Шабров Н.Н. - Метод конечных элементов в расчётах деталей тепловых двигателей (1061803), страница 26
Текст из файла (страница 26)
Результаты расчета полей пере- У~И'ю~ Рис, 9. !5. Деформация 1 варианта головки порпшя от действия температурного поля Рис. 9.16. Деформация 1! варианта головки поршня от действия температурного поля мещений в конструкциях головки поршня дизеля ЧН 21121 от действия температурного поля подтверждают установленную ранее для головки составного поршня дизеля ЧН 26!26 тенденцию тепловых деформаций, при которой днище поршня стремится вспучиться, а периферийная зона головки испытывает значительное тепловое расширение с некоторым разворотом тела гребня наружу. Из рассматриваемых вариантов конструкции головки наибольший эффект вспучивания отмечен для конструкции исходного ва- 157 рианта 1 и составляет 0,193 мм.
Аналогичная картина наблюдается в отношении теплового расширения периферийной зоны головки. Это объясняется более высоким общим температурным уровнем конструкции варианта 1 по сравнению с вариантом 11. Следует отметить, что вспучивание днища оказывает определенное воздействие на опорную поверхность посадочного пояска головки: происходит поворот опорной плоскости посадочного пояска головки таким образом, как это показано на рис.
9.15. Поскольку на установившемся режиме работы двигателя температурное поле поршня оказывает статическое воздействие, то поворот опорной плоскости посадочного пояска головки нарушает нормальные условия функционального взаимодействия головки и юбки составного поршня. С другой стороны, под действием механической нагрузки происходит прогиб днища и образовавшаяся на опоре в результате вспучивания щель стремится закрыться. Однако действие механической нагрузки носит периодический характер и, как следствие этого, имеет место износ опорных поверхностей посадочного пояска головки и юбки составного поршня. Об этом свидетельствуют результаты экспериментального исследования, проведенного на КТЗ 1171 во время доводки конструкции поршня дизеля типа ДН 23/30.
Примечательно то, что для получения экспериментальных данных по износу опорной поверхности посадочного пояска головки на КТЗ потребовалось проведение длительных испытаний на работающем дизеле в течение 2б00 ч. В то же время полученные нами аналогичные данные расчетным путем убеждают, что предлагаемые здесь методики численного анализа механической и тепловой напряженности поршней дизелей достаточно эффективны даже для прогнозирования величин износов. На рис.
9.17 и 9.18 приведены результаты расчета меридиональных механических и температурных напряжений в днище рассматриваемых конструкций головок составного поршня дизеля ЧН 21/21. Центральная часть днища конструкций обоих вариантов головок испытывает воздействие изгибающих моментов и меридиональных сжимающих усилий вследствие равномерно распределенной по огневой поверхности днища нагрузки.
При этом действие меридианальных сжимающих усилий настолько велико, что целиком нейтрализует в днище изгибные напряжения растяжения. На огневой поверхности днища наибольшее по абсолютной величине значение механических напряжений сжатия отмечено для конструкции .варианта 11 головки в месте, отстоящем от оси цилиндра примерно на одну треть длины пролета днища, и составляет 121,5 МПа (рис. 9.18, а). Для конструкции варианта 1 головки на огневой поверхности днища это значение несколько ниже и составляет 92 МПа (см. рис. 9.17, а). Причина заключается в том,' что конструкция варианта 11 головки характеризуется меньшей изгибной жесткостью днища, откуда при одинаковой нагрузке 156 следуют более высокие по сравнению с конструкцией варианта 1 головки значения механических напряжений.
Как показывают результаты расчета, качественная картина распределения механических напряжений на охлаждаемой поверхности днища в основном повторяется для обоих вариантов конструкций головки. При этом в середине пролета днища па а) Рис. 9.17. Распределение меридиональных напряжений в днище 1 варианта головки поршня на внешней (а) и вну- тренней (б) поверхности: — — — — механические напряжения; — — температур- ные напряжения охлаждаемой поверхности имеет место значительное уменьшение механического напряжения сжатия за счет действия изгибных напряжений растяжения. Наибольшее по абсолютной величине значение механических напряжений сжатия на охлаждаемой позерхпости днища для конструкции варианта 11 головки отмечено з центре днища и составляет 120 МПа (рис.
9.18, б), Для конструк.1ии варианта 1 головки это значение отмечено в месте перехода тнища в тело опорного пояска и составляет также 120 МПа (см. бис. 9.17, б). Однако в отношении восприятия механической на.рузки одним из самых напряженных мест в головке поршня явля- 159 ется район поднутрения в гребне. На поверхности охлаждаемой полости со стороны поднутрения в гребне имеют место высокие значения механических напряжений сжатия. Лналогичная ситу- Рис. 9.18. Распределение рнеридиональпых напряжений в днище !1 варианта головки поршня на внешней (а1 и внутренней (б) по- верхности: — — — — механические напряжения; — — температурные напряженна ация была отмечена для головки поршня дизеля ЧН 26~2б. В данном случае речь идет о закономерной тенденции в способности сопротивления рассматриваемых конструкций механической нагрузке.
160 Механизм образования высоких механических напряжений сжатия в поднутрении в гребне с некоторым дополнением подобен рассмотренному ранее применительно к головке поршня ЧН 26!26. Это дополнение сводится к тому, что некоторые элементы гребня головки исследуемого поршня работают по принципу консоли. Для каждого варианта конструкций головки этот принцип проявляется по-своему. Так, для конструкции исходного варианта 1 головки место заделки консоли не совпадает с местом поднутрения в гребне и находится в зоне сопряжения поверхности охлаждающей полости с цилиндрической поверхностью опорного пояска головки. В результате высокие механические напряжения сжатия оказываются разнесенными в разные места.
Совершенно другой случай нагружения наблюдается для конструкции варианта 11 головки. Там место заделки консоли совпадает с местом поднутрения в гребне и поэтому происходит наложение высоких механических напряжений сжатия, возникающих как по причине сдавливания охлаждающей полости, так и по причине сильного изгиба консоли (см. рис. 9.14). В итоге механические напряжения сжатияов поднутрении в гребне конструкции варианта 11 головки дос тигают значения 300 МПа. Расчет температурных напряжений показывает, что в днище обоих вариантов конструкций головки реализуется температурный изгиб.
При этом на протяжении всего пролета днища на огневой поверхности наблюдаются температурные напряжения сжатия, а на охлаждаемой (за исключением центральной части днища)— температурные напряжения растяжения. Уровень температурных напряжений в днище является довольно высоким.
Особенно это относится к температурным напряжениям сжатия для конструкции исходного варианта 1 головки поршня, которые достигают значения 260 МПа в районе касания топливных струй огневой поверхности днища. Следует отметить, что полученные нами расчетные данные о распределении температурных напряжений в днищах головок исследуемых составных поршней с камерой типа Гессельман позволяют заметить отличительную особенность, при которой наибольшие по абсолютной величине температурные напряжения сжатия имеют место в районе касания топливных струй огневой поверхности днища. Вместе с тем для конструкции варианта 11 головки общий уровень температурных напряжений в днище несколько ниже, чем для конструкции варианта 1.
Это объясняется более умеренным температурным состоянием днища варианта 11 головки по сравнению с вариантом 1 1см. рис. 9.11). Для рассматриваемых здесь конструкций головок характер распределения температурного поля в районе гребня и примыкающей к нему внешней цилиндрической части во многом совпадает и обусловливает появление стесненгых температурных деф"рмаций непосредственно в поднутгении г гребне.
Функция температурного поля в .бразовании стесненн тх температур"ых деформаций в поднутре'ии свсгится в .сновг и к тепловом гмещг .ю /~6 шабров н. к. ~с~ гребня от оси цилиндра, а затем уже в результате этого смещения происходит кинематический изгиб внешней цилиндрической части гребня. Следствием кинематического изгиба является сужение охлаждающей полости в поднутрении и образование высоких температурных напряжений сжатия, Наиоольшее по абсолютной величине значение температурных напряжений сжатия в подну- о, Мои юо ' -юо -поо - воо вп опу пво о 51 о,вв о о, Моа ло - -4 П П77 П,ВП О,57 ОВВ П,В5 Рис. 9.!9.
Распределение мериднональнвях напрянсеннй на внешней и внутренней поверхностях цилиндрической части 1 варианта головки поршня: — — — — механические напряжения; — — тем- пературные напряжения трении в гребне отмечено для конструкции головки варианта 11 и составляет 330 МПа. Зто объясняется тем, что наряду с температурным сжатием от действия кинематического изгиба внешней цилиндрической части гребня происходит изгиб горизонтальной части гребня, которая в отличие от конструкции исходного варианта 1 имеет существенно меньшую изгибную жесткость.
На рис. 9.19 и 9.20 приведены результаты расчета меридиональных механических и температурных напряжений в цилиндрической части рассматриваемых конструктивных вариантов го1о2 ловки составного поршня дизеля ЧН 21/21. Общим в напряженно- деформированном состоянии цилиндрической части обоих вариантов головки является изгиб последней как от действия равномерно распределенной по боковой поверхности нагрузки, так и от действия температурного поля. Качественная картина распределения механических и температурных напряжений в цилиндрической -гор ГУПп втп 2ПР -1РО а Ц~т ОгЧ ПУ1 ОЕВ РЫ Рис.
![](https://s.studizba.com/z.php?f=/templates/si/i/noavatar.png&w=100&h=100&t=1"){kind=avatar}
