Nghiên cứu ảnh hưởng của phụ tải nhiệt đến sự tương tác của cặp piston-xi lanh động cơ diesel lai máy phát điện tàu thủy

Nội dung tài liệu: Nghiên cứu ảnh hưởng của phụ tải nhiệt đến sự tương tác của cặp piston-xi lanh động cơ diesel lai máy phát điện tàu thủy

1. BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO BỘ QUỐC PHÒNG HỌC VIỆN KỸ THUẬT QUÂN SỰ NGUYỄN LÊ VĂN NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG CỦA PHỤ TẢI NHIỆT ĐẾN SỰ TƯƠNG TÁC CỦA CẶP PÍT TÔNG - XI LANH ĐỘNG CƠ DIESEL LAI MÁY PHÁT ĐIỆN TÀU THỦY Chuyên ngành: Kỹ thuật cơ khí động lực Mã số: 62.52.01.16 TÓM TẮT LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT Hà Nội - 2014
2. CÔNG TRÌNH ĐƯỢC HOÀN THÀNH TẠI HỌC VIỆN KỸ THUẬT QUÂN SỰ - BỘ QUỐC PHÒNG Người hướng dẫn khoa học: 1. PGS. TS Đào Trọng Thắng 2. PGS. TS Lại Văn Định Phản biện 1: GS.TS Phạm Minh Tuấn Phản biện 2: PGS.TS Bùi Hải Triều Phản biện 3: TS. Nguyễn Đình Tương Luận án được bảo vệ tại Hội đồng đánh giá luận án cấp Học viện theo Quyết định số 1352/QĐ-HV, ngày 28 tháng 5 năm 2014 của Giám đốc Học viện Kỹ thuật quân sự, họp tại Học viện Kỹ thuật quân sự vào hồi giờ ngày .tháng .năm 2014 Có thể tìm hiểu luận án tại: - Thư viện Học viện Kỹ thuật quân sự - Thư viện Quốc gia
3. 1 MỞ ĐẦU Trong động cơ diesel tàu thủy, cặp pít tông - xi lanh là một cụm chi tiết quan trọng, cơ bản. Chuyển động của pít tông trong xi lanh có tính chu kì nhưng trong thực tế chuyển động này rất phức tạp. Chuyển động này tạo nên một sự tương tác phức tạp của cặp pít tông - xi lanh. Sự tương tác này càng phức tạp hơn do ảnh hưởng của phụ tải cơ nhiệt. Việc nghiên cứu sự tương tác của cặp pít tông - xi lanh dưới sự ảnh hưởng của phụ tải cơ nhiệt đã được quan tâm trên thế giới. Tuy nhiên, vẫn còn nhiều vấn đề cần tiếp tục nghiên cứu, do đó, nghiên cứu ảnh hưởng của phụ tải cơ nhiệt đến sự tương tác của cặp pít tông - xi lanh là cần thiết và có ý nghĩa khoa học. Vì vậy tôi lựa chọn đề tài “Nghiên cứu ảnh hưởng của phụ tải nhiệt đến sự tương tác của cặp pít tông - xi lanh động cơ diesel lai máy phát điện tàu thủy” làm hướng nghiên cứu cho luận án tiến sĩ. Mục đích nghiên cứu của luận án: Phân tích, lựa chọn mô hình tính toán sự tương tác của cặp pít tông - xi lanh; tính trường nhiệt độ, biến dạng nhiệt và xác định khe hở nhiệt của chúng ở các chế độ phụ tải khác nhau để tổng hợp thành mô hình xác định sự ảnh hưởng của phụ tải nhiệt đến sự tương tác của cặp pít tông - xi lanh động cơ diesel. Tính toán ảnh hưởng của phụ tải nhiệt đến tương tác của cặp cặp pít tông - xi lanh động cơ diesel lai máy phát điện tàu thủy. Đối tượng và phạm vi nghiên cứu của luận án: Cặp pít tông - xi lanh động cơ 6Ч 12/14 lai máy phát điện trên các tàu của Hải quân Việt Nam. Phạm vi nghiên cứu là ảnh hưởng của phụ tải nhiệt biểu hiện qua khe hở giữa pít tông - xi lanh, đến sự tương tác của cặp pít tông - xi lanh động cơ diesel cao tốc lai máy phát điện tàu thủy ở chế độ vòng quay định mức. Phương pháp nghiên cứu của luận án: Kết hợp giữa nghiên cứu lí thuyết và thực nghiệm. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của luận án: - Góp phần hoàn thiện phương pháp đánh giá ảnh hưởng của phụ tải nhiệt được thể hiện qua trị số khe hở nhiệt, đến sự tương tác của cặp pít tông - xi lanh động cơ diesel mà cụ thể là chuyển động phụ của pít tông, lực va đập của pít tông lên xi lanh. - Đã xác định được ảnh hưởng của phụ tải nhiệt đến sự tương tác của cặp pít tông - xi lanh động cơ diesel 6Ч 12/14 tại các chế độ công tác, bổ sung các dữ liệu làm cơ sở đánh giá chất lượng hoạt động của động cơ. Bố cục của luận án: luận án gồm phần mở đầu, bốn chương, phần kết luận chung và kiến nghị các hướng nghiên cứu tiếp theo và phụ lục. Chương 1. TỔNG QUAN VỀ SỰ TƯƠNG TÁC CỦA CẶP PÍT TÔNG - XI LANH VÀ PHỤ TẢI NHIỆT ĐỘNG CƠ 1.1. Đặt vấn đề Sự tương tác của cặp pít tông và xi lanh động cơ xảy ra rất phức tạp và rộng, trong phạm vi luận án này sự tương tác của cặp pít tông – xi lanh được khảo sát gồm có: chuyển động phụ của pít tông (chuyển động ngang
4. 2 và chuyển động xoay) trong khe hở giữa pít tông và xi lanh và lực va đập của pít tông với xi lanh. Phụ tải nhiệt có ảnh hưởng đến nhiều thông số của sự tương tác như ma sát, độ dày màng dầu bôi trơn, khe hở giữa các chi tiết chuyển động tương đối v.v Tuy nhiên, trong phạm vi của luận án này, chỉ khảo sát ảnh hưởng của phụ tải nhiệt đến khe hở giữa pít tông và xi lanh (khe hở nhiệt). Như vậy, ảnh hưởng của phụ tải nhiệt đến sự tương tác trong luận án chính là ảnh hưởng của sự thay đổi khe hở giữa pít tông và xi lanh do phụ tải nhiệt đến sự tương tác của chúng. 1.2. Đặc điểm kết cấu và lắp ghép cặp pít tông - xi lanh động cơ diesel lai máy phát tàu thủy Các tổ hợp máy phát điện trên tàu thường sử dụng động cơ diesel 4 kì có tốc độ định mức để lai máy phát điện. Các động cơ này là có công suất nhỏ; sử dụng các te khô; hệ thống làm mát bằng nước với hai vòng tuần hoàn, vòng trong sử dụng nước ngọt để làm mát động cơ còn vòng ngoài sử dụng nước biển để làm mát nước ngọt và dầu bôi trơn. Bộ điều tốc sử dụng điều tốc một chế độ, thay đổi tải bằng thanh răng bơm cao áp. 1.2.1. Đặc điểm kết cấu của pít tông 1.2.2. Đặc điểm kết cấu của xi lanh 1.2.3. Đặc điểm lắp ghép của cặp pít tông - xi lanh 1.3. Các mô hình tương tác Vấn đề tương tác của cặp pít tông - xi lanh đã được quan tâm nghiên cứu từ những năm 40 của thế kỉ XX. Gồm có 3 mô hình: mô hình không có khe hở và không có sự tương tác; mô hình có khe hở và không có sự tương tác; mô hình có khe hở và có sự tương tác. 1.3.1. Mô hình không có khe hở và không có sự tương tác Được xây dựng để khảo sát bài toán động học và động lực học cơ cấu khuỷu trục - thanh truyền với giả thiết giữa pít tông và xi lanh không có khe hở, pít tông và xi lanh có độ cứng tuyệt đối, không có sự biến dạng trong quá trình làm việc, bỏ qua khối lượng của xi lanh. Chuyển động của pít tông chỉ có một bậc tự do là chuyển động tịnh tiến qua lại của pít tông dọc theo đường tâm xi lanh (chuyển động chính). Coi thành xi lanh và khối thân động cơ hoàn toàn không dao động [4], [9]. 1.3.2. Mô hình có khe hở, không có sự tương tác Trong mô hình này, coi xi lanh cứng tuyệt đối (không có sự biến dạng của kết cấu thành xi lanh). Do có khe hở giữa pít tông và xi lanh nên chuyển động của pít tông trong xi lanh có 3 bậc tự do. Trong luận án, khảo sát công trình của các tác giả: Haddad S.D.[39],[40],[41]; Nakashima K. [50]; Tom J.G.[56]; Mansouri S.H.[48]; Wong V.W.[58],[59]; Livanos G. A.[47]; Zhang Z.[60]. 1.3.3. Mô hình có khe hở, có tương tác Trong mô hình này, chủ yếu tập trung vào nghiên cứu các nguồn gây ồn, rung, nghiên cứu sự phá hoại của xâm thực, dao động của hệ pít tông – xi lanh, các yếu tố ảnh hưởng đến chúng. Coi xi lanh là kết cấu đàn
5. 3 hồi, pít tông chuyển động trong khe hở gây va đập với thành xi lanh, cường độ rung động của thành xi lanh do chuyển động phụ của pít tông gây ra. Trong luận án, khảo sát công trình của các tác giả: Cho S.H.[33]; Ruggiero A. [53]; Gerges S.N.Y.[35]; Geng Z.[36]; Siavoshani S.J. [54]; Nikishin V.N. [29]; Lê Trường Sơn [18]. Trong mô hình của Nikishin V.N. [29], hệ phương trình chuyển động phụ được xây dựng dựa trên phương trình cơ bản của động lực học. Trong hệ phương trình này, thông số ảnh hưởng của khe hở giữa pít tông và xi lanh được thể hiện rõ ràng, trực quan trong cả vận tốc chuyển động ngang và góc xoay của pít tông, tuy nhiên, tác giả cho khe hở này là những hằng số. Tác giả sử dụng lí thuyết va đập của Timosenko S.P. để xây dựng phương trình tính lực va đập của pít tông lên xi lanh (Hình 1.13). Ống lót, đầu tiên nằm ở trạng thái tĩnh, bị va đập bởi khối lượng m với vận tốc v . Khoảng cách của 0 Hình 1.13. Mô hình pít tông và ống lót bằng hiệu dịch chuyển của tương tác của pít tông với pít tông S và sự lệch của ống lót S . Kết quả P L ống lót xi lanh khi va đập nhận được phương trình tính toán hiệu dịch của Nikishin V.N. [29] chuyển ε. Giải phương trình này sẽ xác định được sự phụ thuộc của lực va đập và thông số dao động của xi lanh và pít tông theo thời gian. Tác giả so sánh kết quả thực nghiệm với nghiên cứu lí thuyết và thấy rằng: lực va đập phụ thuộc vào thời gian; chuyển động phụ của pít tông, dao động của ống lót trùng khớp nhau; xê dịch trục chốt pít tông sẽ làm giảm độ rung của xi lanh và tiếng ồn của động cơ. Trong những mô hình đã nghiên cứu đều có ít nhiều đề cập đến ảnh hưởng của khe hở giữa pít tông và xi lanh và coi đây là một yếu tố ảnh hưởng đến sự tương tác. Tuy nhiên, khe hở này được khảo sát dưới dạng một hằng số không phụ thuộc vào hành trình của pít tông và phụ tải nhiệt của động cơ. Với các mô hình đã khảo sát thì mô hình của Nikishin V.N. tham số khe hở giữa pít tông và xi lanh được thể hiện rõ ràng nhất. 1.4. Ảnh hưởng của phụ tải nhiệt đến sự tương tác của cặp pít tông - xi lanh 1.4.1. Đặc điểm của quá trình trao đổi nhiệt ở động cơ đốt trong Trong mỗi chu trình công tác của động cơ đốt trong, trao đổi nhiệt diễn ra dưới điều kiện nhiệt độ, áp suất và tốc độ dòng khí thay đổi. Tại một chế độ công tác ổn định, tốc độ dòng khí thay đổi nhiều hay ít phụ thuộc vào hình dạng buồng cháy và cửa nạp. Dòng nhiệt trong thành vách thay đổi một cách liên tục từ một giá trị âm trong suốt quá trình nạp tới giá trị dương ở đầu quá trình giãn nở. Các nhà nghiên cứu chỉ ra rằng giả thiết quá trình trao đổi nhiệt gần như ổn định là tương đối chính xác cho đa số tính toán. Trong quá trình làm việc, các chi tiết hình thành nên không gian thể tích công tác và các chi tiết của cơ cấu phân phối khí do tiếp xúc trực tiếp với môi
6. 4 chất công tác có áp suất và nhiệt độ cao sẽ chịu phụ tải nhiệt rất lớn. Để đảm bảo sự làm việc bình thường của động cơ, phải tiến hành truyền nhiệt (cưỡng bức) từ các chi tiết bị nung nóng cho nước (hoặc không khí) làm mát thông qua thành vách xi lanh. Quá trình trao đổi nhiệt ở động cơ đốt trong được thực hiện đồng thời dưới ba hình thức: truyền nhiệt đối lưu, dẫn nhiệt và bức xạ nhiệt, trong đó hai hình thức truyền nhiệt đối lưu và dẫn nhiệt là chủ yếu [11], [20]. Nhiệm vụ nghiên cứu quá trình trao đổi nhiệt trong động cơ là xác định nhiệt độ của pít tông, ống lót xi lanh, nắp xi lanh , trong luận án sẽ tập trung vào giải bài toán trường nhiệt độ và biến dạng nhiệt của pít tông và ống lót xi lanh để từ đó xác định ảnh hưởng của phụ tải nhiệt đến khe hở giữa chúng. Các công trình nghiên cứu thực nghiệm cho thấy, dao động nhiệt trên bề mặt không sâu quá 1mm [20]. Khi động cơ làm việc, phần kim loại chính có phân bố nhiệt độ ổn định, nó chỉ bị phá huỷ khi thay đổi chế độ công tác. 1.4.2. Trao đổi nhiệt giữa thành ống lót xi lanh và nước làm mát 1.4.3. Ảnh hưởng của rung động ống lót xi lanh đến cường độ trao đổi nhiệt 1.4.4. Các chỉ tiêu đánh giá phụ tải nhiệt 1.4.4.1. Các chỉ tiêu trực tiếp Ứng suất nhiệt trên chi tiết; nhiệt độ cực đại cho phép tại các bề mặt đặc trưng [15]. 1.4.4.2. Các chỉ tiêu gián tiếp Mật độ dòng nhiệt truyền cho nước làm mát, các thông số ứng suất nhiệt giả định [15]. 1.4.5. Ảnh hưởng của phụ tải nhiệt đến biến dạng và khe hở giữa pít tông và xi lanh Khi động cơ thay đổi tải, trạng thái nhiệt và biến dạng của cặp pít tông – xi lanh cũng thay đổi, làm cho khe hở nhiệt giữa chúng cũng thay đổi theo. Chính điều này làm ảnh hưởng trực tiếp đến sự tương tác giữa pít tông – xi lanh của động cơ. 1.5. Lựa chọn mô hình tính toán Mô hình bài toán đặt ra cho luận án như sau: Lựa chọn một mô hình cơ nhiệt phù hợp nghiên cứu dao động theo phương ngang của cặp pít tông - xi lanh của động cơ trong đó có xét đến tương tác gồm: pít tông (chuyển động trong xi lanh có kể đến khe hở giữa chúng) –thành xi lanh – áo nước làm mát. Xây dựng hệ phương trình mô tả tương tác theo phương ngang của cặp pít tông - xi lanh. Xây dựng thuật toán và chương trình tính. Nghiên cứu ảnh hưởng của phụ tải nhiệt đến lực tương tác của thành xi lanh (thông qua khe hở giữa pít tông và xi lanh). Tiến hành thực nghiệm đo trường nhiệt độ ống lót xi lanh để kiểm nghiệm kết quả tính. Sau khi phân tích các ưu, nhược điểm của các mô hình, luận án lựa chọn mô hình tương tác của Nikishin V.N. làm mô hình tính toán sự tương tác của cặp pít tông - xi lanh; lựa chọn lí thuyết truyền nhiệt và phương pháp tựa tĩnh để tính toán trường nhiệt độ và biến dạng nhiệt cặp pít tông - xi lanh, từ đó xác định được khe hở nhiệt giữa cặp pít tông - xi
7. 5 lanh ở các chế độ phụ tải khác nhau, sau đó đưa kết quả này vào hệ phương trình tương tác để giải. Kết luận chương 1 Động cơ lai máy phát điện trên tàu thủy thường sử dụng động cơ diesel làm nguồn động lực chính. Chuyển động của pít tông trong xi lanh là chuyển động phức tạp, ngoài chuyển động chính còn có chuyển động trong khe hở giữa chúng (chuyển động phụ) gây ra lực va đập giữa pít tông và thành xi lanh. Việc nghiên cứu chuyển động phụ của pít tông trong xi lanh và sự tương tác của chúng đã được tiến hành từ lâu. Với các mô hình tương tác, các lí thuyết đều mô hình hóa dao động ngang của cụm pít tông - xi lanh bằng các mô hình tương đương, chưa xác định được lực tương tác thực của pít tông lên thành xi lanh và biến dạng của thành xi lanh theo phương ngang. Trong các tài liệu được công bố, chưa có nhiều mô hình đề cập đến ảnh hưởng của phụ tải nhiệt đến sự tương tác của cặp pít tông - xi lanh. Đã lựa chọn một mô hình nghiên cứu phù hợp để nghiên cứu ảnh hưởng của phụ tải nhiệt đến sự tương tác của cặp pít tông - xi lanh động cơ diesel lai máy phát tàu thủy nhằm xác định các thông số đặc trưng cho chuyển động ngang của pít tông, lực tương tác giữa pít tông với thành xi lanh. Chương 2. MÔ HÌNH KHẢO SÁT SỰ TƯƠNG TÁC CỦA CẶP PÍT TÔNG - XI LANH KHI XÉT ĐẾN ẢNH HƯỞNG CỦA PHỤ TẢI NHIỆT 2.1. Đặt vấn đề Khi nghiên cứu ảnh hưởng của phụ tải nhiệt đến sự tương tác của cặp pít tông - xi lanh cần phải giải quyết hai vấn đề chính: xây dựng mô hình để tính toán sự tương tác của cặp pít tông - xi lanh; xác định trường nhiệt độ, trường biến dạng nhiệt của cặp pít tông - xi lanh động cơ để xác định khe hở nhiệt giữa pít tông và xi lanh ở các chế độ khác nhau. 2.2. Mô hình tương tác của cặp pít tông - xi lanh Sự tương tác được khảo sát theo hai nội dung sau [29]: - Các chuyển động phụ của pít tông: bao gồm chuyển động theo phương vuông góc với đường tâm xi lanh và chuyển động quay trong khe hở. - Sự va đập của pít tông với xi lanh là kết quả của các chuyển động trên. Từ đó, ta xây dựng được mô hình hình học của hệ pít tông – xi lanh – áo nước để tính toán lực va đập như Hình 2.1. 2.2.1. Mô hình xác định chuyển động phụ của pít tông 2.2.1.1. Chuyển động của pít tông dọc theo đường tâm xi lanh Trình bày phần chuyển vị, gia tốc của pít tông, lực khí thể, Hình 2.1. Mô hình hình học tính toán va đập của pít tông với xi lanh
8. 6 lực quán tính, lực ngang tác dụng lên pít tông. 2.2.1.2. Chuyển động phụ của pít tông trong khe hở giữa pít tông và xi lanh Khi xét chuyển động phụ theo mô hình của tác giả Nikishin V.N. [29] có các giả thiết sau: chuyển động phụ của pít tông gồm chuyển động ngang và chuyển động quay; lực ma sát Pmx giữa xéc măng với rãnh xéc măng và mô men ma sát của chốt pít tông Hình 2.2. Sơ đồ lực tác dụng lên pít tông khi Mmc cản trở chuyển động chuyển động ngang [29] phụ nêu trên (Hình 2.2); a) Vào thời điểm bắt đầu chuyển động tự do của pít tông ; coi thân pít tông có dạng b) Thời điểm đáy pít tông chạm ống lót ; - khe hở giữa hình tang trống, với đường pít tông - xi lanh; O - tâm của trục chốt pít tông; O1 - trọng tâm của hệ kính lớn nhất tại khu vực tâm chốt do giãn nở nhiệt trong quá trình làm việc. Chuyển động ngang tự do của pít tông như trong phương trình sau [29]: d 2 x m1 N Pmx (2.7) dt 2 trong đó : x - dịch chuyển ngang của pít tông. Phương trình chuyển động quay của pít tông quanh trọng tâm O1: d 2  IO lc .N M mc lx Pmx Pk . (2.8) 1 dt 2 2 2 Với: IO1 - mô men quán tính của nhóm pít tông đối với trọng tâm, [kg.m]; γ - góc quay pít tông quanh trọng tâm, [độ]; l c - khoảng cách từ trục chốt pít tông đến trọng tâm, [m]; lx - khoảng cách từ lực Pmx đến trọng tâm, [m]. Coi mô men ma sát của chốt pít tông trong đầu nhỏ thanh truyền Mmc là hằng số. Phương trình chuyển động quay của pít tông quanh tâm chốt O có dạng: 2 d  k IO Pk lxO Pmx (2.10) dt 2 2 2 Với: IO-mô men quán tính của hệ pít tông đối với trục chốt pít tông, [kg.m ]; γk-góc quay pít tông do mô men xoay pít tông Mk, [rad]; lxO-khoảng cách từ lực Pmx đến tâm chốt pít tông O, [m]. Tích phân biểu thức (2.7) trong khoảng t0 ÷ tδ ta có biểu thức [29]: 2  t  N t P v  mx (2.12) O1 2m1 m1 với: N - đạo hàm theo thời gian của lực ngang N.
9. 7 Từ biểu thức (2.8) ta có vận tốc góc tương ứng và tính được vận tốc dài của thân pít tông v1y tại điểm cách trọng tâm một khoảng y sẽ là: 2  lc .t  N t M t l P .t v y  mc  x mx P .  (2.14) 1 y 2I I I k 2 O1 O1 O1 y - khoảng cách đến trọng tâm O1, [m]. Từ công thức (2.10), ta có vận tốc góc tương ứng và tính được vận tốc dài của thân pít tông v2y cách trọng tâm một khoảng y sẽ là: 2  .t  Pk t l P v y  xO mx (2.16) 2 y 4 I 2 I O O Vận tốc tổng hợp trong dịch chuyển ngang của thân pít tông ở cách trọng tâm một khoảng y là: 2  2  t  N t P .t  P t l P v  mx y k  xO mx y 2m m 4 I 2 I 1 1 O O (2.18) 2  l t  N t M t l P .t y c  mc  x mx P .  2 I I I k 2 O1 O1 O1 Tích phân biểu thức (2.18) theo thời gian, nhận được biểu thức xác định dịch chuyển ngang của pít tông: 3  2 3  2 t  N t Pm x .t  P t  l P x  y k xO m x 6 m 2 m 12 I 4 I 1 1 O O (2.19) 3  2 2 2 l t  N t M m c t l P .t y c   x m x P .  6 I 2 I 2 I k 4 O1 O1 O1 Khi bỏ qua lực và mô men ma sát có thời gian dịch chuyển [29]: 6. .m1 .IO 3 1 t   (2.21) N ( IO 1 lc m1H ) Góc quay của pít tông trong khe hở pít tông - ống lót [29]: .l .m  c 1 (2.22) I l m H O1 c 1 2.2.2. Sự va đập giữa pít tông và xi lanh Coi pít tông tiếp xúc với ống lót ở mặt phẳng đi qua tâm chốt pít tông và khối lượng phần chuyển động tịnh tiến của cơ cấu khuỷu trục thanh truyền được tập trung tại tâm chốt pít tông [29]. Từ Hình 1.13, khi va đập thì khoảng cách từ pít tông đến ống lót bằng hiệu của dịch chuyển của pít tông SP và chuyển vị ngang của ống lót SL [29].  S P S L (2.27)
10. 8 Ống lót được coi như một dầm có 1 đầu được ngàm cứng theo dạng công xôn. Theo lí thuyết va chạm của Timosenko S.P. biểu thức tính dao động của dầm công xôn là [7], [29], [32]: t 1 X 2 ( x ) (2.13) i 0 n L ( t t1 ) S L x x N v d ( t )e s in  ( t t1 )d t1 0  F  l L i i 1 L L L i 0 X i ( x )d x 0 3 trong đó: ρL- khối lượng riêng của vật liệu ống lót, [kg/m ]; FL- diện tích tiết 2 diện ngang của mặt cắt ống lót, [m ]; Nvd- lực va đập, [N]; x0- tọa độ của lực va đập, [m]; Xi(x) - hàm riêng của dao động ống lót xi lanh. Trên pít tông trong thời điểm va đập có sự tác động của lực ngang N và lực va đập N vd, gây ra chuyển động của pít tông. Do pít tông không phải là vật cứng tuyệt đối cho nên công thức chuyển động của pít tông trong thời gian va đập sẽ là [29]: t 1 dS 1 S S cos t P sin t N N ( t ) sin ( t t )dt (2.35) P P0 P P vd P 1 1 P dt 0 Pm1 0 trong đó: m 1- khối lượng phần chuyển động tịnh tiến của cơ cấu khuỷu trục thanh truyền, [kg]; 2 c / m . P p 1 Thay vào ta có phương trình xác định lực va đập Nvd [29]: t 2 1 N 1  kN 3 v sin t (1 cos t ) N ( t )sin ( t t )dt vd 0 P 2 P vd P 1 1 P m  m1P 1 P 0 t (2.38) 1 X 2( x ) i 0 nL ( t t1 ) Nvd ( t )e sin ( t t1 )dt1.  F  l Li i 1 L L Li 0 Xi ( x )dx 0 ở đây: v 0- vận tốc pít tông trong thời điểm va đập, [m/s]; k là hệ số phục hồi, k = 0 ÷ 1 phụ thuộc vào loại vật liệu, được tính bằng thực nghiệm. 2.3. Mô hình tính toán trường nhiệt độ pít tông và xi lanh 2.3.1. Mô hình hình học 2.3.1.1. Mô hình hình học pít tông Pít tông của động cơ có tính lặp theo quỹ đạo tròn và tính đối xứng mặt. 2.3.1.2. Mô hình hình học ống lót xi lanh Xi lanh của động cơ có tính đối xứng trục. 2.3.2. Mô hình toán học Đặc điểm của bài toán trao đổi nhiệt với xi lanh và pít tông là trên bề mặt của nó đồng thời có nhiều biên trao đổi nhiệt khác nhau. Hiện nay, phương pháp tựa tĩnh được áp dụng để tính toán trường nhiệt độ cho cặp pít tông - xi lanh động cơ. Phương trình cân bằng nhiệt năng của một vật khi không có nguồn nhiệt bên trong, theo [4], [6], [12], [16] như sau:
11. 9 T  2T 2T 2T (2.45) a 2T  2 2 2 t c x y z Với: a = λ/ρc - hệ số khuếch tán nhiệt A-A 2.3.3. Các điều kiện biên của bài toán tính trường nhiệt độ Điều kiện biên gồm điều kiện hình học biểu thị đặc trưng hình dạng và kích thước của vật, điều kiện vật lý đặc trưng tính chất vật lý của vật, điều kiện thời gian đặc trưng cho trường nhiệt độ tại thời điểm ban đầu và điều kiện biên tiếp xúc biểu thị tác dụng tương hỗ giữa vật với môi trường bên ngoài. 2.3.4. Xác định trường nhiệt độ của pít tông và xi lanh 2.3.4.1. Các giả thiết khi tính toán Trình bày các giả thiết sử dụng khi tính toán trường nhiệt độ và biến dạng nhiệt 2.3.4.2. Các điều kiện biên của mô hình tính toán Trình bày các điều kiện biên của bài toán. Hình 2.3. Sơ đồ xác định 2.3.5. Biến dạng nhiệt của cặp pít tông khe hở nhiệt giữa pít tông và xi lanh và xi lanh Theo [3],[6],[55] véc tơ biến dạng nhiệt {th}trong không gian được viết như sau: th T { }= T[Λx Λy Λz 0 0 0] (2.51) trong đó: T = T – T 0; T - nhiệt độ hiện thời; T 0 - nhiệt độ ban đầu; Λ x, Λy, Λz - hệ số giãn nở nhiệt theo các phương x, y, z. 2.3.6. Xác định khe hở nhiệt giữa pít tông và xi lanh Khi bị nung nóng các chi tiết trên sẽ bị giãn nở dài vì nhiệt, khi đó ta có [10]: ' D ' d ' D D. T T d d . T T d d xl xl 0 d d p d 0 (2.59) ' D ' d ' D D. T T d d . T T th th xl xl 0 th th p th 0 trong đó: D, dd, dth - đường kính xi lanh, đường kính đầu và thân pít tông ở trạng thái nguội; Λxl, Λp - hệ số giãn nở dài vì nhiệt của vật liệu xi lanh, pít tông, [1/K]; xlT , Td , Tth - nhiệt độ thành xi lanh, đầu pít tông và thân pít tông, [K]; Để xác định khe hở giữa pít tông – ống lót xi lanh ta sử dụng 3 mặt cắt đặc trưng như Hình 2.3. Như vậy, để xác định khe hở giữa pít tông và xi lanh tại các mặt phẳng ngang cần phải xác định nhiệt độ của pít tông và xi lanh tại các mặt phẳng tương ứng.
12. 10 2.4. Mô hình nghiên cứu ảnh hưởng của phụ tải nhiệt đến sự tương tác của cặp pít tông – xi lanh Từ mô hình tương tác và mô hình tính toán trường nhiệt độ, biến dạng nhiệt, ta rút ra được hệ phương trình sử dụng để nghiên cứu ảnh hưởng của phụ tải nhiệt: - Hệ phương trình (2.61) sử dụng để tính toán nhiệt : T   2T  2T  2T  a 2T 2 2 2 t c x y z T th (2.61)   T x y z 000  D d ' D' d ' D D. T T d d . T T xl xl 0 p 0  - Hệ phương trình (2.62) sử dụng để tính toán chuyển động phụ của pít tông: 6. .m .I  1 O1 t  3  N ( I O 1 lc m1 H ) .l .m  c 1 (2.62) I O lc m1 H 1 3  2 3  2  t  N t Pmx .t  Pk t  lxO Pmx x  y 6 m 2m 12 I 4 I 1 1 O O 3  2 2 2 lc t  N t M mc t l P .t y   x mx P .  6 I 2 I 2 I k 4 O1 O1 O1  - Phương trình (2.63) dùng tính toán lực va đập của pít tông lên xi lanh: 2 1 N  kN 3 v sin t (1 cos t ) vd 0 P 2 P P m  1 P t 1 N (t )sin (t t )dt (2.63) m  vd P 1 1 1 P 0 t 1 X 2( x ) i 0 nL(t t1 ) Nvd (t )e sin (t t1 )dt1  F  l Li i 1 L L Li 0 Xi ( x)dx 0
13. 11 2.5. Lựa chọn phương pháp tính và phần mềm tính toán 2.5.1. Các phương pháp tính toán trường nhiệt độ và lựa chọn phương pháp tính 2.5.1.1. Phân loại bài toán truyền nhiệt 2.5.1.2. Các phương pháp tính toán trường nhiệt độ và lựa chọn phương pháp tính Lựa chọn phương pháp PTHH cùng phần mềm ANSYS Workbench để tính toán trường nhiệt độ và biến dạng nhiệt của cặp pít tông, xi lanh. 2.5.2. Các phương pháp tính toán tương tác của cặp pít tông - xi lanh Sử dụng phương pháp PTHH và phần mềm ANSYS Workbench LS-Dyna để giải bài toán va chạm giữa pít tông và xi lanh. Kết luận chương 2 Đã xây dựng được mô hình lí thuyết xác định sự ảnh hưởng của phụ tải nhiệt đến sự tương tác của cặp pít tông - xi lanh động cơ diesel lai máy phát tàu thủy, cụ thể: Khe hở nhiệt là đại lượng phản ánh phụ tải nhiệt của cặp pít tông - xi lanh đến sự tương tác, được tính toán từ trường nhiệt độ và biến dạng nhiệt của pít tông và xi lanh tại các chế độ tải khác nhau; Sự tương tác của cặp pít tông - xi lanh được thể hiện qua hai yếu tố: chuyển động phụ của pít tông trong khe hở giữa pít tông và xi lanh; lực va đập của pít tông lên xi lanh trong khe hở nêu trên. Mô hình tương tác của cặp chi tiết pít tông – xi lanh có xét đến ảnh hưởng của phụ tải nhiệt (thông qua khe hở nhiệt) nêu trên là đóng góp mới của luận án. Đã lựa chọn các phần mềm phù hợp để tính toán là kết hợp phần mềm Matlab và ANSYS Workbench LS - Dyna để tính sự tương tác; ANSYS Workbench để tính toán nhiệt và khe hở nhiệt của cặp pít tông - xi lanh. Chương 3. KHẢO SÁT ẢNH HƯỞNG CỦA PHỤ TẢI NHIỆT TỚI SỰ TƯƠNG TÁC CỦA CẶP PÍT TÔNG - XI LANH ĐỘNG CƠ 6Ч 12/14 3.1. Đặc điểm kết cấu của cặp pít tông - xi lanh động cơ 6Ч 12/14 3.1.1. Giới thiệu sơ bộ về động cơ 6Ч 12/14 3.1.2. Giới thiệu sơ bộ về kết cấu ống lót xi lanh của động cơ 6Ч 12/14 3.1.3. Đặc điểm kết cấu của pít tông động cơ 6Ч 12/14 3.2. Xây dựng mô hình tính toán cặp pít tông - xi lanh động cơ 6Ч 12/14 Mô hình hình học để tính trường nhiệt độ và biến dạng nhiệt của cặp pít tông – xi lanh là mô hình thực sau khi đã bỏ đi các góc lượn, góc vát. Trong mô hình hình học được chia làm nhiều vùng để tính toán điều kiện biên. 3.3. Xác định trường nhiệt độ và khe hở nhiệt của cặp pít tông - xi lanh động cơ 6Ч 12/14 3.3.1. Tính toán điều kiện ban đầu và điều kiện biên cho bài toán xác định trường nhiệt độ 3.3.1.1. Điều kiện ban đầu và điều kiện biên cho bài toán xác định trường nhiệt độ của ống lót xi lanh a. Điều kiện biên hình học b. Điều kiện biên vật lí
14. 12 Vật liệu chế tạo ống lót xi lanh động cơ 6Ч12/14 là gang xám CЧ24-44 (GX24- 22). Vật liệu chế tạo khối thân xi lanh động cơ 6Ч12/14 là gang xám CЧ18-36. c. Điều kiện biên thời gian d. Điều kiện biên trao đổi nhiệt tiếp xúc Quá trình trao đổi nhiệt của xi lanh với môi chất công tác được đặc trưng bằng hệ số trao đổi nhiệt tổng cộng  (quá trình đối l- ưu và bức xạ), nhiệt độ của môi chất T và dòng nhiệt q. Quá trình trao đổi nhiệt là tựa tĩnh, , T và q nhận một giá trị trung bình tương đương nhất định nào đó, sao cho tổng lượng nhiệt mà môi chất truyền cho xi lanh tương đương với tổng lượng nhiệt mà bề mặt gương xi lanh nhận được trong một chu trình công tác tại mỗi chế độ làm việc ổn định của động cơ mà ta cần tính toán. Để xác định các Hình 3.4. Sơ đồ các điều kiện biên về hệ số trao đổi nhiệt làm vùng trao đổi nhiệt của ống thông số đầu vào khi tính toán trường nhiệt độ lót xi lanh động cơ 6Ч 12/14 bằng phần mềm ANSYS ta chia các bề mặt trao đổi nhiệt của ống lót xi lanh thành các vùng như trên Hình 3.4. Các vùng từ 1÷9 là của mặt gương ống lót xi lanh. Các vùng này được chia dựa trên cơ sở tính toán chu trình công tác của động cơ và vị trí các vùng của pít tông khi ở điểm chết dưới. Các vùng từ 10÷14 là các bề mặt bên ngoài của ống lót. Giá trị hệ số trao đổi nhiệt tức thời có thể tính theo công thức Woschni (1978), [11]: 0,8 0,2 0,8 0,53 VD.Tc,1 g 130.D .pc .Tc . C1.cm C2. . pc pc,0 (3.1) pc,1.Vc,1 trong đó: C1; C2 – hệ số đặc trưng cho trao đổi chất và kiểu phun nhiên liệu; D - đường kính xi lanh, [m]; cm - tốc độ trung bình của pít tông, [m/s]; cu – tốc độ tiếp tuyến; V D – thể tích công tác của 1 xi lanh, [m]; pc - áp suất môi chất trong xi lanh, [Pa]; pc,0 - áp suất khí trời, [Pa]; T c,1 – nhiệt độ môi chất trong xilanh tại thời điểm đóng xupáp nạp, [K]; p c,1 - áp suất môi chất trong xilanh tại thời điểm đóng xupáp nạp, [Pa]. Hệ số trao đổi nhiệt trung bình và nhiệt độ trung bình cho toàn bộ quá trình được xác định như sau [11], [38]: 1  ( )d 2  g , [W/m K] (3.2)  0 1  T ( )T ( )d , [K] (3.3)  g   0
15. 13 trong đó: - góc quay trục khuỷu, [độ]; α g(φi) - hệ số trao đổi nhiệt bề mặt theo góc quay trục khuỷu;  - hệ số trao đổi nhiệt tổng trung bình trên đỉnh pít tông, tính theo [17]; T - nhiệt tổng trung bình trên đỉnh pít tông, tính theo [17];  - hệ số kì, bằng 2 với động cơ 2 kì, bằng 4 với động cơ 4 kì. 3.3.1.2. Điều kiện ban đầu và điều kiện biên cho bài toán xác định trường nhiệt độ pít tông Chia bề mặt trao đổi nhiệt của pít tông thành 24 phần đặc trưng cho việc xác định các giá trị điều kiện biên loại 3 (Hình 3.7). 1. Bề mặt đỉnh pít tông; 2. Bề mặt cạnh đỉnh pít tông trên xéc măng 1; 3,7,11,15,19. Bề mặt trên rãnh xéc măng khí 1, 2, 3, dầu 1,2; 4,8,12,16,20. Bề mặt đáy rãnh xéc măng khí 1, 2, 3, dầu 1,2; 5,9,13,17,21. Bề mặt dưới rãnh xéc măng khí 1, 2, 3, dầu 1,2; 6,10,14,18. Bề mặt pít tông giữa xéc măng 1-2, 2-3, 3-dầu 1, dầu1-dầu 2; 22. Bề mặt pít tông dưới xéc măng dầu 2; 23. Bề mặt bên trong pít tông; 24. Bề mặt tiếp xúc giữa chốt pít tông và pít tông Hình 3.7. Bề mặt trao đổi nhiệt của pít tông động cơ 6Ч 12/14 3.3.2. Xác định trường nhiệt độ và trường biến dạng nhiệt của cặp pít tông - xi lanh 3.3.2.1. Thuật toán tính toán trường nhiệt độ và biến dạng nhiệt 3.3.2.2. Điều kiện biên trao đổi nhiệt của cặp pít tông - xi lanh Trong Bảng 3.4, 3.5 là hệ số trao đổi nhiệt và nhiệt độ tại các bề mặt tính toán của ống lót xi lanh và pít tông ở chế độ 100%. Bảng 3.4. Hệ số trao đổi nhiệt đối lưu và nhiệt độ tại các bề mặt tính toán của ống lót xi lanh động cơ 6Ч12/14 ở chế độ 100% tải Bề mặt 1 2 3 4 5 6 7 2 αxl, [W/m .K] 292,7 270,7 306 172,8 144,4 201,4 100,7 Txl, [K] 1066 916 851 731 690 668 534 Bề mặt 8 9 10 11 12 13 14 2 αxl, [W/m .K] 500 500 5500 5500 907 2000 200 Txl, [K] 450 380 457 468 303 313 343 Bảng 3.5. Hệ số trao đổi nhiệt đối lưu và nhiệt độ tại các bề mặt tính toán của pít tông động cơ 6Ч12/14 ở chế độ 100% tải Bề mặt 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 α, [W/m2.K] 293 146 421 0 4786 98 421 0 4786 98 421 0 Tm, [K] 1066 853 382 382 382 567 378 378 378 589 375 375 Bề mặt 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 α, [W/m2.K] 4786 98 421 0 4786 98 421 0 4786 98 90 72 Tm, [K] 375 537 373 373 373 348 352 352 352 348 335 335
16. 14 3.3.2.3. Kết quả tính toán trường nhiệt độ và biến dạng nhiệt Từ các điều kiện biên đã xác định, sử dụng phần mềm ANSYS Workbench để chia lưới phần tử hữu hạn và tính toán xác định trường nhiệt độ và trường biến dạng nhiệt. Sau khi chia lưới cặp pít tông xi lanh động cơ 6Ч 12/14, ta có. Xi lanh: 205.248 nút; 118.628 phần tử, pít tông: 10.804 phần tử và 19.619 nút. Kết quả tính toán trường nhiệt độ và trường biến dạng nhiệt của ống lót xi lanh và của pít tông ở chế độ 100% tải được giới thiệu trên như trên Hình 3.10, 3.11. Hình 3.10. Trường nhiệt độ và trường Hình 3.11. Trường nhiệt độ và biến dạng nhiệt ống lót xi lanh động cơ trường biến dạng nhiệt pít tông 6Ч 12/14 ở chế độ 100% tải động cơ 6Ч 12/14 ở chế độ 100% 3.3.3. Xác định khe hở nhiệt của cặp pít tông - xi lanh tải 3.3.3.1. Các mặt cắt cần xác định khe hở nhiệt Từ các kết quả tính toán biến dạng nhiệt xác định khe hở nhiệt tại ba mặt cắt như Hình 2.3. Đối với cặp pít tông - xi lanh động cơ 6Ч 12/14, ở trạng thái 0 nguội (20 C) có khe hở nhiệt ở phần thân th = 0,32 mm [5]. 3.3.3.2. Kết quả tính toán Khe hở nhiệt của pít tông và xi lanh tại ba mặt cắt như trên Hình 3.14 ÷ 3.16. Hình 3.14. Khe hở nhiệt Hình 3.15. Khe hở nhiệt Hình 3.16. Khe hở nhiệt của cặp pít tông - xi lanh của cặp pít tông - xi lanh của cặp pít tông - xi lanh động cơ 6Ч 12/14 tại vị động cơ 6Ч 12/14 tại vị động cơ 6Ч 12/14 tại vị trí mặt cắt 1 trí mặt cắt 2 trí mặt cắt 3 Tại mặt cắt 1, do vị trí ở gần khu vực buồng cháy và giả thiết vai tựa trên không biến dạng nhiệt nên biến dạng nhiệt của ống lót xi lanh có hình tang trống, vì vậy khe hở nhiệt theo hành trình pít tông sẽ tăng dần rồi sau đó mới giảm. Ở các chế độ phụ tải lớn, biến dạng nhiệt tăng lên do đó làm giảm khe hở nhiệt. Tại mặt cắt 2 đi qua tâm chốt pít tông, đây là khu vực ống lót xi
17. 15 lanh biến dạng giảm đều, nên khe hở nhiệt cơ bản là một đường giảm dần theo hành trình. Mặt cắt 3 đi qua khu vực vai tựa dưới của ống lót xi lanh. Với giả thiết vai tựa không biến dạng nhiệt nên khi pít tông dịch chuyển đến gần vùng này thì trị số khe hở lúc đầu giảm xuống, sau khi qua khu vực vai tựa khe hở lại tăng lên. Khi hành trình đi được 110 mm (tương ứng với khoảng 1180 góc quay trục khuỷu) thì pít tông bắt đầu ra khỏi ống lót nên khe hở giữa pít tông và ống lót xi lanh là không xác định. Trên các đồ thị, khe hở thay đổi theo một hành trình pít tông tương ứng với 1800 góc quay trục khuỷu rồi sau đó bắt đầu thay đổi ngược lại đến 3600. 3.4. Tính toán sự tương tác của cặp pít tông - xi lanh động cơ 6Ч 12/14 Việc tính toán sự tương tác của cặp pít tông – xi lanh được thực hiện trong hai trường hợp: thứ nhất là chế độ giả thiết khi động cơ làm việc nhưng các chi tiết của cặp pít tông – xi lanh không có giãn nở nhiệt (không có ảnh hưởng của phụ tải nhiệt), lúc này khe hở giữa pít tông và xi lanh là một hằng số bằng khe hở khi ở trạng thái nguội Δ = 0,32 mm; thứ hai là chế độ làm việc bình thường, các chi tiết của cụm pít tông – xi lanh có giãn nở nhiệt (có ảnh hưởng của phụ tải nhiệt), lúc này khe hở Δ phụ thuộc vào hành trình pít tông như đã tính toán ở phần 3.3.3. Đây là cơ sở để đánh giá sự ảnh hưởng của phụ tải nhiệt đến sự tương tác của cặp pít tông - xi lanh động cơ 6Ч 12/14 khi so sánh kết quả tính toán của hai trường hợp. 3.4.1. Xây dựng sơ đồ thuật toán Sử dụng phần mềm Solid Works 2013 xác định các kích thước của pít tông động cơ 6Ч 12/14 so với trọng tâm O1, các giá trị như trong Bảng . Bảng 3.8. Các thông số của hệ pít tông động cơ 6Ч 12/14 để tính chuyển động phụ 2 -3 -3 -3 m1 [kg] IO1 [kgm ] lc (×10 ) H (×10 ) y (×10 ) [m] [m] [m] y1 y2 y3 4,396 0,99148 13,49 78,49 - 20,91 13,49 78,49 Sau khi tính được vận tốc tại ba mặt cắt, tiến hành tính toán lực va đập tại mặt cắt 2 đi qua tâm chốt pít tông bằng phần mềm ANSYS Workbench LS-Dyna với thông số vận tốc ban đầu v 0 và lực ngang N tại ba chế độ v max, Nmax, v và N đều lớn. Mô hình tính lực va đập như Hình 2.2. Giả thiết mặt bên của vai tựa trên và vai tựa dưới không bị biến dạng do va đập. 3.4.2. Tính toán sự tương tác của cặp pít tông – xi lanh động cơ 6Ч 12/14 khi không có ảnh hưởng của phụ tải nhiệt 3.4.2.1. Chuyển động phụ của pít tông động cơ 6Ч 12/14 Khi tính toán, giả thiết P mx và Mmc bằng 0, khe hở giữa pít tông và ống lót xi lanh là một hằng số và bằng khe hở ở trạng thái nguội. Chuyển động phụ của pít tông ở chế độ 100% tải khi không có ảnh hưởng của phụ tải nhiệt như trên Hình 3.19, 2.20.
18. 16 Hình 3.19. Vận tốc chuyển động ngang của pít tông trong khe hở xi lanh tại mặt cắt 1 và 2 của động cơ 6Ч 12/14 ở chế độ 100% tải Theo kết quả tính toán, vận tốc chuyển động ngang tại 3 mặt cắt không chênh lệch nhau nhiều. Vận tốc chuyển động ngang của pít tông trong khe hở xi lanh đạt giá trị lớn nhất tại khu vực 3650 góc quay trục khuỷu. Ở mặt cắt 3, khi hành trình đi được 110 mm (tương ứng với khoảng 1180 góc quay trục khuỷu) thì pít Hình 3.20. Vận tốc chuyển động tông bắt đầu ra khỏi ống lót nên vận tốc ở ngang tại mặt cắt 3 của pít tông khu vực này không xác định. Giá trị vận trong khe hở xi lanh của động cơ tốc ngang v của mặt cắt lớn nhất tại mặt max 6Ч 12/14 ở chế độ 100% tải cắt 2, v2max = 0,1203 m/s, giá trị này nhỏ nhất tại mặt cắt 1, v1max = 0,0947 m/s, còn tại mặt cắt 3, v3max = 0,1127 m/s. Do khe hở giữa pít tông và ống lót xi lanh là hằng số nên góc quay của pít tông trong khe hở cũng là một hằng số và có giá trị là 19.10-6 rad. 3.4.2.2. Lực va đập của pít tông lên thành xi lanh Sử dụng chế độ chia lưới tự động trong ANSYS Workbench LS-Dyna ta có mô hình PTHH của mô hình va đập pít tông với xi lanh động cơ 6Ч 12/14 với 44.813 nút, 170.550 phần tử (Hình 3.21). Trong một chu trình công tác có rất nhiều chế độ vận tốc chuyển động ngang khác nhau tương ứng với nó là các giá trị lực ngang N. Việc tính toán lực va đập của pít Hình 3.21. Mô hình tông với xi lanh cho tất các giá trị này mất rất nhiều thời phần tử hữu hạn để gian và cũng không thực sự cần thiết vì vậy chỉ cần tính tính toán va đập của toán ở một số trường hợp đặc trưng. Trong luận án pít tông với xi lanh này lựa chọn tính toán lực va đập tại ba trường hợp động cơ 6Ч 12/14 đặc trưng là vận tốc va chạm lớn nhất vmax, lực ngang lớn nhất N max và một trường hợp khi v và N đều lớn. Việc tính toán được thực hiện bằng phần mềm ANSYS Workbench LS-Dyna, các giá trị ban đầu để tính toán như trong Bảng 3.9.
19. 17 Bảng 3.9. Giá trị ban đầu sử dụng tính lực va đập của pít tông với xi lanh ở chế độ 100% tải không có ảnh hưởng của phụ tải nhiệt Trường Góc quay Khe hở Vận tốc Lực ngang hợp tính [độ] nhiệt [m] [m/s] [N] -5 vmax 364 32. 10 0,179 1288 v, N lớn 375 32. 10-5 0,1439 4480 -5 Nmax 385 32. 10 0,046 5254 Kết quả tính toán lực va đập của pít tông lên thành xi lanh như Hình 3.22. Hình 3.22. Lực va đập của pít Điểm gốc 0 của thời gian va đập chính là tông lên xi lanh của động cơ 6Ч thời điểm pít tông va đập với thành xi lanh 12/14 ở chế độ 100% tải tương ứng với góc quay trục khuỷu lúc đó. Tọa độ va đập ứng với hành trình pít tông tại góc quay trục khuỷu khi xảy ra va đập. Kết quả tính toán cho thấy ở trường hợp v, N đều lớn có lực va đập lớn nhất là 25.838 N, trường hợp vmax thì lực va đập đạt 25.029 N, còn trường hợp Nmax có lực va đập nhỏ nhất đạt 5.931 N. Như vậy vận tốc chuyển động ngang có ảnh hưởng lớn đến lực va đập của pít tông lên ống lót xi lanh. 3.4.3.Tính toán sự tương tác của cặp pít tông - xi lanh khi có ảnh hưởng của phụ tải nhiệt 3.4.3.1. Ảnh hưởng của phụ tải nhiệt đến chuyển động phụ của pít tông Từ giả thiết đã nêu, xác định được chuyển động phụ trong trường hợp có ảnh hưởng của phụ tải nhiệt và so sánh với trường hợp khi không có ảnh hưởng của phụ tải nhiệt ở chế độ 100% tải như trên Hình 3.23, 3.24. Hình 3.23. Chuyển động ngang tại mặt cắt 1, 2 của pít tông động cơ 6Ч 12/14 ở chế độ 100% tải Hình 3.24. Chuyển động ngang tại mặt cắt 3 và góc quay trong khe hở của pít tông động cơ 6Ч 12/14 ở chế độ 100% tải
20. 18 3.4.3.2.Ảnh hưởng của phụ tải nhiệt đến lực va đập giữa pít tông với xi lanh Các giá trị vận tốc và lực ngang ở chế độ tải 100% sử dụng để tính toán lực va đập của pít tông với xi lanh như trong Bảng 3.10. Bảng 3.10. Các thông số đầu vào dùng để tính lực va đập của pít tông với xi lanh ở chế độ 100% tải Không có ảnh hưởng của phụ tải nhiệt Có ảnh hưởng của phụ tải nhiệt Góc quay Khe hở Vận tốc Lực ngang Góc quay Khe hở nhiệt Vận tốc Lực ngang [độ] nhiệt [m] [m/s] [N] [độ] [m] [m/s] [N] 364 32.10-5 0,179 1288 364 17,58. 10-5 0,1279 1288 375 32.10-5 0,1439 4480 375 17,15. 10-5 0,1011 4480 385 32.10-5 0,046 5254 385 16,46. 10-5 -0,0319 5254 Kết quả xác định sự ảnh hưởng của phụ tải nhiệt đến lực va đập giữa pít tông và xi lanh như trên Hình 3.27÷3.29. Hình 3.27. Lực va đập giữa pít tông Hình 3.28. Lực va đập giữa pít tông với xi lanh động cơ 6Ч 12/14 với xi lanh động cơ 6Ч 12/14 với v và với vmax ở chế độ 100% tải N đều lớn ở chế độ 100% tải Giá trị của lực va đập trong các trường hợp tính khi vmax , khi v và N đều lớn có đặc điểm biến thiên giống nhau. Trong trường hợp N max (Hình ), ở các chế độ tính có xét đến ảnh hưởng của phụ tải nhiệt và không xét đến ảnh hưởng này, do vận tốc ngang ngược dấu nhau nên sự biến thiên của lực va đập Hình 3.29. Lực va đập giữa pít cũng ngược nhau. tông với xi lanh động cơ 6Ч12/14 3.5. Nhận xét, đánh giá kết quả với N ở chế độ 100% tải Từ kết quả tính toán sự tương tác của max cặp pít tông – xi lanh trong hai trường hợp: không có ảnh hưởng của phụ tải nhiệt (chế độ giả định) và có ảnh hưởng của phụ tải nhiệt cho thấy phụ tải nhiệt có ảnh hưởng lớn đến sự tương tác. - Đối với chuyển động phụ, ảnh hưởng này tác dụng lên cả chuyển động ngang lẫn góc quay của pít tông trong khe hở giữa pít tông với ống lót xi lanh. Kết quả so sánh như trong Bảng 3.12, đơn vị đo các dữ liệu trong bảng là %.
21. 19 Bảng 3.12. Ảnh hưởng của phụ tải nhiệt đến chuyển động phụ của pít tông động cơ 6Ч 12/14 Mặt cắt Chế độ tải (%) 100 80 60 40 20 Mặt cắt 1, [%] 47,18 37,61 32,11 21,49 16,47 Mặt cắt 2, [%] 32,2 31,17 27,6 15,41 11,93 Mặt cắt 3, [%] 37,06 25,6 27,53 18,11 14,1 Góc quay, [%] 44,94 43,68 39,31 23,42 18,66 Qua kết quả so sánh, cho thấy giá trị giảm vận tốc và góc quay tương đối do ảnh hưởng của phụ tải nhiệt giảm dần khi chế độ tải của động cơ giảm. Điều này xảy ra do ở chế độ tải lớn, nhiệt độ của xi lanh và pít tông đều cao nên biến dạng nhiệt lớn dẫn đến khe hở nhiệt nhỏ do đó vận tốc chuyển động ngang và góc quay đều có giá trị nhỏ. Ở các chế độ tải nhỏ, ảnh hưởng của biến dạng nhiệt nhỏ hơn, nên ảnh hưởng đến chuyển động phụ nhỏ hơn. - Đối với lực va đập của pít tông với xi lanh, khi có ảnh hưởng của phụ tải nhiệt thì lực va đập cũng giảm rõ rệt. Kết quả so sánh tương đối giữa hai chế độ như trong Bảng 3.13, đơn vị đo các dữ liệu trong bảng là %. Bảng 3.13. Ảnh hưởng của phụ tải nhiệt đến lực va đập của pít tông lên xi lanh động cơ 6Ч 12/14 Trường hợp Chế độ tải (%) 100 80 60 40 20 vmax, [%] 27,71 26,57 23,1 12,04 11,49 v và N đều lớn, [%] 34,08 32,48 24,74 14,71 18,85 Nmax, [%] 30,81 55,29 17,22 14,51 12,67 Trong cả ba trường hợp thì trường hợp v và N đều lớn thì độ giảm tương đối là lớn nhất. Kết luận chương 3 Trong chương này đã xây dựng được mô hình tính toán trường nhiệt độ, trường biến dạng nhiệt, khe hở nhiệt, tính toán sự tương tác của cặp pít tông – xi lanh động cơ 6Ч 12/14 và ảnh hưởng của phụ tải nhiệt đến nó. Đã tính toán được các điều kiện biên ban đầu phục vụ cho tính trường nhiệt độ, trường biến dạng nhiệt, khe hở nhiệt, sự tương tác. Đã tính toán trường nhiệt độ, trường biến dạng nhiệt, khe hở nhiệt của động cơ 6Ч 12/14 ở các chế độ phụ tải 100%, 80%, 60%, 40%, 20%. Đã tính sự tương tác của cặp pít tông – xi lanh và ảnh hưởng của phụ tải nhiệt đến sự tương tác này của động cơ 6Ч 12/14 ở các chế độ phụ tải 100%, 80%, 60%, 40%, 20%. Chương 4. NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM 4.1. Mục đích nghiên cứu Để minh chứng cho kết quả tính toán lí thuyết và tính đúng đắn của mô hình tính cần phải xác định chuyển động phụ và lực va đập của pít tông với xi lanh. Tuy nhiên đây là một công việc hết sức khó khăn. Vì vậy, trong luận
22. 20 án chỉ thực hiện được nội dung nghiên cứu thực nghiệm đo nhiệt độ của ống lót xi lanh nhằm các mục đích sau: - Kiểm chứng các kết quả tính toán lí thuyết về tính toán trường nhiệt độ ống lót xi lanh tại một số vị trí đặc biệt như khu vực buồng cháy, khu vực có va đập với pít tông v.v làm cơ sở cho việc xác định sự ảnh hưởng của phụ tải nhiệt đến sự tương tác của cặp pít tông – xi lanh. - Hiệu chỉnh việc tính toán lí thuyết theo thực nghiệm để có được hình ảnh trung thực nhất về trường nhiệt độ và trường biến dạng nhiệt của ống lót xi lanh động cơ diesel. 4.2. Trang thiết bị phục vụ nghiên cứu thử nghiệm 4.2.1. Nguyên lí và đặc tính kĩ thuật của thiết bị đo nhiệt độ Trong phần này trình bày nguyên lí và đặc tính kĩ thuật của cảm biến nhiệt độ kiểu nhiệt trở. 4.2.2. Nguyên lí hiệu chỉnh thiết bị đo nhiệt độ 4.2.3. Quy trình đo nhiệt độ cho thành ống lót xi lanh động cơ Trình bày quy trình thực nghiệm đo nhiệt độ ống lót xi lanh động cơ 6Ч 12/14 lai máy phát điện tàu thủy tại Nhà máy X46. 4.2.4. Trang thiết bị thử nghiệm Thử nghiệm được tiến hành tại Nhà máy X46 Hải quân với các trang thiết bị thử nghiệm sau: Động cơ lai máy phát 6Ч 12/14: K559 - ГOCT 10150-62, có tăng áp, công suất 115 mã lực (72 kW), tốc độ định mức 1500 v/ph lắp ống lót xi lanh có gắn cảm biến nhiệt độ; Máy phát điện: công suất 60 kW, 50 Hz, 380 V, 1500 v/ph; Dàn điện trở công suất 65 kW dùng đo công suất máy phát; Hai ống lót xi lanh gồm một ống do Nga chế tạo vật liệu là gang xám CЧ 24-44 và một ống do Việt Nam chế tạo (sản phẩm đề tài cấp Tổng cục Kỹ thuật) bằng gang xám GX24-22 [21]. - Cảm biến đo nhiệt độ là cảm biến kiểu cặp nhiệt loại T [6], [43] làm bằng đồng – constantant có khoảng đo từ (-200 ÷ 400)0C. Các cảm biến được lắp vào các lỗ theo sơ đồ trên Hình 4.9 và được đánh số 1 đến 15 tương ứng với thứ tự các lỗ. 15 lỗ khoan lắp cảm biến được bố trí thành 3 hàng, mỗi Hình 4.9. Sơ đồ bố trí hàng 4 lỗ, lỗ trên cùng cách mép trên của ống lót 10 các lỗ khoan lắp cảm mm, các lỗ khác lần lượt cách mép trên là 30 mm, biến trên ống lót xi 75 mm và 150 mm, đáy lỗ cách mặt gương 1 mm. 3 lanh động cơ 6Ч 12/14 lỗ còn lại được khoan lệch so với hàng thứ 3 5 mm và có độ sâu 5 mm, lỗ trên cùng cách mép trên của ống lót 30 mm, lỗ tiếp theo cách 75 mm và 150 mm. Các ống lót có cảm biến được lắp vào động cơ ở vị trí xi lanh 2 và 3. Để nhận và biến đổi tín hiệu điện áp thành giá trị nhiệt độ sử dụng thiết bị thu, biến đổi và khuếch đại tín hiệu CNĐ do Bộ môn Nhiệt, Viện công nghệ nhiệt,
23. 21 Đại học Bách khoa Hà Nội chế tạo. Thiết bị được kết nối với máy tính qua cổng COM 1. Thiết bị có 16 kênh thu tín hiệu, trong đó có 15 kênh thu tín hiệu từ cảm biến nhiệt độ lắp trên ống lót xi lanh, 1 kênh còn lại lắp cảm biến nhiệt độ bù. Tín hiệu thu nhận được xử lí bằng phần mềm LabVIEW. Dữ liệu được lưu trữ dưới dạng file Excel. 4.3. Đo nhiệt độ của thành ống lót xi lanh động cơ 6Ч 12/14 4.3.1. Lựa chọn các vị trí đo Các khu vực cần đo nhiệt độ là khu vực buồng cháy, khu vực điểm chết trên, thân ống lót đến khu vực điểm chết dưới. Mặt phẳng cần đo là mặt phẳng đi qua tâm chốt pít tông và mặt phẳng vuông góc với nó. Trong đó mặt phẳng vuông góc với mặt phẳng đi qua tâm chốt pít tông là cần quan tâm hơn vì đây là mặt phẳng chịu lực va đập của pít tông. Chế độ tải khi đo: không tải, 20 %, 40%, 60% công suất định mức ở chế độ 1500 v/ph. Việc ổn định tốc độ động cơ được thực hiện bằng điều chỉnh thanh răng bơm cao áp còn chế độ tải bằng điều chỉnh các điện trở trên dàn đo công suất máy phát. Các thông số cần đo: nhiệt độ của ống lót xi lanh, nhiệt độ nước làm mát. 4.3.2. Phương pháp lấy số liệu 4.3.3. Kết quả đo Bảng 4.2. Các thông số môi trường thử nghiệm Chế độ tải 60% 40% 20% Không tải Thông số Nhiệt độ môi trường, [0C] 20 20 20 20 Nhiệt độ nước làm mát, [0C] 40 40 40 26 Nhiệt độ dầu bôi trơn, [0C] 60 60 60 50 Áp suất dầu bôi trơn, [kG/cm2] 7,1 7,1 7,1 7,5 Kết quả đo nhiệt độ khi động cơ hoạt động ở chế độ không tải, 20%, 40%, 60% tải với nđm = 1500 v/ph được lưu vào file excel. 4.4. Xử lí số liệu thực nghiệm Theo chiều cao của ống lót có 4 mặt phẳng vuông góc với đường tâm xi lanh lắp cảm biến có chiều cao tính từ đáy lần lượt là 258, 238, 193, 118 mm. Gọi mặt thứ nhất cách đáy 258 mm là mặt cắt 1 (kí hiệu là MC1 như trên Hình 4.16), trên mặt cắt này có 3 điểm đo cùng đường kính 122 mm, theo chiều nước làm mát đi vào đánh số lần lượt là 1, 2, 3. Khi đo tên điểm đo là: MC1.1, MC1.2, MC1.3. Trên mặt cắt 2 (MC2) ngoài 3 điểm Hình 4.16. Sơ đồ tên các điểm đo đo ở đường kính 122 mm như mặt nhiệt độ trên ống lót xi lanh cắt 1 còn có một điểm đo ở đường động cơ 6Ч 12/14
24. 22 kính 128 mm, đánh số điểm đo này là số 4 và tên điểm đo là MC2.4. Trên mặt cắt 3 và 4 đều có 4 điểm đo như mặt cắt 2, số thứ tự các điểm đo như mặt cắt 2. Như vậy tên điểm đo gồm có phần đầu là tên mặt cắt và phần sau là số thứ tự điểm đo trên mặt cắt theo chiều đường nước làm mát đi vào. Qua đó, thấy rằng nhiệt độ của ống lót xi lanh giảm dần theo chiều cao (tính từ đỉnh ống lót). Ở các điểm đo cùng mặt phẳng và cùng đường kính nhiệt độ có khác nhau tuy nhiên độ chênh lệch này không lớn. Do đó ta có thể sử dụng giá trị trung bình của nhiệt độ trong chế độ tương ứng để tính toán các công việc khác. Sau khi trung bình hóa nhiệt độ tại các điểm đo tương ứng của ống lót, ta có kết quả nhiệt độ của ống lót xi lanh động cơ 6Ч 12/14 ở các đường kính và chế độ phụ tải khác nhau như trong Bảng 4.7. Bảng 4.7. Nhiệt độ trung bình tại các điểm đo của ống lót xi lanh động cơ 6Ч 12/14 ở chế độ 60% tải Mặt Chiều Đường kính 122 mm Đường kính 128 mm cắt cao Nhiệt độ Nhiệt độ Nhiệt độ Nhiệt độ Nhiệt độ điểm đo ống lót, điểm đo điểm đo điểm đo trung bình 4, [0C] [mm] 1, [0C] 2, [0C] 3, [0C] [0C] MC1 258 165,46 168,56 168,65 167,56 MC2 238 139,12 140,38 142,65 140,72 136,57 MC3 193 89,09 90,07 90,70 89,95 81,77 MC4 118 70,71 70,90 73,16 71,59 68,28 4.5. Đánh giá độ tin cậy của mô hình tính So sánh kết quả tính toán nhiệt độ tính bằng lí thuyết thực hiện ở phần 3.3 với nhiệt độ đo được bằng thực nghiệm tại các vị trí tương ứng trong các chế độ phụ tải 60%, 40% và 20%. Kết quả so sánh như trong Bảng 4.12, 4.13. Bảng 4.12. So sánh nhiệt độ tính toán với nhiệt độ thực nghiệm của ống lót xi lanh động cơ 6Ч 12/14 tại đường kính 122 mm ở chế độ 60% tải Mặt Chiều Nhiệt Nhiệt Sai Sai Nhiệt Sai Sai Nhiệt Sai Sai Nhiệt Sai Sai cắt cao độ tính độ số số độ số số độ số số độ số số ống toán, điểm tuyệttương điểm tuyệt tương điểm tuyệt tương trung tuyệttương lót, [0C] đo đối, đối, đo đối, đối, đo đối, đối, bình đối, đối, [mm] 1, [0C] [%] 2, [0C] [%] 3, [0C] [%] [0C] [0C] [%] [0C] [0C] [0C] MC1 258 165,5165,5 0,0 0,0168,6 3,1 1,9168,7 3,2 1,9167,6 2,1 1,2 MC2 238 154,7139,1 15,6 10,1140,4 14,3 9,3142,6 12,1 7,8140,7 14,0 9,0 MC3 193 91,5 89,1 2,4 2,6 90,1 1,4 1,6 90,7 0,8 0,9 90,0 1,5 1,7 MC4 118 71,7 70,7 1,0 1,4 70,9 0,8 1,1 73,2 1,5 2,0 71,6 0,1 0,2 Tại chế độ 60% tải ở đường kính 122 mm sai số tương đối lớn nhất là 15,6% tại điểm đo MC2.1, sai số tương đối nhỏ nhất là 0% tại điểm đo MC1.1. Sau khi lấy trị số trung bình thì sai số lớn nhất là 9% và nhỏ nhất là 0,2%. Bảng 4.13. So sánh nhiệt độ tính toán với nhiệt độ thực nghiệm của ống lót xi lanh động cơ 6Ч 12/14 tại đường kính 128 mm ở chế độ 60% tải
25. 23 Mặt Chiều cao Nhiệt độ tính Nhiệt độ điểm Sai số tuyệt Sai số tương cắt ống lót, [mm] toán, [0C] đo 4, [0C] đối, [0C] đối, [%] MC2 238 149,30 136,57 12,73 8,53 MC3 193 88,60 81,77 6,83 7,71 MC4 118 69,10 68,28 0,82 1,18 Tại đường kính 128 mm ở chế độ 60% tải sai số tương đối lớn nhất là 8,53% tại điểm đo MC2.4, sai số tương đối nhỏ nhất là 1,18% tại điểm đo MC4.4. Từ các bảng so sánh ta thấy các giá trị nhiệt độ tính toán lí thuyết với các giá trị nhiệt độ đo bằng thực nghiệm có sai số nằm trong khoảng từ 0 ÷ 15,6%, trong đó phần lớn sai số nhỏ hơn 10%. Sau khi lấy giá trị trung bình của các điểm đo thực nghiệm thì sai số giữa tính toán lí thuyết và thực nghiệm nhỏ phần lớn nhỏ hơn 10%. Như vậy có thể khẳng định mô hình lí thuyết để tính toán trường nhiệt độ của ống lót xi lanh động cơ 6Ч 12/14 lai máy phát điện tàu thủy là có độ tin cậy và chính xác. Kết luận chương 4 Đã trình bày lí do lựa chọn phần nghiên cứu thực nghiệm. Giới thiệu sơ bộ các phương pháp đo nhiệt độ và phương pháp đo nhiệt độ bằng cặp nhiệt. Lựa chọn được loại cặp nhiệt phù hợp cho việc thử nghiệm. Xây dựng quy trình đo nhiệt độ ống lót xi lanh phù hợp với điều kiện của nhà máy X46 Hải quân. Lựa chọn các trang thiết bị phục vụ đo nhiệt độ ống lót xi lanh. Khoan lắp 15 cảm biến nhiệt độ vào ống lót xi lanh. Lắp đặt ống lót đã lắp cảm biến vào động cơ. Tiến hành đo nhiệt độ của ống lót xi lanh động cơ 6Ч 12/14, thu thập số liệu thực nghiệm và tiến hành xử lí số liệu thực nghiệm. So sánh kết quả tính nhiệt độ ống lót xi lanh bằng thực nghiệm với kết quả đo thực nghiệm cho thấy sai số kết quả tính toán với kết quả thực nghiệm nhỏ hơn 16% nằm trong giới hạn tin cậy. Từ đó có thể khẳng định mô hình đã xây dựng phục vụ tính toán trường nhiệt độ ống lót xi lanh có độ tin cậy. KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ KẾT LUẬN 1. Trên cơ sở mô hình tương tác của Nikishin V.N. đã phân tích và xây dựng một mô hình tính toán ảnh hưởng của phụ tải nhiệt đến sự tương tác của cặp pít tông - xi lanh động cơ diesel thông qua khe hở nhiệt giữa pít tông và xi lanh gồm hai phần là xác định chuyển động phụ của pít tông trong khe hở giữa pít tông - xi lanh và xác định lực va đập của pít tông với xi lanh. Xây dựng mô hình tính trường nhiệt độ và trường biến dạng nhiệt của cặp pít tông – xi lanh động cơ diesel. Mô hình này góp phần hoàn thiện phương pháp tính toán ảnh hưởng của phụ tải nhiệt đến sự tương tác của cặp pít tông – xi lanh động cơ diesel thông qua khe hở nhiệt. 2. Từ mô hình đã xây dựng sử dụng phần mềm Matlab tính toán chuyển động phụ của pít tông ở các chế độ (20÷100)% tải, phần mềm ANSYS Workbench LS-Dyna và mô hình va chạm đàn hồi bằng phương pháp phần tử hữu hạn để tính toán lực va chạm của pít tông với xi lanh động cơ 6Ч 12/14 ở
26. 24 các chế độ phụ tải khác nhau (công trình [7], [8]). Phân tích, lựa chọn và tính toán các điều kiện biên của bài toán xác định trường nhiệt độ và trường biến dạng nhiệt của cặp pít tông - ống lót xi lanh động cơ 6Ч 12/14; sử dụng phần mềm ANSYS Workbench với dữ liệu đầu vào là các thông số kết cấu của động cơ, diễn biến các quá trình nhiệt động trong xi lanh (thu được từ phần mềm Diesel-RK) tính trường nhiệt độ và trường biến dạng nhiệt của cặp pít tông – xi lanh động cơ diesel 6Ч 12/14 lai máy phát điện tàu thủy ở các chế độ phụ tải khác nhau (công trình [1], [3], [5], [6]). Dựa trên kết quả tính toán trường nhiệt độ và trường biến dạng nhiệt của cặp pít tông - xi lanh động cơ 6Ч 12/14, tính toán khe hở nhiệt tại ba mặt cắt đặc trưng ở các chế độ phụ tải khác nhau (công trình [7]). 3. Khảo sát ảnh hưởng của phụ tải nhiệt đến sự tương tác của cặp pít tông – xi lanh động cơ 6Ч 12/14 thông qua khe hở nhiệt của cặp pít tông - ống lót xi lanh ở các chế độ phụ tải khác nhau. Kết quả cho thấy phụ tải nhiệt có ảnh hưởng lớn đến sự tương tác của cặp pít tông – xi lanh. Đối với chuyển động phụ ở chế độ 100% tải, vận tốc chuyển động ngang tại các mặt cắt 1, 2, 3 giảm lần lượt là 47,2% ; 32,2%; 37,1%. Ở chế độ 100% tải, khi vận tốc chuyển động ngang có giá trị lớn nhất vmax, lực va đập giảm 27,7%; Khi lực ngang lớn nhất Nmax, lực va đập giảm 30,8% còn khi vận tốc và lực ngang đều lớn, lực va đập giảm 34,1% so với khi không xét đến phụ tải nhiệt. Điều này khẳng định sự cần thiết phải sấy nóng động cơ đến một nhiệt độ ổn định trước khi cho động cơ nhận tải để tránh va đập, hao mòn cặp pít tông - xi lanh (công trình [9]). 4. Tiến hành thực nghiệm đo nhiệt độ của ống lót xi lanh động cơ 6Ч 12/14 ở hai đường kính 122 mm và 128 mm với 15 điểm đo (đường kính 122 mm có 12 điểm đo, đường kính 128 mm có 3 điểm đo) tại nhà máy X46 Hải quân. So sánh kết quả tính toán lí thuyết với kết quả đo thực nghiệm cho thấy sai số lớn nhất không quá 16%. Như vậy, có thể khẳng định các kết quả tính toán, phương pháp tính và mô hình tính toán trường nhiệt độ ống lót xi lanh đảm bảo độ tin cậy và có thể sử dụng các kết quả này để tính toán sự tương tác của cặp pít tông - xi lanh động cơ (công trình [2], [4]). Kết quả nghiên cứu của luận án đã được áp dụng một phần trong đề tài cấp Tổng cục Kỹ thuật “Nghiên cứu thiết kế, chế tạo thử ống lót xi lanh động cơ 6Ч12/14 trên tàu hải quân” để tính toán biến dạng và ứng suất cơ nhiệt của ống lót và tiếp tục được sử dụng để nghiên cứu hoàn thiện thiết kế ống lót này. KIẾN NGHỊ VỀ HƯỚNG NGHIÊN CỨU TIẾP THEO 1. Nghiên cứu ảnh hưởng của biến dạng cơ và biến dạng đồng thời cơ nhiệt đến sự tương tác của cặp pít tông – xi lanh. 2. Nghiên cứu ảnh hưởng của phụ tải nhiệt đến màng dầu bôi trơn cũng như sự tương tác của cặp pít tông – xi lanh. 3. Nghiên cứu ảnh hưởng của sự va chạm đuôi pít tông vào thành xi lanh và lực va đập của nó.
27. DANH MỤC CÁC CÔNG TRÌNH CỦA TÁC GIẢ 1. Nguyễn Lê Văn, Đào Trọng Thắng, Lại Văn Định (2010), “Xác định trường nhiệt độ của ống lót xi lanh động cơ 6Ч 12/14 bằng phương pháp phần tử hữu hạn”, Tạp chí Khoa học và kỹ thuật, ISSN-1859-0209, Học viện Kỹ thuật quân sự, Hà Nội, số 134 (6), trang 132 - 138. 2. Nguyễn Lê Văn, Đào Trọng Thắng, Lại Văn Định (2011), “Xác định trường nhiệt độ của ống lót xi lanh động cơ 6Ч 12/14 bằng thực nghiệm”, Tạp chí Cơ khí, ISSN-0866-7056, Hà Nội, số đặc biệt 01(10), trang 63 - 67. 3. Đào Trọng Thắng, Trần Nhật Quang, Nguyễn Lê Văn, Phùng Văn Được (2012), “Tính toán biến dạng của ống lót xi lanh động cơ 6Ч 12/14 bằng phương pháp phần tử hữu hạn”, Tạp chí Khoa học công nghệ hàng hải, ISSN-1859-316X, Đại học Hàng hải Việt Nam, Hải Phòng, số 29 (1), trang 27 - 33. 4. Dao Trong Thang, Nguyen Le Van, Phung Van Duoc (2012), “Calculation, Design and Manufacture Cylinder Liners of diesel engine 6Ч 12/14”, Proceedings of The 2nd International Conference on Automotive Technology, Engine and Alternative Fuels (ICAEF2012), Ho Chi Minh City, Vietnam, (12), page 123-128. 5. Nguyễn Lê Văn (2013), “Xác định biến dạng cơ nhiệt của piston động cơ 6Ч 12/14 bằng phương pháp phần tử hữu hạn”, Tạp chí Khoa học và kỹ thuật, ISSN-1859-0209, Học viện Kỹ thuật quân sự, Hà Nội, Chuyên san tuyển tập công trình hội nghị các nhà nghiên cứu trẻ số 154 (4), trang 109 - 117. 6. Nguyễn Lê Văn (2013), “Xác định trường nhiệt độ của piston động cơ 6Ч 12/14 bằng phương pháp phần tử hữu hạn”, Tạp chí Khoa học và kỹ thuật, ISSN-1859-0209, Học viện Kỹ thuật quân sự, Hà Nội, số 155 (6), trang 126 - 134. 7. Nguyễn Lê Văn, Đào Trọng Thắng, Lại Văn Định (2013), “Xác định sự tương tác của cặp pít tông - xi lanh động cơ 6Ч 12/14”, Tạp chí Khoa học - Công nghệ hàng hải, ISSN-1859-316X, Đại học Hàng hải Việt Nam, Hải Phòng, số 36 (11), trang 95 – 98 8. Nguyễn Lê Văn, Đào Trọng Thắng, Lại Văn Định (2013), “Xác định khe hở giữa pít tông và ống lót xi lanh động cơ 6Ч 12/14 khi xét đến phụ tải nhiệt”, Tạp chí Giao thông vận tải, ISSN 0866-7012, Bộ Giao thông vận tải, Hà Nội, số 12, trang 21-22 và 26. 9. Nguyễn Lê Văn, Đào Trọng Thắng, Lại Văn Định (2014), “Ảnh hưởng của phụ tải nhiệt đến sự tương tác của cặp pít tông – xi lanh động cơ 6Ч 12/14”, Tạp chí Khoa học và kỹ thuật, ISSN-1859-0209, Học viện Kỹ thuật quân sự, Hà Nội, số 159 (2), trang 94-102.