Chainov_Ivashenko_Konstr_dvs / Чайнов Иващенко - Конструирование ДВС

На рис. 9.62 представлены ре зультаты расчета стационарного температурного поля в срединной плоскости и температурного пере пада T Ψ по толщине днища одно го из вариантов крышки двигателя типа ЧН26/26, соответствующие режиму работы ре = 1,5 МПа, n = = 700 мин 1. Число элементов, на которые была разбита половина днища, составляло 808 при 496 уз лах. Расчет выполнен с помощью программ решения модифициро ванных плоских задач.

Следует отметить, что при зада нии условий теплообмена третьего рода только по боковым поверхно стям днища, а на нижней и верхней

его поверхностях задании условий второго рода (тепловых потоков) f2 = 0 и при расчете температурного поля днища может быть использо вана любая конечно элементная программа решения плоской зада чи теплопроводности.

Более точные результаты получа ют при использовании трехмерных конечно элементных моделей кры шек цилиндров. Построению ко нечно элементной модели предше ствует создание ее твердотельной модели с помощью одного из про граммных комплексов, например, Solid Works. Созданная твердотель ная модель экспортируется в рас четный программный комплекс,

например Ansys, с помощью кото рого осуществляется конечно эле ментное моделирование теплового, а затем и напряженно деформиро ванного состояния крышки цилин дра. Описанная процедура позволя ет оперативно изменять различные геометрические параметры крышки с автоматической регенерацией ее конечно элементной модели.

На рис. 9.63 представлена твер дотельная модель усовершенство ванной крышки цилиндров с вер тикальным расположением фор сунки двигателя типа ЧН26/26, а на рис. 9.64 ее конечно элементная модель, содержащая 152 108 квад ратичных тетраэдальных элементов при 264 693 узлах.

Рис. 9.63. Твердотельная модель крышки ци линдра ЧН26/26

Рис. 9.64. Конечно элементная модель полно размерной крышки цилиндра ЧН26/26

На рис. 9.65 показано темпера турное поле крышки усовершенст вованной конструкции на режиме работы двигателя: ре = 2,24 МПа, n = 1000 мин 1. По сравнению с крышкой цилиндров прежней кон струкции с наклонным расположе нием форсунки на указанном режи ме работы двигателя получено сни жение максимальной температуры днища на 20 С. Дальнейшее разви тие математической модели крышки

Рис. 9.65. Температурное поле крышки цилин дров двигателя типа ЧН26/26

связано с включением в нее впуск ных и выпускных клапанов.

При раздельном моделировании ТНДС втулки и крышки цилиндра трудно учесть их взаимное влияние при работе двигателя. Будучи более нагрета, крышка цилиндра воздей ствует на верхний бурт втулки, до полнительно нагружая его в ради альном направлении. В свою оче редь, втулка, будучи прижата к нижней плите крышки значитель ными монтажными усилиями, по вышает жесткость периферийной зоны крышки цилиндра. Повысить точность расчета можно созданием совместной математической моде ли обеих деталей. Кроме того, при моделировании температурных по лей отдельно крышки и втулки тре буется задавать условия теплообме на на границе сопряжения этих де талей.

На рис. 9.А представлена твердо тельная модель узла крышки ци линдра и втулки в сборе, а на рис. 9.Б, В соответственно конечно элементные сетки крышки и втул ки, которые при расчетах теплового и напряженно деформированного состояний объединяют в общую ко нечно элементную модель.

На рис. 9.Г в качестве примера представлено температурное поле узла крышка–втулка на режиме по вышенного форсирования по сред нему эффективному давлению при n = 1000 мин 1. Крышка и втулка изготовлены из чугуна ВПЧ НМ с коэффициентом теплопроводности= 30 Вт/(м3К). Наибольшее зна чение температур отмечается на пе ремычке между выпускными кла панами и составляет порядка 360 С. На рис. 9.Д показано темпе ратурное поле зоны I (см. рис. 9.Г) сопряжения крышки с втулкой. Температура в районе газового стыка равна 180–190 С.

9.7.3. Математические модели определения напряженно деформированного состояния головки (крышки) цилиндров

Головка (крышка) цилиндров при работе двигателя воспринима ет высокие тепловые, а также меха нические от давления газов нагруз ки и является одной из наиболее теплонапряженных деталей двига теля. Замыкая силовую схему дви гателя, головка (крышка) подвер жена значительным нагрузкам от затяжки силовых шпилек, соеди няющих головку цилиндров с кор пусом двигателя. Будучи наиболее сложной по форме литой деталью, головка (крышка) зачастую испы тывает заметные остаточные ли тейные напряжения, возникающие при изготовлении.

Многоуровневая система моде лей определения напряженно де формированного состояния (НДС) головок (крышек) цилиндров включает модели различной слож ности, различающиеся в первую очередь степенью детализации гео метрических особенностей головок (крышек) цилиндров. С учетом вы сокого уровня температур и темпе ратурных напряжений некоторые математические модели могут пре дусматривать расчет НДС при не упругом деформировании материа ла головки, в частности, в условиях ползучести.

Модели первого уровня преду сматривают использование мето дов сопротивления материалов. Так, для расчета стационарных температурных напряжений (т в межклапанных перемычках, вы званных пределом температур T ( в плоскости днища, может быть использована стержневая модель. Межклапанные перемычки дни ща, включая перемычки отвер

Рис. 9.66. Схема для расчета температурных напряжений в перемычках днища:

1, 2, 3 … i – номера перемычек

стия под дополнительную камеру (при ее наличии), представляют системой элементов стержневого типа (рис. 9.66) переменного по перечного сечения, нагретых до более высокой по сравнению с окружающей их периферийной зоной днища температуры. Тензо

метрирование днища натурных крышек цилиндров показало, что при расчете напряжений т днище допустимо рассматривать отдель но от остальной конструкции крышки (головки), влияние отде ленной от днища части на вели чину (т составляет 12–15 %.

Условия совместного деформи рования и равновесия выделенных стержневых элементов приводят к системе линейных алгебраических уравнений относительно неизвест ных усилий в перемычках

где i – номер перемычки. Напряжения (тi в минимальном

сечении i й перемычки площадью F0i при сжимающем усилии Рi опре деляют по формуле

Для крышки с тремя клапанами или для двух клапанов и дополни тельной камеры (рис. 9.67):

где li, i – соответственно длина и податливость i й перемычки; Ti –

расчетная температура i й перемыч ки, равная разности между ее сред ней температурой Ti и осредненной температурой периферийной зоны днища; – коэффициент, характе ризующий податливость перифе рийной зоны днища.

Для крышек с двумя клапанами напряжения (т2 в межклапанной перемычке определяются по извест ной формуле Г. Ирмлера

Так как площадь Fi поперечного сечения перемычки переменна по ее длине, податливость перемычки

li

i dlEi Fi .

0

Упрощенное определение по датливости i через площадь F0i минимального сечения перемычки не вносит больших различий при расчете напряжений по формулам (9.32)–(9.35).

Осредненное значение податли востей сопряжения можно рас сматривать как среднюю податли вость периферийной зоны. Послед няя для круглых крышек с наруж ным радиусом rн может быть оцене на как податливость толстого коль ца, образуемого наружным коль цом крышки, внутренний радиус которого соответствует окружно сти, проведенной из центра днища через точки условного сопряжения перемычек с периферийной зоной (при числе отверстий под клапаны более двух), т.е.

[(rн2 rвн2 )(rн2 rвн2 ) −](2 Et),

где t – толщина периферийной зо ны днища.

Для многоклапанных крышек (головок) многогранной, прямо угольной (квадратной) формы в ка честве наружного контура при оценке rн следует принять окруж ность, вписанную в многогранник. Более надежные характеристики податливости периферийной зоны могут быть найдены эксперимен тально или с помощью численного моделирования.

Температурные напряжения ((т , вызванные температурным перепа дом по толщине днища, а также на пряжения, связанные с неравно мерностью температуры по ширине перемычки разноименных клапа нов, можно оценить по упрощен ным зависимостям

где Ti(( и Ti(((– температурные пере

пады соответственно по толщине и ширине i й перемычки; ki(( и ki((( –

коэффициенты, учитывающие по датливость закрепления перемыч ки при изгибе под действием соот ветствующих температурных пере падов; знак "минус" соответствует более нагретой стороне перемычки.

Максимальные напряжения, воз никающие на контурах отверстий, определяют по формулам

концентрации напряжений на кон туре отверстия в минимальном се чении перемычки, определяемые в зависимости от отношения полу ширины b0i /2 перемычки к радиусу отверстия (рис. 9.68).

Суммарные температурные на

В табл. 9.12 даны результаты расчета по приведенным выше формулам напряжений (т , возни кающих в перемычках днища крышки четырехтактного дизеля

Рис. 9.68. Зависимость коэффициентов кон центрации напряжений на контуре отверстий в минимальном сечении перемычки от коэффи циента b0 i ( 2r )

Ч8,5/11,0 (см. рис. 9.7), изготов ленной из чугуна СЧ21. Расчет

= 0,523/E.

9.12.Усилия и напряжения в перемычках от неравномерности температуры в плоскости

днища

Как видно из табл. 9.12, даже в малофорсированном двигателе при умеренной температуре днища голов ки в перемычках последней возника ют достаточно высокие температур ные напряжения. Для уменьшения этих напряжений следует стремиться к выравниванию температуры в плоскости днища. Этого можно до биться, в первую очередь, интенсив ным охлаждением наиболее нагретой центральной зоны перемычки.

Более точные и детальные ре зультаты могут быть получены при расчетах днища на базе математиче ских моделей второго уровня с ис пользованием метода конечных эле ментов. На рис. 9.69 показано рас пределение температурных напря жений (т в днище одного из вари антов крышки цилиндров двигателя ЧН26/26, схема разбивки на элемен ты и температурное поле которой соответственно приведены на рис. 9.61 и 9.62. В результате реше ния на ЭВМ системы уравнений (2.123) получены составляющие век тора узловых перемещений {,}, а за тем по формулам (2.110); (2.111) и (2.114) определены деформации и напряжения в элементах днища. Из условия симметрии анализировалась половина днища, при этом состав

ляющие vi перемещений узлов на оси симметрии принимались равны ми нулю. Кроме того, были наложе ны связи, исключающие перемеще ние днища как твердого тела.

Температурные напряжения (т , рассчитанные по методу конечных элементов и по приближенной ме тодике, по контуру отверстия в пе ремычке между выпускными кла панами крышки цилиндров двига теля ЧН26/26, соответственно рав ны 280 и 306 МПа, а в середине перемычки 200 и 235 МПа.

Крышки двигателей с петлевой схемой газообмена, имеющие не плоскую форму днища, рассчиты

вали в осесимметричной постанов ке с использованием теории оболо чек вращения или МКЭ.

Работоспособность крышек ци линдров при больших ресурсах, ха рактерных для большинства совре менных двигателей, обеспечивает ся, если суммарные сжимающие температурные напряжения т не превосходят предела текучести ма териала крышки при сжатии тс.

Уточненное определение теплово го и напряженно деформированного состояний головки (крышки) цилин дров достигается при использовании объемных конечно элементных мо делей. В случае блочных головок при

расчете температурных напряжений целесообразно первоначально огра ничиться секцией головки, соответ ствующей одному цилиндру. Так как наличие клапанов и их седел влияет на поля температур и напряжений, их также желательно включать в объем ную модель крышки.

Важное значение имеет влияние сопряженных с крышкой элементов конструкции двигателя, в частности, верхнего бурта гильзы цилиндра. Присоединенная часть гильзы (втул ки) существенно увеличивает жест кость днища головки (крышки), что приводит в частности к возрастанию температурных напряжений (т в межклапанных перемычках.

Для учета жесткости присоеди ненных к крышке элементов при расчете температурных напряжений вводят коэффициенты изменения жесткости, с помощью которых корректируют узловые перемеще ния в местах сопряжения крышки и втулки в плоскости днища крышки. Так, для крышки цилиндра, сопря женной с подвесной втулкой (ди зель типа ЧН26/26), корректирую щие коэффициенты в направлении оси коленчатого вала и перпендику лярном направлении соответствен но составили 0,70 и 0,72. Прибли женный учет влияния изменения жесткости осуществляется с помо щью итерационной процедуры, при которой компоненты перемещения узлов в местах сопряжения, полу ченные без учета присоединения втулки, умножают на указанные ко эффициенты. Новые уменьшенные перемещения используются в каче стве составляющих кинематических граничных условий при повторном расчете. Повысить точность при расчете деформаций и напряжений можно благодаря применению сов местной конечно элементной моде ли крышки и втулки цилиндра.

Рис. 9.70. Конечно элементная модель ниж ней части крышки цилиндров

При создании объемной твердо тельной модели следует отказаться от учета многочисленных геометриче ских особенностей, главным образом, в периферийных зонах крышки, не влияющих на тепловое и напряжен но деформированное состояния, но существенно усложняющих конечно элементную модель. Следует также отметить, что влияние верхней части крышки на напряженно деформиро ванное состояние днища сравнитель но невелико, поэтому расчет напря жений рационально проводить с по мощью конечно элементной модели нижней части крышки. Объемная мо дель нижней части крышки (рис. 9.70) содержит 94459 элементов.

На рис. 9.71 приведено распреде ление температурных напряжений в днище крышки цилиндров, выпол ненной из высокопрочного чугуна при следующем режиме работы дви гателя: ре = 2,24 МПа, n = 1000 мин 1. Максимальное (по модулю) значение сжимающих температурных напря жений достигает на контурах отвер стий 410 МПа. Благодаря запрессов ке клапанных седел, эти напряжения снижаются примерно на 80 МПа.

Рис. 9.71. Распределение температурных на пряжений в днище крышки цилиндров при вер тикальном расположении форсунки

Рис. 9.72. Главные сжимающие напряжения (МПа) на поверхности днища крышки цилин дров от сил давления газов

В форсированных двигателях, температура днища которых может достигать 400 С, выполнить условиет < тс трудно даже в случае изготов ления крышек из высокопрочного чугуна с пределом текучести при сжатии порядка тс = 340 МПа. При превышении т предела текучести наряду с термоусталостными повре ждениями происходит рост остаточ ных напряжений растяжения ост, которые, как экспериментально ус тановлено, являются главной причи ной разрушения днища крышек. В этих условиях работоспособность оценивают с использованием фор мулы (2.156), что требует проведения расчетов за пределами упругости. Приближенная оценка работоспо собности днища может быть выпол

напряжение для данного материала и условий работы).

Напряжения изгиба от сил давле ния газов существенно ниже темпе ратурных напряжений. Значение их

становится заметным при диаметре цилиндра 250–300 мм и более. Рас чет указанных напряжений в общем случае возможен при решении про странственной задачи теории упру гости с помощью метода конечных элементов. На рис. 9.72 показано распределение напряжений от дав ления газов рz = 17 МПа на огневой поверхности днища. Напряжения являются сжимающими и достигают150 МПа. На охлаждаемой стороне днища имеют место растягивающие напряжения, составляющие 190МПа при совместном действии усилий за тяжки шпилек и давления газов рz = = 17 МПа. Монтажные напряжения

идеформации, возникающие в го ловках (крышках) цилиндров под действием сил затяжки, зависят в ос новном от особенностей конструк ции (способа опирания днища, числа

ирасположения шпилек, вида про кладки). В индивидуальных крыш ках цилиндров, в частности, в конст рукциях с подвесной втулкой при беспрокладочной установке крышки на верхнюю плиту блока цилиндров монтажные напряжения в днище

весьма незначительны, что связано с отсутствием изгиба крышки от уси лий затяжки силовых шпилек, рас положенных по углам крышки ци линдра.

В блочных головках при общей на все цилиндры прокладке монтаж ные напряжения могут быть сущест венно выше. Прокладка должна обеспечивать герметичность газово го стыка, а также водонепроницае мость, предотвращать утечки масла и компенсировать изменение усилий затяжки болтов (шпилек) крепления головки цилиндров. Важным требо ванием является устранение допол нительной подтяжки болтов (шпи лек) крепления головки при экс плуатации. При этом для блочных

головок цилиндров условно можно выделить группу мягких прокладок, состоящих из перфорированного стального листа с нанесенным по поверхности полимером; группу гра фитовых прокладок, также имеющих в основе стальной лист, облицован ный слоями графита; группу метал лических прокладок, состоящих из набора тонких стальных листов тол щиной 0,20–0,25 мм. Металличе ские прокладки находят все большее применение.

Конструкции прокладок отли чаются большим разнообразием. Выбор типа прокладки зависит на ряду с особенностями конструкции уплотняемого узла также от форси рования двигателя. На рис. 9.73, а