ПОИСК Статьи Чертежи Таблицы Определение температурного поля и напряженно-деформироваиного состояния поршней двигателей внутреннего сгорания из "Метод Конечных элементов в расчетах деталей тепловых двигателей " Многие конструкции поршней представляют собой тела вращения. К их числу относятся поршни судовых малооборотных крейцкопфных дизелей, а также головки составных поршней быстроходных дизелей. Для судовых крейцкопфных дизелей с прямоточно-клапанной продувкой нагрузку на поршень от действия сил давления газов, а также условия теплообмена в цилиндре можно считать осесимметричными. Это обусловливается спецификой механизма движения и условиями протекания рабочего процесса. Что касается головок составных поршней быстроходных дизелей, то многочисленные экспериментальные данные свидетельствуют о небольшом разбросе температур на поверхности поршня в тангенциальном направлении, по крайней мере для определенных типов дизелей. Вместе с тем конструкция механизма движения поршня в быстроходном дизеле вносит определенное нарушение в осесимметричный характер действия сил давления газов за счет действия на поршень боковой составляющей. Но в конструкциях составных поршней с короткой головкой действие боковой составляющей воспринимается в основном юбкой поршня, а головка остается под действием осесимметрично распределенных сил. Силы инерции поступательно движущихся масс поршня с осесимметричной геометрией всегда будут осесимметричными. [c.145] Результаты расчета представлены в виде изотерм на рис. 9.2 и свидетельствуют о хорошем совпадении с экспериментальными данными в контрольных точках. [c.147] Анализ напряженно-деформированного состояния головки поршня выполнен для указанного выше режима работы дизеля ЧН 26/26. [c.147] 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 смеш,ается 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 поверхносги — 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). [c.151] В целом расчет напряженно-деформированного состояния головки поршня дизеля ЧН 26/26 на режиме = 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 2X13 при рабочей температуре головки и тем самым не нарушают условия длительной работоспособности конструкции. [c.151] 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 = 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 I имеет более тонкое днище и более глубокое поднутрение в гребне. 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 него нагрузки, высказанные ранее применительно к поршню 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. [c.152] На рис. 9.11 и 9.12 показано сопоставление температурных уровней на внешней и внутренней поверхностях обоих вариантов конструкций головки исследуемого поршня. [c.154] 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 меридиональных сжимающих усилий настолько велико, что целиком нейтрализует в днище изгибные напряжения растяжения. [c.158] 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 ло-своему. Так, для конструкции исходного варианта I 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 И 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 П головки дос тигают значения 300 МПа. [c.161] 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 I 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 Гессель-ман 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 II головки общий уровень температурных напряжений в днище несколько ниже, чем для конструкции варианта I. Это объясняется более умеренным температурным состоянием днища варианта II головки по сравнению с вариантом I (см. рис. 9.11). [c.161] Несколько иная картина в распределении потенциальной энергии деформаций для цилиндрической стенки конструкции варианта II 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). [c.164] 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 переконструирования опытного варианта поршня в соответствии с принятыми критериями качества. Следовательно, рациональный процесс проектирования есть автоматизированный, позволяющий большее число раз, чем принято на практике, последовательно рассчитывать новые варианты конструкции. В результате этого эмпириче-ческий поиск оптимальных конструкций поршня в процессе до- водки дизеля может быть существенно ускорен. [c.165] В данной работе исследование выполняется при помощи разработанной на основе осесимметричной 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. [c.166] При анализе напряженно-деформированного состояния исследовались два варианта конструкции поршня 1) поршень с опертым днищем 2) поршень с неопертым днищем. [c.167] Таким образом, обеспечение нормального температурного режима смазки кольца является необходимым, но не достаточным условием надежной работы кольца, что лишний раз свидетельствует о сложном многообразии проявления проблемы теплона-пряженности поршней. Кроме того, следует отметить, что при экспериментальном исследовании возможно обнаружить только факт потери подвижности кольца в результате его защемления кромками канавки, но почти невозможно установить величину искажения ее первоначальной формы. Предлагаемая методика дает возможность решать этот вопрос уже на стадии проектирования и заранее подготавливать соответствующие мероприятия в случае опасности защемления кольца. [c.170] Расчет температурных напряжений показывает, что довольно большой температурный перепад по толщине днища приводит к высоким значениям температурных напряжений сжатия на огневой поверхности и напряжением растяжения на охлаждаемой поверхности днища. Условия закрепления опорной поверхности днища препятствуют перемещению точек этой поверхности в осевом направлении. Это находит отражение в характере распределения температурных напряжений в опертом днище. Так, равномерность температурного перепада в центральной части опертого днища вызывает при указанных условиях закрепления равномерный температурный изгиб этой части днища. Эффект вспучивания днища от действия температурного поля и стремление при этом повернуться вокруг опоры приводит к появлению высоких значений температурных напряжений сжатия на участке, примыкающем к опорной поверхности со стороны поднутрения. Максимальное значение этих напряжений приблизительно равно 240 МПа В неопертом днище наблюдается некоторое смягчение напряженного состояния в его периферийной части в силу уменьшения температурных перепадов и свободы перемещений в осевом направлении. [c.172] В поршне с неопертым днищем характер распределения механических напряжений и цилиндрической части качественно меняется. [c.173] Гребень поршня как самая нагретая его часть значительно смещается в сторону от центра, создавая тем самым изгибные температурные напряжения. На внешней поверхности стенки образуются температурные напряжения сжатия, которые имеют максимальные значения в зоне ослабленного поднутрения сечения и на цилиндрической поверхности первой кольцевой канавки. На внутренней поверхности стенки образуются температурные напряжения растяжения, которые имеют максимальные значения также в зоне ослабленного поднутрением сечения и напротив первой кольцевой канавки. [c.174] Самое высокое значение температурных напряжений отмечено в первой кольцевой канавке для поршня с неопертым днищем и составляет 290 МПа сжатия. Поскольку температурное поле стенки от первого кольца и ниже является более или менее равномерным, то действие температурного изгибающего момента постепенно затухает от первой кольцевой канавки до края поршня. Это обстоятельство подтверждается данными расчета, которые показывают, что температурные напряжения как на внешней, так и на внутренней поверхностях стенки затухают по мере приближения к краю поршня. [c.174] Из расчета видно, что устранение опоры днища оказывает определенное влияние на распределение температурных напряжений в стенке, но не нарушает при этом общей тенденции температурного напряженного состояния в стенке. Следовательно, преимущественная роль в механизме образования температурных напряжений в стенке принадлежит сугубо тепловому смещению гребня поршня. Таким образом, регулируя соотношение температурных уровней гребня поршня и зоны первой кольцевой канавки, можно планировать температурные напряжения в районе поднутрения и в кольцевых канавках. [c.174] Вернуться к основной статье