JP2008196013A - 動力伝達シャフト - Google Patents

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Abstract

【課題】動力伝達シャフトの雄スプライン部での引張応力とせん断応力の双方の応力集中を緩和させて雄スプライン部の疲労強度を高めると共に、動力伝達シャフトを形成する素材自体の疲労強度を高める
【解決手段】動力伝達シャフトの外周に雄スプライン部Ｓｍを形成する。雄スプライン部Ｓｍの谷部２１のうち、反軸端側の部分に、外径寸法を反軸端側に向けて徐々に拡径させた拡径部２１ｂを設ける。拡径部２１ｂの円周方向両側に断面円弧状のアール部２１ｂ１を設け、このアール部２１ｂ１の曲率半径を反軸端側に向けて徐々に大きくする。また、動力伝達シャフトの素材が、所定の成分から成る鋼であって、高周波焼入・焼戻後の硬化層表層の旧オーステナイト平均粒径が１０μｍを超え、３０μｍ以下である。
【選択図】図２

Description

本発明は、雌側部材とスプライン（セレーションも含まれる。以下、同じ）を介して結合される動力伝達シャフトに関する。
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に使用される動力伝達シャフトにもさらなる軽量化・強度向上が強く求められている。この種の動力伝達シャフトは、外周に雄側のスプラインが形成されると共に、等速自在継手の内側継手部材の内周面に雌側のスプラインが形成される。この動力伝達シャフトの外周の雄スプライン部と内側継手部材の内周面の雌スプライン部とが嵌合することにより、動力伝達シャフトと内側継手部材とがトルク伝達可能に結合される。
雄スプライン部を有する動力伝達シャフトには強度が要求されるため、通常は、素材として鋼を用い、雄スプライン部を転造加工やプレス加工などによって成形した後、少なくとも雄スプライン部を焼入れ硬化させて使用される。成形後の焼入れ硬化の方法としては、高周波焼入れによることが多いが、ずぶ焼入れや浸炭焼入れによる場合もある。
図８は、谷部１００の反軸端側（図面左側）の端部を、外径寸法を徐々に拡径させた拡径部１０２を介して外周面（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を示す平面図である。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。
これまで、雄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。
特開２００５−１４７３６７号公報 特表平１１−５１４０７９号公報
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。
また、雄スプライン部の疲労強度が高められたとしても、動力伝達シャフトを形成する素材自体の疲労強度が低いと、他の部分にき裂等の疲労破断が生じる恐れがある。例えば、図１に示すように、動力伝達シャフト２の両端部に等速自在継手Ｊ1、Ｊ2を結合する場合、動力伝達シャフト２のうち、継手が大きな作動角を取ったときに外側継手部材４、１４の開口端部と干渉する部分に最小径部２ａ、２ｂを形成し、継手の作動角の高角化を図ることがある。このとき、動力伝達シャフト２のうち、比較的強度の低い最小径部２ａ、２ｂにき裂等の疲労破断が生じる恐れがある。
そこで、本発明では、動力伝達シャフトの雄スプライン部での引張応力とせん断応力の双方の応力集中を緩和させて、雄スプライン部の疲労強度の向上させると共に、動力伝達シャフトを形成する素材自体の疲労強度を高めることを目的とする。
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。
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。
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。
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。
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。
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。
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。
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。
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の谷部底の直径ｄoと、雄スプライン部の内径ｄi（雄スプライン部が中空の場合。中実の時はｄi＝０となる）とに対し、以下で与えられる値である。
τ0＝１６Ｔｄo／［π（ｄo 4−ｄi 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。
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。試験片は、図１７ｂに示すインボリュートスプライン諸元に準じ、拡径部の形状を本発明品相当と従来品相当とした２種類を製作した。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。
次に、図２８（ａ）に示す成分のＡ鋼（本発明品用鋼）及びＢ鋼（従来品用鋼）を用いて、図２８（ｂ）に示すシャフト形状試験片を製作し、これに異なる処理（２８（ｃ）参照）を施して得られた試験片Ａ−１、Ａ−２、Ａ−３、及びＢ−１を用いて両振り捩り疲労試験を行った。この試験片の両軸端には、図１７ｂに示すインボリュートスプライン諸元に準じ、拡径部の形状が本発明品相当の雄スプライン部を有する。試験片の軸方向中間部には、直径Ｄo＝１９ｍｍで外周面が平滑な小径部を有する。Ａ鋼からなる試験片Ａ―１〜Ａ−３には、旧オーステナイト粒径を変えるべく、比較的低温の約９００℃（Ａ−１）、従来条件並の約１０００℃（Ａ−２）、及び比較的高温の１１００℃（Ａ−３）の３水準で高周波加熱して焼入を行った。一方、Ｂ鋼からなる試験片Ｂ−１には、従来条件並の約１０００℃で高周波加熱して焼入を行った。硬化層比は、Ａ鋼品、Ｂ鋼品ともに約０．６となるように、高周波加熱温度以外の条件を調整した。その後、全ての試験片について１７０℃×１時間の焼戻しを施した。これらの試験片を用いた両振り捩り疲労試験は８５０〜１３００Ｎｍの範囲の４水準で行い、得られたＴ／Ｎ線図を図２９（ａ）〜（ｄ）に示す。図２９中の実線は、従来品の疲労強度レベルを示す基準回帰線である。この実線で示す従来品より強度を１５％向上させることを目標とし、目標値を図２９に点線で示す。
図２９（ａ）〜（ｃ）に示す試験結果から、Ａ鋼を用いた試験片Ａ−１〜Ａ−３は、概ね目標値前後の高強度を示した。これに対し、図２９（ｄ）に示す試験結果から、Ｂ鋼を用いた試験片Ｂ−１は、雄スプライン部の拡径部が本発明の形状であるため、従来品（実線）よりは優れた疲労強度を示すものの、目標値（点線）には到底届かないものであることが明らかとなった。以上より、本発明に規定した成分を有するＡ鋼を用いると、疲労強度向上効果を得ることができる。
また、Ａ鋼を用いた試験片Ａ−１〜Ａ−３のうち、全負荷域で目標値を上回ったのはＡ−２だけである。このことから、旧オーステナイト粒径は小さすぎても大きすぎても強度を損なうことが明らかとなった。従って、旧オーステナイト粒径を適度な大きさに調整する必要があり、具体的には１０μｍを超え、３０μｍ以下の範囲に設定するのが好ましい。
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。
（Ｉ）外周に雄スプライン部が設けられ、雄スプライン部の谷部の軸方向一端側にその外径寸法を徐々に拡径させた拡径部を有する動力伝達シャフトにおいて、前記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軸方向一端側に向けて徐々に大きくする。
（ＩＩ）トルクＴが負荷されたときに、雄スプライン部の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。
τ0＝１６Ｔｄo／［π（ｄo 4−ｄi 4）］ …１）
σ1max≦２．７τo …２）
τθzmax≦２．１τ0 …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、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。
また、上記の試験結果より、本発明の動力伝達シャフトは、Ｃ：０．４ｍａｓｓ％以上、０．５ｍａｓｓ％以下、Ｓｉ：０．３５ｍａｓｓ％以上、０．８ｍａｓｓ％以下、Ｍｎ：０．５ｍａｓｓ％以上、０．８ｍａｓｓ％以下、Ｔｉ：０．００５ｍａｓｓ％以上０．０５ｍａｓｓ％以下、Ｍｏ：０．３ｍａｓｓ％以上、０．５ｍａｓｓ％以下、Ｂ：０．０００５ｍａｓｓ％以上、０．００５ｍａｓｓ％以下、Ｃｕ：０．０５ｍａｓｓ％以上、０．５ｍａｓｓ％以下、Ｓ：０．００５ｍａｓｓ％以上、０．０２５ｍａｓｓ％以下、Ｐ：０．０２ｍａｓｓ％以下、Ｃｒ：０．２ｍａｓｓ％以下を含有し、残部はＦｅおよび不可避的不純物から成る鋼で形成し、この鋼の高周波焼入・焼戻後の硬化層表層における旧オーステナイト平均粒径が１０μｍを超え、３０μｍ以下であることが好ましい。
また、上記試験結果より、動力伝達シャフトを形成する鋼の母材組織は、組織分率で５０％以上のベイナイト組織を有することが好ましい。さらに、この鋼の高周波焼入・焼戻後の硬化層深さの軸半径に対する比である硬化層比は０．５５以上であることが好ましい。
動力伝達シャフトを形成する鋼の各成分を限定した理由は以下の通りである。
（１）Ｃ：０．４ｍａｓｓ％以上、０．５ｍａｓｓ％以下
Ｃは焼入性への影響が最も大きい元素であり、高周波焼入・焼戻後の硬化層の硬さおよび深さを高めて強度向上に有効に寄与する。しかしながら、含有量が０．４ｍａｓｓ％に満たないと、必要とされる強度を確保するためには硬化層比をかなり大きくしなければならず、その際に焼割れの発生が顕著となり、またベイナイト組織も生成しにくくなる。一方、０．５ｍａｓｓ％を超えて含有させると粒界強度が低下し、また切削性、冷間鍛造性、および耐焼割れ性も低下する。以上より、Ｃの含有量は０．４ｍａｓｓ％以上、０．５ｍａｓｓ％以下の範囲、好ましくは ０．４２ｍａｓｓ％以上、０．４６ｍａｓｓ％以下の範囲であることが望ましい。
（２）Ｓｉ：０．３５ｍａｓｓ％以上、０．８ｍａｓｓ％以下
Ｓｉはベイナイト組織の生成に有用な元素である。また、焼戻軟化抵抗を向上させる元素であり、高周波焼入後の硬化層の硬さを増加させる。さらに、炭化物生成を抑制し、粒界への炭化物析出による粒界強度の低下を抑制する。これらの作用により、強度および耐焼割れ性が向上する。Ｓｉの含有量が０．３５ｍａｓｓ％に満たないと、ベイナイト組織分率が低下するとともに、硬化層硬さが低下して強度低下する。一方、Ｓｉの含有量が０．８ｍａｓｓ％を超えると、フェライトの固溶硬化により素材硬さが上昇し、切削性、冷間鍛造性、および耐焼割れ性の低下を招く。以上より、Ｓｉの含有量は０．３５ｍａｓｓ％以上、０．８ｍａｓｓ％以下の範囲、好ましくは０．４ｍａｓｓ％以上、０．８ｍａｓｓ％以下の範囲であることが望ましい。
（３）Ｍｎ：０．５ｍａｓｓ％以上、０．８ｍａｓｓ％以下
Ｍｎは焼入性を向上させる元素であり、高周波焼入後の硬化層深さを確保するのに不可欠である。Ｍｎの含有量が０．５ｍａｓｓ％未満では、その添加効果は小さく、Ｍｎの含有量が０．８ｍａｓｓ％を超えると素材硬さが上昇し、転造性、切削性が低下するとともに耐焼割れ性も低下する。以上より、Ｍｎの含有量は０．５ｍａｓｓ％以上、０．８ｍａｓｓ％以下の範囲、好ましくは０．５ｍａｓｓ％以上、０．７ｍａｓｓ％以下の範囲であることが望ましい。
（４）Ｔｉ：０．００５ｍａｓｓ％以上０．０５ｍａｓｓ％以下
Ｔｉが不可避的不純物として混入するＮと結合することにより、ＢがＢＮとなってＢの焼入性向上効果が消失するのを防止することができる。この効果を得るためには、少なくとも０．００５ｍａｓｓ％以上の含有を必要とする。しかし、０．０５ｍａｓｓ％を超えて含有するとＴｉＮが多量に形成される結果、これが疲労破壊の起点となって強度低下を招く。以上より、Ｔｉの含有量は０．００５ｍａｓｓ％以上０．０５ｍａｓｓ％以下の範囲、好ましくは０．０１５ｍａｓｓ％以上、０．０３ｍａｓｓ％以下の範囲であることが望ましい。さらには、Ｎを確実に固定して、Ｂによる焼入性向上効果を十分に発揮させる観点からは、Ｔｉ（ｍａｓｓ％）／Ｎ（ｍａｓｓ％）≧３．４２を満足させることが好適である。
（５）Ｍｏ：０．３ｍａｓｓ％以上、０．５ｍａｓｓ％以下
Ｍｏはベイナイト組織の生成を促進する作用があるとともに、焼入性の向上に有用な元素である。Ｍｏの含有量が０．３ｍａｓｓ％に満たないと、ベイナイト組織を所定量だけ生成することが困難である。一方、Ｍｏを０．５ｍａｓｓ％を超えて含有させると、素材硬さが著しく上昇して加工性の低下を招くとともに、耐焼割れ性も低下する。以上より、Ｍｏの含有量は０．３ｍａｓｓ％以上、０．５ｍａｓｓ％以下の範囲、好ましくは０．３５ｍａｓｓ％以上、０．４５ｍａｓｓ％以下の範囲であることが望ましい。
（６）Ｂ：０．０００５ｍａｓｓ％以上、０．００５ｍａｓｓ％以下
Ｂはベイナイト組織あるいはマルテンサイト組織の生成を促進する効果を有する。また、Ｂは微量添加によって焼入性を向上させ、焼入深さを増して強度向上させる効果がある。さらに、Ｂは粒界に優先的に偏析して粒界に偏析するＰの濃度を低減し、粒界強度を向上させる作用もある。また、粒界強化により耐焼割れ性も向上させる。Ｂの含有量が０．０００５ｍａｓｓ％に満たないとその添加効果に小さく、一方、０．００５ｍａｓｓ％を超えて含有させるとその効果は飽和し、むしろ成分コストの上昇を招く。以上より、Ｂの含有量は０．０００５ｍａｓｓ％以上、０．００５ｍａｓｓ％以下の範囲、好ましくは０．００１ｍａｓｓ％以上、０．００３ｍａｓｓ％以下の範囲であることが望ましい。
（７）Ｃｕ：０．０５ｍａｓｓ％以上、０．５ｍａｓｓ％以下
Ｃｕは焼入性の向上に有効であり、またフェライト中に固溶し、その固溶強化によって強度向上させる効果がある。また、炭化物の生成を抑制することにより、炭化物による粒界強度の低下を抑制して強度向上させる。そのためには、０．０５ｍａｓｓ％以上添加する必要がある。しかし、Ｃｕの含有量が０．５ｍａｓｓ％を超えると、熱間加工時に割れが発生したり、耐焼割れ性が低下する。以上より、Ｃｕの含有量は０．０５ｍａｓｓ％以上、０．５ｍａｓｓ％以下の範囲、好ましくは０．０５ｍａｓｓ％以上、０．３ｍａｓｓ％以下の範囲であることが望ましい。
（８）Ｓ：０．００５ｍａｓｓ％以上、０．０２５ｍａｓｓ％以下
Ｓは鋼中でＭｎＳを形成し、切削性を向上させる有用元素であり、０．００５ ｍａｓｓ％以上含有させるが、０．０２５ｍａｓｓ％を超えて含有させると、ＭｎＳ量が増加して強度が低下する。従って、Ｓの含有量は０．００５ｍａｓｓ％以上、０．０２５ｍａｓｓ％以下の範囲であることが望ましい。
（９）Ｐ：０．０２ｍａｓｓ％以下
Ｐは旧オーステナイト粒界に偏析して粒界強度を低下させる。また、焼割れを助長する弊害もある。したがって、Ｐの含有は極力低減することが望ましいが、０．０２ｍａｓｓ％までは許容される。
（１０）Ｃｒ：０．２ｍａｓｓ％以下
Ｃｒは炭化物を安定化させて残留炭化物の生成を助長し、粒界強度を低下させる。さらに、Ｃｒは焼割れを助長する。したがって、Ｃｒの含有は極力低減することが望ましいが、０．２ ｍａｓｓ％までは許容され、好ましくは０．０５ｍａｓｓ％以下とするのが望ましい。
また、動力伝達シャフトを形成する鋼の母材組織、すなわち焼入前組織がベイナイト組織を有し、その組織分率が５０％以上とする理由は次の通りである。ベイナイト組織はフェライト・パーライト組織に比べて炭化物が微細に分散した組織であり、焼入加熱時に母地にＣが溶け込みやすいので、焼入後の組織が均一となり、強度を安定させることができる。このため、ベイナイト組織の組織分率は５０％以上、好ましくは６０％以上に設定される。
また、上記の試験結果で示したように、動力伝達シャフトを形成する鋼の高周波焼入後の硬化層表層の旧オーステナイト粒径は小さすぎても大きすぎても強度を損なうことから、旧オーステナイト粒径は適度な大きさ、具体的には１０μｍを超え、３０μｍ以下の範囲に設定される。なお、硬化層表層とは表面から５００μｍの深さまでの部分を指すものとする。
また、動力伝達シャフトを形成する鋼の最小平滑部の高周波焼入・焼戻し後の硬化層において、硬化層深さの軸半径に対する比である硬化層比を０．５５以上に限定した理由は、静捩り強度と捩り疲労強度を安定して高く保つためである。硬化層比が０．５５未満では、捩り負荷を与えた際に内部が塑性変形するため、結果として表面における応力の増大を招き、強度低下につながることとなる。なお、ここでの硬化層深さとはＨＶ４５０以上（ＪＩＳ準拠）の硬度を有する深さのことを言うものとする。
以上のように、本発明によれば、動力伝達シャフトの雄スプライン部での引張応力とせん断応力の双方の応力集中を緩和させて雄スプライン部の疲労強度を高めると共に、動力伝達シャフトを形成する素材自体の疲労強度を高めることができる。
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。
図１に、本発明に係る動力伝達シャフト２を組み込んだ車のドライブシャフト１を示す。図示例のドライブシャフト１は、動力伝達シャフト２と、動力伝達シャフト２のアウトボード側（車両搭載時に車幅方向の外となる側）の端部に装着される固定型等速自在継手Ｊ1と、動力伝達シャフト２のインボード側の端部に装着される摺動型等速自在継手（トリポード型等速自在継手）Ｊ2とを備える。
固定型等速自在継手Ｊ1は、動力伝達シャフト２に結合される内側継手部材３と、内側継手部材３の外径側に配置される外側継手部材４と、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ボール５とを主要構成要素とする。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６で保持している。
トリポード型等速自在継手Ｊ2は、動力伝達シャフト２に結合される内側継手部材１３と、内側継手部材１３の外径側に配置される外側継手部材１４と、内側継手部材１３と外側継手部材１４との間でトルクを伝達するトルク伝達部材としてのローラ１５とを主要構成要素とする。内側継手部材１３の円周方向三箇所には、脚軸１３ａが突設されている。外側継手部材１４の内周の円周方向三等分位置には軸方向に延びるトラック溝１４ａが形成され、このトラック溝１４ａをローラ１５が転動する。
動力伝達シャフト２は、以下のような成分を有する鋼で形成される。すなわち、Ｃ：０．４ｍａｓｓ％以上、０．５ｍａｓｓ％以下、Ｓｉ：０．３５ｍａｓｓ％以上、０．８ｍａｓｓ％以下、Ｍｎ：０．５ｍａｓｓ％以上、０．８ｍａｓｓ％以下、Ａｌ：０．００５ｍａｓｓ％以上、０．０５ｍａｓｓ％以下、Ｔｉ：０．００５ｍａｓｓ％以上０．０５ｍａｓｓ％以下、Ｍｏ：０．３ｍａｓｓ％以上、０．５ｍａｓｓ％以下、Ｂ：０．０００５ｍａｓｓ％以上、０．００５ｍａｓｓ％以下、Ｃｕ：０．０５ｍａｓｓ％以上、０．５ｍａｓｓ％以下、Ｓ：０．００５ｍａｓｓ％以上、０．０２５ｍａｓｓ％以下、Ｐ：０．０２ｍａｓｓ％以下、Ｃｒ：０．２ｍａｓｓ％以下を含有する鋼で形成され、例えば図２８（ａ）に示すＡ鋼の成分を有する鋼で形成される。この鋼の上記成分の残部は、Ｆｅおよび不可避的不純物から成る。この鋼は、高周波焼入・焼戻後の硬化層表層の旧オーステナイト平均粒径が１０μｍを超え、３０μｍ以下であり、母材組織が組織分率で５０％以上のベイナイト組織を有し、さらに、高周波焼入・焼戻後の硬化層深さの軸半径に対する比である硬化層比が０．５５以上である。
動力伝達シャフト２は、中実に形成される。尚、動力伝達シャフト２は中空に形成してもよく、この場合、軽量化が図られる。
動力伝達シャフト２の両軸端の外周には、それぞれ雄スプライン部Ｓｍが形成される。この雄スプライン部Ｓｍを、図３に示すように内側継手部材３、１３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、１３とがトルク伝達可能に結合されている。内側継手部材３、１３は、その反軸端側（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、例えば図示しない止め輪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。
動力伝達シャフト２の両軸端の外周に形成された雄スプライン部Ｓｍより反軸端側の領域、すなわちトルク負荷の加わる雄スプライン部Ｓｍ間の領域には、最小径部２ａ、２ｂが形成される（図１参照）。この最小径部２ａ，２ｂは、外周面が平滑な円筒面状に形成され、且つ、両軸端の雄スプライン部Ｓｍ間の領域において最も小径に形成される。この最小径部２ａ，２ｂは、軸端に設けた等速自在継手Ｊ1、Ｊ2の最大折曲時に外側継手部材４，１４の開口端部と干渉する部分に設けられる。これにより、動力伝達シャフト２と外側継手部材４，１４との干渉を遅らせ、継手の作動角の高角化を図ることができる。
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縮径部２２ｂとで構成される。図４に示すように、拡径部２１ｂと縮径部２２ｂの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。成形後の雄スプライン部Ｓｍには、高周波焼入れ等による熱処理が施される。
図３に示すように、雌スプライン部Ｓｆの谷部３１は、同径寸法で反軸端側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の間の立ち上り部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の反軸端側に形成された動力伝達シャフト２の平滑部２５の外径寸法よりも大きい。
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３に示すように、拡径部２１ｂの外径側領域にも及んでいる。
なお、図３では、拡径部２１ｂおよび縮径部２２ｂ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。
図２に示すように、本発明において雄スプライン部Ｓｍの拡径部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。
図４は、雄スプライン部Ｓｍのうち、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、拡径部２１ｂとの境界部に至るまで一定である。図５ｂ〜図５ｄに示すように、拡径部２１ｂでは、アール部２１ｂ１の曲率半径が、境界部の曲率半径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。
図４中のＬは、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。
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、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（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）。
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。
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の全節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。
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。
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。
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。
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。
図１４に示すように、従来品では、最大せん断応力τθzmaxが拡径部２１ｂ’の起点の中心線上で生じる。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、拡径部２１ｂの起点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。
以上に述べたアール部２１ｂ１を有する拡径部２１ｂは、転造加工時に使用する転造ラックに、当該拡径部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。
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と共に、動力伝達シャフト２を形成する素材自体の疲労強度を高めることができる。
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。
上述の実施形態では、雄スプライン部Ｓｍとして、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、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、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。
本発明にかかる動力伝達シャフトの部分段面図である。 動力伝達シャフトに形成された雄スプライン部のうち、反軸端側部分（図１符号Ｘ部）を示す斜視図である。 図１の符号Ｘ部を拡大して示す断面図である。 （ａ）図は雄スプライン部の反軸端側部分を示す平面図であり、（ｂ）図は（ａ）図中のＹ−Ｙ線断面図である。 （ａ）図は、図４（ａ）中のＡ−Ａ線断面図、（ｂ）図は同Ｂ−Ｂ線断面図、（ｃ）図は同Ｃ−Ｃ線断面図、（ｄ）図は同Ｄ−Ｄ線断面図である。 雄スプライン部の周方向断面図である。 捩れ角を有する雄スプライン部の概略構成を示す平面図である。 雄スプライン部の平面図である。 疲労試験で使用する試験片の化学組成を示す表である。 回転曲げ疲労試験の試験片を示す側面図である。 上記試験片の切欠き部Ａを拡大した側面図である。 切欠き部の寸法と応力集中係数の関係を示す表である。 捩り疲労試験の試験片を示す側面図である。 上記試験片の切欠き部Ａを拡大した側面図である。 切欠き部の寸法と応力集中係数の関係を示す表である。 回転曲げ疲労試験で求めた疲労限強度の測定結果を示す図である。 捩り疲労試験で求めた１０5回における捩り疲労強度の測定結果を示す図である。 従来の雄スプライン部の反軸端側部分を示す斜視図である 従来の雄スプライン部の反軸端側部分を示す断面図である。 従来の雄スプライン部の反軸端側部分を示す平面図である。 試験片を示す側面図である。 試験片のインボリュートスプライン緒元を示す表である。 両振り捩り疲労試験で得られたＴ／Ｎ線図である。 片振り捩り疲労試験で得られたＴ／Ｎ線図である。 ＦＥＭ解析モデルを示す斜視図である。 メッシュを付した解析モデルを示す斜視図である。 （ａ）図は、メッシュを付した本発明品の主要部分Ｐの斜視図であり、同図（ｂ）が同じく従来品の主要部分Ｐの斜視図である。 解析モデルの反軸端側の端部の斜視図である。 図２０の矢印方向から見た解析モデルの正面図である。 解析モデルの斜視図である。 第１主応力の解析結果を示す図である。 軸方向せん断応力の解析結果を示す図である。 Ａ鋼及びＢ鋼の成分表である。 試験片を示す側面図である。 試験片の仕様及び材質を示す表である。 両振り捩り疲労試験で得られたＴ／Ｎ線図である。
符号の説明
１ ドライブシャフト
２ 動力伝達シャフト
２ａ、２ｂ 最小径部
Ｊ1、Ｊ2 等速自在継手
３、１３ 内側継手部材
４、１４ 外側継手部材
２１ 谷部
２１ａ ストレート部
２１ｂ 拡径部
２１ｂ１ アール部
２１ｂ２ 平坦部
２２ 山部
２３ 歯面
２４ 肩部
２５ 平滑部
Ｓｍ 雄スプライン部
Ｓｆ 雌スプライン部

Claims (5)

  1. 外周に雄スプライン部が設けられ、雄スプライン部の谷部の軸方向一端側にその外径寸法を徐々に拡径させた拡径部を有する動力伝達シャフトにおいて、
    前記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軸方向一端側に向けて徐々に大きくし、且つ、
    Ｃ ：０．４ｍａｓｓ％以上、０．５ｍａｓｓ％以下、
    Ｓｉ：０．３５ｍａｓｓ％以上、０．８ｍａｓｓ％以下、
    Ｍｎ：０．５ｍａｓｓ％以上、０．８ｍａｓｓ％以下、
    Ｔｉ：０．００５ｍａｓｓ％以上０．０５ｍａｓｓ％以下、
    Ｍｏ：０．３ｍａｓｓ％以上、０．５ｍａｓｓ％以下、
    Ｂ ：０．０００５ｍａｓｓ％以上、０．００５ｍａｓｓ％以下、
    Ｃｕ：０．０５ｍａｓｓ％以上、０．５ｍａｓｓ％以下、
    Ｓ ：０．００５ｍａｓｓ％以上、０．０２５ｍａｓｓ％以下、
    Ｐ ：０．０２ｍａｓｓ％以下、
    Ｃｒ：０．２ｍａｓｓ％以下
    を含有し、残部はＦｅおよび不可避的不純物から成る鋼で形成され、この鋼の高周波焼入・焼戻後の硬化層表層における旧オーステナイト平均粒径が１０μｍを超え、３０μｍ以下であることを特徴とする動力伝達シャフト。
  2. トルクＴが負荷されたときに、雄スプライン部の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）式を同時に満たす請求項１記載の動力伝達シャフト。
    τ0＝１６Ｔｄo／［π（ｄo 4−ｄi 4）］ …１）
    σ1max≦２．７τo …２）
    τθzmax≦２．１τ0 …３）
  3. アール部の曲率半径の増加率をｄＲ／ｄＬ、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、それぞれの値が
    ０．０５≦ｄＲ／ｄＬ≦０．６０、
    ５°≦θ≦２０°
    の範囲にある請求項２記載の動力伝達シャフト。
  4. 前記鋼の母材組織が組織分率で５０％以上のベイナイト組織を有する請求項１〜３の何れかに記載の動力伝達シャフト。
  5. 前記鋼の高周波焼入・焼戻後の硬化層深さの軸半径に対する比である硬化層比が０．５５以上である請求項１〜４の何れかに記載の動力伝達シャフト。
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