CC BY
27
электронное научно-техническое издание
НАУКА и ОБРАЗОВАНИЕ
Зл N° ФС 77 - 30569. Государственная регистрация N°0421100025. ISSN 1994-0408
Моделирование теплового состояния поршня среднеоборотного дизеля типа ЧН 26/26. # 09, сентябрь 2011 авторы: Чайнов Н. Д., Стрижов Е. Е.
УДК 621.436
МГТУ им. Н.Э. Баумана strizh.ir@gmail.com
В связи с постоянным ростом агрегатной и удельной мощности современных дизелей, увеличением давления и температур газов в цилиндре и, как следствие, ростом тепловой напряженности деталей цилиндропоршневой группы (ЦПГ), повышаются требования к точности моделирования теплового и напряженно-деформированного состояния деталей для оценки их работосопособности и надежности на этапе проектирования. В настоящее время в среднеоборотных форсированных дизелях практически повсеместно применяются поршни, имеющие составную конструкцию. Не является исключением и дизель типа ЧН 26/26, имеющий частоту вращения коленчатого вала 1000 об/мин и цилиндровую мощность, достигающую в отдельных модификациях 350 л.с.. Конструкция поршня этого дизеля приведена на рис. 1. Поршень состоит из головки 1, тронка 2, соединенных четырьмя шпильками 3, ввернутыми в головку. Тронк выполнен из алюминиевого сплава АК4-1, головка - из стали 20Х3МВФ. Головка и тронк стянуты четырьмя стальными шпильками 3. Усилие затяжки каждой шпильки порядка 10 тонн. В целях обеспечения охлаждения поршня в головке выполнены полости, предназначенные для подвода масла. Масло подается через канал в шатуне и через центральное отверстие поступает в головку поршня.
Рис. 1. Конструкция поршня дизеля ЧН 26/26. 1 — головка поршня; 2 — тронк поршня; 3 — шпилька.
Моделирование теплового состояния производилось методом конечных элементов с помощью программного комплекса ANSYS Workbench версии 12.1. Сложная форма детали предполагает моделирование в трехмерной постановке. Однако для упрощения процедуры и снижения числа элементов модель представляет собой четверть поршня. При этом вводится допущение об отсутствии в процессе работы перекладок поршня и осесимметричности граничных условий теплообмена по камере сгорания. Конечно-элементная модель поршня, включающая около 50 тыс. квадратичных тетраэдральных конечных элементов и около 84 тыс. узлов, представлена на рис. 2. Число контактных элементов составляет около 2600, число узлов - 5500.
Соединение головка - тронк относится к неподвижным соединениям, причем поверхности нагружены давлением, создаваемым четырьмя затянутыми шпильками. Шероховатость поверхности соответствует Яа 2.5, что соответствует шестому классу чистоты обработки. Максимальная высота выступов шероховатостей Я2 в этом случае составляет порядка 10 мкм.
Моделирование теплового состояния составных конструкций, к которым относится рассматриваемый поршень, имеет ряд особенностей, связанных с наличием термических сопротивлений в зонах контакта деталей поршня. Термические сопротивления являются следствием несовершенства контактирующих поверхностей, т.е. наличия на них микро- и макронеровностей. Величина термического сопротивления в общем случае зависит от размеров выступов неровностей на поверхностях, их распределения, нормальной нагрузки и свойств контактирующих материалов, что отмечается в ряде исследований контактного теплообмена [1-4].
На контактное давление в паре «тронк - головка» влияют несколько факторов: сила затяжки шпилек (далее - монтажная нагрузка), сила давления газов в цилиндре и силы инерции, действующие на головку поршня. Степени влияния этих нагрузок на контактное давление и, таким образом, на термическое сопротивление различны.
Рис. 2. Конечно-элементная модель поршня.
Усилие затяжки шпилек - максимальное по величине силовое воздействие, действует на поршень постоянно. Результаты расчетов (см. рис. 3) показывают, что в ненагретом состоянии контактные давления, обусловленные лишь монтажными нагрузками в паре «тронк - головка поршня», распределены весьма неравномерно и их величина достигает 180 МПа. Минимальные же контактные давления составляют порядка 5-6 МПа. При этом более чем на 50 % площади контактной поверхности действуют давления, не превышающие 20-30 МПа. Средняя величина контактного давления, определенная по усилию затяжки шпилек и номинальной площади соприкасающихся поверхностей, составила 17.6 МПа. Монтажные усилия являются основным силовым фактором, формирующим термическое сопротивление контактной пары тронк - головка поршня.
Рис. 3. Контактное давление, возникающее от монтажной нагрузки.
Силы давления газов в цилиндре действуют равномерно на всю поверхность огневого днища поршня. Следовательно, при учете сил давления газов, контактное давление рк
равномерно увеличится по всей контактной поверхности на некоторую величину рк',
пропорциональную отношению площадей проекции огневого днища поршня на горизонтальную плоскость и номинальной площади контактирующих поверхностей. Оценка рк' производилась для двух характерных давлений в цилиндре - максимального -
рг, и среднего эффективного - ре. В данном случае рг составляет 16.7 МПа, а ре -порядка 2 МПа.
Для среднего эффективного давления газов в цилиндре рк' составляет порядка
5 МПа, что приблизительно совпадает с минимальной величиной контактного давления, составляя около 25 % от его средней величины и около 2-3 % - от его максимальной величины. Для давления газов в цилиндре, соответствующего рг, величина рк'
составляет 44 МПа, что примерно в восемь раз превышает минимальную величину контактного давления, в 2.5 раза - среднюю, составляя порядка 25 % его максимальной
величины. Очевидно, что силы давления газов в цилиндре оказывают заметное влияние на контактирование частей поршня, поэтому должны учитываться при моделировании температурных полей.
Силы инерции, действующие на головку массой 11.6 кг при n = 1000 мин'1 составляют 20 кН и 12.8 кН соответственно для углов поворота коленчатого вала 0о и 180о. Будучи отнесенными к площади контактной поверхности, силы инерции составляют соответственно порядка 1 МПа и 0.64 МПа, что составляет не превышает 5 % от минимальной величины контактного давления - таким образом, силы инерции не оказывают значительного влияния на взаимодействие частей поршня и при моделировании теплового состояния могут не учитываться.
Для вычисления термического сопротивления пользуются полуэмпирическими зависимостями, полученными посредством введения различных допущений, и позволяющими по отдельности определить составляющие термического сопротивления. Наибольшее распространение получили зависимости, предложенные Поповым [4]. При решении рассматриваемой задачи применялась зависимость для однократного нагружения плоскостно-шероховатых поверхностей [4, стр. 87].
В качестве граничных условий при решении задачи теплопроводности использованы граничные условия третьего рода. Методика их определения для камеры сгорания, зоны поршневых колец, жарового пояса и юбки, изложена, в частности, в [5]. Граничные условия в полости охлаждения поршня определялись по методике, изложенной в работе [6].
Результаты моделирования теплового состояния рассматриваемого поршня в нагретом состоянии приведены на рис. 4-5. Практически на всей поверхности поршня контактное давление имеет ненулевую величину (т.е. соприкосновение поверхностей имеет место). При этом характер распределения величин контактного давления по поверхности не меняется по сравнению с действием только усилий затяжки при нормальной температуре. Температуры контактных поверхностей при данных нагрузках представлены на рис. 5. Максимальная температура тронка составила 155 оС, при этом температура головки составила 160-175 оС . На контактных поверхностях температурный перепад составляет порядка 30-40 оС.
Рис .4. Контактное давление от монтажной и тепловой нагрузок,
а также от газовых сил.
а)
б)
Рис. 5. Температуры контактирующих поверхностей тронка (а) и головки (б) поршня под действием монтажной, тепловой нагрузок и газовых сил.
Литература.
1. Шлыков Ю.П., Ганин Е.А. Исследование контактного теплообмена // Теплоэнергетика. - 1960. - №6, с. 72-76.
2. Шлыков Ю.П., Ганин Е.А. Термическое сопротивление контакта // Атомная энергия. - 1960. - т. 9, вып. 6. - с. 496-498.
3. Миллер В.С. Контактный теплообмен в элементах высокотемпературных машин. -К: Наукова думка, 1966. - 161 с.
4. Попов В.М. Теплообмен в зоне контакта разъемных и неразъемных соединений. М., «Энергия», 1971.
5. Конструирование двигателей внутреннего сгорания: Учебник для студентов высших учебных заведений, обучающихся по специальности «Двигатели внутреннего сгорания» направления подготовки «Энергомашиностроение», изд. 2-е / Н.Д. Чайнов, Н.А. Иващенко, А.Н. Краснокутский, Л.Л. Мягков; под ред. Н.Д. Чайнова. М.: Машиностроение, 2011. 496 с., ил.
6. Кондратюк В.В. Исследование эффективности инерционного охлаждения составных поршней четырехтактных форсированных тепловозных дизелей. Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук. Коломна, 1980. - 177 с.: ил.
