JP2008095845A - Power transmission spline - Google Patents
Power transmission spline Download PDFInfo
- Publication number
- JP2008095845A JP2008095845A JP2006278853A JP2006278853A JP2008095845A JP 2008095845 A JP2008095845 A JP 2008095845A JP 2006278853 A JP2006278853 A JP 2006278853A JP 2006278853 A JP2006278853 A JP 2006278853A JP 2008095845 A JP2008095845 A JP 2008095845A
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- male
- spline
- female
- power transmission
- diameter
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Withdrawn
Links
Images
Classifications
-
- F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
- F16—ENGINEERING ELEMENTS AND UNITS; GENERAL MEASURES FOR PRODUCING AND MAINTAINING EFFECTIVE FUNCTIONING OF MACHINES OR INSTALLATIONS; THERMAL INSULATION IN GENERAL
- F16D—COUPLINGS FOR TRANSMITTING ROTATION; CLUTCHES; BRAKES
- F16D1/00—Couplings for rigidly connecting two coaxial shafts or other movable machine elements
- F16D1/10—Quick-acting couplings in which the parts are connected by simply bringing them together axially
- F16D1/108—Quick-acting couplings in which the parts are connected by simply bringing them together axially having retaining means rotating with the coupling and acting by interengaging parts, i.e. positive coupling
- F16D1/116—Quick-acting couplings in which the parts are connected by simply bringing them together axially having retaining means rotating with the coupling and acting by interengaging parts, i.e. positive coupling the interengaging parts including a continuous or interrupted circumferential groove in the surface of one of the coupling parts
-
- F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
- F16—ENGINEERING ELEMENTS AND UNITS; GENERAL MEASURES FOR PRODUCING AND MAINTAINING EFFECTIVE FUNCTIONING OF MACHINES OR INSTALLATIONS; THERMAL INSULATION IN GENERAL
- F16D—COUPLINGS FOR TRANSMITTING ROTATION; CLUTCHES; BRAKES
- F16D1/00—Couplings for rigidly connecting two coaxial shafts or other movable machine elements
- F16D1/10—Quick-acting couplings in which the parts are connected by simply bringing them together axially
- F16D2001/103—Quick-acting couplings in which the parts are connected by simply bringing them together axially the torque is transmitted via splined connections
-
- F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
- F16—ENGINEERING ELEMENTS AND UNITS; GENERAL MEASURES FOR PRODUCING AND MAINTAINING EFFECTIVE FUNCTIONING OF MACHINES OR INSTALLATIONS; THERMAL INSULATION IN GENERAL
- F16D—COUPLINGS FOR TRANSMITTING ROTATION; CLUTCHES; BRAKES
- F16D3/00—Yielding couplings, i.e. with means permitting movement between the connected parts during the drive
- F16D3/16—Universal joints in which flexibility is produced by means of pivots or sliding or rolling connecting parts
- F16D3/20—Universal joints in which flexibility is produced by means of pivots or sliding or rolling connecting parts one coupling part entering a sleeve of the other coupling part and connected thereto by sliding or rolling members
- F16D3/22—Universal joints in which flexibility is produced by means of pivots or sliding or rolling connecting parts one coupling part entering a sleeve of the other coupling part and connected thereto by sliding or rolling members the rolling members being balls, rollers, or the like, guided in grooves or sockets in both coupling parts
- F16D3/223—Universal joints in which flexibility is produced by means of pivots or sliding or rolling connecting parts one coupling part entering a sleeve of the other coupling part and connected thereto by sliding or rolling members the rolling members being balls, rollers, or the like, guided in grooves or sockets in both coupling parts the rolling members being guided in grooves in both coupling parts
- F16D2003/22313—Details of the inner part of the core or means for attachment of the core on the shaft
Landscapes
- Engineering & Computer Science (AREA)
- General Engineering & Computer Science (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Shafts, Cranks, Connecting Bars, And Related Bearings (AREA)
Abstract
Description
本発明は、雄側部材と雌側部材の間でトルク伝達を行う動力伝達スプライン(セレーションも含まれる。以下、同じ)に関する。 The present invention relates to a power transmission spline (including serrations, hereinafter the same) for transmitting torque between a male member and a female member.
近年、環境問題に対する関心の高まりから、例えば自動車では排ガス規制の強化や燃費向上等が強く求められており、それらの対策の一環として、ドライブシャフト、プロペラシャフト等の動力伝達部品にもさらなる軽量化・強度向上が強く求められている。これら動力伝達部品の多くは、外周面にスプライン部を有する雄側部材と、内周面にスプライン部を有する雌側部材とを構成要素として含む。雄側部材のスプライン部(雄スプライン部)と雌側部材のスプライン部(雌スプライン部)とを嵌合させることにより、雄側部材と雌側部材が連結され、回転動力が伝達される。 In recent years, with increasing interest in environmental issues, for example, automobiles are strongly required to tighten exhaust gas regulations and improve fuel efficiency. As part of these measures, power transmission parts such as drive shafts and propeller shafts are further reduced in weight.・ Strength improvement is strongly demanded. Many of these power transmission components include a male side member having a spline portion on the outer peripheral surface and a female side member having a spline portion on the inner peripheral surface as constituent elements. By fitting the spline part (male spline part) of the male side member and the spline part (female spline part) of the female side member, the male side member and the female side member are connected, and rotational power is transmitted.
雄スプライン部や雌スプライン部の構成は種々知られている。一例として図8aに、谷部100の反軸端側(図面左側)の端部を、雄側拡径部102を介して雄側部材の外周面(平滑部)101につなげた、いわゆる切上がりタイプの雄スプライン部の平面図を示す(図中のクロスハッチングは、雄スプライン部の歯面のうち雌スプライン部との接触領域を現す)。拡径部102では、その外径寸法を領域Cの範囲で徐々に拡径させている。この形態の雄スプライン部の疲労破壊は、通常、谷部100と拡径部102のつなぎ目付近もしくは拡径部102で生じる。その際のき裂発生モードは2つあり、1つはA部に集中する引張応力によるもの、もう一つはB部に集中する軸方向のせん断応力によるものである。鋼の場合、目安としてビッカース硬さ700を境に、それ以下ではき裂発生が主としてせん断応力支配となり、それ以上でかつ片振り捩り疲労の場合は引張応力支配となる。
Various configurations of the male spline part and the female spline part are known. As an example, in FIG. 8 a, a so-called up-rounding in which the end on the opposite axis end side (the left side in the drawing) of the
これまで、スプライン部の疲労強度を向上させるための手段として、いくつかの方法が提案されている。例えば特許文献1では、拡径部と歯面の境界を鈍化させて応力集中を緩和する技術が開示されている。また、特許文献2では、通常は一つの拡径部を軸方向に2つ以上並べて設けた高強度化技術が開示されている。
しかしながら、特許文献1に記載された技術では、引張応力集中の緩和には効果が認められるが、せん断応力集中の緩和効果は不充分である。また、特許文献2の技術では、せん断応力集中の緩和はできるが、引張応力集中の緩和効果は不充分である。このように、き裂発生を支配する2つの応力のどちらか一方を緩和できる技術は存在するが、双方を同時に緩和する技術は存在せず、さらなる疲労強度向上を実現するためには改良の余地があった。
However, in the technique described in
そこで、本発明では、せん断応力、さらには引張応力の応力集中を緩和させて、動力伝達スプラインの疲労強度の向上を図ることを目的とする。 Therefore, an object of the present invention is to improve the fatigue strength of the power transmission spline by relaxing the stress concentration of shear stress and further tensile stress.
本発明者らは、平行部に切欠きを有する試験片を製作し、これを回転曲げ疲労試験と捩り疲労試験にそれぞれ供して、応力集中係数と疲労強度との関係を求めた。 The inventors of the present invention manufactured a test piece having a notch in a parallel portion, and used it for a rotational bending fatigue test and a torsional fatigue test, respectively, to determine the relationship between the stress concentration factor and the fatigue strength.
試験片としては、図9に示す化学成分の同一ロットの中炭素鋼を用い、図10aおよび図11aに示す形状および寸法(単位mm)の試験片を製作した。図10aは回転曲げ疲労試験の試験片であり、図11aは捩り疲労試験の試験片である。回転曲げ疲労試験の試験片では、切欠き先端の曲率半径を0.10、0.15、0.25、0.50、1.40の5水準とし、それぞれの応力集中係数αを3.5、3.0、2.5、2.0、1.5に設定した(図10c参照)。捩り疲労試験の試験片では、切欠き先端の曲率半径を0.15、0.25、0.50、1.40の4水準とし、それぞれの応力集中係数αを3.0、2.5、2.0、1.5に設定した(図11c参照)。これら全ての試験片に対し、切欠きを含む平行部に高周波焼入れを施した後に低温焼戻しを施した。何れの試験片も熱処理後の表面硬度は約HV650であった。 As a test piece, a medium carbon steel having the same chemical composition shown in FIG. 9 was used, and a test piece having the shape and dimensions (unit: mm) shown in FIGS. 10a and 11a was produced. FIG. 10 a is a test piece for a rotating bending fatigue test, and FIG. 11 a is a test piece for a torsional fatigue test. In the specimen of the rotating bending fatigue test, the radius of curvature of the notch tip is set to five levels of 0.10, 0.15, 0.25, 0.50, and 1.40, and the stress concentration coefficient α is 3.5. , 3.0, 2.5, 2.0, 1.5 (see FIG. 10c). In the torsional fatigue test specimen, the radius of curvature of the notch tip is set to four levels of 0.15, 0.25, 0.50, 1.40, and the stress concentration coefficient α is 3.0, 2.5, 2.0 and 1.5 were set (see FIG. 11c). All of these test pieces were subjected to induction quenching in parallel portions including the notches and then subjected to low temperature tempering. All the test pieces had a surface hardness of about HV650 after the heat treatment.
先ず、回転曲げ疲労試験は、小野式回転曲げ疲労試験機により、常温大気中で負荷周波数50Hzにて行った。 First, the rotating bending fatigue test was performed with an Ono type rotating bending fatigue tester in a room temperature atmosphere at a load frequency of 50 Hz.
回転曲げ疲労試験の結果、切欠きの水準によらず、切欠き底に沿ってき裂が発生して破断に至った。この場合のき裂発生モードは引張応力支配となる。破断に至るまでの負荷回数が105を越える辺りまでは、応力振幅の減少に伴って疲労曲線が降下し、応力振幅が一定値を下回ると破断しなくなる明瞭な疲労限現象を示した。なお、ここでの応力振幅は、切欠きの水準によらない公称応力振幅のことで、切欠き底直径(φ6.5mm)を有する平滑丸棒に疲労試験と同じ大きさの曲げモーメントを与えた時に表面に作用する最大引張応力振幅を意味する。 As a result of the rotating bending fatigue test, cracks occurred along the bottom of the notch regardless of the level of the notch, leading to fracture. The crack initiation mode in this case is governed by tensile stress. Until around exceeding the load count is 10 5 up to the break, fatigue curve drops with decreasing stress amplitude, stress amplitude showed clear fatigue limit phenomena no longer fracture and below a certain value. The stress amplitude here is a nominal stress amplitude that does not depend on the level of the notch, and a smooth round bar having a notch bottom diameter (φ6.5 mm) was given a bending moment of the same size as the fatigue test. It means the maximum tensile stress amplitude that sometimes acts on the surface.
図12に、上記回転曲げ疲労試験で得られた応力集中係数ασと疲労限強度との関係を示す。図示のように、ασの減少に伴って疲労強度は向上したが、図中に破線で示すように、ασ≦2.7では疲労曲線の勾配が大きく、ασを減少させた時の疲労強度の向上がより顕著に現れることが判明した。 FIG. 12 shows the relationship between the stress concentration factor α σ obtained in the rotating bending fatigue test and the fatigue limit strength. As shown in the figure, the fatigue strength improved as α σ decreased. However, as shown by the broken line in the figure, when α σ ≦ 2.7, the fatigue curve has a large gradient, and when α σ is decreased. It has been found that the improvement in fatigue strength appears more prominently.
次に、捩り疲労試験は、電気式油圧サーボ疲労試験機により、トルク制御にて、常温大気中で負荷周波数2Hz、完全両振り(応力比R=−1)の条件で行った。 Next, the torsional fatigue test was carried out under the conditions of a load frequency of 2 Hz and a full swing (stress ratio R = -1) in a normal temperature atmosphere by torque control using an electric hydraulic servo fatigue tester.
捩り疲労試験の結果、切欠きの水準によらず、切欠き底に沿ってき裂が発生して破断に至った。この場合のき裂発生モードはせん断応力支配となる。両振り捩り疲労試験は負荷回数が最大で106回近くになるまで行ったが、その範囲では応力振幅の減少に伴って、疲労曲線が降下した。なお、ここでの応力振幅は、切欠きの水準によらない公称応力振幅のことで、切欠き底直径(φ17mm)を有する平滑丸棒に疲労試験と同じ大きさの捩りトルクを与えた時に表面に作用する最大せん断応力振幅を意味する。 As a result of the torsional fatigue test, cracks occurred along the bottom of the notch regardless of the level of the notch, leading to fracture. The crack initiation mode in this case is governed by shear stress. Both reversed torsional fatigue test is load count went until near 10 6 times at most in the range with decreasing stress amplitude fatigue curve drops. The stress amplitude here is a nominal stress amplitude that does not depend on the level of the notch, and is applied to a smooth round bar having a notch bottom diameter (φ17 mm) when a torsion torque of the same magnitude as that in the fatigue test is applied. Means the maximum shear stress amplitude acting on
図13に、上記両振り捩り疲労試験で得られた応力集中係数ατと105回における疲労強度との関係を示す。図示のように、ατの減少に伴って疲労強度は向上したが、図中に破線で示すように、ατ≦2.1では疲労曲線の勾配が大きく、ατを減少させた時の疲労強度の向上がより顕著に現れることが判明した。 13 shows a relationship between fatigue strength of the both reversed torsional fatigue test with the resulting stress concentration factor alpha tau and 10 5 times. As shown in the figure, the fatigue strength improved as α τ decreased. However, as shown by the broken line in the figure, when α τ ≦ 2.1, the fatigue curve gradient was large, and when α τ was decreased, It has been found that the improvement in fatigue strength appears more prominently.
以上から、き裂発生が引張応力、せん断応力のどちらに支配される場合であっても応力集中緩和によって疲労強度が向上し、特に引張応力に対してはασ≦2.7で、また、せん断応力に対してはατ≦2.1でより応力集中の緩和効果が高まることが判明した。従って、双方の破損モードで疲労破壊する雄スプライン部の拡径部においては、そこに集中する第1主応力の最大値σ1maxを基準応力τ0の2.7倍以下(σ1max≦2.7τo)、軸方向のせん断応力の最大値τθzmaxを基準応力τ0の2.1倍以下(τθzmax≦2.1τ0)となるよう形状をチューニングすることが望ましい。ここで、基準応力τ0は、トルクTと、図6に示す雄スプライン部Smの谷部底の直径doと、雄スプライン部の内径diとに対し、以下で与えられる値である。 From the above, whether the crack initiation is governed by either tensile stress or shear stress, the fatigue strength is improved by stress concentration relaxation, particularly α σ ≦ 2.7 for tensile stress, It has been found that the stress concentration relaxation effect is further enhanced when α τ ≦ 2.1 against shear stress. Accordingly, in the expanded portion of the male spline portion that undergoes fatigue failure in both failure modes, the maximum value σ 1max of the first principal stress concentrated there is not more than 2.7 times the reference stress τ 0 (σ 1max ≦ 2. 7τ o ), and it is desirable to tune the shape so that the maximum value τ θzmax of the shear stress in the axial direction is 2.1 times or less (τ θzmax ≦ 2.1τ 0 ) of the reference stress τ 0 . The reference stress tau 0 is the torque T, the diameter d o of the valley bottom of the male spline section Sm shown in FIG. 6, with respect to the inner diameter d i of the male spline portion, which is a value given below.
τ0=16Tdo/[π(do 4−di 4)] τ 0 = 16 Td o / [π (d o 4 −d i 4 )]
本発明者らが拡径部の形状を種々チューニングした結果、雄スプライン部の拡径部の円周方向両側にアール部を設け、アール部の曲率半径を反軸端側に向けて徐々に大きくすれば、σ1max≦2.7τo、およびτθzmax≦2.1τ0を満足できることが判明した。 As a result of various tunings of the shape of the enlarged diameter portion by the present inventors, rounded portions are provided on both sides in the circumferential direction of the enlarged diameter portion of the male spline portion, and the curvature radius of the rounded portion is gradually increased toward the opposite shaft end side. Then, it was found that σ 1max ≦ 2.7τ o and τ θzmax ≦ 2.1τ 0 can be satisfied.
次に、図10(a)および図11(a)の切欠き疲労試験片と同じ成分(図9参照)の素材を用いて、両軸端に雄スプライン部を有するシャフト形状試験片を製作し(図17a参照)、この試験片を用いて両振り捩り疲労試験および片振り捩り疲労試験を行った。試験片には、図17bに示すインボリュートスプライン諸元に準じ、本発明品相当の雄スプライン部と従来品相当の雄スプライン部を形成した。これら試験片には、その全体に大気中の同一条件で高周波焼入れおよび焼戻しが施されている。両振り捩り疲労試験は850〜1300Nmの範囲の4水準で行い、片振り捩り疲労試験は1250〜2000Nmの範囲の4水準の最大捩りトルクを付与している。図18に両振り捩り疲労試験で得られたT/N線図、図19に片振り疲労試験で得られたT/N線図を示す。両図からも明らかなように、本発明品では、従来品に対して両振り捩り疲労および片振り捩り疲労の双方で大幅な疲労強度の向上を達成することができる。 Next, a shaft-shaped test piece having male spline portions at both shaft ends is manufactured using a material having the same component (see FIG. 9) as the notched fatigue test piece of FIGS. 10 (a) and 11 (a). (See FIG. 17a) Using this test piece, a double torsional fatigue test and a single torsional fatigue test were performed. According to the specifications of the involute spline shown in FIG. 17b, a male spline portion equivalent to the product of the present invention and a male spline portion equivalent to the conventional product were formed on the test piece. These test pieces are subjected to induction hardening and tempering under the same conditions in the atmosphere as a whole. The double torsional fatigue test is conducted at four levels in the range of 850 to 1300 Nm, and the single torsional fatigue test gives a maximum torsional torque of four levels in the range of 1250 to 2000 Nm. FIG. 18 shows a T / N diagram obtained in the double swing torsional fatigue test, and FIG. 19 shows a T / N diagram obtained in the single swing fatigue test. As is clear from both figures, the product of the present invention can achieve a significant improvement in fatigue strength in both the double torsional fatigue and the single swing torsional fatigue compared to the conventional product.
また、発明者らが鋭意検討した結果、せん断応力が集中する位置は、雄スプライン部の歯の形態のみならず、雌スプライン部の歯の形態にも左右されることが明らかになった。具体的には、雌スプライン部の山部に、図8aに示すように、軸方向一方側(シャフトの反軸端側となる方向)に向けて内径寸法が拡径する雌側拡径部104を形成した場合、雌側拡径部の開始端103よりも軸方向一方側にせん断応力の集中部Bを生じることが判明した。
Further, as a result of intensive studies by the inventors, it has been clarified that the position where the shear stress is concentrated depends not only on the tooth shape of the male spline part but also on the tooth form of the female spline part. Specifically, as shown in FIG. 8a, the female-side
一般に、捩りトルクにより発生するせん断応力は、その作用部位の径寸法に依存し、径寸法が大きくなるほど発生するせん断応力は小さくなる。従って、従来のように、雌スプライン部の雌側拡径部104の開始端103が、雄スプライン部の雄側拡径部102の開始端105よりも軸端側にあると、せん断応力の集中部Bが径寸法の小さい雄側拡径部102の開始端105付近で発生し、これが疲労寿命に悪影響を与えていると考えられる。
In general, the shear stress generated by the torsional torque depends on the diameter size of the acting site, and the generated shear stress decreases as the diameter size increases. Therefore, if the starting
これに対し、図8bに示すように、雌スプライン部の雌側拡径部32cの開始端32c1を、雄側拡径部21bの開始端21b3よりも軸方向一方側に配置すれば、せん断応力の集中部Bが径寸法の大きい雄側拡径部21bの領域中で発生する。そのため、せん断応力の集中度合いを低減することができ、疲労強度を向上させることが可能となる。この場合、図8cに示すように、雌側拡径部32cの開始端32c1を、雄側拡径部21bに接触させると、疲労強度が大幅に低下することが判明した。従って、雌側拡径部32cの開始端32c1は、図8bに示すように、雄側拡径部21bと非接触にしておくのが望ましい。
On the other hand, as shown in FIG. 8b, if the start end 32c1 of the female side enlarged
以上から、本発明は、以下の事項によって特徴付けられるものである。 As described above, the present invention is characterized by the following matters.
(I)雄側部材の外周に設けられ、谷部の軸方向一方側にその外径寸法を徐々に拡径させた雄側拡径部を有する雄スプライン部と、雌側部材の内周に設けられ、山部に軸方向一方側に向けてその内径寸法を徐々に拡径させた雌側拡径部を有する雌スプライン部とを有する動力伝達スプラインにおいて、雄スプライン部の雄側拡径部の円周方向両側にアール部を設け、アール部の曲率半径を軸方向一方側に向けて徐々に大きくし、雌スプライン部の雌側拡径部の開始端を、雄側拡径部の開始端よりも軸方向一方側に配置する。雌側拡径部の開始端は、雄側拡径部と非接触にしておくのが望ましい。 (I) A male spline portion provided on the outer periphery of the male side member and having a male side enlarged portion whose outer diameter is gradually increased on one side in the axial direction of the valley, and an inner periphery of the female side member A power transmission spline provided with a female spline portion having a female-side enlarged portion whose inner diameter is gradually enlarged toward one side in the axial direction at the peak portion, and a male-side enlarged portion of the male spline portion Are provided on both sides in the circumferential direction, and the radius of curvature of the rounded portion is gradually increased toward one side in the axial direction, and the starting end of the female-side enlarged portion of the female spline portion is the start of the male-side enlarged portion. It arrange | positions in the axial direction one side rather than an end. It is desirable that the starting end of the female side enlarged portion is not in contact with the male side enlarged portion.
(II)トルクTが負荷されたときに、雄スプライン部の雄側拡径部に作用する第1主応力、および軸方向のせん断応力の最大値をそれぞれσ1max、τθzmaxとし、トルクT、雄スプライン部の谷部の直径do、雄スプライン部の内径diに対し、1)式で与えられる基準応力τ0とするとき、下記2)式と3)式を同時に満たすようにする(なお、雄スプライン部が中実部分に形成されている場合には、di=0である)。 (II) When the torque T is loaded, the first principal stress acting on the male-side diameter-enlarged portion of the male spline portion and the maximum value of the axial shear stress are σ 1max and τ θzmax , respectively. When the reference stress τ 0 given by the equation (1) is set to the diameter d o of the valley portion of the male spline portion and the inner diameter d i of the male spline portion, the following equations 2) and 3) are simultaneously satisfied ( Note that d i = 0 when the male spline portion is formed in a solid portion).
τ0=16Tdo/[π(do 4−di 4)] …1) τ 0 = 16 Td o / [π (d o 4 −d i 4 )]... 1)
σ1max≦2.7τo …2) σ 1max ≦ 2.7τ o ... 2)
τθzmax≦2.1τ0 …3) τ θzmax ≦ 2.1τ 0 ... 3)
本発明者が検証したところ、以上の構成においては、アール部の曲率半径の増加率をdR/dL、雄側拡径部の軸方向断面の内径端と外径端を結ぶ直線の角度をθとするとき、それぞれの値を0.05≦dR/dL≦0.60、および5°≦θ≦20°の範囲に設定するのが望ましいことが判明した。 As a result of verification by the present inventor, in the above-described configuration, the rate of increase in the radius of curvature of the rounded portion is dR / dL, and the angle of the straight line connecting the inner diameter end and the outer diameter end of the axial cross section of the male enlarged portion It is found that it is desirable to set the respective values in the ranges of 0.05 ≦ dR / dL ≦ 0.60 and 5 ° ≦ θ ≦ 20 °.
雄スプライン部または雌スプライン部の一方もしくは双方に高周波焼入れもしくは浸炭焼入れ等の手段で、焼入れ硬化処理を施すのが好ましい。さらに動力伝達シャフトの雄スプライン部にショットピーニングを施すことにより、雄スプライン部の疲労強度をより一層高めることができる。 It is preferable that one or both of the male spline part and the female spline part is subjected to quench hardening by means of induction hardening or carburizing hardening. Furthermore, the fatigue strength of the male spline portion can be further increased by performing shot peening on the male spline portion of the power transmission shaft.
以上のように、本発明によれば、雄スプライン部における引張応力集中とせん断応力集中の双方を緩和させることができる。従って、より高い疲労強度を有する動力伝達スプラインの提供が可能となる。 As described above, according to the present invention, both the tensile stress concentration and the shear stress concentration in the male spline part can be relaxed. Therefore, it is possible to provide a power transmission spline having higher fatigue strength.
以下、本発明の実施の形態を、添付図面を参照して説明する。 Hereinafter, embodiments of the present invention will be described with reference to the accompanying drawings.
図1は、動力伝達スプラインを有する等速自在継手1を示す。この等速自在継手1は、一方の動力伝達シャフト2に固定される内側継手部材3、内側継手部材3の外径側に配置され、他方の動力伝達シャフト9を有する外側継手部材4、内側継手部材3と外側継手部材4との間でトルクを伝達するトルク伝達部材としてのボール5を主要構成要素とする。図示例の等速自在継手1は、ツエッパ型と称される固定型のもので、内側継手部材3の外周に形成されたトラック溝3aと外側継手部材4の内周に形成されたトラック溝4aとで形成されるボールトラックにボール5を配置し、円周方向等配位置に配置した複数のボール5をケージ7で保持したものである。等速自在継手1としては、図示例のものに限定されず、他の固定型等速自在継手(アンダーカットフリー型等速自在継手等)、さらにはトリポード型等速自在継手をはじめとする摺動型等速自在継手も使用可能である。
FIG. 1 shows a constant velocity
雄側部材となる動力伝達シャフト2は、炭素量0.30〜0.60mass程度の中炭素鋼(例えばJIS G4051に規定の機械構造用炭素鋼S40C)で形成される。C量が0.30mass%を下回ると、高周波焼入れしても安定した高硬度を得ることができず、0.60mass%を越えると、素材硬度が上昇して後述の雄スプライン部Smを転造等で成形する際の加工性が低下する。
The
動力伝達シャフト2の軸端外周には、雄スプライン部Smが形成される。この雄スプライン部Smの歯を、図3に示すように雌側部材、たとえば内側継手部材3の内周に形成された雌スプライン部Sfと嵌合させることによって、動力伝達シャフト2と内側継手部材3とがトルク伝達可能に結合されている。内側継手部材3は、例えば内側継手部材3の反軸端側(図3の左側)の内径端部を動力伝達シャフト2外周の肩部24に当接させ、かつ軸端側(図3の右側)の内径端部を、例えば止め輪8(図1参照)で係止することによって、動力伝達シャフト2に対して軸方向で位置決め固定される。図1では、雄スプライン部Smを中実の動力伝達シャフト2の外周に形成した場合を例示しているが、図6に示すように内径diの中空軸の外周に形成することもできる。
A male spline portion Sm is formed on the outer periphery of the shaft end of the
図2、図3、および図6に示すように、動力伝達シャフト2の雄スプライン部Smは、軸方向に延びる谷部21と山部22とを円周方向に交互に有する。この実施形態の雄スプライン部Smは、転造加工で形成されたいわゆる切上りタイプで、各谷部21は、軸方向で同径寸法のストレート部21aと、その反軸端側に形成された雄側拡径部21bとで構成される。各山部22も同様に、軸方向で同径寸法のストレート部22aと、その反軸端側に形成された雄側縮径部22bとで構成される。図4に示すように、雄側拡径部21bの開始端21b3と雄側縮径部22bの開始端は軸方向で同じ位置にあり、かつその終端も軸方向で同じ位置にある。この雄スプライン部Smは冷間鍛造で成形することもでき、この場合は、通常、山部22の雄側縮径部22bは形成されず、山部22の反軸端側は全体が同一外径寸法となる。
As shown in FIGS. 2, 3, and 6, the male spline portion Sm of the
図3に示すように、雌スプライン部Sfの谷部31は、同径寸法で軸方向一方側(シャフト2の反軸端側と同方向)の端部まで形成されている。一方、山部32は、小径部32a、大径部32b、小径部32aと大径部32bの間の雌側拡径部32cを有する。大径部32bの内径寸法は、雄スプライン部Smの山部22の最大外径寸法(ストレート部22aの外径寸法)よりも小さく、雄スプライン部Smの反軸端側で動力伝達シャフト2の外周に形成された平滑部25の外径寸法よりも大きい。雌側拡径部32cの開始端32c1は、雄側拡径部21bの開始端21b3よりも反軸端側にあり、かつ雄側拡径部21bとは非接触の位置にある。
As shown in FIG. 3, the
雄スプライン部Smと雌スプライン部Sfとを互いに嵌合させると、雄スプライン部Smの歯面23と、雌スプライン部Sfの歯面(図示省略)とが強く圧接する。この時の両歯面の嵌合部(散点模様で表す)は、図4に示すように、雄側拡径部21bの外径側領域にも及んでいる。雌側拡径部32cの開始端32c1は、雄側拡径部21bの開始端21b3よりも軸方向一方側(反軸端側)で、雄スプライン部Sfの歯面23と接触している。
When the male spline portion Sm and the female spline portion Sf are fitted to each other, the
なお、図3では、雄側拡径部21b、雄側縮径部22b、雌側拡径部32cの軸方向断面を何れも直線的なテーパ状に形成した場合を例示しているが、両者の軸方向断面を曲線状に形成することもできる。また、直線状と曲線状の複合形状とすることもできる。
FIG. 3 illustrates the case where the axial cross sections of the male side enlarged
図2に示すように、本発明において雄スプライン部Smの雄側拡径部21bは、その円周方向両側に形成されたアール部21b1(散点模様で示す)と、アール部21b1の間に形成された平面状の平坦部21b2とで構成される。アール部21b1は半径方向断面が円弧状をなし、その円周方向両側は歯面23および平坦部21b2に滑らかにつながっている。
As shown in FIG. 2, in the present invention, the male side enlarged
図4は、雄スプライン部Smのうち、雄側拡径部21b付近を示す平面図、図5a〜図5dは、図4におけるA−A線、B−B線、C−C線、D−D線の各断面図である。図5aに示すように、谷部21のストレート部21aと歯面23とをつなぐアール部の曲率半径RAは、雄側拡径部21bの開始端21b3に至るまで一定である。図5b〜図5dに示すように、雄側拡径部21bでは、アール部21b1の曲率半径が、開始端21b3の曲率半径RAよりも大きく、かつ反軸端側ほど徐々に大きくなっている(RA<RB<RC<RD)。また、図4に示すように、アール部21b1の境界線が山部の稜線と交わって歯面23が無くなる位置までは、アール部21b1の円周方向の幅寸法は反軸端側(図面上方)に向けて徐々に拡大し、これを超えると幅寸法は徐々に縮小している。平坦部21b2の円周方向の幅寸法も反軸端側に向けて徐々に拡大している。
4 is a plan view showing the vicinity of the male-side
図4中のLは、雄側拡径部21bのアール部21b1において、その曲率半径の中心を通る線の方向にとった座標を示す。アール部21b1の曲率半径の増加率は、dR/dLで表され、本実施形態ではdR/dL=0.18に設定している。また、図4中のθは、拡径部21bの軸方向断面の内径端と外径端を結ぶ直線の傾斜角を表し、本実施形態ではθ=8.3°に設定している。
L in FIG. 4 indicates coordinates taken in the direction of a line passing through the center of the radius of curvature in the rounded portion 21b1 of the male-side
図14〜図16に、上記特許文献1(特開2005−147367号公報)に記載された雄スプライン部Sm’、すなわち、雄側拡径部21b’と歯面23’の境界にアール部21b1’を形成し、かつアール部21b1’の曲率半径を軸方向全長にわたって一定とした雄スプライン部Sm’を示す。雌スプライン部Sf’のうち、山部32’に形成された拡径部32c’の開始端32c1’は、雄側拡径部21b’の開始端21b3’よりも軸端側にある(なお、図14〜図16では、図2〜図4に表された部位と対応する部位に(’)を加えた同一符号を付している)。
14 to 16, the male spline portion Sm ′ described in Patent Document 1 (Japanese Patent Laid-Open No. 2005-147367), that is, the rounded portion 21b1 at the boundary between the male-side
図2に示す雄スプライン部Sm(本発明品)と図14に示す雄スプライン部Sm’(従来品)のそれぞれについてFEM解析を行い、それぞれについて第1主応力の最大値σ1maxとせん断応力の最大値τθzmaxを求め、これらを上記基準応力τ0で除した値を算出した。 FEM analysis is performed for each of the male spline portion Sm (product of the present invention) shown in FIG. 2 and the male spline portion Sm ′ (conventional product) shown in FIG. 14, and the maximum value σ 1max of the first principal stress and the shear stress of each are analyzed. A maximum value τ θzmax was obtained, and a value obtained by dividing the maximum value τ θzmax by the reference stress τ 0 was calculated.
このFEM解析は、3次元線形弾性解析であり、解析ソフトとして “I-deas Ver.10”を使用した。解析モデルは、図20に示すように、雄スプライン部Sm、Sm’の1つの谷部21、21’を含む線形弾性体で、モデル長は100mmである。図21に、この解析モデルに付したメッシュを示す。各要素は4面体二次要素で、総要素数は約20万個、総接点数は約30万個である。要素長は、主要部分P(雄スプライン部Sm、Sm’を含む部分で)で0.2mm以下とし(最小要素長は0.05mm)、主要部分P以外で0.5mmとした。図22は、主要部分Pのメッシュを拡大して示す図であり、同図(a)が図2に対応した本発明品を表し、同図(b)が図14に対応した従来品を表す。図23に示すように、解析モデルの反軸端側端面MにRigid要素を作成し、この端面Mの中心軸O上にトルクTを負荷した。但し、モデルとして、1/歯数モデルを使用しているので、負荷トルクは、実際のトルクの1/歯数である。図24に示すように、解析モデルは、谷部21の中心を通る半径方向軸を対称軸とした形状で、円周方向の両側面Wの全接点を周期対称としている。なお、図25に示すように、解析モデルの相手部材との接触面(散点模様で示す)では、その法線方向の変位が拘束されている。
This FEM analysis is a three-dimensional linear elastic analysis, and “I-deas Ver. 10” was used as analysis software. As shown in FIG. 20, the analysis model is a linear elastic body including one
第1主応力σ1の解析結果を図26に示し、軸方向せん断応力τθzの解析結果を図27に示す。なお、図26および図27の何れでも、(a)図が本発明品モデルを表し、(b)図が従来品モデルを示す。なお、両図中の基準応力τ0は、トルクT、雄スプライン部Smの谷部の直径do、雄スプライン部の内径diに対し、τ0=16Tdo/[π(do 4−di 4)]なる式で与えられる。 The analysis result of the first principal stress σ 1 is shown in FIG. 26, and the analysis result of the axial shear stress τ θz is shown in FIG. 26A and 27B, FIG. 26A shows the product model of the present invention, and FIG. 26B shows the conventional product model. The reference stress τ 0 in both figures is τ 0 = 16 Td o / [π (d o 4 − −) with respect to the torque T, the diameter d o of the valley of the male spline part Sm, and the inner diameter d i of the male spline part. d i 4 )].
以上の解析結果から、従来品では、σ1max/τ0=3.03であるのに対し、本発明品では、σ1max/τ0=2.48となり、従来品より引張応力に対する応力集中の緩和効果が高まることが判明した。これは、本発明品では、歯面23の終端近傍におけるアール部21b1の曲率半径が、従来品の対応部位での曲率半径よりも大きくなるためと考えられる。先に説明したように、引張応力に対する応力集中係数ασが2.7以下であれば、応力集中の緩和効果が顕著となるので、σ1max/τ0≦2.7の本発明品であれば、従来品に比べ、引張り応力に対する疲労強度を大幅に増大させることが可能である。
From the above analysis results, σ 1max / τ 0 = 3.03 in the conventional product, whereas σ 1max / τ 0 = 2.48 in the product of the present invention. It has been found that the relaxation effect is enhanced. This is presumably because the radius of curvature of the rounded portion 21b1 in the vicinity of the end of the
また、従来品では、τθzmax/τ0=2.28であるのに対し、本発明品ではτθzmax/τ0=1.74となり、従来品より軸方向のせん断応力に対する応力集中の緩和効果も高まることが判明した。上記のとおり、せん断応力に対する応力集中係数ατが2.1以下であれば、応力集中の緩和効果が顕著となるので、τθzmax/τ0≦2.1である本発明品は、従来品に比べ、せん断応力に対する疲労強度を大幅に向上させることができる。このように本発明によれば、雄スプライン部Smで引張応力およびせん断応力の双方に対して高い応力集中緩和効果を得ることができる。従って、動力伝達シャフト2の疲労強度を高めることができる。
Further, in the conventional product, τ θzmax / τ 0 = 2.28, whereas in the product of the present invention, τ θzmax / τ 0 = 1.74, which is a stress relaxation effect on the shear stress in the axial direction as compared with the conventional product. It was also found to increase. As described above, if the stress concentration coefficient α τ with respect to the shear stress is 2.1 or less, the stress concentration relaxation effect becomes significant. Therefore, the product of the present invention in which τ θzmax / τ 0 ≦ 2.1 is a conventional product. Compared to the above, the fatigue strength against shear stress can be greatly improved. Thus, according to the present invention, it is possible to obtain a high stress concentration relaxation effect with respect to both tensile stress and shear stress in the male spline portion Sm. Therefore, the fatigue strength of the
本発明者がさらに解析したところ、図4に示すアール部21b1の曲率半径の増加率dR/dLが0.05≦dR/dL≦0.60であり、かつ拡径部21bの傾斜角θが5°≦θ≦20°の範囲であれば、σ1max/τ0≦2.7、τθzmax/τ0≦2.1を満足できることが判明した。
As a result of further analysis by the present inventor, the rate of increase dR / dL of the radius of curvature of the rounded portion 21b1 shown in FIG. 4 is 0.05 ≦ dR / dL ≦ 0.60, and the inclination angle θ of the
図14に示すように、従来品では、最大せん断応力τθzmaxが雄側拡径部21b’の開始端21b3’の中心線付近で生じる。このように、中心線上で最大せん断応力が発生すると、動力伝達シャフト2が正逆両方向のトルクを伝達する際、正逆何れの回転時にも同じ部位に最大せん断応力が生じるため、それだけ疲労破壊が進展し易くなる。これに対し、本発明品では、最大せん断応力τθzmaxは、図2に示すように、雄側拡径部21bの開始端21b3よりも反軸端側の双方のアール部21b1で生じる。そのため、正回転時と逆回転時で最大せん断応力の発生部位が異なり、従って、疲労破壊の進展速度も抑制することが可能となる。以上から、本発明品は、トルクの伝達方向が頻繁に切り替わる用途、例えば車両の前進・後退に応じてトルク伝達方向が反転するような用途に特に好適なものとなる。
As shown in FIG. 14, in the conventional product, the maximum shear stress τ θzmax is generated in the vicinity of the center line of the start end 21b3 ′ of the male-side
以上に述べたアール部21b1を有する雄側拡径部21bは、転造加工時に使用する転造ラックに、当該雄側拡径部21bに対応した形状の成形部を形成することにより、雄スプライン部Smの歯と同時に形成することができる。雄スプライン部をプレス加工で冷間鍛造する場合も同様に、プレス加工用のダイスに雄側拡径部21bの形状に対応した成形部を予め形成することにより、雄スプライン部Smの歯と同時にアール部21b1を成形することができる。雌スプライン部Sfは、例えばブローチ加工によって形成される。成形後の雄スプライン部Smおよび雌スプライン部Sfには、高周波焼入れや浸炭焼入れ等の熱処理が施され、さらに必要に応じてショットピーニングが施される。
The male side enlarged
以上の対策により、雄スプライン部Smで引張応力およびせん断応力の双方に対して高い疲労強度が得られる。これと併せて、上記のように、雌スプライン部Sfの雌側拡径部32cの開始端32c1を、雄側拡径部21bの開始端21b3よりも反軸端側で歯面23に接触させているので、せん断応力の集中部を径寸法の大きい雄側拡径部21bの領域中で発生させることができる。そのため、せん断応力の集中度合いを低減することができ、疲労強度を向上させることが可能となる。さらに、雌側拡径部32cの開始端32c1を、雄側拡径部21bの面と非接触にしていることから、雄スプライン部Smの疲労強度が不測に低下することはない。
By the above measures, high fatigue strength can be obtained for both tensile stress and shear stress in the male spline portion Sm. At the same time, as described above, the start end 32c1 of the female-side
図7に本発明の他の実施形態を示す。この実施形態は、雄スプライン部Smもしくは雌スプライン部Sf(図面では雄スプライン部Sm)のうち、何れか一方の歯に軸心方向に対して捩れ角βを持たせた実施形態であり、嵌合後の両スプライン部Sm、Sf間のガタ詰めに有効な手法である。捩れ角βを設けた場合、トルク伝達側の歯面同士の接触圧力が高まり、これに伴って拡径部に集中する引張応力、せん断応力も高くなるため、疲労強度の低下を招く。この観点から、従来品では、捩れ角βは実質15’が限度とされてきた。これに対し、本発明品では、上記のとおり動力伝達スプラインの疲労強度を大幅に高めることができるので、15’以上の捩れ角βをとることができ、高いガタ詰め効果を得ることが可能である。 FIG. 7 shows another embodiment of the present invention. This embodiment is an embodiment in which either one of the male spline part Sm or the female spline part Sf (male spline part Sm in the drawing) has a twist angle β with respect to the axial direction. This is an effective method for loosening between the spline portions Sm and Sf after the combination. When the torsion angle β is provided, the contact pressure between the tooth surfaces on the torque transmission side increases, and as a result, the tensile stress and the shear stress concentrated on the enlarged diameter portion also increase, resulting in a decrease in fatigue strength. From this point of view, the conventional product has been limited to a torsion angle β of substantially 15 '. On the other hand, in the present invention product, the fatigue strength of the power transmission spline can be greatly increased as described above, so that a twist angle β of 15 ′ or more can be obtained and a high backlash filling effect can be obtained. is there.
上述の実施形態では、雄スプライン部Smとして、雄側拡径部21bの円周方向幅を反軸端側で徐々に拡大させたいわゆる「槍形タイプ」を例示しているが、これに限らず、雄側拡径部21bの円周方向幅を一定にしたいわゆる「舟形タイプ」の雄スプライン部Smに本発明を適用することもできる。この場合も、雄側拡径部21bの円周方向両側にアール部を設け、かつアール部の曲率半径を反軸端側ほど徐々に大きくすることにより、本発明と同様の効果が得られる。
In the above-described embodiment, as the male spline portion Sm, a so-called “saddle type” in which the circumferential width of the male-side diameter-expanded
以上の実施形態で示した雄スプライン部Smは、等速自在継手1の内側継手部材3に結合した動力伝達シャフト2に設けられたものであったが、同様の雄スプライン部Smは、例えば外側継手部材4と一体又は別体の動力伝達シャフト9(図1参照)に形成することもできる。
Although the male spline part Sm shown in the above embodiment was provided in the
以上、本発明の実施形態につき説明したが、本発明の特徴は、形状の改良による応力集中の緩和であるから、動力伝達スプラインが上記以外の様々な材質で形成されている場合にも適用が可能である。例えば、焼入れ硬化しない鋼で形成される動力伝達スプラインであってもよい。さらには、非鉄金属、セラミック材料、樹脂材料などで形成される動力伝達スプラインであってもよい。 As described above, the embodiment of the present invention has been described. However, since the feature of the present invention is the relaxation of stress concentration by improving the shape, the present invention can be applied even when the power transmission spline is formed of various materials other than the above. Is possible. For example, a power transmission spline formed of steel that is not hardened by hardening may be used. Furthermore, a power transmission spline formed of a non-ferrous metal, a ceramic material, a resin material, or the like may be used.
1 等速自在継手
2 動力伝達シャフト(雄側部材)
3 内側継手部材(雌側部材)
4 外側継手部材
5 トルク伝達ボール
7 保持器
21 谷部
21a ストレート部
21b 雄側拡径部
21b1 アール部
21b2 平坦部
21b3 開始端
22 山部
23 歯面
24 肩部
25 平滑部
32 山部
32c 雌側拡径部
32c1 開始端
Sm 雄スプライン部
Sf 雌スプライン部
1 Constant velocity
3 Inner joint member (female side member)
4 Outer
Claims (7)
雄スプライン部の雄側拡径部の円周方向両側にアール部を設け、アール部の曲率半径を軸方向一方側に向けて徐々に大きくし、雌スプライン部の雌側拡径部の開始端を、雄側拡径部の開始端よりも軸方向一方側に配置したことを特徴とする動力伝達スプライン。 Provided on the outer periphery of the male side member, provided on the inner periphery of the female side member, a male spline part having a male side enlarged diameter part whose diameter is gradually increased on one side in the axial direction of the valley part, In the power transmission spline provided with a female spline portion having a female-side enlarged diameter portion whose inner diameter dimension is gradually enlarged toward the one side in the axial direction at the mountain portion,
A rounded portion is provided on both sides in the circumferential direction of the male-side enlarged portion of the male spline portion, and the radius of curvature of the rounded portion is gradually increased toward one side in the axial direction to start the female-side enlarged portion of the female spline portion. Is disposed on one side in the axial direction from the start end of the male-side enlarged portion.
τ0=16Tdo/[π(do 4−di 4)] …1)
σ1max≦2.7τo …2)
τθzmax≦2.1τ0 …3) When the torque T is applied, the first principal stress acting on the male-side expanded portion of the male spline portion and the maximum values of the shear stress in the axial direction are σ 1max and τ θzmax , respectively, and the torque T and the male spline portion 2. The power transmission according to claim 1, wherein the following formula 2) and formula 3) are simultaneously satisfied when the reference stress τ 0 given by formula (1) is used for the diameter d o of the trough portion and the inner diameter d i of the male spline portion: spline.
τ 0 = 16 Td o / [π (d o 4 −d i 4 )]... 1)
σ 1max ≦ 2.7τ o ... 2)
τ θzmax ≦ 2.1τ 0 ... 3)
0.05≦dR/dL≦0.60、
5°≦θ≦20°
の範囲にある請求項2記載の動力伝達スプライン。 When the rate of increase in the radius of curvature of the rounded portion is dR / dL and the angle of the straight line connecting the inner diameter end and the outer diameter end of the axial cross section of the male-side enlarged diameter portion is θ, each value is 0.05 ≦ dR / dL ≦ 0.60,
5 ° ≦ θ ≦ 20 °
The power transmission spline according to claim 2 in the range of
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2006278853A JP2008095845A (en) | 2006-10-12 | 2006-10-12 | Power transmission spline |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2006278853A JP2008095845A (en) | 2006-10-12 | 2006-10-12 | Power transmission spline |
Publications (1)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JP2008095845A true JP2008095845A (en) | 2008-04-24 |
Family
ID=39378907
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP2006278853A Withdrawn JP2008095845A (en) | 2006-10-12 | 2006-10-12 | Power transmission spline |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JP2008095845A (en) |
Cited By (3)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
CN102395805A (en) * | 2009-04-16 | 2012-03-28 | 本田技研工业株式会社 | Tripod constant velocity joint, and method and device for assembling same |
WO2014156640A1 (en) * | 2013-03-25 | 2014-10-02 | Ntn株式会社 | Motive-power-transmitting shaft and spline-processing method |
CN105903867A (en) * | 2015-02-19 | 2016-08-31 | 加特可株式会社 | Spline shaft and manufacturing method thereof |
-
2006
- 2006-10-12 JP JP2006278853A patent/JP2008095845A/en not_active Withdrawn
Cited By (6)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
CN102395805A (en) * | 2009-04-16 | 2012-03-28 | 本田技研工业株式会社 | Tripod constant velocity joint, and method and device for assembling same |
WO2014156640A1 (en) * | 2013-03-25 | 2014-10-02 | Ntn株式会社 | Motive-power-transmitting shaft and spline-processing method |
JPWO2014156640A1 (en) * | 2013-03-25 | 2017-02-16 | Ntn株式会社 | Power transmission shaft and spline processing method |
US10352365B2 (en) | 2013-03-25 | 2019-07-16 | Ntn Corporation | Power transmission shaft and spline-processing method |
CN105903867A (en) * | 2015-02-19 | 2016-08-31 | 加特可株式会社 | Spline shaft and manufacturing method thereof |
CN105903867B (en) * | 2015-02-19 | 2018-04-03 | 加特可株式会社 | Splined shaft and its manufacture method |
Similar Documents
Publication | Publication Date | Title |
---|---|---|
US8079912B2 (en) | Power transmission spline | |
US6673167B2 (en) | Power transmission shaft | |
WO2012032926A1 (en) | External joint member of constant velocity universal joint and friction pressure welding method therefor | |
WO2000005514A1 (en) | Power transmission mechanism | |
JP2008095845A (en) | Power transmission spline | |
JP2009121673A (en) | Constant speed universal joint | |
JP4271301B2 (en) | Power transmission mechanism | |
JP2009216173A (en) | Power transmission spline | |
JP2007255461A (en) | Constant velocity universal joint | |
JP5259064B2 (en) | Power transmission shaft | |
JP2008064294A (en) | Fixed type constant velocity universal joint | |
JP2008095805A (en) | Power transmission shaft | |
JPH08121492A (en) | Outer ring for constant speed ball joint | |
JP2009121502A (en) | Constant velocity universal joint | |
JP2006275171A (en) | Stationary type constant velocity universal joint | |
JP2008240968A (en) | Power transmission shaft | |
JP2008064297A (en) | Power transmission spline | |
JP5917249B2 (en) | Inner member of constant velocity universal joint and manufacturing method thereof | |
EP2749783B1 (en) | Constant velocity universal joint and method for producing same | |
JP2008196013A (en) | Power transfer shaft | |
JP2008256203A (en) | Power transmission shaft | |
US20060108026A1 (en) | Power transmission shaft | |
JP2008196592A (en) | Power transmission shaft | |
JP2008286315A (en) | Power transmission shaft | |
JP2008064295A (en) | Sliding type constant velocity universal joint |
Legal Events
Date | Code | Title | Description |
---|---|---|---|
A300 | Application deemed to be withdrawn because no request for examination was validly filed |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A300 Effective date: 20100105 |