JP2001098343A - 耐高面圧部材およびその製造方法 - Google Patents
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Abstract
(57)【要約】
【課題】 準高温〜高温下（１００〜３００℃）で、し
かも局所面圧が３ＧＰａを超えるような高面圧下におい
ても面疲労強度に優れ、しかも従来の部材に較べて、合
金元素の多量添加に基づく素材費の増加や切削性の低下
がなく、複雑な熱処理を必要としない耐高面圧部材と、
このような耐高面圧部材の製造方法を提供する。 【解決手段】 Ｃｒを含有する機械構造用鋼からなる部
材に、その表面炭素濃度が０．６〜１．５％となるよう
に浸炭処理したのち、その合金成分によって定まる所定
温度を上限とする温度に保持し、さらにオーステナイト
領域温度に保持して焼き入れすることによって、マルテ
ンサイトあるいはベイナイト組織に基地にＭ２３Ｃ６型
炭化物を含む平均粒径３μｍ以下の炭化物を球状ないし
擬球状に分散析出させる。
かも局所面圧が３ＧＰａを超えるような高面圧下におい
ても面疲労強度に優れ、しかも従来の部材に較べて、合
金元素の多量添加に基づく素材費の増加や切削性の低下
がなく、複雑な熱処理を必要としない耐高面圧部材と、
このような耐高面圧部材の製造方法を提供する。 【解決手段】 Ｃｒを含有する機械構造用鋼からなる部
材に、その表面炭素濃度が０．６〜１．５％となるよう
に浸炭処理したのち、その合金成分によって定まる所定
温度を上限とする温度に保持し、さらにオーステナイト
領域温度に保持して焼き入れすることによって、マルテ
ンサイトあるいはベイナイト組織に基地にＭ２３Ｃ６型
炭化物を含む平均粒径３μｍ以下の炭化物を球状ないし
擬球状に分散析出させる。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、歯車やベアリング
転動体などのように、高い面疲労強度を必要とする動力
伝達部品として適用される部材に係わり、とくに準高温
から高温までの環境（１００〜３００℃程度）において
高面圧下で使用するのに好適な耐高面圧部材およびこの
ような耐高面圧部材の製造方法に関するものである。
転動体などのように、高い面疲労強度を必要とする動力
伝達部品として適用される部材に係わり、とくに準高温
から高温までの環境（１００〜３００℃程度）において
高面圧下で使用するのに好適な耐高面圧部材およびこの
ような耐高面圧部材の製造方法に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】上記したような動力伝達部品は、従来、
ＪＩＳＧ ４０５２（焼入れ性を保証した構造用鋼鋼
材）に規定されるＳＣｒ４２０Ｈ鋼（クロム鋼）やＳＣ
Ｍ４２０Ｈ鋼（クロムモリブデン鋼）に代表される機械
構造用鋼を素材として、浸炭や浸炭窒化などの表面硬化
処理を施して使用している。
ＪＩＳＧ ４０５２（焼入れ性を保証した構造用鋼鋼
材）に規定されるＳＣｒ４２０Ｈ鋼（クロム鋼）やＳＣ
Ｍ４２０Ｈ鋼（クロムモリブデン鋼）に代表される機械
構造用鋼を素材として、浸炭や浸炭窒化などの表面硬化
処理を施して使用している。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】しかしながら、近年、
例えば自動車においては、エンジンの高出力化や部品の
小型軽量化に伴い、動力伝達部品への負荷がますます増
大する傾向にあり、準高温〜高温（３００℃程度以下）
で、しかも高面圧下で使用されるケースが増えてきてい
る。
例えば自動車においては、エンジンの高出力化や部品の
小型軽量化に伴い、動力伝達部品への負荷がますます増
大する傾向にあり、準高温〜高温（３００℃程度以下）
で、しかも高面圧下で使用されるケースが増えてきてい
る。
【０００４】このような部品の耐面疲労強度を高める方
法としては、例えばＦｅ３Ｃ（セメンタイト）を積極的
に析出させて硬度を高め、焼戻し軟化抵抗性の向上を図
る高濃度浸炭処理法があるが、セメンタイトは浸炭時に
粒界に沿って粗大な網状に析出しやすく、粒界近傍に網
状に析出した粗大炭化物（セメンタイト）は、焼き割
れ、靭性の低下のみならず耐ピッティング性や転動疲労
強度を低下させてしまう。
法としては、例えばＦｅ３Ｃ（セメンタイト）を積極的
に析出させて硬度を高め、焼戻し軟化抵抗性の向上を図
る高濃度浸炭処理法があるが、セメンタイトは浸炭時に
粒界に沿って粗大な網状に析出しやすく、粒界近傍に網
状に析出した粗大炭化物（セメンタイト）は、焼き割
れ、靭性の低下のみならず耐ピッティング性や転動疲労
強度を低下させてしまう。
【０００５】一方、準高温〜高温領域で使用するＡＩＳ
Ｉ Ｍ５０のようなＣｒ，Ｍｏ，Ｖ，Ｗを添加した鋼を
用いて、炭化物を析出させる方法もあるが、準高温〜高
温領域での耐ピッティング性や転動疲労寿命は向上する
ものの、合金元素を多量に含むことから素材費が高くな
ると共に、切削性が低下するなどの問題点があり、この
ような問題の解決が従来の高面圧部材における課題とな
っていた。
Ｉ Ｍ５０のようなＣｒ，Ｍｏ，Ｖ，Ｗを添加した鋼を
用いて、炭化物を析出させる方法もあるが、準高温〜高
温領域での耐ピッティング性や転動疲労寿命は向上する
ものの、合金元素を多量に含むことから素材費が高くな
ると共に、切削性が低下するなどの問題点があり、この
ような問題の解決が従来の高面圧部材における課題とな
っていた。
【０００６】
【発明の目的】本発明は、従来の高面圧部材における上
記課題に鑑みてなされたものであって、準高温〜高温
下、かつ局所面圧が３ＧＰａを超えるような高面圧下に
おいてもピッティング強度、転動疲労強度などの面疲労
強度に優れ、しかも従来のＡＩＳＩ Ｍ５０と比較し
て、合金元素の多量添加による素材費の増加や切削性の
低下を抑え、複雑な熱処理を必要としない耐高面圧部材
と、このような耐高面圧部材の製造方法を提供すること
を目的としている。
記課題に鑑みてなされたものであって、準高温〜高温
下、かつ局所面圧が３ＧＰａを超えるような高面圧下に
おいてもピッティング強度、転動疲労強度などの面疲労
強度に優れ、しかも従来のＡＩＳＩ Ｍ５０と比較し
て、合金元素の多量添加による素材費の増加や切削性の
低下を抑え、複雑な熱処理を必要としない耐高面圧部材
と、このような耐高面圧部材の製造方法を提供すること
を目的としている。
【０００７】
【課題を解決するための手段】本発明の請求項１に係わ
る耐高面圧部材は、Ｃｒを含有する機械構造用鋼からな
り、マルテンサイトあるいはベイナイト組織の基地に平
均粒径３μｍ以下の炭化物が球状ないし擬球状に分散析
出しており、該炭化物としてＭ２３Ｃ６型炭化物が含ま
れている構成とし、本発明の請求項２に係わる耐高面圧
部材は、マルテンサイトあるいはベイナイト組織からな
る第１相と、マルテンサイトあるいはベイナイト組織の
基地に平均粒径３μｍ以下の炭化物が球状ないし擬球状
に分散析出した第２相を備えている構成としたことを特
徴としており、耐高面圧部材におけるこのような構成を
前述した従来の課題を解決するための手段としている。
る耐高面圧部材は、Ｃｒを含有する機械構造用鋼からな
り、マルテンサイトあるいはベイナイト組織の基地に平
均粒径３μｍ以下の炭化物が球状ないし擬球状に分散析
出しており、該炭化物としてＭ２３Ｃ６型炭化物が含ま
れている構成とし、本発明の請求項２に係わる耐高面圧
部材は、マルテンサイトあるいはベイナイト組織からな
る第１相と、マルテンサイトあるいはベイナイト組織の
基地に平均粒径３μｍ以下の炭化物が球状ないし擬球状
に分散析出した第２相を備えている構成としたことを特
徴としており、耐高面圧部材におけるこのような構成を
前述した従来の課題を解決するための手段としている。
【０００８】本発明の請求項４に係わる耐高面圧部材に
おいては、Ｃｒ：１．２〜３．２％、Ｍｏ：０．２５〜
２．０％を含有する機械構造用鋼からなる構成とし、請
求項５に係わる耐高面圧部材においては、Ｓ含有量が
０．０１％以下であること構成とし、請求項６に係わる
耐高面圧部材においては、少なくとも表面から研削後表
面となるまでの位置の窒素固溶量が０．０１〜０．５％
である構成とし、請求項７に係わる耐高面圧部材におい
ては、少なくとも表面から転がり接触による最大せん断
応力発生深さまでの位置に炭化物が面積率で０．３〜３
０％分散析出している構成とし、請求項９に係わる耐高
面圧部材においては、転がり接触による転動疲労を受け
る部位における表面炭素濃度が０．６〜１．５％である
構成とし、また、請求項１７に係わる耐高面圧部材にお
いては、転がり接触によるせん断応力の繰り返し負荷に
よって転動疲労を受ける部位における炭素濃度が０．５
％以上である構成としたことを特徴としている。そし
て、請求項２６に係わる耐高面圧部材においては、当該
耐高面圧部材がトロイダル式無段変速機用転動体である
ことを特徴としている。
おいては、Ｃｒ：１．２〜３．２％、Ｍｏ：０．２５〜
２．０％を含有する機械構造用鋼からなる構成とし、請
求項５に係わる耐高面圧部材においては、Ｓ含有量が
０．０１％以下であること構成とし、請求項６に係わる
耐高面圧部材においては、少なくとも表面から研削後表
面となるまでの位置の窒素固溶量が０．０１〜０．５％
である構成とし、請求項７に係わる耐高面圧部材におい
ては、少なくとも表面から転がり接触による最大せん断
応力発生深さまでの位置に炭化物が面積率で０．３〜３
０％分散析出している構成とし、請求項９に係わる耐高
面圧部材においては、転がり接触による転動疲労を受け
る部位における表面炭素濃度が０．６〜１．５％である
構成とし、また、請求項１７に係わる耐高面圧部材にお
いては、転がり接触によるせん断応力の繰り返し負荷に
よって転動疲労を受ける部位における炭素濃度が０．５
％以上である構成としたことを特徴としている。そし
て、請求項２６に係わる耐高面圧部材においては、当該
耐高面圧部材がトロイダル式無段変速機用転動体である
ことを特徴としている。
【０００９】そして本発明の請求項２に係わる耐高面圧
部材の実施形態として、請求項３に係わる耐高面圧部材
においては、第２相領域には炭化物として少なくともＣ
ｒを含むＭ２３Ｃ６型炭化物が分散析出している構成と
し、請求項８に係わる耐高面圧部材においては、第２相
領域に、前記炭化物が面積率で０．３〜３０％分散析出
している構成とし、請求項１０に係わる耐高面圧部材に
おいては、曲げ応力の繰り返し負荷によって曲げ疲労を
受ける部位における第２相の面積率が最表面で９０％以
下であり、請求項１１に係わる耐高面圧部材においては
３０％以下、請求項１２に係わる耐高面圧部材において
はショットピーニングが施してある構成とし、請求項１
３に係わる耐高面圧部材においては、転がり接触による
せん断応力の繰り返し負荷によって転動疲労を受ける部
位における第２相の面積率が少なくともその部位の最大
せん断応力発生位置までの表層部で３％以上である構成
とし、請求項１４記載の耐高面圧部材においては、転が
り接触によるせん断応力の繰り返し負荷によって転動疲
労を受ける部位における第２相の面積率が少なくともそ
の部位の最大せん断応力発生深さまでの表層部で５０％
以上である構成とし、請求項１５記載の耐高面圧部材に
おいては、転がり接触による転動疲労を受けかつ表面起
点の剥離に敏感な部位における第２相の面積率が最表面
で３〜１００％である構成とし、さらに請求項１６記載
の耐高面圧部材においては、転がり接触による転動疲労
を受けかつ表面起点の剥離に敏感な部位における第２相
の面積率が最表面で５０〜８０％である構成としたこと
を特徴としている。
部材の実施形態として、請求項３に係わる耐高面圧部材
においては、第２相領域には炭化物として少なくともＣ
ｒを含むＭ２３Ｃ６型炭化物が分散析出している構成と
し、請求項８に係わる耐高面圧部材においては、第２相
領域に、前記炭化物が面積率で０．３〜３０％分散析出
している構成とし、請求項１０に係わる耐高面圧部材に
おいては、曲げ応力の繰り返し負荷によって曲げ疲労を
受ける部位における第２相の面積率が最表面で９０％以
下であり、請求項１１に係わる耐高面圧部材においては
３０％以下、請求項１２に係わる耐高面圧部材において
はショットピーニングが施してある構成とし、請求項１
３に係わる耐高面圧部材においては、転がり接触による
せん断応力の繰り返し負荷によって転動疲労を受ける部
位における第２相の面積率が少なくともその部位の最大
せん断応力発生位置までの表層部で３％以上である構成
とし、請求項１４記載の耐高面圧部材においては、転が
り接触によるせん断応力の繰り返し負荷によって転動疲
労を受ける部位における第２相の面積率が少なくともそ
の部位の最大せん断応力発生深さまでの表層部で５０％
以上である構成とし、請求項１５記載の耐高面圧部材に
おいては、転がり接触による転動疲労を受けかつ表面起
点の剥離に敏感な部位における第２相の面積率が最表面
で３〜１００％である構成とし、さらに請求項１６記載
の耐高面圧部材においては、転がり接触による転動疲労
を受けかつ表面起点の剥離に敏感な部位における第２相
の面積率が最表面で５０〜８０％である構成としたこと
を特徴としている。
【００１０】本発明の請求項１８に係わる耐高面圧部材
の製造方法は、Ｃｒを含有する機械構造用鋼からなる部
材に浸炭処理を施して表面炭素濃度を０．６〜１．５％
の範囲にする浸炭工程と、式：Ｔ＝６７５＋１２０・Ｓ
ｉ（％）−２７・Ｎｉ（％）＋３０・Ｃｒ（％）＋２１
５・Ｍｏ（％）−４００・Ｖ（％）により算出される温
度Ｔ（℃）を上限とする温度に浸炭処理された部材を保
持して炭化物を析出させる炭化物析出工程と、炭化物を
析出させた部材をＡＣ１変態温度以上の温度に保持した
のち急冷する焼入れ工程からなる構成としており、耐高
面圧部材の製造方法におけるこのような構成を前述した
従来の課題を解決するための手段としたことを特徴とし
ている。
の製造方法は、Ｃｒを含有する機械構造用鋼からなる部
材に浸炭処理を施して表面炭素濃度を０．６〜１．５％
の範囲にする浸炭工程と、式：Ｔ＝６７５＋１２０・Ｓ
ｉ（％）−２７・Ｎｉ（％）＋３０・Ｃｒ（％）＋２１
５・Ｍｏ（％）−４００・Ｖ（％）により算出される温
度Ｔ（℃）を上限とする温度に浸炭処理された部材を保
持して炭化物を析出させる炭化物析出工程と、炭化物を
析出させた部材をＡＣ１変態温度以上の温度に保持した
のち急冷する焼入れ工程からなる構成としており、耐高
面圧部材の製造方法におけるこのような構成を前述した
従来の課題を解決するための手段としたことを特徴とし
ている。
【００１１】本発明の請求項１９に係わる耐高面圧部材
の製造方法においては、転がり接触による最大せん断応
力発生深さ位置の炭素濃度を０．５％以上の範囲にする
浸炭工程を行う構成とし、請求項２０に係わる製造方法
においては、浸炭工程における浸炭温度Ｔc （℃）に対
する浸炭後の拡散温度Ｔd （℃）の比（Ｔd ／Ｔc ）が
１．０５〜１．２５の範囲である構成とし、請求項２１
に係わる製造方法においては、浸炭工程が終了した後、
炭化物析出工程に移行するまでの冷却速度が毎分１０℃
以上である構成とし、請求項２２に係わる製造方法にお
いては、浸炭と同時、あるいは浸炭終了後に窒化処理を
施す構成としている。
の製造方法においては、転がり接触による最大せん断応
力発生深さ位置の炭素濃度を０．５％以上の範囲にする
浸炭工程を行う構成とし、請求項２０に係わる製造方法
においては、浸炭工程における浸炭温度Ｔc （℃）に対
する浸炭後の拡散温度Ｔd （℃）の比（Ｔd ／Ｔc ）が
１．０５〜１．２５の範囲である構成とし、請求項２１
に係わる製造方法においては、浸炭工程が終了した後、
炭化物析出工程に移行するまでの冷却速度が毎分１０℃
以上である構成とし、請求項２２に係わる製造方法にお
いては、浸炭と同時、あるいは浸炭終了後に窒化処理を
施す構成としている。
【００１２】また、本発明の請求項２３に係わる耐高面
圧部材の製造方法は、Ｃｒと、０．６〜１．５％の炭素
を含有する機械構造用鋼からなる部材を式：Ｔ＝６７５
＋１２０・Ｓｉ（％）−２７・Ｎｉ（％）＋３０・Ｃｒ
（％）＋２１５・Ｍｏ（％）−４００・Ｖ（％）により
算出される温度Ｔ（℃）を上限とする温度に保持して炭
化物を析出させる炭化物析出工程と、炭化物を析出させ
た部材をＡＣ１変態温度以上の温度に保持したのち急冷
する焼入れ工程からなる構成、本発明の請求項２４に係
わる耐高面圧部材の製造方法は、Ｃｒ：１．２〜３．２
％、Ｍｏ：０．２５〜２．０％、Ｃ：０．６〜１．５％
を含有する機械構造用鋼からなる部材を式：Ｔ＝６７５
＋１２０・Ｓｉ（％）−２７・Ｎｉ（％）＋３０・Ｃｒ
（％）＋２１５・Ｍｏ（％）−４００・Ｖ（％）により
算出される温度Ｔ（℃）を上限とする温度に保持して炭
化物を析出させる炭化物析出工程と、炭化物を析出させ
た部材をＡＣ１変態温度以上の温度に保持したのち急冷
する焼入れ工程からなる構成としており、耐高面圧部材
の製造方法におけるこのような構成を前述した従来の課
題を解決するための手段としたことを特徴としている。
そして、本発明の請求項２５に係わる耐高面圧部材の製
造方法においては、ＡＣ１変態温度以上の温度における
保持が炭化物析出工程を兼ねている構成としたことを特
徴としている。
圧部材の製造方法は、Ｃｒと、０．６〜１．５％の炭素
を含有する機械構造用鋼からなる部材を式：Ｔ＝６７５
＋１２０・Ｓｉ（％）−２７・Ｎｉ（％）＋３０・Ｃｒ
（％）＋２１５・Ｍｏ（％）−４００・Ｖ（％）により
算出される温度Ｔ（℃）を上限とする温度に保持して炭
化物を析出させる炭化物析出工程と、炭化物を析出させ
た部材をＡＣ１変態温度以上の温度に保持したのち急冷
する焼入れ工程からなる構成、本発明の請求項２４に係
わる耐高面圧部材の製造方法は、Ｃｒ：１．２〜３．２
％、Ｍｏ：０．２５〜２．０％、Ｃ：０．６〜１．５％
を含有する機械構造用鋼からなる部材を式：Ｔ＝６７５
＋１２０・Ｓｉ（％）−２７・Ｎｉ（％）＋３０・Ｃｒ
（％）＋２１５・Ｍｏ（％）−４００・Ｖ（％）により
算出される温度Ｔ（℃）を上限とする温度に保持して炭
化物を析出させる炭化物析出工程と、炭化物を析出させ
た部材をＡＣ１変態温度以上の温度に保持したのち急冷
する焼入れ工程からなる構成としており、耐高面圧部材
の製造方法におけるこのような構成を前述した従来の課
題を解決するための手段としたことを特徴としている。
そして、本発明の請求項２５に係わる耐高面圧部材の製
造方法においては、ＡＣ１変態温度以上の温度における
保持が炭化物析出工程を兼ねている構成としたことを特
徴としている。
【００１３】
【発明の実施の形態】本発明に係わる耐高面圧部材は、
Ｃｒを含有する機械構造用鋼のマルテンサイトあるいは
ベイナイト組織の基地に平均粒径３μｍ以下の微細な炭
化物を球状ないし擬球状に分散析出させてなるもの、あ
るいはマルテンサイトまたはベイナイト組織からなり炭
化物が実質的に存在しない第１相と、上記微細炭化物が
球状ないし擬球状に分散析出した第２相とを備えた二相
組織としたものであるから、準高温〜高温下においても
高い硬度が確保され、局所面圧が３ＧＰａを超えるよう
な高面圧下においても面疲労強度に優れたものとなる。
しかし、炭化物の平均粒径が３μｍを超えてしまった
り、球状や擬球状ではなく網状に析出してしまったりし
た場合には、室温硬度や高温軟化抵抗は向上するもの
の、析出した炭化物が応力集中源として作用し、クラッ
クの起点や伝播経路となりやすくなるため、転動疲労寿
命の向上作用が低下することになる。
Ｃｒを含有する機械構造用鋼のマルテンサイトあるいは
ベイナイト組織の基地に平均粒径３μｍ以下の微細な炭
化物を球状ないし擬球状に分散析出させてなるもの、あ
るいはマルテンサイトまたはベイナイト組織からなり炭
化物が実質的に存在しない第１相と、上記微細炭化物が
球状ないし擬球状に分散析出した第２相とを備えた二相
組織としたものであるから、準高温〜高温下においても
高い硬度が確保され、局所面圧が３ＧＰａを超えるよう
な高面圧下においても面疲労強度に優れたものとなる。
しかし、炭化物の平均粒径が３μｍを超えてしまった
り、球状や擬球状ではなく網状に析出してしまったりし
た場合には、室温硬度や高温軟化抵抗は向上するもの
の、析出した炭化物が応力集中源として作用し、クラッ
クの起点や伝播経路となりやすくなるため、転動疲労寿
命の向上作用が低下することになる。
【００１４】このときの炭化物としては、高温下での転
動疲労時にも安定であり、硬度低下を抑制すると共に、
内部組織の変化を遅延して転動疲労寿命を向上させる傾
向があることから、Ｍ３Ｃ型炭化物よりも、Ｃｒを含む
Ｍ２３Ｃ６型の炭化物であることが望ましい。
動疲労時にも安定であり、硬度低下を抑制すると共に、
内部組織の変化を遅延して転動疲労寿命を向上させる傾
向があることから、Ｍ３Ｃ型炭化物よりも、Ｃｒを含む
Ｍ２３Ｃ６型の炭化物であることが望ましい。
【００１５】なお、このようなＣｒを含有する鋼として
は、ＪＩＳでは、例えばＧ ４１０４に規定されるクロ
ム鋼（ＳＣｒ系列）、Ｇ ４１０５に規定されるクロム
モリブデン鋼（ＳＣＭ系列）、Ｇ ４１０３に規定され
るニッケルクロムモリブデン鋼（ＳＮＣＭ系列）などを
使用することができる。また、ＳＡＥとしては５２１０
０ｂ鋼、ＡＩＳＩでは、６０２，６０３鋼、ＡＳＴＭで
は、Ａ３８７Ｇｒ１１，Ｇｒ２１，Ｇｒ２２鋼などがあ
る。
は、ＪＩＳでは、例えばＧ ４１０４に規定されるクロ
ム鋼（ＳＣｒ系列）、Ｇ ４１０５に規定されるクロム
モリブデン鋼（ＳＣＭ系列）、Ｇ ４１０３に規定され
るニッケルクロムモリブデン鋼（ＳＮＣＭ系列）などを
使用することができる。また、ＳＡＥとしては５２１０
０ｂ鋼、ＡＩＳＩでは、６０２，６０３鋼、ＡＳＴＭで
は、Ａ３８７Ｇｒ１１，Ｇｒ２１，Ｇｒ２２鋼などがあ
る。
【００１６】本発明に係わる耐高面圧部材においては、
例えば１．２〜３．２％のＣｒと、０．２５〜２．０％
のＭｏを含有する機械構造用鋼を使用することにより、
炭化物物が球状ないし擬球状に分散析出し、準高温〜高
温下においても面疲労強度に優れたものとなる。なお、
本発明においてＣｒは、炭化物、とくにＭ２３Ｃ６型の
炭化物を形成する元素として必要な合金成分であるが、
上記範囲の添加量で済み、素材費の増加や切削性の低下
を引き起こすこともない。このＣｒが１．２％を下回る
と、炭化物の析出量が低減して期待した転動疲労寿命が
得られなくなる一方、３．２％を超えると切削性の低下
を招くことになる。また、ＭｏはＣｒと同時に添加する
ことによりＭ２３Ｃ６型の炭化物が安定に析出するよう
になり、０．２５％未満ではこのような安定析出の効果
が期待できず、２％を超えると切削性が低下することが
ある。
例えば１．２〜３．２％のＣｒと、０．２５〜２．０％
のＭｏを含有する機械構造用鋼を使用することにより、
炭化物物が球状ないし擬球状に分散析出し、準高温〜高
温下においても面疲労強度に優れたものとなる。なお、
本発明においてＣｒは、炭化物、とくにＭ２３Ｃ６型の
炭化物を形成する元素として必要な合金成分であるが、
上記範囲の添加量で済み、素材費の増加や切削性の低下
を引き起こすこともない。このＣｒが１．２％を下回る
と、炭化物の析出量が低減して期待した転動疲労寿命が
得られなくなる一方、３．２％を超えると切削性の低下
を招くことになる。また、ＭｏはＣｒと同時に添加する
ことによりＭ２３Ｃ６型の炭化物が安定に析出するよう
になり、０．２５％未満ではこのような安定析出の効果
が期待できず、２％を超えると切削性が低下することが
ある。
【００１７】また、本発明に係わる耐高面圧部材におい
ては、そのＳ含有量を０．０１％以下とすることによっ
て、ＭｎＳ系の介在物が低減し、被削性は低下するもの
の、安定した高寿命が得られるようになる。Ｓ量が０．
０１％を超えるとＭｎＳ系介在物が切削を容易にする一
方で、転がり接触下ではＭｎＳ系介在物を起点とした内
部起点剥離が発生する確率が高くなり、安定した寿命が
得難くなる。
ては、そのＳ含有量を０．０１％以下とすることによっ
て、ＭｎＳ系の介在物が低減し、被削性は低下するもの
の、安定した高寿命が得られるようになる。Ｓ量が０．
０１％を超えるとＭｎＳ系介在物が切削を容易にする一
方で、転がり接触下ではＭｎＳ系介在物を起点とした内
部起点剥離が発生する確率が高くなり、安定した寿命が
得難くなる。
【００１８】本発明に係わる耐高面圧部材においては、
少なくとも表面から研削後表面となる位置における窒素
固溶量を０．０１〜０．５％とすることができる。窒素
の固溶はＡｃｍ線を高炭素領域に拡げる効果があるの
で、０．０１％以上の添加によって網目状炭化物の析出
が防止される。しかし、窒素固溶量が０．５％を超える
とマトリックス中の炭素固溶量が増え、Ｍ２３Ｃ６型炭
化物の析出量が低下する傾向がある。
少なくとも表面から研削後表面となる位置における窒素
固溶量を０．０１〜０．５％とすることができる。窒素
の固溶はＡｃｍ線を高炭素領域に拡げる効果があるの
で、０．０１％以上の添加によって網目状炭化物の析出
が防止される。しかし、窒素固溶量が０．５％を超える
とマトリックス中の炭素固溶量が増え、Ｍ２３Ｃ６型炭
化物の析出量が低下する傾向がある。
【００１９】また、第２相領域や、少なくとも内部剥離
が発生しやすい表面から転がり接触による最大せん断応
力発生深さまでの位置に、面積率で０．３〜３０％の炭
化物が分散析出するようになすことにより、ピッティン
グ強度，転動疲労強度などの面疲労強度に優れたものと
なる。なお、このとき炭化物の析出面積が０．３％に満
たないときには、常温硬度や焼戻し硬度が向上せず、十
分なピッティング強度，転動疲労強度を得ることができ
ず、炭化物の析出面積が３０％を超えたときには、靭性
が低下しやすくなると共に、合金元素が炭化物に固溶す
ることによって、マトリックス中の合金元素が不足し、
軟質層が局部的に形成されやすくなる傾向がある。
が発生しやすい表面から転がり接触による最大せん断応
力発生深さまでの位置に、面積率で０．３〜３０％の炭
化物が分散析出するようになすことにより、ピッティン
グ強度，転動疲労強度などの面疲労強度に優れたものと
なる。なお、このとき炭化物の析出面積が０．３％に満
たないときには、常温硬度や焼戻し硬度が向上せず、十
分なピッティング強度，転動疲労強度を得ることができ
ず、炭化物の析出面積が３０％を超えたときには、靭性
が低下しやすくなると共に、合金元素が炭化物に固溶す
ることによって、マトリックス中の合金元素が不足し、
軟質層が局部的に形成されやすくなる傾向がある。
【００２０】さらに、転がり接触による転動疲労を受け
る部位における表面炭素濃度を０．６〜１．５％とする
ことにより、高い硬度が保持され、疲労強度が向上する
ことになる。このとき炭素濃度が０．６％未満の場合に
は第２相中の炭化物面積率確保することができないた
め、硬度を確保することができず、逆に、表面炭素濃度
が１．５％を超えた場合には、Ｍ３Ｃ型の炭化物が析出
しやすくなり、平均粒径が３μｍを超えて網状に成長す
る傾向がある。
る部位における表面炭素濃度を０．６〜１．５％とする
ことにより、高い硬度が保持され、疲労強度が向上する
ことになる。このとき炭素濃度が０．６％未満の場合に
は第２相中の炭化物面積率確保することができないた
め、硬度を確保することができず、逆に、表面炭素濃度
が１．５％を超えた場合には、Ｍ３Ｃ型の炭化物が析出
しやすくなり、平均粒径が３μｍを超えて網状に成長す
る傾向がある。
【００２１】本発明に係わる耐高面圧部材は、とくに高
面圧の転動疲労強度が要求されるトロイダル型無段変速
機用転動体に適用することによってその特性を発揮し、
装置の小型化、耐用寿命向上に寄与することになる。こ
のようなトロイダル式無段変速機のディスクやパワーロ
ーラにおいては、転動疲労強度と曲げ疲労強度とが両立
していなければならず、しかもその要求特性は必ずしも
一様ではなく、各転動体の部位によってそれぞれ相違す
る。
面圧の転動疲労強度が要求されるトロイダル型無段変速
機用転動体に適用することによってその特性を発揮し、
装置の小型化、耐用寿命向上に寄与することになる。こ
のようなトロイダル式無段変速機のディスクやパワーロ
ーラにおいては、転動疲労強度と曲げ疲労強度とが両立
していなければならず、しかもその要求特性は必ずしも
一様ではなく、各転動体の部位によってそれぞれ相違す
る。
【００２２】すなわち、入出力ディスクの頂上側内径孔
角部（図１０（ｂ）中Ｆ部）やパワーローラ内輪のベア
リング溝側内径孔角部（図１０（ａ）中Ｄ部）のよう
に、転がり接触はしないものの、曲げ応力の繰り返し負
荷による曲げ疲労を受ける部位については、前記第２相
の面積率を最表面で９０％以下、さらに好適には３０％
以下とすると共に、ショットピーニングを施すことが望
ましく、これによって当該部分に第１相の加工誘起変態
および圧縮残留応力が生じ、曲げ疲労強度が向上するこ
とになる。なお、このとき第２相の面積率が９０％を超
えると、第２相中に分散した炭化物が亀裂の起点あるい
は伝播経路として作用しやすくなると共に、第１相の加
工誘起変態が不十分となり、さらにはショットピーニン
グ時に微細クラックが発生しやすくなって曲げ疲労強度
の向上幅が小さくなる傾向がある。
角部（図１０（ｂ）中Ｆ部）やパワーローラ内輪のベア
リング溝側内径孔角部（図１０（ａ）中Ｄ部）のよう
に、転がり接触はしないものの、曲げ応力の繰り返し負
荷による曲げ疲労を受ける部位については、前記第２相
の面積率を最表面で９０％以下、さらに好適には３０％
以下とすると共に、ショットピーニングを施すことが望
ましく、これによって当該部分に第１相の加工誘起変態
および圧縮残留応力が生じ、曲げ疲労強度が向上するこ
とになる。なお、このとき第２相の面積率が９０％を超
えると、第２相中に分散した炭化物が亀裂の起点あるい
は伝播経路として作用しやすくなると共に、第１相の加
工誘起変態が不十分となり、さらにはショットピーニン
グ時に微細クラックが発生しやすくなって曲げ疲労強度
の向上幅が小さくなる傾向がある。
【００２３】また、入出力ディスクのトラクション面
（図１０（ｂ）中Ｅ部）、パワーローラのトラクション
面（図１０（ａ）中Ａ部）およびベアリング溝部（図１
０（ａ）中Ｂ，Ｃ部）のように、せん断応力の繰り返し
負荷による転動疲労を受ける部位については、炭化物が
微細に分散析出している第２相の面積率を少なくともそ
の部位の最大せん断応力発生深さまでの表層部で３％以
上、さらに好ましくは５０％以上にすることが望まし
く、これによって内部起点型の転動疲労強度が改善さ
れ、転動疲労寿命が向上することになる。さらに、当該
部位においては、その炭素濃度を０．５％以上とするこ
とも望ましく、ピッティング強度、転動疲労強が十分な
ものとなる。なお、炭素濃度が０．５％未満の場合に
は、転がり接触による最大せん断応力発生深さ位置にお
ける炭化物面積率を確保することができず、常温硬度や
焼き戻し硬度が向上しにくい傾向がある。
（図１０（ｂ）中Ｅ部）、パワーローラのトラクション
面（図１０（ａ）中Ａ部）およびベアリング溝部（図１
０（ａ）中Ｂ，Ｃ部）のように、せん断応力の繰り返し
負荷による転動疲労を受ける部位については、炭化物が
微細に分散析出している第２相の面積率を少なくともそ
の部位の最大せん断応力発生深さまでの表層部で３％以
上、さらに好ましくは５０％以上にすることが望まし
く、これによって内部起点型の転動疲労強度が改善さ
れ、転動疲労寿命が向上することになる。さらに、当該
部位においては、その炭素濃度を０．５％以上とするこ
とも望ましく、ピッティング強度、転動疲労強が十分な
ものとなる。なお、炭素濃度が０．５％未満の場合に
は、転がり接触による最大せん断応力発生深さ位置にお
ける炭化物面積率を確保することができず、常温硬度や
焼き戻し硬度が向上しにくい傾向がある。
【００２４】さらに、パワーローラのベアリング溝部
（図１０（ａ）中Ｂ，Ｃ部）のように、トラクション面
に較べて接触楕円が小さくなることなどから異物噛み込
みなどによる表面圧痕起点の剥離に敏感で、耐異物噛み
込み性も要求される部位については、炭化物を微細に分
散析出させた第２相の面積率を最表面で３〜１００％、
さらに好ましくは５０〜８０％の範囲とすることが望ま
しく、これによって第２相よりは硬度が低く、残留オー
ステナイト量の多い第１相が最表面での圧痕の応力集中
を緩和して、耐異物噛み込み性も向上することになる。
（図１０（ａ）中Ｂ，Ｃ部）のように、トラクション面
に較べて接触楕円が小さくなることなどから異物噛み込
みなどによる表面圧痕起点の剥離に敏感で、耐異物噛み
込み性も要求される部位については、炭化物を微細に分
散析出させた第２相の面積率を最表面で３〜１００％、
さらに好ましくは５０〜８０％の範囲とすることが望ま
しく、これによって第２相よりは硬度が低く、残留オー
ステナイト量の多い第１相が最表面での圧痕の応力集中
を緩和して、耐異物噛み込み性も向上することになる。
【００２５】本発明に係わる耐高面圧部材の製造方法
は、炭素含量の低い素材を用いて浸炭処理を行う場合
と、浸炭処理を行うことなく比較的炭素含有量の高い素
材を用いる場合の２種類に大別され、第１の方法におい
ては、主に浸炭工程と炭化物析出工程と焼入れ工程とか
らなり、Ｃｒを含有する機械構造用鋼からなる部材に、
表面炭素濃度が０．６〜１．５％の範囲となるように浸
炭処理し、浸炭処理した部材をＴ＝６７５＋１２０・Ｓ
ｉ（％）−２７・Ｎｉ（％）＋３０・Ｃｒ（％）＋２１
５・Ｍｏ（％）−４００・Ｖ（％）により算出される温
度Ｔ（℃）を上限とする温度に保持して炭化物を析出さ
せ、さらにオーステナイト一相領域温度（Ａ Ｃ１変態温
度以上）に保持したのち焼入れするようにしているの
で、転がり接触による最大せん断応力深さ位置を含む表
層部に粗大で網状のＭ３Ｃ型炭化物が析出するのを抑制
し、微細でしかも準高温〜高温域でも安定なＭ２３Ｃ６
型炭化物が析出し、焼入れ後のマトリックスがマルテン
サイトあるいはベイナイト組織となることから、準高温
〜高温下においても高硬度が確保され、局所面圧が３Ｇ
Ｐａを超える高面圧下においてもピッティング強度，転
動疲労強度などの面疲労強度に優れた耐高面圧部材が得
られることになる。
は、炭素含量の低い素材を用いて浸炭処理を行う場合
と、浸炭処理を行うことなく比較的炭素含有量の高い素
材を用いる場合の２種類に大別され、第１の方法におい
ては、主に浸炭工程と炭化物析出工程と焼入れ工程とか
らなり、Ｃｒを含有する機械構造用鋼からなる部材に、
表面炭素濃度が０．６〜１．５％の範囲となるように浸
炭処理し、浸炭処理した部材をＴ＝６７５＋１２０・Ｓ
ｉ（％）−２７・Ｎｉ（％）＋３０・Ｃｒ（％）＋２１
５・Ｍｏ（％）−４００・Ｖ（％）により算出される温
度Ｔ（℃）を上限とする温度に保持して炭化物を析出さ
せ、さらにオーステナイト一相領域温度（Ａ Ｃ１変態温
度以上）に保持したのち焼入れするようにしているの
で、転がり接触による最大せん断応力深さ位置を含む表
層部に粗大で網状のＭ３Ｃ型炭化物が析出するのを抑制
し、微細でしかも準高温〜高温域でも安定なＭ２３Ｃ６
型炭化物が析出し、焼入れ後のマトリックスがマルテン
サイトあるいはベイナイト組織となることから、準高温
〜高温下においても高硬度が確保され、局所面圧が３Ｇ
Ｐａを超える高面圧下においてもピッティング強度，転
動疲労強度などの面疲労強度に優れた耐高面圧部材が得
られることになる。
【００２６】このとき、浸炭層の表面炭素濃度が０．６
％未満の場合には、硬度を確保することができず、逆に
表面炭素濃度が１．５％を超えた場合には、Ｍ３Ｃ型の
炭化物が析出しやすくなり、平均粒径が３μｍを超えて
網状に成長するため好ましくない。なお、浸炭処理方法
としては、特に限定されず、固体浸炭法、液体浸炭法お
よびガス浸炭法などを用いることができるが、できれば
真空浸炭法やプラズマ浸炭法を採用することが望まし
い。これは、真空浸炭法やプラズマ浸炭法は、真空処理
であることから表面に粒界酸化層が形成されず、炭化物
形成元素としてＣｒなどの濃度が表層付近で低下するこ
とがなく、表層まで炭化物が形成されると共に、浸炭性
を阻害する表面のＣｒ系酸化膜が処理中生成し難いなど
の利点があることによる。
％未満の場合には、硬度を確保することができず、逆に
表面炭素濃度が１．５％を超えた場合には、Ｍ３Ｃ型の
炭化物が析出しやすくなり、平均粒径が３μｍを超えて
網状に成長するため好ましくない。なお、浸炭処理方法
としては、特に限定されず、固体浸炭法、液体浸炭法お
よびガス浸炭法などを用いることができるが、できれば
真空浸炭法やプラズマ浸炭法を採用することが望まし
い。これは、真空浸炭法やプラズマ浸炭法は、真空処理
であることから表面に粒界酸化層が形成されず、炭化物
形成元素としてＣｒなどの濃度が表層付近で低下するこ
とがなく、表層まで炭化物が形成されると共に、浸炭性
を阻害する表面のＣｒ系酸化膜が処理中生成し難いなど
の利点があることによる。
【００２７】本発明において、素材鋼中のＣｒは、前述
のように、炭化物、とくにＭ２３Ｃ ６型の炭化物を形成
する必須の合金成分であるが、その添加量については、
その作用を確実なものにする一方、コスト増や切削性の
低下を避ける観点から、１〜４％程度の添加が望まし
い。
のように、炭化物、とくにＭ２３Ｃ ６型の炭化物を形成
する必須の合金成分であるが、その添加量については、
その作用を確実なものにする一方、コスト増や切削性の
低下を避ける観点から、１〜４％程度の添加が望まし
い。
【００２８】炭化物を析出させるための保持温度の上限
値を算出するために用いられる上記Ｔ式は、多数の実験
により求められたものであって、浸炭処理後の部材をそ
の合金成分に応じて算出された温度Ｔ（℃）以下に保持
することによって、Ｍ２３Ｃ ６型の炭化物が析出する。
Ｍ２３Ｃ６型炭化物は、その平均粒径が１μｍ以下と極
めて微細であることから、応力集中源にはなりにくく、
また、マルテンサイトあるいはベイナイトの結晶粒内に
分散析出するため、準高温〜高温下においても軟化しに
くく高硬度が確保されることになる。炭化物析出処理時
間、すなわち温度Ｔでの保持時間については、必ずしも
平衡状態まで保持する必要はなく、１０分から１０時間
程度の範囲で選択される。また、炭化物析出処理の下限
温度としては、生産性の観点から５００℃以上とするこ
とが望ましい。
値を算出するために用いられる上記Ｔ式は、多数の実験
により求められたものであって、浸炭処理後の部材をそ
の合金成分に応じて算出された温度Ｔ（℃）以下に保持
することによって、Ｍ２３Ｃ ６型の炭化物が析出する。
Ｍ２３Ｃ６型炭化物は、その平均粒径が１μｍ以下と極
めて微細であることから、応力集中源にはなりにくく、
また、マルテンサイトあるいはベイナイトの結晶粒内に
分散析出するため、準高温〜高温下においても軟化しに
くく高硬度が確保されることになる。炭化物析出処理時
間、すなわち温度Ｔでの保持時間については、必ずしも
平衡状態まで保持する必要はなく、１０分から１０時間
程度の範囲で選択される。また、炭化物析出処理の下限
温度としては、生産性の観点から５００℃以上とするこ
とが望ましい。
【００２９】このとき、合金成分に応じて算出された温
度Ｔ（℃）を超えた温度で炭化物析出処理がなされる
と、Ｍ２３Ｃ６型の炭化物は析出せず、固溶組織となっ
て高硬度が得られないことからピッティング強度や転動
疲労強度が不十分なものとなる。
度Ｔ（℃）を超えた温度で炭化物析出処理がなされる
と、Ｍ２３Ｃ６型の炭化物は析出せず、固溶組織となっ
て高硬度が得られないことからピッティング強度や転動
疲労強度が不十分なものとなる。
【００３０】焼入れ工程におけるオーステナイト領域温
度での保持時間については、長すぎると炭化物析出工程
において析出した炭化物が再固溶してしまうことから、
３０分〜２時間程度が適当であって、２時間を超えるよ
うな処理は避けることが望ましい。
度での保持時間については、長すぎると炭化物析出工程
において析出した炭化物が再固溶してしまうことから、
３０分〜２時間程度が適当であって、２時間を超えるよ
うな処理は避けることが望ましい。
【００３１】このとき、転がり接触による最大せん断応
力発生深さ位置の炭素濃度が０．５％以上の範囲となる
ように浸炭処理することが望ましく、これにより、ピッ
ティング強度、転動疲労強度が確保される。ここで、転
がり接触による最大せん断応力深さ位置の炭素濃度が
０．５％未満の場合は、この深さ位置において炭化物面
積率０．３％を満足できず、常温硬度や焼戻し硬度が向
上せず、十分なピッティング強度、転動疲労強度を得る
ことができなくなる。
力発生深さ位置の炭素濃度が０．５％以上の範囲となる
ように浸炭処理することが望ましく、これにより、ピッ
ティング強度、転動疲労強度が確保される。ここで、転
がり接触による最大せん断応力深さ位置の炭素濃度が
０．５％未満の場合は、この深さ位置において炭化物面
積率０．３％を満足できず、常温硬度や焼戻し硬度が向
上せず、十分なピッティング強度、転動疲労強度を得る
ことができなくなる。
【００３２】本発明において、素材鋼中のＣｒは、前述
のように、炭化物、とくにＭ２３Ｃ ６型の炭化物を形成
する必須の合金成分であるが、その添加量については、
その作用を確実なものにする一方、コスト増や切削性の
低下を避ける観点から、１．２〜３．２％の添加が望ま
しい。ＭｏはＣｒと同時に添加することで、Ｍ２３Ｃ ６
型の炭化物が安定析出するようになるため添加したもの
であるが、０．２５％未満ではＭ２３Ｃ６型炭化物の安
定な析出が期待できず、２％を超えると切削性が低下す
る傾向がある。
のように、炭化物、とくにＭ２３Ｃ ６型の炭化物を形成
する必須の合金成分であるが、その添加量については、
その作用を確実なものにする一方、コスト増や切削性の
低下を避ける観点から、１．２〜３．２％の添加が望ま
しい。ＭｏはＣｒと同時に添加することで、Ｍ２３Ｃ ６
型の炭化物が安定析出するようになるため添加したもの
であるが、０．２５％未満ではＭ２３Ｃ６型炭化物の安
定な析出が期待できず、２％を超えると切削性が低下す
る傾向がある。
【００３３】本発明に係わる耐高面圧部材の製造方法に
おいては、真空浸炭法やプラズマ浸炭法によって浸炭処
理を施すに際して、浸炭温度Ｔc （℃）に対する浸炭後
の拡散温度Ｔd （℃）の比（Ｔd ／Ｔc ）が１．０５〜
１．２５の範囲となるような条件を採用しているので、
浸炭時に粒界に析出する網状炭化物が消失しやすくな
る。このとき、Ｔd ／Ｔc 比が１．０５に満たない場合
にはこのような効果が得難くなる。また、高温拡散ほど
内部への炭素の拡散係数が大きくなり、網状炭化物が消
失しやすくなるが、Ｔd ／Ｔc 比が１．２５を上回る
と、鋼の表面が溶融することがあるので、１．２５を上
限とすることが好ましい。
おいては、真空浸炭法やプラズマ浸炭法によって浸炭処
理を施すに際して、浸炭温度Ｔc （℃）に対する浸炭後
の拡散温度Ｔd （℃）の比（Ｔd ／Ｔc ）が１．０５〜
１．２５の範囲となるような条件を採用しているので、
浸炭時に粒界に析出する網状炭化物が消失しやすくな
る。このとき、Ｔd ／Ｔc 比が１．０５に満たない場合
にはこのような効果が得難くなる。また、高温拡散ほど
内部への炭素の拡散係数が大きくなり、網状炭化物が消
失しやすくなるが、Ｔd ／Ｔc 比が１．２５を上回る
と、鋼の表面が溶融することがあるので、１．２５を上
限とすることが好ましい。
【００３４】一方、浸炭拡散後、炭化物析出工程までの
冷却速度が遅いと、過飽和の炭素が粒界に網状に析出し
やすくなることから、このときの冷却速度を１０℃／分
以上にすることが望ましい。この冷却速度を１０℃／分
以上にするための方法としては、浸炭拡散室内で炭化物
析出温度までガス冷却するか、浸炭拡散室以外の冷却室
に移して炭化物析出温度まで降温するか、あるいは浸炭
拡散後一旦焼入れしてその後炭化物析出温度まで加熱す
る方法が好ましい。
冷却速度が遅いと、過飽和の炭素が粒界に網状に析出し
やすくなることから、このときの冷却速度を１０℃／分
以上にすることが望ましい。この冷却速度を１０℃／分
以上にするための方法としては、浸炭拡散室内で炭化物
析出温度までガス冷却するか、浸炭拡散室以外の冷却室
に移して炭化物析出温度まで降温するか、あるいは浸炭
拡散後一旦焼入れしてその後炭化物析出温度まで加熱す
る方法が好ましい。
【００３５】さらに、当該耐高面圧部材の製造方法にお
いては、上記工程に加えて、浸炭と同時（浸炭窒化）、
あるいは浸炭終了後に窒化処理を施すことによって、固
溶した窒素の働きで網目状炭化物の析出が防止されるこ
とになる。
いては、上記工程に加えて、浸炭と同時（浸炭窒化）、
あるいは浸炭終了後に窒化処理を施すことによって、固
溶した窒素の働きで網目状炭化物の析出が防止されるこ
とになる。
【００３６】比較的炭素含有量の高い素材を用いる第２
の方法においては、Ｃｒと、０．６〜１．５％の炭素を
含有する機械構造用鋼からなる部材を上記計算式によっ
て算出される温度Ｔ（℃）を上限とする温度に保持して
炭化物を析出させたのち、さらにＡ１線以上のオーステ
ナイト一相領域温度に保持して、焼入れするようにして
いるので、転がり接触による最大せん断応力深さ位置を
含む表層部に粗大で網状のＭ３Ｃ型炭化物（セメンタイ
ト）の析出が抑制され、微細で準高温〜高温（３００℃
以下）でも安定なＭ２３Ｃ６型炭化物が析出し、なおか
つマトリックスがマルテンサイト組織となるため、準高
温〜高温となっても高硬度が確保され、局所面圧が３Ｇ
Ｐａを超える高面圧下においてもピッティング強度，転
動疲労強度などの面疲労強度に優れた耐高面圧部材が得
られることになり、しかも浸炭工程を必要としないため
製造コストが安価なものとなる。
の方法においては、Ｃｒと、０．６〜１．５％の炭素を
含有する機械構造用鋼からなる部材を上記計算式によっ
て算出される温度Ｔ（℃）を上限とする温度に保持して
炭化物を析出させたのち、さらにＡ１線以上のオーステ
ナイト一相領域温度に保持して、焼入れするようにして
いるので、転がり接触による最大せん断応力深さ位置を
含む表層部に粗大で網状のＭ３Ｃ型炭化物（セメンタイ
ト）の析出が抑制され、微細で準高温〜高温（３００℃
以下）でも安定なＭ２３Ｃ６型炭化物が析出し、なおか
つマトリックスがマルテンサイト組織となるため、準高
温〜高温となっても高硬度が確保され、局所面圧が３Ｇ
Ｐａを超える高面圧下においてもピッティング強度，転
動疲労強度などの面疲労強度に優れた耐高面圧部材が得
られることになり、しかも浸炭工程を必要としないため
製造コストが安価なものとなる。
【００３７】このとき、素材鋼として、１．２〜３．２
％のＣｒと、０．２５〜２．０％のＭｏと、０．６〜
１．５％のＣを含む機械構造用鋼を用いることができ
る。
％のＣｒと、０．２５〜２．０％のＭｏと、０．６〜
１．５％のＣを含む機械構造用鋼を用いることができ
る。
【００３８】また、本発明に係わる耐高面圧部材の製造
方法においては、焼入れ前のオーステナイト領域温度
（ＡＣ１変態温度以上）における保持と炭化物析出工程
とを兼ねて行うこともでき、Ａ１変態温度が炭化物析出
温度に一致する場合には工程が簡略化され、コスト低減
が図られる。
方法においては、焼入れ前のオーステナイト領域温度
（ＡＣ１変態温度以上）における保持と炭化物析出工程
とを兼ねて行うこともでき、Ａ１変態温度が炭化物析出
温度に一致する場合には工程が簡略化され、コスト低減
が図られる。
【００３９】なお、本発明に係わる耐高面圧部材の製造
方法においては、炭化物が実質的に析出していないマル
テンサイトあるいはベイナイト組織の第１相と、マルテ
ンサイトあるいはベイナイト組織からなる基地に炭化物
を微細に分散析出させた第２相からなる二相組織の耐高
面圧部材も、全域に上記炭化物が均一に分散した一相組
織の耐高面圧部材も基本的に同様の工程によって得られ
るが、二相組織における第２相の面積率は、浸炭処理に
よる表面炭素濃度、炭化物析出工程における保持温度お
よび保持時間、さらにオーステナイト領域温度での保持
温度および保持時間を調整することによって制御するこ
とができ、浸炭処理による表面炭素濃度が高いほど、炭
化物析出工程の保持温度が高くて保持時間が長いほど、
そして焼き入れ前のオーステナイト領域での保持温度が
低くて保持時間が短いほど、第２相の面積率を高くする
ことができる。そして、第２相の面積率を１００％とす
ることにより一相組織の耐高面圧部材を得ることができ
る。
方法においては、炭化物が実質的に析出していないマル
テンサイトあるいはベイナイト組織の第１相と、マルテ
ンサイトあるいはベイナイト組織からなる基地に炭化物
を微細に分散析出させた第２相からなる二相組織の耐高
面圧部材も、全域に上記炭化物が均一に分散した一相組
織の耐高面圧部材も基本的に同様の工程によって得られ
るが、二相組織における第２相の面積率は、浸炭処理に
よる表面炭素濃度、炭化物析出工程における保持温度お
よび保持時間、さらにオーステナイト領域温度での保持
温度および保持時間を調整することによって制御するこ
とができ、浸炭処理による表面炭素濃度が高いほど、炭
化物析出工程の保持温度が高くて保持時間が長いほど、
そして焼き入れ前のオーステナイト領域での保持温度が
低くて保持時間が短いほど、第２相の面積率を高くする
ことができる。そして、第２相の面積率を１００％とす
ることにより一相組織の耐高面圧部材を得ることができ
る。
【００４０】
【発明の効果】本発明の請求項１に係わる耐高面圧部材
は、上記したようにＣｒを含有する機械構造用鋼からな
り、マルテンサイトあるいはベイナイト組織の基地に平
均粒径３μｍ以下の炭化物を球状ないし擬球状に分散析
出しているものであるから、準高温〜高温下（１００〜
３００℃程度）においても高い硬度を保持することがで
き、高面圧下におけるピッティング強度や転動疲労強度
などを向上させることができ、本発明の請求項２に係わ
る耐高面圧部材は、マルテンサイトあるいはベイナイト
組織からなり、炭化物を実質的に含まない第１相と、マ
ルテンサイトあるいはベイナイト組織の基地に平均粒径
３μｍ以下の炭化物を球状ないし擬球状に分散析出させ
た第２相を備えた構成としたものであるから、全域に炭
化物を均一に析出させた場合に較べて、少ない合金元素
量でありながら、室温硬度が向上すると共に、高温下で
の硬度低下を防止することができ、内部起点型の転動疲
労寿命を向上させることができるという極めて優れた効
果をもたらすものである。
は、上記したようにＣｒを含有する機械構造用鋼からな
り、マルテンサイトあるいはベイナイト組織の基地に平
均粒径３μｍ以下の炭化物を球状ないし擬球状に分散析
出しているものであるから、準高温〜高温下（１００〜
３００℃程度）においても高い硬度を保持することがで
き、高面圧下におけるピッティング強度や転動疲労強度
などを向上させることができ、本発明の請求項２に係わ
る耐高面圧部材は、マルテンサイトあるいはベイナイト
組織からなり、炭化物を実質的に含まない第１相と、マ
ルテンサイトあるいはベイナイト組織の基地に平均粒径
３μｍ以下の炭化物を球状ないし擬球状に分散析出させ
た第２相を備えた構成としたものであるから、全域に炭
化物を均一に析出させた場合に較べて、少ない合金元素
量でありながら、室温硬度が向上すると共に、高温下で
の硬度低下を防止することができ、内部起点型の転動疲
労寿命を向上させることができるという極めて優れた効
果をもたらすものである。
【００４１】本発明の請求項１および請求項３に係わる
耐高面圧部材においては、炭化物としてＭ２３Ｃ６型の
炭化物を含んでいるので、この炭化物が極めて微細にマ
ルテンサイトやベイナイト組織中に分散し、応力集中を
防止すると共に、準高温〜高温下においても高い硬度を
保持してピッティング強度や転動疲労強度などの面疲労
強度をさらに向上させることができ、請求項３に係わる
耐高面圧部材においては、第２相中の炭化物として、少
なくともＣｒを含むＭ２３Ｃ６型の炭化物が分散析出し
ているので、高温下においても安定に存在して硬度の低
下を防止し、内部組織の変化を遅延させて転動疲労寿命
をさらに向上させることができ、請求項４に係わる耐高
面圧部材においては、１．２〜３．２％のＣｒと、０．
２５〜２．０％のＭｏを含有する機械構造用鋼からなる
ものであるから、準高温〜高温下においても面疲労強度
を向上させることができ、請求項５に係わる耐高面圧部
材においては、Ｓ含有量が０．０１％以下であるため、
耐用寿命を安定して向上させることができ、請求項６に
係わる耐高面圧部材においては、少なくとも表面から研
削後表面となるまでの位置における窒素固溶量が０．０
１〜０．５％であるため、網目状炭化物の析出を効果的
に防止することができ、請求項７に係わる耐高面圧部材
においては、少なくともその表面から転がり接触による
最大せん断応力発生深さまでの位置に、面積率で０．３
〜３０％の炭化物が分散析出しているので、常温硬度や
焼戻し硬度、衝撃靭性などに優れ、ピッティング強度や
転動疲労強度にさらに優れたものとすることができ、請
求項８に係わる耐高面圧部材においては、第２相中に炭
化物が同様に０．３〜３０％の面積率で分散析出してい
るので、合金元素および炭素濃度不足による基地の強度
低下を招くことなく炭化物析出による上記疲労寿命向上
効果を確実なものとすることができるという極めて優れ
た効果がもたらされる。
耐高面圧部材においては、炭化物としてＭ２３Ｃ６型の
炭化物を含んでいるので、この炭化物が極めて微細にマ
ルテンサイトやベイナイト組織中に分散し、応力集中を
防止すると共に、準高温〜高温下においても高い硬度を
保持してピッティング強度や転動疲労強度などの面疲労
強度をさらに向上させることができ、請求項３に係わる
耐高面圧部材においては、第２相中の炭化物として、少
なくともＣｒを含むＭ２３Ｃ６型の炭化物が分散析出し
ているので、高温下においても安定に存在して硬度の低
下を防止し、内部組織の変化を遅延させて転動疲労寿命
をさらに向上させることができ、請求項４に係わる耐高
面圧部材においては、１．２〜３．２％のＣｒと、０．
２５〜２．０％のＭｏを含有する機械構造用鋼からなる
ものであるから、準高温〜高温下においても面疲労強度
を向上させることができ、請求項５に係わる耐高面圧部
材においては、Ｓ含有量が０．０１％以下であるため、
耐用寿命を安定して向上させることができ、請求項６に
係わる耐高面圧部材においては、少なくとも表面から研
削後表面となるまでの位置における窒素固溶量が０．０
１〜０．５％であるため、網目状炭化物の析出を効果的
に防止することができ、請求項７に係わる耐高面圧部材
においては、少なくともその表面から転がり接触による
最大せん断応力発生深さまでの位置に、面積率で０．３
〜３０％の炭化物が分散析出しているので、常温硬度や
焼戻し硬度、衝撃靭性などに優れ、ピッティング強度や
転動疲労強度にさらに優れたものとすることができ、請
求項８に係わる耐高面圧部材においては、第２相中に炭
化物が同様に０．３〜３０％の面積率で分散析出してい
るので、合金元素および炭素濃度不足による基地の強度
低下を招くことなく炭化物析出による上記疲労寿命向上
効果を確実なものとすることができるという極めて優れ
た効果がもたらされる。
【００４２】また、請求項９に係わる耐高面圧部材にお
いては、転がり接触による転動疲労を受ける部位におけ
る表面炭素濃度が０．６〜１．５％であることから、微
細炭化物の析出量を確保して硬度低下を防止し、転動疲
労寿命を確実に向上させることができ、請求項１０に係
わる耐高面圧部材においては、曲げ応力の繰り返し負荷
によって曲げ疲労を受ける部位における第２相の面積率
を最表面で９０％以下とし、請求項１１に係わる耐高面
圧部材においては、３０％以下とし、請求項１２に係わ
る耐高面圧部材においては、さらにショットピーニング
を施したものであるから、当該部分に第１相の加工誘起
変態および圧縮残留応力が発生して、曲げ疲労強度を向
上させることができ、上記効果をより一層確実なものと
することができるという効果がもたらされる。さらに請
求項１３に係わる耐高面圧部材においては、転がり接触
によるせん断応力の繰り返し負荷によって転動疲労を受
ける部位における第２相の面積率を最大せん断応力発生
位置までの表層部で３％以上としたものであるから、当
該部位における内部起点型の剥離を防止して、トロイダ
ル式無段変速機のディスクおよびパワーローラの転動疲
労寿命を向上させることができ、請求項１４に係わる耐
高面圧部材においては、この第２相の面積率を最大せん
断応力発生位置までの表層部で５０％以上としたもので
あるから、上記効果をより確実なものとすることがで
き、請求項１５に係わる耐高面圧部材においては、転が
り接触による転動疲労を受けかつ表面起点の剥離に敏感
な部位における第２相の面積率を最表面で３〜１００％
の範囲としたものであるから、第１相が最表面での圧痕
の応力集中を緩和し、当該部位における耐噛み込み性が
向上してパワーローラの転動疲労寿命を向上させること
ができ、請求項１６に係わる耐高面圧部材においては、
この第２相の面積率を最表面で５０〜８０％の範囲とし
たものであるから、このような効果をより確実に得るこ
とができ、請求項１７に係わる耐高面圧部材において
は、転がり接触によるせん断応力の繰り返し負荷によっ
て転動疲労を受ける部位の炭素濃度を０．５％以上とし
たものであるから、常温硬度や焼戻し硬度を向上させ
て、十分なピッティング硬度、転動疲労強度を得ること
ができる。
いては、転がり接触による転動疲労を受ける部位におけ
る表面炭素濃度が０．６〜１．５％であることから、微
細炭化物の析出量を確保して硬度低下を防止し、転動疲
労寿命を確実に向上させることができ、請求項１０に係
わる耐高面圧部材においては、曲げ応力の繰り返し負荷
によって曲げ疲労を受ける部位における第２相の面積率
を最表面で９０％以下とし、請求項１１に係わる耐高面
圧部材においては、３０％以下とし、請求項１２に係わ
る耐高面圧部材においては、さらにショットピーニング
を施したものであるから、当該部分に第１相の加工誘起
変態および圧縮残留応力が発生して、曲げ疲労強度を向
上させることができ、上記効果をより一層確実なものと
することができるという効果がもたらされる。さらに請
求項１３に係わる耐高面圧部材においては、転がり接触
によるせん断応力の繰り返し負荷によって転動疲労を受
ける部位における第２相の面積率を最大せん断応力発生
位置までの表層部で３％以上としたものであるから、当
該部位における内部起点型の剥離を防止して、トロイダ
ル式無段変速機のディスクおよびパワーローラの転動疲
労寿命を向上させることができ、請求項１４に係わる耐
高面圧部材においては、この第２相の面積率を最大せん
断応力発生位置までの表層部で５０％以上としたもので
あるから、上記効果をより確実なものとすることがで
き、請求項１５に係わる耐高面圧部材においては、転が
り接触による転動疲労を受けかつ表面起点の剥離に敏感
な部位における第２相の面積率を最表面で３〜１００％
の範囲としたものであるから、第１相が最表面での圧痕
の応力集中を緩和し、当該部位における耐噛み込み性が
向上してパワーローラの転動疲労寿命を向上させること
ができ、請求項１６に係わる耐高面圧部材においては、
この第２相の面積率を最表面で５０〜８０％の範囲とし
たものであるから、このような効果をより確実に得るこ
とができ、請求項１７に係わる耐高面圧部材において
は、転がり接触によるせん断応力の繰り返し負荷によっ
て転動疲労を受ける部位の炭素濃度を０．５％以上とし
たものであるから、常温硬度や焼戻し硬度を向上させ
て、十分なピッティング硬度、転動疲労強度を得ること
ができる。
【００４３】本発明の請求項１８に係わる耐高面圧部材
の製造方法は、Ｃｒを含有する機械構造用鋼部材の表面
炭素濃度が０．６〜１．５％となるように処理する浸炭
工程と、浸炭処理した部材を所定の計算式に基づいて算
出される温度Ｔ（℃）を上限とする温度に保持して炭化
物を析出させる炭化物析出工程と、炭化物を析出させた
部材をＡＣ１変態温度以上、すなわちオーステナイト領
域温度に保持して急冷する焼入れ工程からなるものであ
り、請求項１９に係わる耐高面圧部材の製造方法におい
ては、上記浸炭工程において、転がり接触による最大せ
ん断応力発生深さ位置の炭素濃度を０．５％以上にする
ようにしているので、炭化物析出工程において転がり接
触による最大せん断応力深さ位置を含む表層部における
Ｍ３Ｃ型炭化物の析出を抑制しながら、Ｍ２３Ｃ６型炭
化物を析出させることができると共に、焼入れ工程にお
いてマトリックスをマルテンサイトあるいはベイナイト
組織とすることができ、準高温〜高温下、しかも局所面
圧が３ＧＰａを超えるような高面圧下においても面疲労
強度に優れた本発明の耐高面圧部材を無駄なく円滑に製
造することができるという極めて優れた効果がもたらさ
れる。
の製造方法は、Ｃｒを含有する機械構造用鋼部材の表面
炭素濃度が０．６〜１．５％となるように処理する浸炭
工程と、浸炭処理した部材を所定の計算式に基づいて算
出される温度Ｔ（℃）を上限とする温度に保持して炭化
物を析出させる炭化物析出工程と、炭化物を析出させた
部材をＡＣ１変態温度以上、すなわちオーステナイト領
域温度に保持して急冷する焼入れ工程からなるものであ
り、請求項１９に係わる耐高面圧部材の製造方法におい
ては、上記浸炭工程において、転がり接触による最大せ
ん断応力発生深さ位置の炭素濃度を０．５％以上にする
ようにしているので、炭化物析出工程において転がり接
触による最大せん断応力深さ位置を含む表層部における
Ｍ３Ｃ型炭化物の析出を抑制しながら、Ｍ２３Ｃ６型炭
化物を析出させることができると共に、焼入れ工程にお
いてマトリックスをマルテンサイトあるいはベイナイト
組織とすることができ、準高温〜高温下、しかも局所面
圧が３ＧＰａを超えるような高面圧下においても面疲労
強度に優れた本発明の耐高面圧部材を無駄なく円滑に製
造することができるという極めて優れた効果がもたらさ
れる。
【００４４】また、請求項２０に係わる耐高面圧部材の
製造方法においては、浸炭処理時の浸炭温度Ｔc （℃）
に対する拡散温度Ｔd （℃）の比（Ｔd ／Ｔc ）が１．
０５〜１．２５となるようにしているので、浸炭時に粒
界に析出する網状炭化物が消失しやすくなり、請求項２
１に係わる耐高面圧部材の製造方法においては、浸炭拡
散後、炭化物析出工程までの冷却速度が１０℃／分以上
になるようにしているので、粒界網状炭化物が析出しに
くくなり、請求項２２に係わる耐高面圧部材の製造方法
においては、さらに窒化処理を浸炭と同時（浸炭窒
化）、あるいは浸炭終了後に施すようにしているので、
固溶窒素によって網目状炭化物の析出を防止することが
できる。
製造方法においては、浸炭処理時の浸炭温度Ｔc （℃）
に対する拡散温度Ｔd （℃）の比（Ｔd ／Ｔc ）が１．
０５〜１．２５となるようにしているので、浸炭時に粒
界に析出する網状炭化物が消失しやすくなり、請求項２
１に係わる耐高面圧部材の製造方法においては、浸炭拡
散後、炭化物析出工程までの冷却速度が１０℃／分以上
になるようにしているので、粒界網状炭化物が析出しに
くくなり、請求項２２に係わる耐高面圧部材の製造方法
においては、さらに窒化処理を浸炭と同時（浸炭窒
化）、あるいは浸炭終了後に施すようにしているので、
固溶窒素によって網目状炭化物の析出を防止することが
できる。
【００４５】本発明の請求項２３に係わる耐高面圧部材
の製造方法は、Ｃｒと、０．６〜１．５％の炭素を含有
する機械構造用鋼部材を所定の計算式に基づいて算出さ
れる温度Ｔ（℃）を上限とする温度に保持して炭化物を
析出させる炭化物析出工程と、炭化物を析出させた部材
をＡＣ１変態温度以上の温度に保持して急冷する焼入れ
工程からなるものであり、本発明の請求項２４に係わる
耐高面圧部材の製造方法は、１．２〜３．２％のＣｒ
と、０．２５〜２．０％のＭｏと、０．６〜１．５％の
炭素を含有する機械構造用鋼部材を所定の計算式によっ
て算出される温度Ｔ（℃）を上限とする温度に保持して
炭化物を析出させる炭化物析出工程と、同様の焼入れ工
程からなるものであるから、浸炭工程を必要とせず、本
発明の耐高面圧部材を低コストのもとに製造することが
でき、請求項２５に係わる耐高面圧部材の製造方法にお
いては、焼入れ前のＡＣ１変態温度以上の温度（オース
テナイト領域温度）における保持と炭化物析出工程とを
兼ねて行うようにしていることから、製造工程が簡略化
され、コスト低減が可能になるという優れた効果がもた
らされる。
の製造方法は、Ｃｒと、０．６〜１．５％の炭素を含有
する機械構造用鋼部材を所定の計算式に基づいて算出さ
れる温度Ｔ（℃）を上限とする温度に保持して炭化物を
析出させる炭化物析出工程と、炭化物を析出させた部材
をＡＣ１変態温度以上の温度に保持して急冷する焼入れ
工程からなるものであり、本発明の請求項２４に係わる
耐高面圧部材の製造方法は、１．２〜３．２％のＣｒ
と、０．２５〜２．０％のＭｏと、０．６〜１．５％の
炭素を含有する機械構造用鋼部材を所定の計算式によっ
て算出される温度Ｔ（℃）を上限とする温度に保持して
炭化物を析出させる炭化物析出工程と、同様の焼入れ工
程からなるものであるから、浸炭工程を必要とせず、本
発明の耐高面圧部材を低コストのもとに製造することが
でき、請求項２５に係わる耐高面圧部材の製造方法にお
いては、焼入れ前のＡＣ１変態温度以上の温度（オース
テナイト領域温度）における保持と炭化物析出工程とを
兼ねて行うようにしていることから、製造工程が簡略化
され、コスト低減が可能になるという優れた効果がもた
らされる。
【００４６】
【実施例】以下、本発明を実施例に基づいてさらに具体
的に説明する。
的に説明する。
【００４７】実施例１ 表１に示す各組成の機械構造用鋼を用いて、図１に示す
ようなローラピッティング試験用の小ローラ試験片１
（大径部径Ｄ1 ＝２６ｍｍ、大径部長さＬ1 ＝２８ｍ
ｍ、小径部径Ｄ2 ＝２４ｍｍ、小径部長さＬ2 ＝５１ｍ
ｍ）と、図２に示すようなスラスト型転動疲労試験用の
円板形試験片３（径Ｄ4 ＝６０ｍｍ、厚さｔ2 ＝５ｍ
ｍ）を削り出し、図３ないし図６の（ａ）〜（ｎ）に示
すいずれかの条件により、浸炭あるいは浸炭窒化、炭化
物析出処理、焼き入れ、焼き戻しを行ったのち、各試験
片の表面を研削仕上げした。なお、このときの浸炭方法
としてはプラズマ浸炭法を採用した。
ようなローラピッティング試験用の小ローラ試験片１
（大径部径Ｄ1 ＝２６ｍｍ、大径部長さＬ1 ＝２８ｍ
ｍ、小径部径Ｄ2 ＝２４ｍｍ、小径部長さＬ2 ＝５１ｍ
ｍ）と、図２に示すようなスラスト型転動疲労試験用の
円板形試験片３（径Ｄ4 ＝６０ｍｍ、厚さｔ2 ＝５ｍ
ｍ）を削り出し、図３ないし図６の（ａ）〜（ｎ）に示
すいずれかの条件により、浸炭あるいは浸炭窒化、炭化
物析出処理、焼き入れ、焼き戻しを行ったのち、各試験
片の表面を研削仕上げした。なお、このときの浸炭方法
としてはプラズマ浸炭法を採用した。
【００４８】
【表１】
【００４９】そして、図１に示すように、小ローラ試験
片１と円板状の相手材２（径Ｄ3 ＝１３０ｍｍ，厚さｔ
1 ＝１８ｍｍ）とを組み合わせて、表２に示す条件の下
にローラピッティング試験を行い、ピッティングが発生
するまでの繰り返し数（回）を求めた。
片１と円板状の相手材２（径Ｄ3 ＝１３０ｍｍ，厚さｔ
1 ＝１８ｍｍ）とを組み合わせて、表２に示す条件の下
にローラピッティング試験を行い、ピッティングが発生
するまでの繰り返し数（回）を求めた。
【００５０】
【表２】
【００５１】また、転動疲労試験については、図２に示
すようにスラスト型転動疲労試験機を使用し、潤滑油４
中において円板形試験片３と相手材としての３個の鋼球
５と組み合わせ、表３に示す条件の下に、剥離が発生す
るまでのｎ＝５における累積破損確率５０％寿命（Ｌ５
０）を求めた。
すようにスラスト型転動疲労試験機を使用し、潤滑油４
中において円板形試験片３と相手材としての３個の鋼球
５と組み合わせ、表３に示す条件の下に、剥離が発生す
るまでのｎ＝５における累積破損確率５０％寿命（Ｌ５
０）を求めた。
【００５２】
【表３】
【００５３】このようにして得たスラスト試験片の断面
を３％硝酸アルコール溶液で腐食し、走査型電子顕微鏡
により、試験片の最表面から０．１ｍｍ深さまでの断面
について１００００倍で写真撮影後、画像解析装置を用
いて析出炭化物の平均粒径および０．１ｍｍ深さ位置に
おける析出炭化物の面積率を測定した。なお、電子顕微
鏡写真と、これを画像処理したものの一例を図７および
図８にぞれぞれ示す。
を３％硝酸アルコール溶液で腐食し、走査型電子顕微鏡
により、試験片の最表面から０．１ｍｍ深さまでの断面
について１００００倍で写真撮影後、画像解析装置を用
いて析出炭化物の平均粒径および０．１ｍｍ深さ位置に
おける析出炭化物の面積率を測定した。なお、電子顕微
鏡写真と、これを画像処理したものの一例を図７および
図８にぞれぞれ示す。
【００５４】そして、試験片の表面から０．１ｍｍ深さ
までの切粉を採取し、燃焼法によって炭素濃度を測定
し、表面炭素濃度とした。さらに、レプリカ法による電
子線回折像から炭化物の構造を同定した。また、０．１
ｍｍ深さ位置における炭素および窒素濃度を測定した。
までの切粉を採取し、燃焼法によって炭素濃度を測定
し、表面炭素濃度とした。さらに、レプリカ法による電
子線回折像から炭化物の構造を同定した。また、０．１
ｍｍ深さ位置における炭素および窒素濃度を測定した。
【００５５】また、ビッカース硬度計により硬度分布を
測定すると共に、焼き戻し軟化抵抗性を評価する目的
で、３００℃×３時間焼き戻し処理した後の硬度を測定
した。
測定すると共に、焼き戻し軟化抵抗性を評価する目的
で、３００℃×３時間焼き戻し処理した後の硬度を測定
した。
【００５６】これらの結果を表４，５に併せて示す。
【００５７】
【表４】
【００５８】
【表５】
【００５９】表４，５に示した結果から明らかなよう
に、発明例１ないし発明例９に係わる試験片（高面圧部
材）については、Ｃｒ含有鋼を表面炭素濃度が所定の範
囲、すなわち０．６〜１．５％の範囲となるように浸炭
処理した後、Ｔ式に基づいて算出される温度Ｔ（℃）を
上限とする温度に保持することによって炭化物を析出さ
せ、さらに８５０℃のオーステナイト一相領域温度に保
持したのち、焼き入れ、焼き戻し処理するようにしてい
るので、平均粒径が０．３μｍ以下の微細なＭ２ ３Ｃ６
型炭化物が面積率で数％〜３０％程度析出するため、常
温硬度が向上し、３００℃×３時間焼き戻し処理した後
の硬度（焼き戻し軟化抵抗）に優れたものとなっている
ことからピッティング寿命および転動疲労寿命が飛躍的
に向上することが確認された。
に、発明例１ないし発明例９に係わる試験片（高面圧部
材）については、Ｃｒ含有鋼を表面炭素濃度が所定の範
囲、すなわち０．６〜１．５％の範囲となるように浸炭
処理した後、Ｔ式に基づいて算出される温度Ｔ（℃）を
上限とする温度に保持することによって炭化物を析出さ
せ、さらに８５０℃のオーステナイト一相領域温度に保
持したのち、焼き入れ、焼き戻し処理するようにしてい
るので、平均粒径が０．３μｍ以下の微細なＭ２ ３Ｃ６
型炭化物が面積率で数％〜３０％程度析出するため、常
温硬度が向上し、３００℃×３時間焼き戻し処理した後
の硬度（焼き戻し軟化抵抗）に優れたものとなっている
ことからピッティング寿命および転動疲労寿命が飛躍的
に向上することが確認された。
【００６０】なお、図３（ｃ）に示す熱処理条件には、
他の熱処理条件と較べて、浸炭処理後に一旦低い温度に
保持する炭化物析出工程が認められない。しかし、発明
例４においては、表１に示した記号Ｄの鋼種を素材とし
て使用しているので、Ｔ式により算出される炭化物析出
のための上限温度Ｔが９５５．５℃と高いために、浸炭
処理が終了したのち、焼き入れのために８５０℃のオー
ステナイト一相温度に保持されている間にＭ２３Ｃ６型
（一部Ｍ３Ｃ型）炭化物が微細に析出することから、常
温硬度および焼き戻し軟化抵抗に優れ、良好なピッティ
ング寿命および転動疲労寿命が得られている。つまり、
発明例４における熱処理においては、温度Ｔを上限とす
る温度に保持する炭化物析出工程を兼ねて８５０℃での
焼き入れ温度保持を行っていることになる。
他の熱処理条件と較べて、浸炭処理後に一旦低い温度に
保持する炭化物析出工程が認められない。しかし、発明
例４においては、表１に示した記号Ｄの鋼種を素材とし
て使用しているので、Ｔ式により算出される炭化物析出
のための上限温度Ｔが９５５．５℃と高いために、浸炭
処理が終了したのち、焼き入れのために８５０℃のオー
ステナイト一相温度に保持されている間にＭ２３Ｃ６型
（一部Ｍ３Ｃ型）炭化物が微細に析出することから、常
温硬度および焼き戻し軟化抵抗に優れ、良好なピッティ
ング寿命および転動疲労寿命が得られている。つまり、
発明例４における熱処理においては、温度Ｔを上限とす
る温度に保持する炭化物析出工程を兼ねて８５０℃での
焼き入れ温度保持を行っていることになる。
【００６１】また、発明例８においては、炭化物析出工
程を５時間の長時間とすることによって平衡状態（最
大）まで炭化物を析出させ、その後のオーステナイト一
相領域温度（８５０℃）での保持を３０分と比較的短時
間としたため、炭化物の再固溶が抑制され、Ｍ２３Ｃ６
型炭化物の面積率が増し、硬度が向上して長寿命となっ
ており、発明例９においては、炭化物析出工程が６５０
℃×３０分として、保持時間を短くしたため、発明例８
と較べてＭ２３Ｃ６型炭化物の面積率が少なくなってい
ることが認められた。
程を５時間の長時間とすることによって平衡状態（最
大）まで炭化物を析出させ、その後のオーステナイト一
相領域温度（８５０℃）での保持を３０分と比較的短時
間としたため、炭化物の再固溶が抑制され、Ｍ２３Ｃ６
型炭化物の面積率が増し、硬度が向上して長寿命となっ
ており、発明例９においては、炭化物析出工程が６５０
℃×３０分として、保持時間を短くしたため、発明例８
と較べてＭ２３Ｃ６型炭化物の面積率が少なくなってい
ることが認められた。
【００６２】発明例１０においては、母材Ｃ量１．０％
の鋼に６５０℃×５時間の炭化物析出処理を施して平衡
状態（最大）まで炭化物を析出させ、その後８５０℃の
オーステナイト一相領域に３０分保持して、焼入れ、焼
き戻しを行ったものであるから、析出した炭化物の再固
溶が抑制され、Ｍ２３Ｃ６型炭化物の面積率が増え、硬
度が向上して長寿命となった。また、母材Ｃ量１．３％
の鋼に同様の熱処理を施した発明例１１においては、発
明例１０に比べて母材Ｃ量が多いことから、Ｍ ２３Ｃ６
型炭化物の面積率が増加し、常温硬度および焼き戻し硬
度が向上して長寿命となった。さらに、母材Ｃ量１．５
％の鋼に同様の熱処理を施した発明例１２においては、
一部Ｍ３Ｃ型の炭化物が析出してＭ２３Ｃ６型炭化物の
面積率が低下するものの、Ｍ２３Ｃ６型の微細な炭化物
が析出する組織が得られているため、後述する比較例に
比べて長寿命となることが確認された。
の鋼に６５０℃×５時間の炭化物析出処理を施して平衡
状態（最大）まで炭化物を析出させ、その後８５０℃の
オーステナイト一相領域に３０分保持して、焼入れ、焼
き戻しを行ったものであるから、析出した炭化物の再固
溶が抑制され、Ｍ２３Ｃ６型炭化物の面積率が増え、硬
度が向上して長寿命となった。また、母材Ｃ量１．３％
の鋼に同様の熱処理を施した発明例１１においては、発
明例１０に比べて母材Ｃ量が多いことから、Ｍ ２３Ｃ６
型炭化物の面積率が増加し、常温硬度および焼き戻し硬
度が向上して長寿命となった。さらに、母材Ｃ量１．５
％の鋼に同様の熱処理を施した発明例１２においては、
一部Ｍ３Ｃ型の炭化物が析出してＭ２３Ｃ６型炭化物の
面積率が低下するものの、Ｍ２３Ｃ６型の微細な炭化物
が析出する組織が得られているため、後述する比較例に
比べて長寿命となることが確認された。
【００６３】また、母材Ｃ量０．８％の鋼に、発明例１
０よりも高温、短時間となる７５０℃×３０分の炭化物
析出処理を施して平衡状態（最大）まで炭化物を析出さ
せ、その後同様に焼入れ、焼き戻しを行った発明例１３
においては、発明例１０に比較して母材Ｃ量が低いた
め、Ｍ２３Ｃ６型炭化物の面積率が低下して常温硬度お
よび焼き戻し硬度が低下するが、Ｍ２３Ｃ６型の微細な
炭化物が析出する組織であるため、比較例に比べて長寿
命となり、母材Ｃ量０．６％の鋼に、炭化物析出処理と
オーステナイト一相領域での保持を兼ねて、８５０℃、
３０分の加熱処理を施した発明例１４においては、母材
Ｃ量が低いため、発明例１０に比較してＭ ２３Ｃ６型炭
化物の面積率が低下し、常温硬度および焼き戻し硬度が
低下するが、Ｍ２３Ｃ６型の微細な炭化物が析出する組
織であるため、同様に比較例に比べて長寿命となること
が確認された。
０よりも高温、短時間となる７５０℃×３０分の炭化物
析出処理を施して平衡状態（最大）まで炭化物を析出さ
せ、その後同様に焼入れ、焼き戻しを行った発明例１３
においては、発明例１０に比較して母材Ｃ量が低いた
め、Ｍ２３Ｃ６型炭化物の面積率が低下して常温硬度お
よび焼き戻し硬度が低下するが、Ｍ２３Ｃ６型の微細な
炭化物が析出する組織であるため、比較例に比べて長寿
命となり、母材Ｃ量０．６％の鋼に、炭化物析出処理と
オーステナイト一相領域での保持を兼ねて、８５０℃、
３０分の加熱処理を施した発明例１４においては、母材
Ｃ量が低いため、発明例１０に比較してＭ ２３Ｃ６型炭
化物の面積率が低下し、常温硬度および焼き戻し硬度が
低下するが、Ｍ２３Ｃ６型の微細な炭化物が析出する組
織であるため、同様に比較例に比べて長寿命となること
が確認された。
【００６４】さらに、発明例１５においては、発明例１
０と同様に母材Ｃ量１．０％の鋼に６５０℃×５時間の
炭化物析出処理を施して平衡状態（最大）まで炭化物を
析出させた後、高周波加熱装置を用い、出力２００ｋ
Ｗ、周波数１０ｋＨｚ一定で８秒間加熱を行ったのち、
６０℃の油中に焼入れたものであるから、発明例１０と
同様の組織が得られ、長寿命となることが判明した。な
お、高周波焼入れ法を適用すると、加熱保持時間が大幅
に短縮されることから、浸炭処理を施さない発明例１０
と比べて、熱処理コストをさらに低減することができ
る。
０と同様に母材Ｃ量１．０％の鋼に６５０℃×５時間の
炭化物析出処理を施して平衡状態（最大）まで炭化物を
析出させた後、高周波加熱装置を用い、出力２００ｋ
Ｗ、周波数１０ｋＨｚ一定で８秒間加熱を行ったのち、
６０℃の油中に焼入れたものであるから、発明例１０と
同様の組織が得られ、長寿命となることが判明した。な
お、高周波焼入れ法を適用すると、加熱保持時間が大幅
に短縮されることから、浸炭処理を施さない発明例１０
と比べて、熱処理コストをさらに低減することができ
る。
【００６５】発明例１６および１７に係わる試験片（高
面圧部材）については、Ｃｒ含有鋼を表面炭素濃度が所
定の０．６〜１．５％の範囲、最大せん断応力深さ位置
（表面化０．１ｍｍ位置）の炭素濃度が０．５％以上と
なるように浸炭処理した後、Ｔ式に基づいて算出される
温度Ｔ（℃）を上限とする温度に保持することによって
炭化物を析出させ、さらに８５０℃のオーステナイト一
相領域温度に保持したのち、焼き入れ、焼き戻し処理す
るようにしているので、平均粒径が０．３μｍ以下の微
細なＭ ２３Ｃ ６ 型炭化物が面積率で１６およ
び２９％程度析出しており、常温硬度が向上し、焼き戻
し軟化抵抗に優れたものとなっていることからピッティ
ング寿命および転動疲労寿命が飛躍的に向上することが
確認された。
面圧部材）については、Ｃｒ含有鋼を表面炭素濃度が所
定の０．６〜１．５％の範囲、最大せん断応力深さ位置
（表面化０．１ｍｍ位置）の炭素濃度が０．５％以上と
なるように浸炭処理した後、Ｔ式に基づいて算出される
温度Ｔ（℃）を上限とする温度に保持することによって
炭化物を析出させ、さらに８５０℃のオーステナイト一
相領域温度に保持したのち、焼き入れ、焼き戻し処理す
るようにしているので、平均粒径が０．３μｍ以下の微
細なＭ ２３Ｃ ６ 型炭化物が面積率で１６およ
び２９％程度析出しており、常温硬度が向上し、焼き戻
し軟化抵抗に優れたものとなっていることからピッティ
ング寿命および転動疲労寿命が飛躍的に向上することが
確認された。
【００６６】そして、浸炭温度Ｔｃ（℃）に対する拡散
温度Ｔｄ（℃）の比（Ｔｄ／Ｔｃ）が１．１となる条件
で浸炭処理を行った後、いったん冷却室に移動させてガ
ス冷却（冷却速度：８０℃／分）した発明例１８におい
ては、転動面に粒界網状炭化物が析出せず、Ｍ２３Ｃ６
型炭化物が微細に分散した組織となるため、安定したピ
ッティング強度、転動疲労強度が得られ、Ｔｄ／Ｔｃ比
が１．１８となる条件で浸炭処理を行った後、いったん
６０℃の油中に焼入れ（冷却速度：３３℃／分）、６５
０℃で５時間炭化物を析出させたのち８５０℃のオース
テナイト一相領域温度に昇温し、焼入れ、焼き戻し処理
した発明例１９においても、浸炭拡散後ガス冷却した上
記発明例１８の場合と同等の組織が得られ、同様に安定
したピッティング強度、転動疲労強度が得られた。
温度Ｔｄ（℃）の比（Ｔｄ／Ｔｃ）が１．１となる条件
で浸炭処理を行った後、いったん冷却室に移動させてガ
ス冷却（冷却速度：８０℃／分）した発明例１８におい
ては、転動面に粒界網状炭化物が析出せず、Ｍ２３Ｃ６
型炭化物が微細に分散した組織となるため、安定したピ
ッティング強度、転動疲労強度が得られ、Ｔｄ／Ｔｃ比
が１．１８となる条件で浸炭処理を行った後、いったん
６０℃の油中に焼入れ（冷却速度：３３℃／分）、６５
０℃で５時間炭化物を析出させたのち８５０℃のオース
テナイト一相領域温度に昇温し、焼入れ、焼き戻し処理
した発明例１９においても、浸炭拡散後ガス冷却した上
記発明例１８の場合と同等の組織が得られ、同様に安定
したピッティング強度、転動疲労強度が得られた。
【００６７】また、浸炭時に炉内にアンモニアガスを導
入することにより浸炭窒化して、いったん６０℃の油中
に焼入れたのち、同様に析出処理および焼入れ、焼き戻
しを施した発明例２０においても、同様に、転動面に粒
界網状炭化物が析出することがなく、Ｍ２３Ｃ６型炭化
物が微細に分散した組織となって、安定したピッティン
グ強度、転動疲労強度が得られることが判明した。
入することにより浸炭窒化して、いったん６０℃の油中
に焼入れたのち、同様に析出処理および焼入れ、焼き戻
しを施した発明例２０においても、同様に、転動面に粒
界網状炭化物が析出することがなく、Ｍ２３Ｃ６型炭化
物が微細に分散した組織となって、安定したピッティン
グ強度、転動疲労強度が得られることが判明した。
【００６８】比較例２１においては、母材Ｃ量０．４％
の鋼に、発明例１０と同様に、６５０℃×５時間の炭化
物析出処理を施して平衡状態（最大）まで炭化物を析出
させ、その後８５０℃のオーステナイト領域に３０分保
持して、焼入れ、焼き戻しを行ったものであるから、Ｍ
２３Ｃ６型炭化物が析出し、表面炭素濃度が０．６％、
最大せん断応力深さ位置の炭素濃度が０．５％をそれぞ
れ下回り炭化物面積率が０．１％程度となって、硬度お
よび転動疲労強度がわずかに低下したものの、良好なピ
ッティング強度を示した。また、ＣｒおよびＭｏの含有
量が少ない鋼に発明例１と同様の熱処理を施した発明例
２２においては、上記実施例２１と同様に、炭化物面積
率が減少して焼き戻し硬度が低下し、ピッティング強度
および転動疲労強度の若干の低下が認められたが、ほぼ
良好な結果が得られた。
の鋼に、発明例１０と同様に、６５０℃×５時間の炭化
物析出処理を施して平衡状態（最大）まで炭化物を析出
させ、その後８５０℃のオーステナイト領域に３０分保
持して、焼入れ、焼き戻しを行ったものであるから、Ｍ
２３Ｃ６型炭化物が析出し、表面炭素濃度が０．６％、
最大せん断応力深さ位置の炭素濃度が０．５％をそれぞ
れ下回り炭化物面積率が０．１％程度となって、硬度お
よび転動疲労強度がわずかに低下したものの、良好なピ
ッティング強度を示した。また、ＣｒおよびＭｏの含有
量が少ない鋼に発明例１と同様の熱処理を施した発明例
２２においては、上記実施例２１と同様に、炭化物面積
率が減少して焼き戻し硬度が低下し、ピッティング強度
および転動疲労強度の若干の低下が認められたが、ほぼ
良好な結果が得られた。
【００６９】これらに対し、比較例１においては、図３
（ｄ）に示すような１２時間という長い浸炭処理を行っ
たために表面炭素濃度が１．５％を超えてしまったこと
から、炭化物析出工程においても浸炭時に結晶粒界上に
粗大化したセメンタイトが固溶せずに存在するため、Ｍ
２３Ｃ６型炭化物の析出が抑えられ、炭化物面積率が減
少して焼き入れ性が低下し、基地の硬度が低下して常温
硬度および焼き戻し硬度が低く、十分なピッティング寿
命および転動疲労寿命が得られない結果となった。
（ｄ）に示すような１２時間という長い浸炭処理を行っ
たために表面炭素濃度が１．５％を超えてしまったこと
から、炭化物析出工程においても浸炭時に結晶粒界上に
粗大化したセメンタイトが固溶せずに存在するため、Ｍ
２３Ｃ６型炭化物の析出が抑えられ、炭化物面積率が減
少して焼き入れ性が低下し、基地の硬度が低下して常温
硬度および焼き戻し硬度が低く、十分なピッティング寿
命および転動疲労寿命が得られない結果となった。
【００７０】また、比較例２および３においては、発明
例４と同様に図３（ｃ）に示した熱処理を施したもので
あるが、発明例４とは異なり、Ｔ式により算出される炭
化物析出のための上限温度Ｔが低い記号Ｈ（Ｔ＝７９
７．５℃）および記号Ｉ（Ｔ＝７１０．８℃）の鋼種を
部材として使用しているので、炭化物析出工程が存在せ
ず、８５０℃のオーステナイト一相領域温度において
は、Ｍ２３Ｃ６型炭化物が析出せず、Ｍ３Ｃ型の炭化物
のみが面積率で数％しか析出しないため、常温硬度、焼
き戻し硬度の向上を図ることができず、同様にピッティ
ング寿命および転動疲労寿命が十分ではない結果となっ
た。
例４と同様に図３（ｃ）に示した熱処理を施したもので
あるが、発明例４とは異なり、Ｔ式により算出される炭
化物析出のための上限温度Ｔが低い記号Ｈ（Ｔ＝７９
７．５℃）および記号Ｉ（Ｔ＝７１０．８℃）の鋼種を
部材として使用しているので、炭化物析出工程が存在せ
ず、８５０℃のオーステナイト一相領域温度において
は、Ｍ２３Ｃ６型炭化物が析出せず、Ｍ３Ｃ型の炭化物
のみが面積率で数％しか析出しないため、常温硬度、焼
き戻し硬度の向上を図ることができず、同様にピッティ
ング寿命および転動疲労寿命が十分ではない結果となっ
た。
【００７１】比較例４および５においては、発明例１と
同様に図３（ａ）に示した条件の熱処理を施したもので
あるが、いずれもＣｒを含有しない鋼種ＪおよびＫをそ
れぞれ素材として使用したものであるから、炭化物析出
工程においてもＭ２３Ｃ６型炭化物を析出させることが
できず、Ｍ３Ｃ型の炭化物のみが数％の面積率で析出す
るにすぎないために、常温硬度、焼き戻し硬度の向上を
図ることができず、同様にピッティング寿命および転動
疲労寿命が十分に得られないことが確認された。
同様に図３（ａ）に示した条件の熱処理を施したもので
あるが、いずれもＣｒを含有しない鋼種ＪおよびＫをそ
れぞれ素材として使用したものであるから、炭化物析出
工程においてもＭ２３Ｃ６型炭化物を析出させることが
できず、Ｍ３Ｃ型の炭化物のみが数％の面積率で析出す
るにすぎないために、常温硬度、焼き戻し硬度の向上を
図ることができず、同様にピッティング寿命および転動
疲労寿命が十分に得られないことが確認された。
【００７２】そして、比較例６においては、炭化物析出
工程を５時間の長時間とすることによって多量の炭化物
を析出させたが、その後のオーステナイト一相領域温度
（８５０℃）での保持を３時間という長時間のものとし
たため、炭化物析出工程で析出した炭化物が再固溶して
しまい、硬度およびピッティング寿命、転動疲労寿命を
向上させることができなかった。
工程を５時間の長時間とすることによって多量の炭化物
を析出させたが、その後のオーステナイト一相領域温度
（８５０℃）での保持を３時間という長時間のものとし
たため、炭化物析出工程で析出した炭化物が再固溶して
しまい、硬度およびピッティング寿命、転動疲労寿命を
向上させることができなかった。
【００７３】母材Ｃ量１．８％の鋼に、同様の熱処理を
施した比較例７の場合には、母材Ｃ量が１．５％を超え
るため、粒界上に粗大化したセメンタイト（Ｍ３Ｃ型炭
化物）が存在するようになり、Ｍ２３Ｃ６型炭化物の析
出が抑制され、炭化物面積率が減少して常温硬度および
焼き戻し硬度が低く、十分なピッティング強度および転
動疲労強度が得られないことが確認された。そして、Ｓ
含有量が高い鋼を使用した比較例８においては、スラス
ト型転動疲労試験において、ＭｎＳ系介在物を起点とし
た内部起点型剥離が発生する可能性が高くなって安定し
た転動疲労強度が得られず、ローラピッティング試験の
ような表面起点型では、このような介在物の影響が少な
く、十分なピッティング強度が得られた。
施した比較例７の場合には、母材Ｃ量が１．５％を超え
るため、粒界上に粗大化したセメンタイト（Ｍ３Ｃ型炭
化物）が存在するようになり、Ｍ２３Ｃ６型炭化物の析
出が抑制され、炭化物面積率が減少して常温硬度および
焼き戻し硬度が低く、十分なピッティング強度および転
動疲労強度が得られないことが確認された。そして、Ｓ
含有量が高い鋼を使用した比較例８においては、スラス
ト型転動疲労試験において、ＭｎＳ系介在物を起点とし
た内部起点型剥離が発生する可能性が高くなって安定し
た転動疲労強度が得られず、ローラピッティング試験の
ような表面起点型では、このような介在物の影響が少な
く、十分なピッティング強度が得られた。
【００７４】実施例２ 表１に示した２２種の鋼のうち、Ａ，Ｄ，Ｅ，Ｈ，Ｌの
鋼を用いて、図９あるいは図１０に示すようなトロイダ
ル式無段変速機用の入出力ディスク１３，１４、および
パワーローラ１５の内外輪１６，１７の形状に鍛造後粗
加工し、図３ないし図６のいずれかに示した条件のもと
に熱処理を行い、さらにディスク頂上側内径孔角部（図
１０（ｂ）に示すＦ部）およびパワーローラ内輪１６の
ベアリング溝側内径孔角部（図１０（ａ）に示すＤ部）
にショットピーニングを施すと共に、ショットピーニン
グを施した部位を除く部分に研削超仕上げを施した。な
お、各部の研削性は、表層で所望の組織が得られるよう
に適宜調整した。転がり接触による転動疲労を受け、か
つ表面起点の剥離に敏感な部位となるのは、図１０の
Ａ，Ｂ，Ｃ，Ｅ、曲げ応力の繰り返し負荷によって曲げ
疲労を受ける部位となるのはＤ，Ｆである。
鋼を用いて、図９あるいは図１０に示すようなトロイダ
ル式無段変速機用の入出力ディスク１３，１４、および
パワーローラ１５の内外輪１６，１７の形状に鍛造後粗
加工し、図３ないし図６のいずれかに示した条件のもと
に熱処理を行い、さらにディスク頂上側内径孔角部（図
１０（ｂ）に示すＦ部）およびパワーローラ内輪１６の
ベアリング溝側内径孔角部（図１０（ａ）に示すＤ部）
にショットピーニングを施すと共に、ショットピーニン
グを施した部位を除く部分に研削超仕上げを施した。な
お、各部の研削性は、表層で所望の組織が得られるよう
に適宜調整した。転がり接触による転動疲労を受け、か
つ表面起点の剥離に敏感な部位となるのは、図１０の
Ａ，Ｂ，Ｃ，Ｅ、曲げ応力の繰り返し負荷によって曲げ
疲労を受ける部位となるのはＤ，Ｆである。
【００７５】次に、これら入出力ディスク１３，１４お
よびパワーローラ１５の内外輪１６，１７を組み合わ
せ、図７に示すトロイダル式無段変速機用ボックスを用
いて耐久試験を行い、ディスク１３，１４、パワーロー
ラ内輪１６の曲げ疲労強度について、剥離あるいは割れ
に至るまでの寿命によって評価した。
よびパワーローラ１５の内外輪１６，１７を組み合わ
せ、図７に示すトロイダル式無段変速機用ボックスを用
いて耐久試験を行い、ディスク１３，１４、パワーロー
ラ内輪１６の曲げ疲労強度について、剥離あるいは割れ
に至るまでの寿命によって評価した。
【００７６】その結果、表６に示すように、発明例２
１，２２，２３および２４（これらは、実施例１におけ
る発明例１，４，１０および１９の鋼種および熱処理条
件の組み合わせにそれぞれ一致する）に係わる転動体
は、Ｍ ２３Ｃ ６ 型炭化物が析出する組織とな
っているので、転がり接触面では焼き戻し硬度が高いた
め、高い接触面圧でも塑性変形し難く、最大せん断応力
深さ位置においても高い焼き戻し硬度のため、転動疲労
による組織変化が発生しにくくなり、長寿命となった。
１，２２，２３および２４（これらは、実施例１におけ
る発明例１，４，１０および１９の鋼種および熱処理条
件の組み合わせにそれぞれ一致する）に係わる転動体
は、Ｍ ２３Ｃ ６ 型炭化物が析出する組織とな
っているので、転がり接触面では焼き戻し硬度が高いた
め、高い接触面圧でも塑性変形し難く、最大せん断応力
深さ位置においても高い焼き戻し硬度のため、転動疲労
による組織変化が発生しにくくなり、長寿命となった。
【００７７】一方、比較例１１および１２（これらは、
実施例１における比較例１および２の鋼種および熱処理
条件の組み合わせにそれぞれ一致する）に係わる転動体
においては、Ｍ２３Ｃ６型炭化物が析出しないため、高
い接触面圧で塑性変形しやすくなり、剥離が発生しやす
いことが確認された。
実施例１における比較例１および２の鋼種および熱処理
条件の組み合わせにそれぞれ一致する）に係わる転動体
においては、Ｍ２３Ｃ６型炭化物が析出しないため、高
い接触面圧で塑性変形しやすくなり、剥離が発生しやす
いことが確認された。
【００７８】
【表６】
【００７９】実施例３ 実施例２と同様に、表１に示したＡ，Ｄ，Ｅ，Ｈ，Ｌの
鋼を用いて、旋削および歯切り加工を行ったのち、実施
例２と同様の条件との組み合わせによってそれぞれ熱処
理を施し、さらにショットピーニングおよび研削加工を
行うことにより、表７に示す仕様の歯車を得た。
鋼を用いて、旋削および歯切り加工を行ったのち、実施
例２と同様の条件との組み合わせによってそれぞれ熱処
理を施し、さらにショットピーニングおよび研削加工を
行うことにより、表７に示す仕様の歯車を得た。
【００８０】
【表７】
【００８１】そして、動力循環式のギヤピッティング試
験機を用いて、歯車ピッティング点のヘルツ面圧：２．
０ＧＰａ、試験歯車回転数：１０００ｒｐｍ、油種：自
動変速機油（ＡＴＦ）、油温：１２０℃の条件のもとに
耐ピッティング試験を実施した。そして、ピッティング
寿命を試験歯車の歯面に発生したピッティングによる剥
離の面積が全歯車の有効噛み合い面積の３％に相当する
面積に達するまでの累積回転数として評価した。
験機を用いて、歯車ピッティング点のヘルツ面圧：２．
０ＧＰａ、試験歯車回転数：１０００ｒｐｍ、油種：自
動変速機油（ＡＴＦ）、油温：１２０℃の条件のもとに
耐ピッティング試験を実施した。そして、ピッティング
寿命を試験歯車の歯面に発生したピッティングによる剥
離の面積が全歯車の有効噛み合い面積の３％に相当する
面積に達するまでの累積回転数として評価した。
【００８２】この結果は、表８に示すとおりで、発明例
２５，２６，２７および２８（実施例１における発明例
１，４，１０および１９の組み合わせに相当）により製
造した歯車においては、Ｍ２３Ｃ６型炭化物が微細に分
散し、焼き戻し後も高硬度が保持されるため、ピッティ
ング寿命が大幅に向上した。一方、比較例１３および１
４（実施例１における比較例１および２の組み合わせに
相当）により製造した歯車の場合には、Ｍ ２３Ｃ
６ 型炭化物の析出しない組織であることから、焼き
戻し硬度が低く、ピッティングが発生しやすい結果とな
った。
２５，２６，２７および２８（実施例１における発明例
１，４，１０および１９の組み合わせに相当）により製
造した歯車においては、Ｍ２３Ｃ６型炭化物が微細に分
散し、焼き戻し後も高硬度が保持されるため、ピッティ
ング寿命が大幅に向上した。一方、比較例１３および１
４（実施例１における比較例１および２の組み合わせに
相当）により製造した歯車の場合には、Ｍ ２３Ｃ
６ 型炭化物の析出しない組織であることから、焼き
戻し硬度が低く、ピッティングが発生しやすい結果とな
った。
【００８３】
【表８】
【図１】本発明の実施例において適用したローラピッテ
ィング試験の要領および試験片形状を示す概略図であ
る。
ィング試験の要領および試験片形状を示す概略図であ
る。
【図２】本発明の実施例において適用したスラスト型転
動疲労試験の要領および試験片形状を示す概略図であ
る。
動疲労試験の要領および試験片形状を示す概略図であ
る。
【図３】（ａ）ないし（ｄ）は本発明の実施例に用いた
熱処理条件を示す説明図である。
熱処理条件を示す説明図である。
【図４】（ｅ）ないし（ｇ）は本発明の実施例に用いた
熱処理条件を示す説明図である。
熱処理条件を示す説明図である。
【図５】（ｈ）ないし（ｋ）は本発明の実施例に用いた
熱処理条件を示す説明図である。
熱処理条件を示す説明図である。
【図６】（ｌ）ないし（ｎ）は本発明の実施例に用いた
熱処理条件を示す説明図である。
熱処理条件を示す説明図である。
【図７】本発明の実施例１におけるスラスト試験片の電
子顕微鏡組織の一例を示す図である
子顕微鏡組織の一例を示す図である
【図８】図７に示した電子顕微鏡組織を画像処理した例
を示す図である。
を示す図である。
【図９】本発明の実施例において耐久試験に用いたトロ
イダル式無段変速機用ボックスの構造を示す部分断面図
である。
イダル式無段変速機用ボックスの構造を示す部分断面図
である。
【図１０】（ａ）および（ｂ）はトロイダル式無段変速
機用のパワローラ内外輪およびディスクの形状を示すそ
れぞれ断面図である。
機用のパワローラ内外輪およびディスクの形状を示すそ
れぞれ断面図である。
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.7 識別記号 ＦＩ テーマコート゛(参考） Ｃ２３Ｃ 8/32 Ｃ２３Ｃ 8/32 8/34 8/34 Ｆ１６Ｃ 33/62 Ｆ１６Ｃ 33/62 33/64 33/64 Ｆ１６Ｈ 15/38 Ｆ１６Ｈ 15/38 55/06 55/06 (72)発明者 山 口 拓 郎 神奈川県横浜市神奈川区宝町２番地 日産 自動車株式会社内 (72)発明者 尾 谷 敬 造 神奈川県横浜市神奈川区宝町２番地 日産 自動車株式会社内 (72)発明者 内 山 典 子 神奈川県横浜市神奈川区宝町２番地 日産 自動車株式会社内 (72)発明者 木 野 伸 郎 神奈川県横浜市神奈川区宝町２番地 日産 自動車株式会社内 (72)発明者 南 部 俊 和 神奈川県横浜市神奈川区宝町２番地 日産 自動車株式会社内
Claims (26)
- 【請求項１】 Ｃｒを含有する機械構造用鋼からなり、
マルテンサイトあるいはベイナイト組織の基地に平均粒
径３μｍ以下の炭化物が球状ないし擬球状に分散析出し
ており、該炭化物としてＭ２３Ｃ６型炭化物が含まれて
いることを特徴とする耐高面圧部材。 - 【請求項２】 マルテンサイトあるいはベイナイト組織
からなる第１相と、マルテンサイトあるいはベイナイト
組織の基地に平均粒径３μｍ以下の炭化物が球状ないし
擬球状に分散析出した第２相を備えていることを特徴と
する耐高面圧部材。 - 【請求項３】 第２相領域には炭化物として少なくとも
Ｃｒを含むＭ２３Ｃ ６型炭化物が分散析出していること
を特徴とする請求項２記載の耐高面圧部材。 - 【請求項４】 Ｃｒ：１．２〜３．２％、Ｍｏ：０．２
５〜２．０％を含有する機械構造用鋼からなることを特
徴とする請求項１ないし請求項３のいずれかに記載の耐
高面圧部材。 - 【請求項５】 Ｓ含有量が０．０１％以下であることを
特徴とする請求項１ないし請求項４のいずれかに記載の
耐高面圧部材。 - 【請求項６】 少なくとも表面から研削後表面となるま
での位置の窒素固溶量が０．０１〜０．５％であること
を特徴とする請求項１ないし請求項５のいずれかに記載
の耐高面圧部材。 - 【請求項７】 少なくとも表面から転がり接触による最
大せん断応力発生深さまでの位置に炭化物が面積率で
０．３〜３０％分散析出していることを特徴とする請求
項１ないし請求項６のいずれかに記載の耐高面圧部材。 - 【請求項８】 第２相領域に、前記炭化物が面積率で
０．３〜３０％分散析出していることを特徴とする請求
項２記載の耐高面圧部材。 - 【請求項９】 転がり接触による転動疲労を受ける部位
における表面炭素濃度が０．６〜１．５％であることを
特徴とする請求項１ないし請求項８のいずれかに記載の
耐高面圧部材。 - 【請求項１０】 曲げ応力の繰り返し負荷によって曲げ
疲労を受ける部位における第２相の面積率が最表面で９
０％以下であることを特徴とする請求項２記載の耐高面
圧部材。 - 【請求項１１】 曲げ応力の繰り返し負荷によって曲げ
疲労を受ける部位における第２相の面積率が最表面で３
０％以下であることを特徴とする請求項２記載の耐高面
圧部材。 - 【請求項１２】 ショットピーニングが施してあること
を特徴とする請求項１０または請求項１１記載の耐高面
圧部材。 - 【請求項１３】 転がり接触によるせん断応力の繰り返
し負荷によって転動疲労を受ける部位における第２相の
面積率が少なくともその部位の最大せん断応力発生位置
までの表層部で３％以上であることを特徴とする請求項
２記載の耐高面圧部材。 - 【請求項１４】 転がり接触によるせん断応力の繰り返
し負荷によって転動疲労を受ける部位における第２相の
面積率が少なくともその部位の最大せん断応力発生深さ
までの表層部で５０％以上であることを特徴とする請求
項２記載の耐高面圧部材。 - 【請求項１５】 転がり接触による転動疲労を受けかつ
表面起点の剥離に敏感な部位における第２相の面積率が
最表面で３〜１００％であることを特徴とする請求項２
記載の耐高面圧部材。 - 【請求項１６】 転がり接触による転動疲労を受けかつ
表面起点の剥離に敏感な部位における第２相の面積率が
最表面で５０〜８０％であることを特徴とする請求項２
記載の耐高面圧部材。 - 【請求項１７】 転がり接触によるせん断応力の繰り返
し負荷によって転動疲労を受ける部位における炭素濃度
が０．５％以上であることを特徴とする請求項１または
請求項２記載の耐高面圧部材。 - 【請求項１８】 Ｃｒを含有する機械構造用鋼からなる
部材に浸炭処理を施して表面炭素濃度を０．６〜１．５
％の範囲にする浸炭工程と、 式：Ｔ＝６７５＋１２０・Ｓｉ（％）−２７・Ｎｉ
（％）＋３０・Ｃｒ（％）＋２１５・Ｍｏ（％）−４０
０・Ｖ（％）により算出される温度Ｔ（℃）を上限とす
る温度に浸炭処理された部材を保持して炭化物を析出さ
せる炭化物析出工程と、 炭化物を析出させた部材をＡＣ１変態温度以上の温度に
保持したのち急冷する焼入れ工程からなることを特徴と
する請求項１または請求項２記載の耐高面圧部材の製造
方法。 - 【請求項１９】 転がり接触による最大せん断応力発生
深さ位置の炭素濃度を０．５％以上の範囲にする浸炭工
程を行うことを特徴とする請求項１８記載の耐高面圧部
材の製造方法。 - 【請求項２０】 浸炭工程における浸炭温度Ｔc （℃）
に対する浸炭後の拡散温度Ｔd （℃）の比（Ｔd ／Ｔc
）が１．０５〜１．２５の範囲であることを特徴とす
る請求項１８記載の耐高面圧部材の製造方法。 - 【請求項２１】 浸炭工程が終了した後、炭化物析出工
程に移行するまでの冷却速度が毎分１０℃以上であるこ
とを特徴とする請求項１８記載の耐高面圧部材の製造方
法。 - 【請求項２２】 浸炭と同時、あるいは浸炭終了後に窒
化処理を施すことを特徴とする請求項１８記載の耐高面
圧部材の製造方法。 - 【請求項２３】 Ｃｒと、０．６〜１．５％の炭素を含
有する機械構造用鋼からなる部材を 式：Ｔ＝６７５＋１２０・Ｓｉ（％）−２７・Ｎｉ
（％）＋３０・Ｃｒ（％）＋２１５・Ｍｏ（％）−４０
０・Ｖ（％）により算出される温度Ｔ（℃）を上限とす
る温度に保持して炭化物を析出させる炭化物析出工程
と、 炭化物を析出させた部材をＡＣ１変態温度以上の温度に
保持したのち急冷する焼入れ工程からなることを特徴と
する請求項１または請求項２記載の耐高面圧部材の製造
方法。 - 【請求項２４】 Ｃｒ：１．２〜３．２％、Ｍｏ：０．
２５〜２．０％、Ｃ：０．６〜１．５％を含有する機械
構造用鋼からなる部材を 式：Ｔ＝６７５＋１２０・Ｓｉ（％）−２７・Ｎｉ
（％）＋３０・Ｃｒ（％）＋２１５・Ｍｏ（％）−４０
０・Ｖ（％）により算出される温度Ｔ（℃）を上限とす
る温度に保持して炭化物を析出させる炭化物析出工程
と、 炭化物を析出させた部材をＡＣ１変態温度以上の温度に
保持したのち急冷する焼入れ工程からなることを特徴と
する請求項１または請求項２記載の耐高面圧部材の製造
方法。 - 【請求項２５】 ＡＣ１変態温度以上の温度における保
持が炭化物析出工程を兼ねていることを特徴とする請求
項１８，２３および２４のいずれかに記載の耐高面圧部
材の製造方法。 - 【請求項２６】 トロイダル式無段変速機用転動体であ
ることを特徴とする請求項１ないし請求項１７のいずれ
かに記載の耐高面圧部材。
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|---|---|---|---|
| JP2000204798A JP4022607B2 (ja) | 1999-07-21 | 2000-07-06 | 耐高面圧部材の製造方法 |
| EP00115487A EP1070760B1 (en) | 1999-07-21 | 2000-07-18 | Process of producing a high bearing pressure-resistant member |
| DE60030364T DE60030364T2 (de) | 1999-07-21 | 2000-07-18 | Herstellungsverfahren eines hochdruckfesten Bauteiles |
| US09/620,996 US6569267B1 (en) | 1999-07-21 | 2000-07-20 | High bearing pressure-resistant member |
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|---|---|---|---|
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| JP20655299 | 1999-07-21 | ||
| JP20895899 | 1999-07-23 | ||
| JP11-208958 | 1999-07-23 | ||
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|---|---|
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|---|---|---|---|
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