EP0925377B1 - Verschleissbeständige nockenwelle und verfahren zu ihrer herstellung - Google Patents

Verschleissbeständige nockenwelle und verfahren zu ihrer herstellung Download PDF

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EP0925377B1
EP0925377B1 EP97943775A EP97943775A EP0925377B1 EP 0925377 B1 EP0925377 B1 EP 0925377B1 EP 97943775 A EP97943775 A EP 97943775A EP 97943775 A EP97943775 A EP 97943775A EP 0925377 B1 EP0925377 B1 EP 0925377B1
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EP
European Patent Office
Prior art keywords
temperature
energy source
camshaft
layer
cementite
Prior art date
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Expired - Lifetime
Application number
EP97943775A
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English (en)
French (fr)
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EP0925377A1 (de
Inventor
Berndt Brenner
Andreas Wetzig
Dietmar Naunapper
Carsten Duschek
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
Fraunhofer Gesellschaft zur Forderung der Angewandten Forschung eV
Original Assignee
Fraunhofer Gesellschaft zur Forderung der Angewandten Forschung eV
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    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F01—MACHINES OR ENGINES IN GENERAL; ENGINE PLANTS IN GENERAL; STEAM ENGINES
    • F01L—CYCLICALLY OPERATING VALVES FOR MACHINES OR ENGINES
    • F01L1/00—Valve-gear or valve arrangements, e.g. lift-valve gear
    • F01L1/02—Valve drive
    • F01L1/04—Valve drive by means of cams, camshafts, cam discs, eccentrics or the like
    • F01L1/047—Camshafts
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D5/00—Heat treatments of cast-iron
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D9/00—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor
    • C21D9/30—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor for crankshafts; for camshafts
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D1/00—General methods or devices for heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering
    • C21D1/06—Surface hardening
    • C21D1/09—Surface hardening by direct application of electrical or wave energy; by particle radiation
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D2211/00—Microstructure comprising significant phases
    • C21D2211/007—Ledeburite
    • Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
    • Y10—TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC
    • Y10S—TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
    • Y10S148/00—Metal treatment
    • Y10S148/902—Metal treatment having portions of differing metallurgical properties or characteristics

Definitions

  • the invention relates to the manufacture of highly wear-resistant ledeburitic surface layers of camshafts.
  • Ledeburitic surface layers have very good wear resistance sliding wear under hydrodynamic or mixed friction conditions.
  • the cams produced in this way have a coarse solidification structure, which is relatively coarse ledeburitic cementite and pearlite in the metallic matrix.
  • there are event zones that are characterized by unfavorable properties Damage to the remelting structure due to renewed exposure to temperature are characterized by the slow oscillation of the TIG torch.
  • a disadvantage of cams produced in this way is that the wear resistance is too low.
  • the cause of the low wear resistance lies in the rough Structure and the additional coarsening of the structure within the tempering zone.
  • the main shortcoming of the process is that the rate of solidification is too low.
  • the reason for this is the power density that is too low makes it necessary to work at relatively low feed speeds.
  • the remelted cam areas consist of a 0.3 mm to approximately on average 0.8 mm deep remelting zone.
  • the remelting zone contains ledeburitic cementite and pearlite in the metallic matrix.
  • ledeburitic cementite and pearlite in the metallic matrix.
  • the zone directly below the melting zone forms when the austenitizing temperature is exceeded due to the slow Cooling a newly pearlized zone slightly higher hardness than that of the Initial state. The drop in hardness therefore occurs directly at the edge of the melting zone one and is relatively rugged.
  • cams produced in this way are not the ones for one such a finely dispersed structure of ledeburitic cementite actually achieve possible wear resistance.
  • the reason for this is that the Perlite in the metallic matrix has a lower wear resistance than that Has cementite and therefore represents the weak point of the structure.
  • an optimal surface layer structure for wear stress requires one Layer structure, consisting of a thin layer near the surface, which the with the tribological load of adhesive loads, plastic Record deformations and cyclic elastic-plastic micro-expansions is capable, and an underlying support layer, which the stresses as a result which absorbs Hertzian pressure.
  • This support layer is only by a remelting layer can be formed. The greater remelting depth required for this leads to the lower feed rate necessary for this to be economical Disadvantages.
  • a cam with a surface layer structure that is better adapted to wear became known with PS EP 0 161 624.
  • the cam edge layer contains a cementite layer with a large proportion of cementite and below a martensitic layer, the remelting layer having a depth of 0.3 to 1.5 mm and the underlying hardening zone a thickness of 0.3 to 2.0 mm having.
  • Preheating can be dispensed with without consequences for crack formation, because with a very low power of 1360 - 2600 W at very low Rotation speeds of 0.7 to 1.0 U / min is worked. This corresponds about feed speeds of 80 to 130 mm / min. At these minor The introduced heat runs at feed speeds in front of the remelting spot and penetrates very far into the cam during the remelting. This reduces the quenching speed to such an extent that the Cracking stress is no longer reached during cooling. Through the however, the rate of solidification also becomes low reduced, which leads to a coarser formation of the ledeburitic cementite in the Comparison to laser or electron beam remelted cams.
  • Cams treated in this way exhibit despite the slow cooling rate compared to the cams remelted with TIG preheating Wear resistance. That can only be because that is in the metallic matrix formed perlite because of its higher formation Cooling speed is significantly more fine-grained. The potential of the possible However, property improvement through finely dispersed cementite formation can not be used.
  • cams produced in this way is therefore that they do not have optimal wear layers.
  • the reason for this is the relative rough formation of the solidification structure due to the low solidification speed and the formation of event zones.
  • the lack of the method is that due to the low power density and the slow feed rate one for a finely dispersed Microstructure formation too slow solidification rate occurs.
  • Another The deficiency is that the structure is macroscopically inhomogeneous and periodic has even coarser structures. The reason for this is renewed local temperature exposure to areas that have already cooled down to well above the austenitizing temperature due to the very slow oscillation movement of the TIG torch.
  • the aim of the invention is to provide a camshaft that is better protected against sliding wear and to propose a process for their manufacture.
  • the invention is based on the object, a microstructure and one Surface layer structure for camshafts and similarly loaded cast iron components specify the conditions of use of a sliding wear load with high Load stresses under hydrodynamic or mixed friction conditions to do better justice. Furthermore, a method is to be specified that for Setting finely dispersed structure works with high power densities, even without one thorough preheating avoids the formation of cracks and at the same time by a relatively high cooling rate between 600 ° C and 350 ° C the formation rough Pearlite largely suppressed.
  • this object is achieved with a wear-resistant camshaft made of cast iron, the edge layer of which consists of a ledeburitic remelting layer high cementite content and an underlying martensitic hardening zone consists, as shown in claims 1 and 2, solved.
  • the remelting layer consists of finely dispersed ledeburitic cementite with Wall thicknesses ⁇ 1 ⁇ m and a metallic matrix from a phase mixture of Martensite and / or bainite, residual austenite and less than 20% fine-grained pearlite with a lamella spacing ⁇ 0.1 ⁇ m.
  • the hardening layer underneath consists of a phase mixture of martensite and / or bainite, dissolved pearlite and Residual austenite.
  • the depths t s of the remelting layer specified in claim 2 are somewhat smaller according to the invention than known according to the prior art and thus use the supporting effect of the layer below in an economically advantageous manner.
  • the object is further achieved by a method for producing the wear-resistant camshaft with the help of a high-energy Remelting process as specified in claims 3 to 16, solved.
  • Short-term temperature cycles T1 and T2 succeed the previously existing ones Contradiction to demand a high rate of solidification and quenching as well as a relatively high and adjustable cooling rate between 600 ° C and 350 ° C on the one hand and the requirement for a low Cooling rate below about 300 ° C to solve.
  • this makes a finely dispersed solidification structure and a finely dispersed one Process of fixed conversions with an adjustable and relatively strong Coarse pearlite formation can be suppressed.
  • it is Cooling speed in the crack-critical temperature range is sufficiently low to To avoid cracks.
  • tempering zones avoided due to excessive temperature fluctuations during remelting can be.
  • the expedient embodiment of the invention described in claim 5 makes use of the fact that the rapid beam oscillation Dimensions of the energy beam in the feed direction and perpendicular to it relative can be set flexibly and independently of each other and that the specified oscillation frequencies the temperature oscillations are small enough to avoid event zones. This means that even with wide cams, small ones Melt pool lifespan can be achieved.
  • Claims 14 and 15 make advantageous use of the fact that about relatively small changes in the chemical composition of the Cast iron, the structure essential for the sliding wear properties can be changed significantly.
  • a cast iron camshaft with a chemical composition of 2.5 ... 3.2% C; 1.6 ... 2.5% Si; 0.3 ... 1.0% Mn; ⁇ 0.2% P; ⁇ 0.12% S; ⁇ 0.6% Cu; ⁇ 0.15% Ti; ⁇ 0.2% Ni; ⁇ 0.3% Cr; ⁇ 0.3% Mo; S c ⁇ 0.9 should be provided with an optimally wear-resistant and economically producible surface layer.
  • the cam diameter is 36 mm and the cam width is 14 mm.
  • the hardness of the initial structure is 250 HV 0.05.
  • the graphite formation is lamellar, the matrix almost completely pearlitic.
  • the realized temperature-time profile is shown schematically in FIG.
  • the process of generating the temperature-time cycle T1 becomes an inductive one Energy input selected.
  • the generator is an MF generator and has one Frequency of 10 kHz.
  • the inductor is a single-winding ring inductor with one 8 mm x 8 mm winding thickness and a coupling distance of 2.0 mm.
  • a 5.0 kW CO 2 laser serves as the energy source for generating the temperature-time cycle T2.
  • the laser beam is focused with an off-axis parabolic mirror with a focal length of 400 mm.
  • the cam surface is 30 mm out of focus.
  • the camshaft After the camshaft has been clamped in, it is rotated at a speed of 300 rpm.
  • the induction generator is set to an output of 70 kW.
  • the power density is p 1 ; 4000 W / cm 2 .
  • the laser is switched on as energy source S 2 .
  • the laser beam has the dimensions 16 mm x 2.5 mm, which leads to an average power density at the beam exit of approximately 1.15 • 10 4 W / cm 2 .
  • a CNC-programmed rotary movement of the cam is started with a relative feed speed of the laser beam of 600 mm / min as well as the corresponding compensating movements of the z-axis to keep the focus distance constant and the y-axis to ensure the vertical beam incidence.
  • the cam After switching off the laser, the cam cools in air. Because that Temperature field of inductive preheating at the beginning of laser beam melting only reached about 3 mm into the cam, the self-deterrence is sufficient to one to suppress continuous or coarse pearlite formation.
  • the result of the treatment is a 0.4 mm thick ledeburitic layer with a average hardness of 780 HV0.05. It consists of finely dispersed cementite with a Wall thickness of about 1 ⁇ m, residual austenite, martensite and bainite. The pearlite content is less than 20%. Below this is a martensitic support layer of 0.65 mm Thickness. In it, the hardness drops continuously from 780 HV0.05 to 400 HV0.05. she consists mainly of martensite, residual austenite, bainite and dissolved pearlite. The Edge layers are free of cracks.
  • the contents of martensite, austenite, bainite and pearlite can be changed by varying the preheating time t 1 of the temperature-time cycle T 1 towards larger times and the peak temperature T 1max towards higher temperatures.
  • a higher pearlite content can also be set for wear stresses at higher temperatures without violating the inventive concept.
  • the formation of the cementite can also be made more finely dispersed.
  • Laser or electron beam remelting after conventional preheating (dash-dotted line), on the other hand, has very high heating speeds, short melt bath life and high solidification and quenching speeds, which lead to finer cementite formation. Because of the high conventional preheating temperature T v , however, the cooling rate in the temperature range Mp is so low that relatively coarse pearlite is formed.

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Description

Die Erfindung bezieht sich auf die Herstellung von hochverschleißfesten ledeburitischen Randschichten von Nockenwellen.
Ledeburitische Randschichten weisen eine sehr gute Verschleißbeständigkeit bei einem Gleitverschleiß unter hydrodynamischen oder Mischreibungsbedingungen auf.
Bekannt ist, solche Schichten für Nockenwellen durch ein WIG-Umschmelzen zu erzeugen (z.B. Heck: Einfluß der Prozeßführung beim Umschmelzhärten auf die Randschichteigenschaften von Nockenwellen aus ledeburitischem Gußeisen, Dissertation München 1983). Dazu wird ein WIG-Brenner relativ langsam mit etwa 125 - 225 mm/min und quer zur Vorschubrichtung mit einer geringen Oszillationsfrequenz von etwa 0,7 - 2,2 Hz pendelnd entlang des Nockenumfanges geführt. Die eingesetzte Leistungsdichte beträgt grob etwa 3000 W/cm2. Damit werden Erwärmungsgeschwindigkeiten von etwa 200 - 750 K/s erreicht. Um Risse zu vermeiden, wird auf Temperaturen von etwa 400°C vorgewärmt.
Die so hergestellten Nocken besitzen ein grobes Erstarrungsgefüge, das aus relativ grobem ledeburitischen Zementit und Perlit in der metallischen Matrix besteht. Darüberhinaus entstehen Anlaßzonen, die durch eigenschaftsmäßig ungünstige Schädigungen des Umschmelzgefüges durch die erneute Temperaturbeaufschlagung infolge des langsamen Pendelns des WIG-Brenners charakterisiert sind.
Nachteilig wirkt sich bei so hergestellten Nocken aus, daß die Verschleißbeständigkeit zu gering ist. Die Ursache des geringen Verschleißwiderstandes liegt in der groben Gefügestruktur und der zusätzlichen Gefügevergröberung innerhalb der Anlaßzone.
Der Hauptmangel des Verfahrens besteht darin, daß die Erstarrungsgeschwindigkeit zu gering ist. Die Ursache dafür besteht in der zu geringen Leistungsdichte, die es erforderlich macht, mit relativ geringen Vorschubgeschwindigkeiten zu arbeiten.
Zur Abstellung dieses Mangels ist bekannt, zum ledeburitischen Umschmelzen von Nockenwellen auch moderne hochenergetische Randschichtumschmelzverfahren wie Laserstrahlumschmelzen (z.B.: M. S. Mordike: »Grundlagen und Anwendung der Laseroberflächenveredlung von Metallen«, Dissertation, Clausthal-Zellerfeld, 1991; PS DE 42 37 484) oder Elektronenstrahlumschmelzen (z.B. PS DE 43 09 870) einzusetzen. Dazu wird ein entsprechend geformter Energiestrahl (z.B. rechteckig; zwei in Vorschubrichtung getrennte rechteckige Bestrahlungsfelder; punktförmiges Raster; Raster mit unterschiedlichen Leistungsdichten) mit einer konstanten oder vom lokalen Krümmungsradius abhängenden Vorschubgeschwindigkeit so über die Nockenwelle geführt, daß eine über die ganze Nockenbreite reichende oder mehrere schnell in Vorschubrichtung nur gering ausgedehnte Schmelzbäder entstehen. Hierbei werden Leistungsdichten von 103 bis 105 W/cm2 verwendet. Die Vorschubgeschwindigkeiten betragen 500 bis 2500 mm/min. Zur Vermeidung von Rissen in der Schmelzzone schien es unabdingbar, durchgreifend auf Temperaturen von etwa 360 bis 550°C vorzuwärmen. Dies geschieht in der Regel in teuren Durchlauföfen.
Die umgeschmolzenen Nockenbereiche bestehen aus einer 0,3 mm bis im Mittel etwa 0,8 mm tiefen Umschmelzzone. Die Umschmelzzone enthält ledeburitischen Zementit und Perlit in der metallischen Matrix. In der Zone direkt unterhalb der Schmelzzone bildet sich bei Überschreitung der Austenitisierungstemperatur wegen der langsamen Abkühlung eine neu perlitisierte Zone geringfügig höherer Härte als die des Ausgangszustandes. Der Härteabfall setzt demzufolge direkt am Schmelzzonenrand ein und ist relativ schroff.
Der Mangel solcherart hergestellten Nocken besteht darin, daß sie nicht die für eine solche feindisperse Gefügeausbildung des ledeburitischen Zementits eigentlich mögliche Verschleißbeständigkeit erreichen. Die Ursache dafür liegt darin, daß der Perlit in der metallischen Matrix eine geringere Verschleißbeständigkeit als der Zementit aufweist und deshalb die Schwachstelle des Gefüges darstellt.
Der Mangel des Verfahrens besteht darin, daß sowohl innerhalb der Umschmelzzone als auch der darunterliegenden Neuaustenitisierungszone Perlit entsteht. Die Ursache dafür resultiert daraus, daß wegen der hohen Vorwärmtemperaturen von 360°C bis 550°C die Abkühlgeschwindigkeit im Temperaturbereich von etwa 600°C bis 450°C trotz der hohen Erstarrungsgeschwindigkeit schon so gering ist, daß der Restaustenit vollständig zu relativ grobem Perlit zerfällt.
Ein für Verschleißbelastung optimaler Randschichtaufbau erfordert dagegen einen Schichtaufbau, bestehend aus einer dünnen oberflächennahen Schicht, die die mit der tribologischen Belastung auftretenden adhäsiven Beanspruchungen, plastischen Umformungen und zyklischen elastisch-plastischen Mikrodehnungen aufzunehmen imstande ist, und einer darunterliegenden Stützschicht, die die Spannungen infolge der Hertz'schen Pressung aufnimmt. Ein weiterer Mangel des Verfahrens besteht demzufolge darin, daß diese Stützschicht auch nur durch eine Umschmelzschicht gebildet werden kann. Die dazu notwendige größere Umschmelztiefe führt wegen der dazu notwendigen geringeren Vorschubgeschwindigkeit zu wirtschaftlichen Nachteilen.
Ein Nocken mit einem der Verschleißbelastung besser angepaßten Randschichtaufbau wurde mit der PS EP 0 161 624 bekannt. Die Nockenrandschicht enthält eine zementitische Schicht mit einem großen Anteil von Zementit und darunter eine martensitische Schicht, wobei die Umschmelzschicht eine Tiefe von 0,3 bis 1,5 mm und die darunterliegende Härtungszone eine Dicke von 0,3 bis 2,0 mm aufweist.
Das Verfahren besteht darin, daß ohne Vorwärmung die Nocken durch einen WIG-Bogen zum Aufschmelzen gebracht werden und anschließend durch Selbstabschrecken erstarren. In einer nachfolgenden PS (EP 0 194 506) wird zur Beschleunigung der Abkühlung zusätzlich durch die zentrale Ölbohrung mit Wasser oder einem Wasser-Luft-Gemisch in der Nockenwellenlängsachse gekühlt.
Auf die Vorwärmung kann ohne Konsequenzen für die Rißbildung verzichtet werden, da mit einer sehr geringen Leistung von 1360 - 2600 W bei sehr niedrigen Umdrehungsgeschwindigkeiten von 0,7 bis 1,0 U/min gearbeitet wird. Diese entspricht etwa Vorschubgeschwindigkeiten von 80 bis 130 mm/min. Bei diesen geringen Vorschubgeschwindigkeiten läuft die eingebrachte Wärme vor dem Umschmelzfleck her und dringt während des Umschmelzens auch sehr weit in den Nocken ein. Dadurch wird die Abschreckgeschwindigkeit so weit reduziert, daß die Rißbildungsspannung während der Abkühlung nicht mehr erreicht wird. Durch die geringe Vorschubgeschwindigkeit wird jedoch auch die Erstarrungsgeschwindigkeit reduziert, was zu einer gröberen Ausbildung des ledeburitischen Zementits im Vergleich zu laser- oder elektronenstrahlumgeschmolzenen Nocken führt.
Solcherart behandelte Nocken weisen trotz der geringen Abkühlgeschwindigkeit gegenüber den mit Vorwärmung WIG-umgeschmolzenen Nocken eine verbesserte Verschleißbeständigkeit auf. Das kann nur daran liegen, daß der sich in der metallischen Matrix ausgebildete Perlit wegen der bei seiner Entstehung höheren Abkühlgeschwindigkeit deutlich feinstreifiger ausbildet. Das Potential der möglichen Eigenschaftsverbesserung durch eine feindisperse Zementitausbildung kann jedoch nicht genutzt werden.
Der Mangel solcherart hergestellten Nocken besteht demzufolge darin, daß sie keine verschleißoptimalen Randschichten besitzen. Die Ursache dafür besteht in der relativ groben Ausbildung der Erstarrungsstruktur infolge der geringen Erstarrungsgeschwindigkeit und der Ausbildung von Anlaßzonen.
Der Mangel des Verfahrens besteht darin, daß infolge der geringen Leistungsdichte und der langsamen Vorschubgeschwindigkeit ein für eine feindisperse Gefügeausbildung zu geringe Erstarrungsgeschwindigkeit entsteht. Ein weiterer Mangel besteht darin, daß das Gefüge makroskopisch inhomogen ist und periodisch noch gröbere Gefügestrukturen aufweist. Die Ursache dafür besteht in der erneuten lokalen Temperaturbeaufschlagung schon stärker abgekühlter Bereiche bis weit über die Austenitisierungstemperatur infolge der sehr langsamen Oszillationsbewegung des WIG-Brenners.
Ziel der Erfindung ist es, eine vor Gleitverschleiß besser geschützte Nockenwelle sowie ein Verfahren zu ihrer Herstellung vorzuschlagen.
Der Erfindung liegt die Aufgabe zu Grunde, eine Gefügeausbildung und einen Randschichtaufbau für Nockenwellen und ähnlich belastete Bauteile aus Gußeisen anzugeben, die den Einsatzbedingungen einer Gleitverschleißbelastung mit hohen Belastungsspannungen unter hydrodynamischen oder Mischreibungsbedingungen besser gerecht zu werden. Weiterhin soll ein Verfahren angegeben werden, das zur Einstellung feindisperser Gefüge mit hohen Leistungsdichten arbeitet, auch ohne eine durchgreifende Vorwärmung die Rißbildung vermeidet und gleichzeitig durch eine relativ hohe Abkühlgeschwindigkeit zwischen 600°C und 350°C die Bildung groben Perlits weitgehend unterdrückt.
Erfindungsgemäß wird diese Aufgabe mit einer verschleißbeständigen Nockenwelle aus Gußeisen, deren Randschicht aus einer ledeburitischen Umschmelzschicht mit hohem Zementitanteil und einer darunterliegenden martensitischen Härtungszone besteht, wie in den Ansprüchen 1 und 2 dargestellt, gelöst.
Die Umschmelzschicht besteht aus feindispersem ledeburitischen Zementit mit Wandstärken ≤ 1 µm und einer metallischen Matrix aus einem Phasengemisch von Martensit und/oder Bainit, Restaustenit sowie weniger als 20 % feinstreifigen Perlit mit einem Lamellenabstand ≤ 0,1 µm. Die darunterliegende Härtungsschicht besteht aus einem Phasengemisch von Martensit und/oder Bainit, angelöstem Perlit sowie Restaustenit.
Die in Anspruch 2 angegebenen Tiefen ts der Umschmelzschicht sind erfindungsgemäß etwas kleiner als nach dem Stand der Technik bekannt und nutzen damit die Stützwirkung der darunterliegenden Schicht in wirtschaftlich vorteilhafter Weise aus.
Weiterhin wird die Aufgabe durch ein Verfahren zur Herstellung der verschleißbeständigen Nockenwelle mit Hilfe eines hochenergetischen Umschmelzverfahrens wie in den Ansprüchen 3 bis 16 angegeben, gelöst.
Durch die in Anspruch 3 dargelegte erfindungsgemäße Überlagerung von zwei Kurzzeit-Temperatur-Zyklen T1 und T2 gelingt es, den bisher immer bestehenden Widerspruch nach Forderung einer hohen Erstarrungs- und Abschreckgeschwindigkeit sowie einer relativ hohen und einstellbaren Abkühlgeschwindigkeit zwischen 600°C und 350°C einerseits und der Forderung nach einer geringen Abkühlgeschwindigkeit unterhalb von etwa 300°C zu lösen.
Dadurch wird einerseits eine feindisperse Erstarrungsstruktur sowie ein feindisperser Ablauf der Festumwandlungen bei einer einstellbaren und relativ starken Unterdrückung der Bildung groben Perlits möglich. Andererseits ist die Abkühlgeschwindigkeit im rißkritischen Temperaturbereich ausreichend niedrig, um Risse zu vermeiden.
Vorteilhaft bei der Verfahrensausgestaltung nach Anspruch 4 ist, daß Anlaßzonen infolge zu großer Temperaturfluktuationen während des Umschmelzens vermieden werden können.
Die in Anspruch 5 beschriebene zweckmäßige Ausgestaltung der Erfindung macht von der Tatsache Gebrauch, daß durch eine schnelle Strahloszillation die Abmessungen des Energiestrahles in Vorschubrichtung und senkrecht dazu relativ flexibel und unabhängig voneinander eingestellt werden können und daß bei den angegebenen Oszillationsfrequenzen die Temperaturoszillationen klein genug sind, um Anlaßzonen zu vermeiden. Dadurch können auch bei breiten Nocken kleine Schmelzbadlebensdauem erreicht werden.
Vorteilhaft bei der Verfahrensausgestaltung nach Anspruch 7 ist, daß damit die Leistungsdichteverteilung des Energiestrahles den zur Nockenkante hin sich ändernden Wärmeableitungsbedingungen und Auswirkungen der Oberflächenspannung der Schmelze angepaßt werden können.
Die Ansprüche 6 und 8 bis 13 geben günstige Energiequellen an, die erfindungsgemäß genutzt werden können.
Die Ansprüche 14 und 15 machen in vorteilhafter Weise von der Tatsache Gebrauch, daß über relativ geringe Änderungen der chemischen Zusammensetzung des Gußeisens die für die Gleitverschleißeigenschaften wesentliche Gefügeausbildung deutlich verändert werden kann.
Der Vorteil der Verfahrensausgestaltung gemäß Anspruch 16 besteht darin, daß diese geringen Veränderungen der chemischen Zusammensetzung auch prozeßintegriert vorgenommen werden können.
Die Erfindung wird am nachfolgenden Ausführungsbeispiel näher erläutert.
In den dazugehörigen Zeichnungen ist die erfindungsgemäße Überlagerung zweier Kurzzeit-Temperatur-Zyklen (Figur 1) sowie ein schematischer Vergleich des erfindungsgemäßen Temperatur-Zeit-Verlaufes mit denen aus dem Stand der Technik bekannten (Figur 2) dargestellt.
Beispiel 1:
Eine Nockenwelle aus Gußeisen der chemischen Zusammensetzung 2,5 ... 3,2 % C; 1,6 ... 2,5 % Si; 0,3 ... 1,0 % Mn; ≤ 0,2 % P; ≤ 0,12 % S; ≤ 0,6 % Cu; ≤ 0,15 % Ti; ≤ 0,2 % Ni; ≤ 0,3 % Cr; ≤ 0,3 % Mo; Sc ≤ 0,9 soll mit einer optimal verschleißbeständigen und wirtschaftlich herstellbaren Randschicht versehen werden. Der Nockendurchmesser beträgt 36 mm und die Nockenbreite 14 mm. Die Härte des Ausgangsgefüges beträgt 250 HV 0,05. Die Graphitausbildung ist lamellar, die Matrix fast vollständig perlitisch.
In Figur 1 ist schematisch der realisierte Temperatur-Zeit-Verlauf dargestellt. Als Verfahren zur Erzeugung des Temperatur-Zeit-Zyklus T1 wird eine induktive Energieeinbringung gewählt. Der Generator ist ein MF-Generator und hat eine Frequenz von 10 kHz. Der Induktor ist ein einwindiger Ringinduktor mit einer Windungsstärke von 8 mm x 8 mm und einem Kopplungsabstand von 2,0 mm.
Als Energiequelle zur Erzeugung des Temperatur-Zeit-Zyklus T2 dient ein 5,0 kW-CO2-Laser. Der Laserstrahl wird mit einem off-axis-Parabolspiegel einer Brennweite von 400 mm fokussiert. Im teilfokussierten Strahlbereich befindet sich ein Scanningspiegel, der mit einer Frequenz von f = 200 Hz quer zur Vorschubrichtung des Laserstrahles schwingt. Die Nockenoberfläche befindet sich 30 mm außerhalb des Fokus. Die Oszillationsamplitude beträgt A = 6 mm bei einem dreieckförmigen Schwingungsgesetz.
Nach dem Einspannen der Nockenwelle wird sie in eine Umdrehungsgeschwindigkeit von 300 U/min versetzt. Der Induktionsgenerator wird auf eine Leistung von 70 kW eingestellt. Die Leistungsdichte p1 beträgt ; 4000 W/cm2. Anschließend wird ein Generator für eine Zeitdauer von t1 = 1,0 s eingeschaltet.
Bei einer mittleren Aufheizgeschwindigkeit von ( ΔT1maxc Δt1c ) ≈ 700 K/s wird eine Spitzentemperatur T1max ≈ 700°C erreicht.
Nach einer Zeitspanne t21 = 0,9 s, während der die Oberfläche auf eine Temperatur T1min ≈ 550°C abkühlt, wird als Energiequelle S2 der Laser zugeschaltet. Der Laserstrahl hat die Abmessungen 16 mm x 2,5 mm, was zu einer mittleren Leistungsdichte am Strahlaustritt von etwa 1,15 • 104 W/cm2 führt. Unmittelbar vor dem Zuschalten des Lasers wird eine CNC-programmierte Drehbewegung des Nockens mit einer relativen Vorschubgeschwindigkeit des Laserstrahles von 600 mm/min sowie den entsprechenden Ausgleichsbewegungen der z-Achse zur Konstanthaltung des Fokusabstandes sowie der y-Achse zur Gewährleistung des senkrechten Strahleinfalles gestartet.
Nach dem Ausschalten des Lasers kühlt der Nocken an Luft ab. Dadurch, daß das Temperaturfeld der induktiven Vorwärmung zu Beginn des Laserstrahlschmelzens nur etwa 3 mm in den Nocken hineinreichte, reicht die Selbstabschreckung aus, um eine durchgehende oder grobe Perlitbildung zu unterdrücken.
Das Resultat der Behandlung ist eine 0,4 mm dicke ledeburitische Schicht mit einer mittleren Härte von 780 HV0,05. Sie besteht aus feindispersem Zementit mit einer Wandstärke von etwa 1 µm, Restaustenit, Martensit und Bainit. Der Perlitgehalt ist kleiner als 20 %. Darunter schließt sich eine martensitische Stützschicht von 0,65 mm Dicke an. In ihr fällt die Härte kontinuierlich von 780 HV0,05 auf 400 HV0,05 ab. Sie besteht überwiegend aus Martensit, Restaustenit, Bainit und angelöstem Perlit. Die Randschichten sind rißfrei.
Verschleißuntersuchungen in einem Schmiergleitverschleißtest ergaben im Vergleich zu konventionell im Ofen bei 450°C vorgewärmten und anschließend mit den gleichen Parametern laserumgeschmolzenen Proben eine Steigerung der Lasttragfähigkeit von 20 %.
Durch die Variation der Vorwärmzeit t1 des Temperatur-Zeit-Zyklus T1 hin zu größeren Zeiten und der Spitzentemperatur T1max zu höheren Temperaturen können die Gehalte von Martensit, Austenit, Bainit und Perlit verändert werden. So kann z.B. ohne Verletzung des Erfindungsgedankens für Verschleißbeanspruchungen bei höheren Temperaturen auch ein höherer Perlitgehalt eingestellt werden. Durch die Erhöhung der Laservorschubgeschwindigkeit kann darüberhinaus die Ausbildung des Zementits noch feindisperser gestaltet werden.
In Figur 2 wird das erfindungsgemäße Verfahren mit dem Stand der Technik verglichen. Das konventionelle WIG-Umschmelzen nach Ofenvorwärmung (kurzgestrichelte Linie) weist eine relativ lange Schmelzbadlebensdauer Δts, eine geringe Abschreckgeschwindigkeit ( ΔT2maxa / Δt2maxa) bei der Erstarrung und eine geringe Abkühlgeschwindigkeit ( Δ T2a / Δ t2a) im Temperaturbereich Mp der Perlitbildung auf. Durch die lange Schmelzbadlebensdauer und die geringe Abschreckgeschwindigkeit wird die Zementitausbildung sehr grob. Die durch den geringen Temperaturunterschied zur konventionellen Vorwärmtemperatur Tv geringe Abkühlgeschwindigkeit im Bereich der Perlitbildung Mp führt zu einem groben Perlit.
Durch den Verzicht auf das Vorwärmen kann auch beim WIG-Umschmelzen im Temperaturbereich Mp die Bildung groben Perlits unterdrückt werden (langgestrichelte Linie) und eine martensitische Stützschicht infolge des ausreichend schnellen Durchlaufens des Ms-Punktes erhalten werden. Allerdings wird dieser Vorteil durch eine langsame Aufheizung, eine längere Schmelzbadlebensdauer und eine noch etwas geringere Abschreckgeschwindigkeit erkauft, was zu einer noch etwas gröberen Zementitausbildung führt.
Ein Laser- oder Elektronenstrahlumschmelzen nach konventioneller Vorwärmung (strichpunktierte Linie) weist dagegen sehr hohe Aufheizgeschwindigkeiten, geringe Schmelzbadlebensdauer und große Erstarrungs- und Abschreckgeschwindigkeiten auf, die zu einer feineren Zementitausbildung führen. Wegen der hohen konventionellen Vorwärmtemperatur Tv ist jedoch auch hier im Temperaturbereich Mp die Abkühlgeschwindigkeit so gering, daß relativ grober Perlit entsteht.
Durch die erfindungsgemäße Temperaturführung (durchgezogene Linie) können dagegen maximale Aufheizgeschwindigkeiten, kurze Schmelzbadlebensdauern und hohe Abschreckgeschwindigkeiten mit einer ausreichend hohen Abkühlgeschwindigkeit im Temperaturbereich Mp kombiniert werden, was die Herstellung von optimal verschleißfesten Gefügen ermöglicht.
Weitere Vorteile der erfindungsmäßigen Verfahrenskombination bestehen darin, daß
  • auf teure Durchlauf-Vorwärmöfen und u. U. Abkühlstrecken verzichtet werden kann
  • sich die Gefüge in einem weiteren Varianzbereich herstellen lassen
  • durch die geringe Schmelzbadlebensdauer eine bessere Kantengenauigkeit insbesondere in der Umgebung der Nockenspitze erreicht wird, was den Nachbearbeitungsaufwand verringert.

Claims (16)

  1. Verschleißbeständige Nockenwelle aus Gußeisen, deren Randschicht aus einer ledeburitischen Umschmelzschicht mit hohem Zementitanteil und einer darunterliegenden martensitischen Härtungszone besteht, gekennzeichnet dadurch, daß
    a. die Umschmelzschicht aus feindispersem ledeburitischen Zementit mit Wandstärken ≤ 1 µm und einer metallischen Matrix aus einem Phasengemisch von Martensit, und/oder Bainit, Restaustenit sowie weniger als 20 % feinstreifiger Perlit mit einem Lamellenabstand ≤ 0,1 µm besteht und
    b. die Härtungsschicht aus einem Phasengemisch aus Martensit und/oder Bainit, angelöstem Perlit sowie Restaustenit aufgebaut ist.
  2. Verschleißbeständige Nockenwelle nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß die Umschmelzschicht eine Tiefe ts von 0,25 mm ≤ ts ≤ 0,8 mm und die Härtungsschicht eine Tiefe von 0,5 mm ≤ ts ≤ 1,5 mm besitzt.
  3. Verfahren zur Herstellung der verschleißbeständigen Nockenwelle von Anspruch 1 und 2 mittels eines hochenergetischen Oberflächenumschmelzverfahrens,dadurch gekennzeichnet,daß
    a. der Temperatur-Zeit-Verlauf des Umschmelzens aus zwei überlagerten Kurzzeit-Temperatur-Zeit-Zyklen T1 und T2 besteht, die mit zwei verschiedenen Energiequellen S1 und S2 mit unterschiedlicher Leistungsdichte p1 und p2 erzeugt werden,
    b. der Temperatur-Zeit-Zyklus T1 eine Spitzentemperatur T1max von 560°C ≤ T1max ≤ 980°C, eine Heizzeit von 0,5 s ≤ t1 ≤ 6 s, eine mittlere Aufheizgeschwindigkeit von (ΔT1maxc Δt1c ) von 90 K/s ≤ (ΔT1maxc Δt1c ) ≤ 1900 K/s und eine anfängliche Abschreckgeschwindigkeit (Δ T1a Δ t1a ) von 50 K/s ≤ (Δ T1a Δ t1a ) ≤ 500 K/s aufweist und die Leistungsdichte p1 der Energiequelle S1 einen Wert von 8 • 102 W/cm2 ≤ p1 ≤ 8 • 103 W/cm2 erreicht,
    c. der Temperatur-Zeit-Zyklus T2 eine Spitzentemperatur T2max von T2max ≥ Ts aufweist, wobei Ts die Schmelztemperatur des verwendeten Gußeisens darstellt, eine mittlere Aufheizgeschwindigkeit (Δ T2maxc Δ¦ t2c ) von 3000 K/s ≤ (Δ T2maxc Δ¦ t2c ) ≤ 40 000 K/s, eine Erstarrungsgeschwindigkeit vs der Schmelze von 10 mm/s ≤ vs ≤ 67 mm/s sowie eine Leistungsdichte p2 der Energiequelle S2 von 0,8 • 104 W/cm2 ≤ p2 ≤ 8 • 104 W/cm2 gewählt wird,
    d. die Zeitspanne t21 = t2 - t1 nach der der Temperatur-Zeit-Zyklus T2 einsetzt 0,3 s ≤ t21 ≤ 11 s beträgt,
    e. die Temperatur T1min bei der der Temperatur-Zeit-Zyklus beginnt, T1min > 500°C beträgt,
    f. die Schmelzbadlebensdauer ¦ts im Wertebereich von 0,08 s ≤ Δts ≤ 0,8 s liegt,
    g. und die Vorschubgeschwindigkeit vB der hochenergetischen Energiequelle S2 einen Wert von 600 mm/min ≤ vB ≤ 4000 mm/min erreicht.
  4. Verfahren nach Anspruch 3, dadurch gekennzeichnet, daß die gesamte Nockenwellenbreite in einem Umlauf aufgeschmolzen wird.
  5. Verfahren nach Anspruch 3 und 4, dadurch gekennzeichnet, daß die notwendige Leistungsdichteverteilung p2 quer zur Vorschubrichtung durch eine schnelle Strahloszillation erzeugt wird, wobei die Oszillationsfrequenz mindestens 200 Hz beträgt.
  6. Verfahren nach Anspruch 3, dadurch gekennzeichnet, daß die hochenergetische Energiequelle S2 ein Laser ist.
  7. Verfahren nach Anspruch 3, 4, 5 und 6, dadurch gekennzeichnet, daß die schnelle Strahloszillation aus einer schnellen zeitlichen und periodischen Abfolge von mehreren harmonischen Schwingungspaketen unterschiedlicher Frequenz f, Amplitude A, Mittelpunktslage Ao und Periodenanzahl np besteht, wobei die Anzahl der verschiedenen Schwingungspakete zwischen 1 und 8 liegt und die Periodenanzahl zu 1 ≤ np ≤ 20 gewählt wird.
  8. Verfahren nach Anspruch 3 und 6, dadurch gekennzeichnet,daß die Energiequelle S1 ein Mittelfrequenz-Induktionsgenerator ist.
  9. Verfahren nach Anspruch 3, dadurch gekennzeichnet, daß die hochenergetische Energiequelle S2 ein Elektronenstrahl ist.
  10. Verfahren nach Anspruch 3 und 9, dadurch gekennzeichnet, daß die Energiequelle S1 ebenfalls ein Elektronenstrahl ist.
  11. Verfahren nach Anspruch 3, dadurch gekennzeichnet, daß die hochenergetische Energiequelle S2 ein Hochleistungsdiodenlaserstack ist.
  12. Verfahren nach Anspruch 3 und 11, dadurch gekennzeichnet, daß die Energiequelle S1 ebenfalls ein Hochleistungsdiodenlaserstack ist.
  13. Verfahren nach Anspruch 3, 11 und 12, dadurch gekennzeichnet, daß die Energiequelle S1 aus mehreren, rotationssymmetrisch um die Nockenwelle angeordneten Hochleistungsdiodenlaserstacks besteht und die Nockenwelle im Standverfahren vorgewärmt wird.
  14. Verfahren nach Anspruch 3, dadurch gekennzeichnet, daß der Schmelze zum Abgießen der Nockenwellen zementitstabilisierende Elemente zugesetzt werden.
  15. Verfahren nach Anspruch 3, dadurch gekennzeichnet, daß der Schmelze zum Abgießen der Nockenwellen austenitstabilisierende Elemente zugesetzt werden.
  16. Verfahren nach Anspruch 3, dadurch gekennzeichnet, daß zementit- und/oder austenitstabilisierende Elemente der Schmelze während des Randschichtumschmelzens mit der hochenergetischen Energiequelle S2 zugegeben werden.
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