Главная
страница 1

1.3 Расчет теплового состояния (ТС) поршня.

1.3.1 Согласованный расчет ЦПГ (нахождение граничных условий).

Расчет согласованного температурного поля деталей цлиндро-поршневой группы (ЦПГ) произведен в программе 1_С_Е.

Программа 1__С_Е для предназначена для выполнения расчетов согласованных тепловых граничных условий поршня и гильзы цилиндра.

Особенность программы состоит в том, что она, моделируя тепловое взаимодействие поршня и гильзы цилиндра в процессе возвратно-поступательного движения поршня, путем итерационного пересчета производит подбор согласованных между собой тепловых граничных условий на соответствующих боковых (цилиндрических) поверхностях поршня и гильзы. Моделирование основано на применении специальной методики и метода конечных элементов. Расчет производится в осесимметричной постановке, в связи с чем, не учитываются некоторые важные особенности, в частности овальность поршня, перекладки и др.

Программа использует в качестве входных данных геометрические и физические данные поршня, поршневых колец и гильзы цилиндра, физические свойства окружающих сред - масла, охлаждающей жидкости и других контактирующих элементов, в частности блока цилиндров, головки блока, а также основные параметры рабочего процесса -индикаторную диаграмму, частоту вращения и др.

Программа построена по модульному принципу и состоит из шести относительно независимых структурных элементов.

Ряд ограничений, за пределами которых могут быть получены неверные результаты:

а) поршень имеет традиционную конструкцию (камера в поршне);

б) число поршневых колец - три (два уплотнительных и одно маслосъемное);

в) движение поршня описывается соотношениями, относящимися к кривошипно-


шатунному механизму, длительность цикла 720 градусов поворота коленчатого
вала.

Главным результатом работы программы является определение граничных условий теплообмена на боковых поверхностях поршня и гильзы.

Определяемые в процессе итерационных пересчетов температурные поля и деформации поршня и гильзы могут рассматриваться только как побочный, предварительного характера результат.

1.3.2Математическое моделирование
полей температур, деформаций и напряжений
в деталях цилиндропоршневой группы поршневых двигателей

1.3.2.1Введение
При разработке конструкций цилиндропоршневой группы (ЦПГ) современных поршневых двигателей традиционный метод аналогий недостаточно точен и эффективен. При этом экономия средств и времени достигается применением математического моделирования, которое позволяет не только выполнить детальный анализ теплового и напряженно-деформированного состояния (ТНДС) конструкции, но и провести оптимизацию ее элементов с учетом конкретных условий работы двигателя.

В качестве основного метода моделирования полей температур, деформаций и напряжений применяют метод конечных элементов (МКЭ), широкое использование которого обеспечивается обилием универсальных пакетов программ. Применительно к поршневым двигателям эффективность реализации существующих программных комплексов определяется наличием ориентированных именно на двигатели методик и алгоритмов, адекватных по уровню используемым конечно-элементным программам.

При моделировании теплового состояния деталей ЦПГ речь идет в первую очередь об условиях теплообмена на поверхностях поршня и цилиндра (гильзы цилиндра) двигателя. Сложность задачи связана с различными условиями и видами теплообмена на определенных поверхностях деталей ЦПГ, а также с взаимовлиянием этих условий и взаимозависимостью температурных полей, полей деформаций и напряжений элементов ЦПГ. Эти поля должны быть согласованы между собой и моделироваться совместно в рамках решения общей задачи моделирования ТНДС ЦПГ поршневого двигателя.

Так как температурные поля на установившемся режиме работы двигателя в первом приближении можно считать стационарными, для их моделирования используют осредненные за рабочий цикл двигателя параметры теплообмена. При этом последние носят выраженный локальный характер и должны учитывать относительную продолжительность теплового взаимодействия отдельных участков между собой и с соответствующими средами (картерными газами, смазывающим маслом, охлаждающей жидкостью).


1.3.2.2 Моделирование температурных полей деталей цилиндропоршневой группы поршневых двигателей с помощью метода конечных элементов
В целом для большинства поршневых двигателей на установившемся режиме работы моделирование температурного поля ЦПГ связано с решением дифференциального уравнения стационарной теплопроводности, которое при постоянных теплофизических характеристиках материала имеет вид:

Следуя единому методическому подходу при решении задачи моделирования, действительные условия нестационарного периодического теплообмена в цилиндре двигателя заменяют некоторыми стационарными условиями. Их определяют исходя из равенства осредненных за время рабочего цикла двигателя нестационарных локальных тепловых потоков в действительном процессе и локальных тепловых потоков в условном стационарном процессе.

В качестве основных граничных условий используется:

1. Распределение температуры Тп по поверхности F детали или ее части F1

(условие первого рода)

2. Плотность теплового потока q0 через поверхность F или часть ее F2

(условие второго рода)

где, n – внешняя нормаль к поверхности в точке с координатами (x, y, z),

3. Температура окружающей среды Тсред и закон теплообмена между средой и поверхностью F тела или частью ее F3

(условие третьего рода)



где α — коэффициент теплоотдачи на поверхности элемента ЦПГ; Тсред - температура среды, омывающей поверхность рассматриваемого элемента ЦПГ.

Вследствие геометрической сложности деталей ЦПГ современных двигателей при моделировании их температурных полей применяют численные методы, в частности МКЭ. Конструкцию представляют набором

ограниченного числа конечных элементов соответствующего типа в зависимости от требований к точности решения, особенностей используемых программных средств и др. Метод конечных элементов пригоден для решения задач теплопроводности в одномерной, двух- (плоской или осесимметричной) и трехмерной (пространственной) постановках. В качестве первого приближения целесообразна осесимметричная постановка задачи, тем более, что верхняя часть поршня - головка и гильза цилиндра - по форме часто близка к телу вращения.



Рис.1.1 Конечно-элементная разбивка поршня и гильзы


1.3.2.3Особенности задания условий теплообмена


при моделировании согласованных температурных полей
деталей цилиндропоршневой группы

Характерные зоны теплообмена поршня с масляным охлаждением представлены на рис. 1.2.

график

Рис.1.2 Зоны теплообмена поршня с масляным охлаждением


1.3.2.4 Теплообмен в камере сгорания
Первостепенное значение при моделировании температурных полей ЦПГ имеют параметры теплообмена в камере сгорания двигателя. Предложено довольно большое число зависимостей для расчета коэффициента теплоотдачи αг. Для определения текущего значения αг по углу поворота коленчатого вала двигателя наибольшее распространение получила формула Вошни:

c:\documents and settings\иван\рабочий стол\2.bmp
c:\documents and settings\иван\рабочий стол\2.bmp

1.3.2.5 Теплообмен через кольца


Известно, что через поршневые кольца отводится значительное количество теплоты от поршня в гильзу цилиндра (особенно для неохлаждаемых поршней). Этим объясняются высокие значения коэффициента теплоотдачи на рабочей и торцевых поверхностях кольца.

Разброс рекомендуемых значений а достигает тысяч и даже десятков тысяч ватт на квадратный метр-кельвин — Вт/(м2-К). Поэтому уточнению параметров теплообмена в уплотнительном поясе уделяется особое внимание.

Процесс теплопереноса от поршня к гильзе в зоне поршневых колец связан с преодолением цепочки термических сопротивлений, включая термическое сопротивление самого кольца.
1.3.2.6 Теплообмен между юбкой поршня и гильзой
Взаимовлияние элементов сопряжения «юбка — цилиндр» происходит через тонкий слой смазки, гидродинамические параметры которого меняются в зависимости от утла поворота коленчатого вала. Поршень совершает возвратно-поступательное и одновременно поперечное плоскопараллельное и вращательное движение под действием сил и моментов в плоскости качания шатуна. Характеристики возвратно-поступательного движения (перемещение, скорость и ускорение) определяются параметрами конструкции КШМ и параметрами работы двигателя. На характеристики поперечного движения поршня существенное влияние оказывают силы гидродинамических реакций масляного слоя. При решении гидродинамической задачи о взаимодействии юбки с поршнем принимают, что юбка полностью погружена в масло, т. е. рассматривают чисто гидродинамическое трение.
1.3.2.7 Оценка граничных условий со стороны картера
При назначении граничных условий требуется также оценить параметры теплообмена на поверхности поршня и гильзы цилиндра, омываемых картерными газами. При расчете неохлаждаемых поршней значение коэффициента теплоотдачи αк ориентировочно принимают в пределах 58... 174 Вт/(м2 • К).

Более точно определить значение αк на указанных поверхностях поршня и гильзы можно на основе теории обтекания турбулентным потоком участка трубы соответствующего диаметра.


1.3.2.8 Теплообмен между гильзой и охлаждающей жидкостью
Интенсивность теплоотдачи от охлаждаемых поверхностей рассчитывают на основании эмпирических формул. В зависимости от
температуры охлаждаемой поверхности, температуры, скорости и давления жидкости в системе охлаждения на отдельных участках тепловоспринимающей поверхности гильзы возможны как режим теплообмена при вынужденной конвекции, так и режим поверхностного кипения.

При умеренных уровнях форсирования, когда температура поверхности со стороны охлаждения меньше температуры насыщения Ts охлаждающей жидкости, для расчета коэффициента теплоотдачи можно использовать формулу вынужденной конвекции. Влияние обтекания втулки на теплоотдачу, связанное со схемой подвода охлаждающей жидкости, учитывается следующей зависимостью:





c:\documents and settings\иван\рабочий стол\2.bmp

c:\documents and settings\иван\рабочий стол\2.bmp

λw, αw, νw – коэффициенты теплопроводности, температуропроводности и кинематической вязкости охлаждающей жидкости соответственно; l - длина охлаждающего канала; c = 1,03 при продольном обтекании, c =0,72 при диагональном обтекании, c= 1,34 при равномерном обтекании. Индексы «w» и «с» относятся к параметрам потока, вычисленным соответственно при средней температуре и при температуре стенки.

У форсированных двигателей температура охлаждаемой поверхности гильзы может превысить температуру насыщения охлаждающей жидкости. В этом случае в прилегающих к поверхности слоях жидкости начинается поверхностное кипение, вследствие чего интенсивность теплоотдачи резко возрастает. При незначительном перегреве стенки процесс теплоотдачи определяется в основном вынужденной конвекцией, тогда как при увеличении перегрева процесс теплоотдачи соответствует кипению.

СТРУКТУРА ПРОГРАММЫ Программа «1_С_Е» построена по модульному принципу, состоит из вызывающей программы MainForm, одновременно выполняющей функции главного меню и шести относительно независимых модулей:


  • Геометрия.

  • Индикаторная диаграмма Поршневое кольцо Жаровая поверхность Боковая поверхность

  • Блок отображения текущих и создания новых файлов исходных данных. Выполнение следующих требований обязательно: Программа 1_С_Е предназначена для работы в двух режимах

а) Выполнение расчета

б) Подготовка исходных данных.

В ANSYS были подготовлены модели гильзы и поршня отдельно. Согласно рекомендациям, были использованы только линии типа "прямая". Разбивка на элементы содержит не более 1100 элементов (поршень - 313 элементов и 212 узлов, гильза - 220 элементов и 164 узла). Осевая линия поршня и гильзы проходит через начало координат и совпадает с осью Y. При этом поршень расположен по отношению к гильзе в ВМТ. Линия огневого днища состоит из 19 участков (линий-отрезков прямых), в том числе 15 в камере поршня и 4 - горизонтальная периферийная часть.

Из ANSYS были созданы файлы типа KL1ST.LIS, LLIST.LIS, NLIST.LIS, ELIST.LIS. Созданная модель (которая не содержит произвольные физические константы) затем используется для создания необходимых файлов посредством программы 1_С_Е.


d:\ivan йас\skrin\elemgyl.jpg

Рис 1.4.1 Разбивка гильзы на конечные элементы



d:\ivan йас\skrin\por.jpg

Рис 1.4.2 Разбивка поршня на конечные элементы


После введения геометрии в программу I_C_E задаются основные данные по двигателю и деталям ЦПГ (см. рис. 1.4.3-1.4.9)


c:\documents and settings\иван\рабочий стол\diplom\картинки\ice\1.bmp

Рис 1.4.3 Основные характеристики и параметры колец




d:\ivan йас\skrin\1.bmp

Рис 1.4.4 Индикаторная диаграмма, диаграмма температуры и прокрутка.




c:\documents and settings\иван\рабочий стол\diplom\картинки\ice\2.bmp
Рис. 1.4.5 Таблица исходных данных(общие данные)

c:\documents and settings\иван\рабочий стол\diplom\картинки\ice\3.bmp
Рис. 1.4.6 Таблица исходных (поршневые кольца)
c:\documents and settings\иван\рабочий стол\diplom\картинки\ice\4.bmp
Рис. 1.4.7 Таблица исходных (Предварительные Г.У(коэффициент теплоотдачи и температуры) для поршня и гильзы)


d:\ivan йас\skrin\6.bmp
Рис. 1.4.8 Таблица исходных (свойства материалов)

d:\ivan йас\skrin\ks.bmp

Рис. 1.4.9 Определение Г.У со стороны К.С.


bok

Рис. 1.4.10 Результаты согласованного расчета(поршень-кольцо-гильза)


Результаты расчета используются в дальнейшем для определения теплового состояния поршня в пакете ANSYS.

1.3.3 Расчет температурного поля поршня в ANSYS.

Расчетная схема представляет собой созданную в программном пакете SolidWorks_2007 твердотельную модель поршня, экспортированную в ANSYS.

При создании конечноэлементной модели (КЭМ) в программном пакете ANSYS используется элемент типа SOLID90 (рис. 1.4.11). Элемент имеет 20 узлов с одной степенью свободы (температура в каждом узле). Элементы с 20 узлами аппроксимируют форму и хорошо подходят для моделей со сложными криволинейными Тепловой элемент с 20 узлами применим к трехмерной постановке задачи, установившемуся или переходному тепловому анализу.

(Prism Option)

Рис 1.4.11 .Геометрия теплового элемента SOL1D90.

Конечно-элементная (КЭМ) модель в камере сгорания поршня носит регулярный характер.

В местах предполагаемых концентраторов тепловых напряжений (резкое изменение геометрии) было предусмотрено искусственное сгущение сетки. КЭМ представлена на рис. 4.13.

d:\ivan йас\skrin\por.jpg

Рис. 1.4.13 Разбивка поршня.

Задание граничных условий произведено в соответствии с результатами, полученными из согласованного расчета температурного поля, выполненного в программе 1_С_Е (рис. 4.14). Исходные данные для расчета ТС поршня в пакете ANSYS представлены в таблице 4.1



рис. 1.4.13 . Граничные условия для расчета ТС поршня. Линии

Граничные условия для расчета ТС поршня.



Таблица 4.1.


Огневое днище поршня

Участок

Трез

Alfa

Тип

1

761.4

725.3




2

761.4

792.3




3

761.4

847.6




4

761.4

897.6




5

761.4

945.4




6

761.4

990.6




8

761.4

1137.9




9

761.4

1086.2




10

761.4

1036.4




11

761.4

1548.5




12

761.4

1510.9




13

761.4

1368.1




14

761.4

1255.8




15

761.4

1193.1




46

761.4

1521.6




58

761.4

439.1

3

59

761.4

900.5

3

60

761.4

1438

3

62

761.4

425.7

3










Остальные участки




Участок

Т рез

Alfa

Тип

7

0

0

21

16

145.1

453.3

4

17

143.1

1357.4

5

18

142.7

593.9

6

19

142.3

1370.4

7

20

141.6

7065

8

21

138.1

7065

8

22

136.1

593.9

9

23

136

593.9

10

24

135.8

2131.7

11

25

134.1

7065

12

26

139.1

818.9

13

27

132.2

605.4

14

28

129.4

2064.8

15

29

130.1

291.5

16

30

128.5

1249.5

16

31

127.3

1490.9

16

32

125.2

1686.1

16

33

123.5

1753.8

16

34

120.7

1799.2

16

35

117.9

1593.6

16

36

107.3

1714.4

16

37

108

1180.2

16

38

105.7

827.9

16

39

95

1000

18

40

95

1000

18

41

95

1000

18

42

95

1000

18

43

95

1000

18

44

95

1000

18

45

95

1000

18

47

95

1000

18

48

95

1000

18

49

95

1000

18

50

85

2500

17

51

85

2500

17

52

85

2500

17

53

85

2500

17

54

85

2500

17

55

85

2500

17

56

85

2500

17

57

85

2500

17

61

145.1

453.3

4




Исходя из полученных результатов (1_С_Е) в ANSYS были заданы граничные условия в трехмерной модели

Суммарный теплообмен между газом и головкой поршня конвекцией и излучением характеризуется коэффициентом α∑=α1 теплоотдачи и результирующей температурой Тг_рез газа по теплоотдаче или тепловым потоком q∑=q01. При этом рассматриваются осредненные за цикл локальные значения α1 и q01 (полученные в программе 1_С_Е), что относится и к другим теплонапряженным деталям двигателя. Если не учитывать локальность параметров теплообмена по поверхности поршня, то можно допустить существенную ошибку. Локальность данного распределения граничных условий по поверхности поршня была обеспечена программой 1_С_Е.

Свойства материала поршня (АЛЗО):


  • коэффициент теплопроводности:λ=150 Вт/м*С;

  • коэффициент линейного расширения: αt=24*l О"6 1/С;

  • модуль Юнга: Е=1 *1011 Па;

  • коэффициент Пуассона µ=0,33;

  • плотность ρ=2750 кг/м3

Распределение температурного поля, полученное в пакете ANSYS представлено на рис. 1.4.14



Рис. 1.4.14 Температурное поле поршня
В результате проведенного расчета можно судить о возможности применения материала АЛЗО ГОСТ 1583-93 для изготовления поршня. Максимальная температура в камере сгорания двигателя 336С. Температура, полученная в районе верхнего поршневого кольца, составляет 207С, что обеспечивает благоприятные условия для работы смазки в сопряжении кольцо-гильза


1.4 Расчет коленчатого вала в программе KVAL.

Программа KVAL использует разностный метод расчета коленчатого вала. Метод расчета вала как разрезной системы не учитывает влияние надопорных изгибающих моментов, действующих в различных плоскостях. Применяемый способ расчета на прочность коленчатого вала учитывает концентрацию напряжений у краев отверстий для смазывания и в галтелях сопряжений щек с шейками, а также влияние переменной нагрузки. Основные данные для расчета см. рис. 1.4.1-1.4.4. Результаты - рис. 1.4. 5, 1.4. 6


c:\documents and settings\иван\рабочий стол\diplom\записка+листы\окончательно\new\1.bmp
Рис 1.4.1 Задание исходных данных. Компоновка.


c:\documents and settings\иван\рабочий стол\diplom\записка+листы\окончательно\new\3.bmp
Рис 1.4.2 Задание исходных данных. Геометрия.

c:\documents and settings\иван\рабочий стол\diplom\записка+листы\окончательно\new\2.bmp
Рис 1.4.3 Задание исходных данных. Общие.

c:\documents and settings\иван\рабочий стол\diplom\записка+листы\окончательно\new\4.bmp

Рис 1.4.4 Задание исходных данных. Общие.


c:\documents and settings\иван\рабочий стол\diplom\записка+листы\окончательно\new\6(recov).bmp

Рис 1.4.5 Результат расчета. Напряжения.


c:\documents and settings\иван\рабочий стол\diplom\записка+листы\окончательно\new\5(rec2).bmp

Рис 1.4.6 Результат расчета. Запасы.

Минимальный коэффициент запаса, рассчитанный в программе KVAL, составляет 2,01 (суммарный запас щек). Рекомендуемый коэффициент запаса прочности щёк (запасы прочности в галтелях) 1,5. Однако, программа не учитывает неоднородности материала и погрешности технологии при изготовления, поэтому это обстоятельство следует учитывать (например введением обкатки галтелей специальными роликами - местное упрочнение).

1.5 Обзор информации о материалах, применяемых для

изготовления шатунов.

Шатуны большей частью изготавливают ковкой в штампах с последующей термической и механической обработкой. В качестве материала для изготовления наиболее часто применяют углеродистую или легированную сталь.

Для шатунов форсированных ДВС целесообразно применять легированные стали, учитывая необходимость обеспечения достаточной
циклической прочности без значительного увеличения размеров опасных сечений, а также получения однородных свойств металла в детали после термообработки, т.е. достижения равномерной прокаливаемости по сечениям.
Рекомендуемые легированные стали, проверенные длительным опытом производства и эксплуатации двигателей с учетом выбора из них умеренно легированных, следующие:


  • для высоконагруженных шатунов, имеющих достаточно большие размеры сечений, - стали 40ХН2МА, 40Х2Н2МА, 36Х2Н2МФА, ЗОХМА, 40ХФА;

  • для шатунов форсированных быстроходных дизелей - стали 40ХН2МА, 38Х2Н2МА, 38Х2МЮА;

  • для шатунов стационарных и малооборотных судовых двигателей -стали 40Х, 45Х, 40ХН, 45Г2.

Углеродистые стали находят применение для шатунов относительно небольших размеров или шатунов наиболее крупных размеров. При этом применяют для шатунов автомобильных и тракторных двигателей стали марок 30, 35, 40, 45; для шатунов стационарных и судовых тихоходных двигателей - 40, 45, 50.

В России и за рубежом многие ведущие фирмы по двигателестроению занимаются поисками альтернативных материалов для движущихся деталей поршневого двигателя с целью снижения их массы, в особенности массы шатуна. Это связано с тем, что движущиеся массы поршень-шатун создают несбалансированные колебательные нагрузки.

В то же время, чтобы повысить эффективность использования топлива и обеспечить большую единичную мощность, необходимы более высокие скорости. В свою очередь, при высоких скоростях несбалансированные силы становятся препятствием, достигая разрушающего уровня. Уменьшение массы шатуна, при условии сохранения высокого модуля упругости, позволяет устранить это препятствие и дает возможность решать проблему высокоскоростного двигателя. Кроме того, снижение массы шатуна приводит к снижению нагрузок на коленчатый вал и подшипники, уменьшению вибраций, шума, массы противовесов коленчатого вала и снижению потерь на трение. К материалу шатуна предъявляются высокие требования по прочности, жесткости и в особенности по многоцикловой усталостной прочности при температурах 150... 180°С. В большей мере этим требованиям отвечают алюминиевые композиционные материалы (АКМ), армированные упрочнителем на основе карбида кремния и оксидов алюминия (рис. 1.6.1).

рис. 1.6.1. шатун из АКМ.

Для этих материалов характерны высокая прочность и усталостная характеристика, повышенный модуль упругости, размерная стабильность при нагреве, износостойкость и технологичность при штамповке. Во ВНИИМЕТМАШе проведен цикл научно-исследовательских работ по изысканию материалов и разработке промышленной технологии производства шатунов из АКМ. Наиболее подходящим материалом признан композиционный материал класса Al SiC на основе сплава 1205. Этот сплав обладает высоким модулем упругости, достаточно высокой прочностью и усталостной характеристикой. Из полуфабрикатов, изготовленных по отработанной в России технологии, изготовлены методом изотермической штамповки опытные партии шатунов для двигателя автомобиля "Таврия".

Шатуны прошли цикл механических и металловедческих исследований на АО "Коломенский завод", показавших их высокие эксплуатационные качества.






Смотрите также:
1. 3 Расчет теплового состояния (ТС) поршня. 1 Согласованный расчет цпг
228.15kb.
1 стр.
Таблица №1 Расчет арендных платежей сельскохозяйственного потребительского кооператива
87.78kb.
1 стр.
Курсовая работа на тему: " Расчёт параметров полупроводникового диода" ст гр. Элт-32д Чуркина Т. И
266.23kb.
1 стр.
Расчет тарифа на 2013 год тсж «Московская слобода»
227.26kb.
1 стр.
"Расчет полупроводникового диода и мдп-транзистора"
250.88kb.
1 стр.
Расчет годового расхода тепла и топлива
171.85kb.
1 стр.
1 Расчет ширин квазистационарных состояний мезомоле-кулярных комплексов 36
136.48kb.
1 стр.
Анализ поведения основных энергетических уровней иона co2+
14.89kb.
1 стр.
Реферат "Методы расчета ферм при подвижной нагрузке"
90.9kb.
1 стр.
"Налоговая нагрузка предприятия: анализ, расчет, управление"
5455.59kb.
24 стр.
Сводправи л расчет и проектирование подземных сооружений в городе москве. Общие положения
1736.83kb.
9 стр.
Расчет доли регулируемой части потребления электроэнергии и мощности по ОАО «Волгоградэнергосбыт» за февраль 2009 г
99.75kb.
1 стр.