VERSCHLEISSBESTÄNDIGE NOCKENWELLE UND VERFAHREN ZU IHRER HERSTELLUNG

Beschreibung

[0001] Die Erfindung bezieht sich auf die Herstellung von hochverschleißfesten ledeburitischen Randschichten von Nockenwellen.

[0002] Ledeburitische Randschichten weisen eine sehr gute Verschleißbeständigkeit bei einem Gleitverschleiß unter hydrodynamischen oder Mischreibungsbedingungen auf.

[0003] 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.

[0004] 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.

[0005] 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.

[0006] 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.

[0007] 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.

[0008] 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.

[0009] 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.

[0010] 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.

[0011] 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.

[0012] 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.

[0013] 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.

[0014] 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.

[0015] 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.

[0016] 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.

[0017] 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.

[0018] Ziel der Erfindung ist es, eine vor Gleitverschleiß besser geschützte Nockenwelle sowie ein Verfahren zu ihrer Herstellung vorzuschlagen.

[0019] 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.

[0020] 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.

[0021] 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.

[0022] Die in Anspruch 2 angegebenen Tiefen t_s 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.

[0023] 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.

[0024] 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.

[0025] 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.

[0026] Vorteilhaft bei der Verfahrensausgestaltung nach Anspruch 4 ist, daß Anlaßzonen infolge zu großer Temperaturfluktuationen während des Umschmelzens vermieden werden können.

[0027] 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.

[0028] 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.

[0029] Die Ansprüche 6 und 8 bis 13 geben günstige Energiequellen an, die erfindungsgemäß genutzt werden können.

[0030] 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.

[0031] Der Vorteil der Verfahrensausgestaltung gemäß Anspruch 16 besteht darin, daß diese geringen Veränderungen der chemischen Zusammensetzung auch prozeßintegriert vorgenommen werden können.

[0032] Die Erfindung wird am nachfolgenden Ausführungsbeispiel näher erläutert.

[0033] 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:

[0034] 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; S_c ≤ 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.

[0035] 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.

[0036] 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.

[0037] 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.

[0038] Bei einer mittleren Aufheizgeschwindigkeit von

wird eine Spitzentemperatur T_1max ≈ 700°C erreicht.

[0039] Nach einer Zeitspanne t₂₁ = 0,9 s, während der die Oberfläche auf eine Temperatur T_1min ≈ 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.

[0040] 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.

[0041] 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.

[0042] 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 %.

[0043] Durch die Variation der Vorwärmzeit t₁ des Temperatur-Zeit-Zyklus T₁ hin zu größeren Zeiten und der Spitzentemperatur T_1max 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.

[0044] 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 Δt_s, eine geringe Abschreckgeschwindigkeit (

) bei der Erstarrung und eine geringe Abkühlgeschwindigkeit (

) 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 T_v geringe Abkühlgeschwindigkeit im Bereich der Perlitbildung Mp führt zu einem groben Perlit.

[0045] 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 M_s-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.

[0046] 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 T_v ist jedoch auch hier im Temperaturbereich Mp die Abkühlgeschwindigkeit so gering, daß relativ grober Perlit entsteht.

[0047] 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.

[0048] 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.

Ansprüche

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 t_s von 0,25 mm ≤ t_s ≤ 0,8 mm und die Härtungsschicht eine Tiefe von 0,5 mm ≤ t_s ≤ 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 T_1max von 560°C ≤ T_1max ≤ 980°C, eine Heizzeit von 0,5 s ≤ t₁ ≤ 6 s, eine mittlere Aufheizgeschwindigkeit von

von

und eine anfängliche Abschreckgeschwindigkeit

von

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 T_2max von T_2max ≥ T_s aufweist, wobei T_s die Schmelztemperatur des verwendeten Gußeisens darstellt, eine mittlere Aufheizgeschwindigkeit

von

eine Erstarrungsgeschwindigkeit v_s der Schmelze von 10 mm/s ≤ v_s ≤ 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 T_1min bei der der Temperatur-Zeit-Zyklus beginnt, T_1min > 500°C beträgt,

f. die Schmelzbadlebensdauer ¦t_s im Wertebereich von 0,08 s ≤ Δt_s ≤ 0,8 s liegt,

g. und die Vorschubgeschwindigkeit v_B der hochenergetischen Energiequelle S₂ einen Wert von 600 mm/min ≤ v_B ≤ 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 A_o und Periodenanzahl n_p besteht, wobei die Anzahl der verschiedenen Schwingungspakete zwischen 1 und 8 liegt und die Periodenanzahl zu 1 ≤ n_p ≤ 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.

Claims

1. Wear resistant camshaft made of cast iron, the outer layer of which comprises a ledeburitic remelt layer with a high proportion of cementite and a martensitic hardening zone located thereunder, characterised in that

a. the remelt layer comprises finely-dispersed ledeburitic cementite with wall thicknesses £ 1 mm and a metallic matrix of a phase mixture of martensite, and/or bainite, retained austenite and less than 20% finely-banded pearlite with a lamellar spacing £ 0.1mm and

b. the hardening layer is constructed of a phase mixture of martensite and/or bainite, partly dissolved pearlite and retained austenite.

2. Wear-resistant camshaft according to claim 1, characterised in that the remelt layer has a depth t_s of 0.25 mm £ t_s £ 0.8 mm and the hardening layer has a depth of 0.5 mm £ t_s £ 1.5 mm.

3. Method for producing the wear resistant camshaft of claim 1 and 2 by means of a high energy surface remelt method, characterised in that

a. the temperature-time course of the remelt comprises two superimposed short-term temperature-time cycles T₁ and T₂ which are produced by two different energy sources S₁ and S₂ with a different power density p₁ and p₂,

b. the temperature-time cycle T₁ has a peak temperature T_1max of 560 °C£ T_1max £ 980 °C, a heating time of 0.5 s £ t₁ £ 6 s, an average heating speed of

of

and an initial Dt_1c Dt_1c quenching rate

of

   and the power density p₁ of the energy source S₁ reaches a value of 8 x 10² W/cm² £ p₁ £ 8 x 10³ W/cm²,

c. the temperature-time cycle T₂ has a peak temperature T_2max of T_2max ³ T_s, T _s representing the melting temperature of the cast iron which is used, an average heating rate

£ 40 000 K/s, a solidification rate v_s of the molten mass of 10 mm/s £ v_s £ 67 mm/s and also a power density p₂ of the energy source S₂ of 0.8 x 10⁴ W/cm² £ p₂ £ 8 x 10⁴ W/cm² are chosen,

d. the period t₂₁ = t₂ - t₁, after which the temperature-time cycle T₂ sets in, is 0.3 s £ t₂₁ £ 11 s,

e. the temperature T_1min at which the temperature-time cycle begins is T_1min > 500 °C,

f. the molten bath life |t_s is in the value range of 0.08 s £ Dt_s £ 0.8 s,

g. and the feed rate v_B of the high energy energy source S₂ reaches a value of 600 mm/min £ v_B £ 4000 mm/min.

4. Method according to claim 3, characterised in that, the entire camshaft width is melted in one revolution.

5. Method according to claim 3 and 4, characterised in that, the necessary power density distribution p₂ is produced transversely to the feed direction by a fast beam oscillation, the oscillation frequency being at least 200 Hz.

6. Method according to claim 3, characterised in that, the high energy energy source S₂ is a laser.

7. Method according to claim 3, 4, 5 and 6, characterised in that, the fast beam oscillation comprises a fast temporal and periodic sequence of a plurality of harmonic oscillation packets of varying frequency f, amplitude A, central point position A_o and period quantity n_p, the number of different oscillation packets being between 1 and 8 and the periodic quantity being chosen to be 1 £ n_p £ 20.

8. Method according to claim 3 and 6, characterised in that, the energy source S₁ is a medium frequency induction generator.

9. Method according to claim 3, characterised in that, the high energy energy source S₂ is an electron beam.

10. Method according to claim 3 and 9, characterised in that, the energy source S₁ is likewise an electron beam.

11. Method according to claim 3, characterised in that, the high energy energy source S₂ is a high power diode laser stack.

12. Method according to claim 3 and 11, characterised in that, the energy source S₁ is likewise a high power diode laser stack.

13. Method according to claim 3, 11 and 12, characterised in that, the energy source S₁ comprises a plurality of rotation-symmetrical high power diode laser stacks, which are disposed about the camshaft, and the camshaft is preheated in a standard method.

14. Method according to claim 3, characterised in that, cementite stabilising elements are added to the molten mass to cast the camshafts.

15. Method according to claim 3, characterised in that, austenite stabilising elements are added to the molten mass to cast the camshafts.

16. Method according to claim 3, characterised in that, cementite- and/or austenite stabilising elements are added to the molten mass during the remelt of the outer layer by the high energy energy source S₂.

Revendications

1. Arbre à cames résistant à l'usure, en fonte d'acier, dont la couche limite est formée d'une couche de fusion lédéburitique avec une forte teneur en cémentite et sous celle-ci une zone dure martensitique,
caractérisé par

a) la couche de fusion se compose de cémentite lédéburitique finement dispersée ayant une épaisseur ≤ 1 µm et d'une matrice métallique d'un mélange de phases de martensite et/ou de bainite et/ou d'austénite résiduelle ainsi que de moins de 20 % de perlite en bande fine avec un intervalle entre les lamelles ≤ 0,1 µm et

b) la couche durcie est formée d'un mélange de phases de martensite et/ou de bainite, de perlite dissoute et d'un reste austénitique.

2. Arbre à cames résistant à l'usure selon la revendication 1,
caractérisé en ce que
la couche de fusion a une épaisseur t_s de 0,25 mm≤t_s≤0,8 mm et la couche de durcissement a une profondeur de 0,5 mm≤t_s≤1,5 mm.

3. Procédé de fabrication d'un arbre à cames résistant à l'usure selon l'une quelconque des revendications 1 et 2 à l'aide d'un procédé de fusion de surface fortement énergétique,
caractérisé en ce que

a) la courbe température/temps de la fusion se compose de deux cycles température/temps brefs (T₁) et (T₂), superposés, générés par deux sources d'énergie différentes (S₁) et (S₂) avec une densité de puissance (p₁) et (p₂) différente,

b) le cycle température/temps (T₁) a une température de pointe (T_1max) comprise entre 560°C ≤ T_1max ≤ 980°C, une durée de chauffage de 0,5 s ≤ t₁ ≤ 6 s, une vitesse moyenne de chauffage

et une vitesse de trempe initiale

et la densité de puissance p₁ de la source d'énergie S₁ a une valeur égale à 8 • 10² W/cm²≤p₁≤8•10³ W/cm²,

c) le cycle température/temps T₂ a une température maximale T_2max telle que T_2max ≥ T_s dans laquelle T_s représente la température de fusion de la fonte d'acier utilisée, une vitesse moyenne de chauffage

une vitesse de solidification v_s du bain de 10 mm/s ≤ v_s ≤ 67 mm/s ainsi qu'une densité de puissance p₂ de la source d'énergie S₂ telle que 0,8 • 10⁴ W/cm² ≤ p₂ ≤ 8 • 10⁴ W/cm²

d) la durée t₂₁ = t₂ - t₁, selon le cycle température/temps T₂, est de 0,3 s ≤ t₂₁ ≤ 11 s.

e) la température T_1min au début du cycle température/temps est telle que T_1min > 500°C,

f) la durée de vie du bain de fusion t_s est située dans la plage 0,08 s ≤ Δt_s≤0,8 s,

g) et la vitesse d'avancement v_B de la source d'énergie fortement énergétique S₂ correspond à une valeur telle que 600 mm/min ≤ v_B ≤ 4000 mm/min.

4. Procédé selon la revendication 3,
caractérisé en ce que
la largeur totale de l'arbre à cames est fondue au cours d'un tour.

5. Procédé selon l'une quelconque des revendications 3 et 4,
caractérisé en ce que
la répartition de densité de puissance p₂ nécessaire, transversalement à la direction d'avancement est obtenue par une oscillation rapide du faisceau, la fréquence d'oscillations étant au moins égale à 200 Hz.

6. Procédé selon la revendication 3,
caractérisé en ce que
la source d'énergie S₂ fortement énergétique est un laser.

7. Procédé selon les revendications 3, 4, 5, 6,
caractérisé en ce que
l'oscillation rapide du faisceau est obtenue par une succession rapide dans le temps et périodique de plusieurs paquets d'oscillations harmoniques différents en fréquence f, en amplitude A, en position centrale A_o et en nombre de périodes n_p, le nombre des différents paquets d'oscillations étant compris entre 1 et 8 et le nombre de périodes choisi tel que 1 ≤ n_p ≤ 20.

8. Procédé selon les revendications 3 et 6,
caractérisé en ce que
la source d'énergie S₁ est un générateur à induction à fréquence moyenne.

9. Procédé selon la revendication 3,
caractérisé en ce que
la source d'énergie à forte énergie S₂ est un faisceau d'électrons.

10. Procédé selon les revendications 3 et 9,
caractérisé en ce que
la source d'énergie S₁ est également un faisceau d'électrons.

11. Procédé selon la revendication 3,
caractérisé en ce que
la source d'énergie à forte énergie S₂ est un faisceau de diodes laser de forte puissance.

12. Procédé selon les revendications 3 et 11,
caractérisé en ce que
la source d'énergie S₁ est également un laser à diodes à forte puissance.

13. Procédé selon les revendications 3, 11 et 12,
caractérisé en ce que
la source d'énergie S₁ est formée de plusieurs lasers à diodes de forte puissance, répartis de manière symétrique en rotation autour de l'arbre à cames et l'arbre à cames est préchauffé selon le procédé classique.

14. Procédé selon la revendication 3,
caractérisé en ce qu'
on ajoute au bain des éléments de stabilisation de cémentite pour la coulée de l'arbre à cames.

15. Procédé selon la revendication 3,
caractérisé en ce qu'
on ajoute au bain des éléments de stabilisation austénitique pour la coulée de l'arbre à cames.

16. Procédé selon la revendication 3,
caractérisé en ce que
les éléments de stabilisation de cémentite et/ou d'austénite du bain sont ajoutés pendant la fusion de la couche limite avec la source d'énergie fortement énergétique S₂.

Zeichnung