JP2006046417A - Rolling bearing for rocker arm - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、自動車用エンジンのインテイクバルブやエグゾーストバルブの開閉に用いられるロッカーアーム用転がり軸受に関し、より特定的には、長寿命化を図ったロッカーアーム用転がり軸受に関するものである。 The present invention relates to a rocker arm rolling bearing used for opening and closing an intake valve and an exhaust valve of an automobile engine, and more specifically to a rocker arm rolling bearing with a long life.
最近の転がり軸受の中には、たとえばエンジンのインテイクバルブやエグゾーストバルブの開閉に用いられるロッカーアームに使用する軸受のように、総ころタイプでありながら、高速、高荷重用途で使用される軸受が多い。特に保持器のない総ころタイプの軸受では、ころ同士の干渉が生じたり、スムーズにころ位置が制御されなかったりすることで、ころのスキューが起こりやすい。また、潤滑油が軸受内部にうまく供給されないと、潤滑条件が悪い事態が生じやすい。この結果、滑り発熱や局部的な面圧上昇が起こり、計算上は大きな負荷容量を持つにもかかわらず、表面損傷(ピーリング、スミアリング、表面起点型剥離)や内部起点型剥離が生じやすかった。 Among the recent rolling bearings, there are bearings that are used for high-speed, high-load applications even though they are full-roller types, such as those used for rocker arms used to open and close engine intake valves and exhaust valves. Many. In particular, in a full-roller type bearing without a cage, the rollers are likely to be skewed due to interference between the rollers or because the roller position is not controlled smoothly. Moreover, if the lubricating oil is not supplied well into the bearing, a situation where the lubricating condition is poor is likely to occur. As a result, sliding heat generation and local surface pressure increase occurred, and surface damage (peeling, smearing, surface-origin separation) and internal origin-type delamination were likely to occur despite a large load capacity in the calculation. .
エンジンのインテイクバルブやエグゾーストバルブの開閉に用いられるロッカーアームに使用する軸受のように、その外輪の外径がカムと転がり接触する用途では、従来は、主に外輪の外径の改良を目的とした改良が多かった。たとえばショットピーニングなどの加工による圧縮の残留応力、高濃度浸炭窒化による高硬度(加工効果)による長寿命化などは主に相手カムと転動接触する外輪外径の改良のために行なわれてきた。 In applications where the outer diameter of the outer ring is in rolling contact with the cam, such as bearings used for rocker arms used to open and close engine intake valves and exhaust valves, the conventional method has been mainly aimed at improving the outer diameter of the outer ring. There were many improvements. For example, compressive residual stress due to processing such as shot peening, and long life due to high hardness (machining effect) due to high-concentration carbonitriding have been performed mainly to improve the outer diameter of the outer ring that is in rolling contact with the mating cam. .
これまでの公知技術では、次の対応をとってきた。 In the conventional technology so far, the following measures have been taken.
(1)転動疲労寿命向上のため、軸受部品の軌道輪にショットピーニングを適用し、強化層、残留オーステナイト含有層、焼入れ硬化層を表面から内部に順に設けた軸受部品(特許文献1)。 (1) A bearing component in which shot peening is applied to the bearing ring of the bearing component in order to improve the rolling fatigue life, and a reinforcing layer, a retained austenite-containing layer, and a hardened hardening layer are sequentially provided from the surface to the inside (Patent Document 1).
(2)マルテンサイト組織中の炭化物の大きさ、面積率、残留オーステナイト量および硬さを、ショットピーニングすることにより効率的に調整する技術(特許文献2)。 (2) A technique for efficiently adjusting the size, area ratio, retained austenite amount and hardness of carbide in the martensite structure by shot peening (Patent Document 2).
(3)転動疲労寿命向上のため、ショットピーニングによる残留圧縮応力ピーク高さおよび分布を、使用時に作用する最大剪断応力および作用深さに一致させる技術(特許文献3)。 (3) Technology for matching the peak height and distribution of residual compressive stress due to shot peening to the maximum shear stress and depth of action acting during use in order to improve rolling fatigue life (Patent Document 3).
(4)浸炭軸受において、長寿命化のためにショットピーニングを施し、最終表面仕上げ加工を施した後の表面において、残留圧縮応力σ(MPa)と残留オーステナイトγ(%)の組合せを、0.001σ+0.3γ≧1.0を満足するようにする制御方法。 (4) In carburized bearings, the combination of residual compressive stress σ (MPa) and residual austenite γ (%) on the surface after shot peening is performed to extend the life and final surface finishing is performed. A control method that satisfies 001σ + 0.3γ ≧ 1.0.
(5)カムフォロア外輪の外径の硬度を相手カムと同等の硬度とし、かつ外輪の内径の硬度を外径の硬度よりも高くしたカムフォロア装置(特許文献4)。 (5) A cam follower device in which the hardness of the outer diameter of the cam follower outer ring is equal to that of the counterpart cam, and the hardness of the inner diameter of the outer ring is higher than the hardness of the outer diameter (Patent Document 4).
(6)対向する他の部品と転がり接触または転がりすべり接触する部品において、表面から0〜50μmの深さの表層部の最大圧縮応力を50〜110kgf/mm2とし、硬度をHV830〜960とし、残留オーステナイトを7%以上とし、表面粗さの平均波長を25μm以下とし、これらをショットピーニングにより達成したもの(特許文献5)。 (6) In a component that is in rolling contact or rolling and sliding contact with other components facing each other, the maximum compressive stress of the surface layer portion having a depth of 0 to 50 μm from the surface is 50 to 110 kgf / mm 2 , and the hardness is HV 830 to 960 The residual austenite is 7% or more, the average wavelength of the surface roughness is 25 μm or less, and these are achieved by shot peening (Patent Document 5).
内輪に相当するローラ軸、ころ、また軸受全体の転がり寿命を延ばすための改良は少ないものの、次に示すように材質面からは浸炭窒化による耐熱性やミクロ組織安定性の付与、高硬度化などによって軸受の長寿命化を図った例がある。 Although there are few improvements to extend the rolling life of the roller shaft, rollers, and the entire bearing corresponding to the inner ring, as shown below, heat resistance and microstructure stability by carbonitriding are given, and hardness is increased, as shown below There is an example in which the life of the bearing is extended by the above.
(d1)エンジンの動弁機構用カムフォロワ装置用軸受において、エンジンの定格回転数での軸受の計算寿命を1000時間以上とするもの(特許文献6)。 (D1) A bearing for a cam follower device for a valve operating mechanism of an engine having a calculated service life of 1000 hours or more at a rated engine speed (Patent Document 6).
(d2)炭化物の比率:10〜25%、残留オーステナイトの初期値に対する分解率:1/10〜3/10、端面硬度:HV830〜960、表面粗さの平均波長:25μm以下としたカムフォロワ装置用軸受軸を実現するために軸受鋼に浸炭窒化とハードショットピーニングを施したもの(特許文献7)。 (D2) Carbide ratio: 10 to 25%, decomposition ratio with respect to initial value of retained austenite: 1/10 to 3/10, end surface hardness: HV830 to 960, average wavelength of surface roughness: 25 μm or less Bearing steel is carbonitrided and hard shot peened to realize a bearing shaft (Patent Document 7).
(d3)軸の耐摩耗性向上のため、軸に高分子化合物などの固体潤滑膜を形成したカムフォロワ軸(特許文献8)。 (D3) A cam follower shaft in which a solid lubricating film such as a polymer compound is formed on the shaft in order to improve the wear resistance of the shaft (Patent Document 8).
(d4)工具鋼などにより形成し、焼戻し温度よりも低い温度でイオン窒化やイオンプレーティングで高硬度にしたカムフォロワ軸(特許文献9)。 (D4) A cam follower shaft made of tool steel or the like and made hard by ion nitriding or ion plating at a temperature lower than the tempering temperature (Patent Document 9).
(d5)軸に対する曲げ応力を150MPa以下にしたエンジンの動弁機構用カムフォロワ装置用軸受(特許文献10)。 (D5) A bearing for a cam follower device for a valve operating mechanism of an engine in which a bending stress with respect to the shaft is 150 MPa or less (Patent Document 10).
(d6)軸受構成部品の転走面に潤滑油保持性に優れたリン酸塩皮膜を付けたエンジンの動弁機構用カムフォロワ(特許文献11)。 (D6) A cam follower for a valve operating mechanism of an engine in which a phosphate film having excellent lubricating oil retention is attached to the rolling surface of a bearing component (Patent Document 11).
(d7)軸のころ転動領域にクラウニングを付けたエンジンの動弁機構用カムフォロワ(特許文献12)。 (D7) A cam follower for a valve operating mechanism of an engine having a crowned roller rolling region (Patent Document 12).
(d8)軸の転走面表層の炭素濃度を1.2%〜1.7%Cにした高濃度浸炭処理、または浸炭窒化処理を行ない、内部硬度はHV300にした浸炭軸(特許文献13)。
今後、エンジンのインテイクバルブやエグゾーストバルブの開閉に用いられるロッカーアーム用転がり軸受においても、通常の軸受同様、使用時の高速化と大荷重化、潤滑油の低粘度化が進むと予想される。このような条件で使用される軸受の寿命を支配する要因は、通常の荷重依存型の転動疲れ寿命の他に、滑りや油膜切れが原因で生じる金属接触による表面損傷寿命がある。ロッカーアーム用転がり軸受の長寿命化のためにはこれらの寿命を長寿命化する必要があるが、両方の寿命をともに大幅に延長させる技術はこれまでに確立されていなかった。また、総ころ軸受特有のころの干渉やスキューによる短寿命も発生する問題がある。 In the future, as with ordinary bearings, rolling bearings for rocker arms used to open and close engine intake valves and exhaust valves are expected to increase in speed and load during use and to lower the viscosity of lubricating oil. Factors governing the life of bearings used under such conditions include life of surface damage due to metal contact caused by slipping and oil film breakage, in addition to the usual load-dependent rolling fatigue life. In order to extend the life of rolling bearings for rocker arms, it is necessary to extend these lifespans, but no technology has been established so far to significantly extend both lifespans. In addition, there is a problem that a short life due to roller interference and skew specific to the full roller bearing also occurs.
これまでの公知の技術は、高硬度、高い圧縮応力により転動寿命を向上させるものや、相手部材との転動面を改良するものが主体であった。これらを実際に軸受として評価すると、外輪のような曲げが作用する用途の疲労強度や外輪外径面の耐摩耗性については効果があり、良好な結果が得られるものの、軸受の内輪に相当する軸やころの転動疲労寿命の長寿命化には、この技術だけでは必ずしも大きな効果を得ることができなかった。 Conventionally known techniques have mainly been those that improve the rolling life by high hardness and high compressive stress, and those that improve the rolling surface with the mating member. When these are actually evaluated as bearings, they are effective for fatigue strength in applications where bending acts like the outer ring and wear resistance of the outer surface of the outer ring, and although good results are obtained, it corresponds to the inner ring of the bearing This technology alone has not always been able to achieve a significant effect in extending the rolling fatigue life of shafts and rollers.
したがって、本発明の目的は、長寿命化を図ったロッカーアーム用転がり軸受を提供することである。 SUMMARY OF THE INVENTION Accordingly, an object of the present invention is to provide a rocker arm rolling bearing with a long life.
本発明のロッカーアーム用転がり軸受は、エンジンのカム軸と転がり接触する外輪と、外輪の内側に位置し、ロッカーアームに固定された内輪と、外輪と内輪との間に介在する複数の転動体とを備えたロッカーアーム用転がり軸受において、外輪、内輪、および転動体のうち少なくとも1つの部材が窒素富化層を有し、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り、かつ表面硬さHvが653以上である。 The rocker arm rolling bearing of the present invention includes an outer ring that is in rolling contact with the camshaft of the engine, an inner ring that is positioned inside the outer ring and is fixed to the rocker arm, and a plurality of rolling elements that are interposed between the outer ring and the inner ring. In the rocker arm rolling bearing provided with at least one member of the outer ring, the inner ring, and the rolling element has a nitrogen-enriched layer, and the austenite grain size number of the member is in the range exceeding 10 And the surface hardness Hv is 653 or more.
粒度番号が10番を超えるほど上記の部材のオーステナイト粒を微細化することにより、転動疲労寿命を大幅に改良することができる。オーステナイト粒径の粒度番号が10番以下では、転動疲労寿命は大きく改善されないので、10番を超える範囲とする。通常、11番以上とするのがよい。また、平均結晶粒径を6μm以下としてもよい。オーステナイト粒径は細かいほど望ましいが、通常、13番を超える粒度番号を得ることは難しい。 The rolling fatigue life can be greatly improved by making the austenite grains of the above members finer as the particle size number exceeds 10. If the austenite grain size number is 10 or less, the rolling fatigue life is not greatly improved. Usually, it should be 11 or more. The average crystal grain size may be 6 μm or less. Although it is desirable that the austenite particle size is finer, it is usually difficult to obtain a particle size number exceeding # 13.
上記のオーステナイト結晶粒度は、JISに規定されている通常の方法で求めてもよいし、上記結晶粒度番号に対応する平均粒径を切片法などにより求めて換算してもよい。上記のオーステナイト結晶粒度番号は、浸炭窒化層において満たされればよい。しかし、通常の場合、浸炭窒化層より内側の鋼材本体においても、上記のオーステナイト結晶粒微細化の基準は満たされる。 The austenite crystal grain size may be obtained by an ordinary method defined in JIS, or may be converted by obtaining an average grain size corresponding to the crystal grain size number by an intercept method or the like. The austenite grain size number may be satisfied in the carbonitriding layer. However, in the usual case, the above-mentioned standard for austenite grain refinement is also satisfied in the steel body inside the carbonitrided layer.
なお、オーステナイト結晶粒とは、焼入加熱中に相変態したオーステナイトの結晶粒のことであり、これは、冷却によりマルテンサイトに変態した後も、過去の履歴として残存しているものをいう。また、本明細書中において「内輪」とは、中実の軸および中空の軸を含む意味である。 The austenite crystal grains are austenite crystal grains that have undergone phase transformation during quenching and heating, and that remain as past history even after transformation to martensite by cooling. In the present specification, the “inner ring” includes a solid shaft and a hollow shaft.
また、表面硬さHvを653以上とすることにより、転動疲労寿命を大幅に改良することができる。表面硬さHvが653未満では、特に異物混入条件での寿命が低下する。好ましくは、表面硬さHvを720以上800以下とする。表面硬さHvは高いほど望ましいが、表面硬さHvが800を超えると炭化物が大きくなりやすく、応力集中源になる可能性がある。 Further, by setting the surface hardness Hv to 653 or more, the rolling fatigue life can be greatly improved. When the surface hardness Hv is less than 653, the life under the foreign matter mixing condition is reduced. Preferably, the surface hardness Hv is set to 720 or more and 800 or less. The higher the surface hardness Hv, the better. However, if the surface hardness Hv exceeds 800, the carbide tends to be large and may become a stress concentration source.
(c1)上記のロッカーアームはその一方の端部と他方の端部との間に位置する回転軸に回転自在に取り付けられ、一方の端部にエンジンの開閉用バルブの端部が当接し、ロッカーアームは他方の端部に二股状の内輪支持部を有し、その二股状の内輪支持部に本発明のロッカーアーム用転がり軸受の内輪が固定されていてもよい。 (C1) The rocker arm is rotatably attached to a rotary shaft located between one end and the other end, and the end of the valve for opening and closing the engine is in contact with one end, The rocker arm may have a bifurcated inner ring support at the other end, and the inner ring of the rocker arm rolling bearing of the present invention may be fixed to the bifurcated inner ring support.
また、(c2)ロッカーアームの一方の端部と他方の端部との間にロッカーアーム用転がり軸受が設けられ、ロッカーアームの2つの側壁の間にわたる内輪孔に内輪が固定され、ロッカーアームの一方の端部にエンジンの開閉用バルブの端部が当接し、ロッカーアームの他方の端部にピボットが当接していてもよい。 (C2) A rocker arm rolling bearing is provided between one end and the other end of the rocker arm, and the inner ring is fixed to the inner ring hole extending between the two side walls of the rocker arm. The end of the valve for opening and closing the engine may be in contact with one end, and the pivot may be in contact with the other end of the rocker arm.
さらに、(c3)上記のロッカーアームは、ロッカーアーム本体と、カム軸からの応力を伝達する連動棒とを有し、ロッカーアーム本体はロッカーアーム本体の一方の端部と他方の端部との間に位置する回転軸に回転自在に取り付けられ、ロッカーアーム本体の一方の端部にエンジンの開閉用バルブの端部が当接し、ロッカーアーム本体の一方の端部に連動棒の一方の端部が当接し、連動棒の他方の端部に本発明の転がり軸受の内輪が固定されていてもよい。 Further, (c3) the rocker arm includes a rocker arm main body and an interlocking rod that transmits stress from the cam shaft, and the rocker arm main body is formed between one end and the other end of the rocker arm main body. An end of the valve for engine opening / closing comes into contact with one end of the rocker arm main body, and one end of the interlocking rod contacts one end of the rocker arm main body. And the inner ring of the rolling bearing of the present invention may be fixed to the other end of the interlocking rod.
上記の(c1)、(c2)、(c3)のロッカーアームは、カムからの駆動力をエンジンのバルブに伝える点で共通するが、その構造が異なっており、異なるエンジンの型式にそれぞれ対応できるようになっている。 The rocker arms (c1), (c2), and (c3) described above are common in that the driving force from the cam is transmitted to the engine valve, but the structure is different and can correspond to different engine types. It is like that.
また、ロッカーアーム用転がり軸受が総ころ形式のニードル軸受であってもよい。 Further, the rocker arm rolling bearing may be a full roller type needle bearing.
本発明のロッカーアーム用転がり軸受は、粒度番号で10番を超えるようにオーステナイト粒を微細化し、さらに、653以上の表面硬さHvを有するため、転動疲労寿命が大きく改善され、優れた耐割れ強度や耐経年寸法変化を得ることができる。 The rocker arm rolling bearing of the present invention has finer austenite grains having a grain size number exceeding 10, and further has a surface hardness Hv of 653 or more, so that the rolling fatigue life is greatly improved, and the excellent resistance to rolling. Crack strength and aging resistance can be obtained.
以下、本発明の一実施の形態について、図に基づいて説明する。 Hereinafter, an embodiment of the present invention will be described with reference to the drawings.
図1は、本発明の一実施の形態におけるロッカーアーム用転がり軸受の使用状態を示す概略正面図であり、図2は図1のII−II線に沿う断面図である。図1および図2を参照して、ロッカーアーム1は、中央部において軸受メタルなどを介してロッカーアーム軸5に回転自在に支持されている。
FIG. 1 is a schematic front view showing a usage state of a rocker arm rolling bearing according to an embodiment of the present invention, and FIG. 2 is a sectional view taken along line II-II in FIG. 1 and 2, the
このロッカーアーム1の一方の端部1bには、アジャストねじ7が螺挿されている。このアジャストねじ7はロックナット8により固定され、その下端において内燃機関の給気弁もしくは排気弁のバルブ9の上端部9aと当接している。このバルブ9はばね10の弾発力で付勢されている。
An
ロッカーアーム1は、他方の端部1aに二股状に形成された内輪支持部14を一体に有している。この二股状の内輪支持部14に、内輪に相当するローラ軸2の両端が圧入もしくは止め輪により固定されている。このローラ軸2の外周面中央部には、転動体としてのころ3を複数個介して回転自在に、外輪を構成するローラ4が支持されている。すなわち、ローラ軸2とローラ4との間に複数のころ3が介在している。ころ3の軸線方向は、ローラ軸2の軸線に平行に配置されている。このローラ4の外周面は、ばね10の付勢力によりカム軸に設けられたカム6のカム面に当接されている。言い換えれば、カム6とローラ4とは転がり接触している。
The
カム6が回転すると、カム6に押されてロッカーアーム1が上下方向に振動し、この振動がロッカーアーム軸5を支点としてバルブ9に伝わり、バルブ9が開閉動作を行なう。本実施の形態のロッカーアーム用転がり軸受50は、保持器が用いられない総ころ軸受であり、ローラ軸2と、複数のころ3と、ローラ4とにより構成されている。ロッカーアーム用転がり軸受50は、ロッカーアーム1とカム6との間の摩擦を低減し、耐磨耗性を向上させる役割を果たしている。ロッカーアーム用転がり軸受50は、カム6と接触しながら回転するものであるため、ローラ4にはカム6の押付け力と衝撃力とが作用する。
When the
図3は、本発明の他の実施の形態におけるロッカーアーム用転がり軸受の使用状態を示す概略正面図である。図3を参照して、ロッカーアーム1の一方の端部1bと他方の端部1aとの間にロッカーアーム用転がり軸受50が設けられている。また、ロッカーアーム1の2つの側壁1cの間にわたって、内輪孔としてのローラ孔(図示せず)が形成されている。そして、このローラ孔にローラ軸2が固定されている。さらに、ロッカーアーム1の一方の端部1bにはエンジンの開閉用バルブ9の上端部9aが当接しており、ロッカーアーム1の他方の端部1aにはピボット孔15が設けられている。ピボット孔15は、図示しないピボットと当接する。ピボット孔15を設けたロッカーアーム1は、ピボットの周り所定の向きにばね10によって付勢されている。カム6から伝達される駆動力をローラ4で受けて、ばね10の付勢力に抗してバルブ9を動かす。
FIG. 3 is a schematic front view showing a usage state of a rocker arm rolling bearing according to another embodiment of the present invention. Referring to FIG. 3, a rocker
図4は、本発明のさらに別の実施の形態におけるロッカーアーム用転がり軸受の使用状態を示す概略正面図である。図5は、図4のロッカーアーム用転がり軸受を含む部分を拡大した図である。 FIG. 4 is a schematic front view showing a usage state of a rocker arm rolling bearing according to still another embodiment of the present invention. FIG. 5 is an enlarged view of a portion including the rocker arm rolling bearing of FIG.
図4および図5を参照して、ロッカーアーム1は、ロッカーアーム本体11と、カム6からの応力を伝達する連動棒16とを有している。ロッカーアーム本体11の一方の端部11bと他方の端部11aとの間、すなわちロッカーアーム本体11の中央部にロッカーアーム軸5が配置されており、その周りにロッカーアーム本体11が回動する。ロッカーアーム本体11の一方の端部11bにバルブ9の上端部9aが当接しており、バルブ9はばね10の弾発力で付勢されている。また、ロッカーアーム本体11の他方の端部11aに連動棒16の上端部16bが当接している。アジャストねじ7はロッカーアーム本体11と連動棒16との当接位置を調節する機能を有する。連動棒16の下端部に位置する中空の軸受取付部16aに、取付部材17によりロッカーアーム用転がり軸受50のローラ軸2が取り付けられている。カム6はこのロッカーアーム用転がり軸受50のローラ4に当接して駆動力を連動棒16に伝達する。
4 and 5, the
なお、図1〜図5において、一方と他方との間には特に区別はなく、説明の順序で早く説明する端部を一方の端部とする意味しかない。 1 to 5, there is no particular distinction between one and the other, and only an end that will be described earlier in the order of description is merely one end.
上記ロッカーアーム用転がり軸受50を構成する部材のうち、ころ3、ローラ軸2および外輪のローラ4のうち少なくとも1つの部材は、これから説明する低温2次焼入れ法の熱処理を施され、微細オーステナイト粒とされている。その結果、上記の図1〜図5における内輪であるローラ軸2、転動体であるころ3および外輪であるローラ4の少なくとも1つの部材が窒素富化層を有し、その表層部に高周波焼入れが施されてオーステナイト結晶粒度が11番以上(JIS規格による)と超微細であり、かつ硬度がHV653以上である。その窒素富化層を有する部材の表層部以外では、オーステナイト結晶粒度は10番以下と比較的粗く、また硬度は低くHV300以下の範囲にある。
Among the members constituting the rocker
次に、これら転がり軸受の外輪(ローラ)、内輪(ローラ軸)および転動体の少なくとも1つの軸受部品に行なう浸炭窒化処理を含む熱処理について説明する。図6は、本発明の一実施の形態における熱処理方法を説明する図である。また、図7は、本発明の一実施の形態における熱処理方法の変形例を説明する図である。図6は1次焼入れおよび2次焼入れを行なう方法を示す熱処理パターンであり、図7は焼入れ途中で材料をA1変態点温度未満に冷却し、その後、再加熱して最終的に焼入れる方法を示す熱処理パターンである。どちらも本発明の実施の態様例である。これらの図において、処理T1では鋼の素地に炭素や窒素を拡散させまた炭素の溶け込みを十分に行なった後、A1変態点未満に冷却する。次に、図中の処理T2において、処理T1よりも低温に再加熱し、そこから油焼入れを施す。 Next, heat treatment including carbonitriding performed on at least one bearing part of the outer ring (roller), inner ring (roller shaft) and rolling element of the rolling bearing will be described. FIG. 6 is a diagram for explaining a heat treatment method according to an embodiment of the present invention. Moreover, FIG. 7 is a figure explaining the modification of the heat processing method in one embodiment of this invention. FIG. 6 is a heat treatment pattern showing a method of performing the primary quenching and the secondary quenching, and FIG. 7 is a method in which the material is cooled to below the A 1 transformation point temperature during quenching, and then reheated and finally quenched. It is the heat processing pattern which shows. Both are exemplary embodiments of the present invention. In these figures, in the treatment T 1 , carbon and nitrogen are diffused in the steel base and the carbon is sufficiently dissolved, and then cooled to below the A 1 transformation point. Next, in the process T 2 of the in the figure, than the processing T 1 is reheated to a low temperature, subjected to oil quenching from there.
上記の熱処理を普通焼入れ、すなわち浸炭窒化処理に引き続いてそのまま1回焼入れするよりも、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することができる。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品は、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。 Rather than performing normal quenching, that is, carbonitriding once after the carbonitriding treatment, the crack strength can be improved and the aging change rate can be reduced while carbonitriding the surface layer portion. As described above, according to the above heat treatment method, it is possible to obtain a microstructure in which the grain size of austenite crystal grains is ½ or less of the conventional one. The bearing parts subjected to the above heat treatment have a long rolling fatigue characteristic, can improve the cracking strength, and can also reduce the rate of dimensional change over time.
図8は軸受部品のミクロ組織、とくにオーステナイト粒を示す図である。図8(a)は本発明例の軸受部品であり、図8(b)は従来の軸受部品である。すなわち、上記図6に示す熱処理パターンを適用した軸受鋼のオーステナイト結晶粒度を図8(a)に示す。また、比較のため、従来の熱処理方法による軸受鋼のオーステナイト結晶粒度を図8(b)に示す。また、図9(a)および図9(b)は、上記図8(a)および図8(b)を図解したオーステナイト結晶粒界を示す図である。これらオーステナイト結晶粒度を示す組織より、従来のオーステナイト粒径はJIS規格の粒度番号で10番以下の番号であり、また本発明による熱処理方法によれば12番の細粒を得ることができる。また、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。 FIG. 8 is a view showing the microstructure of the bearing part, particularly austenite grains. FIG. 8A shows a bearing part of the present invention example, and FIG. 8B shows a conventional bearing part. That is, FIG. 8A shows the austenite grain size of the bearing steel to which the heat treatment pattern shown in FIG. 6 is applied. For comparison, FIG. 8B shows the austenite grain size of the bearing steel obtained by the conventional heat treatment method. FIGS. 9A and 9B are diagrams showing the austenite grain boundaries illustrated in FIGS. 8A and 8B. From the structure showing the austenite crystal grain size, the conventional austenite grain size is a JIS standard grain size number of 10 or less, and according to the heat treatment method of the present invention, the 12th fine grain can be obtained. Moreover, the average particle diameter of Fig.8 (a) was 5.6 micrometers as a result of measuring by the intercept method.
以下、本発明の実施例について説明する。 Examples of the present invention will be described below.
(実施例1)
JIS規格SUJ2を用いて、転動疲労試験用のロッカーアーム用転がり軸受を製作した。軸受はロッカーアームに使用する総ころタイプのニードル軸受である。内輪は、外径φ14.64mm×幅L17.3mmであり、外輪は内径φ18.64mm×外径φ24mm×幅L6.9mmである。ころは外径φ2mm×長さL6.8mmであり、26本のころを用いた。また、保持器を用いない総ころタイプの構成とした。この軸受の基本動定格荷重は8.6kN、基本静定格荷重は12.9kNである。
Example 1
Using JIS standard SUJ2, a rocker arm rolling bearing for a rolling fatigue test was manufactured. The bearing is a full roller type needle bearing used for a rocker arm. The inner ring has an outer diameter φ14.64 mm × width L17.3 mm, and the outer ring has an inner diameter φ18.64 mm × outer diameter φ24 mm × width L6.9 mm. The rollers had an outer diameter of 2 mm and a length of L 6.8 mm, and 26 rollers were used. Moreover, it was set as the all roller type structure which does not use a holder | retainer. The basic dynamic load rating of this bearing is 8.6 kN, and the basic static load rating is 12.9 kN.
各試験軸受の製造履歴は次の通りである。 The manufacturing history of each test bearing is as follows.
試験軸受No.1〜No.3(本発明実施例):浸炭窒化処理温度850℃、保持時間150分間の条件で浸炭窒化処理を行なった。浸炭窒化処理中は、RXガスとアンモニアガスとの混合ガスの雰囲気とした。その際、試験軸受No.1〜No.3の各々で、RXガスとアンモニアガスとの混合比を変更して浸炭窒化処理を行なった。その後、図6に示す熱処理パターンに従って、浸炭窒化処理温度850℃から一次焼入れを行ない、次いで浸炭窒化処理温度より低い温度800℃で20分間加熱して二次焼入を行ない、次いで、180℃で90分間焼戻を行なった。 Test bearing No. 1-No. 3 (Example of the present invention): Carbonitriding was performed under conditions of carbonitriding temperature of 850 ° C. and holding time of 150 minutes. During the carbonitriding process, an atmosphere of a mixed gas of RX gas and ammonia gas was used. At that time, test bearing No. 1-No. Each of No. 3 was subjected to carbonitriding by changing the mixing ratio of RX gas and ammonia gas. Thereafter, according to the heat treatment pattern shown in FIG. 6, primary quenching is performed from a carbonitriding temperature of 850 ° C., followed by secondary quenching by heating at a temperature 800 ° C. lower than the carbonitriding temperature, and then at 180 ° C. Tempering was performed for 90 minutes.
試験軸受No.4:標準熱処理を行なった。すなわち、RXガス雰囲気中で、加熱温度840℃、保持時間20分で加熱した後、焼入れを行ない、次いで180℃で90分間焼戻を行なった。 Test bearing No. 4: Standard heat treatment was performed. That is, after heating in an RX gas atmosphere at a heating temperature of 840 ° C. and a holding time of 20 minutes, quenching was performed, followed by tempering at 180 ° C. for 90 minutes.
試験軸受No.5,6:浸炭窒化処理温度850℃、保持時間150分間の条件で浸炭窒化処理を行なった。浸炭窒化処理中は、RXガスとアンモニアガスとの混合ガスの雰囲気とした。その際、試験軸受No.5,No.6の各々で、RXガスとアンモニアガスとの混合比を変更して浸炭窒化処理を行なった。その後、850℃から焼入れを行ない、次いで180℃で90分間焼戻を行なった。 Test bearing No. 5, 6: Carbonitriding was performed under conditions of carbonitriding temperature 850 ° C. and holding time 150 minutes. During the carbonitriding process, an atmosphere of a mixed gas of RX gas and ammonia gas was used. At that time, test bearing No. 5, no. 6 was subjected to carbonitriding by changing the mixing ratio of RX gas and ammonia gas. Thereafter, quenching was performed from 850 ° C., followed by tempering at 180 ° C. for 90 minutes.
以上の製造方法で製作した試験軸受No1〜No.6の内輪の材質調査結果および機能評価試験結果を表1に示す。
Test bearings No. 1 to No. 1 manufactured by the above manufacturing method. Table 1 shows the results of the material investigation and the function evaluation test of the
次に材質調査方法及び、機能評価試験方法について説明する。 Next, a material investigation method and a function evaluation test method will be described.
(1)オーステナイト結晶粒度:オーステナイト結晶粒度の測定は、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。 (1) Austenite grain size: The austenite grain size was measured based on the JIS G 0551 steel austenite grain size test method.
(2)残留オーステナイト量:残留オーステナイト量の測定は、X線回折によるマルテンサイトα(211)と残留オーステナイトγ(220)の回折強度の比較で行なった。残留オーステナイト量としては、研削後の転動面の表層50μmにおける値を採用した。 (2) Amount of retained austenite: The amount of retained austenite was measured by comparing the diffraction intensities of martensite α (211) and retained austenite γ (220) by X-ray diffraction. As the amount of retained austenite, the value at the surface layer of 50 μm of the rolling surface after grinding was adopted.
(3)窒素含有量:窒素含有量の測定は、EPMAを用いて行なった。窒素含有量は研削後の転動面の表層50μmにおける値を採用した。 (3) Nitrogen content: The nitrogen content was measured using EPMA. For the nitrogen content, the value at the surface layer of 50 μm of the rolling surface after grinding was adopted.
(4)表面硬さ:表面硬さの測定は、ビッカース硬度計(1kgf)を用いて行なった。 (4) Surface hardness: The surface hardness was measured using a Vickers hardness meter (1 kgf).
(5)球状化炭化物の面積率:球状化炭化物の面積率は、ピクリン酸アルコール溶液(ピクラル)を用い腐食した後、光学顕微鏡(400倍)で観察することにより測定した。球状化炭化物の面積率は、研削後の転動面の表層50μmにおける値を採用した。 (5) Area ratio of spheroidized carbide: The area ratio of spheroidized carbide was measured by observing with an optical microscope (400 times) after corrosion using a picric acid alcohol solution (picral). As the area ratio of the spheroidized carbide, the value at the surface layer of 50 μm of the rolling surface after grinding was adopted.
(6)転動疲労寿命試験:転動疲労寿命試験装置を図10に、試験条件を表2に示す。この試験装置は外輪回転の試験装置である。図10を参照して、試験機に組み込まれたローラ軸52とローラ54との間に複数個の針状ころ53を転動可能に配置した構成のものを用い、このローラ54を部材55,56によりラジアル荷重をかけながら所定の速度で回転させることにより転動疲労試験を行なった。 (6) Rolling fatigue life test: FIG. 10 shows a rolling fatigue life test apparatus and Table 2 shows test conditions. This test apparatus is an outer ring rotation test apparatus. Referring to FIG. 10, a roller having a configuration in which a plurality of needle rollers 53 are arranged between a roller shaft 52 and a roller 54 incorporated in a testing machine so as to be able to roll is used. A rolling fatigue test was conducted by rotating at a predetermined speed while applying a radial load.
(7)静的割れ強度試験:試験軸受の外輪を用いて、単体にてアムスラー試験機で荷重をかけ静的割れ強度試験を行なった。 (7) Static crack strength test: Using the outer ring of the test bearing, a static crack strength test was performed by applying a load with an Amsler tester alone.
(8)割れ疲労強度試験:試験軸受の外輪を用いて、表3に示す試験条件で割れ疲労強度試験を行なった。 (8) Crack fatigue strength test: A crack fatigue strength test was conducted under the test conditions shown in Table 3 using the outer ring of the test bearing.
なお、(6)転動疲労寿命試験、(7)静的割れ強度試験、および(8)割れ疲労強度試験結果は、標準熱処理品No.4を1として、各試験軸受の結果を比率で表わした。 The results of (6) Rolling fatigue life test, (7) Static crack strength test, and (8) Crack fatigue strength test are the standard heat treatment product No. Assuming 4 as 1, the results of each test bearing were expressed as a ratio.
次に、表1に示した試験結果を説明する。 Next, the test results shown in Table 1 will be described.
(1)オーステナイト結晶粒度:本発明品No.1〜No.3は結晶粒度番号が11〜12と顕著に微細化されている。標準熱処理品及び従来の浸炭窒化処理品No.4〜No.6は、結晶粒度番号が8〜9と本発明品より粗大なオーステナイト結晶粒となっている。 (1) Austenite grain size: No. 1-No. No. 3 is remarkably refined with a crystal grain size number of 11-12. Standard heat treated product and conventional carbonitrided product No. 4-No. No. 6 is an austenite crystal grain having a crystal grain size number of 8 to 9 and coarser than the product of the present invention.
(2)残留オーステナイト量:本発明品No.1〜No.3は12〜24%であり、適度なオーステナイトが存在する。標準熱処理品No.4は8%であり、発明品より少ない。また、従来の浸炭窒化処理品No.5,No.6は29〜36%であり、発明品より多い。発明品のオーステナイト量は標準熱処理品と従来の浸炭窒化処理品の間の残留オーステナイト量である。 (2) Residual austenite amount: No. 1-No. 3 is 12 to 24%, and moderate austenite exists. Standard heat treatment No. 4 is 8%, which is less than the invention. In addition, the conventional carbonitriding product No. 5, no. 6 is 29 to 36%, more than the invention. The amount of austenite of the invention is the amount of retained austenite between the standard heat treated product and the conventional carbonitrided product.
(3)窒素含有量:本発明品No.1〜No.3は0.12〜0.62%である。標準熱処理品No.4は浸炭窒化処理を行なっていないため窒素含有量は0%であった。また、従来の浸炭窒化処理品No.5,No.6は0.31〜0.70%であった。発明品の窒素含有量は、従来の浸炭窒化処理品と比べ、若干低い傾向であった。これは、発明品が従来の浸炭窒化処理後に浸炭窒化処理温度より低い温度800℃で2次焼入れを行なうためだと考える。 (3) Nitrogen content: Product No. 1-No. 3 is 0.12 to 0.62%. Standard heat treatment No. No. 4 was not subjected to carbonitriding, so the nitrogen content was 0%. In addition, the conventional carbonitriding product No. 5, no. 6 was 0.31 to 0.70%. The nitrogen content of the inventive product tended to be slightly lower than that of the conventional carbonitrided product. This is considered because the invention is subjected to secondary quenching at a temperature of 800 ° C. lower than the carbonitriding temperature after conventional carbonitriding.
(4)表面硬さ:本発明品No.1〜No.3はHV730〜780である。標準熱処理品No.4はHV740である。また、従来の浸炭窒化処理品No.5,No.6はHV760,HV650であり、No.6に関しては、残留オーステナイト量が多くなりすぎて硬度が出なくなっている。 (4) Surface hardness: Product No. 1-No. 3 is HV730-780. Standard heat treatment No. 4 is HV740. In addition, the conventional carbonitriding product No. 5, no. No. 6 is HV760, HV650. Regarding No. 6, the amount of retained austenite is too large and the hardness is not obtained.
(5)球状化炭化物の面積率:本発明品No.1〜No.3は、11.4〜13.6%である。標準熱処理品及び従来の浸炭窒化処理品No.4〜No.6は7.9〜9.6%である。発明品は標準熱処理品及び従来の浸炭窒化処理品と比べると、球状化炭化物の面積率が多く、微細化されており、量も多い。これは、発明品が従来の浸炭窒化処理後に浸炭窒化処理温度より低い温度800℃で2次焼入れを行なうためだと考える。 (5) Area ratio of spheroidized carbide: No. 1-No. 3 is 11.4 to 13.6%. Standard heat treated product and conventional carbonitrided product No. 4-No. 6 is 7.9 to 9.6%. Inventive products have a larger area ratio of spheroidized carbides, are refined, and are larger than standard heat treated products and conventional carbonitrided products. This is considered because the invention is subjected to secondary quenching at a temperature of 800 ° C. lower than the carbonitriding temperature after conventional carbonitriding.
(6)転動疲労寿命試験:本発明品No.1〜No.3は、標準熱処理品No.4と比べ、3倍以上の転動疲労寿命を有しており、浸炭窒化処理品No.5,No.6と比べても1.5倍以上の転動疲労寿命を有している。また、浸炭窒化処理品No.5,No.6は標準熱処理品No.4と比べ2倍弱の転動疲労寿命を有している。 (6) Rolling fatigue life test: No. 1-No. 3 is a standard heat treatment product No. Compared with No. 4, it has a rolling fatigue life of 3 times or more. 5, no. Compared to 6, it has a rolling fatigue life of 1.5 times or more. In addition, carbonitrided product No. 5, no. No. 6 is a standard heat treatment product No. Compared to 4, it has a rolling fatigue life slightly less than twice.
(7)静的割れ強度試験:本発明品No.1〜No.3は、標準熱処理品No.4と比べ、同等もしくはやや改善している。また、浸炭窒化処理品No.5,No.6は標準熱処理品No.4と比べ静的割れ強度が低下している。これは、表層部の窒素富化層とオーステナイト結晶粒の粗大化に原因であると考える。 (7) Static crack strength test: Product No. 1-No. 3 is a standard heat treatment product No. Compared to 4, it is equivalent or slightly improved. In addition, carbonitrided product No. 5, no. No. 6 is a standard heat treatment product No. Compared to 4, the static crack strength is reduced. This is considered to be caused by the coarsening of the nitrogen-enriched layer and austenite crystal grains in the surface layer portion.
(8)割れ疲労強度試験:本発明品No.1〜No.3は、標準熱処理品No.4と比べ、20%以上改善している。また、浸炭窒化処理品No.5,No.6も標準熱処理品No.4と比べ20%以上改善している。これは、表面への窒素の浸入により、表層部に圧縮残留応力が形成したことが原因であると考える。 (8) Crack fatigue strength test: No. 1-No. 3 is a standard heat treatment product No. Compared to 4, it is improved by 20% or more. In addition, carbonitrided product No. 5, no. No. 6 is a standard heat treatment product no. Compared to 4, it is improved by 20% or more. This is considered to be caused by the formation of compressive residual stress in the surface layer due to the penetration of nitrogen into the surface.
上記をまとめると、本発明品本発明品No.1〜No.3は、表層部に窒素富化層を有し、オーステナイト結晶が粒度番号で11番以上に微細化され、残留オーステナイト量が適度に有り、適正な表面硬さを有し、球状化炭化物の面積率が多いため、通常の荷重依存型の転動疲労寿命、割れ疲労強度が改善する。 To summarize the above, the present invention product No. 1-No. 3 has a nitrogen-enriched layer in the surface layer, the austenite crystal is refined to a particle size number of 11 or more, the amount of retained austenite is moderately, it has an appropriate surface hardness, and the area of the spheroidized carbide Since the ratio is large, the normal load-dependent rolling fatigue life and crack fatigue strength are improved.
(実施例2)
JIS規格SUJ2を用いて、ピーリング、スミアリング試験片を製作した。試験片は外径φ40mm×幅L12の寸法である。各試験軸受の製造履歴は次の通りである。
(Example 2)
Peeling and smearing specimens were manufactured using JIS standard SUJ2. The test piece has a size of outer diameter φ40 mm × width L12. The manufacturing history of each test bearing is as follows.
試験軸受No.1(本発明実施例):浸炭窒化処理温度850℃、保持時間150分間の条件で浸炭窒化処理を行なった。浸炭窒化処理中は、RXガスとアンモニアガスとの混合ガスの雰囲気とした。その後、図6に示す熱処理パターンに従って、浸炭窒化処理温度850℃から一次焼入れを行ない、次いで浸炭窒化処理温度より低い温度800℃で20分間加熱して二次焼入を行ない、次いで、180℃で90分間焼戻を行なった。 Test bearing No. 1 (Example of the present invention): Carbonitriding was performed under conditions of carbonitriding temperature of 850 ° C. and holding time of 150 minutes. During the carbonitriding process, an atmosphere of a mixed gas of RX gas and ammonia gas was used. Thereafter, according to the heat treatment pattern shown in FIG. 6, primary quenching is performed from a carbonitriding temperature of 850 ° C., followed by secondary quenching by heating at a temperature 800 ° C. lower than the carbonitriding temperature, and then at 180 ° C. Tempering was performed for 90 minutes.
試験軸受No.2:標準熱処理を行なった。すなわち、RXガス雰囲気中で、加熱温度840℃、保持時間20分で加熱した後、焼入れを行ない、次いで180℃で90分間焼戻を行なった。 Test bearing No. 2: Standard heat treatment was performed. That is, after heating in an RX gas atmosphere at a heating temperature of 840 ° C. and a holding time of 20 minutes, quenching was performed, followed by tempering at 180 ° C. for 90 minutes.
試験軸受No.3:浸炭窒化処理温度850℃、保持時間150分間の条件で浸炭窒化処理を行なった。浸炭窒化処理中は、RXガスとアンモニアガスとの混合ガスの雰囲気とした。その後、850℃から焼入れを行ない、次いで180℃で90分間焼戻を行なった。 Test bearing No. 3: Carbonitriding was performed under conditions of carbonitriding temperature of 850 ° C. and holding time of 150 minutes. During the carbonitriding process, an atmosphere of a mixed gas of RX gas and ammonia gas was used. Thereafter, quenching was performed from 850 ° C., followed by tempering at 180 ° C. for 90 minutes.
以上の製造方法で製作した試験片No.1〜No.3の材質調査結果、ピーリング試験、およびスミアリング試験結果を表4に示す。 Specimen No. manufactured by the above manufacturing method. 1-No. Table 4 shows the results of the material investigation, the peeling test, and the smearing test.
次に、ピーリング試験方法、およびスミアリング試験方法について説明する。なお、材質調査結果については実施例1と同様の方法で行なった。 Next, a peeling test method and a smearing test method will be described. The material investigation results were the same as in Example 1.
(1)ピーリング試験:表5に示す試験条件で、面粗さの粗いJIS規格SUJ2の標準熱処理品を相手試験片として、試験片と相手試験片を転動接触させた場合に試験片上に発生するピーリング(微細な剥離の集合体)の面積率を測定し、ピーリング強度とした。ピーリング強度比は標準熱処理品No.2を1として各試験軸受の結果を比率の逆数で表わした。 (1) Peeling test: Generated on the test piece when the test piece and the counterpart test piece are brought into rolling contact under the test conditions shown in Table 5 with a standard heat treatment product of JIS standard SUJ2 having a rough surface as the counterpart test piece. The area ratio of peeling (aggregate of fine peeling) to be measured was measured as peeling strength. The peel strength ratio is the standard heat treatment product No. The result of each test bearing was represented by the reciprocal of the ratio, with 2 being 1.
(2)スミアリング試験:表6に示す試験条件で、試験片も相手試験片も同一材質の組合せで、試験片同士を転動接触させ、試験片のみ回転数を一定の割合で増速させた場合に、発生する音がある値より大きくなった瞬間の試験片同士の相対回転速度をスミアリング強度とした。スミアリング強度比は標準熱処理品No.2を1として各試験軸受の結果を比率で表わした。 (2) Smearing test: Under the test conditions shown in Table 6, the test piece and the mating test piece are made of the same material, and the test pieces are brought into rolling contact with each other, and only the test piece is rotated at a constant rate. In this case, the relative rotation speed between the test pieces at the moment when the generated sound becomes larger than a certain value is defined as the smearing strength. The smearing strength ratio is the standard heat treatment product no. The result of each test bearing was expressed as a ratio with 2 being 1.
次に、表4に示した試験結果を説明する。 Next, the test results shown in Table 4 will be described.
(1)ピーリング試験:本発明品No.1は、標準熱処理品No.2と比べ、1.5倍以上のピーリング強度を有しており、浸炭窒化処理品No.3と比べて同じかやや改善している。これは、表層部に窒素富化層を有し、オーステナイト結晶が粒度番号で11番以上に微細化され、残留オーステナイト量が適度に有り、適正な表面硬さを有し、球状化炭化物の面積率が多いことが、靭性を高め、亀裂の発生および進展に対する抵抗力を高めたと考える。 (1) Peeling test: Product No. No. 1 is a standard heat treatment product No. Compared with No. 2, it has a peeling strength of 1.5 times or more. Compared to 3, it is the same or slightly improved. This has a nitrogen-enriched layer in the surface layer, the austenite crystal is refined to a grain size number of 11 or more, the amount of retained austenite is moderate, the surface hardness is appropriate, and the area of the spheroidized carbide It is thought that the higher the ratio, the higher the toughness and the resistance to crack initiation and propagation.
(2)スミアリング試験:本発明品No.1は、標準熱処理品No.2と比べ、1.5倍以上のピーリング強度を有しており、浸炭窒化処理品No.3と比べて同じかやや改善している。これは、表層部に窒素富化層を有し、オーステナイト結晶が粒度番号で11番以上に微細化され、残留オーステナイト量が適度に有り、適正な表面硬さを有し、球状化炭化物の面積率が多いことが、大きなすべり条件での表層の塑性流動を抑え、耐焼き付き性を高めたと考える。 (2) Smearing test: Invention product No. No. 1 is a standard heat treatment product No. Compared with No. 2, it has a peeling strength of 1.5 times or more. Compared to 3, it is the same or slightly improved. This has a nitrogen-enriched layer in the surface layer part, the austenite crystal is refined to a grain size number of 11 or more, the amount of retained austenite is moderately, it has an appropriate surface hardness, and the area of spheroidized carbide It is thought that a high rate suppressed the plastic flow of the surface layer under large sliding conditions and improved the seizure resistance.
上記をまとめると、本発明品No.1はピーリング試験,スミアリング試験ともに従来の軸受材質よりも良好である。また、潤滑条件が悪く、ころ同士の干渉が生じたり、スムーズにころ位置が制御されず、ころのスキューが発生することによる表面損傷寿命も改善する。 In summary, the product No. No. 1 is better than the conventional bearing material in both peeling test and smearing test. In addition, the lubrication conditions are poor, the rollers interfere with each other, the roller position is not controlled smoothly, and the surface damage life due to roller skew is improved.
本発明品は、表層部に窒素富化層を有し、オーステナイト結晶が粒度番号で11番以上に微細化され、残留オーステナイト量が適度に有り、適正な表面硬さを有し、球状化炭化物の面積率が多いため、亀裂の発生、進展に対する抵抗力が非常に大きく、すべりによる表面発熱や接線力による表面亀裂の発生を抑えることができる。 The product of the present invention has a nitrogen-enriched layer in the surface layer part, the austenite crystal is refined to a particle size number of 11 or more, the amount of retained austenite is moderately, the surface hardness is appropriate, and the spheroidized carbide Therefore, the resistance to the occurrence and development of cracks is very large, and the generation of surface cracks due to surface heat generation and tangential force due to slip can be suppressed.
(実施例3)
JIS規格SUJ2材(1.0重量%C−0.25重量%Si−0.4重量%Mn−1.5重量%Cr)を用いて、(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、(5)転動疲労試験、の各試験を行なった。表7にその結果を示す。
(Example 3)
Using JIS standard SUJ2 material (1.0 wt% C-0.25 wt% Si-0.4 wt% Mn-1.5 wt% Cr), (1) measurement of hydrogen content, (2) crystal grain size (3) Charpy impact test, (4) Fracture stress value measurement, and (5) Rolling fatigue test. Table 7 shows the results.
各試料の製造履歴は次のとおりである。 The manufacturing history of each sample is as follows.
試料A〜D(本発明例):浸炭窒化処理850℃、保持時間150分間。雰囲気は、RXガスとアンモニアガスとの混合ガスとした。図6に示す熱処理パターンにおいて、浸炭窒化処理温度850℃ から一次焼入れをおこない、次いで浸炭窒化処理温度より低い温度域780℃〜830℃に加熱して二次焼入れを行なった。ただし、二次焼入れ温度780℃の試料Aは焼入れ不足のため試験の対象から外した。 Samples A to D (examples of the present invention): carbonitriding 850 ° C., holding time 150 minutes. The atmosphere was a mixed gas of RX gas and ammonia gas. In the heat treatment pattern shown in FIG. 6, primary quenching was performed from a carbonitriding temperature of 850 ° C., and then secondary quenching was performed by heating to a temperature range of 780 ° C. to 830 ° C. lower than the carbonitriding temperature. However, Sample A having a secondary quenching temperature of 780 ° C. was excluded from the test because of insufficient quenching.
試料E,F(比較例):浸炭窒化処理は、本発明例A〜Dと同じ履歴で行ない、二次焼入れ温度を浸炭窒化処理温度850℃以上の850℃〜870℃で行なった。 Samples E and F (comparative examples): The carbonitriding treatment was carried out with the same history as the invention examples A to D, and the secondary quenching temperature was 850 ° C. to 870 ° C., which is a carbonitriding temperature of 850 ° C.
従来浸炭窒化処理品(比較例):浸炭窒化処理850℃、保持時間150分間。雰囲気は、RXガスとアンモニアガスとの混合ガスとした。浸炭窒化処理温度からそのまま焼入れを行ない、二次焼入れは行なわなかった。 Conventional carbonitrided product (comparative example): carbonitrided at 850 ° C., holding time of 150 minutes. The atmosphere was a mixed gas of RX gas and ammonia gas. Quenching was performed as it was from the carbonitriding temperature, and secondary quenching was not performed.
普通焼入れ品(比較例):浸炭窒化処理を行なわずに、850℃に加熱して焼入れした。二次焼入れは行なわなかった。 Normal quenching product (comparative example): without any carbonitriding treatment, it was quenched by heating to 850 ° C. Secondary quenching was not performed.
次に、試験方法について説明する。 Next, the test method will be described.
(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。
(1) Measurement of hydrogen amount The amount of hydrogen was determined by analyzing the amount of non-diffusible hydrogen in the steel using a DH-103 type hydrogen analyzer manufactured by LECO. The amount of diffusible hydrogen is not measured. The specification of this LECO DH-103 type hydrogen analyzer is shown below.
分析範囲:0.01〜50.00ppm
分析精度:±0.1ppmまたは±3%H(いずれか大なるほう)
分析感度:0.01ppm
検出方式:熱伝導度法
試料重量サイズ:10mg〜35mg(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。
Analysis range: 0.01 to 50.00 ppm
Analysis accuracy: ± 0.1 ppm or ± 3% H (whichever is greater)
Analysis sensitivity: 0.01ppm
Detection method: Thermal conductivity method Sample weight size: 10 mg to 35 mg (maximum: diameter 12 mm × length 100 mm)
Heating furnace temperature range: 50 ° C to 1100 ° C
Reagents: Anhydrone Mg (ClO 4 ) 2 , Ascarite NaOH
Carrier gas: nitrogen gas, gas dosing gas: hydrogen gas, both gases have a purity of 99.99% or more and a pressure of 40 psi (2.8 kgf / cm 2 ).
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り出し、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。 The outline of the measurement procedure is as follows. A sample collected with a dedicated sampler is inserted into the hydrogen analyzer together with the sampler. Internal diffusible hydrogen is directed to the thermal conductivity detector by a nitrogen carrier gas. This diffusible hydrogen is not measured in this example. Next, a sample is taken out from the sampler, heated in a resistance heating furnace, and non-diffusible hydrogen is guided to the thermal conductivity detector by nitrogen carrier gas. The amount of non-diffusible hydrogen can be known by measuring the thermal conductivity with a thermal conductivity detector.
(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。
(2) Measurement of crystal grain size The crystal grain size was measured based on the JIS G 0551 steel austenite grain size test method.
(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。
(3) Charpy impact test The Charpy impact test was performed based on the Charpy impact test method of the metal material of JIS Z2242. As a test piece, a U-notch test piece (JIS No. 3 test piece) shown in JIS Z 2202 was used.
(4)破壊応力値の測定
図11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11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。
(4) Measurement of Fracture Stress Value FIG. 11 is a diagram showing a test piece for a static crush strength test (measurement of a fracture stress value). The load until it is broken by applying a load in the P direction in the figure is measured. Thereafter, the obtained fracture load is converted into a stress value by the following bending beam stress calculation formula. In addition, a test piece is not restricted to the test piece shown in FIG. 11, You may use the test piece of another shape.
図11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は内半径を表わす。また、κは曲がり梁の断面係数である。 Sigma 1 a fiber stress on the convex surface of the test piece of Figure 11, when the fiber stress and sigma 2 in concave surface, sigma 1 and sigma 2 is determined by the following formula (Mechanical Engineering Handbook A4 Part material Mechanics A4-40) . Here, N is the axial force of the cross section including the axis of the annular specimen, A is the cross-sectional area, e 1 is the outer radius, and e 2 is the inner radius. Further, κ is a section modulus of the curved beam.
σ1=(N/A)+{M/(Aρo)}[1+e1/{κ(ρo+e1)}]
σ2=(N/A)+{M/(Aρo)}[1−e2/{κ(ρo−e2)}]
κ=−(1/A)∫A{η/(ρo+η)}dA
(5)転動疲労寿命
転動疲労寿命試験の試験条件を表8に示す。また、図12は、転動疲労寿命試験機の概略図である。図12(a)は正面図であり、図12(b)は側面図である。図12(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インチのボールであり、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。
σ 1 = (N / A) + {M / (Aρ o )} [1 +
σ 2 = (N / A) + {M / (Aρ o )} [1-e 2 / {κ (ρ o −e 2 )}]
κ = − (1 / A) ∫ A {η / (ρo + η)} dA
(5) Rolling fatigue life Table 8 shows the test conditions for the rolling fatigue life test. FIG. 12 is a schematic view of a rolling fatigue life tester. FIG. 12A is a front view, and FIG. 12B is a side view. Referring to FIGS. 12A and 12B, the rolling fatigue
表7に示した試験結果を説明するならば次のとおりである。 The test results shown in Table 7 will be described as follows.
(1)水素量
浸炭窒化処理したままの従来浸炭窒化処理品は、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〜Dは、水素量は0.37〜0.40ppmと半分近くにまで減少している。この水素量は普通焼入れ品と同じレベルである。
(1) Amount of hydrogen Conventional carbonitrided products that have undergone carbonitriding have a very high value of 0.72 ppm. This is presumably because ammonia (NH 3 ) contained in the carbonitriding atmosphere decomposed and hydrogen entered the steel. On the other hand, in Samples B to D, the hydrogen amount is reduced to almost half of 0.37 to 0.40 ppm. This amount of hydrogen is at the same level as that of ordinary quenched products.
上記の水素量の低減により、水素の固溶に起因する鋼の脆化を軽減することができる。すなわち、水素量の低減により、本発明例の試料B〜Dのシャルピー衝撃値は大きく改善されている。 By reducing the amount of hydrogen described above, embrittlement of steel due to hydrogen solid solution can be reduced. That is, the reduction in the amount of hydrogen greatly improves the Charpy impact value of Samples B to D of the present invention example.
(2)結晶粒度
結晶粒度は2次焼入れ温度が、浸炭窒化処理時の焼入れ(1次焼入れ)の温度より低い場合、すなわち試料B〜Dの場合、オーステナイト粒は、結晶粒度番号11〜12と顕著に微細化されている。試料EおよびFならびに従来浸炭窒化処理品および普通焼入品のオーステナイト粒は、結晶粒度番号10であり、本発明例の試料B〜Dより粗大な結晶粒となっている。
(2) Crystal grain size When the secondary quenching temperature is lower than the quenching (primary quenching) temperature during carbonitriding, that is, in the case of Samples B to D, the austenite grains have
(3)シャルピー衝撃試験
表7によれば、従来浸炭窒化処理品のシャルピー衝撃値は5.33J/cm2であるのに比して、本発明例の試料B〜Dのシャルピー衝撃値は6.30〜6.65J/cm2と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。普通焼入品のシャルピー衝撃値は6.70J/cm2と高い。
(3) Charpy impact test According to Table 7, the Charpy impact value of the samples B to D of the present invention example is 6 compared to the Charpy impact value of the conventional carbonitrided product being 5.33 J / cm 2. A high value of .30 to 6.65 J / cm 2 is obtained. Among these, the lower the secondary quenching temperature, the higher the Charpy impact value tends to be. The normally hardened product has a Charpy impact value as high as 6.70 J / cm 2 .
(4)破壊応力値の測定
上記破壊応力値は、耐割れ強度に相当する。表7によれば、従来浸炭窒化処理品は2330MPaの破壊応力値となっている。これに比して、試料B〜Dの破壊応力値は2650〜2840MPaと改善された値が得られる。普通焼入品の破壊応力値は2770MPaであり、試料B〜D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と並んで、水素含有率の低減による効果が大きいと推定される。
(4) Measurement of fracture stress value The fracture stress value corresponds to the crack resistance strength. According to Table 7, the conventional carbonitrided product has a fracture stress value of 2330 MPa. Compared to this, the fracture stress values of Samples B to D are improved to 2650 to 2840 MPa. The fracture stress value of the normal quenching product is 2770 MPa, and the improved cracking resistance strength of the samples B to D is estimated to have a great effect by reducing the hydrogen content, along with the refinement of austenite crystal grains.
(5)転動疲労試験
表7によれば、普通焼入品は窒素富化層を表層部に有しないことを反映して、転動疲労寿命L10は最も低い。これに比して従来浸炭窒化処理品の転動疲労寿命は3.1倍となる。試料B〜Dの転動疲労寿命は従来浸炭窒化処理品より大幅に向上する。本発明の試料E,Fは、従来浸炭窒化処理品とほぼ同等である。
(5) According to the rolling contact fatigue test table 7, usually sintered Irihin is reflecting that no has a nitriding layer on the surface layer portion, the rolling fatigue life L 10 is the lowest. Compared to this, the rolling fatigue life of the conventional carbonitrided product is 3.1 times. The rolling fatigue life of Samples B to D is significantly improved as compared with the conventional carbonitrided product. Samples E and F of the present invention are substantially equivalent to conventional carbonitrided products.
上記をまとめると、本発明例の試料B〜Dは、水素含有率が低下し、オーステナイト結晶粒度が11番以上に微細化され、シャルピー衝撃値、耐割れ強度および転動疲労寿命も改善される。 In summary, Samples B to D of the present invention have a reduced hydrogen content, an austenite crystal grain size of 11 or more, and improved Charpy impact value, crack resistance strength and rolling fatigue life. .
(実施例4)
次に実施例4について説明する。下記のX材、Y材およびZ材について、一連の試験を行なった。熱処理用素材には、JIS規格SUJ2材(1.0重量%C−0.25重量%Si−0.4重量%Mn−1.5重量%Cr)を用い、X材〜Z材に共通とした。X材〜Z材の製造履歴は次のとおりである。
(X材:比較例):普通焼入れのみ(浸炭窒化処理せず)。
(Y材:比較例):浸炭窒化処理後にそのまま焼き入れる(従来の浸炭窒化焼入れ)。浸炭窒化処理温度845℃、保持時間150分間。浸炭窒化処理の雰囲気は、RXガス+アンモニアガスとした。
(Z材:本発明例):図6の熱処理パターンを施した軸受鋼。浸炭窒化処理温度845℃、保持時間150分間。浸炭窒化処理の雰囲気は、RXガス+アンモニアガスとした。最終焼入れ温度は800℃とした。
Example 4
Next, Example 4 will be described. A series of tests were performed on the following X material, Y material, and Z material. JIS standard SUJ2 material (1.0% by weight C-0.25% by weight Si-0.4% by weight Mn-1.5% by weight Cr) is used for the heat treatment material. did. The manufacturing history of the X material to the Z material is as follows.
(X material: comparative example): normal quenching only (not carbonitriding).
(Y material: comparative example): quenching as it is after carbonitriding (conventional carbonitriding quenching). Carbonitriding temperature 845 ° C, holding time 150 minutes. The atmosphere of the carbonitriding process was RX gas + ammonia gas.
(Z material: Example of the present invention): Bearing steel subjected to the heat treatment pattern of FIG. Carbonitriding temperature 845 ° C, holding time 150 minutes. The atmosphere of the carbonitriding process was RX gas + ammonia gas. The final quenching temperature was 800 ° C.
(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、上述したように、表8および図12に示すとおりである。この転動疲労寿命試験結果を表9に示す。
(1) Rolling fatigue life Test conditions and test equipment for the rolling fatigue life test are as shown in Table 8 and FIG. 12, as described above. The rolling fatigue life test results are shown in Table 9.
表9によれば、比較例のY材は、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倍を示し、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。 According to Table 9, the Y material of the comparative example shows 3.1 times the L 10 life of the X material that has been subjected only to normal quenching in the comparative example (the life that one of the 10 test pieces breaks), The effect of extending the life by carbonitriding is recognized. On the other hand, the Z material of the example of the present invention has a long life of 1.74 times that of the Y material and 5.4 times that of the X material. The main reason for this improvement is thought to be the refinement of the microstructure.
(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JISZ2242に準じた方法により行なった。試験結果を表10に示す。
(2) Charpy impact test The Charpy impact test was performed by the method according to the above-mentioned JISZ2242 using the U notch test piece. The test results are shown in Table 10.
浸炭窒化処理を行なったY材(比較例)のシャルピー衝撃値は、普通焼入れのX材(比較例)より高くないが、Z材はX材と同等の値が得られた。 The Charpy impact value of the Y material (comparative example) subjected to carbonitriding was not higher than that of the normal quenching X material (comparative example), but the Z material obtained the same value as the X material.
(3)静的破壊靭性値の試験
図13は、静的破壊靭性試験の試験片を示す図である。この試験片のノッチ部に、予き裂を約1mm導入した後に、3点曲げによる静的荷重を加え、破壊荷重Pを求めた。破壊靭性値(KIc値)の算出には次に示す(I)式を用いた。また、試験結果を表11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}…(I)
(3) Test of Static Fracture Toughness Value FIG. 13 is a diagram showing a test piece of a static fracture toughness test. After introducing a precrack about 1 mm into the notch portion of this test piece, a static load by three-point bending was applied to determine the fracture load P. The following formula (I) was used for calculation of the fracture toughness value (K Ic value). The test results are shown in Table 11.
K Ic = (PL√a / BW 2 ) {5.8−9.2 (a / W) +43.6 (a / W) 2 −75.3 (a / W) 3 +77.5 (a / W 4 }… (I)
予め導入した亀裂深さが窒素富化層深さよりも大きくなったため、比較例のX材とY材とに違いはない。しかし、本発明例のZ材は比較例に対して約1.2倍の値を得ることができた。 Since the crack depth introduced in advance is larger than the depth of the nitrogen-enriched layer, there is no difference between the X material and the Y material of the comparative example. However, the Z material of the present invention example was able to obtain a value about 1.2 times that of the comparative example.
(4)静圧壊強度試験(破壊応力値の測定)
静圧壊強度試験片は、上述のように図11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12に示す。
(4) Static crushing strength test (measurement of fracture stress value)
As described above, the static crushing strength test piece having the shape shown in FIG. 11 was used. In the figure, a static crushing strength test was performed by applying a load in the P direction. The test results are shown in Table 12.
浸炭窒化処理を行なっているY材は普通焼入れのX材よりもやや低い値である。しかしながら、本発明のZ材は、Y材よりも静圧壊強度が向上し、X材と遜色ないレベルが得られている。 The Y material subjected to carbonitriding has a slightly lower value than the normal quenching X material. However, the Z material of the present invention has higher static crushing strength than the Y material, and a level comparable to that of the X material is obtained.
(5)経年寸法変化率
保持温度130℃、保持時間500時間における経年寸法変化率の測定結果を、表面硬度、残留オーステナイト量(0.1mm深さ)と併せて表13に示す。
(5) Aged dimensional change rate The measurement results of the aged dimensional change rate at a holding temperature of 130 ° C. and a holding time of 500 hours are shown in Table 13 together with the surface hardness and the retained austenite amount (0.1 mm depth).
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、本発明例のZ材は2分の1以下に抑制されていることがわかる。 It can be seen that the Z material of the example of the present invention is suppressed to half or less compared to the dimensional change rate of the Y material having a large amount of retained austenite.
(6)異物混入潤滑下における寿命試験
玉軸受6206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14に、また試験結果を表15に示す。
(6) Life test under lubrication mixed with foreign matter Using a ball bearing 6206, the rolling fatigue life was evaluated under lubrication mixed with foreign matter in which a predetermined amount of standard foreign matter was mixed. The test conditions are shown in Table 14 and the test results are shown in Table 15.
X材に比べ、従来の浸炭窒化処理を施したY材は約2.5倍になり、また、本発明例のZ材は約2.3倍の長寿命が得られた。本発明例の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いものの、窒素の侵入と微細化されたミクロ組織の影響でY材以上の長寿命が得られている。 Compared to the X material, the Y material subjected to the conventional carbonitriding treatment is about 2.5 times longer, and the Z material of the present invention example has a long life of about 2.3 times. Although the Z material of the present invention has less retained austenite than the Y material of the comparative example, it has a longer life than the Y material due to the intrusion of nitrogen and the influence of the refined microstructure.
上記の結果より、本発明例のZ材、すなわち本発明の熱処理方法によって製造された軸受部品は、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ことがわかった。 From the above results, the Z material of the example of the present invention, i.e., the bearing component manufactured by the heat treatment method of the present invention, has a long rolling fatigue life, which is difficult to achieve with conventional carbonitriding, and improved crack strength. It was found that the three items of reduction of the aging dimensional change rate can be satisfied simultaneously.
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。 It should be understood that the embodiments and examples disclosed herein are illustrative and non-restrictive in every respect. The scope of the present invention is defined by the terms of the claims, rather than the description above, and is intended to include any modifications within the scope and meaning equivalent to the terms of the claims.
1 ロッカーアーム、1a,1b ロッカーアーム端部、1c 側壁、2 ローラ軸、3 ころ、4 ローラ、5 ロッカーアーム軸、6 カム、7 アジャストねじ、8 ロックナット、9 バルブ、9a バルブ上端部、10 ばね、11 ロッカーアーム本体、11a,11b ロッカーアーム本体端部、14 内輪支持部、15 ピボット孔、16 連動棒、16a 軸受取付部、16b 連動棒上端部、17 取付部材、50 ロッカーアーム用転がり軸受、52 ローラ軸、54 ローラ、55,56 部材、111 駆動ロール、112 案内ロール、113 ボール、121 転動疲労寿命試験片。 1 rocker arm, 1a, 1b rocker arm end, 1c side wall, 2 roller shaft, 3 rollers, 4 rollers, 5 rocker arm shaft, 6 cam, 7 adjustment screw, 8 lock nut, 9 valve, 9a valve upper end, 10 Spring, 11 Rocker arm main body, 11a, 11b Rocker arm main body end, 14 Inner ring support, 15 Pivot hole, 16 Interlocking rod, 16a Bearing mounting portion, 16b Interlocking rod upper end, 17 Mounting member, 50 Roller bearing for rocker arm , 52 Roller shaft, 54 Roller, 55, 56 Member, 111 Drive roll, 112 Guide roll, 113 ball, 121 Rolling fatigue life test piece.
Claims (6)
前記外輪の内側に位置し、ロッカーアームに固定された内輪と、
前記外輪と前記内輪との間に介在する複数の転動体とを備えたロッカーアーム用転がり軸受において、
前記外輪、前記内輪、および前記転動体のうち少なくとも1つの部材が窒素富化層を有し、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り、かつ表面硬さHvが653以上である、ロッカーアーム用転がり軸受。 An outer ring in rolling contact with the camshaft of the engine;
An inner ring located inside the outer ring and fixed to the rocker arm;
In a rocker arm rolling bearing comprising a plurality of rolling elements interposed between the outer ring and the inner ring,
At least one member of the outer ring, the inner ring, and the rolling element has a nitrogen-enriched layer, the austenite grain size number of the member is in the range exceeding 10 and the surface hardness Hv is 653. The above is a rolling bearing for a rocker arm.
前記ロッカーアームの2つの側壁の間にわたる内輪孔に前記内輪が固定され、前記ロッカーアームの一方の端部に前記エンジンの開閉用バルブの端部が当接し、前記ロッカーアームの他方の端部にピボットが当接する、請求項1または2に記載のロッカーアーム用転がり軸受。 Provided between one end of the rocker arm and the other end;
The inner ring is fixed to an inner ring hole extending between two side walls of the rocker arm, the end of the opening / closing valve of the engine abuts on one end of the rocker arm, and the other end of the rocker arm The rolling bearing for a rocker arm according to claim 1, wherein the pivot abuts.
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