DE68915924T2

DE68915924T2 - Ventilfederteller für eine Ventilantriebsvorrichtung für eine innere Brennkraftmaschine.

Info

Publication number: DE68915924T2
Application number: DE68915924T
Authority: DE
Inventors: Tadayoshi C O Kabushik Hayashi; Masami C O Kabushiki Kai Hoshi; Haruo C O Kabushiki Kai Shiina
Original assignee: Honda Motor Co Ltd
Current assignee: Honda Motor Co Ltd
Priority date: 1988-10-07
Filing date: 1989-10-06
Publication date: 1994-09-22
Anticipated expiration: 2009-10-07
Also published as: EP0363225A3; EP0363225B1; DE68915924D1; EP0363225A2; CA1327153C; US4989556A

Description

Das Gebiet der vorliegenden Erfindung sind hochfeste Aluminiumlegierungen, wie sie z.B. aus der EP-A-0 191 707 oder der EP-A-0 147 769 bekannt sind, und Ventilfederhalter für Ventilbetätigungseinrichtungen für Brennkraftmaschinen, und insbesondere leichte Ventilfederhalter, welche aus Aluminiumlegierungen hergestellt sind.
Derartige Ventilfederhalter sind herkömmlicherweise durch Verwendung einer Pulver-Metallurgischen Technik unter Verwendung einer hochfesten Aluminiumlegierung hergestellt worden, welche große Mengen von zu dieser hinzugefügtem Si, Fe, Mn, etc. enthält.
Die oben genannte Aluminiumlegierung weist jedoch ein Problem auf: ein anfänglich kristallines Silizium, ein eutektisches kristallines Silizium, intermetallische Zusammensetzungen, etc., die darin ausgefällt werden, sind sehr fein, und daher kann der sich ergebende Ventilfederhalter eine starke Gleitabnutzung aufweisen, und er weist als Ergebnis daraus unter einem großen Oberflächendruck und bei schnellen Gleitbewegungen eine mangelnde Haltbarkeit auf.
Es ist ferner ein Ventilfederhalter bekannt, welcher an einem Ende eines ringförmigen Basisabschnitts einen Flanschabschnitt aufweist, welcher einen größeren Durchmesser aufweist, als der Basisabschnitt, wobei eine ringförmige Stirnfläche des Flanschabschnitts als eine äußere Sitzfläche zum Tragen einer äußeren Ventilfeder dient und wobei eine ringförmige Stirnfläche des Basisabschnitts als eine innere Sitzfläche zum Tragen einer inneren Ventilfeder dient.
Der Ventilfederhalter wird unter Verwendung einer Pulver-Metallurgischen Technik hergestellt, und die Struktur und die harte Korndispersion in einem Oberflächenschichtbereich, welcher die äußere Sitzfläche aufweist, sind zu denjenigen, in einem Oberflächenschichtbereich, welcher die innere Sitzfläche aufweist, identisch.
Bei der oben genannten Ventilbetätigungseinrichtung weist die äußere Ventilfeder eine relativ hohe voreingestellte Belastung auf, wogegen die innere Ventilfeder eine relativ geringe voreingestellte Belastung aufweist. Daher ist bei dem Ventilfederhalter der Gleitflächendruck auf der äußeren Sitzfläche größer als derjenige auf der inneren Sitzfläche. Bei einer derartigen Situation, und wenn die Eigenschaften der äußeren und inneren Sitzflächen gleich sind, wird ein unterschiedliches Maß an Abnutzung zwischen den beiden Oberflächen erzeugt, wodurch sich eine Veränderung der Belastungsverteilung zwischen der äußeren und der inneren Feder ergibt.
Zusätzlich ist, da ein Ventilfederhalter in dem Ventilbetätigungssystem mit beschränktem Raum angeordnet ist, er derart ausgelegt, daß die Dicke des Flanschabschnitts verringert werden kann, um die Erstreckungsgröße in der Richtung seines Ventilschafts zu verringern. Daher gibt es eine Tendenz, eine Belastungskonzentration an der Verbindung zwischen dem Flanschabschnitt und dem Basisabschnitt zu erzeugen. Dementsprechend ist er derart ausgebildet, daß die Ermüdungsfestigkeit einer derartigen Verbindung verbessert wird.
Ferner wird, wenn Wasserstoffgas in der Aluminiumlegierung eingeschlossen ist, die Ermüdungsfestigkeit derselben verschlechtert. Daher ist es eine herkömmliche Praxis, einen Pulverpreßkörper einer Entgasungsbehandlung zu unterziehen, diese Behandlung kann jedoch nicht nur eine Verringerung der Herstellungseffizienz von Ventilfederhaltern bewirken, sondern kann ferner zum Verschlechtern der Festigkeit derselben führen.
In den Patent Abstracts of Japan, Vol. 12, Nr. 269 (M-273) [3116] ist ein Ventilfederhalter für eine Ventilbetätigungseinrichtung für eine Brennkraftmaschine offenbart, welcher aus einer Duralumin-Matrix mit darin verteilten Keramik-Aluminiumpartikeln hergestellt ist.
Es ist eine Aufgabe der vorliegenden Erfindung eine bezüglich ihrer Verschleißfestigkeit, ihrer Festigkeit u. dgl. verbesserte Aluminiumlegierung sowie ein mechanisches Bauteil, z.B. einen Ventilfederhalter, welches aus dieser hergestellt ist, vorzusehen.
Um die oben angegebene Aufgabe zu lösen, ist gemäß der vorliegenden Erfindung eine hochfeste Aluminiumlegierung für ein mechanisches Bauteil gemäß einem der Ansprüche 1, 2, 3 und 4 vorgesehen.
Die Matrix ist herkömmlicherweise aus einem abgeschreckten und verfestigten Aluminiumlegierungspulver gebildet.
Zusätzlich ist gemäß der vorliegenden Erfindung ein mechanisches Bauteil, wie z.B. ein Ventilfederhalter, welches aus einer derartigen Legierung hergestellt ist, vorgesehen.
Ferner ist gemäß der vorliegenden Erfindung ein Ventilfederhalter für eine Ventilbetätigungseinrichtung für eine Brennkraftmaschine vorgesehen, umfassend einen Flanschabschnitt an einem Ende eines ringförmigen Basisabschnitts, welcher einen größeren Durchmesser als der Basisabschnitt aufweist, wobei eine ringförmige Stirnfläche des Flanschabschnitts als eine äußere Sitzfläche zum Tragen einer äußeren Ventilfeder dient und eine ringförmige Stirnfläche des Basisabschnitts als eine innere Sitzfläche zum Tragen einer inneren Ventilfeder dient, so daß das Fließmuster der Faserstruktur des Materials in einem Oberflächenbereich, welcher die äußere Sitzfläche aufweist, im wesentlichen parallel zur äußeren Sitzfläche ist.
Ferner ist gemäß der vorliegenden Erfindung ein Ventilfederhalter für eine Ventilbetätigungseinrichtung für eine Brennkraftmaschine vorgesehen, welcher aus einer abgeschreckten und verfestigten Aluminiumlegierung gebildet ist, die 0,2 bis 4 Gew.-% von wenigstens einem Hydrid-bildenden Bestandteil enthält, welcher aus einer Gruppe ausgewählt ist, die aus Ti, Zr, Co, Pd und Ni besteht.
Die Menge des hinzugefügten harten Kornmaterials und der Flächenanteil des harten Kornmaterials sind vorbestimmt, und die Verteilung des harten Kornmaterials in der Matrix ist optimal zum Verbessern der Verschleißfestigkeit der Matrix. Zusätzlich hat das harte Kornmaterial die Wirkung des Fixierens der Versetzung des Kristalls der Matrix, um Verbesserungen der Verformungscharakteristik, der Belastungskorrosion und der Bruchfestigkeit, eine Verringerung des thermischen Ausdehnungskoeffizienten und Verbesserungen des Young-Moduls und der Ermüdungsfestigkeit vorzusehen.
Wenn jedoch der Gehalt des harten Kornmaterials kleiner als 0,5 Gew.-% ist, wird die Verschleißfestigkeit nicht verbessert, und die Ausmaße der Verbesserung des Young-Moduls und der Abnahme des thermischen Ausdehnungskoeffizienten sind ebenso geringer. Wenn andererseits der Gehalt des harten Kornmaterials größer als 20 % ist, z.B. 25 Gew.-%, wird die Abnutzung der Ventilfeder erhöht.
Wenn der Flächenanteil des harten Kornmaterials kleiner als 1% ist, wird die Verschleißfestigkeit unzureichend. Andererseits verursacht jeder Flächenanteil, welcher 6 % übersteigt, eine Verschlechterung der Belastungskorrosion und der Bruchfestigkeit und eine Verringerung der Ermüdungsfestigkeit.
Der Grund, warum jeder Bestandteil enthalten ist und der Grund, warum der Gehalt derselben eingeschränkt ist, sind die folgenden:

(a) Bei Si

Si hat die Wirkung des Verbesserns der Verschleißfestigkeit, des Young-Moduls und der thermischen Leitfähigkeit der Matrix und der Verringerung des thermischen Ausdehnungskoeffizienten der Matrix. Wenn jedoch der Siliziumanteil kleiner als 12 Gew.-% ist, kann der obige Effekt nicht erhalten werden. Wenn andererseits der Siliziumanteil mehr als 28 Gew.-% ist, wird die Formbarkeit beim Extrudieren und den vorangehenden Schritten verschlechtert, was zur Wahrscheinlichkeit führt, daß Risse erzeugt werden.

(b) Bei Cu

Kupfer hat die Wirkung des Verstärkens der Matrix bei der thermischen Behandlung. Wenn jedoch der Kupferanteil weniger als 0,8 Gew.-% ist, kann ein derartiger Effekt nicht erhalten werden. Wenn andererseits der Kupferanteil mehr als 5,0 Gew.-% beträgt, werden die Belastungskorrosion und die Bruchfestigkeit verschlechtert, und die Heißverformungs-Bearbeitbarkeit wird verschlechtert.

(c) Bei Mg

Mg hat die Wirkung des Verstärkens der Matrix bei der thermischen Behandlung, ebenso wie Cu. Wenn jedoch der Anteil von Mg kleiner als 0,3 Gew.-% ist, kann ein derartiger Effekt nicht erhalten werden. Wenn andererseits der Mg-Anteil mehr als 3,5 Gew.-% beträgt, werden die Belastungskorrosion und die Bruchfestigkeit verschlechtert und die Heißverformungs-Bearbeitbarkeit wird verschlechtert.

(d) Bei Fe

Fe hat die Wirkung des Verbesserns der Hochtemperaturfestigkeit und des Young-Moduls der Matrix. Wenn jedoch der Fe-Anteil kleiner als 2,0 Gew.-% ist, kann eine Verbesserung der Hochtemperaturfestigkeit nicht erwartet werden. Wenn andererseits der Fe-Anteil mehr als 10,0 Gew.-% beträgt, ist ein schnelles Heißverformen tatsächlich unmöglich.

(e) Bei Mn

Mn hat die Wirkung des Verbesserns der Hochtemperaturfestigkeit und der Belastungskorrosion und der Bruchfestigkeit der Matrix und des Verbesserns der Heißverformungs-Bearbeitbarkeit im Bereich von Fe ≥ 4. Wenn der Mn-Anteil jedoch kleiner als 0,5 % ist, kann ein derartiger Effekt nicht erhalten werden. Wenn andererseits der Mn-Gehalt 2,0 Gew.-% überschreitet, erwachsen ungünstige Einflüsse und die Heißverformungs-Bearbeitbarkeit wird weiter verschlechtert.
Die harten Kornteilchen sind entlang des Fließmusters der Faserstruktur in der äußeren Sitzfläche linear angeordnet, und daher ist der Oberflächenanteil des harten Kornmaterials an der äußeren Oberfläche höher. Dies verbessert die Verschleißfestigkeit der äußeren Sitzfläche.
Ferner kann das Wasserstoffgas in der Aluminiumlegierung in der Form eines Hydrids festgelegt werden, so daß die Ermüdungsfestigkeit einer derartigen Legierung und somit des Ventilfederhalters verbessert werden kann. Zusätzlich besteht, da die Legierung nicht durch die Wasserstoffgasmenge eingeschränkt werden kann, kein Erfordernis, eine Entgasungsbehandlung durchzuführen. Daher ist es beim Herstellen der Legierung möglich, ein Direkt-Pulverherstellungsverfahren zu verwenden, welches einen Pulver-Preßschritt umfaßt, auf welchen direkt ein Heißverformungsschritt folgt, anstelle daß es einen Pulver-Preßschritt, einen Extrudierschritt und einen Heißverformungsschritt, welche nacheinander durchgeführt werden, umfaßt.
Dies macht es möglich, die Herstellung einer Legierung zu vereinfachen, und die Massenherstellbarkeit derselben zu verbessern.
Wenn jedoch der Gehalt des Hydrid-bildenden Bestandteils kleiner als 0,2 Gew.-% ist, nimmt die Hydrid-bildende Wirkung ab. Andererseits führt jeder Gehalt des Hydrid-bildenden Bestandteils, welcher 4 Gew.-% überschreitet, zu dem Problem der Verringerung der Bruchdehnung (Elongation) und der Festigkeit.
Die oben angebenen sowie weiteren Aufgaben, Merkmale und Vorteile der Erfindung werden beim Lesen der folgenden detaillierten Beschreibung der bevorzugten Ausführungsformen offensichtlich, wenn diese in Verbindung mit den beiliegenden Zeichnungen betrachtet wird.

KURZE BESCHREIBUNG DER ZEICHNUNGEN

Fig. 1 ist eine Schnittansicht einer Ventilbetätigungseinrichtung für eine Brennkraftmaschine;
Fig. 2 ist eine perspektivische Ansicht einer verschleißfesten Aluminiumlegierung, welche durch eine Heiß-Extrusion gebildet ist;
Fig. 3A ist ein Diagramm zum Erklären, wie die Aluminiumlegierung in ein erstes Teststück geschnitten wurde;
Fig. 3B ist ein Diagramm zum Erklären, wie die Aluminiumlegierung in ein zweites Teststück geschnitten wurde;
Fig. 4A ist ein Diagramm, welches ein Fließmuster einer Faserstruktur eines Materials in einem Ventilfederhalter gemäß der vorliegenden Erfindung darstellt;
Fig. 4B ist ein Diagramm, welches das Fließmuster einer Faserstruktur eines Materials in einem Ventilfederhalter eines Vergleichsbeispiels darstellt;
Fig. 5A bis 5E sind Diagramme zum Erklären von Schritten zur Herstellung des Ventilfederhalters durch Heißverformen;
Fig. 6 ist eine Ansicht zum Erklären des Schneideverfahrens bei dem Ventilfederhalter des Vergleichsbeispiels;
Fig. 7 ist eine Schnittansicht des Ventilfederhalters;
Fig. 8 ist ein Graph, welcher eine Beziehung zwischen dem Anteil der hinzugefügten harten Körner u. dgl. und den Eigenschaften des Ventilfederhalters und der Ventilfeder darstellt; und
Fig. 9 ist ein Graph, welcher eine Beziehung zwischen der durchschnittlichen Partikelgröße des harten Kornmaterials und der Menge des hinzugefügten harten Kornmaterials bei einer Härte Hv von 700 bis 3000 des harten Kornmaterials darstellt.
Fig. 1 stellt eine Ventilbetätigungseinrichtung V für eine Brennkraftmaschine E dar, bei welcher ein Ventilfederhalter 4 an einem vorderen Ende eines Ventilschafts 3 eines Einlaßventils 2, welches verschiebbar in einem Zylinderkopf 1 angebracht ist, festgelegt ist. Der Ventilfederhalter 4 umfaßt einen ringförmigen Basisabschnitt 5, einen an einem Ende des Basisabschnitts 5 angeordneten Flanschabschnitt 6, einen ringförmigen Vorsprung 7, welcher an dem anderen Ende des Basisabschnitts 5 angeordnet ist. Der Flanschabschnitt 6 weist einen größeren Durchmesser auf und eine kleinere Dicke, als der Basisabschnitt 5. Der Durchmesser des Vorsprungs 7 ist kleiner als der des Basisabschnitts 5 und seine Außenumfangsfläche ist als eine sich verjüngende Oberfläche ausgebildet, welche in Richtung einer äußeren Stirnfläche 7a konvergiert. Eine ringförmige Stirnfläche des Flanschabschnitts 6 ist eine äußere Sitzfläche 8, und eine ringförmige Stirnfläche des Basisabschnitts 5 ist eine innere Sitzfläche 9. Somit steht der Vorsprung 7 von einem inneren Umf angsrand der inneren Sitzfläche 9 hervor.
Eine äußere Ventilfeder 10 ist an einem ihrer Enden durch die äußere Sitzfläche 8 getragen, und eine innere Ventilfeder 11 ist an einem ihrer Enden durch die innere Sitzfläche 9 getragen. In diesein Fall weist die äußere Ventilfeder 10 eine relativ große voreingestellte Belastung auf, wogegen die innere Ventilfeder 11 eine relativ kleine voreingestellte Belastung aufweist. In der Figur ist das Bezugszeichen 12 ein Kipphebel und das Bezugszeichen 13 ist eine Nockenwelle.
Der Ventilfederhalter 4 wird nachfolgend detailliert beschrieben.
Zunächst wurde für ein abgeschrecktes und verfestigtes Aluminiumlegierungspulver zum Bilden einer Matrix, um ein Material für den Ventilfederhalter 4 herzustellen, unter Verwendung eines Zerstäubungsverfahrens hergestellt ein Pulver, welches aus 14,5 Gew.-% Si, 2,5 Gew.-% Cu, 0,5 Gew.- Mg, 4,5 Gew.-% Fe, 2,0 Gew.-% Mn und zum Rest aus Al besteht, welches unvermeidbare Fremdstoffe enthält.
Körner aus Al&sub2;O&sub3;, SiC, Si&sub3;N&sub4;, ZrO&sub2;, SiO&sub2;, TiO&sub2;, Al&sub2;O&sub3;-SiO&sub2; und metallischem Silizium wurden als harte Körner vorbereitet, und ein Gemisch aus harten Körnern wurde durch Auswählen der folgenden Körner aus diesen vorbereiteten Körnern hergestellt.
Al&sub2;O&sub3; Kornmaterial 48,5 Gew.-%
ZrO&sub2; Kornmaterial 30,2 Gew.-%
SiO&sub2; Kornmaterial 20,0 Gew.-%
TiO&sub2; Kornmaterial 1,3 Gew.-%
Aluminiumlegierungen a&sub1; bis a&sub3; mit den in Tabelle 1 angegebenen Oberflächenanteilen des harten Korngemisches wurden durch Vermischen des Korngemisches mit dem Aluminiumlegierungspulver in individuellen Schritten hergestellt, welche nachfolgend beschrieben werden.
Das Aluminiumlegierungspulver und das harte Korngemisch wurden in einem V-förmigen Mischer gemischt, und die einzelnen gemischten Pulver wurden dann einem kalten isostatischen Preßverfahren (CIP-verfahren) unterzogen, um Pulverpreßkörper zu bilden. Dann sind die einzelnen Pulverpreßkörper in einem gleichmäßig heißen Ofen angeordnet worden und darin für eine vorbestimmte Zeit belassen worden. Danach sind sie einer Heiß- Extrusion unterzogen worden, um die Aluminiumlegierungen a&sub1; bis a&sub3; vorzusehen, von welchen jede in eine runde Stange mit einem Durchmesser von 20,5 mm und einer Länge von 400 mm geformt worden ist.
Jede dieser Aluminiumlegierung a&sub1; bis a&sub3; wird für ein Material für einen Ventilfederhalter gemäß der vorliegenden Erfindung verwendet, und der oben beschriebene Durchmesser derselben ist im wesentlichen gleich dem Durchmesser des Basisabschnitts 5.
Zum Vergleich sind Legierungen b&sub1; und b&sub2; von Vergleichsbeispielen mit Flächenanteilen des harten Korngemisches, welche in Tabelle 1 angegeben sind, durch Mischen des harten Korngemisches mit einer Aluminiumlegierung der gleichen Zusammensetzung wie oben beschrieben und durch die gleichen Schritte wie die oben beschriebenen Schritte hergestellt worden. Tabelle I Aluminiumlegierung Flächenanteil (%) Verhältnis der Flächenanteile
In Tabelle I ist das Verhältnis der Flächenanteile in der folgenden Art und Weise bestimmt worden.
Wie in Fig. 2 gezeigt, ist das Fließmuster einer Faserstruktur des Materials in den Aluminiumlegierungen a&sub1; bis a&sub3;, b&sub1; und b&sub2;, und somit der stangenartigen Gegenstände 14 parallel zur Extrusionsrichtung X, und wenn der Flächenanteil in der Extrusionsrichtung X durch A wiedergegeben ist, und der Flächenanteil in der Richtung Y orthogonal zur Extrusionsrichtung X durch B, so ist ihr Verhältnis, d.h. A/B, das Verhältnis der Flächenanteile.
In diesem Fall sind die Partikel des harten Korngemisches p entlang des Fließmusters der Faserstruktur des Materials und somit in der Extrusionsrichtung X angeordnet.
Dann ist der stangenartige Gegenstand 14 in zwei Typen von ersten und zweiten Teststücken geschnitten worden, die dann einem Gleitabnutzungstest unterzogen worden sind, welcher zu den in Tabelle II angegebenen Ergebnissen geführt hat.
Die Größe von jedem Teststück war 10 mm Länge x 10 mm Breite x 5 mm Dicke. Wie in Fig. 3A gezeigt, ist das erste Teststück T1 derart geschnitten worden, daß eine quadratische Gleitoberfläche 15&sub1; desselben parallel zur Extrusionsrichtung X liegt. Andererseits ist, wie in Fig. 3B gezeigt, ist das zweite Test-Stück T2 derart geschnitten worden, daß eine quadratische Gleitoberfläche 15&sub2; desselben parallel zur Richtung Y orthogonal zur Extrusionsrichtung liegt.
Der Gleitabnutzungstest ist über eine Gleitstrecke von 18 km durch Drücken der Gleitoberfläche 15&sub1;, 15&sub2; von jedem der ersten und zweiten Teststücke T&sub1; und T&sub2; mit einem Druck von 200 kg/cm² auf eine Scheibe aus Silizium-Chrom-Stahl (JIS SWOSC-carbonisiertes-Material) mit einem Durchmesser von 135 mm, welche mit einer Rate von 2,5 m/s gedreht werden kann, durchgeführt worden, während Schmieröl mit 5 ccm/min aufgetropft worden ist. Der Abnutzungsbetrag ist durch Bestimmen einer Dickendifferenz (um) der ersten und zweiten Teststücke T1 und T2 vor und nach dem Test gemessen worden. Es ist darauf hinzuweisen, daß der Silizium-Chrom-Stahl als ein Material zum Herstellen der Ventilfeder verwendet wird. Tabelle II Abnutzungsmenge (um) Aluminiumlegierung Erstes Teststück T&sub1; Zweites Teststück T&sub2;
Aus Tabelle II wird klar, daß bei den Aluminiumlegierungen a&sub1; bis a&sub3;, da die Partikel des harten Korngemisches entlang des Fließmusters des Materials in der Gleitoberfläche 15&sub1; des ersten Teststücks T1 angeordnet sind, der Flächenanteil des harten Korngemisches auf der Gleitoberfläche 15&sub1; größer ist als der auf der Gleitoberfläche 15&sub2; des zweiten Teststücks T2. Daher ist die Verschleißfestigkeit der Gleitoberfläche 15&sub1; des ersten Teststücks T1 im Vergleich zur Gleitoberfläche 15&sub2; des zweiten Teststücks 15&sub2; verbessert.
Bei den Aluminiumlegierungen b&sub1; und b&sub2; der Vergleichsbeispiele ist der Abnutzungsbetrag der Teststücke größer, da die Flächenanteil des harten Korngemisches auf den Gleitoberflächen 15&sub1; und 15&sub2; der ersten und zweiten Teststücke T1 und T2 geringer sind. Zusätzlich gibt es eine kleine Differenz der Abnutzungsmenge zwischen den beiden Gleitflächen 15&sub1; und 15&sub2;, da die Verhältnisse der Flächenanteile derselben kleiner sind.
Auf der Grundlage der Ergebnisse des Gleitabnutzungstests ergibt sich ein Fließmuster f&sub1; der Faserstruktur des Materials in einem Oberflächenschichtbereich r1, welcher die äußere Sitzfläche 8 in dem Ventilfederhalter 4 gemäß der vorliegenden Erfindung aufweist, wie deutlich in Figur 4A gezeigt. Zusätzlich ist das Fließmuster f&sub1; in dem Oberflächenschichtbereich r&sub1; mit einem Strömugsbild f&sub2; der Faserstruktur entlang einer Achse des Materials in einem Oberflächenbereich r&sub2; des Basisabschnitts 5 kontinuierlich. Daher ist die innere Sitzfläche 9 als eine zum Fließmuster f&sub2; orthogonale Oberfläche ausgebildet. In den Figuren 4(A), 4(B) und 7 ist das Bezugszeichen 16 ein Montageloch für den Ventilschaft, welches durch den Flanschabschnitt 6, den Basisabschnitt 5 und den Vorsprung 7 hindurchgeht. Eine Innenumfangsfläche des Montagelochs 5 ist als eine sich verjüngenden Oberfläche ausgebildet, welche in Richtung der äußeren Stirnfläche 7a des Vorsprungs 7 von der äußeren Stirnfläche 6a des Flanschabschnitts 6 aus konvergierend ausgebildet ist.
Ein Ventilfederhalter 4 wie er oben beschrieben ist, kann durch die folgenden Schritte hergestellt werden.
Der in Fig. 2 gezeigte stangenartige Gegenstand 14 wird wie durch die unterbrochene Linie dargestellt in Scheiben geschnitten, um einen scheibenartigen Block 17 mit einer Dicke von 7 mm vorzusehen, wie in Figur 5A gezeigt. Somit besteht in dem Block 7 ein Fließmuster der Faserstruktur entlang der Achse des Materials, wie bei dem Fließmuster f&sub2;.
Wie in Fig. 5B gezeigt, wird der Block 17 auf einem Basisabschnittformungsbereich R2 einer unteren Form 19 in einer geschlossenen Heißverformungseinrichtung 18 angeordnet. Das Bezugszeichen 20&sub1; ist eine erste obere Form mit einem sich verjüngenden Preß-Vorsprung 21&sub1;.
Wie in Fig. 5C gezeigt, wird der Block 17 durch die erste obere Form 20 derart gepreßt, daß eine untere Seite des Blocks 17 in einen Vorsprung-Formungs-Bereich R3 der unteren Form 19 expandiert wird und zur gleichen Zeit wird eine Oberseite des Blocks 17 in einen Flansch-Bildungs-Bereich R1 aufgeweitet, um einen primär geformten Gegenstand F1 vorzusehen. Der Aufweitungsvorgang bewirkt, daß das Material radial fließt, wie durch einen Pfeil c angezeigt, wodurch ein Fließmuster f&sub1;, wie es oben beschrieben worden ist, vorgesehen wird.
Wie in Fig. 5D gezeigt, wird der primär geformte Gegenstand F1 durch eine zweite obere Form 20&sub2; gepreßt, welche einen sich verjüngenden Preß-Vorsprung 21&sub2; aufweist, der länger ist als der Preß-Vorsprung 21&sub1; der ersten oberen Form 20&sub1;, so daß ein unterer Abschnitt des primäre geformten Gegenstands F1 in den Vorsprung-Formungs-Bereich R3 gefüllt wird, um einen Vorsprung 7 vorzusehen. Zusätzlich wird ein oberer Abschnitt des primär geformten Gegenstands F1 in den Flansch-Formungs-Bereich gefüllt, um einen Flanschabschnitt 6 vorzusehen. Ferner wird ein Montageloch 16 durch den Preß-Vorsprung 212 geformt, wodurch eine sekundär geformter Gegenstand F2 vorgesehen wird. Selbst bei diesem Schritt zum Formen des Flanschabschnitts 6 wird ein gleichartiger Aufweitungsvorgang durchgeführt.
Wie in Fig. 5E gezeigt, wird der sekundär geformte Gegenstand F2 durch einen Stempel 23, welcher einen Stanzvorsprung 22 aufweist, der länger ist als der Preß-Vorsprung 21&sub2; der zweiten oberen Form 20&sub2;, gestanzt, so daß das Montageloch 16 durchdrungen wird, wodurch ein Ventilfederhalter 4 gebildet wird.
Die Tabelle III stellt Ergebnisse eines tatsächlichen Haltbarkeitstests dar, welcher 100 Stunden lang bei Ventilfederhaltern durchgeführt worden ist, die mit der gleichen Technik, wie die oben beschriebene, unter Verwendung der vorher erwähnten Aluminiumlegierungen a&sub1; bis a&sub3;, b&sub1; und b&sub2; hergestellt worden sind. In Tabelle III sind die Ventilfederhalter a&sub1; bis a&sub3;, b&sub1; und b&sub2; jeweils aus den Aluminiumlegierungen a&sub1; bis a&sub3;, b&sub1; und b&sub2; hergestellt worden.
Daher entsprechen die Ventilfederhalter a&sub1; bis a&sub3; der vorliegenden Erfindung, und die Ventilfederhalter b&sub1; und b&sub2; entsprechen den Vergleichsbeispielen. In dem obigen Test ist das Verhältnis der Gleitflächendrücke an den äußeren und inneren Sitzflächen 8 und 9 durch die Lastverteilung zwischen den äußeren und inneren Ventilfedern 10 und 11 derart gesetzt worden, daß das Verhältnis von äußerer Sitzfläche 8 zu innerer Sitzfläche 9 = 1,8 : 1.
Der Abnutzungsbetrag ist durch Bestimmen einer Differenz (um) zwischen den Dicken t&sub1; und t&sub2; der äußeren und inneren Sitzflächen 8 und 9 vor und nach dem Test gemessen worden (Fig. 4A). Tabelle III Ventilfederhalter Abnutzungsbetrag (um) äußere Sitzfläche innere Sitzfläche vorliegende Erfindung Vergleichsbeispiel
Man erkennt aus Tabelle III, daß bei den Ventilfederhaltern a&sub1; bis a&sub3; gemäß der vorliegenden Erfindung der Unterschied des Abnutzungsbetrags zwischen den inneren und äußeren Sitzflächen 8 und 9 gering ist, und daher ist es möglich, eine Veränderung der Lastverteilung der äußeren und inneren Ventilfedern 10 und 11 weitestgehend zu unterdrücken. Dies ist der Tatsache zuzuschreiben, daß das Fließmuster f&sub1; der Faserstruktur des Materials in dem Oberflächenschichtbereich r&sub1;, welcher die äußere Sitzfläche 8 aufweist, wie oben beschrieben, gebildet worden ist, um die äußere Sitzfläche 8 zu verbessern, und der Tatsache, daß im wesentlichen die oben beschriebenen Verhältnisse der Flächenanteile der vorher erwähnten Aluminiumlegierungen a&sub1; bis a&sub3; erhalten worden sind.
Zur Durchführung eines Ermüdungstest ist ein stangenartiger Gegenstand 14&sub1; mit einem Durchmesser von 35 mm und wie in Fig. 6 dargestellt als ein Vergleichsbeispiel in der oben beschriebenen Art und Weise hergestellt und Schneidevorgängen unterzogen worden, um einen Ventilhalter 4&sub1; herzustellen, dessen Achse zur Extrudierrichtung X ausgerichtet ist. Bei diesem Ventilfederhalter 4&sub1; ist ein Fließmuster f&sub3; der Faserstruktur des Materials allgemein in axialer Richtung, wie in Fig. 4B gezeigt.
Für den erfindungsgemäßen Ventilfederhalter 4 ist die vorher beschriebene Erfindung a&sub2; verwendet worden.
Die Flächenanteile und das Verhältnis a/b der Flächenanteile des harten Korngemisches an den äußeren und inneren Sitzflächen 8 und 9 der vorliegenden Erfindung a&sub2; und des Vergleichsbeispiels sind in Tabelle IV angegeben. Hier entspricht bei dem Verhältnis a/b der Oberflächenanteile a dem Oberflächenanteil auf der äußeren Sitzfläche 8, und b entspricht dem Oberflächenanteil auf der inneren Sitzfläche. Tabelle IV vorliegende Erfindung a&sub2; Vergleichsbeispiel Flächenanteil (%) Verhältnis der Flächenanteile (a/b) OSS = äußere Sitzfläche ISS = innere Sitzfläche
Jeder der Ventilfederhalter 4 und 4&sub1; ist an dem Ventilschaft 3 des Einlaßventils 2 festgelegt worden, und ein Zugermüdungsversuch wurde mit einer mit der Ventilfläche 2a eingreifenden Spannvorrichtung durchgeführt, und die andere Spannvorrichtung war in Eingriff mit der äußeren Sitzfläche 8, um die Ermüdungsfestigkeit der Verbindung d (Fig. 4A) zwischen dem Flanschabschnitt 6 und dem Vorsprung 7 bei jedem der Ventilfederhalter 4 und 4&sub1; zu bestimmen, was zu den in Tabelle V angegebenen Ergebnissen geführt hat.
Die Ermüdungsfestigkeit ist durch eine Belastung bei einer Belastungswiederholungsanzahl von 10&sup7; auf die Bruchstelle und einer Bruchwahrscheinlichkeit von 10 % wiedergegeben. Tabelle V Ermüdungsfestigkeit (kg) vorliegende Erfindung a&sub2; Vergleichsbeispiel
Wie aus der Tabelle V zu erkennen ist, ist die Ermüdungsfestigkeit der vorliegenden Erfindurig a&sub2; im Vergleich zum Vergleichsbeispiel verbessert. Dies ist auf die Tatsache zurückzuführen, daß die Fließmuster f&sub1; und f&sub2; der Faserstruktur des Materials kontinuierlich sind, wie oben beschrieben.
Das Verhältnis a/b des Flächenanteils a der harten Kornpartikel an der äußeren Sitzfläche zum Flächenanteil b der harten Partikel an der inneren Sitzfläche kann derart gesetzt sein, daß 1,05 ≤ a/b ≤ 1,50.
Durch Erhöhen des Flächenanteils der harten Kornpartikel an der äußeren Sitzfläche in dieser Weise und durch Einstellen eines derartigen Flächenanteils und des Flächenanteils der harten Kornpartikel an der inneren Sitzfläche in einer speziellen Beziehung ist es möglich, den Unterschied des Abnutzungsbetrags zwischen der äußeren und der inneren Sitzfläche klein zu machen, wie oben beschrieben. Wenn das Verhältnis a/b < 1,05 ist, wird der sich ergebende Ventilfederhalter keinen Unterschied im Abnutzungsbetrag zwischen den äußeren und inneren Sitzflächen aufweisen, und kann daher nicht für die praktische Verwendung dienen. Wenn andererseits a/b > 1,50 ist, wird der sich ergebende Ventilfederhalter eine geringere Festigkeit aufweisen und kann daher ebenso nicht zur praktischen Verwendung dienen.
Fig. 7 stellt eine weitere Ausführungsform eines Ventilfederhalters dar, welcher in zu der oben beschrieben Art und Weise gleichartigen Art und Weise hergestellt worden ist. Bei diesem Ventilfederhalter 4 gilt, wenn die axiale Länge zwischen der äußeren Stirnfläche 6a des Flanschabschnitts 6 und der äußeren Stirnfläche 7a des Vorsprungs 7 L1 ist, und die axiale Länge zwischen der äußeren Stirnfläche 6a des Flanschabschnitts 6 und der inneren Sitzfläche 9 L2 ist, L2 > 1/2 L1. Zusätzlich gilt, wenn die Länge zwischen der äußeren Sitzfläche 8 und der inneren Sitzfläche 9 L3 ist, die axiale Länge zwischen der äußeren Stirnfläche 6a des Flanschabschnitts 6 und der äußeren Sitzfläche 8 L4 ist und die axiale Länge zwischen der äußeren Stirnfläche 7a des Vorsprungs 7 und der inneren Sitzfläche 9 L5 ist, L3 > L4 und L3 > L5.
Bei der vorliegenden Ausführungsform gilt L1 = 8,8 mm; L2 = 6,0 mm; L3 = 3,8 mm; L4 = 2,2 mm und L5 = 2,8 mm. Der Außendurchmesser der äußeren Stirnfläche 6a des Flansches 6 und somit der äußeren Sitzfläche 8 ist 28,0 mm, der Außendurchmesser der äußeren Stirnfläche 7a des Vorsprungs 7 ist 15,4 mm und der Außendurchmesser der inneren Sitzfläche 9 ist 21,7 mm.
Bei einem derartigen Aufbau ist die Wanddicke des Basisabscbnitts 5 erhöht, und es ist daher möglich, die Festigkeit des gesamten Ventilfederhalters 4 zu verbessern.
Die Außenumfangsflächen von sowohl dem Basisabschnitt 5 als auch dem Vorsprung 7 sind als sich verjüngende Oberflächen ausgebildet, welche in Richtung der äußeren Stirnfläche 7a des Vorsprungs 7 konvergieren, wobei der Verjüngungswinkel in jedem Fall auf 5º gesetzt ist.
Wenn der Ventilfederhalter derart aufgebaut ist, wird nicht nur die Kontinuität des inneren Kristalls im Vergleich mit einem Aufbau, in dem die beiden Außenumfangsflächen orthogonal zu den äußeren und inneren Sitzflächen 8 und 9 sind, verbessert, sondern auch das Aufsprühen eines Schmieröls, welches von der Schaftendseite des Ventilschafts 3 heranfliegt, wird erleichtert, und es gibt ebenso einen Effekt des Verringers der thermischen Verformung des Ventilfederhalters 4. Ferner kann verhindert werden, daß die einzelnen Ventilfedern 10 und 11 gegen die Außenumfangsflächen stoßen.
In einem Montageloch 16 für den Ventilschaft ist ein abgerundeter Abschnitt 16a um den gesamten Umfang eines Rands einer Öffnung vorgesehen, welche in der äußeren Stirnfläche des Vorsprungs angeordnet ist. Der abgerundete Abschnitt 16a ist durch Wegarbeiten gebildet und weist einen Krümmungsradius von 1,5 mm auf.
Wenn der Ventilfederhalter in dieser Art und Weise aufgebaut ist, bleibt kein Grat an dem Öffnungsrand zurück und es ist ferner möglich, eine Lastkonzentration zu vermeiden. Um diesen Effekt zu erhalten, kann der Krümmungsradius größer als 1,5 mm sein.
Ein zweites Beispiel eines Materials für den Ventilfederhalter wird nachfolgend beschrieben.
Für ein abgeschrecktes und verfestigtes Aluminiumlegierungspulver zum Bilden einer Matrix ist unter Verwendung eines Zerstäubungsverfahrens ein Pulver hergestellt worden, welches aus 14,5 Gew.-% Silizium, 2,5 Gew.-% Cu, 0,6 Gew.-% Mg, 4,6 Gew.-% Fe, 2,1 Gew.-% Mn und dem Rest aus Al, welches unvermeidbare Fremdstoffe enthält, besteht.
Körner, welche zu den oben beschriebenen gleichartig sind, sind als harte Körner vorbereitet worden, und ein hartes Korngemisch wurde durch Auswählen der folgenden Körner aus diesen vorbereiteten Körnern hergestellt.
Al&sub2;O&sub3; Kornmaterial 48,5 Gew.-%
ZrO&sub2; Kornmaterial 30,2 Gew.-%
SiO&sub2; Kornmaterial 20,0 Gew.-%
TiO&sub2; Kornmaterial 1,3 Gew.-%
Aluminiumlegierungen a&sub4; und a&sub5; mit Flächenanteilen des harten Kornmaterials, wie sie in der Tabelle VI angegeben sind, sind durch Hinzumischen des harten Korngemisches mit den in der Tabelle VI angegebenen Mengen zu dem Aluminiumlegierungspulver und durch einzelne Schritte, die nachfolgend beschrieben werden, hergestellt worden.
Das Aluininiumlegierungspulver und das harte Korngemisch sind in einem V-förmigen Mischer gemischt worden, und die einzelnen gemischten Pulver sind dann einem kalten isostatischen Preßverfahren (CIP-Verfahren) unterzogen worden, um Pulverpreßkörper vorzusehen. Dann sind die einzelnen Pulverpreßkörper in einem gleichmäßig heißen Ofen angeordnet worden und darin für eine vorbestimmte Zeit belassen worden. Danach sind sie einer Heiß-Extrusion unterzogen worden, um Aluminiumlegierungen a&sub4; und a&sub5; vorzusehen, welche jeweils in eine runde Stange mit einem Durchmesser von 35 mm und einer Länge von 800 mm geformt worden sind. Tabelle VI hartes Korngemisch Aluminiumlegierung hinzugefügte Menge ( Gew.-%) Flächenanteil (%)
Zum Vergleich sind Vergleichslegierungen b&sub3; und b&sub4; mit den in Tabelle VII angegebenen Flächenanteilen des harten Korngemisches durch Hinzumischen des harten Korngemisches mit den in Tabelle VII gegebenen hinzugefügten Mengen zu einer Aluminiumlegierung, welche die gleiche Zusammensetzung wie die oben beschriebene hatte, und durch die gleichen Schritte, wie die oben beschriebenen, hergestellt worden. Tabelle VII hartes Korngemisch Vergleichslegierung hinzugefügte Menue (Gew.-%) Flächenanteil (%)
Die Aluminiumlegierungen a&sub4; und a&sub5; und die Vergleichslegierungen b&sub3; und b&sub4; sind in Teststücke geschnitten worden, welche dann einem Gleitabnutzungstest unterzogen worden sind, der die in Tabelle VIII gegebenen Ergebnisse geliefert hat.
Der Gleitabnutzungstest ist über eine Gleitentfernung von 18 km durch Pressen der 10 mm langen, 10 mm breiten und 5 mm dikken Teststücke mit einem Druck von 200 kg/cm² auf eine Scheibe aus Chrom-Vanadiumstahl (JIS SWOCV) mit einem Durchmesser von 135 mm, welche mit einer Rate von 2,5 m/s gedreht werden kann, durchgeführt worden, während ein Schmieröl mit 5 ccm/min aufgetropft worden ist. Der Abnutzungsbetrag ist dann durch Bestimmen einer Gewichtsdifferenz (g) der Teststücke und der Scheibe vor und nach dem Test gemessen worden. Es ist darauf hinzuweisen, daß der Chrom-Vanadiumstahl als ein Material zum Herstellen der Ventilfeder verwendet wird. Tabelle VIII Aluminiumlegierung Abnutzungsbetrag (g) Vergleichsbeispiel
Aus Tabelle VIII ist zu erkennen, daß jede der Aluminiumlegierungen a&sub4; und a&sub5; eine hervorragende Verschleißfestigkeit aufweist. Zusätzlich ist bestätigt worden, daß die Abnutzung der Scheibe in Verbindung mit der Aluminiumlegierung a&sub4; kleiner als 0,0002 g war, und in Verbindung mit der Aluminiumlegierung a&sub5; kleiner als 0,0003 g. Dies macht klar, daß die Aluminiumlegierungen a&sub4; und a&sub5; eine hervorragende Gleitcharakteristik in Verbindung mit der Ventilfeder aufweisen. Andererseits war der Abnutzungsbetrag der Legierung b&sub3; der Vergleichsbeispiele aufgrund einer geringeren hinzugefügten Menge des harten Korngemisches und eines kleineren Oberflächenanteils erhöht. Die Vergleichsbeispielslegierung a&sub4; hatte, aufgrund einer größeren hinzugefügten Menge und eines größeren Oberflächenanteils, eine gute Verschleißfestigkeit, aber die entsprechende Scheibenabnutzung war erhöht, und der Scheibenabnutzungsbetrag war 0,0007 g.
Wie oben beschrieben weisen die Aluminiumlegierungen a&sub4; und a&sub5; in Verbindung mit Stahl eine hervorragende Gleitcharakteristik auf, in diesem Falle ist es jedoch wünschenswert, daß die Härte des Stahls Hv 400 oder mehr ist. Wenn die Härte des Stahls weniger als Hv 400 ist, nimmt der Stahlabnutzungsbetrag zu.
Ein Belastungskorrosions und Bruchtest (JIS H8711) ist bei den einzelnen Teststücken durchgeführt worden, und hat zu den Ergebnissen der Tabelle IX geführt.
Der Belastungskorrosions- und Bruchtest ist durch Eintauchen von jedem der Teststücke mit 100 mm Länge, 20 mm Breite und 3 mm Dicke unter einer Belastung von 0,2 x 0',9 ( 0,2 ist eine 0,2 % Lastaufnahmekapazität jeder Legierung) 28 Tage lang in eine wäßrige Lösung von NaCl durchgeführt worden, welche eine Konzentration von 3,5 % und eine Flüssigkeitstemperatur von 30ºC hatte. Der ausreichende oder mangelnde Widerstand gegen die Belastungskorrosion und das Brechen ist durch das Vorhandensein oder das Nicht-Vorhandensein von in dem Teststück erzeugten Rissen beurteilt worden. Tabelle IX Aluminiumlegierung Vorhandensein oder Nicht-Vorhandensein von Rissen Legierung des Vergleichsbeispiels nicht vorhanden vorhanden
Wie aus Tabelle IX klar wird, sind die Aluminiumlegierungen a&sub4; und a&sub5; und die Legierung b&sub3; des Vergleichsbeispiels jeweils hoch-resistent gegen Belastungskorrosion und Brechen. Die Legierung b&sub4; des Vergleichsbeispiels weist eine verschlechterte Widerstandsfähigkeit gegen die Belastungskorrosion und das Brechen auf, aufgrund eines höheren Flächenanteils des harten Korngemisches derselben.
Ferner ist ein Kompressions-Zugermüdungstest bei jedem Teststück bei einer Temperatur von 150ºC 10&sup7; mal wiederholt worden, und hat zu den Ergebnissen in Tabelle X geführt. Tabelle X Aluminiumlegierung Ermüdungsgrenze (kg/mm²) Legierung des Vergleichsbeispiels
Man kann aus der Tabelle X erkennen, daß die Aluminiumlegierungen a&sub4; und a&sub5; und die Legierung b&sub3; der Vergleichsbeispiele jeweils eine relativ große Ermüdungsfestigkeit aufweisen. Die Legierung b&sub4; der Vergleichsbeispiele weist aufgrund eines höheren Flächenanteils des harten Korngemisches derselben eine kleinere Ermüdungsfestigkeit auf.
Es ist aus den vorhergehenden individuellen Tests offensichtlich, daß die Aluminiumlegierungen a&sub4; und a&sub5; bezüglich ihrer Verschleißfestigkeit, ihrer Belastungskorrosion und dem Brechen hervorragende Eigenschaften aufweisen, und daß jede eine relativ große Ermüdungsfestigkeit aufweist.
Daher sind die Aluminiumlegierungen a&sub4; und a&sub5; zur Verwendung als Material zum Herstellen eines mechanischen Bauteils, das unter einer hohen Temperatur und einem hohen Oberflächendruck und bei einer schnellen Gleitbewegung verwendet wird, wie z.B. ein Gleitelement bei einer Brennkraftmaschine am besten geeignet, und insbesondere als Material zur Herstellung eines in einer Ventilbetätigungseinrichtung verwendeten Ventilfederhalters.
Die Fig. 8 stellt eine Beziehung zwischen der hinzugefügten Menge und dem Flächenanteil der harten Körner, der durchschnittlichen Korngröße der harten Körner und den Eigenschaften eines Ventilfederhalters und einer Ventilfeder dar, wobei der Ventilfederhalter aus der Aluminiumlegierung hergestellt ist. In Verbindung mit dem Ventilfederhalter und der Ventilfeder ist ein optimaler Bereich ein durch G in Fig. 8 bezeichneter Bereich.
Ein drittes Beispiel für ein Material für einen Ventilfederhalter wird nachfolgend beschrieben.
Eine Aluminiumlegierung für dieses Material umfaßt eine aus einem abgeschreckten und verfestigten Aluminiumpulver gebildete Matrix und in der Matrix verteilte harte Körner. Die verwendeten harten Körner sind zu den oben beschriebenen gleichartig. Die durchschnittliche Korngröße D (in Mikron, gewichtetes Mittel) der harten Körner ist derart eingestellt, daß 3 um ≤ D ≤ 30 um, und der hinzugefühgten Menge L (in Gew.-%) ist derart eingestellt, daß 0,5 Gew.-% ≤ L ≤ 20 Gew.-%.
Ferner ist die Härte Hv der harten Körner derart eingestellt, daß 700 ≤ Hv ≤ 3000, und wenn in diesem Härtebereich K = (L + 0,5) (D - 1), ist 200 < K ≤ 600, wenn 700 ≤ Hv < 1000; 80 < K ≤ 200, wenn 1000 ≤ Hv < 1500; 35 < K ≤ 80 wenn 1500 ≤ Hv < 2000; und 13 ≤ K ≤ 35, wenn 2000 ≤ Hv ≤ 3000.
In diesem Fall ist die Verschleißfestigkeit der Matrix geringer, wenn die durchschnittliche Korngröße D der harten Körner kleiner als 3 um ist. Andererseits wird die Ermüdungsfestig keit der Matrix verringert, wenn D > 30 um, und die Abnutzung der Ventilfeder wird erhöht, was dazu führt, daß der Ventilfederhalter nicht zur praktischen Anwendung gebracht werden kann.
Ferner wird, wenn die hinzugefügte Menge L der harten Körner kleiner als 0,5 Gew.-% ist, die Verschleißfestigkeit der Matrix ebenso nicht verbessert. Andererseits wird ferner die Ermüdungsfestigkeit der Matrix verringert, wenn L > 20 Gew-%, und die Abnutzung der Ventilfeder wird erhöht, was dazu führt, daß ein Ventilfederhalter nicht zur praktischen Anwendung gebracht werden kann.
Ferner können, wenn die Härte Hv der harten Körner kleiner als 700 ist, oder wenn Hv > 3000, die beabsichtigten Gleitcharakteristiken nicht erhalten werden.
In diesem Falle, wird einerseits, wenn 700 ≤ Hv < 1000, die Abnutzung der Matrix erhöht, wenn K ≤ 200 ist, und andererseits wird die Abnutzung der Ventilfeder erhöht, wenn K > 600 ist.
Wenn 1000 ≤ Hv < 1500 ist, wird einerseits die Abnutzung der Matrix erhöht, wenn K ≤ 80 ist, und andererseits wird die Abnutzung der Ventilfeder erhöht, wenn K > 200 ist.
Ferner wird einerseits, wenn 1500 ≤ Hv < 2000 ist, die Abnutzung der Matrix ebenso erhöht, wenn K ≤ 35 ist, und andererseits wird die Abnutzung der Ventilfeder ebenso erhöht, wenn K > 80 ist.
Ferner wird einerseits, wenn 2000 ≤ Hv ≤ 3000 ist, die Abnutzung der Matrix ebenso erhöht, wenn K < 13 ist, und andererseits wird die Abnutzung der Ventilfeder ebenso erhöht, wenn K > 35 ist.
Fig. 9 stellt eine Beziehung zwischen der durchschnittlichen Korngröße und der hinzugefügten Menge der harten Körner in dem vorher erwähnten Bereich der Härte Hv der harten Körner dar. In Fig. 9 bezeichnet ein durch schräge Linien umgebener Bereich das in der vorliegenden Erfindung verwendete Material.
Die spezifizierten Beispiele werden nachfolgend beschrieben.
Für ein abgeschrecktes und verfestigtes Aluminiumlegierungspulver ist ein Pulver, welches aus 14,5 Gew.-% Si, 2,5 Gew.-% Cu, 0,5 Gew.-% Mg, 4,5 Gew.-% Fe, 2,0 Gew.-% Mn und dem Rest Al, das unvermeidbare Fremdstoffe enthält, besteht, unter Verwendung eines Zerstäubungsverfahrens hergestellt worden.
Aluminiumlegierungen a&sub6; bis a&sub1;&sub5; wurden durch Mischen harter Körner mit verschiedenen durchschnittlichen Korngrößen mit hinzugefügten Mengen, die in Tabelle XI angegeben sind, zu dem Aluminiumlegierungspulver gemäß Fig. 9 durch Schritte gemischt, welche nachfolgend beschrieben werden.
Das Aluminiumlegierungspulver und die harten Körner sind in einem V-förmigen Mischer gemischt worden, und dann ist das sich ergebende Pulvergemisch einem kalten isostatischen Preßverfahren (CIP-Verfahren) unterzogen worden, um einen Pulverpreßkörper vorzusehen, welcher dann in einem gleichmäßig heißen Ofen angeordnet und darin für eine vorbestimmte Zeit belassen worden ist. Danach ist der Pulverpreßkörper einer Heiß-Extrusion unterzogen worden, wodurch die in eine runde Stange mit einem Durchmesser von 35 mm und einer Länge von 400 mm geformten Aluminiumlegierungen a&sub6; bis a&sub1;&sub5; bebildet worden sind. Tabelle XI harte Körner Aluminiumlegierung metallisches Si Hv 800 AGS = durchschnittliche Korngröße AA (%) = hinzugefügte Menge (Gew.-%)
Zum Vergleich sind Legierungen b&sub5; bis b&sub1;&sub0; der Vergleichsproben durch Hinzumischen harter Körner mit verschiedenen durchschnittlichen Korngrößen mit Hinzufügungsmengen, die in Tabelle XII gegeben sind, zu einer Aluminiumlegierung der gleichen Zusammensetzung, wie die oben beschriebenen und durch die gleichen Schritte, wie die oben beschriebenen hergestellt worden. Die Legierung b&sub1;&sub2; der Vergleichsbeispiele enthält keine harten Körner und umfaßt lediglich die Aluminiumlegierungsmatrix. Tabelle XII harte Körner Vergleichslegierung metallisches Si Hv 800 AGS = durchschnittliche Korngröße AA (%) = hinzugefügte Menge (Gew.-%)
Die Aluminiumlegierungen a&sub6; bis a&sub1;&sub5; und die Vergleichslegierungen b&sub5; bis b&sub1;&sub2; sind in Teststücke geschnitten worden, die dann einem Gleitabnutzungstest unterzogen worden sind und zu den in den Tabellen XIII und XIV angegebenen Ergebnissen geführt haben.
Der Gleitabnutzungstest wurde über eine Gleitentfernung von 18 km durch Pressen der 10 mm langen, 10 mm breiten und 5 mm dikken Teststücke mit einem Druck von 200 kg/cm² auf eine Scheibe aus Silizium-Chromstahl (JIS SWOSC-carbonisiertes Material) mit einem Durchmesser von 135 min, welche mit einer Rate von 2,5 m/s gedreht werden kann, durchgeführt, während ein Schmieröl mit 5 ccm/min aufgetropft worden ist. Die Abnutzungsmenge wurde durch Bestimmen einer Dickendifferenz (um) der Teststücke und der Scheibe vor und nach dem Test gemesssen. Tabelle XIII Aluminiumlegierung Abnutzungsbetrag (um) Teststück Scheibe Tabelle XIV Vergleichslegierung Abnutzungsbetrag (um) Teststück Scheibe
Wie aus den Tabellen XIII und XIV klar wird, weisen die Aluminiumlegierungen a&sub6; bis a&sub1;&sub5; im Vergleich zu den Vergleichslegierungen b&sub5; bis b&sub1;&sub2; einen geringeren Abnutzungsbetrag auf, und weisen einen hervorragende Gleitcharakteristik zum Vermeiden der Abnutzung der Scheibe auf, welche ein entsprechendes Stahlelement ist. Dies ist auf die Tatsache zurückzuführen, daß die Härte, die Korngröße und die hinzugefügte Menge der in der Matrix verteilten harten Körner auf geeignete Werte gesetzt waren, wie oben beschrieben.
Unter Verwendung der Aluminiumlegierungen a&sub6;, a&sub8;, a&sub1;&sub0;, a&sub1;&sub2;, a&sub1;&sub4; und a&sub1;&sub5; und der Vergleichslegierungen b&sub5;, b&sub7;, b&sub8;, b&sub1;&sub0; und b&sub1;&sub2; sind Ventilfederhalter in der gleichen Art und Weise hergestellt worden, wie die oben beschriebenen, und sind einem tatsächlichen Haltbarkeitstest unterzogen worden, um den Abnutzungsbetrag der Ventilfederhalter 4 und der äußeren Ventilfedern 10 zu bestimmen, was zu den in Tabellen XV und XVI gegebenen Ergebnissen geführt hat.
Der Abnutzungsbetrag ist durch Bestimmen der Dickendifferenz (um) der Flanschabschnitte der Ventilfederhalter und der Enden der äußeren Ventilfeder vor und nach dem Test gemessen worden. Die äußere Ventilfeder ist aus einem Silizium-Chrommaterial hergestellt worden (JIS SWOSC-V). Tabelle XV Aluminiumlegierung Abnutzungsbetrag (um) Ventilfederhalter äußere Ventilfeder Tabelle XVI Vergleichslegierung Abnutzungsbetrag (um) Ventilfederhalter äußere Ventilfeder Flanschabschnitt abgenutzt
Wie aus den Tabellen XV und XVI klar wird, weisen die unter Verwendung der Aluminiumlegierungen a&sub6; und a&sub8; hergestellten Ventilfederhalter einen kleineren Abnutzungsbetrag auf und zeigen eine hervorragende Gleitcharakteristik, um die Abnutzung der äußeren Ventilfedern zu vermeiden. Im Gegensatz dazu weisen die unter Verwendung der Vergleichslegierungen b&sub5; und b&sub7; hergestellten Ventilfederhalter entweder eine zu hohe Verschleißfestigkeit auf und verursachen einen erhöhten Abnutzungsbetrag der äußeren Ventilfeder, oder sie weisen eine zu geringe Verschleißfestigkeit auf und führen zu einem erhöhten Abnutzungsbetrag der Ventilfederhalter selbst.
Daher ist die Gleitcharakteristik verschlechtert.
Ein viertes Beispiel eines Materials für den Ventilfederhalter wird nachfolgend beschrieben.
Die Herstellung einer hochfesten Aluminiumlegierung als das Material ist durch das Vorbereiten eines Pulvers, das Bilden eines Pulverpreßkörpers und Heißverformen desselben durchgeführt worden.
Ein Zerstäubungsverfahren ist zum Vorbereiten des Pulvers verwendet worden. Das vorbereitete Pulver ist einer Sieb-Behandlung unterzogen worden, bei welchem ein Pulver, dessen Partikel einen Durchmesser von weniger als 100 Mesh (0.045 mm) haben, zur Verwendung gesammelt worden ist.
Wenigstens ein Hydrid-bildender Bestandteil, der aus einer aus Ti, Zr, Co, Pd und Ni bestehenden Gruppe ausgewählt ist, kann zu einem geschmolzenen Metall, um das Pulver vorzubereiten, oder zu dem vorbereiteten Pulver hinzugefügt werden. Um das Bilden eines Hydrids zu ermöglichen, ist letzteres bevorzugt.
Wenn nötig können die oben beschriebenen harten Körner zu dem Pulver hinzugefügt werden.
Das Bilden des Pulverpreßkörpers umfaßt einen primären Herstellungsschritt und einen sekundären Herstellungsschritt.
Der primäre Herstellungsschritt wird unter einem Herstellungsdruck von 1 bis 10 Tonnen/cm² und einer Pulvertemperatur von 300ºC oder weniger, vorzugsweise 100ºC bis 200ºC, durchgeführt. In diesem Fall wird die Dichte des Pulverpreßkörpers nicht erhöht, wenn die Pulvertemperatur geringer als 100ºC ist. Wenn andererseits die Pulvertemperatur höher als 200ºC ist, wird befürchtet, daß eine Brückenbildung des Pulvers erzeugt werden kann, was zu einer verringerten Bearbeitungseffizienz führt.
Die Dichte des Pulverpreßkörpers kann auf 75 % oder mehr gesetzt sein. Jede Dichte geringer als dieser Wert wird zu einer verschlechterten Bearbeitbarkeit führen.
Der sekundäre Herstellungsschritt wird unter einem Herstellungsdruck von 3 bis 10 Tonnen/cm² bei einer Pulverpreßkörpertemperatur von 420ºC bis 480ºC und einer Formtemperatur von 300ºC oder weniger, vorzugsweise 150ºC bis 250ºC durchgeführt. In diesem Fall wird die Dichte des Pulverpreßkörpers nicht erhöht, wenn die Formtemperatur weniger als 150ºC ist. Wenn andererseits die Formtemperatur höher als 250ºc ist, wird die Schmierung zwischen der Form und dem Pulverpreßkörper schwierig, was zu einer Gefahr des Festfressens des Pulverpreßkörpers führt.
Die Dichte des Pulverpreßkörpers ist vorzugsweise im Bereich von 95 % bis 100 % gesetzt. Wenn die Dichte kleiner als dieser Wert ist, wird die Aluminiumlegierung bei dem Heißverformungsschritt brechen.
Es sollte darauf hingewiesen werden, daß beim Herstellen des Pulverpreßkörpers in einigen Fällen nur der primäre Herstellungsschritt verwendet werden kann.
Das Heißverformen kann bei einer Pulverpreßkörper-Erhitzungstemperatur von 350ºC bis 550ºC durchgeführt werden. In diesem Fall wird die Aluminiumlegierung brechen, wenn die Erhitzungstemperatur geringer als 350ºC ist. Wenn andererseits die Erhitzungstemperatur höher als 500ºC ist, werden Blasen in der Aluminiumlegierung erzeugt.
Die Aluminiumlegierung ist nicht nur als ein Material zum Herstellen eines Ventilfederhalters am besten geeignet, sondern ebenso als ein Material zum Herstellen anderer Gleitelemente einer Brennkraftmaschine, und kann z.B. als eine Kappe für Lagerelemente, wie z.B. einer Verbindungsstange, und als eine Lagerkappe für einen Kurbelzapfen verwendet werden.
Spezifizierte Beispiele werden nachfolgend beschrieben. Tabelle XVII Chemische Bestandteile (Gew.-%) Aluminiumlegierung Vergleichsbeispiele
Unter Verwendung einer geschmolzenen Aluminiumlegierung, welche die in Tabelle XVII angegebenen chemischen Bestandteile enthält, ist ein Pulver unter Verwendung eines Zerstäubungsverfahrens vorbereitet und dann gesiebt worden, um ein Pulver vorzusehen, welches einen Partikeldurchmesser von weniger als 100 Mesh (0,045 mm) hat.
Das oben angegebene Pulver ist dazu verwendet worden, einen kurzen saulenartigen Pulverpreßkörper mit einem Durchmesser von 60 mm und einer Höhe von 40 mm herzustellen. In diesem Fall ist der primäre Herstellungsschritt unter einem Herstellungsdruck von 7 Tonnen/cm² und einer Pulvertemperatur von 120ºC durchgeführt worden, und die Dichte des sich ergebenden Pulverpreßkörpers war 80 %. Der sekundäre Herstellungsschritt ist unter einem Herstellungsdruck von 9 Tonnen/cm² bei einer Pulverpreßkörpertemperatur von 460ºC und einer Formtemperatur von 240ºC durchgeführt worden, und die Dichte des sich ergebenden Pulverpreßkörpers war 99 %.
Die den Aluminiumlegierungen a&sub1;&sub6; bis a&sub2;&sub2; und der Vergleichslegierung b&sub1;&sub3; entsprechenden Pulverpreßkörper sind der Heißverformung unterzogen worden, um diese Legierungen vorzusehen. Daß Heißverformen ist unter freien Verformungsbedingungen durchgeführt worden, bis eine Pulverpreßkörper-Erhitzungstemperatur von 480ºC, eine Formtemperatur von 150ºC und eine Höhe von 20 mm erreicht waren.
Der der Vergleichslegierung b&sub1;&sub4; entsprechende Pulverpreßkörper ist zusätzlich einer Ausgasungsbehandlung und einer Heiß-Extrusion unterzogen worden, um diese Legierung zu bilden.
Die Aluminiumlegierungen a&sub1;&sub6; bis a&sub2;&sub3; und die Vergleichslegierungen b&sub1;&sub3; und b&sub1;&sub4; sind in Teststücke mit einem Durchmesser von 5 mm und einer Länge von 20 mm an ihren paralleln Abschnitten geschnitten worden. Unter Verwendung dieser Teststücke ist ein Kompressions-Zugermüdungstest bei einer Testtemperatur von 200ºC 10&sup7; mal durchgeführt worden. Zusätzlich ist bei jedem Teststück ein Schmelzgasträgerverfahren verwendet worden, um die Menge des Wasserstoffgases zu messen.
Die Tabelle XVIII gibt die Ergebnisse des Ermüdungstests und die Ergebnisse der Messung der Wasserstoffgasmenge an. Tabelle XVIII Aluminiumlegierung Ermüdungsgrenze (kg/mm²) Wasserstoffgasmenge (ccm/100 g Legierung) Vergleichslegierung
Wie aus der Tabelle XVIII hervorgeht, weist jede der Aluminiumlegierungen a&sub1;&sub6; bis a&sub2;&sub3; eine relativ hohe Ermüdungsfestigkeit auf, trotz eines größeren Wasserstoffgasgehalts. Dies liegt an der Tatsache, daß das Wasserstoffgas in den Legierungen mit Ti, Zr, Co, pd oder Ni reagiert und somit in Form eines Hydrids festgelegt ist.
Die Vergleichslegierung b&sub1;&sub3; weist aufgrund des Vorhandenseins des Wasserstoffgases eine verringerte Ermüdungsfestigkeit auf, da keine Hydrid-bildenden Bestandteile, wie z.B. Ti u. dgl. vorhanden sind.
Die Vergleichslegierung b&sub1;&sub4; ist durch die Ausgangsbehandlung vorgesehen worden, und hat daher natürlich einen verringerten Wasserstoffgasgehalt und daher eine erhöhte Ermüdungsfestigkeit.
Um verschiedene Tests durchzuführen, die nachfolgend beschrieben werden, sind Vergleichslegierungen b&sub1;&sub5; und b&sub1;&sub6; mit den in der Tabelle XIX angegebenen Legierungszusammensetzungen hergestellt worden. Das Herstellungsverfahren war das gleiche, wie das der Aluminiumlegierungen a&sub1;&sub6; bis a&sub2;&sub3;. Die Zusammensetzung des Vergleichsbeispiels b&sub1;&sub5; entspricht JIS AC8C, welches ein Heißverformungsmaterial ist. Tabelle XIX Vergleichslegierung Chemische Bestandteile (Gew.-%)
Die Tabelle XX gibt den thermischen Ausdehnungskoeffizienten und den Young-Modul der Aluminiumlegierungen a&sub1;&sub6; bis a&sub2;&sub3; und der Vergleichslegierung b&sub1;&sub5; an. Tabelle XX Aluminiumlegierung thermischer Ausdehnungskoeffizient ( x 10&supmin;&sup6;, 20 bis 200ºC) Young-Modul (200ºC, kg/mm²) Vergleichslegierung
Man erkennt aus der Tabelle XX, daß die Aluminiumlegierungen a&sub1;&sub6; bis a&sub2;&sub2; im Vergleich zum Vergleichsbeispiel b&sub1;&sub5; einen verringerten thermischen Ausdehnungskoeffizienten und einen erhöhten Young-Modul aufweisen. Dies ist in erster Linie auf den Fe- Gehalt zurückzuführen.
Die Tabelle XXI gibt die Ergebnisse eines Belastungskorrosions- und Bruchtests (JIS H8711) der Aluminiumlegierungen a&sub1;&sub6; bis a&sub2;&sub3; und der Vergleichslegierung b&sub1;&sub6; an.
Der Belastungskorrosions- und Bruchtest ist durch Eintauchen von Teststücken, 10 mm lang x 20 mm breit x 3 mm dick, mit einer Belastung von 0,2 x 0,9 ( 0,2 ist eine 0,2 % Lastaufnahmefähigkeit jeder Legierung) in eine 3,5% wäßrige Lösung von NaCl bei einer Flüssigkeitstemperatur von 30ºC 28 Tage lang durchgeführt worden, und die Güte oder die mangelnde Güte der Belastungskorrosions und Bruch-Resistenz ist durch das Vorhandensein oder Nicht-Vorhandensein von in den Teststücken erzeugten Rissen beurteilt worden. Tabelle XXI Aluminiumlegierung Vorhandensein oder Nicht-Vorhandensein von Rissen Vergleichslegierung nicht vorhanden vorhanden
Man kann aus Tabelle XXI erkennen, daß die Aluminiumlegierungen a&sub1;&sub6; bis a&sub2;&sub3; im Vergleich zur Vergleichslegierung b&sub1;&sub6; eine hervorragende Belastungskorrosions- und Bruchfestigkeit aufweisen. Dies ist primär auf das Hinzufügen von Mn zurückzuführen.
Die Tabelle XXII gibt Ergebnisse eines Gleitabnutzungstests der Aluminiumlegierungen a&sub1;&sub6;, a&sub1;&sub7; und a&sub1;&sub8; und der Vergleichslegierung b&sub1;&sub5; an.
Der Gleitabnutzungstest wurde über eine Gleitentfernung von 18 km durch Pressen des 10 mm langen, 10 min breiten, 5 mm dicken Teststücks mit einem Druck von 200 kg/cm² auf eine Scheibe aus Kohlenstoffstahl für ein mechanisches Bauteil (JIS S50C) mit einem Durchmesser von 135 mm, welche mit einer Rate von 2,5 m/s gedreht werden kann, durchgeführt worden, während Schmieröl mit 5 ccm/min aufgetropft worden ist. Der Abnutzungsbetrag ist durch Bestimmen einer Gewichtsdifferenz (g) der Teststücke vor und nach dem Test gemessen worden. Tabelle XXII Aluminiumlegierung Abnutzungsbetrag (a) Vergleichslegierung
Wie aus der Tabelle XXII hervorgeht, weist jede der Aluminiumlegierungen a&sub1;&sub6;, a&sub1;&sub7; und a&sub1;&sub8; im Vergleich mit der Vergleichslegierung b&sub1;&sub5; eine hervorragende Verschleißfestigkeit auf. Dies ist auf den Si-Gehalt zurückzuführen.
Aluminiumlegierungen a&sub2;&sub4; bis a&sub2;&sub9;, welche harte Körner enthalten, werden nachfolgend beschrieben.
Die chemischen Bestandteile der Aluminiumlegierungsmatrizen in den Aluminiumlegierungen a&sub2;&sub4; bis a&sub2;&sub9; sind identisch mit den vorher beschriebenen Aluminiumlegierungen a&sub1;&sub6; bis a&sub2;&sub1;, die in Tabelle XVII angegeben sind. Verschiedene harte Körner, wie sie in Tabelle XXIII angegeben sind, sind in diesen Matrizen verteilt worden. Die Aluminiumlegierungen a&sub2;&sub4; bis a&sub2;&sub9; sind in der gleichen Weise, wie die vorher erwähnten Aluminiumlegierungen a&sub1;&sub6; bis a&sub2;&sub3;, hergestellt worden. Tabelle XXIII Aluminiumlegierung Harte Körner (Gew.-%) metallisches Si
Die Tabelle XXIV gibt die Ergebnisse des Ermüdungstests der Aluminiumlegierungen a&sub2;&sub4; bis a&sub2;&sub9; sowie die Ergebnisse der Messung des Wasserstoffgehalts in diesen wieder. Die Vorgehensweisen des Tests und der Messung sind die gleichen, wie die oben beschriebenen. Tabelle XXIV Aluminiumlegierung Ermüdungsgrenze (kg/cm²) Wasserstoffgasgehalt (ccm/100 g Legierung)
Wie aus der Tabelle XXIV hervorgeht, weisen die Aluminiumlegierungen a&sub2;&sub4; bis a&sub2;&sub9; durch Hinzufügen der harten Körner im Vergleich mit denjenigen in Tabelle VXIII eine verbesserte Ermüdungsfestigkeit auf.
Die Tabelle XXV gibt den thermischen Ausdehnungskoeffizienten und den Young-Modul der Aluminiumlegierungen a&sub2;&sub4; bis a&sub2;&sub9; an. Tabelle XXV Aluminiumlegierung thermischer Ausdehnungskoeffizient (x 10&supmin;&sup6;, 20 bis 200ºC) Young-Modul (200ºC kg/mm²)
Wie aus der Tabelle XXV hervorgeht, weisen die Aluminiumlegierungen a&sub2;&sub4; bis a&sub2;&sub9; im Vergleich zu den in der Tabelle XX angegebenen einen verringerten thermischen Ausdehnungskoeffizienten und einen erhöhten Young-Modul auf. Dies ist auf die Tatsache zurückzuführen, daß die harten Körner, wie z.B. Al&sub2;O&sub3;, darin verteilt sind.
Der gleiche Belastungskorrosions- und Bruchtest (JIS H8711), wie der oben beschriebene, ist bei den Aluminiumlegierungen a&sub2;&sub4; bis a&sub2;&sub9; durchgeführt worden, und ein Ergebnis war, daß kein Brechen (Rißbildung) beobachtet worden ist.
Die Tabelle XXVI gibt die Ergebnisse des Gleitabnutzungstests, wie er oben beschrieben worden ist, und welcher bei den Aluminiumlegierungen a&sub2;&sub4;, a&sub2;&sub5; und a&sub2;&sub6; durchgeführt worden ist, an. Tabelle XXVI Aluminiumlegierung Abnutzungsbetrag (g)
Wie aus der Tabelle XXVI hervorgeht, weisen die Aluminiumlegierungen a&sub2;&sub4;, a&sub2;&sub5; und a&sub2;&sub6;, im Vergleich zu denjenigen in der Tabelle XXII eine hervorragende Verschleißfestigkeit auf. Dies ist auf die Tatsache zurückzuführen, daß die harten Körner, wie z.B. Al&sub2;O&sub3;, darin verteilt sind.
Die Tabelle XXVII gibt die Ergebnisse eines Kriechtests (Zeitstandtests) der Aluminiumlegierungen a&sub2;&sub4;, a&sub2;&sub5; und a&sub2;&sub6; und der Vergleichslegierung b&sub1;&sub3; an.
Der Kriechtest ist durch Ausüben einer Kompressionskraft von 12 kg/mm² auf die Teststücke mit einem Durchmesser von 6 mm und einer Länge von 40 mm an ihren parallelen Abschnitten bei 170ºC 100 Stunden lang durchgeführt worden. Der Kriech- Schrumpfbetrag ist durch Bestimmen des Verhältnisses (%) der Längen vor und nach dem Test gemessen worden. Tabelle XXVII Aluminiumlegierung Kriech-Schrumpfbetrag (%) Vergleichslegierung
Wie aus der Tabelle XXVII hervorgeht, weisen die Aluminiumlegierungen a&sub2;&sub4;, a&sub2;&sub5; und a&sub2;&sub6; im Vergleich zur Vergleichslegierung b&sub1;&sub3; einen verringerten Kriech-Schrumpfbetrag auf. Dies ist auf die Tatsache zurückzuführen, daß die Versetzung des Kristalls der Aluminiumlegierungsmatrix durch das Verteilen der harten Körner, wie z.B. Al&sub2;O&sub3;, in der Aluminiumlegierungsmatrix festgelegt ist.
Der Kriech-Schrumpfbetrag der Vergleichslegierung b&sub1;&sub4;, welche einem Gußmaterial entspricht, ist 0,04 %, und der Kriech- Schrumpfbetrag von jeder der Aluminiumlegierungen a&sub2;&sub4;, a&sub2;&sub5; und a&sub2;&sub6; wird im wesentlichen mit dem Gußmaterial verglichen.
Die Tabelle XXVIII gibt die Beziehung zwischen der Größenveränderung eines Kurbelzapfenlochs (mit einem Durchmesser von 55 mm) in einer Verbindungsstange und der Temperatur an.
Ein Schaftabschnitt einer Verbindungsstange A ist aus einer Vergleichslegierung I hergestellt, und ihre Kappe ist aus der Aluminiumlegierung a&sub2;&sub4; hergestellt. Der Schaftabschnitt einer Verbindungsstange B und deren Kappe sind aus der Vergleichslegierung b&sub1;&sub3; hergestellt worden. Bei den Verbindungsstangen A und B sind die Kappen durch einen Bolzen an der Seite des Schaftabschnitts befestigt worden. Tabelle XXVIII Verbindungsstange Veränderungsbetrag des Durchmessers eines Kurbelzapfenlochs (um) Raumtemperatur
Wie aus der Tabelle XXVIII hervorgeht, weist die Verbindungsstange A mit der aus der Aluminiumlegierung a&sub2;&sub4; hergestellten Kappe im Vergleich zu der aus der Vergleichslegierung b&sub1;&sub3; hergestellten Verbindungsstange bei einer Zunahme der Temperatur einen kleineren Veränderungsbetrag des Durchmessers des Kurbelzapfenlochs auf. Dies macht es möglich, eine Veränderung des Spiels zwischen dem Kurbelzapfen und dem Kurbelzapfenloch während des Betriebs der Maschine zu vermeiden. Dies ist auf die Tatsache zurückzuführen, daß durch das Verteilen von 3 Gew.-% Al&sub2;O&sub3;-Körnern in der Aluminiumlegierungsmatrix eine Verringerung des thermischen Ausdehnungskoeffizienten erreicht worden ist.
Die Tabelle XXIX gibt die chemischen Bestandteile von Aluminiumlegierungen a&sub3;&sub0; bis a&sub4;&sub3; an, und die Tabelle XXX gibt die Ergebnisse eines Ermüdungstests dieser Legierungen a&sub3;&sub0; bis a&sub4;&sub3;, sowie Ergebnisse einer Messung der Wasserstoffgasmenge in diesen wieder. Das Herstellungsverfahren dieser Legierungen, der Ermüdungstest und die Messung der Wasserstoffgasmenge sind die gleichen, wie bei den oben beschriebenen Aluminiumlegierungen a&sub1;&sub6; bis a&sub2;&sub3;. Tabelle XXIX Chemische Bestandteile (Gew.-%) Aluminiumlegierung Tabelle XXX Aluminiumlegierung Ermüdungsgrenze (kg/mm²) Wasserstoffgasmenge (ccm/100 g Legierung)
Der oben beschriebene Federhalter kann einer thermischen Behandlung unterzogen werden, um dessen Belastungskorrosions - und Bruchresistenz zu verbessern.
Bei einer derartigen thermischen Behandlung, werden die folgenden vier Verfahren angewandt.

(a) Altern bei Raumtemperatur

Der Federhalter wird zwei Stunden lang auf 490ºC erhitzt, und dann mit Wasser gekühlt. Danach wird der Federhalter 4 Tage lang einem natürlichen Altern bei Raumtemperatur unterzogen.

(b) Überaltern

Der Federhalter wird 1 bis 4 Stunden lang auf 460 bis 510ºC erhitzt und dann mit Wasser gekühlt. Danach wird der Federhalter 0,5 bis 4,0 Stunden lang einem Altern bei 210 bis 240ºC unterzogen.

(c) Zwei-Stufen-Altern (Erste Stufe: Altern bei Raumtemperatur)

Der Federhalter wird 1 bis 4 Stunden lang auf 460 bis 510ºC erhitzt und dann mit Wasser gekühlt. Danach wird der Federhalter 4 Tage lang bei Raumtemperatur gealtert. Nach diesem Altern bei Raumtemperatur wird der Federhalter 0,5 bis 4 Stunden lang einem Altern bei 210 bis 240ºC unterzogen.

(d) Zwei-Stufen-Altern (Erste Stufe: künstliches Altern)

Der Federhalter wird 1 bis 4 Stunden lang auf 460 bis 510ºC erhitzt und dann mit Wasser gekühlt. Danach wird der Federhalter 0,5 bis 4,0 Stunden lang einem Altern bei 150 bis 200ºC unterzogen.
Nach einem derartigen künstlichen Altern wird der Federhalter 0,5 bis 4,0 Stunden lang einem Altern bei 210 bis 240ºC unterzogen.

Claims

1. Hochfeste Aluminiumlegierung für ein mechanisches Bauteil, wobei die Legierung umfaßt

eine aus einem Aluminiumlegierungspulver gebildete Matrix; und

ein in der Matrix verteiltes hartes Kornmaterial;

wobei das harte Kornmaterial wenigstens ein aus Körnern von Al&sub2;O&sub3;, SiC, Si&sub3;N&sub4;, ZrO&sub2;, SiO&sub2;, TiO&sub2;, Al&sub2;O&sub3;-SiO&sub2; und metallischem Silizium ausgewähltes Kornmaterial ist;

wobei die hinzugefügte Menge des harten Kornmaterials im Bereich von 0,5 bis 20 Gew.-% liegt;

wobei der Flächenanteil des harten Kornmaterials (d.h. die prozentuale Bedeckung der Oberfläche durch das harte Kornmaterial) im Bereich von 1 % bis 6 % liegt;

wobei die durchschnittliche Partikelgröße D des harten Kornmaterials derart ist, daß 3 um ≤ D ≤ 30 um;

wobei die Härte Hv des harten Kornmaterials derart ist, daß 700 ≤ Hv < 1000; und

wobei dann, wenn K = (L + 0,5) (D-1) in dem Bereich der Härte Hv liegt (wobei der Gew.-%-Anteil des hinzugefügten harten Kornmaterials durch L wiedergegeben ist), die Bedingung 200 < K ≤ 600 erfüllt ist.

2. Hochfeste Aluminiumlegierung für ein mechanisches Bauteil, wobei die Legierung umfaßt

eine aus einem Aluminiumlegierungspulver gebildete Matrix; und

ein in der Matrix verteiltes hartes Kornmaterial;

wobei die Härte Hv des harten Kornmaterials derart ist, daß 1000 ≤ Hv < 1500; und

wobei dann, wenn K = (L + 0,5) (D-1) in dem Bereich der Härte Hv liegt (wobei der Gew;.-%-Anteil des hinzugefügten harten Kornmaterials durch L wiedergegeben ist), die Bedingung 80 < K ≤ 200 erfüllt ist.

3. Hochfeste Aluminiumlegierung für ein mechanisches Bauteil, wobei die Legierung umfaßt

eine aus einem Aluminiumlegierungspulver gebildete Matrix; und

ein in der Matrix verteiltes hartes Kornmaterial;

wobei die Härte Hv des harten Kornmaterials derart ist, daß 1500 ≤ Hv < 2000; und

wobei dann, wenn K = (L + 0,5) (D-1) in dem Bereich der Härte Hv liegt (wobei der Gew.-%-Anteil des hinzugefügten harten Kornmaterials durch L wiedergegeben ist), die Bedingung 35 < K ≤ 80 erfüllt ist.

4. Hochfeste Aluminiumlegierung für ein mechanisches Bauteil, wobei die Legierung umfaßt

eine aus einem Aluminiumlegierungspulver gebildete Matrix; und

ein in der Matrix verteiltes hartes Kornmaterial;

wobei die hinzugefügte Menge des harten Kornmaterials im Bereich von 015 bis 20 Gew.-% liegt;

wobei die Härte Hv des harten Kornmaterials derart ist, daß 2000 ≤ Hv ≤ 3000; und

wobei dann, wenn K = (L + 0,5) (D-1) in dem Bereich der Härte Hv liegt (wobei der Gew.-%-Anteil des hinzugefügten harten Kornmaterials durch L wiedergegeben ist), die Bedingung 13 < K ≤ 35 erfüllt ist.

5. Hochfeste Aluminiumlegierung nach einem der vorhergehenden Ansprüche, worin die Matrix aus abgeschrecktem und verfestigtem Aluminiumlegierungspulver gebildet ist.

6. Hochfeste Aluminiumlegierung nach einem der vorhergehenden Ansprüche, umfassend:

eine aus einer Aluminiumlegierung gebildete Matrix, wobei die Legierung besteht aus

12,0 Gew.-% ≤ Si ≤ 28,0 Gew.-%;

0,8 Gew.-% ≤ Cu ≤ 5,0 Gew.-%;

0,3 Gew.-% ≤ Mg ≤ 3,5 Gew.-%;

2,0 Gew.-% ≤ Fe ≤ 10,0 Gew.-%;

0,5 Gew.-% ≤ Mn ≤ 2,9 Gew.-%;

wobei der Aluminiumrest unvermeidbare Fremdstoffe enthält.

7. Hochfeste Aluminiumlegierung nach einem der vorhergehenden Ansprüche, umfassend 0,2 bis 4 Gew.-% von wenigstens einem Hydrid-bildenden Bestandteil, welcher aus Ti, Zr, Co, Pd und Ni ausgewählt ist.

8. Mechanisches Bauteil, welches aus einer hochfesten Aluminiumlegierung nach einem der Ansprüche 1 bis 7 hergestellt ist.

9. Ventilfederhalter für eine Ventilbetätigungseinrichtung für eine Brennkraftmaschine, wobei der Halter aus einer hochfesten Aluminiumlegierung nach einem der Ansprüche 1 bis 7 hergestellt ist.

10. Ventilfederhalter nach Anspruch 9, worin der Halter einen Flanschabschnitt an einem Ende eines ringförmigen Basisabschnitts umfaßt, welcher einen größeren Durchmesser aufweist als der Basisabschnitt, wobei eine ringförmige Stirnfläche des Flanschabschnitts als eine äußere Sitzfläche zum Tragen einer äußeren Ventilfeder dient, und wobei ein ringförmiges Flächenende des Basisabschnitts als eine innere Sitzfläche zum Tragen einer inneren Ventilfeder dient, wobei das Fließmuster der Faserstruktur eines Materials in einem Oberflächenschichtbereich, welcher die äußere Sitzfläche aufweist, im wesentlichen parallel zur äußeren Sitzfläche ist.

11. Ventilfederhalter nach Anspruch 9 oder Anspruch 10, worin das Verhältnis a/b des Oberflächenanteils a des harten Kornmaterial an der äußeren Sitzfläche zum Flächenanteil b des harten Kornmaterials an der inneren Sitzfläche derart ist, daß 1,05 ≤ a/b ≤ 1,50.

12. Ventilfederhalter nach einem der Ansprüche 9 bis 11, worin das Fließmuster der Faserstruktur des Materials in dem Oberflächenschichtbereich in das axiale Fließmuster der Faserstruktur des Materials in dem Oberflächenschichtbereich des Basisabschnitts kontinuierlich übergeht.

13. Ventilfederhalter nach einem der Ansprüche 9 bis 12, worin der Basisabschnitt einen daran vorgesehenen und von einem inneren Umfangsrand der inneren Sitzfläche hervorstehenden ringförmigen Vorsprung aufweist, und worin dann, wenn die axiale Länge zwischen einer äußeren Stirnfläche des Flanschabschnitts und einer äußeren Stirnfläche des Vorsprungs durch L1 wiedergegeben ist, und die axiale Länge zwischen der äußeren Stirnfläche des Flanschabschnitts und der inneren Sitzfläche durch L2 wiedergegeben ist, L1 > 1/2 L2, und worin dann, wenn die axiale Länge zwischen der äußeren Sitzfläche und der inneren Sitzfläche durch L3 wiedergegeben ist, die axiale Länge zwischen der äußeren Stirnfläche des Flanschabschnitts und der äußeren Sitzfläche durch L4 wiedergegeben ist und die axiale Länge zwischen der äußeren Stirnfläche des vorsprungs und der inneren Sitzfläche durch L5 wiedergegeben ist, L3 > L4 und L3 > L5.

14. Ventilfederhalter nach einem der Ansprüche 9 bis 13, worin Außenumfangsflächen von sowohl den Basisabschnitten als auch dem Vorsprung mit sich verjüngenden Oberflächen ausgebildet sind, welche in Richtung der äußeren Stirnfläche des vorsprungs konvergieren.

15. Ventilfederhalter nach Anspruch 14, worin der gesamte Umfang einer Öffnung an der äußeren stirnfiäche des Vorsprungs in einem durch den Flanschabschnitt gebildeten ventilschaftmontageloch, der Basisabschnitt und der Vorsprung abgerundet sind.

16. Ventilfederhalter nach einem der Ansprüche 9 bis 15, welcher aus einer abgeschreckten und verfestigten Aluminiumlegierung gebildet ist, die 0,2 bis 4 Gew.-% von wenigstens einem Hydrid-bildenden Bestandteil enthält, welcher aus Ti, Zr, Co, Pd und Ni ausgewählt ist.

17. Ventilfederhalter nach einem der Ansprüche 9 bis 16, welcher aus einer abgeschreckten und verfestigten Aluminiumlegierung gebildet ist, die 12,0 bis 28,0 Gew.-% Si; 0,8 bis 5,0 Gew.-% Cu; 0,3 bis 3,5 Gew.-% Mg, 2,0 bis 10,0 Gew.-% Fe; 0,5 bis 2,9 Gew.-% Mn und 0,2 bis 4 Gew.-% von wenigstens einem Hydrid-bildenden Bestandteil enthält, welcher aus Ti, Zr, Co, Pd und Ni ausgewählt ist.