Chương 4  Tính toán sức bền của nhóm piston – nhóm thanh truyền – trục khuỷu và bánh đà 80 pdfMachine by Broadgun Software - a great PDF writer! - a great PDF creator! - http://www.pdfmachine.com http://www.broadgun.com Chương 4  Tính toán sức bền của nhóm piston – nhóm thanh truyền – trục khuỷu và bánh đà 81 Chương 4 TÍNH TOÁN SỨC BỀN CỦA NHÓM PISTON – NHÓM THANH TRUYỀN – TRỤC KHUỶU VÀ BÁNH ĐÀ I. TÍNH TOÁN SỨC BỀN CỦA NHÓM PISTON Nhóm piston gồm có piston, chốt piston, xécmăng khí, xécmăng dầu, và các chi tiết hãm chốt piston. Trong quá trình làm việc của động cơ đốt trong thì nhóm piston có các nhiệm vụ chính sau: - Tiếp nhận lực khí thể và truyền lực ấy cho thanh truyền (trong quá trình cháy và giãn nở) để làm quay trục khuỷu, nén khí trong quá trình nén, đẩy sản vật cháy ra khỏi xylanh trong quá trình thải và hút khí nạp mới vào trong xylanh trong quá trình nạp. - Đảm bảo bao kín buồng cháy, giữ không cho khí cháy trong buồng cháy lọt xuống cacte đồng thời ngăn không cho dầu bôi trơn từ hộp trục khuỷu đi ngược lên buồng cháy. - Trong động cơ hai kỳ, nhóm piston còn có tác dụng như một van trượt làm nhiệm vụ phối khí (đóng mở lỗ nạp, cửa quét và cửa thải). I.1. Tính toán sức bền của piston Về mặt kết cấu piston được chia ra làm ba phần: - Đỉnh piston. - Đầu piston. - Thân piston. Trên hình 4.1 thể hiện kích thước các phần của một piston điển hình trên động cơ. I.1.1. Tính đỉnh piston Đỉnh piston chòu lực rất phức tạp, trạng thái ứng suất cũng rất phức tạp, nó vừa chòu tải trọng cơ học vừa chòu tải trọng nhiệt. Do vậy nên việc tính toán đỉnh piston cũng chỉ tính theo phương pháp gần đúng và theo những giả thuyết nhất đònh. a) Phương pháp Back Phương pháp Back được xây dựng trên những giả thuyết sau: - Xem đỉnh piston như một đóa tròn, có chiều dày đồng đều (  ) đặt tự do trên hình trụ rỗng. - Áp suất khí thể Pz tác dụng trên đỉnh piston phân bố đều. Lực khí thể P z = p z .F p và phản lực của nó gây uốn đỉnh piston (hình 4.2). Xét ứng suất uốn tại tiết diện x-x. Trên nửa đỉnh piston có các lực tác dụng sau đây: - Lực khí thể: z 2 z p 4 D. 2 1 2 P   (MN) tác dụng lên trọng tâm của nửa hình tròn, cách trục x – x một đoạn y 1 : Hình 4.1. Kích thước các phần của piston. I  C h H l th d cp S 1 S d 1 D d 3 l b d b d 2 I Chương 4  Tính toán sức bền của nhóm piston – nhóm thanh truyền – trục khuỷu và bánh đà 82   D 3 2 y 1 - Phản lực phân bố trên nửa đường tròn đường kính D 1 cũng có trò số bằng 2 P z , tác dụng trên trọng tâm của nửa hình tròn, cách trục x-x một đoạn y 2 :   1 2 D y Do đó đỉnh chòu mômen uốn:             3 D2 D 2 P yy 2 P M 1z 12 z u coi D  D 1  3 iz 1 zu Dp 24 1 6 D PM    (MNm) Môđuyn chống uốn của đỉnh. 6 D W 2 1 u   Do đó ứng suất uốn đỉnh piston: 2 2 i z u u u 4 D .p W M   (4-1) Ứng suất cho phép như sau: - Đối với piston hợp kim nhẹ: Đỉnh không có gân:   2520 u    250200mMN 2    2 cmkG . Đỉnh có gân:   19025 u    1900250mMN 2    2 cmkG . - Đối với piston gang: Đỉnh không có gân:   4540 u    450400mMN 2    2 cmkG . Đỉnh có gân:   20090 u    2000900mMN 2    2 cmkG . b) Phương pháp Orơlin Phương pháp này coi đỉnh piston là một đóa tròn ngàm cứng vào phần đầu piston. Sơ đồ tính toán được giới thiệu trên hình 4.3. Giả thiết này tương đối thích hợp với các đỉnh mỏng (loại có làm mát đỉnh:   0,08D, không có gân chòu lực và loại không làm mát đỉnh có D2,0   ). Khi chòu áp suất z P phân bố đều trên đỉnh, ứng suất pháp tuyến hướng kính lớn nhất ở vùng nối tiếp giữa đỉnh và đầu được tính theo công thức sau: z 2 2 x p r 4 3 .     2 mMN (4-2) y 1 Hình 4.2. Sơ đồ tính toán đỉnh piston. 2 p z x x y y 2 y p z  O D D 2 D 1 Chương 4  Tính toán sức bền của nhóm piston – nhóm thanh truyền – trục khuỷu và bánh đà 83 Trong đó:  – hệ số xét đến tính chất đàn hồi của ngàm cố đònh, thường lấy  = 1. Ứng suất pháp tuyến trên phương tiếp tuyến ở vùng nối tiếp giữa đỉnh và đầu được tính theo công thức sau: z 2 2 y p r 4 3     2 mMN (4 -3) Trong đó:  – hệ số poátsông, đối với gang  = 0,3 đối với nhôm  = 0,26 r – khoảng cách từ tâm đỉnh piston đến mép ngàm cố đònh của đỉnh. Ở tâm đỉnh:   z 2 2 yx p r 1 8 3     2 mMN (4 -4) Ứng suất ở tâm đỉnh nhỏ hơn ứng suất ở ngoài biên, do đó sau này chỉ cần tính ứng suất ở vùng ngàm cố đònh. Ứng suất cho phép: - Đối với gang:   60   600mMN 2    2 cmkG - Đối với thép:   100   1000mMN 2    2 cmkG - Đối với hợp kim nhôm:   60   600mMN 2    2 cmkG I.1.2. Tính đầu piston Thường phải tính ứng suất trên tiết diện I – I (hình 4.1). Tiết diện này thường là tiết diện bé nhất, nó cắt qua rãnh xécmăng dầu cuối cùng ở phần đầu piston. Tiết diện này chòu kéo bởi lực quán tính âm lớn nhất do khối lượng của phần piston phía trên tiết diện này sinh ra (m I-I ) . Ngoài ra còn chòu ứng suất nén của lực khí thể (không xét đến lực quán tính) trong quá trình cháy và giãn nở. Ứng suất kéo: II maxII II JI k F j.m F P       2 mMN (4 -5) Ứng suất cho phép   k  :     22 k cmkG100mMN10  Ứng suất nén: II 2 maxz II k n F.4 D. p F P      2 mMN (4 -6) Hình 4.3. Đỉnh piston ngàm trong phần đầu piston. h r b z  Chương 4  Tính toán sức bền của nhóm piston – nhóm thanh truyền – trục khuỷu và bánh đà 84 Ứng suất cho phép: - Đối với gang:     22 n cmkG400mMN40 . - Đối với nhôm:     22 n cmkG250mMN25 . I.1.3. Tính thân piston Tính thân piston chủ yếu là chọn chiều cao của thân để áp suất của piston nén trên xylanh không quá lớn, tạo điều kiện thuận lợi cho bôi trơn và giảm mài mòn. Kiểm nghiệm theo công thức sau: th max th l.D N K    2 mMN (4 -7) Trong đó: N max – lực ngang lớn nhất. Có thể sơ bộ xác đònh max N theo công thức kinh nghiệm sau: - Đối với động cơ Diesel:   pmaxzmax FP.30,180,0N  (MN) - Đối với động cơ xăng:     2 maxzmax D.16P.25,16.30,0N  (MN) Trong đó: l R   thông số kết cấu.   tỷ số nén. maxz P  áp suất cực đại tính theo (MN/m 2 ). D  đường kính xylanh tính theo (m). p F  diện tích piston tính theo (m 2 ). Trò số cho phép của   th K như sau: - Động cơ tàu thuỷ và tónh tại:   35.015.0K th    2 mMN - Động cơ ôtô máy kéo:   5.03.0K th    2 mMN - Động cơ ôtô cao tốc:   2.16.0K th    2 mMN I.1.4. Tính bệ chốt piston Tính bệ chốt piston cũng nhằm mục đích kiểm tra khả năng duy trì màng dầu bôi trơn cho bề mặt của chốt piston. Áp suất nén trên bệ chốt tính theo công thức sau: 1cp z b ld2 P K    2 mMN (4 -8) Trong đó: cp d  đường kính chốt piston (m) 1 l  chiều dài bệ chốt tiếp xúc với chốt (m). Ứng suất cho phép: Chương 4  Tính toán sức bền của nhóm piston – nhóm thanh truyền – trục khuỷu và bánh đà 85 - Đối với chốt lắp ghép tự do, piston bằng hợp kim nhẹ.     22 b cmkG300200mMN3020K  - Đối với chốt lắp tự do, piston bằng gang hợp kim.     22 b cmkG350mMN35K  . - Chốt lắp cố đònh, piston bằng hợp kim nhẹ:     22 b cmkG300250mMN3025K  - Chốt lắp cố đònh, piston bằng gang:     22 b cmkG400250mMN4025K  I.1.5. Tính khe hở giữa piston và xylanh Khe hở giữa piston và xylanh rất khó xác đònh bằng phương pháp tính toán. Phần lớn việc tính toán chỉ để xác đònh sơ bộ rồi sau đó phải qua thực nghiệm kiểm tra lại. Đối với loại piston không xẻ rãnh đàn hồi, khe hở trên phần đầu piston  dp và khe hở phần thân  th có thể xác đònh sơ bộ trong phạm vi sau: Bảng 4 – 1 Trò số khe hở hướng kính của piston Piston  dp  th Hợp kim nhẹ (0,006  0,008)D (0,001  0,003)D Gang (0,004  0,006)D (0,001  0,002)D Khi xét đến khe hở, ta thường xét đến khe hở nóng và khe hở lạnh. Khe hở nóng là khe hở hướng kính giữa piston và xylanh ở trạng thái phụ tải quy đònh, có thể xác đònh theo công thức: D. ''  (4 -9) Trong đó: '  – khe hở tương đối hướng kính của piston ở trạng thái nóng. D – đường kính xylanh. Khi làm việc bình thường, giữa piston và xylanh cần đảm bảo khe hở tương đối '  như sau: - ỞÛ phần đỉnh piston: 0025.00020.0' d  . - ỞÛ phần thân piston: 0015.00010.0' th  . Nhưng đồng thời, khe hở nóng  ’ lại bằng hiệu của đường kính xylanh trừ đi đường kính piston, khi các chi tiết máy này giãn nở. Vì vậy:     pppxlxl ' t.1Dt.1.D  ; (4-10) Trong đó: xl  và p  – hệ số giãn dài của xylanh và piston. xl t và p t – chênh lệch nhiệt độ của xylanh và piston khi chúng bò nung nóng (ở vùng cần tính khe hở). Từ các biểu thức trên ta có thể rút ra đường kính piston ở vùng cần xác đònh khe hở. Chương 4  Tính toán sức bền của nhóm piston – nhóm thanh truyền – trục khuỷu và bánh đà 86   pp ' xlxl p t1 D.t.1 D    (4-11) Chỉ cần thay các số hạng trong (4-10) bằng các trò số tương ứng ở vùng cần xác đònh khe hở, ta xác đònh được đường kính piston ở vùng ấy. I.2. Tính toán sức bền của chốt piston Chốt piston làm việc trong trạng thái chòu uốn, chòu cắt, chòu va đập và biến dạng. Vì vậy phải tính sức bền của chốt ở các trạng thái chòu lực. Sơ đồ chòu lực của chốt piston được giới thiệu trên hình 4.4. I.2.1. Tính ứng suất uốn Ta coi chốt piston như một dầm đặt tự do trên hai gối tựa. Để thuận tiện trong tính toán, người ta có thể coi lực phân bố theo sơ đồ 4.4a, b. Khi có lực khí thể cực đại Pz, chốt piston chòu uốn lớn nhất tại tiết diện I – I ở giữa chốt. Momen uốn tại tiết diện này bằng:        4 d l 2 l 2 P M z u (MNm) Do đó: u u u W M             4 đ l 2 l 1d2.0 P 43 cp z 2 mMN (4 -12) Trong đó: u W  môđuyn chống uốn của chốt rỗng   43 cp cp 4 0 4 cp u 1d1.0 d dd 32 W      với cp 0 d d  d cp – đường kính chốt piston (m). d o – đường kính trong của chốt (m). l – khoảng cách hai gối đỡ (m). l d – chiều dài đầu nhỏ thanh tryền (m). Nếu coi lực tác dụng phân bố như sơ đồ 4.4b thì ứng suất uốn được xác đònh theo (4 – 13). Coi lực 2 P z tác dụng ở điểm cách đầu mút chốt piston một khoảng 1 l 3 2 Trong đó: l 1 – chiều dài làm việc của hệ chốt. II I I Hình 4.4. Sơ đồ lắp ghép và trạng thái chòu lực của chốt piston. l 1 l 1 l cp l d a) b ) II l Chương 4  Tính toán sức bền của nhóm piston – nhóm thanh truyền – trục khuỷu và bánh đà 87     43 cp 1cpz u 1d.2,1 l.5,1l2lP     d 2 mMN (4-13) Nếu coi đ ll 1  thì     43 cp cpz u 1d2,1 l5.0lP    d 2 mMN (4-14) Trong đó: l cp – chiều dài chốt piston (m). I.2.2. Ứng suất cắt Chốt piston chòu cắt ở tiết diện II – II (hình 4.4), ứng suất cắt được xác đònh như sau: cp z 0 F2 P  2 mMN . (4-15) Trong đó: F cp – tiết diện ngang chốt ( 2 m ). Đối với các loại động cơ có công suất lớn, trọng lượng bé thì tính ứng suất cắt tính theo công thức sau:     42 cp 2 z c 1d 1P85.0    2 mMN (4-16) Ứng suất uốn và cắt cho phép được giới thiệu trên bảng 4 -2: Bảng 4 – 2 Ứng suất uốn và cắt cho phép Vật liệu chốt piston   u  , 2 mMN   2 cmkG   c  , 2 mMN   2 cmkG Thép cacbon 60  120 (600  1200) 50  60 (500  600) Thép hợp kim 150  250 (1.500  2.500) 50  70 (500  700) Thép hợp kim cao cấp 350  450 (3.500  4.500)  I.2.3. Áp suất tiếp xúc trên đầu nhỏ thanh truyền Tính áp suất tiếp xúc nhằm mục đích kiểm tra điều kiện bôi trơn chốt piston. Kiểm tra theo công thức sau: cp z d.l P K đ d  2 mMN (4-17) Áp suất cho phép: - Đối với chốt lắp tự do:     22 cmkG350200mMN3520K  d - Chốt lắp cố đònh:     22 cmkG400300mMN4030K  d d cp  d P 1 Hình 4. 5. Biến dạng của chốt piston. Chương 4  Tính toán sức bền của nhóm piston – nhóm thanh truyền – trục khuỷu và bánh đà 88 I.2.4. Ứùng suất biến dạng Do lực phân bố trên chiều dài của chốt không đồng đều nên ứng suất trên các tiết diện khác nhau cũng khác nhau. Ở khoảng giữa chốt piston, lực tác dụng lớn nhất nên biến dạng cũng nhiều nhất. Chốt piston biến dạng thành hình ôvan (hình 4.5). Giáo sư Kinaxôtsvili đã làm thí nghiệm với các loại chốt piston có tỷ số: 8.04.0 d d cp 0  Và đã đưa ra một số công thức tính ứng suất biến dạng. Ông giả thiết rằng lực tác dụng trên chiều trục của chốt piston phân bố theo đường parabol có số mũ từ 35,2  , lực trên phương thẳng góc với đường tâm chốt phân bố theo đường sin (hình 4.6). Độ biến dạng trên tiết diện ngang tính theo công thức sau: k 1 1 l.E P09.0 d 3 cp z max          (4-18) Trong đó: k – hệ số hiệu đính xác đònh theo  .     3 4.0155.1k  E – mô đun đàn hồi, đối với các loại thép có thể chọn:   2625 cmkG10.2mMN10.2E  . Độ biến dạng tương đối: cmmm002.0 d d cp max cp    . (4-19) Do sự biến dạng thành hình ôvan nên trong tiết diện của chốt piston sinh ứng suất biến dạng. Trên các điểm 1, 2, 3, 4 (hình 4.7) có ứng suất lớn nhất. Ứng suất biến dạng tính theo các công thức sau: - Tại điểm 1 trên mặt ngoài (  = 0 0 ) ứng suất kéo: Hình 4.6. Quy luật phân bố lực trên chốt piston. d o d cp Chương 4  Tính toán sức bền của nhóm piston – nhóm thanh truyền – trục khuỷu và bánh đà 89         k 1 1 1 1.2 19.0 dl P 2 cpcp z 0,a             (4-20) - Tại điểm 3 trên mặt ngoài (  = 90 0 ) ứng suất nén:         k 1 636.0 1 12 174.0 dl P 2 cpcp z 90,a 0             (4-21) - Tại điểm 2 trên mặt trong (  = 0 0 ) ứng suất nén:         k 1 1 1 121 19.0 dl P 2 cpcp z 0,i 0             (4-22) - Tại điểm 4 trên mặt trong (  = 90 0 ) ứng suất kéo:         k 1 636.0 1 121 174.0 dl P 2 cpcp z 90,i 0             (4-23) Theo tính toán, ở điểm 2 có ứng suất nén lớn nhất và ở điểm 4 có ứng suất kéo lớn nhất. Đối với các loại chốt piston có hệ số kích thước  = 0,4  0,8 ứng suất biến dạng cực đại cho phép   max  nằm trong phạm vi:   max  =   22 cmkG1700600mMN17060  I.3. Tính toán sức bền của xécmăng Tính toán xécmăng dựa trên giả thiết coi xécmăng là một dầm cong, lực phân bố trên mặt làm việc tuỳ thuộc vào kiểu xécmăng đẳng áp hay không đẳng áp, do đó phương pháp tính toán cũng khác nhau. I.3.1. Tính toán xécmăng đẳng áp Xécmăng đẳng áp là xécmăng khi làm việc có áp suất tác dụng lên bề mặt của xécmăng có giá trò không thay đổi. 3 2 1  = 90 0 4  i  = 0 o  a P z Hình 4.8. Ứng suất biến dạng trên tiết diện chốt piston. [...]... 150 20 0 0 ,2 4, 41 3, 04 2, 34 1, 74 1,76 1,70 0,3 3,98 2, 78 2, 17 1,73 1,80 1, 82 0 ,4 3,56 2, 53 2, 00 1,79 1, 82 1, 84 0,5 3,13 2, 27 1,83 1, 84 1,85 1,87 Trong đó:  – hệ số phụ thuộc vào đường cong phân bố áp suất, thông thường   0,196 Xécmăng của các loại động cơ thường có D A  20  30 ;  2, 5  4 t t 93 Chương 4 Tính toán sức bền của nhóm piston – nhóm thanh truyền – trục khuỷu và bánh đà - Ứng suất... Wx 0,4d 3  2  4 2 x Trò số của ứng suất cho phép như sau: - Động cơ tónh tại và tàu thuỷ, bulông làm bằng thép cacbon:    80  120 MN / m  = 800  120 0 MN / m   - 2 Động cơ tàu thuỷ tốc độ cao và động cơ ô tô máy kéo, bulông làm bằng thép hợp kim:    120  180 MN / m  = 120 0  1800 MN / m   - 2 2 2 Đối với động cơ nhẹ, công suất cao, bulông làm bằng thép hợp kim:    180  25 0... f t 3.9 E 2 m D    1  t  ( 4- 3 1) m – hệ số lắp ghép, xem hình 4. 8 Nếu lắp bằng tay: m=1 Lắp bằng phiến đệm: m = 1,57 Lắp bằng kìm: m = 2 Trong tính toán thường chọn m = 1,57 Ứng suất cho phép  u 2  : - Đối với động cơ cường hoá: - Đối vơí động cơ ôtô máy kéo:  u 2   300  350 MN m 2 3000  3500 kG  u 2   40 0  45 0 MN m 2  40 00  45 00 kG cm  cm 2 2 Trò số cao dùng cho loại xécmăng... bánh đà  u1  M max W 1 t   phD 2 1   2 D D  D     3p  1  1 2  t  t  ht 6 MN m  2 (4 -2 6 ) Ứng suất uốn cho phép  u1  - - Đối với động cơ cường hoá:     u1   20 0  300 MN  m 2 2000  3000 kG cm 2 Đối với động cơ ôtô máy kéo:  u1   300  40 0 MN m 2 3000  40 00 kG cm 2 Từ công thức (4 -2 6 ) ta thấy, ứng suất uốn tỷ lệ thuận với áp suất p và với bình phương tỷ số D/t... thức (4 -2 4 ) và (4 -2 5 ) ta rút ra quan hệ mômen tại tiết diện bất kỳ so với mômen uốn cực đại M 1  cos   M max 2 Do đó ứng suất tại tiết diện bất kỳ: (4 -2 7 ) a   u1 1  cos   2 (4 -2 8 ) Do sai số trong quá trình chế tạo xécmăng, áp suất phân bố trên xécmăng thường không đồng đều Tính áp suất trung bình ptb có thể dùng công thức sau: p tb  0. 142 E Trong đó: f l D D    1 t  t  3  0. 142 E f...   2M z 2  N z 2  s 2  s    lđ s ( 4- 52) ( 4- 5 3) 99 Chương 4 Tính toán sức bền của nhóm piston – nhóm thanh truyền – trục khuỷu và bánh đà Trong đó: Mz2, Nz2 – Mômen uốn và lực pháp tuyến tại tiết này xác đònh theo công thức sau:   sin  1 M z 2  M A  N A 1  cos    P1   2   sin    cos   Nz2   sin  1  N A cos   P1   sin   cos   2            (4 -5 4) NA...  2C m AE D  3   D  1 t   4- 3 5) Ứng suất lắp ghép  u 2 xác đònh theo công thức sau: -  u2 -   A  4 E1   t3        D D  m   1 ,4  t  t  ( 4- 3 6) Ứng suất gia công cũng xác đònh theo công thức (1 0- 32)  u 3  . u1 - Áp suất trung bình trên mặt xécmăng, Ptb A t Ptb  3 D D  3    1 t  t  0, 42 5 E - ( 4- 3 7) p  .p tb Áp suất phân bố trên các điểm (hình 4. 9): Trong. .. t 0,1  0 ,2 MN m 2 Từ công thức (4 -2 6 ) và (4 -2 9 ) rút ra:  u1  0. 42 5 E ( 4- 3 0) 2 D    1  t  91 Chương 4 Tính toán sức bền của nhóm piston – nhóm thanh truyền – trục khuỷu và bánh đà Khi lắp xécmăng vào piston, xécmăng bò kéo giãn ra cũng chòu ứng suất uốn, ta gọi ứng suất ấy là ứng suất lắp ghép u2 Trò số của u2 được tính theo công thức sau: u2  Trong đó: 1  0.115 f t 3.9 E 2 m D  ... của vật liệu chế tạo bạc lót, đối với đồng: E b  1,15.10 5 MN m 2 Ứng suất biến dạng của đầu nhỏ thanh truyền tính theo công thức: - Ứng suất trên mặt ngoài của đầu nhỏ thanh truyền:  n - 2 2d1 p 2 2 d 2  d1 ( 4- 5 6) Ứng suất trên mặt trong:  t  p 2 d 2  d1 2 2 d 2  d1 2 ( 4- 5 7) Ứng suất biến dạng có thể đạt đến 100  150 MN m 2  d) Độ biến dạng của đầu nhỏ thanh truyền Do tác dụng của lực...    2  ( 4- 5 1) Trong công thức 4- 5 0 và 4- 5 1 góc  tính theo radian Giá trò M A , N A được xác đònh theo đồ thò trên hình 4. 15 Hình 4. 16 biểu thò ứng suất trên mặt trong và mặt ngoài của đầu nhỏ khi chòu nén Từ hình 4. 14 ta thấy tiết diện ngàm C – C (  x   ) là tiết diện nguy hiểm nhất có: - Ứng suất mặt ngoài bằng: - Ứng suất trên mặt trong bằng:   1 6  s  nz  2M z 2  N z 2  s 2  s .  sl 1 N s2s s6 M2 2z2znz đ           ( 4- 52) - Ứng suất trên mặt trong bằng:   sl 1 N s2s s6 M2 2z2ztz đ           ( 4- 5 3) ( 4 - 5 0 ) Hình 4. 14. Sơ đồ lực. Ứng suất cho phép   2u  : - Đối với động cơ cường hoá:     22 2u cmkG35003000mMN350300  - Đối vơí động cơ ôtô máy kéo:     22 2u cmkG450 040 00mMN45 040 0  Trò số cao.                  1tD 4, 1tD gmC2 32 t A m ( 4- 3 4) Bảng 4 – 3 Trò số của C m p max /p tb C m P min /p tb 10 0 15 0 20 0 10 0 15 0 20 0 0 ,2 0,3 0 ,4 0,5 4, 41 3,98 3,56 3,13 3, 04 2, 78 2, 53 2, 27