Einfluss der Oberflächenfehler im Öl

Mar 20, 2023

Wissenschaftliche Berichte Band 12, Artikelnummer: 21131 (2022) Diesen Artikel zitieren

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Der Zweck dieser Studie besteht darin, die Ermüdungslebensdauer einer Ventilfeder eines Kraftfahrzeugmotors zu bewerten, wenn der Mikrodefekt auf einen ölgehärteten Draht (OT-Draht) der Klasse 2300 MPa mit einem Durchmesser von 2,5 mm als kritischer Fehlertiefe angewendet wird. Zunächst wurde die Verformung der Oberflächenfehler im OT-Draht während des Herstellungsprozesses der Ventilfeder mittels FE-Analyse unter Verwendung der Submodellierungstechnik abgeleitet, und die Restspannung der endgültigen Feder wurde gemessen und auf das Federspannungsanalysemodell angewendet. Zweitens wurde die Festigkeit der Ventilfeder analysiert, um das Vorhandensein von Restspannungen zu untersuchen und die durch den Oberflächenfehler ausgeübten Spannungsniveaus zu vergleichen. Drittens wurde der Einfluss von Mikrofehlern auf die Ermüdungslebensdauer der Feder bewertet, indem die durch die Federfestigkeitsanalyse ermittelte Belastung des Oberflächenfehlers auf die Wöhlerkurve angewendet wurde, die durch einen Rotationsbiegeermüdungstest mit dem OT-Draht ermittelt wurde. Die Fehlertiefe von 40 µm, das bestehende Kriterium für das Oberflächenfehlermanagement, verringert die Ermüdungslebensdauer nicht.

Leichte Automobilteile sind in der Automobilindustrie sehr gefragt, um die Kraftstoffeffizienz von Kraftfahrzeugen zu verbessern. Infolgedessen hat der Einsatz von fortschrittlichem hochfestem Stahl (AHSS) in den letzten Jahren zugenommen. Eine Ventilfeder für Automobilmotoren besteht hauptsächlich aus einem ölgehärteten Draht (OT-Draht) mit hoher Hitzebeständigkeit, Ermüdungsbeständigkeit und Durchhangfestigkeit.

Die derzeit verwendeten OT-Drähte tragen aufgrund ihrer hohen Zugfestigkeit (1900–2100 MPa) dazu bei, die Größe und das Gewicht von Motorventilfedern zu reduzieren. Sie können die Kraftstoffeffizienz verbessern, indem sie die Reibung mit umgebenden Teilen verringern1. Aufgrund dieser Vorteile hat die Verwendung von Hochspannungsdrähten rasch zugenommen, und es wurden ultrahochfeste Drähte der 2300-MPa-Klasse entwickelt. Für Ventilfedern von Automobilmotoren ist eine lange Ermüdungslebensdauer erwünscht, da sie hohen zyklischen Belastungen ausgesetzt sind. Um diese Anforderung zu erfüllen, konstruieren Hersteller Ventilfedern im Allgemeinen unter Berücksichtigung einer Ermüdungslebensdauer von mehr als 5,5 × 107 Zyklen und üben durch Kugelstrahlen und Warmhärten Restspannungen auf die Oberfläche der Ventilfedern aus, um deren Ermüdungslebensdauer zu verbessern2.

Verschiedene Untersuchungen zur Ermüdungslebensdauer der Automobil-Schraubenfeder in der herkömmlichen Betriebsumgebung wurden ausreichend durchgeführt. Gzal et al. präsentierte eine analytische, experimentelle und Finite-Elemente-Analyse (FE) einer Schraubenfeder mit elliptischem Querschnitt und kleinem Spiralwinkel unter statischer Last. Diese Studie liefert einen expliziten und einfachen Ausdruck für den Ort der maximalen Scherspannung als Funktion des Seitenverhältnisses und des Federindex und ermöglicht die analytische Ermittlung der maximalen Scherspannung, d. h. eines entscheidenden Parameters im Hinblick auf das praktische Design3. Pastorcic et al. beschrieb die Ergebnisse der Fehler- und Ermüdungsanalyse einer Schraubenfeder, die aus einem Privatfahrzeug ausgebaut wurde, nachdem sie im Betrieb ausgefallen war. Mit experimentellen Methoden wurde die gebrochene Feder untersucht und aus den Ergebnissen kann geschlossen werden, dass es sich hierbei um ein Beispiel für Korrosionsermüdungsversagen handelt4. Kong et al. entwickelte mehrere auf linearer Regression basierende Federhaltbarkeitsmodelle zur Bewertung der Ermüdungslebensdauer von Automobil-Schraubenfedern5. Putra et al. bestimmte die Lebensdauer einer Automobil-Schraubenfeder aufgrund der Straßenoberflächenrauheit. Allerdings gibt es nur wenige Studien darüber, wie sich die während des Herstellungsprozesses erzeugten Oberflächenfehler auf die Lebensdauer der Automobil-Schraubenfeder auswirken6.

Oberflächenfehler, die während des Herstellungsprozesses entstehen, führen zu einer lokalen Spannungskonzentration in Ventilfedern und verkürzen dadurch deren Ermüdungslebensdauer erheblich. Die Oberflächenfehler an Ventilfedern werden durch verschiedene Faktoren verursacht, wie z. B. Oberflächenfehler in den verwendeten Rohmaterialien, Defekte an Werkzeugen und unvorsichtige Handhabung während des Kaltwickelprozesses7. Die Oberflächenfehler in den Rohmaterialien sind aufgrund des Warmwalzens und des Mehrdurchgangs-Ziehprozesses V-förmig mit einer steilen Neigung, wohingegen die durch Umformwerkzeuge und unvorsichtige Handhabung verursachten Fehler eine „U“-Form mit einer sanften Neigung aufweisen8,9. 10,11. V-förmige Fehler verursachen höhere Spannungskonzentrationen als U-förmige Fehler; Daher werden in der Regel strenge Fehlermanagementstandards auf die Ausgangsmaterialien angewendet.

Zu den aktuellen Standards für das Management von Oberflächenfehlern bei OT-Drähten gehören ASTM A877/A877M-10, DIN EN 10270-2, JIS G 3561 und KS D 3580. Die Norm DIN EN 10270-2 schreibt die Tiefe von Oberflächenfehlern bei Drähten mit einem Durchmesser von 0,5 vor –10 mm müssen weniger als 0,5–1 % des Drahtdurchmessers betragen. Darüber hinaus schreiben die Normen JIS G 3561 und KS D 3580 vor, dass die Tiefe von Oberflächenfehlern bei Drähten mit einem Durchmesser von 0,5–8 mm weniger als 0,5 % des Drahtdurchmessers betragen darf. In der Norm ASTM A877/A877M-10 müssen sich Hersteller und Käufer einvernehmlich auf die zulässige Oberflächenfehlertiefe einigen. Um die Tiefe von Oberflächenfehlern auf einem Draht zu messen, wird der Draht typischerweise mit Salzsäure korrodiert und die Tiefe der Fehler 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 Wirbelstromtests, um Oberflächenfehler an kontinuierlich produzierten Drähten zu messen. Mit diesen Tests können Oberflächenfehlertiefen von bis zu 40 µm gemessen werden. Die in der Entwicklung befindlichen Drähte der 2300-MPa-Klasse weisen eine höhere Zugfestigkeit und eine geringere Dehnung auf als die bestehenden Drähte, deren Zugfestigkeit im Bereich von 1900–2200 MPa liegt; Daher wird davon ausgegangen, dass die Ermüdungslebensdauer der Ventilfedern sehr empfindlich gegenüber Oberflächenfehlern ist. Daher muss die Sicherheit der Anwendung der Oberflächenfehlertiefenmanagementstandards der vorhandenen Drähte der Klasse 1900–2200 MPa auf Drähte der Klasse 2300 MPa überprüft werden.

Der Zweck dieser Studie besteht darin, die Ermüdungslebensdauer einer Ventilfeder eines Kraftfahrzeugmotors zu bewerten, wenn die durch Wirbelstromtests messbare minimale Fehlertiefe (d. h. 40 µm) auf einen OT-Draht der Klasse 2300 MPa (Durchmesser: 2,5 mm) angewendet wird die kritische Fehlertiefe. Die Beiträge und Methoden dieser Studie sind wie folgt.

Als anfänglicher Fehler im OT-Draht wurde ein Fehler vom V-Typ angebracht, der sich entscheidend auf die Ermüdungslebensdauer auswirkt, und zwar in Querrichtung zur Axialrichtung des Drahtes. Das Seitenverhältnis (α) und das Längenverhältnis (β) des Oberflächenfehlers wurden berücksichtigt, um den Einfluss seiner Tiefe (h), Breite (w) und Länge (l) zu beobachten. Der Oberflächenfehler wurde an der Innenseite der Feder angebracht, wo es hauptsächlich zu Brüchen kommt.

Um die Verformung des anfänglichen Fehlers im OT-Draht während des Kaltwickelprozesses vorherzusagen, wurde die Untermodellierungsmethode angewendet, bei der die Analysezeit und die Größe des Oberflächenfehlers berücksichtigt wurden, da der Fehler im Vergleich zu dem Fehler im OT-Draht sehr klein war globales Modell.

Die Druckeigenspannung in der Feder nach dem zweistufigen Kugelstrahlverfahren wurde mittels FE-Analyse vorhergesagt; Zur Validierung des Analysemodells wurden die Ergebnisse mit denen aus Messungen nach dem Kugelstrahlprozess verglichen. Darüber hinaus wurde die Restspannung in der Ventilfeder, die alle Herstellungsprozesse durchlaufen hat, gemessen und in die Festigkeitsanalyse der Feder einbezogen.

Die Spannung im Oberflächenfehler wurde durch Analyse der Federfestigkeit unter Berücksichtigung der Verformung des Fehlers während des Kaltwickelprozesses und der Druckeigenspannung in der endgültigen Feder vorhergesagt.

Mit einem OT-Draht aus dem gleichen Material wie die Ventilfeder wurde ein Rotationsbiegeermüdungstest durchgeführt. Um die Restspannung und die Eigenschaften der Oberflächenrauheit der gefertigten Ventilfeder dem OT-Draht zuzuordnen, wurde eine Wöhlerkurve durch den Rotationsbiegeermüdungstest abgeleitet, nachdem zweistufiges Kugelstrahlen und Torsion als Vorbehandlungsverfahren angewendet wurden.

Die Ermüdungslebensdauer der Ventilfeder wurde vorhergesagt, indem die Ergebnisse der Festigkeitsanalyse der Feder auf die Goodman-Gleichung und die Wöhlerkurve angewendet wurden, und die Auswirkung der Oberflächenfehlertiefe auf die Ermüdungslebensdauer wurde bewertet.

In dieser Studie wurde ein OT-Draht der 2300 MPa-Klasse mit einem Durchmesser von 2,5 mm verwendet, um die Ermüdungslebensdauer einer Ventilfeder eines Automobilmotors zu bewerten. Zunächst wurde dieser Draht einem Zugversuch unterzogen und anschließend wurde sein duktiles Bruchmodell ermittelt.

Die mechanischen Eigenschaften des OT-Drahts wurden durch einen Zugversuch ermittelt, bevor eine FE-Analyse des Kaltwickelprozesses und der Federfestigkeit durchgeführt wurde. Das Ergebnis von Zugversuchen bei einer Dehnungsgeschwindigkeit von 0,001 s−1 wird zur Bestimmung der Spannungs-Dehnungs-Kurven des Materials verwendet, wie in Abb. 1 dargestellt. Das verwendete Drahtmaterial ist SWONB-V und seine Streckgrenze, Zugfestigkeit und sein Modul Die Elastizitätszahl und die Poissonzahl betragen 2001,2 MPa, 2316 MPa, 206 GPa bzw. 0,3. Die Fließspannungs-Dehnungs-Beziehung wurde wie folgt ermittelt:

Technische Spannungs-Dehnungs-Kurve eines OT-Drahts.

Abbildung 2 veranschaulicht den Prozess des duktilen Bruchs. Bei der Verformung des Materials kommt es zu einer elastisch-plastischen Verformung, und die Einschnürung des Materials erfolgt, wenn die Spannung im Material ihre endgültige Zugfestigkeit erreicht. Anschließend führen die Entstehung, das Wachstum und die Kombination von Hohlräumen im Material zum Bruch des Materials.

Schematische Darstellung von elastisch-plastischem Material mit fortschreitender Schädigung.

Als duktiles Bruchmodell wurde ein spannungsmodifiziertes kritisches Dehnungsmodell verwendet, das den Einfluss von Spannung berücksichtigt, und für den Bruch nach der Einschnürung wurde die Schadensakkumulationsmethode verwendet. 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 hydrostatischen Spannung aufgrund der Materialverformung bis zum Zeitpunkt der Einschnürung durch die effektive Spannung ergibt. Bei der Schadensakkumulationsmethode tritt ein Bruch auf, wenn der Schadenswert 1 erreicht, und die Energie, die erforderlich ist, um den Schadenswert 1 zu erreichen, wird als Bruchenergie (Gf) definiert. Die Bruchenergie entspricht der Fläche von der Einschnürung bis zum Zeitpunkt des Bruchs in der tatsächlichen Spannungs-Verschiebungs-Kurve des Materials.

Bei konventionellem Stahl kommt es je nach Spannungsmodus zu einem duktilen Bruch, einem Scherbruch oder einem durch duktile und Scherbrüche verursachten Mischbruch, wie in Abb. 3 dargestellt. Die Bruchdehnung und die Spannungstriaxialität weisen jeweils unterschiedliche Werte auf Bruchmodus.

Dreizweigiger Bruchinitiationsort in Industriestahl.

In dem Bereich, der einer Spannungstriaxialität von mehr als 1/3 entspricht (Bereich I), tritt duktiles Versagen auf, und die Bruchdehnung und die Spannungstriaxialität können durch einen Zugversuch an Proben ohne Oberflächenfehler und solchen mit Kerben abgeleitet werden. In dem Bereich, der einer Spannungstriaxialität von 0 bis 1/3 entspricht (Bereich II), tritt eine Kombination aus duktilen Brüchen und Scherbrüchen auf (d. h. Bruch im gemischten Modus), und die Bruchdehnung und die Spannungstriaxialität können durch einen Torsionstest abgeleitet werden mit der Anwendung von Spannung. In dem Bereich, der einer Spannungstriaxialität von − 1/3 bis 0 (III) entspricht, tritt ein durch Kompression verursachter Scherbruch auf, und die Bruchdehnung und die Spannungstriaxialität können durch einen Stauchversuch abgeleitet werden.

Bei OT-Drähten, die zur Herstellung von Motorventilfedern verwendet werden, müssen Brüche, die durch verschiedene Spannungsmodi verursacht werden, im Herstellungsprozess und unter den Anwendungsbedingungen berücksichtigt werden. Daher wurden Zug- und Torsionstests durchgeführt, um die Bruchdehnungskriterien anzuwenden, wobei die Auswirkung der Spannungstriaxialität auf jeden Spannungsmodus berücksichtigt wurde, und eine elastisch-plastische FE-Analyse mit großer Dehnung wurde durchgeführt, um die Änderung der Spannungstriaxialität zu quantifizieren. Der Kompressionsmodus wurde aufgrund der Einschränkungen bei der Probenverarbeitung nicht berücksichtigt, dh der Durchmesser des OT-Drahts betrug nur 2,5 mm. Tabelle 1 fasst die Bedingungen für die Zug- und Torsionstests sowie die durch FE-Analyse abgeleitete Spannungstriaxialität und Bruchdehnung zusammen.

Die Bruchdehnung von herkömmlichem Stahl für Spannungstriaxialität kann mithilfe der folgenden Gleichung vorhergesagt werden.

wobei C1: \({\overline{{\varepsilon }_{0}}}^{pl}\) reine Scherung (η = 0) und C2: \({\overline{{\varepsilon }_{0} }}^{pl}\) einachsige Spannung (η = η0 = 1/3).

Die Trendlinien für jeden Spannungsmodus wurden durch Anwendung der Werte der Bruchdehnungen C1 und C2 in Gleichung (1) abgeleitet. (2); C1 und C2 wurden aus Zug- und Torsionstests an Proben ohne Oberflächenfehler abgeleitet. Abbildung 4 zeigt die durch die Tests abgeleiteten Spannungs-Triaxialitäts- und Bruchdehnungswerte sowie die mithilfe von Gleichung vorhergesagte Trendlinie. (2). Die aus den Tests abgeleitete Trendlinie und die Beziehung zwischen Spannungstriaxialität und Bruchdehnung zeigten ähnliche Tendenzen. Als Kriterien für den duktilen Bruch wurden die durch die Anwendung der Trendlinie abgeleitete Bruchdehnung und Spannungstriaxialität für jeden Spannungsmodus verwendet.

Bruchdehnung als Funktion der Spannungstriaxialität.

Die Bruchenergie wurde als Materialeigenschaft verwendet, die den Zeitpunkt des Bruchs nach der Einschnürung des Materials bestimmt und durch einen Zugversuch abgeleitet werden kann. Die Bruchenergie variiert je nach Vorhandensein oder Fehlen von Fehlern auf der Materialoberfläche, da die Bruchzeit je nach lokaler Spannungskonzentration variiert. Abbildung 5a–c zeigt die Bruchenergie einer Probe ohne Oberflächenfehler und Proben mit einer Kerbe von R0,4 oder R0,8, abgeleitet aus Zugversuchen und FE-Analyse. Die Bruchenergie entspricht der Fläche von der Einschnürung bis zum Bruchzeitpunkt in einer echten Spannungs-Verschiebungs-Kurve.

Durch Zugversuch und FE-Analyse ermittelte Bruchenergie.

Die Bruchenergie eines OT-Drahts mit feinen Oberflächenfehlern wurde durch einen Zugtest an einem OT-Draht mit einem Fehler von mehr als 40 µm vorhergesagt, wie in Abb. 5d dargestellt. Im Zugversuch wurden zehn Proben mit einem Fehler verwendet und die durchschnittliche Bruchenergie wurde mit 29,12 mJ/mm2 ermittelt.

Ein standardisierter Oberflächenfehler ist definiert als das Verhältnis der Fehlertiefe zum Ventilfederdrahtdurchmesser, unabhängig von der Oberflächenfehlergeometrie des OT-Drahts, der bei der Herstellung von Ventilfedern für Kraftfahrzeugmotoren verwendet wird. Die Fehler in einem OT-Draht können anhand der Richtung, Geometrie und Länge klassifiziert werden. Die auf die Fehlstellen auf der Federoberfläche einwirkenden Spannungen unterscheiden sich je nach Geometrie und Richtung der Fehlstellen auch bei gleicher Fehlstellentiefe; Somit wirken sich Geometrie und Richtung der Fehler auf die Dauerfestigkeit aus. Daher müssen die Fehlergeometrie und -richtung, die die Ermüdungslebensdauer einer Feder am kritischsten beeinflussen, berücksichtigt werden, um strenge Managementkriterien für Oberflächenfehler anzuwenden. Die Ermüdungslebensdauer von OT-Drähten ist aufgrund ihrer feinkörnigen Struktur sehr kerbempfindlich. Daher muss der Fehler, der entsprechend der Fehlergeometrie und -richtung die höchste Spannungskonzentration aufweist, durch die FE-Analyse als erster Fehler festgelegt werden. Abb. 6 zeigt die in dieser Studie verwendete ultrahochfeste Kfz-Ventilfeder der Klasse 2300 MPa.

Abmessungen der Ventilfeder für Kraftfahrzeugmotoren.

Die Oberflächenfehler im OT-Draht wurden anhand der Federachse in innere und äußere Fehler klassifiziert. Durch die Biegung beim Kaltwickeln wirken Druckspannungen und Zugspannungen auf die Innenseite bzw. Außenseite der Feder. Ein Bruch kann durch einen Oberflächenfehler verursacht werden, der an der Außenseite durch Zugspannung beim Kaltwickelprozess entsteht.

In der Praxis unterliegen Federn einer periodischen Kompression und Entspannung. Beim Zusammendrücken einer Feder wird der Draht verdrillt und aufgrund der Spannungskonzentration7 wirkt auf das Innere der Feder eine höhere Scherspannung als auf die Umgebung7. Wenn also ein Oberflächenfehler auf der Innenseite der Feder vorhanden ist, ist die Wahrscheinlichkeit eines Federbruchs am höchsten. Daher wurden die Außenseite der Feder (wo der Bruch während der Herstellung der Feder erwartet wird) und die Innenseite (wo die höchste Spannung während der tatsächlichen Anwendung auftritt) als Oberflächenfehlerpositionen festgelegt.

Die Oberflächenfehlergeometrie des OT-Drahts wird in U-Typ, V-Typ, Y-Typ und T-Typ klassifiziert. Die Y- und T-Typen treten hauptsächlich in Oberflächenfehlern von Rohmaterialien auf, während die U- und V-Typfehler während des Kaltwickelprozesses aufgrund von Werkzeugen und unvorsichtiger Handhabung entstehen. Was die Oberflächenfehlergeometrie von Rohmaterialien betrifft, so verformen sich die durch ungleichmäßige plastische Verformung während des Warmwalzprozesses erzeugten U-Fehler während des mehrstufigen Ziehprozesses zu V-, Y- und T-förmigen Nahtfehlern8. 10.

Darüber hinaus unterliegen die Fehler vom V-, Y- und T-Typ, deren Neigung der Oberflächenfehlerkerbe steil ist, einer hohen Spannungskonzentration, während die Feder in Betrieb ist. Beim Kaltwickeln wird die Ventilfeder auf Biegung und im Betrieb auf Torsion beansprucht. Die Spannungskonzentrationen an den Fehlern vom V- und Y-Typ, die relativ hohe Spannungskonzentrationen aufweisen, wurden mittels FE-Analyse verglichen; Für die FE-Analyse wurde ABAQUS, eine kommerzielle Software, verwendet. Die Spannungs-Dehnungs-Beziehung ist in Abb. 1 und Gleichung dargestellt. (1). In dieser Simulation wurden zweidimensionale (2D) rechteckige Elemente mit vier Knoten verwendet, und die minimale Kantenlänge der Elemente beträgt 0,01 mm. Bei den Analysemodellen wurden V- und Y-Fehler mit einer Tiefe von 0,5 mm und einem Fehlerneigungswinkel von 2° auf 2D-Modelle eines Drahtes mit einem Durchmesser von 2,5 mm und einer Länge von 7,5 mm angewendet.

Abbildung 7a zeigt die Spannungskonzentration an der Spitze jedes Fehlers, die durch Biegen verursacht wird, wenn an beiden Enden jedes Drahts ein Biegemoment von 1500 N∙mm ausgeübt wird. Die Analyseergebnisse zeigten, dass die maximalen Spannungen von 1038,7 bzw. 1025,8 MPa an den Spitzen der V- bzw. Y-Fehler auftraten. Abbildung 7b zeigt die durch Torsion verursachte Spannungskonzentration an der Spitze jedes Fehlers. Wenn die linke Seite eingeschränkt wurde und auf die rechte Seite ein Torsionsmoment von 1500 N∙mm ausgeübt wurde, trat an den Spitzen sowohl der V-Typ- als auch der Y-Typ-Fehler die gleiche maximale Spannung von 1099 MPa auf. Diese Ergebnisse deuten darauf hin, dass der Fehler vom V-Typ beim Biegen eine höhere Spannung aufweist als der Fehler vom Y-Typ, wenn sie die gleiche Tiefe und den gleichen Fehlerneigungswinkel haben, aber die gleiche Spannung bei der Torsion aufweisen. Daher können die V- und Y-Oberflächenfehler mit der gleichen Tiefe und dem gleichen Fehlerneigungswinkel als V-Typ standardisiert werden, der eine höhere maximale Spannung aufgrund der Spannungskonzentration aufweist. Das Seitenverhältnis des Fehlers vom V-Typ wird als α = w/h definiert, wobei seine Tiefe (h) und Breite (w) für die Fehler vom V- und T-Typ verwendet werden; Daher kann die Fehlergeometrie vom T-Typ (α ≈ 0) durch die Fehlergeometrie vom V-Typ ersetzt werden. Daher können die Fehler vom Y- und T-Typ mit einem Fehler vom V-Typ standardisiert werden. Das Längenverhältnis wird zusätzlich definiert als β = l/h, unter Verwendung der Tiefe (h) und der Länge (l).

Effektive Spannungsverteilung in einem 2D-Modell mit Y- und V-Oberflächenfehlern.

Die Richtungen der Oberflächenfehler auf dem OT-Draht wurden in Längsrichtung, Querrichtung und Schrägrichtung in Bezug auf die axiale Richtung des Drahtes klassifiziert, wie in Abb. 811 dargestellt. Der Einfluss der Oberflächenfehlerrichtung auf die Federfestigkeit wurde mittels FE bewertet Analyse.

Schematische Darstellung und Richtung von Oberflächenfehlern am OT-Draht.

Abbildung 9a zeigt das Spannungsanalysemodell für die Motorventilfeder. Als Analysebedingung wurde die Feder von ihrer freien Höhe von 50,5 mm auf ihre feste Höhe von 21,8 mm komprimiert; Im Inneren der Feder trat eine maximale Spannung von 1086 MPa auf, wie in Abb. 9b dargestellt. Da der Bruch einer echten Motorventilfeder hauptsächlich an der Innenseite der Feder auftritt, ist zu erwarten, dass das Vorhandensein eines Oberflächenfehlers an der Innenseite die Ermüdungslebensdauer der Feder entscheidend beeinflusst. Daher wurden mithilfe der Submodellierungstechnik Oberflächenfehler in Längs-, Quer- und Schrägrichtung auf die Innenseite der Motorventilfeder aufgebracht. Tabelle 2 listet die Abmessungen der Oberflächenfehler und die maximale Spannung für jede Fehlerrichtung bei maximaler Kompression der Feder auf. Die höchste Spannung wurde in Querrichtung beobachtet, und das Spannungsverhältnis in Längsrichtung und in der Schrägrichtung zur Querrichtung wurde mit 0,934–0,996 bewertet. Das Spannungsverhältnis wird einfach ermittelt, indem dieser Wert durch die maximale Querspannung dividiert wird. Die maximale Spannung in der Feder trat an der Spitze jedes Oberflächenfehlers auf, wie in Abb. 9c dargestellt. Die Spannungswerte von 2045, 2085 und 2049 MPa wurden jeweils in Längs-, Quer- und Schrägrichtung beobachtet. Diese Analyseergebnisse zeigen, dass quer verlaufende Oberflächenfehler den direktesten Einfluss auf die Ermüdungslebensdauer von Motorventilfedern haben.

Spannungsanalysemodell und sein Ergebnis; effektive Spannungsverteilung in einer vollständig komprimierten Feder.

Der V-förmige Fehler, von dem erwartet wird, dass er die Ermüdungslebensdauer der Motorventilfedern am direktesten beeinflusst, wurde als erster Fehler im OT-Draht ausgewählt; Als Fehlerrichtung wurde die Querrichtung gewählt. Der Fehler wurde nicht nur an der Außenseite der Motorventilfeder zum Trennen während der Herstellung angebracht, sondern auch an der Innenseite, wo aufgrund der Spannungskonzentration während des Betriebs die höchste Belastung auftrat. Die maximale Tiefe des Fehlers wurde auf 40 µm festgelegt, was durch Wirbelstromtests nachgewiesen werden konnte, und die Tiefe, die 0,1 % des Drahtdurchmessers von 2,5 mm entspricht, wurde als minimale Tiefe festgelegt. Somit lag die Tiefe des Fehlers zwischen 2,5 und 40 µm. Als Variablen wurden Tiefe, Länge und Breite des Fehlers für das Seitenverhältnis 0,1–1 und das Längenverhältnis 5–15 festgelegt und ihr Einfluss auf die Ermüdungsfestigkeit der Feder bewertet. Tabelle 3 fasst die mit der Response-Surface-Methode ermittelten Analysebedingungen zusammen.

Eine Ventilfeder für Automobilmotoren wird durch Kaltwickeln, Anlassen, Kugelstrahlen und Heißhärten eines OT-Drahts hergestellt. Veränderungen der Oberflächenfehler während des Federherstellungsprozesses müssen berücksichtigt werden, um die Auswirkung des anfänglichen Oberflächenfehlers im OT-Draht auf die Ermüdungslebensdauer der Motorventilfeder zu bewerten. Daher wird in diesem Abschnitt die Verformung des Oberflächenfehlers im OT-Draht in jedem Federherstellungsprozess mithilfe einer FE-Analyse vorhergesagt.

Abbildung 10 zeigt den Kaltwickelprozess. Dabei wird der OT-Draht durch die Vorschubrollen in die Drahtführung geführt. Die Drahtführung führt den Draht zu und stützt ihn, um ein Durchbiegen beim Formen zu verhindern. Der durch die Drahtführung verlaufende Draht wird durch den ersten und zweiten Wickelstift gebogen, um eine Schraubenfeder mit dem gewünschten Innendurchmesser zu bilden. Die Steigung der Feder entsteht durch den Transport des Steigungswerkzeugs nach einer Windung.

Schematische Darstellung des Kaltwickelprozesses.

Abbildung 11a zeigt das FE-Modell, das zur Bewertung der Änderung der Geometrie eines Oberflächenfehlers während des Kaltwickelprozesses verwendet wird. Die Drahtformung erfolgt größtenteils durch die Wickelstifte und der Einfluss der durch die Vorschubrollen verursachten Reibung ist nicht wesentlich, da die Oxidschicht auf der Drahtoberfläche als Schmiermittel wirkt. Daher wurden im Analysemodell die Vorschubrollen und die Drahtführung auf ein Hüllrohr vereinfacht. Der Reibungskoeffizient zwischen dem OT-Draht und den Formwerkzeugen wurde auf 0,05 eingestellt. Die zweidimensionale Starrkörperebene und die Fixierungsbedingungen wurden auf das linke Ende des Drahtes angewendet, sodass dieser in X-Achsenrichtung mit der gleichen Geschwindigkeit wie die Vorschubgeschwindigkeit (0,6 m/s) der Vorschubrollen zugeführt werden konnte. Abbildung 11b zeigt die Untermodellierungstechnik zum Anbringen eines feinen Fehlers am Draht. Unter Berücksichtigung der Größe eines Oberflächenfehlers wurde die Untermodellierung bei einem Oberflächenfehler mit einer Tiefe von 20 µm oder mehr zweimal und bei einem Fehler mit einer Tiefe von weniger als 20 µm dreimal angewendet. Auf einen Abschnitt mit gleichmäßiger Teilung wurde ein Oberflächenfehler aufgebracht. Im globalen Modell der Feder hatte der gerade Abschnitt des Drahtes eine Länge von 100 mm. Beim ersten Untermodell wurde Untermodell 1 mit einer Länge von 3 mm auf die 75 mm-Längsposition des globalen Modells angewendet. In dieser Simulation wurden dreidimensionale (3D) hexaedrische Elemente mit acht Knoten verwendet. Im globalen Modell und Untermodell 1 beträgt die minimale Kantenlänge jedes Elements 0,5 bzw. 0,2 mm. Nach der Analyse von Untermodell 1 wurde ein Oberflächenfehler auf Untermodell 2 angewendet. Die Länge und Breite von Untermodell 2 betrugen das Dreifache der Länge des Oberflächenfehlers, um den Einfluss der Randbedingungen des Untermodells zu eliminieren ; Darüber hinaus wurden 50 % der Länge und Breite als Tiefe des Untermodells verwendet. Im Teilmodell 2 beträgt die minimale Kantenlänge jedes Elements 0,005 mm. Die definierten Oberflächenfehler wurden auf die FE-Analyse angewendet, wie in Tabelle 3 dargestellt.

FE-Modell des Umformprozesses für Motorventilfedern.

Abbildung 12 zeigt die Spannungsverteilung des Oberflächenrisses nach dem Kaltwickelprozess. Das globale Modell und Untermodell 1 zeigten nahezu ähnliche Spannungen von 1076 und 1079 MPa an derselben Position, wodurch die Untermodellierungstechnik validiert wurde. Die lokale Spannungskonzentration trat am Rand des Teilmodells auf. Dies scheint auf die Randbedingungen des Teilmodells zurückzuführen zu sein7. Untermodell 2, auf das ein Oberflächenfehler aufgebracht wurde, wies während des Kaltwickelprozesses aufgrund der Spannungskonzentration eine Spannung von 2449 MPa an der Spitze des Fehlers auf. Wie in Tabelle 3 dargestellt, wurden die mit der Response-Surface-Methode ermittelten Oberflächenfehler auf die Innenseite der Feder aufgebracht. Die Ergebnisse der FE-Analyse zeigten, dass in den 13 Fällen von Oberflächenfehlern kein Bruch auftrat.

Effektive Spannungsverteilung beim Kaltwickelprozess.

Während des Wickelvorgangs nahm bei allen Herstellungsprozessen die Tiefe des Oberflächenfehlers 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); außerdem erhöhte sich die Länge um 0,72–34,47 µm (Abb. 13c). Da der transversale V-Fehler in der Breitenrichtung aufgrund der Biegung während des Kaltwickelprozesses geschlossen wurde, verformte er sich zu einem V-Fehler mit einer steileren Neigung als der ursprüngliche Fehler.

Verformung durch Tiefe, Breite und Länge des Oberflächenfehlers am OT-Draht während des Herstellungsprozesses.

Die Oberflächenfehler wurden auf die Außenseite der Feder aufgebracht und die Bruchwahrscheinlichkeit während des Kaltwickelprozesses wurde durch FE-Analyse vorhergesagt. Unter den in Tabelle 3 aufgeführten Bedingungen besteht keine Bruchwahrscheinlichkeit des äußeren Oberflächenfehlers. Mit anderen Worten: Bei Oberflächenfehlertiefen zwischen 2,5 und 40 µm trat kein Bruch auf.

Um den kritischen Oberflächenfehler vorherzusagen, wurde der Bruch an der Außenseite während des Kaltwickelprozesses untersucht, indem die Fehlertiefe schrittweise von 40 µm um 5 µm erhöht wurde. Abbildung 14 zeigt den Bruch am Oberflächenfehler. Unter den Bedingungen Tiefe (55 µm), Breite (2 µm) und Länge (733 µm) trat ein Bruch auf. Die Tiefe des kritischen Oberflächenfehlers außerhalb der Feder betrug 55 µm.

Federbruch bei einer Oberflächenfehlertiefe von 55 µm.

Der Kugelstrahlprozess kann die Rissausbreitung hemmen und die Ermüdungslebensdauer verbessern, indem er in einer bestimmten Tiefe von der Federoberfläche eine Druckeigenspannung erzeugt; Es führt jedoch zu einer Spannungskonzentration, indem es die Oberflächenrauheit der Federn erhöht und dadurch die Ermüdungsbeständigkeit der Federn verringert. Daher wird zur Herstellung hochfester Federn eine zweistufige Kugelstrahltechnik eingesetzt, um die Verringerung der Ermüdungslebensdauer aufgrund einer durch das Kugelstrahlen verursachten Erhöhung der Oberflächenrauheit zu kompensieren. Durch zweistufiges Kugelstrahlen können die Oberflächenrauheit, die maximale Druckeigenspannung und die Oberflächendruckeigenspannung verbessert werden, da nach dem ersten Kugelstrahlen ein zweites Kugelstrahlen durchgeführt wird12,13,14.

Abbildung 15 zeigt das Analysemodell des Kugelstrahlprozesses. Es wurde ein elastoplastisches Modell erstellt, bei dem 25 Kugelkugeln zum Kugelstrahlen auf den lokalen Zielbereich des OT-Drahts projiziert wurden15. Als Anfangsfehler im Kugelstrahlanalysemodell wurde ein Oberflächenfehler im OT-Draht verwendet, der durch den Kaltwickelprozess verformt wurde. Die aus dem Kaltwickelprozess resultierende Restspannung wurde durch Tempern vor dem Kugelstrahlprozess entfernt. Die folgenden Eigenschaften der Schrotkugeln wurden verwendet: Dichte (ρ): 7800 kg/m3, Elastizitätsmodul (E): 210 GPa und Poissonzahl (υ): 0,3. Der Reibungskoeffizient zwischen den Schusskugeln und dem Material wurde auf 0,1 eingestellt. Die Strahlkugeln mit Durchmessern von 0,6 und 0,3 mm wurden im ersten und zweiten Strahlvorgang mit der gleichen Geschwindigkeit von 30 m/s geschleudert. Nach dem Kugelstrahlprozess (neben anderen in Abb. 13 gezeigten Herstellungsprozessen) änderten sich Tiefe, Breite und Länge des Oberflächenfehlers auf der Innenseite der Feder um − 6,79 auf 0,28 µm, − 4,24 auf 1,22 µm und − 2,59 bis 1,69 µm. Die Tiefe des Fehlers wurde durch die plastische Verformung verringert, die durch die senkrecht auf die Materialoberfläche projizierten Kugelkugeln verursacht wurde; Insbesondere wurde die Breite des Fehlers deutlich reduziert. Es scheint, dass das Schließen des Fehlers auf die plastische Verformung durch das Kugelstrahlen zurückzuführen ist.

FE-Modell für den Kugelstrahlprozess.

Beim Warmhärten können die Effekte des Kalthärtens und des Tieftemperaturglühens gleichzeitig auf die Motorventilfeder angewendet werden. Die Kalteinstellung maximiert das Spannungsniveau der Feder, indem sie bei Raumtemperatur auf das maximal mögliche Niveau komprimiert wird. Wenn in diesem Fall die Spannung der Motorventilfeder höher ist als die Streckgrenze des Materials, erfährt die Motorventilfeder eine plastische Verformung, wodurch die Streckgrenze erweitert wird. Nach der plastischen Verformung kommt es zu einer Durchbiegung der Ventilfeder, die erweiterte Streckgrenze sorgt jedoch für Elastizität während des eigentlichen Betriebs der Ventilfeder. Das Glühen bei niedriger Temperatur erhöht die Wärmebeständigkeit und Verformungsbeständigkeit von Ventilfedern beim Betrieb in Umgebungen mit hohen Temperaturen2.

Der durch den Kugelstrahlprozess in der FE-Analyse verformte Oberflächenfehler und das mit Röntgenbeugungsgeräten (XRD) gemessene Eigenspannungsfeld wurden auf Teilmodell 2 (Abb. 8) angewendet, um Änderungen im Fehler durch den Heißhärtprozess abzuleiten. Die Feder ist für den Betrieb innerhalb des elastischen Bereichs 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 die ursprüngliche Höhe von 50,5 mm zurückkehren gelassen. Die Geometrie des Fehlers veränderte sich während des Heißhärtungsprozesses in geringem Maße. Es scheint, dass die durch das Kugelstrahlen verursachte Druckeigenspannung von 800 MPa oder mehr die Verformung des Oberflächenfehlers verhinderte. Nach dem Heißhärtungsprozess (Abb. 13) änderten sich Tiefe, Breite und Länge des Oberflächenfehlers um − 0,13 bis 0,08 µm, − 0,75 bis 0 µm bzw. 0,01–2,4 µm.

Abbildung 16 vergleicht die Verformung von Fehlern vom U- und V-Typ mit derselben Tiefe (40 µm), Breite (22 µm) und Länge (600 µm). Die Fehler vom U- und V-Typ zeigten größere Änderungen in der Breite als in der Länge, da sich die Fehler in der Breitenrichtung durch den Kaltwickelprozess und das Kugelstrahlen verengten. Der Fehler vom V-Typ entwickelte eine relativ größere Tiefe und eine steilere Neigung als der Fehler vom U-Typ, was darauf hindeutet, dass ein konservativer Ansatz möglich ist, wenn der Fehler vom V-Typ angewendet wird.

Verformung von U- und V-förmigen Oberflächenfehlern während des Herstellungsprozesses.

In diesem Abschnitt wurde die Verformung des anfänglichen Fehlers im OT-Draht in jedem Ventilfeder-Herstellungsprozess diskutiert. Der anfängliche Fehler im OT-Draht wurde an der Innenseite der Ventilfeder angebracht, wo der Bruch aufgrund der hohen Spannung während des Federbetriebs zu erwarten war. Der V-förmige Oberflächenfehler im OT-Draht in Querrichtung zeigte eine leichte Zunahme der Tiefe und Länge und eine starke Abnahme der Breite aufgrund der Biegung während des Kaltwickelprozesses. Das Schließen in Breitenrichtung erfolgte während des Kugelstrahlvorgangs, und während des abschließenden Heißhärtungsprozesses kam es zu einer geringen oder unbedeutenden Verformung des Fehlers. Beim Kaltwickeln und Kugelstrahlen kam es zu großen Verformungen in Breitenrichtung, die eine plastische Verformung mit sich brachten. Der V-förmige Fehler im Inneren der Ventilfeder verwandelte sich aufgrund der Schließung in Breitenrichtung während des Kaltwickelvorgangs in einen T-Fehler.

In diesem Abschnitt wird die Eigenspannung gemessen und eine FE-Analyse für die Prozesse Kugelstrahlen und Warmhärten durchgeführt, die den größten Einfluss auf die Verbesserung der Ermüdungslebensdauer von Ventilfedern haben. Die durch das zweistufige Kugelstrahlen erzeugte Eigenspannung wird vorhergesagt und überprüft, indem die gemessene Eigenspannung des dem zweistufigen Kugelstrahlen unterzogenen OT-Drahts mit den Ergebnissen der FE-Analyse verglichen wird. Darüber hinaus wird die Restspannung in der endgültigen Feder nach dem Warmhärtungsprozess gemessen und zur Analyse der Federfestigkeit herangezogen.

Die Restspannung innerhalb der kugelgestrahlten Ventilfeder wurde mit einem XRD-Gerät (Xstress 3000) gemessen. Abbildung 17 zeigt die Feder und das XRD-Gerät, die für die Messung verwendet wurden. Um die Restspannung der Ventilfeder nach dem zweistufigen Kugelstrahlverfahren zu messen, wurde die vierte Windung der insgesamt 8,1 Windungen der Ventilfeder (auf einer Länge von 24 mm) mit Drahterosion bearbeitet Minimieren Sie die Änderung der Eigenspannung durch Schneiden. Die Tiefeneigenspannung wurde unter den in Tabelle 4 aufgeführten Bedingungen nach Anwendung des Elektropolierens in den Tiefen 0,03, 0,1, 0,14 und 0,19 mm gemessen. Für jede Poliertiefe gibt es drei vorbereitete Proben.

XRD-Ausrüstung mit Motorventilfederprobe.

Um die Restspannung in der Motorventilfeder durch zweistufiges Kugelstrahlen vorherzusagen, wurde eine FE-Analyse am Modell ohne Oberflächenfehler durchgeführt (Abb. 15). Abbildung 18 zeigt die Eigenspannungsmessung und das Ergebnis der FE-Analyse. Die Ergebnisse waren im Allgemeinen ähnlich und die maximale Druckeigenspannung betrug –1200 bis –1250 MPa in Tiefen von 0,03–0,04 mm. Für Fehlertiefen, die unter der in dieser Studie festgelegten maximalen Fehlertiefe (40 µm) liegen, betrug die Druckeigenspannung −845,6 bis −1250 MPa. Von solchen Eigenspannungswerten wird erwartet, dass sie die Ausbreitung von Oberflächenfehlern hemmen. Im Tiefenbereich von 0,05–0,15 mm nahm die Druckeigenspannung mit zunehmender Tiefe ab. Daher ist zu erwarten, dass die Hemmung der Fehlerausbreitung durch die Druckeigenspannung geringer wird, wenn die Tiefe mehr als 0,05 mm beträgt. Die Druckeigenspannung in der Ventilfeder wurde mithilfe der zweistufigen Kugelstrahlanalysetechnik vorhergesagt und durch XRD-Messungen validiert.

Eigenspannungsprofil der Motorventilfeder nach zweistufigem Kugelstrahlen.

Der Spannungszustand, der nach dem gesamten Herstellungsprozess auf der Oberfläche der Ventilfeder vorliegt, wird als Ausgangsbedingung für die Ableitung der auf die Feder wirkenden Spannung durch eine Festigkeitsanalyse benötigt. Daher wurde die Restspannung in der endgültigen Ventilfeder nach allen Federherstellungsprozessen gemessen, um die Spannung in der Feder im Betrieb genau zu ermitteln. Zur Messung wurde die vierte Windung der insgesamt 8,1 Windungen der Feder (auf einer Länge von 24 mm) mit Drahterodieren bearbeitet. Zur Messung der Eigenspannung wurde Elektropolieren in Tiefen von 0,03, 0,1, 0,14 und 0,19 mm durchgeführt. Die Eigenspannung wurde unter den in Tabelle 4 aufgeführten Bedingungen gemessen; Abb. 19 zeigt die Eigenspannungsverteilung der Ventilfeder nach Tiefe. Die Druckeigenspannung in der endgültigen Feder betrug −1194,6 MPa in einer Tiefe von 0,03 mm. Obwohl dieser Wert um 5,5–55,4 MPa niedriger ist als die Restspannung in der Ventilfeder nach dem Kugelstrahlen, wurde die Spannungsänderung durch das Warmhärten als unbedeutend bewertet.

Eigenspannungsprofil der Motorventilfeder nach Warmhärten.

Abbildung 20 zeigt die Restspannung im OT-Draht nach jedem Federherstellungsprozess. Beim Kaltwickeln wird der OT-Draht durch Umformwerkzeuge einer Biegung unterzogen. Dabei wirkt die Druckspannung auf die Innenseite der Feder, die Zugspannung hingegen auf die Außenseite. Nach dem Kaltwickeln entstehen an der Innen- bzw. Außenseite der Feder Zug- und Druckeigenspannungen. Da während des Betriebs eine Spannungskonzentration innerhalb der Ventilfeder auftritt, wirkt sich die nach dem Kaltwickelvorgang erzeugte Zugeigenspannung negativ auf die Ermüdungslebensdauer der Feder aus. Beim Anlassen wird der größte Teil der beim Kaltwickeln entstehenden Eigenspannung abgebaut.

Eigenspannung und Tiefenprofil der inneren Oberflächenschicht einer kaltgeformten Feder nach jedem Federherstellungsprozess.

Bei OT-Drähten beträgt die allgemeine Anlasstemperatur 360–460 °C und der Anlassvorgang dauert 20–30 Minuten. Nach dem Anlassprozess wird der Kugelstrahlprozess durchgeführt, um die Oberflächenhärte der Feder zu verbessern und eine Druckeigenspannung aufzubringen. Anschließend wird das Heißhärtverfahren angewendet, um die Durchbiegung der Feder während des Betriebs zu verhindern und ihre Ermüdungslebensdauer zu verbessern. Bei diesem Verfahren wird der Draht durch eine äußere Kraft einer Torsion ausgesetzt und es entsteht eine Restspannung in die entgegengesetzte Richtung, nachdem die äußere Kraft entfernt wurde. Der Heißhärtungsprozess kann die Ermüdungslebensdauer der Feder verbessern, da die erzeugte Restspannung in die entgegengesetzte Richtung zu der Spannung wirkt, die während des Betriebs wirkt16,17.

Wahl18 schlug federmodifizierende Faktoren vor, die in Entwurfsberechnungsgleichungen weit verbreitet sind. Wenn die federmodifizierenden Faktoren auf eine Feder angewendet werden, entsteht die höchste Scherspannung im Inneren der Feder. Der Bruch echter Federn erfolgt daher hauptsächlich im Inneren. Wahls Theorie schließt den Einfluss des Steigungswinkels auf Druckschraubenfedern aus und geht davon aus, dass Lasten in der Spulenmitte in axialer Richtung wirken. Die auf Schraubenfedern wirkenden Spannungen werden mithilfe einer FE-Analyse der letzten Jahre vorhergesagt19,20. Durch die Anwendung der FE-Analyse auf die Festigkeitsanalyse von Schraubenfedern können durch die vereinfachte Berechnungsformel verursachte Fehler reduziert und die Genauigkeit der Ergebnisse verbessert werden.

In diesem Kapitel wird die Festigkeit der Ventilfeder analysiert, um die Auswirkungen von Druckeigenspannungen und Oberflächenfehlern zu bewerten. Die Analyse wurde unter den gleichen Bedingungen durchgeführt wie die Betriebsbedingungen der tatsächlichen Feder. Abbildung 21 zeigt das Analysemodell.

Betriebsbedingungen der Ventilfeder von Kraftfahrzeugmotoren.

Die Ventilfeder hat vor dem Einbau in einen Motor eine freie Höhe von 50,5 mm. Während des Motorbetriebs arbeitet die Feder bei einer Einbauhöhe von 32 mm und einer komprimierten Höhe von 23,8 mm; In diesen Höhen wird die Feder einer Druckbelastung von 175 bzw. 270 N ausgesetzt. Durch Einsetzen dieser Werte in Gl. (3)7, das den Spannungskonzentrationsfaktor von Wahl anwendet, wurde die maximale Scherspannung, die auf die Innenseite der Feder wirkt, mit 637,3 bzw. 979,7 MPa in installierter Höhe bzw. komprimierter Höhe berechnet.

Dabei bezeichnen P, R, d und C die aufgebrachte Last, den durchschnittlichen Radius der Feder, den Durchmesser des Drahtes bzw. den Federindex. Dann wurden drei Fälle ausgewertet, einer ohne Oberflächeneigenspannung, einer mit Oberflächeneigenspannung und einer mit einem Oberflächenfehler. Zunächst wurden die theoretischen Werte und die Schubspannung des Modells ohne Eigenspannung verglichen. Die Ergebnisse der FE-Analyse ergaben 648,1 bzw. 982,6 MPa in installierter Höhe bzw. komprimierter Höhe; diese Werte wichen von den theoretischen Werten um ~ 1,6 % ab. Dies scheint darauf zurückzuführen zu sein, dass die theoretische Formel von Wahl nur eine reine Torsion der Feder annimmt und den Einfluss des Steigungswinkels ausschließt.

Die mit dem XRD-Gerät gemessene Oberflächeneigenspannung in der Ventilfeder wurde auf das Modell angewendet, wobei die Oberflächeneigenspannung der Ausgangszustand war. Tabelle 5 zeigt die maximale Scherspannung, die durch Festigkeitsanalyse unter Betriebsbedingungen ermittelt wurde. Die maximale Scherspannung betrug 516,3 bzw. 822,4 MPa in installierter Höhe bzw. komprimierter Höhe. Die Schubspannungen wurden im Vergleich zum Modell ohne Oberflächenfehler in der komprimierten Höhe bzw. in der installierten Höhe um 15,2 % bzw. 17,7 % reduziert. Dies scheint darauf zurückzuführen zu sein, dass die Druckeigenspannung die während der Ventilfederbetätigung ausgeübte Last ausgleicht.

Für das Modell mit einem Oberflächenfehler wurden die an der Ventilfeder gemessene Oberflächeneigenspannung und der während des Federherstellungsprozesses verformte Fehler als Anfangsbedingungen verwendet. Die Analyseergebnisse zeigten, dass die maximale Scherspannung an der Spitze des Federfehlers auftrat. Verglichen mit dem Modell mit Eigenspannung und ohne Oberflächenfehler erhöhte sich die Scherspannung in komprimierter Höhe um 0,64–12,3 % und in installierter Höhe um 0,27–9,06 %. Wenn die Druckeigenspannung und der Oberflächenfehler vorhanden waren, reduzierte die Druckeigenspannung die aufgebrachte Spannung, aber die Spannungskonzentration am Oberflächenfehler erhöhte das Spannungsniveau.

Automobil- und Federhersteller gehen bei Ventilfedern von einer Ermüdungslebensdauer von mehr als \(5,5\times 1{0}^{7}\) Zyklen aus, was eine lange Lebensdauer erfordert. Federhersteller führen Haltbarkeitstests unter Federbetriebsbedingungen durch, um festzustellen, ob die angestrebte Ermüdungslebensdauer aus Sicht der Qualitätskontrolle erreicht wird. Aufgrund der strukturellen Beschaffenheit von Ventilfedern ist die auf sie ausgeübte Belastung begrenzt. Aufgrund der Anwendung des Sicherheitsfaktors bei der Konstruktion von Ventilfedern brechen Ventilfedern außerdem nicht, wenn die auf sie ausgeübte Belastung ähnlich oder niedriger als die Ermüdungsfestigkeit ist; Daher ist es schwierig, eine Wöhlerkurve abzuleiten. Um die Wöhlerkurve der Ventilfeder abzuleiten, wurde daher die auf die Feder wirkende Spannung in eine vollständig umgekehrte Belastung umgewandelt, die auf den OT-Draht wirkt, indem die Gleichungen von Mises (Gleichung (4)) und Goodman (Gleichung ( 5)).

Während des Betriebs kommt es im Inneren der Feder zu Scherbeanspruchungen; Daher wurde die Scherspannung durch Anwendung der Fließbedingung von Mises in eine äquivalente Spannung σe umgewandelt und dann durch Anwendung der Goodman-Gleichung als vollständig umgekehrter Spannungszustand mit einem Spannungsverhältnis (R) von − 1 ausgedrückt. Die Ermüdungslebensdauer der Ventilfeder kann durch Ableitung der Wöhlerkurve nach Durchführung eines Rotationsbiegeermüdungstests mit einem OT-Draht vorhergesagt werden.

Die im Rotationsbiegeermüdungstest verwendeten Proben unterschieden sich in Größe, Oberflächenrauheit und Eigenspannung von den Federn, die durch Aufwickeln, Anlassen, Kugelstrahlen und Warmhärten hergestellt wurden. Daher müssen modifizierende Faktoren angewendet werden, um diese Unterschiede auszugleichen; Allerdings würde dies die genaue Vorhersage der Dauerfestigkeit einer Feder erschweren, eine grobe Vorhersage ist jedoch möglich. Abbildung 22 zeigt die Methoden zur Kompensation der Anwendung modifizierender Faktoren. Die im Rotationsbiegeermüdungstest verwendeten Proben bestanden aus demselben OT-Draht, der auch für die Ventilfeder verwendet wurde. Um die gleiche Eigenspannung wie in der Ventilfeder zu erzeugen, wurde ein OT-Draht mit einer Länge von 670 mm einem zweistufigen Kugelstrahlen unterzogen, das dem Kugelstrahlenverfahren für die Ventilfeder entsprach, wie in Abb. 22a dargestellt.

Anwendung von Kugelstrahlen und Torsion auf den OT-Draht.

Es wurde angenommen, dass beim Warmhärten eine reine Torsion auf die Federn einwirkt (Abb. 22b), und die folgende Gleichung wurde angewendet, um den gleichen Effekt auf den OT-Draht zu erzielen.

wobei θ, τmax, G und d jeweils den Einheitstorsionswinkel, die maximale Scherspannung, den Schermodul und den Durchmesser des Drahtes darstellen. Wenn im Heißhärtungsprozess 1116,9 MPa, 81,5 GPa und 2,5 mm als maximale Scherspannung, Schermodul und Drahtdurchmesser angewendet wurden, wurde der Torsionswinkel pro Längeneinheit mit 0,628°/mm berechnet. Der kugelgestrahlte 670-mm-OT-Draht wurde mit einer Torsionstestmaschine auf einen Torsionswinkel von 420,7° bei 5 U/min verdrillt (Abb. 23A) und dann in seine ursprüngliche Position zurückkehren gelassen.

Vergleich der Eigenspannungen in der Ventilfeder von Kraftfahrzeugmotoren und im OT-Draht.

Um diese Methode zu validieren, wurde die Restspannung im OT-Draht, der dem Kugelstrahlen und der Torsion ausgesetzt war, mit der der Ventilfeder verglichen (Abb. 23b). Die Ventilfeder und der OT-Draht wiesen an der Oberfläche Druckeigenspannungen von –838,5 bzw. –903,4 MPa auf; Darüber hinaus zeigten sie ähnliche maximale Druckeigenspannungen (−1194,6 bzw. −1131,4 MPa) in einer Tiefe von 0,03 mm. Daher wurde die Eignung der Anwendung von Kugelstrahlen und Torsion zur Erzeugung einer Restspannung ähnlich der in der Ventilfeder auf den OT-Draht überprüft.

Die Wöhlerkurve der kugelgestrahlten und verdrillten Probe wurde mithilfe einer rotierenden Biegeermüdungstestmaschine abgeleitet, wie in Abb. 24 dargestellt. Die Abmessung der Drahtprobe betrug 2,5 mm im Durchmesser bzw. 60 mm in der Länge. Die Rationsgeschwindigkeit beträgt 3000 U/min.

Rotationsbiegeermüdungsprüfmaschine.

Abbildung 25 zeigt die Wöhlerkurve des OT-Drahts, abgeleitet durch den Rotationsbiegeermüdungstest. Um die Auswirkung des Oberflächenfehlers auf die Ermüdungslebensdauer der Feder zu bewerten, wurden die in Unterabschnitt 6.1 abgeleiteten Ergebnisse der Festigkeitsanalyse des Oberflächenfehlers auf die Goodman-Gleichung angewendet, um eine äquivalente Biegespannung zu erhalten. Die Ventilfedern der Fälle 1 bis 13 mit einer anfänglichen Fehlertiefe von 40 µm oder weniger zeigten eine Dauerfestigkeit von 1002 MPa oder weniger. Daher wird erwartet, dass die Ermüdungslebensdauer der Ventilfeder mit einem Drahtdurchmesser von 2,5 mm, die das Ziel dieser Studie ist, bei Oberflächenfehlern mit einer Tiefe von 40 µm oder weniger mehr als 108 Zyklen beträgt. Durch Anwendung der Reaktionsflächenmethode auf die in Tabelle 5 gezeigten Anfangsfehler wurde eine Regressionsgleichung abgeleitet:

Dabei bezeichnen Y, A, B und C die äquivalente Biegespannung, die Fehlertiefe, das Aspektverhältnis bzw. das Längenverhältnis. Abbildung 26 vergleicht die Ergebnisse von Gl. (7) und denen der FE-Analyse, bei denen ähnliche Spannungsverteilungen beobachtet wurden. Unter Verwendung von Gl. (7) kann die ungefähre äquivalente Biegespannung anhand der Fehlertiefe, des Aspektverhältnisses und des Längenverhältnisses abgeleitet werden.

Wöhlerkurve für den kugelgestrahlten und verdrillten OT-Draht.

Vergleich der Ergebnisse der FE-Analyse und des Regressionsmodells zur Vorhersage der äquivalenten Biegespannung.

Abbildung 27 zeigt die Zusammenhänge zwischen Fehlertiefe, Aspektverhältnis, Längenverhältnis und äquivalenter Biegespannung. Den größten Einfluss auf die äquivalente Biegespannung hatte die Fehlertiefe, gefolgt vom Längenverhältnis und dem Aspektverhältnis. Die äquivalente Biegespannung nahm mit zunehmendem Verhältnis von Fehlertiefe und -länge zu (Abb. 27a), und die Spannung änderte sich in Bezug auf das Seitenverhältnis nicht wesentlich (Abb. 27b). Der Einfluss des Seitenverhältnisses auf die äquivalente Biegespannung wurde als am geringsten bewertet; Dies lag daran, dass sich das anfängliche Seitenverhältnis durch das Schließen des Fehlers in Breitenrichtung während des Federherstellungsprozesses auf nahezu 0 änderte. Um den kritischen Fehler vorherzusagen, wurde das Aspektverhältnis mit dem geringsten Einfluss auf 0,55 festgelegt und die Regressionsgleichung für die Oberflächenfehlertiefen- und -längenverhältnisbereiche von 5–80 µm bzw. 5–15 angewendet.

Einfluss anfänglicher Oberflächenfehler auf die Spannungsamplitude.

Die äquivalente Biegespannung nahm mit zunehmendem Verhältnis von Fehlertiefe und -länge zu (Abb. 28). Da trotz gleicher Fehlertiefe die äquivalente Biegespannung abhängig vom Längenverhältnis variiert, müssen für den kritischen Fehler sowohl Fehlertiefe als auch Längenverhältnis berücksichtigt werden. Unter Verwendung der Regressionsgleichung wurden die kritischen Fehlertiefen von 77, 74 und 62 µm für Oberflächenfehler mit einem Aspektverhältnis von 0,55 und Längenverhältnissen von 5, 10 bzw. 15 vorhergesagt. Um diese Methode zur Vorhersage des kritischen Fehlers mithilfe der Regressionsgleichung zu validieren, wurde eine FE-Analyse für ein Seitenverhältnis von 0,55 und ein Längenverhältnis von 15 durchgeführt und die Ergebnisse verglichen. Die FE-Analyse ergab eine kritische Fehlertiefe von ca. 57 µm, was einer Abweichung von ca. 9 % gegenüber der durch die Regressionsgleichung berechneten Abweichung entspricht. Die Trendlinie der FE-Analyse ähnelte jedoch der der Regressionsgleichung, was darauf hindeutet, dass der kritische Fehler mithilfe der Regressionsgleichung vorhergesagt werden kann.

Tiefen-Spannungs-Amplituden-Kurve zur Vorhersage der kritischen Fehlertiefe.

Zur Validierung der Methode zur Vorhersage der Ermüdungslebensdauer mithilfe einer Festigkeitsanalyse wurde ein Rotationsbiegeermüdungstest mit einem OT-Draht mit einer künstlichen Fehlstelle durchgeführt. Anschließend wurde die vorhergesagte Ermüdungslebensdauer mit den Ergebnissen der FE-Analyse verglichen. Der künstliche Fehler wurde lokal chemisch poliert (Tiefe: 0,1 mm, Breite: 1 mm), um die durch die Bearbeitung verursachte Änderung der Eigenspannung zu minimieren. Beim Rotationsbiegeermüdungstest wurden eine Biegespannung von 1151 MPa und eine Rotationsgeschwindigkeit von 3000 U/min angewendet. Die Rotationsbiegeermüdungsanalyse wurde mit dem in Abb. 29 gezeigten Analysemodell durchgeführt. Die maximalen und minimalen Spannungen von 1456 und – 2217 MPa wurden durch den künstlichen Fehler erzeugt. Durch Einsetzen dieser Werte in die Goodman-Gleichung wurde die äquivalente Biegespannung mit 1840,3 MPa berechnet und die Ermüdungslebensdauer mit 9 × 105 Zyklen vorhergesagt. Die Ermüdungslebensdauer der Probe mit künstlichem Fehler wurde mit 8,35 × 105 Zyklen bewertet, was dem vorhergesagten Wert ähnelt (Abb. 25). Dies zeigte die Gültigkeit der Methode zur Vorhersage der Ermüdungslebensdauer der Ventilfeder anhand des Spannungsniveaus eines Oberflächenfehlers mittels FE-Analyse.

FE-Modell der Rotationsbiegeermüdungsanalyse.

Diese Studie untersuchte den Einfluss der Tiefe eines Oberflächenfehlers in einem OT-Draht auf die Ermüdungslebensdauer einer Ventilfeder eines Automobilmotors. Die Verformung des Oberflächenfehlers im OT-Draht während des Herstellungsprozesses der Ventilfeder wurde mittels FE-Analyse abgeleitet, und die Restspannung der endgültigen Feder wurde gemessen und auf das Federspannungsanalysemodell angewendet. Die Festigkeit der Ventilfeder wurde analysiert, um das Vorhandensein von Restspannungen zu untersuchen und die durch den Oberflächenfehler ausgeübten Spannungsniveaus zu vergleichen. Der Einfluss der Oberflächenfehlertiefe auf die Ermüdungslebensdauer der Feder wurde bewertet, indem die durch die Federfestigkeitsanalyse ermittelte Belastung des Oberflächenfehlers auf die Wöhlerkurve angewendet wurde, die durch einen Rotationsbiegeermüdungstest ermittelt wurde. Die Ergebnisse dieser Studie werden hier vorgestellt.

Die Oberflächenfehler im OT-Draht wurden auf einen V-Fehler standardisiert. Die Festigkeitsanalyse wurde durchgeführt, indem der Fehler in Längs-, Quer- und Schrägrichtung in Bezug auf die Axialrichtung des Drahtes auf die Innenseite der Feder aufgebracht wurde. Die höchste Spannung wurde in Querrichtung beobachtet.

Der anfängliche V-förmige Querfehler im OT-Draht verformte sich aufgrund des Schließens in Breitenrichtung an der Innenseite der Feder während des Kaltwickelvorgangs zu einem scharfen V-förmigen Fehler. Aufgrund der plastischen Verformung, die durch die Kugel beim Kugelstrahlen verursacht wird, verringerte sich die Tiefe und es kam zu einer Verengung in Breitenrichtung, wodurch der Fehler zu einem Fehler vom T-Typ verformt wurde. Beim Heißhärten veränderte sich der Oberflächenfehler geringfügig. Der Oberflächenfehler im OT-Draht wurde beim Kaltwickeln und Kugelstrahlen verformt.

Die Druckeigenspannung in der Tiefe nach dem zweistufigen Kugelstrahlverfahren, das auf Ventilfedern mit ultrahoher Festigkeit angewendet wird, wurde durch FE-Analyse vorhergesagt und die Ergebnisse wurden durch Vergleich mit Ergebnissen der Restspannungsmessung verifiziert. Die FE-Analyse war hilfreich bei der Vorhersage der Druckeigenspannung nach dem Kugelstrahlverfahren. Nach dem Heißhärtungsprozess wurde die Restspannung in der endgültigen Feder gemessen und auf die Festigkeitsanalyse der Ventilfeder angewendet.

Die maximale Scherspannung der Feder mit einem Oberflächenfehler wurde durch eine Federfestigkeitsanalyse unter Berücksichtigung der Restspannung des gesamten Herstellungsprozesses abgeleitet und die Ergebnisse auf die Wöhlerkurve angewendet, um die Ermüdungslebensdauer vorherzusagen. Die Methode zur Vorhersage der Ermüdungslebensdauer wurde durch einen Ermüdungstest unter Verwendung eines OT-Drahts mit einem künstlichen Fehler und einer FE-Analyse validiert.

Das Seitenverhältnis und das Längenverhältnis des Oberflächenfehlers wurden verwendet, um den Einfluss der Tiefe, Breite und Länge des Oberflächenfehlers auf die Ermüdungslebensdauer der Ventilfeder zu bewerten. Den größten Einfluss auf die Ermüdungslebensdauer hatte die Fehlertiefe, gefolgt vom Längenverhältnis und dem Aspektverhältnis. Die äquivalente Biegespannung nahm mit zunehmendem Verhältnis von Fehlertiefe und -länge zu. Das Aspektverhältnis hatte den geringsten Einfluss auf die Ermüdungslebensdauer, da es sich während des Herstellungsprozesses der Federn in Breitenrichtung verengte.

Bei Fehlern mit einer Tiefe von weniger als 40 µm, dem bestehenden Kriterium für das Oberflächenfehlermanagement, verringerte sich die Ermüdungslebensdauer nicht. Die kritischen Oberflächenfehlertiefen, die die Ermüdungslebensdauer nicht verringern, wurden mit 77, 74 und 62 µm für die Längenverhältnisse von 5, 10 bzw. 15 vorhergesagt.

Alle während dieser Studie generierten oder analysierten Daten sind in diesem veröffentlichten Artikel enthalten.

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Diese Arbeit wurde von der National Research Foundation of Korea (2021R1I1A3A04037420) und der KISWIRE Ltd. unterstützt.

Abteilung für Nanomechatroniktechnik, Pusan ​​National University, Busan, 46241, Republik Korea

Dae-Cheol Ko

Produktentwicklung, ERAE AMS Co., Ltd., Daegu, 42981, Republik Korea

Nam-Sik Ahn

Abteilung für Studien zur Küstenwache, Korea Maritime and Ocean University, Busan, 49112, Republik Korea

Kyung-Hun Lee

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D.-CK: Datenkuration, Untersuchung, Schreiben – Originalentwurf. N.-SA: Software, Untersuchung, Schreiben – Originalentwurf. K.-HL: Konzeptualisierung, Methodik, Software, Validierung, Supervision, Schreiben-Rezension und Bearbeitung. Alle Autoren haben das Manuskript überprüft.

Korrespondenz mit Kyung-Hun Lee.

Die Autoren geben an, dass keine Interessenkonflikte bestehen.

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Nachdrucke und Genehmigungen

Ko, DC., Ahn, NS. & Lee, KH. Einfluss der Oberflächenfehler in ölgehärteten Drähten auf die Ermüdungslebensdauer von Ventilfedern für Kraftfahrzeugmotoren. Sci Rep 12, 21131 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-25597-1

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Eingegangen: 26. Mai 2022

Angenommen: 01. Dezember 2022

Veröffentlicht: 07. Dezember 2022

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-022-25597-1

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