310 Neoksidebla ŝtala bobena tubo-kemia komponanto, Efiko de Surfacaj Difektoj en Ole-Harnita Ŝtala Drato sur la Lacega Vivo de Valvo-Risortoj en Aŭtomobilaj Motoroj

Dankon pro vizito de Nature.com.Vi uzas retumilon kun limigita CSS-subteno.Por la plej bona sperto, ni rekomendas, ke vi uzu ĝisdatigitan retumilon (aŭ malŝaltu Kongruo-Reĝimon en Internet Explorer).Krome, por certigi daŭran subtenon, ni montras la retejon sen stiloj kaj JavaScript.
Glitiloj montrante tri artikolojn per diapozitivo.Uzu la malantaŭan kaj sekvan butonojn por moviĝi tra la lumbildoj, aŭ la butonojn de glit-regiloj ĉe la fino por moviĝi tra ĉiu lumbildo.

Neoksidebla ŝtalo 310 volvitaj tuboj /volviĝintaj tubojKemia Komponadokaj komponado

La sekva tabelo montras la kemian konsiston de grado 310S neoksidebla ŝtalo.

10*1mm 9.25*1.24 mm 310 Neoksidebla ŝtalo kapilara bobenita tubo provizantoj

Fizikaj Propraĵoj

La fizikaj propraĵoj de klaso 310S neoksidebla ŝtalo estas montritaj en la sekva tabelo.

Mekanikaj Propraĵoj

La sekva tabelo skizas la mekanikajn trajtojn de klaso 310S neoksidebla ŝtalo.

Termikaj Propraĵoj

La termikaj propraĵoj de klaso 310S neoksidebla ŝtalo estas donitaj en la sekva tabelo.

Aliaj Nomoj

Aliaj nomoj ekvivalentaj al grado 310S rustorezista ŝtalo estas listigitaj en la sekva tabelo.

La celo de ĉi tiu studo estas taksi la lacecvivon de valva risorto de aŭtomotoro kiam oni aplikas mikrodifektojn al ole-hardita drato de 2300 MPa grado (OT-drato) kun kritika difektoprofundo de 2.5 mm en diametro.Unue, la deformado de la surfacaj difektoj de la OT-drato dum la fabrikado de la valva printempo estis akirita per finia elementa analizo uzante subsimulajn metodojn, kaj la resta streĉo de la finita printempo estis mezurita kaj aplikita al la printempa streĉa analiza modelo.Due, analizu la forton de la valva risorto, kontrolu restan streĉon, kaj komparu la nivelon de aplikata streĉo kun surfacaj neperfektaĵoj.Trie, la efiko de mikrodifektoj sur la laceca vivo de la fonto estis taksita aplikante la streson sur surfacaj difektoj akiritaj de la printempa forto-analizo al la SN-kurboj akiritaj de la fleksa laceca testo dum rotacio de la drato OT.Difektoprofundo de 40 µm estas la nuna normo por administrado de surfacaj difektoj sen endanĝerigado de lacvivo.
La aŭtindustrio havas fortan postulon je malpezaj aŭtkomponentoj por plibonigi la fuelefikecon de veturiloj.Tiel, la uzo de altrezista ŝtalo (AHSS) pliiĝis en la lastaj jaroj.Aŭtomotoraj valvrisortoj ĉefe konsistas el varmorezistaj, eluziĝo-rezistemaj kaj ne-malfortigitaj ole-harditaj ŝtalaj dratoj (OT-dratoj).
Pro sia alta tirforto (1900–2100 MPa), la nuntempe uzataj OT-dratoj ebligas redukti la grandecon kaj mason de motorvalvaj risortoj, plibonigi fuelefikecon per redukto de frotado kun ĉirkaŭaj partoj1.Pro ĉi tiuj avantaĝoj, la uzo de alttensia drato vergeto rapide pliiĝas, kaj ultra-forta drato de 2300MPa klaso aperas unu post la alia.Valvorisortoj en aŭtaj motoroj postulas longan funkcidaŭron ĉar ili funkcias sub altaj ciklaj ŝarĝoj.Por plenumi ĉi tiun postulon, produktantoj tipe konsideras lacecvivon pli granda ol 5.5×107 cikloj dum dizajnado de valvrisortoj kaj aplikas restan streĉon al la valva fontsurfaco per pafado kaj varmoŝrumpa procezoj por plibonigi lacecvivon2.
Okazis sufiĉe multaj studoj pri la lacecvivo de helikformaj risortoj en veturiloj sub normalaj funkciaj kondiĉoj.Gzal et al.Analizoj, eksperimentaj kaj finielementaj (FE) analizoj de elipsaj helikformaj risortoj kun malgrandaj heliksaj anguloj sub senmova ŝarĝo estas prezentitaj.Ĉi tiu studo disponigas eksplicitan kaj simplan esprimon por la loko de maksimuma tonda streso kontraŭ bildformato kaj rigideca indekso, kaj ankaŭ disponigas analizajn sciojn pri maksimuma tonda streso, kritika parametro en praktikaj dezajnoj3.Pastorcic et al.La rezultoj de la analizo de la detruo kaj laceco de helikforma fonto forigita de privata aŭto post malsukceso en funkciado estas priskribitaj.Uzante eksperimentajn metodojn, rompita fonto estis ekzamenita kaj la rezultoj sugestas, ke tio estas ekzemplo de koroda laceca fiasko4.truo, ktp. Pluraj liniaj regresaj printempaj vivmodeloj estis evoluigitaj por taksi la lacvivon de aŭtomobilaj helikformaj risortoj.Putra kaj aliaj.Pro la malebeneco de la vojsurfaco, la servodaŭro de la helikforma risorto de la aŭto estas determinita.Tamen, malmulte da esplorado estis farita sur kiel surfacaj difektoj kiuj okazas dum la produktadprocezo influas la vivon de aŭtaj volvaĵrisortoj.
Surfacaj difektoj kiuj okazas dum la produktadprocezo povas konduki al loka streĉa koncentriĝo en valvrisortoj, kiu signife reduktas ilian lacvivon.Surfacaj difektoj de valvaj risortoj estas kaŭzitaj de diversaj faktoroj, kiel surfacaj difektoj de la uzitaj krudmaterialoj, difektoj en iloj, malglata uzado dum malvarma rulado7.La surfacaj difektoj de la krudmaterialo estas krute V-formaj pro varma rulado kaj plurpasa desegno, dum la difektoj kaŭzitaj de la formanta ilo kaj senzorga uzado estas U-formaj kun mildaj deklivoj8,9,10,11.V-formaj difektoj kaŭzas pli altajn streskoncentriĝojn ol U-formaj difektoj, tiel ke striktaj difektaj administradkriterioj estas kutime aplikitaj al la startmaterialo.
Nunaj surfacaj difektaj administradnormoj por OT-dratoj inkluzivas ASTM A877/A877M-10, DIN EN 10270-2, JIS G 3561, kaj KS D 3580. DIN EN 10270-2 precizigas, ke la profundo de surfaca difekto sur dratdiametroj de 0,5– 10 mm estas malpli ol 0,5-1% de la dratdiametro.Krome, JIS G 3561 kaj KS D 3580 postulas, ke la profundo de surfacaj difektoj en drato kun diametro de 0,5-8 mm estu malpli ol 0,5% de la dratdiametro.En ASTM A877/A877M-10, la produktanto kaj aĉetanto devas konsenti pri la alleblas profundo de surfacaj difektoj.Por mezuri la profundon de difekto sur la surfaco de drato, la drato estas kutime gravurita kun klorida acido, kaj tiam la profundo de la difekto estas mezurita per mikrometro.Tamen, ĉi tiu metodo povas nur mezuri difektojn en iuj areoj kaj ne sur la tuta surfaco de la fina produkto.Tial, produktantoj uzas kirlofluan testadon dum la drattrejnadprocezo por mezuri surfacdifektojn en kontinue produktita drato;tiuj provoj povas mezuri la profundon de surfacaj difektoj ĝis 40 µm.La 2300MPa-grada ŝtala drato evoluinta havas pli altan streĉan forton kaj pli malaltan plilongiĝon ol la ekzistanta 1900-2200MPa-grada ŝtala drato, do la valva printempa lacvivo estas konsiderata tre sentema al surfacaj difektoj.Tial, necesas kontroli la sekurecon de aplikado de ekzistantaj normoj por kontroli la profundon de surfacaj difektoj por ŝtalo drato grado 1900-2200 MPa al ŝtalo drato grado 2300 MPa.
La celo de ĉi tiu studo estas taksi la lacecvivon de aŭtmotora valvrisorto kiam la minimuma difektoprofundo mezurebla per kurento-testado (t.e. 40 µm) estas aplikita al 2300 MPa-grada OT-drato (diametro: 2.5 mm): kritika difekto profundo.La kontribuo kaj metodaro de ĉi tiu studo estas kiel sekvas.
Kiel la komenca difekto en la OT-drato, V-forma difekto estis uzita, kiu grave influas la lacvivon, en la transversa direkto relative al la drata akso.Konsideru la rilatumon de la grandeco (α) kaj longo (β) de surfaca difekto por vidi la efikon de ĝia profundo (h), larĝo (w), kaj longo (l).Surfacaj difektoj okazas ene de la fonto, kie fiasko okazas unue.
Por antaŭdiri la deformadon de komencaj difektoj en OT-drato dum malvarma volvaĵo, sub-simula aliro estis uzita, kiu enkalkulis la analizan tempon kaj la grandecon de surfacaj difektoj, ĉar la difektoj estas tre malgrandaj kompare kun OT-drato.tutmonda modelo.
La restaj kunpremaj streĉoj en la printempo post du-etapa pafado estis kalkulitaj per la finia elementa metodo, la rezultoj estis komparitaj kun la mezuradoj post pafado por konfirmi la analizan modelon.Krome, restaj streĉoj en valvrisortoj de ĉiuj produktadprocezoj estis mezuritaj kaj aplikitaj al printempa fortikanalizo.
Streĉoj en surfacaj difektoj estas antaŭdiritaj analizante la forton de la fonto, konsiderante la deformadon de la difekto dum malvarma rulado kaj la resta kunprema streso en la preta printempo.
La rotacia fleksa lacectesto estis efektivigita uzante OT-draton faritan el la sama materialo kiel la valva risorto.Por korelacii la restajn stresojn kaj surfacajn malglatajn trajtojn de la fabrikitaj valvrisortoj al la OT-linioj, SN-kurboj estis akiritaj per rotaciado de fleksaj lacecaj provoj post aplikado de du-etapa pafpafo kaj tordo kiel antaŭtraktadajn procezojn.
La rezultoj de la printempa forto-analizo estas aplikitaj al la Goodman-ekvacio kaj la SN-kurbo por antaŭdiri valvan printempan lacvivon, kaj la efiko de surfaca difektoprofundo sur lacecvivo ankaŭ estas taksita.
En ĉi tiu studo, 2300 MPa OT-grada drato kun diametro de 2.5 mm estis uzita por taksi la lacvivon de aŭtmotora valvrisorto.Unue, streĉa provo de la drato estis farita por akiri ĝian flekseblan frakturmodelon.
La mekanikaj trajtoj de OT-drato estis akiritaj de tirstreĉaj provoj antaŭ finia elementanalizo de la malvarma volvaĵoprocezo kaj printempa forto.La streĉa-streĉiĝkurbo de la materialo estis determinita uzante la rezultojn de streĉaj provoj kun streĉiĝorapideco de 0.001 s-1, kiel montrite en fig.1. SWONB-V-drato estas uzata, kaj ĝia rendimento-forto, streĉa forto, elasta modulo kaj la proporcio de Poisson estas 2001.2MPa, 2316MPa, 206GPa kaj 0.3 respektive.La dependeco de streso sur fluotrostreĉo estas akirita jene:
Rizo.2 ilustras la duktilan frakturprocezon.La materialo spertas elastoplastan deformadon dum deformado, kaj la materialo mallarĝiĝas kiam la streso en la materialo atingas sian tirstreĉon.Poste, la kreado, kresko kaj asocio de malplenoj ene de la materialo kaŭzas la detruon de la materialo.
La duktila frakturmodelo uzas stresmodifitan kritikan deformadmodelon kiu konsideras la efikon de streso, kaj post-kola frakturo uzas la damaĝan amasiĝmetodon.Ĉi tie, difekto inico estas esprimita kiel funkcio de trostreĉiĝo, strestriakseco, kaj streĉiĝofteco.La strestriakseco estas difinita kiel la averaĝa valoro akirita dividante la hidrostatikan streson kaŭzitan de la deformado de la materialo ĝis la formado de la kolo per la efika streso.En la damaĝa amasiĝmetodo, detruo okazas kiam la damaĝovaloro atingas 1, kaj la energio postulata por atingi la damaĝovaloro de 1 estas difinita kiel la detrua energio (Gf).La frakturenergio egalrilatas al la regiono de la vera streĉ-delokiĝa kurbo de la materialo de koligado ĝis frakturtempo.
En la kazo de konvenciaj ŝtaloj, depende de la streĉa reĝimo, duktila frakturo, tonda frakturo aŭ miksreĝima frakturo okazas pro duktileco kaj tonda frakturo, kiel montrite en Figuro 3. La fraktura streĉiĝo kaj streĉa triakseco montris malsamajn valorojn por la frakturo ŝablono.
Plasta fiasko okazas en regiono egalrilatanta al strestriakseco de pli ol 1/3 (zono I), kaj la frakturtrostreĉiĝo kaj strestriakseco povas esti deduktitaj de streĉtestoj sur specimenoj kun surfacaj difektoj kaj noĉoj.En la areo responda al la streĉa triakseco de 0 ~ 1/3 (zono II), okazas kombinaĵo de duktila frakturo kaj tonda fiasko (t.e. per torda provo. En la areo responda al la streĉa triakseco de -1/3 ĝis 0). (III), tonda malsukceso kaŭzita de kunpremado, kaj fraktura streĉo kaj streĉiĝo triaxiality povas esti akirita per ĉagreniĝanta testo.
Por OT-dratoj uzataj en la fabrikado de motoraj valvaj risortoj, necesas konsideri la frakturojn kaŭzitajn de diversaj ŝarĝaj kondiĉoj dum la fabrikado kaj aplikaj kondiĉoj.Tial, streĉaj kaj tordaj provoj estis efektivigitaj por apliki la fiaskan streĉkriterion, la efiko de streĉa triakseco sur ĉiu streĉa reĝimo estis konsiderita, kaj elastoplasta finhava elementanalizo ĉe grandaj trostreĉoj estis farita por kvantigi la ŝanĝon en streĉa triakseco.La kunprema reĝimo ne estis konsiderata pro la limigo de specimena prilaborado, nome, la diametro de la OT-drato estas nur 2,5 mm.Tablo 1 listigas la testkondiĉojn por tirstreĉo kaj tordo, same kiel strestriaksecon kaj frakturstreĉon, akiritajn per finia elementanalizo.
La frakturtrostreĉiĝo de konvenciaj triaksaj ŝtaloj sub streso povas esti antaŭdirita uzante la sekvan ekvacion.
kie C1: \({\overline{{\varepsilon}_{0}}}^{pl}\) pura tranĉo (η = 0) kaj C2: \({\overline{{\varepsilon}_{0} } }^{pl}\) Unuaksa streĉiĝo (η = η0 = 1/3).
La tendencaj linioj por ĉiu streĉa reĝimo estas akiritaj per aplikado de la frakturaj streĉaj valoroj C1 kaj C2 en la ekvacio.(2);C1 kaj C2 estas akiritaj de streĉaj kaj tordtestoj sur provaĵoj sen surfacaj difektoj.Figuro 4 montras la streĉan triaksecon kaj frakturstreĉiĝon akiritan de la testoj kaj la tendencliniojn antaŭdiritajn de la ekvacio.(2) La tendenca linio akirita de la testo kaj la rilato inter streĉa triakseco kaj fraktura streĉo montras similan tendencon.La frakturtrostreĉiĝo kaj streĉa triakseco por ĉiu streĉreĝimo, akirita de la apliko de tendencaj linioj, estis utiligitaj kiel kriterioj por duktila frakturo.
Rompoenergio estas uzata kiel materiala posedaĵo por determini la tempon por rompi post kolado kaj povas esti akirita de streĉaj provoj.La fraktura energio dependas de la ĉeesto aŭ foresto de fendetoj sur la surfaco de la materialo, ĉar la tempo por rompiĝi dependas de la koncentriĝo de lokaj streĉoj.Figuroj 5a-c montras la frakturenergiojn de provaĵoj sen surfacaj difektoj kaj provaĵoj kun R0.4 aŭ R0.8 noĉoj de tirstreĉaj provoj kaj finhava elementanalizo.La fraktura energio respondas al la areo de la vera streĉa-movo-kurbo de kolo ĝis fraktura tempo.
La fraktura energio de OT-drato kun fajnaj surfacaj difektoj estis antaŭdirita per elfarado de streĉaj provoj sur OT-drato kun difekta profundo pli granda ol 40 µm, kiel montrite en Fig. 5d.Dek specimenoj kun difektoj estis uzitaj en la streĉaj provoj kaj la meza frakturenergio estis taksita je 29.12 mJ/mm2.
La normigita surfacdifekto estas difinita kiel la rilatumo de la profundo de la difekto al la diametro de la valva risorto drato, sendepende de la surfaca difekto geometrio de la OT-drato uzita en la fabrikado de aŭtaj valvrisortoj.OT-drataj difektoj povas esti klasifikitaj surbaze de orientiĝo, geometrio kaj longo.Eĉ kun la sama difektoprofundo, la nivelo de streso reaganta al surfacdifekto en fonto varias dependi de la geometrio kaj orientiĝo de la difekto, tiel ke la geometrio kaj orientiĝo de la difekto povas influi lacecforton.Tial, necesas konsideri la geometrion kaj orientiĝon de difektoj, kiuj havas la plej grandan efikon al la lacvivo de fonto por apliki striktajn kriteriojn por administri surfacajn difektojn.Pro la fajna grajna strukturo de OT-drato, ĝia laceca vivo estas tre sentema al noĉado.Tial, la difekto kiu elmontras la plej altan streskoncentriĝon laŭ la geometrio kaj orientiĝo de la difekto devus esti establita kiel la komenca difekto uzante finhavan elementanalizon.Sur fig.6 montras la ultra-altajn fortajn 2300 MPa klasajn aŭtajn valvrisortojn uzatajn en ĉi tiu studo.
Surfacaj difektoj de OT-drato estas dividitaj en internajn difektojn kaj eksterajn difektojn laŭ la printempa akso.Pro la fleksado dum malvarma rulado, kunprema streso kaj streĉa streĉo agas respektive interne kaj ekstere de la fonto.Frakturo povas esti kaŭzita de surfacaj difektoj kiuj aperas de ekstere pro tirstreĉoj dum malvarma rulado.
En la praktiko, la fonto estas submetita al perioda kunpremado kaj malstreĉiĝo.Dum la kunpremado de la risorto, la ŝtala drato tordas, kaj pro la koncentriĝo de streĉoj, la tonda streĉo ene de la fonto estas pli alta ol la ĉirkaŭa tonda streĉo7.Tial, se ekzistas surfacaj difektoj ene de la fonto, la probableco de la printempa rompo estas la plej granda.Tiel, la ekstera flanko de la fonto (la loko kie fiasko estas atendita dum la fabrikado de la fonto) kaj la interna flanko (kie la streso estas plej granda en la fakta aplikiĝo) estas metitaj kiel la lokoj de la surfacdifektoj.
La surfaca difekta geometrio de OT-linioj estas dividita en U-formo, V-formo, Y-formo, kaj T-formo.Y-tipo kaj T-tipo ĉefe ekzistas en la surfacaj difektoj de krudmaterialoj, kaj U-specaj kaj V-tipaj difektoj okazas pro senzorga uzado de iloj en la malvarma ruliĝanta procezo.Koncerne la geometrion de surfacaj difektoj en krudmaterialoj, U-formaj difektoj de ne-unuforma plasta deformado dum varma rulado estas misformitaj en V-formajn, Y-formajn kaj T-formajn kudrodifektojn sub plurpasa streĉado8, 10.
Krome, V-formaj, Y-formaj kaj T-formaj difektoj kun krutaj inklinoj de la noĉo sur la surfaco estos submetitaj al alta streĉa koncentriĝo dum la funkciado de la fonto.Valvaj risortoj fleksiĝas dum malvarma rulado kaj tordas dum operacio.Streskoncentriĝoj de V-formaj kaj Y-formaj difektoj kun pli altaj streskoncentriĝoj estis komparitaj per finhava elementanalizo, ABAQUS - komerca finhava elementa analiza softvaro.La streso-streĉiĝrilato estas montrita en Figuro 1 kaj Ekvacio 1. (1) Ĉi tiu simulado uzas dudimensian (2D) rektangulan kvar-nodan elementon, kaj la minimuma elementa flanka longo estas 0.01 mm.Por la analiza modelo, V-formaj kaj Y-formaj difektoj kun profundo de 0.5 mm kaj deklivo de la difekto de 2° estis aplikitaj al 2D-modelo de drato kun diametro de 2.5 mm kaj longo de 7.5 mm.
Sur fig.7a montras la fleksan streĉan koncentriĝon ĉe la pinto de ĉiu difekto kiam fleksa momento de 1500 Nmm estas aplikata al ambaŭ finoj de ĉiu drato.La rezultoj de la analizo montras, ke la maksimumaj streĉoj de 1038.7 kaj 1025.8 MPa okazas ĉe la supro de V-formaj kaj Y-formaj difektoj, respektive.Sur fig.7b montras la streĉan koncentriĝon ĉe la supro de ĉiu difekto kaŭzita de tordo.Kiam la maldekstra flanko estas limigita kaj tordmomanto de 1500 N∙mm estas aplikita al la dekstra flanko, la sama maksimuma streĉo de 1099 MPa okazas ĉe la pintoj de la V-formaj kaj Y-formaj difektoj.Tiuj rezultoj montras ke V-specaj difektoj elmontras pli altan fleksan streson ol Y-specaj difektoj kiam ili havas la saman profundon kaj deklivon de la difekto, sed ili spertas la saman tordan streson.Tial, V-formaj kaj Y-formaj surfacdifektoj kun la sama profundo kaj deklivo de la difekto povas esti normaligitaj al V-formaj kun pli alta maksimuma streso kaŭzita de streĉa koncentriĝo.La V-tipa difektograndecproporcio estas difinita kiel α = w/h uzante la profundon (h) kaj larĝon (w) de la V-specaj kaj T-specaj difektoj;tiel, T-tipa difekto (α ≈ 0) anstataŭe, la geometrio povas esti difinita per la geometria strukturo de V-speca difekto.Tial, Y-specaj kaj T-specaj difektoj povas esti normaligitaj per V-specaj difektoj.Uzante profundon (h) kaj longon (l), la longoproporcio estas alie difinita kiel β = l/h.
Kiel montrite en Figuro 811, la direktoj de surfacaj difektoj de OT-dratoj estas dividitaj en longitudajn, transversajn kaj oblikvajn direktojn, kiel montrite en Figuro 811. Analizo de la influo de la orientiĝo de surfacaj difektoj sur la forto de la fonto per la finhava elemento. metodo.
Sur fig.9a montras la motorvalvan risortan streĉan analizmodelon.Kiel analizkondiĉo, la fonto estis kunpremita de libera alteco de 50.5 mm ĝis malmola alteco de 21.8 mm, maksimuma streĉo de 1086 MPa estis generita ene de la fonto, kiel montrite en Fig. 9b.Ĉar la fiasko de faktaj motoraj valvrisortoj ĉefe okazas ene de la fonto, la ĉeesto de internaj surfacaj difektoj estas atendita grave influi la lacvivon de la fonto.Tial, surfacdifektoj en la longitudaj, transversaj kaj oblikvaj indikoj estas aplikitaj al la interno de motorvalvorisortoj uzante sub-modeligantajn teknikojn.Tabelo 2 montras la grandecon de surfacaj difektoj kaj la maksimuman streĉon en ĉiu direkto de la difekto ĉe maksimuma printempa kunpremo.La plej altaj streĉoj estis observitaj en la transversa direkto, kaj la rilatumo de streĉoj en la longitudaj kaj oblikvaj direktoj al la transversa direkto estis taksita kiel 0.934-0.996.La stresproporcio povas esti determinita simple dividante tiun valoron per la maksimuma transversa streso.La maksimuma streĉo en la printempo okazas ĉe la supro de ĉiu surfaca difekto, kiel montrite en Fig. 9s.La streĉaj valoroj observitaj en la longitudaj, transversaj kaj oblikvaj direktoj estas 2045, 2085 kaj 2049 MPa, respektive.La rezultoj de ĉi tiuj analizoj montras, ke transversaj surfacaj difektoj havas la plej rektan efikon al la lacvivo de motoraj valvrisortoj.
V-forma difekto, kiu supozeble plej rekte influas la lacecvivon de la motorvalvrisorto, estis elektita kiel la komenca difekto de la OT-drato, kaj la transversa direkto estis elektita kiel la direkto de la difekto.Ĉi tiu difekto okazas ne nur ekstere, kie la motorvalva risorto rompiĝis dum fabrikado, sed ankaŭ interne, kie la plej granda streĉo okazas pro streĉa koncentriĝo dum operacio.La maksimuma difektoprofundo estas metita al 40 µm, kiu povas esti detektita per kirlokurenta difektodetekto, kaj la minimuma profundo estas metita al profundo egalrilatanta al 0.1% de la 2.5 mm dratdiametro.Tial, la profundo de la difekto estas de 2,5 ĝis 40 µm.Profundo, longo kaj larĝo de difektoj kun longoproporcio de 0.1~1 kaj longoproporcio de 5~15 estis uzataj kiel variabloj, kaj ilia efiko al la lacecforto de la fonto estis taksita.Tablo 3 listigas la analizajn kondiĉojn determinitajn uzante la respondsurfacmetodaron.
Aŭtomotoraj valvrisortoj estas fabrikitaj per malvarma bobenado, moderigado, pafblovado kaj varmega fiksado de OT-drato.Ŝanĝoj en surfacdifektoj dum printempa fabrikado devas esti enkalkulitaj por taksi la efikon de komencaj surfacdifektoj en OT-dratoj sur la lacvivo de motorvalvrisortoj.Tial, en ĉi tiu sekcio, finhava elementanalizo estas uzata por antaŭdiri la deformadon de OT-drataj surfacdifektoj dum la fabrikado de ĉiu fonto.
Sur fig.10 montras la malvarman bobenadprocezon.Dum ĉi tiu procezo, la OT-drato estas manĝita en la dratgvidilon per la manĝrulo.La drato gvidilo nutras kaj subtenas la draton por malhelpi fleksadon dum la formado.La drato pasanta tra la dratgvidisto estas fleksita per la unua kaj dua bastonoj por formi volvaĵrisorton kun la dezirata interna diametro.La printempa tonalto estas produktita movante la paŝilon post unu revolucio.
Sur fig.11a montras finhavan elementan modelon uzatan por taksi la ŝanĝon en la geometrio de surfacaj difektoj dum malvarma rulado.La formado de la drato estas ĉefe kompletigita per la volvaĵpinglo.Ĉar la oksida tavolo sur la surfaco de la drato funkcias kiel lubrikaĵo, la frota efiko de la furaĝrulo estas nekonsiderinda.Tial, en la kalkulmodelo, la nutra rulilo kaj la drata gvidilo estas simpligitaj kiel buŝo.La koeficiento de frotado inter la OT-drato kaj la formanta ilo estis fiksita al 0.05.La 2D rigida korpaviadilo kaj fiksaj kondiĉoj estas aplikitaj al la maldekstra fino de la linio tiel ke ĝi povas esti manĝita en la X-direkto kun la sama rapideco kiel la furaĝrulo (0.6 m/s).Sur fig.11b montras la sub-simulan metodon uzatan por apliki malgrandajn difektojn al dratoj.Por enkalkuli la grandecon de surfacaj difektoj, la submodelo estas aplikata dufoje por surfacaj difektoj kun profundo de 20 µm aŭ pli kaj tri fojojn por surfacaj difektoj kun profundo de malpli ol 20 µm.Surfacaj difektoj estas aplikitaj al areoj formitaj kun egalaj paŝoj.En la ĝenerala modelo de la fonto, la longo de la rekta peco de drato estas 100 mm.Por la unua submodelo, apliku submodelon 1 kun longo de 3mm al longituda pozicio de 75mm de la tutmonda modelo.Tiu simulado uzis tridimensian (3D) sesangulan ok-nodan elementon.En la tutmonda modelo kaj submodelo 1, la minimuma flanklongo de ĉiu elemento estas 0.5 kaj 0.2 mm, respektive.Post analizo de submodelo 1, surfacaj difektoj estas aplikitaj al submodelo 2, kaj la longo kaj larĝo de submodelo 2 estas 3 fojojn la longo de la surfaca difekto por forigi la influon de la submodelo limkondiĉoj, en krome, 50% de la longo kaj larĝo estas uzataj kiel la profundo de la submodelo.En submodelo 2, la minimuma flanka longo de ĉiu elemento estas 0,005 mm.Iuj surfacaj difektoj estis aplikitaj al la finhava elementanalizo kiel montrite en Tabelo 3.
Sur fig.12 montras la distribuadon de streĉo en surfacfendetoj post malvarma laborado de bobeno.La ĝenerala modelo kaj submodelo 1 montras preskaŭ la samajn stresojn de 1076 kaj 1079 MPa en la sama loko, kio konfirmas la ĝustecon de la submodela metodo.Lokaj streskoncentriĝoj okazas ĉe la randoj de la submodelo.Ŝajne, tio estas pro la limkondiĉoj de la submodelo.Pro streĉa koncentriĝo, submodelo 2 kun aplikataj surfacaj difektoj montras streĉon de 2449 MPa ĉe la pinto de la difekto dum malvarma rulado.Kiel montrite en Tabelo 3, la surfacaj difektoj identigitaj per la respondsurfaca metodo estis aplikitaj al la interno de la fonto.La rezultoj de la finhava elementanalizo montris ke neniu el la 13 kazoj de surfacaj difektoj malsukcesis.
Dum la serpentuma procezo en ĉiuj teknologiaj procezoj, la profundo de surfacaj difektoj ene de la fonto pliiĝis je 0,1–2,62 µm (Fig. 13a), kaj la larĝo malpliiĝis je 1,8–35,79 µm (Fig. 13b), dum la longo pliiĝis je 0,72. –34,47 µm (Fig. 13c).Ĉar la transversa V-forma difekto estas fermita en larĝo per fleksado dum la malvarma ruliĝanta procezo, ĝi estas misformita en V-forman difekton kun pli kruta deklivo ol la origina difekto.
Deformado en Profundo, Larĝo kaj Longo de OT-Drato-Surfacaj Difektoj en la Produktado-Procezo.
Apliki surfacajn difektojn al la ekstero de la fonto kaj antaŭdiri la verŝajnecon de rompo dum malvarma rulado uzante Finite Elementan Analizon.Sub la kondiĉoj listigitaj en Tabelo.3, ne ekzistas probablo de detruo de difektoj en la ekstera surfaco.Alivorte, neniu detruo okazis ĉe la profundo de surfacaj difektoj de 2,5 ĝis 40 µm.
Por antaŭdiri kritikajn surfacdifektojn, eksteraj frakturoj dum malvarma rulado estis esploritaj pliigante la difektan profundon de 40 µm ĝis 5 µm.Sur fig.14 montras frakturojn laŭ surfacaj difektoj.Frakturo okazas sub kondiĉoj de profundo (55 µm), larĝo (2 µm), kaj longo (733 µm).La kritika profundo de surfacdifekto ekster la fonto montriĝis por 55 μm.
La pafa peening-procezo subpremas fendetkreskon kaj pliigas lacvivon kreante restan kunpreman streson ĉe certa profundo de la printempa surfaco;tamen, ĝi induktas streĉan koncentriĝon pliigante la surfacan malglatecon de la fonto, tiel reduktante la lacecreziston de la fonto.Sekve, sekundara pafita teknologio estas uzata por produkti altfortajn risortojn por kompensi la redukton de laceca vivo kaŭzita de la pliiĝo de surfaca malglateco kaŭzita de pafado.Du-etapa pafbrulado povas plibonigi surfacan malglatecon, maksimuman kunpreman restan streson, kaj surfacan kunpreman restan streson ĉar la dua pafado estas farita post la unua pafado12,13,14.
Sur fig.15 montras analizan modelon de la pafbloviga procezo.Elast-plasta modelo estis kreita, en kiu 25 pilkoj estis faligitaj en la celan lokan areon de la OT-linio por pafblovado.En la pafbloviga analizmodelo, surfacaj difektoj de la OT-drato misformita dum malvarma volvaĵo estis utiligitaj kiel komencaj difektoj.Forigo de postrestantaj stresoj ekestiĝantaj de la malvarma ruliĝanta procezo per moderigado antaŭ la pafbloviga procezo.La jenaj propraĵoj de la pafsfero estis uzataj: denseco (ρ): 7800 kg/m3, elasta modulo (E) – 210 GPa, proporcio de Poisson (υ): 0,3.La koeficiento de frotado inter la pilko kaj la materialo estas fiksita al 0.1.Pafoj kun diametro de 0,6 kaj 0,3 mm estis elĵetitaj kun la sama rapideco de 30 m/s dum la unua kaj dua forĝadpasoj.Post la pafbloviga procezo (inter aliaj produktadprocezoj montritaj en Figuro 13), la profundo, larĝo kaj longo de surfacaj difektoj ene de la fonto variis de -6.79 ĝis 0.28 µm, -4.24 ĝis 1.22 µm, kaj -2.59 ĝis 1.69. µm, respektive µm.Pro la plasta deformado de la ĵetaĵo elĵetita perpendikulare al la surfaco de la materialo, la profundo de la difekto malpliiĝas, precipe, la larĝo de la difekto estas signife reduktita.Ŝajne, la difekto estis fermita pro plasta deformado kaŭzita de pafbrulado.
Dum la varmega ŝrumpa procezo, la efikoj de malvarma ŝrumpado kaj malalttemperatura reculado povas samtempe agi sur la motora valvo-risorto.Malvarma fikso maksimumigas la streĉnivelon de la fonto kunpremante ĝin al sia plej alta ebla nivelo ĉe ĉambra temperaturo.En ĉi tiu kazo, se la motorvalvrisorto estas ŝarĝita super la rendimentforto de la materialo, la motorvalvrisorto plaste deformas, pliigante la rendimentforton.Post plasta deformado, la valva risorto fleksiĝas, sed la pliigita rendimento-forto provizas la elastecon de la valva risorto en fakta funkciado.Malalttemperatura recocido plibonigas varmecon kaj deforman reziston de valvaj risortoj funkciigantaj ĉe altaj temperaturoj2.
Surfacaj difektoj misformitaj dum pafblovado en FE-analizo kaj la postrestanta streskampo mezurita per ikso-radia difrakto (XRD) ekipaĵo estis aplikitaj al sub-modelo 2 (Fig. 8) por konkludi la ŝanĝon en difektoj dum varmoŝrumpado.La fonto estis dizajnita por funkcii en la elasta gamo kaj estis kunpremita de sia libera alteco de 50.5 mm ĝis sia firma alteco de 21.8 mm kaj tiam permesita reveni al sia origina alteco de 50.5 mm kiel analizkondiĉo.Dum varmoŝrumpado, la geometrio de la difekto ŝanĝiĝas sensignife.Ŝajne, la resta kunprema streso de 800 MPa kaj pli, kreita per pafblovado, subpremas la deformadon de surfacaj difektoj.Post varmoŝrumpado (Fig. 13), la profundo, larĝo kaj longo de surfacaj difektoj variis de -0.13 ĝis 0.08 µm, de -0.75 ĝis 0 µm, kaj de 0.01 ĝis 2.4 µm, respektive.
Sur fig.16 komparas deformadojn de U-formaj kaj V-formaj difektoj de la sama profundo (40 µm), larĝo (22 µm) kaj longo (600 µm).La ŝanĝo en larĝo de U-formaj kaj V-formaj difektoj estas pli granda ol la ŝanĝo en longo, kiu estas kaŭzita de fermiĝo en la larĝdirekto dum la malvarma ruliĝado kaj pafbloviga procezo.Kompare al U-formaj difektoj, V-formaj difektoj formiĝis ĉe relative pli granda profundo kaj kun pli krutaj deklivoj, sugestante ke konservativa aliro povas esti prenita dum aplikado de V-formaj difektoj.
Tiu sekcio diskutas la deformadon de la komenca difekto en la OT-linio por ĉiu valvprintempa produktadprocezo.La komenca OT-dratdifekto estas aplikita al la interno de la valvrisorto kie fiasko estas atendita pro la altaj stresoj dum operacio de la fonto.La transversaj V-formaj surfacaj difektoj de la OT-dratoj iomete pliiĝis en profundo kaj longo kaj akre malpliiĝis en larĝo pro fleksado dum malvarma volvaĵo.Fermo en la larĝdirekto okazas dum pafbrulado kun malgranda aŭ neniu rimarkinda difektodeformado dum la fina varmego.En la procezo de malvarma ruliĝado kaj pafado, estas granda deformado en la larĝa direkto pro plasta deformado.La V-forma difekto ene de la valva fonto estas transformita en T-forman difekton pro larĝfermo dum la malvarma ruliĝanta procezo.