Influencia de los defectos superficiales en el petróleo.

May 28, 2023

Scientific Reports volumen 12, número de artículo: 21131 (2022) Citar este artículo

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El propósito de este estudio es evaluar la vida a fatiga de un resorte de válvula de motor automotriz cuando el microdefecto se aplica a un alambre templado en aceite (cable OT) de clase 2300 MPa con 2,5 mm de diámetro como profundidad crítica del defecto. Primero, la deformación de los defectos superficiales en el alambre OT durante los procesos de fabricación del resorte de válvula se derivó mediante análisis FE utilizando la técnica de submodelado, y la tensión residual del resorte final se midió y se aplicó al modelo de análisis de tensión del resorte. En segundo lugar, se analizó la resistencia del resorte de la válvula para examinar la presencia de tensión residual y comparar los niveles de tensión aplicados por el defecto de la superficie. En tercer lugar, se evaluó la influencia de los microdefectos en la vida a fatiga del resorte aplicando la tensión sobre el defecto superficial derivada del análisis de resistencia del resorte a la curva S-N derivada de una prueba de fatiga por flexión rotativa con el alambre OT. La profundidad de defecto de 40 µm, que es el criterio existente para la gestión de defectos superficiales, no reduce la vida a fatiga.

Las piezas de automóvil ligeras tienen una gran demanda en la industria del automóvil para mejorar la eficiencia del combustible de los vehículos de motor. En consecuencia, la aplicación de acero avanzado de alta resistencia (AHSS) ha ido aumentando en los últimos años. El resorte de una válvula de motor automotriz comprende principalmente un alambre templado en aceite (cable OT) con alta resistencia al calor, resistencia a la fatiga y resistencia al pandeo.

Los cables OT que se utilizan actualmente ayudan a reducir el tamaño y el peso de los resortes de las válvulas del motor debido a su alta resistencia a la tracción (1900-2100 MPa); pueden mejorar la eficiencia del combustible al reducir la fricción con las piezas circundantes1. Debido a estas ventajas, el uso de cables de alta tensión ha aumentado rápidamente y se han desarrollado cables de ultra alta resistencia de clase 2300 MPa. Se desea una larga vida a la fatiga para los resortes de válvulas de motores de automóviles porque trabajan bajo altos niveles de tensiones cíclicas. Para satisfacer este requisito, los fabricantes generalmente diseñan resortes de válvula considerando una vida de fatiga superior a 5,5 × 107 ciclos y aplican tensión residual a la superficie de los resortes de válvula a través de los procesos de granallado y fraguado en caliente para mejorar su vida de fatiga2.

Se han realizado suficientemente diversas investigaciones sobre la vida a fatiga del resorte helicoidal de automóvil en el entorno operativo convencional. Gzal et al. presentaron un análisis analítico, experimental y de elementos finitos (FE) de un resorte helicoidal de sección transversal elíptica con un pequeño ángulo de hélice bajo carga estática. Este estudio proporciona una expresión explícita y simple para la ubicación del esfuerzo cortante máximo en función de la relación de aspecto y el índice de resorte y permite obtener el esfuerzo cortante máximo analíticamente, es decir, un parámetro crucial en términos de diseño práctico3. Pastorcic et al. describieron los resultados del análisis de falla y fatiga de un resorte helicoidal retirado de un vehículo personal después de haber fallado en servicio. Utilizando métodos experimentales, se examinó el resorte fracturado y, a partir de los resultados, se puede concluir que este es un ejemplo de falla por fatiga por corrosión4. Kong et al. desarrolló múltiples modelos de durabilidad de resortes basados ​​en regresión lineal para la evaluación de la vida por fatiga de resortes helicoidales de automóviles5. Putra et al. determinó la vida útil de un resorte helicoidal de automóvil debido a la rugosidad de la superficie de la carretera. Sin embargo, se han realizado pocos estudios sobre cómo los defectos superficiales generados durante el proceso de fabricación afectan la vida útil del resorte helicoidal del automóvil6.

Los defectos superficiales generados durante los procesos de fabricación provocan una concentración local de tensiones en los resortes de las válvulas, lo que reduce significativamente su vida a fatiga. Los defectos superficiales de los resortes de las válvulas son causados ​​por varios factores, como defectos superficiales en las materias primas utilizadas, defectos en las herramientas y manejo descuidado durante el proceso de enrollado en frío7. Los defectos superficiales en las materias primas tienen forma de V con una pendiente pronunciada, debido a los procesos de laminación en caliente y estirado en múltiples pasadas, mientras que los defectos causados ​​por herramientas de conformado y manipulación descuidada presentan una forma de “U” con una pendiente suave8,9, 10,11. Las fallas en forma de V causan concentraciones de tensión más altas que las fallas en forma de U; por lo tanto, normalmente se aplican estándares estrictos de gestión de defectos a los materiales iniciales.

Los estándares actuales de gestión de defectos superficiales para cables OT incluyen ASTM A877/A877M-10, DIN EN 10270-2, JIS G 3561 y KS D 3580. El estándar DIN EN 10270-2 exige la profundidad de los defectos superficiales en cables de diámetro 0,5. –10 mm es menos del 0,5–1 % del diámetro del alambre. Además, las normas JIS G 3561 y KS D 3580 exigen que la profundidad de los defectos superficiales en alambres con un diámetro de 0,5 a 8 mm sea inferior al 0,5% del diámetro del alambre. En la norma ASTM A877/A877M-10, el fabricante y el comprador deben acordar mutuamente la profundidad permitida del defecto en la superficie. Para medir la profundidad de los defectos superficiales en un cable, normalmente el cable se corroe con ácido clorhídrico y la profundidad de los defectos se mide con un micrómetro. Sin embargo, este método puede medir defectos sólo en áreas específicas y no en toda la superficie del producto final. Por lo tanto, los fabricantes utilizan pruebas de corrientes parásitas durante el proceso de trefilado para medir los defectos superficiales en los cables producidos continuamente; Estas pruebas pueden medir profundidades de defectos superficiales de hasta 40 µm. Los alambres de clase 2300 MPa que se están desarrollando tienen mayor resistencia a la tracción y menor alargamiento que los alambres existentes cuyas resistencias a la tracción tienen un rango de 1900 a 2200 MPa; por tanto, se cree que la vida a fatiga de los resortes de válvula es muy sensible a los defectos superficiales. Por lo tanto, se debe verificar la seguridad de aplicar los estándares de manejo de profundidad de fallas superficiales de los cables existentes de clase 1900–2200 MPa a cables de clase 2300 MPa.

El propósito de este estudio es evaluar la vida a fatiga de un resorte de válvula de motor de automóvil cuando la profundidad mínima de falla medible mediante pruebas de corrientes parásitas (es decir, 40 µm) se aplica a un cable OT de clase 2300 MPa (diámetro: 2,5 mm) como la profundidad crítica del defecto. Las contribuciones y métodos de este estudio son los siguientes.

Se aplicó un defecto tipo V, que afecta críticamente la vida a fatiga, como defecto inicial en el alambre OT, en la dirección transversal con respecto a la dirección axial del alambre. Se consideró la relación de aspecto (α) y la relación de longitud (β) del defecto de la superficie para observar la influencia de su profundidad (h), ancho (w) y largo (l). El defecto superficial se aplicó en el interior del resorte, donde se producen principalmente las fracturas.

Para predecir la deformación de la falla inicial en el alambre OT durante el proceso de bobinado en frío, se aplicó el método de submodelado, en el que se consideró el tiempo de análisis y el tamaño de la falla superficial debido a que la falla era muy pequeña en comparación con la del alambre OT. modelo mundial.

La tensión residual de compresión en el resorte después del proceso de granallado en dos etapas se predijo mediante análisis FE; Los resultados se compararon con los obtenidos mediante mediciones posteriores al proceso de shot peening para validar el modelo de análisis. Además, se midió la tensión residual en el resorte de la válvula que pasó por todos los procesos de fabricación y se aplicó en el análisis de resistencia del resorte.

La tensión en la falla superficial se predijo analizando la resistencia del resorte considerando la deformación de la falla durante el proceso de enrollado en frío y la tensión residual de compresión en el resorte final.

Se realizó una prueba de fatiga por flexión rotativa utilizando un alambre OT hecho del mismo material que el resorte de la válvula. Para asignar la tensión residual y las características de la rugosidad de la superficie del resorte de válvula fabricado al alambre OT, se derivó una curva S-N a través de la prueba de fatiga por flexión rotativa después de aplicar granallado en dos etapas y torsión como procesos de pretratamiento.

La vida a fatiga del resorte de la válvula se predijo aplicando los resultados del análisis de resistencia del resorte a la ecuación de Goodman y la curva S-N, y se evaluó el efecto de la profundidad del defecto de la superficie sobre la vida a fatiga.

En este estudio se utilizó un cable OT de clase 2300 MPa con un diámetro de 2,5 mm para evaluar la vida a fatiga de un resorte de válvula de motor de automóvil. En primer lugar, este alambre fue sometido a un ensayo de tracción, obteniéndose luego su modelo de fractura dúctil.

Las propiedades mecánicas del alambre OT se obtuvieron mediante una prueba de tracción antes de realizar un análisis FE en el proceso de bobinado en frío y la resistencia del resorte. El resultado de las pruebas de tracción bajo una tasa de deformación de 0,001 s-1 se utiliza para determinar las curvas tensión-deformación del material, como se muestra en la Fig. 1. El material del alambre utilizado es SWONB-V y su límite elástico, esfuerzo de tracción último, módulo de elasticidad y el índice de Poisson son 2001,2 MPa, 2316 MPa, 206 GPa y 0,3, respectivamente. La relación tensión-deformación de flujo se obtuvo de la siguiente manera:

Ingeniería de la curva tensión-deformación del cable OT.

La Figura 2 ilustra el proceso de fractura dúctil. Se produce una deformación elástico-plástica durante la deformación del material, y el estrechamiento del material se produce cuando la tensión en el material alcanza su resistencia máxima a la tracción. Posteriormente, la generación, crecimiento y combinación de huecos dentro del material dan como resultado la fractura del material.

Ilustración esquemática de material elástico-plástico con daño progresivo.

Como modelo de fractura dúctil se utilizó el modelo de deformación crítica modificado por tensión que considera la influencia de la tensión, y para la fractura después del estricción se utilizó el método de acumulación de daño. Aquí, el inicio del daño se expresa como una función de la deformación, la triaxialidad de la tensión y la tasa de deformación. La triaxialidad de la tensión se define como el valor promedio obtenido al dividir la tensión hidrostática debida a la deformación del material hasta el momento del estrechamiento por la tensión efectiva. En el método de acumulación de daño, se produce una fractura cuando el valor de daño alcanza 1, y la energía requerida para alcanzar el valor de daño de 1 se define como energía de fractura (Gf). La energía de fractura corresponde al área desde el estrechamiento hasta el momento de la fractura en la curva verdadera tensión-desplazamiento del material.

En el caso del acero convencional, dependiendo del modo de tensión, se produce fractura dúctil, fractura por corte o fractura de modo mixto causada por fracturas dúctiles y por corte, como se muestra en la Fig. 3. La deformación por fractura y la triaxialidad de la tensión exhiben valores diferentes para cada uno. Modo de fractura.

Lugar de iniciación de fractura de tres ramas en acero industrial.

En la región correspondiente a la triaxialidad de la tensión mayor que 1/3 (región I), se produce falla dúctil, y la deformación por fractura y la triaxialidad de la tensión se pueden derivar mediante un ensayo de tracción en las probetas sin defectos superficiales y aquellas con entallas. En la región correspondiente a la triaxialidad de la tensión de 0 a 1/3 (región II), se produce una combinación de fracturas dúctiles y de corte (es decir, fractura de modo mixto), y la deformación de la fractura y la triaxialidad de la tensión se pueden derivar mediante una prueba de torsión a lo largo con la aplicación de tensión. En la región correspondiente a la triaxialidad de la tensión de −1/3 a 0 (III), se produce una fractura por corte causada por la compresión, y la deformación de la fractura y la triaxialidad de la tensión se pueden derivar mediante una prueba de recalcado.

En el caso de los alambres OT utilizados para fabricar resortes de válvulas de motores, se deben considerar las fracturas causadas por diversos modos de tensión en el proceso de fabricación y en las condiciones de aplicación. Por lo tanto, se realizaron pruebas de tracción y torsión para aplicar los criterios de deformación de fractura, considerando el efecto de la triaxialidad de la tensión en cada modo de tensión, y se realizó un análisis de EF elástico-plástico de gran deformación para cuantificar el cambio en la triaxialidad de la tensión. El modo de compresión no se consideró debido a las limitaciones en el procesamiento de la muestra, es decir, el diámetro del alambre OT era sólo de 2,5 mm. La Tabla 1 resume las condiciones para las pruebas de tracción y torsión, así como la tensión triaxial y la deformación por fractura derivadas del análisis FE.

La deformación por fractura del acero convencional para la triaxialidad de la tensión se puede predecir utilizando la siguiente ecuación.

donde C1: \({\overline{{\varepsilon }_{0}}}^{pl}\) corte puro (η = 0), y C2: \({\overline{{\varepsilon }_{0} }}^{pl}\) tensión uniaxial (η = η0 = 1/3).

Las líneas de tendencia para cada modo de tensión se derivaron aplicando los valores de las deformaciones de fractura C1 y C2 en la ecuación. (2); C1 y C2 se derivaron de ensayos de tracción y torsión utilizando probetas sin defectos superficiales. La Figura 4 muestra los valores de tensión triaxial y deformación de fractura derivados de las pruebas y la línea de tendencia predicha utilizando la ecuación. (2). La línea de tendencia y la relación entre la triaxialidad de la tensión y la deformación de la fractura derivadas de las pruebas mostraron tendencias similares. La deformación de fractura y la triaxialidad de la tensión para cada modo de tensión derivada de la aplicación de la línea de tendencia se aplicaron como criterio para la fractura dúctil.

Deformación de fractura en función de la triaxialidad de la tensión.

La energía de fractura se aplicó como una propiedad del material que determina el tiempo de fractura después del estrechamiento del material y se puede derivar mediante un ensayo de tracción. La energía de fractura varía dependiendo de la presencia o ausencia de fallas en la superficie del material porque el tiempo de fractura varía dependiendo de la concentración de tensiones locales. Las Figuras 5a a c muestran la energía de fractura de una muestra sin defectos superficiales y muestras con muesca R0.4 o R0.8 derivada de pruebas de tracción y análisis FE. La energía de fractura corresponde al área desde el estrechamiento hasta el momento de la fractura en una curva verdadera tensión-desplazamiento.

Energía de fractura obtenida mediante ensayo de tracción y análisis EF.

La energía de fractura de un alambre OT con fallas superficiales finas se predijo mediante una prueba de tracción en un alambre OT con una falla de más de 40 µm, como se muestra en la Fig. 5d. En el ensayo de tracción se utilizaron diez probetas con un defecto y se evaluó que la energía de fractura promedio fue de 29,12 mJ/mm2.

Un defecto superficial estandarizado se define como la relación entre la profundidad del defecto y el diámetro del alambre del resorte de la válvula, independientemente de la geometría del defecto superficial del alambre OT utilizado en la fabricación de resortes de válvulas para motores de automóviles. Los defectos en un cable OT se pueden clasificar según la dirección, la geometría y la longitud. Los niveles de tensión que actúan sobre los defectos en la superficie del resorte difieren dependiendo de la geometría y la dirección de los defectos, incluso para la misma profundidad de defecto; por tanto, la geometría y dirección de los defectos afectan la resistencia a la fatiga. Por lo tanto, se debe considerar la geometría y dirección de los defectos que afectan de manera más crítica la vida a fatiga de un resorte para aplicar criterios estrictos de gestión de defectos superficiales. La vida a fatiga de los cables OT es muy sensible a las muescas debido a su estructura de grano fino. Por lo tanto, la falla que exhibe la mayor concentración de tensión de acuerdo con la geometría y dirección de la falla debe establecerse como falla inicial mediante el análisis FE. La figura 6 muestra el resorte de válvula automotriz de resistencia ultraalta clase 2300 MPa utilizado en este estudio.

Dimensiones del resorte de válvula de motor de automóvil.

Los defectos superficiales en el alambre OT se clasificaron en defectos internos y externos según el eje del resorte. Debido a la flexión durante el proceso de enrollado en frío, la tensión de compresión y la tensión de tracción actúan en el interior y el exterior del resorte, respectivamente. Una fractura podría deberse a un defecto en la superficie que se produce en el exterior debido a la tensión de tracción durante el proceso de enrollado en frío.

En la aplicación real, los resortes están sujetos a compresión y relajación periódicas. Durante la compresión de un resorte, el alambre se tuerce y actúa una tensión de corte mayor en el interior del resorte que en el entorno debido a la concentración de tensión7. Por lo tanto, si existe un defecto superficial en el interior del resorte, la posibilidad de fractura del resorte es máxima. Por lo tanto, el exterior del resorte (donde se espera la fractura durante la fabricación del resorte) y el interior (donde ocurre la tensión más alta durante la aplicación real) se establecieron como las posiciones de defecto de la superficie.

La geometría de falla superficial del cable OT se clasifica en tipo U, tipo V, tipo Y y tipo T. Los tipos Y y T se encuentran principalmente en los defectos superficiales de las materias primas, y los defectos tipo U y V se generan durante el proceso de bobinado en frío debido a herramientas y manipulación descuidada. En cuanto a la geometría de los defectos superficiales de las materias primas, los defectos tipo U generados debido a la deformación plástica no uniforme durante el proceso de laminación en caliente se deforman en defectos de costura de tipo V, Y y T durante el proceso de estirado de múltiples pasadas8. 10.

Además, las fallas tipo V, Y y T cuya pendiente de la muesca de la falla superficial es pronunciada están sujetas a una alta concentración de esfuerzos mientras el resorte está en operación. El resorte de la válvula está sujeto a flexión durante el proceso de enrollado en frío y a torsión durante el funcionamiento. Las concentraciones de tensión en las fallas tipo V e Y, que tienen concentraciones de tensión relativamente altas, se compararon mediante análisis FE; En el análisis FE se utilizó ABAQUS, un software comercial. La relación tensión-deformación se muestra en la Fig. 1 y la Ec. (1). En esta simulación se utilizaron elementos rectangulares bidimensionales (2D) de cuatro nodos, y la longitud mínima del borde de los elementos es igual a 0,01 mm. En cuanto a los modelos de análisis, se aplicaron defectos de tipo V e Y con una profundidad de 0,5 mm y un ángulo de inclinación de 2° a modelos 2D de un alambre con un diámetro de 2,5 mm y una longitud de 7,5 mm.

La Figura 7a muestra la concentración de tensión en la punta de cada falla causada por la flexión cuando se aplicó un momento de flexión de 1500 N∙mm en ambos extremos de cada cable. Los resultados del análisis mostraron que las tensiones máximas de 1038,7 y 1025,8 MPa ocurrieron en las puntas de las fallas tipo V y tipo Y, respectivamente. La Figura 7b muestra la concentración de tensiones en la punta de cada falla causada por la torsión. Cuando se restringió el lado izquierdo y se aplicó un momento de torsión de 1500 N∙mm al lado derecho, se produjo la misma tensión máxima de 1099 MPa en las puntas de las fallas tipo V y tipo Y. Estos resultados indican que el defecto tipo V exhibe mayor esfuerzo que el defecto tipo Y por flexión cuando tenían la misma profundidad y ángulo de inclinación del defecto, pero exhiben el mismo esfuerzo por torsión. Por lo tanto, las fallas superficiales de tipo V e Y con la misma profundidad y ángulo de inclinación de la falla se pueden estandarizar como tipo V, que tiene una tensión máxima más alta causada por la concentración de tensión. La relación de aspecto del defecto tipo V se define como α = w/h, utilizando su profundidad (h) y ancho (w) para los defectos tipo V y T; por lo tanto, la geometría de falla tipo T (α ≈ 0) se puede reemplazar con la geometría de falla tipo V. Por lo tanto, los defectos de tipo Y y T se pueden estandarizar con un defecto de tipo V. La relación de longitud se define además como β = l/h, utilizando la profundidad (h) y la longitud (l).

Distribución efectiva de tensiones en un modelo 2D con defectos superficiales tipo Y y V.

Las direcciones de los defectos superficiales en el alambre OT se clasificaron en direcciones longitudinales, transversales y oblicuas con respecto a la dirección axial del alambre, como se muestra en la Fig. 811. La influencia de la dirección de los defectos superficiales en la resistencia del resorte se evaluó mediante FE análisis.

Ilustración esquemática y dirección de los defectos superficiales en el cable OT.

La Figura 9a muestra el modelo de análisis de tensión para el resorte de la válvula del motor. Como condición de análisis, el resorte fue comprimido desde su altura libre de 50,5 mm hasta su altura sólida de 21,8 mm; Se produjo una tensión máxima de 1086 MPa dentro del resorte, como se muestra en la Fig. 9b. Debido a que la fractura de un resorte de válvula de motor real ocurre principalmente en el interior del resorte, se espera que la presencia de un defecto superficial en el interior afecte críticamente la vida a fatiga del resorte. Por lo tanto, se aplicaron defectos superficiales en las direcciones longitudinal, transversal y oblicua al interior del resorte de la válvula del motor utilizando la técnica de submodelado. La Tabla 2 enumera las dimensiones de los defectos superficiales y la tensión máxima para cada dirección del defecto bajo la compresión máxima del resorte. La tensión más alta se observó en la dirección transversal, y se evaluó que la relación de tensión en la dirección longitudinal y la de la dirección oblicua a la dirección transversal era de 0,934 a 0,996. La relación de tensión se determina simplemente dividiendo ese valor por la tensión transversal máxima. La tensión máxima en el resorte se produjo en la punta de cada defecto de la superficie, como se muestra en la Fig. 9c. Se observaron valores de tensión de 2045, 2085 y 2049 MPa en las direcciones longitudinal, transversal y oblicua, respectivamente. Los resultados de estos análisis significan que los defectos de las superficies transversales tienen el efecto más directo en la vida a fatiga de los resortes de las válvulas del motor.

Modelo de análisis de tensiones y su resultado; Distribución efectiva de la tensión en un resorte completamente comprimido.

La falla tipo V, que se espera que afecte más directamente la vida útil de los resortes de las válvulas del motor, se seleccionó como falla inicial en el cable OT; se seleccionó la dirección transversal como dirección del defecto. El defecto se aplicó no sólo al exterior del resorte de la válvula del motor para su desconexión durante la fabricación, sino también al interior donde se produjo la mayor tensión debido a la concentración de tensión durante la operación. La profundidad máxima del defecto se fijó en 40 µm, que podía detectarse mediante pruebas de corrientes parásitas, y como profundidad mínima se fijó la profundidad correspondiente al 0,1% del diámetro del alambre de 2,5 mm. Así, la profundidad del defecto osciló entre 2,5 y 40 µm. Se establecieron como variables la profundidad, la longitud y el ancho del defecto para una relación de aspecto de 0,1 a 1 y una relación de longitud de 5 a 15, y se evaluó su influencia en la resistencia a la fatiga del resorte. La Tabla 3 resume las condiciones de análisis determinadas utilizando el método de superficie de respuesta.

El resorte de una válvula de motor de automóvil se fabrica mediante los procesos de enrollado en frío, templado, granallado y fraguado en caliente de un cable OT. Se deben considerar los cambios en los defectos de la superficie durante los procesos de fabricación del resorte para evaluar el efecto del defecto de la superficie inicial en el cable OT sobre la vida a fatiga del resorte de la válvula del motor. Por lo tanto, en esta sección, la deformación del defecto superficial en el alambre OT en cada proceso de fabricación de resortes se predice mediante el análisis FE.

La Figura 10 muestra el proceso de bobinado en frío. En este proceso, los rodillos de alimentación introducen el alambre OT en la guía de alambre. La guía de alambre alimenta el alambre y lo sostiene para evitar que se doble durante el conformado. El alambre que pasa a través de la guía de alambre se somete a flexión mediante los pasadores enrolladores primero y segundo para formar un resorte helicoidal con el diámetro interior deseado. El paso del resorte se crea mediante el transporte de la herramienta de paso después de una vuelta.

Esquema que ilustra el proceso de bobinado en frío.

La Figura 11a muestra el modelo FE utilizado para evaluar el cambio en la geometría de un defecto superficial durante el proceso de bobinado en frío. La formación del alambre se realiza principalmente mediante los pasadores enrolladores y la influencia de la fricción causada por los rodillos de alimentación no es significativa porque la capa de óxido sobre la superficie del alambre actúa como lubricante. Por lo tanto, los rodillos de alimentación y la guía de alambre se simplificaron a un tubo de cobertura en el modelo de análisis. El coeficiente de fricción entre el alambre OT y las herramientas de conformación se fijó en 0,05. Se aplicaron un plano de cuerpo rígido bidimensional y las condiciones de fijación al extremo izquierdo del alambre para que pudiera ser alimentado en la dirección del eje X a la misma velocidad que la velocidad de alimentación (0,6 m/s) por los rodillos de alimentación. La Figura 11b muestra la técnica de submodelado para aplicar un defecto fino al alambre. Teniendo en cuenta el tamaño de un defecto superficial, se aplicó el submodelado dos veces para un defecto superficial con una profundidad de 20 µm o superior, y tres veces para aquel con una profundidad inferior a 20 µm. Se aplicó un defecto superficial a una sección formada con un paso uniforme. En el modelo global del resorte, la sección recta del alambre tenía una longitud de 100 mm. En cuanto al primer submodelo, se aplicó el submodelo 1 con una longitud de 3 mm a la posición longitudinal de 75 mm del modelo global. En esta simulación se utilizaron elementos hexaédricos tridimensionales (3D) de ocho nodos. En el modelo global y submodelo 1, la longitud mínima del borde de cada elemento es igual a 0,5 y 0,2 mm, respectivamente. Después de analizar el submodelo 1, se aplicó un defecto superficial al submodelo 2. La longitud y el ancho del submodelo 2 fueron tres veces la longitud del defecto superficial, para eliminar la influencia de las condiciones de contorno del submodelo. ; Además, se aplicó el 50% del largo y ancho como profundidad del submodelo. En el submodelo 2, la longitud mínima del borde de cada elemento es de 0,005 mm. Los defectos superficiales definidos se aplicaron al análisis FE, como se muestra en la Tabla 3.

Modelo FE de proceso de conformado para resorte de válvula de motor.

La Figura 12 muestra la distribución de tensiones de la grieta superficial después del proceso de enrollado en frío. El modelo global y el submodelo 1 exhibieron tensiones casi similares de 1076 y 1079 MPa en la misma posición, validando así la técnica del submodelado. La concentración de tensión local ocurrió en el borde límite del submodelo. Esto parece deberse a las condiciones de contorno del submodelo7. El submodelo 2, al que se le aplicó un defecto superficial, exhibió una tensión de 2449 MPa en la punta del defecto durante el proceso de bobinado en frío debido a la concentración de tensiones. Como se muestra en la Tabla 3, los defectos superficiales determinados utilizando el método de superficie de respuesta se aplicaron al interior del resorte. Los resultados del análisis FE indicaron que no se produjo ninguna fractura en los 13 casos de fallas superficiales.

Distribución efectiva de tensiones durante el proceso de bobinado en frío.

Durante el proceso de enrollado entre todos los procesos de fabricación, la profundidad del defecto de la superficie dentro del resorte aumentó entre 0,1 y 2,62 µm (Fig. 13a) y el ancho disminuyó entre 1,8 y 35,79 µm (Fig. 13b); Además, la longitud aumentó entre 0,72 y 34,47 µm (Fig. 13c). Debido a que la falla transversal tipo V se cerró en la dirección del ancho debido a la flexión durante el proceso de enrollado en frío, se deformó en una falla tipo V con una pendiente más pronunciada que la falla inicial.

Deformación por profundidad, ancho y largo del defecto superficial en el alambre OT durante el proceso de fabricación.

Los defectos de la superficie se aplicaron al exterior del resorte y la probabilidad de fractura durante el proceso de enrollado en frío se predijo mediante análisis FE. No hay probabilidad de fractura de la falla de la superficie exterior bajo las condiciones enumeradas en la Tabla 3. En otras palabras, no se produjo ninguna fractura para profundidades de falla de la superficie entre 2,5 y 40 µm.

Para predecir el defecto superficial crítico, se examinó la fractura en el exterior durante el proceso de enrollado en frío aumentando secuencialmente la profundidad del defecto en 5 µm desde 40 µm. La Figura 14 muestra la fractura en el defecto superficial. Se produjo una fractura en las condiciones que tenían profundidad (55 µm), ancho (2 µm) y largo (733 µm). Se encontró que la profundidad del defecto superficial crítico fuera del resorte era de 55 µm.

Fractura por resorte a una profundidad de falla superficial de 55 µm.

El proceso de granallado puede inhibir la propagación de grietas y mejorar la vida a fatiga generando tensión residual de compresión a una cierta profundidad desde la superficie del resorte; sin embargo, provoca la concentración de tensiones al aumentar la rugosidad de la superficie de los resortes, lo que reduce la resistencia a la fatiga de los resortes. Por lo tanto, se utiliza una técnica de granallado en dos etapas para fabricar resortes de alta resistencia, para complementar la reducción de la vida a fatiga debido al aumento de la rugosidad superficial provocado por el granallado. El granallado en dos etapas puede mejorar la rugosidad de la superficie, la tensión residual de compresión máxima y la tensión residual de compresión de la superficie porque se aplica un segundo granallado después del primer granallado12,13,14.

La Figura 15 muestra el modelo de análisis del proceso de shot peening. Se configuró un modelo elastoplástico en el que se proyectaron 25 bolas de tiro al área local objetivo del cable OT para el shot peening15. Se aplicó un defecto superficial en el alambre OT deformado por el proceso de bobinado en frío como defecto inicial en el modelo de análisis de granallado. La tensión residual resultante del proceso de bobinado en frío se eliminó realizando un templado antes del proceso de shot peeing. Se utilizaron las siguientes propiedades de las bolas de perdigones: densidad (ρ): 7800 kg/m3, módulo elástico (E): 210 GPa y relación de Poisson (υ): 0,3. El coeficiente de fricción entre las bolas de perdigones y el material se fijó en 0,1. Las bolas de granallado con diámetros de 0,6 y 0,3 mm se proyectaron en el primer y segundo proceso de granallado a la misma velocidad de 30 m/s. Después del proceso de granallado (entre otros procesos de fabricación que se muestran en la Fig. 13), la profundidad, el ancho y la longitud del defecto de la superficie en el interior del resorte cambiaron de − 6,79 a 0,28 µm, − de 4,24 a 1,22 µm y − 2,59 a 1,69 µm, respectivamente. La profundidad de la falla se redujo por la deformación plástica provocada por las bolas de disparo proyectadas verticalmente sobre la superficie del material; en particular, el ancho de la falla se redujo significativamente. Parece que el cierre de la falla se produjo debido a la deformación plástica provocada por el granallado.

Modelo FE para proceso de shot peening.

En el proceso de fraguado en caliente, los efectos del fraguado en frío y del recocido a baja temperatura se pueden aplicar simultáneamente al resorte de la válvula del motor. La configuración en frío maximiza el nivel de tensión del resorte comprimiéndolo al máximo nivel posible a temperatura ambiente. En este caso, si la tensión del resorte de la válvula del motor es mayor que el punto de fluencia del material, el resorte de la válvula del motor se somete a deformación plástica, expandiendo así el punto de fluencia. La deflexión se produce en el resorte de la válvula después de la deformación plástica, pero el punto de fluencia expandido garantiza la elasticidad durante el funcionamiento real del resorte de la válvula. El recocido a baja temperatura aumenta la resistencia al calor y la resistencia a la deformación de los resortes de válvula cuando funcionan en ambientes de alta temperatura2.

La falla de la superficie deformada por el proceso de granallado en el análisis FE y el campo de tensión residual medido por el equipo de difracción de rayos X (DRX) se aplicó al submodelo 2 (Fig. 8) para derivar cambios en la falla mediante el proceso de fraguado en caliente. El resorte está diseñado para operar dentro del rango elástico y se comprimió desde su altura libre de 50,5 mm hasta su altura sólida de 21,8 mm y luego se le permitió regresar a la altura inicial de 50,5 mm, como condición de análisis. La geometría de la falla cambió en pequeña medida durante el proceso de fraguado en caliente. Parece que la tensión residual de compresión de 800 MPa o más causada por el granallado inhibió la deformación del defecto superficial. Después del proceso de fraguado en caliente (Fig. 13), la profundidad, el ancho y la longitud del defecto de la superficie cambiaron de - 0,13 a 0,08 µm, - 0,75 a 0 µm y 0,01 a 2,4 µm, respectivamente.

La Figura 16 compara la deformación de las fallas tipo U y V que tienen la misma profundidad (40 µm), ancho (22 µm) y longitud (600 µm). Las fallas tipo U y V exhibieron mayores cambios en ancho que en largo debido al cierre en la dirección del ancho por el proceso de bobinado en frío y granallado. La falla tipo V desarrolló una profundidad relativamente mayor y una pendiente más pronunciada que la falla tipo U, lo que indica que es posible un enfoque conservador cuando se aplica la falla tipo V.

Deformación de defectos superficiales tipo U y V durante el proceso de fabricación.

En esta sección se discutió la deformación del defecto inicial en el alambre OT en cada proceso de fabricación de resortes de válvula. El defecto inicial en el cable OT se aplicó al interior del resorte de la válvula, donde se esperaba la fractura debido a la alta tensión durante la operación del resorte. El defecto superficial tipo V en el alambre OT en la dirección transversal mostró un ligero aumento en profundidad y longitud y una fuerte disminución en ancho debido a la flexión durante el proceso de bobinado en frío. El cierre en la dirección del ancho ocurrió durante el proceso de granallado y hubo poca o insignificante deformación de la falla durante el proceso final de fraguado en caliente. Se produjo una gran deformación en la dirección del ancho durante los procesos de bobinado en frío y granallado, que implicaron deformación plástica. El defecto tipo V dentro del resorte de la válvula se transformó en un defecto tipo T debido al cierre en la dirección del ancho durante el proceso de enrollado en frío.

En esta sección, se mide la tensión residual y se realiza un análisis FE para los procesos de granallado y fraguado en caliente, que influyen en gran medida en la mejora de la vida a fatiga de los resortes de válvula. La tensión residual generada por el granallado en dos etapas se predice y verifica comparando la tensión residual medida del alambre OT sometido al granallado en dos etapas con los resultados del análisis FE. Además, se mide la tensión residual en el resorte final después del proceso de fraguado en caliente y se aplica al análisis de la resistencia del resorte.

La tensión residual dentro del resorte de la válvula granallada se midió utilizando un equipo XRD (Xstress 3000). La Figura 17 muestra el resorte y la máquina XRD utilizada para la medición. Para medir la tensión residual del resorte de la válvula después del proceso de granallado de dos etapas, se aplicó mecanizado por descarga eléctrica (EDM) con corte de alambre a la cuarta vuelta del total de 8,1 vueltas del resorte de la válvula (en una longitud de 24 mm) para Minimizar el cambio en la tensión residual mediante el corte. La tensión residual por profundidad se midió en las condiciones enumeradas en la Tabla 4 después de aplicar electropulido a profundidades de 0,03, 0,1, 0,14 y 0,19 mm. Las muestras preparadas son tres para cada profundidad de pulido.

Equipo XRD con muestra de resorte de válvula de motor.

Para predecir la tensión residual en el resorte de la válvula del motor mediante granallado en dos etapas, se realizó un análisis FE en el modelo sin defectos superficiales (Fig. 15). La Figura 18 muestra la medición de la tensión residual y el resultado del análisis FE. Los resultados fueron en general similares y se encontró que la tensión residual de compresión máxima era de -1200 a -1250 MPa a profundidades de 0,03 a 0,04 mm. Para profundidades de falla inferiores a la profundidad máxima de falla (40 µm) establecida en este estudio, la tensión residual de compresión fue de −845,6 a −1250 MPa. Se espera que tales valores de tensión residual inhiban la propagación de defectos superficiales. En el rango de profundidad de 0,05 a 0,15 mm, la tensión residual de compresión disminuyó a medida que aumentó la profundidad. Por lo tanto, cuando la profundidad es mayor que 0,05 mm, se espera que disminuya la inhibición de la propagación de fallas por la tensión residual de compresión. La tensión residual de compresión en el resorte de la válvula se predijo utilizando la técnica de análisis de granallado en dos etapas y se validó mediante mediciones XRD.

Perfil de tensión residual del resorte de válvula del motor después del granallado en dos etapas.

El estado de tensión existente en la superficie del resorte de la válvula después de todo el proceso de fabricación se requiere como condición de entrada inicial para derivar la tensión que actúa sobre el resorte mediante la realización de un análisis de resistencia. Por lo tanto, se midió la tensión residual en el resorte de la válvula final después de todos los procesos de fabricación del resorte para identificar con precisión la tensión en el resorte en operación. Para la medición, se aplicó electroerosión por corte de alambre a la cuarta vuelta del total de 8,1 vueltas del resorte (en una longitud de 24 mm). Para medir la tensión residual, se aplicó electropulido a profundidades de 0,03, 0,1, 0,14 y 0,19 mm. La tensión residual se midió en las condiciones enumeradas en la Tabla 4; La Fig. 19 muestra la distribución de tensiones residuales del resorte de válvula por profundidad. La tensión residual de compresión en el resorte final fue de -1194,6 MPa a una profundidad de 0,03 mm. Aunque este valor es 5,5–55,4 MPa menor que la tensión residual en el resorte de la válvula después del granallado, se evaluó que el cambio en la tensión por ajuste en caliente era insignificante.

Perfil de tensión residual del resorte de la válvula del motor después del ajuste en caliente.

La Figura 20 muestra la tensión residual en el alambre OT después de cada proceso de fabricación de resortes. Durante el proceso de bobinado en frío, el alambre OT se somete a flexión mediante herramientas de conformado. En este caso, la tensión de compresión actúa en el interior del resorte, mientras que la tensión de tracción actúa en el exterior. Después del proceso de enrollado en frío, se generan tensiones residuales de tracción y compresión en el interior y exterior, respectivamente, del resorte. Debido a que la concentración de tensión ocurre dentro del resorte de la válvula durante la operación, la tensión residual de tracción generada después del proceso de enrollado en frío afecta adversamente la vida de fatiga del resorte. En el proceso de templado, se elimina la mayor parte de la tensión residual generada durante el bobinado en frío.

Tensión residual y perfil de profundidad de la capa superficial interna del resorte conformado en frío después de cada proceso de fabricación del resorte.

En el caso de cables OT, la temperatura general de templado es de 360 ​​a 460 °C y el proceso de templado requiere de 20 a 30 minutos. Después del proceso de templado, se realiza el proceso de granallado para mejorar la dureza superficial del resorte y aplicar tensión residual de compresión. Luego, se aplica el proceso de fraguado en caliente para evitar la deflexión del resorte durante la operación y mejorar su vida a la fatiga. En este proceso, el alambre se somete a torsión por una fuerza externa y se genera tensión residual en la dirección opuesta después de que se elimina la fuerza externa. El proceso de fraguado en caliente puede mejorar la vida a fatiga del resorte porque la tensión residual generada actúa en dirección opuesta a la tensión que actúa durante la operación16,17.

Wahl18 propuso factores modificadores de resortes, que han sido ampliamente utilizados en ecuaciones de cálculo de diseño. Cuando los factores modificadores del resorte se aplican a un resorte, el esfuerzo cortante más alto se encuentra en el interior del resorte. Por tanto, la rotura de los muelles reales se produce principalmente en el interior. La teoría de Wahl excluye el efecto del ángulo de paso en los resortes helicoidales de compresión y supone que las cargas actúan en el centro de la bobina en la dirección axial. Las tensiones que actúan sobre los resortes helicoidales se predicen utilizando análisis FE de finales19,20. La aplicación del análisis EF al análisis de resistencia de resortes helicoidales puede reducir los errores causados ​​por la fórmula de cálculo simplificada y mejorar la precisión de los resultados.

En este capítulo, se analiza la resistencia del resorte de la válvula para evaluar los efectos de la tensión residual de compresión y los defectos superficiales. El análisis se realizó en las mismas condiciones que las condiciones de funcionamiento del resorte real. La Figura 21 muestra el modelo de análisis.

Condiciones de funcionamiento del resorte de válvula de motor de automóvil.

El resorte de válvula tiene una altura libre de 50,5 mm antes de ser instalado en un motor. Durante el funcionamiento del motor, el resorte actúa a una altura instalada de 32 mm y una altura comprimida de 23,8 mm; a estas alturas, el resorte está sujeto a cargas de compresión de 175 y 270 N, respectivamente. Sustituyendo estos valores en la ecuación. (3)7, que aplica el factor de concentración de esfuerzos de Wahl, el esfuerzo cortante máximo que actúa en el interior del resorte se calculó en 637,3 y 979,7 MPa a la altura instalada y a la altura comprimida, respectivamente.

donde P, R, d y C denotan la carga aplicada, el radio promedio del resorte, el diámetro del alambre y el índice del resorte, respectivamente. Luego se evaluaron tres casos, uno sin tensión residual superficial, uno con tensión residual superficial y otro con defecto superficial. En primer lugar, se compararon los valores teóricos y la tensión cortante del modelo sin tensión residual. Los resultados del análisis FE revelaron 648,1 y 982,6 MPa a la altura instalada y altura comprimida, respectivamente; estos valores se desviaron de los valores teóricos en ~ 1,6%. Esto parece deberse a que la fórmula teórica de Wahl supone sólo una torsión pura del resorte y excluye el efecto del ángulo de paso.

La tensión residual superficial en el resorte de la válvula medida usando la máquina XRD se aplicó al modelo con la tensión residual superficial como condición inicial. La Tabla 5 muestra el esfuerzo cortante máximo obtenido mediante análisis de resistencia en condiciones de operación. Se encontró que el esfuerzo cortante máximo era 516,3 y 822,4 MPa a la altura instalada y a la altura comprimida, respectivamente. Los esfuerzos cortantes se redujeron en un 15,2% y un 17,7% en la altura comprimida y en la altura instalada, respectivamente, en comparación con los del modelo sin defectos superficiales. Esto parece deberse a que la tensión residual de compresión compensa la carga aplicada durante la operación del resorte de la válvula.

En cuanto al modelo con defecto superficial, se aplicaron como condiciones iniciales la tensión residual superficial medida del resorte de la válvula y el defecto deformado durante los procesos de fabricación del resorte. Los resultados del análisis mostraron que el esfuerzo cortante máximo se produjo en la punta del defecto del resorte. En comparación con el modelo con tensión residual y sin defectos superficiales, la tensión de corte aumentó entre un 0,64% y un 12,3% y entre un 0,27% y un 9,06% en la altura comprimida y en la altura instalada, respectivamente. Cuando la tensión residual de compresión y la falla superficial estaban presentes, la tensión residual de compresión redujo la tensión aplicada, pero la concentración de tensión en la falla superficial aumentó el nivel de tensión.

Los fabricantes de automóviles y resortes aplican una vida útil a la fatiga superior a \(5,5\veces 1{0}^{7}\) ciclos para los resortes de válvulas, lo que requiere una larga vida útil. Los fabricantes de resortes realizan pruebas de durabilidad en condiciones de funcionamiento del resorte para determinar si se logra la vida útil prevista desde una perspectiva de control de calidad. Debido a la naturaleza estructural de los resortes de válvula, la tensión que se les aplica es limitada. Además, debido a la aplicación del factor de seguridad durante el diseño de los resortes de válvula, los resortes de válvula no se fracturan cuando la tensión que se les aplica es similar o menor que la resistencia a la fatiga; por lo tanto, es difícil derivar una curva S-N. Por lo tanto, para derivar la curva S-N del resorte de la válvula, la tensión que actúa sobre el resorte se convirtió en una carga completamente invertida que actúa sobre el cable OT aplicando las ecuaciones de von Mises (Ec. (4)) y Goodman (Ec. ( 5)).

El esfuerzo cortante se produce en el interior del resorte durante el funcionamiento; por lo tanto, la tensión cortante se convirtió en tensión equivalente, σe, aplicando la condición de fluencia de von Mises y luego se expresó como un estado de tensión completamente invertido con una relación de tensión (R) de − 1 aplicando la ecuación de Goodman. La vida a fatiga del resorte de la válvula se puede predecir derivando la curva S-N después de realizar una prueba de fatiga por flexión rotativa con un alambre OT.

Las muestras utilizadas en la prueba de fatiga por flexión rotativa diferían en tamaño, rugosidad de la superficie y tensión residual de los resortes producidos a través de los procesos de bobinado, revenido, granallado y fraguado en caliente. Por lo tanto, se deben aplicar factores modificadores para compensar estas diferencias; sin embargo, esto dificultaría la predicción precisa de la resistencia a la fatiga de un resorte, pero es posible una predicción aproximada. La Figura 22 muestra los métodos para compensar la aplicación de factores modificadores. Las muestras utilizadas en el ensayo de fatiga por flexión rotativa se fabricaron con el mismo alambre OT utilizado para el resorte de la válvula. Para generar la misma tensión residual que en el resorte de la válvula, se sometió un alambre OT de 670 mm de longitud a un granallado en dos etapas, que fue el mismo proceso de granallado para el resorte de la válvula, como se muestra en la Fig. 22a.

Aplicación de granallado y torsión al alambre OT.

Se asumió que la torsión pura actúa sobre los resortes en el proceso de fraguado en caliente (Fig. 22b), y se aplicó la siguiente ecuación para proporcionar el mismo efecto al cable OT.

donde θ, τmax, G y d representan el ángulo de torsión unitario, el esfuerzo cortante máximo, el módulo cortante y el diámetro del alambre, respectivamente. En el proceso de fraguado en caliente, si se aplicaron 1116,9 MPa, 81,5 GPa y 2,5 mm como esfuerzo cortante máximo, módulo cortante y diámetro del alambre, respectivamente, se calculó que el ángulo de torsión por unidad de longitud era 0,628°/mm. El alambre OT de 670 mm granallado se torció hasta un ángulo de torsión de 420,7° a 5 rpm usando una máquina de prueba de torsión (Fig. 23A), y luego se le permitió regresar a su posición original.

Comparación de tensiones residuales en resortes de válvulas de motores de automóviles y cables OT.

Para validar este método, se comparó la tensión residual en el alambre OT sometido a granallado y torsión con la del resorte de la válvula (Fig. 23b). El resorte de la válvula y el cable OT exhibieron tensiones residuales de compresión de −838,5 y −903,4 MPa, respectivamente, en la superficie; Además, mostraron tensiones residuales de compresión máximas similares (-1194,6 y -1131,4 MPa, respectivamente) a una profundidad de 0,03 mm. Por lo tanto, se verificó la idoneidad de la aplicación de granallado y torsión para inducir una tensión residual similar a la del resorte de la válvula al alambre OT.

La curva S-N de la muestra granallada y torcida se obtuvo utilizando una máquina de prueba de fatiga por flexión rotativa que se muestra en la Fig. 24. La dimensión de la muestra de alambre fue de 2,5 mm de diámetro y 60 mm de longitud, respectivamente. La velocidad de la ración es de 3000 rpm.

Máquina rotativa de ensayo de fatiga por flexión.

La Figura 25 muestra la curva S-N del alambre OT derivada de la prueba de fatiga por flexión rotatoria. Para evaluar el efecto del defecto superficial sobre la vida a fatiga del resorte, los resultados del análisis de resistencia del defecto superficial derivados en la subsección 6.1 se aplicaron a la ecuación de Goodman para obtener una tensión de flexión equivalente. Los resortes de válvula de los casos 1 a 13 con una profundidad de falla inicial de 40 µm o menos exhibieron una resistencia a la fatiga de 1002 MPa o menos. Por lo tanto, se espera que la vida a fatiga del resorte de válvula con un diámetro de alambre de 2,5 mm, que es el objetivo de este estudio, sea de más de 108 ciclos para defectos superficiales con una profundidad de 40 µm o menos. Se derivó una ecuación de regresión aplicando el método de la superficie de respuesta a los defectos iniciales que se muestran en la Tabla 5:

donde Y, A, B y C denotan la tensión de flexión equivalente, la profundidad del defecto, la relación de aspecto y la relación de longitud, respectivamente. La Figura 26 compara los resultados de la ecuación. (7) y los del análisis FE, a partir de los cuales se observaron distribuciones de tensiones similares. Usando la ecuación. (7), la tensión de flexión equivalente aproximada se puede derivar utilizando la profundidad del defecto, la relación de aspecto y la relación de longitud.

Curva S-N para el cable OT granallado y retorcido.

Comparación de los resultados del análisis EF y el modelo de regresión para predecir tensiones de flexión equivalentes.

La Figura 27 muestra las relaciones entre la profundidad del defecto, la relación de aspecto, la relación de longitud y la tensión de flexión equivalente. La profundidad del defecto exhibió la mayor influencia en la tensión de flexión equivalente, seguida por la relación de longitud y la relación de aspecto. La tensión de flexión equivalente aumentó a medida que aumentaron la profundidad del defecto y la relación de longitud (Fig. 27a), y la tensión no cambió significativamente con respecto a la relación de aspecto (Fig. 27b). Se evaluó que la influencia de la relación de aspecto sobre la tensión de flexión equivalente era la más baja; esto se debió a que la relación de aspecto inicial cambió a casi 0 por el cierre del defecto en la dirección del ancho durante los procesos de fabricación del resorte. Para predecir el defecto crítico, la relación de aspecto con la influencia más baja se estableció en 0,55 y se aplicó la ecuación de regresión para los rangos de relación de longitud y profundidad del defecto de la superficie de 5 a 80 µm y 5 a 15, respectivamente.

Influencia de los defectos superficiales iniciales sobre la amplitud de las tensiones.

La tensión de flexión equivalente aumentó a medida que aumentaba la profundidad del defecto y la relación de longitud (Fig. 28). Debido a que la tensión de flexión equivalente varía dependiendo de la relación de longitud a pesar de la misma profundidad del defecto, se deben considerar tanto la profundidad del defecto como la relación de longitud para el defecto crítico. Utilizando la ecuación de regresión, se predijeron profundidades de falla críticas de 77, 74 y 62 µm para fallas superficiales con una relación de aspecto de 0,55 y relaciones de longitud de 5, 10 y 15, respectivamente. Para validar este método de predicción del defecto crítico utilizando la ecuación de regresión, se realizó un análisis FE para una relación de aspecto de 0,55 y una relación de longitud de 15, y se compararon los resultados. El análisis FE predijo que la profundidad crítica del defecto sería ~ 57 µm, una desviación de ~ 9 % en comparación con la calculada mediante la ecuación de regresión. Sin embargo, la línea de tendencia del análisis FE fue similar a la de la ecuación de regresión, lo que indica que el defecto crítico se puede predecir utilizando la ecuación de regresión.

Curva profundidad-amplitud de tensión para predecir la profundidad crítica del defecto.

Se realizó una prueba de fatiga por flexión rotatoria utilizando un alambre OT con un defecto artificial para validar el método de predicción de la vida a fatiga mediante análisis de resistencia; luego, la vida de fatiga prevista se comparó con los resultados del análisis FE. Se aplicó pulido químico local al defecto artificial (profundidad: 0,1 mm, ancho: 1 mm) para minimizar el cambio en la tensión residual causada por el mecanizado. En la prueba de fatiga por flexión rotativa, se aplicó una tensión de flexión de 1151 MPa y una velocidad de rotación de 3000 rpm. El análisis de fatiga por flexión rotatoria se realizó utilizando el modelo de análisis que se muestra en la Fig. 29. Las tensiones máximas y mínimas de 1456 y −2217 MPa fueron generadas por la falla artificial. Al sustituir estos valores en la ecuación de Goodman, se calculó que la tensión de flexión equivalente era 1840,3 MPa y se predijo que la vida a fatiga sería de 9 × 105 ciclos. Se evaluó que la vida a fatiga de la muestra con defecto artificial fue de 8,35 × 105 ciclos, que es similar al valor previsto (Fig. 25). Esto demostró la validez del método de predicción de la vida a fatiga del resorte de válvula utilizando el nivel de tensión de un defecto superficial mediante análisis FE.

Modelo FE de análisis de fatiga por flexión rotativa.

Este estudio evaluó la influencia de la profundidad de un defecto superficial en un cable OT en la vida a fatiga de un resorte de válvula de motor automotriz. La deformación del defecto superficial en el alambre OT durante los procesos de fabricación del resorte de válvula se derivó mediante análisis FE, y la tensión residual del resorte final se midió y se aplicó al modelo de análisis de tensión del resorte. Se analizó la resistencia del resorte de la válvula para examinar la presencia de tensión residual y comparar los niveles de tensión aplicados por el defecto de la superficie. La influencia de la profundidad del defecto de la superficie en la vida a fatiga del resorte se evaluó aplicando la tensión en el defecto de la superficie derivada del análisis de resistencia del resorte a la curva S-N derivada de una prueba de fatiga por flexión rotatoria. Los resultados de este estudio se presentan aquí.

Los defectos superficiales en el cable OT se estandarizaron a un defecto tipo V. El análisis de resistencia se realizó aplicando el defecto al interior del resorte en las direcciones longitudinal, transversal y oblicua con respecto a la dirección axial del alambre. La mayor tensión se observó en la dirección transversal.

El defecto inicial tipo V transversal en el alambre OT se deformó en un defecto tipo V agudo debido al cierre en la dirección del ancho en el interior del resorte durante el proceso de enrollado en frío. Debido a la deformación plástica causada por las bolas de granallado en el proceso de granallado, la profundidad disminuyó y se produjo un cierre en la dirección del ancho, deformando así la falla en una falla tipo T. En el proceso de fraguado en caliente, el defecto de la superficie cambió ligeramente. El defecto superficial en el alambre OT se deformó en los procesos de bobinado en frío y granallado.

La tensión residual de compresión por profundidad después del proceso de granallado de dos etapas, que se aplica a resortes de válvulas de resistencia ultra alta, se predijo mediante análisis FE, y los resultados se verificaron comparándolos con los resultados de la medición de la tensión residual. El análisis FE fue útil para predecir la tensión residual de compresión después del proceso de granallado. Después del proceso de fraguado en caliente, se midió la tensión residual en el resorte final y se aplicó al análisis de resistencia del resorte de la válvula.

La tensión cortante máxima del resorte con un defecto superficial se derivó mediante un análisis de la resistencia del resorte considerando la tensión residual de todo el proceso de fabricación, y los resultados se aplicaron a la curva S-N para predecir la vida a fatiga. El método de predicción de la vida en fatiga se validó mediante una prueba de fatiga utilizando un alambre OT con falla artificial y análisis FE.

La relación de aspecto y la relación de longitud del defecto de la superficie se utilizaron para evaluar la influencia de la profundidad, el ancho y la longitud del defecto de la superficie en la vida a fatiga del resorte de la válvula. La profundidad del defecto exhibió la mayor influencia en la vida a fatiga, seguida por la relación de longitud y la relación de aspecto. La tensión de flexión equivalente aumentó a medida que aumentaba la profundidad del defecto y la relación de longitud. La relación de aspecto tuvo la menor influencia en la vida a fatiga debido al cierre en la dirección del ancho durante los procesos de fabricación del resorte.

Para fallas con una profundidad inferior a 40 µm, que es el criterio existente para el manejo de fallas superficiales, la vida a fatiga no se redujo. Se predijo que las profundidades críticas de fallas superficiales que no reducen la vida a fatiga serían 77, 74 y 62 µm para relaciones de longitud de 5, 10 y 15, respectivamente.

Todos los datos generados o analizados durante este estudio se incluyen en este artículo publicado.

Sumie, S. y Nobuhiko, I. El pasado y el futuro del acero de alta resistencia para resortes de válvulas. Tecnología Kobelco. Rev. 26, 21-25 (2005).

Google Académico

Hiroshi, Y. La ciencia y tecnología de los materiales en motores de automóviles. En The Valve Spring (ed. Hiroshi, Y.) 152–164 (Woodhead Publishing Limited, 2005).

Google Académico

Majdi, G., Morel, G. & Oleg, G. Análisis analítico, experimental y de elementos finitos de un resorte helicoidal de sección transversal elíptica con un ángulo de hélice pequeño bajo carga estática. En t. J. Mech. Ciencia. 130, 476–486. https://doi.org/10.1016/j.ijmecsci.2017.06.025 (2017).

Artículo de Google Scholar

Darko, P., Goran, V. y Zeljko, B. Análisis de fatiga y fallas de resortes helicoidales. Ing. Fallar. Anal. 99, 310–318. https://doi.org/10.1016/j.engfailanal.2019.02.017 (2019).

Artículo de Google Scholar

Kong, YS, Abdullah, S., Schramm, D., Omar, MZ y Haris, SM Desarrollo de múltiples modelos basados ​​en regresión lineal para la evaluación de la vida a fatiga de resortes helicoidales para automóviles. Mec. Sistema. Procesamiento de señal. 118, 675–695. https://doi.org/10.1016/j.ymssp.2018.09.007 (2019).

ADS del artículo Google Scholar

Putra, TE, Husaini, A. y Machmud, MN Predicción de la vida a fatiga de un resorte helicoidal para automóviles considerando la rugosidad de la superficie de la carretera. Ing. Fallar. Anal. 116, 104722. https://doi.org/10.1016/j.engfailanal.2020.104722 (2020).

Artículo de Google Scholar

Prawoto, Y., Ikeda, M., Manville, SK y Nishikawa, A. Diseño y modos de falla de resortes de suspensión para automóviles. Ing. Fallar. Anal. 15, 1155-1174. https://doi.org/10.1016/j.engfailanal.2007.11.003 (2008).

Artículo CAS Google Scholar

Shinohara, T. y Yoshida, K. Análisis de deformación de defectos superficiales en trefilado de alambre de acero inoxidable. J. Mater. Proceso. Tecnología. 162–163, 579–584. https://doi.org/10.1016/j.jmatprotec.2005.02.125 (2005).

Artículo CAS Google Scholar

Son, IH, Lee, JD, Choi, S., Lee, DL e Im, YT Comportamiento de deformación de defectos superficiales de acero con bajo contenido de carbono en el laminado de alambrón. J. Mater. Proceso. Tecnología. 201, 91–96. https://doi.org/10.1016/j.jmatprotec.2007.11.129 (2008).

Artículo CAS Google Scholar

Kwon, HC y col. Defecto por arrugas superficiales del acero al carbono en el proceso de laminación de barras en caliente. J. Mater. Proceso. Tecnología. 209, 4476–4483. https://doi.org/10.1016/j.jmatprotec.2008.10.032 (2009).

Artículo CAS Google Scholar

Baek, HM y cols. Estudio numérico de la evolución de los defectos superficiales en el trefilado. J. Mater. Proceso. Tecnología. 212, 776–785. https://doi.org/10.1016/j.jmatprotec.2011.10.028 (2012).

Artículo de Google Scholar

Torres, MAS & Voorwald, HJC Una evaluación del granallado, tensiones residuales y relajación de tensiones sobre la vida a fatiga del acero AISI 4340. En t. J. Fatiga 24, 877–886. https://doi.org/10.1016/S0142-1123(01)00205-5 (2002).

Artículo CAS Google Scholar

Yoshiaki, K. Resultado del granallado en dos etapas realizado en los resortes de válvulas del motor 1 a 4 (Asociación de Fabricantes de Resortes de Japón, 2005).

Google Académico

Hitoshi, S., Christopher, RC y Michael, RH Efecto de la tensión residual de compresión introducida por el granallado por cavitación y el granallado sobre la mejora de la resistencia a la fatiga del acero inoxidable. J. Mater. Proceso. Tecnología. 288, 116877. https://doi.org/10.1016/j.jmatprotec.2020.116877 (2021).

Artículo CAS Google Scholar

Majzoobi, GH, Azizi, R. & Alavi, N. Una simulación tridimensional del proceso de granallado utilizando múltiples impactos de perdigones. J. Mater. Proceso. Tecnología. 164–165, 1226–1234. https://doi.org/10.1016/j.jmatprotec.2005.02.139 (2005).

Artículo de Google Scholar

Nenad, G., Micro, DC, Jožef, P. & Bojan, S. Variación del umbral de fatiga del acero para resortes con pretensado. Procedia Ing. 10, 3339–3344. https://doi.org/10.1016/j.proeng.2011.04.551 (2011).

Artículo CAS Google Scholar

Pyttel, B., Brunner, I., Kaiser, B., Berger, C. y Mahendran, M. Comportamiento a la fatiga de resortes de compresión helicoidales en un número muy elevado de ciclos: investigación de diversas influencias. En t. J. Fatiga 60, 101-109. https://doi.org/10.1016/j.ijfatigue.2013.01.003 (2014).

Artículo CAS Google Scholar

Wahl, AM Muelles mecánicos 193–195 (McGraw-Hill, 1963).

Google Académico

Bartolozzi, R. & Frendo, F. Aspectos de rigidez y resistencia en el diseño de resortes helicoidales automotrices para suspensiones delanteras McPherson: un estudio de caso. Proc. Inst. Mec. Ing. D J. Automob. Ing. 225, 1377–1391. https://doi.org/10.1177/0954407011403853 (2011).

Artículo de Google Scholar

Kim, JY & Huh, H. Análisis de tensión de elementos finitos de resortes helicoidales utilizando un método de subestructuración multinivel II: Validación y análisis. Trans. KSAE 8, 151-162 (2000).

Google Académico

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Este trabajo fue apoyado por la Fundación Nacional de Investigación de Corea (2021R1I1A3A04037420) y KISWIRE Ltd.

Departamento de Ingeniería Nanomecatrónica, Universidad Nacional de Pusan, Busan, 46241, República de Corea

Dae-Cheol Ko

Ingeniería de productos, ERAE AMS Co., Ltd., Daegu, 42981, República de Corea

Nam Sik Ahn

División de Estudios de la Guardia Costera, Universidad Marítima y Oceánica de Corea, Busan, 49112, República de Corea

Kyung Hun Lee

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D.-CK: Curación de datos, Investigación, Redacción-borrador original. N.-SA: Software, Investigación, Redacción-borrador original. K.-HL: Conceptualización, Metodología, Software, Validación, Supervisión, Escritura-revisión y edición. Todos los autores revisaron el manuscrito.

Correspondencia a Kyung-Hun Lee.

Los autores declaran no tener conflictos de intereses.

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Reimpresiones y permisos

Ko, DC., Ahn, NS. y Lee, KH. Influencia de los defectos superficiales de los cables templados con aceite en la vida a fatiga de los resortes de válvulas de motores de automóviles. Representante científico 12, 21131 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-25597-1

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Recibido: 26 de mayo de 2022

Aceptado: 01 de diciembre de 2022

Publicado: 07 de diciembre de 2022

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

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