книги из ГПНТБ / Теория двигателей внутреннего сгорания. Рабочие процессы учебник

В выражениях (V.26)— (V.35) знак минус относится к внутрен­ ним поверхностям, индексы с и п в равенствах (V.32) и (V.33) — к среде и поверхности соответственно. Остальные обозначения показаны на рис. V.25, в.

Аналогичным приведенному методом могут быть получены выра­ жения для расчетов элементов R-сетки для прямоугольной си­ стемы координат [4].

На рис. V.27 приведена принципиальная схема простейшего R-сеточного электроинтегратора. Питание осуществляется от

turn им .

Рис. V.27. Принципиальная схема ^-сеточного электро­ интегратора

выпрямителя и стабилизатора напряжения постоянного тока 1. Стабилизированное напряжение, регулируемое в требуемых пре­ делах, подается на делитель 2, состоящий из проволочных сопро­ тивлений. С делителя потенциалы Ult U2, U3, . . ., имитирующие температуры T lt Т 2, Т3, . . . той или иной среды, окружающей деталь, подаются в соответствующие гнезда на измерительном щите 3. В каждую из этих цепей включено добавочное сопротив­ ление для точной регулировки подаваемого потенциала, а также микроамперметр для непосредственного измерения силы электри­ ческого тока — аналога теплового потока. Модель детали наби­ рается на измерительном щите из резисторов. Потенциалы — ана­ логи температуры — измеряются в узлах модели цифровым вольт­ метром 4.

Вопросы методики решения задач теплопроводности методом электротепловой аналогии

Способ определения температурного состояния деталей на базе электротепловой аналогии с использованием сеточного электро­ интегратора отличается от расчетного на ЭЦВМ большей гиб­ костью и наглядностью, позволяет сравнительно быстро и просто

491

радиусу радиальных и осевых сопротивлений и искажений гра­ ничных условий, т. е. практически замена осесимметричной за­ дачи плоской, может привести к значительным ошибкам. Послед­ ние оказываются незначительными, если отношение толщины детали к ее радиусу 6/7? оказывается небольшим.

На рис. V.28 приведены результаты моделирования темпера­ турного состояния поршней на плоской электропроводной бумаге (плоская двухмерная задача теплопроводности) и на R-сеточном электроинтеграторе (осесимметричная задача). Точками обозна­ чены результаты экспериментального определения температур

Рис. V.28. Сопоставление результатов определения температур неохлаждаемых поршней двигателей ЧН18/20 (а) и ЧН24/36 (б):

деталей. Задание граничных условий при моделировании в обоих случаях было одинаковым. Как видно из рисунка, погрешность в относительном изменении температур по поверхности головки поршня при определении температуры при помощи плоской мо­

(рис. V.28, б) погрешность снижается. Общий уровень температур, особенно в центре детали, получается значительно выше. Точное решение задачи возможно лишь при осевом направлении (одно­ мерном) потока теплоты. Последнее в определенной степени на­ блюдается, например, при интенсивном, равномерном охлаждении тонкостенного постоянной толщины днища поршня. Но и в этом случае на периферии днища возможно получение значительных ошибок в определении температуры.

Использование клиновой бумаги устраняет ряд отмеченных недостатков, позволяет осуществить методически правильное решение осесимметричной задачи теплопроводности.

При определении температурного состояния деталей сложной конфигурации с неосесимметричным температурным полем мето­

49 3

дом электротепловой аналогии приходится ставить трехмерную задачу теплопроводности. В этом случае модель во много раз усложняется. Для деталей цилиндро-поршневой группы возможны два варианта модели: а) комбинированный с использованием ак­ тивных электрических сопротивлений и электропроводной бумаги, имитирующей сечение деталей; б) R-сеточный. Первый вариант отличается большой сложностью изготовления модели, особенно в случае составной детали со сложными условиями теплообмена. Кроме того, ей присущи практически все недостатки модели из бумаги. R-сеточная модель оказывается более практичной, осо­ бенно если рассматривается группа деталей, образующих единую систему с точки зрения теплообмена, и при необходимости ана­ лиза температурного состояния большого количества конструк­ тивных вариантов.

Однако в любом случае решение трехмерной задачи тепло­ проводности оказывается во много раз более трудоемким, чем двухмерной. Поэтому в каждом случае целесообразно оценивать рациональность перехода к трехмерной модели.

При использовании сеточного электроинтегратора возможны погрешности двух видов:

с и с т е м а т и ч е с к и е , связанные с заменой дифферен­ циального уравнения теплопроводности конечно-разностной аппроксимацией, упрощенным подходом к заданию граничных условий и т. п. (эти погрешности носят методический характер); с л у ч а й н ы е — за счет неточности задания и нестабиль­ ности параметров элементов электрической сетки, погрешности

измерений, ошибок в определении граничных условий. Систематические погрешности зависят во многом от правиль­

ного выбора пространственного интервала и схемы разбивки объема детали на элементы. Обычно количество узловых точек, определенное исходя из возможности достаточно надежного построения изотерм, обеспечивает уже, как правило, и необхо­ димую точность определения температур. Заметная погрешность может быть получена при этом, например, за счет введения боль­ шого количества переходных зон, аппроксимации криволинейных образующих тела детали ступенчатой линией. В ряде случаев, при сложных геометрии деталей и условиях теплообмена, оказы­ вается целесообразным решение контрольных задач для выбора наиболее рациональной схемы замещения. При этом за эталон принимается или (когда это возможно) аналитическое решение, или данные эксперимента.

Группа случайных погрешностей, связанная с неточностью установки параметров элементов электрической сетки и измере­ ний, обычно не превышает ±0,5% . В сумме с систематическими погрешностями они обычно составляют не более 2— 5%.

Наиболее существенная погрешность в определении температУР7деталей (методом электротепловой аналогии или на ЭЦВМ) может быть вызвана ошибками в оценке параметров, определяю-

494

щих условия теплообмена. Поэтому особое внимание должно быть уделено отработке методов расчета параметров, определяю­ щих интенсивность теплообмена и их задания. Нередко с нео­ правданно большой тщательностью определяются параметры, мало влияющие на температурное состояние деталей, другие же оцениваются ориентировочно. Необходимо иметь четкое представ­ ление о степени влияния их величины на результаты расчета, что может позволить значительно сократить объем расчета, упро­ стить методику задания условий теплообмена и решение основной задачи.

Так, например, в большинстве случаев оказывается возможным пренебречь влиянием температуры на теплопроводность материала

Щ.срЛг.рез

Рис. V.29. Обозначение параметров, определяющих условия теплообмена

детали. При определении температурного состояния поршня ока­ зываются незначительными ошибки в задании условий передачи теплоты от поршня к уплотнительному кольцу (при значении а 2 выше 10 000 ккал/м2-ч-град), от кольца к зеркалу цилиндра (начиная со значений а г от 15 000 ккал/м2-ч-град), коэффициента теплоотдачи в охлаждающую цилиндр среду (при аохл выше 2000— 2500 ккал/м2-ч-град). По мере интенсификации охлажде­ ния головки поршня влияние ошибки в определении других параметров а5, ав, а7 (рис. V.29) в большой степени уменьшается и при больших значениях коэффициента теплоотдачи в среду, охлаждающую поршень, эти параметры оказывают на темпера­ туру поршня лишь небольшое локальное влияние.

Наибольшие трудности связаны с оценкой условий теплоот­ дачи со стороны рабочего тела, тем более местных. Пренебрежение

49 5

изменением условий теплообмена по поверхности детали может привести к значительному искажению расчетного температурного поля. Так, например, уже при двухкратном изменении по радиусу днища коэффициента теплоотдачи от рабочего тела к поршню ошибка в определении его температуры достигает ± 8 — 10%.

В настоящее время возможности расчетного определения аг обеспечивают лишь качественный анализ работоспособности де­ талей. Однако при наличии ограниченных экспериментальных данных, в том числе значений температур исходных вариантов деталей в характерных точках, имеется возможность корректи­ рования граничных условий с определением их значений по эле­ ментам поверхности (например, аг, ам и др.). В этом случае воз­ можно получение расчетом достоверных абсолютных значений тем­ ператур и их распределение по телу детали; обеспечивается коли­ чественный сравнительный анализ температурного состояния мно­ гих конструктивных вариантов детали.

При расчете температурного состояния деталей цилиндро­ поршневой группы необходимо учитывать теплоту трения поршня и колец о зеркало цилиндра. В высокофорсированных многообо­ ротных двигателях теплота трения оказывается соизмеримой с количеством теплоты, отводимой от рабочего тела в цилиндре через втулку.

§ 2. СРАВНИТЕЛЬНЫЙ АНАЛИЗ ТЕМПЕРАТУРНОГО СОСТОЯНИЯ ДЕТАЛЕЙ

В параграфе приведены некоторые результаты эксперимен­ тального и расчетного анализов температурного состояния дета­ лей цилиндро-поршневой группы.

По мере форсирования двигателя приходится прибегать к меро­ приятиям, обеспечивающим снижение температуры его деталей. Абсолютные значения температуры и ее распределение по телу детали определяются теплофизическими свойствами материала и условиями подвода тепла. Анализ характера распределения тепловых потоков по элементам поверхности теплообмена позво­ ляет обоснованно осуществлять выбор наиболее целесообразной конструкции детали или варианта системы ее охлаждения.

В наиболее тяжелых условиях находятся детали поршневой группы, поэтому анализу их температурного состояния обычно уделяется особое внимание. Температурные поля поршней четы­ рех- и двухтактных двигателей (особенно с петлевой продувкой) обычно асимметричны. На распределение температуры оказывают влияние условия теплообмена со стороны рабочего тела, завися­ щие от направления факела топлива, расположения дополнитель­ ной камеры сгорания и органов газораспределения, равномерно­ сти охлаждения цилиндра и т. п. На рис. V.30 в качестве примера показано распределение температуры и тепловых потоков по по­ верхности днища четырехтактного высокофорсированного много-

496

оборотного дизеля. Асимметрия температурного поля в большин­ стве'случаев оказывается относительно малой и в первом при­ ближении ею в расчетах часто пренебрегают. Осесимметричными обычно принимают также температурные поля втулок цилиндров и клапанов.

Не менее существенное значение имеет и характер отвода теплоты. На рис. V.31 приведена схема распределения тепловых потоков по элементам теплоотдающей поверхности поршня, вы­

дай%

полненного из алюминиевого сплава (к = (125-т-150) 1,16 Вт/м-К) и типичного для четырехтактных многооборотных дизелей, без охлаждения и с масляным охлаждением (ам = 1000 •1,16 Вт/м2 •К). У неохлаждаемого поршня основная часть теплоты отводится через уплотнительные кольца (58%) и цилиндрическую поверх­ ность головки поршня (5%). Через юбку поршня к гильзе ци­ линдра отдается 11% и в масляный туман в картере— 21%. При относительно интенсивном масляном охлаждении наблю­ дается значительное перераспределение потоков (цифры в скобках).

Для неохлаждаемых чугунных поршней (к = (35-ь50) X X 1,16 Вт/м-К) среднеоборотных двигателей характерна большая роль колец в теплоотводе; через них отводится до 80% воспри­ нятой поршнем теплоты и лишь около 10% — в масляный туман в картере. Теплоотвод через юбку оказывается незначительным, так как ее температура обычно мало отличается от средней тем­ пературы зеркала цилиндра.

Направление тепловых потоков по телу неохлаждаемого и охла­ ждаемого поршней видно из рис. V.32.

Если учесть относительно большой тепловой поток к верхним уплотнительным кольцам, то становится очевидным значительное влияние пригорания верхнего кольца или расположения его по высоте поршня на температурное состояние головки последнего.

На рис. V.33 приведены температурные поля (получены мето­ дом электротепловой аналогии) геометрически подобных неохла-

Рис. V.32. Направление тепловых потоков по телу неохлаж­ даемого (а) и охлаждаемого (б) поршней

диенты (радиальные в 3 раза, осевые в 2,5). С увеличением тепло­ проводности материала значительно возрастает теплоотвод от поршня (в рассматриваемом случае в 1,3— 1,6 раза для D = 150-н -ьбОО мм). Неохлаждаемые поршни из материала более высокой теплопроводности исполняются с большой толщиной стенок не только из соображений прочности, но и с целью интенсификации отвода теплоты из наиболее нагретых зон.

Для улучшения условий работы колец нередко предусматри­ вают наружные или внутренние тепловые барьеры, устанавли­ ваются стальные или чугунные закладные кольца. Наибольший

498

эффект обеспечивают внутренние барьеры (рис. V.34) — темпера­ тура в районе уплотнительных колец резко снижается.

Часто с целью охлаждения головки поршня осуществляют орошение внутренней его поверхности струей масла через спе-

Рис. V.33. Температурное поле геометрически подоб­ ных поршней, выполненных из чугуна (а) и алюминие­ вого сплава (б)

циальную форсунку, устанавливаемую в верхней головке шатуна или в нижней части цилиндра. Орошение маслом неоребренного

от него виден из рис. V.35, б. Более интенсивный отвод теп­

лоты от поршня обеспечивается при циркуляционном охлаждении или охлаждении взбалтыванием (используются и смешанные виды охлаждения). В первом случае масло проходит под давлением, создаваемым насосом специальной

системы или общей системы смазки двигателя, по каналам в го­ ловке поршня. Во втором случае масло подается в полость головки и частично заполняет ее. При работе двигателя оно взбалтывается,