Шабров Н.Н. - Метод конечных элементов в расчётах деталей тепловых двигателей (1061803), страница 27
Текст из файла (страница 27)
9.20. Распределение меридиональных напряжений на внешней н внутренней поверхностях цилиндрической части 11 варианта головки поршня: — — — — мехапнчееняе напряженья„— — тем- пературные напряженая части головки исследуемого поршня подобна рассмотренной ранее при анализе напряжений в головке поршня дизеля ЧН 26/26, Иначе говоря, вследствие изгиба цилиндрической части головки от действия механической нагрузки на ее внешней поверхности образуются механические напряжения сжатия, а на охлаждаемой поверхности — механические напряжения растяжения. Для конструкции исходного варианта 1 головки механические напряжения на внешней и охлаждаемой стороне цилиндрической стенки по 163 абсолютной величине не превышают значения 110 МПа, Тем не менее, зоны первой и второй кольцевых канавок испытывают достаточно большое осевое сжатие и растяжение.
Это связано с тем, что существенная часть потенциальной энергии деформаций цилиндрической стенки распределяется также и на зоны кольцевых канавок. Несколько иная картина в распределении потенциальной энергии деформаций для цилиндрической стенки конструкции варианта П головки. С ростом механических изгибных напряжений на внешней и охлаждаемой поверхностях цилиндрической стенки этого варианта конструкции головки в зоне до первой кольцевой канавки одновременно наблюдается разгрузка части цилиндрической стенки ниже кольцевой канавки.
Перераспределение изгибной жесткости влияет на перераспределение потенциальной энергии деформации стенки таким образом, что основную нагрузку воспринимает часть стенки только до первой кольцевой канавки, остальная часть стенки практически не испытывает никакой деформации (рис. 9.20). Механизм образования температурных напряжений в цилиндрической стенке головки исследуемого поршня такой же, как и для головки поршня дизеля ЧН 26/26, Однако в рассматриваемом случае отличие в температуре гребня головки и зоны первого компрессионного кольца больше, чем соответствующее отличие для головки поршня дизеля ЧН 26/26. Отсюда и более высокий уровень температурных напряжений в кольцевых канавках. Так, для конструкции головки варианта П на цилиндрической поверхности первой кольцевой канавки температурные напряжения сжатия достигают 315 МПа.
Вновь обращает на себя внимание тот факт, что для конструкции головки варианта 11 общий уровень температурных напряжений в цилиндрической стенке в зоне между гребнем и первой кольцевой канавкой почти в два раза выше, чем в соответствующем месте для конструкции головки исходного варианта 1.
С одной стороны, казалось бы, должно иметь место резкое падение уровня температурных напряжений вследствие значительного снижения температуры гребня. С другой стороны, полученный результат еще раз свидетельствует о том, что в механизме образования температурных напряжений в цилиндрической части головки составного поршня, имеющего охлаждающую полость в гребне, преимущественная роль принадлежит кинематическому фактору, а не температурным градиентам.
Несмотря на то, что тепловое смещение гребня для конструкции головки варианта 11 несколько меньше исходного варианта 1, все же смещения оказывается достаточно, чтобы удвоить уровень температурных напряжений в цилиндрической стенке, имеющей глубокую охлаждающую полость. В заключение по расчетному исследованию теплового и напряженно-деформированного состояния вариантов конструкций головок составного поршня дизеля ЧН 21/21 следует отметить, что 1б4 конструкция головки исходного варианта 1 обеспечивает приемлемый температурный уровень для режима Р, = 2,5 МПа. Суммарные напряжения для этой конструкции не превышают предела текучести материала при рабочей температуре, что обеспечивает длительную работоспособность поршня на указанном режиме.
Тем не менее, окончательно вопрос о работоспособности конструкции головки исходного варианта 1 необходимо решать во время доводки поршня как на стенде, так и на работающем двигателе.. Что касается конструкции головки варианта 11, то она не может быть признана работоспособной, поскольку максимальные суммарные напряжения превышают предел текучести и условие длительной работоспособности поршня нарушается. На примере выполненного расчетного исследования видна вся сложность процесса оптимизации конструкции поршня даже при помощи самых современных методов численного анализа, когда, казалось бы, очевидные результаты при более глубоком рассмотрении проблемы оказываются несостоятельными.
В связи с этим в целях ускорения прогресса при освоении в промышленности высокого наддува возникает необходимость реорганизации процесса проектирования на базе новейших методик прочности деталей так, чтобы автоматизировать последовательность переконструиронания опытного варианта поршня в соответствии с принятыми критериями качества, Следовательно, рациональный процесс. проектирования есть автоматизированный, позволяющий болыпее число раз, чем принято на практике, последовательно рассчитывать новыс варианты конструкции. В результате этого эмпиричеческий поиск оптимальных конструкций поршня в процессе доводки дизеля может быть существенно ускорен.
9.3. РАСЧЕТНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕПЛОВОГО И НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ ПОРШНЯ МОЩНОГО СУДОВОГО МАЛООБОРОТНОГО ДИЗЕЛЯ ТИПА ДНРН 7б/!80 Рассматриваемая конструкция поршня принадлежит к конструкциям типа оболочек. Для анализа прочности этой конструкции кажется естественным воспользоваться достаточно развитой теорией тонких оболочек вращения, тем более что в отрасли накоплен определенный опыт использования этой теории при исследовании конструкций поршней типа оболочек [13, 1?1.
Разработанные на ее основе расчетные методики во многом сходны между собой и сравнительно просты в употреблении. Они позволяют оцепить уровень напряжений в днищах поршней мощных судовых малооборотпых дизелей. Однако постановка задачи исследования прочности поршня с позиций теории тонких оболочек вращения исключает из рассмотрения (ввиду ограниченности этой теории) некоторые частные вопросы, связанные с обеспечением- оптимальных условий работы поршня: определение конечногсв 6 шабров н. н.
!6Ь состояния деформированной поверхности поршня с целью назначения оптимальных рабочих зазоров; обеспечение допустимых деформаций и напряжений концентрации в кольцевых канавках; установление характера функционального взаи яодействия элементов поршня. Важность этих вопросов не вызывает сомнений. В основном их решение выполняется в процессе доводки экспериментальных конструкций, что приводит к увеличению сроков создания новых дизелей и их стоимости. Таким образом, возникает Рис.
9.21. Схема разбинии поршня дизеля Д1хРН 75'160 на иоиениые элементы необходимость более подробного, чем при использовании теории тонких оболочек, расчетного исследования напряженно-деформированного состояния рассматриваемой конструкции поршня ~15]. В данной работе исследование выполняется при помощи разработанной на основе оссспмметричной версии МКЭ методики анализа механической и тепловой напряженности поршней. Конструкция поршня представляет собой тело вращения, которое достаточно точно можно аппроксимировать системой тороидальных конечных элементов. При разбивке тела поршня на конечные элементы (рис.
9.21) предполагалось существование моментного напряженного состояния почти во всей конструкции. Это предположение обусловливается видом приложенной механической и тепловой нагрузок, а также геометрией конструкции. Поэтому, как и в предыдущих случаях, тело поршня по толщине должно быть представлено несколькими слоями конечных элементов.
Расчет температурного поля поршня осуществляется при граничных условиях второго и третьего рода. При назначении гра- !66 ничных условий были использованы результаты многолетнего опыта, накопленного кафедрой ДВС ЛПИ при исследовании теплообмена в цилиндре дизеля, а также результаты экспериментальных исследований, выполненных на стендах БМЗ. На рис.
9.22 приведены изотермы рассчитанного температурного поля, которое соответствует режиму номинальной мощности, и схема задания граничных условий. Температурное состояние центральной части днища свидетельствует о том, что в этом месте реализуется одно- Рпс. 9.22. Температурное поле поршня мерный тепловой поток через днища в охлаждающее масло.
В остальном результаты расчета указывают на довольно высокий уровень температур гребня поршня при сравнительно невысоких значениях температур в районе первого кольца и ниже. При анализе напряженно-деформированного состояния исследовались два варианта конструкции поршня: 1) поршень с опертым днищем; 2) поршень с нсопертым днищем. На рис. 9.23 показан вид конечного состояния деформированной поверхности поршней с опертым и неопертым днищем от действия сил давления газов.
Из приведенных результатов следует, что максимальное значение прогиба имеет место в центре днища. Для поршня с опсртым днищем это значение примерно в четыре раза меньше соответствующего значения для поршня с неопертым днищем и приблизительно составляет 0,12 мм. Существенное влияние опора днища оказывает на вид и размер деформации цилиндрической части поршня в районе поднутрения, Устранение опоры приводит к сильному по сравнению с опертым днищем искажению формы периферийной части днища и вызывает смещение кромки гребня в сторону центра на 0,168 мм, Тем не менее следует отметить, что влияние механической нагрузки па деформацию кольцевых канавок едва ли имеет значение.
Результаты расчетов для обоих вариантов поршней свидетельствуют о небольших раз- 1бу мерах деформаций первой кольцевой канавки, которые не вызывают заметного искажения ее первоначальной формы (не принимается во внимание перемещение канавки как жесткого целого, поскольку напряженно-деформированное состояние в этом случае не меняется). Конечное состояние деформированной поверхности исследуемых вариантов поршня от действия неравномерно распределенного Рис.
9.23. Деформапия поршня от действия сил давления газов: — — — — конструкция поршня с опертым днищем; — — конструкция поршня с неопертым днищем температурного поля представлено на рис. 9.24. Результаты расчетов показывают, что для рассматриваемого типа поршня составляющие деформаций от тепловой нагрузки значительно превалируют над составляющими деформаций от механической нагрузки, и это имеет место по всей конструкции.
Характерно также, что действие температурного поля в поршне вызывает стремление днища вспучиваться. Расчеты, выполненные нами, убеждают в том, что это явление характерно для всех тонкостенных конструкций охлаждаемых поршней. Вспучивание, вызывая поворот опорной поверхности днища, паруп1ает условие полного контакта 1бв опорных поверхностей 1рис. 9.25). Это приводит к росту реактивных сил, поскольку площадь зоны контакта уменьшается.
![](https://s.studizba.com/z.php?f=/templates/si/i/noavatar.png&w=100&h=100&t=1"){kind=avatar}
