油中の表面傷の影響

Mar 20, 2023

Scientific Reports volume 12、記事番号: 21131 (2022) この記事を引用

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メトリクスの詳細

本研究の目的は、直径2.5mmを限界傷深さとした2300MPa級オイルテンパー線(OT線)に微小欠陥を付与した場合の自動車エンジン用弁ばねの疲労寿命を評価することである。まず、弁ばね製造工程におけるOT線の表面きずの変形をサブモデリング手法を用いたFE解析により導出し、最終ばねの残留応力を測定してばね応力解析モデルに適用しました。次に、バルブスプリングの強度を解析し、残留応力の有無を調べ、表面の傷による応力レベルを比較しました。第三に、OT ワイヤによる回転曲げ疲労試験で求めた S-N 曲線に、ばね強度解析で求めた表面きずの応力を当てはめることにより、ばねの疲労寿命に及ぼす微小欠陥の影響を評価した。表面きず管理の既存の基準であるきず深さ 40 μm は疲労寿命を低下させるものではありません。

自動車業界では、自動車の燃費効率を向上させるために、軽量な自動車部品の需要が高まっています。そのため、近年では先進高強度鋼（AHSS）の適用が増えています。自動車エンジン用バルブスプリングは、耐熱性、耐疲労性、耐へたり性に優れたオイルテンパー線（OT線）を主成分としています。

現在使用されている OT ワイヤは、高い引張強度 (1900 ～ 2100 MPa) により、エンジンのバルブスプリングのサイズと重量の削減に役立ちます。周囲の部品との摩擦を軽減することで燃費を向上させることができます1。このような利点から高圧線の使用は急速に増加しており、2300MPa級の超高強度線が開発されています。自動車エンジンのバルブスプリングは高レベルの繰り返し応力下で動作するため、長い疲労寿命が求められます。この要求を満たすために、メーカーは一般に 5.5 × 107 サイクル以上の疲労寿命を考慮して弁ばねを設計し、ショットピーニングやホットセッチング処理によって弁ばねの表面に残留応力を与えて疲労寿命を向上させます2。

従来の使用環境における自動車用コイルばねの疲労寿命については、さまざまな研究が十分に行われてきました。グザルら。は、静荷重下で小さなねじれ角をもつ楕円形断面のコイルばねの解析的、実験的、および有限要素 (FE) 解析を発表しました。この研究は、アスペクト比とばね指数の関数として最大せん断応力の位置を明示的かつ簡単に表現し、実際の設計の観点から重要なパラメータである最大せん断応力を解析的に取得することを可能にします3。パトルチッチら。は、使用に失敗した後に個人の車両から取り外したコイルスプリングの故障と疲労の分析結果を説明しました。実験手法を使用して、破断したばねを調べた結果、これは腐食疲労破壊の一例であると結論付けることができます4。コングら。自動車用コイルばねの疲労寿命評価用に、重回帰に基づくばね耐久性モデルを開発しました5。プトラら。自動車用コイルスプリングの寿命は路面の凹凸によって決まります。しかし、自動車用コイルばねの製造工程中に発生する表面傷欠陥が寿命にどのような影響を与えるかに関する研究はほとんどありません6。

製造工程中に発生する表面傷は、弁ばねに局部的な応力集中を引き起こし、疲労寿命を著しく低下させます。バルブスプリングの表面傷は、使用される素材の表面傷、工具の欠陥、冷間コイリング工程での不注意など、さまざまな要因によって発生します7。原材料の表面欠陥は、熱間圧延と多パス絞り加工により急勾配の V 字型になりますが、成形工具や不注意な取り扱いによって発生した欠陥は、緩やかな勾配の「U」字型を示します 8,9。 10、11。 V 字型の傷は、U 字型の傷よりも高い応力集中を引き起こします。したがって、通常、初期の材料には厳しい欠陥管理基準が適用されます。

現在の OT ワイヤの表面欠陥管理規格には、ASTM A877/A877M-10、DIN EN 10270-2、JIS G 3561、KS D 3580 があります。DIN EN 10270-2 規格では、直径 0.5 のワイヤの表面欠陥の深さを義務付けています。 –10 mm はワイヤ直径の 0.5 ～ 1% 未満です。さらに、JIS G 3561 および KS D 3580 規格では、直径 0.5 ～ 8 mm のワイヤの表面きずの深さをワイヤ直径の 0.5% 未満にすることが義務付けられています。 ASTM A877/A877M-10 規格では、メーカーと購入者は許容される表面傷の深さについて相互に合意する必要があります。ワイヤの表面傷の深さを測定するには、通常、ワイヤを塩酸で腐食させ、マイクロメータを使用して傷の深さを測定します。しかし、この方法では欠陥を測定できるのは特定の領域のみであり、最終製品の表面全体を測定することはできません。したがって、製造業者は伸線プロセス中に渦電流試験を使用して、連続生産されるワイヤの表面欠陥を測定します。これらの試験では、最大 40 μm の表面傷の深さを測定できます。開発中の2300MPa級ワイヤは、従来の引張強さ1900～2200MPaのワイヤに比べて、引張強さが高く、伸びが低いワイヤです。したがって、バルブスプリングの疲労寿命は表面の傷に非常に影響されやすいと考えられています。したがって、既存の1900～2200MPa級ワイヤの表面きず深さ管理基準を2300MPa級ワイヤに適用することの安全性を検証する必要がある。

本研究の目的は、2300MPa級OTワイヤ（直径2.5mm）に渦電流試験で測定可能な最小きず深さ40μmを適用した場合の自動車エンジン用弁ばねの疲労寿命を評価することである。重大な欠陥の深さ。この研究の貢献と方法は以下の通りです。

OTワイヤの初期キズとして、疲労寿命に大きく影響するV型キズをワイヤ軸方向に対して横方向に付与しました。表面きずのアスペクト比（α）と長さの比（β）を考慮し、その深さ（h）、幅（w）、長さ（l）の影響を観察しました。表面傷は、主に破断が発生するばねの内部に適用されました。

冷間コイリング時の OT ワイヤの初期きずの変形を予測するために、表面きずは初期きずに比べて非常に小さいため、解析時間と表面きずの大きさを考慮したサブモデリング手法を適用しました。グローバルモデル。

2 段階ショットピーニングプロセス後のばねの圧縮残留応力は、FE 解析によって予測されました。結果は、解析モデルを検証するために、ショットピーニングプロセス後の測定によって得られた結果と比較されました。さらに、全製造工程を経たバルブスプリングの残留応力を測定し、スプリングの強度解析に活かしました。

表面きずの応力は、冷間コイル加工時のきずの変形と最終ばねの圧縮残留応力を考慮したばね強度を解析することで予測した。

バルブスプリングと同材質のOTワイヤーを使用し、回転曲げ疲労試験を実施しました。製作した弁ばねの残留応力と表面粗さの特性をOT線に付与するため、前処理としてショットピーニングとトーションの2段階を施した後、回転曲げ疲労試験によりS-N曲線を導出した。

弁ばねの強度解析結果をGoodman方程式とS-N曲線に当てはめて弁ばねの疲労寿命を予測し、表面きず深さが疲労寿命に及ぼす影響を評価した。

本研究では、自動車エンジン用バルブスプリングの疲労寿命を評価するために、直径2.5mmの2300MPa級OTワイヤを使用しました。まず、この線材に対して引張試験を実施し、延性破壊モデルを求めた。

OT ワイヤの機械的特性は、冷間コイリングプロセスとバネ強度に関する FE 解析を実行する前に、引張試験を通じて導かれました。ひずみ速度0.001 s−1での引張試験の結果を、図1に示すように材料の応力-ひずみ曲線を決定するために使用します。線材にはSWONB-Vを使用し、その降伏応力、極限引張応力、弾性率を求めます。弾性率とポアソン比はそれぞれ 2001.2 MPa、2316 MPa、206 GPa、0.3 です。流動応力とひずみの関係は次のように得られます。

OT ワイヤの工学応力 - ひずみ曲線。

図 2 に延性破壊の過程を示します。材料の変形中に弾塑性変形が発生し、材料内の応力が極限引張強度に達すると材料のネッキングが発生します。その後、材料内部の空隙の生成、成長、結合により材料の破壊が起こります。

進行性の損傷を伴う弾性プラスチック材料の概略図。

延性破壊モデルには応力の影響を考慮した応力修正臨界ひずみモデルを使用し、ネッキング後の破壊には損傷累積法を使用した。ここで、損傷の開始は、ひずみ、応力三軸性、およびひずみ速度の関数として表されます。応力三軸度は、ネッキングまでの材料変形による静水圧応力を実効応力で除した平均値と定義されます。ダメージ累積法では、ダメージ値が 1 になると破壊が発生し、ダメージ値 1 に達するまでに必要なエネルギーを破壊エネルギー (Gf) と定義します。破壊エネルギーは、材料の真の応力-変位曲線におけるネッキングから破壊時点までの領域に対応します。

従来鋼の場合、図3に示すように、応力モードに応じて延性破壊、せん断破壊、または延性破壊とせん断破壊による混合モード破壊が発生します。破壊ひずみと応力三軸度はそれぞれ異なる値を示します。骨折モード。

工業用鋼における 3 分岐破壊開始軌跡。

応力三軸度が1/3を超える領域（領域I）では延性破壊が発生し、表面きずのない試験片と切欠きのある試験片の引張試験により破断ひずみと応力三軸度を求めることができます。応力三軸度が 0 ～ 1/3 に相当する領域（領域 II）では、延性破壊とせん断破壊が組み合わさった破壊（混合モード破壊）が発生し、ねじり試験により破壊ひずみと応力三軸度を求めることができます。テンションをかけて。応力三軸度−1/3〜0（III）に相当する領域では圧縮によるせん断破壊が発生し、据え込み試験により破壊ひずみと応力三軸度を求めることができます。

エンジンのバルブスプリングの製造に使用されるOTワイヤーの場合、製造工程や使用条件において、さまざまな応力モードによる破断を考慮する必要があります。そこで、応力三軸度が各応力モードに及ぼす影響を考慮した破壊ひずみ基準を適用するために引張試験およびねじり試験を実施し、応力三軸度の変化を定量化するために大ひずみ弾塑性FE解析を実施した。圧縮モードは、試料処理の制限のため考慮されませんでした。つまり、OT ワイヤの直径はわずか 2.5 mm でした。引張試験、ねじり試験の条件、FE解析により求めた応力三軸度、破壊ひずみを表1にまとめます。

従来鋼の応力三軸性に対する破壊ひずみは次式で予測できます。

ここで、C1: \({\overline{{\varepsilon }_{0}}}^{pl}\) 純粋せん断 (η = 0)、および C2: \({\overline{{\varepsilon }_{0} }}^{pl}\) 一軸張力 (η = η0 = 1/3)。

各応力モードの傾向線は、式 (1) の破壊ひずみ C1 および C2 の値を適用することによって導出されます。 (2); C1 と C2 は、表面傷のない試験片を使用した引張試験とねじり試験から得られました。図 4 は、試験によって導出された応力三軸度と破壊ひずみの値、および式 (4) を使用して予測された傾向線を示しています。 (2)。試験から求めた傾向線と応力三軸度と破壊ひずみの関係も同様の傾向を示した。傾向線を適用して求めた各応力モードの破壊ひずみと応力三軸度を延性破壊の判定基準として適用した。

応力三軸度の関数としての破壊ひずみ。

破壊エネルギーは、材料のネッキング後の破壊時間を決定する材料特性として適用され、引張試験を通じて導き出すことができます。局所的な応力集中により破壊時間が変化するため、材料表面の傷の有無により破壊エネルギーが変化します。図5a〜cは、引張試験とFE解析から得られた、表面きずのない試験片とノッチR0.4またはR0.8のある試験片の破壊エネルギーを示しています。破壊エネルギーは、真の応力-変位曲線におけるネッキングから破壊時点までの領域に対応します。

引張試験とFE解析により求めた破壊エネルギー。

図5dに示すように、表面に微細な傷を有するOTワイヤの破壊エネルギーは、40μmより深い傷を有するOTワイヤの引張試験を通じて予測されました。引張試験には傷付き試験片 10 個を使用し、平均破壊エネルギーは 29.12 mJ/mm2 と評価されました。

標準化された表面欠陥は、自動車エンジンのバルブスプリングの製造に使用される OT ワイヤの表面欠陥の形状に関係なく、欠陥の深さとバルブスプリングのワイヤの直径の比として定義されます。 OT ワイヤの欠陥は、方向、形状、長さに基づいて分類できます。ばね表面のきずに作用する応力は、同じきず深さであっても、きずの形状や方向によって異なります。したがって、きずの形状と方向は疲労強度に影響します。したがって、表面欠陥の厳格な管理基準を適用するには、ばねの疲労寿命に最も重大な影響を与える欠陥の形状と方向を考慮する必要があります。 OT ワイヤの疲労寿命は、その構造が微細であるため、ノッチの影響を非常に受けやすくなります。したがって、FE 解析により、きずの形状と方向に応じて最も高い応力集中を示すきずを初期きずとして設定する必要があります。図6に今回使用した2300MPa級超高強度自動車用弁ばねを示します。

自動車エンジンのバルブスプリングの寸法。

OT ワイヤの表面欠陥は、ばね軸に基づいて内側欠陥と外側欠陥に分類されました。冷間コイリング時の曲げにより、ばねの内側には圧縮応力が、外側には引張応力が作用します。冷間コイリング時の引張応力により外側に発生する表面傷により破断が発生する場合があります。

実際の用途では、ばねは周期的に圧縮と緩和を受けます。ばねの圧縮中にワイヤがねじれ、応力集中によりばねの内部に周囲よりも高いせん断応力が作用します7。したがって、ばねの内側に表面傷が存在すると、ばねが破損する可能性が最も高くなります。そこで、ばねの外側（ばね製造時に破断が予想される箇所）と内側（実際の使用時に最も高い応力が発生する箇所）を表面傷位置として設定しました。

OT ワイヤの表面欠陥形状は、U 型、V 型、Y 型、T 型に分類されます。 Y タイプ、T タイプの傷は主に素材の表面傷に見られ、U タイプ、V タイプの傷は冷間コイリング工程で工具や不注意な取り扱いによって発生します。素材の表面欠陥形状は、熱間圧延工程で不均一な塑性変形により発生したU型欠陥が、多パス絞り工程でV型、Y型、T型の継目欠陥に変形する8。 10.

また、表面きずノッチの傾斜が急峻なV型きず、Y型きず、T型きずは、ばね作動時に高い応力集中を受ける。バルブスプリングは、冷間コイリングプロセス中に曲げられ、動作中にねじれを受けます。比較的応力集中の高いV型きずとY型きずの応力集中をFE解析により比較した。 FE 解析には市販ソフトウェア ABAQUS を使用しました。応力とひずみの関係を図 1 と式 1 に示します。 (1)。このシミュレーションでは 2 次元 (2D) 長方形の 4 ノード要素が使用され、要素の最小エッジ長は 0.01 mm に等しくなります。解析モデルは直径 2.5 mm、長さ 7.5 mm のワイヤの 2D モデルに、深さ 0.5 mm、きず傾斜角 2°の V 型きず、Y 型きずを適用しました。

図 7a は各ワイヤの両端に 1500 N・mm の曲げモーメントを加えたときの曲げによる各きずの先端での応力集中を示しています。解析の結果、V 型きずの先端では 1038.7 MPa、Y 型きずの先端では 1025.8 MPa の最大応力が発生していることがわかりました。図 7b は、ねじりによって生じた各きずの先端での応力集中を示しています。左側を拘束し、右側に1500N・mmのねじりモーメントを加えた場合、V型きず、Y型きずの先端には同じ最大応力1099MPaが発生した。これらの結果は、同じ深さときずの傾斜角を有する場合、V 型きずは Y 型きずよりも曲げに対して高い応力を示しますが、ねじりに対しては同じ応力を示すことを示しています。したがって、深さ、きず傾斜角が同じである V 型と Y 型の表面きずは、応力集中による最大応力が大きい V 型として規格化することができます。 V 型きずのアスペクト比は、V 型きずと T 型きずの深さ (h) と幅 (w) を使用して、α = w/h として定義されます。したがって、T 型欠陥 (α ≈ 0) 形状を V 型欠陥形状に置き換えることができます。したがって、Y 型欠陥と T 型欠陥を V 型欠陥で標準化することができます。さらに、長さの比は、深さ (h) と長さ (l) を使用して、β = l/h として定義されます。

Y タイプおよび V タイプの表面欠陥を含む 2D モデルにおける有効応力分布。

OT ワイヤの表面きずの方向は、図 811 に示すように、ワイヤ軸方向に対して縦方向、横方向、斜め方向に分類されます。表面きずの方向がばね強度に及ぼす影響を FE により評価しました。分析。

OT ワイヤの表面傷の概略図と方向。

図 9a は、エンジンのバルブスプリングの応力解析モデルを示しています。解析条件として、ばねの自由高さ 50.5 mm から実高さ 21.8 mm まで圧縮しました。図9bに示すように、1086 MPaの最大応力がばねの内部に発生しました。実際のエンジンのバルブスプリングの破断は主にスプリングの内部で発生するため、内部の表面傷の存在はスプリングの疲労寿命に大きな影響を与えることが予想されます。そこで、サブモデリング技術を用いて、エンジンバルブスプリングの内部に縦・横・斜め方向の表面きずを付与した。表 2 に、表面きずの寸法と、ばねの最大圧縮時の各きず方向の最大応力を示します。横方向で最も高い応力が観察され、縦方向と横方向に対して斜め方向の応力比は0.934～0.996と評価された。応力比は、その値を最大横応力で割ることによって単純に求められます。図9cに示すように、ばねの最大応力は各表面傷の先端で発生しました。縦方向、横方向、斜め方向でそれぞれ 2045、2085、2049 MPa の応力値が観察されました。これらの分析結果は、横断面傷がエンジンバルブスプリングの疲労寿命に最も直接的な影響を与えることを示しています。

応力解析モデルとその結果; 完全に圧縮されたスプリングの効果的な応力分散。

エンジンバルブスプリングの疲労寿命に最も直接的に影響を及ぼすと予想されるV型きずをOTワイヤの初期きずとして選択した。きずの方向として横方向が選択されました。傷はエンジンバルブスプリングの製造時に断線する外側だけでなく、運転時の応力集中により最も高い応力が発生する内側にも発生した。きずの最大深さは渦電流探傷試験で検出可能な40μmとし、最小深さはワイヤ径2.5mmの0.1%に相当する深さとした。したがって、きずの深さは 2.5 ～ 40 μm の範囲でした。アスペクト比 0.1 ～ 1、長さ比 5 ～ 15 のきずの深さ、長さ、幅を変数として設定し、ばねの疲労強度に与える影響を評価しました。応答曲面法による解析条件を表 3 にまとめます。

自動車エンジン用バルブスプリングは、OT ワイヤーの冷間コイリング、焼き戻し、ショットピーニング、ホットセッチング工程を経て製造されます。 OT ワイヤの初期表面傷がエンジンバルブスプリングの疲労寿命に及ぼす影響を評価するには、ばね製造プロセス中の表面傷の変化を考慮する必要があります。そこで本節では、ばね製造の各工程におけるOT線の表面きずの変形をFE解析を用いて予測します。

図 10 は冷間コイリングプロセスを示しています。このプロセスでは、OT ワイヤがフィードロールによってワイヤガイドに送り込まれます。ワイヤガイドはワイヤを送り、成形中の曲がりを防ぐためにワイヤをサポートします。ワイヤガイドを通過するワイヤは、第１および第２のコイリングピンによって曲げられて、所望の内径を有するコイルばねを形成する。スプリングのピッチは、1 回巻いた後のピッチツールの移動によって作成されます。

冷間コイリングプロセスを示す概略図。

図 11a は、冷間コイリングプロセス中の表面欠陥の形状の変化を評価するために使用される FE モデルを示しています。ワイヤの成形は主にコイリングピンによって行われ、ワイヤ表面の酸化皮膜が潤滑剤の役割を果たすため、フィードロールによる摩擦の影響は大きくありません。そのため、解析モデルではフィードロールとワイヤガイドをカバーチューブに簡略化しました。 OT ワイヤと成形ツール間の摩擦係数は 0.05 に設定されました。ワイヤの左端には、送りロールの送り速度（0.6m/s）と同じ速度でX軸方向に送り込まれるように、2次元剛体平面と固定条件を適用しました。図 11b は、ワイヤに微細な傷を適用するためのサブモデリング手法を示しています。表面キズの大きさを考慮し、深さ20μm以上の表面キズについては2回、深さ20μm未満については3回のサブモデリングを適用した。均一なピッチで形成された断面に表面傷を付けました。スプリングのグローバルモデルでは、ワイヤーの直線部分の長さは 100 mm でした。１つ目のサブモデルは、グローバルモデルの長手方向７５ｍｍの位置に長さ３ｍｍのサブモデル１を適用した。このシミュレーションでは、3 次元 (3D) 六面体 8 節点要素が使用されました。グローバルモデルとサブモデル 1 では、各要素の最小エッジ長はそれぞれ 0.5 mm と 0.2 mm に等しくなります。サブモデル 1 を解析した後、表面欠陥をサブモデル 2 に適用しました。サブモデル 2 の長さと幅は、サブモデルの境界条件の影響を排除するために、表面欠陥の長さの 3 倍でした。 ; さらに、長さと幅の 50% がサブモデルの深さとして適用されました。サブモデル 2 では、各要素の最小エッジ長は 0.005 mm です。表 3 に示すように、定義された表面欠陥が FE 解析に適用されました。

エンジンバルブスプリングの成形工程のFEモデル。

図 12 に冷間コイリング後の表面亀裂の応力分布を示します。大域モデルとサブモデル 1 は、同じ位置で 1076 MPa と 1079 MPa のほぼ同様の応力を示し、それによってサブモデリング手法が検証されました。局所的な応力集中はサブモデルの境界エッジで発生しました。これは、サブモデルの境界条件によるものと思われます7。表面きずを付与したサブモデル 2 は、冷間コイル加工時に応力集中によりきず先端に 2449 MPa の応力が発生した。表３に示すように、ばねの内部には応答曲面法により求めた表面きずを付与した。 FE 解析の結果、表面欠陥 13 件では破壊は発生しませんでした。

冷間コイリングプロセス中の効果的な応力分散。

すべての製造プロセスのうちコイリングプロセス中に、ばね内部の表面きずの深さは 0.1 ～ 2.62 μm 増加し（図 13a）、幅は 1.8 ～ 35.79 μm 減少しました（図 13b）。さらに、長さは0.72〜34.47μm増加しました（図13c）。横V型きずは冷間コイリング時の曲げにより幅方向に閉じられたため、初期きずよりも急勾配のV型きずに変形した。

OT線の製造工程における表面傷の深さ、幅、長さによる変形。

ばねの外側に表面きずを付与し、FE解析により冷間コイリング時の破断確率を予測した。表 3 に示す条件下では、外表面きずが破壊される可能性はありません。言い換えると、表面きずの深さが 2.5 ～ 40 μm の間では、破壊は発生しませんでした。

重大な表面欠陥を予測するために、冷間コイリングプロセス中に、欠陥深さを 40 μm から 5 μm ずつ順次増加させて外側の破壊を検査しました。図 14 に表面きずにおける破壊を示します。深さ（５５μｍ）、幅（２μｍ）、長さ（７３３μｍ）の条件で破壊が発生した。ばねの外側の臨界表面きずの深さは 55 μm であることが判明しました。

表面傷深さ 55 μm でのばね破断。

ショットピーニング処理は、ばね表面から一定の深さに圧縮残留応力を発生させることで亀裂の伝播を抑制し、疲労寿命を向上させることができます。しかし、ばねの表面粗さが大きくなり応力集中が起こり、ばねの耐疲労性が低下します。そこで、ショットピーニングによる表面粗さの増大による疲労寿命の低下を補うために、高強度ばねの製造には2段階のショットピーニング技術が採用されています。 2 段階ショットピーニングでは、1 回目のショットピーニングに続いて 2 回目のショットピーニングを行うため、表面粗さ、最大圧縮残留応力、表面圧縮残留応力を改善できます12,13,14。

図15にショットピーニング工程の解析モデルを示します。 OT ワイヤの対象局所に 25 個のショットボールを投射してショットピーニングを行った弾塑性モデルを設定した15。ショットピーニング解析モデルの初期キズとして、コールドコイリング加工により変形したOTワイヤの表面キズを適用した。冷間コイリング工程で生じた残留応力は、ショットピーニング工程の前に焼き戻しを行うことにより除去した。ショットボールの次の特性が使用されました:密度 (ρ): 7800 kg/m3、弾性率 (E): 210 GPa、およびポアソン比 (υ): 0.3。ショットボールと材料との摩擦係数は０．１とした。 1回目と2回目のショットピーニング処理では、直径0.6mmと0.3mmのショットボールを同じ速度30m/sで投射した。ショットピーニングプロセス（図13に示す他の製造プロセスの中でも）後、ばねの内側の表面きずの深さ、幅、長さは、-6.79から0.28μm、-4.24から1.22μm、および-だけ変化しました。それぞれ2.59～1.69μm。傷の深さは、材料表面に垂直に投射されたショットボールによって引き起こされる塑性変形によって減少しました。特に、欠陥の幅は大幅に減少しました。ショットピーニングによる塑性変形によりきずが閉じたと思われる。

ショットピーニング加工用FEモデル。

ホットセッチング工程では、エンジンバルブスプリングにコールドセッチングと低温焼鈍の効果を同時に与えることができます。コールドセッティングでは、室温でスプリングを可能な限り最大レベルまで圧縮することで、スプリングの応力レベルを最大化します。このとき、エンジンバルブスプリングの応力が材料の降伏点よりも高いと、エンジンバルブスプリングが塑性変形して降伏点が拡大する。塑性変形後のバルブスプリングにはたわみが生じますが、降伏点が拡大することで実際のバルブスプリングの作動時には弾性が確保されます。低温焼鈍により、高温環境下での弁ばねの耐熱性と耐変形性が向上します2。

FE解析におけるショットピーニング処理により変形した表面きずとX線回折（XRD）装置により測定された残留応力場をサブモデル2（図8）に適用し、ホットセット処理によるきずの変化を導出した。ばねは弾性範囲内で動作するように設計されており、自由高さ 50.5 mm から実高さ 21.8 mm まで圧縮し、その後初期高さ 50.5 mm に戻すことを解析条件としています。傷の形状は、熱間固定プロセス中にわずかに変化しました。ショットピーニングによる800MPa以上の圧縮残留応力が表面きずの変形を抑制したと考えられる。熱間固定処理後（図13）、表面きずの深さ、幅、長さはそれぞれ−0.13〜0.08μm、−0.75〜0μm、0.01〜2.4μm変化した。

図16は同じ深さ（40μm）、幅（22μm）、長さ（600μm）を持つU型きずとV型きずの変形を比較したものです。 U タイプおよび V タイプの傷は、冷間コイリングプロセスとショットピーニングによる幅方向の閉鎖により、長さよりも幅の変化が大きくなりました。 V タイプのきずは、U タイプのきずに比べて相対的に深い深さと急峻な傾斜を形成しており、V タイプのきずを適用すると保守的なアプローチが可能であることを示しています。

製造工程中に生じる U 型および V 型の表面傷の変形。

ここでは、弁ばねの各製造工程におけるOT線の初期傷の変形について考察しました。 OT ワイヤの初期傷は、ばね動作中の高応力により破断が予想されるバルブスプリングの内側に適用されました。 OT ワイヤの横方向の V 型表面欠陥は、冷間コイリングプロセス中の曲げにより、深さと長さがわずかに増加し、幅が急激に減少しました。幅方向の閉鎖はショットピーニングプロセス中に発生し、最終の熱間セットプロセス中に傷の変形はほとんどまたは微々たるものでした。冷間コイリング工程とショットピーニング工程で幅方向に大きな変形が発生し、塑性変形を伴う。バルブスプリング内部のV型疵は、冷間コイリング工程で幅方向に閉じることによりT型疵に変化した。

ここでは、弁ばねの疲労寿命向上に最も大きな影響を与えるショットピーニング加工とホットセッチング加工の残留応力測定とFE解析を行います。 2段ショットピーニングを施したOTワイヤの残留応力測定結果とFE解析結果を比較することで、2段ショットピーニングにより発生する残留応力を予測・検証します。さらに、ホットセッチング後の最終ばねの残留応力を測定し、ばねの強度解析に活用します。

ショットピーニング処理を施したバルブスプリング内部の残留応力をXRD装置(Xstress 3000)を用いて測定しました。図 17 に、測定に使用したばねと XRD 装置を示します。 2 段ショットピーニング後のバルブスプリングの残留応力を測定するため、バルブスプリングの全巻数 8.1 巻のうち 4 巻目（長さ 24 mm）にワイヤカット放電加工（EDM）を施し、切削による残留応力の変化を最小限に抑えます。深さ０．０３、０．１、０．１４、０．１９ｍｍで電解研磨を行った後、表４に示す条件で深さ別の残留応力を測定した。試料は研磨深さごとに 3 つずつ用意します。

エンジンバルブスプリング試験片を備えたXRD装置。

エンジンバルブスプリングの2段階ショットピーニングによる残留応力を予測するため、表面疵のないモデルに対してFE解析を実施しました（図15）。残留応力測定とFE解析結果を図18に示します。結果は概ね同様で、最大圧縮残留応力は深さ 0.03 ～ 0.04 mm で - 1200 ～ - 1250 MPa であることがわかりました。この研究で設定した最大きず深さ（40 μm）よりも低いきず深さの場合、圧縮残留応力は - 845.6 ～ - 1250 MPa でした。このような残留応力値は、表面欠陥の伝播を抑制すると期待されます。深さ 0.05 ～ 0.15 mm の範囲では、深さが増すにつれて圧縮残留応力が減少しました。したがって、深さが０．０５ｍｍを超えると、圧縮残留応力によるきずの進展抑制効果が低下することが期待される。バルブスプリングの圧縮残留応力は、2 段階のショットピーニング解析手法を使用して予測され、XRD 測定によって検証されました。

2段階ショットピーニング後のエンジンバルブスプリングの残留応力プロファイル。

強度解析によりばねに作用する応力を求めるための初期入力条件として、弁ばねの全製造工程後の表面に存在する応力状態が必要となります。そこで、使用中のばねの応力を正確に把握するために、すべてのばね製造工程を経た最終的な弁ばねの残留応力を測定しました。測定にあたっては、スプリングの総巻数8.1回のうち4回目（長さ24mm）にワイヤ放電加工を施した。残留応力を測定するために、0.03、0.1、0.14、0.19 mmの深さで電解研磨を行いました。残留応力は表 4 に示す条件で測定しました。図19にバルブスプリングの深さ方向の残留応力分布を示します。最終的なばねの圧縮残留応力は、深さ 0.03 mm で - 1194.6 MPa でした。この値はショットピーニング後のバルブスプリングの残留応力に比べて5.5～55.4MPa低い値であるが、ホットセットによる応力変化は微々たるものであると評価された。

ホットセッチング後のエンジンバルブスプリングの残留応力プロファイル。

図 20 に、各ばね製造プロセス後の OT ワイヤの残留応力を示します。冷間コイリングプロセス中に、OT ワイヤは成形ツールによって曲げられます。この場合、ばねの内側には圧縮応力が作用し、外側には引張応力が作用します。冷間コイリング工程後、ばねの内側と外側にそれぞれ引張残留応力と圧縮残留応力が発生します。バルブスプリングは作動中に内部に応力集中が発生するため、冷間コイリング工程後に発生する引張残留応力がスプリングの疲労寿命に悪影響を及ぼします。焼き戻しプロセスでは、冷間コイリング中に発生する残留応力のほとんどが除去されます。

冷間成形されたばねの各製造工程後の内部表層の残留応力と深さプロファイル。

OT線の場合、一般的な焼き戻し温度は360～460℃で、焼き戻し時間は20～30分かかります。焼き戻し処理後にショットピーニング処理を施し、ばねの表面硬度を向上させ、圧縮残留応力を付与します。その後、使用時のスプリングのたわみを防止し、疲労寿命を向上させるためにホットセッチング処理を施します。この際、ワイヤには外力によりねじれが加わり、外力がなくなった後には逆方向の残留応力が発生します。ホットセッチング処理により、発生する残留応力が動作中に作用する応力とは逆方向に作用するため、ばねの疲労寿命を向上させることができます16、17。

Wahl18 は、設計計算式で広く使用されているばね修正係数を提案しました。ばね修正係数がばねに適用されると、ばねの内側で最も高いせん断応力が発生します。このように、実際のばねの破断は主に内側で発生します。 Wahl の理論では、圧縮コイルバネに対するピッチ角の影響を排除し、荷重がコイル中心に軸方向に作用すると仮定しています。コイルばねに作用する応力は、後期 19,20 の FE 解析を用いて予測されています。 FE解析をコイルばねの強度解析に適用することで、計算式の簡略化による誤差を低減し、結果の精度を向上させることができます。

この章では、バルブスプリングの強度を解析し、圧縮残留応力や表面傷の影響を評価します。解析は実際のばねの使用条件と同じ条件で実施しました。図 21 に解析モデルを示します。

自動車エンジンのバルブスプリングの作動状況。

エンジンに組み込む前のバルブスプリングの自由高さは 50.5 mm です。エンジン動作中、スプリングは取り付け高さ 32 mm、圧縮高さ 23.8 mm で動作します。これらの高さでは、スプリングにはそれぞれ 175 N と 270 N の圧縮荷重がかかります。これらの値を式に代入すると、 (3)7 はワールの応力集中係数を適用したもので、ばねの内部に作用する最大せん断応力は設置高さで 637.3 MPa、圧縮高さで 979.7 MPa と計算されました。

ここで、P、R、d、C はそれぞれ適用荷重、ばねの平均半径、ワイヤの直径、およびばね指数を示します。そして、表面残留応力がない場合、表面残留応力がある場合、表面傷がある場合の３つのケースについて評価を行った。まず、理論値と残留応力のないモデルのせん断応力を比較しました。 FE 解析の結果、設置高さで 648.1 MPa、圧縮高さで 982.6 MPa であることが判明しました。これらの値は理論値から約 1.6% 逸脱しています。これは、Wahl の理論式がバネの純粋なねじりのみを仮定しており、ピッチ角の影響を除外しているためと思われます。

XRD装置を用いて測定したバルブスプリングの表面残留応力を初期条件として表面残留応力としてモデルに適用しました。運転条件における強度解析により得られた最大せん断応力を表5に示します。最大せん断応力は、設置高さおよび圧縮高さでそれぞれ 516.3 MPa および 822.4 MPa であることがわかりました。せん断応力は、表面きずのないモデルと比較して、圧縮高さで15.2%、設置高さで17.7%減少しました。これは、圧縮残留応力がバルブスプリング動作時に加わる荷重を相殺するためと考えられます。

表面傷のあるモデルについては、弁ばねから測定した表面残留応力とばね製造工程で変形した傷を初期条件として適用した。解析の結果、最大せん断応力はばねのきずの先端で発生することがわかりました。残留応力があり表面きずのないモデルと比較して、せん断応力は圧縮高さで 0.64 ～ 12.3%、設置高さで 0.27 ～ 9.06% 増加しました。圧縮残留応力と表面きずが存在する場合、圧縮残留応力により印加応力は減少しますが、表面きずへの応力集中により応力レベルが増加します。

自動車メーカーやばねメーカーは、\(5.5\×1{0}^{7}\) サイクルを超える疲労寿命をバルブスプリングに適用しており、これには長い耐用年数が必要です。ばねメーカーは品質管理の観点から、ばねの使用条件下で耐久試験を実施し、目標の疲労寿命を達成しているかどうかを判断します。バルブスプリングの構造的性質により、バルブスプリングにかかる応力には限界があります。また、弁ばねの設計時に安全率を適用しているため、弁ばねにかかる応力が疲労強度以下であれば破損することはありません。したがって、S-N 曲線を導出するのは困難です。したがって、バルブスプリングの S-N 曲線を導出するために、フォンミーゼス方程式 (式 (4)) とグッドマン方程式 (式 ( 5))。

動作中にばねの内側にせん断応力が発生します。したがって、せん断応力はフォン・ミーゼスの降伏条件を適用することで等価応力 σe に変換され、グッドマン方程式を適用することにより応力比 (R) が − 1 の完全に反転した応力状態として表されます。 OTワイヤによる回転曲げ疲労試験を実施し、S-N曲線を求めることで弁ばねの疲労寿命を予測できます。

回転曲げ疲労試験に使用した試験片は、コイリング、焼き戻し、ショットピーニング、ホットセッチングの各工程で製造されたばねのサイズ、表面粗さ、残留応力が異なります。したがって、これらの違いを補償するには修正係数を適用する必要があります。ただし、これではばねの疲労強度を正確に予測することは困難ですが、大まかな予測は可能です。図 22 は、修正係数の適用を補償する方法を示しています。回転曲げ疲労試験に使用した試験片は、バルブスプリングに使用したものと同じ OT ワイヤーで作成されました。バルブスプリングと同じ残留応力を発生させるために、図22aに示すように、長さ670 mmのOTワイヤにバルブスプリングのショットピーニングプロセスと同じ2段階のショットピーニングを施しました。

OTワイヤーにショットピーニングとトーション加工を施します。

ホットセッチングプロセスでは純粋なねじれがスプリングに作用すると仮定し（図22b）、次の式を適用して同じ効果をOTワイヤに与えました。

ここで、θ、τmax、G、d はそれぞれ、単位ねじれ角、最大せん断応力、せん断弾性率、ワイヤの直径を表します。熱間固定工程において、最大せん断応力として 1116.9 MPa、せん断弾性率として 81.5 GPa、線径として 2.5 mm を適用した場合、単位長さあたりのねじれ角は 0.628°/mm と計算されます。ショットピーニングされた６７０ｍｍのＯＴワイヤを、ねじり試験機を使用して５ｒｐｍで４２０．７°のねじり角までねじり（図２３Ａ）、その後、元の位置に戻させた。

自動車エンジンのバルブスプリングとOTワイヤーの残留応力の比較。

この方法を検証するために、ショットピーニングとねじりを受けた OT ワイヤの残留応力をバルブスプリングの残留応力と比較しました (図 23b)。バルブスプリングと OT ワイヤーは、表面にそれぞれ - 838.5 MPa と - 903.4 MPa の圧縮残留応力を示しました。さらに、深さ 0.03 mm で同様の最大圧縮残留応力 (それぞれ - 1194.6 MPa および - 1131.4 MPa) を示しました。そこで、バルブスプリングと同様の残留応力をOT線に導入するショットピーニングとトーションの適用の適否を検証した。

ショットピーニングおよびねじり試験片の S-N 曲線は，図 24 に示す回転曲げ疲労試験機を用いて求めた。線材試験片の寸法はそれぞれ直径 2.5 mm，長さ 60 mm である。供給速度は 3000 rpm です。

回転式曲げ疲労試験機。

図 25 に回転曲げ疲労試験により求めた OT ワイヤの S-N 曲線を示します。ばねの疲労寿命に及ぼす表面きずの影響を評価するために、6.1 項で導出した表面きずの強度解析結果をグッドマン方程式に適用して等価曲げ応力を求めました。初期傷深さが４０μｍ以下のケース１〜１３の弁ばねの疲労強度は１００２ＭＰａ以下であった。したがって、本研究の対象となる線径 2.5 mm の弁ばねの疲労寿命は、深さ 40 μm 以下の表面きずに対して 108 サイクル以上と予想されます。表 5 に示す初期欠陥に応答曲面法を適用して回帰式を導き出しました。

ここで、Y、A、B、C はそれぞれ等価曲げ応力、きず深さ、アスペクト比、長さ比を示します。図 26 は、式 2 の結果を比較しています。 (7) と FE 解析の結果であり、同様の応力分布が観察された。式を使用すると、 (7) より、きず深さ、アスペクト比、長さ比を用いて、おおよその等価曲げ応力を導出できます。

ショットピーニングとツイストを施したOT線のS-N曲線。

FE解析結果と等価曲げ応力を予測する回帰モデルの比較。

図27にきず深さ、アスペクト比、長さ比、等価曲げ応力の関係を示します。きずの深さが等価曲げ応力に最も大きな影響を及ぼし、次いで長さ比とアスペクト比が続いた。等価曲げ応力は、きずの深さと長さの比が増加するにつれて増加し(図27a)、応力はアスペクト比に関して大きく変化しませんでした(図27b)。等価曲げ応力に対するアスペクト比の影響は最も低いと評価されました。これは、ばねの製造工程において、幅方向の傷が塞がることにより、初期アスペクト比がほぼ０に変化したためである。重大な欠陥を予測するために、影響が最も小さいアスペクト比を 0.55 に設定し、表面欠陥深さおよび長さ比の範囲がそれぞれ 5 ～ 80 μm および 5 ～ 15 μm の範囲に対して回帰式を適用しました。

応力振幅に対する初期表面傷の影響。

等価曲げ応力は、きずの深さと長さの比率が増加するにつれて増加しました（図28）。等価曲げ応力は同じきず深さであっても長さ比に応じて変化するため、限界きずについてはきず深さと長さ比の両方を考慮する必要があります。回帰式を使用して、アスペクト比 0.55、長さ比 5、10、および 15 の表面欠陥について、それぞれ 77、74、および 62 μm の臨界欠陥深さが予測されました。この回帰式を使用した重大欠陥の予測方法を検証するために、アスペクト比 0.55、長さ比 15 で FE 解析を実行し、結果を比較しました。 FE 解析では、臨界欠陥の深さが約 57 μm であると予測され、回帰式で計算されたものと比較して約 9% の偏差がありました。しかし、FE 解析の傾向線は回帰式の傾向線と類似しており、回帰式を使用して重大な欠陥を予測できることが示されました。

臨界欠陥の深さを予測するための深さ - 応力振幅曲線。

強度解析による疲労寿命の予測方法を検証するため、人工欠陥を設けたOTワイヤを用いて回転曲げ疲労試験を実施しました。そして、予測疲労寿命とFE解析結果を比較しました。人工傷（深さ0.1mm、幅1mm）に局所化学研磨を施し、機械加工による残留応力の変化を最小限に抑えました。回転曲げ疲労試験では、曲げ応力1151MPa、回転数3000rpmを負荷した。図 29 に示す解析モデルを用いて回転曲げ疲労解析を行った。人工欠陥により最大応力 1456 MPa、最小応力 -2217 MPa が発生した。これらの値をグッドマン方程式に代入することにより、等価曲げ応力は 1840.3 MPa と計算され、疲労寿命は 9 × 105 サイクルと予測されました。人工欠陥を設けた試験片の疲労寿命は 8.35 × 105 サイクルと評価され、予測値とほぼ同様でした (図 25)。これにより、FE解析による表面きずの応力レベルを利用した弁ばねの疲労寿命予測手法の妥当性が実証されました。

回転曲げ疲労解析のFEモデル。

この研究では、自動車エンジン用バルブスプリングの疲労寿命に及ぼすOT線の表面きずの深さの影響を評価しました。弁ばね製造工程におけるOT線の表面きずの変形をFE解析により導出し、最終ばねの残留応力を測定してばね応力解析モデルに適用しました。バルブスプリングの強度解析を行い、残留応力の有無を調査し、表面傷による応力レベルを比較しました。ばねの強度解析で求めた表面きずの応力を回転曲げ疲労試験で求めたS-N曲線に当てはめることにより、ばねの疲労寿命に及ぼす表面きずの深さの影響を評価しました。この研究の結果はここに示されています。

OT ワイヤの表面欠陥は V 型欠陥に標準化されました。ばねの内部に線材の軸方向に対して縦、横、斜めの方向に傷を付けて強度解析を行いました。最大の応力は横方向に観察されました。

OT 線の横 V 型初期きずは、冷間コイリング工程でばね内側の幅方向が閉じることにより、鋭利な V 型きずに変形しました。ショットピーニング工程におけるショットボールによる塑性変形により深さが減少し、幅方向の閉塞が生じ、きずがＴ型きずに変形した。ホットセッチング工程において、表面傷は若干変化した。 OT ワイヤの表面傷は、冷間コイリングおよびショットピーニング工程で変形しました。

超高強度弁ばねに適用される2段ショットピーニング処理後の深さ別の圧縮残留応力をFE解析により予測し、残留応力測定結果との比較により検証しました。 FE 解析はショットピーニング後の圧縮残留応力を予測するのに役立ちました。ホットセッチング工程後、最終スプリングの残留応力を測定し、バルブスプリングの強度解析に適用しました。

製造工程全体の残留応力を考慮したばね強度解析により、表面きずを有するばねの最大せん断応力を求め、その結果をS-N曲線に当てはめて疲労寿命を予測しました。人工欠陥を設けたOTワイヤによる疲労試験とFE解析により疲労寿命予測手法を検証しました。

表面きずのアスペクト比と長さ比を用いて、表面きずの深さ、幅、長さが弁ばねの疲労寿命に及ぼす影響を評価した。きずの深さが疲労寿命に最も大きな影響を及ぼし、次に長さ比とアスペクト比が続きます。等価曲げ応力は、きずの深さと長さの比率が増加するにつれて増加しました。アスペクト比は、ばねの製造工程中に幅方向に閉じるため、疲労寿命への影響が最も低かった。

従来の表面きず管理の基準である深さ40μm未満のきずについては、疲労寿命の低下は見られませんでした。疲労寿命を低下させない臨界表面きず深さは、長さ比が 5、10、15 の場合、それぞれ 77、74、および 62 μm と予測されました。

この研究中に生成または分析されたすべてのデータは、この公開記事に含まれています。

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この研究は、韓国国立研究財団 (2021R1I1A3A04037420) および KISWIRE Ltd. の支援を受けました。

釜山国立大学ナノメカトロニクス工学科、釜山、46241、韓国

コ・デチョル

製品エンジニアリング、ERAE AMS Co., Ltd.、大邱、42981、大韓民国

アン・ナム・シク

韓国海洋大学沿岸警備研究部、釜山、49112、韓国

イ・ギョンフン

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D.-CK: データのキュレーション、調査、原案の作成。 N.-SA: ソフトウェア、調査、執筆 - 原案。 K.-HL: 概念化、方法論、ソフトウェア、検証、監督、執筆レビューと編集。著者全員が原稿をレビューしました。

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転載と許可

コ、ワシントンDC、アン、ニューサウスウェールズ州。 & リー、KH. 自動車エンジン用バルブスプリングの疲労寿命に及ぼすオイルテンパー線の表面疵の影響。 Sci Rep 12、21131 (2022)。 https://doi.org/10.1038/s41598-022-25597-1

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受信日: 2022 年 5 月 26 日

受理日: 2022 年 12 月 1 日

公開日: 2022 年 12 月 7 日

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

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