Шабров Н.Н. - Метод конечных элементов в расчётах деталей тепловых двигателей (1061803), страница 34
Текст из файла (страница 34)
Применение покрытий позволяет уменьшить меридиональные напряжения на 15 и 25 оо соответственно для теплоизолирующих покрытий толщиной 1 и 2 мм (рис. 10.13). Значение максимальных напряжений растяжения в зоне радиусного перехода достигает 192 МПа для исходного варианта, 162 и 143 МПа соответственно для покрытий толщиной 1 и 2 мм. б, 'алПа ап аа гс 0 Рис. 10.14. Распределение температурных напряжений в сечении по переливному отверстию: — окружные н .; — — — — мернднональные о окр' ,м Детальное исследование влияния переливного отверстия с теплоизолирующей вставкой на тепловое и напряженное состояние втулки проведено в трехмерной постановке.
Результаты проведенных расчетов представлены па рис, 10.14 и показывают, что наибольшие напряжения возникают в районе переливного отверстия и местах сопряжения верхнего бурта с цилиндрическими частями втулки. 1 0.3. РАСЧЕТНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕПЛОВОГО И НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ ЦИЛИНДРОВОЙ ВТУЛКИ ДИЗЕЛЯ ТИПА ЧН 62(64 Втулка цилиндра среднеоборотного дизеля типа ЧН 62/64 с охлаждающими сверлениями в верхнем бурте по гиперболической поверхности является одним из перспективных и надежных конструктивных решений. Максимальное приближение охлажда- 199 ющей полости к тепловосприпимающей поверхности втулки способствует снижению температурных напряжений, а утолщенный верхний бурт обеспечивает достаточную жесткость при нагружении силами давления газов в цилиндре и усилием затяжки шпилек.
Наличие 36 охлаждающих каналов, просверленных под наклоном к оси цилиндра, нарушает общий осесимметричный характер геомечрии втулки, поэтому в общем случае необходимо рассматривать ее тепловое и термоупругое состояние в трехмерной постановке. Трудности, возникающие при этом, вполне понятны, В первом приближении расчетная схема втулки приведена к осесимметричной. При этом наклонные охлаждающие сверления, расположенныс по гиперболической поверхности, заменяются кольцевыми каналами. Идеализация втулки системой осесимметричных конечных элементов представлена на рис.
10.15. Численные исследования теплового и напряженно-деформированного состояния втулки выполнены в предположении действия температурных и механических нагрузок. Для втулок, которые устанавливаются непосредственно на опорную плиту блока, напряженно-деформированное состояние во многом зависит от конкретной системы зазоров-натягов в этом районе. В связи с этим наряду с определением температурных и механических напряжений проанализировано влияние величины зазора между расточрис.
10л5. идеализа- кой в опорной плите блока и втулкой. Расция втулки системой сматривалось два варианта опоры: свободосесимметРичных ко- ная опора без ограничения радиальных перемещений (1 вариант) и полное отсутствие зазора 1П вариант). Результаты расчетов температурных и механических напряжений для этих двух вариантов опоры представлены на рис. 10.16— 10.19. Как видно, для обоих вариантов наибольшего значения достигают окружные температурные напряжения сжатия в верхней зоне втулки со стороны камеры сгорания, причем для второго варианта опоры они почти на 25 % ниже, чем для первого. В районе сопряжения верхнего бурта с цилиндрической частью втулки наблюдается значительное увеличение окружных напряжений для второго варианта расчетной схемы.
Наиболее неблагоприятное влияние оказывает отсутствие зазора на осевые температурные напряжения растяжения, которые достигают 150 МПа в наиболее ослабленной части втулки со стороны зеркала цилиндра. Повышение окружных и осевых напряжений наблюдается и с наружной 200 -аа-ап 0 40 аа/00 б,м паап 20 а-20-Фа с,ал/7а -аа "0 О 20 ФО ОО 00 (ааааазапаана200 О Мпа -ОООЛОООО П жааиа аа 2П 0 2паааааа Н,1Л70 -1020 П 2П апа Рис. 10.16. Распределение осевых о н окружных о температурных напряжений по образующей поверхности втулки (1 вариант опоры) Рис.
10.18. Распределение осевых о, н окружных о температурных напряжений по образующей поверхности втулки (11 вариант опоры) Рнс. 10.17. Распределение осевых о и окружных и механических напряжений по образующей поверхности втулки (1 вариант опоры) Рис. 10.19. Распределение осевых о' и окружных о механических напряжений по образующей поверхности втулки (11 вариант опоры) 201 стороны втулки в районе опоры и составляет соответственно 2ПО и 200 МПа. Анализ механических напряжений показывает, что отсутствие зазора между втулкой и расточкой в опорной плите блока также неблагоприятно влияет на их уровень. Проведенные расчеты температурных и механических напряжений показали, что опасный уровень напряжений возникает в зоне сопряжения верхнего бурта с цилиндрической частью втулки. На уровень этих напряжений сильное влияние оказывает зазор между втулкой и расточкой в посадочной плите блока.
Для уменыпения напряжений в наиболее опасной части втулки необходимо обеспечивать свободное расширение ее в месте опоры. Расчеты показали, что свободное расширение втулки в районе расточки опорной плиты блока от действия температурного поля составляет 0,28 мм, а под действием механической нагрузки— 0,08 мм. Для уточнения принятой осесимметричной расчетной схемы проведено численное определение полей температур и температурных напряжений в трехмерной постановке с учетом наклонных сверлений.
Конструкция втулки обладает циклической симметрией, что позволило ограничиться рассмотрением части конструкции в виде сегмента, образованного продольными плоскостями. На продольных плоскостях задавались линейно зависимые граничные условия по перемещениям. Анализ расчетов показал, что для получения качественных результатов допустимо ограничиться осесимметричной расчетной схемой, ПРИЛОЖЕНИЕ 11одпрограмма вычисления значений весовых коэффициентов и точек интегрирования по методу Гаусса ВОВКО()Т1ХЕ ТЛВ(.Е(ХО) СОММОХ '"гОС7 А(5),Н(5) ОО ТО (!И,20,30,40,50),ХО 10 А(Ц=И. Н(!)=2.
ОО ТО 60 20 Л(!)= — И,577350269! А(2).= — А(1) , Н(1) =1. Н(2) =1. ОО ТО 60 ЗИ,'А(! ) = — 0. 7745966692 Л(2)=.И. А(3) = — А(1) 1-! (!) =-И 5555555555 Н(2) =0.8888888888 Н(3) = Н( 1) ОО ТО 6И 40 Л(1) = — -0.8611363115 А(2)= — 0.33998! И435 А(3) = — Л(2) А(4) = — А(! ) Н(!) =0.347854845! Н(2)=0.652!45! 548 Н (3) = Н (2) Н(4)=Н(!) ОО ТО 60 50 Л(1)=- — 0,906!798459 А(2) = — 0.5384693101 Л(3) =И.
Л(4) =- — Л(2) Л(5)=А(1) Н(1) = И. 236926885И Н(2)=И.4786286704 Н(3) = И. 5688888888 Н(4) = Н(2) Н(5)= Н(!) 6И КЕТОКХ ЕХО Лодпрограмма выборк и точ ТВКО(!Т1ХЕ ОАБ58(1О,Х,Н1) СОЛ!МОХ ФОС! А(5),Н(5) Х=Л(1О) Н1=Н(1О) КЕТ(ВАКХ ЕХР и значений весовых коэффициентов ек интегрирования Подпрограммы формирования параметров для численного интегрирования по методу Гаусса, вычисления значений функций форм и их локальных и глобальных производных для двухмерных четырехугольных и трехмерных шестигранных конечных элементов первого и второго порядка и формирования масивов ХРР и ХРА 203 Подпрограмма вычисления значений функций форм двухмерного четырехугольного конечного элемента З?.)ВКО??Т?ЧЕ Р?ЧГ(Ч?(М,Х,У,Х?,У?,Г?4!) ШМЕЫЗ?ОЧ Х!(М),И(М),ГЙ(М) ОО 40 1=1,М СО то (!И,'!0,10,10,20,30,20,30),1 10 ГЫ?(1) = (1 — ' Х э Х1(1)) э (1+ У э У?(1)) !4 1Г (М.ЕЯ.З) ГЧ1(1)-.
ГЧ!(1) э (Х э Х?(1)+У э У!(1) — 1) ОО ТО 4И 20 Г)Ч?(1)= — (1 — Х э Х ) э (!+Ъ'э У?(1))12 СО ТО 40 30 ГЧ?(1) =(! — У э У ) э (1+ Х э Х?(1)),~2 46 СОЫТ!Я?Е КЕТ??КЧ Е ?1?! Подпрограмма вычисления значений локальных производных от функций форм двухмерного четырехугольного конечяого элемента Я/ВРИ/Т?ХЕ РХГИ?(М,Х,У,Х?,У?,О(Ч!) Р?МЕРЗ!ОИ Х?(М),У?(М),?))Ч?(2,М) ?)О 40 1=1,М ОО ТО (10,10,10,10,20,30,2И,ЗИ),1 10 ВЫ?(1,!)=(1+У э У!(1)) э Х?(1)14 ?))Ч?(2,1) (1-~- Х э Х1(1)) э У1(1)!4 1Г (М.ЕЯ.4) С~О ТО 40 ?))Ч?(1,1)=Т!(Ч1(1,1) э (2э Х э Х?(1)+Уз И(1)) ?)Х?(2,1)=Р(Ч?(2,1) э (2э У э У?(1)+Х э Х1(1)) С~О ТО 40 20 1ЭХ!(1,1)=- — Х э (1+У э У?(1)) ВЧ?(2!) (! Х э Х) э У?(1)12 ОО ТО 40 ЗИ ?)Ч!(1,1)=(1 — У э У) э Х1(1)!2 ЭЫ?(2,1)= — У э (!+ Х э Х1(1)) 46 СО)!Т1?Ч??Е НЕТ??КЧ ЕХЭ Подпрограмма вычисления значения якобиаиа для двухмерных задач З??В КО??Т! ?4Е РААС(М, ХР,УР,Э(Ч?,А?Д ШМЕ?ЧЗ?ОМ ХР(М),УР(М),?)Х?(2,М),А!3(2,2) РО 10 1=1,2 З.=И И О=И.И ?)О 2И 3=1,М 5 — 3+ОЧ?(1,?) э ХР(?) 20 Я=Я+Т)гав!(1,3) э Ъ'Р(З) А?Я(1, !)=3 16 А?5(1,2)= Я НЕТ?)К(Ч Е(Ч?) Подпрограмма вычисления значения глобальных производных функций форм для произвольного конечяого элемента Я)ВКО?)Т?!4Е !4?чВЕЕ (Ч,М,?З(Ч?,А?Л) Э1МЕ)~?8!ОЧУ(3),?))Ч?(Ч,?),А!З(М, М) ПО 10 3=1,М ?)О 20 1=1,М Ч(!)=И.
РО 20 К вЂ”.1,(Ч 204 20 Ч(1)=Ъг(!)-[-А[Я([,К) в Р5П(К,.[) РО ЗИ 1=1,М 30 РЫ[(1,[)=Ъ'(1) 10 СОМТ11~1Ь'Е КЕТ[[КЫ ЕМР Подпрограмма вычисления скалярного произведения двух векторов Г[)ЕСТ[ОХ ЪгАЬЬЕ(М,Х,ГК1) Р!МЕМ510."[ Х(М),ГЩМ) 5=0.6 РО 10 [=1ьМ 10 5=5-Г[ П(1) — Х(1) Ъ'АЬ[)Е= 5 КЕТ[)Кг4 Е['[Р Подпрограмма вычисления значений функций форм трехмерного шестигранного конечного элемента Я[ВКОЬТ[КЕ ЧЕГЕТ!(М,Х,У,Х,Х[,У[,7[,Г5[1) Р!МЕ5[Я[ОК Х[(М) г" 1(М),21(М),ГМ1(М) РО 50 1=-[,М ОО то (16,10,!0,10,10,!И,!6,10, е 20,30,20,30,26,30,20,30,40,40,40,40),! 10 ГХ1(1)=(1+Х э Х1(1)) э (1+У э г'1(!)) е (1+У э Е[(1))/8 [Г(М.Е().8) ОО ТО 50 ГХ[(1) =-Г[[!(1) е (Х е Х[(1)+У е У[(1) ! Х е У[(1) — 2.) ОО ТО 50 26 ГХ1(1)=-(1 — Х э Х) э (1-! Уе 'г'1(1)) э(1 ', Хе 71(1)) 4 С~О ТО 50 ЗИ Гг»1(1)=(! — т е У) в (!+Х э Х1(!)) е (1+Ее Е[(!))'4 ОО ТО 50 40 ГХ[(1) (! Хе 7) в (1+Х э Х!(1)) ж (1+Уэ У[(1))(4 5И СО[''ТП4[[Е КЕТ[[КМ ЕМР Подпрограмма вычисления значений локальных производных функций форм треха»ерного шестигранного конечного злемента Я[ВКО[[Т[ХЕ ЧМР[41(М„Х,У,7,Х[,У[,2[,Р!(!) Р[МЕХ5105[ Х[(М),У[(М),Е!(М),РМ[(3,!) РО 50 1=1,М СгО ТО ([И,10,10,10,!0,10,10,10,20,30,20,36,20,30,20,30,40,40, э 46, 40),1 10 РИ[(1,1) — Х1(!) в (1 — 'У е У[(1)) е (1+7 е Х[(1)),'8 РХ[(2,1)=У[(1) е (1+Х э Х[(!)) е (1+Хе 71(1))!8 Р Х[(3, 1) == 71(1) э (1+ Х е Х! (1) ) е (1 — ' У е У! (1)) !8 1Г (М.Е[,).8) ОО ТО 56 РХ1(1,!) = РЖИ[,1) э (2 е Х+ т' э У[(1) э Х[(1)-! 7 е 71(1) э Х 1( [) — Х 1(1)) [Х 1(1) РЫ(2,!) =РМ [(2,1) е (2 э У+ Х е Х1(1) е У[(1)+ Е э 71(!) е У1(!) — У!(1))~'У! (!) РХ[(3,1) = РХ[(3,!) э (2 э 7+ Х э Х1(!) э 71(1)+ У е У П1) е 7! (1) — 21(1) ) ('71(1) ОО ТО 50 20 РМ(1,[) == — Х е (1-'У» У1(1)) ж (1+7 е 21(1))!2 Р5П(2,1)=(! — Х э Х) е У[(1) э (1+7» 21(1)),'4 РК1(З,!) =(! — Х э Х) е 71(1) э (!+ У э У[(1))!4 ОО ТО 50 205 30 ОИ1(1, 1) =(1 — У ж У) * Х1(1) в (! )-2 в Е1(1))/4 РИ1(2,1) = — г' в (! ! Х э Х1(1)) э (1+ 2 в 21(1)) !2 1)!ч1(3,1);=(1 — У* Ъ) в (!+Ха Х1(1)):» Х1(1)!4 ЙО ТО 5И 40 О)ч1(1,1)=(1 — 2 в 2):» Х1(1) э (! ~-У в У1(1))!4 ОЫ(2,1) =(! — Х э Е) * (1 (- Х э Х1(1)) в У1(1)/4 1)М1(3,1)= — Х* (1+Х э Х!(1)) в (!+7 э У1(1))!2 50 СОХТ1МЕЕ КЕТ11КМ ЕХО Подпрограмма вычисления значения якобиана для трехмерных задач Я)ВКО()Т1ХЕ ЧХ3ЛС(М,ХР,УР,ХР,О!(1,Л13) Р1МЕ МЯ 10~ч' Х Р(М), УР(М),ХР(М), 1) !(1(З,М),Л13 (3, 3) Г>О 1И 1=1,3 5=0.0 Я=-И.И К= 0.0 РО 20 Л= 1,М 8=8 — Р(х1(1„1) э ХР(3) О=О -)- ОМ1(1„1) в УР(3) 2И К=-К )-ПМ1(1,3) э УР(3) А13 (1,1) = 5 А!3 (1, 2) = О 10 Л1,1(1,3)=К К ЕТ() К г! Е40 Подпрограмма формирования массивов»!РР и ЯРА для двухмерных задач 5БВКОБТ1МЕ РМ()РО(ИЭГ,".4РЕ,ХХ,КУ,,'чЯ(,М!чО,МРЛ,МР0) 1)1МЕ(4510.'ч Х!41.(!),Х!46(!),МРЛ(!),!4РР(!),Хт!.(8),г(Ъ'О(8) 1МТЕОЕК !(7!(4)!4,3, 1,2,', в ХУ2(8) '4,7,3,8,6, 1,5,2! МХ=!ч Х- ! 1Г(ЯРЕ.Щ.8)МХ=-2 э !(Х+ ! РО 100 1(1=1,ХУ 1Г(!(РЕ,ЕЯ.8)ОО ТО 11И МУГ=М! МУ1 =М1т1 ЯО ТО 120 1!О МУГ=2э (!41 — 1)+ ! МУ1.— 2 э,"41+ ! 120 ЭО 100 !4,1= 1,.'ЯХ 1Г(ЯРЕ.ЕЯ.8)ОО ТО 130 МХГ=Ю МХ1 .
![](https://s.studizba.com/z.php?f=/templates/si/i/noavatar.png&w=100&h=100&t=1"){kind=avatar}
