Influence des défauts de surface dans l'huile

Dec 08, 2023

Rapports scientifiques volume 12, Numéro d'article : 21131 (2022) Citer cet article

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Le but de cette étude est d'évaluer la durée de vie en fatigue d'un ressort de soupape de moteur automobile lorsque le micro-défaut est appliqué à un fil trempé à l'huile de classe 2300 MPa (fil OT) avec 2,5 mm de diamètre comme profondeur de défaut critique. Tout d'abord, la déformation des défauts de surface dans le fil OT pendant les processus de fabrication du ressort de soupape a été dérivée via l'analyse FE à l'aide de la technique de sous-modélisation, et la contrainte résiduelle du ressort final a été mesurée et appliquée au modèle d'analyse des contraintes du ressort. Deuxièmement, la résistance du ressort de soupape a été analysée pour examiner la présence de contraintes résiduelles et comparer les niveaux de contrainte appliqués par le défaut de surface. Troisièmement, l'influence des micro-défauts sur la durée de vie du ressort a été évaluée en appliquant la contrainte sur le défaut de surface dérivée de l'analyse de la résistance du ressort à la courbe S – N dérivée d'un test de fatigue en flexion rotative avec le fil OT. La profondeur de défaut de 40 µm, qui est le critère existant pour la gestion des défauts de surface, ne réduit pas la durée de vie en fatigue.

Les pièces automobiles légères sont très demandées dans l'industrie automobile pour améliorer l'efficacité énergétique des véhicules à moteur. Par conséquent, l'utilisation d'acier avancé à haute résistance (AHSS) a augmenté ces dernières années. Un ressort de soupape de moteur automobile comprend principalement un fil trempé à l'huile (fil OT) avec une résistance élevée à la chaleur, à la fatigue et à l'affaissement.

Les fils OT actuellement utilisés aident à réduire la taille et le poids des ressorts de soupape du moteur en raison de leur haute résistance à la traction (1900–2100 MPa); ils peuvent améliorer le rendement énergétique en réduisant la friction avec les pièces environnantes1. En raison de ces avantages, l'utilisation de fils à haute tension a rapidement augmenté et des fils à ultra haute résistance de classe 2300 MPa ont été développés. Une longue durée de vie à la fatigue est souhaitée pour les ressorts de soupape de moteur automobile car ils fonctionnent sous des niveaux élevés de contraintes cycliques. Pour satisfaire à cette exigence, les fabricants conçoivent généralement des ressorts de soupape en tenant compte d'une durée de vie en fatigue supérieure à 5,5 × 107 cycles et appliquent une contrainte résiduelle à la surface des ressorts de soupape par grenaillage et processus de réglage à chaud pour améliorer leur durée de vie2.

Diverses recherches sur la durée de vie en fatigue du ressort hélicoïdal automobile dans l'environnement de fonctionnement conventionnel ont été suffisamment menées. Gzal et al. ont présenté une analyse analytique, expérimentale et par éléments finis (FE) d'un ressort hélicoïdal à section transversale elliptique avec un petit angle d'hélice sous charge statique. Cette étude fournit une expression explicite et simple de la localisation de la contrainte maximale de cisaillement en fonction du rapport d'aspect et de l'indice de ressort et permet d'obtenir analytiquement la contrainte maximale de cisaillement, c'est-à-dire un paramètre crucial en termes de conception pratique3. Pastorcic et al. décrit les résultats d'analyse de défaillance et de fatigue d'un ressort hélicoïdal retiré d'un véhicule personnel après avoir subi une défaillance en service. À l'aide de méthodes expérimentales, le ressort fracturé a été examiné et, d'après les résultats, on peut conclure qu'il s'agit d'un exemple de rupture par fatigue due à la corrosion4. Kong et al. développé des modèles de durabilité des ressorts basés sur la régression linéaire multiple pour l'évaluation de la résistance à la fatigue des ressorts hélicoïdaux automobiles5. Putra et al. déterminé la durée de vie d'un ressort hélicoïdal automobile en raison de la rugosité de la surface de la route. Cependant, il y a eu peu d'études sur la façon dont les défauts de surface générés pendant le processus de fabrication affectent la durée de vie du ressort hélicoïdal automobile6.

Les défauts de surface générés au cours des processus de fabrication provoquent une concentration locale des contraintes dans les ressorts de soupape, réduisant ainsi considérablement leur durée de vie. Les défauts de surface des ressorts de soupape sont causés par divers facteurs, tels que des défauts de surface dans les matières premières utilisées, des défauts dans les outils et une manipulation négligente pendant le processus d'enroulement à froid7. Les défauts de surface des matières premières sont en forme de V avec une pente raide, en raison des processus de laminage à chaud et d'étirage multipasse, tandis que les défauts causés par les outils de formage et la manipulation négligente présentent une forme en "U" avec une pente douce8,9, 10,11. Les défauts en forme de V provoquent des concentrations de contraintes plus élevées que les défauts en forme de U ; par conséquent, des normes strictes de gestion des défauts sont généralement appliquées aux matériaux initiaux.

Les normes actuelles de gestion des défauts de surface pour les fils OT incluent ASTM A877/A877M-10, DIN EN 10270-2, JIS G 3561 et KS D 3580. La norme DIN EN 10270-2 impose la profondeur des défauts de surface sur les fils de diamètre 0,5 –10 mm soit moins de 0,5 à 1 % du diamètre du fil. De plus, les normes JIS G 3561 et KS D 3580 exigent que la profondeur des défauts de surface sur les fils de diamètre 0,5 à 8 mm soit inférieure à 0,5 % du diamètre du fil. Dans la norme ASTM A877/A877M-10, le fabricant et l'acheteur doivent s'entendre sur la profondeur de défaut de surface admissible. Pour mesurer la profondeur des défauts de surface sur un fil, généralement, le fil est corrodé avec de l'acide chlorhydrique, et les profondeurs des défauts sont mesurées à l'aide d'un micromètre. Cependant, cette méthode ne peut mesurer les défauts que dans des zones spécifiques et non sur toute la surface du produit final. Par conséquent, les fabricants utilisent des tests par courants de Foucault pendant le processus de tréfilage pour mesurer les défauts de surface sur les fils produits en continu ; ces tests peuvent mesurer des profondeurs de défauts de surface allant jusqu'à 40 µm. Les fils de classe 2300 MPa en cours de développement ont une résistance à la traction plus élevée et un allongement plus faible que les fils existants dont les résistances à la traction vont de 1900 à 2200 MPa; ainsi, on pense que la durée de vie en fatigue des ressorts de soupape est très sensible aux défauts de surface. Par conséquent, la sécurité de l'application des normes de gestion de la profondeur des défauts de surface des fils de classe 1900-2200 MPa existants aux fils de classe 2300 MPa doit être vérifiée.

Le but de cette étude est d'évaluer la durée de vie en fatigue d'un ressort de soupape de moteur automobile lorsque la profondeur de défaut minimale mesurable par des tests de courants de Foucault (c'est-à-dire 40 µm) est appliquée à un fil OT de classe 2300 MPa (diamètre : 2,5 mm) la profondeur critique du défaut. Les apports et méthodes de cette étude sont les suivants.

Un défaut de type V, qui affecte de manière critique la durée de vie en fatigue, a été appliqué comme défaut initial dans le fil OT, dans la direction transversale par rapport à la direction axiale du fil. Le rapport d'aspect (α) et le rapport de longueur (β) du défaut de surface ont été pris en compte pour observer l'influence de sa profondeur (h), de sa largeur (w) et de sa longueur (l). Le défaut de surface a été appliqué à l'intérieur du ressort, où se produisent principalement les fractures.

Pour prédire la déformation du défaut initial dans le fil OT pendant le processus de bobinage à froid, la méthode de sous-modélisation a été appliquée, dans laquelle le temps d'analyse et la taille du défaut de surface ont été pris en compte car le défaut était très petit par rapport à celui du modèle global.

La contrainte résiduelle de compression au printemps après le processus de grenaillage en deux étapes a été prédite via l'analyse FE ; les résultats ont été comparés à ceux obtenus par des mesures après le processus de grenaillage pour valider le modèle d'analyse. De plus, la contrainte résiduelle dans le ressort de soupape qui a subi tous les processus de fabrication a été mesurée et appliquée dans l'analyse de résistance du ressort.

La contrainte dans le défaut de surface a été prédite en analysant la résistance du ressort en tenant compte de la déformation du défaut pendant le processus d'enroulement à froid et de la contrainte résiduelle de compression dans le ressort final.

Un essai de fatigue en flexion rotative a été effectué à l'aide d'un fil OT fait du même matériau que le ressort de soupape. Pour attribuer la contrainte résiduelle et les caractéristiques de la rugosité de surface du ressort de soupape fabriqué au fil OT, une courbe S – N a été dérivée par le test de fatigue en flexion rotative après application du grenaillage et de la torsion en deux étapes comme processus de prétraitement.

La durée de vie en fatigue du ressort de soupape a été prédite en appliquant les résultats de l'analyse de résistance du ressort à l'équation de Goodman et à la courbe S–N, et l'effet de la profondeur du défaut de surface sur la durée de vie en fatigue a été évalué.

Un fil OT de classe 2300 MPa ayant un diamètre de 2,5 mm a été utilisé dans cette étude pour évaluer la durée de vie en fatigue d'un ressort de soupape de moteur automobile. Dans un premier temps, ce fil a été soumis à un essai de traction, puis son modèle de rupture ductile a été obtenu.

Les propriétés mécaniques du fil OT ont été dérivées d'un test de traction avant d'effectuer une analyse FE sur le processus d'enroulement à froid et la résistance du ressort. Le résultat des essais de traction sous la vitesse de déformation de 0,001 s−1 est utilisé pour déterminer les courbes contrainte-déformation du matériau, comme illustré à la Fig. 1. Le matériau du fil utilisé est SWONB-V et sa limite d'élasticité, sa contrainte de traction ultime, son module d'élasticité et le coefficient de Poisson sont respectivement de 2001,2 MPa, 2316 MPa, 206 GPa et 0,3. La relation contrainte-déformation de l'écoulement a été obtenue comme suit :

Courbe de contrainte-déformation technique du fil OT.

La figure 2 illustre le processus de rupture ductile. Une déformation élasto-plastique se produit lors de la déformation du matériau, et la rétreinte du matériau se produit lorsque la contrainte dans le matériau atteint sa résistance à la traction ultime. Par la suite, la génération, la croissance et la combinaison de vides à l'intérieur du matériau entraînent la fracture du matériau.

Illustration schématique d'un matériau élastique-plastique avec des dommages progressifs.

Le modèle de déformation critique modifié par la contrainte qui tient compte de l'influence de la contrainte a été utilisé comme modèle de fracture ductile, et la méthode d'accumulation des dommages a été utilisée pour la fracture après la striction. Ici, l'initiation des dommages est exprimée en fonction de la déformation, de la triaxialité de la contrainte et du taux de déformation. La triaxialité de contrainte est définie comme la valeur moyenne obtenue en divisant la contrainte hydrostatique due à la déformation du matériau jusqu'au moment de la striction par la contrainte effective. Dans la méthode d'accumulation de dommages, une fracture se produit lorsque la valeur de dommage atteint 1, et l'énergie nécessaire pour atteindre la valeur de dommage de 1 est définie comme l'énergie de fracture (Gf). L'énergie de rupture correspond à la zone comprise entre la striction et le moment de la rupture dans la vraie courbe contrainte-déplacement du matériau.

Dans le cas de l'acier conventionnel, selon le mode de contrainte, une rupture ductile, une rupture par cisaillement ou une rupture en mode mixte causée par des ruptures ductiles et par cisaillement se produit, comme le montre la Fig. 3. La déformation à la rupture et la triaxialité de la contrainte présentent des valeurs différentes pour chaque mode fracture.

Lieu d'initiation de la rupture à trois branches dans l'acier industriel.

Dans la région correspondant à une triaxialité de contrainte supérieure à 1/3 (région I), une rupture ductile se produit, et la déformation à la rupture et la triaxialité de contrainte peuvent être dérivées par un essai de traction sur les éprouvettes sans défauts de surface et celles avec des encoches. Dans la région correspondant à une triaxialité de contrainte de 0 à 1/3 (région II), une combinaison de fractures ductiles et de cisaillement se produit (c'est-à-dire une fracture en mode mixte), et la déformation de rupture et la triaxialité de contrainte peuvent être dérivées par un essai de torsion le long avec l'application d'une tension. Dans la région correspondant à la triaxialité de contrainte de - 1/3 à 0 (III), une fracture de cisaillement causée par la compression se produit, et la déformation de rupture et la triaxialité de contrainte peuvent être dérivées par un test de refoulement.

Dans le cas des fils OT utilisés pour fabriquer des ressorts de soupape de moteur, les ruptures causées par divers modes de contrainte doivent être prises en compte dans le processus de fabrication et dans les conditions d'application. Ainsi, des essais de traction et de torsion ont été effectués pour appliquer les critères de déformation de rupture, en tenant compte de l'effet de la triaxialité de contrainte sur chaque mode de contrainte, et une analyse EF élastique-plastique à grande déformation a été réalisée pour quantifier le changement de triaxialité de contrainte. Le mode de compression n'a pas été pris en compte en raison des limites du traitement des échantillons, c'est-à-dire que le diamètre du fil OT n'était que de 2,5 mm. Le tableau 1 résume les conditions des essais de traction et de torsion, ainsi que la triaxialité de contrainte et la déformation à la rupture dérivées de l'analyse EF.

La déformation à la rupture de l'acier conventionnel pour la triaxialité des contraintes peut être prédite à l'aide de l'équation suivante.

où C1 : \({\overline{{\varepsilon }_{0}}}^{pl}\) cisaillement pur (η = 0) et C2 : \({\overline{{\varepsilon }_{0} }}^{pl}\) traction uniaxiale (η = η0 = 1/3).

Les lignes de tendance pour chaque mode de contrainte ont été dérivées en appliquant les valeurs des déformations de rupture C1 et C2 dans l'Eq. (2); C1 et C2 ont été dérivés d'essais de traction et de torsion en utilisant des spécimens sans défauts de surface. La figure 4 montre les valeurs de triaxialité de contrainte et de déformation de rupture dérivées des tests et la ligne de tendance prédite à l'aide de l'équation. (2). La ligne de tendance et la relation entre la triaxialité de la contrainte et la déformation à la rupture dérivée des essais présentaient des tendances similaires. La déformation de rupture et la triaxialité de contrainte pour chaque mode de contrainte dérivées par l'application de la ligne de tendance ont été appliquées comme critères de rupture ductile.

Déformation à la rupture en fonction de la triaxialité des contraintes.

L'énergie de rupture a été appliquée en tant que propriété du matériau qui détermine le temps de rupture après la rétreinte du matériau et peut être dérivée par un essai de traction. L'énergie de rupture varie en fonction de la présence ou de l'absence de défauts à la surface du matériau car le temps de rupture varie en fonction de la concentration de contrainte locale. Les figures 5a à c montrent l'énergie de rupture d'un échantillon sans défauts de surface et d'échantillons avec une entaille R0,4 ou R0,8 dérivée d'essais de traction et d'analyse FE. L'énergie de rupture correspond à la zone comprise entre la striction et le moment de la rupture dans une véritable courbe contrainte-déplacement.

Énergie de rupture obtenue par un essai de traction et une analyse FE.

L'énergie de rupture d'un fil OT avec de fins défauts de surface a été prédite par un test de traction sur un fil OT avec un défaut plus profond que 40 µm, comme le montre la Fig. 5d. Dix spécimens présentant un défaut ont été utilisés dans l'essai de traction, et l'énergie de rupture moyenne a été évaluée à 29,12 mJ/mm2.

Un défaut de surface normalisé est défini comme le rapport entre la profondeur du défaut et le diamètre du fil de ressort de soupape, quelle que soit la géométrie du défaut de surface du fil OT utilisé dans la fabrication des ressorts de soupape de moteur automobile. Les défauts d'un fil OT peuvent être classés en fonction de la direction, de la géométrie et de la longueur. Les niveaux de contrainte agissant sur les défauts à la surface du ressort diffèrent en fonction de la géométrie et de la direction des défauts même pour la même profondeur de défaut ; ainsi, la géométrie et la direction des défauts affectent la résistance à la fatigue. Par conséquent, la géométrie et la direction des défauts qui affectent le plus la durée de vie en fatigue d'un ressort doivent être prises en compte pour appliquer des critères de gestion stricts des défauts de surface. La durée de vie en fatigue des fils OT est très sensible aux encoches en raison de leur structure à grains fins. Par conséquent, le défaut qui présente la concentration de contraintes la plus élevée en fonction de la géométrie et de la direction du défaut doit être défini comme défaut initial par l'analyse EF. La figure 6 montre le ressort de soupape automobile ultra-résistant de classe 2300 MPa utilisé dans cette étude.

Dimensions du ressort de soupape de moteur automobile.

Les défauts de surface du fil OT ont été classés en défauts intérieurs et extérieurs en fonction de l'axe du ressort. En raison de la flexion pendant le processus d'enroulement à froid, la contrainte de compression et la contrainte de traction agissent respectivement sur l'intérieur et l'extérieur du ressort. Une fracture pourrait être causée par un défaut de surface qui se produit à l'extérieur en raison d'une contrainte de traction pendant le processus d'enroulement à froid.

Dans l'application réelle, les ressorts sont soumis à une compression et à une relaxation périodiques. Lors de la compression d'un ressort, le fil est tordu et une contrainte de cisaillement plus élevée agit à l'intérieur du ressort qu'à l'extérieur en raison de la concentration de contrainte7. Ainsi, si un défaut de surface existe à l'intérieur du ressort, la possibilité de rupture du ressort est la plus élevée. Par conséquent, l'extérieur du ressort (où la rupture est attendue lors de la fabrication du ressort) et l'intérieur (où la contrainte la plus élevée se produit lors de l'application réelle) ont été définis comme positions des défauts de surface.

La géométrie des défauts de surface du fil OT est classée en type U, type V, type Y et type T. Les types Y et T se trouvent principalement dans les défauts de surface des matières premières, et les défauts de type U et V sont générés pendant le processus d'enroulement à froid en raison d'outils et d'une manipulation négligente. En ce qui concerne la géométrie des défauts de surface des matières premières, les défauts de type U générés en raison d'une déformation plastique non uniforme pendant le processus de laminage à chaud se déforment en défauts de couture de type V, Y et T pendant le processus d'étirage multi-passes8, dix.

De plus, les défauts de type V, Y et T dont la pente de l'encoche de défaut de surface est raide sont soumis à une forte concentration de contraintes pendant le fonctionnement du ressort. Le ressort de soupape est soumis à une flexion pendant le processus d'enroulement à froid et à une torsion pendant le fonctionnement. Les concentrations de contraintes sur les défauts de type V et Y, qui ont des concentrations de contraintes relativement élevées, ont été comparées par analyse FE ; ABAQUS, un logiciel commercial, a été utilisé dans l'analyse FE. La relation contrainte-déformation est illustrée à la Fig. 1 et à l'Eq. (1). Des éléments rectangulaires bidimensionnels (2D) à quatre nœuds ont été utilisés dans cette simulation, et la longueur d'arête minimale des éléments est égale à 0,01 mm. En ce qui concerne les modèles d'analyse, des défauts de type V et Y d'une profondeur de 0,5 mm et d'un angle d'inclinaison de défaut de 2° ont été appliqués aux modèles 2D d'un fil d'un diamètre de 2,5 mm et d'une longueur de 7,5 mm.

La figure 7a montre la concentration de contrainte à la pointe de chaque défaut causée par la flexion lorsqu'un moment de flexion de 1500 N∙mm a été appliqué aux deux extrémités de chaque fil. Les résultats de l'analyse ont montré que les contraintes maximales de 1038,7 et 1025,8 MPa se produisaient aux extrémités des défauts de type V et de type Y, respectivement. La figure 7b montre la concentration de contraintes à l'extrémité de chaque défaut causée par la torsion. Lorsque le côté gauche était contraint et qu'un moment de torsion de 1500 N∙mm était appliqué au côté droit, la même contrainte maximale de 1099 MPa se produisait aux extrémités des défauts de type V et de type Y. Ces résultats indiquent que le défaut de type V présente une contrainte plus élevée que le défaut de type Y pour la flexion lorsqu'ils ont la même profondeur et le même angle d'inclinaison du défaut, mais ils présentent la même contrainte pour la torsion. Par conséquent, les défauts de surface de type V et Y avec la même profondeur et le même angle d'inclinaison des défauts peuvent être normalisés en tant que type V, qui a une contrainte maximale plus élevée causée par la concentration de contraintes. Le rapport d'aspect du défaut de type V est défini comme α = w/h, en utilisant sa profondeur (h) et sa largeur (w) pour les défauts de type V et T ; par conséquent, la géométrie du défaut de type T (α ≈ 0) peut être remplacée par la géométrie du défaut de type V. Par conséquent, les défauts de type Y et T peuvent être standardisés avec un défaut de type V. Le rapport de longueur est en outre défini comme β = l/h, en utilisant la profondeur (h) et la longueur (l).

Répartition efficace des contraintes dans un modèle 2D avec des défauts de surface de type Y et de type V.

Les directions des défauts de surface sur le fil OT ont été classées en directions longitudinale, transversale et oblique concernant la direction axiale du fil, comme illustré à la Fig. 811. L'influence de la direction des défauts de surface sur la résistance du ressort a été évaluée via FE analyse.

Illustration schématique et direction des défauts de surface sur le fil OT.

La figure 9a montre le modèle d'analyse des contraintes pour le ressort de soupape du moteur. Comme condition d'analyse, le ressort a été comprimé de sa hauteur libre de 50,5 mm à sa hauteur solide de 21,8 mm ; une contrainte maximale de 1086 MPa s'est produite à l'intérieur du ressort, comme le montre la figure 9b. Étant donné que la fracture d'un ressort de soupape de moteur réel se produit principalement à l'intérieur du ressort, la présence d'un défaut de surface à l'intérieur devrait affecter de manière critique la durée de vie du ressort. Par conséquent, des défauts de surface dans les directions longitudinale, transversale et oblique ont été appliqués à l'intérieur du ressort de soupape du moteur à l'aide de la technique de sous-modélisation. Le tableau 2 répertorie les dimensions des défauts de surface et la contrainte maximale pour chaque direction de défaut sous la compression maximale du ressort. La contrainte la plus élevée a été observée dans la direction transversale, et le rapport de contrainte dans la direction longitudinale et celui de la direction oblique à la direction transversale ont été évalués à 0,934–0,996. Le rapport de contrainte est simplement déterminé en divisant cette valeur par la contrainte transversale maximale. La contrainte maximale du ressort s'est produite à l'extrémité de chaque défaut de surface, comme le montre la figure 9c. Les valeurs de contrainte de 2045, 2085 et 2049 MPa ont été observées respectivement dans les directions longitudinale, transversale et oblique. Ces résultats d'analyse signifient que les défauts de surface transversaux ont l'effet le plus direct sur la durée de vie en fatigue des ressorts de soupape du moteur.

Modèle d'analyse des contraintes et son résultat ; répartition efficace des contraintes dans un ressort entièrement comprimé.

Le défaut de type V, qui devrait affecter le plus directement la durée de vie en fatigue des ressorts de soupape du moteur, a été sélectionné comme défaut initial dans le fil OT ; la direction transversale a été choisie comme direction du défaut. Le défaut a été appliqué non seulement à l'extérieur du ressort de soupape du moteur pour la déconnexion pendant la fabrication, mais également à l'intérieur où la contrainte la plus élevée s'est produite en raison de la concentration de contrainte pendant le fonctionnement. La profondeur maximale du défaut a été fixée à 40 µm, ce qui pouvait être détecté par des tests par courants de Foucault, et la profondeur correspondant à 0,1 % du diamètre du fil de 2,5 mm a été fixée comme profondeur minimale. Ainsi, la profondeur du défaut variait entre 2,5 et 40 µm. La profondeur, la longueur et la largeur du défaut pour le rapport d'aspect de 0,1 à 1 et le rapport de longueur de 5 à 15 ont été définies comme variables, et leur influence sur la résistance à la fatigue du ressort a été évaluée. Le tableau 3 résume les conditions d'analyse déterminées à l'aide de la méthode des surfaces de réponse.

Un ressort de soupape de moteur automobile est fabriqué par les processus d'enroulement à froid, de revenu, de grenaillage et de réglage à chaud d'un fil OT. Les modifications des défauts de surface au cours des processus de fabrication des ressorts doivent être prises en compte pour évaluer l'effet du défaut de surface initial dans le fil OT sur la durée de vie en fatigue du ressort de soupape du moteur. Par conséquent, dans cette section, la déformation du défaut de surface dans le fil OT dans chaque processus de fabrication de ressort est prédite à l'aide de l'analyse FE.

La figure 10 illustre le processus d'enroulement à froid. Dans ce processus, le fil OT est introduit dans le guide-fil par les rouleaux d'alimentation. Le guide-fil alimente le fil et le soutient pour éviter qu'il ne se plie pendant le formage. Le fil qui passe à travers le guide-fil est soumis à une flexion par les première et seconde broches d'enroulement pour former un ressort hélicoïdal avec le diamètre intérieur souhaité. Le pas du ressort est créé par le transport de l'outil de pas après un enroulement.

Schéma illustrant le processus d'enroulement à froid.

La figure 11a montre le modèle EF utilisé pour évaluer le changement de géométrie d'un défaut de surface pendant le processus d'enroulement à froid. La formation du fil est principalement réalisée par les broches de bobinage, et l'influence du frottement provoqué par les rouleaux d'alimentation n'est pas significative car la couche d'oxyde sur la surface du fil agit comme un lubrifiant. Par conséquent, les rouleaux d'alimentation et le guide-fil ont été simplifiés en un tube de couverture dans le modèle d'analyse. Le coefficient de frottement entre le fil OT et les outils de formage a été fixé à 0,05. Le plan de corps rigide bidimensionnel et les conditions de fixation ont été appliqués à l'extrémité gauche du fil afin qu'il puisse être alimenté dans la direction de l'axe X à la même vitesse que la vitesse d'alimentation (0,6 m/s) par les rouleaux d'alimentation. La figure 11b montre la technique de sous-modélisation pour appliquer un défaut fin au fil. Compte tenu de la taille d'un défaut de surface, la sous-modélisation a été appliquée deux fois pour un défaut de surface d'une profondeur de 20 µm ou plus, et trois fois pour celui d'une profondeur inférieure à 20 µm. Un défaut de surface a été appliqué sur une section formée avec un pas uniforme. Dans le modèle global du ressort, la section droite du fil avait une longueur de 100 mm. Comme pour le premier sous-modèle, le sous-modèle 1 d'une longueur de 3 mm a été appliqué à la position longitudinale de 75 mm du modèle global. Des éléments hexaédriques tridimensionnels (3D) à huit nœuds ont été utilisés dans cette simulation. Dans le modèle global et le sous-modèle 1, la longueur d'arête minimale de chaque élément est égale à 0,5 et 0,2 mm, respectivement. Après analyse du sous-modèle 1, un défaut de surface a été appliqué au sous-modèle 2. La longueur et la largeur du sous-modèle 2 étaient trois fois la longueur du défaut de surface, pour éliminer l'influence des conditions aux limites du sous-modèle. ; de plus, 50 % de la longueur et de la largeur ont été appliqués comme profondeur du sous-modèle. Dans le sous-modèle 2, la longueur d'arête minimale de chaque élément est de 0,005 mm. Les défauts de surface définis ont été appliqués à l'analyse EF, comme indiqué dans le tableau 3.

Modèle FE du processus de formage du ressort de soupape du moteur.

La figure 12 montre la répartition des contraintes de la fissure de surface après le processus d'enroulement à froid. Le modèle global et le sous-modèle 1 présentaient des contraintes presque similaires de 1076 et 1079 MPa à la même position, validant ainsi la technique de sous-modélisation. La concentration de contrainte locale s'est produite à la frontière du sous-modèle. Cela semble être dû aux conditions aux limites du sous-modèle7. Le sous-modèle 2, auquel un défaut de surface a été appliqué, présentait une contrainte de 2449 MPa à l'extrémité du défaut pendant le processus d'enroulement à froid en raison de la concentration des contraintes. Comme le montre le tableau 3, les défauts de surface déterminés à l'aide de la méthode de surface de réponse ont été appliqués à l'intérieur du ressort. Les résultats de l'analyse EF ont indiqué qu'aucune fracture ne s'est produite dans les 13 cas de défauts de surface.

Répartition efficace des contraintes pendant le processus d'enroulement à froid.

Au cours du processus d'enroulement parmi tous les processus de fabrication, la profondeur du défaut de surface à l'intérieur du ressort a augmenté de 0,1 à 2,62 µm (Fig. 13a) et la largeur a diminué de 1,8 à 35,79 µm (Fig. 13b) ; de plus, la longueur a augmenté de 0,72 à 34,47 µm (Fig. 13c). Parce que le défaut transversal de type V a été fermé dans le sens de la largeur en raison de la flexion pendant le processus d'enroulement à froid, il s'est déformé en un défaut de type V avec une pente plus raide que le défaut initial.

Déformation par profondeur, largeur et longueur du défaut de surface sur le fil OT pendant le processus de fabrication.

Les défauts de surface ont été appliqués à l'extérieur du ressort et la probabilité de fracture pendant le processus d'enroulement à froid a été prédite par l'analyse FE. Il n'y a aucune probabilité de fracture du défaut de surface externe dans les conditions énumérées dans le tableau 3. En d'autres termes, aucune fracture ne s'est produite pour des profondeurs de défaut de surface comprises entre 2,5 et 40 µm.

Pour prédire le défaut de surface critique, la fracture à l'extérieur a été examinée pendant le processus d'enroulement à froid en augmentant séquentiellement la profondeur du défaut de 5 µm à partir de 40 µm. La figure 14 montre la fracture au niveau du défaut de surface. Une fracture s'est produite dans les conditions ayant la profondeur (55 um), la largeur (2 um) et la longueur (733 um). La profondeur du défaut de surface critique à l'extérieur du ressort s'est avérée être de 55 µm.

Rupture de ressort à une profondeur de défaut de surface de 55 µm.

Le processus de grenaillage peut inhiber la propagation des fissures et améliorer la résistance à la fatigue en générant une contrainte résiduelle de compression à une certaine profondeur à partir de la surface du ressort ; cependant, il provoque une concentration des contraintes en augmentant la rugosité de surface des ressorts, abaissant ainsi la résistance à la fatigue des ressorts. Par conséquent, une technique de grenaillage en deux étapes est utilisée pour fabriquer des ressorts à haute résistance, pour compléter la réduction de la durée de vie due à une augmentation de la rugosité de surface causée par le grenaillage. Le grenaillage en deux étapes peut améliorer la rugosité de surface, la contrainte résiduelle de compression maximale et la contrainte résiduelle de compression de surface car un second grenaillage est appliqué après le premier grenaillage12,13,14.

La figure 15 montre le modèle d'analyse du processus de grenaillage. Un modèle élastoplastique dans lequel 25 billes de tir ont été projetées vers la zone locale cible du fil OT pour le grenaillage a été défini15. Un défaut de surface dans le fil OT déformé par le processus d'enroulement à froid a été appliqué comme défaut initial dans le modèle d'analyse par grenaillage. La contrainte résiduelle résultant du processus d'enroulement à froid a été supprimée en effectuant un revenu avant le processus de pipi. Les propriétés suivantes des billes de tir ont été utilisées : densité (ρ) : 7800 kg/m3, module d'élasticité (E) : 210 GPa et coefficient de Poisson (υ) : 0,3. Le coefficient de frottement entre les billes de tir et le matériau a été fixé à 0,1. Les billes de grenaille avec des diamètres de 0,6 et 0,3 mm ont été projetées dans les premier et deuxième processus de grenaillage à la même vitesse de 30 m/s. Après le processus de grenaillage (parmi d'autres processus de fabrication illustrés à la Fig. 13), la profondeur, la largeur et la longueur du défaut de surface à l'intérieur du ressort ont changé de − 6,79 à 0,28 µm, − 4,24 à 1,22 µm et − 2,59 à 1,69 µm, respectivement. La profondeur du défaut a été réduite par la déformation plastique provoquée par les billes projetées verticalement sur la surface du matériau ; en particulier, la largeur de la faille a été réduite de manière significative. Il apparaît que la fermeture du défaut s'est produite en raison de la déformation plastique causée par le grenaillage.

Modèle FE pour le processus de grenaillage.

Dans le processus de réglage à chaud, les effets du réglage à froid et du recuit à basse température peuvent être appliqués simultanément au ressort de soupape du moteur. Le réglage à froid maximise le niveau de contrainte du ressort en le comprimant au niveau maximum possible à température ambiante. Dans ce cas, si la contrainte du ressort de soupape de moteur est supérieure à la limite d'élasticité du matériau, le ressort de soupape de moteur est soumis à une déformation plastique, élargissant ainsi la limite d'élasticité. La déflexion se produit dans le ressort de soupape après la déformation plastique, mais la limite élastique élargie assure l'élasticité pendant le fonctionnement réel du ressort de soupape. Le recuit à basse température augmente la résistance à la chaleur et la résistance à la déformation des ressorts de soupape en fonctionnement dans des environnements à haute température2.

Le défaut de surface déformé par le processus de grenaillage dans l'analyse FE et le champ de contraintes résiduelles mesurés par un équipement de diffraction des rayons X (XRD) ont été appliqués au sous-modèle 2 (Fig. 8) pour dériver les modifications du défaut par le processus de réglage à chaud. Le ressort est conçu pour fonctionner dans la plage élastique et a été comprimé de sa hauteur libre de 50,5 mm à sa hauteur solide de 21,8 mm, puis laissé revenir à la hauteur initiale de 50,5 mm, comme condition d'analyse. La géométrie du défaut a changé dans une faible mesure au cours du processus de prise à chaud. Il apparaît que la contrainte résiduelle de compression de 800 MPa ou plus causée par le grenaillage a inhibé la déformation du défaut de surface. Après le processus de prise à chaud (Fig. 13), la profondeur, la largeur et la longueur du défaut de surface ont changé de − 0,13 à 0,08 µm, − 0,75 à 0 µm et de 0,01 à 2,4 µm, respectivement.

La figure 16 compare la déformation des défauts de type U et V ayant la même profondeur (40 µm), largeur (22 µm) et longueur (600 µm). Les défauts de type U et V présentaient des changements de largeur plus importants que de longueur en raison de la fermeture dans le sens de la largeur par le processus d'enroulement à froid et le grenaillage. La faille de type V a développé une profondeur relativement plus élevée et une pente plus raide que la faille de type U, indiquant qu'une approche conservatrice est possible lorsque la faille de type V est appliquée.

Déformation des défauts de surface de type U et V au cours du processus de fabrication.

Dans cette section, la déformation du défaut initial dans le fil OT dans chaque processus de fabrication de ressort de soupape a été discutée. Le défaut initial du fil OT a été appliqué à l'intérieur du ressort de soupape où la fracture était attendue en raison d'une contrainte élevée pendant le fonctionnement du ressort. Le défaut de surface de type V dans le fil OT dans la direction transversale présentait une légère augmentation de la profondeur et de la longueur et une forte diminution de la largeur due à la flexion pendant le processus d'enroulement à froid. La fermeture dans le sens de la largeur s'est produite pendant le processus de grenaillage, et il y a eu peu ou pas de déformation du défaut pendant le processus final de prise à chaud. Une grande déformation s'est produite dans le sens de la largeur pendant les processus d'enroulement à froid et de grenaillage, ce qui a impliqué une déformation plastique. Le défaut de type V à l'intérieur du ressort de soupape s'est transformé en défaut de type T en raison de la fermeture dans le sens de la largeur pendant le processus d'enroulement à froid.

Dans cette section, la contrainte résiduelle est mesurée et une analyse EF est effectuée pour les processus de grenaillage et de réglage à chaud, qui influencent le plus l'amélioration de la durée de vie des ressorts de soupape. La contrainte résiduelle générée par le grenaillage en deux étapes est prédite et vérifiée en comparant la contrainte résiduelle mesurée du fil OT soumis au grenaillage en deux étapes avec les résultats de l'analyse FE. De plus, la contrainte résiduelle dans le ressort final après le processus de prise à chaud est mesurée et appliquée à l'analyse de la résistance du ressort.

La contrainte résiduelle à l'intérieur du ressort de soupape grenaillé a été mesurée à l'aide d'un équipement XRD (Xstress 3000). La figure 17 montre le ressort et la machine DRX utilisée pour la mesure. Pour mesurer la contrainte résiduelle du ressort de soupape après le processus de grenaillage en deux étapes, un usinage par décharge électrique (EDM) a été appliqué au 4e enroulement du total de 8,1 enroulements du ressort de soupape (sur une longueur de 24 mm) pour minimiser la variation de la contrainte résiduelle en coupant. La contrainte résiduelle par profondeur a été mesurée dans les conditions répertoriées dans le tableau 4 après application d'un électropolissage à des profondeurs de 0,03, 0,1, 0,14 et 0,19 mm. Les éprouvettes préparées sont au nombre de trois pour chaque profondeur de polissage.

Équipement XRD avec spécimen de ressort de soupape moteur.

Pour prédire la contrainte résiduelle dans le ressort de soupape du moteur par grenaillage en deux étapes, une analyse EF a été effectuée sur le modèle sans défauts de surface (Fig. 15). La figure 18 montre la mesure de la contrainte résiduelle et le résultat de l'analyse EF. Les résultats étaient généralement similaires et la contrainte résiduelle de compression maximale s'est avérée être de − 1200 à − 1250 MPa à des profondeurs de 0,03 à 0,04 mm. Pour des profondeurs de défaut inférieures à la profondeur de défaut maximale (40 µm) fixée dans cette étude, la contrainte résiduelle de compression était de − 845,6 à − 1250 MPa. On s'attend à ce que ces valeurs de contraintes résiduelles inhibent la propagation des défauts de surface. Dans la plage de profondeur de 0,05 à 0,15 mm, la contrainte résiduelle de compression diminuait à mesure que la profondeur augmentait. Par conséquent, lorsque la profondeur est supérieure à 0,05 mm, l'inhibition de la propagation des défauts par la contrainte résiduelle de compression devrait être réduite. La contrainte résiduelle de compression dans le ressort de soupape a été prédite à l'aide de la technique d'analyse par grenaillage en deux étapes et validée par des mesures XRD.

Profil de contrainte résiduelle du ressort de soupape du moteur après grenaillage en deux étapes.

L'état de contrainte existant sur la surface du ressort de soupape après tout le processus de fabrication est requis comme condition d'entrée initiale pour dériver la contrainte agissant sur le ressort en effectuant une analyse de résistance. Par conséquent, la contrainte résiduelle dans le ressort de soupape final après tous les processus de fabrication du ressort a été mesurée pour identifier avec précision la contrainte dans le ressort en fonctionnement. Pour la mesure, l'EDM à fil coupé a été appliqué au 4ème enroulement du total de 8,1 enroulements du ressort (sur une longueur de 24 mm). Pour mesurer la contrainte résiduelle, un polissage électrolytique a été appliqué à des profondeurs de 0,03, 0,1, 0,14 et 0,19 mm. La contrainte résiduelle a été mesurée dans les conditions listées dans le tableau 4 ; La figure 19 montre la répartition des contraintes résiduelles du ressort de soupape par profondeur. La contrainte résiduelle de compression dans le ressort final était de − 1194,6 MPa à une profondeur de 0,03 mm. Bien que cette valeur soit inférieure de 5,5 à 55,4 MPa à la contrainte résiduelle dans le ressort de soupape après grenaillage, la variation de contrainte par prise à chaud a été évaluée comme non significative.

Profil de contrainte résiduelle du ressort de soupape du moteur après réglage à chaud.

La figure 20 montre la contrainte résiduelle dans le fil OT après chaque processus de fabrication de ressort. Pendant le processus d'enroulement à froid, le fil OT est soumis à une flexion par des outils de formage. Dans ce cas, la contrainte de compression agit à l'intérieur du ressort, tandis que la contrainte de traction agit à l'extérieur. Après le processus d'enroulement à froid, des contraintes résiduelles de traction et de compression sont générées respectivement à l'intérieur et à l'extérieur du ressort. Étant donné que la concentration de contraintes se produit à l'intérieur du ressort de soupape pendant le fonctionnement, la contrainte résiduelle de traction générée après le processus d'enroulement à froid affecte négativement la durée de vie du ressort. Dans le processus de revenu, la plupart des contraintes résiduelles générées lors de l'enroulement à froid sont supprimées.

Contrainte résiduelle et profil de profondeur de la couche de surface interne du ressort formé à froid après chaque processus de fabrication du ressort.

Dans le cas des fils OT, la température de trempe générale est de 360 ​​à 460 ° C et le processus de trempe nécessite 20 à 30 min. Après le processus de revenu, le processus de grenaillage est effectué pour améliorer la dureté de surface du ressort et appliquer une contrainte résiduelle de compression. Ensuite, le processus de réglage à chaud est appliqué pour empêcher la déviation du ressort pendant le fonctionnement et améliorer sa résistance à la fatigue. Dans ce processus, le fil est soumis à une torsion par une force externe, et une contrainte résiduelle dans la direction opposée est générée après la suppression de la force externe. Le processus de réglage à chaud peut améliorer la résistance à la fatigue du ressort car la contrainte résiduelle générée agit dans le sens opposé à la contrainte qui agit pendant le fonctionnement16,17.

Wahl18 a proposé des facteurs de modification du ressort, qui ont été largement utilisés dans les équations de calcul de conception. Lorsque les facteurs de modification du ressort sont appliqués à un ressort, la contrainte de cisaillement la plus élevée se trouve à l'intérieur du ressort. Ainsi, la rupture des ressorts réels se produit principalement à l'intérieur. La théorie de Wahl exclut l'effet de l'angle de pas sur les ressorts hélicoïdaux de compression et suppose que les charges agissent au centre de la bobine dans la direction axiale. Les contraintes agissant sur les ressorts hélicoïdaux sont prédites à l'aide de l'analyse FE de la fin19,20. L'application de l'analyse FE à l'analyse de la résistance des ressorts hélicoïdaux peut réduire les erreurs causées par la formule de calcul simplifiée et améliorer la précision des résultats.

Dans ce chapitre, la résistance du ressort de soupape est analysée pour évaluer les effets des contraintes résiduelles de compression et des défauts de surface. L'analyse a été effectuée dans les mêmes conditions que les conditions de fonctionnement du ressort réel. La figure 21 montre le modèle d'analyse.

Conditions de fonctionnement du ressort de soupape de moteur automobile.

Le ressort de soupape a une hauteur libre de 50,5 mm avant d'être installé dans un moteur. Pendant le fonctionnement du moteur, le ressort fonctionne à une hauteur installée de 32 mm et une hauteur comprimée de 23,8 mm ; à ces hauteurs, le ressort est soumis à des charges de compression de 175 et 270 N, respectivement. En substituant ces valeurs dans l'Eq. (3)7, qui applique le facteur de concentration de contrainte de Wahl, la contrainte de cisaillement maximale agissant à l'intérieur du ressort a été calculée à 637,3 et 979,7 MPa à la hauteur installée et à la hauteur comprimée, respectivement.

où P, R, d et C désignent respectivement la charge appliquée, le rayon moyen du ressort, le diamètre du fil et l'indice du ressort. Ensuite, trois cas, un sans contrainte résiduelle de surface, un avec contrainte résiduelle de surface et un autre avec un défaut de surface ont été évalués. Dans un premier temps, les valeurs théoriques et la contrainte de cisaillement du modèle sans contrainte résiduelle ont été comparées. Les résultats de l'analyse FE ont révélé respectivement 648,1 et 982,6 MPa à la hauteur installée et à la hauteur comprimée ; ces valeurs s'écartaient des valeurs théoriques d'environ 1,6 %. Cela semble être dû au fait que la formule théorique de Wahl suppose uniquement une torsion pure du ressort et exclut l'effet de l'angle de pas.

La contrainte résiduelle de surface dans le ressort de soupape mesurée à l'aide de la machine XRD a été appliquée au modèle avec la contrainte résiduelle de surface comme condition initiale. Le tableau 5 montre la contrainte de cisaillement maximale obtenue par analyse de résistance dans les conditions de fonctionnement. La contrainte de cisaillement maximale s'est avérée être de 516,3 et 822,4 MPa à la hauteur installée et à la hauteur comprimée, respectivement. Les contraintes de cisaillement ont été réduites de 15,2 % et 17,7 % à la hauteur comprimée et à la hauteur installée, respectivement, par rapport à celles du modèle sans défauts de surface. Cela semble être dû au fait que la contrainte résiduelle de compression compense la charge appliquée pendant le fonctionnement du ressort de soupape.

Comme pour le modèle avec un défaut de surface, la contrainte résiduelle de surface mesurée à partir du ressort de soupape et le défaut déformé lors des processus de fabrication du ressort ont été appliqués comme conditions initiales. Les résultats de l'analyse ont montré que la contrainte de cisaillement maximale se produisait à l'extrémité du défaut du ressort. Par rapport à celle du modèle avec contrainte résiduelle et sans défauts de surface, la contrainte de cisaillement a augmenté de 0,64 à 12,3 % et de 0,27 à 9,06 % à la hauteur comprimée et à la hauteur installée, respectivement. Lorsque la contrainte résiduelle de compression et le défaut de surface étaient présents, la contrainte résiduelle de compression a réduit la contrainte appliquée, mais la concentration de contrainte au niveau du défaut de surface a augmenté le niveau de contrainte.

Les fabricants d'automobiles et de ressorts appliquent une durée de vie supérieure à \(5,5\fois 1{0}^{7}\) cycles pour les ressorts de soupape, ce qui nécessite une longue durée de vie. Les fabricants de ressorts effectuent des tests de durabilité dans des conditions de fonctionnement du ressort pour déterminer si la durée de vie à la fatigue ciblée est atteinte du point de vue du contrôle de la qualité. Du fait de la nature structurelle des ressorts de soupapes, la contrainte qui leur est appliquée est limitée. De plus, du fait de l'application du coefficient de sécurité lors de la conception des ressorts de soupapes, les ressorts de soupapes ne se rompent pas lorsque la contrainte qui leur est appliquée est similaire ou inférieure à la résistance à la fatigue ; ainsi, dériver une courbe S – N est difficile. Par conséquent, pour dériver la courbe S – N du ressort de soupape, la contrainte agissant sur le ressort a été convertie en une charge complètement inversée agissant sur le fil OT en appliquant les équations de von Mises (Eq. (4)) et de Goodman (Eq. ( 5)).

Une contrainte de cisaillement se produit à l'intérieur du ressort pendant le fonctionnement ; ainsi, la contrainte de cisaillement a été convertie en contrainte équivalente, σe, en appliquant la condition d'élasticité de von Mises, puis exprimée sous la forme d'un état de contrainte complètement inversé avec un rapport de contrainte (R) de - 1 en appliquant l'équation de Goodman. La durée de vie en fatigue du ressort de soupape peut être prédite en dérivant la courbe S – N après avoir effectué un test de fatigue en flexion rotative avec un fil OT.

Les spécimens utilisés dans l'essai de fatigue par flexion rotative différaient en taille, rugosité de surface et contrainte résiduelle des ressorts produits par les processus d'enroulement, de revenu, de grenaillage et de réglage à chaud. Par conséquent, des facteurs modificateurs doivent être appliqués pour compenser ces différences; cependant, cela rendrait difficile la prédiction précise de la résistance à la fatigue d'un ressort, mais une prédiction approximative est possible. La figure 22 montre les méthodes de compensation de l'application de facteurs modificateurs. Les spécimens utilisés dans l'essai de fatigue en flexion rotative étaient constitués du même fil OT utilisé pour le ressort de soupape. Pour générer la même contrainte résiduelle que dans le ressort de soupape, un fil OT de longueur 670 mm a été soumis à un grenaillage en deux étapes, qui était le même que le processus de grenaillage pour le ressort de soupape, comme illustré à la Fig. 22a.

Application du grenaillage et de la torsion au fil OT.

Il a été supposé que la torsion pure agit sur les ressorts dans le processus de réglage à chaud (Fig. 22b), et l'équation suivante a été appliquée pour fournir le même effet au fil OT.

où θ, τmax, G et d représentent respectivement l'angle de torsion unitaire, la contrainte de cisaillement maximale, le module de cisaillement et le diamètre du fil. Dans le processus de prise à chaud, si 1116,9 MPa, 81,5 GPa et 2,5 mm ont été appliqués comme contrainte de cisaillement maximale, module de cisaillement et diamètre de fil, respectivement, l'angle de torsion par unité de longueur a été calculé comme étant de 0,628°/mm. Le fil OT de 670 mm grenaillé a été tordu à un angle de torsion de 420,7° à 5 tr/min à l'aide d'une machine d'essai de torsion (Fig. 23A), puis on l'a laissé revenir à sa position d'origine.

Comparaison des contraintes résiduelles dans le ressort de soupape de moteur automobile et le fil OT.

Pour valider cette méthode, la contrainte résiduelle du fil OT soumis au grenaillage et à la torsion a été comparée à celle du ressort de soupape (Fig. 23b). Le ressort de soupape et le fil OT présentaient des contraintes résiduelles de compression de − 838,5 et − 903,4 MPa, respectivement, sur la surface ; en outre, ils ont montré des contraintes résiduelles de compression maximales similaires (− 1194,6 et − 1131,4 MPa, respectivement) à une profondeur de 0,03 mm. Par conséquent, la pertinence de l'application du grenaillage et de la torsion pour induire une contrainte résiduelle similaire à celle du ressort de soupape au fil OT a été vérifiée.

La courbe S – N de l'éprouvette grenaillée et torsadée a été dérivée à l'aide d'une machine d'essai de fatigue par flexion rotative illustrée à la Fig. 24. La dimension de l'éprouvette de fil était de 2,5 mm de diamètre et de 60 mm de longueur, respectivement. La vitesse de ration est de 3000 tr/min.

Machine d'essai de fatigue en flexion rotative.

La figure 25 montre la courbe S–N du fil OT dérivée du test de fatigue par flexion rotative. Pour évaluer l'effet du défaut de surface sur la durée de vie en fatigue du ressort, les résultats de l'analyse de résistance du défaut de surface dérivés dans la sous-section 6.1 ont été appliqués à l'équation de Goodman pour obtenir une contrainte de flexion équivalente. Les ressorts de soupape des cas 1 à 13 avec une profondeur de défaut initiale de 40 µm ou moins présentaient une résistance à la fatigue de 1002 MPa ou moins. Par conséquent, la durée de vie en fatigue du ressort de soupape avec un diamètre de fil de 2,5 mm, qui est l'objectif de cette étude, devrait être supérieure à 108 cycles pour les défauts de surface d'une profondeur de 40 µm ou moins. Une équation de régression a été dérivée en appliquant la méthode de la surface de réponse aux défauts initiaux présentés dans le tableau 5 :

où Y, A, B et C désignent respectivement la contrainte de flexion équivalente, la profondeur du défaut, le rapport d'aspect et le rapport de longueur. La figure 26 compare les résultats de l'Eq. (7) et ceux de l'analyse EF, à partir desquels des distributions de contraintes similaires ont été observées. En utilisant l'éq. (7), la contrainte de flexion équivalente approximative peut être dérivée en utilisant la profondeur du défaut, le rapport d'aspect et le rapport de longueur.

Courbe S–N pour le fil OT grenaillé et torsadé.

Comparaison des résultats de l'analyse EF et du modèle de régression pour prédire la contrainte de flexion équivalente.

La figure 27 montre les relations entre la profondeur du défaut, le rapport d'aspect, le rapport de longueur et la contrainte de flexion équivalente. La profondeur du défaut présentait la plus grande influence sur la contrainte de flexion équivalente, suivie du rapport de longueur et du rapport d'aspect. La contrainte de flexion équivalente a augmenté à mesure que la profondeur du défaut et le rapport de longueur ont augmenté (Fig. 27a), et la contrainte n'a pas changé de manière significative par rapport au rapport d'aspect (Fig. 27b). L'influence du rapport d'aspect sur la contrainte de flexion équivalente a été évaluée comme étant la plus faible ; en effet, le rapport d'aspect initial est passé à près de 0 par la fermeture du défaut dans le sens de la largeur pendant les processus de fabrication du ressort. Pour prédire le défaut critique, le rapport d'aspect avec l'influence la plus faible a été fixé à 0,55, et l'équation de régression a été appliquée pour les plages de rapport de profondeur et de longueur du défaut de surface de 5 à 80 µm et de 5 à 15, respectivement.

Influence des défauts de surface initiaux sur l'amplitude des contraintes.

La contrainte de flexion équivalente augmentait à mesure que la profondeur du défaut et le rapport de longueur augmentaient (Fig. 28). Étant donné que la contrainte de flexion équivalente varie en fonction du rapport de longueur malgré la même profondeur de défaut, la profondeur du défaut et le rapport de longueur doivent être pris en compte pour le défaut critique. En utilisant l'équation de régression, les profondeurs critiques des défauts de 77, 74 et 62 µm ont été prédites pour les défauts de surface avec un rapport d'aspect de 0,55 et des rapports de longueur de 5, 10 et 15, respectivement. Pour valider cette méthode de prédiction du défaut critique à l'aide de l'équation de régression, une analyse FE a été effectuée pour un rapport d'aspect de 0,55 et un rapport de longueur de 15, et les résultats ont été comparés. L'analyse FE a prédit que la profondeur critique du défaut serait d'environ 57 µm, un écart d'environ 9 % par rapport à celui calculé par l'équation de régression. Cependant, la ligne de tendance de l'analyse FE était similaire à celle de l'équation de régression, indiquant que le défaut critique peut être prédit à l'aide de l'équation de régression.

Courbe d'amplitude profondeur-contrainte pour prédire la profondeur critique du défaut.

Un test de fatigue en flexion rotative a été réalisé à l'aide d'un fil OT avec un défaut artificiel pour valider la méthode de prédiction de la durée de vie à l'aide d'une analyse de résistance ; ensuite, la durée de vie prévue en fatigue a été comparée aux résultats de l'analyse EF. Un polissage chimique local a été appliqué au défaut artificiel (profondeur : 0,1 mm, largeur : 1 mm) pour minimiser la variation de la contrainte résiduelle causée par l'usinage. Dans le test de fatigue en flexion rotative, une contrainte de flexion de 1151 MPa et une vitesse de rotation de 3000 tr/min ont été appliquées. L'analyse de fatigue en flexion rotative a été réalisée à l'aide du modèle d'analyse illustré à la Fig. 29. Les contraintes maximales et minimales de 1456 et − 2217 MPa ont été générées par le défaut artificiel. En substituant ces valeurs dans l'équation de Goodman, la contrainte de flexion équivalente a été calculée à 1840,3 MPa et la durée de vie à la fatigue a été prédite à 9 × 105 cycles. La durée de vie en fatigue de l'éprouvette avec défaut artificiel a été évaluée à 8,35 × 105 cycles, ce qui est similaire à la valeur prédite (Fig. 25). Cela a démontré la validité de la méthode de prédiction de la durée de vie en fatigue du ressort de soupape en utilisant le niveau de contrainte d'un défaut de surface par analyse EF.

Modèle EF d'analyse de fatigue en flexion rotative.

Cette étude a évalué l'influence de la profondeur d'un défaut de surface dans un fil OT sur la durée de vie en fatigue d'un ressort de soupape de moteur automobile. La déformation du défaut de surface dans le fil OT pendant les processus de fabrication du ressort de soupape a été dérivée via l'analyse FE, et la contrainte résiduelle du ressort final a été mesurée et appliquée au modèle d'analyse de la contrainte du ressort. La résistance du ressort de soupape a été analysée pour examiner la présence de contraintes résiduelles et comparer les niveaux de contrainte appliqués par le défaut de surface. L'influence de la profondeur du défaut de surface sur la durée de vie du ressort a été évaluée en appliquant la contrainte sur le défaut de surface dérivée de l'analyse de la résistance du ressort à la courbe S – N dérivée d'un essai de fatigue en flexion rotative. Les résultats de cette étude sont présentés ici.

Les défauts de surface dans le fil OT ont été normalisés en un défaut de type V. L'analyse de résistance a été effectuée en appliquant le défaut à l'intérieur du ressort dans les directions longitudinale, transversale et oblique par rapport à la direction axiale du fil. La contrainte la plus élevée a été observée dans le sens transversal.

Le défaut initial de type V transversal dans le fil OT s'est déformé en un défaut aigu de type V en raison de la fermeture dans le sens de la largeur à l'intérieur du ressort pendant le processus d'enroulement à froid. En raison de la déformation plastique causée par les billes de grenaille dans le processus de grenaillage, la profondeur a diminué et une fermeture dans le sens de la largeur s'est produite, déformant ainsi le défaut en un défaut de type T. Dans le processus de prise à chaud, le défaut de surface a légèrement changé. Le défaut de surface du fil OT a été déformé lors des processus d'enroulement à froid et de grenaillage.

La contrainte résiduelle de compression par profondeur après le processus de grenaillage en deux étapes, qui est appliqué aux ressorts de soupape à très haute résistance, a été prédite par analyse FE, et les résultats ont été vérifiés par comparaison avec les résultats de mesure de la contrainte résiduelle. L'analyse FE a été utile pour prédire la contrainte résiduelle de compression après le processus de grenaillage. Après le processus de réglage à chaud, la contrainte résiduelle dans le ressort final a été mesurée et appliquée à l'analyse de la résistance du ressort de soupape.

La contrainte de cisaillement maximale du ressort avec un défaut de surface a été dérivée d'une analyse de la résistance du ressort en tenant compte de la contrainte résiduelle de l'ensemble du processus de fabrication, et les résultats ont été appliqués à la courbe S – N pour prédire la durée de vie à la fatigue. La méthode de prédiction de la durée de vie à la fatigue a été validée par un test de fatigue utilisant un fil OT avec un défaut artificiel et une analyse FE.

Le rapport d'aspect et le rapport de longueur du défaut de surface ont été utilisés pour évaluer l'influence de la profondeur, de la largeur et de la longueur du défaut de surface sur la durée de vie en fatigue du ressort de soupape. La profondeur du défaut présentait la plus grande influence sur la durée de vie en fatigue, suivie du rapport de longueur et du rapport d'aspect. La contrainte de flexion équivalente augmentait à mesure que la profondeur du défaut et le rapport de longueur augmentaient. Le rapport d'aspect a eu la plus faible influence sur la durée de vie en fatigue en raison de la fermeture dans le sens de la largeur pendant les processus de fabrication des ressorts.

Pour les défauts d'une profondeur inférieure à 40 µm, qui est le critère existant pour la gestion des défauts de surface, la durée de vie en fatigue n'a pas diminué. Les profondeurs critiques des défauts de surface qui ne réduisent pas la durée de vie en fatigue ont été estimées à 77, 74 et 62 µm pour les rapports de longueur de 5, 10 et 15, respectivement.

Toutes les données générées ou analysées au cours de cette étude sont incluses dans cet article publié.

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Département de génie nanomécatronique, Université nationale de Pusan, Busan, 46241, République de Corée

Dae Cheol Ko

Ingénierie des produits, ERAE AMS Co., Ltd., Daegu, 42981, République de Corée

Nam Sik Ahn

Division of Coast Guard Studies, Korea Maritime and Ocean University, Busan, 49112, République de Corée

Kyung-Hun Lee

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D.-CK : curation de données, enquête, rédaction d'un projet original. N.-SA : Logiciel, Investigation, Ecriture-Brouillon original. K.-HL : Conceptualisation, Méthodologie, Logiciel, Validation, Supervision, Rédaction-revue & édition. Tous les auteurs ont examiné le manuscrit.

Correspondance à Kyung-Hun Lee.

Les auteurs ne déclarent aucun intérêt concurrent.

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Réimpressions et autorisations

Ko, DC., Ahn, N.-É. & Lee, KH. Influence des défauts de surface des fils trempés à l'huile sur la tenue en fatigue des ressorts de soupapes des moteurs automobiles. Sci Rep 12, 21131 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-25597-1

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Reçu : 26 mai 2022

Accepté : 01 décembre 2022

Publié: 07 décembre 2022

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

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