310 스테인레스 스틸 코일 튜브 화학 성분, 오일 경화 강철 와이어의 표면 결함이 자동차 엔진 밸브 스프링의 피로 수명에 미치는 영향

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스테인레스 스틸 310 코일 튜브 / 코일 튜브화학적 구성 요소및 구성

다음 표는 310S 스테인레스 강의 화학 성분을 보여줍니다.

10*1mm 9.25*1.24mm 310 스테인레스 스틸 모세관 코일 튜브 공급업체

물리적 특성

310S 등급 스테인레스 강의 물리적 특성은 다음 표에 표시되어 있습니다.

기계적 성질

다음 표는 310S 등급 스테인레스강의 기계적 특성을 요약한 것입니다.

열적 특성

310S 등급 스테인레스 강의 열적 특성은 다음 표에 나와 있습니다.

기타 명칭

310S 등급 스테인리스강과 동등한 기타 명칭은 다음 표에 나열되어 있습니다.

본 연구의 목적은 직경 2.5mm의 임계 결함 깊이를 갖는 2300MPa급 오일 경화 와이어(OT 와이어)에 미세 결함을 적용할 때 자동차 엔진 밸브 스프링의 피로 수명을 평가하는 것입니다.먼저, 서브시뮬레이션 방법을 이용한 유한요소해석을 통해 밸브스프링 제작 시 OT 와이어의 표면결함 변형량을 구하고, 완성된 스프링의 잔류응력을 측정하여 스프링 응력해석 모델에 적용하였다.둘째, 밸브 스프링의 강도를 분석하고, 잔류 응력을 확인하고, 적용된 응력 수준과 표면 결함을 비교합니다.셋째, 와이어 OT 회전 시 굴곡 피로 시험에서 얻은 SN 곡선에 스프링 강도 해석을 통해 얻은 표면 결함에 대한 응력을 적용하여 미세 결함이 스프링의 피로 수명에 미치는 영향을 평가했습니다.40μm의 결함 깊이는 피로 수명을 손상시키지 않고 표면 결함을 관리하기 위한 현재 표준입니다.
자동차 산업에서는 차량의 연비를 향상시키기 위해 경량 자동차 부품에 대한 수요가 높습니다.따라서 최근 초고장력강(AHSS)의 사용이 증가하고 있습니다.자동차 엔진 밸브 스프링은 주로 내열성, 내마모성, 처짐 방지 오일 경화 강철 와이어(OT 와이어)로 구성됩니다.
현재 사용되는 OT 와이어는 높은 인장 강도(1900~2100MPa)로 인해 엔진 밸브 스프링의 크기와 질량을 줄이고 주변 부품과의 마찰을 줄여 연비를 향상시킬 수 있습니다1.이러한 장점으로 인해 고전압 선재의 사용이 급증하고 있으며, 2300MPa급 초고강도 선재가 속속 등장하고 있다.자동차 엔진의 밸브 스프링은 높은 반복 하중에서 작동하기 때문에 긴 사용 수명이 필요합니다.이러한 요구 사항을 충족하기 위해 제조업체는 일반적으로 밸브 스프링을 설계할 때 피로 수명을 5.5×107 사이클보다 크게 고려하고 샷 피닝 및 열 수축 공정을 통해 밸브 스프링 표면에 잔류 응력을 적용하여 피로 수명을 향상시킵니다2.
정상 작동 조건에서 차량 헬리컬 스프링의 피로 수명에 대한 많은 연구가 있었습니다.Gzalet al.정적 하중 하에서 작은 나선 각도를 갖는 타원형 나선형 스프링의 해석적, 실험적 및 유한 요소(FE) 해석이 제시됩니다.이 연구는 최대 전단 응력 대 종횡비 및 강성 지수의 위치에 대한 명확하고 간단한 표현을 제공하고 실제 설계에서 중요한 매개변수인 최대 전단 응력에 대한 분석적 통찰력을 제공합니다3.Pastorcicet al.자가용 차량의 작동 실패 후 제거된 헬리컬 스프링의 파괴 및 피로에 대한 해석 결과를 설명합니다.실험적 방법을 사용하여 파손된 스프링을 조사한 결과 이는 부식 피로 파손의 예임을 시사합니다4.구멍 등. 자동차 나선형 스프링의 피로 수명을 평가하기 위해 여러 선형 회귀 스프링 수명 모델이 개발되었습니다.푸트라 등.노면이 고르지 않기 때문에 자동차 헬리컬 스프링의 수명이 결정됩니다.그러나 제조 과정에서 발생하는 표면 결함이 자동차 코일 스프링의 수명에 어떤 영향을 미치는지에 대한 연구는 거의 이루어지지 않았습니다.
제조 과정에서 발생하는 표면 결함으로 인해 밸브 스프링에 국부적인 응력 집중이 발생하여 피로 수명이 크게 단축될 수 있습니다.밸브스프링의 표면결함은 사용원료의 표면결함, 공구의 결함, 냉간압연 시의 거친 취급 등 다양한 요인에 의해 발생됩니다7.원재료의 표면결함은 열간압연과 Multi Pass Drawing으로 인해 급격하게 V자형을 이루고 있으며, 성형공구와 부주의한 취급으로 인해 발생된 결함은 완만하게 경사진 U자형을 이루고 있다8,9,10,11.V자형 결함은 U자형 결함보다 더 높은 응력 집중을 유발하므로 일반적으로 출발 물질에는 엄격한 결함 관리 기준이 적용됩니다.
현재 OT 와이어에 대한 표면 결함 관리 표준에는 ASTM A877/A877M-10, DIN EN 10270-2, JIS G 3561 및 KS D 3580이 포함됩니다. DIN EN 10270-2는 와이어 직경의 표면 결함 깊이를 0.5– 10mm는 와이어 직경의 0.5~1% 미만입니다.또한, JIS G 3561 및 KS D 3580에서는 직경 0.5~8mm의 선재에 있어서 표면 결함의 깊이가 선경의 0.5% 미만이 되도록 규정하고 있습니다.ASTM A877/A877M-10에서는 제조업체와 구매자가 표면 결함의 허용 깊이에 동의해야 합니다.와이어 표면의 결함 깊이를 측정하려면 일반적으로 와이어를 염산으로 에칭한 후 마이크로미터를 사용하여 결함 깊이를 측정합니다.그러나 이 방법은 최종 제품의 전체 표면이 아닌 특정 영역의 결함만 측정할 수 있습니다.따라서 제조업체는 연속 생산되는 와이어의 표면 결함을 측정하기 위해 와이어 인발 공정 중 와전류 테스트를 사용합니다.이 테스트는 표면 결함의 깊이를 40μm까지 측정할 수 있습니다.개발 중인 2300MPa급 강선은 기존 1900~2200MPa급 강선에 비해 인장강도는 높고 연신율은 낮아 밸브스프링 피로수명이 표면결함에 매우 민감한 것으로 판단된다.따라서 강선 등급 1900-2200 MPa의 표면 결함 깊이를 제어하기 위한 기존 표준을 강선 등급 2300 MPa에 적용하는 것에 대한 안전성을 확인할 필요가 있습니다.
본 연구의 목적은 와전류 시험으로 측정할 수 있는 최소 결함 깊이(예: 40μm)를 2300MPa 등급 OT 와이어(직경: 2.5mm)에 적용했을 때 자동차 엔진 밸브 스프링의 피로 수명을 평가하는 것입니다. 깊이 .본 연구의 기여와 방법론은 다음과 같다.
OT 와이어의 초기 결함으로는 와이어 축을 기준으로 횡방향으로 피로수명에 심각한 영향을 미치는 V자형 결함이 사용되었다.깊이(h), 너비(w), 길이(l)의 영향을 확인하려면 표면 결함의 치수(α)와 길이(β)의 비율을 고려하십시오.표면 결함은 스프링 내부에서 발생하며, 여기서 파손이 먼저 발생합니다.
냉간 권선 중 OT 와이어의 초기 결함 변형을 예측하기 위해 결함이 OT 와이어에 비해 매우 작기 때문에 분석 시간과 표면 결함 크기를 고려한 하위 시뮬레이션 접근 방식이 사용되었습니다.글로벌 모델.
2단계 쇼트 피닝 후 스프링의 잔류 압축 응력을 유한 요소법으로 계산하고, 그 결과를 쇼트 피닝 후의 측정값과 비교하여 해석 모델을 확인했습니다.또한, 모든 제조 공정에서 밸브 스프링의 잔류 응력을 측정하여 스프링 강도 분석에 적용했습니다.
냉간 압연 시 결함의 변형과 완성된 스프링의 잔류 압축 응력을 고려하여 스프링의 강도를 분석하여 표면 결함에 대한 응력을 예측합니다.
회전 굽힘 피로 시험은 밸브 스프링과 동일한 재질로 제작된 OT 와이어를 사용하여 수행하였다.제작된 밸브스프링의 잔류응력과 표면거칠기 특성을 OT선과 연관시키기 위해 2단계 숏피닝과 비틀림을 전처리 공정으로 적용한 후 회전 굽힘 피로시험을 실시하여 SN 곡선을 구하였다.
스프링 강도 해석 결과를 Goodman 방정식과 SN 곡선에 적용하여 밸브 스프링 피로 수명을 예측하고, 표면 결함 깊이가 피로 수명에 미치는 영향도 평가합니다.
본 연구에서는 자동차 엔진 밸브 스프링의 피로 수명을 평가하기 위해 직경 2.5mm의 2300MPa OT 등급 와이어를 사용했습니다.먼저, 연성 파괴 모델을 얻기 위해 와이어의 인장 시험을 수행했습니다.
OT 와이어의 기계적 특성은 냉간 권선 공정 및 스프링 강도의 유한 요소 분석에 앞서 인장 시험을 통해 얻어졌습니다.재료의 응력-변형률 곡선은 그림에 표시된 대로 0.001s-1의 변형률 속도에서 인장 시험 결과를 사용하여 결정되었습니다.1. SWONB-V선을 사용하였으며 항복강도, 인장강도, 탄성계수, 포아송비는 각각 2001.2MPa, 2316MPa, 206GPa, 0.3입니다.유동 변형률에 대한 응력의 의존성은 다음과 같이 얻어집니다.
쌀.2는 연성파괴 과정을 보여준다.재료는 변형 중에 탄소성 변형을 겪고, 재료의 응력이 인장 강도에 도달하면 재료가 좁아집니다.결과적으로, 재료 내 공극의 생성, 성장 및 결합은 재료의 파괴로 이어집니다.
연성 파괴 모델은 응력의 영향을 고려한 응력 수정 임계 변형 모델을 사용하고, 포스트 네킹 파괴는 손상 축적 방법을 사용합니다.여기서 손상 시작은 변형률, 응력 삼축성 및 변형률의 함수로 표현됩니다.응력삼축성은 넥이 형성될 때까지 재료의 변형에 따른 정수압 응력을 유효응력으로 나눈 평균값으로 정의된다.손상누적법에서는 손상값이 1에 도달하면 파괴가 발생하며, 손상값이 1에 도달하는데 필요한 에너지를 파괴에너지(Gf)로 정의한다.파괴 에너지는 네킹부터 파괴 시간까지 재료의 실제 응력-변위 곡선 영역에 해당합니다.
기존 강의 경우 그림 3과 같이 응력모드에 따라 연성파괴, 전단파괴 또는 혼합모드파괴가 연성파괴와 전단파괴로 인해 발생한다. 파단변형률과 응력삼축성은 에 대해 서로 다른 값을 나타내었다. 골절 패턴.
소성파괴는 응력삼축성이 1/3 이상인 영역(zone I)에서 발생하며, 표면결함과 노치가 있는 시편에 대한 인장시험을 통해 파단변형률과 응력삼축성을 유추할 수 있다.응력삼축성이 0~1/3에 해당하는 영역(zone II)에서는 연성파괴와 전단파괴가 복합적으로 발생한다(즉, 비틀림 시험을 통해 응력삼축성이 -1/3~0에 해당하는 영역에서 발생) (III), 압축에 의한 전단파괴, 파괴변형률 및 응력삼축성은 전복시험을 통해 얻을 수 있다.
엔진 밸브 스프링 제조에 사용되는 OT 와이어의 경우, 제조 공정 및 적용 조건 중 다양한 하중 조건에 의해 발생하는 파손을 고려할 필요가 있습니다.따라서 파손 변형률 기준을 적용하기 위해 인장 및 비틀림 시험을 수행하고, 각 응력 모드에 대한 응력 삼축성의 영향을 고려했으며, 응력 삼축성의 변화를 정량화하기 위해 큰 변형률에서의 탄소성 유한 요소 분석을 수행했습니다.압축 모드는 샘플 처리의 한계로 인해 고려되지 않았습니다. 즉, OT 와이어의 직경은 2.5mm에 불과합니다.표 1에는 유한 요소 분석을 사용하여 얻은 인장 및 비틀림, 응력 삼축성 및 파괴 변형률에 대한 테스트 조건이 나열되어 있습니다.
응력을 받는 기존 3축 강의 파괴 변형률은 다음 방정식을 사용하여 예측할 수 있습니다.
여기서 C1: \({\overline{{\varepsilon}_{0}}}^{pl}\) 클린 컷(eta = 0) 및 C2: \({\overline{{\varepsilon}_{0} } }^{pl}\) 단축 장력(eta = eta0 = 1/3).
각 응력 모드에 대한 추세선은 방정식에 파괴 변형률 값 C1과 C2를 적용하여 얻습니다.(2);C1과 C2는 표면 결함이 없는 샘플에 대한 인장 및 비틀림 테스트를 통해 얻은 것입니다.그림 4는 테스트에서 얻은 응력 삼축성과 파괴 변형률 및 방정식으로 예측된 ​​추세선을 보여줍니다.(2) 시험에서 얻은 추세선과 응력삼축성과 파괴변형률의 관계는 유사한 경향을 보인다.추세선을 적용하여 얻은 각 응력 모드별 파괴 변형률과 응력 삼축성을 연성 파괴의 기준으로 사용했습니다.
파괴에너지는 넥킹 후 파괴되는 시간을 결정하기 위한 재료의 특성으로 사용되며 인장시험을 통해 얻을 수 있습니다.파괴 시간은 국부 응력의 집중에 따라 달라지므로 파괴 에너지는 재료 표면의 균열 유무에 따라 달라집니다.그림 5a-c는 표면 결함이 없는 샘플과 인장 시험 및 유한 요소 분석에서 R0.4 또는 R0.8 노치가 있는 샘플의 파괴 에너지를 보여줍니다.파괴 에너지는 네킹부터 파괴 시간까지의 실제 응력-변위 곡선의 영역에 해당합니다.
그림 5d와 같이 결함 깊이가 40μm보다 큰 OT 와이어에 대해 인장 시험을 수행하여 표면 결함이 미세한 OT 와이어의 파괴 에너지를 예측했습니다.인장시험에는 결함이 있는 시편 10개가 사용되었으며, 평균 파괴에너지는 29.12 mJ/mm2로 추정되었다.
표준화된 표면 결함은 자동차 밸브 스프링 제조에 사용되는 OT 와이어의 표면 결함 형상에 관계없이 밸브 스프링 와이어 직경에 대한 결함 깊이의 비율로 정의됩니다.OT 와이어 결함은 방향, 형상 및 길이를 기준으로 분류할 수 있습니다.결함 깊이가 동일하더라도 스프링의 표면 결함에 작용하는 응력 수준은 결함의 형상 및 방향에 따라 달라지므로 결함의 형상 및 방향이 피로 강도에 영향을 줄 수 있습니다.따라서 표면결함 관리를 위한 엄격한 기준을 적용하기 위해서는 스프링의 피로수명에 가장 큰 영향을 미치는 결함의 형상과 방향을 고려할 필요가 있다.OT 와이어의 미세한 입자 구조로 인해 피로 수명은 노칭에 매우 민감합니다.따라서 결함의 형상 및 방향에 따라 가장 높은 응력집중을 나타내는 결함을 유한요소해석을 이용하여 초기 결함으로 확립해야 한다.그림에.6은 본 연구에 사용된 초고강도 2300 MPa급 자동차 밸브 스프링을 보여준다.
OT 와이어의 표면 결함은 스프링 축에 따라 내부 결함과 외부 결함으로 구분됩니다.냉간압연 시 굽힘에 의해 스프링 내부에는 압축응력, 외부에는 인장응력이 작용하게 됩니다.파단은 냉간압연 시 인장응력으로 인해 외부에서 나타나는 표면결함으로 인해 발생할 수 있다.
실제로 스프링은 주기적으로 압축 및 이완을 겪습니다.스프링이 압축되는 동안 강철 와이어가 비틀리고 응력 집중으로 인해 스프링 내부의 전단 응력이 주변 전단 응력보다 높습니다7.따라서 스프링 내부에 표면 결함이 있는 경우 스프링이 파손될 확률이 가장 높습니다.따라서, 스프링의 외측(스프링 제작 시 파손이 예상되는 위치)과 내측(실제 적용 시 응력이 가장 큰 위치)을 표면 결함 위치로 설정한다.
OT 라인의 표면 결함 형상은 U자형, V자형, Y자형, T자형으로 구분됩니다.Y형과 T형은 주로 원재료의 표면 결함에 존재하며, 냉간 압연 공정에서 공구의 취급 부주의로 인해 U형, V형 결함이 발생한다.원자재의 표면결함 기하구조는 열간압연 중 불균일한 소성변형으로 인해 발생하는 U자형 결함이 Multi-pass 연신 시 V자형, Y자형, T자형 심 결함으로 변형된다8, 10.
또한, 표면 노치의 급격한 경사를 갖는 V자형, Y자형 및 T자형 결함은 스프링 작동 중에 높은 응력 집중을 받게 됩니다.밸브 스프링은 냉간 압연 중에 구부러지고 작동 중에 비틀립니다.유한요소해석 소프트웨어인 ABAQUS(상용 유한요소해석 소프트웨어)를 이용하여 응력집중도가 높은 V형 결함과 Y형 결함의 응력집중을 비교하였다.응력-변형률 관계는 그림 1과 방정식 1에 나와 있습니다. (1) 이 시뮬레이션은 2차원(2D) 직사각형 4노드 요소를 사용하며 최소 요소 측면 길이는 0.01mm입니다.해석모델은 직경 2.5mm, 길이 7.5mm의 와이어 2차원 모델에 깊이 0.5mm, 결함기울기 2°의 V형 및 Y형 결함을 적용하였다.
그림에.7a는 각 와이어의 양단에 1500Nmm의 굽힘 모멘트를 가했을 때 각 결함 끝 부분의 굽힘 응력 집중을 보여줍니다.분석 결과, V형 결함과 Y형 결함의 상단에서 각각 1038.7MPa와 1025.8MPa의 최대 응력이 발생하는 것으로 나타났다.그림에.그림 7b는 비틀림으로 인해 발생한 각 결함 상단의 응력 집중을 보여줍니다.왼쪽을 구속하고 오른쪽에 1500 N∙mm의 토크를 가하면 V자형 결함과 Y자형 결함 끝 부분에 동일한 최대 응력 1099MPa가 발생합니다.이러한 결과는 V형 결함이 결함의 깊이와 기울기가 동일하지만 비틀림 응력이 동일한 경우 Y형 결함보다 굽힘 응력이 더 높다는 것을 보여줍니다.따라서 결함의 깊이와 기울기가 동일한 V형 및 Y형 표면 결함은 응력 집중으로 인해 최대 응력이 더 높은 V형 표면 결함으로 정규화될 수 있습니다.V형 결함 크기 비율은 V형 및 T형 결함의 깊이(h)와 너비(w)를 사용하여 α = w/h로 정의됩니다.따라서 T형 결함(α ≒ 0) 대신 V형 결함의 기하학적 구조로 형상을 정의할 수 있습니다.따라서 Y형 결함과 T형 결함은 V형 결함으로 정규화될 수 있습니다.깊이(h)와 길이(l)를 사용하여 길이 비율은 β = l/h로 정의됩니다.
그림 811과 같이 OT 와이어의 표면결함 방향은 그림 811과 같이 종방향, 횡방향, 경사방향으로 나누어진다. 유한요소에 의한 표면결함 방향이 스프링의 강도에 미치는 영향을 분석 방법.
그림에.그림 9a는 엔진 밸브 스프링 응력 분석 모델을 보여줍니다.해석 조건으로 스프링을 자유 높이 50.5 mm에서 단단한 높이 21.8 mm까지 압축하였고, 그림 9b와 같이 스프링 내부에 최대 1086 MPa의 응력이 발생하였다.실제 엔진 밸브 스프링의 고장은 주로 스프링 내부에서 발생하기 때문에 내부 표면 결함의 존재는 스프링의 피로수명에 심각한 영향을 미칠 것으로 예상된다.따라서 서브모델링 기법을 이용하여 엔진 밸브 스프링 내부에 종방향, 횡방향, 경사방향의 표면결함을 적용하였다.표 2는 표면 결함의 치수와 최대 스프링 압축 시 결함 방향별 최대 응력을 보여줍니다.횡방향에서 가장 높은 응력이 관찰되었으며, 횡방향에 대한 종방향 및 경사방향의 응력 비율은 0.934~0.996으로 추정되었습니다.응력 비율은 이 값을 최대 가로 응력으로 간단히 나누어 결정할 수 있습니다.스프링의 최대 응력은 그림 9s와 같이 각 표면 결함의 상단에서 발생합니다.세로 방향, 가로 방향, 경사 방향에서 관찰된 응력 값은 각각 2045, 2085, 2049MPa입니다.이러한 분석 결과는 횡방향 표면 결함이 엔진 밸브 스프링의 피로 수명에 가장 직접적인 영향을 미친다는 것을 보여줍니다.
엔진 밸브 스프링의 피로수명에 가장 직접적인 영향을 미칠 것으로 추정되는 V자형 결함을 OT 와이어의 초기 결함으로 선택하였고, 결함 방향으로 횡방향을 선택하였다.이러한 결함은 제작 시 엔진 밸브 스프링이 파손되는 외부뿐만 아니라 작동 시 응력 집중으로 인해 가장 큰 응력이 발생하는 내부에서도 발생합니다.최대 결함 깊이는 와전류 결함 검출로 검출할 수 있는 40μm로 설정되었으며, 최소 깊이는 2.5mm 선 직경의 0.1%에 해당하는 깊이로 설정되었습니다.따라서 결함의 깊이는 2.5~40μm이다.길이비가 0.1~1, 길이비가 5~15인 결함의 깊이, 길이, 폭을 변수로 사용하여 스프링의 피로강도에 미치는 영향을 평가하였다.표 3에는 반응 표면 방법론을 사용하여 결정된 분석 조건이 나열되어 있습니다.
자동차 엔진 밸브 스프링은 OT 와이어의 냉간 권선, 템퍼링, 쇼트 블라스트 및 열 경화를 통해 제조됩니다.엔진 밸브 스프링의 피로 수명에 대한 OT 와이어의 초기 표면 결함의 영향을 평가하려면 스프링 제조 중 표면 결함의 변화를 고려해야 합니다.따라서 본 절에서는 각 스프링 제조 과정에서 OT 와이어 표면 결함의 변형을 예측하기 위해 유한 요소 해석을 사용합니다.
그림에.10은 냉간 권선 공정을 보여준다.이 과정에서 OT 와이어는 피드 롤러에 의해 와이어 가이드 안으로 공급됩니다.와이어 가이드는 와이어를 공급하고 지지하여 성형 과정에서 구부러지는 것을 방지합니다.와이어가이드를 통과한 와이어는 제1, 제2로드에 의해 구부러져 원하는 내경의 코일스프링을 형성하게 된다.스프링 피치는 1회전 후 스테핑 도구를 움직여 생성됩니다.
그림에.11a는 냉간 압연 중 표면 결함의 기하학적 변화를 평가하는 데 사용된 유한 요소 모델을 보여줍니다.와이어의 성형은 주로 권선 핀에 의해 완료됩니다.와이어 표면의 산화층이 윤활제 역할을 하기 때문에 피드 롤러의 마찰 효과는 무시할 수 있습니다.따라서 계산모델에서는 피드롤러와 와이어가이드를 부싱으로 단순화하였다.OT Wire와 성형 Tool 사이의 마찰계수는 0.05로 설정.라인의 왼쪽 끝 부분에는 2D 강체 평면 및 고정 조건을 적용하여 피드 롤러와 동일한 속도(0.6m/s)로 X 방향으로 이송할 수 있도록 합니다.그림에.11b는 와이어에 작은 결함을 적용하는 데 사용되는 하위 시뮬레이션 방법을 보여줍니다.표면 결함의 크기를 고려하기 위해 깊이가 20μm 이상인 표면 결함에는 하위 모델을 두 번 적용하고, 깊이가 20μm 미만인 표면 결함에는 세 번 적용합니다.표면 결함은 동일한 단계로 형성된 영역에 적용됩니다.스프링의 전체 모델에서 직선형 와이어 조각의 길이는 100mm입니다.첫 번째 하위 모델의 경우 길이가 3mm인 하위 모델 1을 전역 모델의 세로 위치 75mm에 적용합니다.이 시뮬레이션에서는 3차원(3D) 육각형 8노드 요소를 사용했습니다.전역 모델과 하위 모델 1에서 각 요소의 최소 측면 길이는 각각 0.5mm와 0.2mm입니다.하위 모델 1을 해석한 후 하위 모델 2에 표면 결함을 적용하고 하위 모델 경계 조건의 영향을 제거하기 위해 하위 모델 2의 길이와 너비를 표면 결함 길이의 3배로 설정합니다. 또한, 길이와 너비의 50%가 하위 모델의 깊이로 사용됩니다.하위 모델 2에서는 각 요소의 최소 측면 길이가 0.005mm입니다.표 3에 표시된 것처럼 특정 표면 결함이 유한 요소 분석에 적용되었습니다.
그림에.12는 코일의 냉간 가공 후 표면 균열의 응력 분포를 보여줍니다.일반 모델과 하위 모델 1은 같은 장소에서 거의 동일한 1076, 1079MPa의 응력을 보여 하위 모델링 방법의 정확성을 확인합니다.국부적 응력 집중은 하위 모델의 경계 가장자리에서 발생합니다.분명히 이는 하위 모델의 경계 조건 때문입니다.응력 집중으로 인해 표면 결함이 적용된 하위 모델 2는 냉간 압연 중 결함 끝 부분에 2449 MPa의 응력을 나타냅니다.Table 3과 같이 반응표면법으로 파악된 표면결함을 스프링 내부에 적용하였다.유한요소해석 결과, 표면결함 13건 중 1건도 불량이 발생하지 않은 것으로 나타났다.
모든 기술 공정에서 권취 공정 동안 스프링 내부의 표면 결함 깊이는 0.1~2.62μm(그림 13a) 증가하고 폭은 1.8~35.79μm(그림 13b) 감소한 반면 길이는 0.72μm 증가했습니다. -34.47μm(그림 13c).가로 V자형 결함은 냉간압연 과정에서 굽힘에 의해 폭이 닫혀 원래의 결함보다 기울기가 가파른 V자형 결함으로 변형된다.
제조 공정에서 발생하는 OT 와이어 표면 결함의 깊이, 너비 및 길이의 변형.
스프링 외부에 표면 결함을 적용하고 유한 요소 분석을 사용하여 냉간 압연 시 파손 가능성을 예측합니다.표에 나열된 조건 하에서.3, 외부 표면에 결함이 파손될 가능성이 없습니다.즉, 표면 결함 깊이 2.5~40μm에서는 파괴가 발생하지 않았다.
심각한 표면 결함을 예측하기 위해 결함 깊이를 40μm에서 5μm로 증가시켜 냉간 압연 중 외부 파괴를 조사했습니다.그림에.14는 표면 결함에 따른 균열을 보여준다.파단은 깊이(55μm), 폭(2μm), 길이(733μm)의 조건에서 발생합니다.스프링 외부 표면 결함의 임계 깊이는 55μm로 나타났습니다.
쇼트 피닝 공정은 스프링 표면의 특정 깊이에 잔류 압축 응력을 생성하여 균열 성장을 억제하고 피로 수명을 증가시킵니다.그러나 스프링의 표면 거칠기를 증가시켜 응력 집중을 유도하여 스프링의 피로 저항을 감소시킵니다.따라서 쇼트 피닝으로 인한 표면 거칠기 증가로 인한 피로 수명 감소를 보완하기 위해 고강도 스프링을 생산하기 위해 2차 쇼트 피닝 기술을 사용합니다.2단계 쇼트 피닝은 1차 쇼트 피닝 이후에 2차 쇼트 피닝을 실시하므로 표면 거칠기, 최대 압축 잔류 응력, 표면 압축 잔류 응력을 향상시킬 수 있다12,13,14.
그림에.그림 15는 쇼트 블라스팅 공정의 분석 모델을 보여줍니다.샷 블래스트를 위해 OT 라인의 목표 국소 영역에 25개의 샷볼을 떨어뜨리는 탄성-소성 모델이 생성되었습니다.쇼트 블라스팅 해석 모델에서는 냉간 권선 시 변형된 OT 와이어의 표면 결함을 초기 결함으로 사용하였다.쇼트 블라스팅 공정 전 뜨임 처리를 통해 냉간 압연 공정에서 발생하는 잔류 응력을 제거합니다.샷 구의 다음 특성이 사용되었습니다: 밀도(ρ): 7800kg/m3, 탄성 계수(E) – 210GPa, 푸아송 비(υ): 0.3.공과 재료 사이의 마찰 계수는 0.1로 설정됩니다.1차 및 2차 단조 과정에서 직경 0.6mm와 0.3mm의 탄환이 30m/s의 동일한 속도로 배출되었습니다.쇼트 블라스팅 공정(그림 13에 표시된 다른 제조 공정 중) 후 스프링 내 표면 결함의 깊이, 너비 및 길이는 -6.79~0.28μm, -4.24~1.22μm, -2.59~1.69의 범위였습니다. µm, 각각 µm.재료의 표면에 수직으로 방출된 발사체의 소성 변형으로 인해 결함의 깊이가 감소하고, 특히 결함의 폭이 크게 감소합니다.쇼트 피닝으로 인한 소성 변형으로 인해 결함이 종결된 것으로 보입니다.
열 수축 과정에서 냉간 수축과 저온 어닐링의 효과가 동시에 엔진 밸브 스프링에 작용할 수 있습니다.차가운 설정은 실온에서 가능한 최고 수준으로 압축하여 스프링의 장력 수준을 최대화합니다.이 경우, 엔진 밸브 스프링에 재료의 항복강도 이상으로 하중이 가해지면 엔진 밸브 스프링이 소성변형되어 항복강도가 증가하게 됩니다.소성 변형 후 밸브 스프링은 구부러지지만 증가된 항복 강도는 실제 작동 시 밸브 스프링의 탄성을 제공합니다.저온 어닐링은 고온에서 작동하는 밸브 스프링의 열 및 변형 저항을 향상시킵니다2.
FE 분석에서 쇼트 블라스팅 중 변형된 표면 결함과 X선 회절(XRD) 장비로 측정한 잔류 응력 장을 하위 모델 2(그림 8)에 적용하여 열 수축 중 결함의 변화를 유추했습니다.스프링은 탄성 범위에서 작동하도록 설계되었으며, 해석 조건으로 자유 높이 50.5mm에서 고정 높이 21.8mm까지 압축된 후 원래 높이 50.5mm로 복귀되도록 허용되었습니다.열 수축 중에 결함의 기하학적 형태가 크게 변경되지 않습니다.쇼트 블라스팅에 의해 생성된 800 MPa 이상의 잔류 압축 응력이 표면 결함의 변형을 억제하는 것으로 보입니다.열 수축 후(그림 13) 표면 결함의 깊이, 너비 및 길이는 각각 -0.13~0.08μm, -0.75~0μm, 0.01~2.4μm로 다양했습니다.
그림에.16은 동일한 깊이(40μm), 너비(22μm) 및 길이(600μm)의 U자형 결함과 V자형 결함의 변형을 비교합니다.U자형 및 V자형 결함의 폭 변화는 길이 변화보다 크며, 이는 냉간 압연 및 쇼트 블라스팅 공정에서 폭 방향으로 폐쇄되어 발생합니다.U자형 결함과 비교하여 V자형 결함은 상대적으로 더 깊은 깊이와 가파른 경사로 형성되어 V자형 결함을 적용할 때 보수적인 접근 방식을 취할 수 있음을 시사합니다.
본 절에서는 밸브스프링 제조공정별 OT 라인의 초기결함 변형에 대해 논의한다.초기 OT 와이어 불량은 스프링 작동 시 높은 응력으로 인해 파손이 예상되는 밸브 스프링 내부에 적용됩니다.OT 와이어의 가로 V자형 표면 결함은 냉간 권선 시 굽힘으로 인해 깊이와 길이가 약간 증가하고 폭이 급격히 감소했습니다.쇼트 피닝 중에 폭 방향의 폐쇄가 발생하며 최종 열고정 시 눈에 띄는 결함 변형이 거의 또는 전혀 없습니다.냉간압연 및 쇼트피닝 공정에서는 소성변형으로 인해 폭방향으로 큰 변형이 발생한다.밸브 스프링 내부의 V자형 결함은 냉간압연 공정 중 폭 폐쇄로 인해 T자형 결함으로 변형됩니다.