автореферат диссертации по энергетическому, металлургическому и химическому машиностроению, 05.04.02, диссертация на тему:Повышение работоспособности деталей камеры сгорания дизелей на основе оценки уровня тепловой напряженности

Государственный комитет Российской Федерации по высшему образованию Рыбинская государственная авиационная л п технологическая академия

Тимохин Александр Викторович

ПОВЫШЕНИЕ РАБОТОСПОСОБНОСТИ ДЕТАЛЕЙ КАМЕРЫ СГОРАНИЯ ДИЗЕЛЕЙ НА ОСНОВЕ ОЦЕНКИ УРОВНЯ ТЕПЛОВОЙ НАЛРЯШНОСТИ

05.04.02 - тепловые двигатели 01.02.06 - динамика, прочность машин, приборов и аппаратуры

Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Р Г Б ОД

1 6 ЯНВ 1ВВ5

На правах рукописи

. УДК 621.436

ч

Рыбинск 1994

Работа выполнена во Владимирском государственном техническом университете.

Научный консультант - доктор технических наук,

профессор Чайнов Н.Д.

Официальные оппоненты - доктор технических наук,

профессор Пиралишвили Ш.А.

доктор технических наук, доцент Новенников ¿.1.

доктор технических наук, профессор Романов К.И.

Ведущая организация - Научно-исследовательский институт ксыбайновых и тракторных двигателей (НИКТЩ).

Д.064.42,01 Рыбинской государственной авиационной технологической академии по адресу: 152943, г. Рыбинск Ярославской обл ул. Пушкина, 53.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Рыбинской государственной авиационной' технологической академии.

Отзыв на автореферат в двух экземплярах, заверенный печатью учреждения, просим направить по указанному адресу академии.

Автореферат разослан

Ученый секретарь специализированного совета кандидат технических наук

Б.М. Конюхов

с

ОЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность проблемы. Повышение рабочих параметров (температур, давлений, скоростей и г.п.) современных энергетических установок и многих других машин в различных отраслях промышленности выдвинуло широкий круг проблем обеспечения их прочности и долговечности. Эти проблемы, включающие в себя металлургические, конструкторские, технологические и другие аспекты, охватываются понятием термопрочности. Высокие эксплуатационные качества новых машин должны закладываться на стадии проектирования. Отсюда вытекает необходимость и актуальность исследований, направленных на уточнение существующих и создание новых более современных методов расчета термопрочности деталей и узлов машин.

Из энергетических машин наибольшее распространение получили двигатели внутреннего сгорания (ДВС), которые обеспечивают уровень производства энергии в стране примерно на 85$. Исходя из этого, перед современным двигателестроенкеы поставлена задача по созданию высокофорсированных экономичных двигателей с повышенным сроком службы и надежностью работы.

Надежность современных форсированных двигателей в значительной степени определяется работоспособностью деталей, образующих камеру сгорания (КС): головки, поршня и гильз» цилиндра, а также клапанов и колец. При эксплуатации ДВС наблюдаются дефекты деталей КС, вызванные повышенными тепловыми и механическими нагрузками. К их числу относятся недопустимые износы: разрушение поршней, клапанов, втулок (гильз) цилиндра, крышек (головок) цилиндров, поломки компрессионных колец, коробление деталей. Основной причиной этих дефектов является- высокий температурный уровень деталей и нестационарный режим нагружения. Влияние температурного поля не голые о сказывается на возникновении тепловых деформаций и напряжений, недопустимых по условиям эксплуатации, но и приводит к изменению тешюфизическлх и механических свойств, а. также к появлению новых временных свойств. Учитывая тог факт, что уровень температур поверхностей поршней, клапанов и крышек цилиндров достаточно висок, существенное значение начинают приобретать особенности поведения материала, связанные с продолжительностью пребывания под нагрузкой, и зависимость пластических характеристик материала от температуры и истории нагружения.

С этой точки зрения наиболее нагруженными являются jreimoEa-пряжегаше детали КС форсированных транспортных дизелей. Высокий уровень форсирования по среднему эффективному давлению и связанные с ним повышенные уровни температур и температурных напряжений, переменность режима работы дизелей, явления ползучести и релаксации приводят к возникновению и развитие термоусталостных трещин и последующему выходу деталей из строя. Механизм и характер разрушения поршней, клапанов и крышек циливдров дизелей достаточно подробно изучен и описан в работах ПО "Коломенский завод" (г. Коломна), ЩЩЩ, С-ПГТУ (г. Санкт-Петербург), МЕТУ, НАТИ, МАДИ, НАМИ (г. Москва), НИКГВД, ВлГТУ, АО "ВТЗ" (г. Владимир), ЯМЗ, ЯГТУ (г. Ярославль) и других организаций. На механизм разрушения, кроме комплекса теплофизических и механических свойств материала, значительное влияние оказывают ввд напряженного состояния, конструкция детали, характер ее нагружения, наличие концентраторов напряжений, дефекты микроструктуры, состояние поверхностей деталей и особенности физико-химических процессов в рабочих телах, контактирующих с ними.

Устранение дефектов деталей форсированных дизелей, вызванных повышенными тепловыми и механическими нагрузками, требует больших затрат времени и средств на выяснение причин и разработку соответствующих мероприятий, поэтому при проектировании" дизелей ка первый план выдвигаются вопросы оценки работоспособности деталей, образующих КС. Анализ опубликованных в нашей стране и за рубежом работ показал, что состояние вопроса по определению долговечности деталей, образующих КС, находилось до последнего времени в начальной стадии развития'и не соответствовало требованиям современной практики.

Цель -работы - разработка методики оценки прочности и долговечности теплолапряженных деталей КС. Развитие методов анализа теплового и напряженного состояния сопряженных деталей КС при стационарном и нестационарном нагружениях. Совершенствование методов экспериментального исследования теплонапряженных деталей.

Научная новизна. Разработана методика оценки прочности и долговечности деталей, образующих КС, которая основана на использовании результатов расчета термоиапряженяого состояния' системы сопряженных тел, современных моделей поведения материалов при длительном статическом и повторно-переменном наг руке ии ir и на новой обобщенной трактовке принципа Нейбере. Предложена уточ-

неиная расчетная схема метода конечных элементов ОЛКЭ) для определения изгибных напряжений в огневом днище цилиндровой крышки при стационарном и нестационарном тепловом нагружении. Разработаны конечноэлементный и суперэлементний методы определения теплового и напряженного состояния системы сопряженных деталей, достоверность которых проверена путем сопоставления результатов испытаний составных деталей на стендах для физического моделирования с расчетными данными. При определении напряженно-деформированного состояния (НДС) отдельных деталей КС, входящих в систему контактирующих тел, разработана упрощенная конечноэлемент-ная методика расчета деталей с односторонними жесткими связями.

Практическая ценность. Разработанная методика оценки прочности и долговечности деталей, образующих КС, реализована в виде программного комплекса "Термопрочность" и позволяет производить анализ термонапряженного состояния системы контактирующих тел с последующей оценкой прочности л долговечности деталей. Полученные расчетные и экспериментальные данные представляют интерес для двигателестроителышх заводов и НИИ. Результаты работы переданы в ПО "Коломенский завод", НИКТИД, Алтайский моторный завод, а также используются в учебном процессе.

Апробация работы. Результаты работы докладывались на.научных конференциях Владимирского государственного технического университета в 1977-1994 годах; на научно-технических конференциях кафедр! ВДВС МГТУ им. Н.Э.Баумана (г. Москва, 1976-1987 гг.), на Всесоюзной научно-технической конференции "Тепловыделение, теплообмен и теплонапряженность высокофорсированных ДВС, работа юс на неустановившихся режимах" (г. Ленинград, 1976 г.), на Всесоюзной межотраслевой научно-технической конференции "Развитие дизельных двигателей, топливной аппаратуры и повышение эксплуатационной экономичности" (г. Ленинград, 1985 г.), на Республиканской конференции "Совершенствование теории и техники тепловой защиты энергетических устройств" (г. Киев, Г987 г.), на Всесоюзном научно-техническом совещании "Динамика и прочность автомобиля" (г. Москва, 1980 г.), на научно-техническом..семинаре "Диагностика, повышение эффективности, экономичности и долговечности двигателей" (г. Ленинград, 1990 г.), на У научно-техническом совещании "Динамика и прочность автомобиля" (г. Москва, 1992 г.).

на научно-практическом семинаре "Совершенствование мощностных, экономических и экологических показателей ДВС" (г. Владимир, 1993 г.), а также в результате проведетого конкурса грантов по фундаментальным исследованиям в области транспортных наук 1993 г. разработанная методика оценки прочности и долговечности деталей КС была отмечена грантом по разделу "Транспортная техника".

Публикации. Основные материалы диссертации опубликованы в 28 печатных работах, а также изложены в отчетах по госбюджетным и хоздоговорным тедам Владимирского государственного технического университета за 1978-1994 гг.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, пяти глав, общих выводов, списка литературы и приложений. Объем работы: 178 страниц машинописного текста, 96 рисунков, 15 таблиц. Список литературы соде.ржит 217 наименований.

СОДЕРШШ РАБОТЫ

Первая глава посвящена вопросам теллонапряженности дизелей в условиях эксплуатации, методам анализа теплового и напряженно-то состояния поршней, цилиндровых крышек, втулок, клапанов и состоянию исследований по оценке долговечности деталей, образующих КС. В Еазериаюдей части главы сформулирована постановка задачи исследования.

Характерной особенностью работы деталей, образующих КС дизелей, является нестационарноетъ их теплового и силового нагруке ну. я. ■При этом наработка ресурса сопровождается как циклическими нагружениши низкой частоты, обусловленными периодическими пусками, остановками и сменой режимов, гак и высокочастотными нагрузками, связанными с изменением внутрицшшвдровых параметров в течение рабочего цикла двигателя (температуры и давления газов)

Воздействие циклических нагрузок на эти детали приводит к постепенному накоплению повреждений в материале, образованию усталостной трещины и в итоге к разрушению. Поэтому при конструировании деталей, образующих КС,'необходимо учитывать нестационарный характер нагружения и способность материала противостоять этому виду нагружения. В настоящее время полноценные расчеты 1 теплового и напряженно-деформированного состояния (ТЩС) деталей, образующих КС, выполняются в основном с применением вычислительной техники. При этом наибольшее распространение кз численных методов получил МКЭ. Проблемам расчета МКЭ полей температур

и напряжений в деталях КС посвящены работы Э. Ваккера, М. Рорле, Л. Сарстена, H.A. Иващенко, H.H. Шаброва, И.Д. Чайнова, А.Ф. Ше-ховцова, А.К. Костина, М.А. Салтыкова и других авторов. Основное внимание в этих работах уделялось вопросам реализации МКЭ в двумерной и трехмерной постановках применительно к расчету монометаллических поршней, выпускных клапанов, цилиндровых втулок и крышек, а также отдельных компонентов составных поршней. Для учета в расчетной схеме особенностей теплового взаимодействия вышеперечисленных деталей, входящих в систему сопряженных тел, использовались экспериментально установленные значения параметров теплообмена на контактных поверхностях. В то же время при расчете составных поршней с повышенной конструктивной сложностью этот прием может привести к существенным ошибкам в определении теплового состояния и, как следствие, к неверной оценке ЦДС и долговечности. Другим подходом в решении проблемы контактного взаимодействия является одновременное моделирование 1НДС системы деталей. Достоверность результатов, получаемых при помощи МКЭ, обычно проверяют решением контрольных задач, а также экспериментальным путем. Причем эксперимент в этом случае целесообразно проводить, на стендах для физического моделирования', не прибегая к дорогостоящим экспериментам на двигателе. Методы экспяриментально-го исследования деталей КС на стендах для физического моделирования нашли широкое применение в ряде двигателестроительных и научных организаций, и числу которых можно отнести МГТУ, С-ПГТ7, ХПИ, ЦНИИ МПС, БМЗ, ВЗПИ, МАШ, НАМИ и др. Наибольшее распространение получили стенды для изучения последствий теплового на-• гружения. Анализ опубликованных данных показал, что наиболее перспективны!® из них являются стевда, в которых нагрев осуществляется с помощью галогеновых ламп, обеспечивающих на нагреваемой поверхности плотность потока порядка 400000-450000 Вт/мНа таких установках решают целый ряд задач, связанных с воспроизведением ТНДС в деталях КС под действием стационарного и нестационарного теплового нагружэния. При этом эксперимент на работающем двигателе обычно используют для получения информации, необходимой для связи модели и оригинала, моделируемой и действительной нагрузок, яеропосенюх результатов модельных исследований на (Объект.

3 настоящее вреда основным видом расчета на прочность деталей КС является расчет на статическую и усталостную прочность при

работе двигателя на установившемся режиме, яри котором температуры деталей со временем практически не изменяются за исключением небольшое колебаний температуры поверхностных слоев металла, толщиной 2-3 мм. Это позволяет считать температурные поля деталей, образующих КС. стационарными. В качестве расчетного режима обычно выбирают режим номинальной мощности или режим максимального крутящего момента. На этих режимах при помощи МКЭ производят расчет ТВДС детали, по результатам которого определяют запас прочности по напряжениям и запас усталостной прочности от действия сил давления газов. Для учета разрушающего действия макро-теплосмен, связанных с нестационарностью режимов работы, обычно рекомендуют использовать формулу Л. Коффина. К сожалению, реализация этой возможности наталкивается на трудности, связанные с определением размаха пластической деформации,.что приводит к использованию теории пластичности и инкрементальных методов решения.

Наиболее успеино вопросы оценки долговечности цилиндровых крышек тепловозных дизелей и поршней автотракторных дизелей от действия макротеплосман рошеш в работах М.А. Сальникова, • Н.Д. Чайнова.-М.А. Салтыкова, А.Ф. Шеховцова, Ф.И. Абрамчука, Р.П. Доброгаева, В.П. Белова, A.A. Лизунова, И.В. Демьянушсо, C.B. Папокова. В то se время потребности практики проектирования двигателей требуют создания комплексной методики оценки прочности и долговечности всей'группы деталей, образующих КС, от действия всего состава нагрузок.

Исходя из современных требований по сокращению сроков проектирования и доводки двигателей, в диссертационной работе поставлена задача создания комплексной методики оценки прочности и долговечности деталей, образующих КС дизелей, с учетом свойств материалов в реальных условиях эксплуатации. Такая методика должна включать в себя:

_ I. Коивчнозяементную методику расчета ТВДС деталей, образующих КС, как системы сопряженных деталей.

2. Экспериментальные методы исследования теплонапряненнкх деталей КС на двигателе и стенде для физического моделирования.

3. Методику оценки прочности и долговечности деталей КС с учетом изменения их физико-механических свойств в реальных условиях эксплуатации.

Во второй главе приводится методика расчета МКЭ Иестацио-

тарных температурных полей и напряжений поршней, клапанов, цшпшд-ровых крышек'и втулок. Дано описание методики, представлены результаты.расчета Т1ЩС поршней транспортных дизелей, клапана дизеля 411 30/38, крышек цилиндров двигателей 411 13/14, 44 10,5/12 и гильзы цилиндра тракторного дизеля ЧН 13/14.

В тех случаях, когда условия термосилового взаимодействия на контактных поверхностях могут быть оценены на основе экспериментальных или расчетных данных, возможно моделирование циклического термонапряженного состояния отдельных деталей КС, входящих в систему. Очевидно, что этот подход потребует применения шагового метода решения и больших затрат машинного времени, которые затрудняют использование трехмерной схемы расчета. Сравнительная оценка трехмерных и двумерных расчетов МКЭ термоупругого состояния деталей КС показала, что двумерные расчетные схемы в большинстве случаев обеспечивают приемлемую для практики точность.

Исходя из вышесказанного, в данной работе рассмотрены такие детали КС, которые можно представить в ввде двумерного образа и все виды нагрузок отнести к категории двумерных.

При моделировании Т1ЩС поршней, втулок, клапанов приняты следующие предпосылки:

1. Поршни, втулки и клаланы рассматриваются как объекты осесиммэтрютой задачи тормоупругости.

2. Физико-механические характеристики материала деталей зависят от температуры (в программном комплексе "Термопрочность' принята кусочно-линейная аппроксимация физико-механических свойств) . -

Для расчета нестационарного термонапршенного состояния осе-симметричных тел в работе использовался МКЭ. В качестве базового конечного элемента был принят треугольный трехузловой симплекс-элемент. Разработашше программы МКЭ позволяют учитывать произвольный характер изменения параметров теплообмена как во времени, так и по тепловоспришшающим поверхностям в виде граничных условий I, II, Ш родов.

Расчет ЖЭ теряоупругого состояния цилиндровой крышки удобно свести к расчету огневого днгаца, которое можно представить в видо отделенной от крышки тонкой пластины, подверкенной теплообмену на лицевых и боковых сторонах и нагруженной темноратурнши перепадами в её" плоскости (мембранная группа усилий) и темпера-

турными перепадаьш по толщине (изгибная группа усилий). Креме того, в последнюю группу усилий входят составляющие от сил давления газов и монтажные усилия. Закон изменения температуры по толщине пластины принят параболическим, что позволяет свести трехмерную задачу нестационарной теплопроводности к двумерной. Для расчета ТНДС цилиндровой крышки также использовался треугольный трехузло-вой конечный элемент. На основе принципа независимости действия сил оценку НДС, вызванного действием мембранной и изгибной груш усилий, производили раздельно, что позволило экономить оперативную и внешнею память ЭШ.

С помощью программного комплекса "Термопрочность" произведены расчеты ТВДС при нестационарном и стационарном тепловом нагру-жении поршня тракторного дизеля 4ЧН 11/12,5, поршня транспортного дизеля типа ЧН 15/16, клапана тепловозного дизеля ЧН 30/38, крышки цилиндра тракторного дизеля 44 10,5/12, гильзы и головки ци-ливдров тракторного дизеля ЧН 13/14. В качестве иллюстрации, на рис. 1-2 представлены результаты расчета НДС днища головки цилиндров тракторного дизеля ЧН 13/14 от действия стационарного температурного поля.

В форсированных дизелях высокий уровень тепловых нагрузок может вызывать появление пластических деформаций в деталях, образующих КС. Наиболее часто пластические деформации наблюдаются в зонах конструктивной концентрации напряжений и в зонах, где температурные деформации ограничены. Обычно в зонах концентрации напряжений напряженное состояние -является двухосным или трехосным. МКЭ дает возможность определить НДС в местах концентрации напряжений, что важно для последующей оценки долговечности к расчетов на усталость. При одноразовом нагружении детали, происходящем при одновременном увеличении всех нагрузок и постоянном температурном поле или при плавном увеличении температур тела, во всех точках вполне справедливыми оказываются положения деформационной теории пластичности.

В программном комплексе "Терлопрочкость" заложены воз,молен ости расчета НДС за пределами упругости по алгоритмам дефорлацион-ной теории пластичности с использованием метода перемегшых параметров упругости. На рис. 3 приведены результаты расчета МКЭ ок-ружяых улругопластических температурных напряжений поршня дизеля 4ЧН 11/12,5 на режиме номинальной мощности 80 кВт,

п - 230 рад/с).

б,

Рис. I. Лоле температурных мембранных напряжений (ГЛПа) головки цилиндров (1-й цилиндр) тракторного дизеля ЧН 13/14 при работе на режиме Рв = 0,96 МПа, ^п = 199 рад/с

Рис. 2. Поле температурных изгибных напряжений (Ша) днища головки цилиндров (1-й цилицдр) тракторного дизеля "ЧН 13/14 при работа на режиме 0,56 Ша, л. = 199 рад/с

- ю -

В третьей главе излагаются конечноэде-ментная и суперэлемент. ная методики расчета теплового состояния системы контактирующих тел. Приведены результаты расчетов теплового состояния составных поршней с масляным охлаждением и неохлаждаемого составного поршня дизеля типа ЧН 15/16. Сделано сопоставление результатов расчета с экспериментальными данными.

При расчете МКЭ теплового состояния системы сопряженных тел зону реального контакта удобно пред- „ ставить тонким слоем конечных элементов, обладающих специфическими свойствами, отличными от свойств материалов контактирующих деталей. Эта концепция позволяет учесть контактное термическое сопротивление, эффект ввделения теплоты трения, а также рад других тепловых процессов, наблюдаемых в реальных контактах. , 1

В случае стационар!ого неподвижного контакта и заданной (выбранной) толщины контактного слоя , условная теплопроводность материала слоя выражается через проводимость оС^ контакта

Рис. 3. Поле окружных упругопластичвских температурных напряжений (МПа) поршня тракторного дизеля • 4ЧН 11/12,5 на режиме номи-- нальной мощности

Л

УСА ' с/, - Лг • . (I)

Если программы, реализующие процедуры МКЭ, позволяют-задавать свойства среды индивидуально для каждого элемента, то представляется возможным учесть любой закон изменения давления в зоне контакта и вытекающий отсюда закон изменения термического сопротивления контактного перехода.

- II -

Представление зоны контакта системой конечных элементов оказывается полезным и для случая подвижного контакта в сопряжении при выделении тепла от трения. Элементы контактных слоев помимо условной теплопроводности в данном случае наделяются еще одним свойством: в их объеме действуют фиктивные распределенные источники тепла, производительность которых эквивалентна выделению, тепла от трения

% ^г/Л^ , (2)

где ^ - интенсивность фиктивных источников тепла; - интенсивность ввделения тепла от трения.

Концепция фиктивных источников тепла и условной теплопроводности пригодна для расчета деталей с сопряжениями поршень -кольцо, головка - тронк, клапан - седло, клапан - втулка и т.д. С использованием вышеизложенной методики было произведено расчетное исследование теплового состояния составных поршней с масляным охлаждением тепловозного дизеля ЧН 26/26 и судового среднеоборотного дизеля ЧН 48/52. Результаты расчета поршня дизеля

Следующим этапом, развития методики контактного слоя является подход, основанный на представлении зоны контакта системой конечных элементов, моделирующих дискретный характер передачи тепла через пятна фактического контакта и меасконтактнуга среду. При этом отпадает необходимость в вычислении термической проводимости контактного перехода, определенной на основе испытаний образцов-

ЧН 26/26 представлены на рис. 4.

Рис. 4. Температурюе поле составного порция дизеля ^Н 26/26 на режиме = 1,35 ГШа, п = 104,67 рад/с

свидетелей и устраняются недостатки, присущие вышеизложенной методике (ограничения на характерше размеры конечных элементов; необходимость вычисления термической проводимости, имеющей значительные пределы изменения). В этом случае расчет базируется на использовании данных о фактической площади контакта . . толщине медконгактного зазора Л и, при необходимости, на других характеристиках зоны контакта взаимодействующих поверхностей.

В настоящее время имеется ряд методик расчета фактической площади контакта, толщины межконтактного зазора, площади едшич-ного пятна контакта и других параметров зоны контакта.

Наибольшее распространение получила методика расчета, разработанная Н.Б. Демкиным, как наиболее полно учитывающая большое число факторов, вдгшощих на формирование зоны контакта взаимодействующих тел. Данный метод расчета параметров контакта положен в основу разработанной методики расчета теплового состояния сопряженных тел.

В общем случае фактическая площадь контакта определяется по зависимости вида

. (3).

где Л - усилие сжатия деталей; - фактическое давление.

Для упругого контакта, имеющего преимущественное раопрост- / ранение между деталями КС, давление определяется по сле-

дующей -формуле:

^ -, / о, л у 4

^ , (4)

где ^а - шероховатость контактирующих, поверхностей; - приведенный радиус вершин неровностей;

Т/ ^¿/(Г; * г^У ; - радиусы вершин неровностей контактирующих поверхностей; - контурное давление; /-//'- - модуль упругости;

1/^е» - коэффициент Пуассона.

Давление определяется по зависимости вида

= (5)

где К,- -// - приведенный радиус вершин волн контак-

тирующих поверхностей; Л '^пл - максимальная высота волн;

- номинальное давление.

Давление ^ определяется исхода из геометрических размеров контактирующих деталей и приложенной к ним сжимающей нагрузки:

=

где - номинальная площадь контакта.

Толщина межконтактного зазора определяется по зависимости следующего вица: //^

А- ^ Л<- 9^rJ , (7)

где - высота сглаяивания (мкм); '¿л* - относительная опорная длина по средней линии; оС - коэффициент, характеризующий упругую осадку выступов; - параметр опорной кривой.

Для деталей с грубой шероховатостью контактирующих поверхностей в формуле для расчета фактическое давление заменяется величиной твердости материала деталей по Бриннелю.

Определив величины ■£</> и Л , можно создать идеализированную с точки зрения формы и расположения пятен фактического контакта модель зоны контакта. При этом зоны фактического контакта представляются в ввде колец (в осесимметричной постановке решаемой задачи) или полос (при решении плоской задачи) шириной ■¿'¿' , распределенных по зоне контакта деталей в соответствии с распределением номинального давления в этой зоне, а межконтактный зазор представляется слоем толщиной А. с коэффициентом теплопроводности материала в этом слое, соответствующем коэффициенту теплопроводности межкоптактной среды (рис. 5). При зтт суммарная площадь контактных колец равна фактической площади контакта.

Усилие сдатия деталей складывается из механических

усилий, приложенных к контактирующим деталям, и усилий, возникающих вследствие термических дефорлаций деталей и стесненности их перемещений друг относительно друга. В результате термических деформаций деталей в стыке между ними в общем случае может произойти перераспределение условий :октактаровзния и изменение величины номинальной площади контакта.

Так как величины реальной сжимающей силы и реальной номинальной площади контакта заранее"не известны, разработанная методика предполагает итерационную процедуру решения. При этом на

-

л

, Рис. 5. Модель контакта =0)

- 14 -

- _ кавдом шаге расчета проводится "сравнение задаваемых и получаемых в результате расчета сжимающих усилий и. номинальной площади контакта (или номинального контактного давления) в стыке деталей.

Определение номинального давления и номинальной площади контакта проводится .путем решения задачи о НДС деталей от совместного воздействия температурного поля и механических нагрузок. Величина давления равна велотине напряжений в конечны;: элементах, лежащих на контактирующих поверхностях деталей, з направлении, перпендикулярном линии контакта.

Толщина межконтактного зазора и ширина контактных колец, получаемые в результате расчета; составляют величину порядка десятка микрометров. Для реализации разработанной методики, отражающей реальную картину контактной -теплопередачи, конечно элементная модель системы тел должна иметь со псу конечных элементов с ее резким сгущением в зоне контакта. При этом характерные размеры конечных элементов в этой зоне колеблются в пределах 10-20 ыш, что на 2-3 порядка меньше обычных. Конечноэлементная модель системы деталей при таком размере наименьших конечных элементов становится слшкш большой по числу элементов и узлов. При этом объемы подготавливаемой и перерабатываемой информации становятся слишком велики, вследствие чего резко возрастает время на подготовку исходных данных и зремя репешш все!"! задачи.

Чтобы избежать этих трудностей, в разработанной методике использован суперэлементный подход, с помощью которого могут быть решены задачи большой размерности при упрощении подготовки а уменьшении объема исходных данных по сравнению с обычным МКЭ.

При этом подходе модель системы контактирующих тел состоит

из суперэлементов (СЭ), которые взаимодействуют мевду собой через общие узлы (суперузлы). В работе использованы СЭ Г-го уровня, которые состоят из базовых конечных элементов (СЭ нулевого уровня). При этом зона контакта между деталями представлена контактными СЭ, составленными из конечных элементов требуемых размеров (10-20 мкм). Остальные области системы контактирующих тел аппроксимируются СЭ,.в состав которых входят коночные элементы более крупных размеров (10-50 мл).

Для оценки точности получаемого решения с использованием данной методики решена задача о тепловом состоянии контактирующих цилиндров, экспериментальные данные по которым были получены B.C. Миллером. Эти расчеты подтвердили эффективность разработанной методики, расхождение между расчетными и экспериментальными данными равнялось 4° С (I,7%).

В дальнейшем правомерность сулерэлементного варианта метода контактного слоя проверялась на примере расчета неохлаждаемо-го составного поршня дизеля ЧН 15/16 с высокой степенью теплоизоляции КС. Расчету предшествовал эксперимент на стенде с радиационным нагревом, из которого были получены граничные условия для моделирования теплового состояния составного поршня на режиме Ра =1,03 МПа, 'г = 209,3 рад/с при различной веллчине усилия затяжки стяжного болта и шероховатости пластин теплоизолирующего пакета. Суперэлементная модель составного поршня показана на рис. 6. В ней отражено физическое взаимодействие между головкой болта и накладкой поршня, а также между пластинами теплоизолирующего пакета. Суперэлементы, изображающие пакет пластин (!'• 4-19 на рис. 6), представляют собой слоистую конструкцию, в каздш слое которой отображено взаимодействие пар пластин теплоизолирующего пакета. Каадый СЭ содержит семь таких слоев. Результаты расчета стационарных температурных полей составного поршня дизеля ЧН 15/16 приведены на рис. 7-8.

Сравнение экспериментальных и расчетных значений температур во внутренних точках поршш показал высокую точность расчета по разработанной методике (расхождение не более 7%).

Расчет показал, что пакет пластин обладает незначительным приведенным коаОфициентом 'теплопроводности, величина которого зависит от усилия затяжки болта и шероховатости пластин.

>0

л

n

к -

Минимальным приведенным коэффициент см теплопроводности, равном 1,54 Вт/(м'К), обладает пакет пластин с шероховатостью их поверхностей ¿а = 0,47 мкы при усилии затяжки стяжного болта 10 кН. Температура юбки поршня в этом случае минимальна и равна 155° С в ее нижней части, а температуры накладки поршня и головки стяжного болта - максимальны (рис. 8). Максимальная температура юбки поршня в ее нижней части наблюдается при ¿а. =0,16 мкм и усилии затяжки болта 14 кН, что объясняется наибольшей величиной приведенного коэффициента теплопроводности пакета пластин, равного 1,80 Вт/(м-К). Температура юбки в ее нижней части равна 170° С при одно- ' временном снижении температуры накладки порлня и головки болта (рис. 7).

Из анализа расчетных данных следует, что для снижения температуры корпуса поршня необходимо увеличивать шероховатость пластин теплоизолирующего пакета при некотором сншкеиии усилий затяжки болта или повысить их количество в пакете.

В четвертой главе излагается конечноэлементная методика расчета ЦЦС системы сонряженйых тел, приведены результаты расчета ВДС составных поршней. Сделано.сопоставление результатов расчета с экспериментальными данными.

Постановка контактной задачи теории упругости отличается от традиционной наличием контактных граничных условий в виде неравенств:

Рис. 6. Суперэлементная. модель составного поршня дизеля типа ЧН 15/16

«4 «»л ь'ч ыя «г*

^п ми го</у

Рис. 7. Температурное полз поршня дизеля типа ЧН 15/16 прл Ж = 14 кН и = 0,16 мкм

6Т* <» м на *ео 47»

Рис. 8. Температурное поле поршня дизеля типа ЧН 15/16 при ^ ~ 10 кИ И ^а = 0,47 мкм

(/„ - Л <2 . (8)

6~п ' (9)

(</«: а)(?п т

/Тл/± уеу ■ , (11)

где ^ - разность нормальных к контактирующим поверхностям перемещений; 4 - начальный зазор; &/г - напряжение взаимодействия тел в направлении нормали , я (контактное давление); Тл -касательное напрянение; у^ - коэффициент сухого трения.

В связи с этим возникает ряд нелинейностей, связанных с определением в процессе решения-задач зон взаимодействия на контактных поверхностях, а такне зон проскальзывания при наличии трения.

Для устранения внеаней нелинейности, обусловленной граничными условиями (8)-(П), глелду взаимодействующими .телами вводится специальный контактный слой, наделенный особыми свойствами. В атом случае систему контактирующих тел ысскно рассматривать как единое тело, состоящее из подобластей с различными физико-механическими свойствами, для которого справедлив функционал Лаг-ранжа.

Решение задачи 1ЖЭ предполагает использование итерационной процедуры, так как контактныеграничные условия не известны заранее и зависят от полученных результатов в ходе вычислительных операций. В качестве базового при решении контактной задачи использовался трехузловой треугольный симплекс-элемент плоской и .осесиммэтричной задачи теории упругости.

Для обеспечения контактного взаимодействия между телами системы зону контакта представляют тонким слоем анизотропных конечных элементов. Параметры упругости материала конечных элементов слоя, отвечающие за деформацию в направлении,- перпендикулярнач контактной' поверхности раздела тел, а также за сдвиг, назначаются в соответствии с жесткостью прослойки меаду телами. Остальные параметры упругости принимаются малыми или равными нулю. В этом случае передача усилий от тела к телу осуществляется слоем подобно основанию Винклера. К достоинству этого подхода также следует отнести небольшой объем работ по программированию, так как в программу должны быть включены все програм-

мине модули, используемые при обычном расчете ВДС. Новые прог-рашные модули организовывает вычисление для контактных конечных элементов матриц упругости по зависимостям, соответствующим выбранному варианту анизотропии, осуществляют преобразование этих матриц при переходе из локальной к глобальной системе координат и обеспечивают итерационный процесс по реализации контактных граничных условий (8)-(II).

Чтобы продемонстрировать возможности разработанной методики, было решено несколько контрольных задач и выполнено расчетное исследование составных поршней тепловозного дизеля ЧН 26/26 и судового дизеля ЧН 48/52. Результаты расчета ВДС пориня дизеля ЧН 26/26 представлены на рис. 9. Кроме того, сопоставление результатов экспериментального исследования на тепловом стенде ТНДС составного поршня тепловозного дизеля ЧН 26/26 с результатами расчета МКЭ подтвердили правомерность предлагаемой методики решения контактных задач.

Практика решения двумерных контактных задач показала, что при наличии зон отрава для получения достоверных результатов • -требуется 5-8 итераций. Кроме того, количество конечных элементов, образующих систему тел, должно быть достаточно большим, чтобы правильно отобразить ЦДС как в зона контакта, так и в других областях конструкции. Поэтому этот класс задач требуэт использования ЭВМ с больпим быстродействием и значительным объемом оперативной памяти.

Рис. 9. Поле окружных температурнкх напряжений ШПа) составного поршня дизеЛЯ ЧН 26/26 на режиме Ре. = 1,35 МПа, а г 104,7 рад/с

- 20 -

Очевидно, что в процессе проектирования расчет МКЭ детали или узла как системы контактирующих тел должен быть заключительным, а на отдельных этапах предпочтительно вести расчет по упрощенной расчетной схема. В качестве последней мо&но предложить схему расчета ШСЭ детали с односторонними жесткими связями. Алгоритм расчета с односторонними жесткими связями реализован в виде подпрограммы, которая Еключена в программный комплекс "Термопрочность". Выполненные расчеты показали, что рабочую систему можно найти за меньшее число итераций, если удачно выбрать первое приближение (число замкнутых жестких связей). В качестве примера в работе приводится расчет ВДС головки составного поршня дизеля ЧН 32/32. Рабочая система головки была определена от действия температурного поля совместно с силами давления газов (^ = 14 МПа).

В пятой главе представлена методика оценки прочности и долговечности, базирующаяся на результатах линейного расчета ВДС ~ МКЭ и на использовании принципа Нейбера, который позволяет учесть влияние пластической деформации на отдельные предельные состояния при использовании результатов расчета в упругой постановке. Показано практическое применение методики для определения долговечности поршня тракторного дизеля 4ЧН 11/12,5.

Расчеты предельных состояний основаны на определении возникшей пластической депортации или возникшего размаха пластической деформации. С помощью современных ЭВМ достаточно экономно и с высокой точностью можно рассчитать ВДС деталей сложной формы только в линейной постановке. Выполнение подобных расчетов в нелинейной постановке затруднено и не всегда экономически оправдано в широкой инженерной практике. Это противоречие можно преодолеть, 'используя принцип Нейбера, который позволяет учесть влияние пластической деформации на отдельные предельные состояния при использовании результатов расчета в упругой постановке.

Для случая неоднородного напряженного состояния принцип Нейбера имеет вид

/Г ~ £ у £ > . (12)

где - упругая деформация; £ - - суммарная упруго-

пластическая деформация; - пластическая деформация; /" -модуль Юнга; - напряжение, полученное с использованием за-

кона Гука; /п - показатель, который принимает значения от 0 до I при различных способах нагружения (определяется расчетом МКЭ в нелинейной постановке).

Опыт показал, что принцип Нейбера можно использовать при решении прикладных задач: статическое нагружение, циклическое нагружение, расчет приспособляемости и расчет ползучести. Весьма важным фактором, ограничивающим применение принципа Нейбера, является то, что принцип действителен лишь в местах локальных экстремумов напряженности (например, в вершине надреза, в месте пика температурного напряжения), Так как пластическая деформация в местах наибольших напряжений, как правило, определяет срок службы детали в целом, принцип Нейбера макет быть использован при расчете предельных состояний деталей, образующих КС двигателей.

В основу методики оценки долговечности при циклическом на-гружении положен симметричный цикл для одноосного напряженного состояния. При этом амплитуда упругой и пластической деформаций и соответствующая им амплитуда напряжений определяются на основании уравнения (12), выражающего принцип Нейбера.

Математическая модель усталостного разрушения материала в данной методике основана на соотношениях, которые ввел Дж.Морроу:

6у --^Ггл^;*, (13)

£0/, -- ¿-/{г , (II)

где £ у - упругая составляющая амплитуды суммарной деформации;

г?л - амплитуда пластической деформации; - число циклов . до появления трещины; 6/ , ¿Г/ , /, с - постоянные уравнений (13) и (14), величины которых зависят от типа материала и определяются экспериментально.

Недостатком уравнений (13) и (14) является то. что они действительны в области малоцикловой усталости, как правило, примерно до 10° циклов. Для расширения области применения этих уравнений до 10°-1о® циклов вводится амплитуда неразрушакхцей пластической деформации ¿п* * , величина которой имеет порядок 10"°. Под данным понятием подразумевают пороговое значение амплитуды пластической дефорлации, которая реализуется смещением дислокаций. В работах В.Т. Трощенко, П. Лукаша, М. Клеснила по-

казано, что предел усталости материала связан с величиной неразрушающей пластической деформации. Тогда модифицированное уравнение Морроу (14) принимает вид

^ ^ - (15)

где £/?4,f> - амплитуда разрушающей части пластической деформации.

Если отсутствуют экспериментальные значения постоянных уравнений Морроу, то можно воспользоваться соотношениями Мэнсона:

б'/ = W* / é = - а.& ;

£/ = ; -о.5+ - я* ,

где - предел прочности штериала при статическом растяжении; - относительное сужение при разрыве.

Для практического использования разработанной методики необходимо при помощи ЖЭ рассчитать на каадсм временном шаге ТВДС детали за цикл нагружения. В зонах конструктивной концентрации напряжений и в местах локальных экстремумов напряжений необходимо определить размах главных напряжений и после этого вычислить эквивалентную амплитуду цикла__

- ¿ "Л ЪК (16)

где ¿ó~/ , , и - размах главных напряжений за цикл нагружения.

' При асимметричном циклическом нагружении рассчитываемая в выражении (16) амплитуда цикла корректируется коэффициентом влияния асимметрии цикла:

Ó'tZAUA'^é<z У (17)

<Z = VóZax /Ó"a . (18)

где а - коэффициент влияния асимметрии цикла; - дейст-

вительное каксшальноо напряжение цикла; Ó'a - действительная амплитуда напряжений цикла.

Действительные максимальные напряжения и амплитуда цикла определяются из соотношения, полученного из совместного рассмотрения уравнений (12), (13) и (15):

J , (19)

- 23 -

Для решения уравнения (19) относительно & используется итерационный метод Ньютона. Допустимое число циклов находится из выражения, являющегося результатом совместного решения уравнений (12), (13), (15) и (17)

/-/77

(20)

которое также решается итерационным методом Ньютона.

При наличии температурной выдергай в цикле нагружения возникает необходимость учитывать повреждения, вызванные ползучестью. Для этих целей можно использовать принцип Нэйбера и закон Нортона. Представим выражение (12) в виде

При условии применения закона Нортона получаем

г , (22)

где

среднее напряжение в концентраторе при неравномерном распределении напряжения по сечению; <5~о - исходное напряжение; & - напряжение в момент времени ; , /2 - константы уравнения Нортона. После пресЗразований имеем

/

г= 1

- 6-

/

(23)

(24)

£И (25)

Для определения напряжения в момент времени Т необходимо решить уравнение (23) при помощи метода Ньютона и затем по формуле (25) вычислить деформацию ползучести.

- 24 -

Для оценки долговечности при совместном действии усталости и ползучести обычно применяют принцип линейного суммирования повреждений.

Для деталей, работающих при повышенных температурах и статическом нагружении, в качестве критерия предельного состояния используют предел длительной прочности &¿¡л .В этом случае прочность оценивается по коэффициенту запаса

- 6'Jj /¿W, (26)

где - эквивалентное напряжение.

Учитывая тот $акт, что пластические свойства материала при длительном температурном воздействии уменьшаются, для определения эквивалентного напряжения целесообразно использовать теорию Мора.

На основе изложенной методики проводился расчет долговечности поршня из сплава АЛ25 дизеля 4ЧН 11/12,5 с КС ЦНВДИ.

Цикл нагрузсения пориня включал режим холостого хода (XX), наброс нагрузки до номинальной мощности ( л/е = 80 кВт, п = 230,4 рад/с) и сброс нагрузки до режима XX. Расчет изменения термоупругого состояния порлня за время цикла (Т^ = 240 с) проводился с помощь» ЖЭ при использовании программного комплекса "Термопрочность". Задача решалась в осескмметричной постановке.

Анализ термоналряженного состояния поршня показал, что наиболее опасной точкой является кромка КС, так как она подвержена действию максимальной температуры цикла, составляющей 361°С, и окружных термических напряжений (рис. 10), изменяющихся ■ за цикл в пределах от .12,1 до -67,3 МПа. Напряженное состояние в этой точке близко к одноосному. На рис. 10 показано циклическое изменение температуры и компонент те«зора напряжений на кромке КС. Компоненты тензора напряжений, определяющие максимальный размах напряжений, соответствовали 3 и 125 с цикла.

На 3-й секунде цикла главные напряжения принимали значения ¿7 = -0,85 Ша; = -2,41 МПа; = -67,3 МПа, а на 125-й секуче ¿V = 0,63 МПа; = -0,2 Ша; && =12,1 МПа.

Показатель степени /п в формуле Нейбера был принят равным 0,12 (среднее значение за полуцикл.."нагрев"). Для его определения проводился расчет поршня МКЭ в нелинейной постановке по

деформационной теории пластичности для полуцикла "нагрев". В качестве иллюстрации на рис. 3 показаны результаты расчета окружных упругопластических напряжений поршня на режиме номинальной мощности. Константы в уравнениях Морроу вычислялись при следующих входных данных: & = -0,12; <-' = -0,6. Для учета изменения прочностных свойств сплава АЛ25 в зависимости от времени работы при повышенных температурах вместо предела прочности при вычислении задавался предел длительной прочности ^¿¡о = 50 Ша, а = 4-ПГ5.

Наибольший разброс данных наблюдается для коэффициента У* , нижний предел которого по литературным данным составляет 0,3$, а 'верхний - 5,5%. Для учета этого обстоятельства расчет долговечности проводился при различных значениях ^ .

Расчет усталостной долговечности при совместном действии напряжений низкой частоты и высокочастотных напряжений произведен при следующих допущениях:

- напряжениями от действия сил давления газов пренебрегаем, так как их амплитуда в несколько раз меньше амплитуды напряжений, вызванных колебаниями температуры в поверхностных слоях материала поршня;

- температурные напряжения, вызванные колебаниями температур в поверхностных слоях, учитываем только на участке наброс" нагрузки с XX до номинальной мощности, так как на режиме XX амплитуда поверхностной температуры составляет 3-5сС, а на режиме номинальной мощности около 20°С.

При расчете задавался синусоидальный закон изменения, амплитуды колебания температуры кромки.

В соответствии с принятыми допущениями температура кромки на 3-й секунде цикла в момент верхнего экстремума высокочастотной составляющей увеличится, на 20° С и главные напряжения примут следующие значения: .7} =2,42 Ша,, ^ - -6,38 ¡Ша,

= -84,43 МПа.

Результаты расчета представлены б таблице.

Для учета ползучести цикл нагруяэния во времени разбивался на 10 участков различной продолжительности, для которых рассчитывались средние значения температуры и компонент тензора напряжений. Константы 3 к п в уравнении Нортона задавались в

соответствии с данными работ А.Ф. Шеховцова и Ф.И. Абрамчука.

Параметры приспособленного цикла

У Амплитуда суммарной деформации, /о Амплитуда пластической деформации, Амплитуда напряжений, Ша Число циклов до появления трещины, цикл

Одночастотное нагружение

0,3 0,075 0,012 33,22 6556

3,0 0,0765 0,0226. 28,50 15857

5,0 0,0769 0,0256 27,36 21490

Двухчастогное нагрукение

0,3 0,0921 - 0,0216 37,3 1715

3,0 0,094 0,0354 31,19 6609

5,0 0,023 0,0386 29,81 9470

В результате расчета получено, что после наработки 300 часов уровень накопленной дефорлацки ползучести приближается к 0,055% и в последующее время остается неизменным. Этот феномен можно объяснить релаксацией напряжений, которая интенсивно протекает в первые часы работы двигателя. Из этого следует, что опасность разрушения от действия ползучести небольшая, так как ресурс пластичности для этого сплава намного превышает накопленную деформацию..

Выполненные расчеты являются ориентировочными в силу того, что они основаны на уравнениях (13), (14) и (22), которые приближенно учитывают действительные процессы разрушения, и поэтсыу требуют экспериментального подтверждения. Для этих целей были рассмотрены результаты исследований реальной долговечности пороней тракторного дизеля'4ЧН 11/12,5 (Д-240Т), изложенные в работах В.П. Белова. Эта работа позволила установить, что долговечность поршней при нагружении их.подобным температурным циклом находится в диапазоне от 1227 до 2045 циклов нагрухения и удовлетворительно согласуется с расчетными данными.

Кроме того были проведены длительные ресурсные испытания па безмоторном тепловом стоцде поршня- дизоля 4ЧН 11/12,5 до появления усталостной трещины. Статистическая обработка результатов экспершента показала, что доверительный интервал для среднего

Рис. 10. Циклическое изменение температур».и компонент тензора напряжений на кромке КС поршня дизеля 4ЧН 11/12,5

значения долговечности с заданной вероятностью 0,95 составляет 18001225 циклов. Расчетное, значение долговечности при двухчас-тотном нагружении находится в пределах доверительного интервала.

ОСНОВНЫЙ РЕЗУЛЬТАТЫ И ШВОДЫ

Основнкм итогом выполненной работы является решение крупной научно-технической проблемы, имеющей важное нарсдно-хозяйствешюе значение, выражающееся в том, что благодаря применению на стадиях проектирования и доводки двигателей разработанной комплексной методики оценки прочности и долговечности деталей КС повышается прочностная надежность форсированных дизолей и сокращаются сроки проектно-доводочных работ. Получены следующие научные и прикладные результаты:

- 28 -

1. Разработана комплексная методика оценки прочности и долговечности деталей, образующих КС ДВС, с учетом свойств материалов в реальных условиях эксплуатации. Предлагаемая методика базируется на применении МКЭ для оценки терлоупругого состояния дета-, ли при ее нестационарном нагрузкении и на использовании принципа Нейбера, который позволяет учесть влияние пластической деформации на отдельные предельные состояния.

2. Еыполненные расчеты долговечности поршня тракторного дизеля 4ЧН 11/12,5, для материала которого существует необходимый набор даЁных по физико-механическим свойствам, подтвердили правомерность комплексной методики. Расчетная долговечность удовлетворительно согласуется с данными эксперимента, полученного на работающем двигателе и безмоторном стенде.

3. Выполненные расчетные исследования теплового и напряженно-деформированного состояния деталей, образующих КС ДВС, при помощи'программного комплекса "Термопрочность" показали его эффективность. Этот комплекс ориентирован на расчет деталей, кото-рее можно представить в ввде двумерного образа и все виды нагрузок отнести к категории двумерных.

4. Предложена уточненная двумерная расчетная схема МКЭ для определения мембранных и изгибных напряжений в огневом днище цилиндровой крышки как при механическом, так и при нестационарном тепловом нагрулении.

5. Разработана методика расчета МКЭ теплового и напряженно-деформированного состояния систем контактирующих деталей КС. Надежность методики проверена решением тестовых задач и экспериментальным путем.

6. Разработана конечноэлементная методика расчета деталей КС с жесткими односторонними свяачми которая позволяет при проектировании существенно снизить затраты машинного времени ЭВМ без потери точности расчета НДС.

7..Предложена суперэлемеитная методика расчета теплового состояния составных конструкций, отражающая реальную картину взаимодействия контактирующих деталей. Методика позволяет на стадии проектирования формулировать требования к качеству обработки контактирующих поверхностей. Точность разработанной методики проверена при решении контрольной задачи, показавшей ее

применимость для расчета теплового состояния составных конструкций.

Сравнение результатов СЭ расчетов теплового состояния составного поршня перспективного транспортного дизеля и экспериментов на тепловом стенде подтвердило надежность расчетного метода анализа.

8. Материалы работы переданы в пршыпленность и используются в практике конструкторских бюро, лабораторий заводов и НИИ, а также в учебном процессе.

пшоши

В диссертации некоторые вопросы освещены весьма кратко, • поэтому более глубокое их рассмотрение вынесено в приложения, в которых приведены таблицы и схемы задания параметров теплообмена на тепловоспринимающих поверхностях деталей КС, результаты расчета МКЭ ТНДС поршня дизеля типа ЧН 12/12 при трехмерной и двумерной постановке задачи, результаты'исследования МКЭ нестационарных температурных полей круглой пластины при осесимметрич-ной и плоской расчетных схемах, результаты расчета долговечности головки цилиндра тракторного дизеля к акты внедрения результатов диссертационной работы в промышленность.

Граничные условия теплообмена со стороны ЮЗ для теплонапря-женных деталей рассчитывались по экспериментальным индикаторным диаграммам или по данным моделирования рабочего процесса с использованием формул Г. Вошни, Г. Зйхельбзрга п В. Пфлаума. Для перехода от среднеинтсгралышх значений коэффициентов теплоотдачи, вычисленных по вышеуказанным зависимостям, к локальным значениям использовались эмпирические распределения параметров теплообмена по поверхности КС или полученные на их основе зависимости, предложенные М.К. Овсянниковым, Г.А. Давыдовым, Б.С. Сте-фановским, В. Силом и Д. Тэйлором. Теплообмен на поверхностях охлаждения оценивался на основе данных, полученных в работах Г.Б. Розенблита Б.Я. Гинзбурга, P.M. Петриченко, Д. ТэЛлора, А. Лондона и других авторов. При моделировании нестационарных температурных полей изменение параметров теплообмена во времени производилось по эмпирическим зависимостям, которые были получены А.К. Костиным, Н.Х. Дьяченко, А.Ф. Шеховдовым и И.Г. Киселевым. На основе полученных данных составлены схемы распределена

зон теплообмена по тепловоспринимающим поверхностям деталей КС и определены параметры теплообмена, которые использовались при конечноэлементных расчетах.

Практика расчетов МКЗ ТЩС теплонапряженных деталей КС дизелей показала, что наибольшее распространение получили двумерные расчетные схемы. Применение трехмерных расчетных схем при достаточно полной,и детальной аппроксимации конструкции связано со сложностям! принципиального характера, что объясняется не только проблема;,12 рационального использования машинной памяти ЭВМ, но и значительным объемом исходной и входной информации. Кроме того, возрастают трудности с граничными условиями при решении тер,iсупругой задачи. Поэтому желательно получить сравнительную оценку двумерных и трехмерных расчетов деталей при различных видах их нагружения. Еа примере расчета МКЭ поршня дизеля типа ЧН 12/12 при использовании программных комплексов п COSw&sw « и "Термопрочность" такая оценка была сделана. Ре-, зультаты трехмерного расчета ТВДС поршня приведены на рис. II. По результатам этого расчета мсссно отметить высокую степень симметрии температурного поля и поля температурных напряжений (особенно в области головки поршня) и его идентичность осесим-метричному расчету. Результаты расчетов ВДС от действия сил давления газов выявили не только количественные, но и качественные различия напряжений в плоскостях сшыетряи. По этой прхчяне при механических нагрузках более целесообразны,! является трехмерный расчет. Что касается теплового,кагрукения поршня, то на этапах расчета ТЩС и последующей оценки долговечности.возможно использование осесилметркчной схемы расчета.

Для оценки точности расчета МКЭ нестационарных температурных полей тонких пластин, подееркешых теплообмену на лицевых и боковых поверхностях (расчетная схема днища крышки цилиндра), по методике, изложенной в главе 2, производился анализ теплового состояния круглой пластины постоянной толщини ( t - I см, -D = 10,8 см). В качестве альтернативного варианта использовался расчет теплового состояния пластины МКЭ при осесишлетркчной постановке задачи. Изменение граничных условий теплообмена во времени принималось мгновенно, т.е. кооуфэтршнт теплоотдачи и температура среды считались неизменншям во времени. Параметры теплообмена на поверхностях пластины соответствовали значениям,

Рис. II. Поля температур (а) и температурки:*: главных напряжений (<5) б^ (МПа) поршня дизеля типа ЧН 12/12 на рбжиме = 200 кВт, п = 2200 мин"1

наблюдаемым в КС и полостях охлаадения крышки циливдра форсированного дизеля. Расчет выполнялся в предположении, что материалом пластины первоначально является чугун, а затем алюминиевый сплав. Анализ полученных температурных полей показал, что абсолютная ошибка расчетов на превышает 3,5 °С в период прогрева пластины. Сравнение профиля температуры по толщине пластины, полученного при ооесиыметричном расчете, с профилем плоской задачи подтвердило идентичность во всем временном интервале.

Для оценки предельного уровня форсирования тракторного дизеля Д-144 по критерию теплонапряженности А.К. Костина выполнен расчет долговечности головки циливдра, изготовленного из сплава М 10В. Этот расчет показал, что при уровне форсирования дизеля Ре= 1,15 1Я1а,П = 2000 мин"* число макротеплосмен, приводящих к появлению трещины .в межклапанной перемычке, составляет 5625-14918.

ОСНОВНЫЕ ПУБЛИКАЦИИ ПО ДИССЕРТАЦИОННОЙ РАБОТЕ

1. Орлин A.C., Иващенко H.A., Тимохда A.B. Тепловое состояние поршней дизеля // Изв. ВУЗов. Машиностроение.-1976.-й 5.-С.109-Пс

2. Орлин A.C., Иващенко H.A., Тимохин A.B. Расчет напряженно-деформированного состояния составных поршней ДВС // Изв. ВУЗов. Машиностроение.-1976.-Л 12.-С.92-95.

3. Орлин A.C., Иващенко H.A., Тимохин A.B. Тепловое и напряженное состояние поршней среднеоборотного высокофорсированного дизеля // Труды МВТ/.-1977.257.-C.4-I9.

4. Насыров P.A., Иващенко H.A., Тимохин A.B. Статические тепловые стенды для исследования поршней и цилиндровых крышек дизеле! //ДВС: Реф.сб. /НИИинфорлтяжмаи.-1978. - 4-78-12.-С. 14-17.

5. Иващенко H.A., Насыров P.A., Тимохин A.B. Расчеты теплового и нрпряженно-дефэршрованного состояния поршней ДВС методом конечных элементов // Пробл.прочности.-1980.-J& I2.-C.62-67.

6. Иващенко H.A., Тшохин A.B. Расчет термоупругого состояния составных поршней дизелей методом конечных элементов // Дви-гателестроение.-1981.-й 7.-C.7-I0.

7. Чайнов Н.Д., Тшохин A.B., Петров В.Б. Модель расчета температурного поля осесишетричных деталей цилиндропоршневой группы дизелей // Изв. ВУЗов. Машиностроение.-1986.-й 9.-С.77-91.

8. Чайнов Н.Д., Тимохин A.B., Петров В.Б. Расчет температурил полей контактирующих теплонапряженных деталей дизелей // Изв. ВУЗов. Машиностроение.-1Э86.-№ II.-C.72-75.

9. Тимохин A.B., Петров В.Б. С^перэлементная методика расчета теплового состояния составных поршней двигателей внутреннего сгорания // Совершенствование теории и техники тепловой защиты энергетических устройств: Тез.докл.Респ.конф.-Киев,1987.-С.55-56.

10. Тимохин A.B., Петров В.Б., Чайнов Н.Д. Расчет теплового состояния составного поршня форсированного транспортного дизеля // Перспективы развития комбинированных двигателей внутреннего сгорания и двигателей новых схем и на новых топливах: Тез.докл. Всесоюз.науч.-техн.конф.-М.,I987.-C.I6.

11. Тимохин A.B., Петров В.Б. Расчет теплового состояния составных поршней двигателей внутреннего сгорания с использованием суперэлементной модели // Актуальные проблемы двигателестрое-йяя: Тез.докл.Всесоюз.науч.-техн.конф.-Владимир,1987.-С.219-229.

12. Тимохин A.B., Иванченко А.Б., Сущинин A.A. Комплексная методика оценки прочности и долговечности поршней автотракторных дизелей // Динамика и прочность автомобиля: Тез.докл. Ш Всесоюз. науч.-техн.совещ.-М.,1988,-С.130.

13. Чайнов Н.Д., Тимохин A.B., Иванченко А.Б. Оценка усталостной долговечности поршня тракторного дизеля при циклическом нагружении // Двигателестроение.-1990.-№ II.-С.14-15.

14. Тимохин A.B. Сравнительная оценка трезлерных и двумерных расчетов МКЭ теплового и напряженно-деформированного состояния поршней автотракторных дизелей // 'Динамика и прочность автомобиля: Тез.докл. У науч.-техн.совещ.-М.,1992,-С.73-75.

15. Тимохин A.B. Расчет методом конечных элементов напряженно-деформированного состояния головки цилиндров тракторного дизеля при стационарном и нестационарна.! тепловом нагружении

// Динамика и прочность автомобиля: Тэз.докл. У науч.-техн.со-вещ.-М.,1992.-С.75-76.

16. Чайнов Н.Д., Тимохин A.B., Сущинин A.A. Оценка долговечности поршней с учетом ползучести и усталости // Вестник МГТУ. Машиностроение.-1993,- Jf 2.-С.95-104.

. 17. Тимохин A.B., Иванченко А.Б. Оценка долговечности пори-ня тракторного дизеля методами численного и физического моделирования по критериям усталостного разрушения // Совершенствование мощноетных, экономических и экологических показателей ДВС: Тез.докл.науч.-практ.семинара.-Владимир,1993.-С.91-92.