Чайнов Н.Д. - Конструирование двигателей внутреннего сгорания (1037884), страница 79
Текст из файла (страница 79)
Параметры теплообмена поверхности меридионального сечения гильзы цилиндраУчасток(см. рис. 9.34)Трезa,Вт/(м2×°С)Участок(см. рис. 9.34)Трезa,Вт/(м2×°С)1580,3587,32285,02000,02291,21203,72385,02000,03242,31364,52485,02000,04226,61209,62585,02000,05198,71368,02685,02000,06177,81566,42785,03000,07167,71644,228130,03000,08158,01799,22985,02000,09150,32074,330140,03000,010149,82767,93185,02000,011129,62310,432718,7721,512117,32404,533100,01500,013113,23010,734100,01500,014107,32678,035100,01500,015101,71940,336100,01500,01698,11598,337100,01500,01795,41299,63885,02000,01885,02000,03985,02000,01985,02000,04090,040,02085,02000,04190,040,02185,02000,0–––модель втулки (гильзы) цилиндра четырехтактного быстроходного автомобильного дизеля, содержащая 220элементов при 164 узлах.
В табл. 9.9даны численные значения параметров теплообмена на отдельных участках поверхности меридиональногосечения втулки (гильзы) (рис. 9.34, б)двигателя типа 4 ЧН10,2/12,2 на номинальном режиме работы при ре == 2 МПа и n = 2400 мин-1. Втулка(гильза) выполнена из специальногочугуна (l = 50 Вт/(м2×С). Обоснованные численные значения граничныхусловий на внутренней поверхностивтулки (гильзы) получают при моделировании согласованного температурного поля поршня и втулки (цилиндра).На рис. 9.35 представлено распределение температур по меридиональному сечению. Видно, что назначительной части втулки (гильзы)температура ее рабочей поверхности относительно невелика, что может быть основанием для сокращения протяженности полости охлаждения по длине втулки (гильзы).Осесимметричнаяпостановказадачи не дает возможности определить неравномерность распределения температуры по окружности рабочей поверхности втулки (гильзы).При моделировании согласованных380Рис.
9.35. Температурное поле втулки цилиндратемпературных полей поршня ивтулки (гильзы) с учетом перекладок поршня в течение рабочегоцикла двигателя следует использовать трехмерные конечноэлементные модели как поршня, так и втулки (гильзы) цилиндра. При этомтребуется включать в конечноэлементную модель половину конструкции (симметрично расположенную относительно плоскости качания шатуна). Порядок расчета температурных полей методом конечных элементов в трехмерной постановке изложен в гл. 2. При этом могут использоваться различные конечные элементы, в частности, четырехузловые линейные и десятиузловые квадратичные элементы, атакже восьми и двадцатиузловыешестигранники.
Основная сложность при расчете стационарноготемпературного поля втулки (гильзы) в трехмерной постановке связана с определением усредненных зарабочий цикл двигателя локальныхусловий теплообмена на рабочейповерхности втулки (гильзы).На рис. 9.36 показано распределение усредненных за рабочий циклзначений коэффициентов теплоотРис. 9.36. Распределение величины условногоосредненного за рабочий цикл коэффициентатеплоотдачи в сопряжении юбка поршня–цилиндр:а – ненагруженная сторона; б – нагруженная сторонадачи в сопряжении юбка поршня–внутренняя поверхность втулки понагруженной и ненагруженной сторонам на такте сжатия–расширения.
Значения a = lм/dм полученыпо результатам гидродинамическогорасчета сопряжения поршень–цилиндр с учетом вторичной динамики (перекладок) поршня. Видно,что различие условного коэффициента теплоотдачи на нагруженной иненагруженной сторонах достигаетзаметного значения.9.5.3. Математические моделиопределения напряженнодеформированного состояниявтулки (гильзы) цилиндраРасчет НДС втулки (гильзы) цилиндра заключается в определениинапряжений, деформаций и перемещений в различных точках втулки (в первую очередь на внутренней, рабочей поверхности) под действием механических (монтажных игазовых), а также тепловых нагрузок.
При решении этой задачи можно использовать математическиемодели различного уровня в зависимости от особенностей конструк381ции и цели расчета (предварительная оценка напряженности втулки,выбор варианта, уточненная оценкаНДС конструкции).
Как и в случаепоршня модели, рассмотренныепри определении теплового состояния втулки могут быть использованы с соответствующими кинематическими условиями и заданнымитепловыми и механическими нагрузками для расчета полей перемещений, деформаций и напряжений.При работе двигателя во втулке(гильзе) цилиндра возникают следующие основные виды напряжений:• монтажные;• переменные высокочастотныеот давления газов и измененийтемпературы втулки в течение рабочего цикла;• стационарные температурныена установившемся режиме работыдвигателя;• остаточные литейные.Последние при их возникновении могут быть существенно уменьшены с помощью отжига.В первом приближении расчетНДС втулок многих типов двигателей (в первую очередь, четырехтактных) может быть выполнен в осесимметричной постановке с применением теории колец и тонких цилиндрических оболочек.Применявшийся ранее методрасчета с использованием формулыЛаме для толстостенной трубы постоянной толщины не соответствовал условиям нагружения (предполагалось действие давления газов рzпо всей длине втулки), не учитывалналичие утолщенного опорногобурта в верхней части втулки.На рис.
9.37 представлена упрощенная расчетная схема втулки(гильзы) цилиндра, в которой втулка представлена системой сопряженных между собой кольца и оболочек, соответствующих участкамl1, l2, [L - (l1 + l2)] (рис. 9.37, а) и нагруженных внутренним давлениемрz на длине хР.При расчете напряжений от силдавления газов и стационарноготемпературного поля (см. параграф 9.5.2) втулку условно заменяют двумя сопряженными оболочками (рис. 9.37, в): короткой (l1 ++ l2) – участок I и длинной L - (l1 ++ l2) – участок II.
Приведенная¢ =толщина короткой оболочки t пр= 0,5(r1 + r2 - D).Рис. 9.37. Упрощенная расчетная схема втулки цилиндра382Напряжения от давления рz, циклически изменяющиеся во времени,определяют при положении поршняв ВМТ. За значение хр принимаютчасть длины втулки от верхнего торца до положения первого компрессионного кольца, что приблизительно соответствует протяженностиверхнего утолщенного пояса втулки.Для определения стационарныхтемпературных напряжений распределение температуры по длине втулки, полученное численным методом,а также параметров теплообмена ивеличин e ¢т и c ¢т удобно аппроксимировать полиномом, например вида (4.48).
Располагая начало координат в точке сопряжения участков I иII и направляя оси х участков в разные стороны, имеемe ¢TI , II = A0 I , II + A1 I , II (1 - x I , II ) 2 +c ¢TI , II = B 0 I , IIüï+ A2 I , II (1 - x I , II ) 3 ;ïý+ B1 I , II (1 - x I , II ) 2 +ï3 ï+ B 2 I , II (1 - x I , II ) ,þ(9.15)где x I = x 0,051; x II = x 0,217.В соответствии с обозначениями, принятыми в уравнении (4.43)для рассчитанного выше температурного поля, А0I = 221,4aт; А0II == 97aт; А1I = -214aт; А1II = -29,9aт;А 2I = 119 a т ; А 2II = 59 a т ; B 0I == -1,1286×103aт; В0II = -33,45×103aт;В1I = -7,943×103aт; В1II = -3,45×103aт;В2I = 7,348×103aт; В2II = 1,716×103aт.Уточненные значения приведенных коэффициентов могут бытьполучены по методу наименьшихквадратов.Разрешающее уравнение относительно радиального перемещения w ¢ срединных поверхностейучастков I и II втулки совпадают суравнением (4.43) при одинаковыхобозначениях соответствующих параметров.
Для участка I, представляющего собой, как правило, короткую оболочку, при отсутствиипродольной силы Qx решением разрешающего уравнения являетсяw I¢ = e bI x (C1 I cos b I x + C 2I sin b I x ) ++ e - bI x (C 3I cos b I x + C4I sin b I x ) ++æ 2 ¢¢TI - 1 + m ç d c т+reопр4b4I D м¢4b4I çè dx 2pzö÷÷.ø(9.16)Для участка II, являющегосядлинной оболочкой, индекс I заменяют на II, принимают С1II == С2II = 0 и исключают член, содержащий рz.В качестве примера определены тепловые и механические отдавления рz напряжения, возникающие в начале утоненного участка II втулки (рис.
9.37, в), тепловое состояние которой рассмотрено ранее. Дополнительнок приведенным исходным данным (см. параграф 9.5.2) принятоЕ = 1,4×105 МПа; m = 0,3; aт =¢ = 0,014 м; rопр == 11×10-6 1/°С; t пр= 0,067 м; Qх = 0 (осевая сила). Дляучастков I и II bI = 39,3 м-1 и bII == 53,2 м-1. Для определения постоянных С1I, С2I, С3I, С4I, С3II и С4IIследует использовать граничныеусловия при х = l1 + l 2 на торцеучастка I, а также условия сопряжения участков I и II, которыеимеют вид¢ ; j¢I = -j II ;w I¢ = w II¢ = M xII¢ ; QI¢ = -QII¢ .M xI(9.17)Считая для простоты участок Iдлинной оболочкой и подставляявыражение перемещения (9.16) приС1I = С2I = С1II = С2II = 0 в уравнения383(4.45), (4.46), а затем результат вdM x¢(9.17) с учетом Q ¢ =, получаютdxC 3 I = -1284, ×10 -12 pz + 2,240a т ;C 3 II = 1,716 ×10 -12 pz +117, 1a т ;C4 I = 0,21×10 -12 pz +1654, aт;C4 II = 0,611×10 -12 pz - 0,352a т .Подставив полученные постоянные в выражения (9.16), находятперемещения, а по зависимостям(4.46), (4.47) меридиональный M x¢и окружной M q¢ изгибающие моменты и соответствующие напряжения изгиба.
В месте сопряженияучастков меридиональные s ¢x и окружные s ¢q напряжения изгиба,рассчитанные отдельно от газовойи тепловой нагрузок следующие:s ¢хгI = ±0,69рz; s ¢хгII = ±2,124рz; s ¢хтI == K0,2 МПа; s ¢хтII = K0,62 МПа; s ¢qгI == ±0,207рz; s ¢qгII = ±0,637рz; s ¢qтI == ±18,4 МПа; s ¢qтII = ±10,7 МПа.Б\льшие значения напряженийнаблюдаются в верхнем фланцевтулки. Положительные значения sсоответствуют охлаждаемой стороневтулки. Радиальные значения sr наохлаждаемой и внутренней поверхностях втулки соответственно равны нулю и -рz. Максимальные касательные напряжения t на радиусе r0равны 15, Q t ¢. При расчете втулокцилиндров воздушного охлажденияследует учесть меридиональные напряжения от сил затяжки.Эквивалентное напряжение sэквопределяют для чугунных втулок всоответствии с теорией предельныхсостояний по формулеs экв = s 1 - ns 3 ,(9.18)где s1 и s3 – соответственно наибольшее и наименьшее напряжения.Для чугуна (n = 0,25–0,30) эквивалентное напряжение не должнопревышать 90 МПа.
![](https://s.studizba.com/z.php?f=/templates/si/i/noavatar.png&w=100&h=100&t=1"){kind=avatar}
