Chainov_Ivashenko_Konstr_dvs_1 / Чайнов Иващенко - Конструирование ДВС

ся предел длительной прочности дл, по которому и вычисляется коэффи циент запаса nдл с учетом определен ного времени работы детали, от кото рого при заданной температуре зави сит величина дл:

где раб – напряжение (в общем случае интенсивность i), дейст вующее в детали в течение срока службы при рабочей температуре.

Зависимость дл от времени

где А, m – параметры материала, зависящие от температуры и харак теристик разрушения.

В логарифмических координа тах (рис. 2.13) зависимость дл от имеет вид ломаной линии. Пере лом линии соответствует измене нию характера разрушения от вяз кого при значительных пластиче ских деформациях на начальном по времени участке, когда трещи ны разрушения идут по зернам материала, к разрушению с незна чительными пластическими де формациями и межзерновым ха рактером распределения трещин. При этом второго участка может и не быть. Экстраполяцию по вре мени экспериментальных зависи мостей нужно проводить очень осторожно и только лишь для вто рого участка.

На рис. 2.13 представлены за висимости дл от времени для сталей 45Х14Н14В2М, 20Х3МВФ и высокопрочного чугуна, приме

няющихся для теплонапряженных деталей двигателей.

Наряду с определением запаса по напряжению определяют коэф фициент запаса по долговечности n (запас по времени)

где раз – время разрушения.

С учетом выражения (2.137) ко эффициент запаса по времени можно связать с коэффициентом запаса по напряжению

Например, для дисков турбин nдл рекомендуется выбирать не менее 1,5. Так как для жаропрочных мате риалов показатель m колеблется от 4 до 20, запас n во много раз превос ходит nдл. Предложенные оценки прочности справедливы для стати чески нагруженных деталей двига телей, работающих весь срок служ бы практически на одном скорост ном и нагрузочном режимах.

Для подавляющего большинства деталей двигателей внутреннего сгорания характерны переменные во времени нагрузки. При этом, ес ли детали кривошипно шатунного механизма, механизма привода кла панов работают в основном в усло виях механического нагружения, то детали цилиндропоршневой груп пы, турбокомпрессора, выпускной системы испытывают как механиче ские, так и тепловые нагрузки. Для транспортных двигателей послед ние являются переменными во вре мени как вследствие цикличности рабочих процессов в двигателе, так и в связи с частыми изменениями скоростного и нагрузочного режи мов работы. В этом случае при дос таточно высоком уровне форсиро вания в теплонапряженных деталях

происходит изменение напряжений и деформаций вследствие ползуче сти и релаксации температурных напряжений в наиболее нагретых элементах конструкции. Следстви ем является, например, широко из вестное накопление остаточных растягивающих напряжений в таких деталях двигателей как крышка ци линдра или поршень, что может иногда являться главной причиной разрушения.

2.6.1.Многоцикловая усталость

ирасчет на выносливость деталей поршневых двигателей

Прочностная надежность дета лей двигателей, подверженных чисто механическим переменным нагрузкам, во многом определяется усталостными разрушениями, обу словленными низкими значениями предела выносливости детали и ве роятностью появления повышен ных амплитуд напряжений, связан ных с забросами нагрузок, а также с резонансными и другими видами колебаний. Расчет на выносливость имеет первостепенное значение и необходим для деталей кривошип но шатунного механизма, деталей механизма газораспределения, эле ментов корпуса двигателя, силовых шпилек и болтов. По опубликован ным данным подконтрольной экс плуатации форсированных средне оборотных дизелей доля усталост ных поломок деталей достигает 90 % и выше от общего числа раз рушений. В области газотурбинных двигателей доля усталостных разру шений лопаток составляет 33 %, а разрушений при сочетании вибра ционных напряжений и малоцик ловой усталости – 42 %.

При переменных во времени напряжениях разрушения насту пают при меньших их значениях

отмеченного выше влияния m на предельную амплитуду а исполь зуются различные зависимости. Например, широко применяется на участке 0 < m <0,5 0 (пунктирная линия на рис. 2.14, 2.15) линейная зависимость

коэффициенты чувствительности к асимметрии цикла.

При расчетах в случае растяги

рис. 2.14, 2.15), что идет в запас прочности. В табл. 2.2 приведены рекомендуемые значения Ε и Ε для сталей в зависимости от преде ла прочности при нормальной тем пературе.

При оценке коэффициента запа са прочности деталей двигателя, ра ботающих при циклических нагруз ках, необходимо учитывать концен трацию напряжений, реальные раз меры деталей, состояние нагружен ных поверхностей, технологическое упрочнение последних, агрессив ность окружающей среды, много частотность нагружения (если тако вое имеет место) и др.

В результате предел выносливо сти детали 1д отличается от пре

дела выносливости гладкого образ ца 1:

где k , k – эффективные коэффи циенты концентрации напряжений; +м – коэффициент влияния абсо лютных размеров (масштабный фактор); +п – коэффициент влияния состояния поверхностного слоя.

Наибольшие упругие напряже ния mах, mах в зоне концентратора определяют как

где , – теоретические коэффи циенты концентрации соответст венно нормальных и касательных напряжений; н, н – номинальные напряжения (при отсутствии кон центратора). При этом должно быть указано, как определяется но минальное напряжение.

Как показывает сравнение ре зультатов испытаний на выносли вость образцов при отсутствии кон центраторов и в случае их наличия при одинаковом числе симметрич ных циклов разрушение в послед нем случае наступает при напряже

1 , при этом k < . k

Это относится и к касательным на

пряжениям k < . Коэффициенты k , k называются эффективными коэффициентами концентрации напряжений. Для их определения используют формулы

k 1 q ( 1);

# (2.143) k 1 q ( 1),

где q и q – коэффициенты чувст вительности материала к концен трации напряжений.

При расчетах величину коэффи циента чувствительности принима ют: для отливок 0,1–0,2, для мало углеродистых и жаропрочных де формируемых сталей 0,2–0,4, для алюминиевых сплавов 0,3–0,5, для легированных сталей 0,6–0,8, для титановых сплавов 0,8–0,9. Литые материалы, особенно серый чугун, считаются малочувствительными к концентрации напряжений вследст вие наличия многочисленных внут ренних концентраторов в самом ма териале.

С увеличением размеров (в пер вую очередь поперечных сечений) деталей двигателей предел вынос ливости последних понижается. Это связано с повышением вероят ности наличия ослабления зерен материала, снижением однородно сти последнего, особенностями технологических процессов при увеличении размеров деталей. Для ориентировочного определения масштабного фактора детали с ха рактерным размером d (мм) ис пользуют зависимость

+ м + (1 + )е d , (2.144)

где + = 0,5 и + = 0,4 соответствен но для деформируемых и литых ма териалов; = 0,01–0,03 1/мм.

На рис. 2.16 приведены значе ния коэффициента +м для углеро дистых и легированных сталей.

Рис. 2.16. Изменение коэффициента влияния абсолютных размеров деталей из стали:

1 – углеродистых в = 400–500 МПа; 2 – ле гированных в = 1200–1400 МПа

Чистота поверхности детали и со стояние поверхностного слоя оказы вают существенное влияние на вы носливость. Это оценивается коэф фициентом влияния состояния по верхностного слоя

где +ш – учитывает шероховатость поверхности; +упр – учитывает тех нологическое упрочнение и зависит от вида упрочнения; +кор – учитыва ет влияние коррозионного воздей ствия на поверхностный слой дета ли. Коэффициент влияния шерохо ватости поверхности +ш принимает ся для полированной поверхности равным 1, для шлифованной по верхности 0,8–0,9, тонкого точения 0,7–0,8, грубого точения и фрезеро вания 0,6–0,7. Меньшие значения +ш относятся к материалам с более высоким пределом прочности.

За счет термохимической и ме ханической обработки (цемента ция, азотирование, поверхностная закалка, наклеп) выносливость де тали может быть существенно уве личена.

Коррозионное повреждение по верхности детали существенно сни жает предел выносливости. В присутствии агрессивных сред, на

пример, морской воды, коэффициент

+кор снижается до 0,5–0,8 (+кор = 1 в нормальных условиях). Снижение

прочности при циклическом нагру жении связано также с фретинг кор розией в зоне контакта номинально неподвижных деталей. В зоне кон такта при переменной нагрузке и при высоких давлениях возможны перио дические упругие микроперемеще ния около 2–3 микрон и выше. В ре зультате повреждения материала циклическая прочность может пони зиться в несколько раз. Например, применительно к среднеуглероди стым легированным сталям при на личии фретинг коррозии +кор = 0,4–

– 0,6, при этом опасными уже могут становиться переменные напряжения около 20–80 МПа. Эффективным способом борьбы с фретингом явля ется нанесение покрытий (в частно сти, бронзирование контактирующих поверхностей), а также повышение твердости поверхностного слоя и на клеп.

Предел выносливости детали связан с пределом выносливости материала зависимостью

При этом влияние концентра ции напряжений масштабного фактора и поверхностного слоя от носят к переменной составляющей цикла.

Если предположить, что усло вием разрушения детали является пропорциональное увеличение амплитуды и среднего напряже ния в n раз, что соответствует по добию рабочего цикла и цикла при разрушении (точки С( и C (рис. 2.15)), то коэффициент за

паса по подобному циклу опреде ляется как

Часто при работе деталей посто янная составляющая напряжений сохраняет свое значение, а разру шение связано с увеличением ам плитуды напряжений (точки C( и C(( (рис. 2.15)). В этом случае опреде ляют коэффициент запаса прочно сти по переменным напряжениям

Коэффициент запаса по перемен ным напряжениям больше коэффи циента запаса по подобному циклу.

Выше рассмотрен случай одно осного напряженного состояния. При совместном действии изгиба и кручения, характеризующих работу коленчатого вала двигателя, и при использовании двухпараметриче ского условия сопротивления уста лостному разрушению коэффици ент запаса прочности n по подоб ному циклу находится по формуле

n 2 n 2

В общем случае многоосного на пряженно деформированного со стояния компоненты тензора на

пряжений включают переменные и постоянные составляющие. Усло вие усталостного разрушения при

нимают в виде ia = 1, где ia – ин тенсивность переменных а и а на пряжений, определяемых по фор муле (2.31).

Приведенные выше соотноше ния для определения запасов прочности при многоцикловом нагружении предусматривают оп ределение с помощью методов со противления материалов номи нальных значений амплитуд на пряжений с последующим увели чением их путем умножения на величину эффективного коэффи циента концентратора напряже ний k или k . При использовании метода конечных элементов при менительно к деталям двигателей решаются двухмерные или трех мерные задачи теории упругости в результате чего находятся локаль ные деформации и напряжения, а также средние mкэ значения и ам плитуды акэ, в том числе и в зо нах их концентрации. Значения этих напряжений условно должны соответствовать значениям номи нальных напряжений, умножен ных на величину теоретических коэффициентов концентрации или . При определении запаса прочности в случае применения МКЭ значения амплитуд напря жений в зонах концентрации сле дует уменьшить в соответствии с зависимостью (2.143). При этом значения эффективной амплиту ды напряжений аэф или аэф опре деляются как

aэф A aкэ ;

#(2.150)

aэф A aкэ ,

где А и А – поправочные коэффи циенты меньше 1.

В соответствии с формулой (2.143)

по значениям q для различных ма териалов и оценивая ориентиро вочно по справочным данным или в выбранных для определе ния запаса прочности точках дета ли, по формулам (2.150, 2.151) оп ределяются аэф и аэф, по которым находится коэффициент запаса прочности:

Полученные по приведенным выше формулам значения запасов прочности при установившихся ре жимах переменных напряжений сравниваются с минимально допус тимыми значениями, принятыми в двигателестроении на основе мно голетних экспериментально расчет ных исследований и наблюдения в эксплуатации за состоянием основ ных узлов и деталей поршневых двигателей. При этом принимаемые минимальные значения коэффици ентов запаса при расчетах на вынос ливость должны учитывать досто верность задаваемых нагрузок, ста бильность прочностных характери стик применяемых материалов и технологии изготовления, совер шенство используемых методов рас чета деформаций и напряжений.

В машиностроении в зависи мости от степени достоверности перечисленных выше факторов, включая наличие соответствую щих экспериментальных данных, выделяют несколько уровней зна

3) n = 2–3. Первый уровень соот ветствует повышенной точности расчетов, а также подкрепленным экспериментально сведениям по уровню нагружения и прочност ным характеристикам материа лов. Третий уровень относится к отсутствию экспериментальных данных по величинам нагрузок и прочности, при возможной не стабильности технологии изго товления материала и др. Второй уровень соответствует промежу точному положению между пер вым и третьим уровнями.

Более высокие значения коэф фициентов запаса прочности на значают для более ответственных деталей, разрушение которых мо жет привести к аварии. С ростом величины коэффициента запаса

повышается вероятность безот казной работы, но зачастую уве личивается и материалоемкость деталей, что ухудшает массогаба ритные показатели двигателя. В табл. 2.3 приведены величины минимально допустимых коэф фициентов запасов прочности, принятых на Коломенском заво де, производящем тепловозные и судовые форсированные средне оборотные дизели.

2.6.2. Оценка работоспособности теплонапряженных деталей двигателя

Работа теплонапряженных де талей двигателя происходит в особо сложных условиях, связан ных в первую очередь с высокой температурой и переменным на гружением во времени. Большин ство разрушений в таких деталях начинается с зон, где температур ные деформации стеснены и вы сока концентрация напряжений. По современным воззрениям при оценке прочности в подробных

случаях необходимо учитывать как циклические нагрузки в наи более напряженных местах дета лей, так и статическое нагруже ние и связанную с ним в услови ях повышенных температур пол зучесть материала. В этом случае зависимости, относящиеся к чис то механической усталости, не применимы. Так, наблюдение в эксплуатации за чугунными го ловками цилиндров форсирован ных дизелей показало, что разви тие трещин начинается с огневой поверхности днища, где в рабо чем состоянии имеют место на пряжения сжатия. При этом от сутствуют характерные признаки механической усталости. Вместе с тем разрушение деталей, обра зующих камеру сгорания двигате ля, нельзя также объяснить одно разовым или кратковременным действием тепловой нагрузки. Разрушение не наступает сразу, а происходит часто через весьма значительное время (сотни, а иногда и тысячи часов работы двигателя). Изменение темпера туры и давления в течение одного рабочего цикла двигателя также не может быть главной причиной разрушения теплонапряженных деталей. Колебания температуры наружных слоев вносят свой вклад в снижение долговечности деталей, но они и связанные с ними напряжения, как правило, невелики по величине и быстро затухают с удалением от поверх ности. Что касается максималь ного давления сгорания pz, то в некоторых случаях разрушения теплонапряженных деталей (дни ща крышек цилиндров) величина напряжений в них, вызванных pz, была невысока. Кроме того, ко личество циклов, которое успева ет наработать двигатель до разру

шения, например, днища головки цилиндра, обычно столь велико, что будь причиной циклическое изменение давления, разрушение происходило бы гораздо быстрее.

Если число рабочих циклов двигателя за время наработки очень велико, то число циклов, связанных с глубокими измене ниями режимов работы установ ки, включая пуски и остановки двигателя, гораздо меньше и со ставляет тысячи или десятки ты сяч циклов. Указанные циклы сопровождаются значительным изменением теплового состояния теплонапряженных деталей – макротеплосменами в отличие от микротеплосмен в поверхност ных слоях деталей в течение од ного рабочего цикла. Разруше ние наступает, когда макротеп лосмены сопровождаются по вторной пластической деформа цией материала детали. При этом существенную роль играет временн я характеристика цик ла, обусловливающая возмож ность проявления ползучести, в частности релаксационных про цессов в зонах высоких темпера турных напряжений.

Следствием макротеплосмен является термическая усталость материала, которая отличается от обычной многоцикловой механи ческой усталости значительно б льшим по величине размахом деформаций за цикл + и мень шим числом циклов Nf до разру шения. Наиболее нагретый уча сток детали оказывается макси мально нагруженным и погло щающим деформации более хо лодных участков, где материал имеет повышенный предел теку чести Т. В чистом виде термиче ская усталость наблюдается при работе детали по пилообразному