Tema Catia Anu Iv

Universitatea din Pitești Facultatea de Mecanică și Tehnologie

-Calculul pistonuluiProiect Catia .

Nume:Dima Alin Valeriu Specializarea:AR 412

Indrumător: conf. univ. dr. Vieru Ionel

Pitesti 2016

1

CUPRINS

1) 2) 3) 4) 5)

6) 7) 8) 9)

Deschiderea Part Design………………………….…………………………………………………3 Crearea unui piston 3D……………………………………………………………………………4 Analiza statica………………………………………………………………………………..……8 Generarea raportului ……………………………………………………………………….……12 Calculul Clasic …………………………………………………………………………………… 18 5.1)Alegerea materialului ………………………………………………………………………..18 5.2)Alegerea dimensiunilor caraceristice ……………………………………………………….18 5.3)Verificarea capului pistonului ……………………………………………………………….19 5.4)Verificarea regiunii port segmenți…………………………………………………………..26 5.5)Verificarea mantalei…………………………………………………………………………26 5.6)Verificarea umerilor pistonului ……………………………………………………………..27 Prelucrarea rezultatelor…………………………………………………………………………….28 Analiză termică ……………………………………………………………………………………29 Comparație calcul clasic-calcul Catia……………………………………………………………..33 Concluzi……………………………………………………………………………………………35

2

Modelarea unei piese folosind sistemul CADCAMCAE CATIA 1) Deschiderea Part Design În Catia, modelarea unei piese începe cu deschiderea unui fişier nou, (Start , Mechanical Desing, Part Desing)

-denumirea fisierului (Piston)

3

2) Crearea unui piston 3D Pasul 1 Se realizeaza un cilindru cu diametrul de 76 mm

Fig.3 Diametrul pistonului Pasul 2. Se realizeaza realizeaza un cilindru cu ajutorul functiei PAD

Fig. 4. Cilindru

4

Pasul 3. Se realizeaza canalele segmentilor cu ajutorul functiei GROOVE

Fig. 5 Realizarea canalelor de segmenti Pasul 4. Se realizeaza alezajul pentru bolt

Fig. 6 Realizarea alezajului pentru bolt Pasul 5. Cu ajutorul funtiilor sketch si pad se realizeaza geometria interioara a pistonului

5

Fig. 7 Geometria interioara a pistonului Pasul 6. Realizarea gaurilor de scurgere a uleiului la nivelul segmentului de ungere cu ajutorul functiei pocket

Fig. 8.1 Realizarea gaurilor de scurgere a uleiului Cu ajutorul functiei CircPattern se realizeaza multiplicarea gaurilor cu o distant unghiulara egala intre ele.

6

Fig. 8.2 Realizarea gaurilor de scurgere a uleiului

Pasul 8 . Pentru aplicarea materialului, se selectează piesa realizată si se accesează comanda (APPLY MATERIAL). Se alege opţiunea METAL din cadrul căreia se alege ca material ALUMINIUM ( otel ) si se apasă butonul OK asa cum se poate observa în fig.9

Fig.9 Alegerea materialului În urma executării acestor etape se obtine piesa în forma ei finală asa cum este prezentată în fig.10

7

Fig.10 .Piesa finala

3.Analiza statica Analiza statica a butucului de autocamionetă se realizează prin metoda elementelor finite. Pentru realizarea acestei analize se urmăresc următorii paşi: START → ANALYSIS AND SIMULATION → GENERATIVE STRUCTURAL ANALYSIS → STATIC ANALYSIS

8

Fig.11. Accesarea modulului de analiză si simulare Pasul 1 Pentru a simula fortele trebuie mai intai sa ancoram piesa in pozitia de functionare cu ajutorul functiei (CLAMP)

si selectarea fetei de ancorare.

Fig.12 Selectarea fetei de ancorare Pasul 2 Pentru a simula fortele care actioneaza asupra pistonului ( presiunea) utilizam butonul (Pressure) si selectam zona supusa presiunii.

9

Fig 13 Selectarea suprafetei pistonului Pasul 3 Pentru a initia calculul se selecteaza fortelor din piesa (Fig.14).

(COMPUTE) astfel se generează un calcul virtual al

Fig.14 . Calcularea fortelor din piesa

10

Pasul 4 Pentru a se evidentia cât mai bine ceea ce s-a obtinut în urma calculelor efectuate anterior se selectează (Von Mises Stress) astfel se poate observa zonele sensibile si tensiunea la care piesa rezistă (Fig17.).

Fig.15 Von Mises Stress Pentru a vizualiza sub format video cum evolueaza deformatia piesei se selecteaza (ANIMATE) . Pasul 5- GENERATE REPORT

(Fig.18.)

Fig.16. Generarea unui raport asupra analizei statice

11

4.Raportul generat

Analysis1 MESH: Entity

Size

Nodes

20278

Elements

10757

ELEMENT TYPE: Connectivity

Statistics

TE10

10757 ( 100,00% )

ELEMENT QUALITY: Criterion

Good

Poor

Bad

Worst

Average

Stretch

10756 ( 99,99% )

1 ( 0,01% )

0 ( 0,00% )

0,283

0,587

Aspect Ratio

10757 ( 100,00% )

0 ( 0,00% )

0 ( 0,00% )

4,840

2,129

Materials.1 Material

Aluminium

Young's modulus

7e+010N_m2

Poisson's ratio

0,346

Density

2710kg_m3

Coefficient of thermal expansion

2,36e-005_Kdeg

Yield strength

9,5e+007N_m2

12

Static Case Boundary Conditions

Figure 1

STRUCTURE Computation Number of nodes Number of elements Number of D.O.F. Number of Contact relations Number of Kinematic relations

: : : : :

Parabolic tetrahedron

:

1

RESTRAINT Computation Name: Restraints.1 Number of S.P.C : 2736

LOAD Computation Name: Loads.1 Applied load resultant : Fx Fy Fz Mx My Mz

= = = = = =

-3 -4 4 2 8 1

13

. . . . . .

119e-013 301e+004 770e-013 725e-006 109e-015 131e-004

N N N Nxm Nxm Nxm

STIFFNESS Computation Number of lines Number of coefficients Number of blocks Maximum number of coefficients per bloc Total matrix size

: : : : :

60834 2189706 5 499992 25 . 29

SINGULARITY Computation Restraint: Restraints.1 Number of local singularities Number of singularities in translation Number of singularities in rotation Generated constraint type

: : : :

CONSTRAINT Computation Restraint: Restraints.1 Number of constraints Number of coefficients Number of factorized constraints Number of coefficients Number of deferred constraints

: : : : :

FACTORIZED Computation Method Number of factorized degrees Number of supernodes Number of overhead indices Number of coefficients Maximum front width Maximum front size Size of the factorized matrix (Mb) Number of blocks Number of Mflops for factorization Number of Mflops for solve Minimum relative pivot Minimum and maximum pivot

: : : : : : : : : : : :

SPARSE 58098 2561 322848 16249998 1653 1367031 123 . 978 17 9 . 944e+003 6 . 529e+001 9 . 393e-003

Value

Dof

Node

x (mm)

y (mm)

z (mm

3.5630e+006

Tz

20271

-1.0266e+001

-2.1337e+000

-1.985

2.1830e+009

Ty

5108

6.7635e+000

-9.9124e+000

-2.675

14

Minimum pivot Value

Dof

Node

x (mm)

y (mm)

z (mm

3.6740e+006

Tz

10189

5.2330e+000

1.9596e+001

3.131

3.9450e+006

Tz

20272

1.0417e+001

-5.9563e+000

-2.684

5.9514e+006

Tx

17345

2.5597e+001

1.9053e+001

1.875

6.6095e+006

Tx

672

4.7721e+000

-8.7879e+000

1.200

6.6367e+006

Tx

190

3.7918e+001

1.4800e+001

2.488

7.0595e+006

Tz

12365

-7.6941e+000

3.0312e+001

3.721

7.2841e+006

Tz

12639

2.6168e+001

3.5508e+001

-2.685

7.4087e+006

Tx

1371

2.9573e+001

1.0000e+001

5.040

7.6797e+006

Tz

15648

1.2476e+001

2.8547e+001

-3.022

Translational pivot distribution Value

Percentage

10.E6 --> 10.E7

2.58

10.E7 --> 10.E8

5.466

10.E8 --> 10.E9

9.349

10.E9 --> 10.E10

1.008

DIRECT METHOD Computation Name: Static Case Solution.1 Restraint: Restraints.1 Load: Loads.1 Strain Energy : 2.824e+000 J Equilibrium Components Fx (N)

Applied Forces -3.1187e-013

15

Reactions 2.4177e-010

Residual 2.4146e-010

Relative Magnitude E

3.57

Fy (N)

-4.3008e+004

4.3008e+004

3.0559e-010

4.52

Fz (N)

4.7695e-013

-2.4231e-010

-2.4183e-010

3.58

Mx (Nxm)

2.7253e-006

-2.7252e-006

4.5193e-011

1.76

My (Nxm)

8.1093e-015

3.7734e-012

3.7815e-012

1.47

Mz (Nxm)

1.1311e-004

-1.1311e-004

8.7167e-011

3.39

Static Case Solution.1 - Deformed mesh.1

Figure 2 On deformed mesh ---- On boundary ---- Over all the model

16

Static Case Solution.1 - Von Mises stress (nodal values).2

Figure 3 3D elements: : Components: : All On deformed mesh ---- On boundary ---- Over all the model

Global Sensors Sensor Name

Sensor Value

Energy

2,824J

17

5.Model de calcul pentru piston 5.1 Alegerea materialului -Se alege materialul pistonului ca fiind un aliaj de aluminiu-ATC SI 10CU3 MG(aliaj de aluminiu turnat static in forme metalice Caracteristicile maerialului: -limita de curgere σc=220 MPa -limita de rupere σr=240 MPa -duritate HB=110 5

-modulul de elasticitate longitudinal E =0,7· 10 −6

-coeficientul de dilatare termica a=21· 10 -coeficientul lui Poisson

ν=0,34

Figura 1-Alcatuirea pistonului. 5.2 Alegerea dimensiunilor fundamentale:

18

Figura 2-Dimensiunile fundamentale ale pistonului

D [mm]

Lp [mm]

HC [mm]

Lm [mm]

δ [mm]

H1 [mm]

H [mm]

H2 [mm]

B [mm]

L’ [mm]

A [mm]

77

64

35

50

6,5

6

4

3

30

41

4

Tabel 1.Dimensiunile principale ale pistonului Se vor adopta urmatoarele dimensiuni:     

înălțimea de protecție a segmentului de foc H1= δ=6mm Hsegm=4mm înălțimea H2= 3mm înălțimea segmentului de ungere Hsegm3=4 mm DC diametrul interior al capului = D-2 δ=77-2·6,5=64 mm



diametrul exterior al pistonului in dreptul segmenților se calculează în funcție de grosimea radial a D segmenților se calculează în funcție de grosimea radial cu mențiunea că a =21…23 mm

Adoptându-se

D D 77 =22 =>a= = a 22 22 =3,5 mm.Aceasta fiind calculată ,rezultă că diametrul

exterior in dreptul segmenților va fi : Ds

=D-2·a=77-2·3,5=70 mm. 5.3 Verificarea pistonului

19

Pentru a determina tensiunile datorate presiunii maxime din cilindru ,se schematizează capul pistonului sub forma unei plăci circulare încastrate pe conturul dat de diametrul interior al capului DC (fig.3) cu o grosime constantă δ,incărcată cu o sarcină uniform distribuită ,ca in figura 4.

Figura 3.Capul pistonului sub forma unei plăci circulare. σ 'r Întro-o astfel de placă apar tensiuni radiale( )) pe suprafețele obținute prin scționare cu cilindri concentrici cu placa și tensiuni normale circumferențiale (

σ 'φ

) pe suprafețele obținute prin

secționare cu plane ce conțin axa plăcii Oy. Aceste tensiuni se calculează cu următoarele relații: p max·y 3 3 = 4 · δ 3 ·[(1+ ν)· Ri p max·y 3 σ 'φ 2 Ri 2 3 = · ·[(1+ ν)· r ¿ 4 δ -(3+ ν)· σ 'r

(1)

2 (1+3· ν)· r ¿

Ri

,reprezintă raza interioară a pistonului și este dată de relația:

Ri

=

Dc 64 = 2 =32 mm 2

Calculul se va face atât pe suprafața inferioară cât si pe suprafața superioară. a)Pe suprafața inferioară: În centrul plăcii (r=0)

20

2

σ 'r

=

σ ' φc

=

3 ·(1+ ν)· R i · p max 8·δ

2

3 ·(1+0,34 )· 322 · 11,2 = =136,40 MPa 8· 6,52

(2) În încastrare (r= σ ' ri

Ri

):

−3 · R i2 · p max −3 · 322 ·11,2 = = = −¿ 203,58 MPa 4 ·6,52 4 · δ2 (3)

σ ' φi

=ν·

σ ’ ri

=0,34·(-203,68)= −¿ 69,21 Mpa

(4) b)Pe suprafața superioară: În centrul plăcii (r=0) 2

σ ' rc

=

σ ' φc

=

−3 ·(1+ν )· Ri · pmax 8· δ

2

−3 ·(1+0,34) ·322 ·11,2 = = −136,40 MPa 8 · 6,52

(5) 2

σ ' ri

3 · Ri · pmax 3 · 322 · 11,2 2 = = =203,58 MPa 4 ·6,5 2 4·δ (6)

σ ' φi

=ν·

σ ' ri

=0,34·203,58=69,21Mpa

(7)

Figura 4

Figura 5

21

Pentru stabilirea solicitărilor termice a capului pistonului se procedează astfel: se determină σr 1 σφ 1 tensiunile și schematizând capul pistonului sub forma unei plăci circulare,liberă pe contur,cu grosime constantă supusă unui câmp de temperatură axial simetric;se ține seama că peretele lateral al pistonului împiedică dilatarea liberă a capului creînd o presiune p pe suprafa ța frontală a σr 2 σφ 2 plăcii.Se calculează tensiunile și care țin seama de presiunea p ; se determină tensiunile de încovoiere

σr 3

și

σφ 3

Calculul tensiunilor

cauzate de variația temperaturii pe direcția axei plăcii (axa Oy). σr 1

și

σφ 1

:

Figura 7

Figura 6

Se considera că temperatura în placă este distribuită după legea :

unde ,

r Ri -∆T· ¿ ¿ ¿

T=

Tc

Tc

reprezintă temperatura în centrul plăcii iar ∆T reprezintă diferența de temperatură între

(8)

centrul plăcii și marginea plăcii.Aceasta se adoptă conform figurii 2, ∆T=40ºC Corespunzator acestei variații de temperatură,în placă apar variațiile : 22

σr 1

r −a·E· ∆ T = ·[1-( Ri2 ] 4 ¿¿

σr 1

r a·E·∆ T Ri = ·[3·( ] 4 ¿ ¿2−1

(9)

a)Pe suprafața inferioară: În centrul plăcii : σr 1

−a · E · ∆T −21 ·10−6 · 0,7 ·105 · 40 = = = −¿ 14,7 MPa 4 4 (10)

În încastrare : σr 1

a· E · ∆ T 21 · 10−6 · 0,7 · 105 · 40 = = =29,4 MPa 2 2 (11) b)Pe suprafața superioară:

În centrul plăcii :

σ r 1=σ φ 1

−6 5 −a · E · ∆T −21 ·10 · 0,7 ·10 · 40 = = = −¿ 14,7 MPa 4 4

(12) În încastrare : σr 1

a· E · ∆ T 21 · 10−6 · 0,7 · 105 · 40 = = =29,4 MPa 2 2 (13)

Calculul tensiunilor

σr 2

și

σφ 2

:

Presiunea care ia naștere pe suprafața frontal a plăcii se calculează cu relația: −6 5 −a·E· ∆ T 21 · 10 · 0,7 · 10 · 40 P= 2 ·(1−ν +k ) = 2 ·(1−0,343+3,10) = −¿ 7,8 MPa

(14)

23

unde k se calculeaza cu relația : R 2+ R i2 δ 6 38,5 2+32,5 2+0,34 k= R−Ri+ δ ·( R 2−R 2 +ν)= 38,5−32,5+6 ·( )=3,1 38,52−32,5 2 i (15) D 79,5 cu R= 2 = 2 =39,75 mm. b)Pe suprafața inferioară: În centrul plăcii : σr 2

σ r 1+ P

=

= −¿ 14,7+( −¿ 7,8)= −22,5

MPa (16)

σ φ 2=σ φ1 + P=−14,7+ (−7,8 )=−22,5 MPa

În încastrare : σr 2

=p= −7,8 MPa

σφ 2

=

σφ 1

(17) +P=29,4+(-7,8)=21,6 MPa

b)Pe suprafața superioară: În centrul plăcii : σr 2

σ r 1+ P

=

= −¿ 14,7+( −¿ 7,8)= −22,5

MPa (18)

σ φ 2=σ φ1 + P=−14,7+ (−7,8 )=−22,5 MPa

În încastrare : σr 2 σφ 2

=p= −7,8 MPa =

σφ 1

(19) +P=29,4+(-7,8)=21,6 MPa

24

Calculul tensiunilor

σr 3

și

σφ 3

:

Considerând o variație liniară a temperaturii pe grosimea plăcii,în placă apar tensiuni de încovoiere σr 3 σφ 3 pe direcția radială și pe direcția circumferențială ,egale între ele. Acestea se calculează cu relația :

σ 3 =σ r 3

=

σφ 3

=

a·E·∆ T 0 y · δ 1−ν

(20) unde

∆T0

este diferența de temperatură între temperature pe suprafața superioară (

temperatura pe suprafața inferioară (Ti) a capului pistonului.Se adoptă

∆T0

Ts

) și

=80֯C.

Figura 8 δ Pentru y=± 2

se obțin expresiile tensiunilor pe suprafața inferioară și superioară a plăcii (figura

8)

σ 3 =σ r 3

=

σφ 3

a·E·∆ T 0 ± = 2 ·(1−ν)

(21) a)Pe suprafața inferioară:

σ 3 =σ r 3

=

σφ 3

+a·E·∆ T 0 = 2 ·(1−ν)

21 · 10−6 · 0,7 · 105 · 80 =89 MPa = 2·(1−0,34)

(22) b)Pe suprafața superioară: 25

σ 3 =σ r 3

σφ 3

=

−a·E· ∆ T 0 = 2 ·(1−ν)

21 · 10−6 · 0,7 · 105 · 80 =−89 MPa = 2·(1−0,34)

Atât in centrul plăcii cât și la periferia acesteia există o stare plană de tensiuni,ceea ce implică σr c aplicarea unor teorii de rezistență.După teoria tensiunilor tangențiale maxime,dacă tensiunile și σφ c

sau

σr i

σφ i

și

au același semn ,se va lua tensiunea maximă în valoare absolută și se va

compara cu tensiunea admisibilă la tracțiune : ¿ σ max ∨¿ ¿ σ at ∨¿ = (23) Dacă cele două tensiuni au semne diferite ,atunci se va face suma valorilor absolute și se va compara cu tensiunea admisibilă la tracțiune: ¿ σ rc ∨¿ ¿ σ ri ∨¿

+

¿ σ φc ∨¿ ¿ σ φi ∨¿

+

σ at

≤ ≤

(24)

σ at

În cazul pistonelor cu aliaje de aluminiu

σ at =¿ σ ac ∨¿

a)Pe suprafața inferioară: În centrul plăcii : σ rc =σ ' r c

+

σr 2

+

σr 3

σ φc =σ ' φ c

+

σφ 2

+

σφ 3

¿ σ max ∨¿

=202,8 Mpa <

=136,40+( −22,5 ¿+ 89=202,8 MPa (25) =136,40+( −22,5 ¿+ 89=202,8 MPa σ at

=220

În încastrare : σ ri =σ ' r i

+

σr 2

r 3=¿−203,58+ (−7,8 ) +89=−122,38 MPa + σ¿

(26)

26

σ φi =σ ' φi σ max

=

+

σφ 2

+

σφ 3

¿ σ ri ∨+¿ σ φi∨¿

= −69,21+21,6+ 89=41,39 MPa =41,39+122,38=163,77 Mpa <

σ at

=220 MPa

b)Pe suprafața superioară: În centrul plăcii : σ rc =σ ' r c

+

σr 2

+

σr 3

=136,48+( −22,5 ¿−89=24,98 MPa

σ φc =σ ' φ c

+

σφ 2

¿ σ max ∨¿

=

¿ σ ri ∨+¿ σ φi∨¿

+

σφ 3

(27) =136,48+( −22,5 ¿−89=24,98 MPa = 24,98+24,98=49,96 MPa <

σ at

=220 MPa

În încastrare : σ ri =σ ' r i σ φi =σ ' φi σ max

=

+

σr 2

+

σφ 2

+ σ r 3=203,58+ (−7,8 )−89=106,78 MPa +

σφ 3

¿ σ ri ∨+¿ σ φi∨¿

(28) = 69,91+(−22,5)−89=−41,56 MPa =41,56+106,78=148,34 Mpa <

σ at

=220 MPa

5.4Verificare regiune port-segmenți Verificarea regiunii port-segmenți se face la compresiune,luând în considerare presiunea maximă a gazelor .

27

Figura 9 π·(D s2−D i2) A= 4

2 2 −n·d·(D s−D i ) π·(70 −65 ) = 2 4

−12 ·1,5 ·(70−65) mm2 =1014,75 2

(29) unde Di=Dc

Ds

reprezintă diametrul exterior al pistonului în dreptul segmentului de ungere, iar

=65 mm reprezintă diametrul interior al pistonului.S-au adoptat n=12 numărul orificiilor de

evacuare si d=1.5 mm diametrul orificiului de evacuare . Tensiunea la compresiune ce se dezvoltă in această secțiune se calculează cu relația: π·77 · 11,2 π· D2 · p max σ comp σ = = 4 · 1014,75 =50,45 Mpa < a =90 MPa 4· A (30) Valoarea tensiunii ce se dezvoltă nu trebuie să depășească valoarea tensiunii admisibile calculată cu relația

σa

σr = cr

=

σa

,

270 3 =90 MPa ,unde c-este coeficientul de sigurantă ce ia valori intre

(2...3) .

5.5 .Verificarea mantalei

28

Figura 10

Verificarea mantalei constă în compararea presiunii ce ia naștere între suprafața laterală a pistonului(mantalei) și suprafața interioară a cămașii,cu o presiune admisibilă.Această presiune apare datorită forței normale N(fig.10) și nu trebuie să depășească limita admisibilă, care pentru autoturisme se pa pa consideră =(0,4...0,8) MPa. Se adopta =0,8.Depășirea acestei limite poate periclita pelicula de ulei . pm

N max 3100 = D· L m = 77 · 50 =0,799 MPa

(31) pm < pa

-se observă ca

.

5.6Verificarea umerilor pistonului. Verificarea la forfecare a umerilor pistonului se face in cazul în care aceștia nu sunt solidarizați prin nervure cu suprafața interioară a pistonului.Relația de calcul este :

τf

=

0,5· pmax · D (d u2−d eb2)

2

402 −242 ¿ = 0,5· 11,1 ·77 2 =31,8 MPa ¿

(32) Valoarea obținută se compară cu valoarea tangențială admisibilă ,aceasta calculându-se cu relația: τa

=0,7·

σ at

=0,7·48=33,6 MPa

(33) Se observ

ă τ f <¿

τa

29

6.Prelucrare rezultate

Figura 11. Deplasarea maximă provocată de sarcina aplicată

În figura 11 se poate observa ca avem o deplasare maximă de 0,306 mm ,in concluzie se menține structura de rezistență .

30

Figura 12.Tensiunea principală Se observă ca tensiunea principal este de 207 Mpa ,tensiune <-limita de curgere σc=230 MPa

7.Calcul termic 1. Alegerea materialului: a fost prezentată la analiza statică. 2. Start-Analysis & Simulation – Generative Structural Analysis – Static Analysis 3. Fixarea pistonului se realizează printr-un component virtual care să semnifice bolțul pistonului. Se realizează cu ajutorul butonului introduce bolțul (fig 13).

(Smooth Virtual Part), alegând cele două suprafețe unde se

31

Fig.13.Fixarea pistonului 4. Suprafața de sprijin este reprezentată de umerii pistonului Fixarea se face cu ajutorul comenzii

(Clamp) (fig. 14).

32

Fig.14.Fixarea pistonului 5.Introducerea temperaturilor Se face cu ajutorul unui fisier excel. Introducerea temperaturii se face cu (Temperature field). Ca suport de distribuire a temperaturilor se alege corpul pistonului, bifând Data Mapping, se alege fisierul .xls ce con ține valorile temperaturilor (fig.15)

. Fig.15.Introducerea temperaturilor

33

6. Definirea elementelor finite se face din OCTREE Thetraedron Mesh, Size 4mm, Absolute Sag 1mm, Element type Parabolic. (fig.16) 7. Compute All. 8. Interpretare rezultate

Fig.16.Introducere date Starea deformată poate fi vizualizată cu ajutorul comenzii

(Deformation)(fig.17)

Figura 17.Deformarea pistonului. 34

Deplasarile se pot vizualiza cu ajutorul comenzii

(Displacement) (fig. 18)

Fig.18.Deplasările pistonului

Fig.19.Eforturile pistonului

35

8.Comparație calcul clasic vs calcul Catia

Regiunea port segmenti : In calculul dezvoltat cu ajutorul programului Catia avem o valoare maximă de 95 Mpa pe suprafata port segmenți .

σ comp

π· D2 · p max = = 4· A

π·77 · 11,1 4 · 1014,75 =50,45 Mpa

36

CATIA In calculul dezvoltat cu ajutorul programului Catia avem o valoare de 211 Mpa pe suprafata superioara ,in centrul ‘plăcii’ .

Calculul propriu-zis 2 3 · Ri · pmax 3 · 322 · 11,2 σ ' ri 2 = = = 4 ·6,5 2 4·δ 203,58 MPa Se poate observa o diferență datorită numărului de elemente

Regiunea port segmenti : In calculul dezvoltat cu ajutorul programului Catia avem o valoare maximă de 86 Mpa pe suprafata port segmenți.

σ comp

π· D2 · p max = = 4· A

π·77 · 11,1 4 · 1014,75 =50,45 Mpa 37

Observăm ca cele doua metode ,au incă o diferență in calcul,insă o dată cu aproximarea mai exactă a numarului de elemente ,valorile in Catia scad și se indreaptă catre valoarea celor clasice.

CATIA In calculul dezvoltat cu ajutorul programului Catia avem o valoare de 213 Mpa pe suprafata superioara ,in centrul ‘plăcii’ .

Calculul propriu-zis 2 3 · Ri · pmax σ ' ri 2 = = 4·δ 3 · 32,52 · 11,2 2 =203,58MPa 4 ·6

9.Concluzii:

Metoda de calcul este mai exactă decât ceea folosită prin calcul classic,deoarece se ține cont de complexitatea elementelor ,timpul de realizare este mai scurt și se pot vedea mult mai ușor zonele in care se întampină dificultăți(deformări ,solictări) In plus in cazul unor erori metoda de calcul cu ajutorului programului Catia este mai eficientă deoarece corectarea acestora poate fi făcută intr-un timp relativ scurt.(În cazul calcului clasic o eroare poate duce la necesitatea refacerii întregului calcul) Solicitările pe capul pistonului au valori mai exacte in Catia deoarece in calculul clasic este necesara reprezentarea sub forma unei plăci. Cu cât aparatura este mai performantă cu atât se pot obține valori mai exacte .

38

Bibliografie Notițe de curs ‘Programare asistată de calculator utilizând aplicația Catia’, conf. univ. dr. Vieru Ionel,Pitești 2016,Universitatea din Pitești,Facultatea de Mecanică și Tehnologie. Indrumar de proiectarea pentru motare de autovehicule rutiere,prof.ing.Radu Racotă ș.a.,1990.7 www.e-automobile.ro

39