Chemische Komponente des Spulenrohrs aus Edelstahl 310, Auswirkung von Oberflächendefekten in ölgehärtetem Stahldraht auf die Ermüdungslebensdauer von Ventilfedern in Automobilmotoren

Vielen Dank für Ihren Besuch auf Nature.com.Sie verwenden eine Browserversion mit eingeschränkter CSS-Unterstützung.Für ein optimales Erlebnis empfehlen wir die Verwendung eines aktualisierten Browsers (oder die Deaktivierung des Kompatibilitätsmodus im Internet Explorer).Um einen kontinuierlichen Support zu gewährleisten, zeigen wir die Seite außerdem ohne Stile und JavaScript an.
Slider mit drei Artikeln pro Folie.Verwenden Sie die Schaltflächen „Zurück“ und „Weiter“, um durch die Folien zu navigieren, oder die Schaltflächen des Schiebereglers am Ende, um durch die einzelnen Folien zu navigieren.

Spiralrohre/Spiralschläuche aus Edelstahl 310Chemische Zusammensetzungund Komposition

Die folgende Tabelle zeigt die chemische Zusammensetzung von Edelstahl der Güteklasse 310S.

10*1mm 9,25*1,24 mm 310 Edelstahl-Kapillarrohr-Lieferanten

Physikalische Eigenschaften

Die physikalischen Eigenschaften von Edelstahl der Güteklasse 310S sind in der folgenden Tabelle aufgeführt.

Mechanische Eigenschaften

In der folgenden Tabelle sind die mechanischen Eigenschaften von Edelstahl der Güteklasse 310S aufgeführt.

Thermische Eigenschaften

Die thermischen Eigenschaften von Edelstahl der Güteklasse 310S sind in der folgenden Tabelle aufgeführt.

Andere Bezeichnungen

Andere Bezeichnungen, die Edelstahl der Güteklasse 310S entsprechen, sind in der folgenden Tabelle aufgeführt.

Der Zweck dieser Studie besteht darin, die Ermüdungslebensdauer einer Ventilfeder eines Automobilmotors zu bewerten, wenn Mikrofehler an einem ölgehärteten Draht der Güteklasse 2300 MPa (OT-Draht) mit einer kritischen Fehlertiefe von 2,5 mm Durchmesser angebracht werden.Zunächst wurde die Verformung der Oberflächenfehler des OT-Drahts während der Herstellung der Ventilfeder durch Finite-Elemente-Analyse unter Verwendung von Subsimulationsmethoden ermittelt, und die Restspannung der fertigen Feder wurde gemessen und auf das Federspannungsanalysemodell angewendet.Analysieren Sie zweitens die Festigkeit der Ventilfeder, prüfen Sie die Restspannung und vergleichen Sie die Höhe der ausgeübten Spannung mit Oberflächenfehlern.Drittens wurde die Auswirkung von Mikrodefekten auf die Ermüdungslebensdauer der Feder bewertet, indem die Spannung auf Oberflächendefekten, die aus der Federfestigkeitsanalyse erhalten wurde, auf die SN-Kurven angewendet wurde, die aus dem Biegeermüdungstest während der Drehung des Drahtes OT erhalten wurden.Eine Fehlertiefe von 40 µm ist der aktuelle Standard für die Bewältigung von Oberflächenfehlern ohne Beeinträchtigung der Ermüdungslebensdauer.
Die Automobilindustrie hat einen starken Bedarf an leichten Automobilkomponenten, um die Kraftstoffeffizienz von Fahrzeugen zu verbessern.Daher hat die Verwendung von fortschrittlichem hochfestem Stahl (AHSS) in den letzten Jahren zugenommen.Ventilfedern für Automobilmotoren bestehen hauptsächlich aus hitzebeständigen, verschleißfesten und nicht durchhängenden ölgehärteten Stahldrähten (OT-Drähten).
Aufgrund ihrer hohen Zugfestigkeit (1900–2100 MPa) ermöglichen die derzeit verwendeten OT-Drähte eine Reduzierung der Größe und Masse der Motorventilfedern sowie eine Verbesserung der Kraftstoffeffizienz durch Verringerung der Reibung mit umgebenden Teilen1.Aufgrund dieser Vorteile nimmt die Verwendung von Hochspannungswalzdraht rapide zu, und nacheinander erscheinen ultrahochfeste Walzdrähte der Klasse 2300 MPa.Ventilfedern in Automobilmotoren erfordern eine lange Lebensdauer, da sie hohen zyklischen Belastungen ausgesetzt sind.Um diese Anforderung zu erfüllen, berücksichtigen Hersteller bei der Entwicklung von Ventilfedern in der Regel eine Ermüdungslebensdauer von mehr als 5,5×107 Zyklen und üben durch Kugelstrahlen und Wärmeschrumpfverfahren Restspannungen auf die Ventilfederoberfläche aus, um die Ermüdungslebensdauer zu verbessern2.
Zur Ermüdungslebensdauer von Schraubenfedern in Fahrzeugen unter normalen Betriebsbedingungen liegen zahlreiche Untersuchungen vor.Gzal et al.Es werden analytische, experimentelle und Finite-Elemente-Analysen (FE) von elliptischen Schraubenfedern mit kleinen Spiralwinkeln unter statischer Belastung vorgestellt.Diese Studie liefert einen expliziten und einfachen Ausdruck für den Ort der maximalen Scherspannung im Verhältnis zum Seitenverhältnis und Steifigkeitsindex und bietet außerdem analytische Einblicke in die maximale Scherspannung, einen kritischen Parameter in praktischen Designs3.Pastorcic et al.Beschrieben werden die Ergebnisse der Analyse der Zerstörung und Ermüdung einer aus einem Pkw ausgebauten Schraubenfeder nach Betriebsausfall.Mit experimentellen Methoden wurde eine gebrochene Feder untersucht und die Ergebnisse legen nahe, dass es sich hierbei um ein Beispiel für Korrosionsermüdungsversagen handelt4.Loch usw. Zur Bewertung der Ermüdungslebensdauer von Automobil-Schraubenfedern wurden mehrere lineare Regressions-Federlebensdauermodelle entwickelt.Putra und andere.Aufgrund der Unebenheiten der Fahrbahnoberfläche wird die Lebensdauer der Schraubenfeder des Autos bestimmt.Es gibt jedoch wenig Forschung darüber, wie sich während des Herstellungsprozesses auftretende Oberflächendefekte auf die Lebensdauer von Schraubenfedern für Kraftfahrzeuge auswirken.
Oberflächenfehler, die während des Herstellungsprozesses auftreten, können zu einer lokalen Spannungskonzentration in Ventilfedern führen, was deren Ermüdungslebensdauer erheblich verringert.Oberflächenfehler von Ventilfedern werden durch verschiedene Faktoren verursacht, wie z. B. Oberflächenfehler der verwendeten Rohstoffe, Defekte an Werkzeugen, unsachgemäße Handhabung beim Kaltwalzen7.Die Oberflächenfehler des Rohmaterials sind aufgrund des Warmwalzens und des Mehrdurchgangsziehens steil V-förmig, während die durch das Formwerkzeug und unvorsichtige Handhabung verursachten Fehler U-förmig mit sanften Neigungen sind8,9,10,11.V-förmige Defekte verursachen höhere Spannungskonzentrationen als U-förmige Defekte, daher werden in der Regel strenge Kriterien für das Defektmanagement auf das Ausgangsmaterial angewendet.
Zu den aktuellen Standards für das Management von Oberflächendefekten für OT-Drähte gehören ASTM A877/A877M-10, DIN EN 10270-2, JIS G 3561 und KS D 3580. DIN EN 10270-2 legt fest, dass die Tiefe eines Oberflächendefekts bei Drahtdurchmessern von 0,5– 10 mm sind weniger als 0,5–1 % des Drahtdurchmessers.Darüber hinaus verlangen JIS G 3561 und KS D 3580, dass die Tiefe von Oberflächenfehlern in Walzdraht mit einem Durchmesser von 0,5–8 mm weniger als 0,5 % des Drahtdurchmessers beträgt.Gemäß ASTM A877/A877M-10 müssen sich Hersteller und Käufer auf die zulässige Tiefe von Oberflächenfehlern einigen.Um die Tiefe eines Defekts auf der Oberfläche eines Drahtes zu messen, wird der Draht üblicherweise mit Salzsäure geätzt und anschließend wird die Tiefe des Defekts mit einem Mikrometer gemessen.Allerdings können mit dieser Methode Fehler nur in bestimmten Bereichen und nicht auf der gesamten Oberfläche des Endprodukts gemessen werden.Daher verwenden Hersteller während des Drahtziehprozesses Wirbelstromprüfungen, um Oberflächenfehler in kontinuierlich produziertem Draht zu messen.Mit diesen Tests kann die Tiefe von Oberflächenfehlern bis zu einer Tiefe von 40 µm gemessen werden.Der in der Entwicklung befindliche Stahldraht der Güteklasse 2300 MPa hat eine höhere Zugfestigkeit und eine geringere Dehnung als der vorhandene Stahldraht der Güteklasse 1900–2200 MPa, sodass davon ausgegangen wird, dass die Ermüdungslebensdauer der Ventilfeder sehr empfindlich gegenüber Oberflächenfehlern ist.Daher ist es notwendig, die Sicherheit der Anwendung bestehender Normen zur Kontrolle der Tiefe von Oberflächenfehlern für Stahldraht der Güteklasse 1900–2200 MPa auf Stahldraht der Güteklasse 2300 MPa zu überprüfen.
Der Zweck dieser Studie besteht darin, die Ermüdungslebensdauer einer Ventilfeder eines Kraftfahrzeugmotors zu bewerten, wenn die durch Wirbelstromprüfung messbare minimale Fehlertiefe (dh 40 µm) auf einen OT-Draht der Güteklasse 2300 MPa (Durchmesser: 2,5 mm) angewendet wird: kritischer Fehler Tiefe .Der Beitrag und die Methodik dieser Studie sind wie folgt.
Als anfänglicher Defekt im OT-Draht wurde ein V-förmiger Defekt in Querrichtung relativ zur Drahtachse verwendet, der die Ermüdungslebensdauer erheblich beeinträchtigt.Betrachten Sie das Verhältnis der Abmessungen (α) und der Länge (β) eines Oberflächendefekts, um die Auswirkung seiner Tiefe (h), Breite (w) und Länge (l) zu sehen.Oberflächenfehler treten im Inneren der Feder auf, wo es zuerst zum Versagen kommt.
Um die Verformung anfänglicher Defekte im OT-Draht beim Kaltwickeln vorherzusagen, wurde ein Subsimulationsansatz verwendet, der die Analysezeit und die Größe der Oberflächendefekte berücksichtigte, da die Defekte im Vergleich zum OT-Draht sehr klein sind.globales Modell.
Die Druckeigenspannungen in der Feder nach dem zweistufigen Kugelstrahlen wurden mit der Finite-Elemente-Methode berechnet und die Ergebnisse mit den Messungen nach dem Kugelstrahlen verglichen, um das analytische Modell zu bestätigen.Darüber hinaus wurden Eigenspannungen in Ventilfedern aus allen Herstellungsprozessen gemessen und zur Federfestigkeitsanalyse herangezogen.
Spannungen in Oberflächendefekten werden durch eine Analyse der Federfestigkeit vorhergesagt, wobei die Verformung des Defekts beim Kaltwalzen und die Restdruckspannung in der fertigen Feder berücksichtigt werden.
Der Rotationsbiegeermüdungstest wurde mit einem OT-Draht durchgeführt, der aus dem gleichen Material wie die Ventilfeder bestand.Um die Restspannungs- und Oberflächenrauheitseigenschaften der hergestellten Ventilfedern mit den OT-Linien zu korrelieren, wurden Wöhlerkurven durch rotierende Biegeermüdungstests nach Anwendung von zweistufigem Kugelstrahlen und Torsion als Vorbehandlungsverfahren erhalten.
Die Ergebnisse der Federfestigkeitsanalyse werden auf die Goodman-Gleichung und die SN-Kurve angewendet, um die Ermüdungslebensdauer der Ventilfeder vorherzusagen. Außerdem wird die Auswirkung der Oberflächendefekttiefe auf die Ermüdungslebensdauer bewertet.
In dieser Studie wurde ein 2300 MPa OT-Draht mit einem Durchmesser von 2,5 mm verwendet, um die Ermüdungslebensdauer einer Ventilfeder eines Automobilmotors zu bewerten.Zunächst wurde ein Zugversuch des Drahtes durchgeführt, um sein duktiles Bruchmodell zu erhalten.
Die mechanischen Eigenschaften von OT-Draht wurden aus Zugversuchen vor der Finite-Elemente-Analyse des Kaltwickelprozesses und der Federfestigkeit ermittelt.Die Spannungs-Dehnungs-Kurve des Materials wurde anhand der Ergebnisse von Zugversuchen bei einer Dehnungsgeschwindigkeit von 0,001 s-1 ermittelt, wie in Abb. dargestellt.1. Es wird SWONB-V-Draht verwendet, dessen Streckgrenze, Zugfestigkeit, Elastizitätsmodul und Poissonzahl 2001,2 MPa, 2316 MPa, 206 GPa bzw. 0,3 betragen.Die Abhängigkeit der Spannung von der Fließdehnung ergibt sich wie folgt:
Reis.2 veranschaulicht den duktilen Bruchprozess.Während der Verformung erfährt das Material eine elastoplastische Verformung und verengt sich, wenn die Spannung im Material seine Zugfestigkeit erreicht.Anschließend führen die Entstehung, das Wachstum und die Verbindung von Hohlräumen im Material zur Zerstörung des Materials.
Das Modell des duktilen Bruchs verwendet ein spannungsmodifiziertes kritisches Verformungsmodell, das die Wirkung von Spannung berücksichtigt, und der Bruch nach der Einschnürung verwendet die Schadensakkumulationsmethode.Hier wird die Schadensauslösung als Funktion der Dehnung, Spannungstriaxialität und Dehnungsrate ausgedrückt.Die Spannungstriaxialität ist definiert als der Durchschnittswert, der sich aus der Division der durch die Verformung des Materials bis zur Bildung des Halses verursachten hydrostatischen Spannung durch die effektive Spannung ergibt.Bei der Schadensakkumulationsmethode erfolgt die Zerstörung, wenn der Schadenswert 1 erreicht, und die Energie, die erforderlich ist, um den Schadenswert 1 zu erreichen, wird als Zerstörungsenergie (Gf) definiert.Die Bruchenergie entspricht dem Bereich der tatsächlichen Spannungs-Verschiebungs-Kurve des Materials von der Einschnürung bis zum Bruch.
Bei herkömmlichen Stählen kommt es je nach Spannungsmodus aufgrund von Duktilität und Scherbruch zu duktilem Bruch, Scherbruch oder Mischbruch, wie in Abbildung 3 dargestellt. Die Bruchdehnung und die Spannungstriaxialität zeigten unterschiedliche Werte für die Bruchmuster.
Plastisches Versagen tritt in einem Bereich auf, der einer Spannungstriaxialität von mehr als 1/3 entspricht (Zone I), und die Bruchdehnung und Spannungstriaxialität können aus Zugversuchen an Proben mit Oberflächenfehlern und Kerben abgeleitet werden.In dem Bereich, der der Spannungstriaxialität von 0 ~ 1/3 entspricht (Zone II), tritt eine Kombination aus duktilem Bruch und Scherversagen auf (d. h. durch einen Torsionsversuch). In dem Bereich, der der Spannungstriaxialität von -1/3 bis 0 entspricht (III), durch Kompression verursachtes Scherversagen sowie Bruchdehnung und Spannungstriaxialität können durch Stauchversuche ermittelt werden.
Bei OT-Drähten, die bei der Herstellung von Motorventilfedern verwendet werden, müssen die Brüche berücksichtigt werden, die durch verschiedene Belastungsbedingungen während des Herstellungsprozesses und der Anwendungsbedingungen verursacht werden.Daher wurden Zug- und Torsionstests durchgeführt, um das Versagensdehnungskriterium anzuwenden, die Auswirkung der Spannungstriaxialität auf jeden Spannungsmodus wurde berücksichtigt und eine elastoplastische Finite-Elemente-Analyse bei großen Dehnungen wurde durchgeführt, um die Änderung der Spannungstriaxialität zu quantifizieren.Der Kompressionsmodus wurde aufgrund der Einschränkung der Probenverarbeitung nicht berücksichtigt, da der Durchmesser des OT-Drahtes nur 2,5 mm beträgt.Tabelle 1 listet die Testbedingungen für Zug und Torsion sowie Spannungstriaxialität und Bruchdehnung auf, die mithilfe der Finite-Elemente-Analyse ermittelt wurden.
Die Bruchdehnung herkömmlicher triaxialer Stähle unter Belastung kann mithilfe der folgenden Gleichung vorhergesagt werden.
wobei C1: \({\overline{{\varepsilon}_{0}}}^{pl}\) sauberer Schnitt (η = 0) und C2: \({\overline{{\varepsilon}_{0} } }^{pl}\) Uniaxiale Spannung (η = η0 = 1/3).
Die Trendlinien für jeden Spannungsmodus werden durch Anwenden der Bruchdehnungswerte C1 und C2 in die Gleichung ermittelt.(2);C1 und C2 werden aus Zug- und Torsionsversuchen an Proben ohne Oberflächenfehler ermittelt.Abbildung 4 zeigt die aus den Tests erhaltene Spannungstriaxialität und Bruchdehnung sowie die durch die Gleichung vorhergesagten Trendlinien.(2) Die aus dem Test erhaltene Trendlinie und die Beziehung zwischen Spannungstriaxialität und Bruchdehnung zeigen einen ähnlichen Trend.Als Kriterien für den duktilen Bruch wurden die Bruchdehnung und Spannungstriaxialität für jeden Spannungsmodus verwendet, die durch die Anwendung von Trendlinien ermittelt wurden.
Die Bruchenergie wird als Materialeigenschaft zur Bestimmung der Bruchzeit nach dem Einschnüren verwendet und kann aus Zugversuchen ermittelt werden.Die Bruchenergie hängt vom Vorhandensein oder Nichtvorhandensein von Rissen auf der Materialoberfläche ab, da die Zeit bis zum Bruch von der Konzentration lokaler Spannungen abhängt.Die Abbildungen 5a-c zeigen die Bruchenergien von Proben ohne Oberflächenfehler und Proben mit R0,4- oder R0,8-Kerben aus Zugversuchen und Finite-Elemente-Analyse.Die Bruchenergie entspricht der Fläche der wahren Spannungs-Verschiebungs-Kurve von der Einschnürung bis zum Bruchzeitpunkt.
Die Bruchenergie eines OT-Drahts mit feinen Oberflächendefekten wurde durch Zugversuche an einem OT-Draht mit einer Defekttiefe von mehr als 40 µm vorhergesagt, wie in Abb. 5d dargestellt.In den Zugversuchen wurden zehn Proben mit Defekten verwendet und die durchschnittliche Bruchenergie wurde auf 29,12 mJ/mm2 geschätzt.
Der standardisierte Oberflächenfehler ist definiert als das Verhältnis der Tiefe des Fehlers zum Durchmesser des Ventilfederdrahts, unabhängig von der Oberflächenfehlergeometrie des OT-Drahts, der bei der Herstellung von Ventilfedern für Kraftfahrzeuge verwendet wird.Defekte an OT-Drähten können anhand von Ausrichtung, Geometrie und Länge klassifiziert werden.Auch bei gleicher Defekttiefe variiert die Höhe der auf einen Oberflächendefekt in einer Feder wirkenden Spannung je nach Geometrie und Ausrichtung des Defekts, sodass Geometrie und Ausrichtung des Defekts die Ermüdungsfestigkeit beeinflussen können.Daher ist es notwendig, die Geometrie und Ausrichtung der Fehler zu berücksichtigen, die den größten Einfluss auf die Ermüdungslebensdauer einer Feder haben, um strenge Kriterien für den Umgang mit Oberflächenfehlern anzuwenden.Aufgrund der feinen Kornstruktur von OT-Draht ist seine Ermüdungslebensdauer sehr empfindlich gegenüber Kerbungen.Daher sollte der Defekt, der je nach Geometrie und Ausrichtung des Defekts die höchste Spannungskonzentration aufweist, mithilfe der Finite-Elemente-Analyse als anfänglicher Defekt ermittelt werden.Auf Abb.6 zeigt die in dieser Studie verwendeten Automobilventilfedern der ultrahochfesten Klasse 2300 MPa.
Oberflächendefekte von OT-Drähten werden entsprechend der Federachse in interne und externe Defekte unterteilt.Durch die Biegung beim Kaltwalzen wirken Druckspannungen und Zugspannungen auf die Innenseite bzw. Außenseite der Feder.Brüche können durch von außen sichtbare Oberflächenfehler aufgrund von Zugspannungen beim Kaltwalzen verursacht werden.
In der Praxis wird die Feder periodisch komprimiert und entspannt.Beim Zusammendrücken der Feder verdreht sich der Stahldraht und aufgrund der Spannungskonzentration ist die Scherspannung im Inneren der Feder höher als die umgebende Scherspannung7.Daher ist bei Oberflächenfehlern im Inneren der Feder die Wahrscheinlichkeit eines Federbruchs am größten.Daher werden die Außenseite der Feder (die Stelle, an der bei der Herstellung der Feder ein Versagen erwartet wird) und die Innenseite (wo die Spannung in der tatsächlichen Anwendung am größten ist) als Orte der Oberflächenfehler festgelegt.
Die Oberflächenfehlergeometrie von OT-Linien wird in U-Form, V-Form, Y-Form und T-Form unterteilt.Y-Typ- und T-Typ-Fehler treten hauptsächlich bei Oberflächenfehlern von Rohmaterialien auf, und U-Typ- und V-Typ-Fehler entstehen durch nachlässigen Umgang mit Werkzeugen im Kaltwalzprozess.Im Hinblick auf die Geometrie von Oberflächenfehlern in Rohmaterialien werden U-förmige Fehler, die durch ungleichmäßige plastische Verformung beim Warmwalzen entstehen, durch mehrstufiges Recken zu V-förmigen, Y-förmigen und T-förmigen Nahtfehlern verformt8, 10.
Darüber hinaus unterliegen V-förmige, Y-förmige und T-förmige Defekte mit steilen Neigungen der Kerbe auf der Oberfläche während des Betriebs der Feder einer hohen Spannungskonzentration.Ventilfedern verbiegen sich beim Kaltwalzen und verdrehen sich im Betrieb.Spannungskonzentrationen von V-förmigen und Y-förmigen Defekten mit höheren Spannungskonzentrationen wurden mithilfe der Finite-Elemente-Analyse, ABAQUS – einer kommerziellen Finite-Elemente-Analysesoftware – verglichen.Die Spannungs-Dehnungs-Beziehung ist in Abbildung 1 und Gleichung 1 dargestellt. (1) Diese Simulation verwendet ein zweidimensionales (2D) rechteckiges Element mit vier Knoten und die minimale Seitenlänge des Elements beträgt 0,01 mm.Für das analytische Modell wurden V-förmige und Y-förmige Defekte mit einer Tiefe von 0,5 mm und einer Neigung des Defekts von 2° auf ein 2D-Modell eines Drahtes mit einem Durchmesser von 2,5 mm und einer Länge von 7,5 mm angewendet.
Auf Abb.7a zeigt die Biegespannungskonzentration an der Spitze jedes Defekts, wenn ein Biegemoment von 1500 Nmm auf beide Enden jedes Drahts ausgeübt wird.Die Ergebnisse der Analyse zeigen, dass die maximalen Spannungen von 1038,7 bzw. 1025,8 MPa an den Spitzen von V- bzw. Y-förmigen Defekten auftreten.Auf Abb.7b zeigt die durch Torsion verursachte Spannungskonzentration an der Spitze jedes Defekts.Wenn die linke Seite eingeschränkt wird und auf die rechte Seite ein Drehmoment von 1500 N∙mm ausgeübt wird, tritt an den Spitzen der V-förmigen und Y-förmigen Defekte die gleiche maximale Spannung von 1099 MPa auf.Diese Ergebnisse zeigen, dass Defekte vom V-Typ eine höhere Biegespannung aufweisen als Defekte vom Y-Typ, wenn sie die gleiche Tiefe und Neigung des Defekts aufweisen, aber der gleichen Torsionsspannung ausgesetzt sind.Daher können V-förmige und Y-förmige Oberflächendefekte mit der gleichen Tiefe und Neigung des Defekts auf V-förmige Defekte mit einer durch Spannungskonzentration verursachten höheren Maximalspannung normalisiert werden.Das V-Typ-Defektgrößenverhältnis ist definiert als α = w/h unter Verwendung der Tiefe (h) und Breite (w) der V-Typ- und T-Typ-Defekte;Somit kann bei einem Defekt vom T-Typ (α ≈ 0) die Geometrie stattdessen durch die geometrische Struktur eines Defekts vom V-Typ definiert werden.Daher können Defekte vom Y-Typ und T-Typ durch Defekte vom V-Typ normalisiert werden.Unter Verwendung von Tiefe (h) und Länge (l) wird das Längenverhältnis ansonsten als β = l/h definiert.
Wie in Abbildung 811 dargestellt, werden die Richtungen von Oberflächenfehlern von OT-Drähten in Längs-, Quer- und Schrägrichtungen unterteilt, wie in Abbildung 811 dargestellt. Analyse des Einflusses der Ausrichtung von Oberflächenfehlern auf die Festigkeit der Feder durch das finite Element Methode.
Auf Abb.9a zeigt das Modell zur Analyse der Motorventilfederspannung.Als Analysebedingung wurde die Feder von einer freien Höhe von 50,5 mm auf eine harte Höhe von 21,8 mm komprimiert, wobei im Inneren der Feder eine maximale Spannung von 1086 MPa erzeugt wurde, wie in Abb. 9b dargestellt.Da der Ausfall tatsächlicher Motorventilfedern hauptsächlich innerhalb der Feder auftritt, ist zu erwarten, dass das Vorhandensein interner Oberflächenfehler die Ermüdungslebensdauer der Feder erheblich beeinträchtigt.Daher werden mithilfe von Submodellierungstechniken Oberflächendefekte in Längs-, Quer- und Schrägrichtung auf die Innenseite von Motorventilfedern aufgebracht.Tabelle 2 zeigt die Abmessungen von Oberflächendefekten und die maximale Spannung in jeder Richtung des Defekts bei maximaler Federkomprimierung.Die höchsten Spannungen wurden in Querrichtung beobachtet und das Verhältnis der Spannungen in Längs- und Schrägrichtung zur Querrichtung wurde auf 0,934–0,996 geschätzt.Das Spannungsverhältnis lässt sich ermitteln, indem man diesen Wert einfach durch die maximale Querspannung dividiert.Die maximale Spannung in der Feder tritt an der Spitze jedes Oberflächendefekts auf, wie in Abb. 9s dargestellt.Die beobachteten Spannungswerte in Längs-, Quer- und Schrägrichtung betragen 2045, 2085 bzw. 2049 MPa.Die Ergebnisse dieser Analysen zeigen, dass quer verlaufende Oberflächendefekte den direktesten Einfluss auf die Ermüdungslebensdauer von Motorventilfedern haben.
Als anfänglicher Defekt des OT-Drahts wurde ein V-förmiger Defekt gewählt, von dem angenommen wird, dass er sich am direktesten auf die Ermüdungslebensdauer der Motorventilfeder auswirkt, und als Richtung des Defekts wurde die Querrichtung gewählt.Dieser Defekt tritt nicht nur außen auf, wo die Ventilfeder des Motors während der Herstellung gebrochen ist, sondern auch innen, wo aufgrund der Spannungskonzentration während des Betriebs die größte Belastung auftritt.Die maximale Fehlertiefe ist auf 40 µm eingestellt, was durch die Wirbelstrom-Fehlererkennung erkannt werden kann, und die minimale Tiefe ist auf eine Tiefe eingestellt, die 0,1 % des 2,5-mm-Drahtdurchmessers entspricht.Daher beträgt die Tiefe des Defekts 2,5 bis 40 µm.Tiefe, Länge und Breite von Fehlern mit einem Längenverhältnis von 0,1 bis 1 und einem Längenverhältnis von 5 bis 15 wurden als Variablen verwendet und ihre Auswirkung auf die Ermüdungsfestigkeit der Feder bewertet.In Tabelle 3 sind die Analysebedingungen aufgeführt, die mithilfe der Reaktionsoberflächenmethode ermittelt wurden.
Ventilfedern für Automobilmotoren werden durch Kaltwickeln, Anlassen, Kugelstrahlen und Wärmefixieren von OT-Draht hergestellt.Veränderungen der Oberflächendefekte während der Federherstellung müssen berücksichtigt werden, um die Auswirkung anfänglicher Oberflächendefekte in OT-Drähten auf die Ermüdungslebensdauer von Motorventilfedern zu bewerten.Daher wird in diesem Abschnitt die Finite-Elemente-Analyse verwendet, um die Verformung von OT-Drahtoberflächenfehlern während der Herstellung jeder Feder vorherzusagen.
Auf Abb.10 zeigt den Kaltwickelvorgang.Bei diesem Vorgang wird der OT-Draht durch die Vorschubrolle in die Drahtführung eingeführt.Die Drahtführung führt den Draht zu und stützt ihn, um ein Verbiegen während des Umformprozesses zu verhindern.Der durch die Drahtführung verlaufende Draht wird durch die ersten und zweiten Stangen gebogen, um eine Schraubenfeder mit dem gewünschten Innendurchmesser zu bilden.Die Federsteigung wird durch Bewegen des Schrittwerkzeugs nach einer Umdrehung erzeugt.
Auf Abb.11a zeigt ein Finite-Elemente-Modell, das zur Bewertung der Änderung der Geometrie von Oberflächenfehlern beim Kaltwalzen verwendet wird.Die Umformung des Drahtes erfolgt hauptsächlich durch den Wickelstift.Da die Oxidschicht auf der Drahtoberfläche als Schmiermittel wirkt, ist die Reibungswirkung der Vorschubrolle vernachlässigbar.Daher werden im Berechnungsmodell die Vorschubrolle und die Drahtführung vereinfacht als Buchse dargestellt.Der Reibungskoeffizient zwischen dem OT-Draht und dem Formwerkzeug wurde auf 0,05 eingestellt.Die 2D-Starrkörperebene und die Fixierungsbedingungen werden auf das linke Ende der Linie angewendet, sodass diese mit der gleichen Geschwindigkeit wie die Vorschubrolle (0,6 m/s) in X-Richtung vorgeschoben werden kann.Auf Abb.11b zeigt die Subsimulationsmethode, mit der kleine Defekte an Drähten angebracht werden.Um die Größe von Oberflächenfehlern zu berücksichtigen, wird das Teilmodell bei Oberflächenfehlern mit einer Tiefe von 20 µm oder mehr zweimal und bei Oberflächenfehlern mit einer Tiefe von weniger als 20 µm dreimal angewendet.Oberflächendefekte werden auf Bereiche angewendet, die mit gleichen Stufen gebildet werden.Im Gesamtmodell der Feder beträgt die Länge des geraden Drahtstücks 100 mm.Tragen Sie für das erste Untermodell Untermodell 1 mit einer Länge von 3 mm auf eine Längsposition von 75 mm vom globalen Modell auf.Bei dieser Simulation wurde ein dreidimensionales (3D) sechseckiges Element mit acht Knoten verwendet.Im globalen Modell und Untermodell 1 beträgt die minimale Seitenlänge jedes Elements 0,5 bzw. 0,2 mm.Nach der Analyse von Untermodell 1 werden Oberflächendefekte auf Untermodell 2 angewendet, und die Länge und Breite von Untermodell 2 beträgt das Dreifache der Länge des Oberflächendefekts, um den Einfluss der Randbedingungen des Untermodells zu eliminieren Darüber hinaus werden 50 % der Länge und Breite als Tiefe des Untermodells verwendet.Im Untermodell 2 beträgt die minimale Seitenlänge jedes Elements 0,005 mm.Bestimmte Oberflächenfehler wurden auf die Finite-Elemente-Analyse angewendet, wie in Tabelle 3 gezeigt.
Auf Abb.12 zeigt die Spannungsverteilung in Oberflächenrissen nach der Kaltumformung eines Coils.Das allgemeine Modell und Teilmodell 1 zeigen nahezu die gleichen Spannungen von 1076 und 1079 MPa an derselben Stelle, was die Richtigkeit der Teilmodellierungsmethode bestätigt.An den Randkanten des Teilmodells treten lokale Spannungskonzentrationen auf.Dies liegt offenbar an den Randbedingungen des Teilmodells.Aufgrund der Spannungskonzentration zeigt Teilmodell 2 mit aufgebrachten Oberflächenfehlern beim Kaltwalzen eine Spannung von 2449 MPa an der Fehlerspitze.Wie in Tabelle 3 gezeigt, wurden die mit der Reaktionsoberflächenmethode identifizierten Oberflächendefekte auf die Innenseite der Feder aufgebracht.Die Ergebnisse der Finite-Elemente-Analyse zeigten, dass keiner der 13 Fälle von Oberflächendefekten ausfiel.
Während des Wickelvorgangs nahm bei allen technologischen Verfahren die Tiefe der Oberflächenfehler im Inneren der Feder um 0,1–2,62 µm zu (Abb. 13a), und die Breite verringerte sich um 1,8–35,79 µm (Abb. 13b), während die Länge um 0,72 zunahm –34,47 µm (Abb. 13c).Da der quer verlaufende V-förmige Fehler beim Kaltwalzen durch Biegen in der Breite geschlossen wird, verformt er sich zu einem V-förmigen Fehler mit einer steileren Steigung als der ursprüngliche Fehler.
Verformung in Tiefe, Breite und Länge von OT-Drahtoberflächenfehlern im Herstellungsprozess.
Wenden Sie Oberflächenfehler an der Außenseite der Feder an und prognostizieren Sie mithilfe der Finite-Elemente-Analyse die Wahrscheinlichkeit eines Bruchs beim Kaltwalzen.Unter den in der Tabelle aufgeführten Bedingungen.3 besteht keine Wahrscheinlichkeit der Zerstörung von Defekten in der Außenfläche.Mit anderen Worten: Bei einer Tiefe der Oberflächendefekte von 2,5 bis 40 µm kam es zu keiner Zerstörung.
Um kritische Oberflächenfehler vorherzusagen, wurden äußere Brüche beim Kaltwalzen untersucht, indem die Fehlertiefe von 40 µm auf 5 µm erhöht wurde.Auf Abb.14 zeigt Brüche entlang von Oberflächendefekten.Der Bruch erfolgt unter den Bedingungen Tiefe (55 µm), Breite (2 µm) und Länge (733 µm).Die kritische Tiefe eines Oberflächenfehlers außerhalb der Feder betrug 55 μm.
Der Kugelstrahlprozess unterdrückt das Risswachstum und erhöht die Ermüdungslebensdauer, indem in einer bestimmten Tiefe von der Federoberfläche eine Restdruckspannung erzeugt wird.Es führt jedoch zu einer Spannungskonzentration, indem es die Oberflächenrauheit der Feder erhöht und so die Ermüdungsbeständigkeit der Feder verringert.Daher wird die sekundäre Kugelstrahltechnologie zur Herstellung hochfester Federn eingesetzt, um die Verringerung der Ermüdungslebensdauer auszugleichen, die durch die durch das Kugelstrahlen verursachte Erhöhung der Oberflächenrauheit verursacht wird.Durch zweistufiges Kugelstrahlen können die Oberflächenrauheit, die maximale Druckeigenspannung und die Oberflächendruckeigenspannung verbessert werden, da das zweite Kugelstrahlen nach dem ersten Kugelstrahlen durchgeführt wird12,13,14.
Auf Abb.15 zeigt ein analytisches Modell des Strahlprozesses.Es wurde ein elastisch-plastisches Modell erstellt, bei dem 25 Schussbälle zum Kugelstrahlen in den Zielortsbereich der OT-Linie abgeworfen wurden.Im Strahlanalysemodell wurden Oberflächendefekte des OT-Drahts, die beim Kaltwickeln verformt wurden, als anfängliche Defekte verwendet.Abbau von Eigenspannungen aus dem Kaltwalzprozess durch Anlassen vor dem Strahlprozess.Die folgenden Eigenschaften der Schusskugel wurden verwendet: Dichte (ρ): 7800 kg/m3, Elastizitätsmodul (E) – 210 GPa, Poissonzahl (υ): 0,3.Der Reibungskoeffizient zwischen Kugel und Material wird auf 0,1 eingestellt.Beim ersten und zweiten Schmiededurchgang wurden Kugeln mit einem Durchmesser von 0,6 und 0,3 mm mit der gleichen Geschwindigkeit von 30 m/s ausgeworfen.Nach dem Strahlvorgang (neben anderen in Abbildung 13 dargestellten Herstellungsprozessen) lagen die Tiefe, Breite und Länge der Oberflächenfehler innerhalb der Feder zwischen -6,79 und 0,28 µm, -4,24 und 1,22 µm und -2,59 und 1,69 µm µm bzw. µm.Durch die plastische Verformung des senkrecht zur Materialoberfläche ausgestoßenen Projektils nimmt die Tiefe des Defekts ab, insbesondere wird die Breite des Defekts deutlich reduziert.Offenbar wurde der Defekt aufgrund einer plastischen Verformung durch das Kugelstrahlen geschlossen.
Während des Wärmeschrumpfvorgangs können die Auswirkungen des Kaltschrumpfens und des Glühens bei niedriger Temperatur gleichzeitig auf die Motorventilfeder einwirken.Eine Kalteinstellung maximiert die Spannung der Feder, indem sie bei Raumtemperatur auf das höchstmögliche Niveau komprimiert wird.Wenn in diesem Fall die Motorventilfeder über die Streckgrenze des Materials hinaus belastet wird, verformt sich die Motorventilfeder plastisch, wodurch sich die Streckgrenze erhöht.Nach der plastischen Verformung biegt sich die Ventilfeder, aber die erhöhte Streckgrenze sorgt für die Elastizität der Ventilfeder im tatsächlichen Betrieb.Das Glühen bei niedriger Temperatur verbessert die Hitze- und Verformungsbeständigkeit von Ventilfedern, die bei hohen Temperaturen betrieben werden2.
Während des Kugelstrahlens in der FE-Analyse verformte Oberflächendefekte und das mit Röntgenbeugungsgeräten (XRD) gemessene Eigenspannungsfeld wurden auf Teilmodell 2 (Abb. 8) angewendet, um die Veränderung der Defekte während der Wärmeschrumpfung abzuleiten.Die Feder war für den Betrieb im elastischen Bereich ausgelegt und wurde als Analysebedingung von ihrer freien Höhe von 50,5 mm auf ihre feste Höhe von 21,8 mm komprimiert und anschließend auf ihre ursprüngliche Höhe von 50,5 mm zurückkehren gelassen.Beim Wärmeschrumpfen verändert sich die Geometrie des Defekts unwesentlich.Offenbar unterdrückt die beim Kugelstrahlen erzeugte Druckeigenspannung von 800 MPa und mehr die Verformung von Oberflächenfehlern.Nach der Wärmeschrumpfung (Abb. 13) variierten Tiefe, Breite und Länge der Oberflächendefekte von -0,13 bis 0,08 µm, von -0,75 bis 0 µm bzw. von 0,01 bis 2,4 µm.
Auf Abb.16 vergleicht Verformungen von U-förmigen und V-förmigen Defekten gleicher Tiefe (40 µm), Breite (22 µm) und Länge (600 µm).Die Breitenänderung von U- und V-förmigen Defekten ist größer als die Längenänderung, die durch das Schließen in Breitenrichtung während des Kaltwalz- und Strahlvorgangs verursacht wird.Im Vergleich zu U-förmigen Defekten bildeten sich V-förmige Defekte in einer relativ größeren Tiefe und mit steileren Neigungen, was darauf hindeutet, dass bei der Anwendung von V-förmigen Defekten ein konservativer Ansatz gewählt werden kann.
In diesem Abschnitt wird die Verformung des anfänglichen Defekts in der OT-Linie für jeden Ventilfeder-Herstellungsprozess erörtert.Der anfängliche Defekt des OT-Drahts betrifft die Innenseite der Ventilfeder, wo aufgrund der hohen Belastungen während des Betriebs der Feder ein Ausfall zu erwarten ist.Die quer verlaufenden V-förmigen Oberflächendefekte der OT-Drähte nahmen aufgrund der Biegung beim Kaltwickeln leicht an Tiefe und Länge zu und nahmen stark an Breite ab.Das Schließen in Breitenrichtung erfolgt beim Kugelstrahlen mit geringer oder keiner merklichen Defektverformung während der abschließenden Wärmehärtung.Beim Kaltwalzen und Kugelstrahlen kommt es aufgrund der plastischen Verformung zu einer großen Verformung in Breitenrichtung.Der V-förmige Defekt im Inneren der Ventilfeder wird durch die Breitenverengung während des Kaltwalzprozesses in einen T-förmigen Defekt umgewandelt.