310 Chemická složka spirálové trubky z nerezové oceli, Vliv povrchových defektů v oleji tvrzeném ocelovém drátu na únavovou životnost ventilových pružin v automobilových motorech

Děkujeme, že jste navštívili Nature.com.Používáte verzi prohlížeče s omezenou podporou CSS.Chcete-li dosáhnout nejlepšího výsledku, doporučujeme použít aktualizovaný prohlížeč (nebo vypnout režim kompatibility v aplikaci Internet Explorer).Abychom zajistili trvalou podporu, zobrazujeme web bez stylů a JavaScriptu.
Posuvníky zobrazující tři články na snímku.Pro pohyb mezi snímky použijte tlačítka zpět a další, pro pohyb po jednotlivých snímcích použijte tlačítka posuvného ovladače na konci.

Nerezové 310 spirálové trubky / spirálové trubkyChemické složenía složení

Následující tabulka ukazuje chemické složení nerezové oceli 310S.

10*1mm 9,25*1,24mm 310 Dodavatelé kapilárních spirálových trubek z nerezové oceli

Fyzikální vlastnosti

Fyzikální vlastnosti nerezové oceli třídy 310S jsou uvedeny v následující tabulce.

Mechanické vlastnosti

V následující tabulce jsou uvedeny mechanické vlastnosti nerezové oceli třídy 310S.

Tepelné vlastnosti

Tepelné vlastnosti nerezové oceli třídy 310S jsou uvedeny v následující tabulce.

Jiná označení

Ostatní označení ekvivalentní nerezové oceli třídy 310S jsou uvedena v následující tabulce.

Účelem této studie je vyhodnotit únavovou životnost ventilové pružiny automobilového motoru při aplikaci mikrodefektů na oleji kalený drát o jakosti 2300 MPa (OT drát) s kritickou hloubkou defektu o průměru 2,5 mm.Nejprve byla získána deformace povrchových defektů OT drátu při výrobě ventilové pružiny metodou konečných prvků pomocí subsimulačních metod a změřeno zbytkové napětí hotové pružiny a aplikováno na model analýzy napětí pružiny.Za druhé, analyzujte sílu ventilové pružiny, zkontrolujte zbytkové napětí a porovnejte úroveň aplikovaného napětí s povrchovými nedokonalostmi.Za třetí, vliv mikrodefektů na únavovou životnost pružiny byl hodnocen aplikací napětí na povrchové vady získané z pevnostní analýzy pružiny na křivky SN získané ze zkoušky ohybové únavy při rotaci drátu OT.Hloubka defektu 40 µm je současným standardem pro řešení povrchových defektů bez snížení únavové životnosti.
Automobilový průmysl má silnou poptávku po lehkých automobilových součástkách pro zlepšení palivové účinnosti vozidel.V posledních letech se tedy zvyšuje používání pokročilé vysokopevnostní oceli (AHSS).Pružiny ventilů automobilových motorů se skládají hlavně z tepelně odolných, otěruvzdorných a nestékajících se v oleji kalených ocelových drátů (OT dráty).
V současnosti používané OT dráty díky své vysoké pevnosti v tahu (1900–2100 MPa) umožňují zmenšit velikost a hmotnost pružin ventilů motoru, zlepšit spotřebu paliva snížením tření s okolními díly1.Díky těmto výhodám rychle narůstá použití vysokonapěťového drátu a jeden po druhém se objevuje ultravysokopevnostní drát třídy 2300MPa.Ventilové pružiny v automobilových motorech vyžadují dlouhou životnost, protože pracují při vysokém cyklickém zatížení.Aby výrobci tento požadavek splnili, při navrhování ventilových pružin obvykle berou v úvahu únavovou životnost větší než 5,5 × 107 cyklů a aplikují zbytkové napětí na povrch pružiny ventilu prostřednictvím procesu otryskávání a tepelného smršťování, aby se zlepšila životnost2.
Bylo provedeno poměrně dost studií o únavové životnosti spirálových pružin ve vozidlech za normálních provozních podmínek.Gzal a kol.Jsou prezentovány analytické, experimentální a metodou konečných prvků (FE) analýzy eliptických spirálových pružin s malými úhly šroubovice při statickém zatížení.Tato studie poskytuje explicitní a jednoduché vyjádření pro umístění maximálního smykového napětí v závislosti na poměru stran a indexu tuhosti a také poskytuje analytický pohled na maximální smykové napětí, kritický parametr v praktických návrzích3.Pastorcic a kol.Jsou popsány výsledky analýzy destrukce a únavy spirálové pružiny vyjmuté z osobního automobilu po poruše v provozu.Pomocí experimentálních metod byla zkoumána prasklá pružina a výsledky naznačují, že se jedná o příklad porušení korozní únavou4.díry atd. Bylo vyvinuto několik modelů životnosti lineární regresní pružiny pro hodnocení únavové životnosti šroubovitých pružin automobilů.Putra a další.Kvůli nerovnostem povrchu vozovky se určuje životnost spirálové pružiny vozu.Bylo však provedeno jen málo výzkumu o tom, jak povrchové vady, ke kterým dochází během výrobního procesu, ovlivňují životnost automobilových vinutých pružin.
Povrchové vady, ke kterým dochází během výrobního procesu, mohou vést k místní koncentraci napětí ve ventilových pružinách, což výrazně snižuje jejich únavovou životnost.Povrchové vady ventilových pružin jsou způsobeny různými faktory, jako jsou povrchové vady použitých surovin, vady nástrojů, hrubé zacházení při válcování za studena7.Povrchové vady suroviny jsou vlivem válcování za tepla a víceprůchodového tažení do strmého tvaru V, zatímco vady způsobené tvářecím nástrojem a neopatrnou manipulací jsou tvaru U s mírnými sklony8,9,10,11.Defekty ve tvaru V způsobují vyšší koncentrace napětí než defekty ve tvaru U, proto se na výchozí materiál obvykle uplatňují přísná kritéria správy defektů.
Současné normy povrchového defektu pro OT dráty zahrnují ASTM A877/A877M-10, DIN EN 10270-2, JIS G 3561 a KS D 3580. DIN EN 10270-2 specifikuje, že hloubka povrchového defektu na drátu o průměru 0,5– 10 mm je méně než 0,5–1 % průměru drátu.JIS G 3561 a KS D 3580 navíc vyžadují, aby hloubka povrchových defektů drátu o průměru 0,5–8 mm byla menší než 0,5 % průměru drátu.V ASTM A877/A877M-10 se musí výrobce a kupující dohodnout na povolené hloubce povrchových vad.Pro měření hloubky defektu na povrchu drátu se drát obvykle leptá kyselinou chlorovodíkovou a poté se hloubka defektu měří pomocí mikrometru.Touto metodou však lze změřit vady pouze v určitých oblastech a nikoli na celém povrchu konečného výrobku.Výrobci proto používají testování vířivými proudy během procesu tažení drátu k měření povrchových defektů kontinuálně vyráběného drátu;tyto testy mohou měřit hloubku povrchových defektů až do 40 µm.Vyvíjený ocelový drát třídy 2300MPa má vyšší pevnost v tahu a nižší prodloužení než stávající ocelový drát třídy 1900-2200MPa, takže únavová životnost ventilové pružiny je považována za velmi citlivou na povrchové vady.Proto je nutné prověřit bezpečnost aplikace stávajících norem pro kontrolu hloubky povrchových vad pro ocelový drát třídy 1900-2200 MPa až ocelový drát třídy 2300 MPa.
Účelem této studie je vyhodnotit únavovou životnost pružiny ventilu automobilového motoru, když je minimální hloubka vady měřitelná zkouškou vířivými proudy (tj. 40 µm) aplikována na drát OT třídy 2300 MPa (průměr: 2,5 mm): kritická vada hloubka .Přínos a metodologie této studie jsou následující.
Jako počáteční defekt drátu OT byl použit defekt ve tvaru V, který vážně ovlivňuje únavovou životnost, v příčném směru k ose drátu.Zvažte poměr rozměrů (α) a délky (β) povrchové vady, abyste viděli vliv její hloubky (h), šířky (w) a délky (l).Povrchové vady se vyskytují uvnitř pružiny, kde nejprve dojde k porušení.
Pro predikci deformace počátečních defektů v OT drátu během studeného vinutí byl použit subsimulační přístup, který zohlednil dobu analýzy a velikost povrchových defektů, protože defekty jsou ve srovnání s OT drátem velmi malé.globální model.
Zbytková tlaková napětí v pružině po dvoustupňovém brokování byla vypočtena metodou konečných prvků, výsledky byly porovnány s měřeními po brokování pro potvrzení analytického modelu.Kromě toho byla měřena zbytková napětí ve ventilových pružinách ze všech výrobních procesů a použita pro analýzu pevnosti pružiny.
Napětí v povrchových defektech se predikují analýzou pevnosti pružiny, přičemž se bere v úvahu deformace defektu během válcování za studena a zbytkové tlakové napětí v hotové pružině.
Zkouška únavy v rotačním ohybu byla provedena s použitím OT drátu vyrobeného ze stejného materiálu jako ventilová pružina.Aby bylo možné korelovat charakteristiky zbytkového napětí a drsnosti povrchu vyrobených ventilových pružin s liniemi OT, byly křivky SN získány rotačním ohybovým únavovým testem po aplikaci dvoufázového brokování a zkrutu jako procesů předúpravy.
Výsledky analýzy pevnosti pružiny jsou aplikovány na Goodmanovu rovnici a křivku SN pro predikci únavové životnosti pružiny ventilu a je také hodnocen vliv hloubky povrchové vady na únavovou životnost.
V této studii byl použit drát 2300 MPa OT o průměru 2,5 mm k vyhodnocení únavové životnosti pružiny ventilu automobilového motoru.Nejprve byla provedena tahová zkouška drátu, aby se získal model tvárného lomu.
Mechanické vlastnosti OT drátu byly získány z tahových zkoušek před analýzou metodou konečných prvků procesu vinutí za studena a pevností pružiny.Křivka napětí-deformace materiálu byla stanovena pomocí výsledků tahových zkoušek při rychlosti deformace 0,001 s-1, jak je znázorněno na Obr.1. Je použit drát SWONB-V a jeho mez kluzu, pevnost v tahu, modul pružnosti a Poissonův poměr jsou 2001,2 MPa, 2316 MPa, 206 GPa a 0,3 v tomto pořadí.Závislost napětí na deformaci prouděním se získá takto:
Rýže.2 znázorňuje proces tvárného lomu.Materiál během deformace prochází elastoplastickou deformací a materiál se zužuje, když napětí v materiálu dosáhne své pevnosti v tahu.Následně vytváření, růst a sdružování dutin v materiálu vede ke zničení materiálu.
Model tvárného lomu používá model kritické deformace modifikovaný napětím, který bere v úvahu účinek napětí, a lom po hrdle využívá metodu akumulace poškození.Zde je iniciace poškození vyjádřena jako funkce deformace, triaxiálnosti napětí a rychlosti deformace.Triaxiální napětí je definováno jako průměrná hodnota získaná vydělením hydrostatického napětí způsobeného deformací materiálu až do vytvoření krčku efektivním napětím.Při metodě akumulace poškození dochází ke zničení, když hodnota poškození dosáhne 1, a energie potřebná k dosažení hodnoty poškození 1 je definována jako energie zničení (Gf).Lomová energie odpovídá oblasti skutečné křivky napětí-posunutí materiálu od zužování do doby lomu.
V případě konvenčních ocelí dochází v závislosti na režimu napětí k tvárnému lomu, lomu ve smyku nebo lomu se smíšeným režimem v důsledku tažnosti a lomu ve smyku, jak je znázorněno na obrázku 3. Přetvoření lomu a triaxiální napětí vykazovaly různé hodnoty pro vzor zlomeniny.
Plastické porušení se vyskytuje v oblasti odpovídající trojososti napětí větší než 1/3 (zóna I) a lomové napětí a trojosost napětí lze odvodit z tahových zkoušek na vzorcích s povrchovými defekty a vruby.V oblasti odpovídající tříososti napětí 0 ~ 1/3 (zóna II) dochází ke kombinaci tvárného lomu a porušení smykem (tj. prostřednictvím torzní zkoušky. V oblasti odpovídající trojososti napětí od -1/3 do 0 (III), smykové porušení způsobené tlakem a lomové přetvoření a trojosé napětí lze získat zkouškou pěchováním.
U OT drátů používaných při výrobě pružin ventilů motoru je nutné vzít v úvahu lomy způsobené různými podmínkami zatížení během výrobního procesu a podmínek aplikace.Proto byly provedeny tahové a torzní zkoušky, aby se aplikovalo kritérium přetvoření při porušení, byl uvažován vliv triaxiálnosti napětí na každý režim napětí a byla provedena elastoplastická analýza konečných prvků při velkých přetvořeních, aby se kvantifikovala změna triaxiálnosti napětí.Kompresní režim nebyl uvažován z důvodu omezení zpracování vzorku, konkrétně průměr OT drátu je pouze 2,5 mm.Tabulka 1 uvádí zkušební podmínky pro tah a kroucení, jakož i pro triaxiální napětí a lomovou deformaci, získané pomocí analýzy metodou konečných prvků.
Lomové přetvoření konvenčních triaxiálních ocelí pod napětím lze předpovědět pomocí následující rovnice.
kde C1: \({\overline{{\varepsilon}_{0}}}^{pl}\) čistý řez (η = 0) a C2: \({\overline{{\varepsilon}_{0} } }^{pl}\) Jednoosé napětí (η = η0 = 1/3).
Trendové čáry pro každý režim napětí se získají aplikací hodnot lomového napětí C1 a C2 v rovnici.(2);C1 a C2 jsou získány ze zkoušek tahem a krutem na vzorcích bez povrchových defektů.Obrázek 4 ukazuje triaxiální napětí a lomovou deformaci získané z testů a trendové křivky předpovězené rovnicí.(2) Trendová křivka získaná z testu a vztah mezi napěťovou triaxiálností a lomovou deformací vykazují podobný trend.Jako kritéria pro tvárný lom byly použity lomové přetvoření a napětí triaxiální pro každý mód napětí, získané z aplikace trendových čar.
Energie při přetržení se používá jako vlastnost materiálu ke stanovení doby přetržení po hrdlování a lze ji získat z tahových zkoušek.Lomová energie závisí na přítomnosti nebo nepřítomnosti trhlin na povrchu materiálu, protože doba do lomu závisí na koncentraci lokálních napětí.Obrázky 5a-c ukazují lomové energie vzorků bez povrchových defektů a vzorků s R0,4 nebo R0,8 vruby z tahových zkoušek a analýzy metodou konečných prvků.Lomová energie odpovídá oblasti skutečné křivky napětí-posunutí od zužování do doby lomu.
Lomová energie OT drátu s jemnými povrchovými defekty byla předpovězena provedením tahových zkoušek na OT drátu s hloubkou defektu větší než 40 µm, jak je znázorněno na obr. 5d.Při tahových zkouškách bylo použito deset vzorků s defekty a průměrná lomová energie byla odhadnuta na 29,12 mJ/mm2.
Standardizovaná povrchová vada je definována jako poměr hloubky defektu k průměru drátu ventilové pružiny, bez ohledu na geometrii povrchového defektu OT drátu používaného při výrobě automobilových ventilových pružin.Vady OT drátu lze klasifikovat na základě orientace, geometrie a délky.I při stejné hloubce defektu se úroveň napětí působícího na povrchový defekt v pružině mění v závislosti na geometrii a orientaci defektu, takže geometrie a orientace defektu může ovlivnit únavovou pevnost.Proto je nutné vzít v úvahu geometrii a orientaci defektů, které mají největší vliv na únavovou životnost pružiny, aby byla aplikována přísná kritéria pro řešení povrchových defektů.Díky jemnozrnné struktuře OT drátu je jeho únavová životnost velmi citlivá na vrubování.Proto by měl být defekt, který vykazuje nejvyšší koncentraci napětí podle geometrie a orientace defektu, stanoven jako počáteční defekt pomocí analýzy metodou konečných prvků.Na Obr.6 ukazuje automobilové ventilové pružiny třídy 2300 MPa s ultra vysokou pevností použité v této studii.
Povrchové vady drátu OT se dělí podle osy pružiny na vady vnitřní a vady vnější.V důsledku ohybu při válcování za studena působí na vnitřní a vnější stranu pružiny tlakové napětí a tahové napětí.Lom může být způsoben povrchovými defekty, které se objevují zvenčí v důsledku tahových napětí při válcování za studena.
V praxi je pružina vystavena periodickému stlačení a uvolnění.Při stlačení pružiny se ocelový drát kroutí a v důsledku koncentrace napětí je smykové napětí uvnitř pružiny vyšší než okolní smykové napětí7.Pokud jsou tedy uvnitř pružiny povrchové vady, je pravděpodobnost prasknutí pružiny největší.Tedy vnější strana pružiny (místo, kde se očekává porucha při výrobě pružiny) a vnitřní strana (kde je napětí při skutečné aplikaci největší) jsou nastaveny jako místa povrchových vad.
Geometrie povrchových defektů čar OT je rozdělena na tvar U, tvar V, tvar Y a tvar T.Typy Y a T se vyskytují především v povrchových vadách surovin a defekty typu U a V se vyskytují v důsledku neopatrné manipulace s nástroji v procesu válcování za studena.S ohledem na geometrii povrchových vad surovin se vady tvaru U vzniklé nestejnoměrnou plastickou deformací při válcování za tepla deformují při víceprůchodovém protahování na vady švu ve tvaru V, Y a T8, 10.
Kromě toho budou defekty tvaru V, Y a T se strmými sklony vrubu na povrchu vystaveny vysoké koncentraci napětí během činnosti pružiny.Pružiny ventilů se při válcování za studena ohýbají a během provozu se kroutí.Koncentrace napětí defektů tvaru V a Y s vyššími koncentracemi napětí byly porovnány pomocí metody konečných prvků, ABAQUS – komerčního softwaru pro analýzu konečných prvků.Vztah napětí-deformace je znázorněn na obrázku 1 a rovnici 1. (1) Tato simulace používá dvourozměrný (2D) obdélníkový čtyřuzlový prvek a minimální délka strany prvku je 0,01 mm.Pro analytický model byly aplikovány defekty tvaru V a Y s hloubkou 0,5 mm a sklonem defektu 2° na 2D model drátu o průměru 2,5 mm a délce 7,5 mm.
Na Obr.7a ukazuje koncentraci ohybového napětí na špičce každého defektu, když je na oba konce každého drátu aplikován ohybový moment 1500 Nmm.Výsledky analýzy ukazují, že maximální napětí 1038,7 a 1025,8 MPa se vyskytují na vrcholech defektů tvaru V a Y.Na Obr.7b ukazuje koncentraci napětí v horní části každého defektu způsobeného kroucením.Když je levá strana omezena a na pravou stranu je aplikován točivý moment 1500 N∙mm, stejné maximální napětí 1099 MPa nastane na špičkách defektů ve tvaru V a Y.Tyto výsledky ukazují, že defekty typu V vykazují vyšší ohybové napětí než defekty typu Y, když mají stejnou hloubku a sklon defektu, ale jsou vystaveny stejnému torznímu namáhání.Proto mohou být povrchové defekty tvaru V a Y se stejnou hloubkou a sklonem defektu normalizovány na defekty tvaru V s vyšším maximálním napětím způsobeným koncentrací napětí.Poměr velikosti defektů typu V je definován jako a = w/h pomocí hloubky (h) a šířky (w) defektů typu V a T;tedy defekt typu T (α ≈ 0), místo toho může být geometrie definována geometrickou strukturou defektu typu V.Proto mohou být defekty typu Y a T normalizovány defekty typu V.Pomocí hloubky (h) a délky (l) je délkový poměr jinak definován jako β = l/h.
Jak ukazuje obrázek 811, směry povrchových vad OT drátů jsou rozděleny na podélný, příčný a šikmý směr, jak je znázorněno na obrázku 811. Analýza vlivu orientace povrchových vad na pevnost pružiny konečným prvkem metoda.
Na Obr.9a ukazuje model analýzy napětí pružiny ventilu motoru.Jako podmínka analýzy byla pružina stlačena z volné výšky 50,5 mm na tvrdou výšku 21,8 mm, přičemž uvnitř pružiny vzniklo maximální napětí 1086 MPa, jak je znázorněno na obr. 9b.Protože k selhání skutečných pružin ventilů motoru dochází hlavně v pružině, očekává se, že přítomnost defektů na vnitřním povrchu vážně ovlivní únavovou životnost pružiny.Proto jsou povrchové vady v podélném, příčném a šikmém směru aplikovány na vnitřní stranu pružin ventilů motoru pomocí technik dílčího modelování.Tabulka 2 ukazuje rozměry povrchových defektů a maximální napětí v každém směru defektu při maximálním stlačení pružiny.Nejvyšší napětí byla pozorována v příčném směru a poměr napětí v podélném a šikmém směru k příčnému směru byl odhadnut na 0,934–0,996.Poměr napětí lze určit jednoduchým dělením této hodnoty maximálním příčným napětím.Maximální napětí v pružině nastává v horní části každé povrchové vady, jak je znázorněno na obr. 9s.Hodnoty napětí pozorované v podélném, příčném a šikmém směru jsou 2045, 2085 a 2049 MPa.Výsledky těchto analýz ukazují, že příčné povrchové vady mají nejpřímější vliv na únavovou životnost pružin ventilů motoru.
Jako počáteční vada OT drátu byla zvolena vada ve tvaru písmene V, o které se předpokládá, že nejpříměji ovlivňuje únavovou životnost pružiny ventilu motoru, a jako směr vady byl zvolen příčný směr.Tato závada se vyskytuje nejen venku, kde při výrobě praskla pružina ventilu motoru, ale i uvnitř, kde dochází k největšímu namáhání vlivem koncentrace napětí při provozu.Maximální hloubka defektu je nastavena na 40 µm, což lze detekovat detekcí defektů vířivými proudy, a minimální hloubka je nastavena na hloubku odpovídající 0,1 % průměru drátu 2,5 mm.Hloubka defektu je tedy od 2,5 do 40 µm.Jako proměnné byly použity hloubka, délka a šířka trhlin s poměrem délek 0,1~1 a poměrem délek 5~15 a byl hodnocen jejich vliv na únavovou pevnost pružiny.Tabulka 3 uvádí analytické podmínky stanovené pomocí metodologie povrchu odezvy.
Pružiny ventilů automobilových motorů jsou vyráběny studeným vinutím, temperováním, tryskáním a tepelným nastavením OT drátu.Změny povrchových vad během výroby pružiny musí být zohledněny pro vyhodnocení vlivu počátečních povrchových vad v OT drátech na únavovou životnost pružin ventilů motoru.Proto se v této části používá analýza konečných prvků k predikci deformace povrchových defektů OT drátu během výroby každé pružiny.
Na Obr.10 znázorňuje proces navíjení za studena.Během tohoto procesu je OT drát přiváděn do vedení drátu podávacím válečkem.Vedení drátu přivádí a podpírá drát, aby se zabránilo ohýbání během procesu tváření.Drát procházející vodičem drátu je ohýbán první a druhou tyčí pro vytvoření spirálové pružiny s požadovaným vnitřním průměrem.Stoupání pružiny se vytváří pohybem krokovacího nástroje po jedné otáčkě.
Na Obr.11a ukazuje model konečných prvků použitý k vyhodnocení změny geometrie povrchových defektů během válcování za studena.Tvarování drátu je dokončeno především navíjecím kolíkem.Protože vrstva oxidu na povrchu drátu působí jako mazivo, je třecí účinek podávacího válce zanedbatelný.Proto jsou ve výpočtovém modelu podávací válec a vedení drátu zjednodušeny jako pouzdro.Koeficient tření mezi OT drátem a tvářecím nástrojem byl nastaven na 0,05.2D rovina tuhého těla a podmínky fixace jsou aplikovány na levý konec čáry, takže ji lze podávat ve směru X stejnou rychlostí jako podávací válec (0,6 m/s).Na Obr.11b ukazuje subsimulační metodu použitou k aplikaci malých defektů na vodiče.Pro zohlednění velikosti povrchových defektů je podmodel aplikován dvakrát pro povrchové defekty s hloubkou 20 µm nebo více a třikrát pro povrchové defekty s hloubkou menší než 20 µm.Povrchové vady se aplikují na oblasti vytvořené ve stejných krocích.V celkovém modelu pružiny je délka rovného kusu drátu 100 mm.Pro první podmodel použijte podmodel 1 o délce 3 mm na podélnou pozici 75 mm od globálního modelu.Tato simulace používala trojrozměrný (3D) hexagonální osmiuzlový prvek.V globálním modelu a podmodelu 1 je minimální délka strany každého prvku 0,5 mm a 0,2 mm.Po analýze podmodelu 1 se povrchové defekty aplikují na podmodel 2 a délka a šířka podmodelu 2 je 3násobkem délky povrchového defektu, aby se eliminoval vliv okrajových podmínek podmodelu. navíc se 50 % délky a šířky používá jako hloubka podmodelu.U dílčího modelu 2 je minimální délka strany každého prvku 0,005 mm.Určité povrchové defekty byly aplikovány na analýzu metodou konečných prvků, jak je uvedeno v tabulce 3.
Na Obr.12 ukazuje rozložení napětí v povrchových trhlinách po opracování svitku za studena.Obecný model a podmodel 1 vykazují na stejném místě téměř stejná napětí 1076 a 1079 MPa, což potvrzuje správnost metody podmodelování.Lokální koncentrace napětí se vyskytují na okrajích podmodelu.Zřejmě je to způsobeno okrajovými podmínkami podmodelu.V důsledku koncentrace napětí vykazuje podmodel 2 s aplikovanými povrchovými defekty napětí 2449 MPa na špičce defektu při válcování za studena.Jak je uvedeno v tabulce 3, povrchové defekty identifikované metodou odezvového povrchu byly aplikovány na vnitřek pružiny.Výsledky analýzy metodou konečných prvků ukázaly, že žádný ze 13 případů povrchových defektů selhal.
Během procesu navíjení ve všech technologických procesech se hloubka povrchových defektů uvnitř pružiny zvýšila o 0,1–2,62 µm (obr. 13a), šířka se zmenšila o 1,8–35,79 µm (obr. 13b), přičemž délka vzrostla o 0,72 –34,47 µm (obr. 13c).Vzhledem k tomu, že příčná vada ve tvaru V je na šířku uzavřena ohybem během procesu válcování za studena, je deformována na defekt ve tvaru V se strmějším sklonem než původní vada.
Deformace v hloubce, šířce a délce povrchových defektů OT drátu ve výrobním procesu.
Aplikujte povrchové vady na vnější stranu pružiny a předpovězte pravděpodobnost zlomení během válcování za studena pomocí analýzy konečných prvků.Za podmínek uvedených v tabulce.3, neexistuje žádná pravděpodobnost zničení defektů na vnějším povrchu.Jinými slovy, v hloubce povrchových defektů od 2,5 do 40 um nedošlo k žádné destrukci.
Pro predikci kritických povrchových defektů byly zkoumány vnější lomy během válcování za studena zvýšením hloubky defektu ze 40 µm na 5 µm.Na Obr.14 ukazuje lomy podél povrchových defektů.Zlomenina nastává za podmínek hloubky (55 µm), šířky (2 µm) a délky (733 µm).Kritická hloubka povrchového defektu vně pružiny se ukázala být 55 μm.
Proces brokování potlačuje růst trhlin a zvyšuje únavovou životnost vytvořením zbytkového tlakového napětí v určité hloubce od povrchu pružiny;vyvolává však koncentraci napětí zvýšením drsnosti povrchu pružiny, čímž snižuje odolnost pružiny proti únavě.Proto se k výrobě vysoce pevných pružin používá technologie sekundárního brokování, aby se kompenzovalo snížení únavové životnosti způsobené zvýšením drsnosti povrchu způsobeného brokováním.Dvoustupňové otryskávání může zlepšit drsnost povrchu, maximální zbytkové pnutí v tlaku a zbytkové pnutí v tlaku, protože druhé otryskávání se provádí po prvním otryskávání 12,13,14.
Na Obr.15 ukazuje analytický model procesu tryskání.Byl vytvořen elasticko-plastový model, ve kterém bylo 25 brokových koulí vhozeno do cílové místní oblasti linie OT pro odstřel.V modelu analýzy tryskáním byly jako počáteční defekty použity povrchové defekty OT drátu deformovaného při navíjení za studena.Odstranění zbytkových pnutí vznikajících při procesu válcování za studena temperováním před procesem tryskání.Byly použity následující vlastnosti brokové koule: hustota (ρ): 7800 kg/m3, modul pružnosti (E) – 210 GPa, Poissonův poměr (υ): 0,3.Koeficient tření mezi kuličkou a materiálem je nastaven na 0,1.Broky o průměru 0,6 a 0,3 mm byly vyhazovány stejnou rychlostí 30 m/s při prvním a druhém kovacím průchodu.Po procesu tryskání (kromě jiných výrobních procesů znázorněných na obrázku 13) se hloubka, šířka a délka povrchových defektů v pružině pohybovala od -6,79 do 0,28 µm, -4,24 až 1,22 µm a -2,59 až 1,69 um, respektive um.Vlivem plastické deformace střely vymrštěné kolmo k povrchu materiálu se hloubka defektu zmenšuje, zejména se výrazně zmenší šířka defektu.Vada byla zřejmě uzavřena v důsledku plastické deformace způsobené brokováním.
Během procesu tepelného smršťování mohou na pružinu ventilu motoru současně působit účinky smršťování za studena a nízkoteplotního žíhání.Studené nastavení maximalizuje úroveň napětí pružiny jejím stlačením na nejvyšší možnou úroveň při pokojové teplotě.V tomto případě, pokud je pružina ventilu motoru zatížena nad mez kluzu materiálu, pružina ventilu motoru se plasticky deformuje a zvyšuje mez kluzu.Po plastické deformaci se ventilová pružina ohne, ale zvýšená mez kluzu zajišťuje pružnost ventilové pružiny ve skutečném provozu.Nízkoteplotní žíhání zlepšuje tepelnou a deformační odolnost ventilových pružin pracujících při vysokých teplotách2.
Povrchové defekty deformované během tryskání v FE analýze a pole zbytkového napětí měřené pomocí rentgenového difrakčního (XRD) zařízení byly aplikovány na podmodel 2 (obr. 8), aby bylo možné odvodit změnu defektů během tepelného smršťování.Pružina byla navržena tak, aby pracovala v elastickém rozsahu a byla stlačena ze své volné výšky 50,5 mm na pevnou výšku 21,8 mm a poté byla ponechána vrátit se do své původní výšky 50,5 mm jako podmínka analýzy.Při tepelném smršťování se geometrie defektu nevýznamně mění.Zbytkové tlakové napětí 800 MPa a více, vzniklé tryskáním, zřejmě potlačuje deformaci povrchových defektů.Po tepelném smrštění (obr. 13) se hloubka, šířka a délka povrchových defektů pohybovala od -0,13 do 0,08 µm, od -0,75 do 0 µm a od 0,01 do 2,4 µm.
Na Obr.16 porovnává deformace defektů ve tvaru U a V stejné hloubky (40 µm), šířky (22 µm) a délky (600 µm).Změna šířky vad ve tvaru U a V je větší než změna délky, která je způsobena uzavíráním ve směru šířky při procesu válcování za studena a tryskání.Ve srovnání s defekty ve tvaru U se defekty ve tvaru V tvořily v relativně větší hloubce a se strmějšími sklony, což naznačuje, že při aplikaci defektů ve tvaru V lze zvolit konzervativní přístup.
Tato část pojednává o deformaci počáteční vady v řadě OT pro každý výrobní proces ventilové pružiny.Počáteční defekt drátu OT je aplikován na vnitřek ventilové pružiny, kde se očekává selhání v důsledku vysokého napětí během provozu pružiny.Příčné povrchové vady ve tvaru písmene V u drátů OT se mírně zvětšily do hloubky a délky a prudce se zmenšily na šířku v důsledku ohýbání při navíjení za studena.K uzavření ve směru šířky dochází během brokování s malou nebo žádnou znatelnou deformací defektu během konečného tepelného tuhnutí.Při procesu válcování za studena a brokování dochází k velké deformaci v šířkovém směru vlivem plastické deformace.Defekt ve tvaru V uvnitř ventilové pružiny se přemění na defekt ve tvaru T v důsledku uzavření šířky během procesu válcování za studena.