JP2005299854A

JP2005299854A - ピニオンシャフト

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Publication number: JP2005299854A
Application number: JP2004119360A
Authority: JP
Inventors: Satoyuki Takei; 智行武井; Shinta Otsuka; 真太大塚; Osamu Tsukamoto; 修塚本; Nobuyuki Taoka; 信幸田岡
Original assignee: Koyo Seiko Co Ltd
Current assignee: Koyo Seiko Co Ltd
Priority date: 2004-04-14
Filing date: 2004-04-14
Publication date: 2005-10-27
Also published as: US20070175288A1; CN1942692A; EP1757842A4; CN100451394C; WO2005100823A1; EP1757842A1

Abstract

【課題】ピニオンアシストタイプのＥＰＳの中型車への適用が困難である。ピニオンシャフトに高応力、高面圧が作用するため、ピニオンシャフトの耐摩耗性、捩じり強度、衝撃強度等が不足するからである。調質鋼を用いる場合、製造コストが高い。
【解決手段】非調質の鋼を素材として機械加工を施した後、高周波焼入れ及び焼き戻し処理を施してピニオンシャフト７を形成する。鋼がＣ：０．４５〜０．５５質量％、Ｓｉ：０．１０〜０．５０質量％、Ｍｏ：０．１５〜０．２５質量％、Ｂ：０．０００５〜０．００５質量％を含有する。ピニオン歯７ａ及び歯底部７ｂを含むピニオン歯形成部７０、並びにこれに連なる軸部に高周波焼入れ及び焼戻しが施された硬化層８０を設ける。ピニオン歯形成部７０及び軸部の表面硬さがビッカース硬さで６５０〜７６０ＨＶである。歯底部７ｂの有効硬化層深さＤと歯底部の半径Ｒとの比Ｄ／Ｒとして０．１〜０．５の範囲が好ましい。
【選択図】図３

Description

本発明は例えば自動車の電動パワーステアリング装置に用いるピニオンシャフトに関する。

電動パワーステアリング装置（ＥＰＳ）は、油圧式パワーステアリング装置と比較して燃費を３〜５％向上できることから、省エネ上、好ましい。
特に、ピニオンアシストタイプの電動パワーステアリング装置は、ラックアシストタイプの電動パワーステアリング装置に比較して、車両への搭載スペースを確保し易く、且つ製造コストが安いという利点があり、小型車を中心として普及してきている。

従来の一般的なピニオンシャフトでは、圧延後に焼入れ焼き戻し（調質処理）が施された調質材を機械加工しており、製造コストが高いという問題がある。
一方、圧延後、焼入れ焼き戻し（調質処理）をすることなく、機械加工を行なった後、高周波焼入れ等の表面硬化処理を施してピニオンシャフトを得る試みがなされている（例えば特許文献１）。
特許第３０３６０６１号公報

ピニオンアシストタイプの電動パワーステアリング装置では、自動車の左右方向に延在する転舵軸としてのラックバーとピニオンとの噛み合い部分に作用する応力や面圧が、油圧式パワーステアリング装置と比較して、大幅に（例えば６〜１０倍に）高くなる。
一方で、部品を共通化して量産効果によるコストダウンを図るために、ピニオンアシストタイプの電動パワーステアリング装置においても、油圧式パワーステアリング装置で用いているピニオンシャフトと共通の仕様のピニオンシャフトが用いられる場合が多い。このため、高応力、高面圧が作用する中型車以上では、ピニオンシャフトの耐摩耗性、強度（静捩じり強度、捩じり疲労強度を含む）および靱性の点で不利となり、その結果、電動パワーステアリング装置の採用が小型車中心にとどまる傾向にあった。

本発明は上記課題に鑑みてなされたものであり、安価で且つ高応力、高面圧に耐え得るピニオンシャフトを提供することを目的とする。

上記目的を達成するため、本発明は、非調質の鋼を素材として形成されたピニオンシャフトにおいて、軸部と、この軸部に連なりピニオン歯および歯底部を含むピニオン歯形成部とを備え、ピニオン歯形成部および軸部に高周波焼入れおよび焼戻しが施された硬化層が設けられ、上記鋼がＣ：０．４５〜０．５５質量％、Ｓｉ：０．１０〜０．５０質量％、Ｍｏ：０．１５〜０．２５質量％、Ｂ：０．０００５〜０．００５質量％を含有し、ピニオン歯形成部および軸部の表面硬さがビッカース硬さで６５０〜７６０ＨＶであることを特徴とするものである。

ピニオン歯形成部および軸部の表面硬さを６５０〜７６０ＨＶに限定したのは下記の理由による。すなわち、６５０ＨＶ未満であると、ピニオン歯形成部の表面硬さが十分でなくなり、組み合わせて使用するラックに対する耐摩耗性が低くなる一方、７６０ＨＶを超えると、表層部の靱性が低下し、静的ねじり強度が不足するからである。そこで、ピニオン歯形成部および軸部の表面硬さを６５０〜７６０ＨＶとすることで、ラックに対する耐摩耗性を高くすると共に静的負荷に対する十分なねじり強度を確保するようにした。ピニオン歯形成部および軸部の表面硬さのより好ましい下限値は６８０ＨＶであり、より好ましい上限値は７３０ＨＶであり、さらに好ましい上限値は７１０ＨＶである。

本発明において、上記鋼が、Ｐ：０．０２５質量％以下、Ｓ：０．０２５質量％以下、Ｔｉ：０．００５〜０．１０質量％、Ｎ：０．０１５質量％以下をさらに含有し、かつ下記式１および式２を満たし、残部がＦｅおよび不可避不純物からなることが好ましい。
式１・・・０．８０≦Ｃeq≦０．９５
ただし、Ｃeq＝Ｃ＋0.07×Ｓｉ＋0.16×Ｍｎ＋0.20×Ｃｒ＋0.72×Ｍｏ
式２・・・ｆ値≦１．０
ただし、ｆ値＝2.78−3.2 ×Ｃ＋0.05×Ｓｉ−0.60×Ｍｎ
−0.55×Ｃｕ−0.80×Ｎｉ−0.75×Ｃｒ
ピニオンシャフトを機械加工するときの工具寿命およびピニオンシャフトの強度を確保するためには、ピニオンシャフトを形成するための熱間圧延後の製造用中間体としての鋼での硬さを、２４〜３０ＨＲＣにするのが望ましい。２４ＨＲＣ未満であると、ピニオンシャフトに必要な強度が得られず、また３０ＨＲＣを超えると工具寿命が低下してコストを増加し、加工に時間を必要とするようになるからである。

一方、ピニオンシャフト用の鋼の場合、その鋼材の寸法が２０〜３０ｍｍであり、熱間圧延条件が８５０°Ｃ以下の温度で減面率１０％以上の圧下率であり、また冷却方法が比較的安価な衝風冷却、大気冷却またはピボット冷却であるので、その熱間圧延後の硬さは、ほとんどＣeqの大小によって決まる。この硬さを上記の２４〜３０ＨＲＣとするためには、Ｃeqを０．８０〜０．９５にすることが必要である。すなわち、Ｃeqが０．８０未満では熱間圧延後の硬さが２４ＨＲＣ以上にならないからであり、０．９５よりも大きいと硬さが３０ＨＲＣより高くなって硬くなり過ぎて被削性が低下し、歯形精度が悪くなるからである。

同様に、ピニオンシャフト用の鋼の場合、そのフェライト量は、ほとんどｆ値の大小によって決まるものである。フェライト量をピニオンシャフト用の鋼として必要なフェライト面積率４０％以下にするには、ｆ値を１．０以下にすることが必要である。これは以下の理由による。
すなわち、高周波焼入れ前の組織に多量のフェライトが存在すると、高周波焼入れのような短時間の加熱処理においては、フェライト中へのＣの拡散が不十分となり、高周波焼入れ後の組織にフェライトが残留することになる。この残留フェライトは、曲げおよびねじり強度を低下する原因になる。また、均一な硬さが得られにくくなり、耐摩耗性も低下することになる。

残留フェライトを少なくするためには高周波焼入れにおいて、長時間加熱または高温加熱することが考えられるが、長時間加熱をした場合には硬化層深さが深くなり過ぎ、製造するピニオンシャフトの歪みが大きくなると共に、表面近傍の残留応力の低下により疲労強度が低下する原因となる。他方、高温加熱をした場合には高周波焼入れ層の結晶粒が粗大化して靱性の低下を招くことになる。したがって、高周波焼入れ前のフェライト量を４０％以下にするのが望ましく、そのために、ｆ値を１．０以下にすることが必要である。

また、本発明において、上記歯底部の有効硬化層深さＤ（表面から４５０ＨＶである部位までの深さに相当）と歯底部の半径Ｒとの比Ｄ／Ｒが０．１〜０．５であることが好ましい。すなわち、比Ｄ／Ｒが０．５を超える場合にはピニオン歯の歪みが大きくなる。一方、比Ｄ／Ｒが０．１未満では、ピニオン歯の静的捩じり強度や捩じり疲労強度が不足するおそれがある。そこで、比Ｄ／Ｒを０．１〜０．５の範囲とすることで、ピニオン歯の静的捩じり強度や捩じり疲労強度を確保しつつピニオン歯の歪みを防止するようにした。比Ｄ／Ｒのより好ましい下限値は０．２であり、比Ｄ／Ｒのより好ましい上限値は０．４である。

また、本発明において、上記軸部の有効硬化層深さｄと軸部の半径ｒとの比ｄ／ｒが０．０５〜０．６であることが好ましい。比ｄ／ｒが０．０５未満では、軸部の静的捩じり強度や捩じり疲労強度が不足し、また内部起点の疲労破壊が生じるおそれがある。一方、比ｄ／ｒが０．７を超える場合には靱性が低下するという欠点があり、また、製造コストが高くなり実用的でない。そこで、比ｄ／ｒを０．０５〜０．６の範囲とすることで、軸部の静的捩じり強度や捩じり疲労強度を確保しつつ靱性も確保するようにした。比ｄ／ｒのより好ましい下限値は０．３５である。比ｄ／ｒのより好ましい上限値は０．５である。

上記のピニオンシャフトであれば、安価な非調質鋼を用いて、高い耐摩耗性と、高い強度（静的強度、疲労強度、衝撃強度）を達成できるので、高応力、高面圧を受ける高出力のピニオンアシストタイプの電動パワーステアリング装置に好適に用いることができる。

本発明の好ましい態様を添付図面を参照しつつ説明する。
図１は本発明の一実施の形態のステアリングラックが用いられる電動パワーステアリング装置の概略構成を示す模式図である。図１を参照して、電動パワーステアリング装置（ＥＰＳ：Electric Power Steering System) １は、ステアリングホイール等の操舵部材２に連結しているステアリングシャフト３と、ステアリングシャフト３に自在継手４を介して連結される中間軸５と、中間軸５に自在継手６を介して連結されるピニオンシャフト７と、ピニオンシャフト７の端部近傍に設けられたピニオン歯７ａに噛み合うラック歯８ａを有して自動車の左右方向に延びる転舵軸としてのラックバー８とを有している。

ラックバー８は車体に固定されるハウジング９内に図示しない複数の軸受を介して直線往復動自在に支持されている。ラックバー８の両端部はハウジング９の両側へ突出し、各端部にはそれぞれタイロッド１０が結合されている。各タイロッド１０は対応するナックルアーム（図示せず）を介して対応する操向輪１１に連結されている。
操舵部材２が操作されてステアリングシャフト３が回転されると、この回転がピニオン歯７ａおよびラック歯８ａによって、自動車の左右方向に沿ってのラックバー８の直線運動に変換される。これにより、操向輪１１の転舵が達成される。

ステアリングシャフト３は、操舵部材２に連なる入力軸３ａと、ピニオンシャフト７に連なる出力軸３ｂとに分割されており、これら入、出力軸３ａ，３ｂはトーションバー１２を介して同一の軸線上で相対回転可能に互いに連結されている。
トーションバー１２を介する入、出力軸３ａ，３ｂ間の相対回転変位量により操舵トルクを検出するトルクセンサ１３が設けられており、このトルクセンサ１３のトルク検出結果は、ＥＣＵ（Electric Control Unit ：電子制御ユニット）１４に与えられる。ＥＣＵ１４では、トルク検出結果や図示しない車速センサから与えられる車速検出結果等に基づいて、駆動回路１５を介して操舵補助用の電動モータ１６への印加電圧を制御する。電動モータ１６の出力回転が減速機構１７を介して減速されてピニオンシャフト７に伝達され、ラックバー８の直線運動に変換されて、操舵が補助される。

減速機構１７としては、電動モータ１６の図示しない回転軸に一体回転可能に連結されるウォーム軸等の小歯車１７ａと、この小歯車１７ａに噛み合うと共にピニオンシャフト７に一体回転可能に連結されるウォームホイール等の大歯車１７ｂとを備えるギヤ機構を例示することができる。
図２はピニオンシャフトの断面図であり、図３は図２のIII −III 線に沿う断面図であり、図４は図２のＩＶ−ＩＶ線に沿う断面図である。図２を参照して、ピニオンシャフト７は、ピニオン歯形成部７０と、このピニオン歯形成部７０の両側に軸線９０の同軸上に延設される一対の軸部７１，７２とを備える。軸部７１は長軸からなり、中間軸５側に配置される。軸部７２は短軸からなる。

図３を参照して、上記ピニオン歯形成部７０は、複数が周方向の等間隔に形成される上記のピニオン歯７ａと、隣接するピニオン歯７ａに介在する歯底部７ｂとを含む。
ピニオンシャフト７は安価な非調質の鋼を素材として，機械加工が施されて形状が形成された後、高周波焼入れおよび焼き戻しが施されてなる。これにより、図２、図３および図４に示すように、ピニオン歯形成部７０および軸部７１，７２には表面硬化処理としての高周波焼入れおよび焼戻しが施された硬化層８０が設けられ、硬化層８０よりも内部であるシャフト内部８１との間に硬度差が設けられている。

上記鋼はＣ：０．４５〜０．５５質量％、Ｍｏ：０．１５〜０．２５質量％、Ｂ：０．０００５〜０．００５質量％を含有する。
０．４５〜０．５５質量％のＣを含有する非調質の鋼を高周波焼入れすることにより、ピニオンシャフトとして必要な耐摩耗性と靱性が付与される。すなわち、Ｃを０．４５質量％以上とすることで、高周波焼入れによってピニオンシャフト７の耐摩耗性を高めることができる一方、Ｃが０．５５質量％を超えると、耐衝撃性が低下し、また、高周波焼入れ時に焼割れを生じ易くなるので、Ｃを０．４５〜０．５５質量％の範囲に設定した。

Ｍｏの添加により焼入れ性を高めるとともに、結晶粒界内を強化し、高周波焼入れによって得られる硬化層８０の衝撃応力の作用に対する抵抗を向上させて衝撃による亀裂発生を抑制することができる。そのためには、０．１５質量％以上含有させる必要があるが、多量に含有させると圧延状態でマルテンサイトが発生して硬くなり、被削性を低下させるので、上限を０．２５質量％とする。特にＢと複合添加することで、高周波焼入れによって得られる硬化層８０の靱性改善硬化がさらに助長される。

そのＢは不可避不純物であるＰの粒界偏析を抑制して粒界を強化し、硬化層８０の靱性を向上させることができる。そのためには、０．０００５質量％以上含有させる必要があるが、多くなり過ぎると結晶粒を粗大化させて靱性を低下させるので、上限を０．００５質量％とする。
鋼の他の成分としては、Ｓｉ：０．１０〜０．５０質量％、Ｍｎ：０．５０〜１．２０質量％、Ｐ：０．０２５質量％以下、Ｓ：０．０２５質量％以下、Ｃｕ：０．５０質量％以下、Ｎｉ：０．５０質量％以下、Ｃｒ：０．５０質量％以下、Ｔｉ：０．００５〜０．１質量％、Ｎ：０．０１５質量％以下を含有し、残部はＦｅおよび不可避的不純物である。

Ｓｉは鋼溶製時において脱酸作用を有しているので、そのために含有させる元素である。その作用効果を得るためには０．１０質量％以上含有させる必要があるが、多くなり過ぎると鋼の靱性が低下するので、上限を０．５０質量％とする。
Ｍｎは鋼溶製時において脱酸作用を有していると共に、鋼の焼入れ性を向上させるので、そのために含有させる元素である。それらの作用効果を得るためには０．５０質量％以上含有させる必要があるが、多くなり過ぎると硬さが高くなり過ぎるので、上限を１．２質量％とする。

Ｐは不可避な不純物であり、粒界に偏析して靱性を低下させると共に、高周波焼入れ時の焼割れの発生を助長する元素でもあるので、低いほうが好ましいが、低くしても効果が飽和し、またコストも高くなるので、上限を０．０２５質量％とする。
Ｓは不可避な不純物であり、硫化物系介在物を形成して疲労破壊の起点となるので、疲労強度を低下させる。また、焼割れの原因となる。したがって、Ｓは低いほうが好ましいが、著しく低くなると被削性を低下するので、上限を０．０２５質量％とする。

ＴｉはＴｉＮを形成して鋼中のＮを固定し、ＢＮの生成を妨げて有効なＢ量を多くするので、そのために含有させる元素である。Ｎを固定して上記Ｂの効果を発揮させるためには０．００５質量％以上含有させる必要があるが、多くなり過ぎると靱性が低下するので、上限を０．１０質量％とする。
Ｎは不可避な不純物であり、鋼中で窒化物系非金属を形成して疲労強度を低下させるので、上限を０．０１５質量％とする。

Ｃｕはｆ値をコントロールするために含有させても良いが、多量に含有させると鋼の熱間加工性を低下するので、上限を０．５０質量％とする。
Ｎｉはｆ値をコントロールするために含有させても良いが、多量に含有させると鋼の被削性を低下させるので、上下を０．５０質量％とする。
Ｃｒはｆ値をコントロールするために含有させても良いが、多量に含有させると鋼の焼入れ性が増加して圧延状態でマルテンサイトが発生し、硬さが高くなり過ぎて被削性を低下させるので、上限を０．５０質量％とする。

ＮｂおよびＴａは、高周波焼入れ層の組織を微細化して靱性を改善させるので、そのために含有させる元素であるが、多く含有すると効果が飽和するので、上限を０．２０質量％とする。
Ｚｒは、高周波焼入れ層の組織を微細化して靱性を改善させるとともに、酸化物を形成して硫化物の核となり、かつＭｎＳの延伸性を改善して粒状硫化物となるため、ねじり疲労強度を向上させるので、そのらのために含有させる元素であるが、多く含有すると効果が飽和するので、上限を０．１０質量％とする。

Ａｌは、鋼溶製時において強い脱酸作用を有しているとともに、結晶粒を微細化して靱性を改善するので、それらのために含有させる元素であるが、多くなり過ぎるとＡｌ₂Ｏ₃系介在物が増加して疲労強度を低下させるので、上限を０．１０質量％とする。
また、上記の鋼は下記式１および式２を満足することが好ましい。
式１・・・０．８０≦Ｃeq≦０．９５
ただし、Ｃeq＝Ｃ＋0.07×Ｓｉ＋0.16×Ｍｎ＋0.20×Ｃｒ＋0.72×Ｍｏ
式２・・・ｆ値≦１．０
ただし、ｆ値＝2.78−3.2 ×Ｃ＋0.05×Ｓｉ−0.60×Ｍｎ
−0.55×Ｃｕ−0.80×Ｎｉ−0.75×Ｃｒ
ピニオンシャフトの機械加工における工具寿命およびピニオンシャフトの強度を確保するためには、ピニオンシャフトを形成するための熱間圧延後の製造用中間体での硬さを、２４〜３０ＨＲＣにするのが望ましい。２４ＨＲＣ未満であると、ピニオンシャフトに必要な強度が得られず、また３０ＨＲＣを超えると工具寿命が低下してコストを増加し、加工に時間を必要とするようになるからである。

同様に、ピニオンシャフト用の鋼の場合、そのフェライト量は、ほとんどｆ値の大小によって決まるものである。フェライト量をピニオンシャフト用の鋼として必要なフェライト面積率４０％以下にするには、ｆ値を１．０以下にすることが必要である。
高周波焼入れ前の組織に多量のフェライトが存在すると、高周波焼入れのような短時間の加熱処理においては、フェライト中へのＣの拡散が不十分となり、高周波焼入れ後の組織にフェライトが残留することになる。この残留フェライトは、曲げおよびねじり強度を低下する原因になる。また、均一な硬さが得られにくくなり、耐摩耗性も低下することになる。

残留フェライトを少なくするためには高周波焼入れにおいて、長時間加熱または高温加熱することが考えられるが、長時間加熱をした場合には硬化層深さが深くなり過ぎ、製造するピニオンシャフトの歪みが大きくなると共に、表面近傍の残留応力の低下により疲労強度が低下する原因となる。他方、高温加熱をした場合には高周波焼入れ層の結晶粒が粗大化して靱性の低下を招くことになる。したがって、高周波焼入れ前のフェライト量を４０％以下にするのが望ましく、そのために、ｆ値を１．０以下にする。

熱間圧延後の組織については、フェライト＋パーライト＋ベイナイトの３相組織であることが好ましい。というのは、マルテンサイトが存在すると熱間圧延後の硬さが著しく高くなると共に、衝撃値が低下するからである。
また、熱間圧延後の組織における最大パーライトブロックサイズは、以下の理由で、円相当径で１００μｍ以下が好ましい。すなわち、ホブ加工時のむしれの発生を抑制するためには、組織の微細化を図るのが有効である。特に、パーライトブロックが粗大であると、ホブ加工時に剥離してむしれを発生するからである。実用のピニオンシャフトの表面仕上げ精度を考慮すると、パーライトブロックの円相当径を１００μｍ以下にすることが好ましい。

ピニオン歯形成部７０および軸部７１，７２の表面硬さは６５０〜７６０ＨＶに設定される。すなわち、６５０ＨＶ未満であると、ピニオン歯形成部７０の表面硬さが十分でなくなり、組み合わせて使用するラックに対する耐摩耗性が低くなる一方、７６０ＨＶを超えると、表層部の靱性が低下し、静的ねじり強度が不足するからである。そこで、ピニオン歯形成部７０および軸部７１，７２の表面硬さを６５０〜７６０ＨＶとすることで、ラックに対する耐摩耗性を高くすると共に静的負荷に対する十分なねじり強度を確保するようにした。ピニオン歯形成部７０および軸部７１，７２の表面硬さのより好ましい下限値は６８０ＨＶであり、より好ましい上限値は７１０ＨＶである。

また、図３を参照して、歯底部７ｂにおける硬化層８０の有効深さ、すなわち歯底部７ｂの有効硬化層深さＤ（表面から４５０ＨＶである部位までの深さに相当）と歯底部７ｂの半径Ｒとの比（硬化層比）Ｄ／Ｒが０．１〜０．５の範囲に設定される。比Ｄ／Ｒが０．５を超える場合にはピニオン歯の歪みが大きくなる。一方、比Ｄ／Ｒが０．１未満では、ピニオン歯の静的捩じり強度や捩じり疲労強度が不足するおそれがある。そこで、比Ｄ／Ｒを０．１〜０．５の範囲とすることで、ピニオン歯７ａの静的捩じり強度や捩じり疲労強度を確保しつつピニオン歯７ａの歪みを防止するようにした。比Ｄ／Ｒのより好ましい下限値は０．２であり、比Ｄ／Ｒのより好ましい上限値は０．４である。

また、図４を参照して、軸部７１，７２での硬化層８０の有効深さ、すなわち軸部７１，７２の有効硬化層深さｄと軸部の半径ｒとの比（硬化層比）ｄ／ｒは０．０５〜０．６の範囲に設定される。比ｄ／ｒが０．０５未満では、軸部７１，７２の静的捩じり強度や捩じり疲労強度が不足し、また内部起点の疲労破壊が生じるおそれがある。一方、比ｄ／ｒが０．６を超える場合には靱性が低下し、また、製造コストが高くなり実用的でない。そこで、比ｄ／ｒを０．０５〜０．６の範囲とすることで、軸部７１，７２の静的捩じり強度や捩じり疲労強度を確保しつつ靱性とコスト的な実用性も確保するようにした。比ｄ／ｒのより好ましい下限値は０．３５である。比ｄ／ｒのより好ましい上限値は０．５である。

また、好ましくは、ピニオン歯形成部７０および軸部７１，７２において、硬化層８０よりも深部におけるビッカース硬さを２６０〜３００ＨＶとすることが好ましい。シャフト内部８１の硬さが２６０ＨＶ未満では、ピニオンシャフト７の強度が得られないという不具合があり、硬さが３００ＨＶを超えると、ピニオンシャフト７全体の靱性が低下したり、ホブ加工時の工具寿命が短くなったり、加工に長時間を要したりするという不具合がある。そこで、上記の範囲に設定することにより、強度を確保し且つ生産性を維持、向上させることが可能となる。シャフト内部８１の硬さのより好ましい下限値は２７０ＨＶであり、シャフト内部８１の硬さのより好ましい上限値は２９０ＨＶである。

上記のピニオンシャフト７であれば、安価な非調質鋼を用いて高い耐摩耗性および高い強度（静的強度、疲労強度、衝撃強度）を達成できるので、高応力、高面圧を受ける高出力のピニオンアシスト式の電動パワーステアリング装置に好適に用いることができる。

以下、実施例を挙げて本発明をより具体的に説明する。
実施例
下記表１に示す成分組成の本発明の実施例および比較例の鋼を各々溶製したのちビレットにし、８００°Ｃ以下の温度で圧下率１５％の熱間圧延してφ２３ｍｍの丸棒からなる素材を形成した。この素材である非調質の鋼を機械加工して、ピニオンシャフトの形状を形成した製造用中間体を作成し、次いで、製造用中間体を９００〜１０００°Ｃに高周波加熱し、水冷にて室温まで冷却して高周波焼入れ処理を施した。その後、雰囲気温度１５０°Ｃ、処理時間１時間で焼き戻し処理を施して、硬化層８０を形成し、実施例および比較例のピニオンシャフトを製造した。ピニオンシャフトは、長さが１３０ｍｍであり、軸部の平均径が１５ｍｍであり、歯部の外径が２０ｍｍであり、また、５条歯を持つようにした。

これら実施例および比較例を用いて正入力静的破壊試験、逆入力静的破壊試験、逆入力衝撃破壊試験、正入力耐久試験、逆入力耐久試験を実施した。また、ピニオン歯形成部および軸部の表面のビッカース硬さの測定、並びに、ピニオン歯の歯切り後の歯形精度の測定を実施した。その結果、下記の表２に示す結果を得た。以下、各試験について具体的に説明する。

各実施例および各比較例では、歯底部７ｂの有効硬化層深さＤと歯底部７ｂの半径Ｒとの比Ｄ／Ｒが０．３であり、軸部７１，７２の有効硬化層深さｄと軸部７１，７２の半径ｒとの比ｄ／ｒが０．３である。
正入力静的破壊試験
図５に示すような試験装置を用いた。実施例のピニオンシャフト７ないし比較例のピニオンシャフトに噛み合うラックバー８を保持するハウジング９の両端をそれぞれ固定支柱３１に固定した。中立位置にてラックバー８を固定し、ピニオンシャフト７に連結したロータリーアクチュエータ３２からピニオンシャフト７に駆動トルクを与えた。駆動トルクを増大させていき、破壊に至らせ、破壊強度（Ｎ・ｍ）を測定した。表２において、○、△、×の基準は下記である。

○：６００Ｎ・ｍ以上
△：４００Ｎ・ｍ以上６００Ｎ・ｍ未満
×：４００Ｎ・ｍ未満
逆入力静的破壊試験
図６に示すような試験装置を用いた。実施例のピニオンシャフト７ないし比較例のピニオンシャフトに噛み合うラックバー８を保持するハウジング９の両端をそれぞれ固定支柱３１にマウントラバー３３を介して固定した。ピニオンシャフト７をジョイント３４を介して中立位置に固定し、ラックバー８の端部を負荷シリンダ３５によりロードセル３６を介して押し、破壊音（亀裂発生音）を確認するまで荷重を負荷した。ロードセル３６に接続された動歪み計３７の出力をレコーダ３８に記録し、破壊荷重（ｋＮ）を測定した。表２において、○、△、×の基準は下記である。

○：８０ｋＮ以上
△：６０ｋＮ以上８０ｋＮ未満
×：６０ｋＮ未満
逆入力衝撃破壊試験
図７に示すような試験装置を用いた。実施例のピニオンシャフト７ないし比較例のピニオンシャフトに噛み合うラックバー８を保持するハウジング９の両端を固定支柱３９に固定された一対の固定アーム４０に固定した。ハウジング９はピニオンシャフト７に近い側の端部が上になるように立てて配置する。ピニオンシャフト７は中立位置で固定支柱４1 に固定する。ピニオンシャフト７に近い側のラックバー８の端部に受け部材４２を固定した。

受け部材４２の上方には、ガイドバー４３により上下動自在に支持された重錘４４が設けられ、この重錘４４の下部にはロードセル４５が固定されている。ロードセル４５を固定した重錘４４の重さは０．９８ｋＮであり、ロードセル４５と受け部材４２との距離を２０ｃｍとして、重錘４４およびロードセル４５を落下させて受け部材４２に衝突させ、破損に至るまでの落下回数を調べた。

ロードセル４５に動歪み計４６を接続し、動歪み計４６の出力を電磁オシロスコープ４７に記録し、逆入力衝撃強度（ｋＮ×回数）を測定した。表２において、○、△、×の基準は下記である。
○：５００ｋＮ×回数以上
△：２００ｋＮ×回数以上且つ５００ｋＮ×回数未満
×：２００ｋＮ×回数未満
正入力耐久試験
図８に示すような試験装置を用いた。実施例のピニオンシャフト７ないし比較例のピニオンシャフトに噛み合うラックバー８を保持するハウジング９の両端をそれぞれ固定支柱５４に固定した。ラックバー８の両端にそれぞれサーボアクチュエータ５５を連結した。ピニオンシャフト７にジョイント５６およびトルクメータ５７を介してロータリーアクチュエータ５８を接続し、該ロータリーアクチュエータ５８によりピニオンシャフト７に駆動トルクを与える。駆動トルクは５０Ｎ・ｍとし、周波数０．１５Ｈｚにて繰り返し回数を３万回とした。試験終了後、ラック歯への噛み合い部分の摩耗量を測定した。表２において、摩耗量の大、中、小の基準は、下記である。

摩耗量小：２０μｍ以下
摩耗量中：２０μｍを超え且つ５０μｍ以下
摩耗量大：５０μｍを超える
逆入力耐久試験
図９に示すような試験装置を用いた。実施例のピニオンシャフト７ないし比較例のピニオンシャフトに噛み合うラックバー８を保持するハウジング９の両端をそれぞれ固定支柱５９に固定した。ピニオンシャフト７をジョイント６０を介して中立位置に固定し、ピニオンシャフト７に近い側のラックバーの端部に連なるタイロッド１０を介して、サーボアクチュエータ６１からラックバーに軸力を負荷した。ラックバーに負荷される軸力を１０ｋＮとし、周波数５Ｈｚにて繰り返し回数を７０万回とした。試験終了後、ラック歯への噛み合い部分の摩耗量を測定した。表２において、摩耗量の大、中、小の基準は、下記である。

摩耗量小：６０μｍ以下
摩耗量中：６０μｍを超え且つ１００μｍ以下
摩耗量大：１００μｍを超える
歯形精度測定試験
実施例および比較例のピニオンシャフトのピニオン歯の歯切り後の歯形誤差を求めた。具体的には、全ての歯の中で最大誤差（全歯Ｍａｘ．）のものを求めた。表２において、最大誤差の大小の基準は下記である。

最大誤差小：１０μｍ以下
最大誤差中：１０μｍを超え且つ３０μｍ以下
最大誤差大：３０μｍを超える

表２の結果によると、本発明の実施例１〜５は、何れも、正入力静的破壊強度が６００Ｎ・ｍ以上であり、逆入力静的破壊強度が８０ｋＮ以上であり、正入力耐久試験における摩耗量が２０μｍ以下であり、逆入力耐久試験における摩耗量が６０μｍ以下であり、表面硬さが６５０〜７６０ＨＶであり、また、歯形誤差が１０μｍ以下と小さかった。
これに対して、Ｃeqが０．７８と本発明の実施例１〜５よりもやや低い比較例１は、本発明の実施例１〜５と比較して、表面硬さが６２０ＨＶとやや低く、静的破壊強度および逆入力衝撃破壊強度がより低く、耐久試験による摩耗量がより多く、また、歯形誤差がより大きかった。

また、本発明の実施例１〜５と比較して、Ｃ含有量が０．４１質量％とやや少なく、Ｓｉ含有量が１．１０質量％とかなり多く、ｆ値が１．０２とより高い比較例２は、本発明の実施例１〜５と比較して、表面硬さが５７０ＨＶとかなり低く、静的破壊強度がより低く、逆入力衝撃破壊強度がかなり低く、耐久試験による摩耗量がより多く、また、歯形誤差がより大きかった。

また、Ｃeqが０．９８と本発明の実施例１〜５よりも高い比較例３は、本発明の実施例１〜５と比較して、静的破壊強度がより低く、逆入力衝撃破壊強度がかなり低く、耐久試験による摩耗量がより多く、歯形誤差がより大きい。
また、Ｃ含有量が本発明の実施例１〜５よりも多い比較例４は、本発明の実施例１〜５と比較して、逆入力衝撃破壊強度がかなり低く、また、歯形誤差がより大きかった。

また、Ｍｏ含有量が本発明の実施例１〜５よりもやや少なく、Ｃeqが本発明の実施例１〜５よりもやや低い比較例５は、本発明の実施例と比較して、静的破壊強度がやや低く、逆入力衝撃破壊強度がかなり低く、耐久試験による摩耗量がより多く、また、歯形誤差がより大きかった。
また、Ｍｏ含有量が本発明の実施例１〜５よりも多い比較例６は、本発明の実施例１〜５と比較して、耐久試験による摩耗量がより多く、歯形誤差がかなり大きかった。

また、Ｓｉ含有量が本発明の実施例１〜５よりも多く、Ｂ含有量が本発明の実施例１〜５よりも少ない比較例７は、本発明の実施例１〜５と比較して、静的破壊強度（ねじり強度に相当）がより低く、逆入力衝撃破壊強度がかなり低かった。
また、Ｔｉ含有量およびＮ含有量が本発明の実施例１〜５よりも多い比較例８は、本発明の実施例１〜５と比較して、静的破壊強度（ねじり強度に相当）および逆入力破壊強度がより低かった。
硬化層比試験１
上記の実施例１に対して高周波焼入れの条件のみを種々変更して、歯底部７ｂの有効硬化層深さＤを異ならせることで、歯底部７ｂの有効硬化層深さＤと歯底部７ｂの半径Ｒとの比（硬化層比）Ｄ／Ｒのみを下記の表３のように異ならせた実施例６〜１１を作成し、上記と同様の正入力静的破壊試験および歯形精度測定試験を実施したところ、表３に示す結果を得た。

表３の結果によると、比Ｄ／Ｒが０．１以上（実施例１，実施例６〜１０）であれば十分なねじり強度が得られ、０．２以上（実施例１，実施例７〜１０）であれば、より高いねじり強度（静的破壊強度）が得られることが判明した。また、比Ｄ／Ｒが０．５以下（実施例１，実施例６〜９）であれば、歯形誤差が許容レベルに収まり、比Ｄ／Ｒが０．４以下（実施例１，実施例６〜８）であれば、歯形誤差をより小さくできることが判明した。

その結果、比Ｄ／Ｒが０．１〜０．５の範囲にあれば、ねじり強度および歯形誤差（最大誤差）の双方において好ましい結果が得られることが判明した。また、比Ｄ／Ｒが０．２〜０．４の範囲にあれば、ねじり強度および歯形誤差（最大誤差）の双方においてより好ましい結果が得られることが判明した。
硬化層比試験２
上記の実施例１に対して高周波焼入れの条件のみを種々変更して、軸部７１，７２の有効硬化層深さｄと軸部の半径ｒとの比（硬化層比）ｄ／ｒのみを下記の表４に示すように異ならせた実施例１１〜１５を作成し、上記の同様の正入力静的破壊試験、下記に示すねじり疲労試験を実施したところ、表４に示す結果を得た。

ねじり疲労試験：ねじり疲労試験用試験片（平行部の直径１２ｍｍで長さ１００ｍｍの平滑試験片）を供試品とするねじり疲労試験を実施し、１０⁵サイクルの時間強度で評価した。
○：６５０ＭＰａ以上
△：５００ＭＰａ以上６５０ＭＰａ未満
×：５００ＭＰａ未満

表４の結果によると、比ｄ／ｒが０．０５〜０．６（実施例１，実施例１１〜１４）であれば許容レベル以上の静的ねじり強度（静的破壊強度）およびねじり疲労強度が得られることが判明した。すなわち、比ｄ／ｒが０．６が超えた場合（実施例１５）、静的ねじり強度やねじり疲労強度に対する効果が飽和する一方、靱性が低下する。また、比ｄ／ｒが０．６である場合は、比ｄ／ｒが０．５である場合と比較して靱性が低下する傾向が見受けられる。したがって、比ｄ／ｒの上限としては０．５がより好ましい。また、比ｄ／ｒが０．３５〜０．５（実施例１２，１３）の範囲にあれば、高い静的ねじり強度、高いねじり疲労強度が得られることが判明した。

本発明の一実施の形態のピニオンシャフトが適用されたピニオンアシスト式の電動パワーステアリング装置の模式図である。ピニオンシャフトの断面図である。図２のIII −III 線に沿う断面図である図２のIV−IV線に沿う断面図である正入力静的破壊試験の試験装置の概略図である。逆入力静的破壊試験の試験装置の概略図である。逆入力衝撃試験の試験装置の概略図である。正入力耐久試験の試験装置の概略図である。逆入力耐久試験の試験装置の概略図である。

符号の説明

１電動パワーステアリング装置（ＥＰＳ）
２操舵部材
３ステアリングシャフト
３ａ入力軸
３ｂ出力軸
５中間軸
７ピニオン軸
７ａピニオン歯
７ｂ歯底部
８ラックバー
８ａラック歯
１１操向輪
１２トーションバー
１３トルクセンサ
１４ＥＣＵ
１６電動モータ
１７減速機構
１７ａ小歯車
１７ｂ大歯車
７０ピニオン歯形成部
７１，７２軸部
８０硬化層
８１シャフト内部
Ｄ歯底部の有効硬化層深さ
Ｒ歯底部の半径
ｄ軸部の有効硬化層深さ
ｒ軸部の半径

Claims

非調質の鋼を素材として形成されたピニオンシャフトにおいて、
軸部と、この軸部に連なりピニオン歯および歯底部を含むピニオン歯形成部とを備え、ピニオン歯形成部および軸部に高周波焼入れおよび焼戻しが施された硬化層が設けられ、
上記鋼がＣ：０．４５〜０．５５質量％、Ｓｉ：０．１０〜０．５０質量％、Ｍｏ：０．１５〜０．２５質量％、Ｂ：０．０００５〜０．００５質量％を含有し、
ピニオン歯形成部および軸部の表面硬さがビッカース硬さで６５０〜７６０ＨＶであることを特徴とするピニオンシャフト。
請求項１において、上記鋼が、Ｐ：０．０２５質量％以下、Ｓ：０．０２５質量％以下、Ｔｉ：０．００５〜０．１０質量％、Ｎ：０．０１５質量％以下をさらに含有し、
かつ下記式１および式２を満たし、残部がＦｅおよび不可避不純物からなることを特徴とするピニオンシャフト。
式１・・・０．８０≦Ｃeq≦０．９５
ただし、Ｃeq＝Ｃ＋0.07×Ｓｉ＋0.16×Ｍｎ＋0.20×Ｃｒ＋0.72×Ｍｏ
式２・・・ｆ値≦１．０
ただし、ｆ値＝2.78−3.2 ×Ｃ＋0.05×Ｓｉ−0.60×Ｍｎ
−0.55×Ｃｕ−0.80×Ｎｉ−0.75×Ｃｒ
請求項１又は２において、上記歯底部における硬さがビッカース硬さで４５０ＨＶ以上となる有効硬化層深さＤと歯底部の半径Ｒとの比Ｄ／Ｒが０．１〜０．５であることを特徴とするピニオンシャフト。
請求項１，２又は３において、上記軸部における硬さがビッカース硬さで４５０ＨＶ以上となる有効硬化層深さｄと軸部の半径ｒとの比ｄ／ｒが０．０５〜０．６であることを特徴とするピニオンシャフト。