Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Современное состояние вопроса исследования локального теплообмена в цилиндре поршневого двигателя 8
1.1. Анализ основных факторов влияющих на процессы теплообмена в камере сгорания поршневого двигателя 9
1.2. Численное моделирование движения рабочего тела в цилиндре 12
1.3. Краткий обзор современных методов моделирования локального конвективного теплообмена в цилиндре ДВС 16
1.4. Обзор работ по экспериментальному исследованию теплообмена в цилиндре 20
1.5. Оценка необходимой точности задания граничных условий 23
1.6. Выводы 28
Глава 2. Методика численного исследования движения рабочего тела в камере сгорания поршневого двигателя 31
2.1. Общие допущения модели движения рабочего тела в цилиндре ДВС. Уравнение движения рабочего тела в камере сгорания 31
2.2. Общие принципы построения конечно-элементной схемы решения ... 46
2.2.1. Подход к построению уравнений МКЭ и аппроксимация граничных условий 48
2.2.2. Составление уравнений конечных элементов 52
2.2.3. Решение систем алгебраических уравнений МКЭ 53
2.3. Конечноэлементная формулировка задачи гидродинамики 55
2.3.1. Потенциальная формулировка задачи 55
2.3.2. Конечноэлементная запись системы уравнений Эйлера в переменных «скорость - давление» 57
2.3.3. Построение конечно-элементной модели камеры сгорания двигателя 59
2.3.4. Сравнение результатов решения задачи в различных постановках 59
2.3.5. Примеры расчета полей скоростей для различных форм камер сгорания 63
2.4. Выводы 71
Глава 3. Методика расчета локального теплообмена в камере сгорания 73
3.1. Определение скорости выделения теплоты при сгорании топлива 73
3.2. Моделирование распространения фронта пламени в цилиндре двигателя искрового зажигания 76
3.2.1. Методика определения закона изменения радиуса кривизны сферического фронта пламени в камере сгорания ДВС искрового зажигания 77
3.2.2 Методика определения термодинамических параметров топливовоздушной смеси 80
3.2.3. Методика расчета тепловыделения в цилиндре двигателя искрового зажигания 84
3.3. Моделирование термодинамических параметров рабочего тела в цилиндре дизельного двигателя 87
3.4. Определение локальных коэффициентов теплоотдачи 89
3.5. Учет лучистой составляющей теплообмена 96
3.6. Результаты моделирования локальных условий конвективного теплообмена со стороны камеры сгорания 99
Выводы 113
Глава 4. Расчетное исследование теплового состояния деталей секции головки блока цилиндров двигателя МеМЗ-245 116
4.1. Результаты экспериментального исследования теплового состояния головки цилиндров двигателя МеМЗ-245 116
4.1.1. Описание экспериментальной установки 117
4.1.2. Термометрирование 119
4.1.3. Методика проведения эксперимента 120
4.1.4. Результаты экспериментального исследования 121
4.2. Расчетное исследование теплового состояния головки цилиндров двигателя МеМЗ-245 122
4.2.1. Выбор модели и метода расчета температурного состояния головки цилиндров 123
4.2.2. Моделирование граничных условий теплообмена головки цилиндров двигателя МеМЗ-245 126
4.3. Результаты расчетного исследования теплового состояния головки цилиндров двигателя МеМЗ-245 128
4.4. Выводы 130
Заключение 131
Список литературы 134
- Численное моделирование движения рабочего тела в цилиндре
- Общие принципы построения конечно-элементной схемы решения
- Моделирование распространения фронта пламени в цилиндре двигателя искрового зажигания
- Расчетное исследование теплового состояния головки цилиндров двигателя МеМЗ-245
Введение к работе
ІО *? 7Р
Актуальность диссертации
При проектировании и доводке современных двигателей необходимо проведение качественных и всесторонних оценок надежности и работоспособности всех систем и деталей двигателя. Работа этих деталей протекает в условиях высоких температур и химически активной среды при одновременном действии циклически меняющихся тепловых и механических напряжений. Одним из основных факторов, влияющим на эксплуатационные характеристики двигателя является его тепловое состояние.
Проблема надежности двигателей внутреннего сгорания (ДВС) в большой степени связана с теплонапряженностью его основных деталей. Большая часть используемых в настоящее время методик моделирования теплового состояния деталей ДВС базируется на эмпирических и полуэмпирических соотношениях и не обеспечивает в общем случае достаточной точности результатов. Существующие общенаучные пакеты для моделирования гидродинамики и теплообмена базируются на полном моделировании гидродинамических и тепловых процессов, что приводит к неоправданно большим временным затратам на подготовку модели и проведение расчета. Кроме того, эти пакеты не в полной мере учитывают специфику протекания рабочих процессов в камере сгорания реального поршневого двигателя. В связи с этим одной из актуальных проблем двигателестроения является создание инженерных расчетно-теоретических методов исследования локального теплообмена в ДВС, сочетающего достаточную точность решения с ограниченными требованиями к временным и вычислительным ресурсам.
Цель работы
Целью работы является создание и проверка уточненной методики расчета локального теплообмена в камере сгорания ДВС, пригодной для проведения
БИБЛИОТЕКА | \
\ ОЭ
fcTp5^rj
инженерных расчетов на стадии проектирования и доводки ДВС различных типов.
Задачи исследования
В соответствии с целью работы были поставлены следующие задачи исследования:
Обосновать, разработать и программно реализовать методику численного определения полей мгновенных скоростей обтекания рабочим телом камеры сгорания в трехмерной постановке;
Обосновать и разработать математическую модель расчета мгновенных и средних за цикл локальных значений интенсивностей конвективного теплообмена в камере сгорания поршневого двигателя;
Провести проверку достоверности разработанных математических моделей на основании анализа результатов проведенного расчетно-экспериментального исследования теплового состояния головки цилиндров бензинового двигателя.
Провести численное исследование процессов газодинамики и теплообмена в поршневых двигателях различного типа с целью выяснения особенностей теплового нагружения теплонапряженных деталей и влияния конструктивных особенностей ДВС на величины и распределения тепловых потоков в камере сгорания.
Научная новизна
Научная новизна работы заключается в получении новых данных о движении
рабочего тела в цилиндре поршневых ДВС различного типа, получении новых
данных о мгновенном распределении локальных коэффициентов теплоотдачи
по поверхности камеры сгорания, разработке новой методики численного
исследования процессов локального теплообмена в камере сгорания
поршневого ДВС.
JK'.iHf. ;."..с... ,
2 І M^Tvtti.i: -
Практическая ценность
Практическая ценность работы заключается в разработке инженерной методики численного исследования локального теплообмена в цилиндре поршневого ДВС, пригодной для использования на стадии проектирования и доводки двигателя.
Достоверность
Достоверность научных положений и выводов определяется применением .общих систем уравнений гидродинамики и фундаментальных законов тепломассообмена, современных численных методов реализации математических моделей, анализом обоснованности теоретических допущений и связанных с этим погрешностей расчета, а также удовлетворительным качественным и количественным согласованием расчетных и экспериментальных данных.
Практическая реализация
Результаты работы были использованы при проведении научно-исследовательских работ на кафедре ДВС СПбГПУ по заказам предприятий отрасли, а также применяются в учебном процессе по специальности «Двигатели внутреннего сгорания».
Апробация работы
Результаты исследований, составляющих основу работы, докладывались на научных семинарах кафедры ДВС СПбГТУ 2000-2003 г.г., XXIX (2001 г.) и XXX Юбилейной (2002 г.) Неделях науки СПбГТУ.
Публикации
По теме диссертации опубликовано 4 печатных работы.
Структура и объем работы
Численное моделирование движения рабочего тела в цилиндре
Изучение гидродинамики рабочего тела в цилиндре не является основной целью работы. Достаточно точное определение поля скоростей обтекания рабочим телом поверхности камеры сгорания позволяет вычислить локальные мгновенные значения коэффициентов конвективной теплоотдачи. В этом случае локальные результирующие температуры и локальные средние за цикл коэффициенты теплоотдачи вычисляются путем интегрирования этих величин за цикл. Таким образом, определяются локальные условия теплообмена, и искомое температурное поле деталей двигателя может быть определено методом конечных элементов.
Исследования показали высокую надежность подобного подхода к решению задач конвективного теплообмена в поршневых двигателях и хорошее соответствие полученных результатов экспериментальным данным [23,45]. Из этого может быть сделан вывод об адекватности оценок физических явлений, заложенных в основе расчетных методик характерным особенностям процесса теплообмена. Это позволяет использовать их в инженерных расчетах с целью оптимизации конструкции двигателей.
Численные методы определения скоростного поля в камерах сгорания ДВС различаются по полноте описания.
В работе В.В.Глаголева и С.А.Чаплыгина [11], посвященной гидродинамике рабочего тела в камерах сгорания двухтактных двигателей была применена безвихревая потенциальная модель движения рабочего тела, без привлечения эмпирических и полуэмпирических коэффициентов. В современных условиях данная модель оказывается излишне упрощенной и не учитывает многие важные факторы, определяющих особенности движения рабочего тела в камере сгорания ДВС.
В вихревой модели движения рабочего тела в камере сгорания, построенной Г. Б. Розенблитом [49], распределение коэффициентов теплоотдачи связывается с формой эпюры азимутальной компоненты вектора скорости в вихре. Данная модель не вполне адекватна реальным условиям течения и подвергается критике [43] В последнее время разрабатываются полноразмерные модели движения рабочего тела в камере сгорания, основанные на решении полной системы уравнений Навье-Стокса [30, 65]. Преимущество таких моделей в том, что они используют фундаментальные положения газовой динамики, более достоверно описывают трехмерный турбулентный поток, основные показатели турбулентных пульсаций, которые оцениваются аналитически с учетом их пространственно-временного характера изменения. Но большой объем вычислений, существенно трехмерная переменная геометрия расчетной области и другие факторы приводят к сложности построения устойчивых и универсальных моделей течения и снижают их эффективность.
Часто для упрощения численного решения задачи и уменьшения расхода машинного времени пренебрегают молекулярной вязкостью рабочего тела в цилиндре и используют модели, основанные на интегрировании системы уравнений Эйлера. Г. Абруджиа и У. Амато [73,74] была разработана безусловно устойчивая численная схема решения уравнений Эйлера в двумерной постановке на основе метода конечных объемов. Использование этой схемы приводит к снижению затрат расчетного времени и хорошо согласуется с экспериментальными данными для тактов наполнения и сжатия.
Однако, поскольку не учитывается реальная турбулентность потока, образование пограничных слоев, а также возможная трехмерность потока, то рассмотренная в [73] схема мало пригодна к решению задач локального теплообмена, в частности при расчетах камер сгорания.
Существуют модели течения в камере сгорания, основанные на интегрировании уравнений турбулентного течения, замыкаемые с использованием различных моделей турбулентности. Наиболее полное описание движение рабочего тела в цилиндре может быть получено при использовании для замыкания модели K-s модели турбулентности. Согласно данным литературных источников ([78,80]), применение К-Б модели дает удовлетворительные результаты. Однако корректность применения этой модели для исследования сложных внутренних течений часто подвергается сомнению [34]. К-є модель не является универсальной, т.к. значения используемых в ней констант зависят от конкретных условий течения. Также было отмечено, что практически все существующие на данный момент времени модели турбулентности вполне удовлетворительно описывают только интегральные характеристики течения (напряжения трения, толщина пограничного слоя). Локальные характеристики турбулентного поля (Лагранжев масштаб и др.) часто не соответствуют экспериментальным данным [10]. Во многих современных работах применяются различные модификации К-є модели, например, RNG К-є [77, 82,85], дающие достаточно хорошее совпадение с экспериментальными данными.
Для обоснованного упрощения моделирования движения рабочего тела в камере сгорания могут быть использованы «двухзонные» модели, использующие теорию пограничного слоя для описания пристеночной области и полагающие движение на границе пограничного слоя, т.е. в объеме камеры сгорания, безвихревым.
Общие принципы построения конечно-элементной схемы решения
К настоящему моменту времени существует достаточно большое количество конечноразностных схем решения уравнений Навье-Стокса, использующих различные подходы к построению разностных операторов. Особенностью таких схем является наличие сеточных параметров, рациональный выбор которых в большинстве случаев может быть трудоемок. Для достаточно точной аппроксимации решения вблизи границ и в областях больших градиентов полей искомых функций часто требуется существенное сгущение сетки, что оказывает влияние на сходимость и устойчивость численной схемы. Построение конечноразностных операторов, аппроксимирующих уравнения Навье-Стокса на произвольном трехмерном сеточном шаблоне также вызывает трудности.
В последние годы все более широкое распространение при конструировании численных алгоритмов приобретает метод конечных элементов (МКЭ), который имеет строгую математическую формулировку, являясь, с одной стороны, разновидностью метода сеток, а с другой -численной реализацией метода Ритца или Бубнова-Галеркина на конечном элементе [25]. Высокую вычислительную эффективность метода обеспечивает выбор функций кусочно-полиномиального вида. Естественная возможность применения нерегулярных сеток в МКЭ позволяет эффективно аппроксимировать криволинейные границы области, а вариационная формулировка задачи позволяет легко учитывать различные типы граничных условий. Достоинством этого метода является также возможность автоматического составления системы уравнений конечных элементов.
Для задач, имеющих эквивалентную формулировку минимизации функционала, эффективность МКЭ подтверждена многочисленными теоретическими и практическими исследованиями. Формулировка МКЭ в таких случаях фактически означает выполнение основных законов сохранения, поэтому система уравнений конечных элементов часто эквивалентна уравнениям, получаемым некоторыми другими методами (метод интегральных балансов, интегроинтерполяционный метод). На базе МКЭ в настоящее время создаются проблемно-ориентированные пакеты программ для целого класса задач механики сплошной среды.
Применения МКЭ к задачам о течении вязкой жидкости начались сравнительно недавно. Важным достоинством МКЭ для задач гидромеханики является свойство консервативности и абсолютной устойчивости.
Вместе с тем формальное применение МКЭ к задачам гидромеханики может приводить к парадоксам. Например, выбор одинаковых базисных функций для аппроксимации скорости и давления может давать плохую точность или приводить к несовместной системе алгебраических уравнений. Поэтому вопросам выбора и сравнительного анализа МКЭ для задач гидромеханики следует уделять особое внимание.
Для приведения исходной дифференциальной задачи к алгебраической формулировке, удобной для использования МКЭ может быть использован метод Галеркина. Метод Галеркина является частным случаем метода взвешенных невязок, в котором весовые функции совпадают с базисными. Рассмотрим процедуру преобразования уравнений на примере трехмерной краевой задачи теплопроводности: где D - трехмерная область;
Выберем систему N линейно-независимых функций y/j(x, у, z),j = 1, 2,..., N, удовлетворяющих условию: и будем искать приближенное решение в(х,у,z) задачи в виде их линейной комбинации
Моделирование распространения фронта пламени в цилиндре двигателя искрового зажигания
При построении модели локального теплообмена в бензиновом двигателе необходимо .учитывать пространственную неоднородность поля температур в камере сгорания, вызванную распространением, фронта пламени от свечи зажигания. Решение этой задачи требует знания местоположения фронта пламени относительно стенок камеры сгорания. Нахождение радиуса кривизны фронта пламени, определяющего динамику роста площади фронта, согласно исследованиям, проведенным в [79], позволяет связать его с характеристиками тепловыделения в цилиндре бензинового двигателя. В настоящее время существует ряд методов определения скорости распространения фронта пламени в цилиндре ДВС искрового зажигания. В настоящей работе для определения местоположения фронта пламени применен метод, разработанный Р.М.Петриченко и Б.Кандакжи [21] и доработанный Е. М. Сгибневым [52], основанный на обработке индикаторной диаграммы и использующий гипотезу о сферичности фронта пламени. Данный метод был выбран, как наиболее простой и доступный. Для определения термодинамических параметров тошшвовоздушной смеси использовалась методика, разработанная Е. М. Сгибневым [52] на основе положений и результатов, полученных в работах А. С. Лоскутова [36] и Ю. В. Галышева [9]. В предположении, что продукты сгорания, заключенные в выгоревшем объеме Vnc, с достаточно высокой степенью точности подчиняются характеристическому уравнению идеального газа [70], может быть получено следующее уравнение для текущего объема сгоревшей смеси: где V„c - текущий объем продуктов сгорания, ограниченный фронтом пламени; р, Тд— соответственно текущее давление и температура в переменном объеме V Знание объема сгоревшей тошшвовоздушной смеси Vnc и геометрии формы камеры сгорания позволяет определить радиус сферы Ro, моделирующей зону продуктов сгорания. Для нахождения объема и площади поверхности сферического фронта пламени был использован алгоритм, описанный в [33]. Согласно этому алгоритму, с цилиндром связывают систему координат oxyz, плоскость оху которой совпадает с положением днища поршня при нахождении его в верхней мертвой точке, а ось oz - с осью симметрии цилиндра (рис. 3.1).
В этой системе координат надпоршневое пространство R описывается следующей системой ограничений: где R0 - радиус цилиндра; Н— расстояние от днища поршня до верхней мертвой точки; z =f(x,y) — функция поверхности камеры сгорания. Вводится система координат OXYZ, оси которой параллельны соответствующим осям системы координат oxyz, а начало совпадает с искровым промежутком свечи зажигания. С системой координат OXYZ связана сферическая система прв, где г- радиус; ф - угол, образованный радиус-вектором с осью OZ; в - угол, образованный проекцией радиус-вектора на плоскость XOY и осью ОХ. Тогда координаты точки поверхности сферы в системе oxyz запишутся в виде где хо, у о, z0 - координаты точки О в системе координат oxyz. Зафиксировав некоторое значение р и перебирая значения ср на интервале (О, л) и в на (0, 2л) с достаточно мелким шагом Л, определяем множество точек сферы, находящейся внутри надпоршневого пространства, проверяя для каждого значения р и 6?условие (3.4). Величина объема и площади поверхности фронта пламени определяется как Таким образом, путем подбора, можно найти радиус сферы, которому будет соответствовать значение объема продуктов сгорания полученное в результате обработки индикаторной диаграммы по формуле (3.3). Для описания скорости распространения турбулентного фронта пламени в ядре предложена следующая зависимость: где Бф- текущая площадь поверхности сферического фронта пламени; Яф - текущий радиус сферического фронта пламени; t - время продолжительности процесса сгорания от его начала. Необходимо отметить, что в отсутствие экспериментально полученной индикаторной диаграммы, возможно, используя изложенную в данном разделе методику, определить местоположение сферического фронта пламени на основе синтезированных индикаторных диаграмм полученных с применением широко известных законов тепловыделения, например, по И. И. Вибе и др. Расчет процессов горения в ДВС производится при некоторых упрощающих допущениях относительно состояния рабочего тела. Необходимость их введения определяется требованиями достаточной простоты расчетов. Так, для смеси газов, представляющих собой рабочее тело, принимаем допущение о том, что она состоит из идеальных индивидуальных веществ. Тогда, к отдельным газам, а также к смеси в целом становится возможным применение уравнения состояния идеального газа [70]. Для решения задачи введем ряд допущений: 1. К началу сгорания топливовоздушная смесь в цилиндре гомогенна, что для бензиновых двигателей близко к реальности. 2. Смесь в цилиндре в процессе сгорания разделена фронтом пламени на две зоны: продуктов сгорания и свежей смеси. 3. Свежая смесь состоит из воздуха, паров бензина и остаточных газов. Масса рабочего тела при совершении рабочего процесса неизменна. 4. Давление газа в объеме камеры сгорания в любой момент времени одинаково.
Расчетное исследование теплового состояния головки цилиндров двигателя МеМЗ-245
Для оценки достоверности методики определения локальных коэффициентов конвективной теплоотдачи в камере сгорания двигателя необходимо провести сопоставление результатов термометрирования головки 123 цилиндров двигателя МеМЗ-245 с расчетным температурным полем головки. В связи с тем, что целью расчетного исследования является проверка разработанной методики по конечному результату - распределению температур в теле головки цилиндров двигателя МеМЗ-245, необходимо учесть наличие теплоотдачи не только со стороны камеры сгорания, но и со стороны всех остальных поверхностей. Таким образом, для расчета температурного состояния головки цилиндров необходимо знать: 1. Величины средних за цикл локальных коэффициентов теплоотдачи и локальных результирующих температур по огневой поверхности камеры сгорания. 2. Величины средних за цикл коэффициентов теплоотдачи и локальных результирующих температур со стороны газовоздушных каналов. 3. Величины средних за цикл коэффициентов теплоотдачи и результирующих температур со стороны полостей охлаждения головки цилиндров. С целью апробации математической модели теплообмена и определения области применимости, программой исследований весь комплекс расчетов, по определению температурных полей в головке цилиндров, проводился для установившихся режимов работы двигателя. 4.2.1.Выбор модели и метода расчета температурного состояния головки цилиндров Геометрическая сложность формы . головки блока цилиндров, неравномерность распределения тепловых потоков по поверхностям и пространственный характер движения тепла через них обуславливают, при определении их температурных полей, постановку и решение полностью трехмерной задачи теплопроводности. Пространственная постановка задачи предусматривает, по сравнению с двумерной, более полный учет особенностей геометрии головки, а также уточненное задание граничных условий со стороны нагреваемой и охлаждаемой поверхностей. 124 Внутрицикловые колебания температуры детали малы по сравнению с температурным перепадом, определяющим теплоотдачу от газов к стенкам.
В период наиболее интенсивного теплообмена (начало видимого сгорания -конец рабочего хода) относительное отклонение мгновенной температуры стенки от среднего ее значения, по сравнению со средним перепадом температур, не превышает 1 - 2.5 % [26, 62]. Это обстоятельство позволяет при практических расчетах температурного состояния пренебрегать внутрицикловыми колебаниями температур и решать задачу в стационарной постановке. Такая задача могла быть решена методом конечных элементов (МКЭ) без значительных упрощений геометрической формы тела и грубой схематизации процессов теплообмена на его поверхностях [67]. В качестве расчетной схемы головки блока цилиндров двигателя МеМЗ-245 выбрана секция головки, относящаяся к первому цилиндру. Данный выбор был основан на возможности проведения сравнительного анализа расчетных значений температур с экспериментальными результатами проведенного термометрирования головки цилиндров. Достаточно часто расчет сложной конструкции головки проводят по упрощенной схеме: в связи с тем, что тепловые потоки, идущие от камеры сгорания являются определяющими для теплового состояния нижней части головки цилиндров, рассчитывается наиболее нагруженный в тепловом отношении элемент головки блока цилиндров - огневое днище [22, 61, 63]. Допустимость такого подхода к решению тепловой задачи для головки цилиндров была неоднократно подтверждена.
Например, в работе [62], в целях проверки влияния верхних частей рубашки охлаждения и патрубков газовоздушных каналов на температуры днища головки был произведен расчет температурных полей по схеме, в которой удалены элементы аппроксимирующие эти части головки. Расхождение температур днища, полученных по полной и упрощенной схемам, не превысило 3 - 5%, при этом время счета сократилось в 2.5 раза. Следовательно, если не предполагается проводить расчет напряженно-деформированного состояния головки, 125 аппроксимация удаленных от днища элементов конструкции головки не нужна [62]. Секция головки двигателя отнесенная к первому цилиндру рассекалась сечениями, описывающими профиль огневого днища камеры сгорания с толщиной порядка 10 - 15 мм от разъема «головка - блок» цилиндров. Головка «резалась» так, чтобы стороны противоположные разъему «головка-блок» цилиндров попадали на границы полостей охлаждения, а также на границу впускных и выпускных седел. Таким образом, в расчетной схеме аппроксимируются важнейшие конструктивные элементы головки: днище переменной толщины с отверстиями под клапана, свечу и шпильки, седла под впускные и выпускные клапана, а также поверхности контакта с водяными полостями. Подготовка модели головки была осуществлена при помощи пакета инженерной графики «AutoCAD» и пакета САПР «COSMOS/M-2.0». Рис. 4.3 - Общий вид конечноэлементной модели головки цилиндров Модель состоит из 6777 конечных элементов, которые содержат 35647 узлов. Общий вид конечно-элементной модели со стороны камеры сгорания, приведен на рис. 4.3. 126 4.2.2.Моделирование граничных условий теплообмена головки цилиндров двигателя МеМЗ-245 Моделирование локальных граничных условий конвективного теплообмена со стороны камеры сгорания С целью задания граничных условий теплообмена в камере сгорания двигателя МеМЗ-245 был произведен расчет мгновенных и средних за цикл локальных коэффициентов теплоотдачи от рабочего тела к огневой поверхности головки цилиндров. Результаты проведенного расчета приведены в главе 3 и могут быть использованы для моделирования локальных граничных условий конвективного теплообмена со стороны камеры сгорания. Моделирование граничных условий теплообмена со стороны газовоздушных каналов и контактной пары «седло — клапан»
