Chainov_Ivashenko_Konstr_dvs / Чайнов Иващенко - Конструирование ДВС

Рис. 9.28. Цилиндр дизеля воздушного охлаж дения с корсетной формой меридионального сечения

душного охлаждения, имеющие со ответственно постоянную и пере менную по длине толщину стенки. Верхний торец цилиндра обычно выполняют плоским, что при су ществующих уровнях форсирова ния обеспечивает герметичность газового стыка между цилиндром и головкой.

Охлаждаемая поверхность ци линдров составляет 25–40 % об щей охлаждаемой поверхности и образуется ребрами, начинающи мися вблизи верхнего торца ци линдра и доходящими до зоны расположения поршневых колец в НМТ. Ребра выполняют треуголь ного, трапецеидального и реже прямоугольного сечений. Протя женность оребренной части ци линдра составляет 45–55 % его длины. Площадь охлаждающей по верхности пропорциональна раз мерам и числу ребер. Длина ребер ограничена межцилиндровым рас стоянием и обычно не превышает 15–20 мм, что касается толщины и шагового расстояния, то они свя заны с технологией изготовления

Рис. 9.29. Распределение температуры по дли не цилиндра двигателя воздушного охлажде ния типа 4 Ч10,5/12,0:

I–IV – пояса распределения температуры; N = 52 кВт; n = 2200 мин 1

цилиндра. В литых конструкциях шаговое расстояние определяется прочностью стержней.

На рис. 9.29 и 9.30 приведено распределение температур ци линдра дизеля 4 Ч10,5/12,0 воз душного охлаждения на различ ных скоростных и нагрузочных

Рис. 9.30. Распределение температуры по пе риметру цилиндра двигателя воздушного охла ждения:

1, 2 – на расстоянии соответственно 1 и 7 мм от зеркала цилиндра; А – обдув

режимах. Несмотря на наличие с "подветренной" стороны цилинд ров дефлекторов, распределение температур неравномерное с мак симумом в верхней области на подветренной стороне. Для уменьшения деформаций, связан ных с неравномерным темпера турным полем, в ребрах выполня ют вырезы, в результате чего си ловое воздействие ребер на стен ку цилиндра уменьшается. Одна ко во всех случаях следует стре миться к получению возможно более равномерного и симмет ричного относительно оси ци линдра поля температур. Послед нее является важным и для сни жения неравномерности допол нительных термических усилий в отдельных силовых шпильках, достигающей по данным НАТИ 30 % усилия предварительной за тяжки и отрицательно влияющей на условия работы цилиндро поршневой группы.

По конструкции и способу изго товления цилиндры воздушного охлаждения бывают моно и биме таллическими. Монометалличе ские цилиндры изготовляются ли тыми из серого чугуна или легких сплавов. Ранее применялись также стальные цилиндры с механически обрабатываемыми ребрами, отли чающиеся сложностью и высокой стоимостью изготовления. Цилин дры из легких сплавов применяются на двигателях небольшой мощно сти, внутренняя поверхность ци линдров имеет слой хрома толщи ной 0,10–0,15 мм, что обеспечивает необходимую износостойкость ра бочей поверхности. На более фор сированных двигателях использу ют чугунные монометаллические цилиндры (см. рис. 9.27 и 9.28), по лучившие наибольшее распростра нение.

Рис. 9.31. Цилиндр с закатанными ребрами:

а – общий вид; б – последовательность опе раций подготовки винтовой канавки и за катки ленты; 1 – цилиндр; 2 – охлаждаю щее ребро

Биметаллические цилиндры вы полняются чугунными или сталь ными с отдельно изготовленными из высокотеплопроводного мате риала ребрами, крепящимися на цилиндре. На рис. 9.31 показан ци линдр с закатанными ребрами, ко торый отличается простотой изго товления, легкостью и компактно стью.

Разновидностью биметалличе ского цилиндра является пока занная на рис. 9.32 конструкция, в которой чугунная гильза зали та в выполненный из алюминие вого сплава оребренный ци линдр. При таком выполнении обеспечивается более интенсив ный теплоотвод от рабочей по верхности гильзы по сравнению с цилиндром, в который запрессо вана стальная или чугунная гиль за. Встречаются также биметал лические моноцилиндры, ци линдр которых выполнен как од но целое с головкой. При изго товлении биметаллических литых цилиндров следует стремиться к уменьшению различия коэффи циентов линейного расширения

Рис. 9.32. Цилиндр из алюминиевого сплава с залитой чугунной гильзой

используемых материалов во из бежание расслоения соединяемых элементов. Цилиндры центриру ются в расточках корпуса и кре пятся к нему шпильками, число которых зависит от принятой си ловой схемы; при длинных шпиль ках их количество составляет 3– 4 шт. на цилиндр.

Материалы втулок (гильз) цилин дров должны обладать высокими прочностью, плотностью структу ры, обеспечивающей непроницае мость газов и охлаждающей жидко сти, высокой износостойкостью, устойчивостью к электрохимиче ской коррозии и кавитации, а так же хорошей обрабатываемостью. Из традиционно применяемых в двигателестроении материалов пе речисленным требованиям доста точно полно соответствуют чугуны.

Для изготовления втулок часто используют серые чугуны, напри мер, СЧ28, СЧ32, легированные хромом, никелем, молибденом, у которых обеспечивается получе ние перлитной структуры с дос таточным количеством графита в

виде пересекающихся пластин. Легирование чугуна повышает прочность, жаростойкость, изно состойкость, ростоустойчивость. Применение пористого хромиро вания с поверхностной твердо стью 800–1000 НВ значительно уменьшает износ чугунных вту лок (в 2,5–4,5 раза в зависимости от вида применяемого топлива).

Наряду с серым чугуном при форсировании двигателей по среднему эффективному давле нию при повышении рz применя ют легированные высокопрочные чугуны с азотированием поверх ности втулки, имеющие повы шенные прочностные характери стики (табл. 9.7). В этом случае особое внимание обращается так же на улучшение антифрикцион ных свойств рабочей поверхности поршней и колец.

Хотя втулка цилиндра является теплонапряженной деталью, мак симальные температуры, имеющие место в районе кромки бурта со стороны камеры сгорания, как пра вило, не превышают 200–250 С, и жаропрочность чугуна оказывается достаточной. Особого рассмотре ния требует зона выпускных окон (перемычки) втулок двухтактных двигателей с петлевой продувкой.

Вбыстроходных двигателях специального назначения для из готовления втулок применяются стали типа 45Х, а также азотируе мые стали 35ХМЮА, 38ХМЮА, 38Х2МЮА, обеспечивающие полу чение легкой тонкостенной конст рукции. Азотирование повышает предел выносливости, сопротив ление коррозионным и кавитаци онным разрушениям, в 2–4 раза уменьшает износ.

Втабл. 9.7 приведены некоторые характеристики материалов втулок (гильз) цилиндров.

9.5. Моделирование теплового и напряженно деформированного состояний втулки (гильзы) цилиндра

Втулка (гильза) является тепло напряженной деталью, составляя вместе с поршнем цилиндропорш невую группу двигателя. Значи тельная площадь рабочей поверх ности втулки, равная ориентиро вочно D 2(S/D), определяет отно сительно большую долю теплоты, отводимой от горячих газов в нее при работе двигателя. Расчет тем пературного поля втулки (гильзы) выполняется в первую очередь на установившемся номинальном ре жиме работы двигателя.

Рассмотренные ранее данные о расчете температурного поля поршня (гл. 4) во многом относит ся и к втулке (гильзе) цилиндра. В частности, изменение температуры втулки (гильзы) в течение рабочего цикла на установившемся режиме работы двигателя сравнительно не велико (несколько градусов на ра бочей поверхности) и быстро уменьшается по толщине втулки. Однако то обстоятельство, что б ль

шая часть рабочей поверхности втулки в течение рабочего цикла оказывается как в соприкоснове нии с горячими газами и свежим зарядом, так и в соприкосновении с поршнем и картерным газом, соз дает ряд особенностей при назна чении условий теплообмена в про цессе моделирования температур ного поля втулки (гильзы).

9.5.1. Граничные условия при моделировании стационарного теплового состояния втулки (гильзы) цилиндра

Условия теплообмена на верхнем поясе рабочей поверхности втулки (до кромки поршня при его положе нии в ВМТ) и на периферии огнево го днища поршня в первом прибли жении принимаются одинаковыми. Как правило, применяют граничные условия третьего рода при определе нии мгновенного значения коэффи циента теплоотдачи г от газа к стен ке по формуле Вошни (4.7) с после дующим осреднением в течение ра бочего цикла двигателя.

Коэффициент теплоотдачи гз = = 0 и средняя результирующая

температура Тгз в зазоре между втулкой и жаровым поясом поршня ориентировочно принимают гз =

=0,25 1 и Тгз = Тгрез.

Крабочей поверхности втулки

теплота передается как непосредст венно от горячих газов, так и от поршня (в том числе через кольца). При этом значительную долю пере даваемой теплоты составляют за траты на трение колец, а также на трение корпуса поршня. Часть ра бочей поверхности втулки (гиль зы), находящаяся ниже положения первого компрессионного кольца в ВМТ, подвергается воздействию горячих газов только в течение час ти отдельных тактов рабочего цик ла, когда эти участки поверхности не перекрыты поршнем.

При рассмотрении поршня бы ло отмечено, что моделирование его стационарного температурного поля должно проводиться совмест но со втулкой (гильзой) цилиндра. При этом поля температур должны быть согласованными. Ранее отме чалось, что передача теплоты от поршня к кольцам, а затем от них во втулку (гильзу) цилиндра связа на с преодолением цепочки терми ческих сопротивлений. Для при ближенной оценки коэффициента теплоотдачи г–к на поверхности втулки (гильзы) с поршневыми кольцами можно воспользоваться зависимостью

где Тк, Тг – соответственно темпера тура поверхности кольца и гильзы в месте определения г–к; температура Тк остается неизвестной; остальные обозначения приведены в гл. 4.

Для участка втулки (гильзы), взаимодействующего через кольца

с поверхностями i й поршневой ка навки, рационально использовать эквивалентный (приведенный) ко эффициент теплоотдачи

где lкi Υ 0,5(lк2 + lк3) – протяжен ность траектории теплового потока по кольцу (см. рис. 4.32); – теп лопроводность материала кольца;i Υ 2 + 3 (см. зависимости (4.12) и (4.13)); Тп – температура поверх ности поршня в месте определе

ния эквiг.

Коэффициент теплоотдачи на поверхности втулки (гильзы) с юб кой поршня рассчитывают по фор муле

ется, как описано в гл. 4, через ско рость поршня vп, площадь поверх ности юбки поршня Fю и силу тре ния Fтр (см. рис. 4.33).

Так как в выражениях (9.8) и (9.9) фигурирует неизвестная температура Тг, решение задачи может быть по лучено с помощью итераций.

При назначении граничных условий на части рабочей поверх ности втулки (гильзы) требуется оценить параметры теплообмена с картерными газами. Коэффици ент теплоотдачи к ориентиро вочно принимают в пределах 58– 174 Вт/(м23К).

На охлаждаемой жидкостью поверхности втулки (гильзы) па

раметры теплообмена оценивают ся по эмпирическим формулам. В зависимости от температуры ох лаждаемой поверхности, темпера туры, скорости и давления жид кости в системе охлаждения на отдельных участках тепловоспри нимающей поверхности гильзы возможны как режим теплообме на при вынужденной конвекции, так и режим поверхностного ки пения.

При умеренных уровнях форси рования, когда температура по верхности со стороны охлаждения меньше температуры насыщения Тs охлаждающей жидкости, для расче та коэффициента теплоотдачи можно использовать формулу вы нужденной конвекции. Влияние обтекания втулки на теплоотдачу, связанное со схемой подвода охла ждающей жидкости, учитывается следующей зависимостью

где Nuw w dэкв – число Нуссель

w

та; Prw = /w /aw – число Прандтля (здесь w, aw, /w – коэффициенты те плопроводности, температуропро водности и кинематической вязко сти охлаждающей жидкости); l – длина охлаждающего канала; C = = 1,03 при продольном обтекании, С = 0,72 при диагональном обтека нии, С = 1,34 при равномерном об текании; индексы "w" и "с" относят ся к параметрам потока, вычислен ным соответственно при средней температуре и температуре стенки.

У форсированных двигателей температура охлаждаемой поверх ности гильзы может превысить тем пературу насыщения охлаждающей жидкости. В этом случае в приле гающих к поверхности слоях жид кости начинается поверхностное кипение, вследствие чего интенсив ность теплоотдачи резко возрастает. При незначительном перегреве стенки процесс теплоотдачи опре деляется в основном вынужденной конвекцией, тогда как при увеличе нии перегрева процесс теплоотдачи соответствует кипению.

Для построения единого процесса перехода конвективного теплообмена из области вынужденной конвекции в область кипения с учетом непре рывности функции перехода прини

мается следующий подход. При

q< 0,5 общий коэффициент тепло

w

щий коэффициент теплоотдачи зави

сит только от охл = q. Между этими процессами лежит промежуточная

область 0,4 q 2,0, где действуют

w

оба фактора и теплоотдача определя ется зависимостью

При поверхностном кипении ориентировочные значения тепло обмена для гильзы цилиндров оп ределяют по формуле

r – скрытая теплота парообразова ния; Тs – разность между темпера турой насыщения и средней темпе ратурой жидкости; – коэффици ент поверхностного натяжения; рw, p0 – давление соответственно в контуре охлаждения и атмосфер ное; (, Ψ – соответственно плот ность жидкости и пара.

9.5.2. Математические модели определения стационарного теплового состояния втулки (гильзы) цилиндра

В простейшем случае расчет тем пературного поля втулки (гильзы) цилиндра может быть выполнен с помощью одномерных аналитиче ской или конечно элементной моде ли в осесимметричной постановке. С известным приближением такие мо дели могут использоваться при расче те втулок четырехтактных двигателей. На рис. 9.33 показана схема расчета втулки (гильзы) цилиндра дизеля.

Принимая квадратичным распре

деление температуры по толщине втулки T T0( T1(r T2(r 2 (здесь r

r r0 ), задача расчета температур ного поля втулки в первом прибли жении сводится к определению тем пературыT0( срединной поверхности. Разрешающее дифференциальное уравнение задачи совпадает с уравне нием теплопроводности (4.20) для юбки поршня с заменой Т0 наT0( при f1( и f2(, соответствующих втулке (гильзе) цилиндра. При осредненных по длине втулки параметрах тепло обмена и соответственно величинах f1cp( и f2cp( решение уравнения тепло проводности типа (4.20) имеет вид

(9.13)

где Μ f1(ср f2ср( .

Однако такое решение следует рассматривать как сугубо приближен ное, так как условия теплообмена по длине рабочей поверхности втулки (гильзы) сильно меняются. В связи с этим решение задачи следует прово дить численными методами, в част ности, с помощью МКЭ при исполь зовании двухузловых одномерных элементов (см. рис. 2.9, а). В качестве примера использования МКЭ ниже рассмотрена задача расчета темпера

тур во втулке цилиндра дизеля типа 6 Ч12/14, рис. 9.33, б. Конечно эле ментная модель втулки показана на рис. 9.33, а. Для обозримости процес са вычислений число конечных эле ментов принято равным семи. Разу меется при проведении конструктор ских расчетов число элементов и со ответственно узловых точек следует увеличить. В качестве условий тепло обмена на внутренней стороне втул ки задан тепловой поток q02, а на на ружной, охлаждаемой стороне коэф фициент теплоотдачи (1 ж и тем пература Tср1( Tж . Средний удель ный суммарный тепловой поток во втулку q0 составляет –0,5833105 Вт/м2. На верхнем торце при х = 0 прини

мают q0в = –0,055310 5 Вт/м2, на ниж нем торце при х = L принимается

(3 40 Вт/(м23С); Tср3( 90 С. Рас чет проведен для втулки, выполнен ной из чугуна типа ХНМ с = = 50 Вт/(м3С). Необходимые для расчета параметры, относящиеся к выделенным элементам конечно элементной модели втулки приведе ны в табл. 9.8.

С помощью формул (2.56), (2.87) и (2.89) определяются вклады Фе отдельных элементов в общий функционал Ф. Выполнение опи санной в гл. 2 процедуры приводит к системе линейных алгебраиче

Подставив численные значения и вычислив коэффициенты матри цы теплопроводности и составляю щие вектора {f}, решив систему (9.14), получают температуры узло вых точек элементов: T01( 220 С,

T02( 219,6 С, T03( 215 С, T04(

=190,8 С,T05( 126 С,T06( 98 С,

T07( 106,5 С, T08( 97 С. На

рис. 9.33 показано распределение температуры втулки на среднем ра диусе. Температуру в произвольной точке втулки вычисляют по форму ле (2.12) с заменой z на r r r0 .

Более точно расчет температурно го поля втулки (гильзы) цилиндра может быть выполнен также в осе симметричной постановке, но с по мощью двухмерной конечно эле ментной модели. В случае четырех тактных двигателей геометрические особенности втулки, являющейся те лом вращения, можно учесть доста точно полно, выбрав соответствую щую мелкость разбивки при созда нии конечно элементной модели. Разумеется, условия теплообмена на внутренней и наружной поверхно стях втулки также принимают осе симметричными. На рис. 9.34, а представлена конечно элементная

Рис. 9.34. Двумерная модель гильзы:

а – конечно элементная модель; б – номера участков