310 rustfritt stål spiralrør kjemisk komponent, Effekt av overflatedefekter i oljeherdet ståltråd på utmattelseslevetiden til ventilfjærer i bilmotorer

Takk for at du besøker Nature.com.Du bruker en nettleserversjon med begrenset CSS-støtte.For den beste opplevelsen anbefaler vi at du bruker en oppdatert nettleser (eller deaktiverer kompatibilitetsmodus i Internet Explorer).I tillegg, for å sikre kontinuerlig støtte, viser vi nettstedet uten stiler og JavaScript.
Skyveknapper som viser tre artikler per lysbilde.Bruk tilbake- og neste-knappene for å gå gjennom lysbildene, eller lysbildekontrollknappene på slutten for å gå gjennom hvert lysbilde.

Rustfritt stål 310 kveilrør / kveilrørKjemisk oppbygningog komposisjon

Tabellen nedenfor viser den kjemiske sammensetningen av rustfritt stål av klasse 310S.

10*1mm 9,25*1,24 mm 310 Rustfritt stål kapillar kveilrør leverandører

Fysiske egenskaper

De fysiske egenskapene til rustfritt stål av klasse 310S vises i tabellen nedenfor.

Mekaniske egenskaper

Følgende tabell skisserer de mekaniske egenskapene til rustfritt stål av klasse 310S.

Termiske egenskaper

De termiske egenskapene til rustfritt stål av klasse 310S er gitt i tabellen nedenfor.

Andre betegnelser

Andre betegnelser tilsvarende klasse 310S rustfritt stål er oppført i følgende tabell.

Hensikten med denne studien er å evaluere utmattelseslevetiden til en ventilfjær i en bilmotor når det påføres mikrodefekter på en oljeherdet ledning av 2300 MPa-kvalitet (OT-tråd) med en kritisk defektdybde på 2,5 mm i diameter.Først ble deformasjonen av overflatedefektene til OT-tråden under fremstillingen av ventilfjæren oppnådd ved finite element-analyse ved bruk av subsimuleringsmetoder, og restspenningen til den ferdige fjæren ble målt og påført fjærspenningsanalysemodellen.For det andre, analyser styrken til ventilfjæren, sjekk for gjenværende spenning, og sammenlign nivået av påført spenning med overflatefeil.For det tredje ble effekten av mikrodefekter på utmattingslevetiden til fjæren evaluert ved å påføre belastningen på overflatedefekter oppnådd fra fjærstyrkeanalysen til SN-kurvene oppnådd fra bøyeutmattingstesten under rotasjon av tråden OT.En defektdybde på 40 µm er gjeldende standard for å håndtere overflatedefekter uten å gå på bekostning av utmattingstiden.
Bilindustrien har en sterk etterspørsel etter lette bilkomponenter for å forbedre drivstoffeffektiviteten til kjøretøy.Dermed har bruken av avansert høyfast stål (AHSS) vært økende de siste årene.Ventilfjærer til bilmotorer består hovedsakelig av varmebestandige, slitesterke og ikke-sagging oljeherdede ståltråder (OT-tråder).
På grunn av deres høye strekkfasthet (1900–2100 MPa), gjør de for tiden brukte OT-ledningene det mulig å redusere størrelsen og massen på motorventilfjærene, forbedre drivstoffeffektiviteten ved å redusere friksjonen med omgivende deler1.På grunn av disse fordelene øker bruken av høyspentvalset raskt, og ultra-høystyrke valsetråd av 2300MPa-klassen dukker opp etter hverandre.Ventilfjærer i bilmotorer krever lang levetid fordi de opererer under høye sykliske belastninger.For å imøtekomme dette kravet vurderer produsenter typisk utmattingslevetid som er større enn 5,5×107 sykluser når de designer ventilfjærer og påfører restspenning på ventilfjæroverflaten gjennom kulepenning og varmekrympeprosesser for å forbedre utmattingslevetiden2.
Det er gjort en del studier på utmattingslevetiden til spiralfjærer i kjøretøy under normale driftsforhold.Gzal et al.Analytiske, eksperimentelle og finite element (FE) analyser av elliptiske spiralfjærer med små spiralvinkler under statisk belastning presenteres.Denne studien gir et eksplisitt og enkelt uttrykk for plasseringen av maksimal skjærspenning versus sideforhold og stivhetsindeks, og gir også analytisk innsikt i maksimal skjærspenning, en kritisk parameter i praktiske design3.Pastorcic et al.Resultatene av analysen av ødeleggelsen og utmattelsen av en spiralfjær fjernet fra en privat bil etter driftssvikt er beskrevet.Ved bruk av eksperimentelle metoder ble en ødelagt fjær undersøkt og resultatene tyder på at dette er et eksempel på korrosjonsutmattingssvikt4.hull osv. Flere lineære regresjonsfjærlevetidsmodeller er utviklet for å evaluere utmattingslevetiden til spiralfjærer i biler.Putra og andre.På grunn av ujevnheten i veibanen bestemmes levetiden til bilens spiralfjær.Det er imidlertid gjort lite forskning på hvordan overflatedefekter som oppstår under produksjonsprosessen påvirker levetiden til spiralfjærer til biler.
Overflatefeil som oppstår under produksjonsprosessen kan føre til lokal spenningskonsentrasjon i ventilfjærer, noe som reduserer deres utmattingslevetid betydelig.Overflatefeil på ventilfjærer er forårsaket av ulike faktorer, som overflatedefekter på råvarene som brukes, feil på verktøy, røff håndtering under kaldvalsing7.Råmaterialets overflatedefekter er bratt V-formet på grunn av varmvalsing og flerpasstrekking, mens defektene forårsaket av formingsverktøyet og uforsiktig håndtering er U-formet med slake skråninger8,9,10,11.V-formede defekter forårsaker høyere spenningskonsentrasjoner enn U-formede defekter, så strenge defektbehandlingskriterier brukes vanligvis på utgangsmaterialet.
Gjeldende standarder for håndtering av overflatedefekter for OT-ledninger inkluderer ASTM A877/A877M-10, DIN EN 10270-2, JIS G 3561 og KS D 3580. DIN EN 10270-2 spesifiserer at dybden på en overflatedefekt på ledningsdiametre på 0,5–2 10 mm er mindre enn 0,5–1 % av tråddiameteren.I tillegg krever JIS G 3561 og KS D 3580 at dybden på overflatedefekter i valsetråd med en diameter på 0,5–8 mm er mindre enn 0,5 % av vaierdiameteren.I ASTM A877/A877M-10 må produsenten og kjøperen bli enige om den tillatte dybden på overflatedefekter.For å måle dybden av en defekt på overflaten av en ledning, etses ledningen vanligvis med saltsyre, og deretter måles dybden av defekten ved hjelp av et mikrometer.Denne metoden kan imidlertid bare måle defekter i visse områder og ikke på hele overflaten av sluttproduktet.Derfor bruker produsenter virvelstrømtesting under trådtrekkingsprosessen for å måle overflatedefekter i kontinuerlig produsert tråd;disse testene kan måle dybden på overflatedefekter ned til 40 µm.2300MPa ståltråden under utvikling har høyere strekkfasthet og lavere forlengelse enn den eksisterende ståltråden på 1900-2200MPa, så ventilfjærens utmattingslevetid anses å være svært følsom for overflatedefekter.Derfor er det nødvendig å kontrollere sikkerheten ved å anvende eksisterende standarder for kontroll av dybden på overflatedefekter for ståltrådkvalitet 1900-2200 MPa til ståltrådkvalitet 2300 MPa.
Hensikten med denne studien er å evaluere utmattelseslevetiden til en ventilfjær for en bilmotor når minimum feildybde som kan måles ved virvelstrømtesting (dvs. 40 µm) påføres en 2300 MPa OT-ledning (diameter: 2,5 mm): kritisk feil dybde.Bidraget og metodikken til denne studien er som følger.
Som initial defekt i OT-tråden ble det brukt en V-formet defekt, som alvorlig påvirker utmattingstiden, i tverrretningen i forhold til trådaksen.Vurder forholdet mellom dimensjonene (α) og lengden (β) til en overflatedefekt for å se effekten av dens dybde (h), bredde (w) og lengde (l).Overflatefeil oppstår inne i fjæren, hvor svikt først oppstår.
For å forutsi deformasjonen av initiale defekter i OT-tråd under kaldvikling, ble det brukt en subsimuleringstilnærming, som tok hensyn til analysetiden og størrelsen på overflatedefekter, siden defektene er svært små sammenlignet med OT-tråd.global modell.
De gjenværende trykkspenningene om våren etter totrinns kuleblending ble beregnet ved finite element-metoden, resultatene ble sammenlignet med målingene etter kuleblending for å bekrefte den analytiske modellen.I tillegg ble restspenninger i ventilfjærer fra alle produksjonsprosesser målt og påført fjærstyrkeanalyse.
Spenninger i overflatedefekter forutses ved å analysere styrken til fjæren, tar hensyn til deformasjonen av defekten under kaldvalsing og gjenværende trykkspenning i den ferdige fjæren.
Utmattelsestesten for rotasjonsbøyning ble utført med en OT-tråd laget av samme materiale som ventilfjæren.For å korrelere restspenningen og overflateruhetsegenskapene til de fremstilte ventilfjærene til OT-linjene, ble SN-kurver oppnådd ved roterende bøyeutmattingstester etter bruk av to-trinns skuddskjæring og torsjon som forbehandlingsprosesser.
Resultatene av fjærstyrkeanalysen brukes på Goodman-ligningen og SN-kurven for å forutsi ventilfjærens utmattingslevetid, og effekten av overflatedefektdybden på utmattingslevetiden blir også evaluert.
I denne studien ble en 2300 MPa OT-kvalitetsledning med en diameter på 2,5 mm brukt for å evaluere utmattelseslevetiden til en ventilfjær for en bilmotor.Først ble det utført en strekktest av ledningen for å få dens duktile bruddmodell.
De mekaniske egenskapene til OT-tråd ble oppnådd fra strekktester før finite element-analyse av kaldviklingsprosessen og fjærstyrke.Spennings-tøyningskurven til materialet ble bestemt ved å bruke resultatene av strekktester ved en tøyningshastighet på 0,001 s-1, som vist i fig.1. SWONB-V-tråd brukes, og dens flytestyrke, strekkfasthet, elastisitetsmodul og Poissons forhold er henholdsvis 2001,2MPa, 2316MPa, 206GPa og 0,3.Avhengigheten av spenning på strømningsbelastning oppnås som følger:
Ris.2 illustrerer den duktile bruddprosessen.Materialet gjennomgår elastoplastisk deformasjon under deformasjon, og materialet smalner av når spenningen i materialet når sin strekkfasthet.Deretter fører opprettelsen, veksten og assosiasjonen av tomrom i materialet til ødeleggelse av materialet.
Den duktile bruddmodellen bruker en spenningsmodifisert kritisk deformasjonsmodell som tar hensyn til effekten av spenning, og etterhalsbrudd bruker skadeakkumuleringsmetoden.Her uttrykkes skadeinitiering som en funksjon av tøyning, spenningstriaksialitet og tøyningshastighet.Spenningstriaksialiteten er definert som gjennomsnittsverdien oppnådd ved å dele den hydrostatiske spenningen forårsaket av deformasjonen av materialet frem til dannelsen av nakken med den effektive spenningen.I skadeakkumuleringsmetoden skjer destruksjon når skadeverdien når 1, og energien som kreves for å nå skadeverdien på 1 er definert som ødeleggelsesenergien (Gf).Bruddenergien tilsvarer området for den sanne spennings-forskyvningskurven til materialet fra innsnevning til bruddtid.
I tilfelle av konvensjonelle stål, avhengig av spenningsmodus, oppstår duktilt brudd, skjærbrudd eller blandet brudd på grunn av duktilitet og skjærbrudd, som vist i figur 3. Bruddtøyningen og spenningstriaksialiteten viste forskjellige verdier for bruddmønster.
Plastisk svikt oppstår i et område som tilsvarer en spenningstriaksialitet på mer enn 1/3 (sone I), og bruddtøyningen og spenningstriaksialiteten kan utledes fra strekkprøver på prøver med overflatedefekter og hakk.I området som tilsvarer spenningstriaksialiteten på 0 ~ 1/3 (sone II), oppstår en kombinasjon av duktilt brudd og skjærbrudd (dvs. gjennom en torsjonstest. I området som tilsvarer spenningstriaksialiteten fra -1/3 til 0 (III), skjærfeil forårsaket av kompresjon og bruddtøyning og spenningstriaksialitet kan oppnås ved støttest.
For OT-ledninger som brukes til fremstilling av motorventilfjærer, er det nødvendig å ta hensyn til bruddene forårsaket av ulike belastningsforhold under produksjonsprosessen og bruksforholdene.Derfor ble strekk- og torsjonstester utført for å anvende bruddtøyningskriteriet, effekten av spenningstriaksialitet på hver spenningsmodus ble vurdert, og elastoplastisk endelige elementanalyse ved store tøyninger ble utført for å kvantifisere endringen i spenningstriaksialitet.Kompresjonsmodusen ble ikke vurdert på grunn av begrensningen av prøvebehandling, nemlig diameteren på OT-tråden er bare 2,5 mm.Tabell 1 viser testbetingelsene for strekk og torsjon, samt spenningstriaksialitet og bruddtøyning, oppnådd ved bruk av endelig elementanalyse.
Bruddtøyningen til konvensjonelle treaksiale stål under spenning kan forutsies ved å bruke følgende ligning.
hvor C1: \({\overline{{\varepsilon}_{0}}}^{pl}\) rent snitt (η = 0) og C2: \({\overline{{\varepsilon}_{0} } }^{pl}\) Uniaksial spenning (η = η0 = 1/3).
Trendlinjene for hver spenningsmodus oppnås ved å bruke bruddtøyningsverdiene C1 og C2 i ligningen.(2);C1 og C2 er hentet fra strekk- og torsjonstester på prøver uten overflatedefekter.Figur 4 viser spenningstriaksialiteten og bruddtøyningen oppnådd fra testene og trendlinjene forutsagt av ligningen.(2) Trendlinjen oppnådd fra testen og forholdet mellom spenningstriaksialitet og bruddtøyning viser en lignende trend.Bruddtøyningen og spenningstriaksialiteten for hver spenningsmodus, hentet fra bruk av trendlinjer, ble brukt som kriterier for duktilt brudd.
Bruddenergi brukes som en materialegenskap for å bestemme tiden for å brekke etter innsnevring og kan fås fra strekkprøver.Bruddenergien avhenger av tilstedeværelsen eller fraværet av sprekker på overflaten av materialet, siden bruddtiden avhenger av konsentrasjonen av lokale spenninger.Figurene 5a-c viser bruddenergiene til prøver uten overflatedefekter og prøver med R0,4 eller R0,8 hakk fra strekkprøver og finite element analyse.Bruddenergien tilsvarer arealet av den sanne spennings-forskyvningskurven fra innsnevring til bruddtid.
Bruddenergien til en OT-tråd med fine overflatedefekter ble forutsagt ved å utføre strekktester på en OT-tråd med en defektdybde større enn 40 µm, som vist i fig. 5d.Ti prøver med defekter ble brukt i strekktestene og gjennomsnittlig bruddenergi ble estimert til 29,12 mJ/mm2.
Den standardiserte overflatedefekten er definert som forholdet mellom dybden av defekten og diameteren til ventilfjærtråden, uavhengig av overflatedefektgeometrien til OT-tråden som brukes i produksjonen av bilventilfjærer.OT-tråddefekter kan klassifiseres basert på orientering, geometri og lengde.Selv med samme defektdybde varierer spenningsnivået som virker på en overflatedefekt i en fjær avhengig av geometrien og orienteringen til defekten, så geometrien og orienteringen til defekten kan påvirke utmattingsstyrken.Derfor er det nødvendig å ta hensyn til geometrien og orienteringen til defekter som har størst innvirkning på utmattingslevetiden til en fjær for å anvende strenge kriterier for å håndtere overflatedefekter.På grunn av den fine kornstrukturen til OT-tråd, er utmattelsestiden svært følsom for hakk.Derfor bør den defekten som viser den høyeste spenningskonsentrasjonen i henhold til geometrien og orienteringen til defekten, fastslås som den opprinnelige defekten ved bruk av finittelementanalyse.På fig.6 viser de ultra-høystyrke 2300 MPa-klassen bilventilfjærer brukt i denne studien.
Overflatefeil på OT-tråd er delt inn i indre defekter og ytre defekter i henhold til fjæraksen.På grunn av bøyningen ved kaldvalsing virker trykkspenning og strekkspenning på henholdsvis innsiden og utsiden av fjæren.Brudd kan skyldes overflatedefekter som oppstår utenfra på grunn av strekkspenninger ved kaldvalsing.
I praksis utsettes fjæren for periodisk kompresjon og avspenning.Under kompresjonen av fjæren vrir ståltråden seg, og på grunn av konsentrasjonen av spenninger er skjærspenningen inne i fjæren høyere enn den omkringliggende skjærspenningen7.Derfor, hvis det er overflatefeil inne i fjæren, er sannsynligheten for at fjæren ryker størst.Dermed settes yttersiden av fjæren (stedet hvor det forventes svikt under fremstillingen av fjæren) og innsiden (hvor spenningen er størst i selve påføringen) som plassering av overflatedefektene.
Overflatedefektgeometrien til OT-linjer er delt inn i U-form, V-form, Y-form og T-form.Y-type og T-type eksisterer hovedsakelig i overflatedefekter på råvarer, og U-type og V-type defekter oppstår på grunn av uforsiktig håndtering av verktøy i kaldvalseprosessen.Når det gjelder geometrien til overflatedefekter i råmaterialer, deformeres U-formede defekter som oppstår fra ujevn plastisk deformasjon under varmvalsing til V-formede, Y-formede og T-formede sømdefekter under multi-pass strekking8, 10.
I tillegg vil V-formede, Y-formede og T-formede defekter med bratte hellinger av hakket på overflaten bli utsatt for høy spenningskonsentrasjon under drift av fjæren.Ventilfjærer bøyer seg under kaldvalsing og vrir seg under drift.Spenningskonsentrasjoner av V-formede og Y-formede defekter med høyere spenningskonsentrasjoner ble sammenlignet ved bruk av finite element analyse, ABAQUS – kommersiell finite element analyse programvare.Spennings-tøyningsforholdet er vist i figur 1 og ligning 1. (1) Denne simuleringen bruker et todimensjonalt (2D) rektangulært fire-knuteelement, og minste elementsidelengde er 0,01 mm.For den analytiske modellen ble V-formede og Y-formede defekter med en dybde på 0,5 mm og en helning av defekten på 2° påført en 2D-modell av en ledning med en diameter på 2,5 mm og en lengde på 7,5 mm.
På fig.7a viser bøyespenningskonsentrasjonen ved spissen av hver defekt når et bøyemoment på 1500 Nmm påføres begge ender av hver tråd.Resultatene av analysen viser at maksimale spenninger på 1038,7 og 1025,8 MPa oppstår i toppen av henholdsvis V- og Y-formede defekter.På fig.7b viser spenningskonsentrasjonen på toppen av hver defekt forårsaket av torsjon.Når venstre side er begrenset og et dreiemoment på 1500 N∙mm påføres høyre side, oppstår den samme maksimale spenningen på 1099 MPa på spissen av de V-formede og Y-formede defektene.Disse resultatene viser at V-type defekter viser høyere bøyespenning enn Y-type defekter når de har samme dybde og helning av defekten, men de opplever samme torsjonsspenning.Derfor kan V-formede og Y-formede overflatedefekter med samme dybde og helning av defekten normaliseres til V-formede med høyere maksimal spenning forårsaket av spenningskonsentrasjon.V-type-defektstørrelsesforholdet er definert som α = w/h ved å bruke dybden (h) og bredden (w) til V-type- og T-type-defektene;dermed, en T-type defekt (α ≈ 0) i stedet, kan geometrien defineres av den geometriske strukturen til en V-type defekt.Derfor kan Y-type og T-type defekter normaliseres av V-type defekter.Ved bruk av dybde (h) og lengde (l) er lengdeforholdet ellers definert som β = l/h.
Som vist i figur 811 er retningene til overflatedefekter til OT-tråder delt inn i langsgående, tverrgående og skrå retninger, som vist i figur 811. Analyse av påvirkningen av orienteringen av overflatedefekter på styrken til fjæren av det endelige elementet. metode.
På fig.9a viser motorventilfjærspenningsanalysemodellen.Som en analysebetingelse ble fjæren komprimert fra en fri høyde på 50,5 mm til en hard høyde på 21,8 mm, en maksimal spenning på 1086 MPa ble generert inne i fjæren, som vist i Fig. 9b.Siden svikt i faktiske motorventilfjærer hovedsakelig skjer innenfor fjæren, forventes tilstedeværelsen av indre overflatedefekter å alvorlig påvirke utmattingslevetiden til fjæren.Derfor påføres overflatedefekter i langsgående, tverrgående og skrå retning på innsiden av motorventilfjærer ved bruk av undermodelleringsteknikker.Tabell 2 viser dimensjonene til overflatedefekter og maksimal spenning i hver retning av defekten ved maksimal fjærkompresjon.De høyeste spenningene ble observert i tverretningen, og forholdet mellom spenninger i lengde- og skråretning og tverrretning ble estimert til 0,934–0,996.Spenningsforholdet kan bestemmes ved ganske enkelt å dele denne verdien med den maksimale tverrspenningen.Den maksimale spenningen i fjæren oppstår på toppen av hver overflatedefekt, som vist på fig. 9s.Spenningsverdiene observert i lengde-, tverr- og skråretningene er henholdsvis 2045, 2085 og 2049 MPa.Resultatene av disse analysene viser at tverrgående overflatedefekter har mest direkte effekt på utmattingstiden til motorventilfjærer.
En V-formet defekt, som antas å påvirke utmattelseslevetiden til motorventilfjæren mest direkte, ble valgt som initial defekt på OT-tråden, og tverrretningen ble valgt som retning for defekten.Denne defekten oppstår ikke bare utenfor, hvor motorventilfjæren brøt under produksjon, men også innvendig, hvor den største spenningen oppstår på grunn av spenningskonsentrasjon under drift.Maksimal feildybde er satt til 40 µm, som kan detekteres ved hvirvelstrømfeildeteksjon, og minimumsdybden settes til en dybde tilsvarende 0,1 % av 2,5 mm tråddiameteren.Derfor er dybden på defekten fra 2,5 til 40 µm.Dybde, lengde og bredde på feil med et lengdeforhold på 0,1~1 og et lengdeforhold på 5~15 ble brukt som variabler, og deres effekt på utmattingsstyrken til fjæren ble evaluert.Tabell 3 viser de analytiske forholdene bestemt ved bruk av responsoverflatemetodikken.
Ventilfjærer til bilmotorer er produsert ved kaldvikling, herding, kuleblåsing og varmeinnstilling av OT-tråd.Endringer i overflatedefekter under fjærfremstilling må tas i betraktning for å evaluere effekten av innledende overflatedefekter i OT-tråder på utmattingslevetiden til motorventilfjærer.Derfor, i denne delen, brukes endelig elementanalyse for å forutsi deformasjonen av OT-trådoverflatefeil under produksjonen av hver fjær.
På fig.10 viser kaldviklingsprosessen.Under denne prosessen mates OT-tråden inn i trådføringen av matevalsen.Trådføreren mater og støtter tråden for å forhindre bøyning under formingsprosessen.Tråden som går gjennom trådføringen bøyes av den første og andre stangen for å danne en spiralfjær med ønsket innvendig diameter.Fjærstigningen produseres ved å flytte trinnverktøyet etter en omdreining.
På fig.11a viser en endelig element-modell brukt for å evaluere endringen i geometrien til overflatedefekter under kaldvalsing.Formingen av ledningen fullføres hovedsakelig av viklingspinnen.Siden oksidlaget på overflaten av tråden fungerer som et smøremiddel, er friksjonseffekten til materullen ubetydelig.I beregningsmodellen er derfor materullen og trådføringen forenklet som en gjennomføring.Friksjonskoeffisienten mellom OT-tråden og formingsverktøyet ble satt til 0,05.Det stive 2D-kroppsplanet og fikseringsbetingelsene påføres venstre ende av linjen slik at den kan mates i X-retningen med samme hastighet som matevalsen (0,6 m/s).På fig.11b viser subsimuleringsmetoden brukt for å påføre små defekter på ledninger.For å ta hensyn til størrelsen på overflatedefekter påføres delmodellen to ganger for overflatedefekter med en dybde på 20 µm eller mer og tre ganger for overflatedefekter med en dybde på mindre enn 20 µm.Overflatedefekter påføres områder dannet med like trinn.I den overordnede modellen av fjæren er lengden på det rette trådstykket 100 mm.For den første undermodellen, bruk undermodell 1 med en lengde på 3 mm til en lengdeposisjon på 75 mm fra den globale modellen.Denne simuleringen brukte et tredimensjonalt (3D) sekskantet åtte-node-element.I den globale modellen og undermodell 1 er minimum sidelengde på hvert element henholdsvis 0,5 og 0,2 mm.Etter analyse av delmodell 1 påføres overflatedefekter på delmodell 2, og lengden og bredden til delmodell 2 er 3 ganger lengden på overflatedefekten for å eliminere påvirkningen av delmodellens grenseforhold, i i tillegg brukes 50 % av lengden og bredden som dybde på delmodellen.I undermodell 2 er minste sidelengde på hvert element 0,005 mm.Visse overflatedefekter ble brukt på den endelige elementanalysen som vist i tabell 3.
På fig.12 viser spenningsfordelingen i overflatesprekker etter kaldbearbeiding av en spole.Den generelle modellen og delmodell 1 viser nesten de samme spenningene på 1076 og 1079 MPa på samme sted, noe som bekrefter riktigheten av delmodelleringsmetoden.Lokale spenningskonsentrasjoner oppstår ved grensekantene av delmodellen.Tilsynelatende skyldes dette grensebetingelsene til delmodellen.På grunn av spenningskonsentrasjon viser delmodell 2 med påførte overflatedefekter en spenning på 2449 MPa på spissen av defekten under kaldvalsing.Som vist i tabell 3 ble overflatedefektene identifisert av responsoverflatemetoden påført innsiden av fjæren.Resultatene av finite element-analysen viste at ingen av de 13 tilfellene av overflatedefekter mislyktes.
Under viklingsprosessen i alle teknologiske prosesser økte dybden av overflatedefekter inne i fjæren med 0,1–2,62 µm (fig. 13a), og bredden ble redusert med 1,8–35,79 µm (fig. 13b), mens lengden økte med 0,72 –34,47 µm (fig. 13c).Siden den tverrgående V-formede defekten lukkes i bredden ved bøyning under kaldvalseprosessen, deformeres den til en V-formet defekt med brattere helling enn den opprinnelige defekten.
Deformasjon i dybde, bredde og lengde på OT-trådoverflatefeil i produksjonsprosessen.
Påfør overflatedefekter på utsiden av fjæren og forutsi sannsynligheten for brudd under kaldvalsing ved hjelp av Finite Element Analysis.Under betingelsene oppført i tabell.3, er det ingen sannsynlighet for ødeleggelse av defekter i den ytre overflaten.Med andre ord, ingen ødeleggelse skjedde i dybden av overflatedefekter fra 2,5 til 40 µm.
For å forutsi kritiske overflatedefekter ble ytre brudd under kaldvalsing undersøkt ved å øke defektdybden fra 40 µm til 5 µm.På fig.14 viser brudd langs overflatedefekter.Brudd oppstår under forhold med dybde (55 µm), bredde (2 µm) og lengde (733 µm).Den kritiske dybden på en overflatedefekt utenfor fjæren viste seg å være 55 μm.
Hagle-peening-prosessen undertrykker sprekkvekst og øker utmattelseslevetiden ved å skape en gjenværende trykkspenning på en viss dybde fra fjæroverflaten;den induserer imidlertid spenningskonsentrasjon ved å øke overflateruheten til fjæren, og reduserer dermed utmattingsmotstanden til fjæren.Derfor brukes sekundær kuleblendingsteknologi for å produsere høyfaste fjærer for å kompensere for reduksjonen i utmattelseslevetid forårsaket av økningen i overflateruhet forårsaket av kuleblending.To-trinns skuddblending kan forbedre overflateruhet, maksimal kompresjonsrestspenning og overflatekompressiv restspenning fordi den andre skuddblendingen utføres etter den første skuddblendingen12,13,14.
På fig.15 viser en analytisk modell av kulesprengningsprosessen.En elastisk-plastmodell ble laget der 25 skuddballer ble sluppet inn i målområdet på OT-linjen for skuddsprengning.I kulesprengningsanalysemodellen ble overflatedefekter på OT-tråden deformert under kaldvikling brukt som initiale defekter.Fjerning av restspenninger som oppstår fra kaldvalseprosessen ved herding før kuleblåseprosessen.Følgende egenskaper til skuddkulen ble brukt: tetthet (ρ): 7800 kg/m3, elastisitetsmodul (E) – 210 GPa, Poissons forhold (υ): 0,3.Friksjonskoeffisienten mellom kulen og materialet er satt til 0,1.Skudd med diameter 0,6 og 0,3 mm ble kastet ut med samme hastighet på 30 m/s under første og andre smipassasje.Etter sprengningsprosessen (blant andre produksjonsprosesser vist i figur 13), varierte dybden, bredden og lengden av overflatedefekter innenfor fjæren fra -6,79 til 0,28 µm, -4,24 til 1,22 µm og -2,59 til 1,69 µm, henholdsvis µm.På grunn av den plastiske deformasjonen av prosjektilet som kastes ut vinkelrett på overflaten av materialet, reduseres dybden av defekten, spesielt er bredden på defekten betydelig redusert.Tilsynelatende ble defekten lukket på grunn av plastisk deformasjon forårsaket av kuleblending.
Under varmekrympingsprosessen kan effekten av kaldkrymping og lavtemperaturgløding virke på motorventilfjæren samtidig.En kald innstilling maksimerer fjærens spenningsnivå ved å komprimere den til høyest mulig nivå ved romtemperatur.I dette tilfellet, hvis motorventilfjæren belastes over materialets flytegrense, deformeres motorventilfjæren plastisk, noe som øker flytegrensen.Etter plastisk deformasjon bøyer ventilfjæren seg, men den økte flytegrensen gir elastisiteten til ventilfjæren i faktisk drift.Lavtemperaturgløding forbedrer varme- og deformasjonsmotstanden til ventilfjærer som opererer ved høye temperaturer2.
Overflatedefekter deformert under kulesprengning i FE-analyse og restspenningsfeltet målt med røntgendiffraksjonsutstyr (XRD) ble påført undermodell 2 (fig. 8) for å utlede endringen i defekter under varmekrymping.Fjæren ble designet for å fungere i det elastiske området og ble komprimert fra sin frie høyde på 50,5 mm til sin faste høyde på 21,8 mm og fikk deretter gå tilbake til sin opprinnelige høyde på 50,5 mm som en analysebetingelse.Under varmekrymping endres geometrien til defekten ubetydelig.Tilsynelatende undertrykker gjenværende trykkspenning på 800 MPa og over, skapt av kuleblåsing, deformasjonen av overflatedefekter.Etter varmekrymping (fig. 13), varierte dybden, bredden og lengden av overflatedefekter 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 deformasjoner av U-formede og V-formede defekter med samme dybde (40 µm), bredde (22 µm) og lengde (600 µm).Endringen i bredden på U- og V-formede defekter er større enn endringen i lengde, som er forårsaket av lukking i bredderetningen under kaldvalsing og kuleblåsing.Sammenlignet med U-formede defekter, dannet V-formede defekter på en relativt større dybde og med brattere skråninger, noe som tyder på at en konservativ tilnærming kan brukes ved påføring av V-formede defekter.
Denne delen diskuterer deformasjonen av den første defekten i OT-linjen for hver ventilfjærproduksjonsprosess.Den første OT-tråddefekten påføres innsiden av ventilfjæren der det forventes svikt på grunn av høye spenninger under drift av fjæren.De tverrgående V-formede overflatedefektene til OT-trådene økte litt i dybde og lengde og reduserte kraftig i bredde på grunn av bøyning under kaldvikling.Lukking i bredderetningen skjer under kuleblending med liten eller ingen merkbar defektdeformasjon under den endelige varmeinnstillingen.I prosessen med kaldvalsing og kuleblending er det en stor deformasjon i bredderetningen på grunn av plastisk deformasjon.Den V-formede defekten inne i ventilfjæren omdannes til en T-formet defekt på grunn av breddelukking under kaldvalseprosessen.