DE60303849T2

DE60303849T2 - Vollrolliger radial Wälzlager und Rollennockenfolger für Brennkraftmaschine

Info

Publication number: DE60303849T2
Application number: DE60303849T
Authority: DE
Inventors: NTN Corporation Tadatoshi Suzuki; NTN Corporation Kenichi Ichikawa; NTN Corporation Kikuo Kuwana-shi Maeda; NTN Corporation Yukio Kuwana-shi Fujii
Original assignee: NTN Corp; NTN Toyo Bearing Co Ltd
Current assignee: NTN Corp
Priority date: 2002-10-17
Filing date: 2003-10-02
Publication date: 2006-11-02
Anticipated expiration: 2023-10-03
Also published as: ES2255651T3; EP1548145B1; DE60305054T2; EP1411142A1; EP1548145A1; EP1411142B1; US20040079310A1; ES2259176T3; DE60305054D1; US7490583B2; DE60303849D1

Description

HINTERGRUND DER ERFINDUNG
Gebiet der Erfindung
Die vorliegende Erfindung betrifft Vollwälzlager und Rollennockenstößel für Motoren, die keinen Käfig besitzen, wie etwa Lager für Kipparme, Nockenstößel und Rollenschlepphebellager.
Beschreibung des technischen Hintergrunds
Von aktuellen Wälzlagern nehmen Vollrollenlager ohne Käfig, wie Lager für Kipparme zur Verwendung für Hochgeschwindigkeitsanwendungen unter hoher Last zahlenmäßig zu. In den Vollrollenlagern ohne Käfig tritt unvermeidbar auf, dass Rollen miteinander wechselwirken. Daher werden die Rollen bei hohen Geschwindigkeiten in Bezug auf ihre Positionen nicht richtig gesteuert, so dass es wahrscheinlich ist, dass Schrägstellung auftritt. Es ist wahrscheinlich, dass eine resultierende Wärmeerzeugung aufgrund von Gleiten, sowie eine lokale Zunahme von Oberflächendruck Oberflächenschäden (Abplatzen, Schmieren, oberflächeninitiiertes Abplatzen) und inneninitiiertes Abplatzen verursacht, während die Vollrollenlager berechnungsgemäß eine hohe Lastaufnahme haben sollten.
Insbesondere könnte in solchen Vollrollenlagern, wie für Rollenschlepphebel, Nockenstößel und Kipparm die Wechselwirkung zwischen Rollen und geringe Zufuhr von Schmierstoff in die Lager Abplatzungen verursachen, die an den Oberflächen von Rollen und Laufringen initiiert werden. Darüber hinaus könnten Einflüsse eines Zusammenbaufehlers und einer Vorspannlast eine Schrägstellung von Rollen verursachen, was zu oberflächeninitiierten Abplatzungen aufgrund von Gleiten und inneninitiierten Abplatzungen aufgrund einer lokalen Zunahme des Oberflächendrucks führen würde. Das Rollenlager des Volltyps bezieht sich hier auf ein Lager ohne Käfig, wie oben beschrieben, und kann manchmal als Vollrollenlager abgekürzt werden.
Für einen Rollennockenstößel eines Motors, der einen äußeren Ring besitzt, dessen Umfang in Rollkontakt mit einer Nocke ist, dienten die meisten Verbesserungen des Rollennockenstößels dem Zweck, den Umfang des äußeren Rings zu verbessern. Zum Beispiel wurden Druckrestspannung, die durch einen Prozess wie Kugelstrahlen induziert wird, und erhöhte Härte, die durch Hochkonzentrations-Carbonitrieren (prozessinduzierte Effekte) induziert wird, zum Verlängern der Lebensdauer verwendet, hauptsächlich, um den Umfang des äußeren Rings, der in Rollkontakt mit der Nocke ist, zu verbessern.
Obwohl es relativ wenige Verbesserungen mit dem Ziel gab, die Wälzlebensdauer einer Rollenwelle, die als ein innerer Ring dient, von Rollen und des ganzen Lagers zu verlängern, wurden dennoch einige Verbesserungen in Bezug auf Materialien durchgeführt, um Hitzebeständigkeit und Gefügestabilität, sowie erhöhte Härte bereitzustellen, die durch Carbonitrieren erhalten werden, und dadurch die Lebensdauer des Lagers zu verlängern. Es gibt bekannte Techniken, die das Verlängern der Lebensdauer des Rollennockenstößels für den Motor betreffen:

(d1) Für ein Nockenstößellager eines Motorventilmechanismus wird bei einer Nennmotordrehzahl eine berechnete Lebensdauer des Lagers von 1000 Stunden oder mehr erzielt (japanisches Patent Offenlegungsnr. 2000-38907).
(d2) Um eine Lagerwelle eines Nockenstößels mit folgenden Eigenschaften: Carbidverhältnis = 10-25 %; Verhältnis von Gehalt an zersetztem Austenit zu Gehalt an anfänglichem Restaustenit 1/10-3/10; Endhärte = HV 830-960; und mittlere Wellenlänge der Oberflächenrauhigkeit = 25 µm oder weniger, zu erhalten, wird ein Lagerstahl carbonitriert und kugelhartgestrahlt (japanisches Patent Offenlegungsnr. 10-47334).
(d3) Ein Festschmierstofffilm eines Hochpolymers beispielsweise ist auf einem Rollennockenstößel zur Verbesserung der Abriebfestigkeit der Welle ausgebildet (japanisches Patent Offenlegungsnr. 10-103339).
(d4) Eine Nockenstößelwelle ist beispielsweise aus Werkzeugstahl hergestellt und wird bei einer Temperatur niedriger als einer Tempertemperatur ionennitriert oder ionen-plattiert, so dass sie eine hohe Härte besitzt (japanisches Patent Offenlegungsnr. 10-110720).
(d5) Ein Nockenstößellager für einen Motorventilmechanismus, das eine Welle besitzt, deren Biegespannung 150 MPa oder weniger beträgt (japanisches Patent Offenlegungsnr. 2000-38906).
(d6) Ein Nockenstößel für einen Motorventilmechanismus, der einen Phosphatfilm besitzt, der herausragend im Festhalten von Schmieröl ist und auf einer Wälzoberfläche einer Lagerkomponente vorgesehen ist (japanisches Patent Offenlegungsnr. 2002-31212).
(d7) Ein Nockenstößel für einen Motorventilmechanismus, der eine Balligkeit in einem Bereich einer Welle besitzt, in dem Rollen rollen (japanisches Gebrauchsmuster Offenlegungsnr. 63-185917).
(d8) Eine carbonisierte Welle, die eine Wälzoberfläche besitzt, die hochkonzentriert mit einer Kohlenstoffkonzentration von 1,2 %-1,7 % carbonisiert oder carbonitriert worden ist, und eine innere Härte von HV 300 besitzt (japanisches Patent Offenlegungsnr. 2002-194438).

Es gibt ein weiteres Problem, das den Kipparm betrifft, wie unten beschrieben. In einem solchen Fall, dass beide Enden einer Rollenwelle verstemmt werden, um an einem Rollerlagerelement fixiert zu werden, sollten, obwohl eine Wälzoberfläche der Rollenwelle eine hohe Härte haben sollte, ihre Enden weich genug sein, um verstemmt zu werden. Desweiteren sollte, nachdem die Wellenenden verstemmt sind, um fixiert zu werden, die Festigkeit (Härte) hoch sein, um ein Lockern bei der Verwendung zu verhindern. Das folgende Dokument offenbart ein Verstemmen beider Enden einer Rollenwelle eines Rollenkipphebels.

(d9) Die Außenfläche einer Rollenwelle wird gleichmäßig hochfrequenzinduktionsgehärtet und dann getempert, und danach werden nur die Enden der Welle hochfrequenzangelassen und entsprechend weichgemacht (japanisches Patent Offenlegungsnr. 5-179350).

Es wird angenommen, dass die Vollrollenlager, wie der Kipparm, der Rollenschlepphebel und der Nockenstößel ähnlich wie normale im Käfig eingehauste Lager bei der Verwendung in Geschwindigkeit und Last zunehmen, und daher die Viskosität eines Schmieröls abnimmt. Um die Wälzlebensdauer der Vollrollenlager unter solchen Bedingungen bei der Verwendung zu verlängern, sollte (a1) wie es üblicherweise getan wird, irgendeine Maßnahme für die von der Last abhängige Wälzermüdungslebensdauer ergriffen werden, und sollte (a2) desweiteren irgendeine Maßnahme für die Oberflächenbeschädigungslebensdauer aufgrund des durch Gleiten und Verlust eines Ölfilms verursachten Metallkontakts ergriffen werden. Jedoch gibt es keine Methode, um sowohl die von der Last abhängige Wälzermüdungslebensdauer als auch die Oberflächenbeschädigungslebensdauer aufgrund des Metallkontakts deutlich zu verlängern. Darüber hinaus sollte zusätzlich zu diesen zwei Maßnahmen zur Verlängerung der Lebensdauer (a3) bezüglich des Problems der Verkürzung der Lebensdauer aufgrund der Wechselwirkung von Rollen untereinander, sowie deren Schrägstellen, was Besonderheiten der Vollwälzlager sind, irgendeine Maßnahme ergriffen werden.
Die oben beschriebenen bekannten Methoden verlängern die Wälzlebendauer durch Erhöhen der Härte und der Druckrestspannung oder verbessern die Wälzoberfläche, wo eine Lagerkomponente mit einer Gegenkomponente in Wälzkontakt ist. Durch tatsächliches Auswerten dieser Methoden zeigt sich, dass sie darin wirksam sind, die Lebensdauer bei solchen Anwendungen zu verlängern, wo Biegen ausgeübt wird, wie im Fall des äußeren Rings, während solche Verbesserungen nicht not wendigerweise schon an sich dafür wirksam sind, die Lebensdauer des inneren Rings und der Rollen des Vollrollenlagers zu verlängern.
Aus dem Dokument EP 0811789 A ist ein mechanisches Teil bekannt, das eine Rollkontaktfläche mit vielen einzelnen sehr kleinen Ausnehmungen besitzt. Desweiteren ist ein äußerer Ring eines Nockenstößels gezeigt, der carbonitriert ist. Irgendwelche Hinweise auf einen sehr niedrigen Wasserstoffgehalt und damit verbundene Effekte werden dort nicht gegeben.
ZUSAMMENFASSUNG DER ERFINDUNG
Eine Aufgabe der vorliegenden Erfindung ist, in Anbetracht der erhöhten Geschwindigkeit und Last im Gebrauch und der verringerten Viskosität des Schmieröls, ein Vollwälzlager und insbesondere einen Rollennockenstößel eines Motors bereitzustellen, die unter harten Schmier-, Gleit- und Lastbedingungen eine lange Lebensdauer aufweisen.
Ein Vollwälzlager gemäß der vorliegenden Erfindung ist aus einem äußeren Ring, einem inneren Ring und Rollen, die aus Stahl sind, ausgebildet, wenigstens ein Element aus der Gruppe bestehend aus dem äußeren Ring, dem inneren Ring und den Rollen besitzt eine carbonitrierte Schicht in seiner Oberflächenschicht, und die Austenitkristallkorngrößenzahl der Oberflächenschicht ist größer als 10.
Für das Vollwälzlager der vorliegenden Erfindung kann ein Material mit feinen Kristallkörnern und Hitzebeständigkeit verwendet werden, um die Oberflächenbeschädigungs- (oberflächeninitiiertes Abblättern, wie Abplatzen und Schmieren) Lebensdauer sowie die inneninitiierte Abplatz-Lebensdauer zu verlängern. Insbesondere wird das Verarbeiten eines solchen Materials wie Lagerstahl oder das Wärmebehandlungsmuster verbessert, um eine carbonitrierte Struktur herzustellen, die eine Austenitkristallkorngrößenzahl, die größer als 10 ist, wie von JIS definiert, sicherstellt. Die sich ergebende Struktur kann den Widerstand gegen das Auftreten und die Entwicklung von Rissen deutlich erhöhen. Entsprechend können die Wär meerzeugung der Oberflächenschicht aufgrund von Gleiten und das Auftreten von Oberflächenrissen aufgrund tangentialer Kraft verhindert werden. Darüber hinaus kann gegen sich aus inneninitiiertem Abplatzungen ergebende Risse die Lebensdauer deutlich verlängert werden.
Das oben beschriebene Gefüge wird weiter verarbeitet und wärmebehandelt und eine Druckrestspannung wird auf die Oberflächenschicht ausgeübt, um die Härte zu erhöhen, so dass die Lebensdauer weiter verlängert werden kann. Die Verarbeitung und Wärmebehandlung kann eine aus folgender Gruppe oder eine Kombination dieser sein: (b1) Kugelstrahlen, (b2) Walzenoberflächenendbehandeln, (b3) Walzen, (b4) Lackieren, (b5) Carbonisieren und Carbonitrieren, (b6) Carbonitrieren und Frost-Behandlung, und (b7) Carbonitrieren und Sekundärabschrecken und Frost-Behandlung.
Hier ist die Austenitkristallkorngrößenzahl größer als 10, was heißt, dass Austenitkristallkörner fein genug sind, dass die Zahl, die gemäß einem unter JIS G 0551 definierten Verfahren zum Prüfen der Austenitkristallkorngröße bestimmt wird, größer als 10 oder 11 oder höher ist. Wenn eine Struktur von einer Temperatur im Austenittemperaturbereich abgeschreckt wird, verbleiben Austenitkorngrenzen in der abgeschreckten Struktur – und entsprechend wird der Gehalt von Restaustenitkörnern gemessen – die manchmal als Austenitausgangskorngrenzen bezeichnet werden.
Aus der Gruppe bestehend aus dem äußeren Ring, dem inneren Ring und den Rollen kann wenigstens ein Element bei einer Carbonitriertemperatur, die gleich oder höher als die A1-Umwandlungstemperatur ist, carbonitriert werden, auf eine Temperatur, die niedriger als die A1-Umwandlungstemperatur ist, gekühlt werden und auf eine Abschrecktemperatur, die niedriger als die Carbonitriertemperatur ist, erhitzt werden und dabei abgeschreckt werden.
Ein solches Mikrogefüge wird einmal auf eine Temperatur, die niedriger als die Carbonitriertemperatur ist, gekühlt und dann von der sich ergebenden Abschreck temperatur abgeschreckt, so dass sehr feine Austenitkristallkörner erhalten werden können. Dieser Prozess des Abschreckens durch Erhitzen auf eine Temperatur, die niedriger als die Carbonitriertemperatur ist, wird manchmal in Hinsicht auf die Reihenfolge des Prozesses Sekundärvergüten oder Endabschrecken genannt.
Die Abschrecktemperatur kann in einem Tempaturbereich liegen, bei dem Carbid und/oder Nitrid und eine Austenitphase in der carbonitrierten Oberflächenschicht des Stahls nebeneinander vorliegen.
Die Abschrecktemperatur ist niedriger als die Carbonitriertemperatur und daher nimmt die Menge des nicht gelösten Carbids und/oder Nitrids in der Oberflächenschicht, die durch den Carbonitrierprozess beeinflusst wird, im Vergleich zu der im Carbonitrierprozess zu. Dann nimmt, wenn die Abschrecktemperatur in dem Temperaturbereich liegt, wo diese Komponenten nebeneinander vorliegen, der Anteil von nicht gelöstem Carbid/Nitrid zu, während der Anteil von Austenit bei der Abschrecktemperatur im Vergleich zu den Anteilen im Carbonitrierprozess zunimmt. Zusätzlich ist aus dem binären Fe-C-Phasendiagramm zu ersehen, dass in dem Bereich, wo Carbid (Cementit) und Austenit nebeneinander vorliegen, die Konzentration von im Austenit gelösten Kohlenstoff mit sinkender Abschrecktemperatur sinkt. Da der Stahl für das Lager geringe Gehalte an anderen Legierungselementen wie Si und Mn besitzt, können der Temperaturbereich und die erzeugte Schicht mit Bezug auf das binäre Fe-C-Phasendiagramm mit ausreichender Genauigkeit erörtert werden. Außerdem ist Stickstoff wie Kohlenstoff ein Zwischengitterelement, das in Eisen gelöst ist, und erzeugt in einem vorbestimmten Temperaturbereich mit Eisen Nitrid ähnlich wie Cementit, und der Stickstoff kann ungefähr genauso wie Kohlenstoff betrachtet werden.
Wenn die Temperatur auf die Abschrecktemperatur erhöht wird, werden Austenitkörner fein gemacht, da eine große Menge nicht gelösten Carbids und/oder Nitrids verbleibt, die das Wachstum von Austenitkörnern verhindert. Darüber hinaus besitzt das durch Abschrecken von Austenit in Martensit umgewandelte Gefüge eine etwas niedrigere Kohlenstoffkonzentration, wenn die oben beschriebene Wärmebe handlung durchgeführt wird, so dass das Gefüge eine etwas höhere Zähigkeit im Vergleich zu dem von der Carbonitriertemperatur abgeschreckten Gefüge besitzt. Anders ausgedrückt besitzt die abgeschreckte Struktur (c1) im Vergleich zu dem durch den herkömmlichen Prozess erzeugten Gefüge eine größere Menge nicht gelösten Carbids/Nitrids und (c2) eine niedrigere Kohlenstoffkonzentration als das herkömmliche.
Die oben erörtere Abschrecktemperatur kann 790°C-830°C betragen. Diese Temperatur ist auf die meisten Stahlmaterialien anwendbar, um die Handhabbarkeit der Sintertemperatur zu erleichtern.
Desweiteren kann aus der Gruppe bestehend aus dem äußeren Ring, dem inneren Ring und den Rollen wenigstens ein Element kaltbearbeitet werden, bevor es carbonitriert wird.
Das Kaltbearbeiten kann angewandt werden, um die Keimbildungsdichte von Austenitkörnern bei der Wärmebehandlung zu erhöhen und dadurch ein feinkörniges Gefüge zu erzeugen.
Die Korngrößenzahl des Austenits kann wenigstens 11 betragen. Bei der festgelegten Austenitkorngröße tragen Austenitkörner, die äußerst und undenkbar feine Austenitkörner darstellen, dazu bei, zuverlässig eine lange Wälzermüdungs-Lebensdauer und Oberflächenbeschädigungs-Lebensdauer zu erhalten. Darüber hinaus kann das Problem der gesunkenen Viskosität des Schmieröls zufriedenstellend angegangen werden.
In wenigstens einem Element aus der Gruppe bestehend aus dem äußeren Ring, dem inneren Ring und den Rollen kann eine Druckrestspannung von wenigstens 500 MPa erzeugt werden.
Wie oben erörtert, kann das Mikrogefüge weiter verarbeitet und wärmebehandelt werden, und in der Oberflächenschicht kann eine Druckrestspannung ausgebildet werden, um die Lebensdauer weiter zu verlängern.
Ein Rollennockenstößel eines Motors gemäß der vorliegenden Erfindung umfasst einen äußeren Ring, der in Rollkontakt mit einer Nockenwelle des Motors ist, eine Rollenwelle, die sich innerhalb des äußeren Rings befindet und an einem Nockenstößelkörper fixiert ist, und Lagerelemente, die zwischen dem äußeren Ring und der Rollenwelle angeordnet sind. Wenigstens ein Element aus der Gruppe bestehend aus dem äußeren Ring, der Rollenwelle und den Lagerelementen weist eine carbonitrierte Schicht auf, und Austenitkristallkörner werden wenigstens in einer Oberflächenschicht so fein gemacht, dass sie eine Korngrößenzahl von größer als 10 besitzen.
Die Austenitkörner in der Kompononte werden fein genug gemacht, dass die Korngrößenzahl größer als 10 ist, und entsprechend kann die Wälzermüdungs-Lebensdauer beträchtlich verlängert werden. Mit der Austenitkorngrößenzahl von 10 oder weniger ist jede nennenswerte Verlängerung der Wälzermüdungslebensdauer unmöglich, und daher ist die Korngrößenzahl größer als 10 und vorzugsweise 11 oder größer. Obwohl noch feinere Austenitkörner erwünscht sind, ist es gewöhnlich schwierig, eine Korngrößenzahl, die 13 übersteigt, zu erhalten. Hier sei hier angemerkt, dass sich die oben erwähnten Lagerelemente, die sich zwischen dem äußeren Ring und der Rollenwelle befinden, auf Lager, die Rollen oder Wälzelemente umfassen, beziehen, jedoch können die Lagerelemente eng gefasst Rollen oder Wälzelemente sein.
Die Austenitkorngrößenzahl kann mit dem von JIS definierten üblichen Verfahren bestimmt werden, oder kann gemäß dem Schnittpunkteverfahren zum Beispiel mit der durchschnittlichen Korngröße, die der obigen Korngrößenzahl entspricht, bestimmt werden. Eine kleinere Austenitkorngröße ist erwünscht, und eine Austenitkorngrößenzahl von 11 oder größer ist noch mehr erwünscht. Alternativ kann die mittlere Korngröße 6 μm oder weniger betragen. Die Austenitkorngrößenzahl kann in der carbonitrierten Schicht erhalten werden. Allgemein jedoch wird die Bedingung der Feinheit des Austenits im Körper des Stahls, der sich innerhalb der carbonitrierten Schicht befindet, erfüllt.
Hier beziehen sich die Austenitkörner auf Kristallkörner aus Austenit, der während des Heizprozesses phasenumgewandelt wird, und die Spuren von Körnern bleiben, nachdem der Austenit durch Kühlen in Martensit umgewandelt worden ist.
Für einen weiteren Rollennockenstößel eines Motors gemäß der vorliegenden Erfindung besitzt wenigstens ein Element aus der Gruppe bestehend einem äußeren Ring, einer Rollenwelle und Lagerelementen eine carbonitrierte Schicht und besitzt eine Bruchspannung von wenigstens 2650 MPa.
Die Erfinder der vorliegenden Erfindung haben herausgefunden, dass das hier später beschriebene Wärmebehandlungsverfahren (sekundäres Niedrigtemperatur-Sekundärabschreckverfahren) verwendet werden kann, um die Bruchspannung eines Stahls, der eine carbonitrierte Schicht besitzt, auf 2650 MPa oder mehr zu erhöhen, was mit keinem herkömmlichen Verfahren erzielt worden ist. Auf diese Weise kann ein hochfestes Wälzlager erhalten werden, um bei einem Lastzustand des Rollennockenstößels eine hervorragende Beständigkeit zu erhalten.
Für noch einen weiteren Rollennockenstößel eines Motors gemäß der vorliegenden Erfindung besitzt wenigstens ein Element aus der Gruppe bestehend aus einem äußeren Ring, einer Rollenwelle und Lagerelementen eine carbonitrierte Schicht und besitzt einen Wasserstoffgehalt von höchstens 0,5 ppm.
Die oben beschriebene Wärmebehandlung (Niedrigtemperatur-Sekundärabschrecken) kann verwendet werden, um den Wasserstoffgehalt in jeder beliebigen der Komponenten zu erniedrigen, bevor sie in einen Nockenstößel eingebaut wird. Dann ist es möglich, die Zeit, die Wasserstoff benötigt, um in den Stahl einzutreten, zu verkürzen, um einen kritischen Punkt, bei dem Risse auftreten, zu erhöhen und zu erhalten. Aus diesem Grund zusammen mit allen Gründen, die nicht geklärt worden sind, kann die Beständigkeit erhöht werden.
Ein niedrigerer Wasserstoffgehalt ist erwünscht. Jedoch benötigt die Verringerung des Wasserstoffgehalts zu dem (Wasserstoffgehalt), der niedriger als 0,3 ppm ist, eine lang andauernde Wärmebehandlung, was zu einer Zunahme der Größe von Austenitkörnern führt und somit zu einer Beeinträchtigung der Zähigkeit. Dann ist ein Wasserstoffgehalt in einem Bereich von 0,3 bis 0,5 ppm erwünscht und noch mehr erwünscht in einem Bereich von 0,35 bis 0,45 ppm.
Beim Messen des obigen Wasserstoffgehalts wird diffusionsfähiger Wasserstoff nicht gemessen, und nur der nicht diffusionsfähige Wasserstoff, der vom Stahl bei einer vorbestimmten Temperatur oder darüber abgegeben wird, wird gemessen. Diffusionsfähiger Wasserstoff in einer Probe geringer Größe wird von der Probe abgegeben, so dass er selbst bei Raumtemperatur verbreitet wird, und daher wird der diffusionsfähige Wasserstoff nicht gemessen. Nicht diffusionsfähiger Wasserstoff wird in jedem möglichen Fehler im Stahl gefangen und nur bei einer vorbestimmten Aufheiztemperatur oder darüber von der Probe abgegeben. Selbst wenn nur der nicht diffusionfähige Wasserstoff gemessen wird, variiert der Wasserstoffgehalt je nach dem Messverfahren beträchtlich. Der oben erwähnte Bereich des Wasserstoffgehalts wird durch thermische Konduktometrie bestimmt. Zusätzlich kann, wie später detaillierter dargestellt, die Messung mittels eines LECO DH-103 Wasserstoffbestimmungsgeräts oder einer entsprechenden Messvorrichtung vorgenommen werden.

(c1)Der Nockenstößelkörper kann schwenkbar an einer Drehwelle angebracht sein, die sich zwischen einem und dem anderen Ende von sich befindet, ein Auf-Zu-Ventil des Motors kann auf dem anderen Ende ruhen, das andere Ende kann einen gegabelten Rollenlagerabschnitt aufweisen, und die Rollenwelle kann am gegabelten Rollenlagerabschnitt fixiert sein.
(c2)Der Nockenstößelkörper kann zwischen einem Ende und dem anderen Ende von sich angebracht sein, wobei die Rollenwelle in einem Rollenloch fixiert ist, das sich zwischen zwei Seitenwänden erstreckt, ein Ende eines Auf-Zu-Ventils des Motors kann auf einem Ende ruhen, und eine Schwenkachse kann auf dem anderen Ende ruhen.
(c3)Der Nockenstößelkörper kann schwenkbar an einer Drehwelle angebracht sein, die sich zwischen einem Ende und dem anderen Ende von sich befindet, ein Ende eines Auf-Zu-Ventils des Motors kann auf einem Ende ruhen, das andere Ende kann auf einem Ende einer Kopplungsstange ruhen, die eine Spannung von der Nockenwelle überträgt, der Nockenstößelkörper ist am anderen Ende der Kopplungsstange angebracht, wobei sich das eine Ende und das andere Ende der Kopplungsstange am Kipparm beziehungsweise an der Nocke befindet, und die Rollenwelle kann am Nockenstößelkörper angebracht sein und ruht auf der Nocke.

Die Nockenstößelkörper von (c1), (c2) und (c3) haben gemeinsam, dass sie eine Antriebskraft von der Nocke des Motorventils übertragen, während sie hinsichtlich des Gefüges verschieden sind, so dass sie auf verschiedene Motortypen anwendbar sind.
Hinsichtlich des oben erörterten Rollennockenstößels des Motors können die Lagerelemente Vollnadellager sein. Die Rollenwelle kann an ihrem Ende eine geringere Härte als an ihrem mittleren Abschnitt besitzen. Der mittlere Abschnitt der Rollenwelle besitzt somit eine Härte, die notwendig ist, um als eine Rollkontaktfläche zu dienen, während das Ende weich gemacht ist. Entsprechend kann beispielsweise Verstemmen durchgeführt werden, wobei die Haltbarkeit, wie die Wälzermüdungs-Lebensdauer, sichergestellt ist. Jedes der oben beschriebenen Wälzlager kann ein Ende einer Rollenwelle besitzen, das verstemmt ist.
Desweiteren kann der Nockenstößelkörper pressgeformt sein, um die Herstellungseffizienz zu verbessern.
Die zuvor genannte und andere Aufgaben, Merkmale, Aspekte und Vorteile der vorliegenden Erfindung werden aus der folgenden ausführlichen Beschreibung der vorliegenden Erfindung in Verbindung mit den zugehörigen Zeichnungen besser ersichtlich.
KURZE BESCHREIBUNG DER ZEICHNUNGEN
1 zeigt ein Kipparmlager, das ein Vollrollenlager gemäß einer Ausführungsform der vorliegenden Erfindung ist.
2 ist ein Querschnitt entlang der Linie II-II in 1.
3 zeigt einen Rollennockenstößel eines Motors gemäß einer Abwandlung der Ausführungsform der vorliegenden Erfindung.
4 zeigt einen Rollennockenstößel eines Motors gemäß einer weiteren Ausführungsform der vorliegenden Erfindung.
5 ist eine vergrößerte Ansicht eines Abschnitts, der ein Vollrollenlager umfasst, das in Kontakt mit einem Nocken des in 4 gezeigten Rollennockenstößels eines Motors ist.
6 zeigt ein Wärmebehandlungsverfahren gemäß der Ausführungsform der vorliegenden Erfindung.
7 zeigt ein Wärmebehandlungsverfahren gemäß einer Abwandlung der Ausführungsform.
8A und 8B zeigen ein Mikrogefüge, insbesondere Austenitausgangskörner, einer Lagerkomponente, wobei 8A eine Lagerkomponente der vorliegenden Erfindung zeigt und 8B eine herkömmliche Lagerkomponente zeigt.
9A und 9B zeigen schematisch Austenitkorngrenzen, die mit 8A beziehungsweise 8B korrespondieren.
10 zeigt schematisch eine Wälzermüdungs-Lebensdauer-Prüfvorrichtung für einen äußeren Wälzring.
11 zeigt ein Prüfstück zum Prüfen der statischen Rissfestigkeit.
12 zeigt eine Härteverteilung, wenn zwei Enden einer Rollenwelle durch Hochfrequenzerhitzen weichgemacht sind.
13 zeigt ein Prüfstück zum Prüfen der Bruchfestigkeit bei statischem Druck (Messen der Bruchspannung).
14A ist eine Vorderansicht einer Wälzermüdungs-Lebensdauer-Prüfvorrichtung und 14B ist eine Seitenansicht davon.
15 zeigt ein Prüfstück zum Prüfen der statischen Bruchzähigkeit.
BESCHREIBUNG DER BEVORZUGTEN AUSFÜHRUNGSFORMEN
Im Folgenden werden in Verbindung mit den Zeichnungen Ausführungsformen der vorliegenden Erfindung beschrieben. 1 ist eine schematische Vorderansicht, die eine Struktur eines Rollennockenstößels eines Motors gemäß einer Ausführungsform der vorliegenden Erfindung zeigt. 2 ist ein Querschnitt entlang einer Linie II-II in 1. Unter Bezug auf die 1 und 2 ist ein Kipparm 1, der ein Schwenkelement ist, schwenkbar an einem mittleren Teil an einer Kipparmwelle 5 zum Beispiel mittels eines Lagermetalls gelagert.
Eine Einstellschraube 7 ist in ein Ende 1b dieses Kipparms 1 geschraubt. Die Einstellschraube 7 ist mit einer Feststellmutter 8 fixiert, deren unteres Ende auf dem oberen Ende eines Einlassventils oder Auslassventils eines Verbrennungsmotors ruht. Das Ventil 9 ist durch die Elastizität einer Feder 10 vorgespannt.
Das andere Ende 1a des Kipparms 1 ist mit einem Körper des Nockenstößels (Nockenstößelkörpers) 50 versehen, und der Nockenstößelkörper 50 besitzt einen gegabelten Rollenlagerabschnitt 14, der integral mit dem Körper ausgebildet ist. Im gegabelten Rollenlagerabschnitt 14 sind beide Enden der Rollenwelle 2, die einem inneren Ring entspricht, mittels eines Sprengrings pressgepasst oder fixiert. Auf einem mittleren Teil der Außenfläche der Rollenwelle 2 ist ein äußerer Ring 4 mittels Rollen 3 drehbar gelagert. Die Rollen 3 sind zwischen der Rollenwelle 2 und dem äußeren Ring 4 platziert, um als Lagerelemente zu dienen. Anders ausgedrückt sind sich zwischen der Rollenwelle 2 und dem äußeren Ring 4 befindende Lagerelemente Rollen. Die axiale Richtung der Rollen 3 ist parallel zur axialen Richtung der Rollenwelle. Die Außenfläche des äußeren Rings 4 ist mit der Oberfläche der Nocke 6 durch die Vorspannkraft der Feder 10 in Kontakt gebracht. Es sei angemerkt, dass die hier verwendeten Begriffe „der/die eine" und „der/die andere" keine spezielle Bedeutung haben und nur in der Reihenfolge der Bezugnahme in dieser Beschreibung verwendet werden.
Der Nockenstößelkörper 50 ist ein spezielles Beispiel von Vollwälzlagern. Insbesondere wird ein Wälzlager, das einen aus einer Rollenwelle 2 gebildeten inneren Ring, aus Rollen 3 gebildete Wälzelemente und einen äußeren Ring 4 umfasst, als ein Vollrollenlager für einen Kipparm eingesetzt. Im allgemeinen wird ein Lager ohne Käfig Vollrollenlager genannt. Das oben genannte Vollrollenlager für den Kipparm dreht sich, während es die Nocke 6 berührt, so dass auf den äußeren Ring 4 Druckkraft und Stoßkraft der Nocke 6 ausgeübt werden. Der Rollennockenstößel eines Motors ist somit in dieser Ausführungsform ein Element, das das Vollrollenlager für den Kipparm und den Nockenstößelkörper umfasst.
Da sich das Kipparmlager dreht, während es die Nocke 6 berührt, werden die Druckkraft und die Stoßkraft der Nocke 6 auf den äußeren Ring 4 ausgeübt, was wegen der wiederholten Biegespannung möglicherweise zu Vertiefungen und Ris sen führt. Insbesondere erhöht sich mit der erhöhten Motorleistung entsprechend die Motordrehzahl, so dass diese Kräfte größer werden, was zu einem höheren Risiko führt, dass Risse und Vertiefungen auftreten, und somit die Wälzlebensdauer und Oberflächenbeschädigungslebensdauer verkürzen.
Es ist wahrscheinlich, dass aufgrund des Ausübens einer großen Kraft auf das Lager Vertiefungen auf dem inneren Ring ausgebildet werden, da der Oberflächendruck zwischen dem inneren Ring und den Wälzelementen (Rollen) gewöhnlich höher ist als der Oberflächendruck zwischen dem äußeren Ring und den Wälzelementen (Rollen). Beim Nockenstößel jedoch wird die Biegespannung auf den äußeren Ring ausgeübt, während die hohe Oberflächendruck-Last auch auf den äußeren Ring ausgeübt wird, und somit ist es wahrscheinlich, dass Vertiefungen zwischen dem äußeren Ring und den Wälzelementen ausgebildet werden. Die Erfinder der vorliegenden Erfindung haben herausgefunden, dass die Oberflächenbeschädigungslebensdauer und die Wälzlebensdauer durch Bildung einer carbonitrierten Schicht in einer Oberflächenschicht aus wenigstens einer der oben erörterten Komponenten verlängert werden kann, wobei die Austenitkorngrößenzahl der Oberflächenschicht beispielsweise größer als 10 ist oder in einem vorbestimmten Fall wenigstens 11 ist. Zusätzlich haben die Erfinder herausgefunden, dass das Maß, in dem die Lebensdauer verlängert wird, dadurch erhöht wird, dass eine Druckrestspannung auf die Oberflächenschicht hinzugefügt wird.
3 zeigt einen Rollennockenstößel eines Motors gemäß einer weiteren Ausführungsform der vorliegenden Erfindung. Ein Nockenstößelkörper 50 dieses Nockenstößels besitzt eine Rollenwelle 2, die in einem Rollenloch (nicht gezeigt) fixiert ist, das zwischen einem Ende 1b und dem anderen Ende 1a eines Kipparms 1 gebildet ist und sich zwischen zwei Seitenwänden erstreckt, und das eine Ende ruht auf einem Ende eines Auf-Zu-Ventils 9 des Motors, während das andere Ende auf einer Schwenkachse ruht. Der ein Schwenkloch 15 besitzende Nockenstößelkörper 50 ist durch eine Feder 10 um die Schwenkachse und in einer vorbestimmten Richtung vorgespannt und nimmt eine von einer Nocke 6 übertragene Antriebskraft durch einen äußeren Ring 4 auf und bewegt dabei das Ventil 9 gegen die Vorspannkraft der Feder.
4 zeigt einen Rollennockenstößel eines Motors gemäß noch einer weiteren Ausführungsform der vorliegenden Erfindung. 5 ist eine vergrößerte Ansicht eines Abschnitts, der ein in 4 gezeigtes Kipparmwälzlager umfasst. Mit Bezug auf 4 ist eine Drehwelle 5 an einem mittleren Teil eines Kipparms 1 platziert, und der Kipparm 1 schwingt um die Welle. Ein Ende 1b des Kipparms 1 ruht auf einem Ende eines Motorventils 9, während das andere Ende 1a des Arms auf einem Ende einer Kopplungsstange 16 ruht. Eine Einstellschraube 8 hat eine Funktion zum Einstellen der Position, in der das andere Ende 1a des Kipparms auf der Kopplungsstange 16 ruht.
Eine hohle Lagerbefestigung 16a, die sich an dem unteren Ende der Kopplungsstange 16 befindet, mit einem Nockenstößelkörper 50 ist und ein Vollrollenlager für den Kipparm ist mit einem Befestigungselement 17 angebracht. Eine auf einem äußeren Ring 4 ruhende Nocke 6 überträgt eine Antriebskraft an die Kopplungsstange.
Von den Komponenten des Vollrollenlagers des Rollennockenstößels für den Motor ist wenigstens ein Element aus der Gruppe bestehend aus den Rollen 3, der Rollenwelle 2 und dem äußeren Ring 4 durch Niedrigtemperatur-Sekundärabschrecken wärmebehandelt, um Austenitkörner fein zu machen.
Eine carbonitrierte Schicht, in der Austenitkristallkörner fein gemacht werden, wird vorzugsweise mit einem Verfahren, das zum Beispiel unten beschrieben ist, hergestellt; jedoch kann außer diesem jedes beliebige Verfahren verwendet werden. 6 zeigt beispielhaft ein Wärmebehandlungsverfahren zum Herstellen einer carbonitrierten Schicht, in der gemäß der vorliegenden Erfindung feine Austenitkristallkörner vorliegen, und 7 zeigt eine Abwandlung davon. Insbesondere zeigt 6 ein Wärmebehandlungsmuster, gemäß dem Primärabschrecken und Sekundärabschrecken ausgeführt werden, und 7 zeigt ein Wärmebehandlungsmuster, ge mäß dem ein Material auf eine Temperatur, die niedriger als die A1-Umwandlungstemperatur ist, in einem Abschreckprozess abgekühlt wird, und danach wieder erhitzt wird, um endgültig abgeschreckt zu werden. Mit Bezug auf diese Zeichnungen werden im Prozess T1 Kohlenstoff und Stickstoff durch eine Stahlmatrix diffundiert, während der Kohlenstoff darin ausreichend gelöst wird, und danach wird ein Kühlen auf eine Temperatur unterhalb der A1-Umwandlungstemperatur durchgeführt. Dann wird im in den Zeichnungen gezeigten Prozess T2 ein Erhitzen wiederum auf eine Temperatur, die niedriger als die im Prozess T1 ist, durchgeführt, und dann wird Abschrecken in 01 durchgeführt. Im Verfahren T1 kann eine Oberflächenschicht auf eine Temperatur in einem Bereich, wo Austenit, Carbid und/oder Nitrid nebeneinander vorliegen, erhitzt werden. Bei einer Temperatur in diesem Koexistenzbereich, wo Austenit, Carbid und/oder Nitrid vorliegen, sind Austenitkörner fein, und die Konzentration von Kohlenstoff (Stickstoff) im Austenit ist relativ niedrig. Daher kann, selbst wenn ein Abschrecken durchgeführt wird, ein abgeschrecktes Gefüge, die ausreichend zäh ist, hergestellt werden.
Verglichen mit gewöhnlichem oder normalem Abschrecken, bei dem Carbonitrieren durchgeführt wird und unmittelbar danach einmalig Abschrecken durchgeführt wird, kann die oben erörterte Wärmebehandlung beim Carbonitrieren der Oberflächenschicht die Rissfestigkeit verbessern und sowohl die Oberflächenbeschädigungslebensdauer als auch die Wälzermüdungslebensdauer verlängern. Darüber hinaus kann das Problem der gesunkenen Viskosität des Schmieröls behandelt werden. Diese Wärmebehandlung kann auch ein Mikrogefüge erzeugen, das Austenitkristallkörner einer Korngröße besitzt, die um die Hälfte oder mehr kleiner als die herkömmliche ist. Eine Lagerkomponente, die diese Wärmebehandlung durchläuft, besitzt eine lange Wälzermüdungslebensdauer und eine lange Oberflächenbeschädigungslebensdauer und kann das Problem der gesunkenen Viskosität behandeln. Die Lagerkomponente kann auch eine verbessere Rissfestigkeit und eine verringerte Rate dauerhafter Änderung der Abmessungen haben.
Die 8A und 8B zeigen ein Mikrogefüge einer Lagerkomponente, insbesondere Austenitkörner. 8A zeigt eine Lagerkomponente der vorliegenden Erfindung, und 8B zeigt eine Lagerkomponente einer herkömmlichen Lagerkomponente. Insbesondere zeigt 8A eine Korngröße von Austenit eines Lagerstahls, der wie in 6 gezeigt wärmebehandelt worden ist. Zum Vergleich zeigt 8B eine Korngröße von Austenit eines Lagerstahls, der die herkömmliche Wärmebehandlung durchlaufen hat. Die 9A und 9B zeigen schematisch die Korngrößen von Austenit, die in den 8A und 8B gezeigt sind. In den Gefügen mit den Kristallkorngrößen von Austenit ist der Korndurchmesser des herkömmlichen Austenits 10, was eine von JIS definierte Korngrößenzahl ist, während derjenige der vorliegenden Erfindung durch seine Wärmebehandlung 12 ist, und daher sind feine Körner zu sehen. Desweiteren beträgt der durchschnittliche Korndurchmesser in 8A 5,6 µm, gemessen mit dem Schnittpunkteverfahren. Mit einer Abschrecktemperatur von 830°C ist der durchschnittliche Korndurchmesser ungefähr 8 µm.
Beispiele
Beispiel 1
Es wurden Lager jeweiliger in Tabelle 1 gezeigter Materialien hergestellt. Diese Lager waren Vollnadellager, die in einem Rollennockenstößel eines Motors enthalten waren. Ein innerer Ring (Rollenwelle) war 14,64 mm (Außendurchmesser) × 17,3 mm (Breite) groß und ein äußerer Ring war 18, 64 mm (Innendurchmesser) × 24 mm (Außendurchmesser) × 6,9 mm (Breite) groß. Es wurden 26 Rollen, die jede eine Größe von 2 mm (Außendurchmesser) × 6,8 mm (Länge) besitzen, verwendet. Die Lager waren Volllager ohne Käfig. Die Lager hatten eine Grundlastleistung von 8,6 kN und eine statische Grundlastleistung von 12,9 kN. Hier waren die Lager grundsätzlich jeweils eine Kombination derselben Materialien, während einige eine Kombination unterschiedlicher Materialien waren, und einige dadurch hergestellt wurden, dass sie zusätzlich verarbeitet wurden. Tabelle 1 zeigt eine Liste der hergestellten Lager.
Nr. 1: Ein Lagerstahl wurde vorab Massivkaltbearbeitung ausgesetzt, wärmebehandelt, wobei Kristallkörner danach fein gemacht wurden, und dann carbonitriert.
Nr. 2: Ein Lagerstahl wurde carbonitriert und dann bei einer Temperatur, die niedriger als die Carbonitriertemperatur ist, sekundärabgeschreckt
Nr. 3: Ein Einsatzstahl wurde carbonisiert, carbonitriert und dann bei einer niedrigeren Temperatur sekundärabgeschreckt. Anders ausgedrückt wurde das Niedrigtemperaturabschrecken nach dem Carbonisierprozess durchgeführt.
Die Kristallkorngröße von Austenit der Proben Nr. 1-3 war mindestens Nr. 11. Diese Materialien wurden als Basisproben verwendet. Die folgenden Proben wurden dadurch hergestellt, dass die Basisproben zum Erzeugen einer Druckrestspannung in der Oberflächenschicht zusätzlich verarbeitet wurden.
Nr. 4: Der innere und der äußere Ring von Probe Nr. 1 wurden kugelgestrahlt und Rollen wurden walzenoberflächenendbarbeitet.
Nr. 5: Der innere und der äußere Ring von Probe Nr. 2 wurden kugelgestrahlt und Rollen wurden walzenoberflächenendbarbeitet.
Nr. 6: Der innere und der äußere Ring von Probe Nr. 3 wurden kugelgestrahlt und Rollen wurden walzenoberflächenendbarbeitet.
Proben mit erhöhter Oberflächenhärte sind folgende:
Nr. 7: Der innere und der äußere Ring von Probe Nr. 1 wurden zusätzlich frostbehandelt (–196°C).
Nr. 8: Der innere und der äußere Ring von Probe Nr. 1 wurden zusätzlich frostbehandelt (–196°C) und dann kugelgestrahlt, und Rollen wurden walzenoberflächenendbearbeitet.
Für die folgenden Proben wurden jeweils auf den inneren und äußeren Ring und die Rollen die oben beschriebenen Verfahren angewendet, insbesondere auf den inneren Ring und Rollen, für die die Wälzlebensdauer wichtig war.
Nr. 9: Der innere Ring und die Rollen wurden carbonitriert und dann bei einer Temperatur, die niedriger als die Carbonitriertemperatur war, sekundärabgeschreckt, und der äußere Ring wurde einer normalen Wärmebehandlung ausgesetzt.
Nr. 10: Für den inneren und den äußeren Ring wurde ein Einsatzstahl carbonisiert, carbonitiriert, gekühlt und dann bei einer niedrigeren Temperatur sekundärabgeschreckt, und für Rollen wurde ein Lagerstahl carbonitriert.
Als Vergleichsbeispiele wurden fünf Proben Nr. 11-15 wie im unteren Teil von Tabelle 1 gezeigt hergestellt.
Nr. 11: Innerer und äußerer Ring und Rollen wurden aus einem Lagerstahl hergestellt, der normal wärmebehandelt wurde (normale Probe).
Nr. 12: Innerer und äußerer Ring und Rollen wurden aus einem Lagerstahl hergestellt, der carbonitriert wurde.
Nr. 13: Innerer und äußerer Ring wurden aus einem Einsatzstahl hergestellt, der carbonisiert wurde, und Rollen wurden aus einem Lagerstahl hergestellt, der normal wärmebehandelt wurde.
Nr. 14: Diese Probe wurde aus einem Einsatzstahl hergestellt, der sekundärabgeschreckt wurde.
Nr. 15: Der innere und der äußere Ring von Probe Nr. 11 wurden kugelgestrahlt und Rollen davon wurden walzenoberflächenendbearbeitet.
Für diese Proben wurden Kristallkorngröße, Härte und Härte nach 500°C-Tempern (Maß für Wärmewiderstandsfähigkeit) gemessen, wobei die Messergebnisse in Tabelle 1 gezeigt sind.
Prüfungen zum Bewerten der Wälzlebensdauer und der Oberflächenbeschädigungsfestigkeit sind unten detailliert ausgeführt.
Bewertung der Wälzlebensdauer:
Ein äußerer Ring (18,64 mm (Innendurchmesser) × 24 mm (Außendurchmesser) × 6,9 mm (Breite)), 26 Rollen (2 mm (Außendurchmesser ) × 6,8 mm (Länge)) und eine Rollenwelle (14,64 mm (Außendurchmesser) × 17,3 mm (Länge) wurden zusammengebaut und dann unter einer Last von 2,58 kN einer Wälzermüdungsprüfung unterworfen. Eine Prüfmaschine ist in 10 gezeigt, und Prüfbedingungen sind in Tabelle 2 gezeigt. Diese Prüfung wurde für die Drehung des äußeren Rings durchgeführt. Unter Bezug auf 10 wurde eine Mehrzahl von nadelförmigen Rollen 53 (3) rollfähig zwischen einer Rollenwelle 52 (2) und einem äußeren Ring 54 (4), die in einem Prüfgerät eingebracht wurden, angeordnet. Dieser äußere Ring 54 wurde bei einer vorbestimmten Geschwindigkeit unter einer radialen Last, die auf ihn von Elementen 55 und 56 ausgeübt wurden, gedreht, um eine Lebensdauerprüfung durchzuführen. Hier wurde die Prüfung unter einer Last durchgeführt, die 30 % der Basisstraßenleistung von 8,6 kN betrug. Ergebnisse der Prüfung sind in Tabelle 3 gezeigt.
Tabelle 2 Wälzlebensdauerprüfbedingungen für Lager
Hinsichtlich der Proben mit den in Tabelle 3 gezeigten Prüfergebnissen, trat das Abplatzen hauptsächlich an den Rollen oder dem inneren Ring auf, während das Abplatzen auch teilweise am äußeren Ring von Probe Nr. 9 auftrat. Aus Tabelle 3 ist zu ersehen, dass die Proben der vorliegenden Erfindung im Vergleich zu den Vergleichsproben eine längere Lebensdauer aufweisen und alle Proben eine Lebensdauer aufweisen, die ungefähr dreimal so lang wie die der normal verarbeiteten Probe und 1,5 mal so lang wie die der carbonitrierten Probe ist.
Abplatzprüfung:
Tabelle 4 zeigt eine Liste von Proben, die Prüfungen einschließlich einer Abplatzprüfung unterworfen wurden, sowie Ergebnisse der Prüfung, und Tabelle 5 zeigt Abplatzprüfbedingungen. Die Proben Nr. 1-3 der vorliegenden Erfindung und Proben der vorliegenden Erfindung, die kugelgestrahlte oder frostbehandelte dieser Proben waren, wurden hergestellt. Insgesamt gab es 8 Proben der vorliegenden Erfindung (Nr. 1-8) und fünf Proben (Nr. 11-15) wurden als Vergleichsbeispiele hergestellt, und somit betrug die Anzahl der Proben, die der Abplatzprüfung unterworfen wurden, 13.
Tabelle 5 Abplatzprüfbedingungen
Prüfstücke (hochglanzpoliert) mit einem Durchmesser von 40 mm von jeweils 13 Prüfproben wurden unter konstanten Bedingungen in Rollkontakt mit einem Gegenprüfstück rauer Oberfläche gebracht, und das Verhältnis einer Fläche, wo Abplatzungen (eine Gruppe feiner Abplatzungen) auf dem (hochglanzpolierten) Prüfstück einer Probe beobachtet wurden, zur gesamten Fläche wurde nach einer gewissen Zeit gemessen. Der Kehrwert des bestimmten Verhältnisses der Fläche wird hier als Abplatzfestigkeit definiert, und die Abplatzfestigkeit von Vergleichsprobe Nr. 1, die die normale Probe ist, ist mit „1" als Bezug angegeben.
Prüfergebnisse sind in Tabelle 4 gezeigt. Jedes der Prüfstücke der vorliegenden Erfindung besitzt eine Abplatzfestigkeit, die wenigstens 1,5-mal so hoch wie die von Vergleichsbeispielen ist. Es wird beobachtet, dass feine Austenitkörner mit einer Korngrößennummer größer als 10 die Zähigkeit erhöhen und dadurch Widerstände gegen das Auftreten und anschließende Wachsen von Rissen verstärken. Darüber hinaus sind die Proben (Nr. 4-8), die durch die Frostbehandlung und jede beliebige Verarbeitung mit einer Druckrestspannung versehen sind, hinsichtlich der Festigkeit verbessert sind. Dies liegt daran, dass die große Härte und die Druckrestspannung wirksam dazu beitragen, das Auftreten und das Wachstum von Abplatzrissen zu verhindern.
Verschmierprüfung:
Dieselben Prüfstücke wie diejenigen für den Abplatzriss wurden verwendet (siehe Tabelle 4), um die Verschmierfestigkeit zu untersuchen. Die Prüfbedingungen sind in Tabelle 6 gezeigt. Ein zu prüfendes Prüfstück und ein Gegenprüfstück wurden jeweils aus einer Kombination derselben Materialien hergestellt.
Tabelle 6 Verschmierprüfungsbedingungen
Ergebnisse sind in Tabelle 4 gezeigt. Hier wurde die Verschmierfestigkeit auf der Grundlage der Drehzahl des Gegenprüfstücks bewertet, wenn Verschmieren auftrat, und die Ergebnisse sind als ein Verhältnis bezüglich des Ergebnisses der normalen Probe (Vergleichsprobe Nr. 11), die als Referenz verwendet wurde, gezeigt. Hinsichtlich des Verschmierens wurde auch beobachtet, dass die Verschmierfestigkeit (Drehzahl, bevor das Verschmieren auftritt) der Beispiele der vorliegenden Erfindung wenigstens 1,5-mal so hoch wie die der normalen Probe des Vergleichsbeispiels ist und etwas höher als die Verschmierfestigkeit anderer Vergleichsbeispiele ist. Das zwischen der Feinheit der Kristallkörner mit der Korngrößenzahl von wenigstens Nr. 11, einer geeigneten Menge von Restaustenit und dem Vorhandensein feinen Carbids eingestellte Gleichgewicht verhindert plastisches Fließen der Oberflächenschicht und verbessert entsprechend die Anti-Reibverschweißung-Eigenschaft. Proben, die zusätzlich verarbeitet wurden, zeigen eine leichte Verbesserung in der Festigkeit verglichen mit Proben, die nicht zusätzlich verarbeitet wurden.
Statische Rissfestigkeitsprüfung:
Für in Tabelle 4 gezeigte Prüfproben wurde die Rissfestigkeit dadurch gemessen, dass mit einer Amsler-Prüfmaschine nur auf den äußeren Ring (18,64 mm (Innendurchmesser) × 24 mm (Außendurchmesser) × 6,9 mm (Breite)) in der Form wie in 11 gezeigt eine Last ausgeübt wurde. Ergebnisse sind in Tabelle 4 gezeigt. Die Ursprünge von Rissen waren auf der Innenfläche des Rings (Rollkontaktfläche). Tabelle 4 zeigt, dass das Carbonitrieren gewöhnlich die statische Rissfestigkeit beeinträchtigt, wie aus der Vergleichsprobe Nr. 12 zu ersehen. Im Gegensatz dazu ist die statische Festigkeit der Beispiele Nr. 1-3 der vorliegenden Erfindung gleich oder etwas höher als die der normalen Probe, die die normale Wärmebehandlung durchläuft, und die Beispiele der vorliegenden Erfindung zeigen keine Beeinträchtigung in der statischen Rissfestigkeit. Die Rissfestigkeit aller Beispiele Nr. 4-6 der vorliegenden Erfindung, die im Vergleich zu den Beispielen Nr. 1-3 zusätzlich verarbeitet sind, ist erhöht. Beispiel Nr. 7 der vorliegenden Erfindung, das eine Frostbehandlung durchläuft, besitzt eine leicht niedrigere statische Rissfestigkeit als Beispiel Nr. 1, das nicht frostbehandelt wurde, und besitzt eine leicht höhere statische Rissfestigkeit als Beispiel Nr. 8, das im Vergleich zu Beispiel Nr. 7 zusätzlich verarbeitet wurde.
Es wird angenommen, dass ein Grund für die Beeinträchtigung der Festigkeit des Vergleichsbeispiels Nr. 12 eine erhöhte Kristallkorngröße von Austenit und eine erhöhte Menge von Restaustenit ist, die sich aus einem lang andauernden Erhitzen im Diffusionsprozess des Carbonitrierens ergeben, so dass sich lokal ein Gefüge mit einer niedrigen Zugspannung bildet. Die Festigkeit von Vergleichsbeispiel Nr. 13 ist aus demselben Grund beeinträchtigt.
Rissermüdungsfestigkeitsprüfung:
Die Rissermüdungsfestigkeit wurde dadurch bestimmt, dass wiederholt eine Last unter den in Tabelle 7 gezeigten Bedingungen auf einen äußeren Ring der in 4 gezeigten Prüfproben aufgebracht wurde. Speziell wurde wiederholt eine Last im Bereich von 98 N (untere Grenze) bis 3000-5000 N (obere Grenze) auf den äußeren Ring ausgeübt, und die Anzahl von Wiederholungen bevor Risse auftraten wurde für die Bewertung der Festigkeit verwendet. Hier wurde eine S-N-Kurve mit wechselnder Lastbedingung gedruckt, und die Festigkeit wurde basierend auf einer Last, die 10⁵-mal ausgeübt werden konnte, bevor Risse auftraten, berechnet.
Tabelle 7 Ringrissermüdungsprüfbedingungen
Ergebnisse sind in Tabelle 4 gezeigt. Die Ergebnisse der Rissermüdungsfestigkeitsprüfung werden als ein Verhältnis der Festigkeit zur Festigkeit der normalen wärmebehandelten Probe des Vergleichsbeispiels dargestellt. Man kann sehen, dass die Rissermüdungsfestigkeit aller Beispiele der vorliegenden Erfindung im Vergleich zu Vergleichsbeispielen bemerkenswert verbessert ist. Hinsichtlich der Rissermüdungsfestigkeit besitzen Beispiel Nr. 3 der vorliegenden Erfindung, das den Einsatzstahl als die Basiskomponente besitzt, und Beispiel Nr. 6 der vorliegenden Erfindung mit dem Einsatzstahl als der Basiskomponente, dem die Druckrestspannung zugefügt ist, bessere Festigkeit.
Weichrnachen der Enden der Rollenwelle:
Die zwei Endflächen der Rollenwelle sind durch Bringen nur eines Endes des Rollenwellenmaterials, das bereits geeignet verarbeitet wurde, nahe an eine Offnung am Ende einer Hochfrequenzspule oder Halten des einen Endes in einem leicht eingebrachten Zustand in der Öffnung, Erhitzen des Endes für eine sehr kurze Zeitdauer mit einem Hochfrequenzinduktionsstrom und Kühlen an der Luft, hochfrequenzangelassen. Alternativ kann nach dem Hochfrequenzerhitzen und dem oben erwähnten kurzzeitigen Kühlen ein schnelles Kühlen durchgeführt werden, indem Wasser auf die Oberfläche gegossen wird oder das Material in Wasser eingebracht wird. Eine sich ergebende Härteverteilung ist in 12 und Tabelle 8 gezeigt.
Tabelle 8 Härte S nach Hochfrequenzanlassen der Rollenwelle
Wie in 12 und Tabelle 8 gezeigt, besitzen der durch Bereich A dargestellte mittlere Teil, wo die Wälzelemente durchlaufen, und seine durch die Bereiche B dargestellten Enden eine geeignet hohe Härte. Andererseits stellen die Bereiche C und D an den Enden der Außenfläche, die beim Verstemmprozess wichtig sind, eine geeignet geringere Härte (Weichheit), die für das Verstemmen nötig ist, sicher.
Es kann entsprechend aus den obigen Ergebnissen bestätigt werden, dass die Beständigkeit des Wälzlagers für den Kipparm, bei dem wahrscheinlich ist, dass er aufgrund widriger Gleitbedingungen, Schrägstellung von Rollen und Wechselwirkung von Rollen untereinander eine kurze Lebensdauer besitzt, verbessert wird. Die Verbesserung der Beständigkeit wird durch Verarbeiten des Materials zu demjenigen, das feine Kristallkörner und Hitzebeständigkeit besitzt, und gleichzeitiges Verlängern der Oberflächenbeschädigungs(wie etwa oberflächeninitiiertem Abblättern, wie Abplatzen und Verschmieren)lebensdauer, sowie der inneninitiierten Abplatzlebensdauer, erzielt. Insbesondere wird eine spezielle Verarbeitung des Materials oder ein spezielles Wärmebehandlungsmuster eingesetzt, um ein carbonitriertes Gefüge zu erzeugen, das wenigstens eine gewisse Kristallkorngröße von Austenit besitzt, was eine deutlich erhöhte Widerstandsfähigkeit gegen das Auftreten und Wachstum von Rissen mit sich bringt. Auf diese Weise kann das Auftreten von Oberflächenrissen verhindert werden, das durch Wärmeerzeugung von der Oberflächenschicht und tangentiale Spannung aufgrund von Gleiten verursacht wird, und desweiteren kann eine sehr lange Lebensdauer gegen vom Innenteil initiiertes Abplatzen erzielt werden. Auf dieser Grundlage werden zusätzlich Verarbeitung und Wärmebehandlung durchgeführt, um die Oberflächenschicht mit einer Druckrestspannung zu versehen und die Härte zu erhöhen, um weiter die Lebensdauer zu verlängern. Diese Wärmebehandlung und Verarbeitung schließen zum Beispiel Kugelstrahlen, Walzenoberflächenendbearbeitung, Walzen, Lackieren, Carbonisieren und Carbonitrieren, Carbonitrieren und Frostbehandlung, Carbonitrieren, sowie Sekundärabschrecken und Frostbehandlung ein.
In einem Fall, in dem Verstemmen durchgeführt wird, ist es nötig, dass von der Rollenwelle, die als der innere Ring dient, der ein Element des Lagers ist, sowohl die Außenfläche am Ende der Rollenwelle als auch der äußere Bereich der Endfläche weich genug sind, um sich im Verstemmungsprozess plastisch zu verformen. Andererseits ist es nötig, dass die Enden der Rollenwelle eine gewisse Härte oder darüber besitzen, da sich die Rollenwelle, die verstemmt wird, um an einem Rollenlagerabschnitt fixiert zu sein, bei einer lang andauernden Benutzung des Nockenstößels lockern könnte, was zum Herausfallen aus dem Wellenloch führen würde. Für die Rollenwelle, die Eigenschaften besitzt, die ihr durch die obige Wärmebehandlung und Verarbeitung verliehen sind, werden Erhitzungs- und Abkühlbedingungen beim Hochfrequenzanlassen nur für die zwei Enden der Rollenwelle eingestellt, um die Härte der Endflächen einzustellen. Dann wird die Rollenwelle erzielt, die verstemmt werden kann und in der Beständigkeit hervorragend ist. Anders ausgedrückt beeinträchtigen im Unterschied zum herkömmlichen Carbonitrieren die oben erörterte Wärmebehandlung und Verarbeitung nicht die Rissfestigkeit, und daher kann ein hochfestes Vollwälzlager mit langer Lebensdauer hergestellt werden. Darüber hinaus wird das Hochfrequenzanlassen an beiden Enden der Rollenwelle, die ein Element des Lagers ist, durchgeführt, um die Härte einzustellen und dabei zu erlauben, dass die Enden verstemmt werden.
Entsprechend kann für ein Lager eines Kipparms, der für ein Öffnen/Schließen eines Einlassventils oder Auslassventils eines Automotors eingesetzt wird, zum Beispiel ein kleines Volllager mit einer Breite in einem Bereich von 5 mm bis 12 mm, die Beständigkeit des Lagers erhöht werden, während es verstemmt werden kann.
Beispiel 2
JIS-SUJ2 (1,0 Gew.-% C – 0,25 Gew.-% Si – 0,4 Gew.-% Mn – 1,5 Gew.-% Cr) wurde für Beispiel 2 der vorliegenden Erfindung verwendet. In Tabelle 9 gezeigte Proben wurden jeweils mit dem unten beschriebenen Verfahren hergestellt.
150 Minuten lang wurde bei 850°C in einer Atmosphäre aus einer Mischung aus RX-Gas und Ammoniakgas Carbonitrieren durchgeführt. Gemäß dem in 6 gezeigten Wärmebehandlungsmuster wurde Primärabschrecken von einer Carbonitriertemperatur von 850°C ausgeführt, und darauffolgend wurde Sekundärabschrecken durch Erhitzen auf eine Temperatur in einem Temperaturbereich von 780°C bis 830°C unterhalb der Carbonitriertemperatur durchgeführt. Probe A mit einer Sekundärabschrecktemperatur von 780°C wurde nicht geprüft, da das Abschrecken von Probe A nicht ausreichend war.
Proben E und F: Vergleichsbeispiele
Diese Proben wurden mit demselben Verfahren wie dem der Proben A-D der vorliegenden Erfindung carbonitriert und dann bei einer Temperatur von 850°C bis 870°C, die gleich oder höher als die Carbonitriertemperatur von 850°C ist, sekundärabgeschreckt.
Herkömmliche carbonitrierte Probe: Vergleichsbeispiel
150 Minuten lang wurde bei 850°C in einer Atmosphäre aus einer Mischung aus RX-Gas und Ammoniakgas Carbonitrieren durchgeführt. Darauffolgend wurde von der Carbonitriertemperatur aus Abschrecken ausgeführt, und kein Sekundärabschrecken wurde durchgeführt.
Normale abgeschreckte Probe: Vergleichsbeispiel
Ohne zu carbonitrieren wurde Abschrecken durchgeführt, indem die Temperatur auf 850°C erhöht wurde, und kein Sekundärabschrecken wurde durchgeführt.
Für die obigen Proben wurden mit den unten beschriebenen Verfahren Prüfungen für (1) Messen des Gehalts an Wasserstoff, (2) Messen der Kristallkorngröße, (3) Charpysche Kerbschlagprüfung, (4) Messen der Bruchspannung und (5) Wälzermüdungsprüfung durchgeführt.
I. Prüfverfahren für Beispiel 2
(1)Messung des Wasserstoffgehalts
Der Gehalt an Wasserstoff wurde mittels eines von der LECO Corporation hergestellten DH-103 Wasserstoffbestimmungsgeräts bestimmt, um den Anteil nichtdiffusionsfähigen Wasserstoffs in einem Stahl zu analysieren. Der Anteil diffusionsfähigen Wasserstoffs wurde nicht gemessen. Die technische Beschreibung des LECO DH-103 Wasserstoffbestimmungsgeräts ist folgende.
Analysebereich: 0,01-50,00 ppm
Analysegenauigkeit: ±0,1 ppm oder ±3 % H (höhere)
Analyseempfindlichkeit: 0,01 ppm
Bestimmungsmethode: thermische Konduktometrie
Probengewicht: 10 mg-35 g (max. 12 mm (Durchmesser) × 100 mm (Länge))
Ofentemperaturbereich: 50°C-1100°C
Reagens: Anhydron Mg(ClO4)2, Ascarit und NaOH
Trägergas: Stickstoffgas
Dosiergas: Wasserstoffgas
(Beide Gase haben eine Reinheit von wenigstens 99,99 % und einen Druck von 40 PSI (2,8 kgf/cm²).)
Das Verfahren der Analyse wird jetzt grob beschrieben. Eine Probe wurde mit einem speziellen Probenehmer genommen, und die Probe wurde zusammen mit dem Probenehmer in das Wasserstoffbestimmungsgerät gegeben. Diffusionsfähiger Wasserstoff darin wurde mit dem Stickstoffträgergas zu eine thermischen Konduktometriefühler geleitet. Der diffusionsfähige Wasserstoff wurde bei diesem Beispiel nicht gemessen. Dann wurde die Probe aus dem Probenehmer genommen, um in einem Widerstandsheizer erhitzt zu werden, und der nicht-diffusionsfähige Was serstoff wurde mit dem Stickstoffträgergas zum thermischen Konduktometriefühler geleitet. Die thermische Leitfähigkeit wurde mit dem thermischen Konduktometriefühler gemessen, um den Anteil nicht-diffusionsfähigen Wasserstoffs zu bestimmen.
(2)Messung der Kristallkorngröße
Die Kristallkorngröße wurde gemäß dem von JIS G 0551 definierten Verfahren zum Prüfen der Kristallkorngröße von Austenit in einem Stahl gemessen.
(3)Charpyscher Kerbschlagtest
Ein Charpyscher Kerbschlagtest wurde gemäß dem von JIS Z 2242 definierten Charpyschen Kerbschlagtestverfahren für ein Metallmaterial durchgeführt. Ein hier verwendetes Prüfstück war ein von JIS Z 2202 definiertes U-Kerben-Prüfstück (Prüfstück JIS Nr. 3).
(4)Messung der Bruchspannung
13 zeigt ein Prüfstück für einen Bruchfestigkeitsprüfung bei statischem Druck (zum Messen der Bruchspannung). Eine Last wurde in Richtung P in 13 aufgebracht, und die Last beim Brechen des Prüfstücks wurde gemessen. Dann wurde die gemessene Last, die eine Bruchlast war, mit der folgenden Spannungsberechnungsformel für einen gekrümmten Balken in eine Spannung umgewandelt. Es sei angemerkt, dass das zu verwendende Prüfstück nicht auf das in 13 gezeigte beschränkt ist und jedes beliebige Prüfstück mit einer anderen Form sein kann.
Angenommen, dass eine Faserspannung an der konvexen Oberfläche des in 13 gezeigten Prüfstücks σ₁ ist und eine Faserspannung an der konkaven Oberfläche σ₂ ist, werden σ₁ und σ₂ mit der folgenden Formel bestimmt (JSME Mechanical Engineer's Handbook, A4-strength of materials, A4-40). Hier gibt N eine axiale Kraft eines Querschnitts einschließlich der Achse des ringförmigen Prüfstücks an, A gibt eine Querschnittsfläche an, e₁ gibt einen äußeren Radius an, e₂ gibt einen Innenradius an, und κ ist ein Widerstandsmoent des gekrümmten Stabs. σ1 = (N/A) + {M/(Aρo)} [1 + e1/{κ(ρo + e1)}] σ2 = (N/A) + {M/(Aρo)} [1 – e2/{κ(ρo – e2)}]
(5)Wälzermüdungsprüfung
Prüfbedingungen für eine Wälzermüdungslebensdauerprüfung sind in Tabelle 10 gezeigt. Die 14A und 14B zeigen schematisch ein Wälzerüdungslebensdauerprüfgerät, wobei 14A ein Querschnitt und 14B eine Seitenansicht davon ist. Unter Bezug auf die 14A und 14B wurde ein Prüfstück 31, das die Wälzermüdungslebensdauerprüfung durchläuft, mit einer Antriebswalze 21 angetrieben, um sich bei Kontakt mit den Kugeln 23 zu drehen. Die Kugeln 23 waren ¾/-Zoll-Kugeln, die von Führungskugeln geführt wurden, um zu rollen. Die Kugeln 23 übten einen hohen Oberflächendruck auf Prüfstück 31 aus, während das Prüfstück 31 auch einen hohen Oberflächendruck auf die Kugeln 23 ausübte.
II. Ergebnisse der Prüfungen für Beispiel 2
(1) Gehalt an Wasserstoff
Die herkömmliche carbonitrierte Probe, die nicht zusätzlich verarbeitet wurde, besitzt einen sehr großen Wasserstoffgehalt von 0,72 ppm. Ein Grund dafür wird darin gesehen, dass sich beim Carbonitrierprozess in der Atosphäre enthaltener Ammoniak (NH₃) zersetzt, und dann Wasserstoff in den Stahl eindringt. Andererseits verringert sich der Wasserstoffgehalt der Proben B-D auf 0,37-0,40 ppm und somit auf fast die Hälfte der herkömmlichen Probe. Dieser Gehalt an Wasserstoff ist im Wesentlichen gleich de der normalen abgeschreckten Probe.
Die oben erwähnte Verringerung des Wasserstoffgehalts kann den Grad der Versprödung des Stahls, die durch Wasserstoff in der Feststofflösung bedingt ist, verringern. Anders ausgedrückt wird durch die Verringerung das Wasserstoffgehalts der Charpysche Kerbschlagwert der Proben B-D der vorliegenden Erfindung deutlich verbessert.
(2)Kristallkorngröße
Hinsichtlich der Kristallkorngröße besitzen Proben, die bei einer Temperatur, die niedriger als die Abschrecktemperatur im Carbonitrierprozess (Primärabschrecken) ist, sekundärabgeschreckt werden, speziell Proben B-D, Austenitkörner, die bemerkenswert fein gemacht werden, d.h. die Kristallkorngrößenzahl ist 11-12. Proben E und F, sowie die herkömmliche carbonitrierte Probe und die normale abgeschreckte Probe besitzen Austenitkörner mit der Kristallkorngrößenzahl von 10, was bedeutet, dass die Kristallkorngröße der Proben E und F größer als die der Proben B-D der vorliegenden Erfindung ist.
(3)Charpyscher Kerbschlagtest
Tabelle 9 zeigt, dass der Charpysche Kerbschlagwert der herkömmlichen carbonitrierten Probe 5,33 J/cm² beträgt, während derjenige der Proben B-D der vorliegenden Erfindung im Bereich von 6,30 bis 6,65 J/cm² höher ist. Daraus sieht man auch, dass eine niedrigere Sekundärabschrecktemperatur zu einem höheren Charpyschen Kerbschlagwert führt. Die normale abgeschreckte Probe besitzt einen hohen Charpyschen Kerbschlagwert von 6,70 J/cm².
(4)Messung der Bruchspannung
Die Bruchspannung entspricht der Riss-Festigkeit. Man sieht aus Tabelle 9, dass die Bruchspannung der herkömmlichen carbonitrierten Probe 2330 MPa beträgt. Andererseits ist die Bruchspannung der Proben B-D auf 2650-2840 MPa verbessert. Die normale abgeschreckte Probe besitzt eine Bruchspannung von 2770 MPa, was in dem Bereich der Bruchspannung der Proben B-F ist. Es wird angenommen, dass die Verringerung des Wasserstoffgehalts stark zur verbesserten Rissfestigkeit der Proben B-D, sowie zur Verringerung der Größe von Austenitkristallkörnern beiträgt.
(5)Wälzermüdungsprüfung
Gemäß Tabelle 9 besitzt die normale abgeschreckte Probe aufgrund des Fehlens einer carbonitrierten Schicht in der Oberflächenschicht die kürzeste Wälzermüdungslebensdauer (L10). Im Gegensatz dazu ist die Wälzermüdungslebensdauer der herkömmlichen carbonitrierten Probe 3,1-mal so lang wie die der normalen abgeschreckten Probe. Die Wälzermüdungslebensdauer der Proben B-D ist im Vergleich zur herkömmlichen carbonitrierten Probe deutlich verlängert. Die Wälzermüdungslebensdauer der Proben E und F der vorliegenden Erfindung ist fast gleich derjenigen der herkömmlichen carbonitrierten Probe.
Zusammenfassend besitzen die Proben B-D der vorliegenden Erfindung den niedrigeren Wasserstoffgehalt, feinere Austenitkristallkörner mit einer Kristallkorngrößenzahl von wenigstens 11 und einen verbesserten Charpyschen Kerbschlagwert, verbesserte Rissfestigkeit und längere Wälzermüdungslebensdauer.
Beispiel 3
Nun wird Beispiel 3 der vorliegenden Erfindung beschrieben. An den folgenden Proben A, B und C wurde eine Reihe von Prüfungen durchgeführt. Ein wärmezubehandelndes Material, das gewöhnlich bei den Proben B-C eingesetzt wurde, war JIS-SUJ2 (1,0 Gew.-% C – 0,25 Gew.-% Si – 0,4 Gew.-% Mn – 1,5 Gew.-% Cr). Die Proben A-C wurden jeweils mit dem folgenden Verfahren verarbeitet.
Probe A – Vergleichsbeispiel: nur normales Abschrecken (ohne Carbonitrieren)
Probe B – Vergleichsbeispiel: Abschrecken direkt nach Carbonitrieren (herkömmliches Carbonitrieren und Abschrecken) Carbonitrieren wurde 150 Minuten lang bei 845°C durchgeführt. Die Atmosphäre im Carbonitrierprozess war eine Mischung aus RX-Gas und Ammoniakgas.
Probe C – Beispiel der vorliegenden Erfindung: Ein Lagermaterial wurde gemäß dem in 6 gezeigten Wärmebehandlungsmuster verarbeitet. Carbonitrieren wurde 150 Minuten lang bei 845°C durchgeführt. Die Atmosphäre im Carbonitrierprozess war eine Mischung aus RX-Gas und Ammoniakgas. Die Abschreck-Endtemperatur war 800°C.
(1)Wälzermüdungslebensdauer
Prüfbedingungen und die Prüfvorrichtung für die Wälzermüdungslebensdauerprüfung sind wie in Tabelle 10 und den 14A und 14B gezeigt. Ergebnisse der Wälzermüdungslebensdauer sind in Tabelle 11 gezeigt.
Tabelle 10
Tabelle 11
Gemäß Tabelle 11 besitzt Probe B, die eine Vergleichsprobe ist, eine Wälzermüdungslebensdauer (L₁₀-Lebensdauer: eins von zehn Prüfstücken beschädigt), die 3,1-mal so lang wie die von Probe A ist, die auch ein Vergleichsbeispiel ist und nur normales Abschrecken durchläuft, und soimt sieht man, dass durch den Carbonitrierprozess der Effekt des Verlängerns der Lebensdauer erzielt wird. Im Gegensatz dazu besitzt Probe C der vorliegenden Erfindung eine längere Lebensdauer, die 1,74-mal so lang wie die von Probe B und 5,4-mal so lang wie die von Probe A ist. Es wird angenomen, dass diese Verbesserung hauptsächlich durch das feine Mikrogefüge erzielt wird.
(2)Charpyscher Kerbschlagtest
Ein Charpyscher Kerbschlagtest wurde unter Verwendung eines durch die oben erwähnte JIS Z 2242 definierten U-Kerben-Prüfstücks durchgeführt. Prüfergebnisse sind in Tabelle 12 gezeigt.
Tabelle 12
Probe B (Vergleichsbeispiel), die Carbonitrierung durchlaufen hat, besitzt einen Charpyschen Kerbschlagwert, der nicht größer als der von Probe A (Vergleichsprobe), die normales Abschrecken durchlaufen hat, ist, während Probe C einen Charpyschen Kerbschlagwert besitzt, der gleich dem von Probe A ist.
(3)Statische Bruchzähigkeitsprüfung
15 zeigt ein Prüfstück für eine statische Bruchzähigkeitsprüfung. In der Kerbe des Prüfstücks wurde ein Vorriss von ungefähr 1 mm eingebracht, danach eine statische Last durch Dreipunktbiegung hinzugefügt, und dann wurde eine Bruchlast P bestimmt. Unter Verwendung der folgenden Formel (I) wurde ein Bruchzähigkeitswert (KIc-Wert) berechnet. Ergebnisse der Prüfung sind in Tabelle 13 gezeigt. KIc = (PL √a/BW2) {5,8 – 9,2 (a/W) + 43,6 (a/W)2 – 75,3 (a/W)3 + 77,5 (a/W)4} (I) Tabelle 13
Der Vorriss besitzt eine größere Tiefe als die Tiefe der carbonitrierten Schicht, und daher werden für die Proben A und B (Vergleichsbeispiele) dieselben Ergebnisse erhalten, während das Ergebnis für Probe C (Beispiel der vorliegenden Erfindung) ungefähr 1,2-mal so groß wie das der Vergleichsbeispiele ist.
(4)Bruchfestigkeitsprüfung bei statischem Druck (Messung von Bruchspannung)
Es wurde ein oben beschriebenes Prüfstück für eine Bruchfestigkeitsprüfung bei statischem Druck, wie in 13 gezeigt, verwendet. Eine Last wurde in Richtung P in 13 ausgeübt, um eine Bruchfestigkeitsprüfung bei statischem Druck auszuführen. Prüfergebnisse sind in Tabelle 14 gezeigt.
Tabelle 14
Probe B, die carbonitriert wurde, besitzt eine Festigkeit, die etwas kleiner als die von Probe A ist, die normales Abschrecken durchlaufen hat, während Probe C der vorliegenden Erfindung im Vergleich zu Probe B eine verbesserte Bruchfestigkeit bei statischem Druck besitzt, und ist somit gleich der von Probe A.
(5)Rate der dauerhaften Abmessungsänderung
Tabelle 15 zeigt die Rate der dauerhaften Abmessungsänderung, die unter den Bedingungen von 130°C (Haltetemperatur) und 500 Stunden (Haltedauer) gemessen wurde, zusammen mit der Oberflächenhärte und der Menge von Restaustenit (0,1 mm Tiefe). Tabelle 15

*: kleiner ist besser

Verglichen mit der Rate der Abmessungsänderung von Probe B, die eine große Menge an Restaustenit besitzt, besitzt Probe C der vorliegenden Erfindung aufgrund der niedrigeren Menge an Restaustenit, die die Hälfte oder weniger beträgt, die kleinere Rate an Abmessungsänderung.
(6)Lebensdauerprüfung unter verunreinigter Schmierstoffbedingung
Ein Kugellager 6206 wurde verwendet, um die Wälzermüdungslebensdauer unter einer verunreinigten Schmierstoffbedingung auszuwerten, wobei eine vorbestimte Menge normaler Verunreinigungen hinein gemischt wurden. Prüfbedingungen sind in Tabelle 16 gezeigt, und Prüfergebnisse sind in Tabelle 17 gezeigt.
Tabelle 16
Tabelle 17
Probe B, die herkömmliches Carbonitrieren durchlaufen hat, besitzt eine Lebensdauer, die ungefähr 2,5-mal so lang ist wie die von Probe A, und Probe C der vorliegenden Erfindung besitzt eine Lebensdauer, die ungefähr 2,3-mal so lang wie die von Probe A ist. Während Probe C der vorliegenden Erfindung eine kleinere Menge an Restaustenit besitzt als Probe B des Vergleichsbeispiels, besitzt Probe C wegen Einflüssen von eindringendem Stickstoff und des feinen Mikrogefüges eine lange Lebensdauer, die im Wesentlichen gleich der von Probe B ist.
Man ersieht entsprechend aus den oben erörterten Ergebnissen, dass Probe C der vorliegenden Erfindung, und zwar eine Lagerkomponente, die mit dem Wärmebehandlungsverfahren der vorliegenden Erfindung hergestellt wurde, gleichzeitig drei Ziele erreichen kann: Verlängerung der Wälzermüdungslebensdauer, was mit dem herkömmlichen Carbonitrieren schwierig zu erreichen war, Verbesserung der Rissfestigkeit und Verringerung der Rate der dauerhaften Abmessungsänderung.
Obwohl die vorliegende Erfindung detailliert beschrieben und veranschaulicht wurde, ist klar zu verstehen, dass dies zwecks Veranschaulichung und beispielhaft geschah und nicht als Beschränkung zu sehen ist, wobei der Kern und Umfang der vorliegenden Erfindung nur durch die angehängten Ansprüche beschränkt sind.

Claims

Rollennockenstößel eines Motors, aufweisend einen äußeren Ring (4), der in Rollkontakt mit einer Nockenwelle des Motors ist, eine Rollenwelle (2), die sich innerhalb des äußeren Rings (4) befindet und an einem Nockenstößelkörper (50) fixiert ist, und Lagerelemente (3), die zwischen dem äußeren Ring und der Rollenwelle angeordnet ist, wobei wenigstens ein Element aus der Gruppe bestehend aus dem äußeren Ring (4), der Rollenwelle (2) und den Lagerelementen (3) eine carbonitrierte Schicht aufweist, dadurch gekennzeichnet, dass das wenigstens eine Element aus der Gruppe bestehend aus dem äußeren Ring (4), der Rollenwelle (2) und den Lagerelementen (3), das eine carbonitrierte Schicht aufweist, einen Wasserstoffgehalt von höchstens 0,5 ppm aufweist, wobei die carbonitierte Schicht durch eine Wärmebehandlung hergestellt ist, bei der sie nachdem wenigstens ein Element aus der Gruppe bestehend aus dem äußeren Ring (4), der Rollenwelle (2) und den Lagerelementen (3) bei einer Carbonitriertemperatur, die gleich oder höher als die Al-Uwandlungstemperatur ist, carbonitriert worden ist, auf eine Temperatur abgekühlt wird, die niedriger als die Al-Umwandlungsteperatur ist, und dann auf eine Abschrecktemperatur erwärmt wird, die niedriger als die Carbonitriertemperatur ist und dabei abgschreckt wird.
Rollennockenstößel eines Motors nach Anspruch 1, wobei der Nockenstößelkörper (50) an einem Ende (1a) eines Kipparms (1) angebracht ist, wobei der Kipparm schwenkbar an einer Drehwelle (5) angebracht ist, die zwischen dem einen Ende und dem anderen Ende (1b) befindlich ist, ein Ende eines Auf-Zu-Ventils (9) des Motors auf dem anderen Ende ruht, der Nockenstößelkörper an dem einen Ende einen gegabelten Rollenlagerabschnitt (14) aufweist, und die Rollenwelle am gegabelten Rollenlagerabschnitt fixiert ist.
Rollennockenstößel eines Motors nach Anspruch 1, wobei der Nockenstößelkörper (50) zwischen einem Ende (1b) und dem anderen Ende (1a) eines Kipparms angebracht ist, die Rollenwelle (2) in einem Rollenloch fixiert ist, das sich zwischen zwei Seitenwänden des Kipparms erstreckt, ein Ende eines Auf-Zu-Ventils (9) des Motors auf dem einen Ende (1b) des Kipparms ruht, und eine Schwenkachse (15) auf dem anderen Ende (1a) ruht.
Rollennockenstößel eines Motors nach Anspruch 1, wobei ein Kipparm (1) schwenkbar an einer Drehwelle (5) angebracht ist, die zwischen einem Ende (1b) und dem anderen Ende (1a) des Kipparms befindlich ist, ein Ende eines Auf-Zu-Ventils (9) des Motors auf dem einen Ende (1b) ruht, das andere Ende (1a) auf einem Ende einer Verzahnungsstange (16) ruht, die eine Spannung von der Nocke (6) überträgt, der Nockenstößelkörper (50) am anderen Ende der Verzahnungsstange_angebracht ist, das eine Ende und das andere Ende der Verzahnungsstange am Kipparm beziehungsweise an der Nocke (6) befindlich ist und die Rollenwelle am Nockenstößelkörper angebracht ist und auf der Nocke ruht.
Rollennockenstößel eines Motors nach Anspruch 1, wobei die Lagerelemente (3) volle Nadellager sind.
Rollennockenstößel eines Motors nach Anspruch 1, wobei das Ende der Rollenwelle eine Härte aufweist, die geringer ist als deren mittlerer Abschnitt.
Rollennockenstößel eines Motors nach Anspruch 1, wobei das Ende der Rollenwelle verstemmt ist.
Rollennockenstößel eines Motors nach Anspruch 1, wobei der Nockenstößel vollständig pressgeformt ist.