JP4800599B2

JP4800599B2 - 円すいころ軸受

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Publication number: JP4800599B2
Application number: JP2004227329A
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Inventors: 崇辻本
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Filing date: 2004-07-05
Publication date: 2011-10-26
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Description

この発明は円すいころ軸受に関し、特に自動車のトランスミッションの歯車装置に好適に組み込まれる円すいころ軸受に関する。

自動車のトランスミッション（主変速機）は大別するとマニュアルタイプとオートマチックタイプがあり、また車輌の駆動方式によって前輪駆動（ＦＷＤ）用トランスアクスル、後輪駆動（ＲＷＤ）用トランスミッション、および四輪駆動（４ＷＤ）用トランスファ（副変速機）がある。これらは、エンジンからの駆動力を変速して駆動軸などへ伝達するものである。

図７は、自動車のトランスミッションの一構成例を示している。このトランスミッションは同期噛合式のもので、同図で左方向がエンジン側、右方向が駆動車輪側である。メインシャフト４１とメインドライブギヤ４２との間に円すいころ軸受４３が介装される。この例では、メインドライブギヤ４２の内周に円すいころ軸受４３の外輪軌道面が直接形成されている。メインドライブギヤ４２は、円すいころ軸受４４でケーシング４５に対して回転自在に支持される。メインドライブギヤ４２にクラッチギヤ４６が係合連結され、クラッチギヤ４６に近接してシンクロ機構４７が配設される。

シンクロ機構４７は、セレクタ（図示省略）の作動によって軸方向（同図で左右方向）に移動するスリーブ４８と、スリーブ４８の内周に軸方向移動自在に装着されたシンクロナイザーキー４９と、メインシャフト４１の外周に係合連結されたハブ５０と、クラッチギヤ４６の外周（コーン部）に摺動自在に装着されたシンクロナイザーリング５１と、シンクロナイザーキー４９をスリーブ４８の内周に弾性的に押圧する押さえピン５２及びスプリング５３とを備えている。

同図に示す状態では、スリーブ４８及びシンクロナイザーキー４９が押さえピン５２によって中立位置に保持されている。この時、メインドライブギヤ４２はメインシャフト４１に対して空転する。一方、セレクタの作動により、スリーブ４８が同図に示す状態から例えば軸方向左側に移動すると、スリーブ４８に従動してシンクロナイザーキー４９が軸方向左側に移動し、シンクロナイザーリング５１をクラッチギヤ４６のコーン部の傾斜面に押し付ける。これにより、クラッチギヤ４６の回転速度が落ち、逆にシンクロ機構４７側の回転速度が高められる。そして、両者の回転速度が同期した頃、スリーブ４８がさらに軸方向左側に移動して、クラッチギヤ４６と噛み合い、メインシャフト４１とメインドライブギヤ４２との間がシンクロ機構４７を介して連結される。これにより、メインシャフト４１とメインドライブギヤ４２とが同期回転する。

ところで、自動車トランスミッションは、近年、ミッションのＡＴ化、ＣＶＴ化および低燃費化等のために低粘度の油が使われる傾向にある。低粘度オイルが使用される環境下では、（１）油温が高い、（２）油量が少ない、（３）予圧抜けが発生するなどの悪条件が重なった場合に、潤滑不良に起因する非常に短寿命の表面起点剥離が面圧の高い内輪軌道面に生じることがある。

この表面起点剥離による短寿命対策としては最大面圧低減が直接的かつ有効な解決策である。最大面圧を低減するためには軸受寸法を変更するか、軸受寸法を変えない場合は軸受のころ本数を増大させる。ころ直径を減少させないでころ本数を増やすためには保持器のポケット間隔を狭くしなければならないが、そのためには保持器のピッチ円を大きくして外輪側にできるだけ寄せる必要がある。

保持器を外輪内径面に接するまで寄せた例として、図８に記載の円すいころ軸受がある（特許文献１参照）。この円すいころ軸受６１は保持器６２の小径側環状部６２ａの外周面と大径側環状部６２ｂの外周面を外輪６３内径面と摺接させて保持器６２をガイドし、保持器６２の柱部６２ｃの外径面に引きずりトルクを抑制するため凹所６４を形成して、柱部６２ｃの外径面と外輪６３の軌道面６３ａの非接触状態を維持するようにしている。保持器６２は、小径側環状部６２ａと、大径側環状部６２ｂと、小径側環状部６２ａと大径側環状部６２ｂとを軸方向に繋ぎ外径面に凹所６４が形成された複数の柱部６２ｃとを有する。そして柱部６２ｃ相互間に円すいころ６５を転動自在に収容するための複数のポケットが設けられている。小径側環状部６２ａには、内径側に一体に延びたつば部６２ｄが設けられている。図８の円すいころ軸受は、保持器６２の強度向上を図るもので、保持器６２の柱部６２ｃの周方向幅を大きくするために保持器６２を外輪６３の内径面に接するまで寄せた例である。
特開２００３−２８１６５号公報

特許文献１記載の円すいころ軸受６１では、保持器６２を外輪６３の内径面に接するまで外径に寄せて保持器６２の柱部６２ｃの周方向幅を大きくしている。また、保持器６２の柱部６２ｃに凹所６４があるので、板厚が必然的に薄くなって保持器６２の剛性が低下し、軸受６１の組立て時の応力によって保持器６２が変形したり、軸受６１の回転中に保持器６２が変形したりする等の可能性もある。

一方、特許文献１記載の円すいころ軸受以外の従来の典型的な保持器付き円すいころ軸受は、図９のように外輪７１と保持器７２との接触を避けた上で、保持器７２の柱幅を確保し、適切な保持器７２の柱強度と円滑な回転を得るために、次式で定義されるころ係数γ（ころの充填率）を、通常０．９４以下にして設計している。
ころ係数γ＝（Ｚ・ＤＡ）／（π・ＰＣＤ）
ここで、Ｚ：ころ本数、ＤＡ：ころ平均径、ＰＣＤ：ころピッチ円径。

なお、図９で符号７３は円すいころ、７４は柱面、７５は内輪、θは窓角である。

本発明は、負荷容量のアップと軌道面の面圧過大による早期破損を防止することを目的とする。

本発明の円すいころ軸受は、内輪と、外輪と、前記内輪と前記外輪との間に転動自在に配された複数の円すいころと、前記円すいころを円周所定間隔に保持する保持器とを備えた円すいころ軸受において、ころ係数γが０．９４を越え、前記外輪、内輪および円すいころがＪＩＳ規格ＳＵＪ２材製で、窒素富化層を有し、かつ、前記窒素富化層におけるオーステナイト結晶粒の粒度番号が１０番を超える範囲にあり、前記窒素富化層における窒素含有量が０．１％〜０．７％の範囲にあり、前記保持器のポケットの窓角を５５°以上８０°以下にしたことを特徴とする。

窒素富化層は、軌道輪（外輪もしくは内輪）または転動体（円すいころ）の表層に形成された窒素含有量を増加した層であって、例えば浸炭窒化、窒化、浸窒などの処理によって形成させることができる。窒素富化層における窒素含有量は、好ましくは０．１％〜０．７％の範囲である。窒素含有量が０．１％より少ないと効果がなく、特に異物混入条件での転動寿命が低下する。窒素含有量が０．７％より多いと、ボイドと呼ばれる空孔ができたり、残留オーステナイトが多くなりすぎて硬度が出なくなったりして短寿命になる。軌道輪に形成された窒素富化層については、窒素含有量は、研削後の軌道面の表層５０μｍにおける値であって、例えばＥＰＭＡ（波長分散型Ｘ線マイクロアナライザ）で測定することができる。

また、オーステナイト結晶粒の粒度番号が１０番を超えるほどオーステナイト粒径が微細であることにより、転動疲労寿命を大幅に改良することができる。オーステナイト粒径の粒度番号が１０番以下では、転動疲労寿命は大きく改善されないので、１０番を超える範囲とする。通常、１１番以上とする。オーステナイト粒径は細かいほど望ましいが、通常、１３番を超える粒度番号を得ることは難しい。なお、上記の軸受部品のオーステナイト粒は、窒素富化層を有する表層部でも、それより内側の内部でも変化しない。したがって、上記の結晶粒度番号の範囲の対象となる位置は、表層部および内部とする。オーステナイト結晶粒は、たとえば焼入れ処理を行なった後も焼入れ直前のオーステナイト結晶粒界の痕跡が残っており、その痕跡に基づいた結晶粒をいう。

窓角とは一つのころの周面に当接する柱部の案内面のなす角度をいう。窓角を５５°以上としたのは、ころとの良好な接触状態を確保するためであり、８０°以下としたのは、これ以上大きくなると半径方向への押し付け力が大きくなり、自己潤滑性の樹脂材であっても円滑な回転が得られなく危険性が生じるからである。なお、通常の保持器では窓角は２５°〜５０°となっている。

請求項２の発明は、請求項１の円すいころ軸受において、前記保持器を機械的強度、耐油性および耐熱性に優れたエンジニアリング・プラスチックで構成したことを特徴とする。保持器に樹脂材を使用することにより、鉄板製保持器に比べ、保持器重量が軽く、自己潤滑性があり、摩擦係数が小さいという特徴があるため、軸受内に介在する潤滑油の効果と相俟って、外輪との接触による摩耗の発生を抑えることが可能になる。これらの樹脂は鋼板と比べると重量が軽く摩擦係数が小さいため、軸受起動時のトルク損失や保持器摩耗の低減に好適である。

エンジニアリング・プラスチックは、汎用エンジニアリング・プラスチックとスーパー・エンジニアリング・プラスチックを含む。以下に代表的なものを掲げるが、これらはエンジニアリング・プラスチックの例示であって、エンジニアリング・プラスチックが以下のものに限定されるものではない。
〔汎用エンジニアリング・プラスチック〕ポリカーボネート（ＰＣ）、ポリアミド６（ＰＡ６）、ポリアミド６６（ＰＡ６６）、ポリアセタール（ＰＯＭ）、変性ポリフェニレンエーテル（ｍ−ＰＰＥ）、ポリブチレンテレフタレート（ＰＢＴ）、ＧＦ強化ポリエチレンテレフタレート（ＧＦ−ＰＥＴ）、超高分子量ポリエチレン（ＵＨＭＷ−ＰＥ）
〔スーパー・エンジニアリング・プラスチック〕ポリサルホン（ＰＳＦ）、ポリエーテルサルホン（ＰＥＳ）、ポリフェニレンサルファイド（ＰＰＳ）、ポリアリレート（ＰＡＲ）、ポリアミドイミド（ＰＡＩ）、ポリエーテルイミド（ＰＥＩ）、ポリエーテルエーテルケトン（ＰＥＥＫ）、液晶ポリマー（ＬＣＰ）、熱可塑性ポリイミド（ＴＰＩ）、ポリベンズイミダゾール（ＰＢＩ）、ポリメチルベンテン（ＴＰＸ）、ポリ１，４−シクロヘキサンジメチレンテレフタレート（ＰＣＴ）、ポリアミド４６（ＰＡ４６）、ポリアミド６Ｔ（ＰＡ６Ｔ）、ポリアミド９Ｔ（ＰＡ９Ｔ）、ポリアミド１１，１２（ＰＡ１１，１２）、フッ素樹脂、ポリフタルアミド（ＰＰＡ）

円すいころ軸受のころ係数γをγ＞０．９４にすることにより、負荷容量がアップするばかりでなく、軌道面の最大面圧を低下させることができるため、過酷潤滑条件下での極短寿命での表面起点剥離を防止することができる。

また、本発明の円すいころ軸受は、窒素富化層を形成した上で、オーステナイト粒径を粒度番号で１１番以上に微細化したため、転動疲労寿命が大きく改善され、優れた耐割れ強度や耐経年寸法変化を得ることができる。

以下、本発明の実施の形態を図１〜図４に基づいて説明する。図１（Ａ）（Ｂ）に示す実施の形態の円すいころ軸受１は、円すい状の軌道面２ａを有し、この軌道面２ａの小径側に小つば部２ｂ、大径側に大つば部２ｃを有する内輪２と、円すい状の軌道面３ａを有する外輪３と、内輪２の軌道面２ａと外輪３の軌道面３ａとの間に転動自在に配された複数の円すいころ４と、円すいころ４を円周等間隔に保持する保持器５とで構成される。ここで、円すいころ軸受１は、ころ係数γがγ＞０．９４となっている。

保持器５は、例えばＰＰＳ、ＰＥＥＫ、ＰＡ、ＰＰＡ、ＰＡＩ等のスーパーエンプラで一体成形されたもので、小径側環状部５ａと、大径側環状部５ｂと、小径側環状部５ａと大径側環状部５ｂとを軸方向に繋ぐ複数の柱部５ｃとを備えている。なお、保持器材料としては、ＰＰＳ、ＰＥＥＫ、ＰＡ、ＰＰＡ、ＰＡＩ等のスーパーエンプラを使用するほか、必要に応じて、強度増強のため、これら樹脂材料またはその他のエンジニアリング・プラスチックに、ガラス繊維または炭素繊維などを配合したものを使用してもよい。

柱面５ｄの窓角θは、下限窓角θminが図２のように５５°であり、上限窓角θmaxが図３のように８０°である。窓角は、図９のように保持器が外輪から離間している典型的な保持器付き円すいころ軸受では、大きくて約５０°である。下限窓角θminを５５°としたのは、ころとの良好な接触状態を確保するためであり、窓角５５°未満ではころとの接触状態が悪くなる。すなわち、窓角を５５°以上とすると、保持器強度を確保した上でγ＞０．９４とし、かつ、良好な接触状態を確保できるのである。また、上限窓角θmaxを８０°としたのは、これ以上大きくなると半径方向への押し付け力が大きくなり、自己潤滑性の樹脂材であっても円滑な回転が得られなくなる危険性が生じるからである。

図４に軸受の寿命試験の結果を示す。図４中、「軸受」欄の「比較例１」は保持器と外輪とが離れた典型的な従来の円すいころ軸受、「比較例２」は「比較例１」のころ径数γのみをγ＞０．９４とした円すいころ軸受、「実施例」はころ径数γをγ＞０．９４とし、かつ、窓角を５５°〜８０°の範囲にした本発明の円すいころ軸受である。試験は、過酷潤滑、過大負荷条件下で行なった。同図より明らかなように、「比較例２」は「比較例１」の２倍以上の長寿命となる。さらに、「実施例」の軸受はころ径数が「比較例２」と同じ０．９６であるが、寿命時間は「比較例２」の約５倍以上にもなる。なお、「比較例１」、「比較例２」、「実施例」の寸法はφ４５×φ８１×１６（単位ｍｍ）、ころ本数は２４本（「比較例１」）、２７本（「比較例２」、「実施例」）、油膜パラメータΛ＝０．２である。

次に、本発明の変形実施例を図５および図６に基づき説明する。同図に示す円すいころ軸受１は、エンジニアリング・プラスチックで一体成形した保持器５の柱部５ｃの外径面に、外輪軌道面側に向けて凸状を成す突起部５ｆを形成したものである。その他は前述した保持器５と同じである。この突起部５ｆは図６に示すように柱部５ｃの横断方向の断面輪郭形状が円弧状を成している。この円弧状の曲率半径Ｒ_２は外輪軌道面半径Ｒ_１より小さく形成されている。これは突起部５ｆと外輪軌道面との間に良好な楔状油膜が形成されるようにするためであり、望ましくは突起部の曲率半径Ｒ_２は外輪軌道面半径Ｒ_１の７０〜９０％程度に形成するとよい。７０％未満であると楔状油膜の入口開き角度が大きくなりすぎて却って動圧が低下する。また９０％を超えると楔状油膜の入口角度が小さくなりすぎて同様に動圧が低下する。また、突起部５ｆの横幅Ｗ_２は望ましくは柱部５ｃの横幅Ｗ_１の５０％以上となるように形成する（Ｗ_２≧０．５×Ｗ）。５０％未満では良好な楔状油膜を形成するための充分な突起部５ｆの高さが確保できなくなるためである。なお、外輪軌道面半径Ｒ_１は大径側から小径側へと連続的に変化しているので、突起部５ｆの曲率半径Ｒ_２もそれに合わせて大径側環状部５ｂの大きな曲率半径Ｒ_２から小径側環状部５ａの小さな曲率半径Ｒ_２へと連続的に変化するようにする。

図５および図６の円すいころ軸受１は以上にように構成されているため、軸受１が回転して保持器５が回転し始めると、外輪軌道面と保持器５の突起部５ｆとの間に楔状油膜が形成される。この楔状油膜は軸受１の回転速度にほぼ比例した動圧を発生するので、保持器５のピッチ円径（ＰＣＤ）を従来より大きくして外輪軌道面に近接させても、軸受１を大きな摩耗ないしトルク損失を生じることなく回転させることが可能となり、無理なくころ本数を増加させることが可能となる。

上述の円すいころ軸受１の内輪２、外輪３および転動体４の少なくとも一つの軸受部品は窒素富化層を有する。窒素富化層を形成させるための処理の具体例として浸炭窒化処理を含む熱処理について説明する。図１０は、本発明の実施の形態における転がり軸受の熱処理方法を説明する図であり、図１１はその変形例を説明する図である。図１０は一次焼入れおよび二次焼入れを行なう方法を示す熱処理パターンであり、図１１は焼入れ途中で材料をＡ_１変態点温度未満に冷却し、その後、再加熱して最終的に焼入れする方法を示す熱処理パターンである。これらの図において、処理Ｔ_１では鋼の素地に炭素や窒素を拡散させたまま炭素の溶け込みを十分に行なった後、Ａ_１変態点未満に冷却する。次に、図中の処理Ｔ_２において、Ａ_１変態点温度以上かつ処理Ｔ_１よりも低温に再加熱し、そこから油焼入れを施す。

上記の熱処理により、従来の浸炭窒化焼入れすなわち浸炭窒化処理に引き続いてそのまま１回焼入れするよりも、表層部分を浸炭窒化しつつ、割れ強度を向上させ、経年寸法変化率を減少させることができる。上記図１０または図１１の熱処理パターンによって製造された本発明の転がり軸受は、オーステナイト結晶粒の粒径が従来の２分の１以下となるミクロ組織を有している。上記の熱処理を受けた軸受部品は、転動疲労に対して長寿命であり、割れ強度を向上させ、経年寸法変化率も減少させることができる。結晶粒の微細化のために二次焼入れ温度を下げる熱処理工程をとるため、残留オーステナイト量が表層および内部で減少する結果、すぐれた耐割れ強度や耐経年寸法変化を得ることができるのである。

図１２は、軸受部品のミクロ組織、とくにオーステナイト粒を示す図である。図１２（Ａ）は本発明例の軸受部品であり、図１２（Ｂ）は従来の軸受部品である。すなわち、図１０に示す熱処理パターンを適用した本発明の実施の形態である転がり軸受の軌道輪のオーステナイト結晶粒度を図１２（Ａ）に示す。また、比較のため、従来の熱処理方法による軸受鋼のオーステナイト結晶粒度を図１２（Ｂ）に示す。また、図１３（Ａ）および図１３（Ｂ）に、上記図１２（Ａ）および図１２（Ｂ）を図解したオーステナイト結晶粒度を示す。これらオーステナイト結晶粒度を示す組織より、従来のオーステナイト粒径はＪＩＳ規格の粒度番号で１０番であり、図１０または図１１による熱処理方法によれば１２番の細粒を得ることができる。また、図１２（Ａ）の平均粒径は、切片法で測定した結果、５．６μｍであった。

次に、本発明の実施例について説明する。

（実施例Ｉ）
ＪＩＳ規格ＳＵＪ２材（１．０重量％Ｃ−０．２５重量％Ｓｉ−０．４重量％Ｍｎ−１．５重量％Ｃｒ）を用いて、（１）水素量の測定、（２）結晶粒度の測定、（３）シャルピー衝撃試験、（４）破壊応力値の測定、（５）転動疲労試験の各試験を行なった。表１にその結果を示す。

各試料の製造履歴は次のとおりである。
試料Ａ〜Ｄ（本発明例）：浸炭窒化処理８５０℃、保持時間１５０分間。雰囲気は、ＲＸガスとアンモニアガスとの混合ガスとした。図１０に示す熱処理パターンにおいて、浸炭窒化処理温度８５０℃から一次焼入れをおこない、次いで浸炭窒化処理温度より低い温度域７８０℃〜８３０℃に加熱して二次焼入れを行なった。ただし、二次焼入れ温度７８０℃の試料Ａは焼入れ不足のため試験の対象から外した。

試料Ｅ，Ｆ（比較例）：浸炭窒化処理は、本発明例Ａ〜Ｄと同じ履歴で行ない、二次焼入れ温度を浸炭窒化処理温度８５０℃以上の８５０℃〜８７０℃で行なった。

従来浸炭窒化処理品（比較例）：浸炭窒化処理８５０℃、保持時間１５０分間。雰囲気は、ＲＸガスとアンモニアガスとの混合ガスとした。浸炭窒化処理温度からそのまま焼入れを行ない、二次焼入れは行なわなかった。

普通焼入れ品（比較例）：浸炭窒化処理を行なわずに、８５０℃に加熱して焼入れした。二次焼入れは行なわなかった。

次に、試験方法について説明する。

（１）水素量の測定
水素量は、ＬＥＣＯ社製ＤＨ−１０３型水素分析装置により、鋼中の非拡散性水素量を分析した。拡散性水素量は測定してない。このＬＥＣＯ社製ＤＨ−１０３型水素分析装置の仕様を下記に示す。
分析範囲：０．０１〜５０．００ｐｐｍ
分析精度：±０．１ｐｐｍまたは±３％Ｈ（いずれか大なるほう）
分析感度：０．０１ｐｐｍ
検出方式：熱伝導度法
試料重量サイズ：１０ｍｇ〜３５ｍｇ（最大：直径１２ｍｍ×長さ１００ｍｍ）
加熱炉温度範囲：５０℃〜１１００℃
試薬：アンハイドロンＭｇ（ＣｌＯ_４）_２、アスカライトＮａＯＨ
キャリアガス：窒素ガス、ガスドージングガス：水素ガス、いずれのガスも純度９９．９９％以上、圧力４０ｐｓｉ（２．８ｋｇｆ／ｃｍ^２）である。

測定手順の概要は以下のとおりである。専用のサンプラーで採取した試料をサンプラーごと上記の水素分析装置に挿入する。内部の拡散性水素は窒素キャリアガスによって熱伝導度検出器に導かれる。この拡散性水素は本実施例では測定しない。次に、サンプラーから試料を取り出し、抵抗加熱炉内で加熱し、非拡散性水素を窒素キャリアガスによって熱伝導度検出器に導く。熱伝導度検出器において熱伝導度を測定することによって非拡散性水素量を知ることができる。

（２）結晶粒度の測定
結晶粒度の測定は、ＪＩＳＧ０５５１の鋼のオーステナイト結晶粒度試験方法に基づいて行なった。

（３）シャルピー衝撃試験
シャルピー衝撃試験は、ＪＩＳＺ２２４２の金属材料のシャルピー衝撃試験方法に基づいて行なった。試験片は、ＪＩＳＺ２２０２に示されたＵノッチ試験片（ＪＩＳ３号試験片）を用いた。

（４）破壊応力値の測定
図１４は、静圧壊強度試験（破壊応力値の測定）の試験片を示す図である。図中のＰ方向に荷重を負荷して破壊されるまでの荷重を測定する。その後、得られた破壊荷重を、下記に示す曲がり梁の応力計算式により応力値に換算する。なお、試験片は図１４に示す試験片に限られず、他の形状の試験片を用いてもよい。

図１４の試験片の凸表面における繊維応力をσ₁、凹表面における繊維応力をσ₂とすると、σ₁およびσ₂は下記の式によって求められる（機械工学便覧Ａ４編材料力学Ａ４−４０）。ここで、Ｎは円環状試験片の軸を含む断面の軸力、Ａは横断面積、ｅ₁は外半径、ｅ₂は内半径を表す。また、κは曲がり梁の断面係数である。
σ₁＝（Ｎ／Ａ）＋｛Ｍ／（Ａρ₀）｝［１＋ｅ₁／｛ρ₀＋ｅ₁｝］
σ₂＝（Ｎ／Ａ）＋｛Ｍ／（Ａρ₀）｝［１−ｅ₂／｛ρ₀−ｅ₂｝］
κ＝−（１／Ａ）∫Ａ｛η／（ρ₀＋η）｝ｄＡ
（５）転動疲労寿命
転動疲労寿命試験の試験条件を表２に示す。また、図１５は、転動疲労寿命試験機の概略図である。図１５（Ａ）は正面図であり、図１５（Ｂ）は側面図である。図１５（Ａ）および図１５（Ｂ）において、転動疲労寿命試験片１８は、駆動ロール１２によって駆動され、ボール１６と接触して回転している。ボール１６は、３／４インチのボールであり、案内ロール１４にガイドされて、転動疲労寿命試験片１８との間で高い面圧を及ぼし合いながら転動する。

表１に示した実施例１の試験結果を説明すると次のとおりである。

（１）水素量
浸炭窒化処理したままの従来浸炭窒化処理品は、０．７２ｐｐｍと非常に高い値となっている。これは、浸炭窒化処理の雰囲気に含まれるアンモニア（ＮＨ_３）が分解して水素が鋼中に浸入したためと考えられる。これに対し、試料Ｂ〜Ｄは、水素量は０．３７〜０．４０ｐｐｍと半分近くまで減少している。この水素量は普通焼入れ品と同レベルである。

上記の水素量の低減により、水素の固溶に起因する鋼の脆化を軽減することができる。すなわち、水素量の低減により、本発明例の試料Ｂ〜Ｄのシャルピー衝撃値は大きく改善されている。

（２）結晶粒度
結晶粒度は二次焼入れ温度が、浸炭窒化処理時の焼入れ（一次焼入れ）の温度より低い場合、すなわち試料Ｂ〜Ｄの場合、オーステナイト粒は、結晶粒度番号１１〜１２と顕著に微細化されている。試料ＥおよびＦならびに従来浸炭窒化処理品および普通焼入れ品のオーステナイト粒は、結晶粒度番号１０であり、本発明例の試料Ｂ〜Ｄより粗大な結晶粒となっている。

（３）シャルピー衝撃試験
表１によれば、従来浸炭窒化処理品のシャルピー衝撃値は５．３３Ｊ／ｃｍ^２であるのに比して、本発明例の試料Ｂ〜Ｄのシャルピー衝撃値は６．３０〜６．６５Ｊ／ｃｍ^２と高い値が得られている。この中でも、二次焼入れ温度が低い方がシャルピー衝撃値が高くなる傾向を示す。普通焼入れ品のシャルピー衝撃値は６．７０Ｊ／ｃｍ^２と高い。

（４）破壊応力値の測定
上記破壊応力値は、耐割れ強度に相当する。表１によれば、従来浸炭窒化処理品は２３３０ＭＰａの破壊応力値となっている。これに比して、試料Ｂ〜Ｄの破壊応力値は２６５０〜２８４０ＭＰａと改善された値が得られている。普通焼入れ品の破壊応力値は２７７０ＭＰａであり、試料Ｂ〜Ｄの改良された耐割れ強度は、オーステナイト結晶粒の微細化と並んで、水素含有率の低減による効果が大きいと推定される。

（５）転動疲労試験
表１によれば、普通焼入れ品は浸炭窒化層を表層部に有しないことを反映して、転動疲労寿命Ｌ_１０は最も低い。これに比して従来浸炭窒化処理品の転動疲労寿命は３．１倍となる。試料Ｂ〜Ｄの転動疲労寿命は従来浸炭窒化処理品より大幅に向上する。試料Ｅ，Ｆは、従来浸炭窒化処理品とほぼ同等である。

上記をまとめると、本発明例の試料Ｂ〜Ｄは、水素含有率が低下し、オーステナイト結晶粒度が１１番以上に微細化され、シャルピー衝撃値、耐割れ強度および転動疲労寿命も改善される。

（実施例ＩＩ）
次に実施例ＩＩについて説明する。下記のＸ材、Ｙ材およびＺ材について、一連の試験を行なった。熱処理用素材には、ＪＩＳ規格ＳＵＪ２材（１．０重量％Ｃ−０．２５重量％Ｓｉ−０．４重量％Ｍｎ−１．５重量％Ｃｒ）を用い、Ｘ材〜Ｚ材に共通とした。Ｘ材〜Ｚ材の製造履歴は次のとおりである。
Ｘ材（比較例）：普通焼入れのみ（浸炭窒化処理せず）。
Ｙ材（比較例）：浸炭窒化処理後にそのまま焼入れ（従来の浸炭窒化焼入れ）。浸炭窒化処理温度８４５℃、保持時間１５０分間。浸炭窒化処理の雰囲気は、ＲＸガス＋アンモニアガスとした。
Ｚ材（本発明例）：図１０の熱処理パターンを施した軸受鋼。浸炭窒化処理温度８４５℃、保持時間１５０分間。浸炭窒化処理の雰囲気は、ＲＸガス＋アンモニアガスとした。最終焼入れ温度は８００℃とした。

（１）転動疲労寿命
転動疲労寿命の試験条件および試験装置は、上述したように、表２および図７に示すとおりである。この転動疲労寿命試験結果を表３に示す。

表３によれば、比較例のＹ材は、同じく比較例で普通焼入れのみを施したＸ材のＬ_１０寿命（試験片１０個中１個が破損する寿命）の３．１倍を示し、浸炭窒化処理による長寿命化の効果が認められる。これに対して、本発明例のＺ材は、Ｂ材の１．７４倍、またＸ材の５．４倍の長寿命を示している。この改良の主因はミクロ組織の微細化によるものと考えられる。

（２）シャルピー衝撃試験
シャルピー衝撃試験は、Ｕノッチ試験片を用いて、上述のＪＩＳＺ２２４２に準じた方法により行なった。試験結果を表４に示す。

浸炭窒化処理を行なったＹ材（比較例）のシャルピー衝撃値は、普通焼入れのＸ材（比較例）より高くないが、Ｚ材はＸ材と同等の値が得られた。

（３）静的破壊靭性値の試験
図１６は、静的破壊靭性試験の試験片を示す図である。この試験片のノッチ部に、予き裂を約１ｍｍ導入した後、３点曲げによる静的荷重を加え、破壊荷重Ｐを求めた。破壊靭性値（Ｋ_１ｃ値）の算出には次に示す（Ｉ）式を用いた。また、試験結果を表５に示す。
Ｋ１ｃ＝（ＰＬ√ａ／ＢＷ^２）｛５．８−９．２（ａ／Ｗ）＋４３．６（ａ／Ｗ）^２−７５．３（ａ／Ｗ）^３＋７７．５（ａ／Ｗ）^４｝・・・（Ｉ）

予き裂深さが浸炭窒化層深さよりも大きくなったため、比較例のＸ材とＹ材とには違いはない。しかし、本発明例のＺ材は比較例に対して約１．２倍の値を得ることができた。

（４）静圧壊強度試験
静圧壊強度試験片は、上述のように図１６に示す形状のものを用いた。図中、Ｐ方向に荷重を付加して、静圧壊強度試験を行なった。試験結果を表６に示す。

浸炭窒化処理を行なっているＹ材は普通焼入れのＸ材よりもやや低い値である。しかしながら、本発明例のＺ材は、Ｙ材よりも静圧壊強度が向上し、Ｘ材と遜色ないレベルが得られている。

（５）経年寸法変化率
保持温度１３０℃、保持時間５００時間における経年寸法変化率の測定結果を、表面硬度、残留オーステナイト量（５０μｍ深さ）と併せて表７に示す。

残留オーステナイト量の多いＹ材の寸法変化率に比べて、本発明例のＺ材は２分の１以下に抑制されていることがわかる。

（６）異物混入下における転動寿命試験
玉軸受６２０６を用い、標準異物を所定量混入させた異物混入下での転動疲労寿命を評価した。試験条件を表８に、試験結果を表９に示す。

Ｘ材に比べ、従来の浸炭窒化処理を施したＹ材は約２．５倍になり、また、本発明例のＺ材は約２．３倍の長寿命が得られた。本発明例のＺ材は、比較例のＹ材に比べて残留オーステナイトが少ないものの、窒素の浸入と微細化されたミクロ組織の影響でほぼ同等の長寿命が得られている。

上記の結果より、Ｚ材すなわち本発明例は、従来の浸炭窒化処理では困難であった転動疲労寿命の長寿命化、割れ強度の向上、経年寸法変化率の低減の３項目を同時に満足することができることがわかった。

（実施例ＩＩＩ）
表１０に、窒素含有量と異物混入条件下の転動寿命との関係について行なった試験の結果を示す。なお、比較例１は標準焼入れ品、比較例２は標準の浸炭窒化品である。比較例３は本発明実施例と同様の処理を施したものの窒素量のみ過多の場合である。試験条件は次のとおりである。
供試軸受：円すいころ軸受３０２０６（内・外輪、ころ共にＪＩＳによる高炭素クロム軸受鋼２種（ＳＵＪ２）製）
ラジアル荷重：１７．６４ｋＮ
アキシアル荷重：１．４７ｋＮ
回転速度：２０００ｒｐｍ
硬質の異物混入１ｇ／Ｌ

表１０より、実施例１〜５に関しては、窒素含有量と異物寿命はほぼ比例関係にあることがわかる。ただし、窒素含有量が０．７２の比較例３では異物混入下の転動寿命が極端に低下していることに照らし、窒素含有量は０．７を上限とするのがよい。

ここに開示された実施の形態はすべての点で例示であって制限的なものではないと考えられるべきである。本発明の範囲は上記した説明ではなくて特許請求の範囲によって示され、特許請求の範囲と均等の意味および範囲内でのすべての変更が含まれることが意図される。

本発明に係る円すいころ軸受は、自動車のトランスミッションに組み込むほか、自動車のデファレンシャルや、自動車用歯車装置以外の用途に使用することも可能である。

（Ａ）は本発明の円すいころ軸受の横断面図、（Ｂ）は同軸受の縦断面図。窓角が下限の円すいころ軸受の部分拡大断面図。窓角が上限の円すいころ軸受の部分拡大断面図。軸受の寿命試験の結果を示す図。本発明の変形例に係る円すいころ軸受の部分断面図。図５の保持器の柱部の断面図。一般的な自動車トランスミッションの断面図。保持器を外輪側に寄せた従来の円すいころ軸受の断面図。従来の別の円すいころ軸受の部分拡大断面図。円すいころ軸受の熱処理方法を説明する図。円すいころ軸受の熱処理方法の変形例を説明する図。軸受部品のミクロ組織、とくにオーステナイト粒を示す図で、（Ａ）は本発明例の軸受部品であり、（Ｂ）は従来の軸受部品。（Ａ）は図１２（Ａ）を図解したオーステナイト粒界を示し、（Ｂ）は図１２（Ｂ）を図解したオーステナイト粒界を示す。静圧壊強度試験（破壊応力値の測定）の試験片を示す図。転動疲労寿命試験機の概略図で、（Ａ）は正面図、（Ｂ）は側面図。静的破壊靭性試験の試験片を示す図。

符号の説明

１軸受
２内輪
２ａ軌道面
２ｂ小つば部
２ｃ大つば部
３外輪
３ａ軌道面
４円すいころ
５保持器
５ａ小径側環状部
５ｂ大径側環状部
５ｃ柱部
５ｄ柱面
５ｆ突起部

Claims

内輪と、外輪と、前記内輪と前記外輪との間に転動自在に配された複数の円すいころと、前記円すいころを円周所定間隔に保持する保持器とを備えた円すいころ軸受において、ころ係数γが０．９４を越え、前記外輪、内輪および円すいころがＪＩＳ規格ＳＵＪ２材製で、窒素富化層を有し、かつ、前記窒素富化層におけるオーステナイト結晶粒の粒度番号が１０番を超える範囲にあり、前記窒素富化層における窒素含有量が０．１％〜０．７％の範囲にあり、前記保持器のポケットの窓角を５５°以上８０°以下にしたことを特徴とする円すいころ軸受。
前記保持器を機械的強度、耐油性および耐熱性に優れたエンジニアリング・プラスチックで構成したことを特徴とする請求項１の円すいころ軸受。