đỡ ĐCĐK và các bánh răng) được thay thế toàn bộ ở cấp vận dụng 45000 km chạy. Khi đó các bộ phận này không tận dụng hết tuổi thọ của mình gây lãng phí.

1 1 1 1 1 1 3 2 1 5 4 3 2 1

65 260

520 km

Hình 5. Cấu trúc chu trình sửa chữa đầu máy [2]

Như vậy theo kết quả tính toán, để đảm bảo sử dụng hợp lí nhất các bộ phận và khai thác triệt để tuổi thọ vận dụng các bộ phận có thể tiến hành hiệu chỉnh chu kỳ sửa chữa theo đề xuất quãng đường chạy của bộ phận thứ nhất L1 = 65000 km như hình 5.

tính toán theo tuổi thọ 90% của các bộ phận (đơn vị tính 1000 km)

Tóm lại, với hệ thống sửa chữa đề xuất không chỉ đảm bảo việc sử dụng một cách tốt hơn tuổi thọ của các bộ phận khác nhau, ví như băng đa bánh xe, mà còn cho phép nâng cao độ tin cậy làm việc của các bộ phận khác, ví dụ các bánh răng động cơ điện kéo, không những thế chi phí cho việc phục hồi các bộ phận này cũng được lựa chọn hợp lý hơn.

2.2.2. Ví dụ ứng dụng 2

Tương tự như trên xét một loại đầu máy thứ hai [2].

Các số liệu đầu vào của các bộ phận được cho trong bảng 3.

Bảng 3. Tuổi thọ gamma phần trăm và chi phí sửa chữa của các bộ phận trên đầu máy

Chí phí cho phục hồi khả năng làm việc, 105 đ TT Tên bộ phận hư hỏng Nguyên công sửa chữa Số lượng bộ phận trên đầu máy Tuổi thọ gamma%, lγ (1000 km) Cho một bộ phận, Ci

Băng đa bánh xe (1) Bạc ĐCĐK

Cho tất cả các chi tiết cùng loại, Cph= m.Ci 56.32 597.6 28.44 34.4 3054.08 31.92

Với quãng đường chạy khảo sát ban đầu là L1 = [0.5x107+1] = 55 000 km.

2.2.2.1. Các bước tính toán

TCK

1 2 3 Động cơ điện máy nén khí 4 Động cơ điện quạt làm mát 5 Băng đa bánh xe (2) 6 Động cơ điện kéo 16 16 2 2 16 8 Tiện Thay thế Tiện cổ góp Tiện cổ góp Thay thế Tiện cổ góp 107 490 550 600 960 2820 3.52 37.35 14.22 17.2 190.88 3.99

Hình 6. Giao diện nhập số liệu tuổi thọ gamma phần trăm và phí sửa chữa của các bộ phận

tính

toán

a. Mở trị các giá thư trong (hoặc viện nhập trực tiếp giá trị thông qua bảng nhập giá trị ban đầu) và (hình 6).

b. Vẽ biểu đồ các chiến lược sửa chữa có thể ở L1 = 55 000 km (hình 7).

c. Từ biểu đồ các chiến lược sửa chữa có thể của các bộ phận đầu máy [2] ở L1 = 55000 km, ta tìm được cấu trúc sửa chữa 6 bộ phận trên: a1 = 8; a2 = 1; a3 = 1; a4 = 2; a5 = 3

Hình 7. Biểu đồ các chiến lược sửa chữa có thể ở L1 = 55 000 km

2.2.2.2. Hiệu chỉnh cấu trúc sửa chữa

a. Đồ thị hiệu chỉnh cấu trúc được thể hiện trên hình 8.

Hình 8. Mối quan hệ của các chi phí đơn vị tổng cộng cho việc phục hồi các bộ phận đầu máy với quãng đường chạy

b. Từ đồ thị thể hiện mối quan hệ của các chi phí đơn vị tổng cộng cho việc phục hồi các

bộ phận đầu máy với quãng đường chạy, có bảng kết quả hiệu chỉnh như sau (bảng 4).

Bảng 4. Kết quả hiệu chỉnh cấu trúc sửa chữa

TT Cấu trúc SC Bộ phận 1 Bộ phận 2 Bộ phận 3 Bộ phận 4 Bộ phận 5 Bộ phận 6

1 8 54 432 432 432 864 2592

2 8 55 440 440 440 880 2640

3 8 56 448 448 448 896 2688

4 8 57 456 456 456 912 2736

5 8 58 464 464 464 928 2784

6 8 59 472 472 472 944 2832

7 7 60 420 420 420 840 2520

8 7 61 427 427 427 854 2562

9 7 62 434 434 434 868 2604

10 7 63 441 441 441 882 2646

11 7 64 448 448 448 896 2688

12 7 65 455 455 455 910 2730

13 7 66 462 462 462 924 2772

14 7 67 469 469 469 938 2814

15 7 68 476 476 476 952 2856

16 6 69 414 414 414 828 2484

17 6 70 420 420 420 840 2520

18 6 71 426 426 426 852 2556

Bảng 4 (tiếp) TT Cấu trúc SC Bộ phận 1 Bộ phận 2 Bộ phận 3 Bộ phận 4 Bộ phận 5 Bộ phận 6

6 19 72 432 432 432 864 2592

6 20 73 438 438 438 876 2628

6 21 74 444 444 444 888 2664

6 22 75 450 450 450 900 2700

6 23 76 456 456 456 912 2736

6 24 77 462 462 462 924 2772

6 25 78 468 468 468 936 2808

6 26 79 474 474 474 948 2844

5 27 80 400 400 400 800 2400

5 28 81 405 405 405 810 2430

5 29 82 410 410 410 820 2460

5 30 83 415 415 415 830 2490

5 31 84 420 420 420 840 2520

5 32 85 425 425 425 850 2550

5 33 86 430 430 430 860 2580

5 34 87 435 435 435 870 2610

5 35 88 440 440 440 880 2640

5 36 89 445 445 445 890 2670

TCK

5 37 90 450 450 450 900 2700

5 38 91 455 455 455 910 2730

5 39 92 460 460 460 920 2760

5 40 93 465 465 465 930 2790

5 41 94 470 470 470 940 2820

5 42 95 475 475 475 950 2850

4 43 96 384 384 384 768 2304

4 44 97 388 388 388 776 2328

4 45 98 392 392 392 784 2352

4 46 99 396 396 396 792 2376

4 47 100 400 400 400 800 2400

4 48 101 404 404 404 808 2424

4 49 102 408 408 408 816 2448

4 50 103 412 412 412 824 2472

4 51 104 416 416 416 832 2496

4 52 105 420 420 420 840 2520

4 53 106 424 424 424 848 2544

4 54 107 428 428 428 856 2568

4 55 108 432 432 432 864 2592

2.2.2.3. Hiệu chỉnh chu kỳ sửa chữa các bộ phận

Theo kết quả đồ thị và bảng kết quả tối ưu hoá cấu trúc sửa chữa 6 bộ phận trên cho thấy:

Trong đoạn 4 của đồ thị, giá trị chi phí tổng cộng cho phục hồi các bộ phận có biểu hiện hợp lý nhất (Điểm giá trị chi phí lớn nhất không chênh lệch nhiều so với các giai đoạn trước, có giá trị chi phí nhỏ nhất. Quan sát các giá trị trong bảng kết quả, ta thấy ở giai đoạn vận dụng từ 80 000 đến 94 000 km, tương ứng với cấu trúc 5-1-1-2-3 có sự hợp lý nhất về chi phí và chu kỳ sửa chữa. Tuy ở các bộ phận 3 và 4 chưa hẳn đã tận dụng tốt tuổi thọ của chi tiết, nhưng khi tiến hành phục hồi chi tiết này ở các cấp sửa đã đề xuất vẫn cho chi phí phục hồi nhỏ hơn cả, đây mới là mục đích của bài toán.

Vậy chu kỳ sửa chữa đề xuất 94 000 km như sau:

4 3 2 1

3 2 1

5 4

6 5 4

x1000 km

940

188

470

2820

Hình 9. Cấu trúc chu trình sửa chữa đầu máy [2] tính toán theo tuổi thọ 90% của các bộ phận

Như vậy ta thấy rằng, các cấu trúc của chu trình sửa chữa đối với các đầu máy khác nhau (thậm chí cùng một seri nhưng khác các điều kiện vận dụng) là khác nhau. Vì vậy các hệ thống sửa chữa đầu máy của các loại đầu máy (cùng hoặc khác loại) cần được xây dựng có xét tới các điều kiện vận dụng cụ thể, nghĩa là cần khác biệt hoá không chỉ quãng đường chạy giữa các lần sửa chữa, mà còn cả khối lượng các cấp bảo dưỡng sửa chữa dự phòng có kế hoạch, cũng như sơ đồ gián cách của chúng.

III. KẾT LUẬN

Với mục tiêu giá thành phục hồi nhỏ nhất mà tuổi thọ của các bộ phận máy vẫn được tận dụng một cách triệt để, nội dung báo cáo đã giải quyết được phần cơ sở thuật toán, chương trình tính toán và kiểm nghiệm chương trình tính toán thông qua các số liệu tham khảo [2]. Việc thống kê và khảo sát về chi phí sửa chữa của các loại đầu máy đang vận dụng trên đường sắt Việt Nam hiện đang gặp những trở ngại nhất định và cần có thêm thời gian. Các cơ sở lý thuyết được nghiên cứu đặc biệt có ý nghĩa về mặt kinh tế; nó sẽ giúp ích cho ngành trong việc xây dựng một qui trình sửa chữa đầu máy phù hợp nhất không chỉ với điều kiện vận dụng mà cả công tác bảo dưỡng sửa chữa có liên quan tới chi phí phục hồi và kéo dài thời gian vận dụng của các chi tiết. Điều này tránh được việc sử dụng không hết hoặc không hợp lý tuổi thọ của các bộ phận, dẫn tới lãng phí và không kéo dài được tuổi đời vận dụng của đầu máy.

Tài liệu tham khảo [1]. Đỗ Đức Tuấn. Cơ sở xác định cấu trúc tối ưu của chu trình sửa chữa đầu máy trên cơ sở giá thành sửa chữa và tuổi thọ gamma phần trăm của chi tiết. Tạp chí Khoa học Giao thông vận tải, số 21, 5/2008 (trang 134-142).

[2]. Горский А.В, Воробьев А.А. Оптимизация системы ремонта тепловозов. Москва, Транспорт 1994. [3]. Đỗ Đức Tuấn. Võ Trọng Cang. Cơ sở tối ưu hoá thời hạn sửa chữa các bộ phận trên đầu máy toa xe ở mức cho trước của độ tin cậy tham số. Tạp chí Khoa học Giao thông Vận tải, số 17, 5/2007, trang 134-142. [4]. Đỗ Đức Tuấn. Cơ sở tối ưu hoá chu kỳ sửa chữa các chi tiết và cụm chi tiết trên đầu máy có xét tới hư

hỏng không tham số và chi phí sửa chữa. Tạp chí Khoa học Giao thông Vận tải. Số 16, tháng 12/2006♦

CÔNG NGHỆ HAI BƯỚC KẾT HỢP,

DÙNG TỔ MÁY ĐẶT RAY MĐR- 01-VN KHI THI CÔNG TẦNG TRÊN

ĐƯỜNG SẮT VIỆT NAM VỚI RAY DÀI TỚI 25M

PGS. TS. NGUYỄN BÍNH ThS. NGUYỄN VĂN THUYÊN Bộ môn Máy xây dựng - xếp dỡ Khoa Cơ khí Trường Đại học Giao thông Vận tải

Tóm tắt: Bài báo trình bày một phần kết quả của đề tài NCKH cấp Bộ trọng điểm mã số B2008-04-84TĐ: “Nghiên cứu thiết kế chế thử máy đặt cầu ray MĐR- 01-VN để thi công tầng trên đường sắt Việt Nam”. Công nghệ và thiết bị trình bày trong bài báo này là công nghệ và thiết bị mới do nhóm nghiên cứu đề tài đề xuất sau nhiều năm quan tâm nghiên cứu. Công nghệ này gồm 2 bước chính: Bước 1: đặt tà vẹt theo đúng cự ly thiết kế; bước 2: đặt ray. Cả hai bước đều do MĐR-01-VN gồm 2 chiếc giống nhau thực hiện và hoàn toàn thích ứng khi xây dựng đường sắt có khổ rộng 1000mm hoặc 1435mm với thanh ray có chiều dài 12,5m hoặc 25m tuỳ yêu cầu thiết kế.

TCK

Summary: The report represents a result of scientific research subject at major ministerial level B2008-04-84-TĐ “Studying and design for trial manufacturing of MĐR-01-VN for construction of Vietnamese upper railway”, this technology include two main steps: 1st step is to installation of steel tie and 2nd step is to installation of railway. Both steps are conducted by MĐR-01 and can be totally adapted when constructing railway with rail size of 1000mm or 1435mm and thickness of 12,5m or 25m in compliance with Vietnamse condition.

I. ĐẶT VẤN ĐỀ

Đường sắt Việt Nam đã được hình thành hơn 100 năm, nhưng đến năm 1936 thì tuyến đường sắt xuyên Việt mới được hoàn thành. Mạng lưới đường sắt Việt Nam có 6 tuyến đường với tổng chiều dài 2561 km, trong đó có 2115 km khổ 1000 mm, 166 km khổ 1435 và 223 km đường lồng tuyến. Đường sắt Việt Nam chưa có đường đôi, tất cả là đường đơn tuyến vượt qua 1335 chiếc cầu và 39 hầm với địa hình phức tạp. Chính vì vậy công tác cơ giới hoá thi công đường sắt rất khó khăn. Việc dùng các máy hiện đại nhập ngoại hầu như không hiệu quả vì thời gian tác nghiệp chỉ đạt 1,5 đến 2 giờ trong 1 ngày do phải đảm bảo thông tuyến. Từ năm 2008 kế hoạch xây dựng mới một số tuyến ngắn như Hải Phòng - Đình Vũ (12,5 km), tuyến Kép - Bãi Cháy xây dựng lại 40 km và một số đoạn tuyến nội đô ở Hà Nội và Thành phố Hồ Chí Minh đang được khởi động là cơ hội cho việc áp dụng các máy thi công tầng trên đường sắt Việt Nam.

Tuy nhiên, thực tế nhiều năm qua đã cho thấy công tác cơ giới hoá xây dựng tầng trên đường sắt Việt Nam, đặc biệt là công việc đặt ray bằng máy là công việc rất khó khăn, vì chưa có công nghệ và thiết bị phù hợp với việc xây dựng đường sắt Việt Nam.

Ngay từ năm 1972, Tổng cục đường sắt Việt Nam (nay là TCTĐSVN) đã thiết kế chế thử một cần trục đặt ray chuyên dùng phỏng theo mẫu YK25 của Liên Xô (cũ). Sau khi vận hành thử một số ca, máy này đã bị xếp lại vì rất khó thi công. Những năm sau đó (1978 - 1979, 1985 - 1986) việc nghiên cứu thiết kế một vài dạng máy khác đã được đề cập nhưng không thành công.

Những năm 2000, một vài dạng máy hiện đại dòng PTH của Tây Âu đã được xem xét đến nhưng không khả thi. Quá trình nghiên cứu áp dụng các máy đó không thành công vì nhiều lý do, trong đó phải kể đến điểm xuất phát là do chưa có một công nghệ thi công thích hợp với điều kiện thực tế Việt Nam. Để có thể đánh giá được tính thích hợp của công nghệ đặt ray khi dùng tổ hợp máy MĐR- 01-VN chúng ta sẽ điểm lại một số công nghệ cơ giới hoá đặt ray trên thế giới và ở Việt Nam.

II. NỘI DUNG

2.1. Khái quát về công nghệ và máy đặt ray khi thi công đường sắt trên thế giới và

hướng áp dụng vào Việt Nam

Đến nay các công nghệ và thiết bị đặt ray có mối nối bằng lập lách với ray dài 12,5 m hoặc

25 m, công nghệ ray dài hàn liền trên thế giới gồm các công nghệ chính sau:

a. Đặt từng đoạn ray bằng dây chuyền máy không hoàn chỉnh: Dùng cần trục tự hành trên

đường sắt hoặc cần trục bánh lốp, bánh xích tự hành.

b. Đặt từng đoạn ray bằng dây chuyền máy hoàn chỉnh: Dùng máy đặt ray chuyên dùng dạng Platốp (của Nga), dạng cần đảo (của Đức), poóc tích chuyên dùng (của Trung Quốc), cổng trục dạng PTH (của Áo).

c. Đặt ray dài hàn liền bằng dây chuyền các máy TGV của Pháp, SVM1000S của Áo, ICE của

Đức, NTC của Mỹ, TCM50 của Thuỵ Sỹ (là các nước có công nghệ tiên tiến trong lĩnh vực này).

Việc phân tích, đánh giá ưu nhược điểm khi vận dụng các công nghệ trên theo 8 chỉ tiêu

đánh giá đã được trình bày trong tài liệu [2], do nhóm tác giả của đề tài này thực hiện.

Để có thể áp dụng bất kỳ một công nghệ đặt ray đường sắt nào vào thực tế Việt Nam, cần xem xét đánh giá toàn diện và cụ thể về nhiều mặt. Nếu chỉ xem xét theo quan điểm kinh tế, kỹ thuật thì cần xét theo các chỉ tiêu đánh giá sau:

- Năng suất làm việc của máy và dây chuyền

- Mức độ hiện đại và mức độ cơ giới hoá

- Khả năng cơ động

- Điều kiện về mặt bằng thi công

- Chi phí đầu tư và hiệu quả khai thác

- Tính khả thi khi vận dụng.

SƠ ĐỒ CÔNG NGHỆ THI CÔNG ĐẶT RAY HAI BƯỚC KẾT HỢP BẰNG TỔ MÁY MĐR-01-VN

05 BƯỚC THI CÔNG (Chiều dài mỗi nhịp bằng chiều dài Lray)

Hướng thi công

Bước 1: Lấy tà vẹt từ toa xe

Δ H

Hai toa chở ray (25m)

Bước 2: Chuyển tà vẹt rồi đặt xuống nền, mỗi lần chuyển được 6c x 2, số lần chuyển tà vẹt cho đủ với Lray = 25m là k = 3

Các toa chở tà vẹt

Bước 3: Lùi máy về phía sau để lấy 2 ray

TCK

Cụm tà vẹt đã đặt phù hợp với Lray

Bước 4: Chuyển ray về phía trước và hạ đặt ray lên các tà vẹt đã đặt

Đo n ray phụ sắp dịch chuyển

ạ

Bước 5: Đẩy đoàn toa về hướng thi công, chuyển ray phụ lên phía trước

Với tình hình cụ thể của đường sắt Việt Nam, địa hình thi công chật hẹp, tuyến phải qua nhiều cầu, hầm, khả năng kinh tế có hạn, chúng ta không nên áp dụng các dây chuyền hiện đại

có chi phí đầu tư rất cao mà vận dụng lại rất khó. Từ đó các tác giả đã kiến nghị nên áp dụng công nghệ và thiết bị có tính khả thi cao nhất, chi phí thấp và hoàn toàn có thể chế tạo trong nước trên cơ sở cải biên kết cấu và công nghệ khi sử dụng máy PTH.

2.2. Giới thiệu công nghệ hai bước kết hợp dùng tổ máy đặt ray MĐR-01-VN để thi

công với ray dài tới 25 m

Sơ đồ công nghệ với MĐR-01-VN được trình bày dưới đây là kết quả nghiên cứu của đề tài B2008-04-84TĐ sau khi đã phân tích lựa chọn nhiều phương án theo các chỉ tiêu kinh tế kỹ thuật sau:

a. Công năng của máy phải đặt được ray dài tới 25m với các tà vẹt bê tông dự ứng lực có

trọng lượng 280 kG/1 tà vẹt, thi công được cả đường ray có khổ 1m và 1,435m.

b. Tính khả thi cao trong việc thiết kế, chế tạo máy: Thể hiện ở chỗ máy có nguyên lý cấu tạo không phức tạp, tính toán thiết kế thông thường, dễ chế tạo, dễ mua sắm vật tư thiết bị, cụ thể là: Kết cấu thép dạng khung, động lực là máy phát điện hoặc điện lưới, máy nâng dùng pa lăng điện, động cơ điện liền phanh và hộp giảm tốc có sẵn trên thị trường.

c. Tính kinh tế cao: Giá thành dự kiến khoảng 600 triệu/1 máy (một tổ máy gồm 2 máy

giống nhau).

d. Độ tin cậy khi sử dụng: Hoàn toàn thoả mãn, có hệ số an toàn cao vì được thiết kế theo

tiêu chuẩn máy nâng hàng.

e. Dễ vận hành, bảo dưỡng và sửa chữa. Thuận tiện khi di chuyển từ công trường này đến

công trường khác.

f. Có tính hiện đại và tính mới:

- Công nghệ đặt ray bằng MĐR-01-VN tương đồng với công nghệ dùng máy PTH là

công nghệ tiên tiến đang được ưa chuộng ở nhiều nước trên thế giới.

- MĐR-01-VN không giống bất kỳ máy nào trên thế giới, máy tuy đơn giản, gọn nhẹ

(dưới 3 tấn/1 máy) nhưng công năng đa dạng.

Sơ đồ công nghệ thi công đặt ray hai bước kết hợp bằng tổ máy MĐR-01-VN được mô tả

trên hình vẽ trang sau.

Đến nay bước thiết kế chi tiết MĐR-01-VN đang được triển khai, dự kiến máy sẽ được chế

tạo vào giữa năm 2009, sẽ được thử nghiệm tại trường Đại học GTVT vào cuối năm 2009. Tài liệu tham khảo

[1]. Nguyễn Bính - Máy thi công chuyên dùng - NXB GTVT, Hà nội 2005

[2]. Nguyễn Bính, Nguyễn Quang Minh, Nguyễn Hồng Phong - Bước đầu nghiên cứu các công nghệ thi công cơ giới kiến trúc tầng trên khi xây dựng mới tuyến đường sắt ở Việt Nam - Báo cáo chuyên đề tại Đại học GTVT, tháng 10 năm 2008♦

NGHIÊN CỨU VIỆC ĐỊNH HÌNH HOÁ CÁC CƠ SỞ SẢN XUẤT TRONG NGÀNH CÔNG NGHIỆP Ô TÔ Ở VIỆT NAM

PGS. TS. NGUYỄN ĐỨC TUẤN Bộ môn Cơ khí Ô tô Khoa Cơ khí Trường Đại học Giao thông Vận tải

Tóm tắt: + Xây dựng phương pháp thiết kế phù hợp với điều kiện kinh tế-xã hội + Sẵn sàng cung cấp các thiết kế mẫu, nhanh chóng, hợp lý cho thực tế. - Nội dung chính: + Xây dựng một số quan điểm mới về thiết kế cơ sở sản xuất + Thiết kế định hình những cơ sở sản xuất cơ bản phổ biến theo Modul. - Kết quả chính đạt được: Khoa học - kỹ thuật ứng dụng cho các cơ sở sản xuất trong ngành công nghiệp ô tô ở Việt Nam.

TCK

Summary: + To build a method of technical planning in acordance with cioeconomic conditions + To be prepared to supply modulus design. - Main contents: + To build a viewpoint of technical station design. + Modulus design of main and popular technical stations Results obtained: Science and technology to apply for technical stations of automobile industrial field in Vietnam.

I. ĐẶT VẤN ĐỀ

Ngành công nghiệp ô tô ở Việt Nam ngày một tăng trưởng mạnh mẽ. Cùng với việc tiêu chuẩn hoá về thiết kế, công nghệ còn cần phải tiêu chuẩn hoá các cơ sở sản xuất trong ngành công nghiệp ô tô để thực hiện việc công nghiệp hoá, hiện đại hoá.

Các cơ sở sản xuất này từ loại hình nhà máy lắp ráp, chế tạo phụ tùng, sửa chữa đến các xí nghiệp, công ty vận tải, khai thác ô tô, các dịch vụ công ích như trung tâm kiểm định, bán và giới thiệu sản phẩm... còn không thống nhất, chưa hợp lý và nhiều khi phải mua thiết kế của nước ngoài.

Tất cả những vấn đề trên gây lãng phí ngoại tệ, tiền bạc và thời gian, thậm chí còn ảnh hưởng tới quá trình và chất lượng sản xuất của ngành công nghiệp ô tô ở nước ta. Báo cáo KH “Nghiên cứu định hình hoá các cơ sở sản xuất trong ngành công nghiệp ô tô ở Việt Nam” nhằm góp phần giải quyết vấn đề này. Đây là đề tài cấp Bộ đã bảo vệ thành công năm 2006 đạt loại tốt.

II. NỘI DUNG

2.1. Phạm vi nghiên cứu của đề tài và một số quan điểm thiết kế mới

Định hình hoá cơ sở sản xuất chính là việc thiết kế sẵn các thiết kế mẫu (định hình theo Modul cơ sở) bằng cách tiêu chuẩn hoá thiết kế. Trên cơ sở đó khi cần có thiết kế với qui mô bất kỳ đều có thể sử dụng nguyên bản hoặc điều chỉnh chút ít. Điều này đảm bảo tính đúng đắn,

hợp lý và sự tiết kiệm thời gian, công sức và kinh phí cho việc thiết kế, xây dựng dự án và cơ sở sản xuất.

Tiêu chuẩn hoá việc thiết kế là nền tảng của tính đúng đắn, hợp lý trong thiết kế. Các căn

cứ xây dựng tiêu chuẩn hoá việc thiết kế bao gồm:

- Qui định hiện hành của Nhà nước thông qua các văn bản pháp qui của Chính phủ, Bộ (Xây dựng, Giao thông vận tải, Công nghiệp, Tài chính ...) và Ngành (Cục Đường bộ, Cục Đăng kiểm...).

- Tình hình thực tế ở Việt Nam và kinh nghiệm thiết kế cơ sở sản xuất.

Với các căn cứ trên, trước hết cần thống nhất một số quan điểm thiết kế mới, bao gồm các

vấn đề sau:

2.2. Về các loại hình cơ sở sản xuất

Trong ngành công nghiệp ô tô có 10 loại hình cơ sở sản xuất sau:Nhà máy sửa chữa lớn ô tô, Nhà máy chế tạo phụ tùng ô tô, Nhà máy lắp ráp ô tô, Xí nghiệp-Công ty vận tải ô tô, Xí nghiệp-Xưởng bảo dưỡng kỹ thuật tập trung, Trạm tác động kỹ thuật công cộng, Trạm-Cửa hàng giới thiệu và bán sản phẩm, Gara bảo quản xe, Trạm cung cấp vật liệu chạy xe, Trạm hàng hoá và hành khách

Trong các loại hình trên thì ở Việt Nam phổ biến và cơ bản hiện nay là Nhà máy chế tạo phụ tùng; Nhà máy lắp ráp ô tô; Cơ sở bảo dưỡng, sửa chữa; Trạm tác động kỹ thuật công cộng. Đề tài sẽ tập trung chủ yếu vào các loại hình này và chia thành 2 nhóm: Cơ sở chuyên môn hoá và cơ sở công cộng.

2.3. Về các giai đoạn thiết kế

Theo các tài liệu kinh điển thì từ trước tới nay, việc thiết kế được chia thành 3 giai đoạn:

1. Thiết kế sơ bộ.

2. Thiết kế kỹ thuật.

3. Thiết kế thi công.

Thực tế qua từng thời kỳ, các giai đoạn thiết kế có sự thay đổi. Có lúc giai đoạn 1 và 2 gộp

làm một và được gọi là thiết kế tiền khả thi, còn giai đoạn 3 được gọi là thiết kế khả thi.

Theo văn bản pháp qui mới nhất của Chính phủ thì việc đầu tư xây dựng cơ sở sản xuất có

các giai đoạn:

- Xây dựng luận chứng kinh tế-kỹ thuật.

- Xây dựng dự án đầu tư. Trong phần này lại bao gồm thiết kế công nghệ, thiết kế kiến

trúc, xây dựng và thiết kế thi công.

Như vậy để mang tính tổng quát, từ nay việc thiết kế (giai đoạn 1 và 2) được thống nhất gọi

là Thiết kế công nghệ cơ sở sản xuất.

2.4. Về chọn xe tiêu chuẩn cho việc thiết kế

Từ lâu nay, chỉ khi thiết kế nhà máy sửa chữa lớn ô tô thì mới tính theo “số xe qui đổi” ra xe tiêu chuẩn, với hệ số qui đổi đã thống kê cho một số mác, kiểu xe. Xe tiêu chuẩn được chọn là 1 mác xe cụ thể vì vậy không thể đại diện lâu dài theo thời gian. Điều này vừa không thể hiện tính cập nhật, hiện đại vừa gây khó khăn cho người thiết kế.

Các loại xe ZIL 164, ZIL 130 trước kia và hiện nay được dùng làm xe tiêu chuẩn đã quá lạc

hậu, hầu như không còn hoặc còn rất ít.

Nếu chọn lại xe phổ biến hiện nay làm xe tiêu chuẩn thì lại phải thống kê, xây dựng lại

bảng các hệ số điều chỉnh và sau một thời gian cũng sẽ trở nên lạc hậu. Hơn nữa phương pháp này còn thiếu tính tổng quát, đầy đủ vì chưa thể hiện rõ nhiều yếu tố ảnh hưởng như: loại xe, loại động cơ dùng trên xe, cỡ trọng tải, tính phức tạp của kết cấu.

Các loại hình khác tính trực tiếp cho từng loại xe cụ thể, không qui đổi. Điều này vừa

không thể hiện tính cập nhật, hiện đại vừa gây khó khăn cho người thiết kế.

Để khắc phục những bất cập trên, với kết quả nghiên cứu nhiều năm bằng thống kê-hồi qui, từ nay đề nghị khi thiết kế các loại hình cơ sở sản xuất đều tính theo xe qui đổi. Cách chọn xe qui đổi, tính toán qui đổi như sau:

- Dùng thuật ngữ “xe qui đổi” thay cho thuật ngữ “xe tiêu chuẩn”. Trường hợp tổng quát là

“đối tượng qui đổi”.

- Xe qui đổi không phải là 1 mác xe cụ thể mà được định nghĩa là loại xe vận tải cỡ trung

bình, động cơ xăng, có tải trọng chuyên chở là 5 tấn, có kết cấu bình thường.

Nqđ = Ntk . Kqđ

Trong đó: Nqđ - Số xe qui đổi; Ntk - Số xe thiết kế; Kqđ - Hệ số qui đổi - Hệ số qui đổi:

Kqđ = K1.K2.K3. K4

Trong đó: + K1 là hệ số điều chỉnh theo loại xe:

* Xe du lịch (4-5 chỗ ngồi): K1 = 1,2 * Xe chở khách: K1 = 1,1

+ K2 là hệ số điều chỉnh theo tải trọng chuyên chở của xe:

K2 = X.Ge/5

TCK

Trong đó X:

* Xe có tải trọng dưới 3 tấn: X = 1,10

* Xe có tải trọng trên 3 tấn đến 7 tấn: X = 1,0

* Xe có tải trọng trên 7 tấn: X = 0,95

+ K3 là hệ số điều chỉnh theo loại động cơ: Động cơ diesel K3 = 1,05 + K4 là hệ số điều chỉnh theo mức phức tạp của kết cấu:

K3 = 1,05 ÷ 2,0

- Các hệ số qui đổi từ tổng thành ra xe vẫn giữ nguyên như cũ.

2.5. Về việc xác định chương trình sản xuất, định mức lao động và khối lượng lao động

cho cơ sở sản xuất

1. Xác định chương trình sản xuất

Để xác định số lượng đối tượng cần tác động kỹ thuật (số phụ tùng, tổng thành, xe cần sản xuất, lắp ráp, bảo dưỡng hoặc sửa chữa...) ở thời điểm nào đó trong tương lai, có thể sử dụng phương pháp ngoại suy.

Thực chất phương pháp ngoại suy là căn cứ vào quá trình diễn biến có tính quy luật đã biết của thông số nghiên cứu để dự báo giá trị của nó ở vào thời điểm cần thiết nào đó trong tương lai.

Quy luật được gọi là "đã biết", trong một số trường hợp cá biệt được xuất phát từ các hàm

số lý thuyết. Phần lớn các trường hợp đều là kết quả của hàm thực nghiệm được xây dựng bằng phương pháp hồi quy.

Hàm đa thức bậc "n" và hàm mũ (dạng đặc biệt của hàm đa thức bậc "n") là hàm hồi quy

thực nghiệm hay được sử dụng hơn cả.

Phương pháp ngoại suy, sử dụng hàm mũ để dự báo, cụ thể như sau:

Nếu gọi:

+ AT, An, Aac lần lượt là số đối tượng cần tác động kỹ thuật trong tương lai, ở thời điểm bắt

đầu và cuối cùng khảo sát thực tế.

+ K là hệ số gia tăng bình quân hàng năm của khoảng khảo sát.

+ J là thời điểm của mốc đầu khảo sát.

+ T là thời điểm cần dự báo trong tương lai.

thì:

AT = P(T-1).Aac

trong đó:

−= j 1

A ac A

Ngoài độ chính xác của chính việc xây dựng hàm hồi quy, mức độ tin cậy, độ chính xác của dự báo còn phụ thuộc vào tỷ lệ giữa khoảng nghiên cứu để xây dựng quy luật so với khoảng dự báo. Khoảng dự báo càng ngắn, trong khi khoảng nghiên cứu càng lớn thì kết quả dự báo càng tin cậy, chính xác và ngược lại. Khoảng dự báo trong tương lai không bao giờ được phép lớn hơn khoảng đã nghiên cứu để xây dựng quy luật.

2. Tính toán khối lượng lao động trong năm

Định mức và khối lượng lao động cho từng loại hình tác động kỹ thuật là một trong số những vấn đề cần quan tâm trước hết khi bắt đầu thiết kế cơ sở sản xuất, cũng như sau này trong tổ chức, điều hành mọi hoạt động sản xuất, kinh doanh của cơ sở. Định mức và khối lượng lao động là hai chỉ tiêu kinh tế-kỹ thuật quan trọng, có liên quan chặt chẽ với nhau và bị chi phối bởi nhiều yếu tố khác. Do đó, việc tính toán những chỉ tiêu này rất phức tạp và khó chính xác.

Để giải quyết vấn đề này trong nền kinh tế thị trường, hợp lý hơn cả là tính toán theo

phương pháp Thống kê - kinh tế.

Nội dung chính của phương pháp này như sau:

Nếu gọi:

+ TC - Khối lượng lao động chính của cơ sở sản xuất.

+ NJt - Số đối tượng cần tác động kỹ thuật.

+ tJt - Định mức lao động tương ứng.

+ Với các chỉ số “J” và “t" là:

Đối tượng thứ “ J ” cần loại hình tác động kỹ thuật thứ “t”, J = (1÷n) và t = (1÷h)

thì:

T c

= ∑∑ t N

j 1 t 1 = =

Trong đó, chương trình sản xuất (NJt) được xác định một cách chủ động, dựa trên khả năng

thực có của cơ sở và tình hình kinh tế - kỹ thuật thực tế của thị trường:

S K i

∑

i 1 =

Với: V - Vốn có thể huy động của cơ sở sản xuất; Si và Ki - Lần lượt là đơn giá và tỷ lệ cần

thiết của chi phí thứ “i” trong tổng số “m” yếu tố cần kể tới .

Với quan điểm trên, định mức lao động (tJt) được xây dựng trên cơ sở biểu thức sau:

C S Jt

Trong đó: CJt - Chi phí cần thiết để trả cho toàn bộ công lao động hoàn thành tác động kỹ

thuật thứ “t” trên đối tượng thứ “J”; SJt - Đơn giá một đơn vị thời gian lao động tương ứng.

Các giá trị Si, Ki và cả CJt, SJt được xác định bằng thống kê thực nghiệm trong thực tế theo

trình tự sau:

- Thống kê số liệu về các đại lượng cần nghiên cứu tương ứng.

- Kiểm tra, loại bỏ số liệu thô.

- Xác định các đại lượng đặc trưng (kỳ vọng và phương sai).

- Xấp xỉ phân phối thực nghiệm với phân phối lý thuyết, ước lượng khả năng tin cậy và

đánh giá sai số.

Thay NJt, tJt vào biểu thức tính TC sẽ xác định được khối lượng lao động chính của cơ sở sản xuất với mọi loại hình tác động kỹ thuật như: chế tạo phụ tùng, lắp ráp, bảo dưỡng, sửa chữa, chẩn đoán, kiểm định...

TCK

Phương pháp này tương đối vạn năng, tổng quát áp dụng được cho cả các doanh nghiệp Nhà nước cũng như tư nhân và phù hợp với cơ chế thị trường hiện nay, tuy nhiên cần phải mất nhiều công nghiên cứu, thống kê.

2.6. Những vấn đề chung của từng loại hình

Nội dung của việc định hình hoá là vận dụng các quan điểm thiết kế mới, phù hợp hoàn cảnh kinh tế-xã hội đã đề cập ở trên và đưa ra cách tính toán nhanh, chính xác những loại hình phổ biến với mọi chương trình sản xuất khác nhau từ một số loại hình cơ sở đơn vị đã được thiết kế sẵn.

Mười loại hình cơ sở sản xuất trong ngành công nghiệp ô tô có các nét đặc thù riêng cho loại hình của mình. Tuy nhiên cùng một loại hình sản xuất khi thiết kế chúng chỉ khác nhau về chương trình sản xuất (công suất), còn đều có những vẫn đề chung cần phải giải quyết đó là:

+ Vốn thời gian của cơ sở.

+ Quá trình sản xuất.

+ Định mức lao động.

2.7. Hệ số hiệu chỉnh theo chương trình sản xuất (công suất)

Mọi tính toán, thiết kế công nghệ đều xuất phát từ khối lượng lao động, từ định mức lao động và số đối tượng cần tác động kỹ thuật (chương trình sản xuất hay công suất của cơ sở). Như vậy, về nguyên tắc mọi kết quả tính toán công nghệ tỷ lệ thuận với công suất, chương trình

sản xuất. Tuy nhiên, với công suất khác nhau thì mức độ phối công, cơ khí hoá, tự động hoá hay năng suất lao động cũng có khác nhau. Vì vậy hệ số hiệu chỉnh theo công suất Kcs được tính như sau:

Kcs = Y.Nqđ / Nđv

Trong đó:

+ Nqđ - Số đối tượng qui đổi.

+ Nđv - Số đối tượng (công suất-chương trình sản xuất) của cơ sở đơn vị;

+ Y = (1,10 ÷ 1,20) với Nqđ < Nđv ; Nqđ càng nhỏ, Y càng chọn lớn;

+ Y = (0,95 ÷ 0,80) với Nqđ > Nđv ; Nqđ càng lớn, Y càng chọn nhỏ.

Trên cơ sở lý luận trên đề tài đã thiết kế định hình 5 loại hình, chia thành 2 nhóm cơ sở sản

xuất phổ biến: Chuyên môn hoá và công cộng.

III. KẾT LUẬN

Đề tài đã:

1. Xây dựng một phương pháp thiết kế mới tổng quát, áp dụng được cho mọi loại hình cơ sở sản xuất, đúng qui định hiện hành của Nhà nước, Chính phủ, Bộ, Ngành; xuất phát từ điều kiện kinh tế-xã hội thực tế ở Việt Nam, có thể sử dụng lâu dài vẫn đảm bảo tính hiện đại, cập nhật.

2. Thiết kế định hình những cơ sở sản xuất cơ bản phổ biến hiện nay theo modul, sẵn sàng cung cấp các thiết kế mẫu nhanh chóng, hợp lý cho thực tế khi có nhu cầu. Việc này đảm bảo tính khoa học, thống nhất trong thiết kế, xây dựng cơ sở sản xuất của ngành công nghiệp ô tô và góp phần giảm chi phí ngoại tệ cho việc mua và thuê thiết kế của nước ngoài.

3. Xuất phát và được kiểm chứng từ thực tế hoạt động Khoa học công nghệ, đã được nghiệm thu thiết kế công nghệ trong xây dựng Dự án xây dựng công trình “Nhà máy sản xuất lắp ráp ô tô phục vụ lực lượng vũ trang và các ngành kinh tế" cho Công ty cơ khí ô tô, xe máy Thanh Xuân, Bộ Công an; đã nhận được sự đóng góp ý kiến sát thực của nhiều cơ sở sản xuất.

Rất mong nhận được sự quan tâm, hợp tác của các tập thể, cá nhân.

Tài liệu tham khảo

[01]. Nguyễn Đức Tuấn, “Phương pháp mới xác định định mức và khối lượng lao động trong ngành ô tô” -

Tạp chí Giao thông vận tải số 6/1999.

[02]. Nguyễn Đức Tuấn “Kiểm định, chẩn đoán, bảo dưỡng, sửa chữa PTCGĐB và an toàn giao thông”, Tạp

chí Giao thông vận tải số 10/2000.

[03]. Nguyễn Đức Tuấn “Sử dụng phương pháp ngoại suy trong công tác dự báo”, Tạp chí Giao thông vận tải

số 11/2003.

[04]. Nguyễn Đức Tuấn “Cần định hướng về tỷ trọng các loại hình trong công nghiệp ô tô ở Việt Nam”, Báo

KH&ĐS số 29/1999.

[05]. Nguyễn Đức Tuấn “Thiết kế cơ sở sản xuất”’ -Bài giảng đại học, Trường ĐHGTVT-02/2004. [06]. Nguyễn Đức Tuấn “Đề tài cấp Bộ cùng tên”, Trường ĐHGTVT-12/2006. [07]. “ Proektirovanhie predpriatyi avtomobilnovo transporta”, L.N. Davydovich, Moskva 1967. Bản tiếng

Nga.

[08]. “ Parking”, Baker G, Funaro B, NewYork 1987.

[09]. “Traffic Design of Parking Garages”, Ricker E, NewYork 1998♦

NGHIÊN CỨU TÍNH GIA CÔNG CỦA VẬT LIỆU CƠ KHÍ

VÀ ỨNG DỤNG CỦA NÓ

ThS. TRƯƠNG HỒNG QUANG ThS. TRẦN NGỌC HIỀN Bộ môn Thiết kế máy - Khoa Cơ khí Trường Đại học Giao thông Vận tải

Tóm tắt: Trong lĩnh vực cơ khí , khi thiết kế công nghệ chuẩn bị sản xuất, cần thiết phải xác định chế độ cắt cho mỗi bước hoặc nguyên công. Giá trị của chế độ cắt được xây dựng phụ thuộc vào tính gia công của vật liệu.

Tính gia công của vật liệu được hiểu là mức độ khó hay dễ gia công dựa vào đó chúng ta phân loại, sắp xếp những vật liệu có tính gia công tương tự nhau vào một nhóm để áp dụng chung một chế độ cắt khi gia công nhằm thuận lợi cho việc xác định bằng phương pháp tra bảng , tính theo công thức và tối ưu hóa quá trình bằng máy tính .

Trong bản báo cáo tác giả đề cập tới hai vấn đề:

1. Xây dựng phương pháp luận xác định chế độ cắt cho vật liệu đó biết mác của một nước bất kỳ khi sử dụng hệ số tính gia công k.

2. Xây dựng phương pháp đánh giá tính gia công của vật liệu khi chưa biết mác hoặc vừa sản xuất ra bằng kiến thức về tính gia công vật liệu

Summury: In mechanical field, when we process engineering part of design, we are necessary to define the metal cutting mode for each step or machining operation. The values of machining operation depend on machinary properties of materials.

TCK

The machinary properties of materials are known that it’s easy or difficult to operate, then bring out clasification method and arrange them on a group of the same machining properties. It create favourable conditions of determining the value of machining operations by look-up table method, or calculate by formula as well as processing optimization with personal computer. In this article, author’ll introduce two problem:

2. Build-up method evaluate machining properties of materials when their mark are

1. Build-up methodology determine the machining operation for the marked materials of any nation, when we use coefficient of machining properties k.

unknown or new products, which are produced under knowledge of machining properties

I. ĐẶT VẤN ĐỀ

Tiêu chẩn hóa các quy trình công nghệ nhằm nâng cao năng suất thiết kế công nghệ đồng thời đảm bảo các chỉ tiêu kinh tế và kỹ thuật của sản phẩm là một vấn đề rất đáng quan tâm. Đối tượng nghiên cứu mà chúng tôi đề cập là tính gia công của vật liệu - một yếu tố quan trọng để xác định chế độ cắt hợp lý làm cơ sở để xây dựng các phần mềm trong lĩnh vực CAD/CAM/CAE.

II. NỘI DUNG

PHẦN I: XÂY DỰNG PHƯƠNG PHÁP LUẬN XÁC ĐỊNH CHẾ ĐỘ CẮT CHO VẬT LIỆU ĐÃ

BIẾT MÁC CỦA MỘT NƯỚC BẤT KỲ KHI SỬ DỤNG HỆ SỐ TÍNH GIA CÔNG K

1.1. Khái niệm về tính gia công

Tính gia công của vật liệu là tập hợp những tính chất của vật liệu được gia công phản ánh mức độ thích hợp của nó đối với từng quá trình gia công các chi tiết máy. Một vật liệu này có

tính gia công tốt hơn vật liệu khác khi thời gian tiêu tốn cho cắt gọt càng ngắn, tiết kiệm dụng cụ, năng lượng và thiết bị sản xuất, đồng thời vẫn đảm bảo các yêu cầu kỹ thuật về độ chính xác kích thước, hình dáng của sản phẩm và độ nhẵn bề mặt.

Tính gia công của vật liệu được đặc trưng bằng một số chỉ tiêu như độ bền, độ cứng và những tính chất công nghệ khác của vật liệu như độ mòn của dao cụ, lực cắt, độ nhẵn bề mặt, hình dạng của phoi... ngoài ra nó còn phụ thuộc vào nhiều nhân tố như thành phần hoá học của vật liệu, phương pháp gia công phôi, cấu trúc tế vi, độ lớn của hạt và mạng lưới tinh thể. Các nhân tố này nhiều khi ảnh hưởng một cách tương hỗ đến tính gia công và không thể đánh giá riêng lẻ.

Tuỳ theo các chỉ tiêu đánh giá mà có thể phân thành:

- Tính gia công động học: là khái niệm đánh giá tính gia công của vật liệu theo tốc độ cắt V.

- Tính gia công động lực học: là khái niệm khi đánh giá tính gia công của vật liệu theo lực

cắt P.

- Tính gia công hình học tế vi: là khái niệm khi đánh giá tính gia công của vật liệu theo độ

nhám bề mặt Rz.

- Tính gia công tuyệt đối: là khái niệm khi đánh giá tính gia công của vật liệu theo một chỉ tiêu nào đó, trong một điều kiện nhất định có một giá trị cụ thể nào đó. Nhưng với điều kiện khác thì giá trị đó lại thay đổi.

- Tính gia công tuơng đối: là khái niệm khi đánh giá tính gia công của các vật liệu khác nhau cùng theo một chỉ tiêu nào đó với cùng một điều kiện như nhau. Sau đó so sánh các vật liệu đó với nhau hoặc với vật liệu được chọn làm chuẩn trên cơ sở giá trị chỉ tiêu đánh giá.

Căn cứ vào sự so sánh này ta xây dựng hệ số tính gia công K và từ đó đánh giá được mức

độ khó, dễ gia công của các loại vật liệu khác nhau.

1.2. Tiêu chuẩn hóa tính gia công của vật liệu chế tạo máy

Để dễ dàng chọn tốc độ cắt người ta tiến hành tiêu chuẩn hoá đối với tính gia công của vật liệu.

Theo các tiêu chuẩn này các vật liệu được chia thành các nhóm cơ bản mà nội dung của quá trình là:

Phân chia vật liệu thành các loại và các nhóm tính gia công

Phân chia thép và ký hiệu thép theo hệ thống số

- Phân chia gang và ký hiệu gang theo hệ thống số

Phân chia kim loại không chứa sắt và ký hiệu bằng số

- Ký hiệu trạng thái và chất lượng của kim loại không chứa sắt nặng và nhẹ

Để xác định chế độ cắt cho vật liệu đã biết mác của một nước bất kỳ khi sử dụng hệ số tính

gia công k ta tập trung làm rõ tiêu chuẩn phân chia vật liệu theo các nhóm tính gia công.

Thép, gang cũng như các kim loại nặng, nhẹ, kim loại không chứa sắt sau khi được chia

thành các loại (hay họ) cơ bản, lại được chia thành 20 nhóm tính gia công cụ thể:

- Đối với gang (ký hiệu a): 1a, 2a, 3a, ...., 20a

- Đối với thép (ký hiệu b) 1b, 2b, 3b, ..., 20b

- Kim loại không sắt (đồng, ký hiệu c) 1c, 2c, 3c, ..., 20c

- Kim loại nhẹ (nhôm, ký hiệu d) 1d, 2d, 3d, ..., 20d

Với cách phân nhóm này thì vật liệu thuộc nhóm 1 là khó gia công nhất và ở nhóm 20 là dễ

gia công nhất. Trong ngành chế tạo máy thì vật liệu thông dụng nhất thuộc nhóm 7 đến 18.

Nguyên tắc được xếp vào cùng một nhóm tính gia công là điều kiện gia công như nhau, tuổi bền dao như nhau và giá trị theo chỉ tiêu đánh giá nào đó phải nằm trong giới hạn nhất định. Phải có cùng các điều kiện như sau: Chiều sâu cắt và độ lớn chạy dao, hình học lưỡi cắt của dao, kích thước và dạng dao, loại vật liệu dao, độ mòn của lưỡi cắt, kích thước và hình dạng, phương pháp gá vật mẫu, độ cứng vững của hệ thống công nghệ...

Khi xếp nhóm ta cần đánh giá theo một chỉ tiêu nào đó (ví dụ theo độ mòn dao, lực cắt và công suất cắt) và lấy một vật liệu nào đó làm chuẩn và coi như vật liệu đó có hệ số tính gia công bằng 1. Đo giá trị chỉ tiêu ở tất cả các vật liệu sau đó thực hiện so sánh với vật liệu chuẩn, ta có hệ số:

Từ giá trị K này ta lấy giá trị khoảng cách giữa các nhóm. Theo tiêu chuẩn thì giá trị

khoảng cách là

Hệ số này phù hợp với cấp số vòng quay và lượng chạy dao của máy cắt kim loại. Hệ số cơ

bản của vật liệu chuẩn K = 1. Vật liệu chuẩn này có 2 vật liệu ngay kề liền.

Nhóm thấp hơn sẽ có hệ số:

K1 = 1/q = 1/1,26 = 0,79

TCK

Nhóm cao hơn sẽ có hệ số:

K2 = 1xq = 1x1,26 = 1,26

Vật liệu chuẩn cho các loại vật liệu theo bảng 1.

Bảng 1

Vật liệu chuẩn Vật liệu Loại Nhóm Loại Nhóm Hệ số tính gia công

a 1a- 20a Gang xám 190HB (422418) 11a 1,0 Gang Gang ủ

b 1b- 20b Thép kết cấu thường hóa (116001) 14b 1,0 Thép Thép đúc

c Kim loại không sắt 1c- 20c Đồng thau 90 HB(423223) 12c 1,0

Ghi chú: Các ký hiệu vật liệu theo số là chuẩn ký hiệu vật liệu của Tiệp khắc

Căn cứ lý luận trên thiết lập được giá trị hệ số tính gia công và giới hạn của nó

Ví dụ: Thực hiện gia công bằng cắt gọt, áp dụng cho gang và thép được thể hiện theo bảng 2.

Với việc xác định loại và nhóm tính gia công của vật liệu chúng ta có thể xác định chế độ cắt của vật liệu chuẩn trong mỗi loại vật liệu, chế độ cắt cho các loại vật liệu khác bằng chế độ cắt của vật liệu chuẩn nhân với hệ số tính gia công.

d Kim loại nhẹ 1d- 20d Hợp kim nhôm 10HB (424201) 12d 1,0

Bảng 2

Hệ số tính gia công Nhóm tính gia công

Phạm vi Trung bình Gang xám Thép

0,045 - 0,056 0,050 - 1b

0,057 - 0,071 0,063 - 2b

0,072 - 0,089 0,08 - 3b

0,090 - 0,112 0,1 1a 4b

0,113 - 0,14 0,126 2a 5b

0,15 - 0,18 0,16 3a 6b

0,19 - 0,22 0,20 4a 7b

0,23 - 0,28 0,25 5a 8b

0,29 - 0,35 0,31 6a 9b

0,36 - 0,45 0,40 7a 10b

0,45 - 0,56 0,5 8a 11b

0,57 - 0,71 0,63 9a 12b

0,72 - 0,89 0,80 10a 13b

0,90 - 1,12 1,0 11a 14b

1,13 - 1,41 1,26 12a 15b

1,42 - 1,78 1,60 13a 16b

1,79 - 2,24 2,0 14a 17b

2,25 - 2,82 2,5 15a 18b

2,83 - 3,55 3,15 16a 19b

3,56 - 4,47 4,0 17a 20b

4,48 - 5,62 5,0 18a

5,63 - 7,08 6,3 19a

Để thực hiện xác định hệ số tính gia công của một vật liệu bất kỳ của một nước bất kỳ cần có bảng cân ngang thể hiện vật liệu của Tiệp khắc tương đương với vật liệu nào đó của nước nào đó (bảng 3).

7,09 - 8,92 7,9 20a

Bảng 3

STT Liên xô Trung Quốc Triều Tiên Tiệp khắc Ba Lan Nhật

1 CT0 A0 0 10001 STO -

2 CT5 A5 5 11500 STS 5550

3 60T 60Mn 50Mn 13170 - -

4 50T 50Mn 50Mn 13150 50G -

5 40X 40Cr 40Cr 14140 40H SGr4

6 38XC 37CrSi - 14341 - -

7 35XM 35CrMO - 15131 35Hm SCM2

PHẦN II: XÂY DỰNG PHƯƠNG PHÁP ĐÁNH GIÁ TÍNH GIA CÔNG CỦA VẬT LIỆU KHI CHƯA BIẾT MÁC HOẶC VỪA SẢN XUẤT RA BẰNG KIẾN THỨC VỀ TÍNH GIA CÔNG VẬT LIỆU

2.1. Xây dựng thuật toán

- Đối với thép:

- Đối với Gang:

TCK

2.2. Chương trình xác định tính gia công của vật liệu áp dụng cho gia công tiện

Trên cơ sở thuật toán đã trình bầy ở trên, chúng tôi viết chương trình xác định tính gia công

của vật liệu áp dụng cho phương pháp gia công tiện giúp quá trình lựa chọn thuận tiện.

a. Giao diện của phần mềm

b. Kết quả chạy chương trình

- Vật liệu gang: G1 là vật liệu được chọn làm chuẩn

de1 de2 de3 de4 de5

- Vật liệu thép: T7 là vật liệu được chọn làm chuẩn

91.5 81.5 82 172 84 113 87.5 115.5 165 99.5 91 90 181.5 80 132.5 86 104 166.5 99 94 93 189 79.5 128 87.5 107.5 149.5 102.5 93 94.5 195 79.5 133.5 88.5 105 144 106.5 97 94 195 79.5 133.5 88.5 105 144 Hệ số tính gia công K 1 0.901 0.886 2.161 0.761 1.365 0.848 1.096 1.709 Nhóm vật liệu 11a 11a 10a 14a 10a 12a 10a 11a 13a G1 G2 G3 G4 G5 G6 G7 G8 G9

de1 de2 de3 de4 de5 Nhóm vật liệu

65 144.5 94 218 92 125.5 161.5 65 142.5 94 218 96 118.5 162 67.5 139 93 218 93 119 159 62.5 140.5 95 218 91.5 118 157.5 65 139 92.5 205 92 111.5 163 Hệ số tính gia công K 0.332 0.858 0.524 1.414 0.518 0.696 1 9b 13b 11b 16b 11b 12b 14b T1 T2 T3 T4 T5 T6 T7

Trong khuôn khổ có hạn chúng tôi chỉ xin trình bầy tóm tắt một số vấn đề về tính gia công của vật liệu, phương pháp phân loại chúng và giới thiệu phần mềm xác định tính gia công cho phương pháp tiện. Trên cơ sở kết quả đã làm được chúng tôi sẽ tiếp tục phát triển cho các phương pháp gia công khác để phục vụ cho thiết kế công nghệ và giảng dạy chuyên ngành của bộ môn.

III . KẾT LUẬN

Tài liệu tham khảo [1]. PGS. TS Nguyễn Văn Tiếp, Bài giảng cao học: Nghiên cứu tính gia công của vật liệu chế tạo máy

và ứng dụng của nó, Đại học Bách Khoa Hà Nội . [2]. http://ocw.mit.edu/OcwWeb/Materials-Science-and♦

TCK

Báo cáo khoa học: "ỨNG DỤNG MATLAB-SIMULINK ĐỂ GIẢI BÀI TOÁN ĐỘNG LỰC HỌC HỆ THUỶ LỰC MẠCH QUAY"

Tóm tắt: Bài báo trình bày những kết quả nghiên cứu về mô hình hóa và mô phỏng của hệ thủy lực bằng việc ứng dụng Matlab-Simulink. Kết quả nghiên cứu có thể được sử dụng trong nghiên cứu động lực học hệ thủy lực. ngày

ỨNG DỤNG MATLAB-SIMULINK ĐỂ GIẢI BÀI TOÁN

ĐỘNG LỰC HỌC HỆ THUỶ LỰC MẠCH QUAY GS. TSKH. V. F. KOVALSKIY NCS. NGUYỄN ĐÌNH TỨ Trường Đại học GTĐS Matxcơva (Miit)

Tóm tắt: Bài báo trình bày những kết quả nghiên cứu về mô hình hóa và mô phỏng của hệ thủy lực bằng việc ứng dụng Matlab-Simulink. Kết quả nghiên cứu có thể được sử dụng trong nghiên cứu động lực học hệ thủy lực.

Summary: The article shows the results to both modelling and the simulation of hydrostatic systems, by making use of Matlab-Simulink package. These results can be used for dynamics research into the system hydraulics.

I. ĐẶT VẤN ĐỀ

II. NỘI DUNG

M

Hình 1. Sơ đồ nguyên lý hệ thuỷ lực tạo chuyển động quay

Hình 2. Sơ đồ khối xác định lưu lượng lý thuyết của bơm thuỷ lực

Hình 3. Sơ đồ khối xác định hệ số tổn thất thể tích của động cơ thuỷ lực

Hình 4. Sơ đồ khối xác định hệ số tổn thất thể tích của bơm thuỷ lực

Hình 5. Sơ đồ khối xác định lưu lượng dầu làm việc của động cơ thuỷ lực

Hình 6. Sơ đồ khối xác định lưu lượng dầu bị nén trong hệ thuỷ lực

Hình 7. Sơ đồ khối xác định lưu lượng dầu qua van an toàn

Hình 8. Sơ đồ khối xác định mô men quay trên trục động cơ thuỷ lực

Hình 9. Sơ đồ khối xác định mô men cản chuyển động

Hình 10. Sơ đồ khối xác định mô men cản nhớt của hệ thuỷ lực

Hình 11. Sơ đồ khối mô tả mối quan hệ giữa các thông số của hệ thuỷ lực mạch quay trong Matlab - Simulink

Ví dụ tính toán Xét một hệ thuỷ lực có các thông số sau: Vn = 112 cm3; ωn = 2100 vòng/phút; X = 0.75;

III. KẾT LUẬN

Tài liệu tham khảo [1]. Майоров Ю.П., Ковальский В.Ф., Дубровин В.А., Грунин Е.И - Расчет параметров переходных

ĐIỀU KIỆN CÂN BẰNG TĨNH CỦA CƠ CẤU KHÔNG GIAN

3 BẬC TỰ DO SỬ DỤNG ĐỐI TRỌNG CÂN BẰNG

KS. ĐỖ TRỌNG PHÚ Bộ môn Thiết kế máy - Khoa Cơ khí Trường Đại học Giao thông Vận tải

I. ĐẶT VẤN ĐỀ

Hình 1. Mô hình CAD của cơ cấu song song không gian 3DOF với nguồn dẫn động quay

II. NỘI DUNG

1. Cơ cấu 3 DOF với nguồn dẫn động quay

Hình 2. Sơ đồ nguyên lý của cơ cấu song song không gian 3 DOF dẫn động quay

Hình 3. Các hệ tọa độ gắn với hai khâu

Q

Q

2. Sự cân bằng tĩnh sử dụng đối trọng cân bằng

r M m =

r p p

r 1 1 i

r i

Q l

r Q l Q c 1 1 i i i 2

r Q c + i 1

r i

r i

r Q l = p

mp, mi1, mi2 - Các khối lượng tương ứng của bàn máy di động, hai khâu của chân thứ i. Các véctơ vị trí của khối tâm mỗi khâu có thể viết dưới dạng: ) r ; 3

( Q c

r i

c

c

l

l

c

r i

r i

r M

Q l

Q l

r Q l Q l 1 1 i i i 2

( Q r i

) r 3 ,

3. Thí dụ

Hình 4. Cơ cấu song song không gian cân bằng tĩnh sử dụng các đối trọng cân bằng

III. KẾT LUẬN

Tài liệu tham khảo

ĐÁNH GIÁ AN TOÀN BỊ ĐỘNG CỦA CABIN XE TẢI

TRONG GIAI ĐOẠN THIẾT KẾ

PGS. TS. NGUYỄN VĂN BANG KS. NGUYỄN THÀNH CÔNG KS. VŨ NGỌC KHIÊM Bộ môn Cơ khí Ô tô - Khoa Cơ khí Trường Đại học Giao thông Vận tải

I. GIỚI THIỆU

II. CÁC QUY ĐỊNH CỦA TIÊU CHUẨN ECE R-29/02

2.1. Va chạm từ phía trước

Hình 1. Thử nghiệm an toàn cabin theo tiêu chuẩn ECE R29/02

2.2. Thử nghiệm độ bền nóc cabin

2.3. Thử nghiệm độ bền vách sau cabin

2.4. Đánh giá kết quả thử nghiệm

Bảng 1. Kích thước hình nhân tiêu chuẩn ECE R-29

Hình 2. Kích thước hình nhân theo tiêu chuẩn ECE R-29

III. NGHIÊN CỨU ĐÁNH GIÁ ĐỘ AN TOÀN CABIN XE TẢI TRÊN MODULE LS-DYNA

3.1. Thuật toán của module LS-DYNA

} { =