Чайнов Н.Д. - Конструирование двигателей внутреннего сгорания (1037884), страница 86
Текст из файла (страница 86)
9.68).Суммарные температурные напряженияs т = s ¢т + s ¢¢т + s ¢¢¢т .(9.38)В табл. 9.12 даны результатырасчета по приведенным вышеформулам напряжений s ¢т , возникающих в перемычках днищакрышки четырехтактного дизеляРис. 9.68. Зависимость коэффициентов концентрации напряжений на контуре отверстий вминимальном сечении перемычки от коэффициента l = b 0 i ( 2 r )Ч8,5/11,0 (см. рис. 9.7), изготовленной из чугуна СЧ21. Расчетвыполнен при значениях Е == 1,2×105 МПа, aт = 11×10-6 1/°,D = 0,523/E.9.12. Усилия и напряжения в перемычках отнеравномерности температуры в плоскостиднища№ пере Ai ×10-7, Ci ×10-5, Bi ×10-5, P , H s¢тi ,iмычки см/НМПасмсм17,3313051030 14050 -15127,3313051160 15850 -16037,3313051160 16100 -132Как видно из табл.
9.12, даже вмалофорсированном двигателе приумеренной температуре днища головки в перемычках последней возникают достаточно высокие температурные напряжения. Для уменьшенияэтих напряжений следует стремитьсяк выравниванию температуры вплоскости днища. Этого можно добиться, в первую очередь, интенсивным охлаждением наиболее нагретойцентральной зоны перемычки.Более точные и детальные результаты могут быть получены прирасчетах днища на базе математических моделей второго уровня с использованием метода конечных элементов.
На рис. 9.69 показано распределение температурных напряжений s ¢т в днище одного из вариантов крышки цилиндров двигателяЧН26/26, схема разбивки на элементы и температурное поле которойсоответственноприведенынарис. 9.61 и 9.62. В результате решения на ЭВМ системы уравнений(2.123) получены составляющие вектора узловых перемещений {d}, а затем по формулам (2.110); (2.111) и(2.114) определены деформации инапряжения в элементах днища. Изусловия симметрии анализироваласьполовина днища, при этом состав416¢ в днище крышки цилиндровРис.
9.69. Распределение температурных напряжений s¢Tx и sTyляющие vi перемещений узлов наоси симметрии принимались равными нулю. Кроме того, были наложены связи, исключающие перемещение днища как твердого тела.Температурные напряжения s ¢т ,рассчитанные по методу конечныхэлементов и по приближенной методике, по контуру отверстия в перемычке между выпускными клапанами крышки цилиндров двигателя ЧН26/26, соответственно равны -280 и -306 МПа, а в серединеперемычки -200 и -235 МПа.Крышки двигателей с петлевойсхемой газообмена, имеющие неплоскую форму днища, рассчитывали в осесимметричной постановке с использованием теории оболочек вращения или МКЭ.Работоспособность крышек цилиндров при больших ресурсах, характерных для большинства современных двигателей, обеспечивается, если суммарные сжимающиетемпературные напряжения sт непревосходят предела текучести материала крышки при сжатии sтс.Уточненное определение теплового и напряженнодеформированногосостояний головки (крышки) цилиндров достигается при использованииобъемных конечноэлементных моделей.
В случае блочных головок при417расчете температурных напряженийцелесообразно первоначально ограничиться секцией головки, соответствующей одному цилиндру. Так какналичие клапанов и их седел влияетна поля температур и напряжений, ихтакже желательно включать в объемную модель крышки.Важное значение имеет влияниесопряженных с крышкой элементовконструкции двигателя, в частности,верхнего бурта гильзы цилиндра.Присоединенная часть гильзы (втулки) существенно увеличивает жесткость днища головки (крышки), чтоприводит в частности к возрастаниютемпературных напряжений s ¢т вмежклапанных перемычках.Для учета жесткости присоединенных к крышке элементов прирасчете температурных напряженийвводят коэффициенты измененияжесткости, с помощью которыхкорректируют узловые перемещения в местах сопряжения крышки ивтулки в плоскости днища крышки.Так, для крышки цилиндра, сопряженной с подвесной втулкой (дизель типа ЧН26/26), корректирующие коэффициенты в направленииоси коленчатого вала и перпендикулярном направлении соответственно составили 0,70 и 0,72.
Приближенный учет влияния измененияжесткости осуществляется с помощью итерационной процедуры, прикоторой компоненты перемещенияузлов в местах сопряжения, полученные без учета присоединениявтулки, умножают на указанные коэффициенты. Новые уменьшенныеперемещения используются в качестве составляющих кинематическихграничных условий при повторномрасчете. Повысить точность прирасчете деформаций и напряженийможно благодаря применению совместной конечноэлементной модели крышки и втулки цилиндра.Рис.
9.70. Конечноэлементная модель нижней части крышки цилиндровПри создании объемной твердотельной модели следует отказаться отучета многочисленных геометрических особенностей, главным образом,в периферийных зонах крышки, невлияющих на тепловое и напряженнодеформированное состояния, носущественно усложняющих конечноэлементную модель. Следует такжеотметить, что влияние верхней частикрышки на напряженнодеформированное состояние днища сравнительно невелико, поэтому расчет напряжений рационально проводить с помощью конечноэлементной моделинижней части крышки. Объемная модель нижней части крышки (рис. 9.70)содержит 94 459 элементов.На рис. 9.71 приведено распределение температурных напряжений вднище крышки цилиндров, выполненной из высокопрочного чугунапри следующем режиме работы двигателя: ре = 2,24 МПа, n = 1000 мин-1.Максимальное (по модулю) значениесжимающих температурных напряжений достигает на контурах отверстий -410 МПа.
Благодаря запрессовке клапанных седел, эти напряженияснижаются примерно на 80 МПа.418Рис. 9.71. Распределение температурных напряжений в днище крышки цилиндров при вертикальном расположении форсункиРис. 9.72. Главные сжимающие напряжения(МПа) на поверхности днища крышки цилиндров от сил давления газовВ форсированных двигателях,температура днища которых можетдостигать 400 °С, выполнить условиеsт < sтс трудно даже в случае изготовления крышек из высокопрочногочугуна с пределом текучести присжатии порядка sтс = -340 МПа.
Припревышении sт предела текучестинаряду с термоусталостными повреждениями происходит рост остаточных напряжений растяжения sост,которые, как экспериментально установлено, являются главной причиной разрушения днища крышек. Вэтих условиях работоспособностьоценивают с использованием формулы (2.156), что требует проведениярасчетов за пределами упругости.Приближенная оценка работоспособности днища может быть выполнена с помощью соотношенияN s ост+= 1 (здесь sпр – предельноеNf s прнапряжение для данного материалаи условий работы).Напряжения изгиба от сил давления газов существенно ниже температурных напряжений. Значение ихстановится заметным при диаметрецилиндра 250–300 мм и более.
Расчет указанных напряжений в общемслучае возможен при решении пространственной задачи теории упругости с помощью метода конечныхэлементов. На рис. 9.72 показанораспределение напряжений от давления газов рz = 17 МПа на огневойповерхности днища. Напряженияявляются сжимающими и достигают-150 МПа.
На охлаждаемой сторонеднища имеют место растягивающиенапряжения, составляющие 190 МПапри совместном действии усилий затяжки шпилек и давления газов рz == 17 МПа. Монтажные напряженияи деформации, возникающие в головках (крышках) цилиндров поддействием сил затяжки, зависят в основном от особенностей конструкции (способа опирания днища, числаи расположения шпилек, вида прокладки). В индивидуальных крышках цилиндров, в частности, в конструкциях с подвесной втулкой прибеспрокладочной установке крышкина верхнюю плиту блока цилиндровмонтажные напряжения в днище419весьма незначительны, что связано сотсутствием изгиба крышки от усилий затяжки силовых шпилек, расположенных по углам крышки цилиндра.В блочных головках при общейна все цилиндры прокладке монтажные напряжения могут быть существенно выше.
Прокладка должнаобеспечивать герметичность газового стыка, а также водонепроницаемость, предотвращать утечки маслаи компенсировать изменение усилийзатяжки болтов (шпилек) крепленияголовки цилиндров. Важным требованием является устранение дополнительной подтяжки болтов (шпилек) крепления головки при эксплуатации. При этом для блочныхголовок цилиндров условно можновыделить группу мягких прокладок,состоящих из перфорированногостального листа с нанесенным поповерхности полимером; группу графитовых прокладок, также имеющихв основе стальной лист, облицованный слоями графита; группу металлических прокладок, состоящих изнабора тонких стальных листов толщиной 0,20–0,25 мм. Металлические прокладки находят все большееприменение.Конструкции прокладок отличаются большим разнообразием.Выбор типа прокладки зависит наряду с особенностями конструкцииуплотняемого узла также от форсирования двигателя. На рис.
9.73, аРис. 9.73. Прокладки для уплотнения газового стыка:а – металлические; б – комбинированные с экранирующими кольцами; в – комбинированные с упругой окантовкой420показаны металлические и комбинированные прокладки, в том числе с экранизирующими кольцами(рис. 9.73, б), запрессованными вокантованное отверстие прокладки. Комбинированные прокладки(рис.
9.73, в) с упругой окантовкой,имеющие повышенное сопротивление усталости, применяют на дизелях с высоким давлением сгорания. В двигателях с индивидуальными крышками применяют прокладки из пластичных материалов(медь, алюминий), а также стальные омедненные уплотняющиеэлементы при повышенных значениях рz. Используют также беспрокладочный стык с притертыми соприкасающимися поверхностямиголовки цилиндра и втулки.При расчете на изгиб блочныхголовок в плоскости осей цилиндров от усилий затяжки шпилек Рпр впервом приближении можно использовать методику, основаннуюна теории балок на упругом основании.
Главным элементом упругого основания является прокладка.Осредненная жесткость головки EJпринимается постоянной по длинеголовки.Значения монтажных напряжений колеблются в широких пределах. Для большинства существующих головок по результатам тензометрирования напряжения в среднем составляют 30–60 МПа.Расчет головки, как балки, непозволяет получить распределение монтажных напряжений сучетом особенностей конструкции. Однако имеется возможностьвычислить изгибные деформациипо длине головки от сил предварительной затяжки, что способствует рациональному выбору силзатяжки отдельных шпилек, а также их числа и места расположения. Дифференциальное уравнение изгиба блочной головки имеет видJEw IV = q( x ) - p( x ),(9.39)где q(x), p(x) – соответственновнешняя нагрузка и реактивноедавление, осредненные по ширинепрокладки bпр; w, x – соответственно прогиб и координата по длинеголовки.Для жестких прокладок прирешении уравнения (9.39) можетбыть использована гипотеза прямой пропорциональности междур(х) и прогибом w днища головки, т.е.
![](https://s.studizba.com/z.php?f=/templates/si/i/noavatar.png&w=100&h=100&t=1"){kind=avatar}
