01 марта 2016г.
Введение.
Повышение литровой мощности современных быстроходных дизелей автотракторного типа является одной из устойчивых тенденций двигателестроения. При этом, естественно, возникают проблемы обеспечения достаточного уровня надежности, обусловленной, в том числе, и теплонапряженным состоянием (ТНС) деталей камеры сгорания (КС) и, в частности поршня.
Анализ публикаций.
Расчетно-экспериментальному исследованию нестационарных температур и напряжений поршня на режимах сброса – наброса нагрузки посвящен целый ряд классических работ [1-3]. Общим недостатком этих работ была осесимметричная постановка задачи, что не позволяло полностью учитывать сложную конфигурацию поршня и окружную неравномерность ГУ. Среди работ по анализу ТНС деталей цилиндропоршневой группы можно выделить работу авторов [4], в которой задача теплообмена между поршнем и гильзой цилиндра решается в трехмерной постановке. Такой подход дает целый ряд очевидных преимуществ.
Цели и задачи исследования.
Цель исследования - создание расчетной модели поршня быстроходного дизеля, подверженного эксплуатационным тепловым и механическим нагружениям. В проведенном исследовании ставились такие задачи:
- разработка модели поршня в трехмерной постановке;
- выбор характера изменения ГУ;
- уточнения ГУ и характера их изменения;
- расчетный анализ нестационарных температур и напряжений;
- выводы о характере изменения температур и напряжений поршня на нестационарных режимах нагружения.
Основная часть.
Объект исследования - поршень быстроходного дизеля 4ЧН 12/14 (СМД-23) с тороидальной КС, изготовленной из алюминиевого сплава АЛ25. Расчетное исследование было проведено для режима наброса нагрузки от холостого хода до номинальной мощности при работе дизеля по нагрузочной характеристике. Решение задачи в трехмерной постановке, по сравнению с осесимметричной, позволило более точно смоделировать процессы сложного теплообмена и учесть влияние конструктивных особенностей поршня на распределение температур, напряжений и деформаций. Задача решалась в декартовых координатах с использованием программного комплекса основанного на методе конечных элементов (МКЭ). С целью уменьшения размерности задачи используется расчетная модель, которая представляет собой фрагмент поршня, полученный при его сечении меридиональными плоскостями, параллельной и перпендикулярной оси поршневого пальца. Дискретизация расчетной модели на КЭ представлена на Рисунке 1. Для дискретизации расчетной модели на КЭ использовались КЭ в виде 20-и узловых параллелепипедов, грани которых образуются прямыми, либо дугами окружностей. Выбор именно такой формы КЭ, как видно из Рисунка 1, позволил с достаточной точностью описать сложную внешнюю и внутреннюю конфигурацию фрагмента поршня, а также существенно уменьшить количество КЭ по сравнению с дискретной моделью составленной из КЭ в виде треугольных призм.
Конечно-элементная модель фрагмента поршня состоит из 53370 КЭ и 197114 узловых точек. Для более точного описания сложной конфигурации КС в поршне, а также с учетом
глубины проникновения температурной волны в тело поршня на поверхности КС в поршне было выполнено локальное сгущение конечно-элементной сетки. Схема задания ГУ на участках теплообменной поверхности поршня, а также сами значения ГУ выбирались на основании работ [2, 3] для варианта с симметричным подводом теплоты.
Характер изменения ГУ
теплообмена выбирался на основании работ [2, 3], а также уточнялся при решении серии тестовых задач. Проведению уточненного расчета нестационарных температур и напряжений поршня при набросе нагрузки предшествовало решение серии тестовых задач в квазистационарной постановке. Температуры в контрольных точках сравнивались с данными термометрирования поршня на данных режимах, с последующей корректировкой характера изменения и значений самих ГУ теплообмена. Изменение ГУ 3-го рода нестационарной задачи теплопроводности при набросе нагрузки представлены на Рисунке 2 [3]. Схема закрепления поршня была выбрана на основании работ [2, 3], а ГУ задачи механики учитывались в виде давления на поверхность головки поршня, равного максимальному давлению сгорания
в цилиндре в зависимости от режима нагрузки. Расчетный анализ нестационарных температур и напряжений при набросе нагрузки. Перед расчетным моделированием наброса нагрузки моделировалась работа двигателя на режиме холостого хода в течении 200 с,
что
необходимо для стабилизации температурного поля поршня, при этом значения ГУ не изменялись. Далее в соответствии с принятым характером изменения ГУ теплообмена моделировался процесс наброса нагрузки, который продолжался в течение 200 с, с последующим моделированием работы двигателя на номинальном режиме в течение 300 с, необходимым для стабилизации термоупругих напряжений поршня (Рисунок 2).
Нестационарные температуры в контрольных точках поршня изменяются в соответствии с характером изменения ГУ теплообмена на соответствующих участках (Рисунок 2). Максимальные температуры зафиксированы на кромке КС в поршне и изменяются от 210 до 310 °С . В районе кольцевой канавки под первое компрессионное кольцо температура изменяется от 195 до 225 °С. Также следует отметить значительный перепад температур между центральной частью КС в поршне и периферией, который достигает 100°С. Наличие перепада температур между кромкой КС в поршне и его периферией вызывает при набросе нагрузки существенный прирост термоупругих напряжений на кромке КС и может привести к появлению термоусталостных трещин, которые сделают невозможной дальнейшую эксплуатацию такого
поршня.
В качестве критерия оценки напряженности поршня, с учетом рекомендаций работы [3], для поршня, изготовленного из алюминиевого сплава, была выбрана интенсивность напряжений. Максимальные напряжения при набросе нагрузки возникают в центральной части поршня, и на кромке КС в плоскости, перпендикулярной оси поршневого пальца. Минимальные расчетные напряжения зарегистрированы на кромке КС в плоскости лежащей вдоль оси поршневого пальца и изменяются от 20 до 7 МПа. Такая окружная неравномерность интенсивностей напряжений в поршне объясняется его асимметрией, обусловленной бобышками и соответственно резко отличающейся вертикальной жесткостью в плоскостях, параллельной и перпендикулярной оси поршневого пальца.
Выводы.
Таким образом, по результатам
расчетного исследования можно сделать выводы: решение задачи нестационарной теплопроводности в трехмерной постановке позволило более полно оценить влияние конструктивных
особенностей поршня на распределение нестационарных температур и напряжений по участкам поршня, уточнить характер изменения ГУ при набросе нагрузки и их значения, а также выявить пути по улучшению условий работы поршня на нестационарных режимах нагружения. В последующих работах планируется оценить влияние термопластической постановки задачи на результаты расчетного моделирования нестационарных напряжений поршня быстроходного дизеля.
Список литературы
1. Шеховцов А.Ф., Гонторовский П.П., Абрамчук Ф.И., Левтеров А.М., Шиманский В.К. Напряженно- деформированное состояние поршня быстроходного дизеля при нестационарных нагружениях // Двигатели внутреннего сгорания. - 1989. - Вып. 49. - С. 20 - 26.
2. Шеховцов А.Ф., Гонторовский П.П., Абрамчук Ф.И., Левтеров А.М. Влияние вставки под первое поршневое кольцо на
напряженно-деформированное состояние поршней быстроходных тракторных и комбайновых дизелей // Двигатели внутреннего сг-рания. - 1987. - Вып. 46. - С. 3 - 10.
3.
Левтеров А.М. Исследование теплового и напряженно-деформированного состояния деталей цилиндро- поршневой группы быстроходного дизеля при нестационарных нагружениях. Дисс. ... канд. техн. наук. - Харьков, 1991. - 213 с.
