310 roestvrijstalen spiraalbuis chemische component, effect van oppervlaktedefecten in oliegeharde staaldraad op de levensduur van klepveren in automotoren

Bedankt voor uw bezoek aan Nature.com.U gebruikt een browserversie met beperkte CSS-ondersteuning.Voor de beste ervaring raden wij u aan een bijgewerkte browser te gebruiken (of de compatibiliteitsmodus in Internet Explorer uit te schakelen).Om voortdurende ondersteuning te garanderen, tonen we de site bovendien zonder stijlen en JavaScript.
Sliders met drie artikelen per dia.Gebruik de knoppen Vorige en Volgende om door de dia's te bladeren, of de knoppen op de schuifregelaar aan het einde om door elke dia te bladeren.

Roestvrij staal 310 opgerolde buizen/opgerolde buizenChemische samenstellingen compositie

De volgende tabel toont de chemische samenstelling van roestvrij staal 310S.

10 * 1 mm 9,25 * 1,24 mm 310 roestvrijstalen capillaire opgerolde buisleveranciers

Fysieke eigenschappen

De fysieke eigenschappen van roestvrij staal 310S worden weergegeven in de volgende tabel.

Mechanische eigenschappen

De volgende tabel schetst de mechanische eigenschappen van roestvrij staal 310S.

Thermische eigenschappen

De thermische eigenschappen van roestvrij staal 310S worden weergegeven in de volgende tabel.

Andere benamingen

Andere aanduidingen die gelijkwaardig zijn aan roestvrij staal 310S staan ​​vermeld in de volgende tabel.

Het doel van deze studie is om de levensduur van een klepveer van een automotor te evalueren bij het aanbrengen van microdefecten op een oliegeharde draad van 2300 MPa-kwaliteit (OT-draad) met een kritische defectdiepte van 2,5 mm in diameter.Ten eerste werd de vervorming van de oppervlaktedefecten van de OT-draad tijdens de vervaardiging van de klepveer verkregen door middel van eindige elementenanalyse met behulp van subsimulatiemethoden, en werd de restspanning van de voltooide veer gemeten en toegepast op het analysemodel van de veerspanning.Ten tweede: analyseer de sterkte van de klepveer, controleer op restspanning en vergelijk het niveau van de uitgeoefende spanning met onvolkomenheden in het oppervlak.Ten derde werd het effect van microdefecten op de vermoeiingslevensduur van de veer geëvalueerd door de spanning op oppervlaktedefecten, verkregen uit de veersterkteanalyse, toe te passen op de SN-curven verkregen uit de buigvermoeidheidstest tijdens rotatie van de draad OT.Een defectdiepte van 40 µm is de huidige standaard voor het beheersen van oppervlaktedefecten zonder de levensduur van vermoeiing in gevaar te brengen.
De auto-industrie heeft een sterke vraag naar lichtgewicht auto-onderdelen om de brandstofefficiëntie van voertuigen te verbeteren.Zo is het gebruik van geavanceerd hogesterktestaal (AHSS) de afgelopen jaren toegenomen.Klepveren van automotoren bestaan ​​hoofdzakelijk uit hittebestendige, slijtvaste en niet-uitzakkende oliegeharde staaldraden (OT-draden).
Dankzij hun hoge treksterkte (1900–2100 MPa) maken de momenteel gebruikte OT-draden het mogelijk om de grootte en massa van de klepveren van de motor te verkleinen en de brandstofefficiëntie te verbeteren door de wrijving met omliggende onderdelen te verminderen1.Vanwege deze voordelen neemt het gebruik van hoogspanningswalsdraad snel toe en verschijnen ultrasterke walsdraad van de klasse 2300 MPa de een na de ander.Klepveren in automotoren vereisen een lange levensduur omdat ze onder hoge cyclische belastingen werken.Om aan deze eis te voldoen, houden fabrikanten bij het ontwerpen van klepveren doorgaans rekening met een vermoeiingslevensduur van meer dan 5,5×107 cycli en passen zij restspanning toe op het oppervlak van de klepveer door middel van kogelharden en hittekrimpprocessen om de vermoeiingslevensduur te verbeteren2.
Er zijn nogal wat onderzoeken gedaan naar de levensduur van schroefveren in voertuigen onder normale bedrijfsomstandigheden.Gzal et al.Analytische, experimentele en eindige elementen (FE) analyses van elliptische spiraalveren met kleine spiraalhoeken onder statische belasting worden gepresenteerd.Deze studie biedt een expliciete en eenvoudige uitdrukking voor de locatie van maximale schuifspanning versus aspectverhouding en stijfheidsindex, en biedt ook analytisch inzicht in maximale schuifspanning, een kritische parameter in praktische ontwerpen3.Pastorcic et al.De resultaten van de analyse van de vernietiging en vermoeidheid van een spiraalveer die uit een personenauto is verwijderd na een bedrijfsstoring worden beschreven.Met behulp van experimentele methoden werd een gebroken veer onderzocht en de resultaten suggereren dat dit een voorbeeld is van falen door corrosiemoeheid4.gat, enz. Er zijn verschillende lineaire regressieveerlevensduurmodellen ontwikkeld om de vermoeiingslevensduur van schroefveren voor auto's te evalueren.Putra en anderen.Door de oneffenheden van het wegdek wordt de levensduur van de spiraalveer van de auto bepaald.Er is echter weinig onderzoek gedaan naar de manier waarop oppervlaktedefecten die optreden tijdens het productieproces de levensduur van schroefveren voor auto's beïnvloeden.
Oppervlaktedefecten die optreden tijdens het productieproces kunnen leiden tot lokale spanningsconcentratie in klepveren, waardoor de levensduur van de vermoeiing aanzienlijk wordt verkort.Oppervlaktedefecten van klepveren worden veroorzaakt door verschillende factoren, zoals oppervlaktedefecten van de gebruikte grondstoffen, defecten in gereedschappen, ruwe behandeling tijdens koudwalsen7.De oppervlaktedefecten van de grondstof zijn steil V-vormig als gevolg van warmwalsen en trekken in meerdere doorgangen, terwijl de defecten veroorzaakt door het vormgereedschap en onzorgvuldig gebruik U-vormig zijn met lichte hellingen8,9,10,11.V-vormige defecten veroorzaken hogere spanningsconcentraties dan U-vormige defecten, dus worden doorgaans strenge criteria voor defectbeheer op het uitgangsmateriaal toegepast.
De huidige normen voor het beheer van oppervlaktedefecten voor OT-draden omvatten ASTM A877/A877M-10, DIN EN 10270-2, JIS G 3561 en KS D 3580. DIN EN 10270-2 specificeert dat de diepte van een oppervlaktedefect op draaddiameters van 0,5– 10 mm is minder dan 0,5–1% van de draaddiameter.Bovendien vereisen JIS G 3561 en KS D 3580 dat de diepte van oppervlaktedefecten in walsdraad met een diameter van 0,5–8 mm minder dan 0,5% van de draaddiameter bedraagt.In ASTM A877/A877M-10 moeten de fabrikant en de koper het eens worden over de toegestane diepte van oppervlaktedefecten.Om de diepte van een defect op het oppervlak van een draad te meten, wordt de draad gewoonlijk geëtst met zoutzuur en vervolgens wordt de diepte van het defect gemeten met een micrometer.Deze methode kan echter alleen defecten op bepaalde gebieden meten en niet op het gehele oppervlak van het eindproduct.Daarom gebruiken fabrikanten wervelstroomtesten tijdens het draadtrekproces om oppervlaktedefecten in continu geproduceerde draad te meten;deze tests kunnen de diepte van oppervlaktedefecten tot op 40 µm meten.De staaldraad van 2300 MPa-kwaliteit die in ontwikkeling is, heeft een hogere treksterkte en een lagere rek dan de bestaande staaldraad van 1900-2200 MPa-kwaliteit, dus de levensduur van de klepveervermoeidheid wordt als zeer gevoelig voor oppervlaktedefecten beschouwd.Daarom is het noodzakelijk om de veiligheid te controleren van het toepassen van bestaande normen voor het controleren van de diepte van oppervlaktedefecten voor staaldraadkwaliteit 1900-2200 MPa op staaldraadkwaliteit 2300 MPa.
Het doel van deze studie is om de levensduur van een klepveer van een automotor te evalueren wanneer de minimale foutdiepte die meetbaar is door wervelstroomtesten (dwz 40 µm) wordt toegepast op een OT-draad van 2300 MPa-kwaliteit (diameter: 2,5 mm): kritische fout diepte.De bijdrage en methodologie van dit onderzoek zijn als volgt.
Als initiële defect in de OT-draad werd een V-vormig defect gebruikt, dat de levensduur van vermoeiing ernstig beïnvloedt, in de dwarsrichting ten opzichte van de draadas.Beschouw de verhouding tussen de afmetingen (α) en de lengte (β) van een oppervlaktedefect om het effect van de diepte (h), breedte (w) en lengte (l) te zien.Oppervlaktedefecten treden op in de veer, waar het falen het eerst optreedt.
Om de vervorming van initiële defecten in OT-draad tijdens koud wikkelen te voorspellen, werd een subsimulatiebenadering gebruikt, waarbij rekening werd gehouden met de analysetijd en de grootte van oppervlaktedefecten, aangezien de defecten erg klein zijn in vergelijking met OT-draad.mondiaal model.
De resterende drukspanningen in de veer na het tweetraps kogelstralen werden berekend met de eindige elementenmethode. De resultaten werden vergeleken met de metingen na het kogelstralen om het analytische model te bevestigen.Bovendien werden de restspanningen in klepveren van alle productieprocessen gemeten en toegepast op de analyse van de veersterkte.
Spanningen in oppervlaktedefecten worden voorspeld door de sterkte van de veer te analyseren, waarbij rekening wordt gehouden met de vervorming van het defect tijdens koudwalsen en de resterende drukspanning in de voltooide veer.
De rotatiebuigvermoeidheidstest werd uitgevoerd met behulp van een OT-draad gemaakt van hetzelfde materiaal als de klepveer.Om de restspanning en oppervlakteruwheidskarakteristieken van de gefabriceerde klepveren te correleren met de OT-lijnen, werden SN-curven verkregen door roterende buigvermoeiingstests na toepassing van tweetraps kogelstralen en torsie als voorbehandelingsprocessen.
De resultaten van de veersterkteanalyse worden toegepast op de Goodman-vergelijking en de SN-curve om de levensduur van klepveren te voorspellen. Ook wordt het effect van de diepte van oppervlaktedefecten op de levensduur van vermoeiing geëvalueerd.
In deze studie werd een draad van 2300 MPa OT-kwaliteit met een diameter van 2,5 mm gebruikt om de levensduur van een klepveer van een automotor te evalueren.Eerst werd een trekproef van de draad uitgevoerd om het ductiele breukmodel te verkrijgen.
De mechanische eigenschappen van OT-draad zijn verkregen uit trekproeven voorafgaand aan een eindige-elementenanalyse van het koude wikkelproces en de veersterkte.De spanning-rekcurve van het materiaal werd bepaald met behulp van de resultaten van trekproeven bij een reksnelheid van 0,001 s-1, zoals weergegeven in Fig.1. SWONB-V-draad wordt gebruikt en de vloeigrens, treksterkte, elastische modulus en Poisson-verhouding zijn respectievelijk 2001,2 MPa, 2316 MPa, 206 GPa en 0,3.De afhankelijkheid van spanning en stromingsrek wordt als volgt verkregen:
Rijst.2 illustreert het ductiele breukproces.Het materiaal ondergaat elastoplastische vervorming tijdens vervorming, en het materiaal versmalt wanneer de spanning in het materiaal zijn treksterkte bereikt.Vervolgens leiden de creatie, groei en associatie van holtes in het materiaal tot de vernietiging van het materiaal.
Het ductiele breukmodel maakt gebruik van een spanningsgemodificeerd kritisch vervormingsmodel dat rekening houdt met het effect van spanning, en post-necking-fracturen maken gebruik van de schadeaccumulatiemethode.Hier wordt de schade-initiatie uitgedrukt als een functie van rek, spanningstriaxialiteit en reksnelheid.De triaxialiteit van de spanning wordt gedefinieerd als de gemiddelde waarde die wordt verkregen door de hydrostatische spanning veroorzaakt door de vervorming van het materiaal tot aan de vorming van de nek te delen door de effectieve spanning.Bij de schadeaccumulatiemethode vindt vernietiging plaats wanneer de schadewaarde 1 bereikt, en de energie die nodig is om de schadewaarde 1 te bereiken wordt gedefinieerd als de vernietigingsenergie (Gf).De breukenergie komt overeen met het gebied van de werkelijke spanningsverplaatsingscurve van het materiaal, van insnoering tot breuktijd.
In het geval van conventionele staalsoorten treedt, afhankelijk van de spanningsmodus, ductiele breuk, afschuifbreuk of gemengde breuk op als gevolg van ductiliteit en afschuifbreuk, zoals weergegeven in figuur 3. De breukrek en spanningstriaxialiteit vertoonden verschillende waarden voor de breuk patroon.
Plastisch falen treedt op in een gebied dat overeenkomt met een spanningstriaxialiteit van meer dan 1/3 (zone I), en de breukrek en spanningstriaxialiteit kunnen worden afgeleid uit trekproeven op monsters met oppervlaktedefecten en inkepingen.In het gebied dat overeenkomt met de spanningstriaxialiteit van 0 ~ 1/3 (zone II), treedt een combinatie van ductiele breuk en afschuiffalen op (dat wil zeggen door middel van een torsietest). In het gebied dat overeenkomt met de spanningstriaxialiteit van -1/3 tot 0 (III), afschuiffalen veroorzaakt door compressie, en breukrek en spanningstriaxialiteit kunnen worden verkregen door een stuiktest.
Voor OT-draden die worden gebruikt bij de vervaardiging van motorklepveren moet rekening worden gehouden met breuken veroorzaakt door verschillende belastingsomstandigheden tijdens het fabricageproces en de toepassingsomstandigheden.Daarom werden trek- en torsietests uitgevoerd om het bezwijk-rekcriterium toe te passen, werd het effect van spanningstriaxialiteit op elke spanningsmodus in beschouwing genomen, en werd elastoplastische eindige elementenanalyse bij grote spanningen uitgevoerd om de verandering in spanningstriaxialiteit te kwantificeren.Er werd geen rekening gehouden met de compressiemodus vanwege de beperking van de monsterverwerking, namelijk dat de diameter van de OT-draad slechts 2,5 mm is.Tabel 1 geeft een overzicht van de testomstandigheden voor trek en torsie, evenals spanningstriaxialiteit en breukrek, verkregen met behulp van eindige elementenanalyse.
De breukrek van conventioneel triaxiaal staal onder spanning kan worden voorspeld met behulp van de volgende vergelijking.
waarbij C1: \({\overline{{\varepsilon}_{0}}}^{pl}\) zuivere snede (η = 0) en C2: \({\overline{{\varepsilon}_{0} } }^{pl}\) Uniaxiale spanning (η = η0 = 1/3).
De trendlijnen voor elke spanningsmodus worden verkregen door de breukrekwaarden C1 en C2 in de vergelijking toe te passen.(2);C1 en C2 worden verkregen uit trek- en torsietests op monsters zonder oppervlaktedefecten.Figuur 4 toont de spanningstriaxialiteit en breukrek verkregen uit de tests en de trendlijnen voorspeld door de vergelijking.(2) De uit de test verkregen trendlijn en de relatie tussen spanningstriaxialiteit en breukrek laten een vergelijkbare trend zien.De breukrek en spanningstriaxialiteit voor elke spanningsmodus, verkregen door de toepassing van trendlijnen, werden gebruikt als criteria voor ductiele breuk.
Breukenergie wordt gebruikt als materiaaleigenschap om de tijd tot breuk na insnoering te bepalen en kan worden verkregen uit trekproeven.De breukenergie hangt af van de aanwezigheid of afwezigheid van scheuren op het oppervlak van het materiaal, aangezien de tijd tot breuk afhangt van de concentratie van lokale spanningen.Figuren 5a-c tonen de breukenergieën van monsters zonder oppervlaktedefecten en monsters met R0,4- of R0,8-inkepingen uit trekproeven en eindige-elementenanalyse.De breukenergie komt overeen met het gebied van de werkelijke spanningsverplaatsingscurve van insnoering tot breuktijd.
De breukenergie van een OT-draad met fijne oppervlaktedefecten werd voorspeld door trekproeven uit te voeren op een OT-draad met een defectdiepte groter dan 40 µm, zoals weergegeven in figuur 5d.Bij de trekproeven werden tien exemplaren met gebreken gebruikt en de gemiddelde breukenergie werd geschat op 29,12 mJ/mm2.
Het gestandaardiseerde oppervlaktedefect wordt gedefinieerd als de verhouding tussen de diepte van het defect en de diameter van de klepveerdraad, ongeacht de oppervlaktedefectgeometrie van de OT-draad die wordt gebruikt bij de vervaardiging van klepveren voor auto's.OT-draaddefecten kunnen worden geclassificeerd op basis van oriëntatie, geometrie en lengte.Zelfs met dezelfde defectdiepte varieert het spanningsniveau dat inwerkt op een oppervlaktedefect in een veer, afhankelijk van de geometrie en oriëntatie van het defect, zodat de geometrie en oriëntatie van het defect de vermoeiingssterkte kunnen beïnvloeden.Daarom is het noodzakelijk om rekening te houden met de geometrie en oriëntatie van defecten die de grootste impact hebben op de vermoeiingslevensduur van een veer, om strenge criteria toe te passen voor het beheersen van oppervlaktedefecten.Vanwege de fijne korrelstructuur van OT-draad is de levensduur ervan zeer gevoelig voor kerfvorming.Daarom moet het defect dat de hoogste spanningsconcentratie vertoont volgens de geometrie en oriëntatie van het defect worden vastgesteld als het initiële defect met behulp van eindige-elementenanalyse.Op afb.Figuur 6 toont de ultrasterke 2300 MPa-klasse autoklepveren die in dit onderzoek zijn gebruikt.
Oppervlaktedefecten van OT-draad zijn verdeeld in interne defecten en externe defecten volgens de veeras.Door het buigen tijdens het koudwalsen werken druk- en trekspanningen respectievelijk op de binnen- en buitenkant van de veer.Breuk kan worden veroorzaakt door oppervlaktedefecten die van buitenaf optreden als gevolg van trekspanningen tijdens koudwalsen.
In de praktijk wordt de veer onderworpen aan periodieke compressie en ontspanning.Tijdens het samendrukken van de veer verdraait de staaldraad en door de concentratie van spanningen is de schuifspanning in de veer hoger dan de omringende schuifspanning7.Daarom is de kans op breuk van de veer het grootst als er oppervlaktedefecten in de veer aanwezig zijn.De buitenzijde van de veer (de locatie waar falen wordt verwacht tijdens de vervaardiging van de veer) en de binnenzijde (waar de spanning het grootst is bij de daadwerkelijke toepassing) worden dus ingesteld als de locaties van de oppervlaktedefecten.
De oppervlaktedefectgeometrie van OT-lijnen is verdeeld in U-vorm, V-vorm, Y-vorm en T-vorm.Y-type en T-type komen voornamelijk voor bij oppervlaktedefecten van grondstoffen, en U-type en V-type defecten treden op als gevolg van onzorgvuldig omgaan met gereedschappen tijdens het koudwalsproces.Met betrekking tot de geometrie van oppervlaktedefecten in grondstoffen worden U-vormige defecten die voortkomen uit niet-uniforme plastische vervorming tijdens warmwalsen vervormd tot V-vormige, Y-vormige en T-vormige naaddefecten onder uitrekken in meerdere doorgangen8, 10.
Bovendien zullen V-vormige, Y-vormige en T-vormige defecten met steile hellingen van de inkeping op het oppervlak worden onderworpen aan een hoge spanningsconcentratie tijdens de werking van de veer.Klepveren buigen tijdens koudwalsen en draaien tijdens bedrijf.Spanningsconcentraties van V-vormige en Y-vormige defecten met hogere spanningsconcentraties werden vergeleken met behulp van eindige-elementenanalyse, ABAQUS – commerciële eindige-elementenanalysesoftware.De spanning-rekrelatie wordt getoond in Figuur 1 en Vergelijking 1. (1) Deze simulatie maakt gebruik van een tweedimensionaal (2D) rechthoekig element met vier knooppunten, en de minimale zijdelengte van het element is 0,01 mm.Voor het analytische model werden V-vormige en Y-vormige defecten met een diepte van 0,5 mm en een helling van het defect van 2° toegepast op een 2D-model van een draad met een diameter van 2,5 mm en een lengte van 7,5 mm.
Op afb.7a toont de buigspanningsconcentratie aan het uiteinde van elk defect wanneer een buigmoment van 1500 Nmm wordt uitgeoefend op beide uiteinden van elke draad.De resultaten van de analyse laten zien dat de maximale spanningen van 1038,7 en 1025,8 MPa optreden aan de toppen van respectievelijk V-vormige en Y-vormige defecten.Op afb.7b toont de spanningsconcentratie aan de bovenkant van elk defect veroorzaakt door torsie.Wanneer de linkerkant wordt beperkt en een koppel van 1500 N∙mm wordt uitgeoefend op de rechterkant, treedt dezelfde maximale spanning van 1099 MPa op aan de uiteinden van de V-vormige en Y-vormige defecten.Deze resultaten laten zien dat defecten van het V-type een hogere buigspanning vertonen dan defecten van het Y-type wanneer ze dezelfde diepte en helling hebben als het defect, maar dezelfde torsiespanning ervaren.Daarom kunnen V-vormige en Y-vormige oppervlaktedefecten met dezelfde diepte en helling als het defect worden genormaliseerd naar V-vormige defecten met een hogere maximale spanning veroorzaakt door spanningsconcentratie.De maatverhouding van het V-type defect wordt gedefinieerd als α = w/h met gebruikmaking van de diepte (h) en breedte (w) van de defecten van het V-type en het T-type;dus in plaats daarvan kan een T-type defect (α ≈ 0) de geometrie worden gedefinieerd door de geometrische structuur van een V-type defect.Daarom kunnen Y-type en T-type defecten worden genormaliseerd door V-type defecten.Met behulp van diepte (h) en lengte (l) wordt de lengteverhouding anders gedefinieerd als β = l/u.
Zoals weergegeven in Figuur 811 zijn de richtingen van oppervlaktedefecten van OT-draden verdeeld in longitudinale, transversale en schuine richtingen, zoals weergegeven in Figuur 811. Analyse van de invloed van de oriëntatie van oppervlaktedefecten op de sterkte van de veer door het eindige element methode.
Op afb.9a toont het analysemodel van de veerspanning van de motorklep.Als analyseconditie werd de veer samengedrukt van een vrije hoogte van 50,5 mm naar een harde hoogte van 21,8 mm, waarbij een maximale spanning van 1086 MPa binnen de veer werd gegenereerd, zoals weergegeven in figuur 9b.Omdat het falen van de daadwerkelijke klepveren van de motor voornamelijk binnen de veer plaatsvindt, wordt verwacht dat de aanwezigheid van interne oppervlaktedefecten de levensduur van de veer ernstig zal beïnvloeden.Daarom worden oppervlaktedefecten in de longitudinale, transversale en schuine richtingen aangebracht op de binnenkant van de motorklepveren met behulp van submodelleringstechnieken.Tabel 2 toont de afmetingen van oppervlaktedefecten en de maximale spanning in elke richting van het defect bij maximale veercompressie.De hoogste spanningen werden waargenomen in de dwarsrichting, en de verhouding tussen spanningen in de longitudinale en schuine richtingen en de transversale richting werd geschat op 0,934–0,996.De spanningsverhouding kan worden bepaald door deze waarde eenvoudigweg te delen door de maximale dwarsspanning.De maximale spanning in de veer treedt op aan de bovenkant van elk oppervlaktedefect, zoals weergegeven in figuur 9s.De spanningswaarden die worden waargenomen in de longitudinale, transversale en schuine richtingen zijn respectievelijk 2045, 2085 en 2049 MPa.De resultaten van deze analyses laten zien dat defecten aan het dwarsoppervlak het meest directe effect hebben op de levensduur van motorklepveren.
Een V-vormig defect, waarvan wordt aangenomen dat het de levensduur van de motorklepveer het meest direct beïnvloedt, werd gekozen als het initiële defect van de OT-draad, en de dwarsrichting werd gekozen als de richting van het defect.Dit defect doet zich niet alleen voor aan de buitenkant, waar de motorklepveer brak tijdens de productie, maar ook aan de binnenkant, waar de grootste spanning optreedt als gevolg van spanningsconcentratie tijdens bedrijf.De maximale foutdiepte is ingesteld op 40 µm, wat kan worden gedetecteerd door wervelstroomfoutdetectie, en de minimale diepte is ingesteld op een diepte die overeenkomt met 0,1% van de draaddiameter van 2,5 mm.Daarom is de diepte van het defect 2,5 tot 40 µm.Diepte, lengte en breedte van gebreken met een lengteverhouding van 0,1~1 en een lengteverhouding van 5~15 werden als variabelen gebruikt, en hun effect op de vermoeiingssterkte van de veer werd geëvalueerd.Tabel 3 geeft een overzicht van de analytische omstandigheden die zijn bepaald met behulp van de responsoppervlakmethodologie.
Klepveren voor automotoren worden vervaardigd door koudwikkelen, temperen, gritstralen en warmtefixatie van OT-draad.Er moet rekening worden gehouden met veranderingen in oppervlaktedefecten tijdens de vervaardiging van veren om het effect van initiële oppervlaktedefecten in OT-draden op de levensduur van motorklepveren te evalueren.Daarom wordt in deze sectie eindige-elementenanalyse gebruikt om de vervorming van defecten aan het OT-draadoppervlak tijdens de vervaardiging van elke veer te voorspellen.
Op afb.10 toont het koude wikkelproces.Tijdens dit proces wordt de OT-draad door de aanvoerrol in de draadgeleider gevoerd.De draadgeleider voedt en ondersteunt de draad om buigen tijdens het vormingsproces te voorkomen.De draad die door de draadgeleider gaat, wordt door de eerste en tweede stangen gebogen om een ​​spiraalveer met de gewenste binnendiameter te vormen.De veerspoed wordt verkregen door het stapgereedschap na één omwenteling te bewegen.
Op afb.11a toont een eindige-elementenmodel dat wordt gebruikt om de verandering in de geometrie van oppervlaktedefecten tijdens koudwalsen te evalueren.Het vormen van de draad wordt grotendeels voltooid door de wikkelpin.Omdat de oxidelaag op het draadoppervlak als smeermiddel werkt, is het wrijvingseffect van de aanvoerrol verwaarloosbaar.Daarom zijn in het rekenmodel de aanvoerrol en de draadgeleider vereenvoudigd als doorvoer.De wrijvingscoëfficiënt tussen de OT-draad en het vormgereedschap werd ingesteld op 0,05.Het 2D-starre lichaamsvlak en de fixatievoorwaarden worden toegepast op het linkeruiteinde van de lijn, zodat deze met dezelfde snelheid als de invoerrol (0,6 m/s) in de X-richting kan worden ingevoerd.Op afb.11b toont de subsimulatiemethode die wordt gebruikt om kleine defecten op draden aan te brengen.Om rekening te houden met de grootte van oppervlaktedefecten wordt het submodel tweemaal toegepast voor oppervlaktedefecten met een diepte van 20 µm of meer en driemaal voor oppervlaktedefecten met een diepte van minder dan 20 µm.Oppervlaktedefecten worden toegepast op gebieden die met gelijke stappen zijn gevormd.In het totale model van de veer is de lengte van het rechte stuk draad 100 mm.Voor het eerste submodel past u submodel 1 met een lengte van 3 mm toe op een lengtepositie van 75 mm ten opzichte van het globale model.Deze simulatie maakte gebruik van een driedimensionaal (3D) zeshoekig element met acht knooppunten.In het globale model en submodel 1 is de minimale zijdelengte van elk element respectievelijk 0,5 en 0,2 mm.Na analyse van submodel 1 worden oppervlaktedefecten toegepast op submodel 2, en de lengte en breedte van submodel 2 zijn driemaal de lengte van het oppervlaktedefect om de invloed van de randvoorwaarden van het submodel te elimineren. Bovendien wordt 50% van de lengte en breedte gebruikt als diepte van het submodel.In submodel 2 bedraagt ​​de minimale zijdelengte van elk element 0,005 mm.Bepaalde oppervlaktedefecten werden toegepast op de eindige-elementenanalyse, zoals weergegeven in Tabel 3.
Op afb.12 toont de verdeling van de spanning in oppervlaktescheuren na het koud vervormen van een spoel.Het algemene model en submodel 1 vertonen vrijwel dezelfde spanningen van 1076 en 1079 MPa op dezelfde plaats, wat de juistheid van de submodelleringsmethode bevestigt.Lokale spanningsconcentraties treden op aan de grensranden van het submodel.Blijkbaar komt dit door de randvoorwaarden van het submodel.Als gevolg van spanningsconcentratie vertoont submodel 2 met aangebrachte oppervlaktedefecten een spanning van 2449 MPa aan de punt van het defect tijdens koudwalsen.Zoals weergegeven in Tabel 3 werden de oppervlaktedefecten geïdentificeerd door de responsoppervlaktemethode aangebracht op de binnenkant van de veer.De resultaten van de eindige elementenanalyse lieten zien dat geen van de dertien gevallen van oppervlaktedefecten faalde.
Tijdens het wikkelproces bij alle technologische processen nam de diepte van de oppervlaktedefecten in de veer toe met 0,1-2,62 µm (Fig. 13a), en de breedte nam af met 1,8-35,79 µm (Fig. 13b), terwijl de lengte toenam met 0,72 µm. –34,47 µm (afb. 13c).Omdat het dwarse V-vormige defect in de breedte wordt gesloten door buigen tijdens het koudwalsproces, wordt het vervormd tot een V-vormig defect met een steilere helling dan het oorspronkelijke defect.
Vervorming in diepte, breedte en lengte van OT-draadoppervlaktedefecten tijdens het productieproces.
Breng oppervlaktedefecten aan op de buitenkant van de veer en voorspel de waarschijnlijkheid van breuk tijdens koudwalsen met behulp van Eindige Elementenanalyse.Onder de omstandigheden vermeld in Tabel.3, er is geen kans op vernietiging van defecten in het buitenoppervlak.Met andere woorden, er vond geen vernietiging plaats op de diepte van oppervlaktedefecten van 2,5 tot 40 µm.
Om kritische oppervlaktedefecten te voorspellen, werden externe breuken tijdens koudwalsen onderzocht door de defectdiepte te vergroten van 40 µm naar 5 µm.Op afb.14 toont breuken langs oppervlaktedefecten.Breuk treedt op onder omstandigheden van diepte (55 µm), breedte (2 µm) en lengte (733 µm).De kritische diepte van een oppervlaktedefect buiten de veer bleek 55 μm te zijn.
Het kogelstraalproces onderdrukt de groei van scheuren en verlengt de levensduur van vermoeiing door een resterende drukspanning te creëren op een bepaalde diepte vanaf het veeroppervlak;het induceert echter spanningsconcentratie door de oppervlakteruwheid van de veer te vergroten, waardoor de weerstand tegen vermoeidheid van de veer wordt verminderd.Daarom wordt secundaire kogelhardtechnologie gebruikt om veren met hoge sterkte te produceren ter compensatie van de vermindering van de levensduur tegen vermoeiing, veroorzaakt door de toename van de oppervlakteruwheid veroorzaakt door kogelharden.Tweetraps kogelharden kan de oppervlakteruwheid, maximale drukrestspanning en oppervlaktedrukrestspanning verbeteren, omdat het tweede kogelharden wordt uitgevoerd na het eerste kogelharden12,13,14.
Op afb.15 toont een analytisch model van het straalproces.Er werd een model van elastisch plastic gemaakt waarin 25 kogels in het lokale doelgebied van de OT-lijn werden gedropt om te worden afgevuurd.In het straalanalysemodel werden oppervlaktedefecten van de OT-draad die vervormd waren tijdens koud wikkelen gebruikt als initiële defecten.Verwijdering van restspanningen die voortvloeien uit het koudwalsproces door te temperen vóór het straalproces.De volgende eigenschappen van de kogelbol werden gebruikt: dichtheid (ρ): 7800 kg/m3, elastische modulus (E) – 210 GPa, Poisson-verhouding (υ): 0,3.De wrijvingscoëfficiënt tussen de bal en het materiaal is ingesteld op 0,1.Schoten met een diameter van 0,6 en 0,3 mm werden tijdens de eerste en tweede smeedpassage met dezelfde snelheid van 30 m/s uitgeworpen.Na het straalproces (naast andere productieprocessen weergegeven in Figuur 13) varieerden de diepte, breedte en lengte van oppervlaktedefecten binnen de veer van -6,79 tot 0,28 µm, -4,24 tot 1,22 µm en -2,59 tot 1,69 µm. µm, respectievelijk µm.Door de plastische vervorming van het projectiel dat loodrecht op het oppervlak van het materiaal wordt uitgeworpen, neemt de diepte van het defect af, in het bijzonder wordt de breedte van het defect aanzienlijk verminderd.Blijkbaar is het defect gedicht vanwege plastische vervorming veroorzaakt door kogelstralen.
Tijdens het warmtekrimpproces kunnen de effecten van koude krimp en uitgloeien bij lage temperatuur tegelijkertijd op de klepveer van de motor inwerken.Een koude instelling maximaliseert het spanningsniveau van de veer door deze bij kamertemperatuur tot het hoogst mogelijke niveau samen te drukken.In dit geval, als de motorklepveer boven de vloeigrens van het materiaal wordt belast, vervormt de motorklepveer plastisch, waardoor de vloeigrens toeneemt.Na plastische vervorming buigt de klepveer, maar de verhoogde vloeigrens zorgt voor de elasticiteit van de klepveer tijdens daadwerkelijk gebruik.Uitgloeien bij lage temperaturen verbetert de hitte- en vervormingsweerstand van klepveren die bij hoge temperaturen werken2.
Oppervlaktedefecten die vervormd waren tijdens het gritstralen in FE-analyse en het restspanningsveld gemeten met röntgendiffractie (XRD) apparatuur werden toegepast op submodel 2 (Fig. 8) om de verandering in defecten tijdens hittekrimp af te leiden.De veer was ontworpen om in het elastische bereik te werken en werd samengedrukt van zijn vrije hoogte van 50,5 mm naar zijn vaste hoogte van 21,8 mm en vervolgens als analyseomstandigheid teruggebracht naar zijn oorspronkelijke hoogte van 50,5 mm.Tijdens hittekrimp verandert de geometrie van het defect onbeduidend.Blijkbaar onderdrukt de resterende drukspanning van 800 MPa en hoger, veroorzaakt door gritstralen, de vervorming van oppervlaktedefecten.Na warmtekrimp (Fig. 13) varieerden de diepte, breedte en lengte van oppervlaktedefecten van respectievelijk -0,13 tot 0,08 µm, van -0,75 tot 0 µm en van 0,01 tot 2,4 µm.
Op afb.16 vergelijkt vervormingen van U-vormige en V-vormige defecten met dezelfde diepte (40 µm), breedte (22 µm) en lengte (600 µm).De verandering in breedte van U-vormige en V-vormige defecten is groter dan de lengteverandering, die wordt veroorzaakt door het sluiten in de breedterichting tijdens het koudwalsen en gritstralen.Vergeleken met U-vormige defecten ontstonden V-vormige defecten op relatief grotere diepte en met steilere hellingen, wat suggereert dat een conservatieve benadering kan worden gevolgd bij het toepassen van V-vormige defecten.
In dit gedeelte wordt de vervorming van het initiële defect in de OT-lijn besproken voor elk fabricageproces van klepveren.Het aanvankelijke OT-draaddefect wordt toegepast op de binnenkant van de klepveer, waar falen wordt verwacht als gevolg van de hoge spanningen tijdens de werking van de veer.De transversale V-vormige oppervlaktedefecten van de OT-draden namen enigszins toe in diepte en lengte en namen scherp af in breedte als gevolg van buiging tijdens koud wikkelen.Het sluiten in de breedterichting vindt plaats tijdens het kogelharden met weinig of geen merkbare defectvervorming tijdens de laatste warmte-instelling.Bij het koudwalsen en kogelstralen vindt er een grote vervorming in de breedterichting plaats als gevolg van plastische vervorming.Het V-vormige defect in de klepveer wordt door het sluiten van de breedte tijdens het koudwalsproces omgezet in een T-vormig defect.