DE10016316B4

DE10016316B4 - Wälzlager und Verfahren zu dessen Herstellung

Info

Publication number: DE10016316B4
Application number: DE10016316A
Authority: DE
Inventors: Susumu Fujisawa Tanaka; Manabu Fujisawa Ohori
Original assignee: NSK Ltd
Current assignee: NSK Ltd
Priority date: 1999-04-01
Filing date: 2000-03-31
Publication date: 2004-07-08
Anticipated expiration: 2020-04-01
Also published as: GB2348468A; US6315455B1; DE10016316A1; GB0007895D0; GB2348468B; JP2001074053A

Abstract

Wälzlager mit einem Außenlaufring (2), einem Innenlaufnng (1) und mehreren Wälzkörperelementen (3) oder mit einem Außenlaufring (2), einer Welle mit einer Wälzbahn und mehreren Wälzkörperelementen, dadurch gekennzeichnet, dass die gehärteten, angelassenen und nachfolgend nitrierten Wälzkörper aus einem Lagerstahl bestehen, der einen Cr-Anteil von 3% oder mehr umfasst und das Verhältnis C % ≤ –0,05 Cr % + 1,41 % erfüllt, mit der Bedingung, dass die Summe der Anteile von Kohlenstoff und Stickstoff 0,45% oder mehr beträgt, und dass die Wälzkörperelemente (3) eine porenfreie Nitridschicht an der fertiggestellten Oberfläche aufweisen, welche Nitridschicht eine Verbundschicht mit einer Härte Hv von 900 oder mehr und eine diffusionsgehärtete Schicht umfasst, wobei eine Größe von Karbidpartikeln in dem Wälzkörperelement 5 μm oder weniger bezogen auf ihren maximalen Durchmesser beträgt.

Description

Die vorliegende Erfindung betrifft ein Wälzlager und ein Verfahren zu dessen Herstellung mit den Merkmalen der Oberbegriffe der Patentansprüche 1 bzw. 9.
Entsprechende Wälzlager sollen z.B. zum Lagern eines Schwingarms für eine Festplatte oder ähnliches oder schnelldrehende Spindeln eingesetzt werden. Weitere Anwendungsbeispiele sind Wälzlager für Lüftungsmotoren, bei denen Geräuscharmut erforderlich ist. Solche Lüftungsmotoren sind beispielsweise in einer Festplattenantriebsvorrichtung, einem Videorecorder, digitalen Audiobandrekordern oder Turboladern, Lüftermotoren oder Reinigungsmotoren für ein Fahrzeug eingebaut.
Ein Wälzlager wird wiederholt einer Beanspruchung aufgrund des Abwälzens des entsprechenden Wälzkörpers bzw. Wälzkörperelements auf den Lagerringen ausgesetzt. Hierzu ist eine ausreichende Härte des Werkstoffs der Wälzlagerelemente erforderlich, sowie ein ausreichender Belastungswiderstand und es soll eine verlängerte Wälzermüdungslebensdauer und eine gute Abriebfestigkeit gegenüber Schlupf vorhanden sein. Bisher werden SUJ2 gemäß der JIS als Lagerstahl, SUS 440 C gemäß JIS oder 13 CRmartensitischer Edelstahl als nichtrostender Stahl und Stahlwerkstoffe eingesetzt, die durch Härten oder Aufkohlen oder Karbonitrieren von Stahl entsprechend zu JIS SCR 420 als Einsatzstahl erhalten werden. Nachdem diese einem Härten und Anlassen ausgesetzt waren, weisen diese Stahlwerkstoffe eine HRC-Härte von 58 bis 64 auf, um eine ausreichende Wälzermüdungslebensdauer zu erreichen.
Unter den Wälzkörperlagern unterliegen Kugellager für Datenvorrichtungen wie Festplattenantriebsvorrichtungen, Videorecordern, Lüftermotoren oder ähnlichem extremen Drehmomentbedingungen und müssen akustische Eigenschaften und eine Geräuschreduzierung aufweisen, wobei sie mit extrem hoher Präzision gefertigt werden.
Als Werkstoff für Kugellager wird oftmals SUR2 verwendet, welcher ein hochlegierter Kohlenstoff-Chromlagerstahl ist, SUS440C verwendet, welcher ein martensitischer Edelstahl ist, 0,7C-13Cr-Edelstahl oder ähnliches verwendet. Um die erforderliche Härte oder Abriebfestigkeit zu erhalten, werden diese Lagerstahlwerkstoffe einer Härtung und Anlassung unterzogen. Der erhaltene Lagerring weist eine HRC-Härte von 58 bis 64 auf. Es ist üblich, dass die Wälzkörperelemente im Wesentlichen durch das gleiche Material wie das des Lagerrings oder des Innenlaufrings oder des Außenlaufrings mit Ausnahme spezieller Fälle geformt sind.

In den letzten Jahren sind jedoch verschiedenste Probleme aufgetreten, weil Vorrichtungen immer kleiner und transportabler wurden. Verschiedene Studien haben gezeigt, dass je kleiner die Vorrichtungen geworden sind, es desto wahrscheinlicher ist, dass diese Vorrichtung einem Sturz oder Vibration während des Transports ausgesetzt sind. Dies führt dazu, dass darin eingebaute Kugellager, wenn sie auch nur leicht beschädigt werden, eine Verschlechterung des Vorrichtungsbetriebs verursachen. Wird eine Stoßbelastung auf eine solche Vorrichtung ausgeübt, wird ein Kugellager kleiner Größe eine bleibende Verformung der Lagerringoberfläche erhalten, selbst unter relativ kleinen Stoßbelastungen, was eine Verschlechterung der akustischen Eigenschaften oder ein ungleichförmiges Drehmoment verursacht. Dadurch entsteht eine Verschlechterung der Vorrichtung, in die ein solches Kugellager eingebaut ist, zum Teil weil die elliptische Fläche, die durch den Kontakt der Laufrillenfläche des Lagerrings mit der Wälzfläche des Wälzkörpers sich entwickelt, klein ist. Es wird vermutet, dass dieses Problem sich dadurch ergibt, dass der eingeschlossene Austenit, der in dem Stahl enthalten ist, eine niedrige Streckgrenze aufweist, wie den JP-A-7-103241 beschrieben. Um die Menge des eingeschlossenen Austenits zu reduzieren, während die für Kugellager erforderliche Härte beibehalten wird, wurde eine Gegenmaßnahme durchgeführt. Diese umfasst z.B. das Aussetzen von SUJ2, welcher gehärtet wurde, einer 0°-Behandlung oder einem Anlassen bei Temperaturen die relativ hoch sind im Bereich von 220°C bis 240°C, so dass die Menge des eingeschlossenen Austenits minimiert werden kann oder vollständig beseitigt wird, um die Verschlechterung der akustischen Eigenschaften aufgrund einer Stoßbelastung zu verhindern.

Auf der anderen Seite ist es in den letzten Jahren üblicher geworden, dass Vorrichtungen Vibration ausgesetzt werden können, mit anwachsenden Erfordernis, wodurch die Vorrichtungen transportabler sind. Deshalb verursachen Augenblicksvibrationen oder Wackeln einen Reibverschleiß an der Kontaktzone des Wälzkörpers mit dem inneren oder äußeren Laufring in dem Wälzlager, wodurch ein Problem mit der Verschlechterung der akustischen Eigenschaften anwächst. Die vorangegangene Gegenmaßnahme hilft hauptsächlich, die Verschlechterung der akustischen Eigenschaften aufgrund einer Stoßbelastung zu verhindern, jedoch verhindert sie nicht Reibverschleiß, der durch Vibration oder dem Betrieb der Vorrichtung verursacht wird. Darüber hinaus wurden in der Praxis als Gegenmaßnahme die Wälzlager für Datenvorrichtung, wie HDD und VTR oder relativ kleine Wälzlager, welche geräuscharm sein sollen, bezüglich ihrer Schmierung jedoch nicht wegen ihres Werkstoffs behandelt.

Bezüglich des Reibverschleißproblems wurde untersucht, ob oder ob nicht eine Kugel, die aus Keramiken, wie z.B. Siliciumnitrid, hergestellt ist, angewendet werden könnte (Lager, die eine Keramikkugel umfassen, werden hiernach als "Hybridlager" bezeichnet). Es wurde herausgefunden, dass, weil eine Keramikkugel gute Gleiteigenschaften sowie eine sehr hohe Härte aufweist und somit nur gering zerstörungsanfällig ist, die Verwendung einer Keramikkugel als Wälzlagerelement es möglich macht, ein kohäsiven Abrieb zu unterdrücken und hierdurch eine viel größere Reibverschleißhaltbarkeit als bei Stahlkugeln bereitzustellen. Darüber hinaus haben die letzten Studien gezeigt, dass Keramikkugeln eine extrem gute akustische Haltbarkeit nach kontinuierlichem Betrieb bei hohen Drehzahlen aufwiesen. Jedoch ist eine Keramikkugel unvorteilhaft, weil seine Herstellung viel höhere Kosten erfordert im Vergleich mit Stahlkugeln. Darüber hinaus ist, weil eine Keramikkugel einen bemerkenswert großen Elastizitätsmodul im Vergleich zu Stahlkugeln aufweist, diese verantwortlich für das Entstehen von Eindrücken in dem Lagerring und Verschlechterung der akustischen Eigenschaften bei Stoßbelastung und somit ist diese schlechter gegenüber einer Stahlkugel bezüglich Stoßwiderstand. Eine Keramikkugel ist darüber hinaus unvorteilhaft, weil sie einen bemerkenswert kleinen Ausdehnungskoeffizienten im Vergleich mit Stahlkugeln aufweist und somit verantwortlich für das Nachgeben von Führungsdruck aufgrund eines Temperaturanstiegs, der dem Betrieb der Vorrichtung begleitet, was in einer Reduzierung der Steifigkeit resultiert. Darüber hinaus kann es, weil eine Keramik üblicherweise nicht leitend ist, Fremdkörper elektrostatisch anziehen, was gelegentlich Staubgeräusche verursacht, die die Anzahl der Defekte prozentual erhöhen. Des weiteren kann, weil eine Keramik eine extrem kleine spezifische Gewichtskraft aufweist und die daraus resultierende Keramikkugel ebenfalls leicht ist, die elektrostatischen Wirkungen Probleme beim Fördern bei der Montage verursachen.

DE 197 070 33 A1 offenbart die Verwendung eines Materials für Wälzlager, das nicht mehr als 0,5% C und 8,0 bis nicht mehr als 20,0% Cr als Material wenigstens des inneren Laufrings, äußeren Laufrings oder Wälzkörpers verwendet. Dieses Material wird einer Nitrierung, beispielswiese einer Ionen-Nitrierung oder einer Kohlenstoffnitrierung bei einer Temperatur von weniger als AC, unterzogen, um die notwendige Menge von Stickstoff der Oberfläche zuzuführen.

DE 44 06 252 C2 und US 5 672 014 A beschreiben Verfahren beispielsweise mit Kohlenstoffnitrierung, bei denen sich eine entsprechende Oberflächenhärte der fertiggestellten Oberfläche ergibt.

GB 23 15 079 A1 betrifft Wälzelementlagerstähle und deren Oberflächenendbehandlung. Eine solche umfasst ein Plasma- oder Ionennitrieren, wobei die Temperaturen während der Nitrierbehandlung im Bereich von 375° bis 592°C liegen.

JP 11 080 923 A zeigt Wälzlager und deren Herstellung, wobei ein entsprechendes Wälzlagerelement einer Nitrierbehandlung zur Regulierung der Oberflächenhärte unterzogen wird.

US 5 427 457 A offenbart Wälzlager mit bestimmter Oberflächenhärte und kleinen Karbiden oder Karbonitriden in den Oberflächenschichten.

Der vorliegenden Erfindung liegt die Aufgabe zugrunde, ein Wälzlager bzw. ein Verfahren zu dessen Herstellung bereitzustellen, welches einen hohen Eindrückwiderstand, eine hohe Reibverschleißhaltbarkeit im Hinblick auf Vibrationen auf Stoßbelastungen aufweist und weiterhin eine exzellente Haltbarkeit bei anhaltendem Betrieb mit hoher Drehzahl bei gleichzeitig reduzierten Kosten zur Herstellung aufweist.

Diese Aufgabe wird durch die Merkmale der Patentansprüche 1 bzw. 9 gelöst.

Die Erfinder haben zuerst umfangreiche Studien für die Gründe der Verschlechterung der akustischen Eigenschaften aufgrund von Wackelbelastungen durchgeführt und haben herausgefunden, dass es hauptsächlich das Wälzelement beschädigt. Das bedeutet, dass konventionelle Wälzelemente, die aus üblichem Lagerstahl, wie z.B. SUJ2 hergestellt sind, einen erheblichen Reibverschleiß an der Kontaktfläche des inneren Laufrings mit dem äußeren Laufring aufgrund von Vibrationen oder Wackelbelastungen (wie z.B. durch den Schatten in 7a angedeutet) aufweisen. Hierdurch wird eine beachtliche Präzisionsverschlechterung ersichtlich, die eine Verschlechterung der akustischen Eigenschaften verursacht. Auf der anderen Seite weisen Keramikkugeln extrem kleine Beschädigungen auf. Jedoch, wie vorangegangen erwähnt, erfordern Keramikkugeln ein beachtlich hohes Kostenaufkommen im Vergleich mit Stahlkugeln und weisen viele Nachteile auf, wie z.B. schlechter Stoßwiderstand, Nachlassen des Führungsdrucks, Schmutzgeräusche aufgrund elektrostatischer Vorgänge und ungünstige Montage.

Die Erfinder haben dann in Verbindung mit Wälzlagern, wie z.B. Kugellager, die eine extreme Geräuscharmut in HDD oder VTR erfordern, herausgefunden, dass die Verschlechterung der akustischen Eigenschaften aufgrund von Reibverschleißschäden hauptsächlich von Schäden am Wälzkörperelement entsteht. Die Erfinder haben anschließend umfangreiche Studien durchgeführt, die sich mit den Formen einer geeigneten Oberflächenmodifikation des Wälzlagers, speziell auf der Oberfläche des Stahlwälzkörperelementes, befasst, wobei die Eigenschaften von Stahl selbst im wesentlichen verwendet wurden, um die Probleme von Hybridlagern zu lösen und dabei drastisch die Eigenschaften der Lager zu verbessern.

Der Oberflächenmodifikationsvorgang umfasst Vakuummetallspritzen oder Beschichten. Der so erhaltene Beschichtungsfilm weist ausgezeichnete Gleiteigenschaften auf. Jedoch ist es sehr schwierig, eine gleichmäßige Modifikationsschicht auf der Oberfläche der Bauelemente mit einer komplizierten Form auszubilden. Darüber hinaus erhält, wenn solch eine Modifikationsschicht auf einem Wälzkörperelement geformt wird, welches einer hohen Scherspannung ausgesetzt ist, der resultierende Beschichtungsfilm eine unzureichende Oberflächenverbindung mit der Grundmasse und kann hierdurch einfach abgeschält werden oder von der Grundmasse abfallen. Hierdurch ist unzureichende Zuverlässigkeit gegeben.

In Diffusionsoberflächenmodifizierungsvorgängen, wie z.B. Salzbadnitrieren, Gasnitrieren oder Ionitrieren, welche lange zur Behandlung von Oberflächen von mechanischen Bauelementen verwendet wurden, die gute Gleiteigenschaften erfordern, wird dem Stickstoff ermöglicht, in ein Produkt einzudiffundieren, welches in eine bestimmte Oberflächenform gebracht wurde bei Temperaturen von ungefähr 500°C zu 600°C, um ein Härten zu verursachen. Ungleich den aufgebrachten Modifikationsschichten ist eine so geformte Nitrierschicht auf dem Produkt eine Diffusionsschicht und weist daher eine höhere Oberflächenanbindung auf. Jedoch können, weil die Wälzelemente, die einer hohen Scherspannung ausgesetzt sind eine hohe Scherspannung in einer Tiefe größer als die Schichtdicke der Nitrierschicht erhalten, solche Nitrierschichten kaum bei solchen Wälzelementen angewendet werden.

Diese Art des Oberflächenmodifikationsvorgangs wurde bislang im wesentlichen zum Bereitstellen von Gleiteigenschaften durchgeführt. Deshalb sind kaum Fälle bekannt, bei denen diese Art des Oberflächenmodifikationsvorgangs bei Wälzelementen angewendet wurde, die einer höheren Scherspannung bei Wälzlagern ausgesetzt waren. Die JP-A-6-341442 , die ein Beispiel einer Anwendung dieser Art der Oberflä chenmodifikationsverfahren darstellt, schlägt vor, dass ein Wälzlager, das sehr gute Korrosionseigenschaften aufweist und das bevorzugt für Wälzkupplungen für Waschmaschinen verwendet wird, dadurch erhalten wird, dass zumindest ein Hauptbestandteil einer Salzbadnitrierung ausgesetzt wurde, um eine Schicht mit einer Härte von HV von 654 bis 830 und einer Dicke von 5 bis 20 μm an der Oberfläche zu formen. Darüber hinaus schlägt die JP-A-10-131970 vor, dass ein Wälzlager, welches bevorzugt für Hilfsmaschinen wie Wasserpumpen für Automotoren verwendet wird, erhalten werden kann, indem mindestens ein Hauptbestandteil, der aus üblichem Lagerstahl hergestellt ist, einer Nitrierung zum Verbessern der Korrosionseigenschaften mit vorbestimmtem Durchschnittsdurchmesser der Nitrierpartikel in der Oberflächenschicht von 1 μm oder weniger, unterzogen wird, um Festfresswiderstand zu verbessern, wie in der obenbeschriebenen JP-A-6-341442 .

Jedoch werden die vorangegangenen Methoden hauptsächlich angewendet, um die Korrosionseigenschaften oder Festfresswiderstände zu verbessern. Die vorangegangenen Methoden beachten nur wenig die Kernhärte gegenüber Scherspannung, was jedoch wesentlich bei Wälzlagern ist. Darüber hinaus beachten die oben zitierten Patentanmeldungen nicht die akustischen Eigenschaften, wie den Reibverschleiß, die Verschlechterung der akustischen Eigenschaft aufgrund einer Schlagbeanspruchung, Nachlassen des Führungsdrucks und die Lösung diese Probleme, welche jedoch wichtig bei Wälzlagern sind, die als Kugellager für Datenvorrichtungen wie HDD eingesetzt werden. Deshalb sind die so vorgeschlagenen Wälzlager unzureichend als Kugellager für Datenvorrichtungen. Speziell die JP-A-10-131970 weist einen Bezug auf die Tiefe der Nitrierschicht auf. Es wird jedoch angenommen, dass das Wälzlager der JP-A-10-131970 hauptsächlich einer Oberflächennitrierung ausgesetzt ist, das bedeutet, sie ist frei von sogenanntem Schneiden. Deshalb kann das Wälzlager dieses Patents nicht für Kugellager für Datenvorrichtungen verwendet werden, die eine Geräuscharmut benötigen. Als Grundmasse der Hauptbestandteile wird beispielhaft nur ein gewöhnlicher Lagerstahl, wie z.B. SUJ2 und Einsatzstahl verwendet. Entsprechend sind keine Studien dieser Werkstoffe im wirklichen Sinne durchgeführt worden.

Auf der anderen Seite schlägt die JP-A-5-179401 vor, dass die Wälzbruchlebensdauer gegen Eindringen von Fremdelementen verbessert wird, durch Behandeln ei nes bestimmten Stahls mit einem Chromgehalt von 3 % oder mehr und einem Nitriervorgang, um eine Nitridschicht mit einer Härte HV von ungefähr 1000 bereitzustellen, so dass der Werkstoff nur wenig anfällig gegen Schäden durch Fremdmaterialien ist. Jedoch berücksichtigt diese Vorgehensweise nicht die für Kugellager für Datenvorrichtung typischen Probleme, ähnlich wie die vorangegangenen Methoden. Hier besteht kein Bezug zur Tiefe der Nitridschicht, etc.

Obwohl detaillierte Studien für den Herstellvorgang der Wälzlager benötigt werden, wenn eine Nitriertechnik bei den Wälzlagern, wie z.B. Kugellagern für Datenvorrichtungen wie HDD angewendet wird, beachten die vorangegangenen Vorschläge diesen Punkt zu wenig und weisen keinen Bezug auf die Qualität der gefertigten Produkt auf, welche eine der wichtigen Faktoren ist.

Die Erfinder haben dann umfangreiche Studien bezüglich der Anwendungsmöglichkeiten der Nitriertechnik bei Wälzkörperelementen für Kugellager durchgeführt, welche in einer Verbesserung der akustischen Haltbarkeit und Reibverschleißhaltbarkeit wie in Hybridlagern resultiert. Darüber hinaus ergibt sich eine Lösung für das Problem bei Hybridlagern das bedeutet schlechter Schlagwiderstand, Lösen des Führungsdrucks und elektrostatischer Anziehung von Fremdelemente. Als Ergebnis wurde gefunden, dass, wenn eine Nitridschicht eine dichte Verbundschicht mit Hv 900 oder mehr, bevorzugt Hv 1100 oder mehr, an der Oberfläche eines bestimmten Lagerstahls als Grundmasse geformt ist, wobei die Härte des Substrats der Nitridschicht und die Dicke der Verbundschicht optimiert sind ein Wälzlager, z.B. ein Kugellager für Datenvorrichtungen mit extrem guter Geräuscharmut, Reibverschleißhaltbarkeit und Schlagwiderstand bereitgestellt werden kann. Auf der anderen Seite stellt jedoch, ungleich der Fälle, wo eine Stahlkugel aus einem durchgehärteten Stahl, wie z.B. SUJ2 hergestellt ist, das vorangegangene Verfahren eine oberflächenbehandelte Stahlkugel bereit. Hierdurch wurde ebenso herausgefunden, dass das vorangegangene Verfahren Probleme hinsichtlich der nitrierten Stahlkugel bei dem Herstellungsvorgang verursacht.

Die Erfinder haben dann intensive Studien über das vorangegangene Herstellungsverfahrens durchgeführt und entdeckten, dass beim Herstellen einer nitrierten Stahlkugel mit hoher Präzision es notwendig ist, dass eine Rohkugel gehärtet, angelas sen, bearbeitet werden muss zu einer halbfertigen Kugel mit einer Kugelförmigkeit von 3,0 μm oder weniger, und dann einem Nitriervorgang und einer Fertigbearbeitung unterzogen werden muss. Weitere Studien wurden bezüglich der Möglichkeit weiterer Verbesserungen der Stoßfestigkeit im Vergleich mit üblichen SUJ2-Lagern durchgeführt, wobei die Reibverschleißhaltbarkeit und die akustische Haltbarkeit auf dem Niveau von Hybridlagern gehalten werden sollen. Als Ergebnis wurde herausgefunden, dass, wenn ein Wälzlager durch die vorangegangenen Wälzelemente geformt ist und seine zugehörigen Elemente eine gute Karbonnitrierschicht an der Oberfläche aufweisen, eine sehr gute Lösung zu den vorangegangenen Problemen gegeben werden kann.

Die erfindungsgemäßen Wälzkörperelemente weisen eine porenfreie Nitridschicht an der fertiggestellten Oberfläche auf und die Nitridschicht umfaßt eine Verbundschicht mit einer Härte von Hv 900 oder mehr und eine diffusionsgehärte Schicht.

Die Kugelförmigkeit und der versetzte Durchmesserunterschied der vorangegangenen Wälzkörperelemente sind jeweils bevorzug 0,05 μm oder weniger. Die Oberflächenrauhigkeit (Ra) der Wälzkörperelemente ist bevorzugt 0,003 μm oder weniger.

Das vorangegangene Wälzkörperelement ist gleichförmig beschichtet, so dass der Unterschied zwischen maximaler Dicke und der minimalen Dicke der Nitridschicht 5 μm oder weniger beträgt bei einem einzigen Wälzkörperelement.

Es ist bevorzugt, dass die Verbundschicht in der Nitridschicht 3 μm oder mehr beträgt und die Durchschnittsdicke der Verbundschicht 2 % oder weniger des Durchmessers Da des Wälzkörperelements beträgt.

Die gehärteten, angelassenen und nachfolgend ?? Wälzkörperelemente bestehen aus einem Lagerstahl, der einen Chromanteil von 3 % oder mehr umfasst und das Verhältnis C % < –0,05 Cr % + 1,41 % erfüllt, mit der Bedingung, dass die Summe der Anteile an Kohlenstoff und Stickstoff 0,45 % oder mehr beträgt, und Karbidpartikelumfasst, deren Größe 5 μm oder weniger, bezogen auf ihren maximalen Durchmesser, beträgt.

Verfahrensmäßig wird der so behandelte Stahl in eine halbfertige Kugel mit einer Kugelförmigkeit von 3,0 μm oder weniger geformt, und dann die Kugel einer Nitrierung bei einer Temperatur von 480°C oder geringer ausgesetzt und anschließend fertigbearbeitet.

Es ist weiter bevorzugt, dass die Härte HRC und der enthaltende Austenitanteil zumindest eines Lagerrings oder der Wette, bevorzugt alle Bauelemente, entsprechend 58 oder mehr und 6 Vol.-% oder weniger beträgt.

In dem Fall, dass das vorangegangene Wälzkörperelement die Form einer Kugel aufweist, ist es darüber hinaus bevorzugt, dass das Wälzkörperelement aus einem Stahl geformt wird, der einen Chromanteil von 5 % bis 16 % als Grundmasse aufweist.

Es ist weiter bevorzugt, dass das vorangegangene Wälzkörperelement eine Kernhärte von HRC von 57 oder mehr aufweist und Karbide mit von einer Größe von 5 um oder geringer bezüglich ihrer Hauptachse aufweist.

Die Nitridschicht, die an der Oberfläche des Wälzkörperelements geformt ist, weist eine Verbundschicht und eine Diffusionsschicht auf, wobei es weiter bevorzugt ist, dass die Dicke der Verbundschicht im Bereich von 0,075 × 2 % Da bis 2 % Da liegt.

Es ist bevorzugt, dass das vorangegangene Wälzkörperelement einem Läppvorgang ausgesetzt ist, um eine Oberflächenrauhigkeit (Ra) von 0,003 μm oder geringer zu erzielen.

Es weiter bevorzugt, dass die Wälzkörperelemente aus einem Stahl geformt sind und einen Chromanteil von 5 % oder mehr, bevorzugt 8 % oder mehr aufweisen und eine Nitrierschicht mit Hv 1100 oder mehr an der Oberflächenschicht umfassen.

Als Beispiel und um die Beschreibung klarer zu machen, wird nunmehr Bezug auf die beigefügten Zeichnungen genommen.
1 ist ein Vertikalschnitt, der eine Ausführungsform eines Wälzlagers gemäß der Erfindung zeigt;
2 ist ein Diagramm, das das Verhältnis zwischen Chromgehalt und Reibverschleißhaltbarkeit zeigt;
3 ist ein Diagramm, das eine Veränderung der Oberflächenabweichung des Wälzkörperelements vor und nach einem Reibverschleißhaltbarkeitstest zeigt;
4 ist ein Diagramm, das das Verhältnis zwischen der Dicke der Verbundschicht und der Schlagfestigkeit zeigt;
5 ist ein schematisches Diagramm, das den Fertigungsvorgang des Wälzkörperelements der Erfindung zeigt;
6 ist ein Diagramm, das die Stahlkugel, die in den Beispielen der Erfindung verwendet wurde, zeigt, wobei 6(a) eine Schnittdarstellung ist, die die gesamte Stahlkugel zeigt, und 6(b) ein Diagramm ist, das im Detail die Oberflächenschicht der Stahlkugel zeigt;
7 ist ein Diagramm, das eine Stahlkugel zeigt, die einem Haltbarkeitstest unterzogen wurde, wobei 7(a) ein Diagramm ist, das ein Vergleichsbeispiel 4 zeigt und 7(b) ein Diagramm ist, das das Beispiel 3 zeigt;
8 ist ein Diagramm, das das Verhältnis zwischen der Dicke der Verbundschicht und der Reibverschleißhaltbarkeit zeigt;
9 ist ein Diagramm, das das Verhältnis zwischen der Stickstoffkonzentration der Oberfläche des Wälzkörperelements und der Reibverschleißhaltbarkeit des Wälzkörperelements zeigt;
10 ist ein schematisches Diagramm, das ein weiteres Beispiel der Stahlkugel zeigt, die in dem Beispiel der Erfindung verwendet wird;
11 ist eine Schnittdarstellung, die eine weitere Ausführungsform der Stahlkugel zeigt, die in dem Beispiel der Erfindung verwendet wird;
12 ist ein Diagramm, das das Verhältnis zwischen der Anlasstemperatur und der Stoßfestigkeit zeigt;
13 ist ein Diagramm, das das Verhältnis zwischen Stickstoffkonzentration bei 2 % Da-Tiefe und der Stoßfestigkeit zeigt; und
14 ist ein vereinfachtes Diagramm, das den Aufbauwechsel aufgrund des Härtens und Anlassens zeigt, wobei die Bezugsziffer 1 einen Innenlaufring, die Bezugsziffer 2 einen Außenlaufring, die Bezugsziffer 3 ein Wälzkörperelement und die Bezugsziffer 4 einen Käfig bezeichnet.
DETAILLIERTE BESCHREIBUNG DER ERFINDUNG
Die kritische Signifikanz der vorliegenden Erfindung wird nachfolgend beschrieben werden.
Wälzkörperelement: Material
Aus Gründen der Oberflächeneigenschaften, insbesondere Reibverschleißhaltbarkeit, umfasst der als Grundmasse des Wälzkörperelements verwendete Lagerstahl Chrom in einem Anteil von 3 % oder mehr, bevorzugt 5 % oder mehr, und bevorzugter 8 % oder mehr, um die Verbundschicht in der Nitrierschicht an der Oberfläche der fertigbearbeiteten Kugel bei Hv 900 oder mehr zu stabilisieren. Darüber hinaus erfüllt aus Gründen der Geräuscharmut der Lagerstahl das Verhältnis zwischen Anteil an Kohlenstoff und Chrom: C % ≤ –0,05 Cr % + 1,41 %. Daraus ergibt sich, dass das Zulegieren von Chrom und das Einbringen von Chromnitriden, etc. der Verbundschicht, die in der äußersten Schicht in der Nitridschicht geformt ist, eine extrem hohe Härte und sich eine daraus ergebende extrem verbesserte Gleiteigenschaften und Reibverschleißhaltbarkeit verleiht. Wenn das vorangegangene Verhältnis nicht erfüllt wird, können grobe eutektische Karbidpartikel mit einem Hauptdurchmesser von größer als 10 μm bei dem Erstarrungsschritt entstehen, die wiederum eine Zerstörung beim Strangziehen des Materials oder eine Verschlechterung der Fertigungspräzision verursachen. Hierdurch kann die gewünschte Präzision nicht erreicht werden. Die Größe der Karbidpartikel ist bevorzugt 5 μm oder weniger. Um ein Erweichen des Kerns zu verhindern aufgrund eines anderen Effekts während des Nitriervorgangs, ist die Summe des Anteils an Kohlenstoff und Stickstoff bevorzugt 0,45 % oder mehr. Darüber hinaus ist bevorzugt, dass nitrierter Stahl verwendet wird, dessen Kohlenstoff teilweise durch Stickstoff zumindest 0,05 %, ersetzt ist, um ein weiteres Erweichen des Kerns zu verhindern und eine feine Verteilung bzw. Ausbildung der Karbide zu unterstützen.
Wenn nitridbildende Elemente, wie z.B. Mo, V, Nb und AI in Kombination mit den vorangegangenen Bestandteilen hinzugefügt werden, hat sich eine höhere Haltbarkeit ergeben. Deshalb können diese nitridformenden Elemente hinzugefügt werden, sofern es die Kosten erlauben. Wenn die Summe der Anteile an Kohlenstoff und Stickstoff 0,45 % oder mehr beträgt und der Anteil an Stickstoff 0,05 % beträgt, ist die untere Grenze des Kohlenstoffanteils 0,40 %. Durch Einsetzen dieses Wertes in die vorangegangene Formel kann ein Chromgehalt von 20,2 % erhalten werden. Dieser Wert stellt die Obergrenze des Chromgehalts dar.
Wälzkörperelement: Herstellvorgang und Qualität des fertigen Produkts
Das Wälzkörperelement wird aus einem kaltgezogenen Drahtstrang durch Kaltverformung oder Abschneiden mittels eines Stauchstempels und Abbrennens geformt, um eine Rohkugel vorzubereiten, welche dann gehärtet, angelassen und optional unter null Grad abgekühlt wird, um gehärtet zu werden. Danach wird der Werkstoff geschnitten (grob geschnitten) auf seine gewünschte Abmessung, das bedeutet fertige Dimension einschließlich Randdimension (im Folgenden als "halbfertige Kugel" bezeichnet). Die Randdimension gibt die Randtoleranz vor, die für das Endbearbeiten des Werkstoffs zur Erreichung der gewünschten Präzision notwendig ist. Selbstverständlich enthält diese auch die Ausdehnung oder die Schrumpfung, die beim Nitrieren auftritt.
Die Rohkugel, die vor dem Nitrieren gehärtet wurde, weist eine extrem geringe Kugelförmigkeit und großen wechselseitigen Durchmesserunterschied auf und erfordert daher Randdimensionen von einigen bis hunderten von Mikrometern. Auf der anderen Seite beträgt die Dicke der Nitridschicht, die an der Kugel geformt ist, höchstens einige Mikrometer. Deshalb ist es im Wesentlichen unmöglich die Nitridschicht an der fertigen Kugel beizubehalten. Selbst, wenn die gesamte Nitridschicht an der fertiggestellten Kugel gehalten werden kann, ist die sich ergebende Genauigkeit nicht so hoch, wie üblicherweise bei Wälzlagern, wie z.B. Kugellager für Datenvorrichtung wie HDD. Das bedeutet, wenn die Rohkugel, die gehärtet wurde, nitriert wird, ist es üblich, dass die Nitridschicht nach der Form des zu nitrierenden Werkstoffs geformt wird. Wenn die so nitrierte Kugel fertiggestellt wird, weist die resultierende Nitridschicht eine ungleichförmige Dicke auf und die inneren Spannungen, die durch Nitrieren entstehen, sind unausgeglichen, was eine lange Schneidzeitspanne erfordert, um die gewünschte Genauigkeit zu erreichen oder es gar unmöglich macht, die gewünschte Genauigkeit zu erzielen. Dieses Problem ist beachtlich bei Rohkugeln, welche gehärtet wurden. Jedoch kann die halbfertige Kugel nicht die erforderliche Qualität erzielen, wenn die Genauigkeit unzureichend ist. Aus den vorangegangenen Gründen ergibt sich , dass die halbfertige Kugel eine Kugelförmigkeit von 3,0 μm oder weniger, bevorzugt 1,0 μm oder weniger benötigt.
Wenn die halbfertige Kugel nicht angelassen wird nach dem Härten, haben die inneren Spannungen, die durch den Härtevorgang entstehen, einen ungünstigen Effekt auf die Qualität des fertiggestellten Produkts. Deshalb wird die halbfertige Kugel, die gehärtet wurde, bevorzugt bei einer Temperatur von 140°C bis 160°C angelassen, was bevorzugt höhere Temperaturen sind als die Nitriertemperatur, speziell bei einer Temperatur von 450°C bis 550°C, an welchen eine zweite Ausscheidungshärtung durch Chromkarbide und Chromnitride stattfindet. Um das Entstehen von Oberflächenfehlern während der Handhabung zu verhindern, wird die halbfertige Kugel, die der Wärmebehandlung unterzogen wurde, einem mechanischen Härten, wie z.B. Trommelfertigung und Kugelstrahlen für eine bessere Härte ausgesetzt.
Genaue Bespiele eines Nitriervorgangs umfassen Gasnitrieren, Salzbadnitrieren, und Ionitrieren. Jedoch ist Ionitrieren für eine Massenproduktion ungeeignet und ist stark abhängig von der Form des zu behandelnden Objekts, die es ermöglicht, eine gleichförmige Nitrierschicht an der Oberfläche der Kugel zu erzielen. Gewöhnliches Gasnitrieren und Salzbadnitrieren wird bei einer relativ hohen Behandlungstemperatur von 480°C bis 600°C durchgeführt, bei welcher der Kern der Kugel angelassen wird und an Härte verliert. Üblicherweise wird der Nitriervorgang begleitet von der Entstehung einer Verbundschicht (weiße Schicht) an der Oberfläche der Kugel. Ein diffusionsgehärtete Schicht (α-Fe) ist unter der Verbundschicht geformt. Deshalb weist die so geformte Nitridschicht an eine größere Adhäsion an der Grundmasse auf als ein Modifikationsfilm, der durch Vakuumauftragen oder -beschichten erhalten wird. Deshalb kann dieser nur relativ schwer von der Grundmasse abschälen.
Auf der anderen Seite ist die Verbundschicht, wie zuvor erwähnt relativ spröde und wird oftmals entfernt bevor diese in Zahnrädern, die eine verlängerte Lebensdauer (Bruch der Zahnspitze) erfordern oder bei anderen Zahnrädern verwendet wird. Jedoch haben die Erfinder herausgefunden, dass die Verbundschicht exzellente Gleiteigenschaften aufweist. Es wurde weiter entdeckt, dass die Verbundschicht besonders gut für kugelförmige Elemente, wie z.B. Wälzkörperelemente für Wälzlager, und insbesondere für Stahlkugeln mit einem Durchmesser von 4 mm oder weniger, verwendet werden kann.
Jedoch ist in den Fällen, wenn das Lager unter großen Belastungen betrieben wird, das Wälzkörperelement einer großen Scherspannung an einer Stelle tiefer als die Dicke der Nitrierschicht ausgesetzt. Der so beanspruchte Bereich weist keine ausreichende Festigkeit auf. Die Grundmasse wird beim Nitrieren einer hohen Temperatur derart ausgesetzt, dass der Kern nennenswert an Härte verliert, wodurch das die Oberflächenitrierschicht tragende Substrat eine unzureichende Festigkeit aufweist und somit plastische Verformungen auftreten können, wenn das Wälzlager einer hohen Kontaktspannung ausgesetzt ist, was zur Zerstörung der gehärteten Oberflächenschicht (Verbundschicht) führt. Aus diesem Grunde ist die Kernhärte bevorzugt bei 57 oder mehr (HRC) gehalten.
Darüber hinaus weist, wenn die Nitriertemperatur hoch ist, das so nitrierte Kugelelement eine drastisch reduzierte Kugelförmigkeit und eine drastisch erhöhte gegenseitige Durchmesserunterschiedlichkeit auf, wodurch die Genauigkeit und verschiedene Funktionen der Stahlkugeln, die zuvor erwähnt wurden, herabgesetzt sind. Deshalb ist die Nitriertemperatur bevorzugt 480°C oder geringer, oder bevorzugter 420°C oder geringer. Je niedriger die Nitriertemperatur ist, um so dichter ist die resultierende Nitridschicht und so unwahrscheinlicher ist das Formen einer zu porösen Schicht. Die so geformte Nitrierschicht weist eine hohe Härte auf und neigt zu einer geringeren Oberflächenrauhigkeit und Welligkeit nach dem Läppen. Solch eine poröse Schicht kann ein Schmieröl unter relativ guten Schmiermittelbedingungen festhalten, wodurch gute Ergebnisse in der Reibverschleißhaltbarkeit etc. bereitgestellt sind. Für den Fall, dass eine hohe Präzision erforderlich ist, kann jedoch, eine solche zu poröse Schicht das Erreichen der gewünschten Genauigkeit vereiteln. Deshalb wird eine solche zu poröse Schicht, falls sie vorhanden ist, bevorzugt soweit wie möglich vor dem Läppen entfernt.
Im Fall des gewöhnlichen Gasnitrierens jedoch, verringert sich die Reaktionswirkung des Ammoniakgases, wenn die Behandlungstemperatur erniedrigt wird. Zusätzlich wird eine dichte Cr-Oxidschicht an der Oberflächenschicht eines Stahls geformt, der einen großen Anteil an Chrom aufweist, wodurch gelegentlich ein Nitrieren verhindert wird und es unmöglich ist, eine gleichmäßige Nitrierschicht zu formen. Beim Salzbadnitrieren ist der Schmelzpunkt des Salzbades im wesentlichen hoch, wodurch die Grenze über der Behandlungstemperatur liegt. Deshalb wird als Nitrierverfahren für diese Erfindung bevorzugt ein Nv-Nitrierverfahren (Handelsname: Daido Hoxan Inc.) verwendet. Dieses Verfahren umfasst einen Fluorierungsschritt mit einem Gas auf Fluorbasis, wie z.B. NF₃ (Stickstofftrifluorid) bei einer Temperatur von ungefähr 250°C bis 400°C als Vorbehandlung und einen Nitrierschritt mit NH₃-Gas. Die vorangegangene Fluorierungsbehandlung beseitigt die Cr-Oxidschicht, welche das Nitrieren mit NH₃-Gas verhindert, und verursacht das Ausbilden einer extrem dünnen Fluoridschicht an der Oberflächenschicht, die die Oberfläche extrem aktiviert. Die Erfinder haben dann umfangreiche Studien bezüglich des vorherigen Herstellvorgangs durchgeführt und entdeckt, dass es, um eine nitrierte Stahlkugel von hoher Präzision herzustellen, erforderlich ist, dass eine Rohkugel gehärtet, angelassen und zu einer halbfertigen Kugel mit einer Kugelförmigkeit von 3,0 μm oder weniger gefertigt wird, und dann einer Nitrierung und abschließender Fertigung unterzogen wird. Deshalb kann, wenn die Nitrierung anschließend durchgeführt wird, eine extrem gleichförmige Nitrierschicht selbst bei einer niedrigeren Temperatur als 420°C, z.B. ca. 400°C, geformt werden. Die resultierende Nitridschicht, die an der Oberfläche des Materials geformt ist, ist sehr dicht. Des weiteren hat die Nitrierschicht den Vorteil, dass die Verschlechterung der Genauigkeit des Wälzkörperelements nach dem Nitrieren verhindert werden kann, wodurch das anschließende Fertigbearbeiten relativ einfach ist. Das vorangegangene Verfahren ist lediglich beispielhaft. Selbst beim Salzbadnitrieren kann der Schmelzpunkt des Salzbades auf einen Bereich von 420°C bis 430°C in Abhängigkeit der Zusammensetzung des Salzbades festgesetzt werden. Somit ist ein Nitrieren bei einer niedrigen Salzbadtemperatur bei 450°C bis 480°C durchführbar. Darüber hinaus ist ein Nitrieren mit NH₃-Gas in einer Mischung mit ungefähr 50 % bis 80 % eines kohlenstoffhaltigen Gases wie z.B. Rx-Gas (Subnitrieren) gegenüber alleinigen Nitrieren mit NH₃ als Reaktionsgas bevorzugt, weil eine Nitrierschicht mit einer relativ hohen Zähigkeit erreicht werden kann.
Als Ergebnis ist eine Nitrierschicht mit einem Hv von 900 oder mehr, bevorzugt 1100 oder mehr, an der Oberflächenschicht geformt. Die so geformte Nitrierschicht umfasst eine Verbundschicht, die aus feinen Ablagerungen, wie z.B. (Fe, Cr)_2-4N, CrN, Cr₂N und (Fe, Cr)_2-3C, um eine drastisch verbesserte Haltbarkeit zu erzielen. Die Härte Hv der so geformten Nitrierschicht ist bevorzugt ca. 1100 bis 1400 oder bevorzugter ca. 1200 bis 1400.
Wenn die Dicke der Verbundschicht in der Nitrierschicht 2 % des Durchmessers des Wälzkörperelements übersteigt, ist das Element, welches mit dem Wälzkörperelement in Eingriff steht, anfällig für Einprägungen, wodurch sich eine geringere Stoßfestigkeit ergibt. Des weiteren weist, weil die Hauptphase in der Nähe der Grenzfläche der Verbundschicht mit der Diffusionsschicht (Ausscheidungsschicht) aus α-Fe und nicht aus den vorangegangenen Nitriden besteht, weist die resultierende Verbundschicht schlechtere Gleiteigenschaften als die Erfindung auf, was zu einer leichten Verschlechterung der akustischen Eigenschaften und Reibverschleißhaltbarkeit führen kann. Entsprechend wird unter Beachtung der Zuverlässigkeit auch die Dicke der Verbundschicht definiert, und zwar von einschl. 3 μm bis einschl. 2 % von Da (2 % des Durchmessers des Wälzkörperelements).
Jedoch muss, wenn das Element, das mit dem Wälzkörperelement in Eingriff steht nur eine geringe Anfälligkeit gegenüber Einprägungen aufweist, d.h. eine große Schlagfestigkeit besitzt, die obere Grenze der Nitrierschicht nicht speziell definiert werden. Selbstverständlich führt die Bereitstellung einer Nitrierschicht in einer größeren Dicke als erfordert zu einer Verlängerung der erforderlichen Nitrierzeit, wodurch die Behandlungskosten erhöht werden und eine Reduzierung der Kugelförmigkeit nach dem Nitrieren die Bearbeitungskosten erhöht. Darüber hinaus wird die Oberflächenstruktur rau, was gelegentlich zu einer Verschlechterung verschiedener Eigenschaften führt. Wenn das Element, mit welchem das Wälzkörperelement in Eingriff steht, extrem schlagfest ist, kann das Wälzkörperelement permanent verformt werden, bevor das andere Element Einprägungen unter hohen Stoßbelastungen erhält. Diesen Fall angenommen, bedeutet es, dass je dicker die Nitrierschicht ist, um so größer ist die Festigkeit des Wälzkörperelements und um so wahrscheinlicher kann die permanente Verformung des Wälzkörperelements verhindert werden. Hierdurch wird die Schlagfestigkeit des Wälzkörperelements verbessert. Entsprechend kann selbst in diesem Fall die erlaubte Obergrenze der Dicke der Nitrierschicht bevorzugt von 1,0 % bis 6,0 % (beide eingeschlossen) oder bevorzugt davon 1,0 % bis 4,0 %, (beide eingeschlossen), des Durchmessers Da des Wälzkörperelementes betragen.
Anschließend wird das Kugelelement nitriert und dann geschnitten, so dass es mit gewünschter Präzision hergestellt ist, das bedeutet mit einer Kugelgenauigkeit vom Grad 3 oder höher gemäß JIS B 1501. In den letzten Jahren wurde es von Kugella gern, die in Datenvorrichtung wie HDD verwendet wurden, gefordert, dass sie eine noch höhere Genauigkeit der Kugelform aufweisen. Deshalb weist das Wälzkörperelement in der Erfindung bevorzugt eine Kugelförmigkeit von 0,05 μm oder weniger oder einen versetzten Durchmesserunterschied von 0,05 μm oder weniger und eine Oberflächenrauhigkeit (Ra) von 0,003 μm oder weniger auf.
Das fertiggestellte Wälzkörperelement weist eine Nitrierschicht an der Oberfläche auf, die eine extrem gleichförmige Dicke umfasst und somit Verbesserungen in akustischen Eigenschaften bei hohen Drehzahlen und (bar-in) Eigenschaften (Verschlechterung der akustischen Eigenschaften aufgrund eines Wechsels der Welligkeit der Oberfläche des Wälzkörperelementes mit der Zeit), nicht zu erwähnen die Geräuscharmut, Reibverschleißhaltbarkeit und Schlagfestigkeit. Wenn der Unterschied zwischen der maximalen und minimalen Dicke der Nitridschicht einer einzigen Kugel 5 μm übersteigt, kann eine Verschlechterung dieser Eigenschaften auftreten. Entsprechend ist die Schichtdicke der Nitrierschicht bevorzugt 3 μm oder geringer.
Lagerring: Werkstoff und Qualität des fertiggestellten Produkts
Der Lagerstahl, aus dem der Lagerring geformt ist, ist nicht auf einen Lagerstahl beschränkt, solange dieser HRC58 oder mehr erfüllt, z.B. SUJ2 gemäß JIS G 4805. Jedoch kann, wenn die Karbidpartikel in diesem Lagerstahl eine große Größe aufweisen, oder der Lagerstahl einen großen Anteil an Austenit aufweist, eine gute Geräuscharmut oder Haltbarkeit, z.B. Schlagfestigkeit, nicht erzielt werden. Entsprechend ist es bevorzugt, dass die Karbidpartikel, die in dem Lagerstahl enthalten sind, 5 μm oder kleiner in Abhängigkeit des Hauptdurchmessers sind und der Anteil an enthaltendem Austenit in dem Lagerstahl 6 Vol.-% oder geringer ist.
Bevorzugt weisen die Lagerringe einer Karbonnitrierschicht an zumindest der Wälzfläche auf. Der Grund für diese Anordnung und die kritische Bedeutung dieser Ausführung wird im Folgenden beschrieben.
Wenn ein Wälzlager einer Karbonnitrierung unterzogen wird, wird diese grundsätzlich an enthaltenem Austenit an der Oberfläche des Wälzkörperlagers zu einem großen Anteil ausgeübt, um eine verlängerte Lebensdauer des Wälzlagers bei Schmierung aufzuweisen, die durch Fremdpartikel verunreinigt ist. Wie zuvor erwähnt, ist enthaltenes Austenit auch schädlich bei sehr kleinen Wälzlagern, die geräuscharm sein müssen. Deshalb ist es nicht wünschenswert, dass Austenit in den Wälzlagern enthalten ist. Deshalb werden die Stahlwerkstoffe, die karbonnitriert und gehärtet wurden, dann angelassen bei einer Temperatur von ca. 250°C bis 320°C, um enthaltenes Austenit in einem Anteil von 1,0 Vol.-% oder weniger zu erhalten. Darüber hinaus kann eine gute Schlagfestigkeit selbst nach dem Karbonnitrieren nicht erhalten werden, solange die Karbonnitrierschicht eine Stickstoffkonzentration von 0,1 Gew.% oder mehr bei der Tiefe von 2 % des Durchmessers Da des Wälzkörperelements aufweist. Entsprechend ist die Stickstoffkonzentration in einer Tiefe von 2 % von Da 0,1 Gew.-% oder höher, bevorzugt 0,3 Gew.-% oder höher. Das Austenit, welches nach dem Härten enthalten ist, wird bevorzugt soweit wie möglich vor dem Anlassen reduziert durch ein Abkühlen des Werkstoffs auf unter null Grad oder mechanische Härtung, wie z.B. Kugelstrahlen, so dass es zu Martensit induktionsumgewandelt wird, statt direkt durch Anlassen umgeformt zu werden, wobei eine höhere Schlagfestigkeit erzielt werden kann. Bevorzugt werden Werte von HRC 62 oder mehr sichergestellt.
Die kritische Bedeutung des Falls, in dem das vorangegangene Wälzlagerelement eine Kugel ist, wird im Folgenden näher beschrieben.
Ausführungsbeispiel, in welchem das Wälzlagerelement von einem Stahl, der einen Chromanteil von 5 % bis 16 % (beide eingeschlossen) (die Summe der Anteile an C und N beträgt 0,45 % bis 0,90 %, (beide eingeschlossen) umfasst, als Grundmasse geformt ist und eine dichte Nitrierschicht mit Hv 900 oder mehr ist an der Oberfläche aufweist.
Wenn das Wälzkörperelement aus einer Grundmasse geformt ist, die einen Chromanteil von 5 % oder mehr und eine Nitridschicht mit Hv 900 oder mehr aufweist und feine Cr-Nitridpartikel an der Oberfläche enthält, ist das Wälzkörperelement oder der Lagerring weniger anfällig gegen Beschädigung während Vibrationsbelastungen, wodurch die Reibverschleißhaltbarkeit verbessert wird. Selbst wenn ein Lagerstahl einen Chromanteil von weniger als 5 %, wie z. B. SUJ2, nitriert wird, ist die resultierende Härte Hv unter 900, weshalb nur ein kleiner, wenn überhaupt ein Effekt einer Reibverschleißunterdrückung stattfindet. Deshalb wird ein Stahlwerkstoff mit einem Chromanteil von 5 % oder mehr, bevorzugt 8 % oder mehr, verwendet. Jedoch kann, wenn der Chromanteil zu groß ist, das Verhältnis der C- und N-Anteile das Entstehen von groben eutektischen Karbidpartikeln verursachen, was in einer Verschlechterung der Geräuscharmut resultiert. Deshalb wird die obere Grenze des Chromanteils auf 16 % festgesetzt. Zusätzlich zum Chrom, können nitridformende Elemente, wie z. B. Mo, V und W zusätzlich hinzugefügt werden. Der Kern des Werkstoffs neigt zum Erweichen beim Anlassen, das die Nitrierung begleitet. Aus dem später beschriebenen Grunde muß der Kern ebenfalls mit einer ausreichenden Härte versehen werden. Hierzu wird die Summe der Anteile von C und N auf 0,45 % oder mehr festgelegt, so dass eine ausreichende Härte nach dem Nitrieren erhalten werden kann. Wenn ein Stahlmaterial einen großen Anteil an Kohlenstoff aufweist, wie z.B. SUS440C, werden grobe eutektische Karbidpartikel erzeugt, die eine Verschlechterung der Geräuscharmut verursachen. Entsprechend wird die Summe des Anteils von C und N auf einschließlich 0,45 % bis einschließlich 0,90 % festgelegt. Um das Entstehen von eutektischen Karbidpartikeln zu verhindern, ist der Anteil an C bevorzugt 0,6 % oder weniger.
Ausführungsbeispiel, in welchem die Härte HRC des Kerns des Wälzkörperelements 57 oder mehr beträgt und die Karbidpartikel, die in dem Wälzkörperelement enthalten sind eine Größe von 5 μm oder geringer bezüglich ihres Haugtdurchmessers aufweisen.
Wie zuvor erwähnt, wird das Nitrieren üblicherweise bei einer Temperatur von 400°C bis 600°C durchgeführt. Während dieses Vorgangs wird der Kern angelassen und erweicht. Im Wesentlichen bildet sich durch das Nitrieren eine Verbundschicht an der Oberfläche des Materials aus. Eine durch Stickstoffdiffusion gehärtete Schicht wird an einer Stelle geformt, die tiefer ist als die der Verbundschicht. Weil Nitrieren des Bilden dieser diffusionsgehärteten Schicht verursacht, weist die Beschichtung eine sehr starke Adhäsion mit der Grundmasse auf und kann dadurch kaum abgelöst werden von der Grundmasse. Jedoch wird, wenn das Lager bei hohen Oberflächenpressungen verwendet wird, dieses einer großen Scherspannung an einer Stelle, die tiefer liegt als die der Nitridschicht, ausgesetzt. Wenn diese Stelle keine ausreichende Festigkeit aufweist, kann das Lager plastisch verformt werden, was in Zerstörung der gehärteten Oberflächenschicht mündet. Aus diesem obenbeschriebenen Grund ist die Härte des Kerns auf 57 oder mehr HRC festgelegt. Die Härte nimmt gleichmä ßig in Richtung des Kerns ab. Jedoch erreicht die Härte einen bestimmten Wert. Entsprechend bedeutet der Begriff "Kernhärte", wie er hierin verwendet wird, den asymptotischen Wert. Die Nitriertemperatur ist bevorzugt 400°C bis 460°C. Wenn grobe Karbidpartikel vorhanden sind, kann eine ausreichende Präzision während des Läppens kaum erzielt werden. Entsprechend wird die Größe der Karbidpartikel auf 5 μm oder weniger festgelegt in Abhängigkeit des Hauptdurchmessers (maximalen Durchmessers).
Ausführungsbeispiel, in welchem die Nitridschicht eine Verbundschicht und eine Diffusionsschicht umfasst, wobei die Dicke der Verbundschicht im Bereich von einschließlich 0,075 × 2 % Da bis 1,0 × 2 % Da liegt.
Weil das Nitrieren das Ausbilden einer Verbundschicht und einer Diffusionsschicht verursacht weist der Beschichtungsfilm eine starke Adhäsion mit der Grundmasse auf und kann nur sehr schwer von dieser Grundmasse abgeschält werden. Jedoch kann, wenn das Lager einer großen Scherspannung an einer Stelle ausgesetzt ist, die tiefer ist als die Nitridschicht, wie in einem Wälzlager, Abschälung auftreten. Entsprechend ist es notwendig, dass die Kernhärte wie zuvor erwähnt berücksichtigt werden muß. Die Verbundschicht (weiße Schicht) wird aus einem dichten Nitrid, wie z.B. (Fe, Cr)_2-4N, CrN und Cr₂N hergestellt und weist sehr gute Oberflächeneigenschaften auf. Während des Nitrierens entsteht eine poröse Verbundschicht in der Nähe der Oberfläche des Werkstoffs. Durch Einstellen des Rands für das Läppen, um Vertiefungen zu ermöglichen, mit einer Öffnungsgröße von 5 μm oder geringer in einem Verhältnis von mindestens einem pro 300 μm² enthalten zu sein, können die Poren einen Schmierstoff aufnehmen und einen Mikro EHL-Effekt ausüben, wobei eine bessere Wirkung bezüglich Reibverschleißhaltbarkeit, akustischer Haltbarkeit etc. gegeben ist. Wenn die Dicke der Verbundschicht erhöht wird, erhöht dies nicht nur die Behandlungskosten, sondern berührt ebenso die physikalischen Eigenschaften des Stahls, d.h., die Schlagfestigkeit wird reduziert. Wenn jedoch die Dicke der Verbundschicht geringer ist als 0,075 × 2 % Da, geht die Nitridschicht an einigen Stellen verloren (unzureichende Randschicht) oder wird uneben nach dem Läppen nachfolgend der Wärmebehandlung, wodurch die Reibverschleißeigenschaften und die akustischen Eigenschaften beeinflusst werden. Entsprechend wird die Dicke der Verbundschicht auf einen Bereich von einschließlich 0,075 × 2 % Da bis einschließ lich 1,0 × 2 % Da festgelegt. Jedoch ist diese Einschränkung auf den Fall begrenzt, wo der Lagerring keine karbonnitrierte Schicht an seiner Lauffläche, wie zuvor erwähnt, aufweist.
Ausführungsbeispiel, in welchem das Wälzkörperelement einem Läppvorgang unterzogen wird, um eine Oberflächenrauhigkeit (Ra) von 0,003 um oder weniger zu erhalten
Die Oberflächenrauhigkeit des Wälzkörperelements, welches nitriert wurde, ist sehr hoch im Vergleich mit der von Kugellagern für die Verwendung in HDD oder Ähnlichem. Deshalb kann das Wälzkörperelement, welches nitriert wurde, nicht im Hinblick auf Geräuscharmut verwendet werden. Entsprechend wird das Wälzkörperelement, welches nitriert wurde, einem Läppvorgang unterzogen und dann mit einer Genauigkeit von JIS 3-Grad oder mehr fertiggestellt. Insbesondere, wenn die Oberflächenrauhigkeit (Ra) des Wälzkörperelements 0,003 μm oder geringer ist, hat es eine bemerkenswerte Wirkung hinsichtlich Geräuscharmut und Verschleißhaltbarkeit.
1 ist eine Schnittdarstellung, die ein Kugellager gemäß dem vorliegenden Ausführungsbeispiel der Erfindung zeigt. Das Kugellager der 1 umfasst mehrere Wälzkörperelemente (Kugeln) 3, einen Innenlaufring 1, der einwärts von den Wälzkörperelementen angeordnet ist, und einen Außenlaufring 2, der auswärts von den Wälzkörperelementen angeordnet ist. Die Wälzkörperelemente 3 sind rollgeführt, während sie zwischen dem Innenlaufring 1 und dem Außenlaufring 2 gehalten sind. Der Innenlaufring 1 und der Außenlaufring 2 weisen jeweils eine Wälznut auf, die zum Führen der Wälzkörperelemente 3 eingeformt ist. Die Wälzkörperelemente 3 sind gleichmäßig voneinander beabstandet entlang der vorgeschriebenen Wälznut durch einen Käfig 4 gehalten. Ein Stickstoffatom (N) ist auf dem Wälzkörperelement 3 vorhanden.
Beispiele von Kugellagern, die als Ausführungsbeispiele der Erfindung und als Vergleichsbeispiele ausgeführt worden sind, sind sämtlich bezüglich Geräuscharmut und Haltbarkeit in der Form von Kugellagern 695 (JIS Bezugnummer) bewertet worden.
Tabelle 1
Tabelle 1 zeigt die Bestandteile der Grundmasse, die das Wälzkörperelement bildet. In Tabelle 1 erfüllen die Beispiele a bis e alle vorangegangenen Erfordernisse. Die Vergleichsbeispiele f, h, i und j erfüllen nicht die Erfordernisse für den Cr-Anteil und den (C+N)-Anteil. Das Vergleichsbeispiel g erfüllt nicht das Erfordernis für den Cr-Anteil. Bei der Herstellung des Wälzkörperelements wurde eine RohKugel geformt. Die Kugel wurde gehärtet und dann poliert zu einer gewünschten Größe, bevor sie nitriert wurde. Beim Nitriervorgang wurde Gasnitrierung bei einer Temperatur von 410°C bis 460°C für 24 bis 48 Stunden durchgeführt. Zusammen mit der durch Nitrierung entstanden Vergrößerung der fertigen Randschicht, wurde der Werkstoff dann fertigbearbeitet.
Die Qualität der fertiggestellten Wälzkörperelemente ist in der Tabelle 2 wiedergegeben. Unter diesen Eigenschaften wurde auch die Oberflächenhärte durch Messen der Härte an einer Stelle 5 μm unterhalb der Oberfläche mit einer Belastung von 50 g bei 10 Proben (n = 10) bestimmt und die Messungen dann Bemittelt. Die Dicke der Verbundschicht wurde durch Messen der Dicke der weißen Schicht (das bedeutet die Nitridschicht) an dem Stahlwerkstoff untersucht durch eine Lösung von Eisen(III)-Chlorid in Salzsäure bei 10 Stücken (n = 10) und anschließendem Mitteln der Messwerte. Die Kernhärte wurde bestimmt durch Messen der Vickers-Härte unter einer Belastung von 1 kgf bei 10 Proben (n = 10) und anschließendem Mitteln der Messwerte. Der durchschnittliche Wert wurde dann auf die Rockwell-Härte reduziert. Die Größe der Karbide wurde durch Untersuchen der Kernstruktur mit einer Vergrößerung von 3000 über 3000 μm² unter SEM, Analysieren des Bildes, Entnehmen von 10 % der größten Karbidpartikel, und anschließendem Mitteln der Hauptdurchmesser dieser Karbidpartikel, bestimmt. Die Oberflächenrauhigkeit wurde durch Messen von 10 Proben (n = 10) unter Verwendung eines einer Kugeleinheit vom Talisurf-Typ, die durch Tailor-Hobson Inc. hergestellt wird, ermittelt, wobei dann die Messwerte gemittelt wurden.
In Tabelle 2 erfüllen die Beispiele A-1 bis A-6 die vorangegangenen Erfordernisse. Vergleichsbeispiel B-1, welches den Stahl des Beispiels b verwendet, erfüllt nicht die Erfordernis hinsichtlich der Dicke der Verbundschicht. Vergleichsbeispiel B-2 und B-3, welche den Stahl des Vergleichsbeispiels f verwenden, erfüllen nicht das Erfordernis der Dicke der Verbundschicht, der Größe der Karbidpartikel und der Oberflächenrauhigkeit. Vergleichsbeispiel B-4, welches den Stahl des Vergleichsbeispiels g verwendet, erfüllt nicht die Erfordernisse der Dicke der Verbundschicht und der Oberflächenhärte. Vergleichsbeispiel B-5, welches den Stahl des Vergleichsbeispiels h verwendet, erfüllt nicht die Erfordernisse der Dicke der Verbundschicht, der Oberflächenhärte und der Kernhärte. Vergleichsbeispiel B-6 und B-7, welche den Stahl des Vergleichsbeispiels i verwenden, erfüllen nicht die Erfordernisse der Dicke der Verbundschicht, der Oberflächenhärte und der Kernhärte. Vergleichsbeispiel B-8, welches den Stahl des Vergleichsbeispiels j verwendet, erfüllt nicht die Erfordernisse der Dicke der Verbundschicht und der Kernhärte. Vergleichsbeispiel B-9 betrifft ein Hybrid-Lager, das ein aus einer Keramikkugel hergestelltes Wälzkörperelement umfasst.
Vor dem Testen der Lager bezüglich ihrer Funktion, wurde die Nitridschicht bezüglich ihrer Zuverlässigkeit unter den folgenden Bedingungen bewertet. Als Muster wurde eine Schubscheibe mit einer Größe von 60 mmϕ × 6 mm verwendet. Das Muster wurde in einem Winkel von 15° und einer Frequenz von 10 Hz und einem Seitendruck von 285 kgf/mm² zweimillionenmal hin und her bewegt. Das Muster wurde dann nach Schäden untersucht, um seine Anwendbarkeit festzustellen. Bei dieser Bewertung traten bei den Vergleichsbeispielen B-5 und B-8 Beschädigungen an der Nitridschicht aufgrund der unzureichenden Kernhärte zum ausreichenden Abstützen der Nitridschicht auf und wurden deshalb als unanwendbar bewertet. Aus diesem Grunde wurden diese Vergleichsbeispiele nicht weiter behandelt und nicht bezüglich ihrer Lagereigenschaften bewertet. Das Vergleichsbeispiel B-6 wurde aus SUJ2 hergestellt und wies daher nur eine kleine Verbundschicht (weiße Schicht) auf. Deshalb wies das Vergleichsbeispiel B-6 eine tiefere diffusionsgehärtete Schicht auf als andere Beispiele. Weil die gehärtete Schicht weit tiefer eingeformt war, als die maximale Scherspannungsstelle, wurde die Nitridschicht nicht beschädigt. Die anderen Muster hatten eine ausreichende Kernhärte und wiesen daher keine speziellen Probleme auf.
Die vorangegangenen Ergebnisse, die als anwendbar bewertet wurden, wurden zur Herstellung von Kugellagern 695 von kleinen Durchmessern entnommen. Für die Lagerringe, wurde SUJ2 gehärtet und dann bei einer Temperatur von 220°C bis 240°C für 2 Stunden angelassen. Als Käfig wurde ein Kunststoffkäfig verwendet. Als Lagerschmiermittel wurde ein Fett auf Mineralölbasis verwendet.
Die Lager wurden dann hinsichtlich ihres Verhaltens, wie anfängliche Geräusche, akustischer Haltbarkeit, Reibverschleißhaltbarkeit und Stoßfestigkeit, bewertet. Die Ergebnisse der Bewertung sind in der Tabelle 2 wiedergegeben. Für die Bewertung der anfänglichen Geräusche, wurde der Schalldruck während des Betriebs der vorangegangenen Kugellager bei einem Führungsdruck von 1,2 kgf und 1800 U/min gemessen. In Tabelle 2 wird der Wert, der durch Mittelung der 10 Proben (n = 10) erhalten wurde, als Relativwert dargestellt, wobei die gemittelten Messwerte des Vergleichsbeispiels B-7, welches aus SUJ2 alleine hergestellt wurde, als 1 vorgegeben sind. Für die Bewertung der akustischen Haltbarkeit wurde das Lager bei einem Führungsdruck von 1,2 kgf, einer Drehzahl von 7200 U/min und einer Temperatur von 70°C bei 500 Stunden betrieben und dann der Schalldruck bei einem Führungsdruck von 1,2 kgf und einer Drehzahl von 1800 U/min gemessen. Die Messungen wurden über 10 Proben (n = 10) Bemittelt. Der Durchschnittswert wird als Relativwert dargestellt, wobei das Vergleichsbeispiel B-7, welches alleine aus SUJ2 hergestellt ist, als 1 vorgegeben ist. Für die Bewertung der Reibverschleißhaltbarkeit wurde eine Messung von 10 Proben (n = 10) unter den im Folgenden beschriebenen Bedingungen durchgeführt. Diese Beispiele wurden dann bezüglich ihres Schalldrucks bei einem Führungsdruck von 1,2 kgf und einer Drehzahl von 1800 U/min gemessen. Der durchschnittliche Wert wird als Relativwert dargestellt, wobei das Vergleichsbeispiel B-7, welches allein aus SUJ2 hergestellt ist, als 1 vorgegeben ist. Für die Bewertung der Stoßfestigkeit, wurde das Kugellager einer reinen Axialbelastung von 1,2 kgf, 5 kgf und 5 kgf + 0,5 kgf, 5 kgf + 0,5 kgf × 2 usw. ausgesetzt. Die reine Axialkraft, bei welcher der Schalldruckpegel 30 mG (axiale Vibrationsbeschleunigung) größer ist als der vor dem Test gemessene, wird als Stoßwiderstandsbelastung definiert. Die Stoßwiderstandsbelastung, welche geringer war als die des Vergleichsbeispiels B-7, das allein aus SUJ2 hergestellt wurde, ist als 0, in der Tabelle dargestellt.
Bewertung der Reibverschleißhaltbarkeit
Führungsdruck: 1,2 kgf
Wackelbedingungen: 2°, 27 Hz
Wiederholung der Hin- und Herbewegung: 300000 mal
Wie es in Tabelle 2 gesehen werden kann, weisen alle Wälzkörperelemente der Beispiele gemäß des vorliegenden Ausführungsbeispiels eine Nitridschicht mit Hv von 900 oder mehr und eine Kernhärte HRC von 57 oder mehr auf und enthalten Karbidpartikel mit einer Größe von 5 μm oder weniger und sind somit extrem zuverlässig und günstig bezüglich verschiedener Funktionen. Jedoch weist das Wälzkörperelement des Vergleichsbeispiels B-1 eine Nitridschicht an der Oberfläche mit einer großen Dicke auf und weist dadurch eine geringfügig schlechtere Schlagfestigkeit als die der Beispiele auf. Das Wälzkörperelement des Vergleichsbeispiels B-2 weist eine gute Schlagfestigkeit jedoch eine leicht schlechtere Oberflächenglattheit als die der Beispiele aufgrund von groben eutektischen Karbidpartikeln, die in der Grundmasse enthalten sind, auf. Daraus ergibt sich, dass das Wälzkörperelement des Vergleichs beispiels B-2 einige der gewünschten Verbesserungen der verschiedenen Funktionen nicht erfüllt. Vergleichsbeispiel B-3 ist das gleiche wie das Vergleichsbeispiel B-2 mit der Ausnahme, dass der Nitriervorgang nicht durchgeführt wurde. Jedoch war, weil der Unterschied in der Härte zwischen Karbid und Grundmasse bemerkenswert groß war, die entstandene Oberflächenrauhigkeit extrem gut, wodurch speziell ein guter anfänglicher Schallpegel erreicht wurde. Im Vergleichsbeispiel B-4 wurde eine Grundmasse mit einem Cr-Anteil von weniger als 5 % einem Nitriervorgang ausgesetzt. Das Wälzkörperelement des Vergleichsbeispiels B-4 weist eine schlechte akustische Haltbarkeit, eine Reibverschleißeigenschaft und unzureichende Oberflächeneigenschaften im Vergleich zu denen der Beispiele auf. Im Vergleichsbeispiel B-6 wurde SUJ2 nitriert. Jedoch wies das Wälzkörperelement des Vergleichsbeispiels B-6 nur eine geringe Verbundschicht auf und hatte ein Cr-Anteil von weniger als 5 %, wodurch es schlechter war als die Beispiele in den verschiedenen Funktionen. Vergleichsbeispiel B-7 handelt von einer SUJ2-Stahlkugel. Wie zuvor erwähnt, erfüllt das Wälzkörperelement des Vergleichsbeispiels B-7 nicht die Anforderungen bezüglich akustischer Haltbarkeit und Reibverschleißhaltbarkeit. Vergleichsbeispiel B-9 behandelte ein Hybrid-Lager, das eine Keramikkugel (Si₃N₄) umfasst. Das Hybrid-Lager des Vergleichsbeispiels B-9 wies eine sehr gute akustische Haltbarkeit und Reibverschleißhaltbarkeit auf, jedoch war es schlecht bezüglich der Schlagfestigkeit.
2 zeigt das Verhältnis zwischen dem Cr-Gehalt und der Reibverschleißhaltbarkeit des Wälzkörperelements. Wie in 2 zu sehen ist, weisen die Beispiel mit einem Cr-Anteil von 5 % oder mehr eine gute Reibverschleißbarkeit auf.
3 zeigt die Messungen der Welligkeit der Wälzkörperelemente des Beispiels A-1 und Vergleichsbeispiels B-7 und B-9 vor und nach dem Reibverschleißhaltbarkeitstest. Wie erwartet zeigte das Vergleichsbeispiel B-7, welches SUJ2 verwendet, eine Verschlechterung der Wellgkeit nach dem Test. Die Wälzkörperelemente des Beispiels A-1 und des Vergleichsbeispiels B-9, welches ein Hybrid-Lager bildet, waren extrem gut in diesem Zusammenhang und zeigen, dass eine Verschlechterung der akustischen Eigenschaften aufgrund von Reibverschleiß sich auf die Lebensdauer der Wälzkörperelemente auswirkt.
4 zeigt das Verhältnis zwischen der Verbundschicht (weiße Schicht), die durch Nitrieren geformt wird, und der Schlagfestigkeit des Wälzkörperelements (gestrichelte Linie: B-9 (Keramikkugel)). Es ist ersichtlich, dass, wenn die Dicke der Verbundschicht 2 % (ca. 40 um) des Durchmessers (Da) des Wälzkörperelements übersteigt, die Schlagfestigkeit des Wälzkörperelementes verschlechtert wurde.
Tabelle 3
Tabelle 3 zeigt die Ergebnisse des Effekts der Unterschiede bei dem linearen Ausdehnungskoeffizienten bei dem Beispiel A-1 und Vergleichsbeispielen B-7 und B-9 auf den Führungsdruck, der aus dem linearen Ausdehnungskoeffizienten der Grundmasse errechnet wird. Die Berechnung wurde bei einem Temperaturbereich von 0°C bis 70°C unter der Bedingung durchgeführt, dass das Lagergehäuse aus einem ferritischen Edelstahl (10,4 × 10^–6/°C) hergestellt ist, wobei der Führungsdruck bei 20°C 0,8 kgf und der verbleibende radiale Spalt 16,5 μm ist. Wie in Tabelle 3 zu sehen ist, war das Lager des Beispiels, welches ein Stahl als Grundmasse umfasst und lediglich an der Oberfläche modifiziert war, nur geringfügig anfällig bezüglich des Effekts der Temperatur auf den Führungsdruck und war extrem gut im Halten des Widerstands gegen Lösen des Führungsdrucks, wie in dem Vergleichsbeispiel B-7, welches nur aus SUJ2 hergestellt wurde. Das Hybrid-Lager des Vergleichsbeispiels B-9, welches Si₃N₄ Keramikkugeln hergestellt wurde, führt ein komplettes Lösen des Führungsdrucks bei einer Temperatur von 70°C, wie erwartet aus.
Tabelle 4
Tabelle 4 zeigt die Messungen des spezifischen Widerstands des Beispiels A-1 und Vergleichsbeispiels B-7 und B-9. Tabelle 4 zeigt ebenso das Ergebnis der Prozentzahl mit schlechten akustischen Eigenschaften von 1000 Proben. Für die Messung des spezifischen Widerstandes wurde ein Versuchskörper mit einer Größe von 80 mm × 50 mm × 20 mm, welche in der gleichen Weise, wie die Wälzkörperelemente behandelt wurde, verwendet. Die Messung wurde durch ein vier-Sondenverfahren, das in JIS spezifiziert ist, durchgeführt. Die Prozentzahl mit schlechten akustischen Eigenschaften ist als Relativwert dargestellt, wobei das Vergleichsbeispiel B-7, welches allein aus SUJ2 hergestellt war, als 1 vorgegeben ist. Wie in Tabelle 4 zu sehen ist, weist das Vergleichsbeispiel A-1 einen gleichen spezifischen Widerstand und eine gute elektrische Leitfähigkeit auf. Als Bezug ist der spezifische Widerstand der Si₃N₄-Keramikkugel des Hybrid-Lagers des Vergleichsbeispiels B-9 dargestellt. Weil Si₃N₄ ein Isolierwerkstoff ist, weisen die Keramikkugeln einen extrem hohen Widerstand und eine niedrige elektrische Leitfähigkeit auf. Wie am besten an der Prozentzahl der schlechten akustischen Eigenschaften in Tabelle 4 gesehen werden kann, weist das Beispiel A-1 eine bemerkenswert kleine Prozentzahl an schlechten akustischen Eigenschaften auf. Dies wird vermutlich durch den synergetischen Effekt, der bei der Reduzierung der Ausfallprozentzahl, unterstützt aufgrund der Anziehungskraft von Staub durch die elektrische Leitfähigkeit des Wälzkörperelements des Beispiels und der Reduzierung von Rissen an der Kugel durch das Ausbilden der Nitridschicht mit einer hohen Härte an der Oberfläche des Wälzkörperelements. Das Hybrid-Lager des Vergleichsbeispiels B-9 zeigt eine Erhöhung der Ausfallprozentzahl an, was durch die elektrostatische Anziehung von Staub unterstützt wurde.
Die Werkstoffe, die in Tabelle 5 wiedergegeben sind, wurden von einem Stempel bearbeitet und dann entgratet oder geschnitten, um eine Rohkugel zu erzeugen, die dann gehärtet wurde. Die Werkstoffe A und B bilden Vergleichsbeispiele, die Werkstoffe C bis E bilden Beispiele.
Tabelle 5
Die Werkstoffe, welche gehärtet wurden, weisen eine Kugelförmigkeit von 8 bis 20 μm und einen versetzten Durchmesserunterschied von 8 bis 20 μm auf. Um die Werkstoffe mit einer hohen Präzision von einem dritten Grad (G3) oder höher gemäß JIS B 1501 fertigzustellen, ist ein Rand von ungefähr 100 μm erforderlich. Daraus ergibt sich, dass keine Nitridschicht über die gesamte Oberfläche der Stahlkugel erhalten werden kann. Deshalb wurde der Werkstoff, welcher gehärtet wurde, anschließend mit einer vorbestimmten Präzision fertigbearbeitet und dann einer Nitrierung und Endbearbeitung (Läppen) ausgesetzt. Eine Stahlkugel, die aus dem Werkstoff C der Tabelle 1 hergestellt ist, gehärtet wurde und mit einer Kugelförmigkeit von 1 μm fertigbearbeitet wurde, zeigt nach einer Salzbadnitrierung (550°C × 3 Std.) eine Kugelförmigkeit von 6 bis 8 μm und einen versetzten Durchmesserunterschied von 7 bis 9 μm auf und erforderte somit einen Rand von ungefähr 100 μm. Hieraus ergab sich, dass keine Nitridschicht auf der gesamten Oberfläche der Stahlkugel eingehalten werden konnte. Deshalb wurde diese Salzbadnitrierung aus der Bewertung herausgenommen. Darüber hinaus wurde die vorerwähnte Stahlkugel einer Gasnitrierung bei einer Temperatur von 480° C bei 12 Stunden ausgesetzt. Jedoch wurde eine Nitridschicht nicht gleichförmig über die gesamte Oberfläche der Stahlkugel geformt, wodurch sich eine unebene Nitrierung, teilweise aufgrund des hohen Cr-Anteils ergab. Dieser Nitriervorgang wurde ebenfalls aus der Bewertung herausgenommen.
Entsprechend wurde als Nitrierverfahren für das vorliegende Ausführungsbeispiel der vorangegangene Nv-Nitriervorgang (Daido Hoxan Inc.) verwendet, welcher eine Nitrierung bei niedrigen Temperaturen als herkömmliche Nitrierverfahren ermöglicht.
Die gleiche Untersuchung wurde bei dem Nv-Nitriervorgang (400°C bis 480°C × 12 bis 48 Stunden) durchgeführt. Hieraus ergab sich, dass die Kugelförmigkeit und der versetzte Durchmesserunterschied entsprechend im Bereich von 1,1 bis 1,5 μm und von 1,5 bis 2,0 μm, lagen.
5 zeigt den Ablauf des Herstellungsvorgangs des Wälzkörperelements. Tabelle 6 zeigt die Ergebnisse der Qualität der Wälzkörperelemente, die durch den vorangegangenen Vorgang bearbeitet wurden. Je niedriger die Nitriertemperatur ist, um so dichter und härter ist die resultierende Nitridschicht. Die so geformte Nitrierschicht zeigt eine Verbesserung der Oberflächenglattheit und Welligkeit nach dem Läppen. Entsprechend wurde die Nitrierung bei einer Temperatur von 400°C bis 420°C bei 48 Stunden durchgeführt. Die Messung der Kugelförmigkeit, des mittleren Durchmessers und der Oberflächenrauhigkeit wurde entsprechend JIS B 1501 durchgeführt. In Tabelle 6 ist der Wert der Kugelförmigkeit der maximale Wert der 10 Beispiele. Der Wert des versetzten Durchmesserunterschieds ist der Unterschied zwischen Maximalwert und Minimalwert des Durchschnittsdurchmessers der 10 Beispiele. Der Wert der Oberflächenrauhigkeit ist durch eine Mittlung der Werte der 10 Beispiele bestimmt. Für die Bewertung der Ungleichförmigkeit der Nitridschicht wurden 10 Beispiele an einem geeigneten Bereich untersucht. Nach dem Ätzen mit Salzsäurelösung von Eisen(III)-Chlorid wurden die Kugeln untersucht bezüglich der Dicke der resultierenden Verbundschicht an vier Punkten, d.h. 0°, 90°, 180° und 270° mit einer Vergrößerung von 1000 unter einem optischen Mikroskop. Der Unterschied zwischen der minimalen Dicke und der maximalen Dicke wurde bestimmt. Der Wert wurde als Durchschnitt in Tabelle 6 wiedergegeben. Bei der Messung der Dicke der Verbundschicht wurden 10 Proben für jedes Beispiel gemessen. Die Messwerte wurden dann gemittelt. Der Mittelwert ist in Tabelle 6 wiedergegeben. Für die Messung der Oberflächenhärte und Kernhärte wurde ein Mikro-Vickers-Härtemesser verwendet. 10 Proben für jedes Beispiel wurden bezüglich der Härte der Verbundschicht bei einer Tiefe von 5 um unter der Oberfläche und bezüglich der Kernhärte gemessen. Die Messwerte wurden dann gemittelt. Der Durchschnittswert ist in Tabelle 6 wiedergegeben. Die Messungen und die Größe der Karbidpartikel und der Kernstruktur wur den bei einer Vergrößerung von 3000 über 3000 μm² unter SEM untersucht. Das Bild wurde dann analysiert. 10 % der Karbidpartikel von der größten Größe wurden entnommen und der Hauptdurchmesser dieser Karbidpartikel wurde dann Bemittelt. Der Durchschnittswert ist in Tabelle 6 angegeben.
Wie in Tabelle 6 zu sehen ist, kann die Genauigkeit vom 3 Grad oder mehr nicht erreicht werden, sofern die Kugelförmigkeit der halbfertigen Kugel, die noch nitriert werden muß, nicht 3,0 μm oder weniger beträgt. Die Vergleichsbeispiele B-4 und B-5 in Tabelle 6 umfassen halbfertige Kugeln mit einer Kugelförmigkeit von größer als 3,0 μm. Weil die Nitridschicht nach der Form der halbfertigen Kugel geformt ist, wird die Nitridschicht ungleichförmig weggeschnitten während des Fertigbearbeitens. Als Ergebnis ist die Spannung während des Schneidens nicht im Gleichgewicht, was eine umgekehrte Wirkung auf die Form oder die Welligkeit hat und daraus Schwierigkeiten beim Erreichen der gewünschten Genauigkeit entstehen. Wie im Folgenden noch beschrieben wird, ist, wenn die Nitrierschicht ungleichförmig ist, eine umgekehrte Wirkung auf die Eigenschaften des Lagers ebenfalls gegeben. Aus diesem Grunde ist die Ungleichförmigkeit der Nitrierschicht bevorzugt zu minimieren. Vergleichsbeispiel B-2 befasst sich mit der Herstellung einer halbfertigen Kugel, die nach dem Härten nicht angelassen wird. Vergleichsbeispiel B-3 befasst sich mit der Herstellung von halbfertigen Kugeln, die nach dem Härten angelassen werden. Das zweite war sehr gut in seiner Genauigkeit. Das vorherige war schlechter in der Genauigkeit und musste daher mehr Zeit fürs Fertigstellen in Anspruch nehmen. Vermutlich entstand dies durch verbleibende Spannungen, die während des Härtens entstanden sind, und durch das Nitrieren gelöst wurden, wodurch eine umgekehrte Wirkung auf die Genauigkeit gegeben war. Es kann anhand der Tatsache bei dem Beispiel A-4 gesehen werden, welches Anlassen bei einer höheren Temperatur als beim Nitrieren umfasst, wodurch dieses eine geringfügig größere Genauigkeit als das Beispiel A-3 aufweist. Dies zeigt voraussichtlich, dass verbleibende Spannungen, eine sehr starke Wirkung auf die Qualität der nitrierten Stahlkugel haben.
Aus der Sicht des Werkstoffs umfassten die Werkstoffe D und E aus Tabelle 5, bei welchen Stickstoff teilweise durch ein Metall ersetzt wurde, extrem feine Karbidpartikel. Weil solche Karbidpartikel relativ leicht in der Grundmasse während der Wärmebehandlung gelöst werden können, ist der resultierende, wirksame Cr-Gehalt zwangsläufig hoch, wodurch es möglich ist, ein Produkt mit einer extrem hohen Oberflächenhärte zu erhalten. Jedoch erfüllt der Werkstoff B nicht das vorangegangene Verhältnis C % ≤ –0,05 Cr % + 1,41 %. Deshalb entstehen extrem große eutektische Karbidpartikel während des Erstarrungsschritts, wodurch der wirksame Cr- Gehalt herabgesetzt wird. Das resultierende Produkt weist eine geringere Oberflächenhärte auf als die der Beispiele. Des weiteren ist, weil die große Anzahl an groben eutektischen Karbidpartikeln in dem Werkstoff vorhanden ist, das resultierende Produkt geringfügig schlechter als die Beispiele bezüglich der Oberflächenglattheit, wodurch eine Verschlechterung der Geräuscharmut, wie im Folgenden noch beschrieben wird auch noch eintrat. Obwohl von der Tabelle ausgenommen, wurde, wenn die Dicke der Verbundschicht in der Nitridschicht 2 % des Durchmessers des Wälzkörperelements überstieg, der Abfall in der Schlagfestigkeit bestätigt. Dieser Fall wurde für die Betrachtung ausgenommen. Die Wälzkörperelemente der Beispiele X-3 bis X-5 wurden jeweils bezüglich Kugelwelligkeit gemessen. Diese Wälzkörperelemente zeigten eine Welligkeit, die extrem niedrig bei 40 npc oder weniger in H.B. (5 bis 30 Spitzen) oder 83 npc oder weniger in H.B. (30 bis 160 Spitzen) lag.
Anschließend wurde ein Kugellager 695 mit kleinem Durchmesser aus einer nitrierten Stahlkugel gemäß Tabelle 6 hergestellt. Für den Lagerring wurde SUJ2 gehärtet und einer unter Nullgradbehandlung bei einer Temperatur von -90°C bei 30 Minuten bezüglich der Schlagfestigkeit durchgeführt und dann bei einer Temperatur 160°C bis 240° für 2 Stunden angelassen, um γR (enthaltener Austenitanteil) von 6 Vol.-% oder weniger zu erhalten. Als Käfig wurde ein Kunststoffkäfig verwendet. Als Lagerschmierstoff wurde ein Schmierstoff auf Mineralölbasis verwendet. Zum Vergleich wurde ein Wälzkörperelement, das aus einem konventionellen SUJ2 hergestellt wurde, und ein Wälzkörperelement, das aus einer Silikonnitridkeramik hergestellt wurde, ebenfalls bewertet.
Die so hergestellten Lager wurden bezüglich anfänglichem Laut, akustischer Haltbarkeit, Reibverschleißbarkeit, Schlagfestigkeit, bar-in Eigenschaften, etc. bewertet. Die Ergebnisse der Bewertung sind in Tabelle 7 wiedergegeben. Für die Bewertung des anfänglichen Schallpegels, der axialen Vibrationsbeschleunigung (G-Wert), der entsteht, wenn das vorangegangene Kugellager mit einem Führungsdruck von 1,2 kg oder einer Drehzahl von 1800 U/min gemessen wurde. 10 Proben wurden gemessen. Die Messungen wurden dann gemittelt. Der Durchschnittswert ist in der Tabelle 7 als Relativwert angegeben, wobei das Vergleichsbeispiel 4, welches allein aus SUJ2 hergestellt ist, als 1 vorgegeben ist. Für die Bewertung der akustischen Haltbarkeit, wurde das Kugellager mit einem Führungsdruck von 1,2 kgf, einer Drehzahl von 7200 Upm und einer Temperatur von 70°C bei 1000 Stunden betrieben und anschließend die axiale Vibrationsbeschleunigung (G-Wert) gemessen. In ähnlicher Weise wurden 10 Proben gemittelt. Der Durchschnittswert ist in der Tabelle als Relativwert dargestellt, wobei das Vergleichsbeispiel 4, welches nur aus SUJ2 hergestellt ist, als 1 vorgegeben ist. Für die Bewertung der Reibverschleißfestigkeit wurden 10 Proben bezüglich axialer Vibrationsbeschleunigung unter den später beschriebenen Bedingungen gemessen. Die Messwerte wurden dann gemittelt. Der Durchschnittswert ist in der Tabelle als Relativwert angegeben, wobei das Vergleichsbeispiel 4, welches nur aus SUJ2 alleine hergestellt ist, als 1 angegeben ist. Für die Bewertung der Schlagfestigkeit wurde das Wälzlager einer reinen Axialkraft von 1,2 kgf, 5 kgf und 5 kgf plus 0,5 kgf, 1,0 kgf, 1,5 kgf usw. ausgesetzt. Die reine Axialbelastung bei welcher der Schalldruckpegel 30 mG (G-Wert) höher ist als der vor dem Test gemessene, ist als Schlagfestigkeitsbelastung definiert. Die Erhöhung oder Erniedrigung des Belastungswerts von der Schlagfestigkeitsbelastung des Vergleichsbeispiels 4, welches alleine aus SUJ2 hergestellt ist, ist in der Tabelle wiedergegeben. Für die Bewertung der bar-in Eigenschaften (Hochtemperaturalterungstest) wurde das Kugellager einem Führungsdruck von 2,5 kgf und einer Temperatur von 70°C für 1 Woche ausgesetzt und dann die axiale Vibrationsbeschleunigung (G-Wert) gemessen. Die Werte von 10 Proben wurden gemittelt. Der Durchschnittswert ist in der Tabelle als Relativwert angegeben, wobei das Vergleichsbeispiel 4, welches nur aus SUJ2 hergestellt, als 1 angegeben ist.
Bewertung der Reibverschleißhaltbarkeit
Führungsdruck: 1,2 kgf
Wackelbedingungen: 2°, 27 Hz
Wiederholung des Wackelvorgangs: 300000 mal
Wie in Tabelle 7 gesehen werden kann, sind die Werte für Geräuscharmut und Haltbarkeit der Beispiele extrem gut im Vergleich mit dem Vergleichsbeispiel 4, welches lediglich aus SUJ2 hergestellt ist. Die Vergleichsbeispiele 1 und 2 sind mit dem gleichen Herstellverfahren wie die Beispiele hergestellt jedoch umfassen sie eutektische Karbidpartikel mit einer Größe größer als 5 μm und geringfügig schlechterer Oberflächenglattheit als die Beispiele. Aus diesem Grund interferieren, wenn die Kugellager der Vergleichsbeispiele 1 und 2 betrieben werden, die Karbidpartikel mit der Kontaktfläche, wodurch es unmöglich wird, eine gute Geräuscharmut zu erzielen. Das Vergleichsbeispiel 3 ist eine halbfertige Kugel mit einer Kugelförmigkeit von 5 um oder mehr bevor sie nitriert wird. Wie zuvor erwähnt können solche halbfertigen Kugeln kaum die Qualität der fertiggestellten Stahlkugeln selbst erreichen und weisen eine extrem schlechte Geräuscharmut auf. Des weiteren weist die Stahlkugel eine ungleichförmige Nitridschicht an der Oberfläche und eine ungleichförmige Restspannungsverteilung auf. Deshalb ist die Stahlkugel anfällig für Wechsel der Oberflächenwelligkeit mit der Zeit und somit schlechter bezüglich der Geräuscharmut zu den Beispielen nach dem Hochtemperatur-Alterungstest. Das Vergleichsbeispiel 4 ist ein konventionelles Kugellager, das aus SUJ2 hergestellt ist. Das Kugellager ist extrem gut bezüglich Geräuscharmut, jedoch viel schlechter als die Beispiele bezüglich verschiedener Haltbarkeiten. Das Vergleichsbeispiel 5 ist ein Hybridlager, mit einem Wälzkörperelement aus einer Silikonnitridkeramik. Das Hybridlager des Vergleichsbeispiels 5 ist sehr gut bezüglich Geräuscharmut, akustischer Haltbarkeit, Reibverschleißhaltbarkeit, etc. jedoch weist die Silikonnitridkeramik einen extrem hohen Elastizitätsmodul auf und ist daher extrem schlecht bezüglich der Schlagfestigkeit. Die Silikonnitridkeramik weist einen spezifischen Widerstand von enormer Höhe bei 10¹³ bis 10¹⁴ Ω∙cm auf und kann daher sehr einfach Fremdkörper elektrostatisch anziehen, wodurch Staubgeräusche oder Unannehmlichkeiten während des Transports bei der Produktion verursacht werden können. Des weiteren weist die Silikonnitridkeramik einen linearen Ausdehnungskoeffizienten auf, der sehr klein bei 2,8 × 10^–6/°C liegt und ist somit anfällig gegen Wechsel des Führungsdrucks bei Temperaturänderung. Hierdurch ergibt sich ein Drehmomentwechsel oder in extremen Fällen, ein komplettes Lösen des Führungsdrucks.
Die verschiedenen Beispiele haben einen spezifischen Widerstand von 10^–5 Ω∙cm oder weniger, was der Größenordnung wie SUJ2 entspricht. Darüber hinaus zeigen die verschiedenen Beispiele einen leichten Abfall des linearen Ausdehnungskoeffizienten (10,8 × 10^–6/°C) von dem von SUJ2 (12,5 × 10-⁶/°C). Als Werkstoff für die Lager wird oftmals ein ferritischer Edelstahl verwendet (10,4 × 10^–6/°C). Bei diesem Werkstoff ist der Führungsdruckbelastungswechsel bei einer Temperatur von 0°C bis 70°C 0,1 kgf, wodurch sich ein größerer Vorteil ergibt, als bei einem Lager, das ausschließlich aus SUJ (0,3 kgf) hergestellt ist. Das aus Silikonnitridkeramik hergestellte Lager zeigt einen Führungsdruckbelastungswechsel bei 1,2 kgf. Daraus ergibt sich, wenn der anfängliche Führungsdruck 0,8 kgf beträgt bei 20°C, dass der Führungsdruck unter Umständen bei einer Temperatur von 70°C vollständig gelöst ist.
Wie oben erwähnt, weisen die Wälzlager der verschiedenen Beispiele bemerkenswerte Vorteile in der Haltbarkeit oder bei verschiedenen Eigenschaften, nicht zuletzt bei der Geräuscharmut, auf, wenn ein Kugellager für Datenvorrichtungen, speziell für HDD verwendet wird. 6 ist eine Schnittansicht, die das Wälzkörperelement der vorangegangenen Beispiele zeigt. In den Zeichnungen stellt der weiße Bereich eine Verbundschicht dar. Wie in 6 gesehen werden kann, ist eine dichte Nitridschicht (Verbundschicht) geformt, die sehr gleichförmig ist. 7 zeigt einige Untersuchungsergebnisse (Vergrößerung: 360) von der Oberfläche der Wälzkörperelemente des Vergleichsbeispiels 4 (SUJ2-Stahlkugel) und Beispiel 3 nach dem Reibverschleißtest. Die SUJ2-Stahlkugel des Vergleichsbeispiels 4 zeigt eine bemerkenswerte Schädigung aufgrund von Reibverschleiß auf. Dagegen zeigt Beispiel 3 nur eine geringe Schädigung. Das Muster des Reibverschleißschadens wurde selbstverständlich von dem Kontakt des Wälzkörperelements mit dem Lagerring erzeugt. Die Breite des Musters korrespondiert mit dem Hauptdurchmesser der Kontaktellipse. Die Länge des Musters korrespondiert mit der Wegstrecke des Wälzkörperelements während Wackelns. Das Muster entsteht an einer Stelle sowohl auf dem Innenlaufring als auch auf dem Außenlaufring, also insgesamt an zwei Stellen.
8 zeigt das Bewertungsergebnis bezüglich Reibverschleißhaltbarkeit des Kugellagers 695, das Wälzkörperelemente mit unterschiedlichen Verbundschichtdicken aufweist, die durch Nitrieren und Lappen in der gleichen Weise wie bei dem vorangegangenen Beispielen aus dem Material D aus der Tabelle 5 hergestellt sind. Die Ergebnisse sind in 8 als Relativwerte angegeben, wobei die Reibverschleißhaltbarkeit des Kugellagers, das aus SUJ2 alleine hergestellt ist, als 1 in Tabelle 7 vor gegeben ist. Wie in 8 zu sehen ist, zeigt, wenn die Dicke der Verbundschicht geringer als 3 μm ist, das Wälzkörperelement einen scharfen Abfall der Reibverschleißhaltbarkeit. Dies entsteht voraussichtlich dadurch, dass die Verbundschicht einen Kompositionsgradienten aufweist und die Verbundschicht relativ nahe an der Diffusionsschicht (γ'-Phase mit einer niedrigen Stickstoffkonzentration) und α-Fe als Hauptphase, wie zuvor erwähnt, umfasst. 9 zeigt das Verhältnis zwischen der Stickstoffkonzentration der Oberfläche des Wälzkörperelements und der Reibverschleißhaltbarkeit. Für das Messen der Stickstoffkonzentration an der Oberfläche des Wälzkörperelements, wurde EPMA verwendet. Die charakteristische Röntgenstrahlintensität von Stickstoff wurde gemessen mit einer Beschleunigungsspannung von 10 kV. Wie in 9 an den Ergebnissen gesehen werden kann, ist, wenn die Stickstoffkonzentration 5 % oder mehr beträgt, d.h. die Stickstoffkonzentration der errechneten Stickstoffkonzentration der γ'-Phase (5,9 %) entspricht oder höher ist, insbesondere, wenn die Verbundschicht gemäß der Erfindung geformt wird, die resultierende Wirkung sehr beachtlich. Entsprechend weist die Nitridschicht an der Oberfläche des Wälzkörperelements bevorzugt eine Verbundschicht mit einer Stickstoffkonzentration von 5 % oder mehr mit einer Dicke von 3 μm oder mehr auf. Bevorzugter weist die Verbundschicht eine Stickstoffkonzentration von 6 % oder mehr bevorzugt 7 % oder noch bevorzugter 8 % oder mehr auf. Aus Sicht der Schlagfestigkeit ist die Dicke der Verbundschicht bevorzugt 2 % oder weniger von dem Durchmesser des Wälzkörperelements.
Darüber hinaus ist, weil die Härte des Substrats, das den Verbund der Oberflächenschicht trägt bei HRC 57 oder mehr festgelegt ist, das sich daraus ergebende Wälzlager nicht beschädigt an der Oberflächenschicht und weist daher eine gute Haltbarkeit unter extrem ungünstigen Arbeitsbedingungen auf. Zum Beispiel zeigt, wenn ein 1000 Stunden Akustik-Haltbarkeitstest bei einem Führungsdruck von 6 kgf, was fünfmal so viel ist wie bei dem vorangegangenen Akustik-Haltbarkeitstest, das Vergleichsbeispiel 4 (SUJ2-Stahlkugel) eine Verschlechterung der akustischen Eigenschaften, welche dreimal oder mehr dem anfänglichen Schalldruck ist, während Beispiel 3 nur geringfügige Verschlechterung der akustischen Eigenschaften zeigt. Vergleichsbeispiel 5 (Silikonnitridkeramikkugel) zeigt eine Verschlechterung der akustischen Eigenschaften, die dam 1,8fachen des anfänglichen Schallpegels entspricht. Dies wird voraussichtlich unterstützt von der Tatsache, dass Keramik einen relativ hohen Elastizitätsmodul im Vergleich zu Stahl aufweist und daher ein höherer Flächendruck unter der gleichen Last auftritt.
Andere Ausführungsbeispiele des Wälzlagers gemäß der Erfindung werden im folgenden beschrieben. Sämtliche Lager der Beispiele des vorliegenden Ausführungsbeispiels und der Vergleichsbeispiele wurden bewertet bezüglich Geräuscharmut und verschiedener Haltbarkeiten in Form eines Kugellagers 695 (JIS-Bezugnummer). Als Wälzkörperelemente, die in diese Lager eingebaut wurden, wurden nur jene verwendet, die mit einem Grad 3 oder mehr geläppt wurden.
Das Wälzkörperelement der Erfindung wurde in der folgenden Weise hergestellt. Als Material für das Wälzkörperelement wurde ein martensitischer Edelstahl mit einem Kohlenstoffanteil von 0,45 %, einem Chrom-Anteil von 13 % und einem Stickstoffanteil von 0,15 % verwendet. Ein Drahtstab mit einem Durchmesser von 1,5 mm, der aus diesem Stahl hergestellt wurde, wurde dann einer Stempelpressbearbeitung und einem Abbrennen unterzogen, um eine Rohkugel zu erzeugen, welche dann einem Härtevorgang, einer Abkühlung unter Null Grad und einem Anlassvorgang ausgesetzt wurde. Danach wurde die so behandelte Rohkugel einer Grobbeschneidung, Kugelstrahlung, Endbearbeitung mit einem Kugelförmigkeit von 1,0 μm oder geringer, einem Nitrieren und Endfertigen (Läppen) unterzogen. Der Nitriervorgang (Handelsname oder Nitrierverfahren von Daido Hoxan Inc.) bei einer Temperatur von 410°C bis 440°C bei 24 Stunden durchgeführt. 10 zeigt ein Flussdiagramm des Herstellverfahrens des Wälzkörperelements des vorliegenden Ausführungsbeispiels (Beispiel).
Die Qualität des Wälzkörperelements ist wie folgt. Der Durchmesser Da des Wälzkörperelements beträgt 2 mm.
Die Oberflächenhärte: Hv 1200 bis 1400 (gemessen durch einen Vickers-Härtemeter unter einer Kraft von 100 g)
Kernhärte: HRC 58 – 62 (Vickers-Härte gemessen unter einer Belastung von 100 g, die dann auf Rockwell-Härte reduziert wurde)
Dicke der Nitrierschicht: 60 μm bis 80 μm (ungefähr 3 bis 4 % Da, gemessen durch Beobachtung der Oberfläche, die mit einem Marmor-Reagent geätzt wurde)
Oberflächenstickstoffkonzentration: 5,8 Gew.-% (gemessen mit einer Beschleunigungsspannung von 15 kV mit EPMA)
Neben diesen Eigenschaften weist das Wälzkörperelement eine Kugelförmigkeit von 0,5 μm oder weniger und eine Kugelwelligkeit von 40 npc in M.B (Anzahl der Spitzen pro Peripherie: 5 bis 30) und 83 npc oder weniger in H.B (Anzahl der Spitzen in der Peripherie: 30 bis 160), welches vergleichbar mit einer SUJ2-Kugel und einer Si₃N₄-Kugel ist. 11 zeigt den Bereich des Wälzkörperelements. Es kann in 11 gesehen werden, dass die dichte Nitridschicht, die an dem Wälzkörperelement geformt ist, sehr gleichförmig ist.
Um einen Lagerring zu formen, wurde SUJ2 verschiedenen Wärmebehandlungen wie in Tabelle 8 gezeigt, unterzogen. Tabelle 8 zeigt die Wärmebehandlungsqualität und die Bewertungsergebnisse dieser Art der Wälzkörperelemente (X in der Tabelle bezeichnet das Wälzkörperelement, das durch das vorangegangene Verfahren erzeugt wurde). Der Anteil des enthaltenen Austenits wurde mit einem Röntgenstrahl-Diffraktometer gemessen. Für die Messung der Stickstoffkonzentration bei einer 2 %-Da-Tiefe wurde die Stickstoffkonzentrationsverteilung dieses Bereichs durch EPMA gemessen. Für die Härtemessung wurde die Vickers-Härte unter einer Belastung von 100 g gemessen. Die Messungen wurden auf Rockwell C-Härte reduziert. Als Käfig wurde ein Kunststoffkäfig verwendet. Als Lagerschmiermittel wurde ein Antirost-Öl oder ein Fett auf Mineralölbasis verwendet.
Die Lager wurden hinsichtlich akustischer Haltbarkeit, Reibverschleißhaltbarkeit, Schlagfestigkeit, etc. bewertet. Zuerst wurde die axiale Vibrationsbeschleunigung (G-Wert), die entsteht, wenn das Kugellager mit einem Führungsdruck von 1,2 kgf und einer Drehzahl von 1800 U/min betrieben wird, gemessen, um den anfänglichen Schalldruck zu bewerten. Danach wurde das Lager verschiedenen Eigenschaftsbewertungen unterzogen. Für die Bewertung der akustischen Haltbarkeit wurden die Lager jeweils mit einem Führungsdruck von 1,2 kgf, einer Drehzahl von 7200 U/min und einer Temperatur von 70°C bei 1000 Stunden betrieben. Danach wurde wieder die axiale Vibrationsbeschleunigung (G-Wert) gemessen. Die Verschlechterung der akustischen Eigenschaften bezüglich des anfänglichen Werts wurde dann bestimmt. Der so bestimmte Wert wurde als Relativwert angegeben, wobei das Vergleichsbeispiel J-10, welches allein aus SUJ2 hergestellt ist, als 1 vorgesehen ist. Hieraus ergibt sich, dass je kleiner der Wert in der Tabelle ist, um so besser ist die akustische Haltbarkeit. Für die Bewertung der Reibverschleißhaltbarkeit wurde ein Rütteltest unter den folgenden Bedingungen durchgeführt. Die Verschlechterung der akustischen Eigenschaften ausgehend vom anfänglichen Wert wurde bestimmt. Der so ermittelte Wert wurde dann als Relativwert angegeben, wobei das Vergleichsbeispiel J-10, welches nur aus SUJ2 hergestellt wurde, als 1 vorgegeben ist. Entsprechend ist, ähnlich den Bewertungsergebnissen der akustischen Haltbarkeit, je kleiner der Wert in der Tabelle ist, um so besser die Reibverschleißhaltbarkeit.
Bestimmung der Reibverschleißhaltbarkeit
Führungsdruck: 1,2 kgf
Wackelbedingungen: 2°, 27 Hz
Wiederholung der Wackelvorgänge: 300000 mal
Zur Bestimmung der Schlagfestigkeit wurde das Kugellager einer reinen Axialbelastung von 1,2 kgf, 5 kgf, und 5 kgf plus 0,5 kgf, 1,0 kgf, 1,5 kgf usw. ausgesetzt. Die reine Axialbelastung, bei welcher die axiale Vibrationsbeschleunigung (G-Wert) 10 mG größer ist als vor dem Test, ist als Schlagfestigkeitsbelastung definiert. Der so ermittelte Wert wurde dann als Verhältnis zu dem Kontaktflächendruck des Vergleichs J-10, welches nur aus SUJ2 hergestellt ist (der Elastizitätsmodul wurde be rechnet durch Verwendung von 208000 MPa von SUJ2) bewertet. Entsprechend ist, je größer der Wert in der Tabelle ist, um so besser die Schlagfestigkeit.
Wie in Tabelle 8 zu sehen ist, sind die Beispiele 1-1 bis 1-8 gemäß der vorliegenden Ausführungsform besser im Vergleich zu den Vergleichsbeispielen J-1 bis J-12 in sowohl der akustischen Haltbarkeit, Reibverschleißhaltbarkeit und Schlagfestigkeit. Die Vergleichsbeispiele J-1 bis J-4 verwenden in Kombination Wälzkörperelemente, die gemäß des vorangegangenen Verfahrens hergestellt sind, und Lagerringe, die durch Durchhärten von gewöhnlichem SUJ2 hergestellt sind. Diese Vergleichsbeispiele sind schlechter in Bezug auf die verschiedenen Beispiele nicht nur bezüglich Schlagfestigkeit sondern auch bezüglich akustischer Haltbarkeit und Reibverschleißhaltbarkeit. Vergleichsbeispiele J-5 und J-6 bestehen in Kombination aus Wälzkörperelementen, die gemäß dem vorangegangenen Verfahren hergestellt sind, und Lagerringen, die durch Karbonitrieren und Härten eines Stahls erhalten sind. Diese Vergleichsbeispiele weisen einen großen Anteil an enthaltenem Austenit auf und es wurde somit nicht festgestellt, dass diese Verbesserungen in der Schlagfestigkeit aufwiesen. Vergleichsbeispiele J-7 bis J-9 sind ebenso in Kombination aus Wälzkörperelementen, die gemäß des vorangegangenen Verfahrens hergestellt sind, und Lagerringen, die durch Karbonitrieren und Härten von Stahl erhalten sind, hergestellt. Jedoch wurde, weil die Stickstoffkonzentration bei der 2 %-Da-Tiefe unter 0,1 % fällt oder die Anlasstemperatur höher war als die vorangegangene empfohlene Temperatur, bei diesen Vergleichsbeispielen keine Verbesserung der Schlagfestigkeit beobachtet. Die Vergleichsbeispiele J-10 und J-11 befassen sich mit konventionellen Wälzkörperlager, die allein aus SUJ2 und in Kombination aus Wälzkörperelementen aus SUJ2 und Lagerringen, die durch Karbonitrieren und Härten von Stahl erhalten sind, bestehen. Diese Vergleichsbeispiele können nicht eine Beschädigung des Wälzkörperelements verhindern und sind bezüglich Reibverschleißhaltbarkeit und akustischer Haltbarkeit weit schlechter als die Beispiele. Das Vergleichsbeispiel J-12 umfasst ein konventionelles Hybridlager mit Keramikkugeln. Das Hybridlager des Vergleichsbeispiels J-12 wurde bezüglich seiner Schlagfestigkeit als extrem schlecht empfunden. Das Vergleichsbeispiel J-12 ist ebenso unvorteilhaft in Bezug auf seine Anfälligkeit bezüglich Schmutzgeräuschen oder Transportproblemen bei der Herstellung, Drehmomentwechsel oder Lösen des Führungsdrucks, wie in dem zuvor beschriebenen Fall.
Beispiele 1-1 bis 1-8 verwenden im wesentlichen Stahl. Entsprechend weisen diese Beispiele einen spezifischen Widerstand von 10^–5 Ω∙cm oder weniger auf, was im wesentlichen dem von SUJ2 entspricht. Diese Beispiele weisen ebenfalls einen leicht geringeren linearen Ausdehnungskoeffizienten als der von SUJ2 (12,5 × 10^–6/°C) auf (im Falle des verwendeten Materials, 10,8 × 10^–6/°C). Als Lagerwerkstoff wird oft ferritischer Edelstahl verwendet (10,4 × 10^–6/°C). Bei diesem Werkstoff ist der Führungsdruckbelastungswechsel bei einer Temperatur von 0°C bis 70°C 0,1 kgf, welches einen weiteren großen Vorteil gegenüber einem aus SUJ hergestellten Lager (0,3 kgf) aufweist. Das aus Silikonnitridkeramik hergestellte Lager weist einen Führungsdruckbelastungswechsel von 1,2 kgf auf. Hieraus ergibt sich, dass, wenn der anfängliche Führungsdruck ungefähr 0,8 kgf bei 20°C ist, der Führungsdruck sich eventuell vollständig loslöst bei einer Temperatur von 70°C.
12 zeigt die Ergebnisse weiterer Studien des Verhältnisses zwischen der Anlasstemperatur und der Schlagfestigkeit des Lagerrings. 13 zeigt gemeinsam das Verhältnis zwischen der Stickstoffkonzentration bei 2 %-Da-Tiefe und der Schlagfestigkeit (enthaltenes Austenit γR ≤ 1 %, A: Abkühlen auf unter Null Grad, B: ohne Abkühlung unter Null Grad).
12 führte zu den folgenden Schlussfolgerungen. Die erste Schlussfolgerung besteht darin, dass das enthaltene Austenit extrem schädlich für die Schlagfestigkeit ist. Die zweite Schlussfolgerung besteht darin, dass selbst ein Stahlmaterial, welches fast vollständig umgewandeltes Austenit enthält, eine optimierte Anlasstemperatur aufweist und diese Anlasstemperatur starke Wirkungen ausübt. Die dritte Schlussfolgerung besteht darin, dass das Stahlmaterial bevorzugt von enthaltenem Austenit soweit wie möglich vor dem Anlassen befreit wird. Die letzte und vierte Schlussfolgerung besteht darin, dass das Stahlmaterial, welches karbonitriert wurde, entsprechend gewünschte Ergebnisse liefert. Diese Schlussfolgerungen führen voraussichtlich zu den folgenden Gründen.
Es wird angenommen, dass, wenn Austenit in der Lauffläche des Lagerrings enthalten ist (oder der Wälzfläche des Wälzkörperelements) die Streckgrenze reduziert ist, wodurch eine leichte permanente Verformung entsteht und hierdurch die Schlagfes tigkeit, wie zuvor interpretiert worden ist, sich verschlechtert. Zusätzlich zu diesem Fall kann selbst ein Stahlwerkstoff, welcher im wesentlichen vollständig umgewandeltes Austenit enthält, große Wechsel in seinen Eigenschaften in Abhängigkeit von dem inneren Aufbau des Stahls unterlaufen. 14 zeigt eine vereinfachte Darstellung des Aufbauwechsels aufgrund von Härten und Anlassen. Im wesentlichen ist, wenn ein Lagerstahl gehärtet wird, der Mf-Punkt (Temperatur, bei welcher Martensit-Umwandlung beendet ist) weit niedriger als der Ms-Punkt (Temperatur bei welcher die Martensit-Umwandlung einsetzt). Hierdurch ist es unmöglich, Austenit in Martensit vollständig durch Härten umzuwandeln. Wenn SUJ2 z.B. gehärtet wird, ist der enthaltene Austenitanteil in Höhe von 8 bis 12 %. Wenn dieser direkt durch Anlassen umgewandelt wird, wird Austenit in Bainit (Ferrit + Zementit) umgewandelt. Jedoch ist, wenn der Stahlwerkstoff, welcher gehärtet wurde, einer Induktionsumwandlung durch Abkühlen unter Null Grad unterzogen, und kugelgestrahlt wird, die Menge des erzeugten Bainit herabgesetzt, wodurch dem angelassenen Martensit eine bessere Gleichförmigkeit gegeben ist. Entsprechend zeigt 12, dass das Stahlmaterial (A), welches karbonitriert und gehärtet und dann unter Null Grad abgekühlt wurde, bessere Ergebnisse, als das Stahlmaterial (B), welches karbonitriert und gehärtet wurde und dann nicht einer Abkühlung unter Null Grad ausgesetzt wurde, und das Stahlmaterial (C), welches durchgehärtet und dann unter Null Grad abgekühlt wurde, zeigt bessere Ergebnisse, als das Stahlmaterial (D), welches durchgehärtet wurde und nicht einer Abkühlung unter Null Grad ausgesetzt wurde, wodurch gezeigt ist, dass der Anteil an Bainit bevorzugt minimiert wird, um eine gewünschte Wirkung auf die Schlagfestigkeit zu erhalten.
Wenn enthaltenes Austenit umgewandelt wird durch Anlassen, wird die Schlagfestigkeit verbessert (Bereich i), jedoch teilweise wieder verschlechtert (Bereich iii) nach vollständiger Umwandlung von enthaltenem Austenit (Bereich ii; γR ≤ 1 %). Voraussichtlich tritt dies auf, weil beim Anlassen penetrierende Elemente, wie z.B. Kohlenstoff und Stickstoff, die in Festform in Martensit gelöst sind, in Form von Karbiden oder Karbonitriden vorliegen, die dann teilweise kondensieren. Das bedeutet, dass durch die penetrierenden Elemente, wie z.B. Kohlenstoff und Stickstoff, die in Festform in Martensit gelöst sind, fixierte Versetzungen abgeschwächt werden, und die Karbide oder Karbonitride, die sich bei dem Anlassschritt niederschlagen, miteinander kondensieren, wodurch der Effekt der Pinning-Versetzung vermindert wird. Das bedeutet, dass der Mechanismus zum Intensivieren der Versetzungen entspannt wird. Der Grund, warum Karbonitrieren gewünschte Resultate erbringen kann, besteht vermutlich darin, dass festgelöster Stickstoff Versetzungen enger fixiert und die Karbonitride wirksamer agieren, um Versetzungen zu stoppen. Jedoch, wie in 13 zu sehen ist, ist die Wirkung von Stickstoff sehr klein bei Wälzlagern, solange die Stickstoffkonzentration bei einer Tiefe von 2 % des Durchmessers Da des Wälzkörperelements nicht größer als 0,1 Gew.-% oder mehr (geringfügig größer an der äußersten Schicht) ist, weil die Wälzlager einer vertikalen Scherkraft an der Oberfläche ausgesetzt sind.
Die vorangegangenen verschiedenen Ausführungsbeispiele wurden im Detail mit Bezugnahme auf Wälzkörperelemente beschrieben, bei denen diese eine Kugel ist. Jedoch kann das Wälzlager gemäß der Erfindung auch mit zylindrischen oder kegligen Wälzkörperelementen versehen sein.
Wie oben erwähnt, umfasst das Wälzlager gemäß der Erfindung eine dichte Nitridschicht, die an der Oberflächenschicht des Wälzkörperelements geformt ist und optional eine optimierte Karbonitridschicht an der Lagerringoberfläche. In dieser Anordnung ist die Verschlechterung der Haltbarkeit aufgrund von Vibrationen oder Schlagbelastungen während des Transports unterdrückt. Nicht zu vergessen die Verbesserung bezüglich Geräuscharmut. Des weiteren kann eine Verschlechterung der Schlagfestigkeit, die bei Hybridlagern erforderlich ist, verhindert werden. Das Lösen des Führungsdrucks und die schlechten akustischen Eigenschaften aufgrund von elektrostatischer Anziehung von Staub kann verhindert werden. Zur selben Zeit kann das Wälzkörperelement der Erfindung, das eine Verbundschicht mit einer extrem hohen, gleichmäßigen Härte aufweist, mit einer hohen Präzision gefertigt werden. Darüber hinaus kann es verhindert werden, dass ein Eigenschaftswechsel mit der Zeit bei hohen Temperaturen oder eine Verschlechterung der akustischen Eigenschaften unter anderen ungünstigen Arbeitsbedingungen erfolgt.
Während die Erfindung im Detail und mit Bezug auf die speziellen Ausführungsbeispiele beschrieben wurde, soll es für einen Fachmann ersichtlich sein, dass verschiedene Veränderungen und Modifikationen durchgeführt werden können, ohne die Erfindung im Kern zu verlassen.

Claims

Wälzlager mit einem Außenlaufring (2), einem Innenlaufnng (1) und mehreren Wälzkörperelementen (3) oder mit einem Außenlaufring (2), einer Welle mit einer Wälzbahn und mehreren Wälzkörperelementen, dadurch gekennzeichnet, dass die gehärteten, angelassenen und nachfolgend nitrierten Wälzkörper aus einem Lagerstahl bestehen, der einen Cr-Anteil von 3% oder mehr umfasst und das Verhältnis C % ≤ –0,05 Cr % + 1,41 % erfüllt, mit der Bedingung, dass die Summe der Anteile von Kohlenstoff und Stickstoff 0,45% oder mehr beträgt, und dass die Wälzkörperelemente (3) eine porenfreie Nitridschicht an der fertiggestellten Oberfläche aufweisen, welche Nitridschicht eine Verbundschicht mit einer Härte Hv von 900 oder mehr und eine diffusionsgehärtete Schicht umfasst, wobei eine Größe von Karbidpartikeln in dem Wälzkörperelement 5 μm oder weniger bezogen auf ihren maximalen Durchmesser beträgt.
Wälzlager nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass die Verbundschicht zumindest eine der folgenden Bedingungen erfüllt, dass die Dicke der Verbundschicht 3 μm oder mehr beträgt und die durchschnittliche Dicke der Verbundschicht nicht mehr als 2% Da beträgt, dass die Dicke der Verbundschicht (0,075 bis 1) × 2% Da beträgt oder dass die Dicke der Verbundschicht (1,0 bis 6,0) × Da% beträgt.
Wälzlager nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, dass ein Kern des Wälzkörperelements (3) eine Härte HRC von 57 oder mehr aufweist.
Wälzlager nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, dass die Kugelgestalt und gegenseitige Durchmesserunterschiede der Wälzkörperelemente (3) beide bevorzugt 0,05 μm oder weniger die Oberflächenrauhigkeit (Ra) des Wälzkörperelements bevorzugt 0,003 μm oder weniger beträgt.
Wälzlager nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, dass Unterschied zwischen der maximalen Dicke und der minimalen Dicke der Verbundschicht 5 μm oder weniger beträgt.
Wälzlager nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, dass der Anteil an enthaltenen Austenit zumindest an der Laufbahnoberfläche des Innenlaufrings, der Laufbahnoberfläche des Außenlaufrings oder der Laufbahnoberfläche der Welle 6 Vol.-% oder weniger beträgt.
Wälzlager nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, dass eine karbonitrierte Schicht einen Stickstoffanteil von 0,1 Gewichts % oder mehr in der Tiefe von 2% des Durchmessers (Da) des Wälzkörperelements (3) an zumindest der Laufbahnoberfläche des Innenlaufrings, der Laufbahnoberfläche des Außenlaufrings oder der Laufbahnoberfläche der Welle aufweist.
Wälzlager nach Anspruch 1 oder 2, dadurch gekennzeichnet, dass dieses für einen Festplattenantrieb verwendet wird.
Verfahren zur Herstellung eines Wälzlagerelements für ein Wälzlager nach Anspruch 1 oder 2, mit den folgenden Schritten in der nachfolgend angegebenen Reihenfolge: Härten und Anlassen einer Rohkugel; grobes Schneiden und Nitrieren der Rohkugel, und Entbearbeiten der Rohkugel zum Erhalt einer Kugelförmigkeit mit erwünschter Genauigkeit von 3,0 μm oder weniger.
Verfahren zur Herstellung eines Wälzlagerelements nach Anspruch 9, dadurch gekennzeichnet, dass zum Erhalt der Rohkugel ein Lagerstahl mit einem Cr-Anteil von 3% erarbeitet wird, der das Verhältnis c % ≤ –0,05 Cr % + 1,41 % erfüllt, mit der Bedingung, dass die Summe der Anteile an Kohlenstoff und Stickstoff 0,45 Gewichts % oder mehr beträgt und die Karbide eine Größe von 5 μm oder weniger bezogen auf ihren maximalen Durchmesser aufweisen.
Verfahren zur Herstellung eines Wälzlagers nach Anspruch 9 oder 10, dadurch gekennzeichnet, dass zumindest Innenlagerring (1), Außenlagerring (2) oder die Welle mit Laufbahnen aus einem karbonitrierten Lagerstahl hergestellt werden, gehärtet, einer induzierten Umwandlung zu Martensit unterzogen und angelassen wird.