Шабров Н.Н. - Метод конечных элементов в расчётах деталей тепловых двигателей (1061803), страница 25
Текст из файла (страница 25)
Распределение меридианальных тем- П и пературных напряжений на ближней к центру поршня поверхности охлаждающего канала показывает, что большая часть -гпп ' этой поверхности работает в условиях стесненных температурных деформаций и только непосредственно в районе поднутрения в гребне температурные напряжения меняют знак на обратный, аю достигая максимального значения растяжения— 160 МПа.
Результаты раси чета убеждают, что зона поднутрения характери- зуется значительной пуль- п Прп оя пя о7г опо ~ сацией напряжений в проРис. 9.6. Распределение меридиональных на- цессе работы поршня пряжений на внешней и внутренней поверх- причем на статически дейнастях цилиндрической части головки порш- ствующие температурные напряжения накладывают— — — — механические напряжения; температурные напряжения ся механические напря- жения, изменяющиеся по закону пульсирующего цикла с амплитудой, — 227 МПа, что может способствовать развитию трещин. Цилиндрическая часть головки поршня также испытывает моментное напряженное состояние, которое возникает как от действия равномерно распределенной по внешней поверхности нагрузки, так и от действия температурного поля. В результате изгиба от действия сил давления газов на внешней поверхности имеют место механические напряжения сжатия, а на охлаждаемой — механические напряжения растяжения (рис.
9.6). Максимальное значение механических напряжений сжатия отмечено на цнлиндрыческой поверхности первой кольцевой канавки и со|по ставляет 70 МПа. Максимальное значение механических напряжений растяжения отмечено на охлаждаемой поверхности напротив первой кольцевой канавки и составляет 100 МПа.
Механизм образования температурных напряжений в цилиндрической части головки поршня сводится к тому, что гребень поршня вследствие более значительного по сравнению с другими частями конструкции теплового расширения смещается в сторону от центра, порождая тем самым кинематический фактор возникновения температурного изгиба. Поскольку направление температурного изгиба совпадает с направлением изгиба от действия сил давления газов, то качественный характер распределения температурных напряжений будет аналогичен распределению механических напряжений.
Иначе говоря, на внешней поверхности цилиндрической части головки поршня появляются температурные напряжения сжатия, а на охлаждаемой поверхности — температурные напряжения растяжения. В силу специфики температурного изгиба цилиндрической части головки большая часть потенциальной энергии деформации поглощается в зонах первой и второй кольцевой канавки, отличающихся более слабой способностью сопротивления. Это находит отражение в значениях температурных напряжений.
Так, температурные напряжения сжатия на цилиндрической поверхности первой и второй кольцевых канавок составляют около 180 МПа. При этом температурные напряжения растяжения на охлаждаемой поверхности напротив первой и второй кольцевой канавки достигают значения 160 МПа (рис. 9.6). В целом расчет напряженно-деформированного состояния головки поршня дизеля ЧН 26/26 на режиме Р, = 2 МПа указывает на довольно высокий уровень механических и температурных напряжений, однако, максимальные значения суммарных напряжений в наиболее опасных сечениях не превосходят. предела текучести для стали 2Х13 при рабочей температуре головки и тем самым не нарушают условия длительной работоспособности конструкции. Выполненное расчетно-экспериментальное исследование позволило оценить точность разработанных в рамках настоящей работы на основе осесимметричной версии МКЭ методик численного анализа теплопроводности и термоупругости осесимметричных конструкций поршней форсированных дизелей.
Наиболее удовлетворительное совпадение достигнуто по механическим напряжениям, поскольку в этом случае отсутствуют искажения в показаниях тензодатчиков, вносимые различного рода защитными накладками. Максимальное отклонение расчетных значений напряжений от экспериментальных не превышает 15 % и характерно в основном для температурных напряжений. Результаты сравнения расчетных и экспериментальных данных показывают, что предлагаемые расчетные методики дают возможность с достаточной для практических целей точностью проанализировать тепловое и 151 напряженно-деформированное состояние поршней сложных конструктивных форм.
В дальнейшем указанные методики применяются для расчетного исследования влияния различных конструктивных особенностей на механическую и тепловую напряженность поршней быстроходных и малооборотных форсированных дизелей. 9.2. РАСЧЕТНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ КОНСТРУКТИВНЫХ ОСОБЕННОСТЕЙ СОСТАВНОГО ПОРШНЯ ВЫСОКОФОРСИРОВАННОГО ДИЗЕЛЯ ТИПА ЧН 21,'21 НА ЕГО ТЕПЛОВОЕ И НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОЕ СОСТОЯНИЕ Расчетное исследование теплового и напряженно-деформированного состояния опытного поршня дизеля ЧН 21!21, конструкция которого была специально разработана в ЦНИДИ для использования при высоком наддуве до Р,, = 2,5 МПа, проводилось для двух вариантов головок поршней. Основное конструктивное отличие рассматриваемых вариантов головок состоит в том, что при одинаковой форме камеры сгорания вариант П по сравнению с вариантом 1 имеет более тонкое днище и более глубокое поднутрение в греоне.
Таким образом, главное внимание при расчетном исследовании сосредоточено на анализе влияния жесткости или металлоемкости днища и гребня на распределение температуры, а также механических и температурных напряжений в головке составного поршня. Все рассуждения относительно осесимметричной схематизации геометрической формы головки составного поршня и действующей на пего нагрузки, высказанные ранее применительно к поршшо дизеля ЧН 26/26, остаются в силе и в данном случае. Оба варианта конструкции головки имеют ярко выраженные тонкостенные элементы и при разбиении на конечные элементы следует иметь в виду существование моментного напряженного состояния.
Поэтому аппроксимация тонкостенных элементов конструкции осуществлена несколькими слоями конечных элементов по толщине. Схемы разбивки вариантов конструкций головки поршня сеткой конечных элементов приведены на рис. 9.7 и 9.8. Граничные условия для расчета температурных полей вариантов конструкций головки поршня задавались на основе индикаторных диаграмм, полученных в ЦНИДИ в результате моделирования рабочего процесса дизеля при высоком наддуве, и рекомендаций предыдущего раздсла.
При назначении граничных условий теплообмепа со стороны огневой поверхности днища учитывалось то обстоятельство, что камера сгорания исследуемого составного поршня близка по форме камере сгорания рассмотренного ранее составного поршня дизеля ЧН 26!26, Это чисто геометрическое сходство конструкций головок поршней наряду со сходством в организации рабочего процесса дизелей ЧН 26/26 и ЧН 21/21 позволяет использовать результаты экспериментального исследования интенсивности теплообмена по огневой поверх- !52 ности днища поршня дизеля ЧН 26!26 при определении граничных условий теплообмена в поршне дизеля ЧН 21!21. Для рассматриваемого здесь поршня дизеля ЧН 21'21 на режиме работы при Р, = 2,5 МПа и и = 156 с ' значение коэффициента теплоотдачи от поршня в охлаждающее масло принято равным 1500 Вт~'(и' К).
В остальном задание граничных условий Рис. 9.7. Схема разбивки ! варианта головки поршня дизеля т!Н 2112! на конечные элементы ЕЛ Рис. 9.8. Схема разбивки 1! варианта головки поршня дизеля ЧН 21!21 на конечные элементы теплообмена в компрессионных кольцах и в зазорах между втулкой и тронковой частью поршня так же, как и для поршня дизеля ЧН 26!26, осуществлялось на основе анализа экспериментальных и теоретических исследований теплообмена в поршнях дизелей, близких к рассматриваемому по размерности, способу смесеобразования и т. д. Результаты расчета температурного поля для обоих вариантов конструкций головок поршня представлены в виде изотерм на рис. 9.9 и 9.10. Как видно из расчета, конструкция исходного ва- 153 рианта 1 головки исследуемого поршня при соответствующем выборе параметров рабочего процесса позволяет обеспечить его приемлемый температурный уровень.
Так, на режиме Р, = 2,5 МПа максимальная температура огневой поверхности днища поршня составляет 743 К, а в зоне первого кольца 448 К. Для конструкции варианта П головки с глубоким поднутрением в гребне харак- Рис. 9.9. Температурное поле 1 варианта головки поршня Рис. 9.10. Температурное поле 11 варианта головки поршня терно заметное снижение температурного уровня в окрестности гребня. Наибольшее падение температуры для этого варианта конструкции отмечено на внешней кромке гребня и составляет около 373 К. На рис.
9.11 и 9.12 показано сопоставление температурных уровней на внешней и внутренней поверхностях обоих вариантов конструкций головки исследуемого поршня. Анализ напряженно-деформируемого состояния вариантов конструкций головки поршня выполнен для режима Р, = 2,5 МПа. Максимальное давление сгорания на этом режиме составляет Р, = 15 МПа.
На рис. 9.13 и 9.14 показан вид деформированной 154 555 5~5 557 Иб 7 Рис. 9.11. Сопоставление температуры на поверхности днища обоих вариантов головки поршня дизеля ЧН 21/21 ТК Ю Рис. 9.12, Сопоставление температуры на поверхностях цилиндрической части обоих вариантов головки поршня дизеля ЧН 21/2! 575 ' ~К поверхности обоих вариантов конструкций головки поршня дизеля ЧН 21/21 от действия сил давления газов. Для конструкции варианта 1 головки наибольшее значение прогиба имеет место в центре днища и составляет 0,0281 мм. Наряду с этим отмечено некоторое проседание цилиндрической части головки при одно- Рис.
9.13. Деформация 1 варианта головки порш- ня от действия сил давления газов Рис. 9.14. Де$ормация 11 варианта головки поршня от действия снл давления газон временном изгибе последней в сторону центра. Более значительные размеры деформаций от действия сил давления газов зарегистрированы для конструкции варианта 11 головки. При этом прогиб в центральной части днища достигает уже значения 0,0441 мм, а проседанис цилиндрической части головки происходит на 0,0803 мм. Существенно увеличивается по сравнению с конструкцией варианта 1 головки стрела прогиба цилиндрической части от 156 действия равномерно распределенной по боковой поверхности нагрузки. На рис. 9.15 и 9.16 показан вид деформированной поверхности обоих вариантов конструкций головки исследуемого поршня от действия температурного поля.
![](https://s.studizba.com/z.php?f=/templates/si/i/noavatar.png&w=100&h=100&t=1"){kind=avatar}
