DE4406252C2

DE4406252C2 - Wälzlager

Info

Publication number: DE4406252C2
Application number: DE4406252A
Authority: DE
Inventors: Kiyoshi Hirakawa; Toichi Kondo; Shigeru Okita
Original assignee: NSK Ltd
Current assignee: NSK Ltd
Priority date: 1993-02-26
Filing date: 1994-02-25
Publication date: 1998-10-22
Anticipated expiration: 2014-02-26
Also published as: JP3351041B2; DE4406252A1; GB9403619D0; GB2275509A; GB2275509B; US5439300A; JPH06307457A

Description

Die Erfindung betrifft ein Wälzlager der im Oberbegriff des Anspruchs 1 angegebenen Gattung.

Ein solches Wälzlager ist aus der US-PS 5,127,375 bekannt und stellt den gattungsbildenden Stand der Technik dar. Dieses be kannte Wälzlager ist aus einem Stahl, der neben anderen Legie rungskomponenten 0,3-0,7 Gew.-% Kohlenstoff umfaßt, herge stellt. Darüber hinaus wird dieses Wälzlager einer speziellen Wärmebehandlung, dem Einsatzhärten, unterworfen.

Ferner ist ein Wälzlager aus Chromstahl mit hohem Kohlenstoff gehalt, wie z. B. dem 100 Cr 6, bekannt und wird beispielsweise als automatisches Selbsteinstellungs-Wälzlager, wie z. B. in einer Papierherstellungsvorrichtung (Papiermaschine), verwen det. Des weiteren sind Wälzlager, die aus Einsatzstählen mit einem Kohlenstoff-Gehalt bis etwa 0,2 Gew.-% hergestellt sind, bekannt. Beim Einbau solcher Wälzlager werden diese oft mit einer hohen Einpaß-Spannung von über 100 MPa beaufschlagt, um zu verhindern, daß sich der Innenlaufring des Wälzlagers und die Welle verschieben. Um nun leicht eine Einpaß-Spannung ausüben zu können, wird der Innenlaufring, dessen innere, zy lindrische Oberfläche kegelförmig ist, auf die kegelförmige Welle unter Druck montiert.

Wird ein Lager unter Spannung eingepaßt, kann die Einpaß- Spannung von über 100 MPa bei Überlagerung mit der Wälzbeanspruchung bewirken, daß der Innenlaufring axial reißt, wenn ein nichtmetallisches Fremdmaterial in der Nähe der Laufringbahn angeordnet ist.

Um diese Schwierigkeit zu eliminieren, wurden bisher die in der Druckschrift "HTM47" (1992), Heft 4, beschriebenen Verfah ren angewendet, die auf dem allgemeinen technischen Wissen be ruhen, daß es höchst wirksam ist, die Druck-Eigenspannung der Laufringbahn zu erhöhen oder die Bruchzähigkeit des Materials selbst zu erhöhen. Das heißt, der vollständig gehärtete Stahl (Chromstahl) wird zwischenstufenvergütet oder es wird, wie auch in der US-PS 5,127,375 beschrieben, ein karburierter Stahl (Einsatzstahl) einsatzgehärtet, um die Druck- Eigenspannung der Laufringbahn zu erhöhen.

Bei solchen Wärmebehandlungsverfahren treten jedoch die fol genden Probleme auf:
Das Verfahren zur Zwischenstufenvergütung des vollständig ge härteten Stahls hat den folgenden Nachteil:
Die angestrebte Erhöhung der Bruchfestigkeit läßt sich nur dann wirksam erzielen, wenn das Gefüge des durchgehärteten La gers sich vollständig in das Zwischenstufengefüge umwandelt. Eine vollständige Umwandlung des Gefüges ist aber mit verhält nismäßig viel Zeit verbunden, was sich insbesondere bei größe ren Lagern auswirkt. Der Zeitaufwand dieser Wärmebehandlung wirkt sich negativ auf die Herstellungskosten solcher Wälzla ger aus.

Das Verfahren, bei dem ein karburierter Stahl (Einsatzstahl) verwendet wird, ist wirksam in bezug auf die Verhinderung des Auftretens von Rissen im Innenlaufring, der unter einer Ein paß-Spannung von mehr als 130 MPa verwendet wird, weil eine Druck-Eigenspannung in der Größenordnung von -200 MPa in der Innenlaufringbahn durch Steuerung der Karburierungs-, Här tungs- und Anlaß- bzw. Vergütungsbedingungen erzeugt werden kann. Das Verfahren hat jedoch noch den Nachteil, daß dann, wenn ein Stahlmaterial mit einem geringen Kohlenstoffgehalt von etwa 0,20 Gew.-% karburiert (aufgekohlt) wird, die Aufkoh lung verhältnismäßig lange dauert.

Andererseits ist die Karburierungszeit proportional zum Qua drat der Karburierungstiefe. Deshalb ist für mittlere und gro ße Lager, die eine tiefer karburierte Schicht erfordern, die Produktivität geringer; d. h., ihre Herstellungskosten sind un vermeidlich höher.

Schließlich ist die Lebensdauer herkömmlich hergestellter La ger, die einer hohen Einpaß-Spannung ausgesetzt sind und mit einem Hochtemperatur-Schmiermittel mit zugemischtem Fremdmate rial verwendet werden, nicht befriedigend.

Im Hinblick auf die vorstehenden Angaben besteht die Aufgabe der vorliegenden Erfindung darin, ein Wälzlager mit einem In nenlaufring (einer Innenlaufbahn) zu schaffen, das unter einer hohen Einpaß-Spannung von über 130 MPa verwendet und schneller be- bzw. verarbeitet werden kann als ein übliches Wälzlager und über eine ausreichend lange Lebensdauer verfügt.

Diese Aufgabe wird durch den Gegenstand des Anspruchs 1 ge löst.

Eine bevorzugte Ausführungsform ist im Unteranspruch 2 angege ben.

Vorzugsweise kann die Dimensionsbeständigkeit verbessert wer den, was besonders dann vorteilhaft ist, wenn der Innen laufring unter einer hohen Einpaß-Spannung insbesondere mit einem Hochtemperatur-Schmiermittel mit zugemischten Fremdmate rialien verwendet wird.

Der Vorteil kann insbesondere darin bestehen, daß die Menge an Rest-Austenit so eingestellt ist, daß eine Dimensionsausdeh nung verhindert ist.

Die obengenannten Daten beruhen auf den folgenden Fakten:

(1) Die Differenz (ΔC = C₁-C₂) zwischen dem Kohlenstoffge halt (C₁) der Oberflächenschicht und dem Kohlenstoffgehalt (C₂) des Kerns des Innenlaufringes beträgt mindestens 0,4 Gew.-%:
Die Fig. 3 zeigt in Form einer graphischen Darstellung die Kompressions-Eigenspannung in Abhängigkeit von der Rißbil dungs-Lebensdauer eines Innenlaufringes für den Fall der Anwendung einer Einpaß-Spannung von 200 MPa auf die Laufringbahn des Innenlaufringes, der mit einer Kompressi ons-Eigenspannung beaufschlagt worden ist durch das Carbu rieren (Aufkohlen), wobei die Rißbildungs-Lebensdauer des Innenlaufringes gemessen wurde. Wie aus der graphischen Darstellung hervorgeht, ist dann, wenn der Absolutwert der Kompressions-Eigenspannung des Laufringweges 160 MPa oder mehr beträgt, die Lebensdauer sehr lang, d. h. sie beträgt mehr als 10⁸ Umdrehungen, und der Innenlaufring kann mit einem hohen Wirkungsgrad verwendet werden selbst bei einer hohen Einpaß-Spannung von über 130 MPa.
Die Fig. 4 zeit ebenfalls in Form einer graphischen Dar stellung die Beziehung zwischen der Kompressions- Eigenspannung der Laufringbahn und der Differenz ΔC. Wie aus der Fig. 4 ersichtlich, ist es zur Erhöhung des Abso lutwertes der Kompressions-Eigenspannung der Laufringbahn auf 160 MPa oder höher erforderlich, die Differenz (ΔC = C₁-C₂) zwischen dem Kohlenstoffgehalt (C₁) der Oberflächen schicht und dem Kohlenstoffgehalt (C₂) des Kerns des In nenlaufringes auf mindestens 0,4 Gew.-% einzustellen. In der Fig. 4 geben die mit (x) markierten Daten an, daß auch dann, wenn ΔC < 0,4 Gew.-%, der Absolutwert der Kompressi ons-Eigenspannung größer ist als 160 MPa; dies ist jedoch bei den nachstehend beschriebenen anderen Bedingungen (bei einem Kohlenstoffgehalt von 0,3 bis 0,7 Gew.-%) ausgeschlossen.
(2) Der Kohlenstoffgehalt eines Legierungsstahls für die Herstellung des Innenlaufringes beträgt 0,3 bis 0,7 Gew.-%:
Die Fig. 5 zeigt in Form einer graphischen Darstellung die Beziehung zwischen den Kohlenstoffgehalten der Legierungs stähle, die für die Herstellung der Innenlaufringe verwen det worden sind, und der Kompressions-Eigenspannung der Laufringbahnen der Innenlaufringe, die ihnen durch Carbu rierung oder Carbonitrierung auferlegt worden sind. Wie aus der Fig. 5 ersichtlich, ist es dann, wenn der Kohlen stoffgehalt mehr als 0,7 Gew.-% beträgt, unmöglich, auf die Innenringbahn eine hohe Kompressions-Eigenspannung an zuwenden, deren Absolutwert über 160 MPa beträgt.
Andererseits kann dann, wenn der Kohlenstoffgehalt auf 0,3 Gew.-% oder mehr erhöht wird, die für die Carburierung oder Carbonitrierung erforderliche Zeitspanne abgekürzt werden.
In der Fig. 6 sind die Zeitspannen angegeben, die bei un terschiedlichen Kohlenstoffgehalten der Legierungsstähle für die Carburierung der Legierungsstähle auf dieselbe Tiefe erforderlich sind (der C-Gehalt der Oberfläche be trägt 1,0 Gew.-% und der C-Gehalt in einer Tiefe von 1 mm beträgt 0,75 Gew.-%). Wie aus der Fig. 6 ersichtlich, ist die Carburierungs-Zeitdauer sehr lang, wenn der Koh lenstoffgehalt weniger als 0,3 Gew.-% beträgt. In der Fig. 6 ist die Carburierungs-Zeit bei einem Kohlenstoffgehalt von 0,2 Gew.-% etwa doppelt so lang wie diejenige bei ei nem Kohlenstoffgehalt von 0,3 Gew.-%.
In der Fig. 5 genügen die mit (0) markierten Daten sowohl der Bedingung "Kohlenstoffgehalt von 0,3 bis 0,7 Gew.-%" als auch der Bedingung "ΔC ≧ 0,4 Gew.-%". Bei diesen Daten beträgt der Absolutwert der Kompressions-Eigenspannung mehr als 160 MPa und die Carburierungsdauer ist kurz.
(3) Der Kohlenstoffgehalt (C₁) der Oberflächenschicht der Laufringbahn des Innenlaufringes beträgt höchstens 1,3 Gew.-%:
Wenn der Kohlenstoffgehalt (C₁) der Oberflächenschicht der Laufringbahn des Innenlaufringes mehr als 1,3 Gew.-% be trägt, werden auf der Laufringbahn große Carbide gebildet, wodurch die Wälz-Lebensdauer herabgesetzt wird.
(4) Der Chromgehalt des Legierungsstahls, der verwendet werden soll, liegt in dem Bereich von 0,8 bis 3,0 Gew.-%:
Zur Verbesserung der Verschleißfestigkeit (Abriebsbestän digkeit) ist es bevorzugt, einen Legierungsstahl zu ver wenden dessen Chromgehalt mindestens 0,8 Gew.-% beträgt (Tabelle II). Wenn andererseits der Chromgehalt in dem Le gierungsstahl über 3,0 (insbesondere 2,5) Gew.-% liegt, werden größere Carbide auf der Laufringbahn gebildet, wo durch die Wälz-Lebensdauer des Innenlaufringes vermindert wird (Tabelle II).
(5) Die Menge des Rest-Austenits des Innenlaufringes be trägt 4,0 Vol.-% oder weniger:
Wenn die Menge des Rest-Austenits γ_R 4,0 Vol.-% oder weni ger beträgt, liegt die Dimensionsänderungsrate innerhalb ± 0,010% und die Dimensionsbeständigkeit ist zufriedenstel lend, so daß der thermische Stabilitäts-Code 27 des ISO-Stan dards erfüllt ist (Fig. 7).
(6) Die Härte der Innenlaufbahn liegt in dem Bereich von Hv 720 bis Hv 760:
Wenn die Härte größer ist als Hv 720, beträgt die Lebens dauer (Gebrauchsdauer) mit dem Hochtemperatur-Schmiermit tel mit zugemischtem Fremdmaterial 2,0×10⁶ Cyclen oder mehr, die groß genug ist für die praktische Verwendung des Wälzlagers (Fig. 8). Der obere Grenzwert der Härte der Laufringbahn, Hv 760, wurde gewählt, weil es schwierig ist, mit den erfindungsgemäßen Materialien eine Härte von Hv 760 zu überschreiten.

Die Erfindung wird nachstehend unter Bezugnahme auf die beiliegenden Zeichnungen näher erläutert. Es zeigen:

Fig. 1 ein Konturen-Diagramm einer Rißbildungs-Lebens dauer-Testvorrichtung eines Innenlaufringes, wie sie in erfindungsgemäßen Ausführungsformen ver wendet wird;

Fig. 2 ein Konturen-Diagramm einer Verschleißfestig keits-Testvorrichtung vom Saban (phonetischen)- Typ, wie sie in erfindungsgemäßen Ausführungs formen verwendet wird;

Fig. 3 eine graphische Darstellung der Beziehung zwi schen der Kompressions-Eigenspannung und der Rißbildungs-Lebensdauer, die enthalten sind in den Ergebnissen der Bewertung der Proben bei ei ner ersten Ausführungsform der Erfindung;

Fig. 4 eine graphische Darstellung der Beziehung zwi schen den Kompressions-Eigenspannungs-Werten und den Differenzen ΔC (zwischen dem Kohlenstoffge halt der Oberflächenschichten und dem Kohlenstoffgehalt der Kerne der Proben), die in den Ergebnissen der Bewertung der Proben bei der ersten Ausführungsform der Erfindung enthalten sind;

Fig. 5 eine graphische Darstellung der Beziehung zwi schen den Kompressions-Eigenspannungs-Werten und den Kohlenstoffgehalten der verwendeten Legie rungsstähle, die in den Ergebnissen der Bewer tung der Proben in der ersten Ausführungsform der Erfindung enthalten sind;

Fig. 6 eine graphische Darstellung der Beziehung zwi schen den Kohlenstoffgehalten der verwendeten Legierungsstähle und den für die Carburierung derselben erforderlichen Zeitspannen, die in den Ergebnissen der Bewertung der Proben in der er sten Ausführungsform der Erfindung enthalten sind;

Fig. 7 eine graphische Darstellung der Beziehung zwi schen den Mengen an Rest-Austenit γ_R und den Di mensionsänderungsraten, die in den Ergebnissen der Bewertung der Proben in einer zweiten Aus führungsform der Erfindung enthalten sind; und

Fig. 8 eine graphische Darstellung der Beziehung zwi schen der Härte der Laufringbahnen der Innen laufringe und der Lebensdauer der Innenlaufringe mit einem mit einem Fremdmaterial gemischten Hochtemperatur-Schmiermittel, die in den Ergeb nissen der Bewertung der Proben in der zweiten Ausführungsform der Erfindung enthalten sind.

Nachstehend werden bevorzugte Ausführungsformen der Erfin dung unter Bezugnahme auf konkrete Ausführungsbeispiele näher beschrieben.

Erste Ausführungsform

Es wurden Lager-Innenlaufringe hergestellt unter Verwen dung einer Vielzahl von Legierungsstählen, deren wesentli che Komponenten mit Ausnahme von Fe unter den Nummern 1 bis 34 in den folgenden Tabellen I und II angegeben sind. Wie in Fig. 1 dargestellt, wurde ein Rißbildungs-Lebens dauer-Test für Innenlaufringe durchgeführt mit zylin drischen Wälzlagern 1, welche die so hergestellten Innen laufringe 11 enthielten.

Insbesondere wurde jeder der unter Verwendung der obenge nannten Vielzahl von Legierungsstählen hergestellten In nenlaufringe in der Mitte der Laufringbahn halb-elliptisch eingekerbt, wie bei 2 in der Fig. 1 dargestellt. Danach wurden die Innenlaufringe carburiert, gehärtet und getem pert (vergütet) bei den in den Tabellen I und II angegebe nen Temperaturen und dann wurden sie durch Polieren ober flächenbehandelt zur Bildung von Innenlaufringen 11 mit kegelförmigen inneren zylindrischen Oberflächen. In diesem Zusammenhang waren die Wärmebehandlungs-Zeiträume wie folgt: für das Carburierungsverfahren mit Rx-Gas waren die Carburierungszeiten wie in Fig. 6 angegeben entsprechend den Kohlenstoffgehalten der Legierungsstähle. Die Här tungsdauer wurde auf 40 min eingestellt und die Tempe rungsdauer wurde auf 120 min eingestellt.

Jeder der so geformten Innenlaufringe 11 wurde auf eine kegelförmige Welle 3 unter Druck aufgesetzt, wobei eine Einpaß-Spannung (von 200 Mpa) auf den Innenlaufring 11 einwirken gelassen wurde. Unter diesen Bedingungen wurde die kegelförmige Welle 3 mit einer Geschwindigkeit von 1800 UpM in Rotation versetzt mit einem Radialgewicht von 38 000 N. Das heißt, die Laufringbahn des Innenlaufringes 11 wurde mit einer Wälz-Beanspruchung beaufschlagt, um die Kerbe (den Bruch) 2 zu vergrößern. Unter diesen Bedingun gen wurde die Anzahl der Umdrehungen gemessen, bis der In nenlaufring 11 axial brach.

Andererseits wurden vor Durchführung des Innenlaufring Rißbildungs-Lebensdauer-Tests der Kohlenstoffgehalt (C₁) der Oberflächenschicht der Laufringbahn des wärmebehandel ten Innenlaufringes 11 und der Kohlenstoffgehalt (C₂) des Kerns des letzteren bestimmt und es wurde die Differenz ΔC = C₁-C₂ errechnet und es wurde die Kompressions-Eigen spannung der Laufringbahn des Innenlaufringes 11 gemessen.

Es wurden Abriebs-Testproben hergestellt unter Verwendung der vorstehend beschriebenen Vielzahl von Legierungsstäh len und es wurde ein Abriebstest mit ihnen durchgeführt unter Verwendung einer Abriebstestvorrichtung vom Saban (phonetischen)-TYP. Insbesondere wurden eine stationäre Probe 41 und eine Rotationsprobe 42 aus der gleichen Stahllegierung hergestellt und mit der Testvorrichtung verbunden. Danach wurden ein Beschwerungsgewicht 43 und ein Ausgleichsgewicht 44 auf die Testvorrichtung aufge setzt, um einen anfänglichen Oberflächendruck von 100 MPa zu erzielen. Unter diesen Bedingungen wurde die Rotations probe 42 mit einer Geschwindigkeit von 1 m/s gegenüber der stationären Probe 41 gedreht, um den Grad des Abriebs (Verschleißes) festzustellen. Wenn der spezifische Ab riebsverlust 1,5×10⁻⁷ mm³/kgf.mm oder weniger betrug, wurde er als akzeptabel angesehen.

Außerdem wurde die Laufringbahn des wärmebehandelten In nenlaufringes unter einem Elektronenmikroskop betrachtet, um festzustellen, ob sich große Carbide darauf gebildet hatten oder nicht.

Die vorstehend beschriebenen verschiedenen Bedingungen und Testergebnisse von konkreten Beispielen des erfindungsge mäßen Innenlaufringes sind in der Tabelle I angegeben und diejenigen von Vergleichsbeispielen des Innenlaufringes sind in der Tabelle II angegeben. Die Testergebnisse sind graphisch dargestellt in den Fig. 3, 4 und 5. Die Fig. 6 gibt die Zeitspannen an, die erforderlich waren für die Carburierung der Innenlaufringe bis zu einer vorgegebenen gleichen Tiefe (der C-Gehalt der Oberfläche betrug 1,0 Gew.-% und der C-Gehalt in einer Tiefe von 1 mm betrug 0,75 Gew.-%), bezogen auf die Kohlenstoffgehalte der Le gierungsstähle.

Der Absolutwert der Kompressions-Eigenspannung der unter den Bedingungen Nr. 1 bis 15 in der Tabelle I hergestell ten Innenlaufringe, die konkreten Beispielen des er findungsgemäßen Innenlaufring entsprechen, betrug jeweils 160 MPa oder mehr und die Innenlaufring-Rißbildungs-Le bensdauer war jeweils lang mit 10⁸ Umdrehungen oder höher. Das heißt, bei ihnen trat kaum ein Bruch (Rißbildung) auf. Außerdem wiesen die Innenlaufringe eine hohe Verschleißfe stigkeit (Abriebsbeständigkeit) auf und auf ihren Ring laufbahnen wurden keine großen Carbide gebildet.

Bei den Vergleichsbeispielen, die unter den Bedingungen Nr. 16 und Nr. 19 bis 29 hergestellt wurden, war die Dif ferenz ΔC zwischen dem Kohlenstoffgehalt (C₁) der Oberflä chenschicht der Ringlaufbahn und dem Kohlenstoffgehalt (C₂) des Kerns geringer als in den erfindungsgemäßen Bei spielen. Die Innenlaufringe wiesen kleine Absolutwerte der Kompressions-Eigenspannung auf und die Innenlaufring-Riß bildungs-Lebensdauer war kurz.

Die Vergleichsbeispiele entsprechend den Bedingungen Nr. 16 bis 19 wiesen eine geringe Verschleißfestigkeit (Abriebsbeständigkeit) auf, weil die Chromgehalte in den Legierungsstählen niedrig waren. Zur Verbesserung der Ver schleißfestigkeit (Abriebsbeständigkeit) ist es daher be vorzugt, einen Legierungsstahl zu verwenden, dessen Chrom gehalt mindestens 0,8 Gew.-% beträgt. Außerdem war bei den Legierungsstählen der Innenlaufringe gemäß den Bedingungen Nr. 16 bis 19 der Kohlenstoffgehalt niedriger als bei den jenigen der konkreten Beispiele der Erfindung und ihre Carburierung dauerte verhältnismäßig lange, wie in Fig. 6 dargestellt.

In jedem der Vergleichsbeispiele gemäß den Bedingungen Nr. 30 bis 33 wies der verwendete Legierungsstahl einen gerin geren Kohlenstoffgehalt auf als in den erfindungsgemäßen Proben und der Absolutwert der Kompressions-Eigenspannung der Laufringbahn war gering und die Innenlaufring-Rißbil dungs-Lebensdauer war kurz. Außerdem war in jedem der Ver gleichsbeispiele gemäß den Bedingungen Nr. 30 bis 32 die Menge des in dem Legierungsstahl enthaltenen Chroms höher, 3,5 Gew.-%, als in anderen und deshalb wurden auf der Laufringbahn große Carbide gebildet, wodurch die Wälz- Lebensdauer des Innenlaufringes herabgesetzt wurde. Auf grund dieser Tatsache und unter Berücksichtigung der vor stehend angegebenen Verschleißfestigkeit (Abriebsbestän digkeit) ist es bevorzugt, daß der Chromgehalt eines Le gierungsstahls, wie er verwendet werden soll, in dem Be reich von 0,8 bis 3,0 Gew.-% liegt.

In dem Vergleichsbeispiel gemäß der Bedingung Nr. 34 in der Tabelle II war der Kohlenstoffgehalt der Oberflächen schicht der Laufringbahn größer als in den erfindungsgemä ßen konkreten Beispielen und auf der Laufringbahn wurden große Carbide gebildet, wodurch die Wälz-Lebensdauer des Innenlaufringes verringert wurde, obwohl der Chromgehalt des Legierungsstahls nicht mehr als 3 Gew.-% betrug.

Zweite Ausführungsform

Die zweite Ausführungsform bezieht sich auf ein Wälzlager, das frei von den vorstehend beschriebenen Schwierigkeiten ist und auch unter einer hohen Einpaß-Spannung von über 130 MPa verwendet werden kann und bei dem die Carburie rungs- oder Carbonitrierungszeit kürzer ist als bei konventionellen Wälzlagern und das eine lange Betriebsle bensdauer hat, selbst wenn es zusammen mit einem Hochtem peratur-Schmiermittel mit zugemischtem Fremdmaterial ver wendet wird, und bei dem der Innenlaufring eine hohe Dimensionsbeständigkeit aufweist.

Zur Herstellung von Lager-Innenlaufringen mit einem Innen durchmesser von 80 mm, einem Außendurchmesser von 100 mm und einer Breite von 16 mm wurde eine Vielzahl von Legie rungsstählen verwendet, deren Komponenten mit Ausnahme von Fe unter den Nummern 35 bis 48 in der folgenden Tabelle III angegeben sind. Die so gebildeten Innenlaufringe wur den unter den in der Tabelle III angegebenen Temperaturbe dingungen wärmebehandelt. Danach wurde wie bei der ersten Ausführungsform ein Innenlaufring-Rißbildungs-Lebensdauer- Test durchgeführt, die Kompressions-Eigenspannung wurde gemessen, es wurde ein Verschleißfestigkeits-Test durchge führt und es wurde festgestellt, ob sich große Carbide bildeten, wobei die in der Tabelle III angegebenen Ergeb nisse erhalten wurden. In diesem Zusammenhang waren die Wärmebehandlungs-Zeiträume wie folgt: für das Carburie rungsverfahren mit Rx-Gas waren die Carburierungszeiten wie in der Fig. 6 angegeben entsprechend den Kohlenstoff gehalten der Legierungsstähle. Die Härtungszeit wurde auf 40 min eingestellt und die Temperungszeit (Vergütungszeit) wurde auf 120 min eingestellt.

Außerdem wurde die Menge an Rest-Austenit in der Oberflä chenschicht (100 µm von der Oberfläche entfernt) der Lauf ringbahn jedes Innenlaufringes durch Röntgenbeugung be stimmt (der hier verwendete Ausdruck "Menge an Rest-Auste nit" steht für den Rest-Austenit in der Oberflächenschicht der Laufringbahn), es wurden ein Lebensdauer-Test mit ei nem Hochtemperatur-Schmiermittel mit zugemischtem Fremdmaterial, ein Laufringbahn-Vickers-Härte-Test und ein Dimensionsbeständigkeitstest durchgeführt, wobei Ergeb nisse erzielt wurden, wie sie in der folgenden Tabelle IV angegeben sind.

Im Hinblick auf die Rißbildungs-Lebensdauer und die Dimen sionsbeständigkeit sollten dann, wenn der Innenlaufring unter einer hohen Temperatur verwendet wird, die innere Zone sowie die Kernzone des Innenlaufringes (d. h. der ge samte Abschnitt des Innenlaufringes) der Bedingung genü gen, daß die Menge des Rest-Austenits nicht mehr als 4,0 Vol.-% beträgt. Es sei jedoch darauf hingewiesen, daß in der Oberflächenzone die Menge des Rest-Austenits größer ist als in der Kernzone wegen der Menge des Kohlenstoffs bei der Carburierungsbehandlung, so daß dann, wenn die Be dingung der Oberflächenzone erfüllt ist, man sagen kann, daß die Bedingung des gesamten Abschnitts des Innen laufringes unter einer Qualitätskontrolle ebenfalls, er füllt ist. Deshalb wurde die Menge des Rest-Austenits be stimmt durch Betrachtung der Oberflächenzone des Innen laufringes.

Die Innenlaufringe entsprechend den Bedingungen Nr. 39 und 40 wurden nicht carburiert, sondern carbonitriert mit ei nem Gas, das hergestellt wurde durch Zugabe von 5% NH₃-Gas zu Rx-Gas. Die Innenlaufringe entsprechend den Bedin gungen Nr. 39, Nr. 47 und Nr. 48 wurden nach dem Härten einer Tieftemperatur-Behandlung bei einer Temperatur von -80°C unterzogen und dann getempert (vergütet). Der Lebensdauer-Test mit dem Hochtemperatur-Schmiermittel mit zugemischtem Fremdmaterial und der Dimensionsbeständig keitstest wurden wie folgt durchgeführt:

Lebensdauer-Test mit einem Hochtemperatur-Schmiermittel mit zugemischtem Fremdmaterial

Es wurden Drucklager (Axiallager) hergestellt, die Innen laufringe (Nr. 38-48) aus den gleichen Materialien mit der gleichen Wärmebehandlung wie die vorstehend beschriebenen, davon verschiedenen Innenlaufringe (Nr. 35-48) enthielten, und auf eine Lebensdauer-Testvorrichtung vom Druck-Typ, wie in der Publikation "Special Steel Handbook", erste Auflage (herausgegeben von Denki Seikoh Kenkyuujo, publi ziert von Rikohsha, 25. Mai 1969, S. 10 bis 12, beschrie ben, montiert, und es wurde ein Lebensdauer-Test mit dem Schmiermittel mit zugemischtem Fremdmaterial durchgeführt und es wurde die L₁₀-Lebensdauer unter den folgenden Be dingungen gemessen:

eingemischtes Fremdmaterial:
Eisenpulver mit einer durchschnittlichen Korngröße von 100 µm
H_RC: 52
zugemischte Menge 100 ppm
Schmiermittel:
Hochtemperatur-Turbinenöl
Mobile Sekiyu (Co. Ltd.) Jet Oil II (entsprechend MIL-L-22 699C)
Belastungsbedingungen: P_max = 4900 MPa
Lagerumdrehungsgeschwindigkeit: 1000 UpM
Testtemperatur: 130°C.

Der Lebensdauer-Test wurde mit 10 Lagern pro jeweiliger Gruppe von Drucklagern, die den gleichen Innenlaufring enthielten, durchgeführt und die Anzahl der Umdrehungen (Cyclen) wurde bestimmt, bis entsprechend der Weibull- Verteilungsfunktion bei 10% der Lager von der Seite der kurzen Lebensdauer her ein Abblättern (Schuppenbildung) auftrat. Die auf diese Weise gemessene Anzahl der Umdre hungen wurde als ihre Lebensdauer angesehen. Wenn die Le bensdauer mit dem Hochtemperatur-Schmiermittel mit einge mischtem Fremdmaterial mindestens 2,0×10⁶ Cyclen be trägt, wird das Wälzlager als für die praktische Verwen dung ausreichend angesehen.

Dimensionsbeständigkeitstest

Vor Durchführung des Tests wurde jedes der Lager 2500 h lang bei einer Temperatur von 150°C gehalten. Danach wurde der Innendurchmesser des Innenlaufringes des Lagers gemes sen und der Prozentsatz der Differenz ΔD, bezogen auf den Durchmesser D des Innenlaufringes, der vor dem Test gemes sen wurde, wurde als Dimensionsänderungsrate (%) verwen det. Wenn die Dimensionsänderungsrate innerhalb ± 0,010% liegt, ist die Dimensionsbeständigkeit zufriedenstellend und erfüllt den thermischen Stabilitätscode 27 des ISO-Stan dards.

Bezüglich der Testergebnisse zeigt die Fig. 7 die Mengen an Rest-Austenit γ_R in den Oberflächenschichten der Lauf ringbahnen der Innenlaufringe in Abhängigkeit von den Di mensionsänderungsraten und die Fig. 8 zeigt die Härte des Laufringbahnen in Abhängigkeit von der Lebensdauer mit dem Hochtemperatur-Schmiermittel mit zugemischtem Fremdma terial.

Tabelle IV

Bei der zweiten Ausführungsform wurden die Innenlaufringe entsprechend den Bedingungen Nr. 25 bis 48 der Tabelle III gebildet. Das heißt, in jedem der Innenlaufringe lagen die Komponenten des Legierungsstahls, der Kohlenstoffgehalt C₁ in der Oberflächenschicht ihrer Laufringbahn und die Dif ferenz ΔC zwischen dem Kohlenstoffgehalt in der Oberflä chenschicht und demjenigen in dem Kern innerhalb derjeni gen der erfindungsgemäßen Innenlaufringe; diese Innenlauf ringe waren jedoch voneinander verschieden in bezug auf die Menge an Rest-Austenit und Härte der Laufringbahn. An dererseits wurden Untersuchungen in bezug auf die Lebens dauer mit einem Hochtemperatur-Schmiermittel mit zuge mischtem Fremdmaterial bei diesen Innenlaufringen und in bezug auf die Dimensionsbeständigkeit der Innenlaufringe in Abhängigkeit von den unterschiedlichen Mengen an Rest- Austenit und in bezug auf die Härte durchgeführt.

Wie aus der Tabelle III hervorgeht, betrug der Absolutwert der Kompressions-Eigenspannung bei den Innenlaufringen, die gemäß den Bedingungen Nr. 35 bis 48 gebildet wurden, 160 MPa oder höher und die Innenlaufring-Rißbildungs-Le bensdauer war lang, d. h. sie betrug mindestens 10⁸ Umdrehungen, so daß sie kaum brachen. Außerdem wiesen diese Innenlaufringe eine hohe Verschleißfestigkeit (Abriebsbeständigkeit) auf und es entstanden keine großen Carbide auf den Laufringbahnen.

Außerdem wurden, wie aus den Tabellen III und IV ersicht lich, im Falle der Innenlaufringe, die entsprechend den Bedingungen Nr. 25 bis 38 gebildet wurden, diese bei einer Temperatur von 960°C carburiert, bei einer Temperatur von 850°C gehärtet und bei Temperaturen von 230°C, 260°C bzw. 280°C getempert (vergütet), so daß sie in bezug auf die Laufringbahn-Härte in dem Bereich Hv 720 bis 740 lagen und ihre Menge an Rest-Austenit 0 bis 4,0 Vol.-% betrug. Als Ergebnis wurde gefunden, daß ihre Lebensdauer mit einem Hochtemperatur-Schmiermittel mit eingemischtem Fremdmate rial lang war, d. h. 2,0×10⁶ Cyclen betrug, und daß ihre Dimensionsänderungsraten gering waren, unter 0,01% lagen.

Der Innenlaufring gemäß der Bedingung Nr. 39 wurde bei ei ner Temperatur von 960°C carbonitriert, bei einer Tempera tur von 850°C gehärtet, einer Tieftemperatur-Behandlung unterworfen und dann bei einer Temperatur von 260°C getem pert (vergütet), so daß die Härte der Laufringbahn auf den Wert Hv 760 eingestellt wurde und die Menge an Rest-Auste nit auf den Wert 0 eingestellt wurde. Als Ergebnis wurde erhalten, daß der Innenlaufring eine lange Lebensdauer von 2,8×10⁶ Cyclen aufwies mit dem Hochtemperatur-Schmier mittel mit eingemischtem Fremdmaterial und daß seine Di mensionsänderungsrate 0% betrug, so daß er eine hohe Dimensionsbeständigkeit aufwies.

Der Innenlaufring gemäß der Bedingung Nr. 40 wurde bei ei ner Temperatur von 960°C carbonitriert, bei einer Tempera tur von 850°C gehärtet und dann bei einer Temperatur von 230°C getempert (vergütet), so daß die Härte der Laufring bahn auf Hv 725 eingestellt wurde und die Menge an Rest- Austenit 2,0 Vol.-% betrug. Als Ergebnis wurde erhalten, daß die Lebensdauer mit einem Hochtemperatur-Schmiermittel mit eingemischtem Fremdmaterial auf 2,3×10⁶ Cyclen er höht wurde und daß die Dimensionsänderungsrate auf 0,002% herabgesetzt wurde.

Andererseits wurden Innenlaufringe gemäß den Bedingungen Nr. 41 bis 43 bei einer Temperatur von 930°C carburiert, bei einer Temperatur von 820°C gehärtet und dann bei einer verhältnismäßig niedrigen Temperatur von 180 bis 220°C ge tempert (vergütet), so daß die Härte der Laufringbahn auf Hv 730 bis 770 eingestellt wurde und die Menge an Rest-Au stenit auf 5,0 bis 13,0 Vol.-% eingestellt wurde. Als Er gebnis wurde erhalten, daß die Lebensdauer der Innenlauf ringe mit dem Hochtemperatur-Schmiermittel mit eingemisch tem Fremdmaterial auf mindestens 2,0×10⁶ Cyclen erhöht wurde, daß jedoch die Dimensionsänderungsrate auf große Werte von mehr als 0,01% erhöht wurde.

Die erfindungsgemäßen Innenlaufringe Nr. 44 bis 46 wurden bei einer Temperatur von 930°C carburiert, bei einer Tem peratur von 820°C gehärtet und dann bei einer verhältnis mäßig hohen Temperatur von 230 bis 260°C getempert (vergütet), so daß die Mengen an Rest-Austenit auf 0 bis 3,0 Vol.-% herabgesetzt wurden, wodurch die Dimensionsän derungsraten auf 0,002% oder weniger abnahmen, während die Härte der Laufringbahn auf Hv 675 bis 695 verringert wurde; das heißt, die Lebensdauer dieser Innenlaufringe mit einem Hochtemperatur-Schmiermittel mit eingemischtem Fremdmaterial nahm ab auf 0,6×10⁶ bis 1,4×10⁶ Cyclen.

Der Innenlaufring gemäß der Bedingung Nr. 47 wurde bei ei ner Temperatur von 930°C carburiert, bei einer Temperatur von 820°C gehärtet, einer Tieftemperatur-Behandlung bei einer Temperatur von -80°C unterworfen und dann bei einer Temperatur von 170°C getempert (vergütet), so daß die Härte der Laufringbahn auf Hv 785 eingestellt wurde und die Menge an Rest-Austenit auf 4,0 Vol.-% eingestellt wurde. Als Ergebnis wurde erhalten, daß die Lebensdauer des Innenlaufringes mit dem Hochtemperatur-Schmiermittel mit eingemischtem Fremdmaterial auf 2,5×10⁶ Cyclen zu nahm; die Dimensionsänderungsrate nahm jedoch auf einen großen Wert von -0,017% zu, weil der Martensit bei 170°C ungenügend getempert wurde, obgleich die Menge an Rest-Au stenit nur 4,0 Vol.-% betrug.

Der Innenlaufring gemäß der Bedingung Nr. 48 wurde bei ei ner Temperatur von 930°C carburiert, bei einer Temperatur von 820°C gehärtet, einer Tieftemperatur-Behandlung bei einer Temperatur von -80°C unterworfen und dann bei einer Temperatur von 220°C getempert (vergütet), so daß die Härte der Laufringbahn auf Hv 705 eingestellt wurde und die Menge an Rest-Austenit auf 0 Vol.-% eingestellt wurde.

Als Ergebnis wurde gefunden, daß die Dimensionsänderungs rate auf 0% eingestellt wurde; das heißt, die Dimensionsbeständigkeit war hoch; die Lebensdauer des In nenlaufringes mit einem Hochtemperatur-Schmiermittel mit eingemischtem Fremdmaterial war jedoch kurz und betrug 1,6×10⁶ Cyclen.

Wie aus der Fig. 7 hervorgeht, liegt dann, wenn die Menge an Rest-Austenit γ_R 4,0 Vol.-% oder weniger beträgt, die Dimensionsänderungsrate innerhalb ± 0,010% und die Dimen sionsbeständigkeit ist zufriedenstellend und erfüllt den thermischen Stabilitätscode 27 des ISO-Standards. In der Fig. 7 entspricht die Markierung dem resultierenden In nenlaufring gemäß der Bedingung Nr. 47. Das heißt, die Menge an Rest-Austenit γ_R war kleiner als 4,0 Vol.-%, die Temperungstemperatur war jedoch niedrig, sie betrug 170°C, und deshalb wurde der Martensit unzureichend getempert, so daß eine Dimensionskontraktion mit dem Ablauf der Zeit auftrat.

Wie aus der Fig. 8 ersichtlich, beträgt dann, wenn die Härte gleich oder größer ist als Hv 720 die Lebensdauer mit einem Hochtemperatur-Schmiermittel mit zugemischtem Fremdmaterial 2,0×10⁶ Cyclen oder mehr, die groß genug ist für die praktische Verwendung des Wälzlagers.

Zusammenfassend zeigen diese Ergebnisse das folgende:
ein Wälzlager, bei dem mindestens der Innenlaufring gebil det wird durch Carburierung oder Carbonitrierung eines Le gierungsstahls, dessen Kohlenstoffgehalt in dem Bereich von 0,3 bis 0,7 Gew.-% liegt und bei dem der Kohlenstoff gehalt (C₁) der Oberflächenschicht der Laufringbahn des Innenlaufringes höchstens 1,3 Gew.-% beträgt und die Dif ferenz (ΔC = C₁-C₂) zwischen dem Kohlenstoffgehalt (C₁) der Oberflächenschicht und dem Kohlenstoffgehalt (C₂) des Kerns des Innenlaufringes mindestens 0,4 Gew.-% beträgt, und bei dem der Innenlaufring bei einer Temperatur in dem Bereich von 220 bis 280°C getempert worden ist, so daß die Menge an Rest-Austenit in der Oberflächenschicht der Lauf ringbahn 4,0 Vol.-% oder weniger beträgt und die Härte der Laufringbahn in dem Bereich Hv 720 bis 760 liegt, kann in zufriedenstellender Weise unter einer hohen Einpaß-Span nung von über 130 MPa verwendet werden und es kann schnel ler carburiert oder carbonitriert werden als ein konven tionelles Wälzlager. Außerdem weist der Innenlaufring in dem Wälzlager eine hohe Dimensionsbeständigkeit und eine lange Lebensdauer mit einem Hochtemperatur-Schmiermittel mit eingemischtem Fremdmaterial auf.

Wenn die Temperungstemperatur oberhalb des oberen Grenz wertes von 280°C liegt, dann ist es schwierig, den unteren Grenzwert Hv von 720 für die Härte der Laufringbahn mit den vorstehend beschriebenen erfindungsgemäßen Materialien einzuhalten. Der obere Grenzwert für die Härte der Lauf ringbahn, Hv = 760, wurde ausgewählt, weil es schwierig ist, eine Härte Hv von 760 mit den erfindungsgemäßen Mate rialien zu überschreiten.

Wie vorstehend angegeben, werden in dem erfindungsgemäßen Wälzlager der Kohlenstoffgehalt des den Innenlaufring bil denden Stahls, der Kohlenstoffgehalt C₁ der Oberflächen schicht der Laufringbahn des Innenlaufrings und die Diffe renz C zwischen dem Kohlenstoffgehalt C₁ der Oberflächen schicht und dem Kohlenstoffgehalt C₂ des Kerns des Innen laufringes in geeigneter Weise festgelegt. Daher arbeitet der Innenlaufring auch unter einer hohen Einpaß-Spannung von über 130 MPa zufriedenstellend. Außerdem kann der In nenlaufring schneller carburiert oder carbonitrieret wer den als ein konventioneller Innenlaufring.

Daher können mittlere und große Lager, die eine tiefere carburierte Schicht erfordern, in ihrer Produktivität ver bessert werden.

Außerdem kann das Wälzlager gemäß dem zweiten Aspekt der vorliegenden Erfindung, bei dem der Innenlaufring bei ei ner Temperatur in dem Bereich von 230 bis 280°C getempert (vergütet) worden ist, so daß die Menge an Rest-Austenit in der Oberflächenschicht der Laufringbahn 4,0% oder we niger beträgt und die Härte der Laufringbahn in dem Be reich von Hv 720 bis Hv 760 liegt, unter einer hohen Ein paß-Spannung von über 130 MPa zufriedenstellend gehandhabt (betrieben) werden und es kann schneller carburiert oder carbonitriert werden als ein konventionelles Wälzlager. Außerdem weist in dem Wälzlager der Innenlaufring eine hohe Dimensionsbeständigkeit und lange Lebensdauer (Gebrauchsdauer) mit einem Hochtemperatur-Schmiermittel mit zugemischtem Fremdmaterial auf.

Die Erfindung wurde zwar vorstehend unter Bezugnahme auf spezifische bevorzugte Ausführungsformen näher erläutert, es ist jedoch für den Fachmann selbstverständlich, daß sie darauf keineswegs beschränkt ist, sondern daß diese in vielfacher Hinsicht abgeändert und modifiziert werden kön nen, ohne daß dadurch der Rahmen der vorliegenden Erfin dung verlassen wird.

Claims

1. Wälzlager mit Innenring und in demselben ausgebildeter Laufbahn, welcher eine Oberflächenschicht aufweist, die durch Karburierung oder Karbonitrierung, Härten und Anlassen ausgebildet worden ist, wobei der Innenring aus einem legierten Stahl der folgenden Zusammensetzung besteht:
0,3 bis 0,7 Gew.-% Kohlenstoff,
0,8 bis 3,0 Gew.-% Chrom,
0,23 bis 0,95 Gew.-% Silicium,
0,25 bis 1,5 Gew.-% Mangan,
max. 0,014 Gew.-% Phosphor,
max. 0,012 Gew.-% Schwefel,
max. 0,0010 Gew.-% Sauerstoff,
Rest Eisen und herstellungsbedingte Verunreinigungen,
dadurch gekennzeichnet, daß
der Kohlenstoffgehalt (C₁) dieser Laufbahn des Innenringes maximal 1,3 Gew.-% beträgt;
der Innenring eine Differenz (ΔC = C₁-C₂) zwischen dem Kohlenstoffgehalt (C₁) der Innenring-Oberflächenschicht und dem Kohlenstoffgehalt (C₂) des Kernes des In nenringes von wenigstens 0,4 Gew.-% aufweist,
der Absolutwert der Druckeigenspannung der Innenring-Oberflächenschicht nicht weniger als 160 MPa beträgt, und
daß die Härte des Innenringes in dem Bereich Hv 720 bis Hv 760 liegt.

2. Wälzlager mit Innenring und in demselben ausgebildeter Laufbahn nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß die Menge an Restaustenit des Innenringes nicht mehr als 4,0 Vol.-% beträgt.