книги из ГПНТБ / Совершенствование основных узлов турбопоршневых двигателей

только с металлургической точки зрения, Как средство уменьше­ ния объема металла в месте перекрытия и выравнивания темпе­ ратуры при остывании отливки для устранения возможной по­ ристости в наиболее опасных местах вала.

Следует также отметить, что наличие выемок в щеках приво­ дит к снижению изгибной жесткости колен и вала в целом, в связи с чем может рассматриваться как мера, уменьшающая чувстви­ тельность вала к ступенчатости опор. Однако в условиях изно­ состойких шеек и вкладышей это преимущество не определяет долговечности вала, если в нем обеспечен требуемый начальный запас прочности. В то же время при возможности значительных взносов, которые имеют нара­ стающий характер, не удается, как показывает опыт, полно­ стью исключить поломки, не­ смотря на принятые меры по повышению запаса прочности (например, введение накатки и наличие относительно податли­ вого вала).

танную поверхность внутренней полости. При относительно небольшом упрочнении галтелей шатунных шеек дробенакле­ пом в пределах 15—20% и повышении размаха переменной на­ грузки было обнаружено появление усталостных трещин (рис. 80) в боковых радиусных сопряжениях при выходе полости в ко­ ренной шейке на щеку.

Из-за обнаруженного ослабленного участка в полости, необра­ ботанная литая поверхность которой имеет значительно меньшее сопротивление переменным нагрузкам, не могло быть достигнуто дальнейшего упрочнения вала по галтелям.

Сопоставление предельных разрушающих напряжений в гал­ тели шатунной шейки в исходном состоянии (точка 1), в упрочнен­

127

ной (точка 3) и во внутренней полости коренной шейки (точка 2) представлено графически на рис. 81.

Для устранения опасности разрушения в полости упрочнен­ ных по галтелям валов были внесены изменения в очертания по­ лости и выемок в пределах щеки уменьшением их размеров и по­ вышением плавности переходов. Отрицательной стороной значи­ тельного увеличения полостей, особенно в шатунных шейках, и связанного с ним уменьшения толщины стенок со стороны при­ ложения наибольших нагрузок может явиться повышенная подат­ ливость несущей поверхности шейки из-за прогиба образующих полого цилиндра и его овалпзации при рабочих усилиях. Эти деформации местного типа накладываются на общий изгиб шейки

и в сумме могут оказаться чрезмерными для сохранения нормальной работы подшипника при заданной минимальной толщине слоя смазки на краевых участках (у торцов). Для обеспечения равномерности слоя и исключения зон граничного трения, опасных возможностью повреждения вкладышей и аварией подшипника, требуется специальное профилирование рабочих поверхностей вкладышей типа гиперболической расточки с учетом суммарной величины упругих деформаций.

Ввиду сложного характера деформирования шейки как полого цилиндра оценка искажений ее поверхности (по образующей) была сделана экспериментально при помощи простого приспо­ собления (рис. 82) при установке на одноколейный элемент чу­ гунного коленчатого вала двигателя типа ЧН 26/26. Приспособле­ ние включает в себя проходящую во внутренней полости шатунной шейки балочку, свободно подвешенную на щеках, на которой в трех определяющих сечениях шейки установлены индикаторы часового типа. Измерительные штифты индикаторов опирались на верхнюю поверхность внутренней полости, предварительно зачищенную для устранения неровностей и заполированную. Полученные экспериментальные значения прогиба, равные раз­ ности показаний среднего и крайних индикаторов составили 0,03 мм, превысив в 1,5 раза расчетный прогиб шейки под заданной нагрузкой, что свидетельствует о целесообразности утолщения

128

стенки шатунной шейки или введения гиперболической расточки вкладышей для улучшения работы подшипников.

Определенные трудности возникли при освоении в производ­ стве конструктивно улучшенного нового чугунного вала в связи с отлитыми, как одно целое, противовесами (на четырех щеках). Два из них, расположенные в средней части вала, при значитель­ ной собственной массе (примерно 35 кг) вызывают при установке

вала на две опоры изгибающий момент, значительно влияющий на остаточную деформацию вала после азотирования. При введе­ нии непрерывного вращения валов в процессе азотирования стало возможным уменьшить максимальные прогибы, однако не отпала для этих валов необходимость последующей горячей правки, ко­ торая в ряде случаев повторяется 2—3 раза. Кроме больших потерь времени, повторные правки ухудшают показатели уста­ лостного сопротивления материала из-за явлений вторичной графитизацни.

Для уменьшения этих нежелательных явлений предусматри­ вается введение стабилизирующего отпуска (при температуре 580—650° С) перед азотированием и добавка меди (0,5%) в состав чугуна, обеспечивающая повышение механических свойств и устойчивость структуры к графитизацни.

Р А С Ч Е Т К О Л Е Н Ч А Т Ы Х В А Л О В Н А П Р О Ч Н О С Т Ь

Значительные затраты времени и средств в процессе доводки коленчатых валов новых двигателей побуждают одновременно с развитием экспериментальных методов исследования разраба­ тывать и осваивать уточненные расчетные методы. Для уточнения расчета многоопорного коленчатого вала в качестве исходной была принята неразрезная схема, как наиболее полно отражающая действительные условия работы вала и позволяющая учитывать упругость и несоосность его опор.

Опыт эксплуатации двигателей и многочисленные эксперимен­ тальные исследования показывают, что напряженное состояние многоопорных коленчатых валов существенно зависит от иадопорных изгибающих моментов. Наиболее полные существующие методы раскрытия статической неопределимости коленчатых валов основаны на замене их пространственной рамной системой. Решение при этом получается сложным и громоздким, оставаясь в то же время лишь весьма приближенным, так как замена колена рамой, построенной по осям шеек и щек, для реальных коленча­ тых валов тепловозных и судовых дизелей с большими перекры­ тиями шеек II относительно малой толщиной щек является услов­ ной операцией и не отражает в достаточной мере физической сущ­ ности работы таких валов.

В разработанном и используемом на КТЗ методе расчета [15] коленчатый вал заменяется прямой многоопорной балкой пере­ менно-ступенчатой жесткости, согласованно изменяемой в каждом пролете (по длине) в зависимости от угла поворота вала от началь­ ного положения отсчета. В исходном виде колено заменяется ступенчатой балкой, отвечающей действительному распределению жесткости внутри пролета. Полученная неразрезная балка является более простым расчетным эквивалентом коленчатого вала, чем многоопорная пространственная рама, н достаточно полно характеризует поведение многократно статически неопре­ делимой системы под действием сложного закона нагружения. Вследствие простоты расчетной схемы вала можно относительно легко рассчитать вал при различных конструкциях опор вала.

Непосредственному проведению расчета вала предшествуют экспериментальные работы по определению действительной жесткости вала и его коренных опор. При эксперименте удобно использовать двухколенный элемент коленчатого вала с углом заклинивания 180°. Элемент вала устанавливают крайними ко­ ренными шейками на опоры, допускающие свободный поворот надопорных сечений, и к средней коренной шейке прикладывают нагрузку. При этом замеряют угол поворота сечений коренных шеек и по нему определяют жесткость отдельных участков балки переменно-ступенчатого сечения. Полученная таким образом балка имеет такое же распределение жесткости внутри пролета по его длине, как и действительное колено, и принимается за

130

пролете в двух плоскостях: плоскости колена и плоскости, пер­ пендикулярной плоскости колена.

Таким образом, при статическом расчете коленчатого вала возникают две задачи: замена колена балкой приведенной жест­ кости и расчет неразрезной многоопорной балки с учетом несоос­ ности и упругой податливости опор с разными, но постоянными в пролетах приведенными жесткостями для заданного положения вала.

Если принять, что балка шарнирно опирается на опорах н защемление в коренных опорах коленчатого вала отсутствует, то

Ввиду того что колено имеет резкое изменение жесткости по длине пролета, жесткость колена в целом зависит от характера действующей на колено эпюры моментов. Поэтому при нахождении приведенной жесткости прямой балки, заменяющей колено, необходимо, чтобы нагружение колена и нагружение заменяющей его балки были одинаковы. Так как колено нагружено, помимо внешних сил, надопорными моментами, величина которых может быть найдена лишь в результате этого расчета, решение дости­ гается методом последовательных приближений. В 1-м прибли­ жении находится приведенная жесткость балки под действием только внешней нагрузки (рис. 84).

Рассмотрим отдельное колено в двух его характерных поло­ жениях под действием внешней нагрузки.

Угол поворота надопорного сечения колена подсчитывают по формуле, полученной перемножением эпюр моментов трапецеидаль-

1 32

ного вида по правилу Верещагина внутри участков постоянной жесткости,

Угол ер находится для колена в двух положениях: в.плоскости колена фг и в плоскости, перпендикулярной плоскости колена фт.

В коленчатом вале каждое колено имеет различный угол закли­ нивания. Для составления из отдельных однопролетных балок многоопорной неразрезной балки нужно знать жесткости всех пролетов в каких-либо постоянных для всех пролетов плоскостях. В качестве таких плоскостей принимают вертикальную и гори­ зонтальную плоскости. При этом углы поворота надопорных сечений колен ф2 и фт проектируют на вертикальную и гори­ зонтальную плоскости, и полученные значения используют для нахождения приведенной жесткости балки в этих двух плоскостях.

лена, зависящий от угла заклинивания колен и расчетного поло­ жения вала.

Выражение для угла поворота надопорного сечения ф прямой

балки приведенной жесткости EJ в вертикальной и горизонтальной плоскостях получают из формулы (2), в которой принято J =

=const:

Ф= — l- = r - [т0-j- 6 т1-f- 12т2+ 18т3+ 24/п4 -)- 30/п5 -j- 17пг6]. (5)

Моменты mо, m lt m2>. . . ., тв, входящие в эту формулу, действуют соответственно в вертикальной или горизонтальной плоскости.

Подставляя в левую часть формулы (5) значение угла поворота надопорного сечения колена, подсчитанное по формулам (3) или (4), получаем выражение для приведенной жесткости прямой

J33

балки соответственно в вертикальной или горизонтальной пло­ скости:

EJ = тщ- К + 6 /пх + 12 та + 18т3+ 24пц + 30m5 -|- 17тй]. (6 )

Найденные значения приведенной жесткости балки позволяют колено, находящееся в любом положении по углу поворота вала под действием внешней нагрузки, представить в виде прямой балки известной жесткости в вертикальной и горизонтальной плоскостях.

После замены каждого колена коленчатого вала прямыми балками приведенной жесткости переходим к неразрезной балке (рис. 85). При_этом жесткости отдельных пролетов многоопорной

Рис. 85. Расчетная схема вала в виде неразрезной балки на упругих опорах при найденном распределе­ нии жесткости и действии Гразличных нагрузок в пролетах и на консольных участках (соответственно в вертикальной и горизонтальной плоскостях)

балки и внешние перегрузки на нее соответствуют рассматривае­ мому мгновенному положению коленчатого вала. Решение системы уравнений для этой балки проводится последовательно при поло­ жении ее в двух плоскостях — вертикальной и горизонтальной. Ниже приведено решение для одной из плоскостей (для другой оно будет аналогичным). В качестве основной системы выбирают совокупность однопролетных шарнирно опертых балок; за неиз­ вестные принимают надопорные изгибающие моменты. Для балки, состоящей из п пролетов, записывают (/г—1) уравнений.

Каноническое уравнение для /-й опоры имеет вид

134

При оценке прочности коленчатого вала в условиях длитель­ ной эксплуатации существенное значение имеет фактор геометри­ ческой несоосности опор. Коэффициент, учитывающий несоосность

где у — смещение оси опоры от номинального положения.

При работе двигателя коленчатый вал нагружен, помимо сил, также крутящими моментами, которые при прохождении через шатунную шейку вызывают на опорах дополнительные силы реакции и моменты. Эти силовые факторы учитываются введением коэффициента, фиксирующего дополнительно возникающую несо­ осность. Формула для определения коэффициента /-й опоры в вер­

( И )

135

в себе приведенные жесткости, полученные при нагружении колена внешними силами и надопорными моментами.

После подсчета приведенных жесткостей во 2-м приближении составляют такую же систему уравнений, как и в 1-м приближении. При определении коэффициентов канонических уравнений в фор­ мулы (8 ) подставляют уточненные приведенные жесткости. В ре­ зультате решения системы уравнений находят новые уточненные значения надопорных моментов.

При необходимости расчет ведется далее по программе 2-го приближения до получения результатов необходимой точности. При расчетах коленчатых валов тепловозных и судовых дизелей количество приближений обычно не превышает двух, соответ­ ственно вычисления выполняют последовательно в очередности, показанной укрупненно на блок-схеме программы (рис. 87).

Методика расчета построена с учетом использования при реше­ нии быстродействующих ЭЦВМ. Выполнение вычислений для каждого заданного расчетного положения вала по имеющейся

136