Шабров Н.Н. - Метод конечных элементов в расчётах деталей тепловых двигателей (1061803), страница 32
Текст из файла (страница 32)
Поэтому ограничимся рассмотрением части пояса втулки в районе камеры сгорания как наиболее напряженного места конструкции. Выбранный пояс выделяется из тела втулки двумя горизонтальными плоскостями, причем одна из них сов- 188 падает с нижней опорной плоскостью фланца. Термометрирование показывает, что одна из четвертей пояса имеет наибольшие температурные градиенты по периметру внутренней поверхности. Кроме того, она содержит отверстие под форсунку, поэтому в качестве объекта исследования принимаем эту часть втулки, ограниченную четырьмя плоскостями, как показано на рис. 10.1. В целях исследования влияния асимметрии температурного поля предложено три варианта расчетной схемы.
Вариант 1, Рассматриваем четверть пояса втулки, ограниченную горизонтальными плоскостями А — А, Б — Б и координатными плоскостями гох и год (рис. 10.1). Считаем, что опорный фланеп является достаточно жестким и поворот его не учитываем. Узловым точкам, лежащим в координатных плоскостях, разрешено только скольжение в этих плоскостях. Вариант П, В данном случае анализ напряженно-деформированного состояния интересующей нас зоны цилиндровой втулки проводился в два этапа на основе принципа математической линзы.
Первоначально рассматривался весь пояс втулки, но без учета отверстий для форсунок, что позволя- ет получить поле перемещений Рис. 10.1. Общий вид втулки в районе и уяснить картину деформации камеры сгорания исходного контура втулки в зоне камеры сгорания от действия асимметричного температурного поля. Разбивка пояса цилиндровой втулки может быть несколько укрупненной, так как нас в основном интересует только поле перемещений. Таким образом, зная перемещения для всех узловых точек, в том числе и для точек, лежащих в координатных плоскостях, которые образуют четверть конструкции, можно перейти ко второму этапу расчетного исследования — решению задачи теории упругости для четверти конструкции с учетом граничных условий по перемещению, полученных на первом этапе расчета.
Это означает смягчение граничных условий в координатных плоскостях для 1 варианта расчетной схемы. Вариант П1. Расчетная схема отличается от варианта 11 заданием перемещений для точек, принадлежащих нижнему ос- 189 новацию опорного фланца, Задание граничных условий по перемещению учитывалось на основе расчета этой втулки в осесимметричной постановке. Таким образом, нижней плоскости опорного фланца для третьего варианта был задан определенный поворот. Последний вариант позволяет наиболее точно учесть влияние на исследуемую область деформации втулки в целом от неравномерного распределения температур как по ее образующей, так и по окружности. Рнс. 10.2. Идеализация четверти пояса втулки снсте- мой трехмерных конечных элементов Рнс.
10.3. Идеалнзацня фрагмента пояса втулки системой трехмерных конечных эле- ментов На рис. 10.2 представлена идеализация четверти пояса втулки системой конечных элементов. Разбивка содержит 764 базовых конечных элемента тетраэдального типа. Для типичного блока конструкции принята разбивка, показанная на рис. 10.3. Весь пояс формировался из 30 таких блоков. В целом разбивка пояса втулки содержит 1620 базовых конечных элементов тетраэдального типа. Для исследуемой цилиндровой втулки аналитическое задание условий теплообмена со стороны газов представляет собой определенную трудность.
Многие существенно важные факторы тепло- обмена невозможно оценить даже ориентировочно„поэтому нами использовались данные термометрирования работающего двигателя, полученные на заводе-изготовителе «Русский дизель» 1ПО «Звезда»), которые в достаточной мере отражают распределение температур в поверхностном слое как по окружности, так и по образующей втулки. Как видно из рис. 10.4, распределение температур по внутренней поверхности втулки носит явно выраженный асимметричный характер, а разность максимального и минимального значений температуры на поверхности в данном сечении достигает 373 К, что не может не сказаться на напряженно-деформированном состоянии втулки в целом и, в частности, в районе выбранного пояса.
На том же рис. 10.4 показан деформированный внутренний контур втулки в сечении С вЂ” С (см. рис. 10,1) под !90 действием асимметричного температурного попя. Как видно, наибольшие перемещения наблюдаются в плоскости геометрической симметрии втулки и достигают 0,35 мм. На рис.
10.5 приведено распределение расчетных значений интенсивности температурных напряжений по внутренней поверхности втулки в сечении, совпадающем с отверстием и приходящимся на радиусный переход в месте изменения диаметра цилиндра. Как видно, для всех трех вариантов расчетной схемы, картина измене- Рис. 10.4. Деформация внутреннего контура втулки от действия асимметричного температурного поля в районе камеры сгорания: — температура; — — — — перемещения ния интенсивности температурных напряжений довольно похожа. Однако в районе отверстия расхождение становится значительным и достигает 40 % для второго варианта и 20 вуй для третьего варианта по сравнению с первым вариантом расчетной схемы. В этой же зоне д|я всех вариантов наблюдается максимальное значение интенсивности температурных напряжений, поэтому целесообразно рассмотреть отдельно распределение интенсивности напряжений по контуру отверстия (рпс, 10.6).
Из графика видно, что наибольшее значение интенсивности температурных напряжений для всех вариантов имеет место по верхнему краю выходной кромки. 11рпчем по отношению к 1 варианту значение интенсивности напряжений для 11 варианта на 40 вУв ниже, а для 111 варианта — на 25 вв. Столь значительная разница объясняется смягчением граничных условий по перемещениям в координатных плоскостях, что приводит к снижению уровня интенсивности напряжений. В то же время разрешение поворота нижней плоскости !91 1ао па аа 1ао !!о Рис. !0.5.
Распределение интенсивности температурных напряжений по внутренней поверхности втулки: — — 1 вариант; — — ° — — 11 вариант; — — — — 111 вариант Рнс. !0.7, Распределение интенсивности механических напряжений по внутренней поверхности втулки Обозначения линий те же, что на рис. 1О.Ь Рис. !0.6. Распределение интенсивности температурных напряжений в районе выходной кромки отверстия под форсунку Обозначения линий те же, что иа рис. 10.5 Рис. 10.8.
Распределение интенсивности механических напряжений в районе выходной кромки отверстия под форсунку Обозначения линий те же, что на рис. 10.5 опорного фланца приводит к увеличению максимального значения интенсивности напряжений в районе выходного отверстия (рис. 10.6), а также к некоторому увеличению уровня напряжений по окружности втулки (см. рис. 10.5) для П1 варианта расчетной схемы по сравнению с вариантом 11.
Асимметричное температурное поле оказывает значительное влияние па деформацию втулки. Механические напряжения для данной конструкции втулки в основном определяются силами давления газов. В расчетах принято Р, = 12 МПа. Ход расчетного исследования был принят таким же, как при определении температурных напряжений. Для 1 варианта расчетной схемы задание граничных условий по перемещению полностью совпадает с 1 вариантом при определении температурных напряжений, Для П варианта вместо всего пояса без учета отверстий нами рассматривалась его половина (учитывая геометрическую симметрию), но с отверстием под форсунку. Это позволяет проанализировать влияние отверстия на поворот координатной плоскости.
При задании угла поворота нижней плоскости опорного фланца под действием сил давления газов также использовались данные, полученные при расчете этой втулки в осесимметричной постановке. Таким образом, аналогично анализу температурных напряжений при определении механических напряжений рассматривалось также три варианта расчетной схемы с целью выяснения влияния граничных условий по перемещению.
На рис. 10.7 изображено распределение интенсивности механических напряжений по внутренней поверхности втулки в сечении С вЂ” С (см. рис. 10.1) для рассматриваемых вариантов расчетной схемы. Характер и значения интенсивности напряжений для всех вариантов очень близки и расхождение не превышает 10 МПа. Распределение интенсивности механических напряжений по контуру отверстия со стороны камеры сгорания представлено на рис. 10.8. И в этом случае характер напряженного состояния для всех трех вариантов очень близок.
Так же, как и для температурных напряжений, наибольший уровень интенсивности механических напряжений наблюдается по верхней кромке отверстия. Таким образом, можно сделать заключение, что уровень напряжений является наиболее опасным в районе верхней кромки отверстия. 10.2. РАСЧЕТНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕПЛОВОГО И НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ ЦИЛИНДРОВОЙ ВТУЛКИ ПОДВЕСНОГО ДИЗЕЛЯ ТИПА ЧН 32,'32 На тепловозах, которые будут эксплуатироваться на трассе Байкало-Амурской магистрали, предполагается устанавливать новые мощные форсированные дизели типа ЧН 32/32 агрегатной мощностью 5880 кВт. Благодаря ряду преимуществ в нем применяется цилиндровая втулка подвесного типа, 193 Цплиндровые втулки подвесного типа соединяются с крышкой цилиндра через прокладку, уплотняющую газовый стык, с помощью небольших шпилек, затянутых с определенным начальным усилием.
![](https://s.studizba.com/z.php?f=/templates/si/i/noavatar.png&w=100&h=100&t=1"){kind=avatar}
