CN104718305A - 轴承部件、滚动轴承以及轴承部件的制造方法 - Google Patents

Abstract

用钢制备各自用作轴承部件的外圈(11)、内圈(12)和滚珠(3)，所述钢包含0.95质量％以上至1.10质量％以下的碳，0.05质量％以上至低于0.3质量％的硅，0.10质量％以上至0.50质量％以下的锰，以及1.30质量％以上至2.00质量％以下的铬，余量为铁和杂质。从外圈滚道表面(11A)、内圈滚道表面(12A)和滚珠滚动表面(13A)延伸不超过20μm深度的区域限定为表面层区域(11B、12B、13B)，它具有0.2质量％以上至0.7质量％以下的平均氮浓度，其中所述表面各自是轴承部件与另一部件滚动接触的表面。在表面层区域(11B、12B、13B)中，每100μm²存在5个以上直径为0.5μm以下的碳化物。

Description

轴承部件、滚动轴承以及轴承部件的制造方法

技术领域

本发明涉及轴承部件、滚动轴承以及轴承部件的制造方法，更具体涉及即使在其严苛的使用环境中仍能确保高度耐久性的轴承部件、滚动轴承以及轴承部件的制造方法。

背景技术

作为提高轴承部件耐久性的措施，在淬火之前将碳和氮引入轴承部件表面层部分的碳氮共渗处理是已知的[参见例如日本专利公开第5-118336号(PTD 1)和第2012-31456号(PTD 2)]。已知该碳氮共渗处理提高了滚动轴承的滚动疲劳寿命，特别是滚动轴承在硬质异物会侵入滚动轴承的环境(异物侵入环境)中的寿命。碳氮共渗处理是这样一种处理方法，即在包含氨气、一氧化碳、二氧化碳和氢气的气氛中将钢制轴承部件加热到A1转变温度以上的温度范围，从而将碳引入轴承部件的表面层部分，或者将氮引入表面层部分，同时抑制表面层部分脱碳。

关于此碳氮共渗处理，有人提出调整下式(1)定义的a_c*和下式(2)定义的α，从而将表面层部分的碳浓度保持在合适水平，并提高氮的引入速率，由此提高碳氮共渗处理的效率[参见例如日本专利公开第2007-277648号(PTD 3)]。

${a_c}^{*}=\frac{{\left(\mathrm{Pco}\right)}^2}{K\×{\mathrm{Pco}}_2}...\left(1\right)$

Pco：一氧化碳的分压(atm)

Pco₂：二氧化碳的分压(atm)

$\mathrm{\α}=\frac{P_N}{0.006\×{\left(P_H\right)}^{\frac{3}{2}}}\×\frac{(1.877-1.055\×{a_c}^{*})}{100}...\left(2\right)$

参考文献列表

专利文献

PTD 1：日本专利公开第5-118336号

PTD 2：日本专利公开第2012-31456号

PTD 3：日本专利公开第2007-277648号

发明概述

技术问题

然而，即使在将碳氮共渗处理应用于轴承部件的情况中，视使用环境可能仍然存在耐久性不足的问题。而且，碳氮共渗处理的应用可能造成问题，即长期尺寸变化速率增大，损害轴承部件的尺寸稳定性。

本发明为解决上述问题而完成，本发明的目的是提供即使在其严苛的使用环境中仍能确保高度耐久性的轴承部件、滚动轴承以及轴承部件的制造方法。本发明的另一个目的是提供能同时实现改进的耐久性和改进的尺寸稳定性的轴承部件。

解决问题的方案

根据本发明，轴承由钢制成，所述钢包含0.95质量％以上至1.10质量％以下的碳，0.05质量％以上至低于0.3质量％的硅，0.10质量％以上至0.50质量％以下的锰，以及1.30质量％以上至2.00质量％以下的铬，余量为铁和杂质，表面层区域具有0.2质量％以上至0.7质量％以下的平均氮浓度，并且每100μm²表面层区域中存在五个以上直径为0.5μm以下的碳化物(包括碳氮化物)，其中所述表面层区域定义为从轴承部件与另一个部件滚动接触的接触表面延伸到不超过20μm深度的区域。

针对即使在将碳氮共渗处理应用于轴承部件的情况中轴承部件的耐久性也不足的现象，本发明的发明人仔细研究了原因。结果，他们获得以下发现，由此完成本发明。

如果创造一种条件，使得轴承部件的每100μm²表面层区域(从接触表面延伸到不超过20μm深度的区域)中存在五个以上直径为0.5μm以下的碳化物，那么碳化物的析出强化会改善轴承部件的静负荷容量。这里，使得每100μm²表面层区域中存在五个以上直径为0.5μm以下的碳化物的条件是指这样一种条件：当沿着垂直于轴承部件的接触表面的平面切开轴承部件并用显微镜观察所得横截面的表面层区域时，证实每100μm²表面层区域中存在五个以上直径为0.5μm以下的碳化物。而且，设定为0.2质量％以上的表面层区域的平均氮浓度足以提高轴承部件在异物侵入环境中的耐久性(寿命)和轴承部件在清洁油润滑环境中的耐久性。

然而，在将氮引入铬含量较高的钢(例如前文所述的钢)的情况中，碳在引入了氮的区域的固溶度极限增大。结果，碳化物减少，或者视情况可能消失。若表面层区域中的氮浓度高于0.7质量％，则表面层区域的淬火性下降，这可能导致形成淬火不完全的结构。为了解决此问题，在碳氮共渗处理之后进行扩散处理是有效的。然而，若进行扩散处理时不采取任何措施，则氮会脱离表面层区域，因而氮浓度会下降。因此，尽管在轴承部件表面附近形成了氮浓度高于内部的富氮层，对耐久性有重大影响的表面层区域的氮浓度不足。显然，这是改善轴承部件耐久性的障碍。也就是说，在通过对轴承部件的碳氮共渗处理形成富氮层的情况中，过量的氮导致形成淬火不完全的结构，或者导致碳化物减少或消失。在扩散处理消除了氮过量问题的情况中，尽管形成了富氮层，但表面层区域中的氮浓度不足。本发明的发明人发现上述现象妨碍了轴承部件耐久性的改善，然后克服了该障碍，从而改善了轴承部件的耐久性。

在本发明的轴承部件中，在每100μm²表面层区域(从轴承部件与另一个部件滚动接触的接触表面延伸到不超过20μm深度的区域)中存在五个以上直径为0.5μm以下的碳化物，因而充分保证了轴承部件的静负荷容量。表面层区域具有0.2质量％以上至0.7质量％以下的平均氮浓度，因而既通过引入氮实现了耐久性的改善，又由于氮的引入避免了不完全淬火结构的形成。可防止引入表面层区域的氮脱离表面，由此实现上述特征。由上文可见，即使在严苛的使用环境中，本发明的轴承部件也能确保高度耐久性。应当指出，“接触表面”是指座圈组件如座圈的滚道表面，或者滚动元件如滚珠或滚子的滚动表面(滚珠表面，滚子的外周面)。

本文将描述形成轴承部件的钢中各组分的比例为什么设定在上述范围内。

碳：0.95质量％以上至1.10质量％以下

碳含量对硬度和轴承部件淬硬后的碳化物数量有显著影响。钢的碳含量可设定为0.95质量％以上，从而获得足够的硬度和足够的碳化物数量，而不通过热处理在钢中引入大量的碳。相比之下，碳含量超过1.10质量％会在制造钢的时候导致形成大尺寸碳化物，这对轴承部件的耐久性可能具有不利影响。有鉴于此，碳含量设定为0.95质量％以上至1.10质量％以下。

硅：0.05质量％以上至低于0.3质量％

硅有助于改善钢的抗回火软化性。若硅含量低于0.05质量％，则抗回火软化性不足。在此情况下，淬硬之后的回火或者使用轴承部件过程中的升温可能导致接触表面的硬度下降到不可接受的程度。反过来，若硅含量在0.3质量％以上，则材料在淬火之前的硬度较高，导致使材料成形为轴承部件的冷加工中的可加工性较低。有鉴于此，硅含量设定为0.05质量％以上至低于0.3质量％。应当指出，硅促进轴承部件的氢脆性剥离。因此，硅含量下限设定为低于JIS标准规定的SUJ2的硅含量下限，SUJ2是最常用的轴承钢。也就是说，在更加重视抑制氢脆性剥离的情况下，硅含量可低于0.15质量％，该含量低于SUJ2的硅含量下限。

锰：0.10质量％以上至0.50质量％以下

锰有助于改善钢的淬火性。若锰含量低于0.10质量％，则该效应不能充分获得。反过来，若锰含量超过0.50质量％，则材料在淬火之前的硬度较高，导致冷加工中的可加工性下降。有鉴于此，锰含量设定为0.10质量％以上至0.50质量％以下。

铬：1.30质量％以上至2.00质量％以下

铬有助于改善钢的淬火性并改善轴承部件的滚动疲劳寿命。若铬含量低于1.30质量％，则该效应不能充分获得。反过来，若铬含量超过2.00质量％，则发生材料成本较高的问题。有鉴于此，铬含量设定为1.30质量％以上至2.00质量％以下。应当指出，若为了解决氢脆性剥离问题而减少硅含量，则钢的淬火性可能不足。不足的淬火性可通过增加铬含量补偿。因此，铬含量上限设定为高于JIS标准规定的SUJ2的铬含量上限，SUJ2是最常用的轴承钢。特别是在更加重视抑制氢脆性剥离并将硅含量设定为低于0.15质量％(低于SUJ2的下限)的情况下，铬含量可设定为高于1.60质量％，该含量高于SUJ2的铬含量上限。

在轴承部件中，在从表面延伸到不超过20μm深度的整个区域里，平均氮浓度优选为0.7质量％以下。

因此，不仅在轴承部件的接触表面，而且在接触表面以外的区域，例如在形成富氮层后不会磨削的凹陷部分，不完全淬火结构的形成都受到抑制。

在轴承部件中，接触表面的硬度优选为700HV以上。因此，即使用于严苛环境的轴承部件也可具有足够的静负荷容量。

在轴承部件中，接触表面优选残留20体积％以上至35体积％以下的奥氏体。因此，轴承部件在异物侵入环境中的耐久性可得到改进，同时接触表面保持足够的硬度。

在轴承部件中，残留奥氏体在整个轴承部件中的平均含量优选为18体积％以下。因此，轴承部件的尺寸稳定性(抑制长期尺寸变化)可得到改善。

在轴承部件中，轴承部件硬度的最大值与最小值之差优选为130HV以上，该差值由硬度分布确定，所述硬度分布在轴承部件于500℃保持1小时后，在垂直于接触表面的横截面中沿深度方向测得。在这种轴承部件中确保引入足够浓度的氮。

在轴承部件中，优选在表面层区域形成碳氮共渗层。此外，在未形成碳氮共渗层的区域中，析出物的面积比优选为7％以下。

形成轴承部件的钢可以通过在钢中溶解析出物如碳化物来进行固溶强化。在这里，钢淬火之前，碳化物的面积比是常数，因而固溶在钢中的碳的量可在碳氮共渗处理后根据轴承部件中碳化物的面积比估算。根据本发明的发明人的研究，在轴承部件中未形成碳氮共渗层的区域，析出物的面积比可设定为7％以下，从而增加固溶于其中的碳的量，这显著提高了寿命。这样的析出物面积比可通过提高碳氮共渗处理的处理温度实现。

在轴承部件中，析出物优选存在于接触表面以外的表面中。在析出物存在于接触表面以外的表面中的情况下，在表面层区域以外的区域中的碳浓度达到固溶极限浓度，由此提高寿命。因此，可提供具有改善的耐久性的轴承部件。

在轴承部件中，表面层区域优选通过进行碳氮共渗处理来渗氮，使得式(1)定义的a_c*为0.88以上至1.27以下，式(2)定义的α为0.012以上至0.020以下：

${a_c}^{*}=\frac{{\left(\mathrm{Pco}\right)}^2}{K\×{\mathrm{Pco}}_2}...\left(1\right)$

其中

Pco：一氧化碳的分压(atm)

Pco₂：二氧化碳的分压(atm)，以及

$\mathrm{\α}=\frac{P_N}{0.006\×{\left(P_H\right)}^{\frac{3}{2}}}\×\frac{(1.877-1.055\×{a_c}^{*})}{100}...\left(2\right)$

其中P_N是未分解的氨气的分压，P_H是氢气分压。

根据本发明的发明人的研究，若α值为0.012以下，则在预定时间内通过碳氮共渗处理引入钢中的氮的量基本上以恒定速率随着α增大而增多。若α值超过0.012，则引入的氮的量的增速较小。因此，α值可设定为0.012以上，以便在碳氮共渗处理中将氮有效地引入钢。反过来，若α值超过0.020，则在预定时间内引入的氮的量达到饱和，有可能生成炭黑(热处理炉中产生的炭黑附着到待处理工件上的现象)，这会在质量方面产生不利，如待处理工件的表面碳化。因此，α值优选为0.020以下，更优选为0.018以下。

而且，为了防止钢的表面层部分脱碳，a_c*值优选为0.88以上。反过来，若a_c*值超过1.27，在钢的表面层部分中形成过大的碳化物(渗碳体：Fe₃C)。因此，a_c*值优选为1.27以下。而且，若a_c*值超过1.00，可能生成炭黑，并且钢会过度碳化。特别为了防止过度碳化，a_c*值优选为1.00以下。因此，在α为0.012以上至0.020以下且a_c*为0.88以上至1.27以下的气氛中进行碳氮共渗处理，可使轴承部件的表面层部分里的碳浓度保持在合适的水平，并使碳氮共渗处理有效进行。因此，轴承部件的制造成本可降低。

在轴承部件中，表面层区域优选通过在820℃以上至900℃以下的温度下进行的碳氮共渗处理来渗氮。对于轴承部件，还优选在碳氮共渗处理之后，在170℃以上至220℃以下的温度下进行回火处理。

作为将表面层区域以外区域里的析出物的面积比、接触表面里残留奥氏体的量以及整个轴承部件里残留奥氏体的量设定在上述各范围内的条件，上述热处理条件是合适的。

根据本发明，滚动轴承包括：座圈组件；设置成与该座圈组件接触的滚动元件。座圈组件和滚动元件中的至少一种是上述轴承部件。本发明的滚动轴承包括轴承部件，作为座圈组件和滚动元件中的至少一种，该轴承部件即使在严苛的使用环境中也能确保高度耐久性，因此该滚动轴承具有高度耐久性。

根据本发明，制造轴承部件的方法包括以下步骤：制备钢制成形体，所述钢包含包含0.95质量％以上至1.10质量％以下的碳，0.05质量％以上至低于0.3质量％的硅，0.10质量％以上至0.50质量％以下的锰，以及1.30质量％以上至2.00质量％以下的铬，余量为铁和杂质；通过在包含氨气、一氧化碳、二氧化碳和氢气的碳氮共渗气氛中将该成形体加热到碳氮共渗温度来对该成形体进行碳氮共渗处理；以及通过在包含氨气、一氧化碳、二氧化碳和氢气的扩散气氛中和在等于或低于碳氮共渗温度的扩散温度下保持经过碳氮共渗处理的成形体，在成形体中扩散氮。碳氮共渗处理气氛具有设定为0.88以上至1.27以下的a_c*和设定为0.012以上至0.020以下的α，扩散气氛具有设定为0.88以上至1.27以下的a_c*和设定为0.003以上至0.012以下的α，其中a_c*和α分别由式(1)和式(2)定义：

${a_c}^{*}=\frac{{\left(\mathrm{Pco}\right)}^2}{K\×{\mathrm{Pco}}_2}...\left(1\right)$

其中

Pco：一氧化碳的分压(atm)

Pco₂：二氧化碳的分压(atm)，以及

$\mathrm{\α}=\frac{P_N}{0.006\×{\left(P_H\right)}^{\frac{3}{2}}}\×\frac{(1.877-1.055\×{a_c}^{*})}{100}...\left(2\right)$

其中P_N是未分解的氨气的分压，P_H是氢气分压。

关于本发明制造轴承部件的方法，碳氮共渗处理和扩散处理依次在由具有上述合适组成的钢制成的成形体上进行。进行扩散处理的目的是消除成形体中局部过剩的氮，并抑制不完全淬火结构的形成。为了进行扩散处理，a_c*和α都要调节到合适的值，从而在扩散处理中抑制氮脱离表面层区域，这样就能获得具有合适氮含量的表面层区域。因此，本发明制造轴承部件的方法可用于制造即使在严苛的使用环境中也能确保高度耐久性的轴承部件。

制造轴承部件的方法可进一步包括在扩散成形体内的氮的步骤之后进行回火处理的步骤，即将成形体加热到170℃以上至220℃以下的温度范围，然后冷却成形体。因此，轴承部件的接触表面可获得合适的硬度，并且可确保足够的静负荷容量。

发明的有益效果

由前文所述可以明显看出，本发明的轴承部件、滚动轴承以及制造轴承部件的方法能够提供即使在严苛的使用环境中也能确保高度耐久性的轴承部件、滚动轴承以及制造轴承部件的方法。本发明的轴承部件既能实现耐久性的改善，又能实现尺寸稳定性的改善。

附图说明

图1是显示深槽滚珠轴承结构的横截面示意图。

图2是放大显示图1所示主部件的部分横截面示意图。

图3是显示推力滚子轴承结构的横截面示意图。

图4是图3中座圈的部分横截面示意图。

图5是图3中滚子的横截面示意图。

图6是从总体上显示制造滚动轴承的方法的流程图。

图7是显示圆锥滚子轴承结构的横截面示意图。

图8是说明制造轴承部件的方法中所含淬硬步骤的细节的图示。

图9是说明图8中气氛控制步骤所含未分解NH₃分压控制步骤的图示。

图10是说明图8中气氛控制步骤所含H₂分压控制步骤的图示。

图11是显示图8中碳氮共渗步骤所含加热模式控制步骤中的一个示例性加热模式的图示。

图12是显示a_c*为0.8的情况下表面附近的碳浓度和氮浓度的图示。

图13是显示a_c*为0.95的情况下表面附近的碳浓度和氮浓度的图示。

图14是显示α为0.017的情况下表面附近的氮浓度的图示。

图15是显示α为0.005的情况下表面附近的氮浓度的图示。

图16是显示氮浓度、硬度和半宽度之间关系的图示。

图17是显示表面层区域的平均氮浓度为1.0质量％的情况下的微结构照片。

图18是显示α为0的情况下表面附近的氮浓度的图示。

图19是显示α为0.005的情况下表面附近的氮浓度的图示。

图20是显示表面硬度与压痕深度之间关系的图示。

图21是显示滚道表面正下方氮浓度分布的图示。

图22是显示滚道表面正下方氮浓度分布的图示。

图23是显示滚道表面正下方氮浓度分布的图示。

图24是显示滚道表面正下方氮浓度分布的图示。

图25是显示滚道表面正下方氮浓度分布的图示。

图26是显示剥离发生后剥离部分附近的形状的图示。

图27是显示压痕的示例性形状的图示。

图28是显示表面层区域中的平均氮浓度与源自压痕的剥离寿命之间关系的图示。

图29是显示表面层区域中的平均氮浓度与清洁油润滑寿命之间关系的图示。

图30是显示残留奥氏体的量与源自压痕的剥离寿命之间关系的图示。

图31是显示表面附近残留奥氏体的量的分布的图示。

图32是显示残留奥氏体的量与尺寸变化率之间关系的图示。

图33是显示轴承部件在500℃保持1小时并随后冷却之后，硬度差与氮浓度之间关系的图示。

图34是显示碳化物消失的状态的SEM照片。

图35是显示碳化物保留的状态的SEM照片。

图36是显示碳化物的存在对压痕深度的影响的图示。

图37是异物侵入润滑寿命的韦布尔(Weibull)图。

实施方式描述

下面基于附图描述本发明的实施方式。在以下附图中，相同或对应部件用相同的附图标记表示，对它们不重复描述。

第一实施方式

首先参考图1和图2，基于包含座圈和滚珠的示例性滚动轴承描述本发明的一个实施方式，其中座圈和滚珠都是轴承部件。深槽滚珠轴承1包含外圈11作为属于轴承部件的第一座圈组件，包含内圈12作为属于轴承部件的第二座圈组件，包含多个滚珠13作为各自属于轴承部件的滚动元件，还包含保持架14。在外圈11上形成外圈滚道表面11A，作为环形第一滚道表面。在内圈12上形成与外圈滚道表面11A相对的内圈滚道表面12A，作为环形第二滚道表面。在多个滚珠13上各形成滚珠滚动表面13A(滚珠表面13)，作为滚动元件滚道表面。外圈滚道表面11A、内圈滚道表面12A和滚珠滚动表面13A分别是这些轴承部件的接触表面。滚珠13的滚珠滚动表面13A与外圈滚道表面11A和内圈滚道表面12A各自接触。借助环形保持架14，滚珠13沿着圆周方向按预定节距设置。因此，滚珠被保持住，使得它们能够在环形座圈上自由滚动。利用上述结构，深槽滚珠轴承1的外圈11和内圈12可彼此相对转动。

参考图2，外圈11、内圈12和滚珠13各自是轴承部件并且由钢制成，所述钢包含0.95质量％以上至1.10质量％以下的碳，0.05质量％以上至低于0.3质量％的硅，0.10质量％以上至0.50质量％以下的锰，以及1.30质量％以上至2.00质量％以下的铬，余量为铁和杂质，例如由SUJ2制成，所述SUJ2是JIS标准规定的高碳铬轴承钢。在包括外圈滚道表面11A、内圈滚道表面12A和滚珠滚动表面13A作为接触表面的区域，形成氮浓度分别高于内部11C、12C、13C的富氮层11D、12D、13D。表面层区域11B、12B、13B具有0.2质量％以上至0.7质量％以下的平均氮浓度，它们自外圈滚道表面11A、内圈滚道表面12A和滚珠滚动表面13A延伸不超过20μm的深度，用作接触表面，同时各自是富氮层11D、12D、13D的表面。表面层区域11B、12B、13B还具有0.9质量％以上至1.3质量％以下的碳浓度。而且，在表面层区域11B、12B、13B中，每100μm²的面积上存在五个以上直径为0.5μm以下的碳化物。

在各自属于本发明的轴承部件的外圈11、内圈12和滚珠13中，接触表面下面的表面层区域11B、12B、13B具有0.2质量％以上至0.7质量％以下的氮浓度，并且在表面层区域11B、12B、13B中，每100μm²的面积上存在五个以上直径为0.5μm以下的碳化物。因此，外圈11、内圈12和滚珠13是即便在严苛的使用环境中也能确保高度耐久性的轴承部件。不仅如此，上述各区域中优选存在10个以上的碳化物。应当指出，各区域存在的碳化物的数量(数目)可通过例如用扫描电子显微镜(SEM)观察各区域并对观察结果进行图像分析来确认。

此外，在各外圈11、内圈12和滚珠13中，在从表面延伸不超过20μm深度的整个区域，平均氮浓度优选为0.7质量％以下。这样，不仅在外圈11、内圈12和滚珠13的接触表面中，而且在接触表面以外的区域中，例如在富氮层形成后不会磨削的凹陷部分，不完全淬火结构的形成均受到抑制。

而且，作为外圈11、内圈12和滚珠13的接触表面的外圈滚道表面11A、内圈滚道表面12A和滚珠滚动表面13A优选具有700HV以上的硬度。因此，即使在严苛的环境中使用外圈11、内圈12和滚珠13，也能确保足够的静负荷容量。

不仅如此，作为外圈11、内圈12和滚珠13的接触表面的外圈滚道表面11A、内圈滚道表面12A和滚珠滚动表面13A各自具有数量优选20体积％以上至35体积％以下、更优选25体积％以上至35体积％以下的残留奥氏体。因此，外圈11、内圈12和滚珠13在异物侵入环境中的耐久性可得到改善，同时外圈滚道表面11A、内圈滚道表面12A和滚珠滚动表面13A保持了足够的硬度。

而且，外圈11、内圈12和滚珠13作为整体，其残留奥氏体平均含量优选为18体积％以下，更优选15体积％以下。因此，外圈11、内圈12和滚珠13的尺寸稳定性可得到改善。

不仅如此，在外圈11、内圈12和滚珠13中，根据硬度分布确定的最大硬度值与最小硬度值之差为130HV以上，所述硬度分布是在500℃将它们保持1小时后，在垂直于接触表面的横截面中，沿深度方向测定。在这种外圈11、内圈12和滚珠13中确保引入足够浓度的氮。

不仅如此，在表面层区域11B、12B、13B中各自形成碳氮共渗层。在未形成碳氮共渗层的区域中，析出物的面积比优选7％以下，更优选5％以下。析出物是碳氮化物等，其中铁的碳化物的一部分或者碳化物中的一部分碳被氮置换，并包含Fe-C基化合物和Fe-C-N基化合物。这种碳氮化物可包含钢所含的合金组分。因此，通过将析出物的面积比保持较低，可增加固溶体如溶解于基体的碳的量，从而进一步改善轴承部件的寿命。不仅如此，析出物优选存在于外圈滚道表面11A、内圈滚道表面12A和滚珠滚动表面13A以外的表面中，所述外圈滚道表面11A、内圈滚道表面12A和滚珠滚动表面13A是外圈11、内圈12和滚珠13的接触表面。

接下来参考图3-5描述另一个实施方式中包含轴承部件的滚动轴承。推力滚针轴承2具有与上述深槽滚珠轴承1基本上类似的结构和效果。不过，推力滚针轴承2与深槽滚珠轴承1在座圈组件和滚动元件的结构上不同。具体而言，推力滚针轴承2包含：一对座圈21，用作盘形座圈组件，所述座圈组件设置成一个座圈的一个主表面与另一个座圈的一个主表面彼此相对；多个滚针23，用作滚动元件；以及环形保持架24。多个滚针23各自具有滚针滚动接触表面23A，它是滚针23的外周表面，并且滚动接触表面23A与滚道表面21A接触，所述滚道表面21A在该对座圈21的彼此相对的相应主表面上形成。借助保持架24，滚针23沿着圆周方向按预定节距设置。因此，滚针被保持住，使得它们能够在环形座圈上自由滚动。利用上述结构，推力滚针轴承2的座圈对中的座圈21可彼此相对转动。

推力滚针轴承2的座圈21对应于深槽滚珠轴承1的外圈11和内圈12，而推力滚针轴承2的滚针23对应于深槽滚珠轴承的滚珠13。推力滚针轴承2的各部件由类似于深槽滚珠轴承1的材料制成，例如，具有类似的氮浓度和类似的碳化物(包括碳氮化物)分布状态。也就是说，座圈21和滚针23具有滚道表面21A(对应于外圈滚道表面11A和内圈滚道表面12A)和滚动接触表面23A(对应于滚珠滚动表面13A)、表面层区域21B、23B(对应于表面层区域11B、12B、13B)、内部21C、23C(对应于内部11C、12C、13C)以及富氮层21D、23D(对应于富氮层11D、12D、13D)，它们各自具有与深槽滚珠轴承1类似的结构。因此，座圈21和滚针23是即便在严苛的使用环境中也能确保高度耐久性的轴承部件。

接下来描述制造上述实施方式中的轴承部件和滚动轴承的方法。参考图6，首先进行制备成形体的步骤，作为步骤(S10)。在该步骤(S10)中，制备钢，所述钢包含0.95质量％以上至1.10质量％以下的碳，0.05质量％以上至低于0.35质量％的硅，0.10质量％以上至0.50质量％以下的锰，以及1.30质量％以上至2.00质量％以下的铬，余量为铁和杂质，例如制备JIS标准规定的SUJ2。具体而言，制备具有前述组成的钢棒、钢丝等。然后，对钢材进行锻造、车削等，生产形成一定形状的成形体，如图1-5所示的外圈11、内圈12、滚珠13、座圈21、滚针23等。

然后，进行碳氮共渗步骤，作为步骤(S20)。在该步骤(S20)中，对步骤(S10)中制备的成形体进行碳氮共渗处理。该碳氮共渗处理可通过例如以下方式进行。首先，在约780℃以上至820℃以下的温度范围将成形体预热30分钟以上至90分钟以下的时间。接着，在包含氨气、一氧化碳、二氧化碳和氢气的碳氮共渗层气氛中将经过预热的成形体加热到碳氮共渗温度，从而对成形体进行碳氮共渗。此时，对于碳氮共渗气氛，a_c*设定为0.88以上至1.27以下，α设定为0.012以上至0.020以下。具体而言，在以下气氛中加热成形体，对其进行碳氮共渗：通过加入用作富化气的丙烷气体或丁烷气体调节吸热型气体如RX气的a_c*，进一步在该吸热型气体中引入氨气以调节α。用于碳氮共渗处理的温度(碳氮共渗温度)可以是例如820℃以上至900℃以下，优选820℃以上至880℃以下。碳氮共渗处理时间可根据所需富氮层的氮浓度设定，可以是例如4小时以上至10小时以下。由此可形成富氮层，其中碳化物适当分散在成形体的表面层区域。

然后，进行扩散步骤，作为步骤(S30)。在该步骤(S30)中，在包含氨气、一氧化碳、二氧化碳和氢气的扩散气氛中，在等于或低于前述碳氮共渗温度的扩散温度下保持成形体。由此进行使成形体内的氮向内扩散的扩散处理。此时，对于扩散气氛，a_c*设定为0.88以上至1.27以下，α设定为0.003以上至0.012以下。具体而言，在以下气氛中加热成形体，对其进行扩散处理：通过加入用作富化气的丙烷气体或丁烷气体调节吸热型气体如RX气的a_c*，进一步在该吸热型气体中引入氨气以调节α。用于扩散处理的温度(扩散温度)可以是例如780℃以上至900℃以下，优选820℃以上至900℃以下。扩散处理时间可以是例如1小时以上至5小时以下。因此，借助于成形体的表面层区域内保持合适的碳化物分布状态，氮得到扩散，由此抑制不完全淬火结构的形成，并抑制氮从表面脱离。因此，表面层区域中的氮浓度可调节到合适范围。

然后，进行淬火步骤，作为步骤(S40)。在该步骤(S40)中，在步骤(S20)至(S30)形成了富氮层的成形体从预定的硬化温度快速冷却，从而进行淬火处理。硬化温度可以是例如820℃以上至900℃以下，优选850℃以上至900℃以下。淬火处理可这样进行，例如，将成形体浸在用作冷却剂、保持在预定温度的淬火油中。此外，在该步骤(S40)中，在成形体接触表面下面用作表面层部分的区域优选以20℃/秒以上的平均冷却速率在硬化温度至600℃的温度范围内冷却，以30℃/秒以上的平均冷却速率在硬化温度至400℃的温度范围内冷却。因此，将成为表面层部分的区域能够可靠地淬硬，其中该区域的淬火性因富氮层的形成而削弱。

然后，进行回火步骤，作为步骤(S50)。在该步骤(S50)中，对在步骤(S40)中受到淬火处理的成形体进行回火处理。具体而言，在加热到例如170℃以上至220℃以下(优选180℃以上至210℃以下)的温度范围的气氛中，将成形体保持0.5小时以上至4小时以下的时间，由此进行回火处理。

然后，进行精加工步骤，作为步骤(S60)。在该步骤(S60)中，对在步骤(S50)中受到回火处理的成形体进行加工，由此形成与另一个部件接触的接触表面，即形成深槽滚珠轴承1的外圈滚道表面11A、内圈滚道表面12A好滚珠滚动表面13A，以及推力滚针轴承2的滚道表面21A和滚动接触表面23A。作为精加工，可进行例如磨削。通过上述步骤，完成了外圈11、内圈12、滚珠13、座圈21、滚针23等，它们各自是本发明的轴承部件。

此外，进行组装步骤，作为步骤(S70)。在该步骤(S70)中，将在步骤(S10)至(S60)中制备的外圈11、内圈12、滚珠13、座圈21、滚针23与单另制备的保持架14、24结合起来，组装成上述实施方式中的深槽滚珠轴承1和推力滚针轴承2。按照本实施方式制备滚动轴承的方法至此结束。

在这里，为了使表面层区域(定义为从接触表面延伸到不超过20μm深度的区域)中的平均氮浓度达到0.2质量％以上至0.7质量％以下，成形体在上述步骤(S20)至(S30)中形成富氮层，使得通过后续步骤(S60)中的精加工，各接触表面下面的表面层区域11B、12B、13B、21B、23B中的氮浓度为0.2质量％以上至0.7质量％以下。也就是说，形成富氮层11D、12D、13D、21D、23D，其中考虑到例如步骤(S60)中的工艺容差，对氮的量进行调节，使得形成接触表面后，表面层部分中的氮浓度可以达到0.2质量％以上至0.7质量％以下。此时，在其表面层部分没有被精加工去除的区域(例如凹陷部分)，氮浓度优选也设定为0.7质量％以下，从而抑制不完全淬火结构的出现。为了做到这一点，在完成步骤(S30)的时候，有必要将表面层区域中的氮浓度调节到0.7质量％以下。

而且，为了使接触表面硬度达到700HV以上，有必要在步骤(S50)中适当设定加热温度。具体而言，回火温度可以是例如170℃以上至220℃以下。不仅如此，为了将外圈11、内圈12、滚珠13、座圈21和滚针23中残留奥氏体的量调节到合适的值，有必要在步骤(S40)中调节硬化温度。

通过上述程序可制造本实施方式的轴承部件和滚动轴承。

应当指出，结合上述实施方式描述的深槽滚珠轴承和推力滚针轴承以及形成它们的轴承部件是本发明的滚动轴承和轴承部件的示例。本发明的滚动轴承和轴承部件适用于各种形式的滚动轴承。

第二实施方式

接下来参考图7，描述本发明另一实施方式中的圆锥滚子轴承4的结构，它是滚动轴承。圆锥滚子轴承4包含环形外圈41和内圈42，用作滚动元件的多个滚子43，以及环形保持架44。在外圈41的内圆周表面上形成外圈滚道表面41A。在内圈42的外圆周表面上形成内圈滚道表面42A。内圈42设置在外圈41内侧，使得内圈滚道表面42A与外圈滚道表面41A相对。

滚子43各自具有与外圈滚道表面41A和内圈滚道表面42A接触的滚动表面43A，并且借助保持架44沿着圆周方向按预定节距设置。因此，滚子43被保持住，使得它们能够在外圈41和内圈42的环形座圈上自由滚动。不仅如此，圆锥滚子轴承4具有这样的结构，使得包含外圈滚道表面41A的圆锥、包括内圈滚道表面42A的圆锥和在滚子43滚动的情况下包括滚子43的转轴轨迹的圆锥各自具有顶点，这些顶点在轴承中心线上会合于一点。利用上述结构，圆锥滚子轴承4的外圈41和内圈42可彼此相对转动。外圈41、内圈42和滚子43各自是本发明的轴承部件。

在本实施方式中的轴承部件(外圈41、内圈42、滚子43)各自用与第一实施方式中的轴承部件具有基本上类似的组成的钢制成，并且与第一实施方式中的轴承部件具有基本上类似的结构。

接下来描述本实施方式中制造轴承部件和滚动轴承的方法。关于本实施方式中制造轴承部件和滚动轴承的方法，进行与在第一实施方式中制造轴承部件和滚动轴承的方法基本上类似的步骤，从而制造本实施方式中各自属于轴承部件的外圈41、内圈42和滚子43，以及圆锥滚子轴承4。

参考图6，首先进行制备成形体的步骤，作为步骤(S10)。在该步骤(S10)中，制备与第一实施方式具有类似组成的钢材，将此钢材加工成成形体，所述成形体通常成形为诸如外圈41、内圈42和滚子43的形状。

然后，与第一实施方式类似，进行步骤(S20)-(S60)。由此制造各自属于本实施方式的轴承部件的外圈41、内圈42和滚子43(参见图7)，完成本实施方式制造轴承部件的方法。在组装步骤(S70)中，将外圈41、内圈42和滚子43结合起来，由此制造圆锥滚子轴承4(参见图7)，完成本实施方式制造滚动轴承的方法。应当指出，在本实施方式制造轴承部件的方法中，可以不进行扩散步骤(S30)。在此情况下，同样可以制造本实施方式的轴承部件(外圈41、内圈42和滚子43)。

下面详细描述步骤(S20)至步骤(S40)，它们是淬硬步骤。图8是详细说明碳氮共渗步骤(S20)和淬火步骤(S40)的图示。图8中没有示出在碳氮共渗步骤(S20)之后进行的扩散步骤(S30)。图9是说明图8中气氛控制步骤所含控制未分解氨(NH₃)分压的步骤的图示。图10是说明图8中气氛控制步骤所含控制氢气(H₂)分压的步骤的图示。图11是显示图8中碳氮共渗步骤所含加热模式控制步骤中的一个示例性加热模式(温度历程)的图示。在图11中，横向代表时间，图中显示时间向右边方向逝去。下面参考图8-11详细描述步骤(S20)-(S40)，它们是本实施方式中制造轴承部件的方法所包含的淬硬步骤。

参考图8，首先进行对钢材进行碳氮共渗的碳氮共渗步骤。进行扩散步骤(未示出)之后，对钢材进行淬火步骤，将钢材从A₁点以上的温度冷却到M_s点以下的温度。在碳氮共渗步骤中，在包含氨气、一氧化碳、二氧化碳和氢气的气氛中加热在步骤(S10)制备的钢材，由此进行碳氮共渗处理。

碳氮共渗步骤包括在热处理炉中应用于钢材的控制热处理炉气氛的气氛控制步骤50和控制温度历程的加热模式控制步骤60，所述钢材是待加工的工件。这些气氛控制步骤50和加热方式控制步骤60可彼此独立地平行进行。气氛控制步骤50包括控制热处理炉中未分解的氨气的分压的未分解NH₃分压控制步骤51，控制热处理炉中氢气分压的H₂分压控制步骤52，控制热处理炉中一氧化碳和二氧化碳中至少一种气体的分压的CO/CO₂分压控制步骤53。

参考式(1)，在CO/CO₂分压控制步骤53中，控制热处理炉中一氧化碳和二氧化碳中至少一种气体的分压，从而控制a_c*。

在气氛控制步骤50中，进行未分解NH₃分压控制步骤51、H₂分压控制步骤52和CO/CO₂分压控制步骤53，使得式(1)定义的a_c*为0.88以上至1.27以下，式(2)中的α为0.012以上至0.020以下。

具体而言，参考图9，在未分解NH₃分压控制步骤51中，首先执行测量未分解NH₃分压的步骤(S11)，以测量热处理炉中未分解的氨气的分压。未分解的氨气的分压可通过例如气相色谱仪测量。然后，根据步骤(S11)中测得的未分解的氨气的分压，执行未分解NH₃分压决定步骤(S12)，以决定是否执行调节NH₃通入量的步骤，在该步骤中增加或减少通入热处理炉的氨气的量。该决定通过以下程序作出：比较未分解氨的目标分压和测得的未分解氨的分压，其中未分解氨的目标分压事先确定，要使得α值落在0.012以上至0.020以下的范围内；然后确定测得的未分解氨的分压是否等于未分解氨的目标分压。

若未分解氨的分压不等于未分解氨的目标分压，则执行步骤(S13)来升高/降低热处理炉中未分解氨的分压，然后再次执行步骤(S11)。该步骤(S13)可这样执行，例如，利用流量控制装置调节单位时间内从氨气罐流入热处理炉的氨气的量(氨气流速)，所述氨气罐通过管子与热处理炉相连，所述流速控制装置包括连接到该管子上的质量流量控制器或类似设备。也就是说，若测得的未分解氨的分压高于未分解氨的目标分压，则降低流速。若前者低于后者，则提高流速。这样就可执行步骤(S13)。若测得的未分解氨的分压与未分解氨的目标分压之间有预定的差值，则流速提高或降低的程度可基于氨气流速的升/降与未分解氨分压的升/降之间的关系确定，该关系可事先通过实验确定。

反过来，若未分解氨的分压等于未分解氨的目标分压，则可跳过步骤(S13)，再次执行步骤(S11)。

H₂分压控制步骤52可类似于上述未分解NH₃分压控制步骤51进行。具体参考图10，在H₂分压控制步骤52中，执行测量H₂分压的步骤(S21),以测量热处理炉中的氢气分压。氢气分压可用例如热导式气体分析仪测量。然后，根据步骤(S21)中测得的氢气分压，执行氢气分压确定步骤(S22)，以确定是否执行调节H₂通入量的步骤(S23)，在该步骤中增加或减少通入热处理炉的氢气的量。该决定通过以下程序作出：比较氢气的目标分压和测得的氢气分压，其中氢气的目标分压事先确定，要使得α值落在0.012以上至0.020以下的范围内；然后确定测得的氢气分压是否等于氢气的目标分压。

若氢气分压不等于氢气的目标分压，则执行步骤(S23)来升高/降低热处理炉中氢气的分压，然后再次执行步骤(S21)。该步骤(S23)可这样执行，例如，利用流量控制装置调节单位时间内从氢气罐流入热处理炉的氢气的量(氢气流速)，所述氢气罐通过管子与热处理炉相连，所述流速控制装置包括连接到该管子上的质量流量控制器或类似设备。也就是说，若测得的氢气分压高于氢气的目标分压，则降低流速。若前者低于后者，则提高流速。这样就可执行步骤(S23)。若测得的氢气分压与氢气的目标分压之间有预定的差值，则流速提高或降低的程度可基于氢气流速的升/降与氢气分压的升/降之间的关系确定，该关系可事先通过实验确定，类似于氨气的情况。

反过来，若氢气分压等于氢气的目标分压，则可跳过步骤(S23)，再次执行步骤(S21)。

参考图8，在CO/CO₂分压控制步骤53中，调节作为富化气通入的丙烷(C₃H₈)气体、丁烷(C₄H₁₀)气体等的量，从而控制CO和CO₂中至少一种的分压，由此调节a_c*。具体而言，例如，利用红外气体密度测量装置测量气氛中一氧化碳的分压P_CO和二氧化碳的分压P_CO2。然后，基于测量结果，调节作为富化气通入的丙烷(C₃H₈)气体、丁烷(C₄H₁₀)气体等的量，使得式(1)定义的a_c*达到0.88以上至1.27以下范围内的目标值。

这里，参考式(2)，可分别在未分解NH₃分压控制步骤51、H₂分压控制步骤52和CO/CO₂分压控制步骤53改变未分解氨分压、氢气分压和a_c*中的至少任何一种，由此控制α值。也就是说，可以这样控制α值，例如，在未分解NH₃分压控制步骤51和CO/CO₂分压控制步骤53中保持未分解氨分压和a_c*不变，而在H₂分压控制步骤52中改变氢气分压；或者在H₂分压控制步骤52和CO/CO₂分压控制步骤53中保持氢气分压和a_c*值不变，而在未分解NH₃分压控制步骤中51改变未分解氨分压。

进一步参考图8，在加热模式控制步骤60中，控制施加于钢材的加热历程。具体而言，如图11所示，在上述气氛控制步骤50控制的气氛中，将钢材加热到820℃以上至900℃以下的温度(优选820℃以上至880℃以下的温度，例如880℃)，该温度等于或高于A₁点，并保持预定时间。该预定时间过后，加热模式控制步骤结束，同时气氛控制步骤结束。此后，参考图8，执行扩散步骤(未示出)，随后执行淬火步骤，在淬火步骤中，将钢材浸在油中(油冷)，使其相应冷却到A₁点以上至M_S点以下的温度。通过以上步骤，钢材的表面层部分发生碳氮共渗和淬硬。

由前文可以看出，在本实施方式制造轴承部件的方法中，碳氮共渗处理在820℃以上至900℃以下(例如880℃)进行，从而在步骤(S20)中形成碳氮共渗层，回火处理在步骤(S50)中进行，温度为170℃以上至220℃以下。由此可制造各自属于本实施方式的轴承部件的外圈41、内圈42和滚子43，它们同时实现了改进的耐久性和改进的尺寸稳定性，这基于以下事实获得：大量的碳固溶于未形成碳氮共渗层的区域(基体)，并且表面层部分中残余奥氏体的量与奥氏体的整体平均量达到平衡。在步骤(S20)中进行碳氮共渗处理，使得式(1)定义的a_c*为0.88以上至1.27以下，且式(2)定义的α为0.012以上至0.020以下。因此，轴承部件的表面层部分中的碳浓度可得到适当保持，碳氮共渗效率可得到改善。因此，轴承部件的制造成本可降低。

实施例

实施例1

做实验证实碳氮共渗处理中管理气氛的必要性。具体而言，做这样一个实验，其中在SUJ2制成的样品上进行碳氮共渗处理，改变a_c*和α各自的量值，确认表面附近的碳浓度和氮浓度。

图12显示了碳和氮的浓度分布，其中碳氮共渗处理在将a_c*调节到0.80、将α调节到0.017的气氛中进行2.5小时。图13显示了碳和氮的浓度分布，其中碳氮共渗处理在将a_c*调节到0.95、将α调节到0.017的气氛中进行2.5小时。在图12和13中，细线代表碳浓度，粗线代表氮浓度。对于图12和13，α值彼此相同，因此这些样品正常氮化。但在图12中，a_c*小于0.88，因而表面附近的碳化物消失，基体相中也有少量碳分离。

图14显示了氮浓度分布，其中碳氮共渗处理在a_c*为1、α为0.017的气氛中进行5小时；图15显示了氮浓度分布，其中碳氮共渗处理在a_c*为1、α为0.005的气氛中进行5小时。虽然碳氮共渗处理的时间彼此相同，但相对于α落入合适范围的图14，α偏小的图15中所引入的氮的量更少。

从前述实验结果可以看出，在碳氮共渗处理中管理a_c*和α是重要的，有必要将a_c*保持在0.08-1.27的范围内，将α保持在0.012-0.02的范围内。

实施例2

做实验证实碳氮共渗处理后扩散处理的必要性。具体而言，做这样一个实验，其中以不同的条件在各自由SUJ2制成的样品上进行碳氮共渗处理，得到氮浓度彼此不同的试样，并且研究了氮浓度、表面硬度和半宽度之间的关系。在本文中，“半宽度”是指利用Cr真空管的Kα辐射测得的对应于马氏体的峰(142.3-170.2°)的半宽度。

图16显示了从该实验结果得到的表面层区域中的氮浓度(平均氮浓度)、硬度和半宽度之间的关系。参考图16，在表面层区域中的氮浓度为0.7质量％以上的情况下，硬度为700HV以下，半宽度为7.0以下。由此可以看出，在表面层区域中的氮浓度为0.7质量％以上时，在表面层区域中产生不完全淬火结构。图17是表面层区域中的氮浓度为1.0质量％时的微结构照片。此照片证实，表面附近形成了不完全淬火结构。因此，为了避免在表面附近形成不完全淬火结构，对滚动疲劳寿命有显著影响的表面层区域中的氮浓度应当为0.7质量％以下。

应当指出，为了有效形成具有较高浓度(例如0.2质量％以上)的富氮层，优选采用这样的方法：在碳氮共渗处理中，在工件表面形成高浓度富氮层，然后进行扩散处理。此时，可这样进行扩散处理，即将表面附近的氮浓度设定为0.7质量％以下，从而抑制不完全淬火结构的形成。只要进行的扩散处理使整个部件的表面层部分的氮浓度为0.7质量％以下，不完全淬火结构在所得产品中的残留就受到抑制，具体是残留在后续步骤不处理的区域(例如凹陷部分)。

实施例3

做实验证实扩散处理中管理气氛的必要性。具体而言，做这样一个实验，其中在SUJ2制成的样品上进行碳氮共渗处理，随后进行扩散处理，改变α值，研究α值对表面层区域中氮浓度的影响。图18显示了α为0时表面附近的氮浓度分布，图19显示了α为0.005时表面附近的氮浓度分布。

如图18所示，可以看出，在α为0(即P_N为0)的气氛中进行扩散处理时，氮脱离表面，导致表面层区域中的氮浓度降低。反过来，可以看出，在α值为0.005的情况下，氮的脱离受到抑制，因而得到具有合适的氮浓度的表面层区域。由此可见，管理α值对扩散处理也是重要的。根据本发明的发明人的研究，设定在0.003-0.012范围内的α值能够得到具有合适氮浓度的表面层区域。

在碳氮共渗处理之后的扩散处理中，通常仅有碳势在不向气氛中引入氨气的情况下得到调节。但根据本发明的发明人的研究，这种扩散处理导致表面层区域中的氮浓度下降，因而妨碍轴承部件耐久性的改善。于是，在扩散处理中，将α值设定在0.003-0.012的范围内，从而改善轴承部件的耐久性。

实施例4

做实验研究表面硬度与静负荷容量之间的关系。具体而言，制备各自由SUJ2制成的样品，在相同条件下对其进行碳氮共渗处理、扩散处理和淬火处理，然后改变回火温度。由此得到表面硬度彼此不同的样品。测量各样品的表面硬度，用一定的负荷将氮化硅制成的直径φ为9.525mm的球压向样品表面，从而形成压痕。然后，检查所形成的压痕(撤去负荷后留下的压痕)的深度。实验结果如图20所示。在图20中，横轴表示表面上施加的应力，纵轴表示压痕深度。

参考图20，较低的表面硬度伴随着较深的压痕深度。即使在轴承部件用于需要高静负荷容量的应用的情况下，仅当表面硬度为730HV(属于700HV以上的硬度)时，压痕深度范围才是可容许的。有鉴于此，轴承部件接触表面的硬度优选为700HV以上。

实施例5

做实验研究表面层部分中的氮浓度对滚动轴承座圈耐久性的影响。具体而言，在座圈(内圈)的滚道表面形成压痕，进行滚动疲劳寿命试验。实验程序如下。

在JIS标准规定的型号为6206的深槽滚珠轴承(内径为30mm，外径为62mm，宽16mm，有9个滚动元件，由SUJ2制成)上进行该项试验。首先，通过类似于上述实施方式的程序制备内圈。此时，调节碳氮共渗处理气氛中的未分解氨分压、氢气分压和碳活度，并调节热处理时间、硬化温度等，由此控制在内圈表面附近引入的氮浓度分布。为作比较，还制备了未进行碳氮共渗处理的内圈。这样得到具有图21-25所示的五种不同氮浓度分布的内圈。对于图21-25，横轴均表示离开表面(滚道表面)的距离，纵轴均表示氮浓度。氮浓度分布在每种条件下测量两次，图21-25各自显示了彼此叠加的两次测量结果。

接下来在所得内圈上形成压痕。在这里，作为通过模拟实际使用环境评价滚动轴承寿命的方法，在异物侵入润滑条件下进行寿命试验。根据该试验方法，在滚动轴承用润滑油中加入通过气体雾化法制备的粒度为100-180μm的颗粒(具有约800HV的硬度)，使滚动轴承在此条件下工作，评价其失效寿命。将粒度设定为100-180μm的原因是，粒度约达100μm的硬质异物可能侵入实际使用环境。在这种有异物侵入的润滑条件下，硬质异物在轴承部件上形成压痕，该压痕引起剥离，即发生压痕引发性剥离。图26显示了在异物侵入润滑条件下在寿命试验中失效的座圈的表面形状(压痕形状)。在图26中，横轴表示沿表面(滚道表面)离开参考点的距离，纵轴表示高度。横轴参考点到大约0.3mm距离的部分是初始滚道表面，从0.3mm到大约1.1mm的部分是压痕，1.1mm以上的区域对应于剥离部分。从图26可以看出，由硬质异物形成的压痕具有大约15-20μm的深度。

压痕凸出部分的形状和压痕的微结构是决定寿命的关键因素。可以认为，压痕凸出部分的形状决定于延伸到压痕深度的材料的微结构。而且，钢的微结构随氮浓度变化。鉴于上文所述，可以认为，在有异物侵入的环境中的寿命不仅受表面氮浓度的影响，而且受表面至压痕深度的氮浓度影响。

如上所述，压痕深度最多达到约20μm。因此，在本文中将表面至20μm深度的区域定义为表面层区域(表面层部分)，并注明表面层区域(表面层部分)的平均氮浓度。此表面层区域的平均氮浓度具体可这样检测：在深度方向，在垂直于表面的横截面上利用EPMA(电子探针微分析)进行线性分析，然后计算自表面至20μm深度的区域的平均值。

根据前述研究的结果，用196N的负荷将测量洛氏(Rockwell)硬度的圆锥形金刚石压痕计(在具有120°竖直角的圆锥的顶点上具有曲率为0.2mm的球形表面的压痕计)压向内圈滚道表面的凹槽底部的中央部分，从而形成压痕。所成压痕的形状用三维表面形状测量装置测量。经证实，相对于定义为压痕中心的对称轴，压痕周界的凸出部分的形状在轴向和圆周方向基本上对称。图27显示了典型的压痕形状。在一个内圈中制成30个压痕，所述压痕以规则的间隔(每个中心角为12°)在圆周方向上形成。

这样制成的内圈与例如正常的外圈以及滚动元件和保持架组合起来，将它们组装成轴承，其中外圈未进行碳氮共渗处理，也没有形成压痕。对所得的轴承进行寿命试验。试验结果如图28所示。通过类似的程序另外形成轴承，其中没有形成压痕，检测在正常清洁油润滑环境中的寿命。在清洁油润滑环境中的寿命试验结果如图29所示。

图28和29中，横轴均表示表面层区域中的平均氮浓度，纵轴均表示累计失效概率为10％的时间(L₁₀寿命)。参考图28，在表面层区域中的平均氮浓度为0.2质量％以上时，压痕引发性剥离寿命是平均氮浓度为0的情况下的至少2倍。参考图29，在表面层区域中的平均氮浓度为0.2质量％以上时，在清洁油润滑环境中的寿命是平均氮浓度为0的情况下的至少2倍。

上述实验结果证实，为了达到形成富氮层(碳氮共渗处理)的区别效果，表面层区域中的平均氮浓度应当为0.2质量％以上。从结合实施例2所解释的实验结果可以看出，为了抑制不完全淬火结构的形成，表面层区域中的平均氮浓度应当为0.7质量％以下。有鉴于此，合适的表面氮浓度应当为0.2质量％以上至0.7质量％以下。

实施例6

做实验研究接触表面中残余奥氏体的量与压痕引发性剥离寿命之间的关系。具体而言，制备样品，其中表面层区域中的平均氮浓度设为恒定值(0.4质量％)，而改变回火温度，使得残余奥氏体的量发生变化，并进行结合实施例5所解释的压痕引发性剥离寿命试验。实验结果如图30所示。在图30中，横轴表示内圈滚道表面中残余奥氏体的量，纵轴表示L₁₀寿命。

参考图30，较大的残余奥氏体量伴随着较长的压痕引发性剥离寿命。在残余奥氏体量为20体积％以上的情况下，压痕引发性剥离寿命是上述实施例5中平均氮浓度为0的情况下的至少两倍。反过来，若残余奥氏体量超过35体积％，则滚道表面(接触表面)的硬度可能不足。从前述研究结果可以看到，接触表面中的残余奥氏体量优选为20体积％以上至35体积％以下。

实施例7

做实验研究整个部件中的残余奥氏体量与尺寸稳定性之间的关系。具体而言，制备由SUJ2制成的环形样品，其外径φ为60mm，内径φ为54mm，轴向长度t为15mm。在不同条件下进行热处理，如碳氮共渗处理，制备整体平均残余奥氏体量彼此不同的淬硬样品。图31显示了样品中残余奥氏体量的分布。在图31中，横轴表示离开表面的距离，纵轴表示残余奥氏体量。根据图31计算整个样品中的平均残余奥氏体量。图31的图例中标出了“硬化温度-回火温度-表面层区域的平均氮浓度”。例如，标记“850℃-180℃-0.4质量％N”表示硬化温度为850℃，回火温度为180℃，表面层区域中的平均氮浓度为0.4质量％。

进行将这些样品在120℃保持2500小时的过程。在此过程前后测量每个样品的外径，基于外径变化率(用变化量除以变化前的初始外径所得的数值)评价尺寸稳定性。在这里，为了加快实际部件经过长时间发生的长期尺寸变化，进行了在120℃将样品保持2500小时的过程。试验结果见表1。图32显示了平均残余奥氏体量与尺寸变化率之间的关系。在图32中，横轴表示整个样品中的平均残余奥氏体量，纵轴表示外径的尺寸变化率。

[表1]

参考表1和图32，为了获得作为优选值的60×10^-5以下的长期尺寸变化率，整个部件中的平均残余奥氏体量优选为18质量％以下。

实施例8

如上面结合实施例5所述，为了赋予轴承部件足够的耐久性，表面层区域中需要0.2质量％以上的平均氮浓度。在这里，氮浓度可通过例如上文所述的EPMA测定。然而，利用EPMA进行的质量验证在轴承部件的大规模生产工艺中使质量验证活动变得复杂。因此，在大规模生产工艺中，需要以更简单、更方便的方法进行质量验证。有鉴于此，借助于引入钢的氮改善了抗回火软化性的事实，本发明的发明人研究了进行质量验证的方法。

具体而言，制备了氮浓度彼此不同的淬硬样品(已经过碳氮共渗处理)。做以下实验：进行热处理，其中样品在500℃保持1小时，然后在经热处理的样品的横截面上测量硬度分布。在这里，未在样品的中心部分引入氮，该中心部分具有最低的抗回火软化性。因此，该中心部分具有最低的硬度。反过来，引入了氮的表面层部分视氮浓度具有抗回火软化性。因此，表面层部分比中心部分具有更高的硬度，并且硬度取决于氮浓度。图33显示了氮浓度与硬度差之间的关系。在图33中，横轴表示氮浓度，纵轴表示横截面硬度分布中的最大值与最小值之差。

参考图33，热处理后的硬度差在氮浓度约为0.2-0.3质量％时达到最大。在氮浓度为0.2质量％以上至0.3质量％以下的情况下，硬度差有95％以上的概率为130HV以上。因此，若样品在500℃保持1小时之后在垂直于表面的横截面上沿深度方向测量硬度分布，则根据硬度的最大值与最小值之差为130HV以上的事实可以确定，氮浓度为0.2质量％以上。这种测定方法可用于简单、方便地进行轴承部件的质量验证。

实施例9

对于含Cr轴承钢，如JIS标准规定的SUJ2，通过碳氮共渗处理等引入钢的氮导致基体材料中的Cr浓度下降，使奥氏体单相区域扩大，因而碳的固溶极限浓度增大。因此，若进行高浓度的碳氮共渗处理(例如为了形成氮为0.2质量％以上的富氮层)而不采取特别措施，即使不发生脱碳，碳化物(包括碳氮化物)也将减少或消失。在这里，为了提高轴承部件的强度，将碳化物保留并利用碳化物的析出强化能力被认为是优选的。对于本实施方式中制造轴承部件的方法，碳化物的消失通过以下措施得到抑制：将a_c*值设定为0.88以上至1.27以下，并在碳的固溶度极限增大之前在富氮层中进行碳化。做实验验证残留碳化物的效果。图34是用SUJ2制成并按照常规碳氮共渗方法进行过碳氮共渗处理的样品的横截面SEM照片。在图34所示的照片中，碳化物基本上消失了。反过来，图35是用SUJ2制成并按照本实施方式制造轴承部件的方法所采用的碳氮共渗方法(a_c*值为1)进行过碳氮共渗处理的样品的横截面SEM照片。在图35所示的照片中，每100μm²存在5个以上直径为0.5μm以下的碳化物。

为了验证碳化物的上述效果，在不同条件下对SUJ2制成的样品进行碳氮共渗处理，制备碳化物的数量(数密度)不同、硬度为750HV的样品。进行实验，其中将用氮化硅制成、直径φ为9.525mm的球压向样品表面，形成压痕，测量压痕深度。实验结果如图36所示。在图36中，横轴表示压氮化硅球的压力，纵轴表示通过压球形成的压痕深度。在图36中，正方形符号表示碳化物消失了的样品，菱形符号表示每100μm²存在五个以上直径为0.5μm以下的碳化物的样品。

参考图36，经证实，相对于碳化物消失了的样品，每100μm²存在五个以上直径为0.5μm以下的碳化物(碳氮化物)的样品具有更小的压痕深度，尽管这些样品具有相同的硬度。根据上述实验结果，为了改善轴承部件的静负荷容量，在轴承部件的表面层区域中，每100μm²存在五个以上直径为0.5μm以下的碳化物(碳氮化物)是优选的。

实施例10

接下来研究内部碳化物的面积比与异物侵入润滑寿命之间的关系。轴承部件可通过碳化物的溶解进行固溶强化。淬火之前，轴承钢中碳化物的面积比是恒定的，因此，在碳氮共渗处理之后，通过内部碳化物的面积比可以估计固溶碳化物的量。在这里，尽管影响轴承寿命的是磨削之后的表面质量，但基体中固溶碳的量可根据内部碳化物的面积比来估计。这是因为，碳氮共渗处理导致表面氮化，从而增大了碳的固溶极限浓度，因而难以估计基体中固溶碳化物的量。表2显示了热处理条件与内部析出物(碳化物)的面积比(％)之间的关系。

[表2]

表2中的热处理条件标记为“硬化温度-回火温度-磨削后最外表面的氮浓度”。例如，标记“800℃-180℃-0.1质量％N”表示硬化温度为800℃，回火温度为180℃，表面层部分中的氮浓度为0.1质量％。表2证实，更高的加热温度导致更小的内部析出物面积比。也就是说，在碳氮共渗处理中，升高处理温度导致基体中碳的固溶极限浓度增大，因而固溶碳的量增加，析出物的量减少。在碳的固溶极限浓度已经增大的状态下存在析出物时，基体中的碳浓度已经达到固溶极限浓度，表面基体中的碳浓度也增大。

图37显示了异物侵入润滑寿命试验结果(试验方法是上文所述的方法)。在图37中，横轴表示寿命(h)(从试验开始到发生剥离的时间)，纵轴表示累计失效概率(％)。在图37的图例中，对“硬化温度-回火温度-磨削后最外表面的氮浓度”的标记类似于表2。如图37所示，在内部析出物的面积比小的情况下(880℃-210℃-0.4质量％)，寿命长于完成脱碳情况下(880℃-210℃-0.4质量％DC)的寿命、完成高温回火情况下(850℃-240℃-0.4质量％)的寿命和SUJ2材料正常淬火情况下[850℃-180℃-0.4质量％(正常淬火的SUJ2)]的寿命。在完成高温回火的情况下，基体中碳浓度的降低和残留奥氏体的减少导致寿命缩短。在完成脱碳的情况下，基体中碳浓度的降低导致寿命缩短。

应当理解，本文所公开的实施方式和实施例在所有方面都是以举例说明而非限制性的方式给出。本发明的范围意在通过权利要求书而非上述描述限定，该范围涵盖等同于权利要求书的含义和范围的所有改进形式和变化形式。

工业实用性

本发明的轴承部件、滚动轴承以及制造轴承部件的方法特别有利地适用于即使在严苛的使用环境中也需要确保高度耐久性的轴承部件、滚动轴承以及制造滚动轴承的方法。

附图标记清单

1深槽滚珠轴承；2推力滚针轴承；4圆锥滚子轴承；11,41外圈；11A,41A外圈滚道表面；11B,12B,13B,21B,23B表面层区域；11C,12C,13C,21C,23C内部；11D,12D,13D,21D,23D富氮层；12,42内圈；12A,42A内圈滚道表面；13滚珠；13A滚珠滚动表面；14,24,44保持架；21座圈；21A滚道表面；23滚针；23A滚动接触表面；43A滚动表面；43滚子；50气氛控制步骤；51未分解NH₃分压控制步骤；52H₂分压控制步骤；53CO/CO₂分压控制步骤；60加热模式控制步骤

Claims (13)

1.一种由钢制成的轴承部件，所述钢包含0.95质量％以上至1.10质量％以下的碳，0.05质量％以上至低于0.3质量％的硅，0.10质量％以上至0.50质量％以下的锰，以及1.30质量％以上至2.00质量％以下的铬，余量为铁和杂质，其中

表面层区域具有0.2质量％以上至0.7质量％以下的平均氮浓度，所述表面层区域限定为从所述轴承部件与另一部件滚动接触的接触表面延伸到不超过20μm深度的区域；以及

在所述表面层区域中，每100μm²存在5个以上直径为0.5μm以下的碳化物。

2.如权利要求1所述的轴承部件，其特征在于，从表面延伸到不超过20μm深度的整个区域的平均氮浓度为0.7质量％以下。

3.如权利要求1或2所述的轴承部件，其特征在于，所述接触表面具有700HV以上的硬度。

4.如权利要求1-3中任一项所述的轴承部件，其特征在于，所述接触表面具有20体积％以上至35体积％以下的残留奥氏体。

5.如权利要求1-4中任一项所述的轴承部件，其特征在于，整个轴承部件中残留奥氏体的平均数量为18体积％以下。

6.如权利要求1-5中任一项所述的轴承部件，其特征在于，轴承部件硬度的最大值与最小值之差为130HV以上，该差值由硬度分布确定，所述硬度分布在轴承部件于500℃保持1小时后，在垂直于所述接触表面的横截面中沿深度方向测得。

7.如权利要求1-6中任一项所述的轴承部件，其特征在于，

在所述表面层区域中形成碳氮共渗层；以及

在未形成所述碳氮共渗层的区域中，析出物的面积比为7％以下。

8.如权利要求1-7中任一项所述的轴承部件，其特征在于，在所述接触表面以外的表面中存在析出物。

9.如权利要求1-8中任一项所述的轴承部件，其特征在于，所述表面层区域通过进行碳氮共渗处理而发生氮化，使得式(1)定义的a_c*为0.88以上至1.27以下，式(2)定义的α为0.012以上至0.020以下：

$a_c*=\frac{{\left(\mathrm{Pco}\right)}^2}{K\×{\mathrm{Pco}}_2}...\left(1\right)$

其中

Pco：一氧化碳的分压(atm)

Pco₂：二氧化碳的分压(atm)，以及

K： $<C>+{\mathrm{CO}}_2\&DoubleLeftRightArrow;2\mathrm{CO}$ 的平衡常数，

$\mathrm{\&alpha;}=\frac{P_N}{0.006\&times;{\left(P_H\right)}^{\frac{3}{2}}}\&times;\frac{(1.877-1.055\&times;a_c*)}{100}...\left(2\right)$

其中P_N是未分解的氨气的分压，P_H是氢气分压。

10.如权利要求1-9中任一项所述的轴承部件，其特征在于，

所述表面层区域通过在820℃以上至900℃以下的温度下进行碳氮共渗处理而发生氮化；以及

在所述碳氮共渗处理之后，在170℃以上至220℃以下的温度下进行回火处理。

11.一种滚动轴承，它包含：

座圈组件；以及

设置成与所述座圈组件接触的滚动元件，其中

所述座圈组件和所述滚动元件中的至少一个是权利要求1-10中任一项所述的轴承部件。

12.一种制造轴承部件的方法，它包括以下步骤：

制备钢制成形体，所述钢包含0.95质量％以上至1.10质量％以下的碳，0.05质量％以上至低于0.3质量％的硅，0.10质量％以上至0.50质量％以下的锰，以及1.30质量％以上至2.00质量％以下的铬，余量为铁和杂质；

通过在包含氨气、一氧化碳、二氧化碳和氢气的碳氮共渗气氛中将所述成形体加热到碳氮共渗温度来对所述成形体进行碳氮共渗处理；以及

通过在包含氨气、一氧化碳、二氧化碳和氢气的扩散气氛中将经过碳氮共渗处理的成形体保持在等于或低于所述碳氮共渗温度的扩散温度下，在所述成形体中扩散氮；

所述碳氮共渗气氛具有设定为0.88以上至1.27以下的a_c*和设定为0.012以上至0.020以下的α，所述扩散气氛具有设定为0.88以上至1.27以下的a_c*和设定为0.003以上至0.012以下的α，其中所述a_c*和所述α分别由式(1)和式(2)定义：

$a_c*=\frac{{\left(\mathrm{Pco}\right)}^2}{K\&times;{\mathrm{Pco}}_2}...\left(1\right)$

其中

Pco：一氧化碳的分压(atm)

Pco₂：二氧化碳的分压(atm)，以及

K： $<C>+{\mathrm{CO}}_2\&DoubleLeftRightArrow;2\mathrm{CO}$ 的平衡常数，

$\mathrm{\&alpha;}=\frac{P_N}{0.006\&times;{\left(P_H\right)}^{\frac{3}{2}}}\&times;\frac{(1.877-1.055\&times;a_c*)}{100}...\left(2\right)$

其中P_N是未分解的氨气的分压，P_H是氢气分压。

13.如权利要求12所述的制造轴承部件的方法，进一步包括在所述成形体中扩散氮的所述步骤之后进行回火处理的步骤，即将所述成形体加热到170℃以上至220℃以下的温度范围，然后冷却所述成形体。