JP2014152928A - 軸受部品および転がり軸受 - Google Patents

Abstract

【課題】安価でかつ降伏強度および寿命が向上した軸受部品および当該軸受部品を備える転がり軸受を提供する。
【解決手段】軸受部品（外輪１１、内輪１２および玉１３）は、軸受鋼からなり、外輪転走面１１Ａおよび内輪転走面１２Ａまたは転動面１３Ａを含む表層部１１Ｂ，１２Ｂ，１３Ｂが窒化されている。表層部１１Ｂ，１２Ｂ，１３Ｂにおける窒素濃度は０．４質量％以上である。窒化されていない内部１１Ｃ，１２Ｃ，１３Ｃにおける析出物の面積率は１１％以上である。表層部１１Ｂ，１２Ｂ，１３Ｂにおける残留オーステナイト量が８体積％以下である。
【選択図】図２

Description

本発明は、軸受部品および転がり軸受に関するものであり、より特定的には、転走面または転動面を含む表層部が窒化された軸受部品および当該軸受部品を備える転がり軸受に関するものである。

転がり軸受の重要な機能の一つには機械の回転運動時の低トルク化があり、これを達成するためには回転中のエネルギー損失の低減が重要である。転がり軸受の回転中のエネルギー損失の原因としては、転がり粘性抵抗、差動すべり、弾性ヒステリシス損失、または潤滑油の撹拌抵抗などが挙げられる。転がり軸受において玉軸受ところ軸受とを比べると、転がり粘性抵抗の差により玉軸受の方がエネルギー損失がより少ない。そのため、機械の回転運動時の低トルク化という観点からは玉軸受の方がより好ましい構造であるといえる。一方、軸受の他の重要な機能としては寿命があり、これを向上させるために効率的な浸炭窒化処理を行う方法なども提案されている（たとえば、特許文献１参照）。

ころ軸受は、玉軸受と比べて軸受部品（軌道輪や玉）同士の接触面積が大きいため、軸受部品に加わる接触面圧がより小さい。そのため、大きな荷重を支えるという観点からはころ軸受が有効である。一方、玉軸受において大きな荷重を支えると、接触面圧が過大となり軌道輪や玉において塑性変形が生じる。これにより、機械の回転運動が高トルク化し、さらに異音の発生や回転精度の低下などが起こり、結果として軸受としての機能を満たすことが困難になる。このように、軸受としての機能不全にまで至らしめる過大な荷重（接触面圧）を、転がり軸受の「静的負荷容量」という。したがって、転がり軸受の低トルク化においては、塑性変形し難い（降伏強度が高い）材料を用いた玉軸受を採用することが好ましいといえる。

塑性変形が生じ難い代表的な材料としては、窒化珪素などのセラミック材料が挙げられる。しかし、このセラミック材料は、塑性変形し難い一方で難加工性を有するため、軸受材料として採用した場合には加工コストが上昇するという問題がある。そのため、セラミック材料に代えて、加工コストを含むトータルコストが安価でかつ塑性変形が生じ難い材料の開発が求められる。なお、「塑性変形の生じ難さ」とは、ＨＶ硬度やＨＲＣ硬度で表わされる硬度ではなく、弾性限や降伏強度などに近い塑性変形量が微小な領域に関するものである。

特開２００７−１５４２９３号公報

上述のように、従来では、低トルク化において有利な構造を有する玉軸受において、窒化珪素などの加工コストが高い材料を用いずに塑性変形を防ぐことが困難であった。また、低トルク化とともに軸受の寿命を向上させることも必要である。

そこで、本発明の目的は、安価でかつ降伏強度および寿命が向上した軸受部品および当該軸受部品を備える転がり軸受を提供することである。

本発明の一の局面に従った軸受部品は、軸受鋼からなり、転走面または転動面を含む表層部が窒化された軸受部品である。上記軸受部品では、上記表層部における窒素濃度が０．４質量％以上となっている。また、上記軸受部品では、窒化されていない内部における析出物の面積率が１１％以上となっている。

本発明者は、転がり軸受に使用される軸受部品において、加工コストが高い材料を用いずに降伏強度を向上させ、かつ寿命も向上させるための方策について詳細な検討を行った。その結果、以下のような知見を得て、本発明に想到した。

軸受部品は、浸炭窒化および焼入処理などが施された後、さらに焼戻処理が施されて製造される。本発明者の検討によると、焼戻処理時の加熱温度を従来よりも高くすることにより、浸炭窒化処理により窒化されない内部（以下、未窒化領域という）における析出物の面積率が１１％以上にまで増大し、その結果材料の降伏強度が向上する。つまり、未窒化領域における析出物の面積率が増大した上記軸受部品においては、加工コストが高い窒化珪素などの材料を用いることなく材料の塑性変形を抑制することができる。

また、軸受部品においては、浸炭窒化処理により表層部における窒素濃度を高めることで寿命を向上させることができる。しかし、従来の軸受部品では、表層部の窒素濃度が高くなるのに伴い材料の降伏強度が低下するため、降伏強度の向上と寿命の向上とを両立することは困難であった。これに対し、本発明者の検討によると、焼戻温度を従来よりも高くした場合には、降伏強度と寿命との相反関係が解消される。つまり、焼戻温度を上げて未窒化領域の析出物の面積率を１１％以上とすることにより、単に降伏強度が向上するだけでなく、表層部の窒素濃度を０．４質量％以上にまで高めた場合でも降伏強度の低下を抑制することができる。したがって、表層部における窒素濃度が０．４質量％以上であり、かつ未窒化領域における析出物の面積率が１１％以上に規定された上記本発明の一の局面に従った軸受部品によれば、安価でかつ降伏強度および寿命が向上した軸受部品を提供することができる。

上記軸受部品において、析出物の面積率は１２％以上であってもよい。焼戻温度をさらに高くした場合には、未窒化領域の析出物の面積率が１２％以上にまで増大する。これにより、材料の降伏強度をさらに向上させることができる。

上記軸受部品では、上記表層部における残留オーステナイト量が８体積％以下であってもよい。

上述のように焼戻温度を従来より高くした場合には、未窒化領域の析出物の面積率が増大するだけでなく、表層部における残留オーステナイト量が８体積％以下にまで減少する。この場合、同様に材料の降伏強度が向上した軸受部品を得ることができる。

上記軸受部品では、残留オーステナイト量が５体積％以下であってもよい。上述のように焼戻温度をさらに高くした場合には、未窒化領域の析出物の面積率がさらに増大するだけでなく、表層部における残留オーステナイト量が５体積％以下にまで低下する。この場合、同様に材料の降伏強度をさらに向上させることができる。

上記軸受部品は、ＪＩＳ規格ＳＵＪ２からなっていてもよい。代表的な軸受鋼であるＪＩＳ規格ＳＵＪ２は、上記本発明の一の局面に従った軸受部品の構成材料として好適である。

本発明の他の局面に従った軸受部品は、軸受鋼からなり、転走面または転動面を含む表層部が窒化された軸受部品である。上記軸受部品では、上記表層部における窒素濃度が０．４質量％以上となっている。また、上記軸受部品では、上記表層部における残留オーステナイト量が８体積％以下となっている。

上述のように、焼戻温度を従来よりも高くした場合には、表層部における残留オーステナイト量が８体積％以下にまで減少し、その結果材料の降伏強度が向上する。また、焼戻温度を従来よりも高くした場合には、材料の降伏強度と寿命との相反関係が解消し、表層部の窒素濃度を０．４質量％以上にまで高めた場合でも降伏強度の低下を抑制することができる。したがって、本発明の他の局面に従った軸受部品によれば、上記本発明の一の局面に従った軸受部品と同様に、安価でかつ降伏強度および寿命が向上した軸受部品を提供することができる。

上記軸受部品において、表層部における残留オーステナイト量は５体積％以下であってもよい。

上述のように焼戻温度をさらに高くした場合には、表層部における残留オーステナイト量が５体積％以下にまで低下する。これにより、材料の降伏強度をさらに向上させることができる。

上記軸受部品は、ＪＩＳ規格ＳＵＪ２からなっていてもよい。代表的な軸受鋼であるＪＩＳ規格ＳＵＪ２は、上記本発明の他の局面に従った軸受部品の構成材料としても好適である。

上記軸受部品において、窒化されていない内部における旧オーステナイト結晶粒の粒度番号が９番以上１１番以下であってもよい。

旧オーステナイト結晶粒の大きさは、浸炭窒化処理時の加熱温度などに依存する。そのため、上記軸受部品における旧オーステナイト結晶粒の大きさが上記範囲であれば、浸炭窒化処理が適切な温度で行われていることを確認することができる。

上記軸受部品では、上記表層部は、浸炭窒化処理により窒化されていてもよい。そして、上記浸炭窒化処理は、軸受部品中の炭素の活量をａ_ｃ、浸炭窒化処理の際に軸受部品が配置される熱処理炉内の未分解アンモニア濃度をＣ_Ｎとした場合に、γ＝ａ_ｃ／Ｃ_Ｎで定義されるγの値が２以上５以下の範囲となるように実施されてもよい。

軸受鋼（炭素濃度が０．８質量％以上である鋼）においては、γの値が５となったときに軸受部品への窒素の侵入速度が最大となり、γの値が５以下では窒素の侵入速度は一定となる。つまり、γの値を５以下とすることにより、軸受鋼からなる軸受部品への窒素の侵入速度を最大にすることができる。なお、ａ_ｃは、下記の式（１）により算出される値であり、Ｐ_ＣＯは一酸化炭素（ＣＯ）の分圧、Ｐ_ＣＯ２は二酸化炭素（ＣＯ_２）の分圧、Ｋは、＜Ｃ＞＋ＣＯ_２⇔２ＣＯにおける平衡定数である。

一方、γの値が２未満である場合には、熱処理炉へのアンモニアの供給速度が高くなり、これに伴い熱処理炉内における一酸化炭素の分圧が低下する。そのため、カーボンポテンシャルを保持するためには熱処理炉内へのエンリッチガスの導入量を増加させる必要が生じ、その結果スーティング（熱処理炉内にすすが発生し、軸受部品に付着すること）が発生し易くなり、軸受部品に表面浸炭などの品質上の不具合が発生するおそれがある。このような理由から、γの値は２以上５以下であることが好ましい。

本発明に従った転がり軸受は、内周面に転走面を有する外輪と、外周面に転走面を有し、外輪の内側に配置される内輪と、転動面において転走面に接触し、円環状の軌道上に並べて配置される複数の転動体とを備えている。上記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いずれかは、上記本発明に従った軸受部品である。

本発明に従った転がり軸受は、安価でかつ降伏強度および寿命が向上した軸受部品を備えている。そのため、軸受部品に過大な接触面圧が加わることによる塑性変形が抑制され、その結果機械の回転運動時の低トルク化を達成することができる。したがって、本発明に従った転がり軸受によれば、安価でかつ機械の回転運動の低トルク化が可能であり、さらに寿命が向上した転がり軸受を提供することができる。

以上の説明から明らかなように、本発明に従った軸受部品によれば、安価でかつ降伏強度および寿命が向上した軸受部品を提供することができる。また、本発明に従った転がり軸受によれば、安価でかつ機械の回転運動の低トルク化が可能であり、さらに寿命が向上した転がり軸受を提供することができる。

転がり軸受の構造を示す概略断面図である。 転がり軸受の構造を拡大して示す概略断面図である。 転がり軸受の製造方法および軸受部品の製造方法を概略的に示すフローチャートである。 軸受部品の製造方法に含まれる焼入硬化工程の詳細を説明するための図である。 図４の浸炭窒化工程に含まれる加熱パターン制御工程における加熱パターンの一例を示す図である。 窒素濃度および焼戻温度と残留圧痕深さとの関係を示す図である。 圧痕起点型はく離寿命のワイブルプロットを示す図である。 耐水素寿命試験における急加減速パターンを示す図である。 耐水素寿命のワイブルプロットを示す図である。 焼戻温度と残留オーステナイト量との関係を示す図である。 焼戻温度と析出物の面積率との関係を示す図である。 焼戻温度が１８０℃である場合の析出物の写真である。 焼戻温度が２１０℃である場合の析出物の写真である。 焼戻温度が２４０℃である場合の析出物の写真である。 焼戻温度が２６０℃である場合の析出物の写真である。 未窒化領域における旧オーステナイト結晶粒の写真である。

以下、図面に基づいて本発明の実施の形態を説明する。なお、以下の図面において同一または相当する部分には同一の参照番号を付し、その説明は繰返さない。

まず、本発明の一実施の形態に係る転がり軸受である深溝玉軸受の構造について説明する。図１を参照して、本実施の形態に係る深溝玉軸受１は、環状の外輪１１と、環状の内輪１２と、外輪１１と内輪１２との間に配置され、円環状の保持器１４に保持された転動体である複数の玉１３とを備えている。外輪１１は、内周面に外輪転走面１１Ａを有している。内輪１２は、外周面に内輪転走面１２Ａを有しており、内輪転走面１２Ａが外輪転走面１１Ａと対向するように外輪１１の内側に配置されている。複数の玉１３は、転動面１３Ａにおいて外輪転走面１１Ａおよび内輪転走面１２Ａと接触している。複数の玉１３は、保持器１４により外輪１１および内輪１２の円環状の軌道上に並べられ、周方向に所定のピッチで配置されている。これにより、複数の玉１３は、当該軌道上において転動自在に保持されている。このような構成により、深溝玉軸受１の外輪１１および内輪１２は、互いに相対的に回転可能となっている。なお、外輪１１、内輪１２および玉１３は、後述する本実施の形態に係る軸受部品である。

次に、本実施の形態に係る軸受部品（外輪１１、内輪１２および玉１３）について詳細に説明する。上記軸受部品は、ＪＩＳ規格ＳＵＪ２などの軸受鋼からなっている。図２を参照して、上記軸受部品の表面（外輪転走面１１Ａ，内輪転走面１２Ａ、転動面１３Ａ）を含む領域には、内部１１Ｃ，１２Ｃ，１３Ｃと比べて窒素濃度が高い窒素富化層１１Ｄ，１２Ｄ，１３Ｄが、それぞれ形成されている。窒素富化層１１Ｄ，１２Ｄ，１３Ｄの表面である外輪転走面１１Ａ、内輪転走面１２Ａおよび転動面１３Ａを含む表層部１１Ｂ，１２Ｂ，１３Ｂは、浸炭窒化処理により窒化されており、窒素濃度が０．４質量％以上となっている。これにより、上記軸受部品（外輪１１、内輪１２および玉１３）の寿命が向上している。なお、表層部１１Ｂ，１２Ｂ，１３Ｂは、外輪転走面１１Ａ、内輪転走面１２Ａおよび転動面１３Ａからの距離が２０μｍ以内の領域である。

上記軸受部品の表層部１１Ｂ，１２Ｂ，１３Ｂにおける残留オーステナイト量は、８体積％以下となっており、好ましくは５体積％以下となっている。また、上記軸受部品において、窒化されていない内部１１Ｃ，１２Ｃ，１３Ｃにおける析出物の面積率は１１％以上となっており、好ましくは１２％以上となっている。これにより、後述するように上記軸受部品の材料の降伏強度が向上している。また、「析出物」とは、鉄の炭化物または当該炭化物の炭素の一部が窒素に置き換わった炭窒化物などであり、Ｆｅ−Ｃ系の化合物およびＦｅ−Ｃ−Ｎ系の化合物を含む。また、この炭窒化物は、クロムなど、鋼に含まれる合金成分を含んでいてもよい。

上記軸受部品では、内部１１Ｃ，１２Ｃ，１３Ｃにおける旧オーステナイト結晶粒の大きさがＪＩＳ規格で９番以上１１番以下となっている。旧オーステナイト結晶粒の大きさは、浸炭窒化処理時の加熱温度などに依存する。そのため、上記軸受部品における旧オーステナイト結晶粒の大きさが上記範囲であれば、浸炭窒化処理が適切な温度（８５０℃）で行われていることを確認することができる。

次に、本実施の形態に係る転がり軸受の製造方法および軸受部品の製造方法について説明する。図３を参照して、本実施の形態に係る転がり軸受の製造方法では、工程（Ｓ１０）〜（Ｓ５０)が順に実施されることにより、上記本実施の形態に係る深溝玉軸受１が製造される。また、本実施の形態に係る転がり軸受の製造方法では、工程（Ｓ１０）〜（Ｓ４０）が本実施の形態に係る軸受部品の製造方法として実施される。

図３を参照して、まず、工程（Ｓ１０）として、鋼材準備工程が実施される。この工程（Ｓ１０）では、まず、ＪＩＳ規格ＳＵＪ２などの過鋼析鋼からなる鋼材が準備される。そして、当該鋼材が軸受部品の概略形状に成形される。たとえば、棒鋼、鋼線などを素材とし、当該棒鋼、鋼線などに対して切断、鍛造、旋削などの加工が施されることにより、軸受部品である外輪１１、内輪１２および玉１３などの概略形状に成形された鋼材が準備される（図１参照）。

次に、工程（Ｓ２０）として、焼入硬化工程が実施される。この工程（Ｓ２０）では、上記工程（Ｓ１０）において準備された鋼材に対して浸炭窒化処理を施した後、Ａ_１変態点（以下、単にＡ_１点という）以上の温度からＭ_ｓ点（マルテンサイト変態開始点）以下の温度へ冷却される。浸炭窒化処理は、軸受部品中の炭素の活量をａ_ｃ、浸炭窒化処理において軸受部品が配置される熱処理炉内の未分解アンモニア濃度をＣ_Ｎとした場合に、γ＝ａ_ｃ／Ｃ_Ｎで定義されるγの値が２以上５以下の範囲となるように、好ましくは５となるように実施される。これにより、軸受部品の表層部が窒化される。この工程（Ｓ２０）の詳細については後述する。

次に、工程（Ｓ３０）として、焼戻工程が実施される。この工程（Ｓ３０)では、上記工程（Ｓ２０）において焼入硬化された鋼材に対して、Ａ_１点以下の温度の加熱処理が施される。より具体的には、浸炭窒化処理の後、Ａ_１点以下の温度である２４０℃以上の温度、好ましくは２４０℃以上２６０℃以下の温度で鋼材を所定時間（たとえば２時間）保持することにより当該鋼材に焼戻処理が施される。そして、その後室温の空気により鋼材が冷却される（空冷）。これにより、鋼材の靭性などを向上させることができる。

次に、工程（Ｓ４０)として、仕上げ加工が施される。この工程（Ｓ４０）では、焼戻処理が施された鋼材の外輪転走面１１Ａ、内輪転走面１２Ａおよび転動面１３Ａに対する研削および仕上げ加工が施される。これにより、上記本実施の形態に係る軸受部品である外輪１１、内輪１２および玉１３が製造される（図１参照）。

次に、工程（Ｓ５０）として、組立て工程が実施される。この工程（Ｓ５０）では、上記工程（Ｓ１０）〜（Ｓ４０）において製造された外輪１１、内輪１２および玉１３と、別途準備された保持器１４などとが組合わされて、上記実施の形態における深溝玉軸受１が組立てられる（図１参照）。

次に、焼入硬化工程（Ｓ２０）の詳細について説明する。図４は、本実施の形態に係る軸受部品の製造方法に含まれる焼入硬化工程の詳細を説明するための図である。また、図５は、図４の浸炭窒化工程に含まれる加熱パターン制御工程における加熱パターンの一例を示す図である。図５において、横方向は時間を示しており右に行くほど時間が経過していることを示している。また、図５において、縦方向は温度を示しており上に行くほど温度が高いことを示している。図４および図５を参照して、本実施の形態に係る軸受部品の製造方法に含まれる焼入硬化工程の詳細について説明する。

図４を参照して、本実施の形態に係る軸受部品の製造方法の焼入硬化工程においては、まず、被処理物である鋼材が浸炭窒化される浸炭窒化工程が実施される。その後、当該鋼材がＡ_１点以上の温度からＭ_Ｓ点以下の温度に冷却される冷却工程が実施される。

浸炭窒化工程は、熱処理炉内の雰囲気が制御される雰囲気制御工程と、熱処理炉内において被処理物に付与される温度履歴が制御される加熱パターン制御工程とを備えている。この雰囲気制御工程と加熱パターン制御工程とは、独立に、かつ並行して実施することができる。そして、雰囲気制御工程は、熱処理炉内の未分解アンモニア濃度を制御する未分解アンモニア濃度制御工程と、熱処理炉内の一酸化炭素および二酸化炭素の少なくともいずれか一方の分圧を制御する分圧制御工程とを含んでいる。

分圧制御工程では、熱処理炉内の一酸化炭素および二酸化炭素の少なくともいずれか一方の分圧が制御されることにより、鋼材中の炭素の活量（ａ_Ｃ）値が制御されてγ値が調整されるとともに、カーボンポテンシャル（Ｃ_Ｐ）値が調整される。さらに、雰囲気制御工程においては、γの値が２以上５以下の範囲になるように、好ましくは５になるように未分解アンモニア濃度制御工程および分圧制御工程が実施される。

具体的には、未分解アンモニア濃度制御工程では、まず、熱処理炉内の未分解アンモニア濃度（Ｃ_Ｎ）を測定する未分解アンモニア濃度測定工程が実施される。未分解アンモニア濃度の測定は、たとえばガスクロマトグラフを用いて実施することができる。そして、未分解アンモニア濃度測定工程において測定された未分解アンモニア濃度に基づいて熱処理炉へのアンモニアガスの供給量を増減させるアンモニア供給量調節工程の実施の要否を判断する未分解アンモニア濃度判断工程が実施される。当該判断は、γ（ａ_Ｃ／Ｃ_Ｎ）の値が２以上５以下の範囲になるように予め決定された目標の未分解アンモニア濃度と、測定された未分解アンモニア濃度を比較することにより実施される。

未分解アンモニア濃度が目標の未分解アンモニア濃度になっていない場合には、熱処理炉内の未分解アンモニア濃度を増減させるためのアンモニア供給量調節工程が実施された後、未分解アンモニア濃度測定工程が再度実施される。アンモニア供給量調節工程は、たとえば、熱処理炉に配管を介して連結されたアンモニアガスボンベから単位時間に熱処理炉に流入するアンモニアの量（アンモニアガスの流量）を当該配管に取り付けられたマスフローコントローラなどを備えた流量制御装置により調節することにより実施することができる。すなわち、測定された未分解アンモニア濃度が目標の未分解アンモニア濃度よりも高い場合、上記流量を低下させ、低い場合、上記流量を増加させることにより、アンモニア供給量調節工程を実施することができる。このアンモニア供給量調節工程において、測定された未分解アンモニア濃度と目標の未分解アンモニア濃度との間に所定の差がある場合、どの程度流量を増減させるかについては、予め実験的に決定したアンモニアガスの流量の増減と未分解アンモニア濃度の増減との関係に基づいて決定することができる。

一方、未分解アンモニア濃度が目標の未分解アンモニア濃度になっている場合には、アンモニア供給量調節工程が実施されることなく、未分解アンモニア濃度測定工程が再度実施される。

分圧制御工程では、エンリッチガスとしてのプロパン（Ｃ_３Ｈ_８）ガス、ブタンガス（Ｃ_４Ｈ_１０）などの供給量が調節されることにより、ＣＯおよびＣＯ_２の分圧の少なくともいずれか一方の分圧が制御され、ａ_Ｃ値が調整される。具体的には、たとえば、赤外線ガス濃度測定装置を用いて雰囲気中の一酸化炭素の分圧Ｐ_ＣＯおよび二酸化炭素の分圧Ｐ_ＣＯ２が測定される。そして、当該測定値に基づいて、ａ_Ｃ値が目標の値となるように、エンリッチガスとしてのプロパン（Ｃ_３Ｈ_８）ガス、ブタンガス（Ｃ_４Ｈ_１０）などの供給量が調節される。

γの値は、未分解アンモニア濃度制御工程により未分解アンモニア濃度を一定に保持した状態で、分圧制御工程によりａ_Ｃ値を変化させて制御してもよいし、逆に、分圧制御工程によりａ_Ｃ値を一定に保持した状態で、未分解アンモニア濃度制御工程により未分解アンモニア濃度を変化させて制御してもよい。また、未分解アンモニア濃度制御工程および分圧制御工程により未分解アンモニア濃度およびａ_Ｃ値を変化させて、γの値を制御してもよい。

加熱パターン制御工程では、被処理物としての鋼材に付与される加熱履歴が制御される。具体的には、図５に示すように、鋼材が上述の雰囲気制御工程および分圧制御工程によって制御された雰囲気中で、Ａ_１点以上の温度である８００℃以上１０００℃以下の温度、たとえば８５０℃に加熱され、６０分間以上３００分間以下の時間、たとえば１５０分間保持される。当該保持時間が経過するとともに加熱パターン制御工程は終了し、同時に雰囲気制御工程も終了する。

その後、鋼製部材が油中に浸漬（油冷）されることにより、Ａ_１点以上の温度からＭ_Ｓ点以下の温度に冷却される冷却工程が実施される。以上の工程により、鋼材の表層部が浸炭窒化されるとともに焼入硬化される。これにより、本実施の形態の焼入硬化工程（Ｓ２０）は完了する。

このように、本実施の形態に係る軸受部品の製造方法では、焼入硬化工程（Ｓ２０）において表層部における窒素濃度が０．４質量％以上となるように浸炭窒化処理が施され、かつ焼戻工程（Ｓ３０）において２４０℃以上２６０℃以下の温度で焼戻処理が施される。その結果、表層部１１Ｂ，１２Ｂ，１３Ｂにおける残留オーステナイト量が８体積％以下であり、かつ窒化されていない内部１１Ｃ，１２Ｃ，１３Ｃにおける析出物の面積率が１１％以上であり、降伏強度および寿命に優れた外輪１１、内輪１２および玉１３を製造することができる（図１および図２参照）。

安価でかつ降伏強度および寿命が向上した軸受部品を得ることを目的として以下の実験を行った。まず、ＪＩＳ規格ＳＵＪ２からなる鋼材を準備し、当該鋼材に浸炭窒化、焼入および焼戻処理を順に施し、その後研削および仕上げ加工後を施して軸受部品を製造した。そして、表層部における窒素濃度および焼戻温度を変更した場合において以下の試験を行った。

浸炭窒化処理時の雰囲気は、γの値を４．７５、加熱温度を８５０℃とした。γの値が５より大きい場合には、窒素侵入速度が低下して窒素濃度が高い領域が表層に留まり易くなり、研削加工における取代を考慮すると浸炭窒化処理の時間が非常に長くなり実用的ではない。また、ＳＵＪ２材を用いた場合には、８５０℃よりも大幅に高い温度では未分解アンモニア分率を高く保つために多量のアンモニアが必要となるためプロセスが高コスト化する。一方、８５０℃よりも大幅に低い温度では窒素の鋼中への拡散速度が遅くなり処理時間が長くなる。そのため、ＳＵＪ２材の浸炭窒化処理においては８５０℃付近の温度が適切であるといえる。

（１） 表層部における窒素濃度および焼戻温度と残留圧痕深さとの関係
まず、表面部における窒素濃度および焼戻温度が残留圧痕深さに及ぼす影響について調査した。まず、表層部における窒素濃度および焼戻温度を変更した平面試験片を作製した。具体的には、当該窒素濃度が０質量％（ｍａｓｓ％）、０．１ｍａｓｓ％、０．２５ｍａｓｓ％および０．４ｍａｓｓ％の試験片を準備し、それぞれの試験片について１８０℃、２１０℃、２４０℃および２６０℃の温度で焼戻処理を行った。そして、当該試験片の平面に最大接触面圧が４．５ＧＰａ（完全弾性体として仮定）となる荷重でセラミック球（サイズ：３／８インチ）を押し付け、荷重を除いた後の残留圧痕深さを調査した。なお、４．５ＧＰａの値は、市場において転がり軸受に付与される最大接触面圧の最大値とほぼ同じ値である。

図６に、表層部における窒素濃度および焼戻温度と残留圧痕深さとの関係を調査した結果を示す。図６において、横軸は窒素濃度（ｍａｓｓ％）を示し、縦軸は残留圧痕深さ（μｍ）を示している。図６から明らかなように、焼戻温度が１８０℃および２１０℃である場合に比べて、焼戻温度が２４０℃および２６０℃である場合には残留圧痕深さが大きく低下した。また、焼戻温度が１８０℃および２１０℃である場合には、窒素濃度が高くなるに伴い残留圧痕深さが大きくなったのに対し、焼戻温度が２４０℃および２６０℃である場合には窒素濃度が高くなるに伴い残留圧痕深さは逆に小さくなった（塑性変形し難くなる）。この結果より、上記実験の範囲（焼戻温度が１８０℃以上２６０℃以下）では、窒素を含むＳＵＪ２材において、焼戻温度が高くなるに伴い降伏強度が高くなり、高い静的負荷容量が得られることが分かった。

（２） 表層部における窒素濃度と圧痕起点型はく離寿命との関係
次に、高温焼戻（２４０℃、２６０℃）を施した場合における表層部における窒素濃度と圧痕起点型はく離寿命との関係について調査した。まず、玉軸受（軸受型番：６２０６）の内輪形状に加工した試験片を作製した。そして、当該試験片の転走面溝底部において６°等配の人工圧痕を形成し、転動疲労試験を実施した。人工圧痕は、ロックウェル圧子を荷重１９６Ｎで負荷することにより形成した。転動疲労試験は、最大接触面圧を３．２ＧＰａ、内輪回転数を３０００ｒｐｍとし、潤滑油をタービン油ＶＧ５６の循環給油とした。

図７に、表層部における窒素濃度と圧痕起点型はく離寿命との関係について調査した結果を示す。図７は、圧痕起点型はく離寿命のワイブルプロットであり、横軸は寿命（ｈ）、縦軸は累積破損確率（％）を示している。また、図７中において、窒素濃度および焼戻温度は、「窒素濃度−焼戻温度」の表示により示されている。たとえば、「０．４ｍａｓｓ％−２４０℃」の表示は、窒素濃度が０．４ｍａｓｓ％であり、焼戻温度が２４０℃であることを示している。また、参考として、窒素濃度が０．４ｍａｓｓ％で焼戻温度が１８０℃である場合の結果も示している。図７から明らかなように、窒素濃度が０．４ｍａｓｓ％で焼戻温度が２４０℃である場合には、窒素濃度が０ｍａｓｓ％で焼戻温度が１８０℃である場合とほぼ同じ結果が得られた。しかし、窒素濃度が小さくなるに伴い、圧痕起点型はく離寿命は低下した。したがって、降伏強度の向上と寿命の向上とを両立させるためには、上述のように焼戻温度を高温（２４０℃、２６０℃）とし、かつ表層部における窒素濃度を０．４ｍａｓｓ％以上にまで高くすることが必要であることが分かった。

（３） 表層部における窒素濃度および焼戻温度と水素脆性はく離寿命との関係
次に、表層部における窒素濃度および焼戻温度が、転動疲労における耐水素性に及ぼす影響について調査した。ここで、転動疲労における水素源は、潤滑剤そのものや潤滑剤に混入した水であり、これらが接触要素間で生じるすべりなどにより分解して水素が発生し、この水素の一部が鋼中に侵入すると考えられている。

スラスト軸受（軸受型番：５１１０６）の軌道輪を試験片として用いて転動疲労試験を行った。運転パターンは、図８に示す急加減速パターンを用いた。図８において、横軸は時間（ｓｅｃ）を示し、縦軸は回転速度（ｍｉｎ^−１）を示している。また、図８に示すように、０〜０．１ｓｅｃの間に２５００ｍｉｎ^−１の回転速度にまで加速し、その後０．３ｓｅｃの間当該回転速度を維持し、０．１ｓｅｃの間に０ｍｉｎ^−１にまで減速する。このサイクルを繰り返すことにより試験を行った。ボールは、ＳＵＳ４４０Ｃ製のものを用い、数は１７個（標準個数）から１２個に減らした。保持器としては、１２等配にするための樹脂製のものを作製し、最大接触面圧を２．３ＧＰａとした。潤滑油には水溶性のポリグリコール油を用い、これに水素源としての純水を混合した（純水濃度：４０ｍａｓｓ％）。試験機は、軌道輪にはく離が起こり、振動が大きくなった時に自動で停止するようにした。

ここで、水素源である純水が寿命に及ぼす影響（耐水素寿命）が、純水濃度が２０ｍａｓｓ％以上においては変化ないことは予め確認されている。試験後には、潤滑油における純水の割合が若干低下する。そのため、試験後に純水の混合割合を測定して２０ｍａｓｓ％以上であることを確認することで、上記実験の耐水素性の評価としての妥当性を担保している。なお、上記実験後には、３５ｍａｓｓ％程度の純水が残留していた。

図９および表１に、表面窒素濃度および焼戻温度と水素脆性はく離寿命との関係を調査した結果を示す。図９は、耐水素寿命のワイブルプロットであり、横軸は寿命（ｈ）を示し、縦軸は累積破損確率（％）を示している。また、図９中において、窒素濃度および焼戻温度は、図７の場合と同様に「窒素濃度−焼戻温度」の表示により示されている。表１には、各熱処理条件（窒素濃度−焼戻温度）毎のＬ_１０寿命（ｈ）、Ｌ_５０寿命（ｈ）およびワイブルスロープの値を示している。

図９および表１から明らかなように、０ｍａｓｓ％−１８０℃の場合にはＬ_１０寿命が４４ｈであったのに対し、０．４ｍａｓｓ％−１８０℃の場合には１３８ｈ（３．１倍）、０．４ｍａｓｓ％−２４０℃の場合には１７３ｈ（３．９倍）、０．４ｍａｓｓ％−２６０℃の場合には１８５ｈ（４．２倍）となっており、焼戻温度が高くなるに伴い寿命が長くなった。これは、図６に示す結果を用いて説明したように、焼戻温度が高くなるに伴い塑性変形し難くなることに起因すると考えられる。塑性変形に対して水素が及ぼす作用としては、転位の動きを容易にすることや、転位間の相互作用で生成した原子空孔を安定化し増殖をもたらすことなどが知られている。したがって、塑性変形し難いほど長寿命化したものと考えられる。

なお、最長寿命は、０ｍａｓｓ％−１８０℃の場合には２１２ｈであり、０．４ｍａｓｓ％−１８０℃の場合には２４２ｈであり、０．４ｍａｓｓ％−２４０℃の場合には２５１ｈであり、０．４ｍａｓｓ％−２６０℃の場合には２６６ｈであったため、最長寿命としては大きな差はなかった。一方、０ｍａｓｓ％−１８０℃の場合には寿命のばらつきが大きく、その結果Ｌ１０寿命が短くなっているのに対し、０．４ｍａｓｓ％−１８０℃、０．４ｍａｓｓ％−２４０℃および０．４ｍａｓｓ％−２６０℃の場合はいずれも安定して長寿命になると考えられる。

（４） 焼戻温度と残留オーステナイト（γ）量との関係
次に、焼戻温度と残留オーステナイト量との関係について調査した。上述のように、焼戻温度により軸受の静的負荷容量や寿命が変化するが、製品状態の軸受から焼戻温度の条件を直接的に得ることは困難である。しかし、焼戻温度が一定である場合、窒素濃度が０．４ｍａｓｓ％である位置における残留オーステナイト量と焼戻温度との間に相関があるため、当該残留オーステナイト量から間接的に焼戻温度を明らかにすることが可能である。

図１０は、焼戻温度と残留オーステナイト量との関係を示している。図１０において、横軸は焼戻温度（℃）、縦軸は窒素濃度が０．４ｍａｓｓ％の位置における残留オーステナイト量（ｖｏｌ．％）を示している。また、焼戻処理の保持時間は２ｈで一定である。図１０に示すように、焼戻温度が２４０℃である場合には残留オーステナイト量が８体積％（ｖｏｌ．％）以下となり、焼戻温度が２６０℃である場合には５ｖｏｌ．％以下にまで低下することが分かった。

（５） 内部の析出物の面積率と焼戻温度との関係
次に、内部の析出物の面積率と焼戻温度との関係について調査した。製品状態から焼戻温度を間接的に明らかにする方法としては、残留オーステナイト量の他に析出物の面積率を測定する方法がある。これは、焼入処理時の加熱温度(ここでは８５０℃であり、旧オーステナイト結晶粒はＪＩＳ規格で９〜１１番になる)および焼戻処理時の保持時間が一定である場合には、焼戻温度が高くなるに伴い母地に固溶した炭素が析出し、大きなセメンタイト（Ｆｅ_３Ｃ）が形成されるからである。

図１１は、内部の未窒化領域における析出物の面積率と焼戻温度との関係を調査した結果を示している。図１１において、横軸は焼戻温度（℃）を示し、縦軸は析出物の面積率（％）を示している。また、焼戻処理における保持時間は２時間で一定とした。また、図１２〜図１５は、焼戻温度を１８０℃、２１０℃、２４０℃および２６０℃とした場合における鋼材断面の写真であり、鋼材中の析出物が黒く見えている。図１１は、図１２〜図１５の写真より黒く見える析出物の面積率を算出し、焼戻温度との関係を示したものである。また、図１６は、焼入処理時の加熱温度を８５０℃とした場合での、内部の未窒化領域における旧オーステナイト結晶粒の写真である。

図１１より、焼戻温度が２４０℃である場合には面積率が１１％以上となり、２６０℃である場合には１２％以上にまで増加することが分かった。なお、析出物の面積率の判定を内部の未窒化領域で行う理由は、窒化された表層部は炭素の固溶限濃度が変化しているため、析出物の面積率が大きく変動するからである。また、浸炭窒化処理温度や焼入加熱温度でも当該面積率は変動するが、これらは旧オーステナイト結晶粒の平均粒径により推定することが可能である。図１６に示すように、加熱温度が８５０℃である場合での未窒化領域における旧オーステナイト結晶粒の粒度番号は９．５番であった。上記（１）〜（５）の検討より、ＪＩＳ規格ＳＵＪ２からなる鋼材に浸炭窒化処理および焼入処理を施して表面（転走面または転動面）における窒素濃度を０．４ｍａｓｓ％以上とし、かつ２４０℃以上の温度で焼戻処理を行うことにより、安価でかつ降伏強度および寿命が向上した軸受部品が得られることが分かった。

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。

本発明の軸受部品および転がり軸受は、転走面または転動面を含む表層部が窒化された軸受部品および当該軸受部品を備える転がり軸受において、特に有利に適用され得る。

１ 深溝玉軸受、１１ 外輪、１１Ａ 外輪転走面、１２ 内輪、１２Ａ 内輪転走面、１１Ｂ，１２Ｂ，１３Ｂ 表層部、１１Ｃ，１２Ｃ，１３Ｃ 内部、１１Ｄ，１２Ｄ，１３Ｄ 窒素富化層、１３ 玉、１３Ａ 転動面、１４ 保持器。

Claims (7)

1. 軸受鋼からなり、転走面または転動面を含む表層部が窒化された軸受部品であって、
   前記表層部における窒素濃度が０．４質量％以上であり、
   窒化されていない内部における析出物の面積率が１１％以上であり、
   前記表層部における残留オーステナイト量が８体積％以下である、軸受部品。
2. 前記析出物の面積率が１２％以上である、請求項１に記載の軸受部品。
3. 前記表層部における残留オーステナイト量が５体積％以下である、請求項１または２に記載の軸受部品。
4. ＪＩＳ規格ＳＵＪ２からなる、請求項１〜３のいずれか１項に記載の軸受部品。
5. 窒化されていない内部における旧オーステナイト結晶粒の粒度番号が９番以上１１番以下である、請求項１〜４のいずれか１項に記載の軸受部品。
6. 前記表層部は、浸炭窒化処理により窒化されており、
   前記浸炭窒化処理は、前記軸受部品中の炭素の活量をａ_ｃ、前記浸炭窒化処理において前記軸受部品が配置される熱処理炉内の未分解アンモニア濃度をＣ_Ｎとした場合に、γ＝ａ_ｃ／Ｃ_Ｎで定義されるγの値が２以上５以下の範囲となるように実施される、請求項１〜５のいずれか１項に記載の軸受部品。
7. 内周面に転走面を有する外輪と、
   外周面に転走面を有し、前記外輪の内側に配置される内輪と、
   転動面において前記転走面に接触し、円環状の軌道上に並べて配置される複数の転動体とを備え、
   前記外輪、前記内輪および前記転動体のうち少なくともいずれかは、請求項１〜６のいずれか１項に記載の軸受部品である、転がり軸受。