CN1864012A - 滚动轴承 - Google Patents
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Abstract
一种滚动轴承(10)，具有外环(1)、内环(2)和多个滚动元件，其中，内环(1)、外环(2)和滚动元件(3)这些部件中的至少一个具有富氮层，并且奥氏体晶粒的粒度号数在超过10号的范围内。
Description
技术领域
本发明涉及一种用在减速器、传动小齿轮、传动器等中的滚动轴承，更具体地说，本发明涉及一种具有相对于滚动疲劳特性的长寿命和具有高度的抗裂强度和抗长期尺寸变化性的滚动轴承。
背景技术
作为赋予承受轴承部件的滚动疲劳的长寿命的热处理方法，提出了一种方法：例如通过在硬化加热时将氨气加到气氛RX气体中，将碳氮共渗应用在轴承部件的表面层上(例如，日本专利公开平8-4774号和日本专利公开平11-101247)。使用该碳氮共渗可以硬化表面层和在微结构中生长残余奥氏体，从而改进滚动疲劳寿命。
为了扩散处理目的，碳氮共渗需要在高温下停留更长的时间，导致结构粗化，这反过来又难以改进破裂强度，这样在这方面留下了改进空间。另外，由于残余奥氏体的增加，增加长期尺寸变化比也存在着改进空间。
另一方面，通过钢材的合金设计，可以达到确保长寿命地承受滚动疲劳、改进破裂强度和防止长期尺寸变化比增加。但是，合金设计也存在一些问题，例如原料成本增加。
以后，随着负荷和使用环境温度增加，需要轴承部件具有能在高温和更高负荷条件下使用的特性。因此，将需要一种轴承部件具有滚动疲劳特性的长寿命和具有高度的破裂强度和尺寸稳定性。
发明内容
本发明的一个目的是提供一种具有高度的抗裂强度和尺寸稳定性以及滚动疲劳寿命优异的滚动轴承。
本发明的滚动轴承具有内环、外环和多个滚动元件，特征在于，内环、外环和滚动元件这些部件中的至少一个具有富氮层，在所述富氮层中奥氏体晶粒的粒度号数超过10号。
富氮层是指增加滚道环(外环或内环)或滚动元件的表面层中的氮含量和可以用例如碳氮共渗、渗氮或氮化等处理形成的层。富氮层中氮含量优选在0.1％～0.7％的范围内。如果氮含量低于0.1％，特别是在外来物混入的条件下，存在着效率问题，滚动寿命下降。如果氮含量大于0.7％，形成空隙或者残余奥氏体太多，导致硬度损失或寿命短。对于在滚道环中形成的富氮层，氮含量是指在研磨后的滚道表面的50μm深的层中的测定值。例如可以用EPMA(波长衍射型X射线微分析仪)测定。
另外，奥氏体粒度这么小使得奥氏体晶粒的粒度号数超过10号的事实可以大大地改进滚动疲劳寿命。如果奥氏体粒径的粒度号数是粒度号数10或更低，滚动疲劳寿命将不能改进得太多；这样，范围将超出10号。通常，粒度号数应为11或更大。奥氏体粒度越小，越理想。但是，通常，难以得到超过13的粒度号数。另外，在所述轴承部件中的奥氏体晶粒在具有富氮层的表面层及其内部没有变化。因此，确定其中晶粒粒度号数范围的位置应该是表面层或内部。即使在硬化处理后，出现在硬化恰好之前的奥氏体晶粒边界痕迹仍然存在，奥氏体晶粒是指基于痕迹的晶粒。
在本发明的滚动轴承中，以晶粒的粒度号数计，由于富氮层的形成之后是奥氏体粒径细度降低到11号或以上，所以滚动疲劳寿命大大地改进，可以得到优异的抗裂强度和抗长期尺寸变化性能。
富氮层的表面层硬度在Hv700或以上的范围中，优选Hv720～800。如果它低于Hv700，外来物混入的寿命降低。另一方面，如果它超过Hv800，碳化物将变得太大，可能导致应力集中。
另外，当残余奥氏体的量为11％左右时，外来物混入的润滑寿命降低，如果它低于11％，外来物混入润滑寿命将进一步降低。另一方面，如果残余奥氏体的量大于25％，残余奥氏体的量和通常的碳氮共渗处理没有差别，因此，不可能抑制长期尺寸变化。对于滚道环，残余奥氏体的量是指在研磨后的滚道表面的50μm深的层中的测定值，例如通过X射线衍射测定的马氏体α(211)和残余奥氏体γ(220)的衍射强度的对比可以测定。
附图说明
图1是表示本发明的实施方案中的滚动轴承的示意截面图；
图2是解释本发明的实施方案中的热处理滚动轴承的方法的图；
图3是解释本发明的实施方案中的滚动轴承热处理方法的改进的图。
图4A是表示本发明实施例中的轴承部件的微结构，特别是奥氏体晶粒的图；
图4B是表示常规轴承部件的微结构，特别是奥氏体晶粒的图；
图5A是说明图4A的奥氏体晶粒边界的图；
图5B是说明图4B的奥氏体晶粒边界的图；
图6是表示用于液压破碎强度试验(测定破坏应力)的试验片的图；
图7A是滚动疲劳寿命测试机的示意前视图；
图7B是滚动疲劳寿命测试机的示意侧视图；
图8是表示用于液压破裂韧度试验的试验片的图。
具体实施方式
现在使用附图描述本发明的实施方案。图1是表示本发明实施方案中的滚动轴承的示意截面图。在图1中，该滚动轴承10主要具有外环1、内环2和滚动元件3。该图表示了径向滚珠轴承，但是球轴承、圆锥滚柱轴承、圆柱滚轴轴承和滚针轴承也被本发明包括。滚动元件3被位于外环1和内环2之间的罩子可滚动地支撑。这些滚动轴承部件外环1、内环2和滚动元件3中的至少一个具有富氮层。
作为形成富氮层的一个具体例子将描述包括碳氮共渗的热处理。图2是解释本发明的实施方案中的热处理滚动轴承的方法的图，图3是解释其修改的图。图2表示热处理图形，表示进行一次和二次硬化的方法，图3表示热处理图形，在硬化过程中将材料冷却到低于A1转变温度的温度，然后再加热进行最后的硬化。在这些图中，在处理T1下，碳和氮扩散到钢材的母体中，在这种状态中，碳在母体中的充分溶解受到影响，由此将材料冷却到低于A1转变温度的温度。然后，在图中的处理T2下，重新加热到高于A1转变温度之上但低于处理T1的温度，并且自重新加热温度，油硬化受到影响。
和常规碳氮共渗硬化即碳氮共渗后立即硬化一次相比，上述热处理在碳氮共渗表面层部分时，更能改进破裂强度和降低长期尺寸变化比。由图2或3所示的热处理图制备的本发明的滚动轴承具有其中奥氏体晶粒的粒度不大于现有技术的一半的微结构。进行上述热处理的轴承部件具有承受滚动疲劳的长寿命，改进了破裂强度和降低了长期尺寸变化比。为了晶粒细度降低的目的，采用降低二次硬化温度的热处理步骤，导致表面层和内部的残余奥氏体的量降低。因此，可以得到优异的抗裂强度和抗长期尺寸变化的性能。
图4是表示轴承部件，特别是奥氏体晶粒的微结构的图。图4A表示本发明的轴承部件，图4B表示常规的轴承部件。在本发明实施方案中，应用图2所示的热处理图的滚动轴承的滚道环的奥氏体晶粒表示在图4A中。另外，为了对比目的，用常规方法热处理的轴承钢材的奥氏体晶粒粒度表示在图4B中。另外，图5A和5B分别表示出了说明图4A和4B的奥氏体晶粒粒度。从这些表示奥氏体晶粒粒度的结构可以看到，按照JIS(日本工业标准)的粒度号数，常规的奥氏体晶粒粒度为10号，按照图2或3所示的热处理方法，可以得到12号的细晶粒。另外，用截面方法测定，图4A中的平均晶粒直径为5.6μm。
现在描述本发明的实施例。
实施例1
使用JIS SUJ2材料(1.0重量％C-0.25重量％Si-0.4重量％Mn-1.5重量％Cr)，进行(1)氢含量的测定，(2)晶粒粒度的测定，(3)摆锤式冲击试验，(4)破坏应力的测定和(5)滚动疲劳试验。表1表示结果。
表1
| 样品 | A | B | C | D | E | F | 常规碳氮共渗 | 普通硬化 |
| 二次硬化温度(℃) | 780 | 800 | 815 | 830 | 850 | 870 | - | - |
| 氢含量(ppm) | - | 0.37 | 0.40 | 0.38 | 0.42 | 0.40 | 0.72 | 0.38 |
| 晶粒粒度(JIS) | - | 12 | 11.5 | 11 | 10 | 10 | 10 | 10 |
| 摆锤式冲击试验(J/cm2) | - | 6.65 | 6.40 | 6.30 | 6.20 | 6.30 | 5.33 | 6.70 |
| 破坏应力(MPa) | - | 2840 | 2780 | 2650 | 2650 | 2700 | 2330 | 2770 |
| 滚动疲劳寿命(L10)比例 | - | 5.4 | 4.2 | 3.5 | 2.9 | 2.8 | 3.1 | 1 |
每个样品的制备历程如下。
样品A-D(本发明的实施例)：碳氮共渗温度：850℃；保持时间：150分钟。气氛是RX气体和氨气的混合气。在图2所示的热处理图中，从850℃的碳氮共渗温度进行一次硬化，从该碳氮共渗温度将样品加热至比该碳氮共渗温度低的780～830℃的温度范围，在这里进行二次硬化。但是，由于二次硬化温度为780℃的样品A没有充分硬化，所以省略了试验。
样品E和F(对比例)：以本发明的实施例A-D的相同历程进行碳氮共渗；二次硬化温度为850～870℃，比碳氮共渗温度850℃高。
常规碳氮共渗物品(对比例)：碳氮共渗温度：850℃；保持时间：150分钟。气氛是RX气体和氨气的混合气。物品直接从碳氮共渗温度硬化，没有二次硬化。
普通硬化物品(对比例)：没有碳氮共渗，将物品加热到850℃，硬化，没有二次硬化。
现在描述试验方法。
(1)氢含量的测定
对于氢含量，用LECO Company制造的DH-103型氢分析仪分析钢材中的非扩散氢含量。不测定扩散的氢含量。LECO Company制造的DH-103型氢分析仪的规格表示如下。
分析范围：0.01～50.00ppm。
分析精度：±0.1ppm或±3％H(较大的那个)。
分析灵敏度：0.01ppm
检测系统：热导法。
样品重量大小：10mg～35g(最大：直径12mm×长度100mm)。
加热炉温度范围：50～1100℃。
试剂：无水高氯酸镁Mg(ClO4)2，烧碱石棉剂NaOH。
载气：氮气，气体定量气(gas-dosing gas)：氢气，每种气的纯度为99.99％或更高，压力为40psi(2.8kgf/cm2)。
测定程序大约如下。用专用取样器取样，将各个样品插到所述氢分析仪中。用氮气载气将内部的扩散的氢气导入热导检测器。在实施例中，不测定该扩散的氢气。然后，将样品从取样器中取出，在电阻加热炉中加热，用氮气载气将非扩散的氢气导入热导检测器。在热导检测器中测定热导率可以知道非扩散氢气含量。
(2)晶粒粒度的测定
根据JIS G 0551 Steel的奥氏体晶粒粒度测试方法测定晶粒粒度。
(3)摆锤式冲击试验
根据JIS Z 2242 Metal Material的摆锤式冲击试验方法进行摆锤式冲击试验。使用的试验片是JIS Z 2202中所示的U-缺口试验片(JIS No.3试验片)。
(4)破坏应力的测定
图6是表示液压压碎强度试验(测定破坏应力)的测试片的图。以图中所示的方向P施加负荷，增加负荷直到破裂，测定该负荷。然后，用下面表示的用于弯曲梁的应力计算式将得到的破裂负荷转换为应力值。另外，试验片不局限于图6所示的试验片，可以使用其它形状的试验片。
分别使σ1和σ2为图6的试验片的凹凸表面的纤维强度(fiber stress)。然后，用下式计算出σ1和σ2(Mechanical Engineering Handbook ChapterA4 Strength ofMaterials，A4-40，机械工程手册第A4章，材料强度，A4-40页)。其中，N是在包括环形试验片的轴的截面中的轴力；A是横截面积；e1是外半径；e2是内半径。另外，k是弯曲梁的截面的模量。
σ1＝(N/A)+{M/(Aρ0)}[1+e1/{κ(ρ0+e1)}]
σ2＝(N/A)+{M/(Aρ0)}[1-e2/{κ(ρ0-e2)}]
κ＝-(1/A)∫A{η/(ρ0+η)}dA
(5)滚动疲劳寿命
滚动疲劳寿命试验的试验条件表示在表2中。另外，图7是滚动疲劳寿命试验机的示意图。图7A是前视图；图7B是侧视图。在图7A和7B中，用主动辊11驱动滚动疲劳寿命试验片21，并接触滚珠13旋转。滚珠13是3/4英寸的球，在导向辊12的导向下滚动，同时它们将高的表面压力施加给夹在它们之间的滚动疲劳寿命试验片21。
下面描述表1所示的实施例1的试验结果。
(1)氢含量
常规的碳氮共渗的物品碳氮共渗后具有很高的值0.72ppm。认为这是因为：包含在碳氮共渗气氛中的氨(NH3)分解，并且氢进入钢材中。相比之下，样品B-D的氢含量降低到几乎一半，0.37-0.40ppm。该氢含量和普通的硬化物品处于相同的水平。
由于氢能溶解在固体中，上述氢含量的降低可以降低钢材的脆度。也就是说，通过降低氢含量，本发明的样品B-D的摆锤式冲击值被大大地改进。
(2)晶粒粒度
对于晶粒粒度，在二次硬化温度比碳氮共渗时的硬化(一次硬化)温度低的情况中，即在样品B-D的情况中，奥氏体晶粒显著地精细地减小尺寸到晶粒粒度11-12号的程度。样品E和F和常规碳氮共渗物品以及普通硬化物品中的奥氏体晶粒都具有10号的晶粒粒度，这意味着它们是比本发明的样品B-D粗的晶粒。
(3)摆锤式冲击试验
根据表1，和摆锤式冲击值为5.33J/cm2的常规碳氮共渗物品相比，本发明的样品B-D的摆锤式冲击值高至6.30～6.65J/cm2。在这些样品中，二次硬化温度低的那些的摆锤式冲击值将增加。普通硬化物品的摆锤式冲击值为6.70J/cm2之高。
(4)破坏应力的测定
破坏应力对应着抗裂强度。根据表1，常规碳氮共渗物品的破坏应力值是2330MPa。和该值相比，样品B-D得到的破坏应力值得到改进，为2650～2840MPa。普通硬化物品的破坏应力值为2770MPa，认为样品B-D的抗裂强度的改进大多是因为氢含量降低的效果和奥氏体晶粒的细度降低的效果。
(5)滚动疲劳试验
根据表1，反映了普通硬化物品在表面层中没有碳氮共渗层的事实，滚动疲劳寿命L10是最小的。和该值相比，常规碳氮共渗物品的滚动疲劳寿命是3.1倍之高。样品B-D的滚动疲劳寿命比常规碳氮共渗物品改进得更多。在这一点上，样品E和F基本上和常规碳氮共渗物品相同。概括起来，本发明的样品B-D的氢含量降低，奥氏体晶粒粒度降低至11号或更高，摆锤式冲击值、抗裂强度和滚动疲劳寿命都得到改进。
实施例2
现在描述实施例2。对下列X材料、Y材料和Z材料进行一系列试验。使用的热处理原料是JIS SUJ2材料(1.0重量％C-0.25重量％Si-0.4重量％Mn-1.5重量％Cr)，共同地应用到X材料、Y材料和Z材料上。X材料、Y材料和Z材料的制备历程如下。
X材料(对比例)：仅仅普通硬化(没有碳氮共渗)。
Y材料(对比例)：在碳氮共渗(常规的碳氮共渗硬化)后立即硬化。碳
氮共渗温度为845℃，保持时间是150分钟。碳氮共渗气氛是RX气体+氨气。
Z材料(本发明的实施例)：经历图2的热处理图的轴承钢材。碳氮共渗温度为845℃，保持时间是150分钟。碳氮共渗气氛是RX气体+氨气。最终的硬化温度是800℃。
(1)滚动疲劳寿命
上述滚动疲劳寿命试验条件和试验设备表示在表2和图7中。滚动疲劳寿命试验结果表示在表3中。
表2
| 试验片 | Φ12×L22圆柱试验片 |
| 试验数 | 10 |
| 配合钢滚珠 | 3/4英寸(19.05mm) |
| 接触表面压力 | 5.88GPa |
| 负荷下的速度 | 46240cpm |
| 润滑油 | Turbine VG68，强制循环加油(forcedcirculation oiling) |
表3
| 材料 | 寿命(负荷下的转速/分钟) | L10比例 | |
| L10(×104) | L50(×104) | ||
| X材料 | 8017 | 18648 | 1.0 |
| Y材料 | 24656 | 33974 | 3.1 |
| Z材料 | 43244 | 69031 | 5.4 |
根据表3，对比例的Y材料的L10寿命(10个试验片中的一个破裂的寿命)是X材料3.1倍，并且在对比例中，仅仅向其实施普通硬化；发现由于碳氮共渗产生的寿命延长效果。相比之下，本发明的Z材料表现出长寿命，是B材料寿命的1.74倍，X材料寿命的5.4倍。认为这种改进的主要因素是由于微结构的细度降低。
(2)摆锤式冲击试验
用基于所述JISZ2242的方法，使用U-缺口试验片，进行摆锤式冲击试验。试验结果表示在表4中。
表4
| 材料 | 摆锤式冲击值(J/cm2) | 冲击值之比 |
| X材料 | 6.7 | 1.0 |
| Y材料 | 5.3 | 0.8 |
| Z材料 | 6.7 | 1.0 |
经历碳氮共渗的Y材料的摆锤式冲击试验(对比例)不高于经历普通硬化的X材料(对比例)，但是Z材料的该值等于X材料的值。
(3)液压破裂韧度值的试验
图8是表示用于液压破裂韧度试验的试验片的图。在预破裂为约1mm的试验片导入到该试验片的缺口部分中之后，施加3点弯曲的液压负荷，确定破裂负荷P。使用下面所示的式子(1)计算破裂韧度值(K1C值)。试验结果表示在表5中。
K1c＝(PLa/BW2){5.8-9.2(a/W)+43.6(a/W)2-75.3(a/W)3+77.5(a/W)4}···(1)
表5
| 材料 | 试验数目 | K1C(MPam) | K1C之比 |
| X材料 | 3 | 16.3 | 1.0 |
| Y材料 | 3 | 16.1 | 1.0 |
| Z材料 | 3 | 18.9 | 1.2 |
由于预破裂深度比碳氮共渗层深度大，所以在对比例X材料和Y材料之间没有差别。但是，本发明的Z材料是对比例的值的约1.2倍。
(4)液压压碎强度试验
如上述使用的液压压碎强度试验片是图6所示形状的试验片。在图中，以方向P施加负荷进行液压压碎强度试验。试验结果表示在表6中。
表6
| 材料 | 试验数目 | 液压压碎强度 | 液压压碎强度之比 |
| X材料 | 3 | 4200 | 1.00 |
| Y材料 | 3 | 3500 | 0.84 |
| Z材料 | 3 | 4300 | 1.03 |
进行碳氮共渗的Y材料具有比进行普通硬化的X材料更低的值。但是，本发明的实施例的Z材料比Y材料在液压压碎强度上有改进，达到可以与X材料相比的水平。
(5)长期尺寸变化比
在保持温度130℃和保持时间500小时下的长期尺寸变化比的测定结果与表面硬度和残余奥氏体的量(在50μm的深度处)一起表示在表7中。
表7
| 材料 | 试验数目 | 表面硬度(HRC) | 残余γ的量(％) | 尺寸变化比(×10-5) | 尺寸变化比之比 |
| X材料 | 3 | 62.5 | 8.8 | 18 | 1.0 |
| Y材料 | 3 | 63.6 | 30.5 | 35 | 1.9 |
| Z材料 | 3 | 60.0 | 11.8 | 22 | 1.2 |
可以看到，与具有一些残余奥氏体的Y材料的尺寸变化比相比，本发明的实施例的Z材料被抑制到一半或更低。
(6)外来物混入条件下的滚动寿命试验
使用滚珠轴承6206，使用预定量的标准外来物混入评价外来物混入条件下的滚动疲劳寿命。试验条件表示在表8中，试验结果表示在表9中。
表8
| 负荷 | Fr＝6.86kN |
| 接触表面压力 | Pmax＝3.2GPa |
| 旋转速度 | 2000rpm |
| 润滑 | Turbine56油池润滑 |
| 外来物的量 | 0.4g/1000cc |
| 外来物 | 粒度100～180μm，硬度Hv800 |
表9
| 材料 | L10寿命(小时) | L10之比 |
| X材料 | 20.0 | 1.0 |
| Y材料 | 50.2 | 2.5 |
| Z材料 | 45.8 | 2.3 |
与X材料相比，进行常规碳氮共渗的Y材料表现出长的寿命，约为2.5倍之高。而且，本发明的实施例的Z材料得到约2.3倍之高的长寿命。与对比例的Y材料相比，本发明的实施例的Z材料尽管具有低的残余奥氏体含量，但是，因为氮的进入的影响和细度降低的微结构，所以具有基本相同程度的长寿命。
从上述结果发现，本发明的实施例Z材料能同时满足三项内容，即滚动疲劳寿命的延长、破裂强度的改进和长期尺寸变化比的降低，这是用常规碳氮共渗难以达到的。
实施例3
表10表示对氮含量与外来物混入条件下的滚动寿命之间的关系进行试验的结果。另外，对比例1是标准硬化物品，对比例2是标准碳氮共渗物品。对比例3对应于实施与本发明的实施例相同的处理，但是仅仅氮含量过大的情况。试验条件如下。
样品轴承：圆锥滚柱轴承30206(内环和外环以及滚珠都是用基于JIS的高碳铬轴承钢材2类(SUJ2)制成)。
径向负荷：17.64kN
轴向负荷：1.47kN
旋转速度：2000rpm
硬外来物混入：1g/L
表10
| 序号 | 氮含量(％) | 残余奥氏体(％) | 硬度(Hv) | 外来物混入下的滚动寿命(小时) | 奥氏体晶粒粒度 | 备注 |
| 1 | 0.11 | 14 | 725 | 321 | 11.8 | 实施例1 |
| 2 | 0.16 | 18 | 735 | 378 | 12.0 | 实施例2 |
| 3 | 0.18 | 20 | 730 | 362 | 11.9 | 实施例3 |
| 4 | 0.32 | 22 | 730 | 396 | 12.1 | 实施例4 |
| 5 | 0.61 | 24 | 715 | 434 | 12.2 | 实施例5 |
| 6 | 0 | 8 | 770 | 72 | 9.8 | 对比例1 |
| 7 | 0.32 | 32 | 710 | 155 | 10.0 | 对比例2 |
| 8 | 0.72 | 31 | 700 | 123 | 12.0 | 对比例3 |
从表10可以看到，对于实施例1～5，氮含量和外来物寿命是基本成正比的关系。但是，对于氮含量为0.72的对比例3，在外来物混入下的滚动寿命极度降低时，优选氮含量的上限为0.7。
从实施例2和3可以看到，残余奥氏体含量的优选范围为11％～25％。例如通过用X射线衍射确定的马氏体α(211)和残余奥氏体γ(220)的衍射强度之间的对比，测定残余奥氏体含量。在研磨后的滚道环和滚动元件的表面层中的50μm深度取值。
这次公开的方案在所有方面都是示例性的，不是限定性的。本发明的范围将由权利要求指明，而不是由上述说明书，在等同于权利要求的意思和范围内的修改都将包括在本发明中。
Claims (9)
1.一种滚动轴承，所述滚动轴承具有外环、内环、和多个滚动元件，其中，外环、内环和滚动元件这些部件中的至少一个具有富氮层，并且在所述富氮层中奥氏体晶粒的粒度号数在超过10号的范围内。
2.如权利要求1所述的滚动轴承，其中在所述富氮层中的氮含量在0.1％～0.7％的范围内。
3.如权利要求2所述的滚动轴承，其中所述部件是滚道环，并且所述氮含量是在研磨后的滚道表面的50μm深的层中测定的值。
4.如权利要求1所述的滚动轴承，其中所述富氮层中的硬度不低于Hv700。
5.如权利要求4所述的滚动轴承，其中所述硬度在Hv720～Hv800的范围内。
6.如权利要求4或5所述的滚动轴承，其中所述部件是滚道环，并且所述硬度是在研磨后的滚道表面的50μm深的层中的值。
7.如权利要求1所述的滚动轴承，其中在所述富氮层中的残余奥氏体含量在11％～25％的范围内。
8.如权利要求7所述的滚动轴承，其中在所述富氮层中的氮含量在0.1％～0.7％的范围内。
9.如权利要求8所述的滚动轴承，其中所述部件是滚道环，并且所述氮含量是在研磨后的滚道表面的50μm深的层中测定的值。
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