Шабров Н.Н. - Метод конечных элементов в расчётах деталей тепловых двигателей (1061803), страница 24
Текст из файла (страница 24)
Для судовых крейцкопфных дизелей с прямоточно-клапанной продувкой нагрузку на поршень от действия сил давления газон, а также условия теплообмена в цилиндре можно считать осесимметричпыми. Это обусловливается спецификой механизма движения и условиями протекания рабочего процесса. Что касается головок составных поршней быстроходных дизелей, то многочисленные экспериментальные данные свидетельствуют о небольшом разбросе температур на поверхности поршня в тангенциальном направлении, по крайней мере для определенных типов дизелей. Вместе с тем конструкция механизма движения поршня в быстроходном дизеле вносит определенное нарушение в осесимметричный характер действия сил давления газов за счет действия на поршень боковой составляющей.
Но в конструкциях составных поршней с короткой головкой действие боковой составляющей воспринимается в основном юбкой поршня, а головка остается под действием осесимметрично распределенных сил. Силы инерции поступательно движущихся масс поршня с осесимметрнчной геометрией всегда будут осесимметричными. Анализ теплового и напряженно-деформационного состояния головки исследуемого поршня выполнен в предположении осесиммстричной схематизации как н отношении геометрической формы, так и действующей на поршень нагрузки.
Ранее было указано, что я подобных случаях принятые допущения оправданы. При разбиении головки на осесимметричные конечные элементы следует обратить внимание на то, что некоторые части ее конструкции представляют собой тонкостенные элементы. Вид и характер приложенной нагрузки предопределяют существование в тонкостенных элементах момептпого напряженного состояния, которое характеризуется высокими градиентами напряжений по толщине. В связи с этим тонкостенные элементы головки должны быть представлены несколькими слоями конечных элементов по. толщине, чтобы разрывы значений напряжений в смежных слоях были приемлемыми.
Помимо этого район поднутрения в гребне головки со стороны охлаждения как наиболее слабое место в конструкции требует весьма подробной аппроксимации конечными элементами с целью выяснения истинного механизма образования 145 механических и температурных напряжений. Согласно изложенному идеализация головки исследуемого поршня осуществлена посредством симплекс-элементов треугольного типа, Схема разбивки головки сеткой конечных элементов приведена на рис.
9.1. Число неизвестных в этой модели при решении задачи термоупругости составляет 1442 компоненты перемещений в узловых точках, а при решении задачи теплопроводности — 757 значений температуры в узловых точках всей конструкции, включая компрессионные кольца. Рис. 9.1. Схеме разбивки головки иоршнв днеелв ЧН 26~26 на конечные элементы Расчет температурного поля головки при помощи разработанной здесь методики предполагает задание произвольно распределенных граничных условий, Особое значение приобретает установление истинных характеристик интенсивности теплообмена по огневой поверхности днища поршня, поскольку с этим прямо связана эффективность применяемого метода. Экспериментальные исследования параметров теплообмена в цилиндре дизеля типа "1Н 26/26, выполненные в ЦНИДИ и ЛВИМУ, свидетельствуют о большой степени неравномерности в распределении тепловых потоков по днищу поршня. Как отмечается в работе В.
А. Волочкова 12], одной из причин неравномерности в распределении плотности теплового потока по огневой поверхности днища является неоднородность топливно-воздушной смеси, возникающая к моменту ее самовоспламенения. Применительно к исследуемому поршню наибольшие значения среднего за цикл теплового потока имеют место в зоне касания топливных струй, где сгорает большая часть цикловой подачи топлива и создается локальный температурный напор. К периферии днища и к центру от этой зоны интенсивность теплообмена уменьшается, достигая минимума в центральной части днища. Головка исследуемого составного поршня охлаждается путем взбалтывания масла в охлаждающих полостях и каналах.
Следует отметить, что к настоящему времени в отрасли накоплен достаточно обширный экспериментальный материал по определению 146 коэффициента теплоотдачи от поршня к маслу при охлаждении взбалтыванием. Для рассматриваемого здесь поршня дизеля типа ЧН 26!26, работающего на режиме при Р,, = 2 МПа, и = 62,8 с ', значение коэффициента теплоотдачи составляет 1500 Вт7(ме К). Что касается задания граничных условий теплообмена в компрессионных кольцах и в зазорах между втулкой и тронковой частью поршня, то в данном случае они определялись на основе анализа экспериментальных и теоретических исследований теплообмена в поршнях дизелей, близких к рассматриваемому по размерности, Рис.
9.2. Температурное поле головки поршня ди- зеля ЧН 26126 способу смесеобразования и степени форсировки. Значения коэффициентов корректировались таким ооразом, чтобы добиться полного совпадения расчетных и экспериментальных значений температур в контрольных точках. Полная схема задания граничных условий теплообмена в головке исследуемого поршня приведена па рис. 9.2. Расчет температурного поля выполнялся с помощью разработанной на основе МКЭ и изложенной здесь методики. Результаты расчета представлены в виде изотерм на рис. 9.2 и свидетельствуют о хорошем совпадении с экспериментальными данными в контрольных точках. Анализ напряженно-деформированного состояния головки поршня выполнен для указанного выше режима работы дизеля ЧН 26/26.
Этому режиму соответствует значение максимального давления сгорания Р, = 12,5 М11а. На рис. 9.3 показан вид конечного состояния деформированной поверхности головки поршня от действия сил давления газов, Из приведенных результатов следует, что наличие кольцевой опоры в центральной части днища увеличивает жесткость конструкции в этом месте, поэтому центральная часть днища испытывает незначительные деформации от действия сил давления газов. Более значительные размеры деформаций отмечены в цилиндрической части головки поршня, при этом наряду с проседанием гребня поршня имеет место изгиб цилиндрической части в сторону центра, Максимальный размер 147 стрелы прогиба отмечен в районе первой кольцевой канавки и составляет 0,0395 мм.
На рис. 9.4 показан вид конечного состоя: ия деформированной поверхности головки поршня от действия неравномерно распределенного температурного поля. Результаты расчетов показывают, что составляющие деформаций от действия температурного поля существенно превосходят составляющие деформаций от О~мм Рис. 9.4. Деформация головки поршня от действия температурного поля Р . 9З. Д Фор П ловки поршня от действия сил давления газов действия сил давления газов.
Причем характерной особенностью действия температурного поля является стремление днища поршня вспучиваться при одновременном тепловом расширении периферийной зоны поршня. В данном случае эффект вспучивания несколько ослаблен в связи с введением дополнительной жесткости за счет кольцевой опоры в центральной части днища. Максимальное тепловое расширение периферийной зоны поршня отмечено на внешней кромке гребня и составляет 0,625 мм. На рис. 9.5 приведены результаты расчета меридиопальпых механических и температурных напряжений в днище головки исследуемого поршня. Как и следовало ожидать, расчет механических напряжений показывает, что тонкостенные элементы центральной части днища испытывают моментное напряженное состояние, которое ооусловлепо действующими механическими силами.
При этом со стороны огневой поверхности имеют место механические напряжения сжатия, максимальное значение которых наблюдается в зоне между двумя опорами и составляет 45 МПа. Ртсутствне напряжений на огневой поверхности днища над кольцевой опорой объясняется взаимной нейтрализацией сжимающих 14о меридиональных усилий и растягивающих изгибпых напряжений. Высокие значения механических напряжений сжатия отмечены в местах перехода стенки кольцевой опоры в днище поршня.
Наибольшее по абсолютной величине значение механических напряжений сжатия зарегистрировано в месте перехода, дуга которого имеет наименьший радиус кривизны (рис. 9.5, б), и составляет 94 МПа. Однако самые высокие значения механических напряРис. 9.5. Распределение меридиопальных напряжений в головке поршня по внешней (а) и внутренней (б) поверхности: — механические напряжения, — — темпе- ратурные напряжения жений сжатия име|от место в районе подпутрсния в гребне поршня. Механизм образования их довольно прост и заключается в следующем. Под действием сил давления газов, распределенных как по огневой стороне гребня, так и по внешней поверхности цилиндрической части поршня, происходит сжатие охлаждающего канала (см.
рис. 9.3). В результате на поверхности поднутрения в гребне образуются высокие механические напряжения сжатия, которые достигают 227 МПа (рис. 9.5, 6). Расчет температурных напряжений показывает, что в тонкостенных элементах центральной части днища реализуется температурный изгиб. При этом на огневой поверхности появляются 149 б, Мои гоп ' температурные напряжения сжатия, а на охлаждаемой — температурные напряжения растяжения (рис. 9.5, а, б). Максимальное значение температурных напряжений сжатия наолюдается в месте касания топливных струй поверхности днища и составляет 260 МПа. Мы объясним это явление тем, что стремление днища под действием температурного поля вспучиваться приведет к возникновению наиболее стесненных температурных деформаций бФ,,, именнО В раЙОне касания топливных струй поверхности днища.
![](https://s.studizba.com/z.php?f=/templates/si/i/noavatar.png&w=100&h=100&t=1"){kind=avatar}
