Nghiên cứu một số tính chất ổn định hướng chuyển động của liên hợp máy kéo bánh hơi chuyển động trên dốc ngang

chiếm 75% tổng diện tích đất tự nhiên và chiếm 50% tổng diện tích đất canh tác của toàn quốc. Vùng đất này đ−ợc phân bố rải rác trên các s−ờn đồi, s−ờn núi và trong các thung lũng. Chúng đ−ợc phân bố trên các độ dốc và trên các độ cao khác nhau, nhiều vùng nằm ở độ cao trên 500m. Với đặc tr−ng khí hậu á nhiệt đới, vùng này cho phép sản xuất nhiều sản phẩm nông-lâm nghiệp phong phú đa dạng, đáp ứng yêu cầu tiêu dùng trong n−ớcvà xuất khẩu. Nhờ có khí hậu đặc tr−ng nên vùng này hiện đang có nhiều nông sản quý hiếm nh− chè tuyết vùng cao; cây h−ơng liệu nh− quế, hồi; các loại cây d−ợc liệu quý nh− đỗ trọng, tam thất; cây dẻ hạt, ngoài ra vùng này còn có thể trồng các loại cây l−ơng thực để giải quyết nhu cầu địa ph−ơng. Điều kiện cơ giới hoá nông nghiệp ở vùng đồi núi có những khó khăn, tr−ớc hết là địa hình phức tạp, độ dốc lớn và không đồng đều, đồng ruộng phân bố manh mún với kích th−ớc lô thửa nhỏ, nhiều góc cạnh, đ−ờng xá đi lại rất khó khăn. Ngoài đặc điểm về địa hình, vùng núi còn là vùng có cơ cấu cây trồng rất đa dạng, không thể cơ giới hoá trên diện tích rộng. Do đặc điểm trên cần phải nghiên cứu thiết kế, cải tiến để có những loại máy riêng, phù hợp với điều kiện tự nhiên, tập quán sản xuất của vùng núi. Đối với các máy kéo làm việc trên đồi dốc, ngoài việc quan tâm đến tính năng kéo bám, tính ổn định lật đổ thì tính ổn định h−ớng chuyển động cũng rất cần đ−ợc chú trọng. Tính chất ổn định h−ớng chuyển động có ảnh h−ởng quyết định đến năng suất, chất l−ợng các khâu công việc canh tác bằng máy. Những năm qua, vấn đề này đã đ−ợc nhiều nhà khoa học quan tâm nghiên cứu. Tuy nhiên ở n−ớc ta hiện nay ch−a có điều kiện trang bị các loại máy kéo chuyên dùng cho đồi dốc, vì vậy nghiên cứu cơ sở khoa học nhằm cải - 1 - tiến các máy kéo nông nghiệp để có thể làm việc trên đồi dốc là một h−ớng nghiên cứu có ý nghĩa thiết thực. Xuất phát từ định h−ớng đó, chúng tôi chọn đề tài luận văn: “Nghiên cứu một số tính chất ổn định h−ớng chuyển động của liên hợp máy kéo bánh hơi chuyển động trên dốc ngang”. Mục đích nghiên cứu của đề tài là góp phần xây dựng cơ sở khoa học để tính toán, thiết kế cải tiến và lựa chọn chế độ sử dụng hợp lý các loại máy kéo thông th−ờng khi làm việc trên đất dốc. - 2 - Ch−ơng 1 Tổng quan về vấn đề nghiên cứu 1.1. Đặt vấn đề Để đáp ứng yêu cầu cơ giới hoá vùng đất dốc, nhiều n−ớc công nghiệp phát triển đã chế tạo ra các loại máy kéo chuyên dùng có tính an toàn cao, khả năng kéo bám tốt, nhờ đó nâng cao hiệu quả sử dụng một cách rõ rệt. Tuy nhiên, các loại máy này th−ờng rất đắt tiền. Vì vậy, xu h−ớng cải tiến các máy kéo nông nghiệp thông dụng cho đồng bằng để đáp ứng phần nào các công việc cơ giới hoá trên vùng đất dốc nông lâm nghiệp vẫn đ−ợc áp dụng ở nhiều n−ớc trên thế giới. ở n−ớc ta, một mặt do nền công nghiệp chế tạo máy nói chung và chế tạo máy kéo nói riêng ch−a phát triển, mặt khác do khả năng về vốn đầu t− của các nông hộ còn rất hạn chế nên việc cải tiến các máy kéo nông nghiệp thông dụng ở đồng bằng để làm việc trên đất có độ dốc cao hơn vẫn là một ph−ơng án có tính khả thi. Tuy nhiên, với các công việc đòi hỏi các máy kéo có công suất lớn hơn và có tính ổn định cao phải sử dụng các máy kéo chuyên dùng . Để giải quyết vấn đề trên, tr−ớc hết là phải có những đầu t− nghiên cứu lựa chọn loại máy kéo nông nghiệp có thể cải tiến đ−ợc. Sau đó cần nghiên cứu cơ sở khoa học để công tác cải tiến đạt hiệu quả, không đòi hỏi chi phí quá lớn và có thể thực hiện đ−ợc trong điều kiện chế tạo ở n−ớc ta hiện nay. 1.2. Vài nét về tình hình sản xuất nông nghiệp ở vùng trung du [10],[13] Điều kiện sản xuất nông lâm nghiệp ở vùng đồi núi có những đặc thù riêng, tr−ớc hết là địa hình phức tạp hơn nhiều so với đồng bằng: độ dốc mặt - 3 - đồng lớn và không đồng đều, có nơi góc dốc lớn hơn 30o; Đồng ruộng phân bố vụn vặt với kích th−ớc lô thửa th−ờng nhỏ và không vuông vắn; mặt đồng không bằng phẳng, đ−ờng xá đi lại rất khó khăn, thậm chí có nhiều khu không có lối cho máy đi vào. Đặc điểm lớn thứ hai là cơ cấu cây trồng rất đa dạng với các yêu cầu về cơ giới hoá cũng rất khác nhau, tính quy hoạch đồng ruộng còn rất thấp, cùng một khu hoặc ngay trên cùng một lô ruộng có thể trồng nhiều loại cây trồng khác nhau, cây lâm nghiệp xen lẫn cây nông nghiệp. Xét về điều kiện thực hiện cơ giới hóa, những đặc điểm trên là những nguyên nhân chính gây khó khăn cho việc thực hiện cơ giới hoá nông - lâm nghiệp ở vùng đồi núi. Máy kéo là nguồn động lực chính để thực hiện các khâu công nghệ sản xuất nông lâm nghiệp, phải hoạt động trong những điều kiện rất khó khăn, phức tạp, đặc biệt là đối với các máy kéo lâm nghiệp vì hầu hết các vùng đất lâm nghiệp th−ờng phân bố ở độ dốc cao hơn, ít hoặc ch−a đ−ợc cải tạo. Do vậy đòi hỏi các loại máy kéo dùng cho vùng đồi núi nói chung và cho vùng sản xuất lâm nghiệp nói riêng phải có tính ổn định cao,tính năng kéo bám tốt. Để đáp ứng yêu cầu cơ giới hóa vùng đất dốc, nhiều n−ớc công nghiệp phát triển đã chế tạo ra các loại máy kéo chuyên dùng có tính an toàn cao, khả năng kéo bám tốt nhờ đó nâng cao đ−ợc hiệu quả sử dụng một cách rõ rệt. Tuy nhiên, các loại máy này th−ờng rất đắt tiền. Vì vậy, h−ớng cải tiến các máy kéo nông nghiệp thông dụng cho đồng bằng để đáp ứng đ−ợc một phần nào các công việc cơ giới hóa trên vùng đất dốc nông lâm nghiệp vẫn đ−ợc áp dụng ở nhiều n−ớc trên thế giới. ở n−ớc ta, một mặt do nền công nghiệp chế tạo máy nói chung và chế tạo máy kéo nói riêng ch−a phát triển, mặt khác do khả năng về vốn đầu t− của các nông hộ còn rất hạn chế nên việc cải tiến các máy kéo nông nghiệp thông dụng ở đồng bằng để làm việc trên đất có độ dốc cao hơn vẫn là một - 4 - ph−ơng án có tính khả thi cao. Tuy nhiên, với các công việc đòi hỏi các máy kéo có công suất lớn và có tính ổn định cao phải sử dụng các máy kéo chuyên dùng. Một lý do khác là trong những năm gần đây, mô hình sản xuất nông lâm kết hợp đã phát huy tốt cả về hiệu quả sử dụng đất và sử dụng nhân lực, góp phần tích cực phát triển kinh tế xã hội ở vùng trung du và miền núi. Để khai thác tốt hơn các máy kéo nông nghiệp ở vùng này, nhất là trong những “thời gian nông nhàn” cần tìm ra những biện pháp mở rộng phạm vi hoạt động của các máy kéo bằng cách cải tiến kỹ thuật hoặc tạo ra thêm các việc làm cho các liên hợp máy kéo. Để giải quyết những vấn đề trên, tr−ớc hết là phải có những đầu t− nghiên cứu lựa chọn loại máy kéo nông nghiệp có thể cải tiến đ−ợc chừng mực nhất định và công việc cải tiến không đòi hỏi chi phí quá lớn và có thể thực hiện đ−ợc trong điều kiện chế tạo ở n−ớc ta hiện nay. 1.3. Vài nét về tình hình phát triển máy kéo đồi dốc trên thế giới và trong n−ớc [11], [13], [17] 1.3.1. Về hệ thống máy kéo đồi dốc ở các n−ớc phát triển Đối với nhiều n−ớc phát triển, việc nghiên cứu máy kéo chuyên làm việc trên đồi dốc đã mang tính hệ thống và đạt nhiều thành tựu, từ nghiên cứu cơ bản đến công nghệ chế tạo. Trong thực tế đã xuất hiện nhiều loại máy kéo đồi dốc có kết cấu khác nhau. Phổ biến nhất là các loại máy kéo bánh có khung thăng bằng, hoàn thiện hơn là loại máy kéo có cả khung và cả hệ thống di động luôn giữ thăng bằng theo ph−ơng thẳng đứng (hình 1.1). Nhờ kết cấu đặc biệt nh− vậy, tính ổn định ngang, tính năng lái và tính năng kéo bám tốt hơn hẳn các loại máy kéo thông th−ờng. Những loại máy kéo này có thể làm việc có hiệu quả ở - 5 - những độ dốc cao hơn (tới 20-250), trong khi các loại máy kéo nông nghiệp thông th−ờng chỉ đ−ợc phép sử dụng ở góc dốc nhỏ hơn khoảng 12-150,. a) b) c) d) e) Hình 1.1. Một số loại máy kéo đồi dốc có khung tự cân bằng Xu h−ớng chủ yếu cải tiến các loại máy kéo thông th−ờng, có công dụng chung để phục vụ cơ giới hoá vùng đồi bao gồm: - Hạ thấp trọng tâm máy kéo (hình 1.2,a); - Lắp thêm trọng vật tăng trọng l−ợng bám (hình 1.2,b); - Tăng bề rộng cơ sở hoặc dùng bánh kép (hình 1.2,c); - Sử dụng hệ thống di động có tính năng kéo bám tốt (hình 1.2,d); - Lắp thêm đối trọng ở cầu tr−ớc kết hợp xoay truyền lực cuối cùng để hạ thấp trọng tâm (hình 1.2,e). Ngoài ra các loại máy kéo đồi dốc còn đ−ợc cải tiến ghế ngồi của ng−ời lái, lắp thêm các bộ phận an toàn nh− cabin an toàn, bộ phận chống lật… Một giải pháp khác là sử dụng các loại máy kéo có truyền động thuỷ lực. Các loại máy này có −u thế mạnh trong các công việc khai hoang, làm đất trồng rừng, trồng cây công nghiệp dài ngày, cây ăn quả. Vì ở các khâu này lực - 6 - cản máy công tác thay đổi trong phạm vi rộng và rất ngẫu nhiên, tăng giảm đột ngột khiến cho ng−ời lái khó đoán tr−ớc đ−ợc và khó có thể điều chỉnh kịp thời cho phù hợp, nhiều khi còn gây nguy hiểm cho sự an toàn thiết bị. Nếu dùng truyền động thuỷ lực (côn thuỷ lực, hộp số thuỷ lực hoặc các bộ phận an toàn thuỷ lực…) sẽ có khả năng phát huy đ−ợc công suất động cơ tốt hơn, giảm đ−ợc tải trọng động, tránh đ−ợc quá tải cho các chi tiết trong hệ thống truyền lực, an toàn cho các bộ phận làm việc, giảm thời gian dừng máy để sang số, ng−ời lái đỡ căng thẳng thần kinh trong quá trình điều khiển máy… Những −u điểm đó góp phần nâng cao năng suất và chất l−ợng công việc rất đáng kể. Chính vì vậy xu thế chung là sử dụng ngày càng phổ biến các máy kéo có hệ thống truyền động thuỷ lực cho các máy kéo đồi dốc. b) a) c) e)d) Hình 1.2. Một số ph−ơng án cải tiến máy kéo để sử dụng trên đồi dốc[17] ở các vùng đất độ dốc cao, chủ yếu sử dụng máy kéo xích hoặc các máy kéo bánh chuyên dùng cho vùng đồi. Đối với các n−ớc chậm phát triển hoặc đang phát triển, việc trang bị một hệ thống máy kéo cho quốc gia của mình chủ yếu là theo con đ−ờng nhập khẩu. Tuy nhiên do hạn chế về vốn, để tiết kiệm vốn và đồng thời để kích - 7 - thích, tạo điều kiện cho công nghiệp trong n−ớc phát triển, nhiều n−ớc đang phát triển cũng đã hình thành và phát triển ngành chế tạo máy kéo. 1.3.2. Tình hình phát triển máy kéo đồi dốc ở Việt nam Công tác nghiên cứu, thiết kế, hế tạo máy kéo ở n−ớc ta bắt đầu khá sớm, từ năm 1962 đã nghiên cứu thiết kế chế tạo và thử nghiệm loại máy kéo MTZ-7M (lấy tên là "Tháng Tám"). Tiếp theo đó, liên tục đã có nhiều ch−ơng trình nghiên cứu khoa học cấp nhà n−ớc về chế tạo máy kéo nh−ng cho đến nay ch−a có mẫu máy kéo lớn nào đ−ợc sản xuất chấp nhận. Nguyên nhân chính là chúng ta ch−a có những hệ thống máy móc thiết bị hiện đại đáp ứng đ−ợc yêu cầu chế tạo các loại máy có kết cấu phức tạp, đòi hỏi độ chính xác cao, ch−a có cả công nghệ hợp lý hoặc tiên tiến và ch−a có cả những kinh nghiệm thiết kế… Có thể nói sự phát triển của ngành chế tạo máy kéo ở n−ớc ta vẫn đang ở thời kỳ nghiên cứu thăm dò. Trong thời kỳ bao cấp, miền Bắc chủ yếu nhập các loại máy kéo từ các n−ớc Liên Xô, Trung Quốc và các n−ớc Đông Âu, trong đó số l−ợng máy kéo nhập từ Liên Xô chiếm nhiều nhất. Về chất l−ợng, qua thực tế sử dụng nhiều năm đã khẳng định loại máy kéo bánh MTZ-50/80 và loại máy kéo xích DT- 75 do Liên Xô chế tạo là phù hợp với điều kiện sản xuất ở n−ớc ta thời kỳ đó. Sau nghị quyết 10 của Bộ Chính trị, ruộng đất đ−ợc giao cho nông dân sử dụng lâu dài, kích th−ớc ruộng bị thu hẹp, manh mún, các máy kéo lớn không phát huy đ−ợc hiệu quả sử dụng và thay vào đó là các loại máy kéo công suất nhỏ nhập từ Trung Quốc, Nhật bản hoặc chế tạo trong n−ớc. Các máy kéo đ−ợc nhập ồ ạt từ n−ớc ngoài không đ−ợc quản lý về chất l−ợng và cũng không có những chỉ dẫn cần thiết của các cơ quan khoa học. Hậu quả của việc trang bị máy móc thiếu những căn cứ khoa học cần thiết dẫn đến nhiều chủ máy bị phá sản hoặc hiệu quả sử dụng rất thấp, ch−a thật sự có - 8 - tác dụng kích thích phát triển sản xuất nông nghiệp. Đây cũng là những bài học thực tế cho cả các nhà khoa học, các nhà quản lý và những ng−ời sử dụng máy. Trong những năm gần đây, xu thế là nhập các loại máy kéo có công suất lớn hơn và hiện đại hơn nh− T-130, MTZ80A (Liên Xô), KOMATSU, D53A, D53P, D85A (Nhật Bản). Các loại máy kéo này b−ớc đầu đã phát huy hiệu quả. Tuy nhiên do giá thành đắt nên không có khả năng áp dụng rộng rãi trong sản xuất.[13] Riêng về hệ thống máy kéo đồi dốc, có thể nói hầu nh− ch−a có ở n−ớc ta. Phần lớn các công việc cơ giới hóa bằng máy trên đất dốc hiện vẫn sử dụng các loại máy kéo thông th−ờng. Điều đó đã hạn chế rất nhiều đến các chỉ tiêu làm việc của máy kéo cũng nh− độ an toàn cho ng−ời sử dụng máy. Để giải quyết vấn đề này, nhiều cơ quan khoa học và nhiều nhà khoa học đã tập trung nghiên cứu cải tiến các máy kéo thông th−ờng hoặc các máy kéo nông nghiệp thiết kế cho đồng bằng nhằm mục đích sử dụng trên đất dốc. Tuy nhiên cho đến nay, theo các tài liệu đã công bố thì lĩnh vực này ch−a đạt đ−ợc nhiều kết quả cho lắm. 1.4. Khái quát chung về tính ổn định của máy kéo khi làm việc trên dốc nghiêng ngang Khác với các máy kéo đồng bằng, chỉ tiêu kéo bám đ−ợc xem là quan trọng nhất thì đối với các loại máy kéo đồi dốc ng−ời ta th−ờng phải quan tâm nhiều hơn đến tính ổn định, bao gồm tính ổn định theo điều kiện lật đổ và tính ổn định h−ớng chuyển động. Tính ổn định của máy kéo là khả năng đảm bảo giữ đ−ợc quỹ đạo chuyển động theo yêu cầu trong mọi điều kiện khác nhau. Tùy thuộc vào điều kiện sử dụng, máy kéo có thể đứng yên, chuyển động trên đ−ờng dốc (dốc - 9 - nghiêng dọc hoặc dốc nghiêng ngang), có thể quay vòng hoặc phanh ở các loại đ−ờng khác nhau. Trong những điều kiện chuyển động phức tạp nh− vậy, máy kéo cần phải giữ đ−ợc quỹ đạo chuyển động của nó sao cho không bị lật đổ, không bị tr−ợt hoặc máy kéo chỉ bị xoay lệch trong giới hạn cho phép để đảm bảo cho chúng chuyển động an toàn và đúng h−ớng. Căn cứ theo nhiệm vụ nghiên cứu, d−ới đây chỉ trình bày khái quát về tính ổn định của máy kéo bánh khi chuyển động trên dốc nghiêng ngang. 1.4.1. Tính ổn định ngang của máy kéo bánh hơi khi chuyển động thẳng trên đ−ờng nghiêng ngang Hình 1.3 trình bày sơ đồ các lực và mô men tác động lên ô tô máy kéo bánh khi chuyển động trên đ−ờng nghiêng ngang không kéo moóc. Hình 1.3. Sơ đồ các lực và mô men tác dụng lên máy kéo khi chuyển động thẳng trên dốc nghiêng ngang Giả thiết vết của bánh xe tr−ớc và sau trùng nhau, trọng tâm của máy nằm trong mặt phẳng đối xứng dọc, lực và mô men tác dụng lên máy kéo gồm có: G - trọng l−ợng của máy kéo. Mj - mô men của các lực quán tính tiếp tuyến tác dụng trong mặt phẳng ngang khi máy kéo chuyển động không ổn định. Y', Y'' - các phản lực thẳng góc từ đ−ờng tác dụng lên bánh xe bên d−ới và bên trên dốc. α - góc nghiêng ngang của dốc. Z', Z'' - các phản lực ngang tác dụng lên bánh xe bên d−ới và bên trên dốc. - 10 - D−ới tác dụng của các lực và mô men, khi góc α tăng dần tới góc giới hạn, máy bị lật quanh trục A (A là giao tuyến của mặt phẳng thẳng đứng qua trục bánh xe bên d−ới dốc và mặt đ−ờng). Lúc đó: Y'' = 0. Khi đó: 0 sincos 2'' = −− = B MGhBG Y jdgd αα (1.1) ở đây coi Mj ≈ 0 vì trị số nhỏ có thể bỏ qua, máy không kéo moóc nên Pm = 0. Vì vậy xác định đ−ợc góc giới hạn lật đổ khi máy kéo chuyển động trên đ−ờng nghiêng ngang: g d h Btg 2 =α (1.2) Trong đó: αd- góc dốc giới hạn khi máy kéo bị lật đổ. Khi chất l−ợng bám của bánh xe với đ−ờng kém, máy có thể bị tr−ợt khi chuyển động trên đ−ờng nghiêng ngang. Để xác định góc giới hạn khi máy bị tr−ợt, có ph−ơng trình: ( ) ϕϕ αϕϕα cossin '''''' GYYZZG yy =+=+= (1.3) Trong đó: αϕ - góc dốc giới hạn khi máy kéo bị tr−ợt. ϕy - hệ số bám ngang giữa bánh xe và đ−ờng. Rút gọn công thức (1.3) sẽ đ−ợc: ytg ϕαϕ = (1.4) Điều kiện để máy tr−ợt tr−ớc khi bị lật đổ khi chuyển động trên đ−ờng nghiêng ngang: ) hay dtgtg ααϕ 〈 )2 gy h B〈ϕ (1.5) Tr−ờng hợp máy kéo đứng yên trên đ−ờng nghiêng ngang, góc giới hạn - 11 - mà máy bị lật đổ sẽ là: g t h Btg 2 =α (1.6) Trong tr−ờng hợp máy kéo đứng yên trên đ−ờng nghiêng ngang thì góc giới hạn mà máy bị tr−ợt và điều kiện để máy tr−ợt tr−ớc khi bị lật đổ nh− sau: 'y tg ϕαϕ = (1.7) ttgtg ααϕ 〈 hay g y h B 2 〈ϕ (1.8) 1.4.2. Tính ổn định động ngang của máy kéo bánh hơi khi chuyển động quay vòng trên đ−ờng nghiêng ngang. Hình 1.4 trình bày sơ đồ các lực và mô men tác động lên ô tô máy kéo bánh khi chuyển động vòng trên đ−ờng nghiêng ngang. Hình 1.4. Sơ đồ lực và mô men tác động lên máy kéo khi chuyển động vòng trên đ−ờng nghiêng ngang a) Sơ đồ quay vòng; b) Sơ đồ lực tác dụng a) Theo điều kiện lật đổ Khi máy kéo quay vòng, xem nh− máy đang chuyển động quanh s−ờn đồi, ngoài các lực đã trình bày ở trên, máy kéo còn chịu tác dụng của lực ly - 12 - tâm Pj đặt tại trọng tâm của máy và lực kéo Pm. Tr−ờng hợp này coi ph−ơng của lực kéo tác dụng theo ph−ơng nằm ngang. Các lực Pj và Pm đều phân ra 2 thành phần do góc nghiêng ngang α. Khi góc α tăng dần, đồng thời d−ới tác dụng của lực Pj, máy sẽ bị lật đổ quanh mặt phẳng đi qua trục O1(là giao tuyến giữa mặt đ−ờng và mặt phẳng thẳng góc qua trục bánh xe bên d−ới dốc) ứng với vận tốc giới hạn và hợp lực Y'' = 0. ⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛ + ⎥⎦ ⎤⎢⎣ ⎡ ⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛ +−⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛ − = ddg ddmmdgd n BhG gRBhPhBG v αα αααα sin 2 cos sin 2 cossincos 22 (1.9) Tr−ờng hợp máy kéo không kéo moóc thì Pm = 0, sẽ xác định đ−ợc vận tốc giới hạn (hay còn gọi là vận tốc nguy hiểm) khi máy bị lật đổ nh− sau: ⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛ + ⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛ − = ddg dgd n BhG gRhBG v αα αα sin 2 cos sincos 22 (1.10) Rút gọn 2 công thức trên sẽ có: }dg dg ddg dgd n tghB tghBgR v Bh hBgR v n α α αα αα 2 1 2 sin 2 cos sincos 2 + ⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛ − = + ⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛ − = (1.11) Trong đó: dα - góc giới hạn khi máy kéo quay vòng bị lật đổ. R- bán kính quay vòng của xe. v - vận tốc chuyển động quay vòng (m/s) vn - vận tốc giới hạn (hay vận tốc nguy hiểm). g - gia tốc trọng tr−ờng. - 13 - Nếu h−ớng nghiêng của đ−ờng cùng phía với trục quay vòng thì vận tốc nguy hiểm khi máy bị lật đổ nh− sau: dg dg n tghB tghBgR v α α 2 1 2 − ⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛ + = (1.12) b) Theo điều kiện bị tr−ợt bên Khi quay vòng trên đ−ờng nghiêng ngang, máy có thể bị tr−ợt bên, d−ới tác dụng của thành phần lực Gsinα và Pjcosα do điều kiện bám ngang của bánh xe và đ−ờng không đảm bảo. ( ) ( )ϕϕϕϕ ααϕϕαα sincossincos '''''' jyj PGYYZZGP y −=+=+=+ (1.13) Vận tốc giới hạn khi máy bị tr−ợt bên: ( ) ( ) ⎪⎪⎭ ⎪⎪⎬ ⎫ + −= + −= ϕ ϕ ϕ ϕϕ ϕϕ ϕ αϕ αϕ αϕα ααϕ tg tggR v gR v y y y y 1 sincos sincos (1.14) Nếu h−ớng nghiêng của đ−ờng cùng phía với trục quay vòng thì vận tốc giới hạn khi máy bị tr−ợt bên: ( ) ϕ ϕ ϕ αϕ αϕ tg tggR v y y − += 1 (1.15) Tr−ờng hợp máy kéo quay vòng trên đ−ờng nằm ngang thì vận tốc giới hạn để máy kéo bị tr−ợt bên sẽ là: y gRv ϕϕ = (1.16) Trong đó: ϕα - góc giới hạn của đ−ờng ứng với vận tốc giới hạn. yϕ - hệ số bám ngang của đ−ờng và bánh xe. - 14 - Qua các công thức đ−ợc trình bày ở trên, có thể nhận xét rằng góc dốc giới hạn và vận tốc nguy hiểm mà tại đó máy kéo bị lật đổ hoặc bị tr−ợt bên khi chuyển động trên đ−ờng ngang phụ thuộc vào tọa độ trọng tâm, bán kính quay vòng và hệ số bám ngang của bánh xe với đ−ờng. Ngoài ra khi máy kéo chuyển động còn bị mất ổn định ngang do ảnh h- −ởng của các yếu tố khác nh− lực gió ngang, do đ−ờng mấp mô và do phanh trên đ−ờng trơn... Hình 1.5. Sơ đồ lực tác dụng lên bánh xe máy kéo chịu lực ngang z Trên hình (1.5), R là hợp lực của lực kéo tiếp tuyến Pk và lực ngang Z (phản lực ngang Z do lực ngang Py). Hợp lực R có điểm đặt là điểm tiếp xúc giữa bánh xe và đ−ờng qua trục bánh xe và đ−ợc xác định theo công thức: 22 ZPR k += (1.17) Theo điều kiện bám: R = Rmax = ϕGb và phản lực ngang cũng đạt giá trị cực đại Z = Zmax. Thay giá trị Zmax và Rmax vào công thức (1.17) nhận đ−ợc: ( ) 2222maxmax kbk PGPRZ −=−= ϕ (1.18) Theo công thức (1.18) khi lực kéo Pk càng lớn thì Z càng nhỏ. Khi lực kéo Pk hoặc lực phanh Pp đạt đến giới hạn lực bám thì Zmax = 0. Do đó chỉ cần một lực ngang rất nhỏ tác dụng lên bánh xe thì nó bắt đầu tr−ợt. Sự tr−ợt này sẽ dẫn đến hiện t−ợng quay vòng thiếu (khi bánh xe tr−ớc xảy ra sự tr−ợt) hoặc - 15 - quay vòng thừa (khi bánh xe sau bị tr−ợt). Hiện t−ợng quay vòng thừa rất nguy hiểm trong quá trình chuyển động của máy kéo khi có lực ngang tác dụng. 1.5. Nhận xét chung - Trên thế giới đã chế tạo ra nhiều loại máy kéo chuyên dùng cho vùng đồi núi với tính năng kỹ thuật đáp ứng cao các yêu cầu cơ giới hoá sản xuất nông–lâm nghiệp trên đất dốc. Song do giá thành cao nên ch−a thể áp dụng phổ biến ở n−ớc ta. - Tình trạng phát triển của ngành chế tạo máy kéo ở n−ớc ta rất chậm và trong nhiều năm tới ch−a thể chế tạo đ−ợc các máy kéo lớn, có chất l−ợng kỹ thuật cao đáp ứng đ−ợc yêu cầu cơ giới hoá sản xuất nông–lâm nghiệp. - Ph−ơng án cải tiến các máy kéo nông nghiệp thông th−ờng để tăng khả năng làm việc trên đất nông–lâm nghiệp có độ dốc đến 200 vẫn đang đ−ợc sử dụng ở nhiều n−ớc trên thế giới và có thể áp dụng có hiệu quả trong điều kiện ở Việt Nam. - Điều kiện kinh tế của các nông hộ vùng trung du và miền núi còn nhiều hạn chế, qui mô các trang trại nông–lâm nghiệp còn nhỏ. Do đó trang bị loại máy kéo công suất cỡ trung (khoảng 30- 35 mã lực) là phù hợp. - Một trong những yêu cầu đối với máy kéo đồi dốc phải có tính ổn định và an toàn chuyển động. Đây là bài toán phức tạp, do đó cần phải nghiên cứu cả về lý thuyết lẫn thực nghiệm, tiệm cận dần đến bài toán thực. Từ những tổng quan trên,đề tài đã đặt ra mục tiêu và nhiệm vụ nghiên cứu là: Mục tiêu nghiên cứu : xây dựng đ−ợc mô hình toán nghiên cứu tính ổn định h−ớng chuyển động của máy kéo khi làm việc trên dốc ngang, khảo sát ảnh h−ởng của một số yếu tố đến tính ổn định chuyển động làm cơ sở cho việc tính toán thiết kế - 16 - cải tiến hoặc lựa chọn chế độ sử dụng hợp lý các liên hợp máy kéo trên vùng đất dốc. Nhiệm vụ nghiên cứu: 1- Xây dựng mô hình toán nghiên cứu tính ổn định h−ớng chuyển động trên dốc ngang. 2- Xây dựng thuật giải và ch−ơng trình để giải bài toán mô hình. 3- Khảo sát trên máy vi tính một số yếu tố kết cấu và độ dốc đến tính ổn định h−ớng chuyển động của máy kéo. - 17 - Ch−ơng 2 Một số cơ sở lý thuyết về tính ổn định h−ớng chuyển động của máy kéo trên dốc ngang 2.1. Khái quát chung về chuyển động lệch của máy kéo trên dốc ngang [17], [22], [23] Khi liên hợp máy làm việc trên mặt phẳng ngang thì trọng tâm của máy so với bề mặt đồng không thay đổi, các phản lực trên các bánh xe máy kéo cũng nh− trên bánh tựa đồng của máy nông nghiệp cũng không đổi. Kết quả là, tính ổn định chuyển động thẳng đ−ợc bảo toàn và điều kiện làm việc của ng−ời lái là thuận lợi nhất. Các chỉ tiêu kéo bám đạt giá trị cao nhất và chi phí nhiên liệu là nhỏ nhất. Trong thực tế, không thể có mặt phẳng tuyệt đối trên mặt đồng mà th−ờng lồi lõm và không bằng phẳng... khi đó khung máy kéo sẽ bị nghiêng đi một một góc nào đó. Góc nghiêng này thay đổi phụ thuộc vào độ lồi lõm ∆h của đ−ờng cày và bề rộng vết bánh của máy kéo (hình 2.1,a): ξ 1 = arctg(∆h / B) (2.1) Th−ờng ∆h << B nên góc nghiêng ξ1 nhỏ đến mức không gây ảnh h−ởng đến đặc tính chuyển động của máy. Theo khả năng giữ thăng bằng của khung máy kéo, các máy kéo đồi dốc có thể phân thành 2 loại : 1) Máy kéo có khung tự giữ đ−ợc trạng thái thăng bằng trên dốc ngang, gọi tắt là máy kéo có khung thăng bằng ; 2) Máy kéo cải tiến từ máy kéo đồng bằng bằng cách hạ thấp trọng tâm và tăng bề rộng, gọi tắt là các máy kéo thông th−ờng. Tr−ớc hết xét sự chuyển động của máy kéo thông th−ờng trên dốc ngang. Trục bánh xe máy kéo nghiêng so với mặt phẳng ngang một góc khác - 18 - với góc nghiêng của dốc (do địa hình, biến dạng của đất và của bánh xe) nh−ng để đơn giản ta coi hai góc đó bằng nhau. Khi máy kéo chuyển động trên bề mặt cứng ít bị biến dạng thì góc nghiêng của trục máy kéo lớn hơn một chút so với độ nghiêng của dốc. Sở dĩ có điều này bởi các bánh d−ới dốc của máy kéo chịu tải lớn hơn và mức độ biến dạng nhiều hơn so với các bánh xe phía trên dốc. Góc nghiêng thêm của trục đ−ợc xác định bởi mức độ chênh lệch biến dạng của các bánh xe, tính chất cơ lý của đất: β = arctg(h’Ш–h”Ш)/ B (2.2) Trong đó: h’Шvà h ” Ш là biến dạng của bánh d−ới và bánh trên dốc a) b) c) Hình 2.1. Xác định góc nghiêng của trục bánh máy kéo trên dốc ngang a. Khi máy kéo chuyển động trên bề mặt cứng b. Khi bánh trên dốc của máy kéo nằm trong rãnh cày c. Khi bánh d−ới dốc của máy kéo nằm trong rãnh cày Đối với các máy kéo thông th−ờng, khi tăng bề rộng vết bánh thì ảnh h−ởng của biến dạng lốp sẽ giảm và sẽ làm giảm góc nghiêng thêm β. Góc nghiêng thêm của trục bánh máy kéo sẽ thay đổi đáng kể khi máy kéo chuyển động trên mặt luống cày lồi lõm: nếu các bánh trên nằm trong rãnh cày (hình 2.1,b) thì góc nghiêng của trục máy kéo giảm đi so với góc nghiêng của dốc. Góc nghiêng thêm phụ thuộc vào độ sâu của rãnh cày: - 19 - γ’ = arcsin(h/B) (2.3) Trong đó: h là độ sâu của rãnh cày. Tổng góc nghiêng của trục máy kéo trên dốc θz đ−ợc tính theo góc dốc α, góc nghiêng thêm β do biến dạng khác nhau giữa các bánh trên và các bánh d−ới và góc nghiêng thêm γ’ do độ sâu của rãnh cày: θz= α + β ± γ' (2.4) Trong công thức (2.4) dấu (-) đ−ợc lấy khi cày lật đất lên phía trên dốc, lấy dấu (+) khi cày lật đất xuống phía d−ới dốc. Thay các giá trị của góc β và γ’ từ các công thức (2.2) và (2.3) vào (2.4) ta có: θ = α + arctg[(h’Ш- h”Ш)/B] ± arcsin(h/B) (2.5) (độ) Hình 2.2. Sự phụ thuộc của góc nghiêng trục máy kéo vào góc dốc[17] (độ) Nh− vậy sự phân bố lại tải trọng trên các bánh xe thông th−ờng không chỉ phụ thuộc vào góc dốc mặt đồng mà còn phụ thuộc vào áp suất không khí trong lốp, prophin bề mặt dốc và ph−ơng thức cày. Độ nghiêng của máy kéo đ−ợc giảm xuống khi máy kéo cày lật đất lên phía trên dốc (hình 2.2). Chuyển động phức tạp nhất của máy kéo trên dốc là khi quay vòng, khi đó tải trọng trên các bánh xe của máy kéo sẽ thay đổi. Độ cong của quỹ đạo chuyển động tùy thuộc vào bán kính quay vòng và h−ớng vòng lên trên hay xuống d−ới dốc. Bán kính quay vòng trên dốc cần đảm bảo an toàn chuyển động. Không đ−ợc phép hãm phanh các bánh phía trong đ−ờng vòng khi chuyển động ở góc dốc giới hạn (xem mục 1.4.2). - 20 - Khi máy kéo chuyển động ngang dốc sẽ xuất hiện chuyển động lệch và máy kéo tự đi xuống phía chân dốc. Ngay cả khi không xoay bánh lái liên hợp máy vẫn đi xuống dốc do tr−ợt ngang. Độ chuyển động lệch sẽ tăng lên khi tăng góc dốc và chiều dài đ−ờng chạy. Chuyển động lệch đ−ợc đặc tr−ng bởi góc lệch ρ của trục dọc máy kéo và độ dịch chuyển l của bánh chủ động khỏi vị trí ban đầu. Thông th−ờng cả các bánh tr−ớc và các bánh sau đều bị tr−ợt. Mức độ tr−ợt chủ yếu phụ thuộc vào tính chất cơ lý của đất, góc dốc và tải trọng trên các bánh xe. Độ chuyển động lệch của máy kéo tăng khi độ tr−ợt của các bánh xe tăng. Khi chuyển động trên dốc, tải trọng trên các bánh sau là lớn nhất do một phần trọng l−ợng máy nông nghiệp phân bố lên, do đó lớp đất d−ới bánh xe sẽ bị phá hủy nhiều hơn. Sự tr−ợt xuống dốc của các bánh sau nhiều hơn so với các bánh tr−ớc, khi đó trục dọc của máy sẽ bị xoay lên phía trên dốc. Trị số độ tr−ợt sẽ không đổi đối với cùng một góc dốc và phụ thuộc vào độ bám của bánh xe với đất và thành phần trọng l−ợng Gsinα. Có hàng loạt nguyên nhân ảnh h−ởng đến tính ổn định chuyển động thẳng của máy kéo và sự ảnh h−ởng đó đ−ợc đánh giá thông qua góc chuyển động lệch và độ dịch chuyển của máy so với ph−ơng ban đầu. Đối với các máy kéo có khung thăng bằng, ph−ơng trọng lực luôn trùng với mặt phẳng dọc của khung nên sẽ loại trừ đ−ợc ảnh h−ởng của độ dốc, độ không bằng phẳng của mặt đồng, sự chênh lệch về áp suất các bánh xe phía trên và phía d−ới dốc. Nh− vậy, đối với cả hai loại máy kéo làm việc trên dốc đều vừa có sự chuyển động lệch bên, vừa có sự tr−ợt xuống phía d−ới dốc (hình 2.3). - 21 - Chuyển động lệch bên có hai dạng: dạng 1 khi trục dọc của máy h−ớng xuống chân dốc, dạng 2 khi trục dọc của máy h−ớng lên trên dốc. Khi chuyển động lệch, trục của liên hợp máy có một độ nghiêng dọc. Bình th−ờng nếu nh− không tác động lực phụ trợ để máy kéo đi lên phía trên dốc thì máy kéo sẽ chuyển động theo h−ớng xuống d−ới. Trục dọc của máy kéo trong tr−ờng hợp này h−ớng xuống phía d−ới. Có thể tính đ−ợc góc nghiêng của trục dọc của máy kéo khi biết góc chuyển động lệch bên ρ và góc dốc α: Hình 2.3 Chuyển động của máy kéo theo đ−ờng xiên θx = arcsin (sinα sinρ ) (2.6) Từ công thức (2.6) thấy rằng khi ρ= 0 thì sinθx = 0 và θx = 0 Máy kéo sẽ dịch chuyển xuống dốc một đoạn là: l = s sinθx/(sinα cosρ) (2.7) ở đây s là độ dài của quãng đ−ờng đi đ−ợc theo ph−ơng định tr−ớc. Góc nghiêng θz của trục dọc máy kéo phụ thuộc vào góc chuyển động lệch bên ρ và góc dốc α , đ−ợc thể hiện trên hình 2.4. (độ) (độ) Hình 2.4. ảnh h−ởng của góc dốc tới góc nghiêng trục dọc và góc lệch bên của máy kéo - 22 - Khi máy kéo chuyển động lệch lên phía trên dốc thì góc nghiêng của trục dọc máy kéo và độ dịch ngang của nó đ−ợc xác định theo công thức (2.6) và (2.7). Trong tr−ờng hợp này trục dọc của máy bị nghiêng lên trên (hình 2.5). Khi máy kéo chuyển động theo đ−ờng xiên thì góc dốc ngang sẽ thay đổi: α’ = arcsin (sinαcosρ) Qua đó cho thấy khi ρ = 0 thì cosρ =1 và sinα’ = sinα , dẫn đến α’=α. Trong chuyển động lệch bên sẽ xuất hiện 3 thành phần của trọng l−ợng t−ơng ứng với 3 ph−ơng x, y, z. Thành phần ngang của trọng l−ợng có thể tác dụng theo cùng chiều hoặc ng−ợc chiều chuyển động và đ−ợc xác định theo công thức: Gz= Gcosθxsinα’ Thay giá trị của góc θx và α’ vào công thức này ta nhận đ−ợc: Gz = Gcos[arcsin(sinαsinρ)] sinαcosα Thành phần dọc của trọng l−ợng là: Gx= Gsinθx ._.= Gsinαsin ρ Thành phần pháp tuyến của trọng l−ợng : GY= Gcosθxcosα’= Gcos[arcsin(sinαsinρ)]cos[arcsin(sinαcosρ)] Hình 2.5. Sơ đồ xác định các thành phần trọng l−ợng khi máy kéo chuyển động theo đ−ờng xiên C - 23 - Lực kéo tiếp tuyến của máy kéo phụ thuộc chủ yếu vào phản lực pháp tuyến , hệ số bám và thành phần dọc của trọng l−ợng: Khi máy kéo chuyển động lệch lên trên dốc: Pkαmax= ϕαGY- Gsinαsinρ Khi máy kéo chuyển động lệch xuống dốc: Pkαmax= ϕαGY+ Gsinαsinρ Trong đó: ϕα là hệ số bám của máy kéo trên dốc. Đối với loại máy kéo thông th−ờng, lực kéo tiếp tuyến phụ thuộc vào sự phân bố lại trọng l−ợng trên các bánh trên và d−ới dốc. Hệ số phân bố lại trọng l−ợng đ−ợc tính nh− sau: λα=Y”K/ Y’K (2.8) Khi máy kéo chuyển động ngang dốc không có sự lệch bên: ZZhtgeBGB Y θθ cos])5,0[1 +±=′ ZZhtgeBGB Y θθ cos])5,0[1 −=′′ m (2.9) Trong đó: e là độ lệch của trong tâm máy kéo so với mặt phẳng đối xứng dọc của máy kéo; h− chiều cao trọng tâm; B− bề rộng cơ sở Trong các công thức (2.9), khi tính Y’K sẽ lấy dấu (+) nếu trọng tâm phân bố phía d−ới mặt phẳng đối xứng dọc của máy kéo, lấy dấu (-) khi phân bố ở phía trên. Ng−ợc lại khi tính Y”K sẽ lấy dấu (−) nếu trọng tâm phân bố phía d−ới mặt phẳng đối xứng dọc của máy kéo, lấy dấu (+) khi phân bố ở phía trên. Khi đó: λα = ( )( ) z z htge tgheB θ θ −± +± 5,0 .5,0 Sự phân phối lại trọng l−ợng trên các bánh xe chủ động phụ thuộc vào vị trí trọng tâm, bề rộng vết bánh xe và góc nghiêng ngang của trục. - 24 - 2.2. Tính ổn định chuyển động thẳng của liên hợp máy kéo bánh hơi trên dốc ngang 2.2.1. Khái niệm về ổn định h−ớng chuyển động thẳng Tính ổn định chuyển động thẳng của liên hợp máy trên dốc ảnh h−ởng đến các yêu cầu kỹ thuật nông học và chất l−ợng các công việc canh tác bằng máy. Nếu máy có tính ổn định chuyển động thẳng tốt thì sẽ nâng cao chất l−ợng và năng suất khi chăm sóc giữa hàng cây. Trong tr−ờng hợp này sẽ giúp ng−ời lái ít phải thực hiện các thao tác điều khiển máy hơn. Máy kéo, với t− cách là phần tử chủ động của liên hợp máy có 6 bậc tự do [8], [12], [23]. Nó có thể thực hiện dịch chuyển và xoay t−ơng đối theo một trong ba trục của hệ tọa độ đặt vào trọng tâm máy kéo. Ngoài ra các máy nông nghiệp liên kết với máy kéo cũng có không ít hơn ba bậc tự do phụ nữa. ảnh h−ởng của tất cả các dạng chuyển động của máy kéo và máy nông nghiệp liên kết với nó đến chất l−ợng làm việc là không giống nhau. Sự phá hủy tính chất ổn định chuyển động theo h−ớng định tr−ớc có ảnh h−ởng đến chất l−ợng làm đất, độ đồng đều hành trình của các bộ phận làm việc, quá trình phân chia hạt gieo cũng nh− điều kiện chăm sóc cây trồng. Sự mất ổn định h−ớng chuyển động sẽ gây ra sự tác động không đều của bộ phận làm việc với đất, làm cho sự phân phối hạt gieo không đều theo diện tích. Kể cả máy kéo thông th−ờng cũng nh− máy kéo có khung cân bằng, tính ổn định chuyển động theo h−ớng đã định có ảnh h−ởng đặc biệt đến các chỉ tiêu của quá trình công nghệ. Nói về tính ổn định chuyển động theo h−ớng xác định, tr−ớc hết cần phải hiểu đó là khả năng tự duy trì h−ớng chuyển động của liên hợp máy không có sự tác động của ng−ời lái vào cơ cấu lái. Tính ổn định h−ớng chuyển động phụ thuộc vào các thông số kết cấu của liên hợp máy, loại công việc thực hiện, tính chất cơ lý của đất, trắc diện mặt đồng,... - 25 - Một trong những yếu tố cơ bản ảnh h−ởng đến tính ổn định h−ớng chuyển động của liên hợp máy kéo bánh trên dốc là sự chuyển động lệch bên của các bánh xe đàn hồi của máy kéo. D−ới tác động của các lực bên, lốp xe bị biến dạng theo h−ớng ngang, khi đó véc tơ vận tốc sẽ lệch khỏi mặt phẳng vành bánh xe. Ngoài ra, loại liên hợp máy và ph−ơng pháp điều chỉnh chiều sâu làm đất cũng ảnh h−ởng đến tính ổn định h−ớng chuyển động. Tùy theo ph−ơng pháp điều chỉnh lực ở thời điểm nâng cày, d−ới tác động của lực quán tính và trọng l−ợng đất sẽ tạo ra một lực cản đáng kể, lực này có thể gây mất phản lực pháp tuyến ở các bánh xe tr−ớc và làm cho máy kéo bị tr−ợt trên dốc. Sử dụng các máy nông nghiệp móc sẽ giảm đ−ợc sự tr−ợt và sự tự quay vòng của máy kéo trên dốc, đồng thời cũng tao ra mô men cản chống lại mô men xoay. Sự xoay lệch liên hợp máy khỏi h−ớng đã định dẫn đến tăng chi phí công suất và chi phí nhiên liệu. 2.2.2. Mô men xoay lệch liên hợp máy kéo bánh khi làm việc trên dốc ngang Tính ổn định chuyển động theo h−ớng xác định sẽ bị phá hủy d−ới tác động của mô men xoay lệch xuất hiện do thành phần bên của trọng l−ợng, do sự khác nhau của lực cản lăn giữa các bánh xe trên dốc và d−ới dốc, sự lệch ph−ơng lực kéo so với mặt phẳng đối xứng dọc của máy kéo và hàng loạt nguyên nhân khác nữa. Mô men xoay lệch phụ thuộc vào ph−ơng pháp treo và trọng l−ợng của máy nông nghiệp cũng nh− đặc điểm kết cấu của chúng. Máy nông nghiệp treo th−ờng tăng tải cho các bánh chủ động sau của máy kéo, khi đó thành phần bên của trọng l−ợng sẽ làm giảm mô men xoay lệch. Mô men chống lại chuyển động lệch Mfyb (ng−ợc chiều với mô men xoay lệch Motk) đ−ợc xác định bởi cơ lý tính của đất. Mô men xoay lệch phụ thuộc vào sự phân bố khối l−ợng của máy kéo và tùy thuộc nó có cầu chủ động tr−ớc hay không, loại vi sai đơn giản hay tự gài, bề rộng vết bánh. - 26 - Đối với máy kéo thông th−ờng, sử dụng vi sai đơn giản thì điều kiện để liên hợp máy có thể chuyển động đ−ợc là: Pkα= 2Yk " ϕα"≥ Pkpα+Pfα Trong đó: ϕ” là hệ số bám của bánh xe trên dốc. Lực cản lăn của máy kéo: Pfα = P'fα + P"fα Trong đó: P'fα>P"fα Đối với máy kéo thông th−ờng, không khóa vi sai, lực kéo tiếp tuyến đ−ợc phân chia nh− nhau trên mỗi bánh xe: P‘kα = P ” kα P‘kα = Pkα/ 2 = P ‘ kpα+ P ‘ fα P”kα = Pkα/ 2= P ” kpα+ P ” fα Trong đó : P‘fα> P ” fα , P ‘ kpα < P ” kpα Sau đây sẽ xác định mô men xoay lệch của loại máy kéo thông th−ờng. Sơ đồ lực và các mô men tác động lên máy kéo bánh hơi đ−ợc thể hiện trên hình 2.6. Ngoài các lực trong vùng tiếp xúc của bánh xe với đ−ờng còn có thành phần bên của trọng l−ợng G sinθz và mô men chống chuyển động lệch MfyB. Ta biểu diễn các điều kiện cân bằng của máy kéo so với trục thẳng đứng đi qua 0’ và 0” của các bánh xe chủ động. Ta có ph−ơng trình mô men sau đây: P’kαB = Gsinθza + P‘fkB - MfyB+P’fnB P”kαB = - Gsinθza + P”fkB + MfyB+P”fnB Hình 2.6 Sơ đồ các lực tác dụng lên máy kéo khi chuyển động trên dốc - 27 - Lấy ph−ơng trình trên trừ ph−ơng trình d−ới ta nhận đ−ợc: 2MfyB= (P ’ kα- P ” kα)B + 2 Gsinθza+ (P’fk- P”fk)B + (P’fn- P”fn)B Vì P’kα= P ” kα do đó: 2MfyB =2 Gsinθza+ (P’fk- P”fk)B + (P’fn- P”fn)B Sự chuyển động thẳng theo h−ớng đã định sẽ bị phá hủy khi mô men xoay lệch lớn hơn mô men cản chuyển động lệch: M0TK ≥ Gsinθza + (P’fk- P”fk) 2 B +(P’fn- P ” fn) 2 B Sự khác nhau về vị trí của lực cản lăn của các bánh tr−ớc và các bánh sau, cộng với thành phần bên của trọng l−ợng là nguyên nhân gây ra mô men xoay lệch máy kéo. Giả thiết rằng: P’fk = f’kY’k ; P ” fk = f”kY”k (2.10) P’fn = f’n Y’n ; P ” fn = f”n Y”n (2.11) Ta nhận đ−ợc : M0TK= Gsinθza(f’K-λαf”K)Y’k 2 B +( f’n-λα f”n)Y”n 2 B Khi f’k≈ f”k và f’п≈ f”п Thì ta có: M0TK= Gsinθza+(1-λα)(P’fk+ P’fп) 2 B Mô men xoay lệch khi máy kéo liên hợp với các máy nông nghiệp treo: M0TK= Gsinθza+(1-λα)(P’fk+ P’fп) 2 B - Qsinθza1 Trong đó a1 là khoảng cách từ trọng tâm máy nông nghiệp tới cầu sau. Khi làm đất bằng liên hợp máy treo (hình 2.7), ph−ơng lực kéo có thể dịch xuống phía d−ới dốc và mô men xoay lệch tăng thêm trị số Pkpc. Nếu lực kéo nằm trong mặt phẳng đối xứng dọc của máy kéo thì nó không gây ảnh h−ởng gì đến mô men xoay lệch. Sự dịch chuyển ph−ơng lực kéo lên phía trên dốc cho phép bù hoặc giảm mô men xoay lệch, bởi vì trong tr−ờng hợp này: M0TK= Gsinθza +(1-λα)(P’fk+ P’fп) 2 B - Qsinθa1- Pkpc - 28 - b)a) Hình 2.7. Sơ đồ các lực tác dụng lên liên hợp máy kéo chuyển động trên dốc a− với máy nông nghiệp treo; b− với máy nông nghiệp móc. Với sự tăng trọng l−ợng máy nông nghiệp sẽ làm giảm mô men xoay lệch của cầu tr−ớc và tăng mô men xoay lệch cầu sau, dẫn đến hiện t−ợng tr−ợt của liên hợp máy. Khi sử dụng các máy nông nghiệp móc (hình 2.7), ngoài thành phần ngang của trọng l−ơng Qsinα và lực kéo Pkp , còn có lực cản lăn của các bánh xe tựa đồng. Mô men xoay lệch sẽ là: M0TK= Gsin θza+(1-λ α)( P’fk+ P’fп) 2 B +(f’c.x-λ αc .xf”c.x ) 2 cxB Qsinα a1 Mô men xoay lệch của liên hợp máy tăng lên khi bề rộng của vết bánh giảm xuống, khi trọng l−ợng giảm xuống và khi trọng tâm của máy tăng lên với mặt phẳng nằm ngang đối xứng của máy kéo. Sự khác biệt so với chuyển - 29 - động thẳng đều của máy kéo khi có khóa vi sai loại đơn giản không tự gài chỉ phụ thuộc vào các phản lực tr−ợt của các bánh tr−ớc và các bánh sau. Nếu tổng hợp tất cả các phản lực tr−ợt của tất cả các bánh của máy kéo thành một lực thì mô men xoay lệch sẽ là: M0TK= Gsin θza + Pfα )1( )1( α α λ λ + − 2 B T−ơng tự ta xác định đ−ợc mô men xoay lệch của máy kéo có khóa vi sai loại tự gài. Các lực kéo tiếp tuyến của các bánh tr−ớc và các bánh sau theo dốc không bằng nhau, vì mỗi bánh tạo ra một lực kéo t−ơng ứng bởi sự tác động của nó với đất. Lực kéo tiếp tuyến tổng hợp lên máy kéo là: PKα = (ϕ 'α+λ αϕ "α )Y’ (2.12) Trong đó ϕ 'α và ϕ ”α là các hệ số bám của các bánh d−ới và trên dốc. Khi khóa vi sai cầu sau của máy kéo thì mô men xoay lệch giảm xuống. M0TK= Gsin θza + Pf cyM 2 B )1( )1( α α λ λ + − - ( ϕ 'α- λ αϕ "α) Y’K 2 B Khi khóa vi sai cầu tr−ớc mô men xoay lệch sẽ giảm thêm nữa đi một l−ợng ∆M : ∆M= ( ϕ ' Π + λ α ϕ ”Π ) Y ' п 2 B 2.2.3. Quỹ đạo chuyển động lệch của liên hợp máy bánh hơi trên dốc ngang [19], [12] Khi làm việc trên dốc, d−ới tác dụng của các thành phần lực ngang bánh xe sẽ bị biến dạng ngang dẫn đến sự chuyển động lệch của bánh xe. Mức độ chuyển động lệch phụ thuộc vào các thành phản lực ngang. Do vậy, để xác định sự lệch bên của liên hợp máy ta cần phải xác định các phản lực ngang tổng hợp tác dụng lên các bánh tr−ớc và các bánh sau của liên hợp máy khi chuyển động trên dốc, cụ thể là: ZαΠ = Z’αΠ + Z”αΠ ; ZαK = Z’αK + Z”αK Khi chuyển động thẳng đều trên mặt phẳng ngang và lực kéo đặt trong - 30 - mặt phẳng đối xứng dọc của máy kéo thí không xuất hiện các thành phần lực ngang ZαΠ và ZαK . Khi máy kéo chuyển động thẳng trên s−ờn dốc sẽ xuất hiện thành phần ngang của trọng l−ợng Gsinα. Các phản pháp tuyến và phản lực ngang tác dụng lên các bánh xe cầu tr−ớc và cầu sau không nh− nhau dẫn đến sự biến dạng ngang của các lốp cũng khác nhau. Do vậy các bánh xe cầu tr−ớc và cầu sau sẽ chuyển động với các góc lệch khác nhau, thể hiện trên hình 2.8. a) b) Hình 2.8. Sơ đồ chuyển động của máy kéo trên dốc khi bị lệch bên a - Sơ đồ chuyển động; b -Sơ đồ lực và mô men Các góc chuyển động lệch của các bánh xe cầu tr−ớc ký hiệu là ρ’ Π, ρ” Π và của cầu sau là ρ’K, ρ”K . Độ lớn của các góc chuyển động lệch sẽ quyết định ph−ơng vận tốc của từng cầu. Vận tốc của điểm E có góc lệch ρ Π và của điểm D là ρK. Nếu lốp tr−ớc biến dạng lớn hơn tức là ρ Π ρ〉 K , khi đó máy kéo sẽ chuyển động lệch xuống d−ới dốc. Bán kính quay vòng của máy kéo rất lớn vì góc chuyển động lệch của cầu tr−ớc không đáng kể. Tâm quay tức thời của máy kéo ở điểm C (hình 2.8,a).Vị trí của điểm này phụ thuộc góc lệch bên và do đó phụ thuộc góc nghiêng của dốc, các phản lực ngang và phụ thuộc sự phân bố của lực kéo. Trên hình 2.8, đoạn thẳng CA bằng bán kính RyB cong của quĩ đạo - 31 - chuyển động trên dốc. Khi biết bán kính RyB có thể xác định các góc lệch bên của các bánh tr−ớc và các bánh sau nh− sau: tg ρK = AD/ RyB ; tg ρ'K =AD / (RyB - 2 B ) ; tg ρ”K =AD / (RyB+ 2 B ) Thực hiện một vài biến đổi toán học, ta nhận đ−ợc: tg ρ,K =AD / [ RyB (1- yBR B 2 )] và tg ρ”K =AD / [ RyB (1 + yBR B 2 )] Vì có B/ 2 RyB là đại l−ợng vô cùng nhỏ nên ta có: tg ρK≈ tg ρ,K≈ tg ρ”K = AD/ RYb T−ơng tự với các bánh tr−ớc ta có: tg ρп≈ tg ρ,п≈ tg ρ”п = AE/ RYb Ta sẽ xác định các phản lực ngang Zαп và ZαK, các phản lực này tác dụng lên các bánh tr−ớc và sau (hình 2.8,b) Sự chuyển động của máy kéo ở trên dốc theo quỹ đạo cong,để hệ đang xét nằm trong sự cân bằng phải đặt thêm lực quán tính vào trọng tâm. Theo ph−ơng tiếp tuyến ta có: T= MTP ( dt dv +2ω vR ) (2.13 ) Theo ph−ơng pháp tuyến ta có N = MTP ( R 2v ) (2.14) Ngoài ra còn phải đặt thêm mô men quán tính Mj = J dt dω = MTP ρ2И dt dω (2.15) Trong đó MTP là khối l−ợng của máy kéo ; J − mô men quán tính của khối l−ợng máy kéo lấy với trục thẳng đứng đi qua trọng tâm; ρИ − bán kính quán tính của khối l−ợng máy kéo so với trục thẳng đứng; dt dω − gia tốc góc của máy kéo; vR - vận tốc t−ơng đối; ω - vận tốc góc quay vòng; v - vận tốc kéo theo; gia tốc Criolit wK = 2ω. vR. - 32 - Có thể xác định các lực cản lăn của các bánh tr−ớc và sau từ các công thức (2.10) và 2.11). Các lực kéo tiếp tuyến của các bánh tr−ớc và các bánh sau của máy kéo sẽ là: P'kα =ϕ ’α Y’ ; K P”kα=ϕ "αY” . K Nếu không khóa vi sai thì lực kéo tiếp của hai bánh bên phải và bên trái bằng nhau : P'kα = P"kα Nếu khóa vi sai, lực kéo tiếp tuyến đ−ợc xác định theo công thức: PKα = P'kα + P"kα Khi tính đến sự phân bố lại của trọng l−ợng, lực kéo tiếp tuyến đ−ợc xác định theo công thức (2.12). Vì các phản lực của các bánh tr−ớc không bằng nhau nên chúng tạo ra một mô men làm quay máy kéo trong mặt phẳng lăn của các bánh: Mfп = (f'п-λ α f"п ) Y'п 2 B . Giả sử khi f'п ≈ f"п≈ fп, khi đó: Mfп= (1- λ α) fп Y'п 2 B . ( 2.16) Một cách t−ơng tự, sẽ xác định đ−ợc mô men làm quay máy kéo do sự chênh lệch lực cản lăn của bánh trên và bánh d−ới : Mfk= (1- λ α ) fk Y’k 2 B. (2.17) Hiệu các lực kéo của các bánh trên và d−ới dốc tạo ra mô men MP, gây ra sự chuyển động lệch của máy kéo so với ph−ơng thẳng đã định làm cho sự điều khiển máy kéo bị lệch khỏi ph−ơng thẳng đã định. MP = (P’Kα -P’f ) 2 B - 0,5(P”Kα -P”f K)B = 0,5(ϕ α-fK)(1-λ α)Y’k (2.18) - 33 - Hình 2.9. Sơ đồ xác định lực và mô men tác dụng lên máy kéo chuyển động trên dốc ngang có chuyển động lệch a- khi không có tải; b- khi có lắp lệch. Với những giả thiết trên có thể thay đổi sơ đồ trên hình 2.9b,bằng sơ đồ tính toán lực và mô men trên hình 2.9, a. Sử dụng hình 2.9a, từ điều kiện cân bằng của hệ so với trục đứng đi qua điểm E ta nhận đ−ợc: -ZαK L –MP –MfK - Mfп +Gsinθz(L –a) + Mj - N(L –a ) = 0 (2.19) Từ điều kiện cân bằng của hệ so với trục vuông góc với mặt phẳng lăn và đi qua điểm D ta tìm đ−ợc: ZαK L - Mfп –MfK - MP - Gsinθza + Mj +Na = 0. ( 2.20 ) Sử dụng các công thức (2.16) và (2.18), cũng nh− các công thức (2.19) đến (2.20) ta tìm đ−ợc các công thức tính các phản lực ngang Zαп và ZαK trong tr−ờng hợp tổng quát cho các máy kéo chuyển động trên dốc: Zαk=[Gsinθz-(L –a) – (1 - αλ )( αϕ + f пλx)Y’K 2 B +Mj - N (L –a ) ] L 1 Zαп = [G sinθza – (1 - αλ )( αϕ +f пλx)Y’K 2 B - Mj - Na)] L 1 ; Trong đó λ x là hệ số phân bố lại trọng l−ợng giữa cầu tr−ớc và cầusau: λ x =Y’п / Y’k - 34 - Trọng tâm của các máy nông nghiệp loại treo dịch chuyển xuống phía d−ới dốc, vì có sự nối kết của nó với máy kéo, chịu sự tác dụng của thành phần lực ngang, điều này cũng đặc tr−ng cho cả loại máynông nghiệp móc. Sự dịch chuyển của máy nông nghiệp so với mặt phẳng đối xứng dọc của máy kéo sẽ gây ra sự dịch chuyển ph−ơng tác dụng của lực cản kéo. Điều này lại ảnh h−ởng đến các phản lực ngang trên cầu tr−ớc và cầu sau ( hình 2.9,b) Zαk=[Gsinθz(L-a)-(1- αλ )( αϕ +fпλxY’K 2 B +Mj-N(L-a)-Qsinθz(a1+L)−Pkpc] L 1 ; Zαп=[Gsinθz a +(1- αλ )( αϕ + f пλ x )Y’K 2 B - Mj -Na − Qsinθza1+Pkpc] L 1 . Chuyển động của máy kéo có khung cân bằng khác hẳn so với máy kéo thông th−ờng, vì nh− đã nói ở trên, các máy kéo có khung cân bằng không có sự phân bố lại trọng l−ợng trên các bánh phía trên và d−ới dốc. Tuy nhiên đặc tính tiếp xúc của bánh xe với đất sẽ bị thay đổi so với khi chuyển động trên đồng bằng. Trong mặt phẳng tiếp xúc xuất hiện mô men mà giá trị của nó phụ thuộc vào ph−ơng chuyển động của máy kéo h−óng lên trên hay xuống d−ới dốc. Do các bánh xe tiếp xúc với mặt phẳng nghiêng (hình 2.10) nên ph−ơng lực kéo tiếp tuyến bị lệch khỏi mặt phẳng đối xứng dọc của bánh xe một góc ε. Ph−ơng tác dụng của lực tiếp tuyến quyết định ph−ơng của chuyển động và lực cản lăn cũng có ph−ơng lệch một góc so với ph−ơng dọc của máy kéo. Do đó, mặc dù không thành phần Gsinα nh− ở máy kéo thông th−ờng nh−ng tại vùng tiếp xúc của bánh xe với mặt đ−ờng cũng xuất hiện các thành phần phản lực ngang và sẽ gây ra sự chuyển động lệch của máy kéo. Sự chuyển động lệch máy kéo trên dốc đ−ợc xác định bởi các lực ngang trên cầu tr−ớc và cầu sau Zαп và ZαK. Giá trị của các phản lực ngang phụ thuộc vào độ dốc, kết cấu của máy kéo. - 35 - Hình2.10. Lực và mô men tác dụng lên máy kéo có khung cân bằng chuyển động trên dốc ngang Khi thiết kế máy kéo không có cầu chủ động tr−ớc, có khóa vi sai tự gài của cầu sau thì lực kéo tiếp tuyến cực đại đ−ợc xác định theo công thức: PKα = ϕ 1YK1+ϕ 2YK2 Trong đó ϕ 1 và ϕ 2 là các hệ số bám của các bánh xe d−ới và trên dốc; YK1và YK2 là các phản lực pháp tuyến tác dụng lên các bánh d−ới và trên. Khi hệ số bám của các bánh chủ động nh− nhau (ϕ 1 = ϕ 2), lực kéo tiếp tuyến của máy kéo có khung cân băng đ−ợc xác định theo công thức: PKα = ϕ α YK Trong đó YK là phản lực pháp tuyến tác dụng lên các bánh sau. Nếu không khóa vi sai và hệ số bám của 2 bánh không nh− nhau, chẳng hạn hệ số bám của bánh phía trên dốc nhỏ hơn bánh d−ới (ϕ 2< 1ϕ ) khi đó ta có: PKα = ϕ 2( YK1 + YK2 ) = ϕ 2YK Lực cản lăn của các bánh bị động tr−ớc đ−ợc xác định nh− sau: Pfα = fα (Yп1 + Yп2 ) = fα Yп - 36 - Trong đó Yп1 và Yп2 là các phản lực pháp tuyến tác dụng lên các bánh bị động ở phía tr−ớc; Yп là tổng phản lực pháp tuyến tác dụng lên cầu tr−ớc. Nh− đã nói ở trên ở các bánh xe máy kéo có khung cân bằng, điểm đặt các phản lực của đất tác dụng lên các bánh xe bị dịch lên phía trên so với mặt phẳng đối xứng dọc của từng bánh và tạo ra một mô men có tác dụng làm hạn chế chuyển động lệch bánh xe cầu tr−ớc và tăng chuyển động lệch ở cầu sau. Mô men chống chuyển động lệch của cầu tr−ớc đ−ợc xác định theo công thức: Myп= fα eп Yп cos ε Trong đó eп là độ dịch chuyển phản lực của đất lên các bánh tr−ớc so với mặt phẳng đối xứng dọc của chúng; ε là góc nghiêng của các lực tác dụng trong vùng tiếp xúc so với mặy phẳng đứng của máykéo. Khi khoá vi sai, nếu lực kéo tiếp tuyến nh− nhau (tr−ờng hợp lực bám đạt tối −u) và nếu độ dịch chuyển của các phản lực ở các bánh xe là nh− nhau thì mô men xoay lệch tăng lên một l−ợng : ∆Mk = Yk1 ek cos ε ( 21 ϕϕ − ) Khi khoá vi sai, nếu lực kéo tiếp tuyến không bằng nhau sẽ tạo ra một mô men làm xoay bánh xe xung quanh trục thẳng đứng đi qua mặt phẳng đối xứng dọc của nó. giả sử Pk1 > Pk2 thì mô men xoay lệch sẽ là: MPK =(PK1 – PK2 ) B/2 Để xác định sự lệch bên của bánh xe máy kéo có khung cân bằng cho tr−ờng hợp có tải trọng kéo tr−ớc hết ta cần phải xác định đ−ợc các phản lực ngang. Sơ đồ lực và mô men tác dụng lên liên hợp máy đ−ợc thể hiện trên hình 2.10. Sự chuyển động của các máy kéo có khung cân bằng cũng nh− cac máy kéo thông th−ờng ở trên dốc ngang sẽ theo một quỹ đạo cong bởi vì liên hợp máy chịu các lực và mô men quán tính đ−ợc xác định theo các công thức từ (2.13) đến (2.15). Sơ đồ tính toán lực và mô men tác dụng lên liên hợp máy kéo có khung - 37 - tự cân bằng d−ợc thể hiện trên hình 2.11. a) b) Hình 2.11. Sơ đồ lực và mô men tác dụng lên liên hợp máy khi có chuyển động lệch a. Máy kéo không có cầu chủ động tr−ớc và không khoá vi sai b. Máy kéo có cầu tr−ớc chủ động tr−ớc và khoá vi sai. Từ điều kiện cân băng mô men lấy với điểm E và D sẽ xác định đ−ợc tổng phản lực ngang tác động lên cầu tr−ớc và cầu sau của máy kéo có khung tự cân bằng, cầu tr−ớc bị động, không khóa vi sai cầu sau: ZαK=[Gsinθz(L- a)+(Qsinθz−PKP. б)(L+ a1)+PK. бL+Myп-MyK+Mj-N(L–a)] L 1 Zαп = [ G sinθza - (Qsinθz - PKP. б) a1 + Pf. бL -Myб + MyK -Mj – Na] L 1 Nếu bánh xe tiếp xúc với đất vơi toàn bộ chiều rộng thì eK= 0 và en= 0 và sẽ không có thành phần ngang của lực kéo tiếp tuyến và lực cản lăn. Trong tr−ờng hợp này phản lực ngang tác dụng lên cầu tr−ớc và cầu sau sẽ là : ZαK =[ Q sinα ( L + a1) + G sinθz (L – a)] L 1 Zαп =[ G sinθza - Qsinα a1] L 1 - 38 - ở máy kéo có khung cân bằng và khi sử dụng cầu tr−ớc chủ động, khóa vi sai khi chuyển động trên dốc ngang sẽ chịu tác động của các mô men Myn do sự dịch chuyển của các phản lực tạo ra làm tăng thêm chuyển động lệch, Mpn do việc khóa vi sai tạo ra có tác dụng hạn chế chuyển động lệch. Việc khóa vi sai cầu sau cũng tạo một mô men Mpk chống lại chuyển động lệch. Các phản lực ngang tác dụng lên cầu tr−ớc và cầu sau của liên hợp máy kéo có khung tự cân bằng, sử dụng hai cầu chủ động, khóa vi sai cả hai cầu (hình 2.11) đ−ợc xác định theo công thức: ZαK = [ G sinθz(L- a) + (Q sinθz - PKPб)(L + a1)+PKбL+MP.K+MP. – −MyK+ Myп +Mj – N ( L –a ) ] L 1 ; Zαп = [Gsinθza -(Qsinαθz-PKP.б)a1 + Pf. бL- Myп + MyK-Mj -Na] L 1 . Tóm lại ở các máy kéo có khung cân bằng sử dụng hai cầu chủ động, khóa vi sai cả cầu tr−ớc và cầu sau sẽ làm giảm các phản lực ngang tác dụng lên các bánh sau nhờ đó làm tăng tính ổn định chuyển động thẳng. Nếu sử dụng loại khóa vi sai tự động thì tính ổn định chuyển động thẳng của liên hợp máy càng tốt hơn. Theo các số liệu thực nghiệm có thể chấp nhận rằng các góc chuyển động lệch của các cầu ρk và ρn tỷ lệ thuận với các phản lực ngang Zαk và Zαν vơi diều kiện không có bánh nào bị tr−ợt ngang. Giá trị của các góc chuyển động lệch đ−ợc tính theo công thức: ρп = ξп Zαп ; ρK = ξK ZαK ξп và ξK là hệ số chống chuyển động lệch của cầu tr−ớc và cầu sau của máy kéo, tính theo độ ,khi có tải ngang và tải ngang là một đơn vị Bán kính quĩ đạo chuyển động của liên hợp máy thể hiện trên hình 2.8,a có trị số: RYB = AD / tg ρK - 39 - Mặt khác: vпE / vпD = (AD +L ) /AD ; Hay AD = L / ( vпE / vпD - l ) ở đây: vпE = v tgρ =v tg ξп Zαп ; vпD = v tgρK =v ξK ZαK Suy ra: AD = L ξK ZαK / (tgξп Zαп -tgξKZαK ) Và: RYB = L/ (tgξп Zαп -tg ξK ZαK ) (2.21) α GBZ’ Y”Z” Y’ ρΒ RB z vB vB vB ds dx dz 0B ω MB(x, x x Hình 2.12. Quỹ đạo chuyển động của máy kéo trên dốc Để xác định sự lệch ngang trọng tâm máy kéo khi chuyển động qua s−ờn dốc ta ký hiệu trọng tâm của liên hợp máy là điểm M (hình.2.12). Giả thiết rằng sự lệch ngang làm cho liên hợp máy sẽ dịch chuyển theo quỹ đạo cong với bán kính cong không đổi. Sau một khoảng thời gian t trọng tâm của liên hợp máy sẽ dịch chuyển đ−ợc một đoạn là x theo h−ớng đã định và lệch xuống phía d−ới dốc một đoạn là z. Ta xem xét chuyển động này trong hệ toạ - 40 - độ xoz, trong đó: z=RYB ( 1 –cos ωt ) và x =RYB sin ωt ( 2.22) Trong đó ω là tốc độ góc của trọng tâm liên hợp máy trong chuyển động quay vòng theo bán kính Ryb. Từ các ph−ơng trình ( 2.22), ta thấy rằng sự dịch chuyển của liên hợp máy khỏi ph−ơng định sẵn phụ thuộc vào thời gian chuyển động, tốc độ chuyển động và bán kính cong của quỹ đạo chuyển động. Sử dụng các ph−ơng trình chuyển động của liên hợp máy ta nhân đ−ợc vx = dt dx = 22 )( dx dzv − ; vz = dt dz =v sin ωt (2.23) Thành phần đầu tiên của công thức (2.23) có thể viết lại nh− sau: vx = dt dx = )sin1( 22 ttv ϖ− =v cos ωt ( 2.24) Góc lệch của trọng tâm liên hợp máy trên dốc là: tg ρα=vz / vx =tg ωt, do đó ρα= ωt Bởi vì : ω = v / RYB nên ρα= vt / RYB Từ ph−ơng trình (2.22) xác định đ−ợc RYB và thay vào công thức trên ta nhận đ−ợc : ρα= L 1 vt (tgρ Zα- tgρK ZαK ) (2.25) Sự dịch chuyển của liên hợp máy xuống phía d−ới dốc đ−ợc xác định bởi toạ độ z : ( )⎥⎦ ⎤⎢⎣ ⎡ −−−= ΠΠΠΠ KKKKyb ZtgZtg L vt ZtgZtg LL αα α ρρρρ cos1 2.2.4. Một số biện pháp hạn chế chuyển động lệch của liên hợp máy trên dốc ngang Để giảm sự lệch ngang của máy kéo trên dốc ngang cần thiết phải xoay - 41 - bánh lái đi một góc bằng góc lệch ngang của từng bánh so với vị trí trung bình của nó (ứng với vị trí của bánh lái khi đi thẳng trên đ−ờng bằng). Trong tr−ờng hợp này các bánh tr−ớc sẽ chuyển động theo ph−ơng đã định sẵn ( ph−ơng x hình 2.13, a ), còn các bánh sau thì bị lệch ngang. Bán kính cong quỹ đạo chuyển động sẽ là: )( akkk yB Ztg L tg LR ξρ == Khi đó góc lệch của trọng tâm liên hợp máy sẽ là: L Zvttg kk )( αα ξρ = ( 2.26) Quãng đ−ờng dịch chuyển của liên hợp máy sẽ là: ⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛ −= kk kk yB ZtgL vt Ztg LL α α ξξ cos1 b) a) Hình 2.13. Sơ đồ chuyển động của máy kéo trên dốc có lệch ngang a- khi quay thêm bánh của cầu tr−ớc lên phía trên dốc; b- khi quay thêm các bánh của cả cầu tr−ớc và sau lên phía trên dốc Để đảm bảo cho chuyển động của máy kéo theo một ph−ơng đã định tr−ớc cần phải xoay cả các bánh tr−ớc và các bánh sau đi một góc bằng góc tự chuyển động lệch của chúng.Trong tr−ờng hợp này vận tốc tịnh tiến của máy - 42 - kéo h−ớng theo trục dọc của máy. Khi xác định ảnh h−ởng của góc dốc tới sự lệch của chuyển động của máy theo ph−ơng đã định, qua thực nghiệm đã khẳng định rằng độ lệch là nhỏ nhất trong tr−ờng hợp cài cầu chủ động tr−ớc và khóa vi sai . Ngoài ra,các nghiên cứu thực nghiệm còn cho thấy ở các độ dốc nhỏ hơn 15 0 sự ảnh h−ởng của độ dốc đến tính ổn định chuyển động thẳng là không lớn, nh−ng ở các góc dốc lớn hơn 150 thì sự ảnh h−ởng đó là lớn do lúc đó sự tr−ợt ngang của các bánh xe tăng nhanh. Hình 2.14. Liên hợp máy kéo vớimáy nông nghiệp móc có bánh xe tựa đồng xoay lên dốc a−sơ đồ các lực tác dụng; b−sơ đồ tính toán của liên hợp máy. Các máy kéo có tính năng lái đ−ợc cả hai cầu sẽ nâng cao đ−ợc tính ổn định h−ớng chuyển động thẳng trên dốc ngang. Tuy nhiên việc chế tạo các loại máy này phức tạp hơn rất nhiều, đặc biệt là loại máy kéo có khung và bánh tự cân bằng. Vì thế để giảm sự chuyển động lệch của liên hợp máy ng−ời ta sử dụng một số biện pháp khác có hiệu quả kinh tế hơn, ví dụ xoay bánh tựa đồng của máy nông nghiệp. - 43 - Trên hình 2.14,a chỉ ra sơ đồ lực tác động lên liên hợp máy kéo với máy nông nghiệp móc, trong đó các bánh tựa đồng đ−ợc xoay đi một góc h−ớng lên phía trên dốc. Trên hình 2.14,b là sơ đồ tính toán các lực, trong đó tất cả các lực tác động lên máy nông nghiệp đ−ợc quy dẫn về điểm móc 03. Trên sơ đồ quy dẫn các lực tác dụng lên máy kéo đã đ−ợc trình bày ở phần trên. Đối với máy nông nghiệp, các lực tác dụng gồm có: thành phần lực ngang Qsinα, lực kéo qui dẫn PKPα dùng để khắc phục lực cản lăn và thực hiện các công việc trên đồng, lực cản lăn của máy nông nghiệp PfKX. Tổng các lực cản sẽ đ−ợc cân bằng với lực kéo tiếp tuyến do máy kéo sinh ra. Khi xoay các bánh tựa đồng lên phía trên dốc sẽ xuất hiện thành phần ngang của của lực cản lăn. Thành phần này có thể gộp với thành phần ngang của trọng l−ợng máy nông nghiệp. Lực kéo dùng để thực hiện khâu công nghệ cũng tạo ra thành phần lực ngang PKPσ có chiều h−ớng lên phía trên dốc. Do sự phân bố lại trọng l−ợng trên bánh xe tựa đồng phía trên và d−ới dẫn đến sự chênh lệch lực cản lăn và sẽ xuất hiện một mô men Mfc.x = (P’fc.x-P”fc.x) B/2 có xu h−ớng làm xoay máy nông nghiệp lên phía trên dốc. Do tác động của thành phần ngang của trọng l−ợng sinh ra mô men MQ = Qsinα l, lấy với điểm móc 03 có xu h−ớng làm xoay máy nông nghiêp quay xuống phía d−ới dốc. Khi quy đẫn các lực tác động lên máy nông nghiệp về điểm 03 , thành phần ngang của lực cản lăn của các bánh tựa đồng sẽ tạo ra một mô men: Mfc.x б = (P’fc.x б-P”fc.x )sin δ.l Lấy tổng mô men của tất cả các lực tác dụng lên liên hợp máy lần l−ợt lấy với trục thẳng đứng đi qua điểm 01 và 02 sẽ xác định đ−ợc phản lực ngang tác dụng lên cầu sau Zαk và cầu tr−ớc Zαn của máy kéo: Zαп =[ G sinθz a + PK.б L + PKP.б a1 + ( P’fc.x.б + P”fc.x.б )sin δl + MYп – − MYK + Mfc.x – Q sinα a1 – MP -–MQ – Mj - N a ] L 1 ( 2.27) - 44 - ZαK = [G sinθz(L – a)+ Q sinα (L +l) + PKп.б L+ MP п +MP K + MQ - − PKP б (L + a1) - (P’fc.x б + P”fc.xб )sinδ(L +a1)- MY - MYK -M fc.xб − − Mfc.x+ Mj + N(L – a)] L 1 (2.28) Từ các ph−ơng trình(2.27) và(2.28) cho thấy việc xoay bánh tựa đồng của máy nông nghiệp có tác dụng làm giảm các phản lực ngang tác dụng lên cầu tr−ớc và cầu sau của máy kéo, nhờ đó làm giảm sự chuyển động lệch của liên hợp máy. Việc xoay bánh tựa đồng còn đảm bảo cho máy nông nghiệp chuyển động theo ph−ơng chuyển động của máy kéo. 2.3. khảo sát quỹ đạo chuyển động của liên hợp máy trên dốc ngang [8], [9], [17] 2.3.1. Đặt vấn đề Qua phân tích quá trình chuyển động của liên hợp máy kéo trên dốc ngang cho thấy có rất nhiều yếu tố ảnh h−ởng đến tính ổn định chuyển động thằng của liên hợp máy, trong đó có cả những yếu tố ngẫu nhiên, phi tuyến. Do đó, mặc dù đã có nhiều công trình nghiên cứu về lĩnh vực này song mỗi công trình riêng rẽ chỉ dừng lại ở những giới hạn nhất định, hay nói cách khác chỉ khám phá ở một hoặc một số tính chất nhất định. Những hạn chế trong quá trình nghiên cứu do nhiều nguyên nhân khác nhau, có thể do mục đích nghiên cứu , do thiếu các ph−ơng tiện tính toán, thực nghiệm ... Và do vậy việc mở rộng hoặc phát triển những công trình nghiên cứu tr−ớc luôn có ý nghĩa cả về lý thuyết và thực tiễn. Trong phạm vi đề tài này, với sự hỗ trợ của công cụ tính toán trên máy vi tính đã tiến hành khảo sát ảnh h−ởng của một số thống kết cấu và độ dốc mặt đồng đến quỹ đạo chuyển động của liên hợp máy kéo trên dốc ngang với mục đích xem xét quy luật định tính của các ảnh h−ởng của chúng, góp phần - 45 - làm sáng tỏ các mô hình lý thuyết đã trình bày ở những phần trên và tr._.đ−ờng cong tr−ợt δ-Pm cho độ dốc đã đ−ợc xác định. Nh− vậy nếu có đ−ờng cong δ-C, ta có thể xây dựng đ−ợc các đ−ờng cong δ-Pm cho các độ dốc khác nhau. Đ−ờng cong δ-C đ−ợc xây dựng theo các số liệu thực nghiệm, u cần khảo nghiệm cho một độ dốc (có thể chọn α= 0). Do vậy tuy vẫn phải cần khảo nghiệm máy kéo, nh−n g pháp này có rất nhiều thuận lợi và có hiệu quả. Vì chỉ cần khảo - 69 - nghiệm cho một độ dốc ta có thể nghiên cứu bằng lý thuyết cho các độ dốc khác nhau tuỳ ý. δ δ δ = 100% δ = 100% Hình 3.6. Sơ đồ xây dựng đ−ờng cong tr−ợt δ−Pm theo ph−ơng pháp lý thuyết ảnh h−ởng độ dốc ngang đến khả năng bám các cầu xe Sự ổn định h−ớng chuyển động theo s−ờn dốc phụ thuộc rất lớn vào khả năng bám ngang của các bánh xe. Khả năng bám ngang của các bánh xe lại phụ th u bánh x máy kéo 3.3. uộc vào tải trọng pháp tuyến, tải trọng kéo ( hay lực cản kéo ), kết cấ e, sự phân bố trọng l−ợng trên các cầu, tính chất cơ lý của đất.Khi độ dốc tăng, phản lực pháp tuyến sẽ giảm dẫn đến làm giảm khả năng bám của các bánh xe, đồng thời khi tăng độ dốc tải trọng ngang (Gsinα) cũng tăng. Hậu quả của sự tác động đó sẽ gây ra sự tr−ợt ngang của máy kéo về phía chân dốc. Nếu độ tr−ợt ngang của cầu tr−ớc và cầu sau không nh− nhau sẽ làm cho máy kéo luôn thay đổi h−ớng chuyển động, nghĩa là mất ổn định h−ớng chuyển động, gây khó khăn cho ng−ời lái. Đặc biệt là tr−ờng hợp cầu tr−ớc tr−ợt nhanh hơn sẽ gây ra chuyển động lệch xuống phía chân dốc. Nếu giả thiết không tính đến biến dạng của đất và lốp, máy kéo sẽ duy trì đ−ợc h−ớng chuyển động khi lực bám ngang của các cầu lớn hơn các thành phần lực ngang Gsinα tác động lên các cầu. Điều kiện đủ bám của PBPBmmPBCB CBm C 00 δ δ B B PB α α α - 70 - nh− sau: 1) Máy kéo 1 cầu chủ động: − Cầu tr−ớc : αϕϕ tgYYZ 1111 >= αϕ tg>1 (3.24) α− Cầu sau : ϕϕ YZ 222 (= tgYPk 22222) >− (3.25) g: 2) Máy kéo 2 cầu chủ độn αϕ tgYZPZ k 11211 =>−= (3.26) ϕ Y 211 )(− Cầu tr−ớc : − Cầu sau : αtgY2 (3.27) ϕϕ ZPYZ k 2222222 )( =>−= trên cần phải tính : Y1 , Y2 , Pk1 , Pk2 ần xác định lực kéo cho phép Pm o các điều kiện bám ngang của các cầu khi làm việc trên các góc dốc khác nhau để có thể còn lái đ−ợc. Dạng đồ thị của đ−ờng đặc tính nh− hình 3.7. cho phép Pmϕ đảm bảo cho cầu tr−ớc và cầu sau vẫn đủ ịnh theo các công thức sau : ) Máy kéo 1 cầu chủ động Để kiểm tra theo các điều kiện Hàm mục tiêu : C ϕ sao cho đảm bả 0 α PBm PBmϕC1Β(2cầ ) PB ϕ 1Β(1cầum C ) PB ϕC2Β(1c Các giá trị lực kéo bám đ−ợc xác đ 1 : L hPaG Y mm −= αcos1 (3.28) m ầ ) PBmϕC2Β(2cầuHình 3.7. ) αΒmαΒm Đặc tính ổn định h−ớng chuyển động theo điều kiện bám khi máy kéo làm việc trên dốc ngang - 71 - L hPaLG Y −= αcos)(2 mm+ (3.29) Pk2 = Pm + fGcos α − Cầu tr−ớc : αϕ tg>1 (3.30) − Cầu sau : αϕ tgYPY k 2222222 )( >− (3.31) 2) Máy kéo 2 cầu chủ động : α22 α2222 tgCA −= Đặt : 11 tgCA −= ; [ ] )( )()(cos 1 1 aLbAG Pm 21 22112 AAhL AMAMfLA mx x −+ −−−−+= αϕ (3.32) X Tm L MhPbG Y 111 cos −−= ϕα (3.33) α22111 tgCYPk −= (3.34) −ớc thỏa mãn điều kiện : Cầu tr αϕ tgYPY k 121211 )( =− (3.35) ][ )( cos 21 1 2 AA aAG T m − )()( 22112 AMAMfLAaLP x += αϕ −−−− (3.36) hLx + X Tm L MhPGaL 2(Y 22 cos) ++−= ϕα (3.37) α22222 tgCYPk −= (3.38) Cầu sau thỏa mãn điều kiện : αϕ tgYPY k 222222 )( =− (3.39) Qua các điều kiện n t−ơng đối đơn giản. Cụ thể là cho tr−ớc giá trị lực kéo Pm, tính các giá trị Z2, h với các điều kiện (3. đ−ợc g trên ta thấy đối với máy kéo một cầu, việc tính toá lực kéo tiếp tuyến Pk2, rồi so sán 30), (3.31) ta sẽ nhận iá trị lực kéo lớn nhất chó phép PmϕC2 vẫn đảm bảo cầu sau đủ bám. - 72 - Đối với máy kéo 2 cầu chủ động, quá trình tính toán gặp khó khăn hơn nhiều vì phải xác định đ−ợc các thành phần lực kéo tiếp tuyến t−ơng ứng với cầu tr−ớc P và cầu sau P , trong khi ta chỉ biết tổng của chúng đ−ợc cân bằng với lực cản theo ph−ơng chuyển động : k1 k2 k m f xuất một ph−ơng pháp sử dụng C2). Nội dung ph−ơng pháp pháp có thể biểu diễn nh− trên hình 3.8. iả sử ta đã có các đ−ờng đặc tính tr−ợt δ = f(C ) và δ =f(C2). Chọn C2 thay đổi trong khoản biến thiên của nó C2 = 0 ữ C1max. Sau đó sử dụng các công thức tính toán trung gian để tính toán theo các b−ớc : 1) Cho giá trị C . (1) k1 k2 P + P = P = P + P (3.40) Để giải bài toán trên chúng tôi tôi đề đ−ợc đặc tính tr−ợt không thứ nguyên của từng cầu δ1 = f(C1) và δ2=f( G 1 1 2 2 CB2 δΒ 0 δΒ2B CBmax CB δΒ CB1 δ 0 δΒ1Β = CBmaxT δΒ 1Β 0  PBm PBmϕ αΒmax2BαΒmaxB PBmϕ2 α PBmϕ1 PB ϕm Hình 3.8. Sơ đồ xây dựng đặc tính ổn đinh ngang theo điều kiện bám của máy kéo 2 cầu khi làm việc trên dốc ngang - 73 - 2) Tính độ tr−ợt cầu sau 2max2 2 ln CC BA −=δ (2) 3)Tính độ tr−ợt cầu tr−ớc δ = 1 − k(1−δ2) (3) Trong đó k là hệ số không t−ơng thích động học giữa 2 cầu. ax, A, B là các hệ số thực nghiệm cho các bánh xe tr−ớc. 5) Tính lực kéo t−ơng ứng với các giá trị C1 , C2 theo công thức : 1 4) Tính giá trị yếu tố bám của cầu tr−ớc : ABeCC /1max11 δ−−= (4) Trong đó : C 1m )( )(])(cos 221121 AMAMfLAaLAG x m 21mx AAhL P −+ −−−−+â= α (5) 6) Tính các phản lực pháp tuyến trên cầu tr−ớc : )]([ Gcosfrcos 12 2 1 rrfL hPaG Y mm −− −−= αα (6) éo tiếp tuyến cầu tr−ớc: 7) Tính lực k α22111 tgCYPk −= (7) 8) Kiểm tra điều kiện đủ bám của cầu tr−ớc: αϕ tgYPY k 121211 )( ≥− (8) − Nếu không thỏa mãn, nghĩa là cầu tr−ớc không đủ bám và chấp nhận gần đú o mà vẫn đảm bảo đủ bám n cầu sau : − Nếu thỏa mãn điều kiện (8), tiếp tục b−ớc (9) ng đó là giá trị lớn nhất cho phép của lực cản ké gang ứng với góc dốc α đã cho : PmϕC1 = Pm (8a) 9) Tính các phản lực pháp tuyến trên )]([ Gcosfrcos)( 1 2 PGaL Y mm 12 rrfL h −− ++−= αα (9) - 74 - 10) Tính lực kéo tiếp tuyến cầu sau: α22222 tgCYPk −= (10) u kiện đủ bám của c 11) Kiểm tra điề ầu tr−ớc αϕ tgYPY k 121211 )( =− (11) − Nếu thỏa mãn điều kiện (11), tiếp tục b−ớc (12) − Nếu không thỏa mãn, nghĩa là cầu sau không đủ bám và chấp nhận gần đú mà vẫn đảm bảo đủ bám n ớc (1) cho đến khi nhận đ−ợc các mϕC1 mϕC2 1 2 nó ( C g PmϕC1= f(α); PmϕC2 =f(α). t khối l−ợng tính toán rất lớn. Chúng tôi đã ng đó là giá trị lớn nhất cho phép của lực cản kéo gang ứng với góc dốc α đã cho : PmϕC2 = Pm (11a) 12) Tiếp tục tăng các giá trị C2 ở b− giá trị P và P hoặc các giá trị C , C đã v−ợt quá giá trị cực đại của 1 ≥C1max ; C2 ≥C2max). Kết quả tính toán theo các b−ớc trên sẽ nhận đ−ợc một điểm của đồ thị của các đ−ờng cong t−ơng ứn Thực hiện một cách t−ơng tự cho các góc dốc khác nhau ta sẽ xây dựng đ−ợc các đ−ờng cong nh− trên hình 3.8. Qua phân tích trên cho thấy để xây dựng đ−ợc đ−ờng đặc tính ổn định ngang theo bám cần phải hoàn thành mộ xây dựng ch−ơng trình tính toán trên máy vi tính viết bằng ngôn ngữ lập trình Pascal 7.0, [5] L−u đồ thuật giải thể hiện trên hình 3.9, Văn bản ch−ơng trình trình bày ở Phụ lục 2. - 75 - - 76 - Hình 3.9. L−u đồ thuật giải bài toán xác định đặc tính ổn định ngang theo điều kiện bám của máy kéo 2 cầu chủ động Sai α := 0 α + := α CB2B :=CB2B + ∆C CB2B := 0 Tinh : δΒ2B, ∆Β1Β:= |YB 1ϕΒ−YB1B| ∆Β1Β PBmϕC1B:= ∆Β2Β PBmϕC1B:= Tính : PBm , ZB2BB, ZB1B , Đúng Đúng Đúng Sai Đúng Sai Đún Sai g CB <1B CB CB <2B CB Vẽ f(α); ∆Β2Β&∆ ∆Β2Β END. Đúng α > αΒt Đúng Sai Sai Nhập cac số liệu ban đầu BEGI PBmϕC1B= 3.4. một số kết quả khảo sát Chúng tôi sử dụng máy kéo 2 cầu chủ động MTZ−52, là loại máy kéo vạn năng do Liên Xô (cũ) sản xuất với công dụng chính dùng cho vùng đồng bằng hoặc khi làm việc ở các độ dốc nhỏ. Máy có cơ cấu cài vi sai tự động nhờ một khớp v−ợt nối giữa hộp số phụ và cầu chủ động tr−ớc để hạn chế sự phát sinh công suất ký sinh. Các số liệu kỹ thuật đ−ợc trình bày ở Phụ lục 2. C2 PBC1 Khi sử dụng 1 cầu chủ động Khi sử dụng 2 cầu chủ động PBC2 Hình3.10. bám ngang Qua kết − Khi s nh−ng điều ki bảo điều kiện S ở q ử ện láPBAlfa ự phụ thuôc lực kéo cho phép PBmcpB theo điều kiện các độ dốc khác nhau uả trên cho thấy: dụng 2 cầu chủ động, khả năng bám của máy kéo tăng lên bám ngang của cầu tr−ớc giảm nên khi cầu tr−ớc không đảm i thì cầu sau vẫn thừa bám. Vì vậy cần lắp thêm tải trọng phụ - 77 - lên cầu tr−ớc để thỏa mãn điều kiện lái, lúc đó cầu sau mới phát huy hết đ−ợc khả năng bám, cũng có nghĩa là thực hiện bài toán tối −u sử dụng trọng l−ợng bám của máy kéo. 3.5. kết luận ch−ơng 1. Khi máy kéo làm việc trên dốc ngang, mô men cản quay vòng lớn hơn, tính ổn định h−ớng chuyển động kém hơn nên đòi hỏi lực bám ngang của các bánh lái phải tốt hơn. Để đảm bảo đ−ợc điều kiện lái, một ph−ơng án đơn giản nh−ng có hiệu quả đó là lắp thêm tải trọng phụ lên cầu tr−ớc. Mặt khác, cần tính toán, điều chỉnh lực cản kéo cho thích hợp để máy kéo có thể phát huy đ−ợc hết khả năng bám nh−ng vẫn đảm bảo đ−ợc điều kiện lái. 2. Bài toán điều khiển máy kéo trên dốc ngang thuộc bài toán rất phức tạp, do vậy những kết quả nghiên cứu lý thuyết chỉ làm cơ sở lý luận và định h−ớng cho những nghiên cứu cải tiến hoặc lựa chọn chế độ sử dụng cho hợp lý. Để có các kết luận chính xác cần thiết phải tiến hành nghiên cứu thực nghiệm kiểm chứng, chuẩn xác hóa các ph−ơng án thiết kế. - 78 - kết luận chung và đề nghị Kết luận: Tính ổn định h−ớng chuyển động thẳng của liên hợp máy khi làm việc trên s−ờn dốc phụ thuộc rất phức tạp vào nhiều yếu tố và việc tính toán sự ảnh h−ởng đó cũng phức tạp hơn nhiều so với các liên hợp máy làm việc trên đồng bằng. Do đó cần phải có những nghiên cứu lý thuyết kết hợp nghiên cứu thực nghiệm mới có thể khẳng định đ−ợc các quan hệ giữa các thông số ảnh h−ởng và các hàm mục tiêu. Từ các kết quả nghiên cứu có thể sơ bộ rút ra một số kết luận sau: 1− Đã xây dựng đ−ợc mô hình và ch−ơng trình tính toán khảo sát ảnh h−ởng một số thông số kết cấu và điều kiện sử dụng đến quỹ đạo chuyển động lệch của liên hợp máy khi làm việc trên dốc ngang. Trên cơ sở đó đã khảo sát ảnh h−ởng của độ dốc, hệ số chống chuyển động lệch của các bánh xe và tải trọng pháp tuyến trên cầu tr−ớc đến đến quỹ đạo chuyển động của một loại máy kéo. Kết quả cho thấy sự ảnh h−ởng của các yếu tố này ở các độ dốc nhỏ hơn 100 là không lớn, song ở các độ dốc lớn hơn 100 sự ảnh h−ởng của chúng tăng nhanh và rất đáng kể. 2− Để giảm sự chuyển động lệch của các liên hợp máy trên dốc ngang có thể sử dụng một số biện pháp sau: − Xoay các bánh lái đi một góc để bù lại góc tự chuyển động lệch của chúng. − Sử dụng máy kéo 2 cầu chủ động kết hợp khóa vi sai giữa các bánh. − Đối với các liên hợp máy nông nghiệp móc, thực hiện xoay bánh tựa động đi một góc về phía trên dốc. − Lựa chọn loại lốp và áp suất trong lốp của cầu tr−ớc và cầu sau cho thích hợp. − Lắp thêm tải trọng phụ lên cầu tr−ớc vừa đảm bảo an toàn điều kiện - 79 - lái, vừa hạn chế đ−ợc chuyển động lệch. 3− Đã xây dựng đ−ợc mô hình và ch−ơng trình khảo sát tính ổn định chuyển động theo điều kiện lái. Ch−ơng trình cho phép xác định lực kéo lớn nhất cho phép máy kéo vẫn đảm bảo điều kiện lái đ−ợc. Trên cơ sở đó có thể tính toán, lựa chọn tải trọng phụ lắp trên cầu tr−ớc để cả hai cầu cùng phát huy hết trọng l−ợng bám. Đề nghị: Tính ổn định h−ớng chuyển động của liên hợp máy kéo trên s−ờn dốc phụ thuộc phức tạp vào nhiều yếu tố. Những vấn đề đã nghiên cứu trong luận văn còn phải chấp nhận một số giả thiết và mới chỉ đạt đ−ợc một số kết quả b−ớc đầu. Đề nghị tiếp tục phát triển đề tài này theo hai h−ớng cả lý thuyết và thực nghiệm . - 80 - Tài liệu tham khảo Tài liệu tiếng Việt 1. Nguyễn Văn An (1994), Nghiên cứu các chỉ tiêu kéo của máy kéo khi làm việc trên vùng đồi dốc, Luận văn thạc sĩ khoa học kỹ thuật, Đại học Lâm nghiệp, Hà Tây. 2. Nguyễn Bảng (1970), Lý thuyết tính toán máy nông nghiệp, Nhà xuất bản Đại học và Trung học chuyên nghiệp, Hà Nội. 3. Nguyễn Hữu Cẩn, D− Quốc Thịnh, Phạm Minh Thái, Nguyễn Văn Tài, Lê Thị Vàng (1996), Lý thuyết ô tô máy kéo, Nhà xuất bản Khoa học và kỹ thuật, Hà Nội. 4. Đặc tính kỹ thuật của một số loại máy kéo nông nghiệp (1983), Tài liệu tiếng Bungari. 5. D−ơng Mạnh Đức(1995), ứng dụng máy vi tính để nghiên cứu một số chế độ làm việc của liên hợp máy cày khi chuyển động ổn định, Luận văn thạc sỹ khoa học kỹ thuật, Đại học nông nghiệp I, Hà Nội. 6. Nguyễn Hoàng Hải và các tác giả (2003), Lập trình Matlab, Nhà xuất bản Khoa học và kỹ thuật, Hà Nội. 7. Phan Văn Hạp, Lê Đình Thịnh (2000), Ph−ơng pháp tính và các thuật toán, Nhà xuất bản Giáo dục, Hà Nội. 8. Nguyễn Văn Khang (2001), Giáo trình động lực học máy, (Dịch từ tiếng Đức), Nhà xuất bản Khoa học và kỹ thuật, Hà Nội. 9. Đàm Hoàng Phúc(2002), Khảo sát động lực học và quỹ đạo chuyển động của ô tô con khi phanh, Luận văn thạc sỹ chuyên ngành Ô tô, Đại học Bách khoa, Hà Nội. - 81 - 10. Võ Tấn Thặng (1994), Sử dụng máy trong nông nghiệp, Giáo trình, Đại học nông nghiệp I, Hà Nội. 11. Tiêu chuẩn Nhà n−ớc, TCVN 1773-98 (1997), Máy kéo nông nghiệp - Ph−ơng pháp thử, Nhà xuất bản Nông nghiệp, Hà Nội. 12. Nguyễn Khắc Trai (1997), Tính ổn định chuyển động của ôtô, Nhà xuất bản Giao thông vận tải, Hà Nội. 13. Nông Văn Vìn, Bùi Hải Triều và các cộng sự (1996), Nghiên cứu hệ thống động lực phục vụ sản xuất nông nghiệp vùng trung du và miền núi, Đề tài cấp bộ, mã số B91 − 11 − 46. 14. Nông Văn Vìn (2000), Lý thuyết máy kéo, Giáo trình, Đại học nông nghiệp I, Hà Nội. 15. Nông Văn Vìn (2003), Động lực học chuyển động ôtô máy kéo, Giáo trình, Đại học nông nghiệp I, Hà Nội. 16. Phạm Xuân V−ợng(1979), Cấu tạo máy nông nghiệp, Nhà xuất bản Nông nghiệp, Hà Nội. *Tài liệu tiếng Nga 17. Амельченков П. А.., И. П. Ксеневич В. В. Гуськов, А. И. Якубович (1978), Колесные тракторы для работы на склонах, Машиностроение, Москва. 18. Арушанян О.Б., С.Ф. Залёмкин (1990), Численное решиние обыкновенных бифференциальных уравнений на фортране, Московского университета. 19. Анилович В.Я. (1976), Конструирование и расчем сельскохзяйсмвенных тракторв, Машносмроение, Москва. 20. Гуськов В.В. (1979), Тракторы, часть VII. Машиностроение Москва. - 82 - 21. Гуськов В.В., Н.Н. Велев, Ю.Е. Амаманов (1988), Тракторы - меория, Машиносмроение, Москва. 22. Гячев Л.В. (1976), Динамика машино - тракторных и автомобильных агрегатов, Машиностроение, Москва. 23. .Гячев Л.В. (1981), Устойчивость движения сельско– хозяйственных машини агрегатов, Машиностроение, Москва. - 83 - Mục lục Trang Lời cam đoan i Lời cảm ơn ii Mục lục iii Mở đầu 1 Ch−ơng 1. Tổng quan về vấn đề nghiên cứu 3 1.1. Đặt vấn đề 3 1.2. Vài nét về tình hình sản xuất nông nghiệp ở vùng trung du 3 1.3. Vài nét về tình hình phát triển máy kéo đồi dốc trên thế giới và trong n−ớc 5 1.3.1. Hệ thống máy kéo ở các n−ớc phát triển 5 1.3.2. Tình hình phát triển máy kéo ở Việt Nam 8 1.4. Khái quát chung về tính ổn định của máy kéo khi làm việc trên dốc nghiêng ngang 9 1.4.1. Tính ổn định ngang của máy kéo bánh hơi khi chuyển động thẳng trên đ−ờng nghiêng ngang 10 1.4.2. Tính ổn định động ngang của máy kéo bánh hơi khi chuyển động quay vòng trên đ−ờng nghiêng ngang 12 1.5. Nhận xét chung 16 Ch−ơng 2. Một số cơ sở lý thuyết về tính ổn định h−ớng chuyển động của máy kéo trên dốc ngang 18 2.1. Khái quát chung về sự chuyển động lệch của máy kéo trên dốc ngang 18 2.2. Tính ổn định chuyển động thẳng của liên hợp máy kéo trên dốc ngang 25 2.2.1. Khái niệm về ổn định chuyển động thẳng 25 2.2.2. Mô men xoay lệch máy kéo bánh khi làm việc trên dốc ngang 26 - 84 -iii 2.2.3. Quỹ đạo chuyển động lệch của liên hợp máy bánh hơi trên dốc ngang 30 2.2.4. Một số biện pháp hạn chế chuyển động lệch của liên hợp máy trên dốc ngang 41 2.3. Khảo sát quỹ đạo chuyển động của liên hợp máy trên dốc ngang 45 2.3.1. Đặt vấn đề 45 2.3.2. Xây dựng thuật giải và ch−ơng trình 46 2.3.3. Một số kết quả nghiên cứu 48 2.4. Kết luận ch−ơng 54 Ch−ơng 3. Khảo sát ảnh h−ởng một số thông số đến tính ổn định chuyển động của máy kéo 55 3.1. Đặt vấn đề 55 3.2. Khảo sát tính ổn định h−ớng chuyển động theo điều kiện lái đ−ợc 56 3.2.1. Tính chất kéo bám của máy kéo 2 cầu chủ động 56 3.2.2. Động lực học máy kéo bánh hơi khi chuyển động ngang qua s−ờn dốc 61 3.2.2.1. Sự bám của bánh xe chủ động khi lăn ngang qua s−ờn dốc 61 3.2.2.2 Xác định phản lực pháp tuyến và mô men cản lăn 64 3.2.2.3. Xác định độ tr−ợt của máy kéo khi chuyển động trên dốc ngang 68 3.3. ảnh h−ởng của độ dốc đến khả năng bám của các cầu xe 70 3.4. Một số kết quả khảo sát 77 3.5. Kết luận ch−ơng 78 Kết luận chung và đề nghị 79 Tài liệu tham khảo 81 Phụ lục - 85 -iv phụ lục - 86 - Phụ Lục 1 ch−ơng trình khảo sát quỹ đạo chuyển động của máy kéo trên dốc ngang % QUY DAO CHUYEN DONG MAY KEO TREN DOC NGANG % VU DUC HAI - CAO HOC K 12 % ========================================== clc clg clear all global x z Vx Vz PT hT V t Ron Rok L a Ry global Ro Tetax Tetaz Alfa Gz Gx Gy Yd Yt Ydk Yn Yk Ydn Tdk Lamalfa Lamx... Zak Zan Ry omega Ytn Ydn Zak Zan Fialfa f kk kn ok ku1 ku2 B0= 0.2; % m - BE RONG CAU SAU L= 1.815 ; % m - G0= 1477 ; % kG a= 0.799 ; % m h= 0.552; %m r1= 0.375; % Ban kinh banh truoc r2= 0.6135; % Ban kinh b sau hT= 0.4 ; % m %kn=7.620; Fialfa=0.8; dB=0.2; % Tang be rong dh=0.05; %Ha thap trong tam dP0= 50; % Tang Tai trong cau truoc ku2= 2.580; k0= 1.2; f=0.1; dPt(1)=dP0; Bet= 10; Bt(1)=Bet; kt(1)=k0; Vk = 6 ; % km/h %============================================================ i1= 1; i2= 3; for ks= 3:3 for iv= i1:i2 %ku1= k*ku2; k= k0;G=G0;B=B0; if ks==1 if iv==2 Bet=10 ; end; if iv==3 Bet=15 ; end; Bt(iv)=Bet; ch='Bta=' ku1= k*ku2; end if ks==2 if iv==2 k= 1.3 ; end; if iv==3 k= 1.5 ; end; kt(iv)=k;ch='k=' ku1= k*ku2; end; if ks==3 ku1= k*ku2; %if iv==2 dP= (iv-1)*dP0; - 87 - G=G0+dP ; a1= L- (G-dP)*(L-a)/G; h1=h; h= h1- (a1-a)*(h1-r1)/(L-a); a=a1; ku1= ku1 - 0.01*dP; %end; dPt(iv)= dP; ch='dG=' end V=Vk/3.6 fprintf('V= %5.3f m/s \n',V) Be= Bet*pi/180; %----------------- ok=0; Vx(1)=V; Vz(1)=0.0001; z(1)=0; x(1)=0; t(1)=0; hold on Ro= atan(Vz(1)/Vx(1)) i=1; dt=0.01; while (Vx(i)>=0.0006)&(t(i)<16)&(ok==0) %=========== i=i+1; t(i)= i*dt; Tetax= asin(sin(Be)*sin(Ro)); Alfa=asin(sin(Be)*sin(Ro)); Gz=G*cos(Tetax)*sin(Alfa); Gx=G*sin(Tetax); Gy=G*cos(Tetax)*cos(Alfa); Yd= (0.5*B*Gy+Gz*h)/B; Yt= (0.5*B*Gy-Gz*h)/B; Lamalfa=Yt/Yd; Yn=(Gy*a+Gx*h)/L; Yk=(Gy*(L-a)-Gx*h)/L; Ydn=(Yd*a+0.5*Gx*h)/L; Ydk=(Yd*(L-a)-0.5*Gx*h)/L; Lamx=Ydn/Ydk; Tetaz=Tetax; Zak=(G*sin(Tetaz)*(L-a)-(1- Lamalfa)*(Fialfa+f*Lamx)*Ydk*B/2)/L; Zan=(G*sin(Tetaz)*a + (1-Lamalfa)*(Fialfa + f*Lamx)*Ydk*B/2)/L; Ron= Zan*ku1*pi/180; Rok= Zak*ku2*pi/180; Ry=L/(tan(Ron)-tan(Rok)); omega=V/Ry; %-------------------------- z(i)= Ry*(1-cos(omega*t(i))); x(i)= Ry*sin(omega*t(i)); Vx(i)= V*cos(omega*t(i)); Vz(i)= V*sin(omega*t(i)); if z(i)> 0.35 ok=1; end; Ro=Ro+ V*dt/Ry; %ds= sqrt(Vx.^+Vz.^2); Lvong= L*(1-cos(V*t(i)/L)*tan(Rok))/(tan(Rok)); ni(iv)=i-1; end figure(1) hold on - 88 - X=x;Z=z; T=t; x=X(1,1:ni(iv)); z=Z(1,1:ni(iv)); t=T(1,1:ni(iv)); %plot([t(i) t(i)],[0 z(i)],'--k') %plot([0 t(i)],[z(i) z(i)],'--k') grid on xlabel('t,s'); ylabel('x,z [m]'); title(' CHUYEN DICH CUA MAY KEO ') hold off; figure(2) hold on VVx=Vx;VVz=Vz; T=t; Vx=VVx(1,1:ni(iv)); Vz=VVz(1,1:ni(iv)); t=T(1,1:ni(iv)); plot(t,Vx','-b',t,Vz,'-r') % plot([0 t(i)],[0 0],'-k') grid on xlabel('t,s'); ylabel('Vx,Vz [m/s]'); title(' VAN TOC MAY KEO THEO HAI PHUONG') hold off figure(3) hold on X=x; Z=z; x=X(1,1:ni(iv)); z=Z(1,1:ni(iv)); %plot(x,z,'-b'); if iv==1 plot(x,z,'-b'); end; if iv==2 plot(x,z,'-r'); end; if iv==3 plot(x,z,'-k'); end; [i,jk]=size(x) %plot([x(jk) x(jk)],[0 0.2],'-k') grid on xlabel('x,m'); ylabel('z,m'); ts=num2str(Vk) title('ANH HUONG TAI TRONG PHU TREN CAU TRUOC DEN CHUYEN DONG LECH') axis([0 8 0 0.4]) ; hold off end end %============================================================= if ks==1 V1=['k= ', num2str(k)]; gtext(V1) V1=['G= ', num2str(G)]; gtext(V1) for i= i1:i2 V1=['Alfa= ', num2str(Bt(i))]; gtext(V1); end; hold off end if ks==2 V1=['Alfa= ', num2str(Bet)]; gtext(V1) ; V1=['G= ', num2str(G)]; gtext(V1) for i= i1:i2 V1=['k= ', num2str(kt(i))]; gtext(V1); end; end if ks==3 V1=['k= ', num2str(k)]; gtext(V1) V1=['Alfa= ', num2str(Bet)]; gtext(V1) for i= i1:i2 V1=['dP= ', num2str(dPt(i))]; gtext(V1); end; end hold off %========================================= %fprintf( ; '%8.4f %8.4f \n',x,z)- 89 - Đặc điểm kỹ thuật của máy kéo SHIBAURA−3000A (theo shbaurra_SD1843D....) - 90 - Thông số Giá trị Đơn vị Ghi chú Cầu tr−ớc: - Mã hiệu lốp: 8-16 - Đ−ờng kính bánh xe (D1): 750 mm - Bề rộng bánh xe (b1): 220 mm - áp suất không khí (p1): 1,6-3,5 kG/cm 2 - Độ chụm các bánh tr−ớc (A- B): 22 mm (1245-1223)mm - Khoảng cách vết (B1): 1200 mm - Khoảng sáng cầu tr−ớc (h1): 330 mm Cầu sau: - Mã hiệu lốp: 11-28 - Đ−ờng kính bánh xe (D2): 1227 mm - Bề rộng bánh xe (b2): 325 mm - áp suất không khí (p2): 1-3,5 kG/cm 2 - Khoảng cách vết (B2): 1200 mm - Khoảng sáng cầu sau (h2): 393 mm Chiều dài cơ sở (L): 1815 mm Trọng l−ợng (G): 1477 Kg (ch−a có ng−ời lái) - Trên cầu tr−ớc (G1): 650 Kg (Z1=6380N) - Trên cầu sau (G2): 827 Kg (Z2=8112N) Tọa độ trọng tâm: - Dọc (x): 799,04 mm (đến cầu sau) - Ngang (y): 10 mm (sang trái) - Cao (h): 552 mm Tỉ số truyền của hệ thống truyền lực: Tầng nhanh: Số 1 Số 2 Số 3 Số 4 Ghi chú I 719,93 317,38 144,47 68,98 II 560,71 247,05 113,76 52,34 III 458,51 200,96 91,82 41,36 R 617,43 265,19 122,70 56,90 Tầng chậm: Tỉ số truyền hộp giảm tốc = 7,61 Trục TCS (PTO): 4,569 3,564 2,400 1,896 - 91 - Đặc tính động cơ SHIBURA-3000A 0 5 10 15 20 25 30 1000 1200 1400 1600 1800 2000 2200 2400 2600 2800 3000 n(v/ph) M e, Ne ,G e 180 280 380 480 580 680 780 ge Ne(ml) Ge(kg/h) Me(kGm) ge(g/mlh) Đ−ờng đặc tính tự điều chỉnh của động cơ máy kéo Shibaura−3000A Phụ Lục2 ch−ơng trình khảo sat tính ổn định h−ờn chuyển động của máy kéo theo điều kiện lai program ON_DINH_NGANG; { KHAO SAT HIEU SUAT KEO } Uses CRT,Printer,Graph; const { MAY KEO MTZ-50} Mk='MTZ-52'; { Trong luong kg} G0 = 3200 ; { Toa do trong tam, m} L=2.45;ao=L-0.98; h=0.773; { Be rong cau sau Bct = 1.3-1.8 m} Bct=1.7; { Ban kinh banh chu dong } rk=0.723; { Chieu cao moc keo m} hm=0.4; { Hieu suat truyen luc } Etam=0.85; { Goc on dinh tg(Bta)=tg0} tg0=0.5*Bct/h; { Ty so truyen } Khso:array[1..8] of string=('1','2','3','4','5','6','7','8'); Ito :array[1..8] of real = (282.58,165.93, 83.54, 68.46, 57.4, 49.05, 39.93, 33.7) ; Fix=0.7; Fiy=0.9*Fix; {he so bam doc ngang Fix,Fiy} da= 0.1; {buoc khao sat goc doc, radian} Var Beta,Bta,Vmax,G,Bfi,Bmax,Vq,Rq:real; X0,Y0,H0,L0,H0r,X0F,L0F,Y0F,dX,dY, xfi,yfi,xRmin,yRmin, ok,x,y,x2,y2 : integer; X1,Y1 :array[0..12] of integer; sA,sR, sF,sV: real; ch,ch1 :string; kh :array[1..8] of string ; i,j,k,k1 :integer; Q,Q1,Q2: real; {--------------------------------------------------} Function tg(a:real{radian}):real; begin tg:= sin(a)/cos(a); end; Function Vqmax:real; begin Vqmax:= sqrt(9.81*Rq*(tg0-tg(Bta))/(1+tg0*tg(Bta))); end; Function Rmin:real; begin Rmin:= sqr(Vmax)/9.81*(1+tg0*tg(Bta))/(tg0-tg(Bta)); end; Function Falfa:real; begin Falfa:= G0/100*(0.5*Bct*cos(Bta)-h*sin(Bta))/h; end; {$I KH_OD_Xy.pas} BEGIN ClrScr; DO_THI; mau(1);Kchu(1,0,1); - 92 - Viet(100,100,'KHAO SAT TINH ON DINH NGANG CUA MAY KEO'); Viet(150,130,' KHI QUAY VONG TREN DOC NGANG'); closegraph; DO_THI;KHUNG_On_dinh;; Bmax:=arctan(tg0)*180/pi; Bfi:= arcTAN(Fiy)*180/pi; xfi:=X0F+round(Bfi*sa); yRmin:=Y0F-round(0.5*Bct*sR); Beta:=0; Rq:=4 {m}; Vmax:=2.5{m/s}; ok:=0; Repeat Bta:= Beta*pi/180; Q:= sqrt(9.81*Rq*(tg0-tg(Bta))/(1+tg0*tg(Bta))); VE2(1,Vqmax,sV ,Y0,1); k:=1;if Rmin< Bct/2 then k:=7; if Rmin<8 then VE2(2,Rmin,sR ,y0F,k); Mau(1); if (y<yRmin) and (ok=0) then begin xRmin:=x; ok:=1;end; VEF(3,Falfa,sF ,Y0F,1); if (x>xfi) and (ok=1) then begin yfi:=y; ok:=2;end; Beta:=Beta+dA; Until Beta>=Bmax; VIET(x+6,y0F-4,'B'); str(Rq:1:0,ch); viet(L0-3*dX+2,H0+20,'R='+ch+'m'); str(Vmax:2:1,ch); viet(X0+1*dX+2,H0r+20,'V='+ch+'m/s'); x:=X0+round(Bmax*sa);line(x,H0,x,Y0+5);line(x+2,H0,x+2,Y0+5); x:=X0+round(Bmax*sa);line(x,H0r,x,Y0F+5);line(x+2,H0r,x+2,Y0F+5); Fillellipse(x,y0,2,2); Kchu(2,0,0);VIET(x0+4,yRmin-4,'Bk/2'); Kchu(2,0,6); line(x0,yRmin,xRmin,yRmin); Fillellipse(xRmin,yRmin,2,2); Kchu(2,0,0);vchu(1,1); str(Bmax:3:1,ch);viet(x,Y0+10,'Blim='+ch);viet(x,Y0F+10,'Blim='+ch); Kchu(2,0,6);vchu(0,0); x:=X0F+round(Bmax*sa);line(x,H0,x,Y0F+5); line(x+2,H0,x+2,Y0F+5); Fillellipse(x,y0F,2,2); line(xfi,yfi,xfi,Y0F+5);line(xfi,yfi,X0F-4,yfi); Fillellipse(xfi,yfi,2,2);Fillellipse(xfi,y0F,2,2); VIET(xfi+4,y0F-4,'A'); Kchu(2,0,0);vchu(1,1); str(Bfi:3:1,ch);viet(xfi,Y0F+10,'Bfi='+ch); str(Bmax:3:1,ch);viet(x+10,Y0F+10,'Blim='+ch); Kchu(0,0,0);vchu(0,0); VIET(10,y0F+70,'Su phu thuoc Vlim, Rlim vao Bta'); VIET(10+20,y0F+90,'cua may keo '+MK); VIET(X0F+10,y0F+70,'Dac tinh on dinh ngang'); VIET(X0F+20,y0F+90,'cua may keo '+MK); x:=X0f+1*dX+1;y:=H0+1; x2:=X0f+5*dX-5;y2:=H0+2*dY-1; bar(x,y,x2,y2); Kchu(0,0,0); k:=14;y:=H0+5; Viet(x+10,y+k,'May keo '+MK); str(G0:3,ch);Viet(x+10,y+2*k,'Tr luong G= '+ch+'kg'); str(Bct:3:1,ch);Viet(x+10,y+3*k,'Be rong Bk= '+ch+' m'); str(Fix:3:2,ch);Viet(x+10,y+4*k,'Hso bam Fix= '+ch); readln; - 93 - END. File phụ trợ Procedure Do_thi; var D,M:integer; begin D:=detect; InitGraph(D,M,'C:\TP\BGI'); If GraphResult Grok then halt(1); setBKcolor(15); end; Procedure Mau(k:integer); begin setcolor(k);end; Procedure Kchu(i,k,l:integer); begin settextStyle(i,k,l);end; Procedure Vchu(i,k:integer); begin settextJustify(i,k);end; Procedure Viet(x,y:integer;ch:string); begin outtextxy(x,y,ch);end; Procedure KHUNG_on_dinh; var dV,dR,dalfa,dF :real; nx,ny,nF :integer; Begin dX :=40 ; nX :=6; dY :=35 ; nY :=4; nF:=10; X0 :=60 ; H0 :=20; L0 :=X0+nX*dX; Y0 :=H0 +nY*dY; X0F:=L0+80; L0F :=X0F+nX*dX; Y0F :=H0+nF*dY; H0r:=Y0F-ny*dy; Dalfa:= 10 ; sa := dX/Dalfa ; DV := 2; sV := dY/DV; DR := 2; sR := dY/DR; DF := 5; sF := dY/DF; Kchu(2,0,6);Vchu(1,1); Mau(1); for i:= 0 to nx-1 do begin Q:= i*dalfa; str(Q:2:0,ch);if i=0 then ch:='0'; x:=X0+round(Q*sA); Mau(7);line(x,Y0,x,H0);Mau(1); Viet(x,Y0+22,ch); x:=X0+round(Q*sA); Mau(7);line(x,Y0F,x,H0r);Mau(1); Viet(x,Y0F+22,ch); x:=X0F+round(Q*sA); Mau(7);line(x,Y0F,x,H0);Mau(1); Viet(x,Y0F+22,ch); end; Viet(L0,Y0+22,'B');Viet(L0,Y0F+22,'B');Viet(L0F,Y0F+22,'B'); Viet(L0+8,Y0+14,'o');Viet(L0+8,Y0F+14,'o');Viet(L0F+8,Y0F+14,'o'); Kchu(2,0,6);Vchu(2,0); for i:= 0 to ny-1 do {hieu suat keo Eta} begin Q:= i*dV; str(Q:2:0,ch); y:=Y0-round(Q*sV); Mau(7);line(X0,y,L0,y);Mau(1); if Q<7 then Viet(X0-4,y,ch); Q:= i*dR; str(Q:2:0,ch); y:=Y0F-round(Q*sR);Mau(7);line(X0,y,L0,y);Mau(1); if Q<7 then Viet(X0-4,y,ch); end; Viet(X0-4,H0+2,'Vlim'); Viet(X0-2,H0r+2,'Rlim,m'); Viet(X0-4,H0+18,'(m/s)'); Mau(1);rectangle(x0,y0,L0,H0); rectangle(x0,y0F,L0,H0r); for i:= 0 to nF-1 do {ham F(alfa)} - 94 - begin Q:= i*dF; str(Q:2:0,ch); y:=Y0F-round(Q*sF);Mau(7);line(X0F,y,L0F,y);Mau(1); if Q<50 then Viet(X0F-4,y,ch); end; Viet(X0F-4,H0+12,'Fa,kN'); Mau(1); rectangle(x0F,y0F,L0F,H0); Vchu(0,0); End; Procedure VE2(i:integer; Q,sy:real;Yo, k:integer); Begin mau(k); x:=X0+round(Beta*sa); y:=Yo-round(Q*sy); if x1[i]>X0 then line(x,y,x1[i],y1[i]); x1[i]:=x; y1[i]:=y; End; Procedure VEF(i:integer; Q,sy:real;Yo, k:integer); Begin mau(k); x:=X0F+round(Beta*sa); y:=Yo-round(Q*sy); if x1[i]>X0 then line(x,y,x1[i],y1[i]); x1[i]:=x; y1[i]:=y; End; - 95 - Đặc điểm kỹ thuật của máy kéo MTz 50/52 (Theo tài liệu [4 ]) M∙ hiệu máy kéo Các thông số kỹ thuật MTZ−50 MTZ−52 Loại máy kéo Vạn năng 4x2 Vạn năng 4x4 Lớp lực kéo kN 14 14 Động cơ: Mã hiệu D−50 D−50 Công suất danh nghĩa kW 36,8 36,8 Số vòng quay danh nghĩa v/ph 1600 1600 Mô men quay cực đại Nm 250 250 Số vòng quay khi mô men quay đạt cực đại v/ph 1000 1000 Chi phí nhiên liệu riêng g/kWh 265 265 Kích th−ớc biên của máy kéo mm Dài 3815 3950 Rộng 1970 1970 Cao 2485 2485 Chiều dài cơ sở mm 2360 2450 Bề rộng cơ sở : Cầu tr−ớc mm 1200−1800 1200−1800 Cầu sau 1300−1800 1200−1800 Khoảng sáng gầm xe mm 650 590 Bán kính quay vòng tối thiểu m 3,6 3,6 Trọng l−ợng máy kéo kG Trọng l−ợng cấu tạo 2720 2850 Trọng l−ợng sử dụng 2900 3030 Tải trọng phụ trên cầutr−ớc/sau 44/88 44/88 Phân bố tải trọng trên các cầu kG Cầu tr−ớc 1000 Cầu sau 1900 Toạ độ trọng tâm mm Toạ độ dọc so với cầu sau 735 890 Độ dịch ngang 20 bên trái 15 bên trái Chiều cao trọng tâm 783 772 Tỷ số truyền :Hộp số ( 9 số tiến) 282,58; 165,93; 83.54; 68,46; 57,4; 49,05; 39,93; 33,7; 18,1 282,58; 165,93; 83.54; 68,46; 57,4; 49,05; 39,93; 33,7; 18,1 - 96 - ._.