JP2004316902A - 油圧ポンプ用転がり軸受およびその製造方法 - Google Patents

Abstract

【課題】 本発明は、高強度で、転動疲労特性が長寿命で、高度の耐割れ強度を有し、経年寸法変化率の増加を抑えて寸法安定性を向上させる油圧ポンプ用転がり軸受を提供する。
【解決手段】 本発明の油圧ポンプ・モータ用軸受１３は、駆動軸１１を回転させてピストン１６を駆動して油圧を吐出する油圧ポンプの駆動軸１１を回転可能に軸支する油圧ポンプ・モータ用軸受であって、内周に転走面２２ａを有する外輪７と、外輪７の転走面２２ａに対向する転走面２１ａを有する内輪６と、外輪７と内輪６との間に介在する複数の転動体８とからなっている。外輪７、内輪６および転動体８のうちの少なくとも１つの部材が富化窒化層を有し、その部材の水素含有率が０．５ｐｐｍ以下である。
【選択図】 図１

Description

本発明は、駆動軸を回転させてピストンを駆動して油圧を吐出する油圧ポンプおよび油圧によってピストンを駆動して駆動軸を回転させる油圧モータの駆動軸の転がり軸受およびその製造方法に関し、長寿命の転動疲労特性、高度の耐割れ強度、耐経年寸法変化などを有する転がり軸受およびその製造方法に関するものである。

建設機械、農業機械などの産業機械は、油圧装置の小型化とともに油圧ポンプの高圧化によって、小型化とともに高出力になっている。高圧の油圧ポンプとしてピストンポンプが多用されている。ピストンポンプとして、アキシアル型ピストンポンプとラジアル型ピストンポンプとがある。アキシアル型ピストンポンプとして、斜軸式（ベント・アクシス式）ピストンポンプと回転斜板式ピストンポンプとがある。以下、斜軸式ピストンポンプと回転斜板式ピストンポンプとについて説明するがこれらのポンプに限定されない。

斜軸式ピストンポンプおよび回転斜板式ピストンポンプは、駆動軸を回転させてピストンを駆動して油圧を吐出する油圧ポンプとして使用される場合と油圧によってピストンを駆動して駆動軸を回転させる油圧モータとして使用される場合とがある。以下、油圧ポンプと油圧モータとを油圧ポンプ・モータという。

ピストンを往復運動させて駆動軸を回転させる油圧ポンプ・モータの駆動軸に、転がり軸受（以下、油圧ポンプ・モータ用軸受）が使用されている。油圧ポンプ・モータ用軸受として、深溝玉軸受の他に、円筒ころ軸受、円錐ころ軸受などの転がり軸受が使用されている。

油圧ポンプ・モータ用軸受がころ軸受のときは、ころのスキューなどの滑りが発生する場合があり、ピーリング、摩耗などが生じ、転動体（ころ）が内輪または外輪の軌道面に、油膜が存在しない活性面を生じ、水素脆性に及ぶことがある。また、近年、油圧機器の過熱による火災発生防止のために、水性系難燃性作動油の使用が増加している。

油圧ポンプ・モータ用軸受の潤滑は、油圧ポンプ・モータのシリンダブロックとピストンなどの油圧機器の作動油によって行われている。上記の水性系難燃性作動油は低粘度であるために、上記の油圧ポンプ・モータ用軸受の潤滑油として使用した場合には、油膜が存在しない活性面を生じ、水素脆性による剥離が発生する危険性が増大している。

上記の水素脆性剥離を防止対策として、油圧ポンプ・モータ用軸受の軸受部材（以下、軸受部材という）に、黒色酸化表面形成などの酸化表面処理をしている。

また、従来から通常の軸受部材の転動疲労に対して長寿命を与える熱処理方法として、軸受材料の材質としてステンレス鋼を使用しないで、例えば、軸受材料の材質は軸受材料のＳＵＪをそのまま使用して、焼入れ加熱時の雰囲気ＲＸガス中にさらにアンモニアガスを添加するなどして、その軸受部材の表層部に浸炭窒化処理を施す方法がある。この浸炭窒化処理法を用いることによって、表層部を硬化させ、ミクロ組織中に残留オーステナイトを生成させ、転動疲労寿命をある程度は向上させることができている。このような技術は、たとえば特開平１１−１０１２４７号公報（特許文献１）や、特開平８−４７７４号公報（特許文献２）に開示されている。
特開平１１−１０１２４７号公報 特開平８−４７７４号公報

しかし、軸受部材に上記の酸化表面処理をしたり浸炭窒化処理をしたりしても、顕著な効果が得られていない。

油圧ポンプ・モータ用軸受の機械的特性として、転動疲労に対して長寿命を確保し、割れ強度を向上させ、経年寸法変化率の増加を抑える要求がある。今後の油圧ポンプおよび油圧モータ用転がり軸受には、使用環境の高荷重化、高速化に伴い、従来よりも、大きな荷重条件でかつより高温で使用できる機械的特性を備える要求が増大している。

本発明は、高強度で、転動疲労特性が長寿命で、高度の耐割れ強度を有し、経年寸法変化率の増加を抑えて寸法安定性を向上させる油圧ポンプ用転がり軸受およびその製造方法を提供することを目的とする。

本発明の一の局面における油圧ポンプ用転がり軸受は、駆動軸を回転させてピストンを駆動して油圧を吐出する油圧ポンプの前記駆動軸を回転可能に軸支する油圧ポンプ用転がり軸受であって、内周に転走面を有する外方部材と、外方部材の転走面に対向する転走面を有する内方部材と、外方部材と内方部材との間に介在する複数の転動体とからなっている。外方部材、内方部材および転動体のうちの少なくとも１つの部材が富化窒化層を有し、その部材の水素含有率が０．５ｐｐｍ以下である。

これにより、水素に起因する鋼の脆化を軽減することができる。水素含有率が０．５ｐｐｍを超えると、割れ強度が低下して過酷な荷重が加わる部位の使用に適さなくなる。水素含有率は低いほうが望ましいが、０．３ｐｐｍ未満に減らすためには、長時間の加熱が必要になり、オーステナイト結晶粒径が粗大化し、かえって靭性が低下してしまって、水素含有率低減の効果を打ち消してしまう。したがって、水素含有率は０．３〜０．５ｐｐｍの範囲にする必要があり、０．３５〜０．４５ｐｐｍの範囲であることが望ましい。なお、上記窒素富化層は、あとで説明するように、浸炭窒化処理により形成されるが、上記窒素富化層に炭素が富化されていてもよいし、富化されていなくてもよい。

また、上記の水素含有率の測定においては、拡散性水素量を測定対象としないで、所定温度以上で鋼から放出される非拡散性水素のみを測定の対象としている。拡散性水素は、サンプルサイズが小さければ、常温でもサンプルから放出され散逸してしまうので、測定の対象から外している。非拡散性水素は、鋼中の欠陥部などにトラップされており、所定の加熱温度以上になってサンプルから放出される水素である。水素含有率を非拡散性水素に限定しても、水素含有率は、測定方法によって異なる。本発明に係る水素含有率範囲は、熱伝導度法による測定方法による範囲であって、ＬＥＣＯ社製ＤＨ−１０３型水素分析装置またはそれに準じる測定装置を用いて測定している。

本発明の他の局面における油圧ポンプ用転がり軸受は、駆動軸を回転させてピストンを駆動して油圧を吐出する油圧ポンプの前記駆動軸を回転可能に軸支する油圧ポンプ用転がり軸受であって、内周に転走面を有する外方部材と、外方部材の転走面に対向する転走面を有する内方部材と、外方部材と内方部材との間に介在する複数の転動体とからなっている。外方部材、内方部材および転動体のうちの少なくとも１つの部材が富化窒化層を有し、その部材の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る。

オーステナイト結晶粒径を微細化すると、転動疲労寿命を大幅に改良することができる。オーステナイト結晶粒径の粒度番号が１０番以下では、高温下での転動疲労寿命は大きく改善することができるが、本発明に係る熱処理方法を採用することによって、粒度番号１０番を超えるオーステナイト結晶粒径を得ることができる。このオーステナイト結晶粒径が細かいほど高温下での転動疲労寿命が大きくなり、たとえば、粒度番号を１１番以上にすることが好ましい。しかし、通常、１３番を超える粒度番号を得ることは難しい。なお、上記の本発明対象部材のオーステナイト結晶粒は、浸炭窒化処理の影響を大きく受けている表層部においても、表層部よりも深い内部でも変化しない。

また、オーステナイト結晶粒は、対象とする部材の金相試料に対してエッチングなど、粒界を顕出する処理を施して観察することができる粒界であればよい。低温焼入れ直前の加熱された時点での粒界という意味で、上記のように旧オーステナイト粒と呼ぶ場合がある。測定は、ＪＩＳ規格の粒度番号の平均値から平均粒径に換算して求めてもよいし、切片法などにより金相組織に重ねたランダム方向の直線が粒界と会合する間の間隔長さの平均値をとってもよい。

上記の「ＪＩＳ（日本工業規格）の粒度番号で１０番を超えるようにすること」と、「オーステナイト結晶粒の平均粒径を６μｍ以下にすること」とは、オーステナイト結晶粒径は略同一になる。すなわち、後述する図８のオーステナイト結晶粒度を示すオーステナイト結晶粒度組織図から判定すると、従来技術熱処理軸受部材のオーステナイト結晶粒径はＪＩＳ（日本工業規格）の粒度番号で１０番である。それに対して、本発明対象部材の平均粒径は５．６μｍであり、この粒径はＪＩＳの粒度番号で１２番に相当する。したがって、本発明対象部材の粒径は、ＪＩＳの粒度番号で１０番を超えている。

本発明の油圧ポンプ用転がり軸受の製造方法は、内周に転走面を有する外方部材と、外方部材の転走面に対向する転走面を有する内方部材と、外方部材と内方部材との間に介在する複数の転動体とからなり、駆動軸を回転させてピストンを駆動して油圧を吐出する油圧ポンプの駆動軸を回転可能に軸支する油圧ポンプ用転がり軸受の製造方法である。Ａ₁変態点を超える浸炭窒化処理温度で鋼を浸炭窒化処理した後、Ａ₁変態点未満の温度に冷却し、その後、Ａ₁変態点以上で浸炭窒化処理の温度未満の焼入れ温度域に再加熱し、焼入れを行なうことにより、外方部材、内方部材、および転動体のうち少なくともいずれか１つの部材が製造される。

軸受部材を浸炭窒化処理のための加熱後にＡ₁変態点温度よりも低温にした後で再加熱し油冷して焼入れすることによって、窒素富化層を有する鋼の破壊応力値を、従来では得られなかった２６５０ＭＰａ以上にできる。これによって、従来よりも破壊応力値に優れ、強度の高い転がり軸受を得ることができる。

上記の熱処理は、浸炭窒化処理に引き続いてそのまま１回焼入れする普通焼入れよりも、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。上述したように、上記の熱処理方法によれば、オーステナイト結晶粒の粒径を従来の２分の１以下となるミクロ組織を得ることができる。上記の熱処理を受けた軸受部材は、転動疲労特性が長寿命であり、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。

なお、本明細書中における「油圧ポンプ用転がり軸受」の語句は、駆動軸を回転させてピストンを駆動して油圧を吐出する油圧ポンプの駆動軸を回転可能に軸支する油圧ポンプ用転がり軸受の他、油圧によってピストンを駆動して駆動軸を回転させる油圧モータの駆動軸を回転可能に軸支する油圧モータ用転がり軸受も含む意味である。

本発明対象部材が、以下に記載する本発明の効果のすべてを同時に有している必要はなく、本発明の１つ以上の効果を有していなければよい。

１つ目の効果として、従来技術では、水素含有率が０．５ｐｐｍを超えていたために鋼が脆化し、割れ強度が低下して過酷な荷重が加わる部位の使用に適さなかったが、浸炭窒化処理のための加熱後にＡ₁変態点温度よりも低温にした後で再加熱し油冷して焼入れをする。この結果、上記本発明対象部材の窒素富化層の水素含有率を０．５ｐｐｍ以下として、割れ強度を向上させることができる。

２つ目の効果として、従来技術では、オーステナイト結晶粒が粗大化して耐割れ強度の向上を図ることが困難であったが、浸炭窒化処理のための加熱後にＡ₁変態点温度よりも低温にした後で再加熱し油冷して焼入れをする。この結果、上記軸受の窒素富化層および熱影響部のオーステナイト結晶粒の粒度番号を１０番を超える範囲にして、残留オーステナイトの増加による経年寸法変化率を低減させることができる。なお、熱影響部とは、窒素富化層に隣接する部分であって、浸炭窒化処理、焼き入れ、冷却、焼き戻しなどの熱変化によって金属組織が変化する可能性がある部分をいう。

３つ目の効果として、従来技術では、転動疲労に対して長寿命、割れ強度の向上、経年寸法変化率の増加を抑えるために、組成を特殊な合金成分とした原材料の入手が困難であって原材料コストも高くなっていたが、浸炭窒化処理のための加熱後にＡ₁変態点温度よりも低温にした後で再加熱し油冷して焼入れをする。この結果、上記軸受の窒素富化層および熱影響部の破壊応力値を２６５０ＭＰａ以上にして、従来技術よりも破壊応力値を大にして、耐割れ強度を向上させることができる。

上記のように熱処理した本発明対象部材を使用することによって、転動疲労に対して長寿命を確保し、割れ強度を向上させ、経年寸法変化率の増加を抑えることができる。

次に図面を用いて本発明の一実施の形態について説明する。

図１は、油圧ポンプ・モータ用軸受を使用した斜軸式ピストンポンプの概略断面図である。

図１の斜軸式ピストンポンプの概略断面図は、従来技術の熱処理による油圧ポンプ・モータ用軸受（以下、従来技術熱処理軸受部材という）および本発明に係る熱処理による油圧ポンプ・モータ用軸受（以下、本発明対象部材という）に適用される。

図１の斜軸式ピストンポンプ１０において、ハウジング１２に固定された油圧ポンプ・モータ用軸受１３によって駆動軸１１が回転自在に軸支されている。駆動軸１１、シリンダブロック１４およびピストン１６のユニットは、角度２０度ないし４０度程度の角度範囲で、傾斜自在に結合されている。駆動軸１１の回転によって、ピストン１６がシリンダブロック１４内で往復運動をして、シリンダブロック１４とピストン１６との間で形成される容積が増加する領域で圧油を吸引し、容積が減少する領域で圧油を吐出する。この２つの領域はバルブフレート１７によって仕切られている。なお、斜軸式ピストンポンプ１０は、ピストン１６のストロークを変えて、シリンダブロック１４の傾き角度を変えている。この斜軸式ピストンポンプ１０はオイルモータと組み合わせて油圧変速機として多用されている。本実施の形態の油圧ポンプ・モータ用軸受１３は、これらの油圧機器にすべて適用される。

次に、斜軸式ピストンポンプ１０の油圧ポンプ・モータ用軸受１３に荷重される力について説明する。

ピストン１６の一端が駆動軸１１の大径部またはフランジに駆動軸１１の中心軸から偏心して固定されているので、駆動軸１１の回転によってピストン１６がシリンダブロック１４の内部でシリンダブロック軸１８を中心として回転移動する。ピストン１６が図示しているように、シリンダブロック軸１８の下方に位置しているときは、ピストン１６はシリンダブロック１４内に入り込んで容積が増加する領域で圧油を吸引する。逆に、ピストン１６が図示していないシリンダブロック軸１８の上方に位置しているときは、ピストン１６はシリンダブロック１４から引き出され、容積が減少する領域で圧油を吐出する。

油圧ポンプ・モータ用軸受１３は駆動軸１１の回転によるラジアル方向の力を受けるとともに、ピストン１６の往復運動によってアキシアル方向の力も受ける。そこで、斜軸式ピストンポンプ１０の油圧ポンプ・モータ用軸受１３として、円錐ころ軸受を２個対向させて使用している。なお、円錐ころ軸受の他に、たとえば深溝玉軸受や円筒ころ軸受などを使用することもできる
図２は、油圧ポンプ・モータ用軸受を使用した回転斜板式ピストンポンプの概略断面図である。

図２の回転斜板式ピストンポンプの概略断面図は、従来技術熱処理軸受部材および本発明対象部材に適用される。

図２の回転斜板式ピストンポンプ２０において、ハウジング１２に固定された油圧ポンプ・モータ用軸受１３によって駆動軸１１が回転自在に軸支されている。駆動軸１１の回転によって、ピストン１６が固定斜板２１に沿って動きシリンダブロック１４内で往復運動をして、シリンダブロック１４とピストン１６との間で形成される容積が増加する領域で圧油を吸引し、容積が減少する領域で圧油を吐出する。

この回転斜板式ピストンポンプ２０は、斜軸式ピストンポンプ１０に比べて部品点数が少なく構造も簡単で、斜板（スワットュプレート）の角度を変えるだけで可変吐出量型にすることができ斜軸式よりも小形にできるので、多用されている。本実施の形態の油圧ポンプ・モータ用軸受１３は、これらの油圧機器にすべて適用される。回転斜板式ピストンポンプ２０の油圧ポンプ・モータ用軸受１３として、深溝玉軸受を２個使用している。なお、深溝玉軸受の他に、たとえば円錐ころ軸受や円筒ころ軸受などを使用することもできる。

図３（Ａ）、（Ｂ）は深溝玉軸受の断面図であり、図４は円筒ころ軸受の断面図であり、図５は円錐ころ軸受の断面図である。本発明対象部材の軸受は、図３（Ａ）、（Ｂ）に示した深溝玉軸受、図４に示す円筒ころ軸受、図５に示した円錐ころ軸受などが包含される。

図３（Ａ）に示す深溝玉軸受は、内方部材としての内輪６と、外方部材としての外輪７と、複数の玉の転動体８と、保持器９とからなっている。外輪７は内周に転走面２２ａを有しており、内輪６は転走面２２ａの各々に対向する転走面２１ａを有している。そして、外輪７と内輪６との間に複数の転動体８が介在している。

図３（Ｂ）に示す複列深溝玉軸受は、内方部材としての内輪６ａと、外方部材としての外輪７ａと、複数の玉の転動体８ａと、保持器９ａとからなっている。外輪７ａは内周に転走面２２ｂを有しており、内輪６ａは転走面２２ｂの各々に対向する転走面２１ｂを有している。そして、外輪７ａと内輪６ａとの間に複数の転動体８ａが介在している。

図４に示す円筒ころ軸受は、内方部材としての内輪６ｃと、外方部材としての外輪７ｃと、複数の玉の転動体８ｃと、保持器９ｃとからなっている。外輪７ｃは内周に転走面２２ｃを有しており、内輪６ｃは転走面２２ｃの各々に対向する転走面２１ｃを有している。そして、外輪７ｃと内輪６ｃとの間に複数の転動体８ｃが介在している。

図５に示す円錐ころ軸受は、内方部材としての内輪６ｄと、外方部材としての外輪７ｄと、複数の玉の転動体８ｄと、保持器９ｄとからなっている。外輪７ｄは内周に転走面２２ｄを有しており、内輪６ｄは転走面２２ｄの各々に対向する転走面２１ｄを有している。そして、外輪７ｄと内輪６ｄとの間に複数の転動体８ｃが介在している。

本実施の形態においては、駆動軸１１を回転させてピストンを駆動して油圧を吐出する油圧ポンプおよび油圧によってピストンを駆動して駆動軸を回転させる油圧モータの駆動軸１１の油圧ポンプ・モータ用軸受１３の内輪６，６ａ，６ｃ，６ｄ、外輪７，７ａ，７ｃ，７ｄおよび保持器９，９ａ，９ｃ，９ｄに回転自在に軸支された複数の転動体８，８ａ，８ｃ，８ｄのうちの少なくとも一つの軸受部材に、図６または図７に示す後述の熱処理を実施する。これにより、水素含有率が０．５ｐｐｍ以下である油圧ポンプ・モータ用軸受を得ることができる。また、これにより、オーステナイト結晶粒の粒度番号が１０番を超える範囲である油圧ポンプ・モータ用軸受を得ることができる。

図６および図７において、図６（Ｂ）または図７（Ａ）に記載の「普通焼入」とは、図６（Ａ）または図７（Ａ）に記載の「浸炭窒化処理」をしない焼き入れをいう。また、図６（Ａ）に記載の「１次焼入」とは、浸炭窒化処理のための加熱温度Ｔ₁（以下、浸炭窒化処理加熱温度という）に加熱し油冷によって急冷する１回目の焼き入れをいう。図６（Ｂ）に記載の「２次焼入」とは、図６（Ａ）に記載の１次焼入をした後で、普通焼入のための加熱温度Ｔ₂（以下、普通焼入加熱温度という）に加熱し油冷によって急冷する２回目の焼き入れをいう。

それに対して、図７（Ａ）においては、浸炭窒化処理温度Ｔ₁に加熱した後に、Ａ₁変態点温度よりも低温に冷却しているが、この冷却は、上記の図６（Ａ）と同図（Ｂ）との間の油冷による急冷ではないために焼き入れになっていない。したがって、図７に示す焼入は１回だけであって、図６（Ａ）の「１次焼入」および同図（Ｂ）の「２次焼入」のような２回の焼入の区別がない。

図６は、本発明対象部材の１次焼入れ後に油冷によってＡ₁変態点温度よりも相当に低温まで冷却してから２次焼入れする第１の熱処理パターン図である。

同図（Ａ）は、浸炭窒化処理加熱温度Ｔ₁（８４５℃）に加熱して浸炭窒化処理をした後、その浸炭窒化処理加熱温度Ｔ₁から油冷して焼き入れする１次焼入を説明する図である。同図（Ｂ）は、この後、上記浸炭窒化処理加熱温度Ｔ₁（８４５℃）よりも低い普通焼き入れ温度Ｔ₂（８００℃）に加熱してから油冷して焼き入れする２次焼入を説明する図である。図６（Ａ）および（Ｂ）に示す第１の熱処理パターンでは、油冷によって１次焼入れした後、次に低温から浸炭窒化処理加熱温度Ｔ₁よりも低い普通焼き入れ温度Ｔ₂（８００℃）で加熱し油冷によって２次焼入れしている。

図７は、上記第１の熱処理パターンと同様の効果を有する第２の熱処理パターン図であって、本発明対象部材の浸炭窒化処理のための加熱後にＡ₁変態点温度よりも低温になった時点で再加熱した後で油冷して焼入れをする第２の熱処理パターン図である。

この図７に示す第２の熱処理方法は、本発明対象部材を、浸炭窒化処理加熱温度Ｔ₁加熱継続中に、加熱開始温度近くまで下げないで、Ａ₁変態点温度未満であって加熱開始温度よりもかなり高い温度（以下、Ａ₁変態点近接低温度という）まで冷却し、その後、浸炭窒化処理加熱温度Ｔ₁よりも低い普通焼き入れ温度Ｔ₂に再加熱し油冷して焼き入れする。

したがって、図７に示す第２の熱処理方法は、前述した図６に示す第１の熱処理方法と異なり、本発明対象部材を、浸炭窒化処理加熱温度Ｔ₁で加熱して窒素富化層を形成させた後に、浸炭窒化処理加熱温度Ｔ₁の加熱継続中に、Ａ₁変態点近接低温度まで冷却し、続けて浸炭窒化処理温度Ｔ₁よりも低い普通焼き入れ温度Ｔ₂で加熱し油冷して焼き入れる方法である。逆に、第１の熱処理パターンの熱処理方法と第２の熱処理パターンの熱処理方法との共通点は、浸炭窒化処理のための加熱後にＡ₁変態点温度よりも低温にした後で再加熱し油冷して焼入れすることである。

上記の熱処理のどちらによっても、その中の浸炭窒化処理により「浸炭窒化処理層」である窒素富化層が形成される。浸炭窒化処理において素材となる鋼の炭素濃度が高いため、通常の浸炭窒化処理の雰囲気から炭素が鋼の表面に侵入しにくい場合がある。たとえば炭素濃度が高い鋼の場合（１ｗｔ％程度の鋼）、それ以上高い炭素濃度の浸炭層が生成する場合もあるし、それ以上高い炭素濃度の浸炭層は生成しにくい場合がある。しかし、窒素濃度は、Ｃｒ濃度などにも依存するが、通常の鋼では最大限０.０２５ｗｔ％程度以下と低いので、素材の鋼の炭素濃度によらず窒素富化層が明瞭に生成される。上記窒素富化層には炭素が富化されていてもよいことはいうまでもない。

図８は、図６または図７に示す本発明対象部材および従来技術熱処理軸受部材のオーステナイト結晶粒度を示すオーステナイト結晶粒度組織図である。図８（Ａ）は本発明対象部材のオーステナイト結晶粒度を示すオーステナイト結晶粒度組織図であり、図８（Ｂ）は比較のために従来技術熱処理軸受部材のオーステナイト結晶粒度を示すオーステナイト結晶粒度組織図である。

図９は、図８に示す本発明対象部材のオーステナイト結晶粒度を示すオーステナイト結晶粒度組織を図解したオーステナイト結晶粒度を示すオーステナイト結晶粒度図解図である。

図９（Ａ）は本発明対象部材のオーステナイト結晶粒度を示す図８（Ａ）のオーステナイト結晶粒度組織図を図解したオーステナイト結晶粒度図解図であり、図９（Ｂ）は比較のために従来技術熱処理軸受部材のオーステナイト結晶粒度を示す図８（Ｂ）のオーステナイト結晶粒度組織図を図解したオーステナイト結晶粒度図解図である。

上記のオーステナイト結晶粒度を示すオーステナイト結晶粒度組織図から判定すると、従来技術熱処理軸受部材のオーステナイト結晶粒径はＪＩＳ（日本工業規格）の粒度番号で１０番であり、また本発明対象部材では、１２番の細粒を得ることができ、図８（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１）
ＪＩＳのＳＵＪ２材（１．０重量％Ｃと０．２５重量％Ｓｉと０．４重量％Ｍｎと１．５重量％Ｃｒ）を用いて、本発明対象部材と従来技術の熱処理方法の本発明対象部材との機械的性質について比較をした。表１に示した各試料の製造履歴を以下に示す。

（試料Ａ〜Ｄ；本発明の実施例）：雰囲気をＲＸガスとアンモニアガスとの混合ガスとして、温度８５０℃で１５０分間保持して浸炭窒化処理を施した。図６（または図７）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１次焼入れを行ない、次いで浸炭窒化処理温度よりも低い温度域７８０℃〜８３０℃に加熱して２次焼入れを行った。ただし、２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；本発明との比較例）：浸炭窒化処理は、本発明の実施例Ａ〜Ｄと同じ履歴で行い、２次焼入れ温度を浸炭窒素処理温度（８５０℃）以上の８５０℃〜８７０℃で行った。
（従来の浸炭窒化処理品；比較例）：雰囲気をＲＸガスとアンモニアガスとの混合ガスとして、温度８５０℃で１５０分間保持して浸炭窒化処理を施した。その浸炭窒化処理時の温度からそのまま焼入れを行ない、２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℃に加熱して焼入れた。２次焼入れは行なわなかった。

上記の各試料に対して、（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）破壊応力値の測定および（５）転動疲労試験の各々を行った。次にこれらの試験方法について説明する。

Ｉ 実施例１の試験方法
（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（いずれか大なる方）
分析感度：０．０１ｐｐｍ
検出方式：熱伝導度法
試料重量サイス゛：１０ｍｇ〜３５ｇ（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（ＣｌＯ₄）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／ｃｍ²）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、ＪＩＳ Ｇ ０５５１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、ＪＩＳ Ｚ ２２４２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、ＪＩＳ Ｚ ２２０２に示されたＵノッチ試験片（ＪＩＳ３号試験片）を用いた。なお、シャルピー衝撃値は、次式の吸収エネルギーＥを断面積（０．８ｃｍ²）で除した値である。

吸収エネルギー：Ｅ＝ＷｇＲ（ｃｏｓβ−ｃｏｓα）
Ｗ：ハンマー重量（＝２５．４３８ｋｇ）
ｇ：重力加速度（＝９．８０６６５ｍ／ｓｅｃ²）
Ｒ：ハンマー回転軸中心から重心までの距離（＝０．６５６９ｍ）
α：ハンマー持ち上げ角度（＝１４６°）、β：ハンマー降り上がり角度
（４）破壊応力値の測定
図１０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１０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１０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／（Ａρ_o）｝［１＋ｅ1／｛κ（ρ_o＋ｅ₁）｝］
σ₂＝（Ｎ／Ａ）＋｛Ｍ／（Ａρ_o）｝［１−ｅ2／｛κ（ρ_o−ｅ₂）｝］
κ＝−（１／Ａ）∫_A｛η／（ρo＋η）｝ｄＡ
（５）転動疲労試験
転動疲労寿命試験の試験条件を表２に示す。また、図１１は、転動疲労寿命試験機の概略図である。図１１（Ａ)は正面図であり、図１１（Ｂ)は側面図である。

図１１（Ａ）および（Ｂ）を参照して、転動疲労寿命試験片１２１は、駆動ロール１１１によって駆動され、ボール１１３と接触して回転している。ボール１１３は、（3/4）”のボールであり、案内ロール１１２にガイドされて、転動疲労寿命試験片１２１との間で高い面圧を及ぼし合いながら転動する。

ＩＩ 実施例１の試験結果
（１） 水素量
浸炭窒化処理したままの従来の浸炭窒化処理品は、表１に示すように、水素含有率が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（ＮＨ３）が分解して水素が鋼中に侵入したためと考えられる。

これに対して、試料Ｂ〜Ｆの水素含有率は０．３７〜０．４２ｐｐｍとなっており、従来の浸炭窒化処理品の半分近くにまで減少している。この鋼中の水素含有率は普通焼入れ品と同じレベルである。

上記の鋼中の水素量を低減して水素を固溶することによって、鋼の脆化を軽減することができる。すなわち、水素含有率を低減することによって、本発明の実施例の試料Ｂ〜Ｆのシャルピー衝撃値および破壊応力値を大きく改善することができた。

（２） 結晶粒度
結晶粒度は、表１に示すように、２次焼入れ温度が浸炭窒化処理時の焼入れ（１次焼入れ）の温度よりも低い場合、すなわち試料Ｂ〜Ｄの場合、オーステナイト結晶粒は、結晶粒度番号１１〜１２と顕著に微細化されている。表１に示した試料の欄でＥ、Ｆ、従来浸炭窒化処理品および普通焼入品の４試料のオーステナイト結晶粒は、いずれも結晶粒度番号１０であり、試料Ｂ〜Ｄよりも粗大な結晶粒となっている。

（３） シャルピー衝撃値
従来の浸炭窒化処理品のシャルピー衝撃値は、表１に示すように、５．３３Ｊ／ｃｍ²であるのに比して、本発明の実施例の試料Ｂ〜Ｆのシャルピー衝撃値は６．２０〜６．６５Ｊ／ｃｍ²であって高い値が得られている。この中でも、２次焼入れ温度が低いほうがシャルピー衝撃値が高くなる傾向を示す。なお、普通焼入品のシャルピー衝撃値は６．７０Ｊ／ｃｍ²であって高い値が得られている。

（４） 破壊応力値
上記の破壊応力値は、耐割れ強度に相当し、表１に示すように、従来の浸炭窒化処理品は２３３０ＭＰａの破壊応力値となっている。これに比して、試料Ｂ〜Ｆの破壊応力値は２６５０〜２８４０ＭＰａと改善されている。普通焼入品の破壊応力値は２７７０ＭＰａであり、試料Ｂ〜Ｆの破壊応力値と同等である。このような、試料Ｂ〜Ｆ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するとともに、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
普通焼入品は、表１に示すように、窒素富化層を表層部に有していないために、転動疲労寿命比Ｌ１０（試験片１０個中１個が破損する寿命）は最も低い。これに比して、従来の浸炭窒化処理品の転動疲労寿命は３．１倍となっている。試料Ｂ〜Ｄの転動疲労寿命は、従来の浸炭窒化処理品よりも大幅に向上している。試料ＥおよびＦは、従来の浸炭窒化処理品とほぼ同等である。

上記をまとめると、本発明の実施例の試料Ｂ〜Ｆでは、鋼中の水素量が低くなり、破壊応力値およびシャルピー衝撃値が向上している。しかし、転動疲労寿命まで含めて改良しようとすると、オーステナイト結晶粒度の粒度番号を１１番程度以上に微細化した試料Ｂ〜Ｄになる。

したがって、試料Ｂ〜Ｆは、いずれも本発明の実施例に該当するが、より望ましい本発明の範囲としては、２次焼入れ温度を浸炭窒化処理温度よりも低くして結晶粒の微細化をさらに図った試料Ｂ〜Ｄになる。

（実施例２）
下記のＸ材、Ｙ材およびＺ材について、一連の試験を行った。熱処理用素材には、ＪＩＳのＳＵＪ２材（１．０重量％Ｃと０．２５重量％Ｓｉと０．４重量％Ｍｎと１．５重量％Ｃｒ）を用いてＸ材ないしＺ材に共通とした。Ｘ材ないしＺ材の製造履歴は次のとおりである。
（Ｘ材：比較例）：浸炭窒化処理をしない普通焼入れのみを行なった。
（Ｙ材：比較例）：比較のための従来の浸炭窒化焼入方法であって、雰囲気をＲＸガスとアンモニアガスとの混合ガスとして、浸炭窒化処理後にそのまま焼き入れた。浸炭窒化処理の温度を８４５℃とし、保持時間を１５０分間とした。
（Ｚ材：本発明の実施例）：軸受鋼に図６の熱処理パターンを施した。雰囲気をＲＸガスとアンモニアガスとの混合ガスとして、浸炭窒化処理の温度を８４５℃として保持時間を１５０分間とし、最終焼入れ温度を８００℃とした。

（１） 転動疲労寿命
転動疲労寿命試験の試験条件および試験装置は、表２および図１１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。

比較例のＹ材は、表３に示すように、同じく比較例で普通焼入れのみを施したＸ材のＬ１０寿命（試験片１０個中１個が破損する寿命）の３．１倍であり、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、本発明の実施例のＺ材は、Ｙ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ＪＩＳ Ｚ ２２４２に準じた方法によって行なった。試験結果を表４に示す。

本発明に係る実施例のＺ材では、普通焼入れのみを施したＸ材（比較例）と同等で、かつ浸炭窒化処理を施したＹ材（比較例）よりも高いシャルピー衝撃値が得られた。

（３） 静的破壊靭性値の試験
図１２は、静的破壊靭性試験の試験片を示す図である。静的破壊靭性試験の試験片に亀裂を予め約１ｍｍ導入した後に、３点曲げによる静的荷重Ｐを加え、破壊荷重を求めた。破壊靭性値（ＫＩＣ値）の算出には次に示す次式を用いた。また、試験結果を表５に示す。

ＫＩＣ＝（ＰＬ√ａ／ＢＷ２）｛５．８−９．２（ａ／Ｗ）＋４３．６（ａ／Ｗ）²−７５．３（ａ／Ｗ）³＋７７．５（ａ／Ｗ）⁴｝

予め導入した亀裂の深さが窒素富化層深さよりも大きくなったために、比較例のＸ材とＹ材とには違いはない。しかし、本発明の実施例のＺ材では比較例のＸ材およびＹ材に対して約１．２倍の破壊靭性値（ＫＩＣ値）を得ることができた。

（４） 静圧破壊強度試験（破壊応力値の測定）
静圧壊強度試験片は、上述のように図１０に示す形状のものを用いた。図中、Ｐ方向に荷重を負荷して、静圧壊強度試験を行なった。試験結果を表６に示す。

浸炭窒化処理を施したＹ材（比較例）の静圧破壊強度は普通焼入れのみを施したＸ材（比較例）の静圧破壊強度よりもやや低い値である。しかしながら、本発明の実施例のＺ材の静圧破壊強度は、Ｙ材の静圧破壊強度よりも向上し、Ｘ材の静圧破壊強度よりもわずかに高いレベルになっている。

（５） 経年寸法変化率
温度１３０℃で５００時間保持した場合の経年寸法変化率を測定した。その測定結果を、表面硬度、残留オーステナイト量（表面から０．１ｍｍ深さでの）とともに表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、本発明の実施例のＺ材の寸法変化率は低く抑えられている。

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

Ｘ材に比べて、浸炭窒化処理を施したＹ材（比較例）では約２．５倍の長寿命が得られ、また本発明の実施例のＺ材では約２．３倍の長寿命が得られた。本発明の実施例の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くても、窒素の侵入と微細化されたミクロ組織の影響とによって、Ｙ材とほぼ同等の長寿命が得られている。

（実施例３）
軸受材料（ＳＵＪ２）の普通焼入軸受部材とステンレス（１３％Ｃｒ）鋼の軸受部材と本発明対象部材とについて、耐水素脆性剥離の寿命試験をした。その試験結果を表１０に示す。本発明対象部材は普通焼入軸受部材の１０倍の転動疲労寿命比Ｌ１０を有し、１３％Ｃｒ鋼の軸受部材の１．７倍の寿命を有している。なお、転動疲労寿命比Ｌ１０は、前述した試験片１０個中１個が破損する寿命である。表中のＬ１０［ｈ］は試験片１０個中１個が破損するまでの寿命試験時間であり、Ｌ１０寿命比は、普通焼入軸受部材の１０倍の転動疲労寿命比Ｌ１０を１としている。

国内材（ＳＵＪ２）と海外材１と海外材２とに対して、普通焼入軸受部材と従来技術の浸炭窒化熱処理の軸受部材と本発明対象部材とについて、清浄油潤滑における転動疲労寿命を試験した。その試験結果を表１１に示す。海外材１および海外材２は、国内材よりも低コストであるが、それらの普通焼入軸受部材は、表面起点剥離が発生するために転動疲労寿命比Ｌ１０が極めて低い。しかし、海外材１および海外材２においても、本発明に係る熱処理方法を実施すると、転動疲労寿命比Ｌ１０が大きく改善されている。表１１において、転動疲労寿命比Ｌ１０は、国内材の普通焼入軸受部材を１としている。

国内材（ＳＵＪ２）に対して、普通焼入軸受部材と従来技術の浸炭窒化熱処理の軸受部材と本発明対象部材とにおけるピーリング発生率およびスミアリング強度について、耐表面損傷特性試験をした。その試験結果を表１２に示す。本発明対象部材は、スミアリング強度は従来技術の浸炭窒化処理軸受部材よりも若干低下しているが、ピーリング発生率が向上している。

なお、ピーリングとは、微小な剥離（１０μｍ程度）の密集した部分をいい、微小な剥離に至っていない亀裂も無数に存在する。主な原因は潤滑性能が悪いときに発生しやすい。また、スミアリングとは、表面が荒れており微小な溶着を伴うことをいう。主な原因は転動体の転がり運転中に滑りが混在しており、潤滑性能が悪いときに発生しやすい。

上記の結果より、本発明の実施例のＺ材、すなわち本発明対象部材は、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。

今回開示された実施の形態および実施例は、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。

油圧ポンプ・モータ用軸受を使用した斜軸式ピストンポンプの概略断面図である。 油圧ポンプ・モータ用軸受を使用した回転斜板式ピストンポンプの概略断面図である。 深溝玉軸受の断面図である。 円筒ころ軸受の断面図である。 円錐ころ軸受の断面図である。 本発明対象部材の１次焼入れ後に油冷によってＡ₁変態点温度よりも相当に低温まで冷却してから２次焼入れする第１の熱処理パターン図である。 本発明対象部材の浸炭窒化処理のための加熱後にＡ₁変態点温度よりも低温になった時点で再加熱した後で油冷して焼入れをする第２の熱処理パターン図である。 図６または図７に示す本発明対象部材および従来技術熱処理軸受部材のオーステナイト結晶粒度を示すオーステナイト結晶粒度組織図である。 図８に示す本発明対象部材のオーステナイト結晶粒度を示すオーステナイト結晶粒度組織を図解したオーステナイト結晶粒度を示すオーステナイト結晶粒度図解図である。 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。 転動疲労寿命試験機の概略図である。(Ａ)は正面図であり、(Ｂ)は側面図である。 静的破壊靭性試験の試験片を示す図である。

符号の説明

６，６ａ，６ｃ，６ｄ 内輪、７，７ａ，７ｃ，７ｄ 外輪、８，８ａ，８ｃ，８ｄ 転動体（玉またはころ）、９，９ａ，９ｃ，９ｄ 保持器、１０ 斜軸式ピストンポンプ、１１ 駆動軸、１２ ハウジング、１３ 油圧ポンプ・モータ用軸受、１４ シリンダブロック、１６ ピストン、１７ バルブプレート、１８ シリンダブロック軸、２０ 回転斜板式ピストンポンプ、２１ 固定斜板、２１ａ〜２１ｄ，２２ａ〜２２ｄ 転走面、１１１ 駆動ロール、１１２ 案内ロール、１１３ （3/4）”ボール、１２１転動疲労寿命試験片。

Claims (3)

1. 駆動軸を回転させてピストンを駆動して油圧を吐出する油圧ポンプの前記駆動軸を回転可能に軸支する油圧ポンプ用転がり軸受であって、
   内周に転走面を有する外方部材と、
   前記転走面に対向する転走面を有する内方部材と、
   前記外方部材と前記内方部材との間に介在する複数の転動体とからなり、
   前記外方部材、前記内方部材および前記転動体のうちの少なくとも１つの部材が富化窒化層を有し、その部材の水素含有率が０．５ｐｐｍ以下である、油圧ポンプ用転がり軸受。
2. 駆動軸を回転させてピストンを駆動して油圧を吐出する油圧ポンプの前記駆動軸を回転可能に軸支する油圧ポンプ用転がり軸受であって、
   内周に転走面を有する外方部材と、
   前記転走面に対向する転走面を有する内方部材と、
   前記外方部材と前記内方部材との間に介在する複数の転動体とからなり、
   前記外方部材、前記内方部材および前記転動体のうちの少なくとも１つの部材が富化窒化層を有し、その部材の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る、油圧ポンプ用転がり軸受。
3. 内周に転走面を有する外方部材と、
   前記転走面に対向する転走面を有する内方部材と、
   前記外方部材と前記内方部材との間に介在する複数の転動体とからなり、
   駆動軸を回転させてピストンを駆動して油圧を吐出する油圧ポンプの前記駆動軸を回転可能に軸支する油圧ポンプ用転がり軸受の製造方法であって、
   Ａ₁変態点を超える浸炭窒化処理温度で鋼を浸炭窒化処理した後、前記Ａ₁変態点未満の温度に冷却し、その後、前記Ａ₁変態点以上で前記浸炭窒化処理の温度未満の焼入れ温度域に再加熱し、焼入れを行なうことにより、前記外方部材、前記内方部材、および前記転動体のうち少なくともいずれか１つの部材が製造されることを特徴とする、油圧ポンプ用転がり軸受の製造方法。

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