活塞结构设计与工艺设计 (2).doc

1、目 录前 言 11 活塞的概述 21.1 活塞的功用及工作条件 21.2 活塞的材料 21.3 活塞结构 21.3.1 活塞顶部 21.3.2 活塞头部 31.3.3 活塞裙部 32 活塞的结构参数 43 活塞最大爆发压力的计算 53.1 热力过程计算 53.2 柴油机的指示参数 83.3 柴油机有效效率 104 活塞销的受力分析 115 活塞的加工工艺 13参考文献： 141 前 言内燃机的不断发展，是建立在主要零部件性能和寿命不断改进和提高的基础上的，尤其是随着发动机强化程度的提高、功率的增大和转速的增加，零部件尤其是直喷式柴油机活塞的工作环境变得更加恶劣了。活塞的结构直接影响活塞的温度分

2、布和热应力分布，因此就有必要对活塞的结构和性能作出预测和评价。活塞是内燃机上最关键的运动件，它在高温高压下承受反复交变载荷，被称为内燃机的心脏，特别是坦克、舰艇和军用车船用内燃机活塞则要求更高，它已成为制约内燃机发展的一个突出问题。本次课程设计的题目是发动机铝活塞的结构及工艺设计，选择利用合适的机床加工发动机活塞，通过这次课程设计，要求熟练掌握并能在实际问题中进行创新和优化其加工工艺过程。活塞结构设计与工艺设计21 活塞的概述1.1 活塞的功用及工作条件活塞是曲柄连杆机构的重要零件煤气主要功用是承受燃烧气体压力和惯性力，并将燃烧气体压力通过活塞销传给连杆，推动曲轴旋转对外作功。此外，活塞又是燃

3、烧室的组成部分。活塞是内燃机中工作条件最严酷的零件。作用于活塞上的气体压力和惯性力都是周期变化的，燃烧瞬时作用于活塞上的气体压力很高，如增压内燃机的最高燃烧压力可达1416MPa。而且活塞还要承受在连杆倾斜位置时侧压力的周期性冲击作用，在气体压力、往复惯性力和侧压力的共同作用下，可能引起活塞变形，活塞销座开裂，活塞侧部磨损等。由此可见，活塞应有足够的强度和刚度，而且质量要轻。活塞顶部直接与高温燃气接触，活塞顶部的温度很高，各部的温差很大，柴油机活塞顶部常布置有凹坑状燃烧室，使顶部实际受热面积加大，热负荷更加严重。高温必然会引起活塞材料的强度下降，活塞的热膨胀量增加，破坏活塞与气缸壁的正常间隙。

4、另外，由于冷热不均匀所产生的热应力容易使活塞顶部出现疲劳热裂现象。所以要求活塞应有足够的耐热性和良好的导热性，小的线膨胀系数。同时在结构上采取适当的措施，防止过大的热变形。活塞运动速度和工作温度高，润滑条件差，因此摩擦损失大，磨损严重。要求应具良好的减摩性或采取特殊的表面处理。1.2 活塞的材料现代内燃机广泛使用铝合金活塞。铝合金导热性好（比铸铁大 3-4 倍） ，密度小（约为铸铁的 1/3） 。因此铝活塞惯性力小，工作温度低，温度分布均匀，对改善工作条件减少热应力延缓机油变质有利。目前铝活塞广泛采用含硅 12%左右的共晶铝硅合金制造，外加铜和镍，以提高热稳定性和高温机械性能。铝活塞毛胚可采用

5、金属模铸造，锻造和液压模锻等方法生产。为了提高铝活塞的强度和硬度，并稳定形状尺寸，必须对活塞进行淬火和时效热处理。1.3 活塞结构 活塞按部位不同，分为顶部，头部和裙部三部分。 1.3.1 活塞顶部3 活塞顶部是燃烧室的组成部分，其形状与燃烧室形状和压缩比有关，一般有平顶，凸顶和凹顶三种。1.3.2 活塞头部活塞头部是指由活塞顶部到油环下端面之间的部分。在活塞头部加工有用来安装气环和油环的气环槽和油环槽。在油环槽的低部还加工有回油孔或横向切槽。活塞头部有足够的厚度，从活塞顶部到环槽区的断面要尽可能的圆滑，过度圆角半径应足够大，以减少热流阻力，便于热量从活塞顶部经活塞环传给气缸壁，使活塞环的温度

6、不至于过高。1.3.3 活塞裙部活塞头以下的部分为活塞裙部，活塞销座位于裙部。裙部起导向作用，并承受侧压力。因此，活塞裙部的形状保证活塞在气缸得到良好的导向，气缸与活塞之间在任何工况下都能保证均匀，合适的间隙，并有一定的承压面积。活塞结构设计与工艺设计42 活塞的结构参数发动机选取为 6120 型柴油机，参数设计参照新型铝活塞活塞缸径 D=120mm （一）压缩高度 KH=80mm（二）顶岸（第一环槽至活塞顶端距离）F=17mm（三）采用三道环（其中两道气环，一道油环）气环高度取 5mm，油环高度取 7mm第一道环岸高度为 6mm 第二道环岸高度略小于第一道环岸高度，为 5mm（四）活塞销直径

7、为 BO=44mm 顶环槽宽为 3mm（五）群长 SL=100mm 下裙长为 65mm（六）销座间距 AA=44mm （七）活塞重量 系数 X=0.91.4 取 X=1.23,331.28NGXDg(八)顶部厚度 S=15mm 总长=80+65=145mm燃烧室 0.6kdkdh.127km243km铝的线性膨胀系数为 6.10oC活塞头部的最大温度为 350 摄氏度，所以其变形量为61203.5.9721X活塞裙部最大温度为 200 摄氏度，所以其形变量为6.0.40.6Ym5 3 活塞最大爆发压力的计算最大爆发压力计算参考内燃机原理环境压力 环境温度0.13pMp 0293TK几何压缩比

8、有效压缩比2 18.燃烧过量空气系数 参与废弃系数r参与非其温度 增压空气压力70rTK 0.235kpMpa最大燃烧压力 Z 点热利用系数6.425zpMpa7zB 点热利用系数 燃烧室扫其系数8b 1.s燃料质量分数 燃料低0.7C.126H0.4O4286ukJHg3.1 热力过程计算充气过程系数 增压器后空气温度：式中，去增011.80.2359knkpTK压器内平均多变压缩指数 .kn（1） 压缩始点温度3185.027311kcraTT式中， 新气预热度， =5K; -比热修正系数， =1.11k kcc（2） 压缩始点压力 .0.2350.1235akpMpa（3） 充气系数 8

9、460.12350.73818.2kvarT（4） 平均多变压缩指数（1） 1118.35.9.2605374.nnnab 式中，a，b常数，对于空气（忽略残余废气） ， a= 19.26 ，b=0.0025 第一次试算，式（1）等号右端代入 =1.37 , 1n1.9680.325第二次试算，式（1）等号右端代入 =1.369, .（5） 压缩终点温度 11.36284950ncaTK活塞结构设计与工艺设计6（6） 压缩终点压力 11.3620.848.54ncapMpa（7） 燃料燃烧所需理论空气量0 0.7.1260.4=0.495.2 3kmolCHOL g空 气 燃 料（8） 燃烧所

10、需的实际空气量 01.6549/.8/kmolgl空 气 燃 料 空 气 燃 料（9） 理论分子变化系数 0.30.31.7（10） 实际分子变化系数 01.87.2.5r（11） Z 点烧去的燃料质量分数 .4085zbx（12） Z 点处分子变化系数 01.03871.24.031zzrx（13） Z 点燃烧产物的平均摩尔比定容热容 .64()10.61.0.82.4735.82.6. 19.0510.619.837zrvrzrvvpmz rZzzcxcc TT式中， vacb（14） b 点燃烧产物的平均摩尔比定容热容 .064(1)0.641.2.73.510.29.6025.2640

11、.83rvrvvpmb zbcTT式中， vac（15） z 点燃烧产物的平均摩尔比定压热容 .159.80378.1528.037pmvz zzTT（16） 燃料发热量7 压力 12934286.07.105.802931.2605293934/urvpmbvHLckJg 燃 料升高比 .5.88zcp（17） Cyz 段的燃料燃烧公式，就最大燃烧温度 ZT 0.31.3150.742()65.919.269880.3.10.75928.302.3zuvcrvpmbzrpmz zHTLT简化后得 （2）7469.2z zT第一次试算，取式（2）等号右端的 = 2000K 得17023.88.

12、5zK第二次试算，取式（2）等号右端的 =2200K 得zT9.zT第三次试算，取式（2）等号右端的 = 2196K 得z170268.5zK最后取 9zT膨胀过程参数：（18） 初膨胀比 1.03526.4789zc（19） 后膨胀比 .42（20） 求多变膨胀指数 及膨胀终点温度 ，zb 膨胀线上的后燃公式，nbT28.3151zZbubzzvpmzvpbrHcL活塞结构设计与工艺设计821.0385296473.085.134.75021964.820712b bTn T （3）（4）2 .140.2bbT将式子（3）与式子（4）联立，得（5）2 21 1.035967.6bzn nTK第一次试计算，取 =2000K 得，bT21530.7n157b第二次试计算，取 2189K 得，bTK2150.3257n2189b最后取 89bTK2.035n（23） 膨胀终点压力21.0325647.9zbnpMpa3.2 柴油机的指示参数（21） 理论平均指示压力（以有效行程为准） 2 112 0.3250.362 18.540.758.410.7.41376.9842.c nnp MpaMpa （22） 实际平均指示压力（以全行程为准） 12.48.0.951238.40.98.036ibai pp Mpa