310 rustfrit stål spiralrør kemisk komponent, Effekt af overfladedefekter i oliehærdet ståltråd på træthedslevetiden for ventilfjedre i bilmotorer

Tak fordi du besøgte Nature.com.Du bruger en browserversion med begrænset CSS-understøttelse.For den bedste oplevelse anbefaler vi, at du bruger en opdateret browser (eller deaktiverer kompatibilitetstilstand i Internet Explorer).For at sikre løbende support viser vi desuden siden uden styles og JavaScript.
Sliders, der viser tre artikler pr. slide.Brug tilbage- og næste-knapperne til at flytte gennem diasene, eller dias-controllerknapperne i slutningen til at flytte gennem hvert dias.

Rustfrit stål 310 spiralrør / spiralrørKemisk sammensætningog sammensætning

Følgende tabel viser den kemiske sammensætning af rustfrit stål af klasse 310S.

10*1mm 9,25*1,24 mm 310 Rustfrit stål kapillar spiralrør leverandører

Fysiske egenskaber

De fysiske egenskaber af rustfrit stål af klasse 310S er vist i følgende tabel.

Mekaniske egenskaber

Følgende tabel skitserer de mekaniske egenskaber af rustfrit stål af klasse 310S.

Termiske egenskaber

De termiske egenskaber af rustfrit stål af klasse 310S er angivet i følgende tabel.

Andre betegnelser

Andre betegnelser svarende til klasse 310S rustfrit stål er anført i følgende tabel.

Formålet med denne undersøgelse er at evaluere træthedslevetiden for en ventilfjeder i en bilmotor, når der påføres mikrodefekter på en oliehærdet tråd af 2300 MPa kvalitet (OT-wire) med en kritisk defektdybde på 2,5 mm i diameter.Først blev deformationen af ​​overfladedefekterne på OT-tråden under fremstillingen af ​​ventilfjederen opnået ved finite element-analyse ved anvendelse af subsimuleringsmetoder, og restspændingen af ​​den færdige fjeder blev målt og anvendt på fjederspændingsanalysemodellen.For det andet skal du analysere styrken af ​​ventilfjederen, kontrollere for resterende spænding og sammenligne niveauet af påført spænding med overfladefejl.For det tredje blev effekten af ​​mikrodefekter på fjederens udmattelseslevetid evalueret ved at påføre spændingen på overfladedefekter opnået fra fjederstyrkeanalysen til SN-kurverne opnået fra bøjningstræthedstesten under rotation af tråden OT.En defektdybde på 40 µm er den nuværende standard for håndtering af overfladefejl uden at gå på kompromis med udmattelseslevetiden.
Bilindustrien har en stærk efterspørgsel efter lette bilkomponenter for at forbedre brændstofeffektiviteten af ​​køretøjer.Således har brugen af ​​avanceret højstyrkestål (AHSS) været stigende i de senere år.Automotive motorventilfjedre består hovedsageligt af varmebestandige, slidbestandige og ikke-sænkende oliehærdede ståltråde (OT-tråde).
På grund af deres høje trækstyrke (1900–2100 MPa) gør de aktuelt anvendte OT-ledninger det muligt at reducere størrelsen og massen af ​​motorventilfjedre, forbedre brændstofeffektiviteten ved at reducere friktionen med omgivende dele1.På grund af disse fordele er brugen af ​​højspændingsvalset hurtigt stigende, og ultra-højstyrke valsetråd af 2300MPa klasse dukker op efter hinanden.Ventilfjedre i bilmotorer kræver en lang levetid, fordi de fungerer under høje cykliske belastninger.For at imødekomme dette krav overvejer producenterne typisk en udmattelseslevetid på mere end 5,5×107 cyklusser, når de designer ventilfjedre, og påfører restspænding på ventilfjederoverfladen gennem kulblæsnings- og varmekrympeprocesser for at forbedre udmattelseslevetiden2.
Der har været en del undersøgelser af udmattelseslevetiden for spiralfjedre i køretøjer under normale driftsforhold.Gzal et al.Analytiske, eksperimentelle og finite element (FE) analyser af elliptiske spiralfjedre med små helixvinkler under statisk belastning præsenteres.Denne undersøgelse giver et eksplicit og enkelt udtryk for placeringen af ​​maksimal forskydningsspænding versus aspektforhold og stivhedsindeks, og giver også analytisk indsigt i maksimal forskydningsspænding, en kritisk parameter i praktiske design3.Pastorcic et al.Resultaterne af analysen af ​​ødelæggelsen og trætheden af ​​en spiralfjeder fjernet fra en privat bil efter driftssvigt er beskrevet.Ved hjælp af eksperimentelle metoder blev en knækket fjeder undersøgt, og resultaterne tyder på, at dette er et eksempel på korrosionstræthedsfejl4.hul osv. Adskillige lineære regressionsfjederlevetid modeller er blevet udviklet til at evaluere træthedslevetiden for automotive spiralfjedre.Putra og andre.På grund af vejbanens ujævnhed bestemmes levetiden for bilens skruefjeder.Der er dog kun lavet lidt forskning i, hvordan overfladefejl, der opstår under fremstillingsprocessen, påvirker levetiden af ​​spiralfjedre til biler.
Overfladefejl, der opstår under fremstillingsprocessen, kan føre til lokal spændingskoncentration i ventilfjedre, hvilket reducerer deres udmattelseslevetid væsentligt.Overfladefejl på ventilfjedre er forårsaget af forskellige faktorer, såsom overfladefejl på de anvendte råmaterialer, defekter i værktøj, hårdhændet håndtering under koldvalsning7.Råmaterialets overfladedefekter er stejlt V-formede på grund af varmvalsning og flerløbstrækning, mens defekterne forårsaget af formværktøjet og skødesløs håndtering er U-formede med blide hældninger8,9,10,11.V-formede defekter forårsager højere spændingskoncentrationer end U-formede defekter, så strenge defekthåndteringskriterier anvendes normalt på udgangsmaterialet.
Nuværende standarder for håndtering af overfladedefekter for OT-ledninger inkluderer ASTM A877/A877M-10, DIN EN 10270-2, JIS G 3561 og KS D 3580. DIN EN 10270-2 specificerer, at dybden af ​​en overfladedefekt på ledningsdiametre på 0,5–2 10 mm er mindre end 0,5-1 % af tråddiameteren.Derudover kræver JIS G 3561 og KS D 3580, at dybden af ​​overfladefejl i valsetråd med en diameter på 0,5–8 mm er mindre end 0,5 % af tråddiameteren.I ASTM A877/A877M-10 skal producenten og køberen blive enige om den tilladte dybde af overfladefejl.For at måle dybden af ​​en defekt på overfladen af ​​en tråd ætses tråden normalt med saltsyre, og derefter måles defektens dybde ved hjælp af et mikrometer.Denne metode kan dog kun måle defekter i visse områder og ikke på hele overfladen af ​​slutproduktet.Derfor bruger producenterne hvirvelstrømstest under trådtrækningsprocessen til at måle overfladefejl i kontinuerligt produceret tråd;disse tests kan måle dybden af ​​overfladedefekter ned til 40 µm.2300MPa ståltråden under udvikling har højere trækstyrke og lavere forlængelse end den eksisterende 1900-2200MPa ståltråd, så ventilfjederens udmattelseslevetid anses for at være meget følsom over for overfladefejl.Derfor er det nødvendigt at kontrollere sikkerheden ved at anvende eksisterende standarder for kontrol af dybden af ​​overfladefejl for ståltrådskvalitet 1900-2200 MPa til ståltrådskvalitet 2300 MPa.
Formålet med denne undersøgelse er at evaluere udmattelseslevetiden for en bilmotorventilfjeder, når den mindste fejldybde, der kan måles ved hvirvelstrømstest (dvs. 40 µm) påføres en 2300 MPa OT-ledning (diameter: 2,5 mm): kritisk fejl dybde .Bidraget og metoden til denne undersøgelse er som følger.
Som den initiale defekt i OT-tråden blev der brugt en V-formet defekt, som alvorligt påvirker udmattelseslevetiden, i tværgående retning i forhold til trådaksen.Overvej forholdet mellem dimensionerne (α) og længden (β) af en overfladedefekt for at se effekten af ​​dens dybde (h), bredde (w) og længde (l).Overfladefejl opstår inde i fjederen, hvor der først opstår svigt.
For at forudsige deformationen af ​​initiale defekter i OT-tråd under koldvikling blev der anvendt en subsimuleringstilgang, som tog højde for analysetiden og størrelsen af ​​overfladedefekter, da defekterne er meget små sammenlignet med OT-tråden.global model.
De resterende trykspændinger i foråret efter 2-trins skudblæsning blev beregnet ved finite element metoden, resultaterne blev sammenlignet med målingerne efter shot peening for at bekræfte den analytiske model.Derudover blev restspændinger i ventilfjedre fra alle fremstillingsprocesser målt og anvendt til fjederstyrkeanalyse.
Spændinger i overfladedefekter forudsiges ved at analysere fjederens styrke under hensyntagen til deformationen af ​​defekten under koldvalsning og den resterende trykspænding i den færdige fjeder.
Rotationsbøjningstræthedstesten blev udført med en OT-tråd fremstillet af samme materiale som ventilfjederen.For at korrelere de resterende spændings- og overfladeruhedsegenskaber for de fremstillede ventilfjedre til OT-linjerne, blev SN-kurver opnået ved roterende bøjningstræthedstest efter anvendelse af to-trins shot pening og torsion som forbehandlingsprocesser.
Resultaterne af fjederstyrkeanalysen anvendes på Goodman-ligningen og SN-kurven for at forudsige ventilfjederens udmattelseslevetid, og effekten af ​​overfladedefektdybden på udmattelseslevetiden evalueres også.
I denne undersøgelse blev en 2300 MPa OT-kvalitetsledning med en diameter på 2,5 mm brugt til at evaluere træthedslevetiden for en ventilfjeder til en bilmotor.Først blev en træktest af tråden udført for at opnå dens duktile brudmodel.
De mekaniske egenskaber af OT-tråd blev opnået fra trækprøver forud for finite element-analyse af koldviklingsprocessen og fjederstyrken.Spændings-tøjningskurven for materialet blev bestemt under anvendelse af resultaterne af trækprøver ved en spændingshastighed på 0,001 s-1, som vist i fig.1. Der anvendes SWONB-V-tråd, og dens flydespænding, trækstyrke, elasticitetsmodul og Poissons forhold er henholdsvis 2001,2MPa, 2316MPa, 206GPa og 0,3.Afhængigheden af ​​stress på strømningsbelastning opnås som følger:
Ris.2 illustrerer den duktile brudproces.Materialet undergår elastoplastisk deformation under deformation, og materialet indsnævres, når spændingen i materialet når sin trækstyrke.Efterfølgende fører skabelsen, væksten og associationen af ​​hulrum i materialet til ødelæggelsen af ​​materialet.
Den duktile brudmodel anvender en spændingsmodificeret kritisk deformationsmodel, der tager højde for effekten af ​​spænding, og post-halsbrud anvender skadeakkumuleringsmetoden.Her udtrykkes skadeinitiering som en funktion af strain, stress triaksialitet og strain rate.Spændingstriaksialiteten er defineret som den gennemsnitlige værdi opnået ved at dividere den hydrostatiske spænding forårsaget af materialets deformation op til dannelsen af ​​halsen med den effektive spænding.I skadeakkumuleringsmetoden sker destruktion, når skadeværdien når 1, og den energi, der kræves for at nå skadeværdien på 1, defineres som ødelæggelsesenergien (Gf).Brudenergien svarer til området for materialets sande spændings-forskydningskurve fra indsnævring til brudtid.
I tilfælde af konventionelle stål, afhængigt af spændingstilstanden, opstår duktilt brud, forskydningsbrud eller blandet brud på grund af duktilitet og forskydningsbrud, som vist i figur 3. Brudtøjningen og spændingstriaksialiteten viste forskellige værdier for brudmønster.
Plastsvigt opstår i et område svarende til en spændingstriaksialitet på mere end 1/3 (zone I), og brudfortøjningen og spændingstriaksialitet kan udledes af trækprøver på prøver med overfladedefekter og hak.I området svarende til spændingstriaksialiteten på 0 ~ 1/3 (zone II) forekommer en kombination af duktilt brud og forskydningssvigt (dvs. gennem en torsionstest. I området svarende til spændingstriaksialiteten fra -1/3 til 0 (III), forskydningssvigt forårsaget af kompression, og brudforlængelse og spændings-triaksialitet kan opnås ved forstyrrelsestest.
For OT-ledninger, der anvendes til fremstilling af motorventilfjedre, er det nødvendigt at tage højde for brud forårsaget af forskellige belastningsforhold under fremstillingsprocessen og anvendelsesbetingelserne.Derfor blev træk- og torsionstests udført for at anvende svigttøjningskriteriet, effekten af ​​spændingstriaksialitet på hver spændingstilstand blev overvejet, og elastoplastisk finite elementanalyse ved store spændinger blev udført for at kvantificere ændringen i spændingstriaksialitet.Kompressionstilstanden blev ikke overvejet på grund af begrænsningen af ​​prøvebehandling, nemlig diameteren af ​​OT-tråden er kun 2,5 mm.Tabel 1 viser testbetingelserne for træk og torsion, samt spændingstriaksialitet og brudtøjning, opnået ved anvendelse af finite element-analyse.
Brudtøjningen af ​​konventionelle treaksede stål under spænding kan forudsiges ved hjælp af følgende ligning.
hvor C1: \({\overline{{\varepsilon}_{0}}}^{pl}\) rent snit (η = 0) og C2: \({\overline{{\varepsilon}_{0} } }^{pl}\) Enakset spænding (η = η0 = 1/3).
Trendlinjerne for hver spændingstilstand opnås ved at anvende brudbelastningsværdierne C1 og C2 i ligningen.(2);C1 og C2 er opnået fra træk- og vridningstest på prøver uden overfladedefekter.Figur 4 viser spændingstriaksialiteten og brudbelastningen opnået fra testene og tendenslinjerne forudsagt af ligningen.(2) Tendenslinjen opnået fra testen og forholdet mellem stresstriaksialitet og brudbelastning viser en lignende tendens.Brudbelastningen og spændingstriaksialiteten for hver spændingstilstand, opnået ved anvendelse af trendlinjer, blev brugt som kriterier for duktilt brud.
Brudenergi bruges som en materialeegenskab til at bestemme tiden til at bryde efter indsnævring og kan opnås ved trækprøver.Brudenergien afhænger af tilstedeværelsen eller fraværet af revner på overfladen af ​​materialet, da brudtiden afhænger af koncentrationen af ​​lokale spændinger.Figur 5a-c viser brudenergierne for prøver uden overfladedefekter og prøver med R0,4 eller R0,8 indhak fra trækprøver og finite element analyse.Brudenergien svarer til arealet af den sande spændings-forskydningskurve fra indsnævring til brudtid.
Brudenergien af ​​en OT-tråd med fine overfladedefekter blev forudsagt ved at udføre trækprøver på en OT-tråd med en defektdybde større end 40 µm, som vist i fig. 5d.Ti prøver med defekter blev brugt i træktestene, og den gennemsnitlige brudenergi blev estimeret til 29,12 mJ/mm2.
Den standardiserede overfladedefekt er defineret som forholdet mellem dybden af ​​defekten og diameteren af ​​ventilfjedertråden, uanset overfladedefektgeometrien af ​​OT-tråden, der anvendes til fremstilling af bilventilfjedre.OT-ledningsfejl kan klassificeres baseret på orientering, geometri og længde.Selv med samme defektdybde varierer spændingsniveauet, der virker på en overfladedefekt i en fjeder, afhængigt af defektens geometri og orientering, så defektens geometri og orientering kan påvirke udmattelsesstyrken.Derfor er det nødvendigt at tage højde for geometrien og orienteringen af ​​defekter, der har størst indflydelse på en fjeders udmattelseslevetid, for at anvende strenge kriterier for håndtering af overfladefejl.På grund af den fine kornstruktur af OT-tråd er dens udmattelseslevetid meget følsom over for hak.Derfor bør den defekt, der udviser den højeste spændingskoncentration i henhold til defektens geometri og orientering, fastslås som den initiale defekt ved anvendelse af finite element-analyse.På fig.6 viser de ultra-højstyrke 2300 MPa-klasse ventilfjedre til biler, der anvendes i denne undersøgelse.
Overfladedefekter af OT-tråd er opdelt i interne defekter og eksterne defekter i henhold til fjederaksen.På grund af bøjningen under koldvalsning virker trykspænding og trækspænding på henholdsvis indersiden og ydersiden af ​​fjederen.Brud kan skyldes overfladefejl, der opstår udefra på grund af trækspændinger ved koldvalsning.
I praksis udsættes fjederen for periodisk kompression og afspænding.Under kompressionen af ​​fjederen vrider ståltråden, og på grund af koncentrationen af ​​spændinger er forskydningsspændingen inde i fjederen højere end den omgivende forskydningsspænding7.Hvis der derfor er overfladefejl inde i fjederen, er sandsynligheden for, at fjederen knækker størst.Således indstilles ydersiden af ​​fjederen (det sted, hvor der forventes svigt under fremstillingen af ​​fjederen) og indersiden (hvor spændingen er størst ved selve påføringen) som placeringer af overfladefejlene.
Overfladedefektgeometrien af ​​OT-linjer er opdelt i U-form, V-form, Y-form og T-form.Y-type og T-type findes hovedsageligt i overfladefejl på råmaterialer, og U-type og V-type defekter opstår på grund af skødesløs håndtering af værktøjer i koldvalseprocessen.Med hensyn til geometrien af ​​overfladedefekter i råmaterialer, deformeres U-formede defekter, der opstår fra uensartet plastisk deformation under varmvalsning, til V-formede, Y-formede og T-formede sømfejl under multi-pass strækning8, 10.
Derudover vil V-formede, Y-formede og T-formede defekter med stejle hældninger af hakket på overfladen blive udsat for høj spændingskoncentration under fjederens funktion.Ventilfjedre bøjes under koldvalsning og vrider sig under drift.Spændingskoncentrationer af V-formede og Y-formede defekter med højere spændingskoncentrationer blev sammenlignet med finite element analyse, ABAQUS - kommerciel finite element analyse software.Spændings-tøjningsforholdet er vist i figur 1 og ligning 1. (1) Denne simulering bruger et todimensionelt (2D) rektangulært fire-knudeelement, og elementets minimumssidelængde er 0,01 mm.For den analytiske model blev V-formede og Y-formede defekter med en dybde på 0,5 mm og en hældning af defekten på 2° påført en 2D-model af en ledning med en diameter på 2,5 mm og en længde på 7,5 mm.
På fig.7a viser bøjningsspændingskoncentrationen ved spidsen af ​​hver defekt, når der påføres et bøjningsmoment på 1500 Nmm til begge ender af hver tråd.Analysens resultater viser, at de maksimale spændinger på 1038,7 og 1025,8 MPa forekommer i toppen af ​​henholdsvis V-formede og Y-formede defekter.På fig.7b viser spændingskoncentrationen i toppen af ​​hver defekt forårsaget af torsion.Når venstre side er begrænset, og et drejningsmoment på 1500 N∙mm påføres højre side, opstår den samme maksimale spænding på 1099 MPa ved spidserne af de V-formede og Y-formede defekter.Disse resultater viser, at V-type defekter udviser højere bøjningsspænding end Y-type defekter, når de har samme dybde og hældning af defekten, men de oplever den samme vridningsspænding.Derfor kan V-formede og Y-formede overfladedefekter med samme dybde og hældning af defekten normaliseres til V-formede med en højere maksimal spænding forårsaget af spændingskoncentration.V-type-defektstørrelsesforholdet er defineret som α = w/h under anvendelse af dybden (h) og bredden (w) af V-type- og T-type-defekterne;således, en T-type defekt (α ≈ 0) i stedet, kan geometrien defineres af den geometriske struktur af en V-type defekt.Derfor kan Y-type og T-type defekter normaliseres af V-type defekter.Ved brug af dybde (h) og længde (l) er længdeforholdet ellers defineret som β = l/h.
Som vist i figur 811 er retningerne af overfladedefekter af OT-tråde opdelt i langsgående, tværgående og skrå retninger, som vist i figur 811. Analyse af indflydelsen af ​​orienteringen af ​​overfladedefekter på fjederens styrke af det endelige element. metode.
På fig.9a viser motorventilfjederspændingsanalysemodellen.Som en analysebetingelse blev fjederen komprimeret fra en fri højde på 50,5 mm til en hård højde på 21,8 mm, en maksimal spænding på 1086 MPa blev genereret inde i fjederen, som vist i fig. 9b.Da svigt af faktiske motorventilfjedre hovedsageligt forekommer i fjederen, forventes tilstedeværelsen af ​​indre overfladedefekter at påvirke fjederens udmattelseslevetid alvorligt.Derfor påføres overfladedefekter i langsgående, tværgående og skrå retninger på indersiden af ​​motorventilfjedre ved hjælp af undermodelleringsteknikker.Tabel 2 viser dimensionerne af overfladedefekter og den maksimale spænding i hver retning af defekten ved maksimal fjederkompression.De højeste spændinger blev observeret i tværretningen, og forholdet mellem spændinger i længde- og skråretningen og tværretningen blev estimeret til 0,934-0,996.Spændingsforholdet kan bestemmes ved blot at dividere denne værdi med den maksimale tværspænding.Den maksimale spænding i fjederen forekommer i toppen af ​​hver overfladedefekt, som vist i fig. 9s.Spændingsværdierne observeret i længde-, tværgående og skrå retninger er henholdsvis 2045, 2085 og 2049 MPa.Resultaterne af disse analyser viser, at tværgående overfladefejl har den mest direkte effekt på udmattelseslevetiden for motorventilfjedre.
En V-formet defekt, som antages mest direkte at påvirke udmattelseslevetiden for motorventilfjederen, blev valgt som den initiale defekt på OT-tråden, og den tværgående retning blev valgt som retningen for defekten.Denne defekt opstår ikke kun udenfor, hvor motorventilfjederen knækkede under fremstillingen, men også inde, hvor den største belastning opstår på grund af spændingskoncentration under drift.Den maksimale fejldybde er indstillet til 40 µm, som kan detekteres ved hvirvelstrømsfejldetektion, og minimumsdybden indstilles til en dybde svarende til 0,1 % af 2,5 mm tråddiameteren.Derfor er dybden af ​​defekten fra 2,5 til 40 µm.Dybde, længde og bredde af fejl med et længdeforhold på 0,1~1 og et længdeforhold på 5~15 blev brugt som variabler, og deres effekt på fjederens udmattelsesstyrke blev evalueret.Tabel 3 viser de analytiske betingelser bestemt ved brug af responsoverflademetodologien.
Automotive motorventilfjedre er fremstillet ved koldvikling, hærdning, sprængning og varmeindstilling af OT-tråd.Ændringer i overfladedefekter under fjederfremstilling skal tages i betragtning for at evaluere effekten af ​​initiale overfladedefekter i OT-ledninger på udmattelseslevetiden for motorventilfjedre.Derfor bruges finite element-analyse i dette afsnit til at forudsige deformationen af ​​OT-trådsoverfladedefekter under fremstillingen af ​​hver fjeder.
På fig.10 viser koldviklingsprocessen.Under denne proces føres OT-tråden ind i trådføringen af ​​fremføringsvalsen.Trådføreren føder og understøtter tråden for at forhindre bøjning under formningsprocessen.Tråden, der passerer gennem trådføringen, bøjes af den første og anden stang for at danne en spiralfjeder med den ønskede indvendige diameter.Fjederstigningen frembringes ved at flytte trinværktøjet efter en omdrejning.
På fig.11a viser en finite element-model, der anvendes til at evaluere ændringen i geometrien af ​​overfladedefekter under koldvalsning.Formningen af ​​tråden fuldføres hovedsageligt af viklingsstiften.Da oxidlaget på trådens overflade virker som smøremiddel, er fremføringsvalsens friktionseffekt ubetydelig.Derfor er fremføringsvalsen og trådføringen i beregningsmodellen forenklet som en bøsning.Friktionskoefficienten mellem OT-tråden og formningsværktøjet blev sat til 0,05.2D stive kropsplan og fikseringsbetingelser påføres den venstre ende af linjen, så den kan fremføres i X-retningen med samme hastighed som fremføringsvalsen (0,6 m/s).På fig.11b viser subsimuleringsmetoden anvendt til at påføre små defekter på ledninger.For at tage højde for størrelsen af ​​overfladedefekter anvendes delmodellen to gange for overfladedefekter med en dybde på 20 µm eller mere og tre gange for overfladedefekter med en dybde på mindre end 20 µm.Overfladedefekter påføres områder dannet med lige store trin.I den samlede model af fjederen er længden af ​​det lige stykke tråd 100 mm.For den første undermodel skal du anvende undermodel 1 med en længde på 3 mm til en længdeposition på 75 mm fra den globale model.Denne simulering brugte et tredimensionelt (3D) sekskantet element med otte knudepunkter.I den globale model og undermodel 1 er den mindste sidelængde af hvert element henholdsvis 0,5 og 0,2 mm.Efter analyse af delmodel 1 påføres overfladedefekter på delmodel 2, og længden og bredden af ​​delmodel 2 er 3 gange længden af ​​overfladedefekten for at eliminere indflydelsen af ​​delmodellens randbetingelser, i derudover anvendes 50 % af længden og bredden som dybden af ​​undermodellen.I undermodel 2 er den mindste sidelængde af hvert element 0,005 mm.Visse overfladedefekter blev anvendt på finite element-analysen som vist i tabel 3.
På fig.12 viser fordelingen af ​​spænding i overfladerevner efter koldbearbejdning af en spole.Den generelle model og delmodel 1 viser næsten de samme spændinger på 1076 og 1079 MPa på samme sted, hvilket bekræfter korrektheden af ​​delmodelleringsmetoden.Lokale spændingskoncentrationer forekommer ved grænsekanterne af delmodellen.Tilsyneladende skyldes dette undermodellens randbetingelser.På grund af spændingskoncentration viser delmodel 2 med påførte overfladedefekter en spænding på 2449 MPa i spidsen af ​​defekten under koldvalsning.Som vist i tabel 3 blev overfladedefekterne identificeret ved responsoverflademetoden påført indersiden af ​​fjederen.Resultaterne af finite element-analysen viste, at ingen af ​​de 13 tilfælde af overfladedefekter slog fejl.
Under viklingsprocessen i alle teknologiske processer steg dybden af ​​overfladedefekter inde i fjederen med 0,1-2,62 µm (fig. 13a), og bredden faldt med 1,8-35,79 µm (fig. 13b), mens længden steg med 0,72 –34,47 µm (fig. 13c).Da den tværgående V-formede defekt lukkes i bredden ved bøjning under koldvalseprocessen, deformeres den til en V-formet defekt med en stejlere hældning end den oprindelige defekt.
Deformation i dybde, bredde og længde af OT-trådoverfladedefekter i fremstillingsprocessen.
Påfør overfladedefekter på ydersiden af ​​fjederen og forudsig sandsynligheden for brud under koldvalsning ved hjælp af Finite Element Analysis.Under de betingelser, der er anført i tabel.3, er der ingen sandsynlighed for ødelæggelse af defekter i den ydre overflade.Med andre ord skete der ingen ødelæggelse i dybden af ​​overfladedefekter fra 2,5 til 40 µm.
For at forudsige kritiske overfladedefekter blev eksterne brud under koldvalsning undersøgt ved at øge defektdybden fra 40 µm til 5 µm.På fig.14 viser brud langs overfladedefekter.Brud opstår under forhold med dybde (55 µm), bredde (2 µm) og længde (733 µm).Den kritiske dybde af en overfladedefekt uden for fjederen viste sig at være 55 μm.
Skudblæsningsprocessen undertrykker revnevækst og øger udmattelseslevetiden ved at skabe en resterende trykspænding i en vis dybde fra fjederoverfladen;det inducerer imidlertid spændingskoncentration ved at øge fjederens overfladeruhed, hvilket reducerer fjederens træthedsmodstand.Derfor bruges sekundær shot-peening-teknologi til at fremstille fjedre med høj styrke for at kompensere for reduktionen i udmattelseslevetid forårsaget af stigningen i overfladeruhed forårsaget af shot-peening.To-trins skudblæsning kan forbedre overfladeruhed, maksimal kompressionsrestspænding og overfladekompressionsrestspænding, fordi den anden skudblæsning udføres efter den første skudblæsning12,13,14.
På fig.15 viser en analytisk model af sprængningsprocessen.Der blev skabt en elastisk-plastikmodel, hvor 25 skudbolde blev kastet ind i målområdet på OT-linjen til skudsprængning.I skubblæsningsanalysemodellen blev overfladedefekter af OT-tråden deformeret under koldvikling brugt som initiale defekter.Fjernelse af resterende spændinger fra koldvalseprocessen ved anløbning før sprængningsprocessen.Følgende egenskaber for skudkuglen blev brugt: densitet (ρ): 7800 kg/m3, elasticitetsmodul (E) – 210 GPa, Poissons forhold (υ): 0,3.Friktionskoefficienten mellem kuglen og materialet er sat til 0,1.Skud med en diameter på 0,6 og 0,3 mm blev udstødt med samme hastighed på 30 m/s under den første og anden smedning.Efter sprængningsprocessen (blandt andre fremstillingsprocesser vist i figur 13), varierede dybden, bredden og længden af ​​overfladedefekter i fjederen fra -6,79 til 0,28 µm, -4,24 til 1,22 µm og -2,59 til 1,69 µm, henholdsvis µm.På grund af den plastiske deformation af projektilet, der udstødes vinkelret på overfladen af ​​materialet, falder dybden af ​​defekten, især defektens bredde reduceres betydeligt.Tilsyneladende blev defekten lukket på grund af plastisk deformation forårsaget af skudepisning.
Under varmekrympningsprocessen kan virkningerne af koldkrympning og lavtemperaturudglødning virke på motorventilfjederen på samme tid.En kold indstilling maksimerer fjederens spændingsniveau ved at komprimere den til det højest mulige niveau ved stuetemperatur.I dette tilfælde, hvis motorventilfjederen belastes over materialets flydespænding, deformeres motorventilfjederen plastisk, hvilket øger flydespændingen.Efter plastisk deformation bøjes ventilfjederen, men den øgede flydespænding giver ventilfjederens elasticitet i egentlig drift.Lavtemperaturudglødning forbedrer varme- og deformationsmodstanden for ventilfjedre, der arbejder ved høje temperaturer2.
Overfladedefekter deformeret under sprængning i FE-analyse og det resterende spændingsfelt målt med røntgendiffraktionsudstyr (XRD) blev påført undermodel 2 (fig. 8) for at udlede ændringen i defekter under varmekrympning.Fjederen blev designet til at fungere i det elastiske område og blev komprimeret fra sin frie højde på 50,5 mm til sin faste højde på 21,8 mm og fik derefter lov til at vende tilbage til sin oprindelige højde på 50,5 mm som en analysetilstand.Under varmekrympning ændres defektens geometri ubetydeligt.Tilsyneladende undertrykker den resterende trykspænding på 800 MPa og derover, skabt ved sprængning, deformationen af ​​overfladedefekter.Efter varmekrympning (fig. 13) varierede dybden, bredden og længden af ​​overfladedefekter fra henholdsvis -0,13 til 0,08 µm, fra -0,75 til 0 µm og fra 0,01 til 2,4 µm.
På fig.16 sammenligner deformationer af U-formede og V-formede defekter af samme dybde (40 µm), bredde (22 µm) og længde (600 µm).Ændringen i bredden af ​​U-formede og V-formede defekter er større end ændringen i længden, som er forårsaget af lukning i bredderetningen under koldvalsning og sprængning.Sammenlignet med U-formede defekter dannes V-formede defekter i en relativt større dybde og med stejlere skråninger, hvilket tyder på, at en konservativ tilgang kan tages ved anvendelse af V-formede defekter.
Dette afsnit diskuterer deformationen af ​​den indledende defekt i OT-linjen for hver ventilfjederfremstillingsproces.Den indledende OT-trådsfejl påføres indersiden af ​​ventilfjederen, hvor der forventes svigt på grund af de høje spændinger under drift af fjederen.De tværgående V-formede overfladedefekter af OT-trådene steg lidt i dybde og længde og faldt kraftigt i bredden på grund af bøjning under koldvikling.Lukning i bredderetningen forekommer under kulblæsning med ringe eller ingen mærkbar defektdeformation under den endelige varmeindstilling.I processen med koldvalsning og shotpeening er der en stor deformation i bredderetningen på grund af plastisk deformation.Den V-formede defekt inde i ventilfjederen omdannes til en T-formet defekt på grund af breddelukning under koldvalseprocessen.