Файл: Совершенствование основных узлов турбопоршневых двигателей..pdf

N = / (ос0) и хода поршня S ~ f (а0), можно найти максимальный изгибающий момент в процессе расширения:

М = NS.

Напряжение на стыке от изгибающего момента по формуле И. А. Биргера [1 ]

аи —

где у — расстояние от центральной оси стыка до . наиболее удаленной его точки;

J ix — момент инерции площади газового стыка относи­ тельно оси X — X (см. рис. 63, б);

Величина момента зависит также от жесткости втулки и зазора между втулкой и блоком. Представив втулку цилиндра в виде балки с заделкой (рис. 63, б) п допуская, что втулка цилиндра имеет постоянную жесткость по длине, находим прогиб ее под действием бокового усилия

b — расстояние от места приложения максимального значения боковой силы до нижнего опорного пояса блока.

Вели прогиб превышает радиальный зазор, то можно прибли­ женно определить усилие, а следовательно, и момент, действующий на стык; принимая прогиб равным радиальному зазору: / = А.

Тогда коэффициент запаса плотности газового стыка

к _Ост_

Учитывая неточности изготовления деталей соединения, неиз­ бежное обмятие микронеровностей в процессе работы двигателя, следует считать приемлемой величину запаса плотности стыка

k= 2,5-н4.

Вотдельных случаях при пониженной жесткости верхнего

пояса втулки и высоких значениях Рг повышение надежности газового стыка может быть получено заданием небольшого конуса

с углом Ѳо поверхности газового стыка втулки цилиндра с вер­ шиной на продольной оси втулки (рис. 65); направление обра­ зующей конуса выбирается противоположным направлению де-*

* Авторское свидетельство № 173538 кл. 46 с. I, 4. — «Бюллетень изобре­ тений и товарных знаков», 1965, № 15.

106

формации поверхности газового стыка втулки цилиндра от усилия затяжки шпилек.

Угол поворота 0 поверхности газового стыка под действием момента, возникающего от сил затяжки шпилек газового стыка, составляет (для указанных конструктивных параметров верхнего пояса втулки) величину «НО' (рис. 66). При таком угле поворота достаточно выполнять поверхности газового стыка втулки и крышки цилиндра параллель­ ными.

Надежность газового стыка определяется не только его кон­ струкцией, но и прочностью шпи-

деформации верхнего пояса втулки при затяжке стыка возникают изгиб шпилек, а следовательно, и дополнительные статические изгибные напряжения, определяемые по известной формуле [1]:

для стержня шпильки

менные изгибные напряжения, возникающие в результате угловой

107

деформации образующей втулки под дейстием переменного давле­ ния газа. Угловая деформация определяется по методике, из­ ложенной выше.

Всвязи с небольшими значениями переменных изгибных напряжений допустимо принимать их как растягивающие напря­ жения.

Дальнейший расчет усталостной прочности шпилек выпол­ няется по известной методике.

Всвязи с небольшими габаритными размерами верхнего пояса втулки цилиндра шпильки газового стыка выполняются соответ­ ственно небольшого сечения. Поэтому для обеспечения достаточно высокого уровня затяжки газового стыка приходится идти на

значительные напряжения в шпильках, равные 0,6—0,7 стх (где <7Т— предел текучести материала шпилек).

Вследствие высокого уровня напряжений в шпильках, необхо­ димо принимать меры по повышению их усталостной прочности. Наиболее эффективным методом является применение скруглен­ ного профиля во впадине резьбы, выполнение самой резьбы методом накатки, обкатка впадин резьбы.

Рекомендации по обеспечению надежности газового стыка втулки цилиндра подвесного типа

1. Для обеспечения достаточной жесткости верхнего пояса втулки рекомендуется придерживаться следующих его конструк­ тивных соотношений: высота Іі 0,18—0,2ПЦ; толщина Ь =

=0,15н-0,18ПЦ.

2.Прокладка' газового стыка должна быть стальной, тол­ щиной 1,4—2 мм с покрытием наружных поверхностей электро­ литической медью толщиной 30—50 мкм и с указанием требований по разнотолщинности.

3.На поверхностях газового стыка втулки и крышки цилиндра целесообразно выполнять кольцевые проточки треугольного про­ филя глубиной 0,3—0,6 мм, которые должны быть смещены одна относительно другой.

4.К поверхностям газового стыка втулки и крышки цилиндра необходимо предъявлять повышенные требования по неплоско­ стности (проверку производить по краске) с обеспечением замкну­ того контура.

5.Уровень затяжки шпилек газового стыка должны обеспе­ чивать сжимающие напряжения в прокладке, равные 1800— 2500 кгс/см2. Меньшие значения напряжений относятся к диаметру цилиндра 200 мм, большие значения —• к диаметру цилиндра

$г300 мм.

При частом расположении шпилек газового стыка напряжения

впрокладке могут приближаться к нижнему пределу.

6.Затяжка шпилек газового стыка должна производиться

регламентированным усилием. Поэтому целесообразно применять

108

КОЛЕНЧАТЫЙ ВАЛ

В современных форсированных дизелях транспортного типа получила преимущественное распространение компоновка, при­ нятая ранее в автотракторных двигателях н характерная под­ весным расположением коленчатого вала. В значительной мере это обусловлено применением облегченных блоков комбинирован­ ной сварно-литой или сварно-штампованной конструкции, при которых остов не имеет фундаментной рамы и скрепляющих общих анкерных связей. Взамен прежнего выполнения опор в фундаментой раме со съемными верхними крышками и толсто­ стенными вкладышами при незамкнутых стыках собственно по­ стели в сварных блоках приняты подвесные опоры для вала в виде несущих крышек-подвесок с гарантированной затяжкой разъемов и тонкостенными вкладышами, установленными в постелях на посадке с заданным натягом.

Снижение металлоемкости блока при опирают вала на под­ вески под действием максимальных рабочих усилий приводит к значительным упругим деформациям опор под нагрузкой и непригодности распространенной схемы жестких опор. Колен­ чатые валы облегченных транспортных двигателей повышенной быстроходности при Ge = 5н-7 кг/л. с. и п — 700-^1000 об/мин

тренних полостей на торцовые поверхности щек существенно меняет геометрию места перекрытия и оказывает заметное влияние на распределение в нем напряжений и деформаций.

Важным составляющим элементом, обеспечивающим необхо­ димую плавность сопряжения щек и шеек, являются галтели, выполняемые одним или нескольким радиусами. Для исключения операции шлифовки галтели заглубляют относительно ци­ линдрической поверхности шеек и обрабатывают окончательно полировкой или накаткой. В ряде случаев галтели заглубляют в щеку для обеспечения повышенной плавности переходов увели­ ченными радиусами на наиболее нагруженных участках.

ПО

прочного чугуна, позволило повысить его сопротивление нагруз­ кам и обеспечить применение литых валов без заметного ухудше­ ния массогабаритных показателей форсированных тепловоз­ ных дизелей.

Характерные формы элементов коленчатых валов двигателей КТЗ — стальных кованых, чугунных литых с начальной и улуч­ шенной формами переходов — показаны соответственно на рис. 67

и 68, а, б.

ТЕРМОХИМИЧЕСКАЯ ОБРАБОТКА КОЛЕНЧАТЫХ ВАЛОВ

Поверхности шеек, щек и галтелей валов высокоиагруженных двигателей для повышения износостойкости и усталостной проч­ ности на КТЗ подвергают термохимической упрочняющей обра­ ботке— азотированию, которое пригодно как для стальных валов (из стали 38XH3BA), так и для валов из высокопрочного чугуна. Азотированием достигается высокая твердость поверхно­ стей трения шеек (HRC 40—45 после шлифовки со съемом до 0,3 мм на сторону при глубине оставшегося слоя 0,6—0,7 мм). Предел выносливости натурных стальных колен при этом повы­ шается на 30—3596, чугунных— на 20—25 96. Отрицательным свойством этого процесса является большая длительность, равная 80—90 ч для стальных и приблизительно 120 ч для чугунных валов, если процесс проходит соответственно в диапазонах темпе­ ратур 520—550 и 550—580° С.

Следствием длительной выдержки при повышенных темпе­ ратурах являются коробления различных видов вала после охла­ ждения. Полностью устранить искривление вала не удается даже его вращением в процессе азотирования, что связано, во-первых, со сложной формой вала, во-вторых, с особенностями поведения чугуна в нагретом состоянии при изгибе, когда в наиболее напря­ женных зонах галтелей попеременно создаются растяжения и сжатия (в течение каждого оборота) и появляются различия в ско­ рости протекания и накопления пластических деформаций разных знаков. Устранения искривления вала в настоящее время дости­ гают обычно горячей правкой, в процессе которой используют эффект ползучести от статического действия приложенного груза в определенном месте по длине вала и в заданной плоскости про­ гиба при выдержке при температуре 450—520° С в течение 3—5 ч.

Ввиду сложного характера протекания процесса ползучести правка является в известной мере нестабильной операцией, и для достижения допустимой величины искривления (0,2—0,3 мм при длине вала 3—4 м) ее приходится повторять в ряде случаев. 3—5 раз. Этот процесс неоднократного нагревания для чугунных валов может давать отрицательный эффект в виде вторичной графитизации: распада перлита на феррит и графит отжига, ко­

112