310 kemisk komponent med spiralrör i rostfritt stål, Effekt av ytdefekter i oljehärdad ståltråd på utmattningslivslängden hos ventilfjädrar i bilmotorer

Tack för att du besöker Nature.com.Du använder en webbläsarversion med begränsat CSS-stöd.För bästa upplevelse rekommenderar vi att du använder en uppdaterad webbläsare (eller inaktiverar kompatibilitetsläge i Internet Explorer).Dessutom, för att säkerställa löpande support, visar vi webbplatsen utan stilar och JavaScript.
Reglage som visar tre artiklar per bild.Använd bakåt- och nästaknapparna för att flytta genom bilderna, eller skjutkontrollknapparna i slutet för att flytta genom varje bild.

Rostfritt stål 310 lindade rör / lindade rörKemisk sammansättningoch sammansättning

Följande tabell visar den kemiska sammansättningen av rostfritt stål av kvalitet 310S.

10*1mm 9,25*1,24 mm 310 leverantörer av kapillärrör i rostfritt stål

Fysikaliska egenskaper

De fysiska egenskaperna hos rostfritt stål av kvalitet 310S visas i följande tabell.

Mekaniska egenskaper

Följande tabell beskriver de mekaniska egenskaperna hos rostfritt stål av kvalitet 310S.

Termiska egenskaper

De termiska egenskaperna för rostfritt stål av kvalitet 310S anges i följande tabell.

Andra beteckningar

Andra beteckningar motsvarande rostfritt stål av sort 310S listas i följande tabell.

Syftet med denna studie är att utvärdera utmattningslivslängden för en ventilfjäder i en bilmotor vid applicering av mikrodefekter på en oljehärdad tråd av 2300 MPa kvalitet (OT-tråd) med ett kritiskt defektdjup på 2,5 mm i diameter.Först erhölls deformationen av ytdefekterna på OT-tråden under tillverkningen av ventilfjädern genom finita elementanalys med användning av subsimuleringsmetoder, och restspänningen hos den färdiga fjädern mättes och applicerades på fjäderspänningsanalysmodellen.För det andra, analysera styrkan på ventilfjädern, kontrollera om det finns kvarvarande spänningar och jämför nivån av applicerad spänning med ytdefekter.För det tredje utvärderades effekten av mikrodefekter på fjäderns utmattningslivslängd genom att applicera spänningen på ytdefekter som erhållits från fjäderhållfasthetsanalysen på SN-kurvorna erhållna från böjutmattningstestet under rotation av tråden OT.Ett defektdjup på 40 µm är den nuvarande standarden för att hantera ytdefekter utan att kompromissa med utmattningslivslängden.
Bilindustrin har en stark efterfrågan på lätta fordonskomponenter för att förbättra fordonens bränsleeffektivitet.Användningen av avancerat höghållfast stål (AHSS) har alltså ökat de senaste åren.Ventilfjädrar för fordonsmotorer består huvudsakligen av värmebeständiga, slitstarka och icke hängande oljehärdade ståltrådar (OT-trådar).
På grund av sin höga draghållfasthet (1900–2100 MPa) gör de för närvarande använda OT-trådarna det möjligt att minska storleken och massan på motorns ventilfjädrar, förbättra bränsleeffektiviteten genom att minska friktionen med omgivande delar1.På grund av dessa fördelar ökar användningen av högspänningstråd snabbt, och ultrahöghållfast valstråd av 2300MPa klass dyker upp en efter en.Ventilfjädrar i bilmotorer kräver lång livslängd eftersom de arbetar under hög cyklisk belastning.För att uppfylla detta krav överväger tillverkare vanligtvis en utmattningslivslängd som är längre än 5,5×107 cykler när de designar ventilfjädrar och applicerar kvarvarande spänning på ventilfjäderytan genom kulblästring och värmekrympningsprocesser för att förbättra utmattningslivslängden2.
Det har gjorts en hel del studier om utmattningslivslängden för spiralfjädrar i fordon under normala driftsförhållanden.Gzal et al.Analytiska, experimentella och finita element (FE) analyser av elliptiska spiralfjädrar med små spiralvinklar under statisk belastning presenteras.Denna studie ger ett explicit och enkelt uttryck för placeringen av maximal skjuvspänning kontra bildförhållande och styvhetsindex, och ger även analytisk insikt i maximal skjuvspänning, en kritisk parameter i praktiska konstruktioner3.Pastorcic et al.Resultaten av analysen av förstörelsen och utmattningen av en spiralfjäder som avlägsnats från en privatbil efter driftsfel beskrivs.Med hjälp av experimentella metoder undersöktes en trasig fjäder och resultaten tyder på att detta är ett exempel på korrosionsutmattningsbrott4.hål etc. Flera linjära regressionsfjädrars livslängdsmodeller har utvecklats för att utvärdera utmattningslivslängden hos spiralfjädrar i bilar.Putra och andra.På grund av ojämnheten i vägytan bestäms livslängden för bilens spiralfjäder.Det har dock gjorts lite forskning om hur ytdefekter som uppstår under tillverkningsprocessen påverkar livslängden för fordonsspiralfjädrar.
Ytdefekter som uppstår under tillverkningsprocessen kan leda till lokal spänningskoncentration i ventilfjädrar, vilket avsevärt minskar deras utmattningslivslängd.Ytdefekter på ventilfjädrar orsakas av olika faktorer, såsom ytfel på de använda råvarorna, defekter i verktyg, grov hantering vid kallvalsning7.Ytdefekterna hos råmaterialet är brant V-formade på grund av varmvalsning och flerpassagedragning, medan defekterna orsakade av formverktyget och slarvig hantering är U-formade med svaga sluttningar8,9,10,11.V-formade defekter orsakar högre spänningskoncentrationer än U-formade defekter, så strikta defekthanteringskriterier tillämpas vanligtvis på utgångsmaterialet.
Nuvarande standarder för hantering av ytdefekter för OT-trådar inkluderar ASTM A877/A877M-10, DIN EN 10270-2, JIS G 3561 och KS D 3580. DIN EN 10270-2 anger att djupet för en ytdefekt på tråddiametrar på 0,5–2 10 mm är mindre än 0,5–1 % av tråddiametern.Dessutom kräver JIS G 3561 och KS D 3580 att djupet på ytdefekter i valstråd med en diameter på 0,5–8 mm är mindre än 0,5 % av tråddiametern.I ASTM A877/A877M-10 måste tillverkaren och köparen komma överens om det tillåtna djupet för ytdefekter.För att mäta djupet av en defekt på ytan av en tråd etsas tråden vanligtvis med saltsyra, och sedan mäts defektens djup med en mikrometer.Denna metod kan dock endast mäta defekter i vissa områden och inte på hela ytan av slutprodukten.Därför använder tillverkare virvelströmstestning under tråddragningsprocessen för att mäta ytdefekter i kontinuerligt producerad tråd;dessa tester kan mäta djupet av ytdefekter ner till 40 µm.2300MPa ståltråden som är under utveckling har högre draghållfasthet och lägre töjning än den befintliga 1900-2200MPa ståltråden, så ventilfjäderns utmattningslivslängd anses vara mycket känslig för ytdefekter.Därför är det nödvändigt att kontrollera säkerheten för att tillämpa befintliga standarder för kontroll av djupet på ytdefekter för ståltrådskvalitet 1900-2200 MPa till ståltrådskvalitet 2300 MPa.
Syftet med denna studie är att utvärdera utmattningslivslängden för en ventilfjäder för en bilmotor när det minsta feldjupet som kan mätas genom virvelströmstestning (dvs. 40 µm) appliceras på en OT-tråd av 2300 MPa kvalitet (diameter: 2,5 mm): kritiskt fel. djup.Bidraget och metodiken för denna studie är följande.
Som initial defekt i OT-tråden användes en V-formad defekt, som allvarligt påverkar utmattningslivslängden, i tvärriktningen relativt trådaxeln.Betrakta förhållandet mellan dimensionerna (α) och längden (β) för en ytdefekt för att se effekten av dess djup (h), bredd (w) och längd (l).Ytdefekter uppstår inuti fjädern, där fel uppstår först.
För att förutsäga deformationen av initiala defekter i OT-tråd under kalllindning användes en subsimuleringsmetod, som tog hänsyn till analystiden och storleken på ytdefekter, eftersom defekterna är mycket små jämfört med OT-tråden.global modell.
De kvarvarande tryckspänningarna på våren efter tvåstegs kulblästring beräknades med finita elementmetoden, resultaten jämfördes med mätningarna efter kulblästring för att bekräfta den analytiska modellen.Dessutom mättes restspänningar i ventilfjädrar från alla tillverkningsprocesser och applicerades på fjäderhållfasthetsanalys.
Spänningar i ytdefekter förutsägs genom att analysera fjäderns hållfasthet, med hänsyn tagen till deformationen av defekten under kallvalsning och den kvarvarande tryckspänningen i den färdiga fjädern.
Rotationsböjningsutmattningstestet utfördes med en OT-tråd tillverkad av samma material som ventilfjädern.För att korrelera restspänningen och ytojämnheten hos de tillverkade ventilfjädrarna till OT-linjerna erhölls SN-kurvor genom roterande böjutmattningstest efter applicering av tvåstegs kulblästring och torsion som förbehandlingsprocesser.
Resultaten av fjäderhållfasthetsanalysen tillämpas på Goodman-ekvationen och SN-kurvan för att förutsäga ventilfjäderns utmattningslivslängd, och effekten av ytdefektdjupet på utmattningslivslängden utvärderas också.
I denna studie användes en 2300 MPa OT-kvalitetstråd med en diameter på 2,5 mm för att utvärdera utmattningslivslängden hos en ventilfjäder för en bilmotor.Först genomfördes ett dragprov av tråden för att erhålla dess duktila brottmodell.
De mekaniska egenskaperna hos OT-tråd erhölls från dragprover före finita elementanalys av kalllindningsprocessen och fjäderhållfastheten.Spännings-töjningskurvan för materialet bestämdes med hjälp av resultaten av dragförsök vid en töjningshastighet av 0,001 s-1, såsom visas i fig.1. SWONB-V-tråd används och dess sträckgräns, draghållfasthet, elasticitetsmodul och Poissons förhållande är 2001,2MPa, 2316MPa, 206GPa respektive 0,3.Beroendet av stress på flödespåkänning erhålls enligt följande:
Ris.2 illustrerar den duktila frakturprocessen.Materialet genomgår elastoplastisk deformation under deformation, och materialet smalnar av när spänningen i materialet når sin draghållfasthet.Därefter leder skapandet, tillväxten och associationen av tomrum i materialet till att materialet förstörs.
Den duktila frakturmodellen använder en spänningsmodifierad kritisk deformationsmodell som tar hänsyn till effekten av spänning, och post-necking fraktur använder skadeackumuleringsmetoden.Här uttrycks skadeinitiering som en funktion av töjning, spänningstriaxialitet och töjningshastighet.Spänningstriaxialiteten definieras som det genomsnittliga värdet som erhålls genom att dividera den hydrostatiska spänningen som orsakas av materialets deformation fram till nackens bildande med den effektiva spänningen.I skadeackumuleringsmetoden inträffar förstörelse när skadevärdet når 1, och energin som krävs för att nå skadevärdet 1 definieras som förstöringsenergin (Gf).Sprickenergin motsvarar området för den sanna spännings-förskjutningskurvan för materialet från insnörning till brotttid.
I fallet med konventionella stål, beroende på spänningssättet, uppstår duktilt brott, skjuvbrott eller blandat brott på grund av duktilitet och skjuvbrott, som visas i figur 3. Brotttöjningen och spänningstriaxialiteten visade olika värden för frakturmönster.
Plastbrott uppstår i ett område som motsvarar en spänningstriaxialitet på mer än 1/3 (zon I), och brotttöjningen och spänningstriaxialiteten kan härledas från dragprov på prover med ytdefekter och skåror.I det område som motsvarar spänningstriaxialiteten på 0 ~ 1/3 (zon II) uppstår en kombination av duktilt brott och skjuvbrott (dvs genom ett vridningstest. I området som motsvarar spänningstriaxialiteten från -1/3 till 0 (III), skjuvbrott orsakat av kompression, och brotttöjning och triaxialitet av spänningar kan erhållas genom rubbningstest.
För OT-trådar som används vid tillverkning av motorventilfjädrar är det nödvändigt att ta hänsyn till brott som orsakas av olika belastningsförhållanden under tillverkningsprocessen och applikationsförhållandena.Därför utfördes drag- och torsionstester för att tillämpa brotttöjningskriteriet, effekten av spänningstriaxialiteten på varje spänningsläge beaktades och elastoplastisk finita elementanalys vid stora töjningar utfördes för att kvantifiera förändringen i spänningstriaxialiteten.Kompressionsläget övervägdes inte på grund av begränsningen av provbearbetning, nämligen diametern på OT-tråden är endast 2,5 mm.Tabell 1 listar testförhållandena för drag och vridning, såväl som spänningstriaxialitet och brotttöjning, erhållna med finita elementanalys.
Brotttöjningen hos konventionella treaxliga stål under spänning kan förutsägas med hjälp av följande ekvation.
där C1: \({\overline{{\varepsilon}_{0}}}^{pl}\) rent snitt (η = 0) och C2: \({\overline{{\varepsilon}_{0} } }^{pl}\) Enaxlig spänning (η = η0 = 1/3).
Trendlinjerna för varje spänningsläge erhålls genom att tillämpa brotttöjningsvärdena C1 och C2 i ekvationen.(2);C1 och C2 erhålls från drag- och torsionstester på prover utan ytdefekter.Figur 4 visar spänningstriaxialiteten och brotttöjningen erhållen från testerna och trendlinjerna som förutsägs av ekvationen.(2) Den trendlinje som erhålls från testet och förhållandet mellan stresstriaxialitet och brotttöjning visar en liknande trend.Brotttöjningen och spänningstriaxialiteten för varje spänningsläge, erhållen från tillämpningen av trendlinjer, användes som kriterier för duktilt brott.
Brottenergi används som en materialegenskap för att bestämma tiden för brott efter insnörning och kan erhållas från dragprov.Sprickenergin beror på närvaron eller frånvaron av sprickor på materialets yta, eftersom tiden till brott beror på koncentrationen av lokala spänningar.Figurerna 5a-c visar brottenergierna för prover utan ytdefekter och prover med R0,4 eller R0,8 skåror från dragprover och finita elementanalys.Sprickenergin motsvarar arean av den verkliga spänningsförskjutningskurvan från insnäppning till brotttid.
Brottenergin för en OT-tråd med fina ytdefekter förutspåddes genom att utföra dragtester på en OT-tråd med ett defektdjup större än 40 µm, såsom visas i Fig. 5d.Tio prover med defekter användes i dragproven och den genomsnittliga brottenergin uppskattades till 29,12 mJ/mm2.
Den standardiserade ytdefekten definieras som förhållandet mellan defektens djup och diametern på ventilfjädertråden, oavsett ytdefektgeometrin hos OT-tråden som används vid tillverkning av bilventilfjädrar.OT-trådsdefekter kan klassificeras baserat på orientering, geometri och längd.Även med samma defektdjup varierar spänningsnivån som verkar på en ytdefekt i en fjäder beroende på defektens geometri och orientering, så defektens geometri och orientering kan påverka utmattningshållfastheten.Därför är det nödvändigt att ta hänsyn till geometrin och orienteringen av defekter som har störst inverkan på utmattningslivslängden för en fjäder för att tillämpa stränga kriterier för att hantera ytdefekter.På grund av den finkorniga strukturen hos OT-tråd är dess utmattningslivslängd mycket känslig för hack.Därför bör den defekt som uppvisar den högsta spänningskoncentrationen enligt defektens geometri och orientering fastställas som den initiala defekten med användning av finita elementanalys.På fig.6 visar de ultrahöghållfasta 2300 MPa-klassens ventilfjädrar för fordon som används i denna studie.
Ytdefekter på OT-tråd delas in i interna defekter och yttre defekter enligt fjäderaxeln.På grund av böjningen vid kallvalsning verkar tryckspänning och dragspänning på insidan respektive utsidan av fjädern.Brott kan orsakas av ytfel som uppstår utifrån på grund av dragspänningar vid kallvalsning.
I praktiken utsätts fjädern för periodisk kompression och avslappning.Under fjäderns sammantryckning vrids ståltråden och på grund av koncentrationen av spänningar är skjuvspänningen inuti fjädern högre än den omgivande skjuvspänningen7.Därför, om det finns ytdefekter inuti fjädern, är sannolikheten för att fjädern går sönder störst.Sålunda ställs fjäderns utsida (den plats där brott förväntas under tillverkningen av fjädern) och den inre sidan (där spänningen är störst i själva applikationen) in som platserna för ytdefekterna.
Ytdefektgeometrin för OT-linjer är uppdelad i U-form, V-form, Y-form och T-form.Y-typ och T-typ förekommer främst i ytfel på råvaror, och U-typ och V-typ defekter uppstår på grund av vårdslös hantering av verktyg i kallvalsningsprocessen.När det gäller geometrin för ytdefekter i råmaterial, deformeras U-formade defekter som uppstår från ojämn plastisk deformation under varmvalsning till V-formade, Y-formade och T-formade sömdefekter under flerpassagesträckning8, 10.
Dessutom kommer V-formade, Y-formade och T-formade defekter med branta lutningar av skåran på ytan att utsättas för hög spänningskoncentration under fjäderns funktion.Ventilfjädrar böjs vid kallvalsning och vrids under drift.Spänningskoncentrationer av V-formade och Y-formade defekter med högre spänningskoncentrationer jämfördes med finita elementanalys, ABAQUS – kommersiell mjukvara för finita elementanalys.Spännings-töjningsförhållandet visas i figur 1 och ekvation 1. (1) Denna simulering använder ett tvådimensionellt (2D) rektangulärt element med fyra noder, och elementets minsta sidolängd är 0,01 mm.För den analytiska modellen applicerades V- och Y-formade defekter med ett djup av 0,5 mm och en lutning av defekten på 2° på en 2D-modell av en tråd med en diameter av 2,5 mm och en längd av 7,5 mm.
På fig.7a visar böjspänningskoncentrationen vid spetsen av varje defekt när ett böjmoment på 1500 Nmm appliceras på båda ändarna av varje tråd.Resultaten av analysen visar att de maximala spänningarna på 1038,7 och 1025,8 MPa förekommer vid toppen av V-formade respektive Y-formade defekter.På fig.7b visar spänningskoncentrationen vid toppen av varje defekt orsakad av vridning.När vänster sida är begränsad och ett vridmoment på 1500 N∙mm appliceras på höger sida, uppstår samma maximala spänning på 1099 MPa vid spetsarna av de V-formade och Y-formade defekterna.Dessa resultat visar att defekter av V-typ uppvisar högre böjspänning än defekter av Y-typ när de har samma djup och lutning av defekten, men de upplever samma vridspänning.Därför kan V-formade och Y-formade ytdefekter med samma djup och lutning av defekten normaliseras till V-formade med en högre maximal spänning orsakad av spänningskoncentration.Storleksförhållandet för V-typsdefekter definieras som a = w/h med användning av djupet (h) och bredden (w) för defekterna av V-typ och T-typ;alltså, en defekt av T-typ (α ≈ 0), istället kan geometrin definieras av den geometriska strukturen hos en defekt av V-typ.Därför kan Y-typ och T-typ defekter normaliseras av V-typ defekter.Med hjälp av djup (h) och längd (l) definieras längdförhållandet annars som β = l/h.
Som visas i figur 811 är riktningarna för ytdefekter hos OT-trådar uppdelade i längsgående, tvärgående och sneda riktningar, som visas i figur 811. Analys av inverkan av orienteringen av ytdefekter på fjäderns styrka av det finita elementet. metod.
På fig.9a visar motorventilens fjäderspänningsanalysmodell.Som ett analysvillkor komprimerades fjädern från en fri höjd av 50,5 mm till en hård höjd av 21,8 mm, en maximal spänning på 1086 MPa genererades inuti fjädern, som visas i Fig. 9b.Eftersom fel på faktiska motorventilfjädrar huvudsakligen sker inom fjädern, förväntas närvaron av inre ytdefekter att allvarligt påverka fjäderns utmattningslivslängd.Därför appliceras ytdefekter i longitudinella, tvärgående och sneda riktningar på insidan av motorns ventilfjädrar med hjälp av undermodelleringstekniker.Tabell 2 visar dimensionerna för ytdefekter och den maximala spänningen i varje riktning av defekten vid maximal fjäderkompression.De högsta spänningarna observerades i tvärriktningen och förhållandet mellan spänningarna i längd- och snedriktningen och tvärriktningen uppskattades till 0,934–0,996.Spänningsförhållandet kan bestämmas genom att helt enkelt dividera detta värde med den maximala tvärspänningen.Den maximala spänningen i fjädern uppstår vid toppen av varje ytdefekt, som visas i fig. 9s.Spänningsvärdena som observeras i longitudinell, tvärgående och sned riktning är 2045, 2085 respektive 2049 MPa.Resultaten av dessa analyser visar att tvärgående ytdefekter har den mest direkta effekten på motorns ventilfjädrars utmattningslivslängd.
En V-formad defekt, som antas mest direkt påverka motorventilfjäderns utmattningslivslängd, valdes som initial defekt på OT-tråden och tvärriktningen valdes som riktning för defekten.Denna defekt uppstår inte bara utanför, där motorns ventilfjäder gick sönder under tillverkningen, utan även inuti, där den största spänningen uppstår på grund av spänningskoncentrationen under drift.Det maximala feldjupet är inställt på 40 µm, vilket kan detekteras genom detektering av virvelströmsfel, och det minsta djupet är inställt på ett djup motsvarande 0,1 % av 2,5 mm tråddiametern.Därför är defektens djup från 2,5 till 40 µm.Djup, längd och bredd på sprickor med ett längdförhållande på 0,1~1 och ett längdförhållande på 5~15 användes som variabler, och deras effekt på fjäderns utmattningshållfasthet utvärderades.Tabell 3 listar de analytiska förhållanden som bestämts med användning av responsytmetodologin.
Ventilfjädrar för fordonsmotorer tillverkas genom kalllindning, anlöpning, kulblästring och värmeinställning av OT-tråd.Förändringar i ytdefekter under fjädertillverkning måste beaktas för att utvärdera effekten av initiala ytdefekter i OT-trådar på utmattningslivslängden för motorventilfjädrar.Därför, i detta avsnitt, används finita elementanalys för att förutsäga deformationen av OT-trådsytdefekter under tillverkningen av varje fjäder.
På fig.10 visar kalllindningsprocessen.Under denna process matas OT-tråden in i trådledaren av matarvalsen.Trådledaren matar och stöder tråden för att förhindra böjning under formningsprocessen.Tråden som passerar genom trådledaren böjs av de första och andra stängerna för att bilda en spiralfjäder med önskad innerdiameter.Fjäderstigningen framställs genom att stegverktyget flyttas efter ett varv.
På fig.11a visar en finita elementmodell som används för att utvärdera förändringen i geometrin för ytdefekter under kallvalsning.Formningen av tråden fullbordas huvudsakligen av lindningsstiftet.Eftersom oxidskiktet på trådens yta fungerar som smörjmedel är matarvalsens friktionseffekt försumbar.I beräkningsmodellen förenklas därför matarvalsen och trådstyrningen som en bussning.Friktionskoefficienten mellan OT-tråden och formningsverktyget sattes till 0,05.Det styva 2D-kroppsplanet och fixeringsvillkoren tillämpas på den vänstra änden av linjen så att den kan matas i X-riktningen med samma hastighet som matarvalsen (0,6 m/s).På fig.11b visar subsimuleringsmetoden som används för att applicera små defekter på trådar.För att ta hänsyn till storleken på ytdefekter appliceras delmodellen två gånger för ytdefekter med ett djup på 20 µm eller mer och tre gånger för ytdefekter med ett djup på mindre än 20 µm.Ytdefekter appliceras på områden som bildas med lika steg.I den övergripande modellen av fjädern är längden på den raka tråden 100 mm.För den första undermodellen, applicera undermodell 1 med en längd på 3 mm till en longitudinell position på 75 mm från den globala modellen.Denna simulering använde ett tredimensionellt (3D) hexagonalt åtta-nodselement.I den globala modellen och undermodellen 1 är den minsta sidolängden för varje element 0,5 respektive 0,2 mm.Efter analys av delmodell 1 appliceras ytdefekter på delmodell 2, och längden och bredden av delmodell 2 är 3 gånger längden på ytdefekten för att eliminera påverkan av delmodellens randvillkor, i dessutom används 50 % av längden och bredden som djup på undermodellen.I delmodell 2 är minsta sidolängd för varje element 0,005 mm.Vissa ytdefekter applicerades på finita elementanalysen som visas i tabell 3.
På fig.12 visar fördelningen av spänningar i ytsprickor efter kallbearbetning av en spole.Den allmänna modellen och delmodell 1 visar nästan samma spänningar på 1076 och 1079 MPa på samma plats, vilket bekräftar korrektheten av delmodelleringsmetoden.Lokala spänningskoncentrationer förekommer vid delmodellens gränskanter.Tydligen beror detta på undermodellens randvillkor.På grund av spänningskoncentration visar delmodell 2 med applicerade ytdefekter en spänning på 2449 MPa i spetsen av defekten vid kallvalsning.Som visas i tabell 3 applicerades ytdefekterna som identifierats av responsytmetoden på insidan av fjädern.Resultaten av finita elementanalysen visade att inget av de 13 fallen av ytdefekter misslyckades.
Under lindningsprocessen i alla tekniska processer ökade djupet av ytdefekter inuti fjädern med 0,1–2,62 µm (fig. 13a), och bredden minskade med 1,8–35,79 µm (fig. 13b), medan längden ökade med 0,72 –34,47 µm (fig. 13c).Eftersom den tvärgående V-formade defekten stängs i bredd genom böjning under kallvalsningsprocessen, deformeras den till en V-formad defekt med en brantare lutning än den ursprungliga defekten.
Deformation i djup, bredd och längd av ytdefekter i OT-tråden i tillverkningsprocessen.
Applicera ytdefekter på utsidan av fjädern och förutsäg sannolikheten för brott under kallvalsning med Finite Element Analysis.Under de förhållanden som anges i tabell.3, finns det ingen sannolikhet för förstörelse av defekter i den yttre ytan.Med andra ord inträffade ingen förstörelse vid djupet av ytdefekter från 2,5 till 40 µm.
För att förutsäga kritiska ytdefekter undersöktes yttre sprickor under kallvalsning genom att öka defektdjupet från 40 µm till 5 µm.På fig.14 visar sprickor längs ytdefekter.Brott uppstår under förhållanden med djup (55 µm), bredd (2 µm) och längd (733 µm).Det kritiska djupet för en ytdefekt utanför fjädern visade sig vara 55 μm.
Kulblästringsprocessen undertrycker spricktillväxt och ökar utmattningslivslängden genom att skapa en kvarvarande tryckspänning på ett visst djup från fjäderytan;den inducerar emellertid spänningskoncentration genom att öka fjäderns ytjämnhet, vilket minskar fjäderns utmattningsmotstånd.Därför används sekundär kulblästringsteknik för att producera höghållfasta fjädrar för att kompensera för minskningen av utmattningslivslängden som orsakas av ökningen i ytjämnhet orsakad av kulblästring.Tvåstegs kulblästring kan förbättra ytjämnheten, maximal kvarvarande tryckspänning och yttryckning eftersom den andra kulblästringen utförs efter den första kulblästringen12,13,14.
På fig.15 visar en analytisk modell av kulsprängningsprocessen.En elastisk-plastmodell skapades där 25 skottbollar släpptes i målområdet på OT-linjen för skottsprängning.I kulblästringsanalysmodellen användes ytdefekter på OT-tråden som deformerats under kalllindning som initiala defekter.Avlägsnande av restspänningar från kallvalsningsprocessen genom härdning före kulblästringsprocessen.Följande egenskaper för skottsfären användes: densitet (ρ): 7800 kg/m3, elasticitetsmodul (E) – 210 GPa, Poissons förhållande (υ): 0,3.Friktionskoefficienten mellan kulan och materialet är satt till 0,1.Skott med en diameter på 0,6 och 0,3 mm slungades ut med samma hastighet av 30 m/s under det första och andra smidespasset.Efter kulblästringsprocessen (bland andra tillverkningsprocesser som visas i figur 13), varierade djupet, bredden och längden av ytdefekter inom fjädern från -6,79 till 0,28 µm, -4,24 till 1,22 µm och -2,59 till 1,69 µm respektive µm.På grund av den plastiska deformationen av projektilen som kastas ut vinkelrätt mot materialets yta, minskar djupet på defekten, i synnerhet minskar defektens bredd avsevärt.Tydligen stängdes defekten på grund av plastisk deformation orsakad av kulblästring.
Under värmekrympningsprocessen kan effekterna av kallkrympning och lågtemperaturglödgning påverka motorns ventilfjäder samtidigt.En kall inställning maximerar fjäderns spänningsnivå genom att komprimera den till högsta möjliga nivå vid rumstemperatur.I detta fall, om motorventilfjädern belastas över materialets sträckgräns, deformeras motorventilfjädern plastiskt, vilket ökar sträckgränsen.Efter plastisk deformation böjs ventilfjädern, men den ökade sträckgränsen ger ventilfjäderns elasticitet i verklig drift.Lågtemperaturglödgning förbättrar värme- och deformationsbeständigheten hos ventilfjädrar som arbetar vid höga temperaturer2.
Ytdefekter som deformerats under kulblästring i FE-analys och det kvarvarande spänningsfältet mätt med röntgendiffraktionsutrustning (XRD) applicerades på undermodell 2 (fig. 8) för att sluta sig till förändringen i defekter under värmekrympning.Fjädern konstruerades för att arbeta i det elastiska området och komprimerades från sin fria höjd av 50,5 mm till sin fasta höjd av 21,8 mm och fick sedan återgå till sin ursprungliga höjd av 50,5 mm som ett analystillstånd.Under värmekrympning förändras defektens geometri obetydligt.Uppenbarligen undertrycker den kvarvarande tryckspänningen på 800 MPa och däröver, skapad av kulblästring, deformationen av ytdefekter.Efter värmekrympning (fig. 13) varierade djupet, bredden och längden av ytdefekter från -0,13 till 0,08 µm, från -0,75 till 0 µm respektive från 0,01 till 2,4 µm.
På fig.16 jämför deformationer av U-formade och V-formade defekter med samma djup (40 µm), bredd (22 µm) och längd (600 µm).Förändringen i bredd av U-formade och V-formade defekter är större än förändringen i längd, som orsakas av stängning i breddriktningen under kallvalsning och kulblästring.Jämfört med U-formade defekter bildades V-formade defekter på ett relativt större djup och med brantare sluttningar, vilket tyder på att ett konservativt tillvägagångssätt kan användas vid applicering av V-formade defekter.
Detta avsnitt diskuterar deformationen av den initiala defekten i OT-linjen för varje ventilfjädertillverkningsprocess.Den initiala OT-trådsdefekten appliceras på insidan av ventilfjädern där fel förväntas på grund av de höga påfrestningarna under fjäderns drift.De tvärgående V-formade ytdefekterna hos OT-trådarna ökade något i djup och längd och minskade kraftigt i bredd på grund av böjning under kalllindning.Stängning i breddriktningen sker under kulblästring med liten eller ingen märkbar defekt deformation under den slutliga värmeinställningen.Vid kallvalsning och kulblästring sker en stor deformation i breddriktningen på grund av plastisk deformation.Den V-formade defekten inuti ventilfjädern omvandlas till en T-formad defekt på grund av breddstängning under kallvalsningsprocessen.