Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Краткий анализ методов исследования теплонапряженного состояния деталей ДВС 10
1.1. Постановка краевой задачи теплопроводности для деталей ДВС 10
1.2. Методы определение граничных условий 12
1.2.1 .Экспериментальный метод определения граничных условий 15
1.2.2. Влияние заделки датчика на температурное поле в зоне измерения 17
1.3. Определение граничных условий на основе обратной задачи теплопроводности 20
1.4. Роль нагара в процессе теплообмена в поршневых двигателях 34
1.5. Особенности использования численных методов для расчета теплового состояния поршня 41
1.6. Особенности решения краевой задачи для трехмерной постановки 46
Выводы к первой главе и постановка задачи исследования 47
Глава 2. Расчет температурных полей деталей камеры сгорания быстроходного дизеля 49
2.1.Расчет температурных полей поршня быстроходного дизеля 49
2.1.1. Расчет теплового состояния поршня с осесимметричными граничными условиями 49
2.1.2. Расчет теплового состояния поршня с экспериментальными граничными условиями 52
2.1.3. Расчет теплового состояния поршня со слоем нагара 57
2.1.4. Расчет теплового состояния поршня со слоем лака 63
2.1.5. Расчет теплового состояния поршня со слоем нагара и лака 66
2.1.6. Сравнительный анализ влияния нагара и лака на тепловое состояние поршня с применением граничных условий третьего рода 68
2.2. Расчет температурных полей гильзы быстроходного дизеля 74
2.2.1. Расчет температурных полей гильзы быстроходного дизеля с применением расчетно-экспериментальных граничных условий 75
2.2.2. Расчет температурных полей гильзы быстроходного дизеля с применением расчетно-экспериментальных граничных условий с учетом слоя накипи со стороны охлаждающей жидкости 78
Выводы к главе 2 81
Глава 3. Расчетно-экспериментальное определение нестационарных тепловых нагрузок на тепловоспринимающей поверхности поршня 82
3.1. Нестационарные тепловые нагрузки на тепловоспринимающей поверхности поршня 82
3.2. Расчет локальных нестационарных температур рабочего тела в объеме камеры сгорания 88
3.3 Расчет коэффициента теплоотдачи со стороны камеры сгорания 95
Выводы к главе 3 100
Глава 4. Экспериментальное исследование термических граничных условий и теплового состояния деталей быстроходного дизеля 101
4.1. Влияние различных факторов на распределение локальных тепловых нагрузок в камере сгорания 101
4.2. Экспериментальное исследование поршня двигателей семейства КамАЗ 110
4.3. Экспериментальное исследование гильзы двигателей семейства КамАЗ 116
4.4. Исследование влияния слоя накипи на тепловое состояние гильзы 119
Выводы к главе 4 124
Основные выводы к диссертационной работе 125
Список литературы 128
- Определение граничных условий на основе обратной задачи теплопроводности
- Сравнительный анализ влияния нагара и лака на тепловое состояние поршня с применением граничных условий третьего рода
- Нестационарные тепловые нагрузки на тепловоспринимающей поверхности поршня
- Экспериментальное исследование поршня двигателей семейства КамАЗ
Определение граничных условий на основе обратной задачи теплопроводности
Коротко рассмотрим методы определения граничных условий теплообмена на основе обратной задачи теплопроводности.
Для использования этого метода необходимо измерить температуры в некоторых заданных точках детали и на их основе решить обратную задачу теплопроводности, при этом можно использовать различные способы.
Рассмотрим задачу стационарной теплопроводности для поршня в осесимметричной постановке (рис. 1.4)
Для деталей цилиндропоршневой группы двигателей внутреннего сгорания среду, окружающую деталь, можно условно разделить на газ (соответственноаг,Т,) и охлаждающую жидкость (аж,Т)1С).
Если получено аналитическое решение задачи (1.11) в виде функции T(r, z), удовлетворяющей (1.11), то граничные условия можно получить из (1.11):
Из (1.12) видно, что, используя граничные условия третьего рода, невозможно одновременно найти ас uTw, так как неизвестных величин две, а уравнение одно. Другими словами, из известного поля температур Т может быть восстановлено только значение теплового потока. Для граничных условий третьего рода температуру среды можно задать произвольно или из каких-либо других соображений.
Тогда изменение граничных условий вдоль границы G будет определять коэффициент теплоотдачи ас. Следует принять во внимание, что это будет не истинное изменение коэффициента теплоотдачи, а условное, учитывающее произвольно выбранное значение температуры среды. Тепловой поток и температурное поле при этом будут воспроизводиться точно.
В большинстве случаев получить аналитическое решение задачи (1.11) невозможно. Поэтому она решается численно. Чаще всего используется метод конечных элементов. В любом случае устанавливается функциональная связь:
Прямая функциональная связь (1.14) не может быть обращена для поиска а, так как она фактически задана алгоритмом метода конечных элементов. Поэтому для решения обратной задачи теплопроводности необходимо использовать другие подходы. Например, такие, как в работе [1,6].
В зависимости от характера имеющихся данных, от их надежности и детализации можно выбрать один из нескольких методов, отличающихся процедурой и приемами. Простейший метод, который можно применять для идентификации моделей теплопроводности при наличии реконструированного температурного поля детали или отдельных ее элементов, заключается в решении обратной внешней задачи теплопроводности в конечно-элементной формулировке [7,8].
При этом в зависимости от способа получения экспериментальной информации возможны несколько подходов к решению ОЗТ.
Рассмотрим простейший случай, когда в распоряжении выполняющего температурное диагностирование ДВС имеется реконструированное распределение температуры по поверхности детали, полученное, например, с помощью бесконтактных измерителей температуры.
Если в систему уравнений теплового равновесия узлов конечно-элементной модели подставить экспериментально определенные значения температур и разрешить их относительно неизвестных параметров теплообмена, то, поскольку стационарному распределению температур в твердом теле соответствует стационарное значение функционала, частные производные от функционала для любого внутреннего элемента области по температурам его узлов равны нулю. Поэтому достаточно рассмотреть только подсистему элементов, содержащую граничные узлы. В итоге из системы разрешающих уравнений останутся уравнения теплового равновесия граничных узлов, так как только они содержат искомые параметры граничных условий. Решение вновь полученной системы уравнений относительно выбранных параметров теплообмена и будет решением внешней ОЗТ.
На поверхности тела одновременно могут быть различные виды теплообмена (излучение, конвекция, теплопроводность), поэтому число параметров, подлежащих определению, превышает число уравнений. В таких случаях данную систему следует дополнить другими зависимостями и соотношениями, а также необходимыми экспериментально-расчетными данными о теплофизических свойствах материалов и параметрах окружающей среды.
Вследствие того, что экспериментальное поле обычно известно в конечном числе точек, а для решения задачи данным методом надо знать значения температур в узловых точках подсистем элементов (поверхностного слоя), то обратную задачу приходится решать в три приема [9,8]:
1. По экспериментально определенным температурам нанести распределение температур на поверхности детали (выполнить восстановление температуры поверхности);
2. Используя полное конечно-элементное представление детали, решить прямую задачу теплопроводности с граничными условиями I рода. В результате решения прямой задачи будут получены значения температуры во всех узлах области (осуществлена реконструкция температурного поля);
3. Найти распределение параметров теплообмена на поверхности детали, соответствующее распределению температур в теле и параметрам внешней среды. Для выполнения этой операции необходимо неполное конечно-элементное представление детали в виде подсистемы элементов, образующих поверхностный слой.
Очевидно, что решение обратных задач в пространственной нестационарной постановке связано с большими затратами времени на всех этапах решения. Поэтому чаше всего ограничиваются рассмотрением обратных задач теплопроводности в стационарной постановке. По причине того, что процессы теплообмена в ДВС являются циклическими, то параметры теплообмена, полученные при решении таких задач, будут среднеинтегральными за период циклического теплообмена.
Для определения распределения локальных тепловых потоков рассмотрим подсистему элементов, образующих поверхностный слой твердого тела, и предположим, что известны теплофизические свойства материала элементов и значения температуры в их узлах.
Рассматривая условия стационарности функционала [8], можно получить следующую систему уравнений:
Решение системы уравнений (1.1) представляет собой распределение тепловых потоков {q} по поверхности подсистемы, соответствующее заданному температурному полю. При этом следует отметить, что тепловые потоки, определенные таким образом, являются суммарными (имеют радиационные, конвективные и другие составляющие). После нахождения распределения тепловых потоков по поверхности можно определить и коэффициенты теплоотдачи, дополнив задачу сведениями о температуре среды, окружающей тело. При этом следует иметь в виду, что одному и том же температурному полю может соответствовать бесконечное число комбинаций параметров граничных условий, которые обладают общим свойством: дают одинаковое распределение тепловых потоков по поверхности тела.
Для получения расчетных зависимостей, по которым может быть решена обратная внешняя задача с целью нахождения распределения коэффициентов теплоотдачи по поверхности тела при известном его температурном поле, рассмотрим элемент подсистемы граничного слоя, если на грани этого элемента, совпадающей с гранью тела, теплообмен описывается соотношением
Сравнительный анализ влияния нагара и лака на тепловое состояние поршня с применением граничных условий третьего рода
Как было сказано выше, сравнения температурных полей «чистого» поршня и температурных полей поршней с нагаром и лаком по некоторым параметрам является не совсем корректным. Это объясняется тем, что на поверхностях в этих задачах использовались экспериментальные условия 2-ого рода, то есть температура, поэтому сравнения максимальных температур, или разброса температуры на днище поршня в данном случае не показательны.
Для того, чтобы получить сравнительный анализ температурных полей для случаев «чистого» поршня, поршня со слоем нагара, поршня со слоем лакообразований и поршня со слоем нагара и лакообразований, была решена задача с применением ГУ третьего рода для всех четырех случаев.
Как видно из рис.2.19 максимальная температура поршня (без учета температуры нагара) составила 306.6С, что ниже максимальной температуры «чистого» поршня на 1.02С, минимальная температура ниже на 2.16С. Разница температур в других контрольных точках имеет тот же порядок. Температура, непосредственно под слоем нагара, уменьшилась приблизительно на 10С. Температура непосредственно слоя нагара составила 276.94-319.32С.
Решением задачи поршня со слоем лака является температурное поле, показанное на рис.2.20. Максимальная температура составила 308.36С, что на 0.74С выше, чем в случае «чистого» поршня и на 1.66 С больше, чем в случае поршня со слоем нагара. Минимальная температура составила 168.68С, что на 0.94С выше, чем в случае «чистого» поршня и на 3.1 С больше, чем в случае поршня со слоем нагара, температура первого поршневого кольца выросла на 7.11 С, относительно поршня с нагаром, и на 5.59С, относительно чистого поршня.
ГУЗ-егорода Температура слоя лака составила 192.4-255.85С, а температура непосредственно поршня под слоем лака увеличилась на 16.41С, относительно чистого поршня. Наименьшая максимальная температура была получена при решении задачи со слоем нагара и со слоем лака, она составила 305.7 С рис. 2.21, что на 1.98С меньше, чем в случае «чистого» поршня. Минимальная температура в данном случае составила 167.06С. Температура непосредственно слоя нагара 278.44-320.83С (276.94-319.32С в случае поршня со слоем только нагара), в данном случае видно влияние лака как искусственного теплоизолятора. Температура непосредственно слоя лака 190.21-235.4С (192.4-255.85С в случае поршня со слоем только лака), в данном случае очевидно влияние нагара как искусственного теплоизолятора.
Как видно из таблицы 4, нагар и лак оказывают влияние на температурное состояние поршня, так, например, сравнение температурных полей «чистого» поршня и поршня с нагаром показывает, что поршень с нагаром имеет интегрально более низкую температуру, то есть нагар выполняет роль искусственного теплоизолятора. Поршень со слоем лака имеет более высокую температуру, чем «чистый» поршень. Это объясняется теплоизолирующим действием слоя лака.
Нестационарные тепловые нагрузки на тепловоспринимающей поверхности поршня
Основной причиной сокращения срока службы поршня и снижения его надёжности являются резкопеременные нестационарные тепловые нагрузки со стороны рабочего тела. Циклические термические напряжения возникают, прежде всего, вследствие изменения температуры в течение каждого рабочего цикла. Для исследования нестационарного теплообмена между рабочим телом и поршнем двигателя КамАЗ-7405 в данной диссертационной работе были использованы экспериментальные значения локальных нестационарных тепловых потоков, полученных по методу, разработанному в МГТУ им Н.Э. Баумана. Описание экспериментальной установки с двигателем КамАЗ-7405, а также метод измерения локальных нестандартных температур, необходимых для определения плотностей тепловых потоков, подробно изложены в [1], поэтому ниже отметим только некоторые особенности, которые связанных с регистрацией быстроменяющихся по времени теплофизических параметров. Обработка и анализ этих параметров (прежде всего, имеются в виду локальные плотности нестационарных тепловых потоков), приведённых ниже, осуществляется при непосредственном участии автора диссертационной работы.
В качестве основного блока в схеме регистрации нестандартных параметров используется цифровой анализатор AVL-652, представляет собой управляемою микропроцессором измерительную систему для экспресс регистрации и обработки динамических процессов нарастание давления в центре двигателя, температуры тепловоспринимающей поверхности поршня и т.п. Такая система отличается удобством за счёт легко понимаемого диалога через экран и клавиатуру. На рис. 3.1. приведена схема цифрового анализатора.
Максимальная разрешающая способность измерения угла поворота коленчатого вала составляет 0,1.
С помощью использованной системы имеется возможность образования среднего значения до 256 циклов, что очень важно при исследовании нестационарных параметров.
На рис.3.2. приведены изменения нестационарных температур поверхности камеры сгорания от цикла к циклу достоверной информации, и исключения случайных факторов следует зарегистрировать Tw(i) не для отдельно взятого цикла, но и для нескольких десятков чередующихся циклов. Используемые дальше нестационарные термические граничные условия для поршня КамАЗ-7405 были получены в результате определения средних (для 100-150 циклов) значений. На рис.3.3 и в табл.6 приведены экспериментальные граничные условия для режима работы Ne=152 кВт, п=2200 мин"1 поршня двигателя КамАЗ-7405.
Экспериментальное исследование поршня двигателей семейства КамАЗ
Экспериментальные исследования предусматривали определение стационарных температур в характерных точках поршней; а также нестандартных температур и нестандартных тепловых потоков на тепловоспринимающих поверхностях поршня на различных скоростях и нагрузочных режимах двигателей семейства КамАЗ (табл.7). При всех экспериментах производилось индицирование двигателя и определение его эффективных показателей.
Стационарные температуры на поверхностях КС определяли по замеренным их нестационарным значениям путём осреднения по времени, при этом в основном использовались датчики нестандартного теплового потока, а в ряде случаев обычные хромель-копелевые термопары. В данном случае поршень был оборудован токосъёмником рычажного типа, рассчитанным для работы во всём диапазоне частоты вращения коленчатого вала.
Локальные стационарные температуры измерялись с помощью датчиков ИМТК (измеритель максимальной температуры кристаллический), установленных на глубине 2-3мм от поверхности и не требующих специальных устройств для вывода и передачи сигналов от движущегося поршня. Все измерения проводились в стендовых условиях. На рис.4.1 приведены значения температур в характерных точках поршней дизелей без наддува при работе на номинальных режимах. Тепловые режимы поддерживаются в пределах: Температура охлаждающей жидкости t0XJI= 80-85 С, температура масла tM= 90-95С.
Измерения показали распределение температур в области верхнего компрессионного кольца в плоскости. Они соответствуют продольному сечению поршневого пальца и носят более симметричный характер, чем в поперечной плоскости. То же самое можно говорить и о распределении температур в огневом днище поршня (рис. 4.1). Как и ожидалась, максимальная температура наблюдалась на кромках поршней, а также в центральной (конической) части КС двигателя КамАЗ-740 (В КС дизеля КамАЗ-7402 эта часть удалена). Сравнение температур в сходственных точках огневого днища поршня (в 4-х точках на кромке и в 4-х точках периферии тепловоспринимающей поверхности поршня) показывает, что в целом поршень дизеля КамАЗ-7402, по сравнению с КамАЗ-740, имеет относительно низкий температурный уровень, что можно объяснить пониженной интенсивностью конвективного теплообмена из-за дефорсировки двигателя КамАЗ-7402 по частоте вращения. Однако снижение номинальной частоты вращения коленчатого вала дизеля КамАЗ-7402 до п=2200 мин"1 при сохранении эффективной мощности, почти равной мощности двигателя КамАЗ-740, не приводит к значительным изменениям температуры поршня. Кроме того, была обнаружена прямо пропорциональная зависимость температуры поршня от температуры охлаждающей жидкости при изменении последней в диапазоне t0XJ1= 75-95С. В частности, для дизеля КамАЗ-7402 в результате обработки экспериментальных данных (в том числе и данных завода) были получены следующие эмпирические формулы:
1. Средняя температура (С) поршня со стороны камеры сгорания Т=1,52Т0ХЛ+178 (4.1)
2. Средняя температура поршня со стороны гильзы Т=1,36Т0ХЛ+166 (4.2)
3. Средняя температура поршня над канавкой первого компрессионного кольца Т=1,28Т0ХЛ+152 (4.3)
4. Средняя температура поршня под канавкой первого компрессионного кольца
Т=1,2ТОХЛ+110 (4.4)
Заметим, что формула (4.3) и (4.4) справедливы в случае наличия в кольцевой канавке нирезистовой вставки. Полученные результаты свидетельствуют о высокой тепловой напряженности поршней безнаддувных двигателей КамАЗ-740 и КамАЗ-7402 при их работе на номинальных режимах, и указывает на необходимость применения масляного охлаждения поршней с помощью специальных форсунок, особенно при использовании турбонаддува. На рис. 4.2 сопоставлены температуры поршня дизеля с наддувом 8ЧН 12/12 (КамАЗ 7405) при этом поршни отличались друг от друга только формой КС. Температуры охлаждающей жидкости и масла поддерживались, как и в предыдущем случае, соответственно в пределах tOxji=80-85C, tM=90-95C. Наиболее высокие температуры были зафиксированы на кромках поршней. В случае КС цилиндрической формы они составили 329-340С, а в случае КС с коническим выступом- 306-328С. Температура над нирезистовой вставкой соответственно 258-272С и 235-275С. Установлена также прямая пропорциональная зависимость между температурами охлаждающей жидкости (пределы измерения 10 =75-95С) и поршня. При этом рост температуры toxn на 20С(от 75С до 95С) приводит к увеличению температуры поршня над канавкой правого компрессионного кольца на 20-23С. Аналогично изменялись локальные температуры в других зонах поршня. Проведенные результаты свидетельствуют о высокой тепловой напряженности поршней.
