Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Состояние и перспективы применения композиционных ма териалов при совершенствовании базовых деталей двигателей и установок 6
1.1. Композиционные материалы и перспективы их применения 6
1.1.1. Определение композиционных материалов 6
1.1.2. Классификация композитов 8
1.2. Обзор конструкций шатунов из КМ 19
1.3. Анализ методик расчета напряженно-деформированного состояния шатунов ДВС 25
1.4. Особенности КМ как конструкционных материалов, общая методология конструирования деталей 41
1.5. Выводы и постановка задачи 42
Глава 2. Математическая модель анализа напряженно-деформирован ного состояния шатуна из композиционных материалов 43
2.1. Определение механических характеристик слоистого композита 43
2.1.1. Расчет эффективных упругих и прочностных свойств однонаправленного композиционного материала 43
2.1.2. Определение упругих характеристик многослойных композитов при плоском напряженном состоянии 45
2.2. Модель поведения монослоя в составе многослойного пакета. Алгоритм расчета прочностных свойств КМ 4
2.3. Обоснование и выбор метода оптимизации 57
2.4. Алгоритм оптимизации 60
Глава 3. Экспериментальное исследование напряженно-деформированного состояния шатуна 64
3.1. Объект и цели исследования 64
3.2. Экспериментальная установка, тарировка тензорезисторов 66
3.3. Экспериментальное определение деформированного состояния шатуна 72
3.4. Оценка погрешностей результатов зксперименталъгых исследований 75
Глава 4. Расчетное исследование напряженно-деформированного состоя ния шатуна из композиционного материала 78
4.1. Расчетная модель шатуна 78
4.2. Расчетный анализ напрялсенно-деформированного состояния базовой конструкции шатуна 82
4.3. Оптимизация структуры слоистого композита 94
4.4. Сравнение результатов расчетаи эксперимента 108
Основные выводы
Список использованной литературы
- Анализ методик расчета напряженно-деформированного состояния шатунов ДВС
- Расчет эффективных упругих и прочностных свойств однонаправленного композиционного материала
- Экспериментальная установка, тарировка тензорезисторов
- Расчетный анализ напрялсенно-деформированного состояния базовой конструкции шатуна
Анализ методик расчета напряженно-деформированного состояния шатунов ДВС
Более целесообразно применение единой конструкции, когда различные нагрузки воспринимаются всеми ее элементами одновременно, т.е. использование традиционного подхода при конструировании. Учитывая этот факт, была создана соответствующая конструкция шатуна из слоистого углепластика [14] для быстроходного автомобильного двигателя типа ВАЗ 2108 (N, =50 кВт, п,=5600 мин-1). Выбор указанного материала объясняется тем, что по критерию удельная прочность-технологичность-стоимость его можно признать наилучшим.
Конструкция шатуна представлена на рис.1.6. Она состоит из: стержня (непосредственно шатуна); верхней стальной втулки; вкладыша; соединительных скоб; верхней и нижней бобышек изготовленных также из углепластика.
Стержень шатуна и бобышки изготавливаются из разнонаправленных монослоев углепластика одновременно в процессе прессования при определенных давлении и температуре.
Можно отметить еще несколько конструкций пластиковых шатунов, для применения в быстроходных двигателях [15, 16, 17, 18, 19, 20]. К настоящему времени разработан ряд аналитических и численных методов для расчета напряженно-деформированного состояния (НДС) шатунов.
Задаче определения распределения напряжений и деформаций в головках шатунов ДВС аналитическим путем посвящено достаточно большое количество исследований. Для этого использовались упрощенные расчетные схемы. Основное упрощение чаще всего представляло собой замену реальных головок щатунов замкнутым контуром, состоящим из прямолинейных или криволинейных стержней постоянной жесткости.
Обобщенная расчетная схема разработанных методик (рисЛ .7) представляет собой статически неопределимый, защемленный с двух сторон симметрично относительно оси шатуна под углом а круговой контур радиусом г с постоянным моментом инерции J и площадью поперечного сечения F, на который действует распределенная нагрузка. Для раскрытия статической неопределимости необходимо найти три неизвестные величины М0, N0, Q0, которые определяются из решения системы трех уравнений: МГ.+ 0. + . +A,, = ! V. +SJL +ёпМ,+А2р = 0; (1.1) [ . + 0,+ . + 4 = где Sjj -единичные перемещения по направлению действия силы, обозначенной первым индексом, от действия единичной силы, обозначенной вторым индексом. Коэффициенты при неизвестных 5ц в системе (1.1) определяются из выражений [78]: а) для бруса малой кривизны; 4 \ EF \ FG \ EJ б) для бруса большой кривизны; W EF EpeF v J jJEFp GF " где: JV,.,M,.,(2, - текущие значения внутренних силовых факторов от і-ой единичной нагрузки; E,G - модули упругости соответственно первого и второго рода; е - эксцентриситет нейтральной оси; р - радиус слоя, проходящего через центр тяжести поперечного сечения; к - коэффициент формы сечения; 1 - длина контура.
Некоторые методы расчета поршневых головок шатунов содержатся в работах А.А.Попова [23], Ф.Ф.Симакова [24, 25], Р.С.Кинасошвили [21]. Дальнейшее развитие методов определения напряжений в замкнутых головках шатунов нашло в работах БЛ.Ромалиса [26], Я.В.Тихомирова [27], С.С.Носова [28],Э.М.Гольбац-Кокина [29] и др. Эти работы посвящены усовершенствованию расчетной модели порпшевой головки шатуна путем уточнения угла заделки а, угла и закона приложения внешней нагрузки с целью приближения расчетных результатов к экспериментальным. max Наибольшее распространение получила расчетная схема, предложенная Р.С.Киносашвили [48] (рисЛ .8 а). Напряжения от растягивающей силы инерции порпшевой группы Pjn определяются при положении поршня в ВМТ и на режиме максимальной частоты вращения коленчатого вала юг Величина Pjn определяется из выражения: Pjn=mmRG?max(l+X) где: ютах=1.2а п; юп - номинальная частота вращения коленчатого вала; R - радиус кривошипа; тш - масса порпшевой группы; A,=R/L; L - длина шатуна: Радиальное давление от силы Pjn считается равномерно распределенным по верхней части головки и определяется: Рп Р = 2Гц. где: 2rw - средний радиус поршневой головки. Максимальное напряжение в порпшевой головке, имеющей прямо угольное поперечное сечение в месте заделки, определяется из выражений: напряжение на внутренней поверхности головки:
Расчет эффективных упругих и прочностных свойств однонаправленного композиционного материала
В силу принятого определения композитов, данные материалы являются неоднородными на микроуровне. Поэтому жесткостные свойства таких материалов определяются свойствами компонентов, составляющих композит.
К настоящему времени предложено значительное число методов вычисления эффективных свойств. Обзоры этих методов можно найти, в частности в [1, 56, 57, 60, 68]. Кроме того опубликовано большое количество работ, в которых приводятся выводы зависимостей для вычисления оценок и точных значений упругих характеристик, например: [3, 9, 50, 53, 64, 70, 71, 72, 73, 74, 76]. Вид полученных формул определяется выбором расчетной модели.
В [50] предложен один из простейших подходов к расчету эффективных жесткостей однонаправленного материала. Он основан на следующих предпосылках (рис 2.1): 1. Связующее и волокно - линейно - упруга, изотропны и однородны; связь напряжений и деформаций в них следует закону Гука; 2. Армированный материал рассматривается как сплошное макроскопически однородное трансверсально-изотропное тело; 3. Предполагается, что между матрицей и волокном существует полное сцепление; 4. Допускается, что поперечно направленные к волокнам дополнительные с, которые ввиду различных коэффициентов Пуассона волокна и связующего могут иметь место при действии ап, малы;
В случае действия ац или с?зз предполагается, что ст в матрице и волокне одинаковы, а доля деформаций составляющих материалов, подсчитанных с таким допущением, пропорциональна в общей деформации составного материала объемному содержанию каждого составляющего.
Основные зависимости для расчета жесткостных свойств композита, полученные на основании этого подхода имеют вид: , = ti + С« - (2.1) где: п = Ев/Ет; M=FA/F; Ев, Ем - модули упругости первого рода волокна и матрицы, соответственно; // - объемная доля волокна. Vi2 = vm(l-M) + MVB (2.2) где: VB, vm - коэффициенты Пуассона волокна и матрицы, соответственно. Р= ф + (п-\)у]Ет [ + /I(l-iW)][l + („_l)A]-(Wvm-vB)2//(l-/U) } AvBH + nvM(l- //)][!+(я-!)//] +(и уж-уд)2 ц(1- ц) 23 + Я(1-;Ц)][Ц.(Л-1) ]-(Л -УВ) (1-А) (2.5) Q m(l + ti)-(\-y)G = [/1(1+ yj(l +/І)+ (l + vB)(l-/0FM 12 m(l-//)+(1+ //) - 2(\+vm)[n(l + vm)(l-fi) + (l+vB)(li)] где. m« yGn= %+Vsy GB, Gm - модули сдвига волокна и матрицы, соответственно. Для инженерных расчетов эти формулы достаточно точны, но значения Ег, Gi2 целесообразно уточнить из эксперимента для соответствующего материала.
Для расчета эффективных упругих свойств КМ используется два метода:
1. Метод последовательного осреднения. В этом методе первым шагом явля ется осреднение однонаправленного материла. На втором - шаге попереч ные волокна располагаются в уже осредненном однонаправленном мате риале, который считается матрицей с анизотропными свойствами. Реали зация данного метода с выводом основных уравнений дается в [51]. В принципе этот метод может использоваться при вычислении свойств про странственно армированных материалов.
2. Метод слоев. В соответствии с ним композит представляется в виде слои стого материала из анизотропных однородных слоев. Этот метод может быть использован только в случае плоской армировки. Считается, что этот метод дает лучшие результаты, чем метод последовательного осред нения.
Эти методы могут использоваться при прикидочных расчетах. Для более точных или окончательных расчетов желательно проведение тестового эксперимента для уточнения свойств конкретного материла.
В данной работе для определения упругих свойств КМ принят метод слоев. Ниже приводятся схема вычисления и окончательные выражения для технических констант.
Для расчета эффективных свойств материала используются следующие соображения [52]. Пусть композит образован несколькими разноориентиро-ванными слоями однонаправленного материала. Введем следующие системы координат: общая (х, у); местные, локальные однонаправленных слоев (1, 2) (рис. 2.3). Для определения упругих характеристик рассмотрим параллелепипед единичной длины и ширины (рис. 2.4). Силы Тх, Ту, Тху, приходящиеся на единицу длины сечения, определяются из следующих уравнений равновесия:
Экспериментальная установка, тарировка тензорезисторов
Установка для статического нагружения шатуна (рис. 3.1) состоит из следующих основных элементов: разборных верхнего 1 и нижнего 6 поршней, гильзы 3, порпшевого пальца 5 и кривошипного пальца 6, устройства для воспроизведения сжимающей и растягивающей нагрузки и контрольно-измерительной аппаратуры.
В качестве нагружающего устройства использовалась универсальная испытательная машина 1958 У10, позволяющая развивать максимальную нагрузку ЮОкН.
Контрольно-измерительная аппаратура - СИИТ-3. Данная система позволяет подключать до ста каналов с одним активным тензорезистором. Быстродействие системы - до 20 измерений/с.
Исследуемый шатун 4 с наклеенными тензодатчиками соединялся с верхним и нижним поршнями. При испытаниях на растяжение поршни при помощи шпилек соединяются с захватами машины. При сжимающей нагрузке поршни устанавливаются в гильзу. Нижний поршень при этом свободно опирается на подвижную траверсу машины.
Величина растягивающей нагрузки принята равной 15000 Н, что соответствует величине инерционной силы действующей на шатун при 6100 мин"1 (10% превышения пе=5600 мин"1).
Для тарировки тензодатчиков был подготовлен специальный образец, который изготавливался из разработанного кмпозитного шатуна с помощью механической обработки. Чертеж образца представлен на рис. 3.2.
Изготовление образца из рабочего шатуна объясняется особенностью композиционных материалов, заключающейся в том, что материал детали и сама деталь изготавливаются одновременно, за один технологический цикл. В случае изготовления образца, например, из плиты возможно сильное различие прочностных и упругих свойств образца и детали.
Измерение деформаций проводилось тензорезисторами типа КФ5 с базой 1 мм. Схема наклейки датчиков показана на рис. 3.3. Наклеивание датчиков, в отличие от [97] производилось клеем циакрин.
Тарировка производилась с помощью навесного деформометра Хуген-бергера. Для исключения влияния перекосов, вызванных неточностью установки образца в захватах машины, измеритель деформаций поочередно располагали на противоположных сторонах образца.
Величины перемещений соответствующие датчикам 1.1 и 2.1, полученные механическим измерителем, соответственно равны 10.2 и 15 мкм, т.е. среднее перемещение составляет 12.6 мкм (табл. 9). Тогда цена деления датчика по перемещению составляет 0.65 lxlO"6 м/дел.
База измерителя деформации 26.5 мм. Тогда относительная деформация при перемещении 12.6 мкм составляет 0.4717x10 , цена деления по деформациям 0.02438х10"3 дел"1.
Одновременно был получен продольный модуль упругости Ех. Его величина составила 93.ІХІ03 МПа, тогда как расчетное значение составляет 92.9х103 МПа.
Исследование напряженно-деформированного состояния шатуна проводилось в два этапа: определение усилия затяжки соединительных скоб и исследование деформированного состояния шатуна. Экспериментально определенные усилия затяжки скоб затем использовались для уточнения граничных условий при расчете НДС шатуна.
Определение деформаций скоб производилось при помощи деформо-метра Хугенбергера. Затяжка шатунного болта производилась динамометрическим ключом моментом 30 Нм. В таблице 10 приведены результаты измерений деформаций скобы. Тоща среднее напряжение в скобе будет равно 520 МПа. Пересчитав полученное значение получим давление равное 173 МПа, используемое при дальнейших расчетах.
Для исследования деформированного состояния на натурный шатун было наклеено 52 тензорезистора типа КФ5 с базой 1 мм. Схема расположения тензорезисторов показана на рис. 3.4. В таблице 12 указаны координаты точек расположения тензорезисторов на исследуемом шатуне. Наклейка производилась, как и на образец, клеем циакрин. Для удобства сравнения полученных значений с расчетными тензорезисторы были расположены в двух взаимно перпендикулярных направлениях: вдоль продольной оси шатуна и перпендикулярно ей.
Расчетный анализ напрялсенно-деформированного состояния базовой конструкции шатуна
При обозначении кривых на рисунках верхний индекс означает 1 или 2 - направление осей анизотропии свойств слоя (вдоль и поперек соответственно); (+) или (-) растяжение или сжатие; нижний индекс номер слоя. Область, ограниченная ст2+2 - a2+i - a1_i -0- 3,4 _ в1_2 является зоной упругого деформирования. Кривые а2 и a2+i обозначают разрушение второго и первого слоев при растяжении поперек волокон, при этом несущая способность композита в целом сохраняется и он продолжает работать до разрушения третьего и четвертого слоев поперек волокон -0 3,4- Общая несущая способность композита также сохраняется.
В таблице 13 в графах прочностных характеристик КМ указаны пределы упругого деформирования материала.
Произведенный расчет НДС позволил выявить наиболее опасные зоны детали. Они находятся в нижней части крышки шатуна и на ее внешней поверхности. При этом минимальный коэффициент запаса достигается в этой зоне при растяжении вдоль оси OY (максимальные напряжения достигают значения (стг«45 МПа). Минимальный коэффициент запаса прочности достигается в этой зоне при растяжении вдоль поперечной оси шатуна и имеет значение л=1.55. Лимитирующим оказывается слой с расположением волокон вдоль продольной оси шатуна, который подвергается растягивающей нагрузке поперек волокон.
Распределение напряжений в детали под действием растягивающей и сжимающей нагрузок показано на рис. 4.6 - 4.8 и 4.9 - 4.11.
Учитывая циклический характер нагружения детали в [93, 101] было проведено исследование усталостной прочности композита исходной структуры, которое показало, что при 107 циклов нагружения предел усталостной прочности составляет 0,6 от предела прочности материала. С учетом этого коэффициент запаса по усталостной прочности первоначальной структуры (без учета превышения по скорости вращения коленчатого вала, п. =5600 мин-1) практически равен 1.
На основании рассчитанного в 4.2 напряженного состояния (НС) шатуна было проведено исследование НС каждого из слоев пакета, которое позволило подобрать оптимальную, с точки зрения напряженности слоев и всей детали, структуру. Для этого использовался алгоритм, описанный в главе 2. При этом было предложено два варианта: 1- Использовать в конструкции шатуна два материала разных структур (один для применения в стержне и верхней головке, другой - в крышке шатуна); 2 - использовать в конструкции шатуна четыре материала различных структур (1-й в поршневой головке, 2-й в стержне шатуна, 3-й в шатунной части кривошипной головки, 4-й в крышке шатуна). Проведенный поверочный расчет шатуна из полученного материала показал, что лимитирующими в этом случае оказываются касательные напряжения, минимальный коэффициент запаса составляет 2.42 и имеет место в зоне перехода от стержня шатуна к кривошипной головке шатуна. Свойства материалов с полученными структурами приведены в таблицах 14 и 15, соотвественно для 1-го и 2-го вариантов.
При проведении измерений деформаций шатуна было выявлено значительная релаксация нагрузки. Так при нагружении до 10000 Н наблюдалось ее достаточно быстрое снижение до 9500 Н («5%).
Кроме того, результаты измерений имели значительный разброс, что можно объяснить нестабильностью взаимодействия клея циакрин и материала шатуна. Значительное влияние оказывают особенности структуры композита и взаимодействие составляющих его компонент: волокон и матрицы, которые по-видимому имеют значительные взаимные перемещения.
В зоне поршневой головки наблюдается значительное расхождение значений деформаций (вплоть до различия в знаке). Можно предположить, что такое различие обусловлено допущением об идеальном контакте между стальной втулкой и шатуном. Именно, недостаточная прочность соединения была основной причиной разрушения шатунов на работающем двигателе, поскольку приводила к разбалтыванию втулки и усилению динамических нагрузок в головке.
