310 ステンレス鋼コイルチューブの化学成分、自動車エンジンの弁ばねの疲労寿命に及ぼす油硬化鋼線の表面欠陥の影響

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ステンレス鋼310コイルチューブ/コイルチューブ化学組成そして構成

次の表は、グレード 310S ステンレス鋼の化学組成を示しています。

10*1 ミリメートル 9.25*1.24 ミリメートル 310 ステンレス鋼毛細管コイル管サプライヤー

物理的特性

グレード 310S ステンレス鋼の物理的特性を次の表に示します。

機械的性質

次の表は、グレード 310S ステンレス鋼の機械的特性の概要を示しています。

熱特性

グレード 310S ステンレス鋼の熱特性を次の表に示します。

その他の指定

グレード 310S ステンレス鋼と同等のその他の名称を次の表に示します。

本研究の目的は、自動車エンジン用弁ばねの2300MPa級油硬化線（OT線）に重大欠陥深さ直径2.5mmの微小欠陥を付与した場合の疲労寿命を評価することである。まず、弁ばね製造時のOT線の表面欠陥の変形をサブシミュレーション手法を用いた有限要素解析により取得し、完成したばねの残留応力を測定してばね応力解析モデルに適用した。次に、バルブ スプリングの強度を分析し、残留応力を確認し、加えられた応力のレベルと表面の欠陥を比較します。第三に、ばねの強度解析から得られた表面欠陥の応力を、ワイヤOTの回転時の曲げ疲労試験から得られたSN曲線に適用することにより、ばねの疲労寿命に及ぼす微小欠陥の影響を評価しました。疲労寿命を損なうことなく表面欠陥を管理するための現在の標準は、欠陥深さ 40 µm です。
自動車業界では、車両の燃料効率を向上させるために、軽量の自動車部品に対する強い需要があります。そのため、近年では先進高張力鋼（AHSS）の使用が増加しています。自動車エンジン用弁ばねは、耐熱性、耐摩耗性、へたり性の少ない油焼入れ鋼線（OT線）を主に使用しています。
現在使用されているOTワイヤは、引張強度が高い（1900～2100MPa）ため、エンジンバルブスプリングの小型軽量化、周囲部品との摩擦低減による燃費向上が可能1です。このような利点から高圧線材の使用は急速に増加しており、2300MPa級の超高強度線材が続々と登場しています。自動車エンジンのバルブ スプリングは、高い繰り返し負荷の下で動作するため、長い耐用年数が必要です。この要件を満たすために、メーカーは通常、バルブ スプリングの設計時に 5.5 × 107 サイクルを超える疲労寿命を考慮し、ショット ピーニングや熱収縮プロセスを通じてバルブ スプリングの表面に残留応力を加えて疲労寿命を向上させます2。
通常の動作条件下での車両のコイルばねの疲労寿命については、かなりの数の研究が行われています。グザルら。静的荷重下で小さなねじれ角をもつ楕円コイルばねの解析的、実験的および有限要素 (FE) 解析を示します。この研究は、アスペクト比および剛性指数に対する最大せん断応力の位置を明確かつ簡単に表現し、実際の設計における重要なパラメーターである最大せん断応力についての分析的洞察も提供します3。パトルチッチら。自家用車から取り外したコイルばねの運転故障後の破壊と疲労の解析結果について説明する。実験的方法を使用して、破損したばねを調べた結果、これが腐食疲労破壊の一例であることが示唆されました4。自動車用コイルばねの疲労寿命を評価するために、いくつかの線形回帰ばね寿命モデルが開発されています。プトラなど。路面の凹凸により、自動車のコイルスプリングの寿命が決まります。しかし、製造工程中に発生する表面欠陥が自動車用コイルスプリングの寿命にどのような影響を与えるかについては、ほとんど研究が行われていません。
製造プロセス中に発生する表面欠陥は、弁ばねに局所的な応力集中を引き起こし、疲労寿命を大幅に低下させる可能性があります。弁ばねの表面欠陥は、使用される素材の表面欠陥、工具の欠陥、冷間圧延時の乱暴な取り扱いなど、さまざまな要因によって発生します7。素材の表面欠陥は、熱間圧延や多パス絞り加工により急峻な V 字状となるのに対し、成形工具や不注意な取り扱いにより生じる欠陥は緩やかな傾斜を持つ U 字状になります 8,9,10,11。V 字型の欠陥は U 字型の欠陥よりも高い応力集中を引き起こすため、通常、出発材料には厳格な欠陥管理基準が適用されます。
現在の OT ワイヤの表面欠陥管理規格には、ASTM A877/A877M-10、DIN EN 10270-2、JIS G 3561、および KS D 3580 が含まれます。DIN EN 10270-2 では、ワイヤ直径 0.5 ～ 10 mm はワイヤ直径の 0.5 ～ 1% 未満です。また、JIS G 3561およびKS D 3580では、線径0.5～8mmの線材の表面欠陥の深さが線径の0.5%未満であることが要求されています。ASTM A877/A877M-10 では、製造者と購入者は表面欠陥の許容深さについて合意する必要があります。ワイヤ表面の欠陥の深さを測定するには、通常、ワイヤを塩酸でエッチングし、マイクロメータを使用して欠陥の深さを測定します。ただし、この方法では特定の領域の欠陥のみを測定でき、最終製品の表面全体では測定できません。したがって、製造業者は伸線プロセス中に渦電流検査を使用して、連続生産されるワイヤの表面欠陥を測定します。これらのテストでは、表面欠陥の深さを 40 μm まで測定できます。開発中の2300MPa級鋼線は、既存の1900～2200MPa級鋼線に比べて引張強さが高く、伸びが低いため、弁ばねの疲労寿命は表面欠陥に非常に敏感であると考えられます。したがって、鋼線材種 1900～2200MPa の表面欠陥深さ管理に関する既存の基準を鋼線材種 2300MPa に適用することの安全性を確認する必要がある。
本研究の目的は、2300MPa級OT線(直径2.5mm)に渦電流試験で測定可能な最小きず深さ(すなわち40μm)を致命傷とした場合の自動車エンジン用バルブスプリングの疲労寿命を評価することである。深さ 。この研究の貢献と方法論は次のとおりです。
OT ワイヤの初期欠陥としては、疲労寿命に重大な影響を与えるワイヤ軸直角方向の V 字欠陥を採用しました。表面欠陥の寸法 (α) と長さ (β) の比を考慮して、その深さ (h)、幅 (w)、および長さ (l) の影響を確認します。表面欠陥はばねの内部に発生し、そこで最初に破損が発生します。
冷間巻線中の OT ワイヤの初期欠陥の変形を予測するために、表面欠陥は OT ワイヤに比べて非常に小さいため、解析時間と表面欠陥のサイズを考慮したサブシミュレーション アプローチが使用されました。グローバルモデル。
有限要素法により2段ショットピーニング後のばねの残留圧縮応力を計算し、その結果をショットピーニング後の測定値と比較して解析モデルを確認した。さらに、すべての製造プロセスにおける弁ばねの残留応力を測定し、ばねの強度解析に適用しました。
表面欠陥の応力は、冷間圧延中の欠陥の変形と完成したばねの残留圧縮応力を考慮してばねの強度を解析することによって予測されます。
回転曲げ疲労試験はバルブスプリングと同材質のOTワイヤーを使用して実施しました。製作した弁ばねの残留応力および表面粗さ特性をOT線と相関付けるため、前処理としてショットピーニングとトーションの2段階を施した後、回転曲げ疲労試験を行いSN曲線を取得した。
ばね強度解析の結果をGoodman方程式とSN曲線に当てはめて弁ばねの疲労寿命を予測し、表面欠陥深さが疲労寿命に及ぼす影響も評価します。
この研究では、直径 2.5 mm の 2300 MPa OT グレードのワイヤを使用して、自動車エンジンのバルブ スプリングの疲労寿命を評価しました。まず、ワイヤの引張試験を実施し、延性破壊モデルを求めた。
OT ワイヤの機械的特性は、冷間巻線プロセスとばね強度の有限要素解析の前に、引張試験から得られました。材料の応力-ひずみ曲線は、図に示すように、ひずみ速度 0.001 s-1 での引張試験の結果を使用して決定されました。1. SWONB-Vワイヤを使用しており、降伏強さは2001.2MPa、引張強さは2316MPa、弾性率は206GPa、ポアソン比は0.3です。応力の流動ひずみに対する依存性は次のように得られます。
米。図２は延性破壊過程を示す。材料は変形中に弾塑性変形を受け、材料内の応力が引張強度に達すると材料が狭くなります。その後、材料内で空隙が生成、成長、結合し、材料の破壊につながります。
延性破壊モデルには応力の影響を考慮した応力修正臨界変形モデルが使用され、ネッキング後破壊には損傷累積法が使用されます。ここで、損傷の開始は、ひずみ、応力三軸性、およびひずみ速度の関数として表されます。応力三軸度は、ネックが形成されるまでの材料の変形によって生じる静水圧応力を実効応力で除した平均値として定義されます。ダメージ累積法では、ダメージ値が1になると破壊が発生し、ダメージ値が1になるまでに必要なエネルギーを破壊エネルギー(Gf)とします。破壊エネルギーは、ネッキングから破壊時間までの材料の真の応力-変位曲線の領域に対応します。
従来鋼の場合、図3に示すように、応力モードに応じて延性とせん断破壊により延性破壊、せん断破壊、混合モード破壊が発生します。破壊ひずみと応力三軸度は、応力モードに応じて異なる値を示しました。骨折パターン。
塑性破壊は 1/3 を超える応力三軸度に対応する領域 (ゾーン I) で発生します。破壊ひずみと応力三軸度は、表面欠陥やノッチのある試験片の引張試験から推定できます。応力三軸度 0 ～ 1/3 に相当する領域 (ゾーン II) では、延性破壊とせん断破壊の組み合わせが発生します (つまり、ねじり試験によって発生します。応力三軸度 -1/3 から 0 に相当する領域では)。 (III)圧縮によるせん断破壊、据え込み試験により破壊ひずみと応力三軸度を求めることができます。
エンジンのバルブスプリングの製造に使用されるOTワイヤーは、製造工程におけるさまざまな荷重条件や使用条件による破断を考慮する必要があります。そこで、破壊ひずみ基準を適用するために引張試験とねじり試験を実施し、各応力モードに対する応力三軸性の影響を考慮し、大きなひずみにおける弾塑性有限要素解析を実施して応力三軸性の変化を定量化した。サンプル処理の制限により、圧縮モードは考慮されませんでした。つまり、OT ワイヤの直径はわずか 2.5 mm です。有限要素解析により得られた引張、ねじり、応力三軸度、破壊ひずみの試験条件を表1に示します。
従来の三軸鋼の応力下での破壊ひずみは、次の式を使用して予測できます。
ここで、C1: \({\overline{{\varepsilon}_{0}}}^{pl}\) クリーンカット (η = 0) および C2: \({\overline{{\varepsilon}_{0} } }^{pl}\) 一軸張力 (η = η0 = 1/3)。
各応力モードの傾向線は、破壊ひずみ値 C1 と C2 を式に適用することで得られます。(2);C1 と C2 は、表面欠陥のないサンプルの引張試験とねじり試験から得られます。図4に試験から得られた応力三軸度と破壊ひずみ、および方程式から予測された傾向線を示します。(2) 試験により得られた傾向線と応力三軸度と破壊ひずみの関係も同様の傾向を示します。延性破壊の判定基準としてトレンドラインを適用して求めた各応力モードの破壊ひずみと応力三軸度を用いた。
破断エネルギーは、ネッキング後の破断時間を決定するための材料特性として使用され、引張試験から取得できます。破壊までの時間は局所応力の集中に依存するため、破壊エネルギーは材料表面の亀裂の有無に依存します。図5a～cは、引張試験と有限要素解析による、表面欠陥のないサンプルとR0.4またはR0.8ノッチのあるサンプルの破壊エネルギーを示しています。破壊エネルギーは、ネッキングから破壊時間までの真の応力-変位曲線の面積に対応します。
図5dに示すように、微細な表面欠陥を有するOTワイヤの破壊エネルギーは、欠陥深さが40μmを超えるOTワイヤに対して引張試験を実行することによって予測されました。欠陥のある 10 個の試験片が引張試験に使用され、平均破壊エネルギーは 29.12 mJ/mm2 と推定されました。
標準化された表面欠陥は、自動車用バルブ スプリングの製造に使用される OT ワイヤの表面欠陥の形状に関係なく、欠陥の深さとバルブ スプリング ワイヤの直径の比として定義されます。OT ワイヤの欠陥は、方向、形状、長さに基づいて分類できます。ばねの表面欠陥は、同じ欠陥深さであっても、欠陥の形状や方向によって作用する応力の大きさが異なるため、欠陥の形状や方向が疲労強度に影響を与えることがあります。したがって、表面欠陥を管理するための厳しい基準を適用するには、ばねの疲労寿命に最も大きな影響を与える欠陥の形状と方向を考慮する必要があります。OT ワイヤは粒子構造が細かいため、その疲労寿命はノッチの影響を非常に受けやすくなります。したがって、欠陥の形状と方向に応じて最も高い応力集中を示す欠陥を、有限要素解析を使用して初期欠陥として確立する必要があります。図上。図6に今回使用した超高強度2300MPa級自動車用弁ばねを示します。
OT ワイヤの表面欠陥は、ばね軸に応じて内部欠陥と外部欠陥に分けられます。冷間圧延時の曲げにより、ばねの内側には圧縮応力が、外側には引張応力が作用します。破壊は、冷間圧延中の引張応力によって外側から現れる表面欠陥によって引き起こされることがあります。
実際には、ばねは周期的に圧縮と緩和を受けます。ばねの圧縮中に鋼線がねじれ、応力集中によりばね内部のせん断応力が周囲のせん断応力より高くなります7。したがって、ばねの内部に表面欠陥がある場合、ばねが折れる可能性が最も高くなります。そこで、ばねの外側（ばね製造時に破損が予想される箇所）と内側（実際の使用時に最も応力がかかる箇所）を表面欠陥の位置として設定します。
OT ラインの表面欠陥形状は、U 字形、V 字形、Y 字形、T 字形に分けられます。素材の表面欠陥には主にY型、T型が存在し、冷間圧延工程における工具の不注意な取り扱いによりU型、V型欠陥が発生します。素材の表面欠陥の形状は、熱間圧延時の不均一な塑性変形によって生じる U 字状の欠陥が、多パス延伸により V 字状、Y 字状、T 字状の継ぎ目欠陥に変形します 8, 10。
また、表面の切り欠きの傾斜が急峻なV字状、Y字状、T字状の欠陥は、ばね動作時に高い応力集中を受けます。バルブスプリングは冷間圧延中に曲がり、動作中にねじれます。市販の有限要素解析ソフトウェアである有限要素解析 ABAQUS を使用して、応力集中の高い V 字型欠陥と Y 字型欠陥の応力集中を比較しました。応力とひずみの関係を図 1 および式 1 に示します。 (1) このシミュレーションでは 2 次元 (2D) 長方形の 4 節点要素を使用し、要素の最小辺の長さは 0.01 mm です。解析モデルとしては、直径 2.5 mm、長さ 7.5 mm のワイヤの 2D モデルに、深さ 0.5 mm、欠陥の傾き 2°の V 字型および Y 字型の欠陥を適用しました。
図上。図７ａは、各ワイヤの両端に１５００Ｎｍｍの曲げモーメントが加わったときの、各欠陥の先端における曲げ応力集中を示している。解析の結果、V 字型欠陥の頂部で 1038.7 MPa、Y 字型欠陥の頂部で 1025.8 MPa の最大応力が発生することがわかりました。図上。図７ｂは、ねじりによって引き起こされる各欠陥の上部での応力集中を示している。左側を拘束し、右側に1500N・mmのトルクを加えた場合、V字型欠陥とY字型欠陥の先端には同じ最大応力1099MPaが発生します。これらの結果は、欠陥の深さと傾斜が同じであるにもかかわらず、同じねじり応力を受ける場合、V タイプの欠陥は Y タイプの欠陥よりも高い曲げ応力を示すことを示しています。したがって、欠陥の深さと傾きが同じである V 字型および Y 字型の表面欠陥は、応力集中によって引き起こされる最大応力がより高い V 字型の表面欠陥に正規化できます。V 型欠陥サイズ比は、V 型欠陥と T 型欠陥の深さ (h) と幅 (w) を使用して、α = w/h として定義されます。したがって、T 型欠陥 (α ≈ 0) の代わりに、V 型欠陥の幾何学的構造によって幾何学的形状を定義できます。したがって、Y 型および T 型欠陥は V 型欠陥によって正規化できます。深さ (h) と長さ (l) を使用すると、長さの比は β = l/h として定義されます。
OT 線の表面欠陥の方向は、図 811 に示すように縦方向、横方向、斜め方向に分けられます。 表面欠陥の方向がばねの強度に及ぼす影響を有限要素法で解析方法。
図上。図９ａは、エンジンバルブスプリング応力解析モデルを示す。解析条件として、図9bに示すように、ばねの自由高さ50.5 mmから硬さ高さ21.8 mmまで圧縮すると、ばね内部に最大応力1086 MPaが発生しました。実際のエンジン用バルブスプリングの破損は主にスプリング内部で発生するため、内面欠陥の存在はスプリングの疲労寿命に大きな影響を与えることが予想されます。したがって、サブモデリング技術を使用して、縦方向、横方向、斜め方向の表面欠陥がエンジンのバルブ スプリングの内側に適用されます。表 2 に、表面欠陥の寸法と、ばねの最大圧縮時の欠陥の各方向の最大応力を示します。最も高い応力は横方向で観察され、横方向に対する縦方向および斜め方向の応力の比は 0.934 ～ 0.996 と推定されました。応力比は、この値を最大横応力で割るだけで求めることができます。図 9s に示すように、ばねの最大応力は各表面欠陥の上部で発生します。縦方向、横方向、斜め方向に観測された応力値はそれぞれ2045、2085、2049MPaでした。これらの分析の結果は、横断面欠陥がエンジンバルブスプリングの疲労寿命に最も直接的な影響を与えることを示しています。
OT ワイヤの初期欠陥としてエンジンバルブスプリングの疲労寿命に最も直接影響すると考えられる V 字欠陥を選択し、欠陥の方向として横方向を選択しました。この欠陥は、エンジンのバルブスプリングが製造時に折れる外側だけでなく、運転時の応力集中により最も大きな応力が発生する内側にも発生します。最大傷深さは渦電流探傷で検出可能な40μm、最小深さは線径2.5mmの0.1%に相当する深さに設定しています。したがって、欠陥の深さは２．５～４０μｍとなる。きずの深さ、長さ、幅を長さ比0.1～1、長さ比5～15の条件で変数とし、ばねの疲労強度に及ぼす影響を評価した。表 3 に、応答曲面法を使用して決定された解析条件を示します。
自動車エンジン用バルブスプリングは、OT線を冷間巻線、焼き戻し、ショットブラスト、ヒートセットして製造されます。OT ワイヤの初期表面欠陥がエンジンバルブスプリングの疲労寿命に及ぼす影響を評価するには、ばね製造中の表面欠陥の変化を考慮する必要があります。したがって、このセクションでは、有限要素解析を使用して、各ばねの製造中の OT ワイヤの表面欠陥の変形を予測します。
図上。図１０は冷間巻線工程を示す。このプロセスでは、OT ワイヤがフィード ローラーによってワイヤ ガイドに送り込まれます。ワイヤガイドは、成形プロセス中のワイヤの曲がりを防ぐためにワイヤを送り、サポートします。ワイヤガイドを通過するワイヤは、第１および第２のロッドによって曲げられて、所望の内径を有するコイルスプリングを形成する。スプリングピッチは、ステッピングツールを 1 回転させて移動させることによって生成されます。
図上。図１１ａは、冷間圧延中の表面欠陥の幾何学的形状の変化を評価するために使用される有限要素モデルを示す。ワイヤーの成形は主に巻き取りピンによって完了します。ワイヤー表面の酸化皮膜が潤滑剤の役割を果たすため、フィードローラーの摩擦による影響はほとんどありません。そのため、計算モデルではフィードローラーとワイヤーガイドをブッシュとして簡略化しています。OT ワイヤと成形ツール間の摩擦係数は 0.05 に設定されました。ラインの左端には2次元剛体平面と固定条件が適用され、送りローラーと同じ速度(0.6m/s)でX方向に送られるようになります。図上。図１１ｂは、小さな欠陥をワイヤに適用するために使用されるサブシミュレーション方法を示す。表面欠陥のサイズを考慮するため、サブモデルは深さ 20 μm 以上の表面欠陥には 2 回、深さ 20 μm 未満の表面欠陥には 3 回適用されます。表面欠陥は、等しい段差で形成された領域に適用されます。ばねの全体モデルでは、直線状のワイヤーの長さは 100 mm です。最初のサブモデルは、グローバル モデルから長さ 75 mm の位置に長さ 3 mm のサブモデル 1 を適用します。このシミュレーションでは、3 次元 (3D) 六角形の 8 節点要素を使用しました。グローバル モデルとサブモデル 1 では、各要素の最小辺の長さはそれぞれ 0.5 mm と 0.2 mm です。サブモデル 1 の解析後、表面欠陥がサブモデル 2 に適用され、サブモデル 2 の長さと幅は、サブモデル境界条件の影響を排除するために表面欠陥の長さの 3 倍になります。さらに、長さと幅の 50% がサブモデルの奥行きとして使用されます。サブモデル 2 では、各要素の最小辺の長さは 0.005 mm です。表 3 に示すように、特定の表面欠陥が有限要素解析に適用されました。
図上。コイルの冷間加工後の表面亀裂の応力分布を示す。一般モデルとサブモデル 1 は、同じ場所にほぼ同じ応力 1076 MPa と 1079 MPa を示しており、サブモデル化方法が正しいことが確認されています。局所的な応力集中はサブモデルの境界エッジで発生します。どうやら、これはサブモデルの境界条件によるものと思われます。応力集中により、表面欠陥が適用されたサブモデル 2 は、冷間圧延中に欠陥の先端で 2449 MPa の応力を示します。表 3 に示すように、応答曲面法により特定された表面欠陥がばねの内部に適用されました。有限要素解析の結果、13 件の表面欠陥のいずれも失敗しなかったことがわかりました。
すべての技術プロセスにおける巻線プロセス中に、ばね内部の表面欠陥の深さは 0.1 ～ 2.62 μm (図 13a) 増加し、幅は 1.8 ～ 35.79 μm (図 13b) 減少し、長さは 0.72 μm 増加しました。 –34.47 μm (図 13c)。横Ｖ字状欠陥は、冷間圧延工程での曲げ加工により幅が狭まるため、元の欠陥よりも急峻なＶ字状欠陥に変形する。
製造工程におけるOTワイヤの表面欠陥の深さ、幅、長さの変形。
ばねの外側に表面欠陥を適用し、有限要素解析を使用して冷間圧延中の破損の可能性を予測します。表に示す条件下で。3、外面の欠陥が破壊される可能性はありません。言い換えれば、表面欠陥の深さ 2.5 ～ 40 μm では破壊は発生しませんでした。
重大な表面欠陥を予測するために、欠陥深さを 40 μm から 5 μm に増加させて、冷間圧延中の外部破壊を調査しました。図上。図１４は、表面欠陥に沿った破壊を示す。深さ（55μm）、幅（2μm）、長さ（733μm）の条件で破壊が発生します。ばねの外側の表面欠陥の臨界深さは 55 μm であることが判明しました。
ショットピーニングプロセスは、ばね表面から一定の深さに残留圧縮応力を生成することにより、亀裂の成長を抑制し、疲労寿命を延ばします。しかし、ばねの表面粗さが大きくなり応力集中が生じ、ばねの耐疲労性が低下します。そこで、ショットピーニングによる表面粗さの増大による疲労寿命の低下を補うために、高強度ばねを製造する二次ショットピーニング技術が使用されています。2 段階ショットピーニングでは、1 回目のショットピーニングの後に 2 回目のショットピーニングを行うため、表面粗さ、最大圧縮残留応力、表面圧縮残留応力を改善できます12,13,14。
図上。図１５は、ショットブラストプロセスの解析モデルを示す。ショットブラストのために OT ラインのターゲット局所領域に 25 個のショットボールを投下する弾塑性モデルが作成されました。ショットブラスト解析モデルでは、冷間巻線時に変形したOT線の表面欠陥を初期欠陥として用いた。冷間圧延工程で発生した残留応力を、ショットブラスト工程前の焼き戻しによって除去します。ショット球の次の特性が使用されました: 密度 (ρ): 7800 kg/m3、弾性率 (E) – 210 GPa、ポアソン比 (υ): 0.3。ボールと材料の間の摩擦係数は 0.1 に設定されます。直径 0.6 mm と 0.3 mm のショットが、1 回目と 2 回目の鍛造パス中に 30 m/s の同じ速度で射出されました。ショット ブラスト プロセス (図 13 に示すその他の製造プロセス) 後、スプリング内の表面欠陥の深さ、幅、および長さは、-6.79 ～ 0.28 μm、-4.24 ～ 1.22 μm、および -2.59 ～ 1.69 の範囲でした。それぞれμm、μm。材料の表面に対して垂直に発射された発射体の塑性変形により、欠陥の深さが減少し、特に欠陥の幅が大幅に減少します。どうやら、ショットピーニングによる塑性変形により欠陥が塞がれたようです。
熱収縮プロセス中、冷収縮と低温アニーリングの影響がエンジンのバルブ スプリングに同時に作用する可能性があります。コールド設定では、室温でスプリングを可能な限り最高のレベルまで圧縮することで、スプリングの張力レベルを最大化します。この場合、エンジン バルブ スプリングに材料の降伏強度を超える荷重がかかると、エンジン バルブ スプリングが塑性変形して降伏強度が増加します。塑性変形後、バルブ スプリングはたわみますが、降伏強度の増加により、実際の動作時にバルブ スプリングの弾性が得られます。低温焼鈍により、高温で作動する弁ばねの耐熱性と耐変形性が向上します2。
FE解析におけるショットブラスト時に変形した表面欠陥とX線回折（XRD）装置で測定した残留応力場をサブモデル2（図8）に適用し、熱収縮時の欠陥の変化を推定しました。ばねは弾性範囲内で動作するように設計されており、解析条件として自由高さ 50.5 mm から固定高さ 21.8 mm まで圧縮し、その後元の高さ 50.5 mm に戻すことを許可しました。熱収縮中に、欠陥の形状はわずかに変化します。ショットブラストによる800MPa以上の残留圧縮応力が表面欠陥の変形を抑制していると考えられます。熱収縮後 (図 13)、表面欠陥の深さ、幅、長さは、それぞれ -0.13 ～ 0.08 μm、-0.75 ～ 0 μm、および 0.01 ～ 2.4 μm で変化しました。
図上。図１６は、同じ深さ（４０μｍ）、幅（２２μｍ）、および長さ（６００μｍ）のＵ字形欠陥とＶ字形欠陥の変形を比較している。U 字状および V 字状の欠陥の幅の変化は、冷間圧延およびショットブラストのプロセス中に幅方向に閉じることによって引き起こされ、長さの変化よりも大きくなります。U 字型欠陥と比較して、V 字型欠陥は比較的深い深さでより急峻な傾斜で形成され、V 字型欠陥を適用する際に保守的なアプローチを採用できることを示唆しています。
ここではバルブスプリングの製造工程ごとにOTラインにおける初期不良の変形について説明します。初期の OT ワイヤ欠陥は、バルブ スプリングの動作中の高い応力により故障が予想されるバルブ スプリングの内部に適用されます。OT ワイヤの横方向の V 字型の表面欠陥は、冷間巻線時の曲げにより、深さと長さがわずかに増加し、幅が急激に減少しました。幅方向の閉鎖はショットピーニング中に発生し、最終熱固定中に目立った欠陥変形はほとんどまたはまったくありません。冷間圧延やショットピーニングの工程では、塑性変形により幅方向に大きな変形が生じます。バルブスプリング内部のV字状欠陥は、冷間圧延工程中に幅が閉じられることによりT字状欠陥に変化します。