Trường Đại Học Thuỷ Lợi

Khoa Máy xây dựng & thiết bị thuỷ
lợi

PHẦN I: XÁC ĐỊNH THÔNG SỐ CƠ BẢN CỦA LƯỠI ỦI
1. Xác định chiều cao lưỡi ủi:
Chiều cao của lưỡi ủi xác định theo lực kéo T và điều kiện nền đất, để
tính toán sơ bộ máy ủi, chiều cao lưỡi ủi có thể xác định theo công thức kinh
nghiệm sau:
Đối với máy có lưỡi ủi cố định:
H = 500.3 0,1.T − 0,5.T (mm).
Trong đó:
T- Lực kéo danh nghĩa của máy kéo (KN),
Lực kéo T có thể xác định theo điều kiện bám: T=G b. ϕ b, (Trang 18
MTL)
trong đó Gb là trọng lượng bám của máy ủi, khi thiết kế sơ bộ ta lấy
Gb=(1,17 ÷ 1,22).GMK=(1,17 ÷ 1,22).666,4 = 779,69 ÷ 813(KN).

ϕ b=0,9 với bộ di chuyển bánh xích.
⇒ T= 701,7 ÷ 731,7 (KN) chọn T = 720 ( KN)
⇒ H= 1720 (mm)
2. Xác định chiều dài lưỡi ủi L:
Chiều dài của lưỡi ủi phải phủ kín chiều ngang của máy kéo và thừa ra
mỗi bên ít nhất là 100 mm.
Chiều dài lưỡi ủi cố định tính theo công thức:
L= (2,8 ÷ 3) H =(2,8 ÷ 3). 1720= 4816 ÷ 5160 (mm)
Chọn L = 50000 (mm) .
3. Xác định các thông số về góc:
a.Góc cắt

δ:

Góc cắt ảnh hưởng lớn đến việc tiêu hao năng lượng cho quá trình đào, góc
cắt d càng nhỏ thì lực cản cắt càng nhỏ.
Ta có góc cắt δ = β + α
svtk : Nguyễn Hữu Tuyến
Sơn

gvhd : Vũ Văn Thinh - Hồ Sĩ

1


Trường Đại Học Thuỷ Lợi

Khoa Máy xây dựng & thiết bị thuỷ
lợi

Chọn δ = 55o
b.Góc nhọn β :
Góc nhọn β xác định đặc tính thay đổi áp lực riêng của lưỡi lên đất theo
mức độ mài mòn mép cắt. Góc β càng nhỏ thì diện tích mép cắt bị mòn tăng
chậm, lực cản cắt nhỏ nhưng độ bền lưỡi cắt giảm do đó β ≥ 20o.
Chọn β = 25o.

:

α

H


Y

1

H
1

c.Góc cắt sau α :
Góc cắt sau
α xác định theo
R
điều kiện làm việc
δ
của máy ủi, không
a
được nhỏ hơn các
góc lên dốc và góc
Hỡnh 1:Dạng hỡnh học lưỡi ủi .
xuống dốc của nền
thi công. Góc α càng nhỏ thì lực ma sát giữa lưõi cắt và đất càng lớn, do đó

β

α = 30 ÷ 35o.

d.Góc quay φ:
o

Lưỡi ủi không quay: φ= 90 .

e.Góc chếch γ :
Góc chếch γ có thể thay đổi để máy làm việc ở sườn dốc, đất rắn chắc
cũng như để định hình mặt đường.Vì máy không có cơ cấu điều chỉnh nên
góc chếch γ có thể thay đổi trong khoảng ± 5o.
f.Góc đổ ψ :
Góc đổ ψ chọn sao cho đất không tràn qua lưỡi ra phía sau. Khi góc đổ
ψ nhỏ thì đất nhanh tích luỹ vào trong lưỡi và lát cắt mau cuộn lại để đổ ra
phía trước như vậy sẽ tăng áp lực của đất vào lưỡi ủi dẫn đến tăng lực ma sát.
Xuất phát từ điều kiện đó, ψ có thể chọn trong giới hạn:
ψ = 70 ÷ 75o (đối với lưỡi ủi không quay).

svtk : Nguyễn Hữu Tuyến
Sơn

gvhd : Vũ Văn Thinh - Hồ Sĩ

2


Trường Đại Học Thuỷ Lợi
Chọn ψ = 75o.

Khoa Máy xây dựng & thiết bị thuỷ
lợi

g.Góc đặt lưỡi ủi ε:
Góc đặt lưỡi ủi ε là góc giữa đường nối mép cắt với mép trên lưỡi
ủi(không kể tấm chắn) và phương nằm ngang. Khi góc cắt lưỡi ủi nhỏ thì đất
có thể tràn qua lưỡi, khi góc cắt lớn sẽ làm xấu đi diều kiện chuyển động của
đất theo lưỡi ủi lên phía trên, làm tăng khả năng dính bám của đất và tiêu tốn

năng lượng, do đó người ta chọn ε = 75o.
Hình dạng hợp lý của lưỡi ủi là hình thân khai với sự giảm dần độ cong
về phía trên, nhưng chế tạo khó khăn do đó lưỡi ủi có độ cong nhất định.
4. Bán kính cong của lưỡi ủi:
Bán kính cong có thể xác định theo công thức:
R=

H − aSinδ
Cosδ + Cosψ

a: chiều dài phần thẳng của lưỡi ủi.
đối với lưỡi ủi cố định ta lấy :
R = H=1720 (mm)
5. Xác định chiều dài phần thẳng a:
Chiều dài phần thẳng a phụ thuộc vào điều kiện liên kết với lưỡi cắt,
phần thẳng chịu mòn nhiều nhất do đó phải chọn vật liệu hợp lý. Chiều dài a
có ảnh hưởng lớn đến việc tách đất ra khỏi khối đất chính.
thường chọn a = 150 ÷ 200 mm.
Đối với lưỡi ủi không quay chọn a = 200
6. Xác định chiều cao tấm chắn H1:
cao tấm chắn H1 phải bảo đảm điều kiện quan sát của người lái khi nâng
lưỡi ủi. Thông thường H1 = (0,1÷ 0,25)H, trị số lớn lấy đối với máy lớn. Tấm

svtk : Nguyễn Hữu Tuyến
Sơn

gvhd : Vũ Văn Thinh - Hồ Sĩ

3



Trường Đại Học Thuỷ Lợi

Khoa Máy xây dựng & thiết bị thuỷ

lợi
chắn có dạng hình thang, chiều dài cạnh trên lấy lớn hơn chiều rộng nắp máy
cơ sở khoảng 200 ÷ 300 mm nhưng không nhỏ hơn 0,5L.
ta có H =1720
suy ra : H1 = (172÷430)(mm)
Chọn H1=300 (mm)

PHẦN II: TÍNH LỰC CẢN KHI MÁY ỦI LÀM VIỆC
Ta xét lực cản của máy ủi trong trường tổng quát nhất, khi máy ủi làm việc
trên dốc với góc a. Tổng lực cản lớn nhất phát sinh ở cuối quá trình đào và bắt
đầu nâng lưỡi ủi. Trong trường hợp này lực kéo phải thắng các lực cản sau.
T ≥ W1 + W2 + W3 + W4 + W5.
Trong đó:
W1 - lực cản cắt.
W2 - lực cản ma sát giữa lưỡi ủi và nền đào do lực cản cắt theo
phương pháp tuyến Po2 gây ra.
W3 - lực cản di chuyển khối đất trước lưỡi ủi.
W4 - lực cản ma sát giữa đất và lưỡi ủi.
W5 - lực cản di chuyển máy ở trên dốc.

1-Lực cản cắt W1:
W1 = k . F. Sin ϕ
Trong đó:
k - hệ số cản cắt theo bảng (1-9), k =( 0,18÷0.30)Mpa
với đất loại III chọn k= 0,25Mpa =250 Kn/m2

F - diện tích lát cắt, F = L . h = 5.h
L - chiều dài lưỡi cắt, L=5(m)
h - chiều dày trung bình của lát cắt
ϕ - góc lệch của lưỡi ủi so với trục dọc của máy

svtk : Nguyễn Hữu Tuyến
Sơn

gvhd : Vũ Văn Thinh - Hồ Sĩ

4


Trường Đại Học Thuỷ Lợi

Khoa Máy xây dựng & thiết bị thuỷ
lợi

0
Sin ϕ = Sin(90 ) = 1

⇒ W1 = 250.5.h = 1250.h
2. Lực cản ma sát giữa lưỡi ủi với nền đào do lực cản cắt pháp tuyến P 02
gây ra W2.
W2 = f1 . P02 . Sin ϕ
Trong đó:
P02 = k’ . L . x
k’ –hệ số cản cắt theo phương P02.
k’ = (0,5 ÷ 0,6 ) MPa
chọn k’=0,5 Mpa =500 KN/ m2

x –chiều rộng của lưỡi cắt tiếp xúc với nền đào.
L: chiều dài của lưỡi cắt L= 5m
Lấy x=(0,7 ÷ 1) cm chọn x=0,8cm
f1 –hệ số ma sát giữa đất và thép, tra bảng (1-5) ⇒ f1 = 0,5
Khi đó: W2 = 10 KN
3. Lực cản di chuyển đất trước lưỡi ủi (W3).
W3 = Vđ .γ. f2 . cos α . sin ϕ
W3 = Gđ . f2 . cos α . sin ϕ
L.H 2
Trong đó: Vđ - thể tích khối đất trước lưỡi ủi, Vd =
2.k d
kđ - hệ số thuộc tính chất đất và tỷ số
Với

H
L

H
= 0,344 theo bảng (7-3) có kđ = 1,25
L

Với L =5m ; H =1,72m ta có :
⇒ Vd = 5,92 (m3)
svtk : Nguyễn Hữu Tuyến
Sơn

gvhd : Vũ Văn Thinh - Hồ Sĩ

5



Trường Đại Học Thuỷ Lợi

Khoa Máy xây dựng & thiết bị thuỷ

lợi
f2 – hệ số ma sát giữa đất với đất, theo bảng (1-5), f2 = 0,7
γ - trọng lượng riêng của đất theo bảng (1-2), γ= 20 (KN/m3)
⇒ W3 = 82,88. cosα (KN)
4. Lực ma sát giữa đất và lưỡi ủi (W4):
W4 = W4’ + W4”
Áp lực tác dụng lên lưỡi ủi: N = N1 + N2
N1 là áp lực do thành phần trọng lượng đất, N1 = Ga . cos (δ - α)
N2 là áp lực do thành phần lực cản di chuyển khối đất trước lưỡi
ủi:
N2 = f2.Ga.cosα.sinδ
N = N1 + N2 = Ga.[cos(δ - α) + f2.cosα.sinδ].
W4’ là lực cản ma sát khi đất di chuyển theo lưỡi ủi từ dưới lên trên:
W4’ = f1.N.cosδ.sinϕ
⇒ W4’=f1.Ga.[cos(δ - α) + f2.cosα.sinδ].cosδ
W4” là lực cản ma sát khi đất di chuyển theo lưỡi ủi
W4” = f1.N.cosϕ
⇒ W4 = f1 . Ga[ cos(δ - α) +f2. cosα . sinδ] . [cosδ. sinϕ + cosϕ]
= f1 . Ga[ cos(δ - α) +f2. cosα . sinδ] . cosδ. (KN) (Vìϕ=900)
0

0

Với f1 = 0,5 ; f2 = 0,7; sinδ = sin55 = 0,82; cosδ =cos55 = 0,57;
Ga = Vđ .γ=5,92.20 = 118,8 (KN)

svtk : Nguyễn Hữu Tuyến
Sơn

gvhd : Vũ Văn Thinh - Hồ Sĩ

6


Trường Đại Học Thuỷ Lợi

Khoa Máy xây dựng & thiết bị thuỷ
lợi

⇒ W4 = 0,5.118,4[cos(55-α) + 0,7.cosα.0,82]0,57 (KN)
= 33,744(0,57cosα + 0,82sinα + 0,574cosα)
W4 = 38,6cosα + 27,67sinα
5. Lực cản di chuyển bản thân máy ủi trên dốc (W5)
W5 = ω .Gm . cosα + (Gm + Ga) . sinα
Trong đó: ω - hệ số cản truyển động ω = 0,1 ÷ 0,15
chọn ω =0,15
Gm -trọng lượng máy ủi, Gm = 666,4 (KN )
Ga- trọng lượng của đất Ga= 118,8 (KN)
⇒ W5 =99,96.cosα + 785,2.sinα
Tổng lực cản chuyển động tác dụng lên máy:

∑ W = W1 + W2 + W3 + W4 + W5
∑W =1250h +10 +82,88.cosα +38,6cosα + 27,67sinα +99,96.cosα +
785,2.sinα
∑W = 1250h +10 +221,44.cosα + 812,87.sinα
ta có lực kéo lớn nhất của đầu kéo là : T=720 KN

để máy làm việc được phải thoả mãn điêu kện :
T ≥ ∑W = 1250h +10 +221,44.cosα + 812,87.sinα
720 ≥ 1250h +10 +221,44.cosα + 812,87.sinα
⇒h ≤

710 − 221,44. cos α − 812,87. sin α
1250

svtk : Nguyễn Hữu Tuyến
Sơn

gvhd : Vũ Văn Thinh - Hồ Sĩ

7


Trường Đại Học Thuỷ Lợi

Khoa Máy xây dựng & thiết bị thuỷ

lợi
Xác định chiều sâu cắt ứng với góc a khác nhau: Dựa vào công thức
nội suy trên với mỗi góc dốc α khác nhau cho ta một giá trị chiều sâu cắt h
tương ứng, đến khi nào h ≤ 0 thì dừng lại.
Bảng chiều sâu cắt ứng với góc dốc:
h
0.39
0.38
0.37
0.36

0.35
0.33
0.32
0.31
0.3
0.29
0.28
0.27
0.26
0.25
0.24
0.23
0.22
0.21
0.2
0.19
0.18
0.17
0.16
0.15
0.14
0.13
0.12
0.11
0.11
0.1
0.09
0.08
0.07
0.07

0.06
0.05
0.04
0.04
0.03
0.02
0.01
0.01
0

svtk : Nguyễn Hữu Tuyến
Sơn

cos
1
0.9998
0.9994
0.9986
0.9976
0.9962
0.9945
0.9925
0.9903
0.9877
0.9848
0.9816
0.9781
0.9744
0.9703
0.9659

0.9613
0.9563
0.9511
0.9455
0.9397
0.9336
0.9272
0.9205
0.9135
0.9063
0.8988
0.891
0.8829
0.8746
0.866
0.8572
0.848
0.8387
0.829
0.8192
0.809
0.7986
0.788
0.7771
0.766
0.7547
0.7431

sin
0

0.017
0.035
0.052
0.07
0.087
0.105
0.122
0.139
0.156
0.174
0.191
0.208
0.225
0.242
0.259
0.276
0.292
0.309
0.326
0.342
0.358
0.375
0.391
0.407
0.423
0.438
0.454
0.469
0.485
0.5

0.515
0.53
0.545
0.559
0.574
0.588
0.602
0.616
0.629
0.643
0.656
0.669

α
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15

16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
28
29
30
31
32
33
34
35
36
37
38
39
40
41
42

gvhd : Vũ Văn Thinh - Hồ Sĩ


8


Trường Đại Học Thuỷ Lợi

Khoa Máy xây dựng & thiết bị thuỷ

lợi
PHẦN III: TÍNH LỰC TÁC DỤNG LÊN MÁY ỦI
1. Trọng lượng bộ lưỡi ủi (Gu)

lm
Gmk
Gu

C

W2
Po2

lo

l1

l

*Vị trí tính toán:
-Máy ủi làm việc trên mặt phẳng nằm ngang, lưỡi ủi hạ vào nền đào
hoặc cắm sâu vào đất.
-Cáp nâng không căng, Sn=0.

*Lực tác dụng:
-Lực cản ma sát giữa lưỡi ủi và nền đào W2
-

Trọng lượng bộ lưỡi ủi G0

*Trọng lượng nhỏ nhất của bộ công tác Gumin theo điều kiện ấn lưỡi sâu lưỡi
ủi vào đất được xác định theo phương trình mô men của tất cả các lực
tác dụng lên bộ công tác tại khớp C:
∑ Mc = 0 ⇒ Gu =

P02 .l − W2 .m
, trong đó:
l0

svtk : Nguyễn Hữu Tuyến
Sơn

gvhd : Vũ Văn Thinh - Hồ Sĩ

9


Trường Đại Học Thuỷ Lợi

Khoa Máy xây dựng & thiết bị thuỷ
lợi

W2 = f1 . P02= f1.k’.L.x
2


k’: hệ số cản cắt, k’=500(KN/m )
L=5(m); x = (0,7 ÷ 1)cm chọn x =0,01m, Khi kể đến ảnh hưởng của
nền đào không bằng phẳng, khả năng căt không đều lay f1 = 0,5; m=0,5(m),
l0=5,362(m); l = 6,187(m)
P02 .( l − f 1 .m
Do đó Gumin =
l0

)

k ' .L.x.( l − f1 .m
=
l0

)

= 27,68 (KN)
Với máy ủi điều khiển bằng thuỷ lực, lực ấn sâu bộ lưỡi ủ vào đất là nhờ
lực của xilanh thuỷ lực do đó trọng lượng bộ lưỡi ủi dược xác định the điều
kiện bền của lưỡi ủi.
Chọn sơ bộ: Gu = 30 (kN).

2. Lực nâng bộ lưỡi ủi của xi lanh thuỷ lực
Lực nâng xi lanh thuỷ lực đạt giá trị lớn nhất khi bắt đầu cắt hay bắt đầu
nâng ở cuối quá trình cắt. Do đó ta tính lực nâng lớn nhất Snmax ở hai vị trí:
a.Vị trí 1: Lực nâng của xi lanh thuỷ lực ở đầu qúa trình cắt:

svtk : Nguyễn Hữu Tuyến
Sơn


gvhd : Vũ Văn Thinh - Hồ Sĩ

10


Trường Đại Học Thuỷ Lợi

Khoa Máy xây dựng & thiết bị thuỷ
lợi

S

lm
Gmk
C

Gu
t
Po1
Po2

lo

l1

A

l


Để xác định lực này ta thiết lập phương trình mô men của các lực tác dụng
lên bộ lưỡi uỉ đối với điểm C:
max

Sn

=

P02 .l − P01 .m − G u .l 0
r

Ta có các thồng số sau lo =5,362 m , l =6,187m , m= 0,5 (m)
lm = 1,926(m); rn = 4m
Trong đó: P01 = p01 . L
p01-lực cản riêng theo phương ngang lưỡi cắt, tra bảng (7-4), đối
với đất cấp III ta có : p 01 = 45 N/mm = 45KN/m , ta có L=5m , x=
0,01m
⇒ P01 = 225 (KN)
Theo tính toán ở trên ta có: P02 =k’.L.x .
Với k’ = 3 đối với đất cấp III tra bảng (7.4)
svtk : Nguyễn Hữu Tuyến
Sơn

gvhd : Vũ Văn Thinh - Hồ Sĩ

11


Trường Đại Học Thuỷ Lợi


Khoa Máy xây dựng & thiết bị thuỷ

lợi
Thay số vào ta có : P02=150 (KN)
Và Snmax = 163,76 (KN)
Trị số Snmax cần phải kiểm tra theo điều kiện ổn định của máy khi nó bập
bênh ở điểm A dưới tác dụng của lực đẩy.
max

Sn

≤ Sn

ođ

Xác định lực nâng lớn nhất theo diều kiện ổn định như sau:
Xuất phát từ phương trình cân bằng các lực tác dụng lên máy ủi khi máy
kéo bập bênh đối với điểm A, ta xác định lực P’ 02 cần thiết để giữ lưỡi uỉ khi
chuyển động:

P

,
02

=

G m .l m + G u (l 0 + l1 )
l + l1


Trong đó: lm = 2,126 m ; l1 = 1,418m , lo=5,362m , Gm =666,4 KN , Gu=30
KN
l =6,187m
Thay số:
P’02= 213 (KN)
od
n

S

P02' .l − P01 .m − G u .l 0
=
r

Thay giá trị P’02 vào công thức:
Snođ=341,55 (KN)
Điều kiện ổn định Snmax ≤ Snođ thoả mãn.

b.Vị trí 2: Lực nâng của xi lanh thuỷ lực khi bắt đầu nâng bộ lưỡi uỉ ở cuối
qúa trình cắt.
Lực Sn được xác định từ phương trình mô men các lực tác dụng lên bộ công
tác đối với điểm C: ∑ MC = 0.
svtk : Nguyễn Hữu Tuyến
Sơn

gvhd : Vũ Văn Thinh - Hồ Sĩ

12



Trường Đại Học Thuỷ Lợi

Khoa Máy xây dựng & thiết bị thuỷ
lợi

S

T

r

Gmk
C

Gu
Po2
P1
G

B

ld
l

lo

A

lm
l1


Theo công thức (7-27):

Sn =

G u .l 0 + G d .l d + τ.l + P02 .l + P01 .m
r

Trong đó:
lđ - khoảng cách từ trọng tâm khối đất đến khớp C: l đ = 5,825( m) ,
lo=5,362m , l=6,187m , m= 0,5 m, lm= 1,49m , l1=2,197m , r = 4 m
Gđ - trọng lượng khối đất được nâng lên

svtk : Nguyễn Hữu Tuyến
Sơn

gvhd : Vũ Văn Thinh - Hồ Sĩ

13


Trường Đại Học Thuỷ Lợi

Khoa Máy xây dựng & thiết bị thuỷ
lợi

B

M


B'

O'

H

75
35°

A

A'

O

Hình 2.4 – sơ đồ tính thể tích khối đất.
*Tính Gđ:
ϕ

: là góc ma sát giữa đất với đất

tg ϕ =0,7 ⇒ ϕ = 350
Ta có :
AA’B = 750 là góc đặt lưỡi ủi
diện tích của khối đất trước lưỡi ủi là
F=FAA’B +FBA’B’
Ta có A’B= AB/ sin750 =H/ sin750 =1,72/ sin750=1,781m
Xét tam giác A’B’B là tam giác cân
Ta có B’M =BA’.tg 150 /2= 1,781.tg150 /2=0,238 m
FBA’B’=1/2.B’M.BA’ =1/2.0,238.1,781 =0,212 (m2)

+Tính góc BO’A’
svtk : Nguyễn Hữu Tuyến
Sơn

gvhd : Vũ Văn Thinh - Hồ Sĩ

14


Trường Đại Học Thuỷ Lợi

Khoa Máy xây dựng & thiết bị thuỷ

lợi
BA’2=BO’2+A’O’2-2BO’.A’O’cos(BO’A’)
⇒ cos (BO’A’) = 0,464
⇒ BO’A’=62,350
⇒ Fquạt = SBO’A’ –FBO’A’

π .R 2 .62,35 1 2
Fquạt =
− R . sin 62,350 = 0,2994m 2
360
2
⇒F= Fquạt +FBA’B’=0,2994 + 0,212 = 0,5114 m2
F .L.γ

n
Gđ = k
tx


Ta có F=0,5114 m2 ,γ = 20 , Ktx =1,24 tra bảng ( 1.2)
Thay số:

Gđ = 41,24 kN

- Lực cản trượt τ xác định theo công thức.

τ = f2.T + C.F
T : Lực kéo đặt ở trước lưỡi ủi gặp chướng ngại vật thì. T = 0
C : Hệ số bám của đất khi trượt, tra bảng (1-7) lấy C = 0,03
(Mpa)=30(kN/m2)
F : Diện tích mặt trượt.

F = B’A’.L =0,91 . 5 = 4,55 (m2)

B’A’ = B’M/sin150 = 0,238/sin150 = 0,91 m

→ τ = C.F = 136,5 (KN)
Tính Pt1max:
Theo công thức (7-23: Giáo trình MTL)
P

t
1max

( Gmk + Gu )ϕmax
= 1 −ϕ . cot g .(δ +ϕ )
max
1


svtk : Nguyễn Hữu Tuyến
Sơn

gvhd : Vũ Văn Thinh - Hồ Sĩ

15


Trường Đại Học Thuỷ Lợi
Trong đó ϕ max

Khoa Máy xây dựng & thiết bị thuỷ

lợi
-là hệ số bám lớn nhất của bộ di chuyển, ϕ max = 0,9

ϕ1 - góc ma sát giữa đất và thép

ta có: tg ϕ1 = ϕ1 = 0,6 ⇒ϕ1 = 30057’ ; δ = 55 0
Gmk=519,62 (KN) ; Gu =30(KN)
Thay số:

t

P 1max=531,7 (KN)

Theo công thức (7-20):
⇒ Pt1 = Pt1max . ka
Trong đó ka = 1,5 :Hệ số tải trọng động

t

Thay số vào ta có P 1=797,55( KN)
Mặt khác:

P2tmax = P1tmax . cot g (δ + ϕ1 )
Thay số v ào ta c ó

P2t max = 41,2( KN )
t

t

Theo (7-20) : P 2 = P 2max . ka
t

P 2 = 61,8 (KN)
Lấy phương trình momen cân bằng của các lực tác dụng lên bộ công tác tại
điểm C ta có

S

max
n

Gu .l0 + Gd .ld +τ .l + p2t .l + P1t .m
=
r
Trong


đó :
Pt2=61,8KN ; Pt1=797,55KN ; Gu=30 KN ; Gđ= 41,24 KN ; l đ = 5,825( m) ;
lo=5,362m ; l=6,187m ; m= 0,5 m; lm = 1,49m ; l 1=2,197m ; r=4m ; τ
=136,5(KN)
Thay số:

s nmax =416.4 (KN)

svtk : Nguyễn Hữu Tuyến
Sơn

gvhd : Vũ Văn Thinh - Hồ Sĩ

16


Trường Đại Học Thuỷ Lợi

Khoa Máy xây dựng & thiết bị thuỷ

lợi
kiểm tra điều kiên ổn định của máy. máy bị mất ổn định tại điểm B . Khi
đó lực P’02 để giữ máy
Lực Snođđáy khi cân bằng mô men tại điểm B.
P’02 =

(

) ( )


G l - G (l −l ) − G l − l − τ l − l
mm
u 0 1
d d 1
1
l−l
1

Thay số vào ta có P’02 = 59,8 (KN)
lấy cân bằng đối với điểm C ta có
S

ôđ
n

P02' .l + Gd .l d + Gu .l0 + Gm (l1 − l m ) + P01 .m
=
r

Thay số vào ta có : Snôđ=483,53( KN)
Khi đó Snmax < Snođ Vậy máy làm việc ổn định.
3. Phản lực ở khớp C.
Phản lực ở khớp C, biểu thị bằng hai thành phần X C, ZC xác định từ hệ
phương trình cân bằng các lực tác dụng lên bộ công tác:
a. Máy làm việc trên mặt phẳng nằm ngang
Chiếu các lực theo phương ngang:
∑XC = 0 ⇒ XC = P1 + Sn . cosӨ
Chiếu các lực theo phương thẳng đứng:
∑ZC = 0 ⇒ ZC = Sn . sinӨ - P2 – Gu
Trong đó Ө góc giữa xilanh thuỷ lực với phương ngang, Ө= 65,550

P1=797,55 (KN)
P2=61,8 (KN)
Thay số vào ta có
XC = 970( KN )
ZC = 287,26 (KN)
b. Máy làm việc trên mặt dốc với góc dốc α
svtk : Nguyễn Hữu Tuyến
gvhd : Vũ Văn Thinh - Hồ Sĩ
Sơn

17


Trường Đại Học Thuỷ Lợi

Khoa Máy xây dựng & thiết bị thuỷ
lợi

Chiếu các lực theo phương ngang:
∑XC = 0 ⇒ XC = P1 + Sn .cosӨ+ Gu .sinα
Chiếu các lực theo phương thẳng đứng:
∑ZC = 0 ⇒ ZC = Sn . sinӨ - P2 – Gu . cosα
Sử dụng bảng tính với các α khác nhau:
XC = 970 + 30 . sinα

(KN )

ZC = 371,26 – 30 . cosα ( KN )
anpha
0

1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
28
29
30

31
32
33

svtk : Nguyễn Hữu Tuyến
Sơn

X
970
989.7
989.17
988.65
988.13
987.61
987.08
986.56
986.04
985.53
985.01
984.5
983.98
983.47
982.96
982.46
981.95
981.45
980.95
980.45
979.96
979.47

978.98
978.5
978.02
977.54
977.07
976.6
976.14
975.68
975.22
974.77
974.32
973.88

Z
341.26
341.26
341.28
341.3
341.33
341.37
341.42
341.48
341.55
341.63
341.72
341.81
341.92
342.03
342.15
342.28

342.42
342.57
342.73
342.89
343.07
343.25
343.44
343.64
343.85
344.07
344.3
344.53
344.77
345.02
345.28
345.54
345.82
346.1

gvhd : Vũ Văn Thinh - Hồ Sĩ

18


Trường Đại Học Thuỷ Lợi

Khoa Máy xây dựng & thiết bị thuỷ
lợi

34

35
36
37
38
39
40
41
42

973.44
973.01
972.59
972.17
971.75
971.34
970.94
970.54
970.15

346.39
346.69
346.99
347.3
347.62
347.95
348.28
348.62
348.97

PHẦN IV: TÌM HIỂU HỆ THỐNG THUỶ LỰC VÀ TÍNH CHỌN

XILANH
1.Hệ thống thuỷ lực của máy ủi.
Truyền động thuỷ lực là một bộ phận không thể tách rời được của bất kỳ
một máy hiện đại nào. Truyền động thuỷ lực phát triển rất nhanh và thay dần
truyền động cơ học trong các máy thuỷ lợi.
a.Sơ đồ hệ thống điều khiển thuỷ lực:

6

b.Nguyên lý làm việc:

5

1- Thùng dầu Thuỷ Lực

4

2- Bơm Thuỷ lực
3- Bộ phân phối điều khiển
4- Xi lanh thuỷ lực
5- Van 1 chiều và tiết lưu

3

7

6- Bộ phận phân phối hệ thống điều khiển
7- Van một chiều
8- Van an toàn


2

8

9- Bộ phận lọc

1

Quá trình nâng ben:
Dầu từ thùng dầu 1, qua bơm 2,
van một chiều 7, Bộ phân phối

9

điều khiển 3, bộ phân phối điều
svtk : Nguyễn Hữu Tuyến
Sơn

gvhd : Vũ Văn Thinh - Hồ Sĩ

19


Trường Đại Học Thuỷ Lợi

Khoa Máy xây dựng & thiết bị thuỷ

lợi
khiển này điều khiển van trượt để buồng bên trái của xi lanh thông với
đường dầu hồi và buồng bên phải của buồng Dầu được nối với đường ống từ

bơm 2. Xi lanh thuỷ lực được dịch chuyển về bên trái. Lưỡi ben được nâng
lên.
Quá trình hạ ben:
Dầu từ thùng Dầu 1 qua bơm 2 tới bộ phân phối hệ thống 6 và bộ phân phối
điều khiển 3. Bộ phận này điều khiển con trượt để Dầu đi vào buồng bên trái
của xi lanh thuỷ lực và buồng bên phải của xi lanh thuỷ lực nối với đường hồi
của hệ thống. Lưỡi ben được hạ xuống nhờ lực của xi lanh thuỷ lực.
Bộ phận van một chiều và tiết lưu 5 đượcđặt trong ống dẫn của xi lanh thuỷ
lực 4 để tránh sự gián đoạn của dòng chất lỏng làm việc trong các khoang của
xi lanh thuỷ lực khi piston chuyển động nhanh dưới tác dụng của tải trọng
ngoài. Duy trì áp suất nhỏ cần thiết không đổi ở ống dẫn chính của xi lanh
thuỷ lực để đảm bảo độ tin cậy đóng mở con trượt 3 không phụ thuộc vào sự
dao động áp suất trong đường ống chính của bơm.
Van an toàn 8 và van một chiều 7 đảm bảo hệ thống không bị quá tải và bảo
vệ hệ thống điều khiển bằng tay khi hệ thống tự động làm việc.
Van một chiều 5 và tiết lưu đặt trong ống dẫn của xi lanh thuỷ lực 4 để
tránh sự gián đoạn dong chất lỏng làm việc trong các khoang của xi lanh thuỷ
lực khi pít tông chuyển động nhanh dưới tác dụng của tải trọng ngoài.
2. Xác định đường kính xilanh:
Với máy DRESSTA, áp suất trong xilanh thuỷ lực: p =18,4 MPa =
1,84.104 KN/m2.
Đường kính cán piston d: d = 0,7 . D
D - đường kính piston, tính theo công thức:
D=

4 S n .k
=
2.π . p

4.416,4.1,2

= 0,1315
2.π .1,84.10 4

Với: k- hệ số an toàn về lực, k =1,2
⇒ D= 131,5(mm).
svtk : Nguyễn Hữu Tuyến
Sơn

gvhd : Vũ Văn Thinh - Hồ Sĩ

20


Trường Đại Học Thuỷ Lợi

Khoa Máy xây dựng & thiết bị thuỷ

lợi
Theo bảng xilanh tiêu chuẩn, ta chọn D = 140(mm)
Đường kính cán pistôn: d =0,7.140 =98(mm)
Hành trình piston được xác định: S = l1- l2, trong đó:
l1 là chiều dài xi lanh ứng với thời điểm lưõi ủi được nâng lên đến chiều
cao tối đa.

l1 =

rn
4
=
= 3,356

tg 50 o tg 50 o

l2 là chiều dài xi lanh ứng với thời điểm chiều sâu cắt là lớn nhất.

l1 =

rn
4
=
= 2,698
tg 56 o tg 56o

Vậy S = 3,356-2,698=0,658(m) = 658 (mm)

PHẦN V : TÍNH BỀN LƯỠI ỦI
Vị trí tính toán thứ nhất:
Trong quá trình cắt lưỡi ủi gặp chướng ngại, điểm tựa của chướng ngại
ở giữa lưỡi ủi, khi đó cơ cấu nâng ở vị trí làm việc. Điều kiện tính toán :
- Máy ủi chuyển động trên mặt nằm ngang, tốc độ ban đầu là tốc độ danh
nghĩa số I
- Khi va vấp vào chướng ngại, máy sử dụng lục kéo bám lớn nhất, ka = 2,5
Ngoài các lực P1, P2, Sn tác động vào lưỡi ben còn có trọng lượng lưỡi ben
Guvà các lực XA1 ; ZA1 ; XA2 ; ZA2 tại khớp và PB1 và PB2 tại thanh chống.

svtk : Nguyễn Hữu Tuyến
Sơn

gvhd : Vũ Văn Thinh - Hồ Sĩ

21



Trường Đại Học Thuỷ Lợi

Khoa Máy xây dựng & thiết bị thuỷ

lợi
Hãy coi lưỡi ben như một dầm liên kết khớp tại các điểm A 1 và A2 trong đó
bỏ qua mô men tác động trong mặt phẳng ngang đặt vào lưỡi ben theo các
dầm đẩy , điều đó chỉ làm tăng độ an toàn lên một ít .

Sn
32°

XA2

XA
XA1

ZA2

P2

ZA
ZA1

P1

Giả thiết rằng hình dáng và kích thước mặt cắt ngang của lưỡi ben là không
đổi dọc theo chiều dài lưỡi ben .

Mặt cắt a-a là mặt cắt nguy hiểm nhất , vì tại vị trí đó sẽ có nội lực là lớn
nhất .
Nội lực xuất hiện trong mặt cắt nguy hiểm sẽ xác định được nếu xác định
được toạ độ trọng tâm của mặt cắt và phương của các trục quán tính chính.
Sau đây sẽ xác định các đặc trưng của mặt cắt .

6

Hình dạng mặt cắt (hình vẽ).
Phần lưỡi cong có bán kính cong R = H = 1720

5
4

mm

Chọn chiều dày δ = 20 mm
Góc đặt lưỡi

ε =75o

7

Phần nối tiếp với phần cong để lắp lưỡi cắt có δ =15 (mm),

3

dài 200 mm
svtk : Nguyễn Hữu Tuyến
Sơn


gvhd : Vũ Văn Thinh - Hồ Sĩ
1

2

22


Trường Đại Học Thuỷ Lợi

Khoa Máy xây dựng & thiết bị thuỷ

lợi
Lưỡi cắt dày δ =15 mm dài 200 mm
Xà ngang tăng cứng 3 thép hình chữ nhật hàn với nhau
có cùng kích thước b=15mm, h=100 mm
Hai thép tăng cứng có δ =15 mm và dài 250 (mm) và 320 (mm)
Ta có mômen quán tính được tính theo công thức J =
TT
1

δ (cm)

2
3
4
5
6


1,5

h (cm)
20,0

F (cm2)
30,0

1,5
1,5
1,5
1,5
1,5

25,0
32,0
20,0
20,0
20,0

37,5
48,0
30,0
30,0
30,0

b.h 3
12

Jx (cm4)

1000,00
1953,12
5
4096,0
1000,0
1000,0
1000,0

Jz(cm4)
5,625
7,031
9,000
5,625
5,625
5,625

Phần lưỡi cong
Trước hết xác định trọng tâm của diện tích F của phần cong
Z

X
r

R

Trục x là trục đối xứng, do đó trọng tâm mặt cắt sẽ nằm trên trục x.
Xác định toạ độ trọng tâm theo công thức :
Xo1 =

Sz

F

mô men tĩnh của diện tích F đối với trục z xác định theo công thức :
svtk : Nguyễn Hữu Tuyến
Sơn

gvhd : Vũ Văn Thinh - Hồ Sĩ

23


Trường Đại Học Thuỷ Lợi

Khoa Máy xây dựng & thiết bị thuỷ
lợi

= ∫ x.df

Sz

x = ρ.cosϕ
R

27 ,87 0

r

0

Sz = ∫ 2


∫ ρ.dϕ.dρ. cos ϕ

df = ρ.dϕ.dρ
R

27 , 87 0

r

0

2
= 2 ∫ ρ .dρ

∫ cos ϕ.dϕ

2 3
( R − r 3 ) sin 27,87 0
3

=

2
3

= (1723 − 1703 ) sin 27,87 0 = 54677,43 cm3
0
0
2

2 55,74
2
2 55,74
π
F = (R - r )
=3,14(172 – 170 )
= 332,5
360 0
360 0

cm2

Toạ độ trọng tâm mặt cắt :
X01 =

S z 54677,43
=
= 164,4 cm
F
332,5

2
2
2
Jz = ∫ x .dF = ∫ ρ . cos ϕ .ρ .dρ .dϕ
F

F

R


= ∫ ρ dρ .2
3

r

2
4

27 ,87 0

R

∫ cos ϕdϕ = ∫ ρ
2

0

3

dρ .2

27 ,87 0

∫

r

1
2


= ( R 4 − r 4 )[ ϕ

27 , 87 0
0

'

0

1
4

+ sin 2ϕ

27 ,87 0
0

1 + cos 2ϕ
dϕ
2

]

= 282854065,9(cm4)
2
2
2
Jx = ∫ z dF = ∫ ρ sin ρdρdϕ
F


F

R

= ∫ ρ .dρ .2

27 ,87 0

3

r

=

∫ sin

R

2

0

2 4
1
( R − r 4 ) ϕ
4
2

ϕ.dϕ = ∫ ρ .dϕ .2

3

r

27 ,87
0

0

1
− . sin 2ϕ
4

27 ,87 0

∫
0

27 ,87 0
0

1 − cos 2ϕ
.dϕ
2




= 274588519,4cm4
Mô men của phần cong đối với hệ qua tâm của nó song song với hệ cũ

Jx không đổi

Jx01 =274588519,4cm4

Jz01 = Jz + 2aSz + a2F công thức chuyển trục song song, trong đó a = -164,4 cm.
Jz =282854065,9cm4 , Sz=54677,43 cm3 , F=332,5 cm
⇒ Jz01=273862724,1 cm4
svtk : Nguyễn Hữu Tuyến
Sơn

gvhd : Vũ Văn Thinh - Hồ Sĩ

24


Trường Đại Học Thuỷ Lợi

Khoa Máy xây dựng & thiết bị thuỷ

lợi
Xác định trọng tâm C của toàn bộ mặt cắt
Chọn hệ trục o1x1y1 làm hệ trục ban đầu, ta có :

xc
Trong đó

∑S
=
∑F


i
z1
i

Six = zio1.Fi

∑S
=
∑F

zc
;

i
x
i

Siz = xio1 .Fi

z

Z1

z x

z
x

z
x


0
01
X1
C

z

x
x

x
x

z

z

svtk : Nguyễn Hữu Tuyến
Sơn

gvhd : Vũ Văn Thinh - Hồ Sĩ

25