Двигатели
внутреннего сгорания

 
         

 

Главная
Основы конструирования
Расчеты
Силы и моменты
Поршневая группа
Шатуны и штоки
Коленчатые валы
Подшипники
Система газораспределения
Корпусные детали
Анализ конструкции
Устройство и
принцип действия

КШМ
ГРМ
Система смазки
Система охлаждения
Система питания
Система зажигания
Пуск двигателей
Увеличение мощности
Разное

ПАРАМЕТРЫ РАСЧЕТА ТЕПЛОВОГО СОСТОЯНИЯ КОРПУСА ПОРШНЯ


Параметры       Номер элемента
Длина /е, м 0,0013 0,0075          0,0065   0,0185   0,060
Радиус г0е, м 0,0645 0,0645       0,0645   0,0679   0,0713
Площадь Fe, м2 0,00365 0,00365            0,00365                0,00365-0,0157х 0,00336
Удельный тепловой поток:
Я'(OD.10"6, Вт/м2 1,857 0,254   0,243     0,0307   0,0283
Се, Вт/°С 489,8 84,9       98,0       33,1       9,77
V26, Вт/°С 3,14 3,14       3,14       2,87       2,62
Ги  Ю- Вт/м3 - 220,73 - 30,19      - 28,88  - 3,95     - 3,97
Примечание. Величина х меняется от 0 до 0,0185 м.
Воспользовавшись формулами (24), (25), (30), вклады отдельных элементов от 1-го до 5-го в общий функционал (180) представим в виде
Иногда указывают, что теплообменом на внешнем торце можно пренебречь и принять а3' = 0. Следует отметить, что в этом случае матрица [Я] становится вырожденной. Смысл этого обстоятельства применительно к задаче теплопроводности в том, что, задавшись граничными условиями второго рода, принципиально нельзя определить температурное поле детали, определяются только температурные перепады.
Подставив численные значения коэффициентов щ и вычислив составляющие вектора Н, найдем перепады температур по длине отдельных элементов:
Величину абсолютных температур в данном случае определим, взяв температуру Т01' точки 1 из расчета температурного поля днища Т0 = 255 °С. На рис. 100 представлено расчетное распределение температуры на горячей поверхности днища и вдоль линии 1-6 корпуса поршня.
В данном примере величины тепловых потоков от днища в корпус, а также отводимых в цилиндр приняты заданными. В общем случае поток q0t неизвестен и войдет в выражение /(1)П на втором участке при 0,4£> < г < 0,46D. Обе системы уравнений для определения постоянных интегрирования си ... с2Ш днища и для определения температур Т0'- в узловых точках срединной поверхности корпуса раздельно могли бы быть решены лишь с точностью до параметра q0K. Объединяя обе системы уравнений, их следует замкнуть, добавив уравнение, выражающее равенство температур в точке 1 поршня на границе днища и корпуса:
При более сложной конструкции, особенно при наличии камеры в поршне, расчет теплового состояния последнего производится на базе математических моделей второго и третьего уровней с помощью МКЭ в осесимметричной и трехмерной постановках.
Параметр q0K = —q{02)n через выражение /(1щ входит в выражение для определения в выражения для Ut и U2 на втором участке днища. Применительно к рассматриваемому примеру общая система линейных алгебраических уравнений в этом случае состоит из 12 уравнений.

Приведенный расчет является примером комбинированного решения задачи с сочетанием аналитического и численного методов. Такой подход в ряде случаев целесообразен.
Осесимметричная модель эффективна при расчете цельнометаллических поршней, у которых палец расположен в специальной вставке (см. рис. 88, 90), при расчете поршней крейц-копфных двигателей, а также головок составных поршней. Расчет поршня при наличии и с учетом бобышек наиболее обоснованно может быть выполнен лишь на базе трехмерной математической модели, уже реализованной в расчетной практи-
ке. Порядок расчета температурных полей методом конечных элементов в двухмерной постановке изложен в гл. 2.
На рис. 101, а, б представлены конечно-элементная модель и распределение температур в одном из вариантов составного поршня тепловозного двигателя типа ЧН 26/26 на установившемся режиме, рассчитанное методом конечных элементов по разработанной в МВТУ им. Н.Э. Баумана методике расчета составных поршней. Головка корпуса стальная, корпус выполнен из алюминиевого сплава.
§ 5. Расчет напряженно -деформированного состояния поршня
Расчет поршня заключается в определении напряжений, деформаций и перемещений в различных его точках (в первую очередь в зоне головки и поршневых колец) под действием механических и тепловых нагрузок. При решении этой задачи можно использовать математические модели различной сложности в зависимости от особенностей конструкции поршня.
К поршню с плоским днищем для решения задачи в осесим-метричной постановке применима теория тонких круглых пластин, колец и цилиндрических оболочек. На основе этой теории, кроме простейшего случая (рис. 102, а), получены решения для поршней с днищем, подкрепленным одним (рис. 102, б) или несколькими цилиндрическими ребрами с различным положением опорной поверхности.
Рассмотрим подробно случай, когда днище поршня сопряжено только с корпусом, находящимся под действием давления pz и температурного поля, определенного в § 4. В соответствии с выбранным направлением оси z положительные внешние силы направлены вверх.
При действии тепловой нагрузки могут появиться значительные усилия в срединной плоскости днища (z = 0), которые следует принимать во внимание. Если не учитывать влияние сжатия-растяжения днища на его изгиб, что допустимо для поршней двигателей, общая задача расчета напряженно-дефор-мированного состояния днища состоит- из задачи о плоском напряженном состоянии и задачи изгиба круглой пластины-днища. Основные соотношения для решения обеих задач представлены в удобном для использования виде ниже.
Плоское напряженное состояние. Разрешающее уравнение относительно радиального иг перемещения имеет вид
При этом положительное значение иг считается от оси цилиндра. Радиальная Nr и окружная N0 силы, отнесенные к единице длины на срединной поверхности, определяются через радиальную ег = dujdr и окружную е0 = ujr деформации с помощью закона Гука:
Окончательно указанные условия равенства деформаций днища и корпуса имеют вид
При расчетах величины ет, ef, Хг> Хт берут из решения задачи теплопроводности днища и корпуса поршня (см. § 4). Так как температурное поле корпуса определено численным методом, то для практического использования расчетное распределение температуры Т0' по длине корпуса поршня, так же как и для других деталей цилиндрической формы, удобно аппроксимировать кубическим полиномом вида
Аналогично аппроксимируются распределения параметров теплообмена на боковых поверхностях корпуса, в частности, используемая в данной задаче величина теплового потока :
Зависимости (209) и (210) используются при определении ef и Хт-
В качестве примера определим тепловые и механические напряжения от давления pz, возникающие в поршне, тепловое состояние которого рассмотрено в предыдущем параграфе. Дополнительно к приведенным в § 4 исходным данным примем: модуль упругости материала £ = 7 -104, МПа; коэффициент линейного расширения ат= 25-10" 6 1/°С; коэффициент Пуассона Ц = 0,3.
При определении величин ег, Хг> ег» Хг> их производных и интегралов j sTpdp, $%Tpdp, jefpip, JxfP^P следует подставлять значения параметров i и т.д., соответствующие рассматриваемому участку днища (см. табл. 12), при этом интегрирование осуществляется в соответствии с зависимостью (190) настоящего параграфа. Приведем значения некоторых величин, необходимых для расчета и связанных с температурным полем поршня:
На рис. 104, а, б представлено распределение напряжений на огневой поверхности днища поршня.
При более сложной конструкции поршня (см. рис. 101) расчет его напряженно-деформированного состояния следует проводить на базе математических моделей более высокого уровня, в частности, МКЭ в осесимметричной постановке.
Для поршней транспортных двигателей с повышенным ресурсом, работающих в условиях переменных режимов, максимальные суммарные напряжения стЕ [см. формулу (201)] не должны превышать предела текучести материала с учетом зависимости последнего от температуры (см. табл. 12). В этом случае устраняется возникновение циклических пластических деформаций и существенно уменьшается опасность термоусталостного разрушения. Таким образом, условием длительной надежной работы поршня является qz < аг.
Если в результате расчета в упругой области полученные напряжения превосходят предел пропорциональности (текучести), то оценка прочности должна производиться на основе гипотезы суммирования повреждений [см. формулы (86-89)]. При этом срок службы поршня может получиться существенно ограниченным.
В связи с тяжелыми условиями работы к конструкции пальца и материалу предъявляются повышенные требования. После термической обработки палец должен иметь значительную твердость трущихся поверхностей при вязкой сердцевине.

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

 



  Разработано специально для liciss.ru, все права защищены.
Копирование материалов сайта разрешается только с указанием прямой индексируемой ссылки на источник.