Содержание к диссертации
Введение
Глава I. Обоснование и постановка задач исследования 9
1.1. Основные направления и современное состояние исследований тепловой и механической напряженности деталей ЦПГ судовых дизелей 9
1.2. Проблема прочности деталей ЦПГ в условиях тепло-смен 16
1.3. Особенности теплового нагружения поршней дизелей в связи с прорывом газов в кольцевом уплотнении 20
1.3.1. Теплонапряженность и дефекты поршней дизелей. 20
1.3.2. Утечки газов в кольцевом уплотнении 22
1.3.3. Влияние прорыва газов в замках компрессионных колец на тепловое состояние поршня и втулки 25
1.3.4. Повреждения перемычек между кольцами головок поршней двигателей К827О/І20Е 30
1.4. Методы исследования сопротивления материалов де талей теплоэнергетических установок циклическому нагружению в условиях повышенных температур. 35
1.5. Постановка задач исследования 42
Глава 2. Расчетное определение напряженного и теплового состояния поршней и способы оценки их работоспособности 45
2.1. Выбор схем для расчетных исследований напряжений в поршнях 45
2.2. Использование расчетной схемы теории оболочек и пластин для определения напряжений в головках поршней двигателей ММ К270/Ш 47
2.3. Использование расчетной схемы поршня со стенкой в виде подкрепленной ребрами оболочки 54
2.4. Расчет головки поршня двигателя методом конечных элементов 57
2.5. Расчетная схема для приближенной оценки температурного уровня в верхнем поясе поршня 66
2.6. Разработка метода сравнительной оценки работоспособности материалов деталей ЦШ? при теплосменах 70
2.6.1. Критерии для относительной оценки термической прочности деталей ІЩГ дизелей 70
2.6.2. К оценке работоспособности материала деталей ВДГ в условиях теплосмен 73
2.7. Способ определения сроков службы головок поршней 82
Глава 3. Методика. экспершлентальных исследований теплового и состояния поршней 91
3.1. Исследование неравномерности полей температур и деформаций в верхнем поясе поршня из-за прорыва газов через замки колец в условиях теплового стенда 91
3.2. Обеспечение и особенности термо- и тензометрических испытаний поршней на судовых двигателях 99
3.3. Подготовка и монтаж измерительных систем 102
3.3.1. Препарирование поршней и размещение термопар и ТР Ю2
3.3.2. Защита ТР и коммуникации 106
3.4. Организация непрерывного токосъема .107
3.5. Регистрирущая аппаратура и погрешности измерений .110
3.6. Определение характеристик материала головок поршней двигателей \(8270/120Е 112
Глава 4. Экодеешеншьные исслвдованйя теішонапшїенного состояния поршней судовых дазжей и испытания матебїала головок поршней 114
4.1. Испытания поршня судового дизеля ДРЗО/50 114
4.2. Экспериментальные исследования на главных судовых двигателях MAN типа №70Ц20А5 ъК8270/420Е ш
4.3. Результаты исследований на модели неравномерности распределения температур и напряжений в верхнем поясе поршня 127
4.4. Сравнение результатов экспериментов на главном судовом двигателе с данными расчетов по разработанным методикам 130
4.4.1. Оценка пригодности приближенного метода определения температурного уровня поршня в зоне замка первого уплотнительного кольца 130
4.4.2. Анализ расчетных и экспериментальных данных по определению температурных напряжений в поршне. 133
4.5. Характеристики материала головок поршней Ш70/І20Е 134
Глава 5. Тешіонапішіенность поршней и их эксплуатационная долговечность 138
5.1. Влияние рабочих режимов двигателей K8Z70//20E
на тепловое и напряженно-деформированное состояние
перемычек головок поршней 138
5.1.1. Температурные уровни головок поршней 138
5.1.2. Изменение температурных деформаций І 143
5.2. Оценка долговечности головок поршней двигателей Ш70/Ш0Е 146
5.3. Исследование влияния конструктивных параметров кольцевого уплотнения на тєплоеоє и напряженно- деформированное состояние головок поршней 154
5.3.1. Влияние конструктивных параметров кольцевого уплотнения на напряженное состояние поршня 154
5.3.2. Анализ влияния высоты верхней перемычки головки поршня на ее тепловое и напряженное состояние в связи с прорывом газов 159
5.4. О причинах повреждения межкольцевых перемычек головок поршней двигателей K8Z70/420E 162
5.5. Эксплуатационный контроль тепловой напряженности головок поршней двигателей
Выводы 175
Список литературы 178
Приложение 1SB
- Проблема прочности деталей ЦПГ в условиях тепло-смен
- Использование расчетной схемы теории оболочек и пластин для определения напряжений в головках поршней двигателей ММ К270/Ш
- Подготовка и монтаж измерительных систем
- Результаты исследований на модели неравномерности распределения температур и напряжений в верхнем поясе поршня
Введение к работе
Задача повышения надежности и увеличения сроков службы деталей ІЩГ судовых дизелей во многом связана с решением проблемы тепловой и механической напряженности. Высокие рабочие нагрузки на детали ЦПГ вызывают интенсификацию процессов теплообмена, приводят к возникновению значительных температур, температурных перепадов и напряжений в поршнях, цилиндровых крышках и втулках. Может изменяться форма указанных деталей, что приводит к появлению дополнительных нагрузок или даже к потере работоспособности, динамика полей температур и напряжений при эксплуатации дизелей поднимает проблему прочности деталей ЩГ в условиях теплосмен . На тепловую и механическую напряженность влияет совокупность конструкционных и эксплуатационных факторов.
Каждый из отмеченных вопросов затрагивает отдельную сторону рассматриваемой проблемы и представляет собой самостоятельную научно-инженерную задачу.
Одним из важнейших факторов, определяющих работоспособность той или иной детали ЩГ, является ее тепловое состояние. Сведения о температурных полях деталей ЦПГ, об их динамике в эксплуатационных условиях могут быть получены экспериментально, либо расчетным путем.
Техника термометрирования деталей ЦПГ в настоящее время отработана достаточно хорошо. Измерение температур в теплопередаго-щих стенках, как правило, осуществляется с помощью термопар и особых затруднений не вызывает. Исключение составляет проведение термоизмерений на поршнях. Надежность работы всей термометрической системы связана главным образом с организацией токосъема. Особые трудности здесь возникают при экспериментах на крейцкопфных двигателях. В этих случаях могут использоваться либо контактные токосъемники, не отличающиеся высокой надежностью и требующие значительных усложнений термометрической аппаратуры /45,59 /, либо разрабатываются специальные конструктивные решения для прохода коммуникаций через диафрагму (см. п.3.4).
Продолжают развиваться способы бесконтактной связи термоприемников с регистрирующей аппаратурой: с помощью индуктивных, емкостных, радиоканалов связи /89 /, с оптическим каналом связи /44/,
Анализ расчетных методов определения температур в деталях ЩІГ /2534,6// показывает, что задача о температурном поле даже в случае стационарного теплообмена чрезвычайно сложна. Поэтому при использовании расчетных схем прибегают к упрощениям. Основными допущениями являются идеализация геометрической формы деталей и представление сложного теплообмена квазистационарным процессом.
Успешное аналитическое решение задачи о температурных полях в деталях ЩГ на установившихся и переходных режимах работы дизеля получено с использованием упрощенных расчетных схем в работах /Щ6І/
Современное развитие вычислительной техники, широкое приме -нение ЭВМ при решении инженерных задач предопределило использование и совершенствование численных методов (в основном МКЭ) определения температурных полей в деталях ЩГ /45,88,90/ .
Продолжают развиваться методы определения температурных полей с помощью моделей /45,57/.
Для оценки напряженного состояния деталей ЩГ наряду с непосредственным измерением деформаций целесообразно иметь расчетные схемы, позволяющие проследить влияние конструкционных и эксплуатационных параметров на уровни напряжений, выбрать оптимальные по несущей способности деталей режимы работы двигателя.
При расчетном исследовании напряженно-деформированного состоянии деталей ЩГ успешно используются численные и аналитические методы. Сложность конструктивных форм деталей и характера температурных полей, как правило, - асимметричных, затрудняют расчеты. Поэтому при разработке расчетных схем вводятся упрощения.
Наиболее простыми выглядят аналитические расчетные схемы, в которых элементы деталей ЩГ идеализируются в виде заделанной по краю пластинки постоянной толщины. Пластина нагружена давлением газов, равным максимальному давлению сгорания, и постоянным по радиусу температурным перепадом между огневой и охлаждаемой поверхностями. Так представляются, например, огневые днища поршня и крышки цилиндра / Ю /. Подобные расчетные схемы могут быть использованы лишь для грубо приближенных оценок величины напряжений.
Рациональные расчетные схемы для определения уровня напря -жений в деталях получают путем условного расчленения их на смежные элементы в виде оболочек вращения, круглых пластин и колец, находящиеся под воздействием температурного поля, давления газов и краевых .нагрузок /25,45/.
Подход, связанный с расчленением деталей на элементы, реализуется и в расчетных схемах, разработанных в МВТУ им.Баумана / 87 /. Огневые днища крышек цилиндров представляются в виде стержневых систем с переменной жесткостью по длине составляющих стержней.
Из численных методов расчетного исследования напряженного состояния деталей ЩГ все более широкое применение получает МКЭ /90/18/ . Универсальность МКЭ в принципе позволяет составлять программы расчета пространственных тел произвольной формы. Имеются сведения об успешной реализации таких программ /ЗЪ,97/. Однако решение трехмерной задачи предъявляет весьма высокие требования к быстродействию и памяти ЭВМ и даже при современном уровне развития вычислительной техники расчет может занимать чрезмерное коли- чество машинного времени. Значительно менее трудоемки при решении МКЭ плоские и осесимметричные задачи. Такие программы расчета находят пока наибольшее распространение /56fiu/i3/.
Исследование МКЭ напряженного состояния деталей ВДГ представляет довольно сложную задачу. Общедоступность использования МКЭ в широкой инженерной практике сдерживается пока сложностью подготовительных операций, необходимостью иметь специальную квалификацию при разработке расчетных программ, относительно большими затратами машинного времени.
Сравнивая средства и возможности различных методов расчета деталей ВДГ, можно сделать следующие основные замечания. При использовании МКЭ реализуется чисто формальный подход к составлению расчетной схемы. Более наглядное представление о напряженно-деформированном состоянии деталей ВДГ и его изменении в зависимости от конструктивных и эксплуатационных факторов дает применение метода пластин и оболочек. В то же время этот подход выгодно отличается от других аналитических схем, оптимально сочетая достаточную для практических целей точность расчета по сравнительно нетрудным и гибким программам с возможностью довольно простого анализа влияния конструктивных изменений и условий эксплуатации. Даже многовариантные расчеты требуют относительно малых затрат машинного времени, нет необходимости в мощных ЭВМ. Задачи общедоступны, поддаются ручному счету.
Большие возможности при расчетах прочности деталей ЦПГ открывает комбинированное использование методов, при котором поиск оптимального конструктивного варианта ведется с помощью метода пластин и оболочек, а уточнение картины напряженно-деформированного состояния производится МКЭ. Удачная реализация такого подхода
-при расчетном исследовании прочности крошек цилиндров МОД осуществлена в работе / 56 /.
Важное значение для решения проблемы тепловой и механической напряженности судовых дизелей имеют экспериментальные исследования напряженного состояния деталей ВДГ. Измерение деформаций детали в рабочих условиях дает представление о совершенстве и достоверности принятых расчетных схем. Тензометрирование позволяет непосредственно оценить напряженное состояние деталей ВДГ, проследить за его изменением на том или ином конструктивном варианте в зависимости от условий эксплуатации.
Известны многие методы экспериментального исследования напряженно-деформированного состояния деталей машин Щ78,96/ . К ним относятся методы хрупких и гальванических покрытий, муаровых полос, методы оптические (фотоупругости), рентгеновские, магнитоупругие и др. Перспективным методом для оценки несущей способности деталей машин в зависимости от условий нагружения является метод акустической эмиссии (АЭ) /19,96/ Он позволяет обнаруживать пластическое деформирование материала деталей, определять зарождение и развитие повреждений. Известны случаи успешного применения метода АЭ для оценки прочности ГГН главного судового двигателя /38 /, корпуса реактивного двигателя /109 /. Имеются сведения о контроле напряженного состояния материалов с помощью ультразвукового метода / 9 /. В работе / ЮЗ / описывается метод исследования деформированного состояния поршня с помощью голографии.
В настоящее время при проведении экспериментальных работ по исследованию полей деформаций в деталях ВДГ судовых дизелей в эксплуатационных условиях практическое применение имеет лишь один метод - тензометрирование с помощью электрических датчиков деформации - тензорезисторов (ТР). Это объясняется специфическими условиями работы тензодатчйков на огневых и охлаждаемых поверхнастях стенок камеры сгорания (КС). Агрессивная среда, вибрации, шу-мы и требование минимизации" габаритов датчиков делают невозможным практическое применение других средств тензометрии при натурных экспериментах.
Определение деформаций нагретых деталей ВДГ связано с одновременными замерами температур. Даже в случае использования само-термокомпенсированных ТР параллельно ведется запись термограмм деталей. Поэтому тензометрические работы на двигателях являются всегда комплексными исследованиями теплового и напряженного состояния деталей ВДГ. Некоторые трудности, общие при проведении термо-и тензоизмерений в деталях ВДГ, уже упоминались. Проведение тен-зометрических испытаний намного сложнее термометрирования, особенно для массивных деталей МОД. Наиболее трудоемкой является стадия препарирования детали. Много времени занимает термообработка изолирующих покрытий и термотренировка ТР. Несмотря на принимаемые защитные меры, продолжительность работы ТР на огневой поверхности теплопередающей стенки КС составляет от нескольких часов до нескольких суток / 56 /. Время службы ТР на охлаждаемых водой поверхностях деталей ВДГ тоже ограничено / 73 /. Пока неизвестны достаточно надежные способы защиты ТР от воздействия гидродинамических потоков охлаждающей среды при довольно высоких температуре и скорости. Нередко программа испытаний требует неоднократной сборки-разборки деталей ВДГ и движения, являющейся трудоемкой операцией и одновременно, в известной мере, мешающей нормальной приработке деталей.
В связи с отмеченными трудностями естественным представляется стремление по возможности большую часть экспериментальных исследований провести на безмоторных стендах и моделях. На стендах имитируются условия воздействия на детали ВДГ давления газов посредством механического или гидравлического нагружения (так яазываемые "холодные" стенды) / 57 /, либо производится тепловое на-гружение детали (такие стенды называются "горячими"). Тепловые нагрузки создаются различными способами: с помощью теплоносителей, таких как горячая вода / 50 /, расшавленный металл / //7 /, горячие продукты сгорания / 57 /, а также при использовании электроподогревателей /47 /, индукционного нагрева / 45 / и электрической дуги / 75 /.
Большую помощь эксперименты на "горячих" стендах могут оказать при исследованиях термоциклической прочности деталей ЦПГ /47,75/. Имитация воздействия тешюсмен на деталь в условиях стенда открывает возможности существенно сократить продолжительность испытаний, не подвергать разрушающему воздействию тепловых нагрузок остальные детали КС, смежные с исследуемой, заменяя их более простыми и менее дорогостоящими функционально равноценными элементами.
Мэдели представляют собой упрощенные варианты натурных деталей при сохранении основных конструктивных особенностей, позволяющие получить подобные прототипам поля температур и (или) деформаций и установить тенденции их изменений при переходе от одного конструктивного варианта к другому, а также при действии различных эксплуатационных нагрузок. Мэдели пригодны скорее для сравнительного анализа влияния конструктивных и эксплуатационных факторов на тепловое и деформированное состояние деталей.
Примером успешного использования физического моделирования при экспериментальных исследованиях теплонапряженности дизелей являются работы на моделях крышек цилиндров / 87 /.
Наиболее полную информацию об особенностях теплового и напряженного состояния деталей ЦПГ на различных рабочих режимах можно получить только путем постановки экспериментов на двигателях, находящихся в эксплуатации. В то же время ощущается явный недостаток сведений о результатах комплексных экспериментальных исследований тепловой и механической напряженности, особенно для крупногабаритных судовых МОД /25,56/. Это относится не только к двигателям, получившим распространение на судах Морского флота сравнительно недавно (например, МОД фирмы Sutler типа WD7 фирмы МШ типа KSH), но и" к более ранним моделям, находящимся в эксплуатации длительное время. Довольно часто появляются сообщения о повреждениях, возникающих в деталях ЩГ и постепенно развивающихся до опасного состояния в связи с накоплением теплосмен, т.е. циклическим действием тепловых нагрузок Щ9Щ/. Такие аварии деталей ЦПГ, появляющиеся нередко только через несколько лет эксплуатации, касаются аспекта длительной термопрочности деталей.
Детали двигателя, образующие КС, работают в условиях многофакторного термомеханического нагружения. Повреждения их - часто результат сложного взаимодействия процессов обычной (многоцикловой) и малоцикловой усталости материалов деталей при повышенных температурах. Оценка прочности в этих условиях - задача очень сложная, хотя имеются сведения о таких попытках /80939%.
Краткий обзор разработок по исследованиям в области тепловой и механической напряженности дизелей, приведенный выше, позволяет судить о сложности и многогранности этой проблемы. Каждый аспект рассматриваемой проблемы представляет собой важную и одновременно трудную задачу. Дальнейшие работы в этом направлении являются актуальными и совершенно необходимыми для развития дизелестроения в совершенствования технической эксплуатации двигателей.
Проблема прочности деталей ЦПГ в условиях тепло-смен
Детали ЦПГ в эксплуатации подвергаются одновременному воздействию тепловых и механических нагрузок, имеющих различные характеристики. Периодическое изменение параметров рабочего тела в пи линдре в каждом рабочем цикле приводит к возникновению в деталях ЦПГ высокочастотных циклических напряжений: механических от давления газов и напряжений от температурных волн в поверхностном слое стенок КС.
На установившихся режимах работы двигателя детали ЩГ имеют стационарные тепловые поля. Полная деформация в данном месте детали при этом остается постоянной. Величина температурных напряжений оценивается ее упругой составляющей. При достаточно высоком уровне тепловой нагрузки может происходить релаксация напряжений, сопровождающаяся переходом части упругой составляющей деформации в пластическую.
При изменении эксплуатационных режимов тепловые нагрузки на детали ВДГ являются нестационарными низкочастотными. Они лриводят-к соответствующим циклическим изменениям температуры деталей, часто называемым теплосменами. Накопление теплосмен в определенных условиях может приводить к разрушению деталей вследствие термической усталости (ТУ). Под ТУ принято понимать возникновение трещин в детали под воздействием циклических температурных напряжений, обусловленных стесненной тепловой деформацией отдельных элементов детали при повторяющихся изменениях ее температуры. Явление ТУ известно довольно давно /343/43/. Проблема обеспечения термоусталостной прочности является актуальной и общей для ответственных элементов различных теплоэнергетических установок, работающих в условиях нестационарных тепловых нагрузок /4,30,59/, Применительно к дизельным СЭУ эта проблема значительно усложняется, поскольку детали ЦПГ работают в условиях сложного многокомпонентного термомеханического нагружения, характеризующегося к тому же довольно широким спектром изменения нагрузок.
Основную ответственность за разрушения деталей ВДГ, проявляющиеся в образовании трещин теплопередающих стенок, несут теп ловые нагрузки. Длительность теплосмен и размахи изменения тем- ператур в них зависят от назначения судна и внешних условий плавания . Изменения температуры стенок КС в связи с неустойчивостью рабочего процесса дизеля при волнении, как показывают экспериментальные исследования, невелики /69,4//. Даже в условиях сильной качки они не превышают 10 %т Гораздо опаснее теплосмены с большой амплитудой изменения температуры, а значит, и температурных деформаций. Теплосмены такого типа (в цикле "пуск - работа на режимах полного хода - останов двигателя") имеют обычно большую продолжительность, измеряемую десятками и сотнями часов. Например, для главных судовых двигателей средняя частота рассматриваемых теплосмен находится в пределах 10-50 на тысячу часов работы /24,59/. Меньшие значения относятся к океанским судам, большие - к пассажирским и грузовым при плавании между европейскими портами. Кроме назначения судна, число теплосмен двигателя зависит от особенностей навигационных условий выполняемых рейсов, района плавания и времени года. Многократно возрастает число теплосмен при проводке судна во льдах.
Детали ЩГ современных судовых дизелей имеют высокие температуры поверхностей стенок КС. Их максимальные величины достигают значений 400-500 С и выше /25,57,37/. Такой высокий температурный уровень отрицательно влияет на прочностные свойства материала деталей, снижая его механические характеристики. Высокие температуры способствуют интенсификации таких нежелательных процессов как ползучесть и релаксация напряжений /8,66 /. От скорости релаксационных процессов во многом зависит как время начала работы материала в условиях знакопеременной пластической деформации, приводящей к ТУ, так и продолжительность такой работы до разрушения.
В практике эксплуатации встречаются повреждения деталей ЩГ, связанные с наличием локальных теплосмен и появлением местных температурных напряжений. К повраждениям такого типа относятся трещины на перемычках между кепами поршней двигателей от прорыва газов в замках уплотнительных колец, трещины на огневых днищах и буртах цилиндровых крышек из-за прорыва газов между крышкой и втулкой в результате ослабления затяга крепежных шпилек и т.п. циклические изменения температуры рабочего тела в цилиндре вызывают на поверхности КС температурные волны, затухающие на глубине 3-4 мм /45,59,69/. Размах колебаний температуры на огневой поверхности МОД достигает на номинальных режимах 30-40 С //5,37 /. Соответственно размах циклических температурных напряжений сжатия, вызванных температурной волной, оценивается величиной порядка 50-60 МПа для чугунных деталей и 100-120 Ша для стальных.
Механические напряжения в деталях ІЩГ от давления газов, как показывают экспериментальные и расчетные данные /25,5657/, обычно значительно меньше температурных. Однако с учетом циклического характера механического нагружения, влияния изменения эксплуатационных условий и технического состояния, ухудшения механических характеристик металла при повышенных температурах возникает необходимость увеличения запаса прочности по механическим напряжениям. При этом не всегда точно удается учесть все влияющие факторы при расчетах, воспроизвести адекватное состояние при исследованиях на "холодных" стендах, четко определить величину и характер всплесков механических деформаций на большом фоне деформаций температурных при тензометрических испытаниях. Бее это создает трудности для обоснованного определения коэффициента запаса прочности по механическим напряжениям. Если же его чрезмерно завысить, то повышенная жесткость одних элементов детали будет способствовать увеличению температурных напряжений в этих элементах и, кроме того, - дополнительному деформированию смежных менее жестких эле ментов. Примером последнего случая может служить характер напря- женногр состояния впускных каналов цилиндровых крышек дизелей "Зульцер". 6AL25/50 судов типа "Зверобой" /20 /.
Перечисленные виды нагружения деталей ЦЕЛ? образуют систему термомеханических нагрузок, обладающую, как всякая система, взаимосвязью элементов. Например, учет действия механических нагрузок, как показано выше, нельзя производить отдельно, без анализа возможных изменений тепловой напряженности деталей. Поэтому оценка прочности деталей ЦПГ представляет собой сложную проблему. К" её решению нужен комплексный, системный подход. Каждый отдельный элемент системы нагрузок необходимо рассматривать не изолированно, а в связи с другими видами нагружения. И связь эта тем сложнее, чем больше компонентов нагружения.
В настоящее время в технической литературе явно недостаточно данных по экспериментальным и расчетным исследованиям тепловой и механической напряженности дизелей с учетом действия теплосмен, по исследованиям термоциклической прочности материалов и их свойств при повышенных температурах.
Использование расчетной схемы теории оболочек и пластин для определения напряжений в головках поршней двигателей ММ К270/Ш
Для расчета температурных напряжений, возникающих в верхних перемычках между кольцами головок поршней двигателей KZ7OH20 , применялась методика, предложенная в работах /25у59/. Определению подлежали температурные напряжения в окружном направлении, поскольку поперечные трещины перемычек поршней могут возникать только под действием окружных напряжений.
Головку поршня исследуемого типа можно представить как статически неопределимую систему, состоящую из днища в виде пластинки, подкрепленной круговым ребром, кольца и цилиндрической стенки. Система находится в равновесии под воздействием температурного поля и краевых нагрузок. Разбивка идеализированной конструкции головки поршня на элементы показана на рис.2.1а. Реальная связь элементов в местах сопряжения заменена действием краевых нагрузок XL . Для раскрытия статической неопределимости используется метод сил, согласно которому в местах расчленения к элементам прикладывают единичные силы и моменты, после чего определяют вызванные ими перемещения и углы поворотов сечений. Затем составляются уравнения совместности деформации для сопрягаемых элементов конструкции. Решая уравнения, находят краевые нагрузки, внутренние силовые факторы в сечениях и далее - напряжения в элементах поршня.
Достоверность расчета температурных напряжений во многом зависит от точности определения теплового состояния поршня. На ос -новании анализа температурных полей большого числа поршней различных малооборотных судовых дизелей в работе / 25 / получены аналитические зависимости для описания распределения температуры по огневым и охлаждаемым поверхностям элементов поршня.
Как уже указывалось, при расчете температурных напряжений в головках поршней сделано допущение об осесимметричности их температурных полей. Закон изменения температуры по толщине элементов принимался линейным. На рис.2.2 показано распределение температур в головках поршней двигателей KZ 70/І20 модификаций Ag и Е при номинальной нагрузке. Использованы материалы экспериментальных исследований.
Составляющие температурного поля днища с учетом принятых допущений можно выразить в виде степенных рядов / 25 /:
Температурные поля срединных поверхностей стенки поршня и кругового ребра аппроксимируются законом квадратичной параболы.
Исходные параметры для расчетов составляющих температурных полей получены по результатам натурных термометрических испытаний поршней двигателей MAN Ш 70/120 модификаций А5 и Е, данным фирмы по распределению температур в поршнях, а также использованы материалы работ /27,71 /. На рис.2.3 показано изменение характерных температур головки поршня двигателя при работе по винтовой характеристике.
Для расчетной схемы на рис.2.I система уравнения совместности деформаций элементов головки поршня под воздействием температурного поля и от краевых нагрузок записывается следующим образом: где Xi - силы и моменты на краях элементов; Uij - перемещения и углы поворотов сечений элементов под действием единичных краевых нагрузок; Ait - то же под действием температурного поля.
Необходимые исходные данные для расчета, получаемые по рабочим чертежам головок поршней, результатам термометрирования и механических испытаний материала деталей, перечислены в табл.її.І.І приложения I.
Определение перемещений и углов поворотов сечений под действием единичных нагрузок и температурного поля ведется по выражениям, приводимым в табл.П.1.2. Затем решается система уравнений (2.6), производится определение внутренних силовых факторов в сечениях -Мы., Me , Т - и расчет окружных температурных напряжений 6 в верхней перемычке поршня по формулам табл.П.1.3. Результаты расчета напряжений в перемычках между I и 2 кольцами головок поршней двигателей К2 70/120 при работе по винтовым характеристикам приведены на рис.2.4. Работа двигателей указанного типа сопровождается возникновением на поверхностях верхних перемычек головок поршней окружных температурных напряжений сжатия. В области номинальных нагрузок уровень напряжений от стационарного температурного поля для перемычек поршней двигателей модификации Е более, чем на 30 % выше по сравнению с двигателями модификации iW. Нагруже-ние двигателя по винтовой характеристике сопровождается существенным возрастанием напряженности перемычек. Так, в области режимов полного хода увеличение частоты вращения двигателя K8Z 70/І20Е т со 120 до 140 мин приводит к повышению температурных напряжений почти на 25 %.
При определении напряжений в поршне с использованием теории оболочек и пластин одним из упрощений являлось представление стенки поршня как оболочки постоянной толщины. Толщина ее принималась равной наибольшей толщине реальной стенки в районе колец за вычетом половины глубины кепов. Более достоверной будет аппроксимация, стенки поршня в рассматриваемом месте цилиндрической оболочкой, подкрепленной круговыми ребрами.
Воспользуемся основными положениями метода расчета подребрен-ных элементов поршня / 25 / для приближенной оценки напряжений от воздействия краевых нагрузок в длинной цилиндрической стенке, подкрепленной поперечными ребрами.
При этом будем считать, что ребра испытывают линейное напряженное состояние и расположены достаточно близко друг к другу. Кроме того, принимаем предположение о том, что функция прогиба стенки с ребрами пропорциональна функции прогиба той же стешш без ребер. Представим боковую часть поршня в виде длинной пилиндричес -кой стенки длиной Lcm , радиусом срединной поверхности Rem , подкрепленной ҐІ поперечными ребрами и находящейся под воздействием краевых нагрузок Х$ и X// . Расчетная схема стенки представлена на рис.2.16. На рис.2.1в выделен элемент сечения подребренной стенки с обозначением размеров. Разобьем его на два прямоугольника с высотами Пет, пр и шириной соответственно -jp , Dp .
Сдвиг нейтральной линии относительно срединной поверхности не-подребренной стенки при изгибе оболочки определяется по выражению: где С - расстояние между центральными осями инерции прямоуголь НИКОВ,
Мэменты инерции сечений элемента гладкой стенки и ребра относитель /но нейтральной линии соответственно равны : где %2 моменты инерции прямоугольников относительно их центральных осей. Моменты инерции j1 и U2 находятся по формулам
Для определения перемещений и углов поворота сопрягаемых сечений элементов поршня и подсчета внутренних силовых факторов в сечениях оболочки ( И , Мв , Т ) можно использовать гладкую цилиндрическую стенку эквивалентной толщины Соответствующие расчеты производятся по выражениям, приведенным в табл.її.І.І и П.1.2. Для подсчета напряжений в оболочке от краевых нагрузок введем коэффициент, учитывающий подкрепляющее действие ребер :
Напряжения в окружном направлении на внутренней поверхности стенки и на ребре можно определить по выражениям где 00 - напряжения на наружной поверхности неподребренной стенки от воздействия краевых нагрузок. Воздействие температурного поля учитывается так же, как и в н.2.2. Напряжения от температурного поля алгебраически суммируются
Подготовка и монтаж измерительных систем
Датчики температуры и деформации поршней были выбраны такие же, как и при исследованиях на модели - соответственно хромель-копеле-вые термопары в высокотемпературной изоляции и ТР типа НШ-430М. Сведения по изготовлению термопар, их тарировке и установке на поршень приведены в п.3.1; данные, касающиеся подготовки ТР, их установки и приварки соединительных проводов ПОЖ - в п.3.2.
Самой трудоемкой и наиболее ответственной является стадия препарирования поршня. Установка датчиков и вывод коммуникаций к измерительной аппаратуре неизбежно связаны с нарушением сплошности материала поршня, а порой и создает угрозу сообщения полости охлаждения с КС. Нередко после испытаний, особенно при развитых измерительных системах, поршень в целях предосторожности бракуется.
Вывод соединительных и термопарных проводов по поршню двигателя ЗДНЗО/50 особых трудностей не представляет. Коммуникации велись по внутренней поверхности поршня. ІЬраздо сложнее и ответственнее осуществление этого мероприятия, как и на всех крейцкопфных двигателях с водяным охлаждением поршней, на машинах KZ 70/120 Была принята схема вывода коммуникаций, по которой прокладка соединительных проводов ТР и термопарных проводов велась с наружной стороны боковой поверхности головки поршня. Для укладки проводов в диаметральной плоскости головки высверливались смежные наклонные отверстия, сообщавшиеся поперек дна кепов специальными канавками. Соединительные и термопарные провода собирались в жгут; обматывались для защиты от механического повреждения фторопластовой лентой ФУМ, сверху - тонкой латунной проволокой 0 0,2 мм и пропускались с нижней стороны головки по подготовленной трассе. Периодически проверялось состояние изоляции проводов. Для приварки коммуникаций к выводам ТР концы проводов обрезались на нужную величину. После подготовки и зачеканки термопар по возможности выбиралась образующаяся небольшая слабина и производилась окончательная укладка проводов.
На поршне двигателя ЗДНЗО/50 термопары устанавливались они -санным ранее способом на глубине 2 мм в поясах 1-4 в пяти местах по окружности цилиндра как показано на рис.4.1а. Датчики температур головок поршней - термопары для двигателя К92 70/120 As и темплаги для двигателя К82 70/120 - размещались по боковой поверхности головок также в нескольких поясах (двух для первого из указанных двигателей, трех - для второго): в 10 мм над первым поршневым кольцом и далее вниз в серединах перемычек. На поршне двигателя модификации Ag , кроме того, измерялись температуры в кепах и в основании первого гребня, на поршне машины Е - в центре днища. Глубина заделки термопар - 2 мм. Темплаги фирмы "Шелл" (Англия) вворачивались в местах замеров температуры в заранее подготовленные отверстия с резьбой. Места установки темплагов на поршне показаны на рис.3.4а. Для облегчения снятия темплагов после испытаний на них перед установкой наносился слой графитового порошка.
Термопары устанавливались также на цилиндровые втулки двигателей K8Z 70/120Е напротив первой перемычки между кольцами поршня (при его положении в ВМТ) в нескольких местах по окружности цилиндра. Схема расположения термопар во втулках двигателей типа Е приведена на рис.3.46. Глубина заделки спая составляла 10 мм для втулки двигателя KS2 70/120Е т/х "Караганда" и 6 мм - для втулки дизеля К8270//Ж т/х "Юрий Долгорукий".
Для определения деформаций ТР устанавливались на поршнях двигателей ЗДВЗО/50 и K9Z70/120A5 в пяти местах по окружности перемычек между I и 2 кольцами. Места установки ТР соответствуют местам за -делки термопар в перемычках. Особенности тензометрирования поршней указанных двигателей определяли порядок и объем подготовительных операций.
При тензометрировании относительно небольшого поршня двигателя ЗДВЗО/50 применен метод предварительного определения "кажущейся" температурной деформации. При подготовке мест установки ТР снимался наждачным камнем слой металла, толщиной 1,5 мм, поверхность обрабатывалась мелкой шкуркой и обезжиривалась ацетоном. Для вывода соединительных проводов ПОЖ сверлились сквозные отверстия, в которых сверлами большего диаметра выполнялись по два уступа, необходимых для уплотнения отверстия. Уплотнение производилось цементом В-58Э.
Тензометрирование головки поршня двигателя K970//20As производилось по принципу схемной температурной компенсации. Компенсационный датчик, приваренный к стальной пластинке толщиной I мм и имеющий возможность свободного теплового расширения, помещался рядом с рабочим ТР, чтобы обеспечить одинаковые температурные условия обоих датчиков. При этом учет "кажущейся" деформации происходит естественным образом в ходе измерений. Для заглубления датчиков в-металле перемычки вырубались пазы, поверхность которых выравнивалась, обрабатывалась шкуркой и обезжиривалась. Глубина паза для рабочего датчика - 1,5 мм, компенсационного - 2,5 мм. Провода от ТР выводились через отверстия с уступами для уплотнения.
Монтаж ТР и коммуникаций измерительных систем производился с помощью сварочного аппарата АСТ-2. Сварка проводов осуществлялась электрической дугой. Под выводы ТР и места их соединений с проводами ЇЇ0Ж подкладывались тонкие пластинки из слюды.
Работоспособность тензоизмерительных систем, устанавливаемых на огневые поверхности деталей ВДГ во многом зависит от организа -ции тепловой защиты датчиков деформаций и соединительных проводов. Был разработан способ тепловой защиты, заключающийся в нанесении на датчик слоя цемента В-58Э и поверх него - слоя толщиной I мм смеси В-58Э с асбестовой крошкой. Сверху датчик экранируется фольгой из стали ІП8НІ0Т, причем отдельные полоски привариваются поперек ТР внахлест. Такое экранирование, как показали ранее проводимые эксперименты, надежнее, чем закрытие ТР одним цельным ме -таллическим колпачком.
После термообработки происходит спекание защитной массы. Необходимо было проверить, не отражается ли это на работе чувствительного элемента ТР. С этой целью на образце проведены сравнительные испытания ТР. Лабораторный образец представлял консольную балочку, вдоль оси которой симметрично были установлены два ТР HMI-43QM: с тепловой защитой и без нее. Компенсационные датчики размещались с обратной стороны балочки. К балочке подвешивались грузы и производились замеры деформаций на каждой ступени нагружения вплоть до ожидаемых в натурном эксперименте максимальных деформаций порядка 1500еоЭ . Приращения показаний датчиков практически совпадали, что позволило сделать вывод о пригодности разработанного способа термозащиты.
Используемый способ защиты ТР имеет ряд преимуществ, заключающихся прежде всего в простоте технологии. Приготовленная масса наносится слоем толщиной 1-1,5 мм на ТР, его выводы и прилегающий участок-соединительных проводов. Через 0,5-1 час после подсыхания состава соскабливаются его излишки по контуру подложки датчика и вдоль соединений. Термообработка защитного состава происходит одновременно с термотренировками ТР в процессе нескольких повторных нагревов. Первый нагрев производится с выдержкой режимов термообра -ботки 0СМ-В-58Э, последующие 2-3 нагрева допускают более форсиро -ванные режимы. После термообработки легко осуществляется оконча -тельная механическая обработка затвердевшего защитного слоя: выравнивается его поверхность и зачищается металл по контуру покрытия для приварки экрана. При принятом способе защиты исключается попадание частиц асбеста, который обычно используется для теплоизоляции ТР, под места приварки фольги, что вызывает вспышки с оплавлением металла экрана, а в худшем случае может привести к повреждению подложки ТР или его выводов.
Результаты исследований на модели неравномерности распределения температур и напряжений в верхнем поясе поршня
На модели боковой стенки поршня проводились исследования по определению влияния на теплонапряженное состояние поршня различных параметров кольцевого уплотнения: типа замка компрессионных колец, величин зазоров в замке кольца и между поршнем и втулкой, а также случаев поломки колец. Результаты исследований приведены на рис.4.10-4.14. Зазор 3 = 1 соответствует номинальному установочному зазору в замке 6 мм. Максимальная температура определялась по отношению к температуре перемычки в месте прорыва газов через прямой замок с зазором S = I . На рис.4.10 сравниваются результаты экспериментов при нагреве перемычки между верхними кольцами поршня двигателя ДРЗО/50 и нагреве гребня модели поршня. Как видно, нагрев перемычки поршня с помощью продуктов сгорания более эффективен, чем лампой, хотя общие закономерности изменения температуры сохраняются.
Влияние величины эксплуатационного зазора о между перемычкой поршня и втулкой на температуру перемычки показано на рис.4.II. Сильной зависимости в ходе экспериментов на модели не обнаружено. В натурных условиях можно ожидать большего влияния а , в первую очередь потому, что увеличение рассматриваешго зазора чаще носит локальный характер, обусловленный неравномерностью износа втулки по окружности и нарушением ее геометрии вследствие асимметрии теплового поля, и сопровождается ухудшением плотности прилегания концов кольца к зеркалу. Последнее приводит к возрастанию проры-, ва газов в районе замка и повышению температуры стенок. Сравнение результатов моделирования прорыва газов через замки прямого типа и косые дается на рис.4.12. Использование косого замка позволяет снизить тепловую напряженность перемычки, особенно в области эксплуатационных зазоров в замках S = 1-3. При косом замке местные температуры перемычки и напряжения в ней ниже на 15-20 %,
Рис.4.13 и 4.14 показывают также распределение температур и напряжений в перемычке. Размещение термопар и тензорезисторов на перемычке дано на рис.3.36. Локальное тепловое нагружение перемычки в районе замка вызывает сильную неравномерность полей температур и напряжений, возрастающую с увеличением зазора в замке. Местная температура поршня может повышаться более, чем в два раза. "Поломка" колец приводит к еще большему возрастанию местных температур.
Результаты исследований на модели поршня неравномерности полей температур и напряжений, вызываемой локальным нагревом при прорыве газов через замки уплотнительных колец, позволили также получить выражения для приближенной оценки величины дополнительных температурных напряжений в поршне в зоне прорыва (см.п.5.1.2). 4.4. Сравнение результатов натурных экспериментов на главном судовом двигателе с данными расчетов по разработанным методикам 4.4.1. Оценка пригодности приближенного метода определения температурного уровня поршня в зоне замка первого уплотнительного кольца Приближенная расчетная схема, разработанная с целью прогнози "рования изменения местных температур стенки поршня в районе прорыва газов через замок верхнего компрессионного кольца и учиты - вавдая влияние нагрузки двигателя, износа колец и втулки, типа замка и других факторов (см. п.2.4), открывает большие возможности при ее практическом использовании. Основным достоинством схемы является простота пршшдочных расчетов.
Для оценки достоверности результатов, которые могут быть получены при реализации расчетных выкладок, на рис.4.15 приведено сравнение данных натурных термометрических исследований головки поршня двигателя K9Z 70/12.0А$ с данными расчета по указанной схеме. Показано изменение относительной температуры верхней межкольцевой перемычки поршня в зоне локального нагрева под влиянием нагрузки цилиндра.
В расчетной схеме процесс местного теплового нагружения представляется в довольно упрощенном виде, поэтому более гарантиро -ванными являются зависимости, построенные в относительных коор -динатах.
Сравнение экспериментальных и расчетных зависимостей показывает хорошее соответствие между ними. Необходимо отметить, что наиболее повреждавдими с точки зрения прочности деталей ЦЦГ режимами работы главного судового двигателя являются режимы полного хода, причем доля этих режимов составляет до 92 % ходового времени. Для режимов полного хода наблюдается лучшее соответствие результатов: в области нагрузок двигателя 70-100 % от номинальной наибольшее расхождение составляет менее 5 %,
Анализ результатов сравнения говорит о том, что предложенная расчетная схема может быть использована при решении задач, связанных с оценкой местного теплового воздействия потока прорывающихся газов в результате нарушений работы кольцевого уплотнения поршня.
Полноценный натурный эксперимент по исследованию теплонапря -женного состояния головок поршней был поставлен на двигателе KQ270/120As Поэтому сравнение результатов экспериментальных и расчетных исследований по определению температурных напряжений в боковой стенке поршня, позволяющее оценить пригодность разработанной расчетной схемы (п.2.3), проводится для этого двигателя. На рис.4.16 показано изменение окружных температурных напряжений в верхней перемычке поршня при стационарном температурном поле в зависимости от нагрузки двигателя. Приводятся результаты расчетов, основанных на использовании теории пластин и оболочек: для гладкой стенки эквивалентной толщины и по уточненной схеме, рассматривающей стенку порпня как подребренную цилиндрическую оболочку, -соответственно кривые I и 2; и результаты, полученные с помощью тензометрирования головки поршня - кривая 3. Как видно из рисунка, качественная сторона процесса - возрастание напряжений при увеличении нагрузки двигателя - сохраняется независимо от выбранного способа расчета. В то же время применение уточненной расчетной схемы (кривая 2) дает более близкие к установленным эксперимен -тально количественные соотношения. Расхождение составляет всего 4-5$. Уместно заметить, что при расчетном определении температурных напряжений решалась осесимметричная задача, тогда как при термо-тензометрировании головки поршня обнаружена некоторая окружная асимметрия стационарных полей температур и деформаций. Разность показаний термопар и ТР по окружности составляла до 5-7 %.
Мэжно считать, что разработанная методика с легкореализуемой расчетной схемой вполне приемлема для определения температурных напряжений в стенке поршня. Следует отметить, что хорошее соот -ветствие результатов расчета и эксперимента говорит и об удачной аппроксимации исходного температурного поля поршня его характерными составляющими. Эксперименты подтверждают, что "фоновая" составляющая суммарных окружных температурных напряжений - напряжения стационарного температурного поля - мала и основное влияние на прочность перемычек поршней оказывает местное тепловое нагружение, вызываемое прорывом газов.
