JP2014237871A - 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を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】０．９５質量％以上１．１質量％以下の炭素と、０．３質量％未満の珪素と、０．５質量％未満のマンガンと、０．００８質量％未満の硫黄と、１．４質量％以上１．６質量％未満のクロムとを含み、残部鉄および不純物からなる鋼からなり、他の部品と接触する面である接触面（１１Ａ，１２Ａ，１３Ａ）を含む表層部に浸炭窒化層が形成された軸受部品（１１，１２，１３）である。上記表層部における平均窒素濃度が０．３質量％以上０．６質量％以下であり、かつ、上記表層部における窒素濃度のばらつきが０．１質量％以下である。上記表層部における残留オーステナイト量が８体積％以下である。ａ_ｃ ^＊が０．８８以上１．２７以下、αが０．０１２以上０．０２０以下で浸炭窒化層が形成される。
【選択図】図１

Description

本発明は、軸受部品および転がり軸受に関し、より特定的には、安価でかつ降伏強度および寿命が向上し、さらに製造コストが低減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。

転がり軸受などに用いられる軸受部品の耐久性を向上させる対策として、浸炭窒化処理が知られている（たとえば、特許文献１および２参照）。浸炭窒化処理は、鋼をＡ_１変態点以上の温度に加熱して炭素および窒素を鋼中に侵入拡散させた後、当該鋼を焼入れする熱処理である。浸炭窒化処理は、転がり軸受の重要な性能である異物混入潤滑下における寿命の延命に対して有効である。

また、転がり軸受の他の重要な機能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。

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２００７−２７７６４８号公報 特開２００８−２６７４０２号公報

近年の軸受部品への耐久性向上の要求を考慮すると、従来の浸炭窒化処理では用途によっては十分な耐久性を付与することが困難である場合がある。また、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。さらに、浸炭窒化処理の効率化を図ることにより軸受部品の製造コストを低減することも必要である。

本発明は、上記課題に鑑みてなされたものであり、その目的は、安価でかつ降伏硬度および寿命が向上し、さらに製造コストが低減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を提供することである。

本発明に従った軸受部品は、０．９５質量％以上１．１質量％以下の炭素と、０．３質量％未満の珪素と、０．５質量％未満のマンガンと、０．００８質量％未満の硫黄と、１．４質量％以上１．６質量％未満のクロムとを含み、残部鉄および不純物からなる鋼からなり、他の部品と接触する面である接触面を含む表層部に浸炭窒化層が形成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平均窒素濃度が０．３質量％以上０．６質量％以下であり、かつ、上記表層部における窒素濃度のばらつきが０．１質量％である。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％以下である。上記軸受部品では、未分解アンモニア分圧をＰ_Ｎ、水素分圧をＰ_Ｈとした場合に、以下の式（１）で定義されるａ_ｃ ^＊が０．８８以上１．２７以下、式（２）で定義されるαが０．０１２以上０．０２０以下となるように浸炭窒化処理を行うことにより浸炭窒化層が形成されている、

本発明者は、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、さらに製造コストを低減するための方策について鋭意検討を行った。その結果、以下のような知見を得て、本発明に想到した。

軸受部品において、他の部品と接触する接触面（たとえば軌道輪の転走面や玉およびころの転動面など）およびその直下では、亀裂などの損傷が発生し易い。これに対して、上記接触面に浸炭窒化処理を施すことにより軸受部品の耐久性の向上を図ることができる。

本発明者の検討によると、上記接触面を含む表層部の窒素濃度が０．２質量％未満である場合には、異物混入潤滑下における軸受部品の寿命が低下する。そのため、軸受部品の寿命の低下を抑制するためには、上記表層部の窒素濃度を少なくとも０．２質量％以上に
する必要がある。一方、上記表層部の窒素濃度が０．７質量％を超える場合には母地中のクロムが殆ど消失するために焼入性が低下し、その結果不完全焼入が発生し易くなる。そのため、焼入性の低下および不完全焼入の発生を抑制するためには、上記表層部の窒素濃度は０．７質量％以下にする必要がある。

また、軸受部品は、成形された鋼材に対して浸炭窒化処理や焼戻処理などの熱処理を施し、その後上記接触面に仕上げ加工を施すことにより製造される。そして、上記熱処理を施すことにより鋼材が変形する場合があり（たとえば軌道輪が楕円形となり真円度が崩れる場合がある）、仕上げ加工時の研削取り代にばらつきが生じる場合がある。そのため、従来の軸受部品では、上記表層部において窒素濃度のばらつきが大きくなるという問題がある。

これに対して、本発明に従った軸受部品では、上記表層部における平均窒素濃度が０．３質量％以上０．６質量％以下であり、かつ、上記表層部における窒素濃度のばらつきが０．１質量％以下にまで低減されている。そのため、上記軸受部品では、上記表層部の窒素濃度が０．２質量％以上０．７質量％以下となっており、異物混入潤滑下における寿命の低下が抑制されている。したがって、本発明に従った軸受部品によれば、寿命が向上した軸受部品をより確実に提供することができる。

また、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、表層部の残留オーステナイト量が８体積％以下にまで低下し、その結果材料の降伏強度が向上する。つまり、表層部の残留オーステナイト量が８体積％以下にまで低下した上記軸受部品では、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、上述のように、軸受部品においては表層部の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、焼戻温度を上げて表層部の残留オーステナイト量を８体積％以下にすることにより、表層部の窒素濃度を上記範囲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、本発明者のさらなる検討によると、αの値が０．０１２以下においては、浸炭窒化処理により所定時間内に鋼に侵入する窒素侵入量はαの値が大きくなるにつれて、ほぼ一定の割合で増加するが、αの値が０．０１２を超えると上記窒素侵入量の増加割合は低下する。したがって、αの値を０．０１２以上とすることにより、浸炭窒化における鋼への窒素の導入を効率よく実施することができる。一方、αの値が０．０２０を超えると所定時間内の窒素侵入量が飽和するとともに、スーティング（熱処理炉内に煤が発生して処理対象物に付着する現象）が発生し易くなり、処理対象物において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。そのため、αの値は、０．０１２以上０．０２０以下にすることが好ましく、０．０１３以上０．０１８以下にすることがより好ましい。

さらに、ａ_ｃ ^＊の値は、鋼の表層部が脱炭することを防止するために０．８８以上とすることが好ましい。一方、ａ_ｃ ^＊の値が１．２７を超えると、鋼の表層部に過大な炭化物（セメンタイト：Ｆｅ_３Ｃ）が形成され、鋼の特性に悪影響を及ぼすおそれがある。そのため、ａ_ｃ ^＊の値は、０．８８以上１．２７以下であることが好ましく、０．９以上１．１以下であることがより好ましい。さらに、さらに、ａ_ｃ ^＊の値を１．００よりも大きく
すると、スーティングが発生するおそれがあるとともに、鋼が過浸炭となる。そのため、特に過浸炭を防止する観点から、ａ_ｃ ^＊の値は１．００以下とすることがより好ましい。このように、αが０．０１２以上０．０２０以下、ａ_ｃ ^＊が０．８８以上１．２７以下となる雰囲気下で浸炭窒化処理を行うことにより、軸受部品の表層部における炭素濃度が適切に保持されるとともに、浸炭窒化処理の効率化が図られる。その結果、軸受部品の製造コストの低減を図ることができる。したがって、本発明に従った軸受部品によれば、安価でかつ降伏硬度および寿命が向上し、さらに製造コストが低減された軸受部品を提供することができる。

また、本発明に従った軸受部品において、「表層部」とは上記接触面から上記軸受部品の厚み方向において深さ２０μｍまでの領域を意味する。また、「表層部における平均窒素濃度」および「表層部における窒素濃度のばらつき」は、後述する本発明の実施の形態において規定される通りである。

次に、本発明に従った軸受部品を構成する鋼の成分組成を上記範囲に設定した理由について説明する。

炭素：０．９５質量％以上１．１質量％以下
炭素含有量は、焼入硬化後における軸受部品の硬度および炭化物量に大きな影響を与える。鋼の炭素含有量が０．９５質量％以上である場合には、熱処理により鋼中に多くの炭素を導入することなく、十分な硬度および炭化物量を達成することができる。一方、炭素含有量が１．１質量％を超える場合には、鋼の製造時点において大型の炭化物が形成され、当該炭化物が軸受部品の耐久性に悪影響を与える可能性がある。そのため、炭素含有量は０．９５質量％以上１．１質量％以下とした。

珪素：０．３質量％未満
珪素は、鋼中の水素吸蔵量を増加させ、水素脆性を助長する。鋼の珪素含有量が０．３質量％以上である場合には、水素が鋼中に入り易い用途において水素脆性による剥離が起こり易くなる。そのため、上記軸受部品では、鋼の珪素含有量を０．３質量％未満に低く設定した。

マンガン：０．５質量％未満
マンガンは、鋼の焼入性と焼入前の鋼の硬度に寄与する。しかし、マンガン含有量が０．５質量％以上である場合には焼入前の素材の硬度が高くなり、冷間工程における加工性が低下する。そのため、マンガン含有量は０．５質量％未満とした。

硫黄：０．００８質量％未満
硫黄は、マンガンなどと化学結合して硫化マンガンなどの非金属介在物を形成する。この非金属介在物は、軸受の寿命に悪影響を与える可能性がある。そのため、上記軸受部品では、鋼の硫黄含有量を０．００８質量％未満に低く設定した。

クロム：１．４質量％以上１．６質量％未満
クロムは、鋼の焼入性の向上に寄与する。また、本発明に従った軸受部品では、水素脆性による剥離を防ぐために珪素含有量が低くなっているため、焼入性が低下している。そこで、珪素含有量を低くしたことによる焼入性の低下を補うために、上記軸受部品では、鋼のクロム含有量を１．４質量％以上１．６質量％未満に高く設定した。

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５体積％以下であってもよい。

焼戻温度をさらに高くした場合には、表層部の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。

上記軸受部品では、上記軸受部品の厚み方向における窒素濃度の傾きが−１５（１／ｍ）以上であってもよい。上記窒素濃度の傾きは、後述する実施例において説明するように測定される。これにより、上記接触面に仕上げ加工を施した後の上記表層部における窒素濃度のばらつきを容易に低減することができる。

また、「窒素濃度の傾き」とは、上記接触面に研削処理などの仕上げ加工を施す前における窒素濃度の傾きでもよいし、上記接触面に仕上げ加工を施した後（すなわち製品状態）の窒素濃度の傾きでもよい。すなわち、上記軸受部品では、上記接触面に仕上げ加工を施す前において上記窒素濃度の傾きが−１５（１／ｍ）以上でもよいし、上記仕上げ加工を施した後において上記窒素濃度の傾きが−１５（１／ｍ）以上でもよいし、上記仕上げ加工を施す前および施した後のいずれにおいても上記窒素濃度の傾きが−１５（１／ｍ）以上でもよい。

上記軸受部品において、上記表層部には、直径が０．３μｍ以上０．５μｍ以下である炭窒化物が１００μｍ^２当たり５個以上存在していてもよい。

本発明者の検討によると、上記表層部に直径０．３μｍ以上０．５μｍ以下の炭窒化物が１００μｍ^２当たり５個以上存在する場合には、当該炭窒化物の析出強化によって軸受部品の静的負荷容量が向上する。したがって、上記表層部における上記炭窒化物の存在量を上記範囲に規定することにより、軸受部品の静的負荷容量をより向上させることができる。なお、この場合には、上記表層部における炭素濃度は０．９質量％以上１．１質量％以下となる。

ここで、「表層部に直径０．３μｍ以上０．５μｍ以下の炭窒化物が１００μｍ^２当たり５個以上存在する」とは、上記接触面に垂直な断面で上記軸受部品を切断し、得られた断面の表層部を顕微鏡で観察した場合に直径０．３μｍ以上０．５μｍ以下の炭窒化物が１００μｍ^２当たり５個以上確認されることをいう。また、「炭窒化物」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換されたものであり、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、鋼に含まれる合金元素を含んでいてもよい。

上記軸受部品では、上記接触面以外の面である非研削面を含む非研削部における窒素濃度が０．７質量％未満であってもよい。

本発明者の検討によると、上記非研削部の窒素濃度が０．７質量％以上である場合には焼入性が低下して不完全焼入組織が発生し易くなる。したがって、焼入性の低下および不完全焼入組織の発生を抑制するため、上記非研削部における窒素濃度を０．７質量％未満とすることが好ましい。なお、「非研削部」とは、上記非研削面から上記軸受部品の厚み方向において深さ２０μｍまでの領域を意味する。また、この場合には、上記非研削面から０．１ｍｍの深さの位置における硬度が７００ＨＶ以上となる。

上記軸受部品では、加熱温度を５００℃、保持時間を１時間とした熱処理を行った後において、上記接触面から０．４（ｍｍ）の深さの位置におけるビッカース硬度が、上記軸受部品の厚み方向において上記浸炭窒化層が形成されていない領域におけるビッカース硬度より８０ＨＶ以上高くなっていてもよい。

これにより、上記接触面における窒素濃度が０．４質量％以上であることを保証するこ
とができる。

本発明に従った転がり軸受は、降伏強度および寿命が向上した上記本発明に従った軸受部品を備えている。したがって、本発明に従った転がり軸受によれば、耐久性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、さらに製造コストが低減され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、耐久性が向上し、かつ製造コストが低減された転がり軸受を提供することができる。

本実施の形態に係る深溝玉軸受の構造を示す概略断面図である。 本実施の形態に係る軸受部品における窒素濃度の測定方法を説明するための概略図である。 本実施の形態に係る軸受部品における窒素濃度の測定結果を示すグラフである。 本実施の形態に係る軸受部品の製造方法を説明するためのフローチャートである。 本実施の形態に係る軸受部品の製造方法における焼入硬化工程（Ｓ２０）の詳細を説明するための概略図である。 図５の雰囲気制御工程に含まれる未分解ＮＨ_３分圧制御工程を説明するための概略図である。 図５の雰囲気制御工程に含まれるＨ_２分圧制御工程を説明するための図である。 図５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。 圧痕起点型はく離寿命試験における表層部の窒素濃度とＬ_１０寿命との関係を示すグラフである。 清浄油寿命試験における表層部の窒素濃度のばらつきとＬ_１０寿命との関係を示すグラフである。 内輪の表層付近における窒素濃度分布を示すグラフである。 比較例の試験片の断面ＳＥＭ写真である。 実施例の試験片の断面ＳＥＭ写真である。 炭窒化物の存在が圧痕深さに及ぼす影響を示すグラフである。 サンプル中の窒素濃度の測定方法を説明するための概略図である。 焼戻温度と断面硬度差分との関係を示すグラフである。 窒素濃度と断面硬度差分との関係を示すグラフである。 窒素濃度が０．１質量％以下の範囲における窒素濃度と断面硬度差分との関係を示すグラフである。 浸炭窒化処理後における鋼中の窒素濃度分布を示すグラフである。 窒素拡散処理後における鋼中の窒素濃度分布を示すグラフである。 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。 ａ_ｃ ^＊の値が０．８である場合の炭素濃度および窒素濃度分布を示す図である。 ａ_ｃ ^＊の値が０．９５である場合の炭素濃度および窒素濃度分布を示す図である。 αの値が０．０２７である場合の窒素濃度分布を示す図である。 αの値が０．００５である場合の窒素濃度分布を示す図である。

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、図１を参照して、本実施の形態に係る転がり軸受としての深溝玉軸受１の構造について説明する。深溝玉軸受１は、環状の外輪１１と、外輪１１の内側に配置された環状の内輪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の内周面には外輪転走面１１Ａが形成されており、内輪１２の外周面には内輪転走面１２Ａが形成されている。内輪１２は、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に接触し、かつ保持器１４により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、外輪１１および内輪１２の円環状の軌道上に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。また、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、玉１３）の構造について説明する。上記軸受部品は、０．９５質量％以上１．１質量％以下の炭素と、０．３質量％未満の珪素と、０．５質量％未満のマンガンと、０．００８質量％未満の硫黄と、１．４質量％以上１．６質量％未満のクロムとを含み、残部鉄および不純物からなる鋼からなっている。上記軸受部品は、他の部品と接触する接触面（外輪転走面１１Ａ、内輪転走面１２Ａ、転動面１３Ａ）を有しており、上記接触面を含む表層部には浸炭窒化層が形成されている。

上記軸受部品では、上記表層部における平均窒素濃度が０．３質量％以上０．６質量％以下となっており、かつ上記表層部における窒素濃度のばらつきが０．１質量％以下となっている。これにより、上記軸受部品では、異物混入潤滑下における寿命が向上しており、かつ不完全焼入組織の発生も抑制されている。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（好ましくは５体積％以下）となっている。また、上記軸受部品では、浸炭窒化層が形成されていない内部（未窒化領域）における析出物の面積率が１１％以上（好ましくは１２％以上）となっている。これにより、上記軸受部品の材料の降伏強度が向上している。また、上記軸受部品では、後述するように未分解アンモニア分圧をＰ_Ｎ、水素分圧をＰ_Ｈとした場合に、上記の式（１）で定義されるａ_ｃ ^＊が０．８８以上１．２７以下、上記の式（２）で定義されるαが０．０１２以上０．０２０以下となるように浸炭窒化処理を行うことにより浸炭窒化層が形成されている。そのため、上記軸受部品は、製造コストがより低減されたものとなっている。したがって、上記軸受部品（外輪１１、内輪１２、玉１３）は降伏強度および寿命が向上し、さらに製造コストが低減されたものとなっており、上記軸受部品を備える深溝玉軸受１は耐久性が
向上し、かつ製造コストが低減されたものとなっている。

また、上記軸受部品において、「表層部における平均窒素濃度」および「表層部における窒素濃度のばらつき」は以下のように測定される。ここでは、内輪１２について測定する場合を例として説明する。

図２を参照して、まず、内輪１２の接触面（内輪転走面１２Ａ）上の任意の箇所に測定点Ｓ１が設定される。次に、測定点Ｓ１から見て円周方向にθ（３０°）ずれた測定点Ｓ２と、測定点Ｓ２から見て円周方向にθ（３０°）ずれた測定点Ｓ３と、測定点Ｓ３から見て円周方向にθ（３０°）ずれた測定点Ｓ４と、測定点Ｓ４から見て円周方向にθ（３０°）ずれた測定点Ｓ５と、測定点Ｓ５から見て円周方向にθ（３０°）ずれた測定点Ｓ６とがそれぞれ設定される。このようにして、内輪１２の接触面上に円周方向に沿って３０°ずつずれた複数の測定点Ｓ１〜Ｓ６が設定される。なお、測定点Ｓ１〜Ｓ６は、内輪１２の接触面上において軸方向中央部に設定される。

内輪１２などの軌道輪は熱処理により楕円形に変形して真円度が崩れる場合があり、これにより研削加工後の表層部における窒素濃度にばらつきが生じる場合がある。これに対して、円周方向に沿って３０°ずつずれた測定点Ｓ１〜Ｓ６を設定した場合には、測定点が円周方向のほぼ半周分の領域に分散配置されるため、実質的に測定点Ｓ１〜Ｓ６に窒素濃度の最大値および最小値を含めることができる。そのため、測定点Ｓ１〜Ｓ６での測定値に基づいた評価を行うことにより、「表層部における平均窒素濃度」および「表層部における窒素濃度のばらつき」をより正確に評価することができる。

図３は、測定点Ｓ１〜Ｓ６（横軸）において測定された表層部の窒素濃度（縦軸）を示している。図３中の縦軸に示される各々の窒素濃度の平均値を、「表層部における平均窒素濃度」とすることができる。また、当該「表層部における平均窒素濃度」と測定点Ｓ１〜Ｓ６における測定値との差のうち最も大きい値を、「表層部における窒素濃度のばらつき」とすることができる。

また、上記軸受部品（外輪１１、内輪１２、玉１３）では、上記接触面（外輪転走面１１Ａ、内輪転走面１２Ａ、転動面１３Ａ）に仕上げ加工を施す前において、厚み方向における窒素濃度の傾きが−１５（１／ｍ）以上となっていてもよい。これにより、上記接触面に仕上げ加工を施した後において、上記表層部における窒素濃度のばらつきを０．１質量％以下にまで低減することができる。なお、上記軸受部品では、上記接触面に仕上げ加工を施した後においても、厚み方向における窒素濃度の傾きが−１５（１／ｍ）以上となっていてもよい。

また、上記軸受部品（外輪１１、内輪１２、玉１３）では、上記表層部に直径が０．３μｍ以上０．５μｍ以下である炭窒化物が１００μｍ^２当たり５個以上存在していてもよい。これにより、軸受部品の静的負荷容量をより向上させることができる。

また、上記軸受部品（外輪１１、内輪１２、玉１３）では、上記接触面（外輪転走面１１Ａ、内輪転走面１２Ａ、転動面１３Ａ）以外の面である非研削面１１Ｂ，１２Ｂを含む非研削部における窒素濃度が０．７質量％未満であってもよい。これにより、焼入性の低下および不完全焼入組織の発生を抑制することができる。

また、上記軸受部品（外輪１１、内輪１２、玉１３）では、加熱温度を５００℃、保持時間を１時間とした熱処理を行った後において、上記接触面（外輪転走面１１Ａ、内輪転走面１２Ａ、転動面１３Ａ）から０．４（ｍｍ）の深さの位置におけるビッカース硬度が、上記軸受部品の厚み方向において浸炭窒化層が形成されていない領域におけるビッカー
ス硬度より８０ＨＶ以上高くなっていてもよい。これにより、上記接触面における窒素濃度が０．４質量％以上であることを保証することができる。

次に、本実施の形態に係る軸受部品の製造方法について説明する。本実施の形態に係る軸受部品の製造方法では、上記本実施の形態に係る軸受部品（外輪１１、内輪１２、玉１３）を製造することができる。

図４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、０．９５質量％以上１．１質量％以下の炭素と、０．３質量％未満の珪素と、０．５質量％未満のマンガンと、０．００８質量％未満の硫黄と、１．４質量％以上１．６質量％未満のクロムとを含み、残部鉄および不純物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。

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および窒素拡散処理が順に施された後、当該鋼材がＭ_ｓ点（マルテンサイト変態開始点）以下の温度にまで冷却される。この工程（Ｓ２０）については後に詳述する。

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点以下の温度で熱処理が施される。より具体的には、上記工程（Ｓ２０）が完了した後、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℃以下の温度で鋼材が所定時間（たとえば２時間）保持されることにより当該鋼材に焼戻処理が施される。その後、当該鋼材は室温の空気により冷却される（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、仕上げ工程が実施される。この工程（Ｓ４０）では、焼戻処理が施された鋼材の接触面（外輪転走面１１Ａ、内輪転走面１２Ａおよび転動面１３Ａ）に対する研削加工が実施される。これにより、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（図１参照）が製造され、本実施の形態に係る軸受部品の製造方法が完了する。そして、製造された外輪１１、内輪１２および玉１３が組み合わされることにより深溝玉軸受１（図１参照）が製造される。

次に、焼入硬化工程（Ｓ２０）について、図５〜図８を参照して詳細に説明する。図５は、当該焼入硬化工程（Ｓ２０）を詳細に説明するための図である。図６は、図５の雰囲気制御工程に含まれる未分解アンモニア（ＮＨ_３）分圧制御工程を説明するための図である。また、図７は、図５の雰囲気制御工程に含まれる水素（Ｈ_２）分圧制御工程を説明するための図である。また、図８は、図５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（温度履歴）の一例を示す図である。図８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。

図５を参照して、焼入硬化工程（Ｓ２０）では、まず、上記工程（Ｓ１０）において準備された鋼材が浸炭窒化される浸炭窒化工程が実施される。次に、浸炭窒化工程において鋼中に侵入した窒素を拡散させるための窒素拡散工程が実施される。そして、窒素拡散工程が完了した後に、鋼材をＭ_ｓ点以下の温度にまで冷却する冷却工程が実施される。浸炭窒化工程では、アンモニア、一酸化炭素、二酸化炭素および水素を含む雰囲気中において鋼材が加熱される。

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３０と、熱処理炉内において被処理物である鋼材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４０とを備えている。この雰囲気制御工程３０と加熱パターン制御工程４０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３０は、熱処理炉内の未分解アンモニア分圧が制御される未分解ＮＨ_３分圧制御工程３１と、熱処理炉内の水素分圧が制御されるＨ_２分圧制御工程３２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が制御されるＣＯ／ＣＯ_２分圧制御工程３３とを含んでいる。

ＣＯ／ＣＯ_２分圧制御工程３３では、下記の式（１）を参照して、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、炭素活量（ａ_ｃ ^＊）が制御される。なお、活量の定義上、厳密にはａ_ｃ＞１となることはない。よって、ａ_ｃ ^＊≦１である場合にはａ_ｃ ^＊＝ａ_ｃとし、ａ_ｃ ^＊＞１の場合（たとえば一酸化炭素の分圧（Ｐ_ＣＯ）が高く、二酸化炭素の分圧（Ｐ_ＣＯ２）が低い場合など）には、ａ_ｃ ^＊は下記の式（１）に従う変数であるとする。

そして、雰囲気制御工程３０においては、上記の式（１）で定義されるａ_ｃ ^＊が０．８８以上１．２７以下（好ましくは０．９以上１．１以下）となり、かつ下記の式（２）で表わされるαの値が０．０１２以上０．０２０以下（好ましくは０．０１３以上０．０１８以下）の範囲になるように、未分解ＮＨ_３分圧制御工程３１、Ｈ_２分圧制御工程３２およびＣＯ／ＣＯ_２分圧制御工程３３が実施される。式（２）においてＰ_Ｎ（ａｔｍ）は未分解アンモニアの分圧であり、Ｐ_Ｈ（ａｔｍ）は水素の分圧である。

具体的には、図６を参照して、未分解ＮＨ_３分圧制御工程３１では、まず、熱処理炉内の未分解アンモニア分圧を測定する未分解ＮＨ_３分圧測定工程（Ｓ１１）が実施される。未分解アンモニア分圧の測定は、たとえばガスクロマトグラフや赤外線分析計を用いて実施することができる。そして、工程（Ｓ１１）において測定された未分解アンモニア分圧に基づいて、熱処理炉へのアンモニアガスの供給量を増減させるＮＨ_３供給量調節工程（Ｓ１３）の実施の要否を判断する、未分解ＮＨ_３分圧判断工程（Ｓ１２）が実施される。当該判断は、αの値が０．０１２以上０．０２０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分圧と、測定された未分解アンモニア分圧とを比較し、測定された未分解アンモニア分圧が目標の未分解アンモニア分圧になっているかどうかを判定することにより実施される。

未分解アンモニア分圧が目標の未分解アンモニア分圧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分圧を増減させるための工程（Ｓ１３）が実施された後、工程（Ｓ１１）が再度実施される。工程（Ｓ１３）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の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分圧が目標の未分解アンモニア分圧よりも高い場合、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、工程（Ｓ１３）を実施することができる。この工程（Ｓ１３）において、測定された未分解アンモニア分圧と目標の未分解アンモニア分圧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分圧の増減との関係に基づいて決定することができる。

一方、未分解アンモニア分圧が目標の未分解アンモニア分圧になっている場合には、工程（Ｓ１３）が実施されることなく、工程（Ｓ１１）が再度実施される。

また、Ｈ_２分圧制御工程３２は、上述の未分解ＮＨ_３分圧制御工程３１と同様に実施される。すなわち、図７を参照して、Ｈ_２分圧制御工程３２では、まず、熱処理炉内の水素分圧を測定するＨ_２分圧測定工程（Ｓ２１）が実施される。水素分圧の測定は、たとえば熱伝導ガス分析計を用いて実施することができる。そして、工程（Ｓ２１）において測定された水素分圧に基づいて、熱処理炉への水素ガスの供給量を増減させるＨ_２供給量調節工程（Ｓ２３）の実施の要否を判断する、水素分圧判断工程（Ｓ２２）が実施される。当該判断は、αの値が０．０１２以上０．０２０以下の範囲になるように予め決定された目標の水素分圧と、測定された水素分圧とを比較し、測定された水素分圧が目標の水素分圧になっているかどうかを判定することにより実施される。

水素分圧が目標の水素分圧になっていない場合には、熱処理炉内の水素分圧を増減させるための工程（Ｓ２３）が実施された後、工程（Ｓ２１）が再度実施される。工程（Ｓ２３）は、たとえば、熱処理炉に配管を介して連結された水素ガスのボンベから単位時間に熱処理炉に流入する水素の量（水素ガスの流量）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、測定された水素分圧が目標の水素分圧よりも高い場合、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、工程（Ｓ２３）を実施することができる。この工程（Ｓ２３）において、測定された水素分圧と水素分圧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、アンモニアの場合と同様に、予め実験的に決定した水素ガスの流量の増減と水素分圧の増減との関係に基づいて決定することができる。

一方、水素分圧が目標の水素分圧になっている場合には、工程（Ｓ２３）が実施されることなく、工程（Ｓ２１）が再度実施される。

図５を参照して、ＣＯ／ＣＯ_２分圧制御工程３３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 ^＊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、上記の式（１）で定義されるａ_ｃ ^＊が０．８８以上１．２７以下の範囲内の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。

ここで、αの値は、上記の式（２）を参照して、未分解ＮＨ_３分圧制御工程３１、Ｈ_２分圧制御工程３２およびＣＯ／ＣＯ_２分圧制御工程３３により、それぞれ未分解アンモニア分圧、水素分圧およびａ_ｃ ^＊の少なくともいずれか１つを変化させることにより制御することができる。すなわち、αの値は、たとえば未分解ＮＨ_３分圧制御工程３１およびＣＯ／ＣＯ_２分圧制御工程３３により、未分解アンモニア分圧およびａ_ｃ ^＊を一定に保持した状態で、Ｈ_２分圧制御工程３２により水素分圧を変化させて制御してもよいし、Ｈ_２分圧制御工程３２およびＣＯ／ＣＯ_２分圧制御工程３３により、水素分圧およびａ_ｃ ^＊値を一定に保持した状態で、未分解ＮＨ_３分圧制御工程３１により未分解アンモニア分圧を変化させて制御してもよい。

さらに、図５を参照して、加熱パターン制御工程４０では、鋼材に付与される加熱履歴が制御される。具体的には、図８に示すように、鋼材が上述の雰囲気制御工程３０によって制御された雰囲気中で、Ａ_１変態点以上である８２０℃以上８８０℃以下（好ましくは８３０℃以上８７０℃以下）の温度で加熱され、１８０分以上６００分以下（好ましくは２４０分以上４８０分以下）の時間保持される。そして、上記保持時間が経過するとともに加熱パターン制御工程４０は終了し、同時に雰囲気制御工程３０も終了する。

図５を参照して、浸炭窒化工程が終了した後に窒素拡散工程が実施される。この工程では、上記浸炭窒化工程での処理温度以下の温度で鋼材が加熱され、３０分以上１２０分以下（好ましくは４５分以上９０分以下）の時間保持される。これにより、鋼中に侵入した窒素を拡散させることができる。また、この工程では、ａ_ｃ ^＊が０．８８以上１．２７以下（好ましくは０．９以上１．１以下）となり、かつ、αの値が０．００３以上０．０１２以下（好ましくは０．００３以上０．００８以下）の範囲となるように熱処理炉内の雰囲気が制御される。ａ_ｃ ^＊値およびα値の制御は、上記浸炭窒化工程の場合と同様に実施することができる。

図５を参照して、窒素拡散工程が終了した後に冷却工程が実施される。この工程では、鋼材が油中に浸漬（油冷）されることにより、Ｍ_Ｓ点以下の温度にまで冷却される。以上の工程（浸炭窒化工程、窒素拡散工程および冷却工程）が順に実施されることにより、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。

（実施例１）
まず、軸受部品の耐久性に対して、表層部の平均窒素濃度および窒素濃度のばらつきが及ぼす影響を調査した。具体的には、圧痕起点型はく離寿命および清浄油潤滑寿命を評価した。実験手順は以下の通りである。

試験は、ＪＩＳ規格６２０６型番の深溝玉軸受（内径３０ｍｍ、外径６２ｍｍ、幅１６ｍｍ、転動体９個）を用いて実施した。まず、上記本実施の形態と同様の手順により内輪を作製した（浸炭窒化温度：８５０℃、焼戻温度：２４０℃）。浸炭窒化工程では未分解アンモニア分圧、水素分圧、炭素の活量、熱処理時間および焼入温度を調整することにより、内輪の表面付近に侵入する窒素の濃度分布を制御した。また、比較のため、浸炭窒化工程後に窒素拡散工程を実施しない内輪も作製した。
（圧痕起点型はく離寿命試験）
作製した内輪の転走面の溝底部中央に円すい型ダイヤモンドのロックウェル硬さ測定用圧子を荷重１９６Ｎで押し付けて圧痕を形成した。圧痕は内輪１個当り３０個形成し、周方向に等間隔に（すなわち中心角１２°ごとに）形成した。

次に、作製した内輪と、外輪、転動体および保持機とを組合わせて軸受を作製した。そ
して、作製した軸受を用いて圧痕起点型はく離寿命試験を行った。試験機には、２個の軸受に対して均等にラジアル荷重を負荷する構造のものを用いた。１個の軸受に対して約３．０４ＧＰａの荷重を負荷し、３０００ｒｐｍの回転数で軸受を回転させて試験を行った。また、潤滑は試験軸受が配置されたハウジング内に定量の油を流し続けることにより行った。
（清浄油寿命試験）
作製した内輪と、外輪、転動体および保持器とを組合わせて軸受を作製した。ここで、内輪、外輪および転動体の表層部における窒素濃度を０．４質量％とした。そして、作製した軸受を用いて清浄油寿命試験を行った。１個の軸受に対して約３．０４ＧＰａの荷重を負荷し、２０００ｒｐｍの回転数で軸受を回転させて試験を行った。また、潤滑は試験軸受が配置されたハウジング内に定量の油を流し続けることにより行った。

上記圧痕起点型はく離寿命試験により、内輪の表層部における窒素濃度と寿命との関係について調査した。また、上記清浄油寿命試験により、内輪、外輪および転動体の表層部の窒素濃度を一定（０．４質量％）にした場合において、表層部における窒素濃度のばらつきと寿命との関係についても調査した。なお、「表層部の窒素濃度のばらつき」は、上記実施の形態と同様の方法により測定した（図２および図３参照）。

上記試験結果を図９および図１０に示す。図９は、内輪の表層部の窒素濃度（横軸、質量％）と、圧痕起点型はく離寿命のＬ_１０寿命（縦軸、ｈ）との関係を示している。図１０は、内輪の表層部の窒素濃度のばらつき（横軸、質量％）と寿命のＬ_１０寿命（縦軸、ｈ）との関係を示している。

図９に示すように、表層部における窒素濃度が０．２質量％（図９中破線に示す）未満である場合には、０．４質量％である場合に比べてＬ_１０寿命が１／２以下に低下した。一方で、０．７質量％を超えるまで窒素を入れた場合には６５０ＨＶ未満にまで硬度が低下したため、試験を実施することができなかった。これは、軸受の焼入性が低下して不完全焼入組織が発生したためである。

また、図１０に示すように、窒素濃度のばらつきが０．１質量％（図１０中破線に示す）以下である場合には一定以上のＬ_１０寿命が確保されているのに対して、０．１質量％を超える場合にはＬ_１０寿命が大きく低下した。これらの結果より、異物混入潤滑下での寿命および接触面の硬度の低下を抑制するためには、表層部の窒素濃度を０．２質量％以上０．７質量％以下にすること、つまり表層部の平均窒素濃度を０．３質量％以上０．６質量％以下とし、かつ表層部の窒素濃度のばらつきを０．１質量％以下にすることが有効であることが分かった。
（実施例２）
次に、表層部の窒素濃度のばらつきと窒素濃度の傾きとの関係について調査した。まず、上記本実施の形態と同様の手順により工程（Ｓ１０）〜（Ｓ３０）を実施して内輪を作製した（実施例）。浸炭窒化工程の時間は４時間とし、窒素拡散工程の時間は１時間とした。また、比較のため、浸炭窒化工程後に窒素拡散工程を実施しない内輪も作製した（比較例）。そして、仕上げ工程（Ｓ４０）を実施する前に作製した内輪について表層付近の窒素濃度分布を調査した。

図１１は、作製した内輪の深さ方向における窒素濃度分布を示している。図１１において、横軸は内輪の深さ（ｍｍ）を示し、縦軸は窒素濃度（質量％）を示している。また、図１１において（Ａ）は実施例の測定結果を示し、（Ａ’)は実施例の測定結果に対する近似曲線を示し、（Ｂ）は比較例の測定結果を示し、（Ｂ’）は比較例の測定結果に対する近似曲線を示している。たとえば、窒素濃度が０．３質量％および０．１質量％の深さの２点で窒素濃度の傾きを算出すると（（０．３−０．１）／距離（ｍ））、実施例では
比較例よりも窒素濃度の傾きが大きくなった（−１５（１／ｍ）以上であった）。また、熱処理による内輪の変形量を０．２ｍｍとして表層部の平均窒素濃度が０．４質量％になるように仕上げ工程（Ｓ４０）を実施すると、比較例では表層部の窒素濃度のばらつきが０．２５質量％であったのに対して、実施例では０．０８質量％（０．１質量％以下）であった。この結果より、浸炭窒化工程後に窒素拡散工程を実施することが、仕上げ加工後の表層部の窒素濃度のばらつきの低減に対して有効であることが分かった。
（実施例３）
次に、軸受部品の静的負荷容量に対して、表層部に存在する炭窒化物が及ぼす影響について調査した。クロム（Ｃｒ）を含有する鋼は、浸炭窒化処理などにより鋼中に窒素を侵入させると、母材中のクロム濃度が低下してオーステナイト単相領域が拡大するため、炭素の固溶限濃度が上昇する。その結果、特に対策を講じることなく高濃度の浸炭窒化処理を施すと、脱炭は生じなくとも、炭窒化物が減少または消失する。ここで、軸受部品の高強度化の観点からは、炭窒化物を残存させ、当該炭窒化物による析出強化機能を利用することが好ましいと考えられる。

上記本実施の形態では、浸炭窒化工程における炭素活量ａ_ｃ ^＊の値を０．８８以上１．２７以下に設定し、窒素富化層の炭素固溶限の上昇よりも早く浸炭を行うことにより炭窒化物の消失が抑制されている。この炭窒化物の残存による効果を確認する実験を行った。

図１２は従来の方法により浸炭窒化を行った場合における試験片の断面ＳＥＭ（Ｓｃａｎｎｉｎｇ Ｅｌｅｃｔｒｏｎ Ｍｉｃｒｏｓｃｏｐｅ）写真であり（倍率５０００倍）、図１３は上記本実施の形態と同様の手順により浸炭窒化を行った場合（ａ_ｃ ^＊＝１）における試験片の断面ＳＥＭ写真である（倍率５０００倍）。図１２の写真では炭窒化物がほとんど消失しているのに対して、図１３の写真では直径０．３μｍ以上０．５μｍ以下の炭窒化物が１００μｍ^２当たりに少なくとも５個以上存在していた。

次に、上記炭窒化物の効果を確認するため、試験片に浸炭窒化処理を異なった条件で実施し、炭化物の存在量（数密度）を変化させつつ、硬度を７５０ＨＶとしたサンプルを作製し、当該サンプルの表面に直径（φ）９．５２５ｍｍの窒化珪素製の玉を押し付けることにより、形成される圧痕深さを測定する実験を行った。実験結果を図１４に示す。図１４において、横軸は窒化珪素製の玉の押し付ける圧力（ＧＰａ）を示し、縦軸は玉の押し付けにより形成された圧痕の深さ（μｍ）を示している。また、図１４において正方形印は炭窒化物が消失したサンプル（比較例）、菱形印は直径０．３μｍ以上０．５μｍ以下の炭窒化物が１００μｍ^２当たりに５個以上存在したサンプル（実施例）の測定結果を示している。

図１４に示すように、炭窒化物が消失したサンプルに比べて、直径０．３μｍ以上０．５μｍ以下の炭窒化物が１００μｍ^２当たりに５個以上存在するサンプルでは、圧痕の深さが小さくなっていることが確認された。この結果より、軸受部品の静的負荷容量の向上のためには、表層部において直径０．３μｍ以上０．５μｍ以下の炭窒化物が１００μｍ^２当たりに５個以上存在することが有効であることが分かった。
（実施例４）
次に、軸受部品の接触面における窒素濃度が０．４質量％以上であることを保証するための断面硬度の測定位置および断面硬度差分の基準値などを決定するための方法について説明する。

（１） 試験片および実験方法について
（１−１） はじめに
まず、窒素濃度と相関関係が高い高温焼戻での加熱温度および保持時間を決定する必要がある。ここで、高温焼戻による変態は熱活性化過程であるため、加熱温度の高温化と保
持時間の長時間化とは同じ意味を持ち、両者を共に変数にすることには意味はないと考えられる。そこで、本実施例では、保持時間を一定（１時間）に固定した上で、加熱温度を３００℃、４００℃、５００℃、６００℃、７００℃と変更し、硬度の差が最も明確になる加熱温度を調べることにより最適な加熱温度を決定した。

また、各材料の化学成分の違いによる焼入性の差や焼入時の冷却速度の差は、焼入後の硬度に影響を及ぼし、また高温焼戻後の硬度にも影響を及ぼすと考えられる。そのため、本実施例では断面硬度の絶対値そのものを使用せず、窒化されていない表層から深い位置（芯部）での硬度(ここではたとえば熱処理後最表面から１ｍｍという深さでの硬度とした)と、窒化された領域内における任意の深さの位置での硬度との硬度差（硬度差分）を指標として採用した。つまり、材料の化学成分は各材料ロット間で違う場合があり、当該硬度差分はこのような違いをオフセットするためのものである。

（１−２） 対象試験片
調査対象とした試験片の化学成分を表１に示す。材料は全て上記成分範囲内とし、これらを様々な熱処理炉、熱処理雰囲気で浸炭窒化処理を施した。なお、浸炭窒化処理の温度は８４０℃以上８６０℃以下という範囲に含まれていた。

具体的には、試験片番号１については、処理温度を８５０℃、処理時間を１２０分（ｍｉｎ）とし（以下、「８５０℃×１２０ｍｉｎ」というように表記する）、未分解アンモニア分率：０．２体積％、炭素の活量：０．９で浸炭窒化処理を行なった。また、試験片番号２については、８４０℃×７０ｍｉｎ、未分解アンモニア分率：０．１体積％、炭素の活量：０．８５で浸炭窒化処理を行なった。また、試験片番号３については、８５０℃×１２０ｍｉｎ、未分解アンモニア分率：０．１体積％、炭素の活量：０．９で浸炭窒化処理を行なった。また、試験片番号４については、８５０℃×９０ｍｉｎ、未分解アンモニア分率：０．１体積％、炭素の活量：０．９で浸炭窒化処理を行なった。また、試験片番号５については、８５０℃×９０ｍｉｎ、未分解アンモニア分率：０．１体積％、炭素の活量：０．９で浸炭窒化処理を行なった。

また、試験片番号６については、８５０℃×９０ｍｉｎ、未分解アンモニア分率：０．１３体積％、炭素の活量：０．９で浸炭窒化処理を行なった。また、試験片番号７については、８５０℃×１５０ｍｉｎ、未分解アンモニア分率：０．１体積％、炭素の活量：０
．８５で浸炭窒化処理を行なった。また、試験片番号８については、８５０℃×１５０ｍｉｎ、未分解アンモニア分率：０．２５体積％、炭素の活量：０．９で浸炭窒化処理を行なった。また、試験片番号９については、８５０℃×１８０ｍｉｎ、未分解アンモニア分率：０．３体積％、炭素の活量：０．９５で浸炭窒化処理を行なった。また、試験片番号１０については、８５０℃×９０ｍｉｎ、未分解アンモニア分率：０．２体積％、炭素の活量：０．９で浸炭窒化処理を行なった。

（１−３） 窒素濃度測定方法
高温焼戻後のサンプルの断面硬度と窒素濃度との相関を調査するため、サンプル（鋼）中の窒素濃度分布を測定する必要がある。浸炭窒化処理後の鋼中窒素濃度の測定には、ＥＰＭＡの線分析を用いた。定量化は既知の窒素濃度を有する校正用試験片を分析し、その検量線を用いて実施した。ＥＰＭＡ分析（Ｅｌｅｃｔｒｏｎ Ｐｒｏｂｅ Ｍｉｃｒｏ Ａｎａｌｙｓｉｓ）に用いたサンプルおよび測定方法の模式図は、図１５に示す通りである。

図１５に示すように、たとえば内輪１２をサンプルとして用いる場合を考える。当該サンプルについて、浸炭窒化処理後のサンプルの窒素濃度を測定した。具体的には、当該サンプルから図１５に示すような試験片１２Ａを切り出し、当該試験片の外周面１２Ｂから内周面１２Ｃに向かう方向に沿って、試験片１２Ａの高さ方向の中央部（半幅となる位置）において、切り出し端面についてＥＰＭＡ線分析を行った。

（１−４） 断面硬度測定方法
上記（１−３）で述べた試験片１２Ａにおいて、ＥＰＭＡ分析を行なった切り出し端面にて硬度測定を行なった。測定方法としては、マイクロビッカース硬度計を用いてビッカース硬度測定を行なった。

（２） 高温焼戻の保持温度の探索
（２−１） 実験内容
窒素濃度と相関関係の高い焼戻温度（加熱温度）を探索するため、浸炭窒化処理後に１８０℃という加熱温度で２時間の保持時間という焼戻を施した試験片１２Ａに、３００℃、４００℃、５００℃、６００℃、７００℃というそれぞれの加熱温度で保持時間を１時間とした５種類の高温焼戻を行った。なお、高温焼戻時の雰囲気は大気雰囲気とした。そして、それぞれの高温焼戻条件で処理された試験片について断面硬度を測定した。なお、ここでは窒素侵入量が多いと考えられる浸炭窒化処理条件の試験片番号８、９の試験片について測定を行なった。

（２−２） 実験結果
実験結果をまとめたグラフを図１６に示す。図１６に示したグラフは、焼戻温度（℃）を横軸とし、断面硬度の差分（すなわち(断面硬度の最大値)−(熱処理後最表面から１ｍｍの深さ位置での断面硬度)：ΔＨＶとも表示する）を縦軸にして実験結果を整理したものである。図１６から分かるように、断面硬度の差分ΔＨＶは、加熱温度を５００℃とし、保持時間を１時間とした高温焼戻後に最も大きくなっていた。この加熱温度を５００℃としたときの断面硬度の差分ΔＨＶは、加熱温度を３００℃または７００℃とした高温焼戻後の当該断面硬度の差分ΔＨＶの約２倍の値を示していた。したがって、相対的に窒素濃度と相関の高い焼戻後の硬度は、加熱温度を５００℃程度とした焼戻後の硬度であると考えられる。このため、以下の実験では、断面硬度の測定を、加熱温度を５００℃とし、保持時間を１時間とした高温焼戻後の試験片について実施した。

（３） 窒素濃度と断面硬度の差分（ΔＨＶ）との関係の調査
ここでは表１に示した組成の各試験片について浸炭窒化処理を施し、さらに高温焼戻と
して加熱温度を５００℃、保持時間を１時間という熱処理を行なった後、図１５を用いて説明したように試験片１２Ａの窒素濃度をＥＰＭＡ分析により測定した。浸炭窒化処理は、加熱温度が８５０℃、炭素の活量／未分解アンモニア分率（γ）の値が４．７５となる条件で行った。また、当該試験片１２Ａについて、図１５に示した切り出し端面において深さ方向での断面硬度を測定した。そして、当該深さ方向でのある位置における断面硬度と熱処理後最表面から１（ｍｍ）という深さ位置における断面硬度との差分(断面硬度差分（ΔＨＶ））の関係を調査した。その結果を図１７および図１８に示す。

図１７および図１８において、横軸は窒素濃度（質量％）であり、縦軸は断面硬度差分（ΔＨＶ）（単位はビッカース硬度）である。また、図１８は、図１７から窒素濃度が０〜０．１質量％という範囲での窒素濃度と断面硬度差分との関係を抜き出したものである。図１７より、窒素濃度が０を超え０．１質量％以下の範囲においては、窒素濃度と断面硬度差分との相関が強く、一方で窒素濃度が０．１質量％を超える範囲では窒素濃度と断面硬度差分との相関は相対的に弱いことが分かった。これは窒素濃度が高い領域で不完全焼入が発生する場合があること、ならびに試験片中に固溶した窒素は必ずしもマルテンサイトの分解速度低下に寄与するとは限らないためと考えられる。また、図１８より窒素濃度が０を超え０．１質量％以下の範囲において窒素濃度と断面硬度差分との相関係数を算出すると、両者の相関係数は０．８３４８と高い。このため、０〜０．１質量％という窒素濃度の範囲であれば、断面硬度差分から窒素濃度を予測することが可能であると考えられる。したがって、以下の実験では、窒素濃度と断面硬度差分とが正の相関を持つ領域（０〜０．１質量％）の略中間位置である、窒素濃度が０．０６質量％と断面硬度差分が８０ΔＨＶとの関係を用いることにした。

（４） 浸炭窒化処理の時間と窒素濃度分布との関係
転がり軸受の構成部品の場合、その形状を整えるために焼入および焼戻後に研削加工を行う。したがって、一定の処理条件で浸炭窒化処理を行うと、その研削加工の取代により製品最表面（転走面または転動面）における窒素濃度が変化することになる。このため、製品最表面における窒素濃度を０．４質量％以上に保つためには、片側研削取代により浸炭窒化処理の条件を変更する必要がある。

図１９には、上記成分範囲内の鋼材に加熱温度が８５０℃、炭素の活量／未分解アンモニア分率（γ）の値が４．７５の条件で、処理時間を４時間（図中（Ａ））、６時間（図中（Ｂ）)、８時間（図中（Ｃ）)、１０時間（図中（Ｄ）)として浸炭窒化処理をした場合の窒素濃度分布（高温焼戻を行う前）を示している。図１９の横軸は表面からの深さ（ｍｍ）、縦軸は窒素濃度（質量％）を示している。ここで、γの値が５より大きい条件で浸炭窒化処理をした場合、窒素侵入量が低下して窒素濃度が高い領域がより表面側に偏ることになる。この結果、処理時間を非常に長くする方法以外では、製品表面における窒素濃度を０．４質量％以上にすることが事実上困難になる。また、浸炭窒化処理の温度が８６０℃以上の場合にはγの値を５以下に保つことが困難であり、また８４０℃以下の場合には窒素の鋼中への拡散速度が遅くなり、結果として処理時間が長くなる。このため、上記鋼材の浸炭窒化処理には、８５０℃程度の温度が適切である。なお、浸炭窒化処理時の加熱温度は焼入後の旧オーステナイト結晶粒の大きさで判別することが可能であり、加熱温度が８５０℃である場合には上記鋼材では旧オーステナイト結晶粒の大きさがＪＩＳ規格で９番〜１１番の範囲となる。

図１９より、製品最表面の片側研削取代が０．１２５（ｍｍ）である場合には浸炭窒化処理の時間を４時間、０．１５（ｍｍ）である場合には６時間、０．１７５（ｍｍ）である場合には８時間、０．２（ｍｍ）である場合には１０時間とすることにより、製品最表面における窒素濃度を０．４質量％以上にすることが可能であることが分かった。

（５） 窒素拡散処理と窒素濃度分布との関係
不完全焼入組織の発生や残留オーステナイト量の過多による硬度低下を防止するためには、浸炭窒化処理後に窒素拡散処理を行うことが有効である。図２０は、窒素拡散処理後の鋼中の窒素濃度分布（測定値および計算値）を示している。図２０において、横軸は表面からの深さ（ｍｍ）を示し、縦軸は窒素濃度（質量％）を示している。図２０中において、（Ａ）は浸炭窒化処理の処理時間が６時間、窒素拡散処理の処理時間が２時間（未分解ＮＨ_３濃度が０．１体積％）である場合の計算値、（Ｂ）は浸炭窒化処理の処理時間が６時間、窒素拡散処理の処理時間が１時間（未分解ＮＨ_３濃度が０．０５体積％）である場合の計算値、（Ｃ）は浸炭窒化処理の処理時間が６時間、窒素拡散処理の処理時間が２時間（未分解ＮＨ_３濃度が０．０５体積％）である場合の計算値、（Ｄ）は浸炭窒化処理の処理時間が４時間、窒素拡散処理の処理時間が２時間（未分解ＮＨ_３濃度が０．１体積％）である場合の計算値を示している。これらの計算値は、窒素の拡散係数を１．２×１０^−６（ｍ^２／ｓ）として算出した。（Ａ）〜（Ｄ）に示す計算値は、実測値とほぼ合致した。

次に、浸炭窒化処理の時間および窒素拡散処理の時間を変更したＦＥＭ解析を行い（浸炭窒化処理時間：４、５、６、７、８、９、１０時間、窒素拡散処理時間：１、２時間）、各処理条件での窒素濃度分布を計算した。そして、当該計算結果を目的変数とした回帰式を算出した。さらに、上記高温焼戻（加熱温度：５００℃、保持時間：１時間）により窒素が０．０３ｍｍ内部に拡散すること、および熱処理後の仕上げ加工における研削取り代（０．１〜０．２ｍｍ）などを考慮して、上記高温焼戻後における断面硬度差分の測定位置を決定する下記の式（３）および（４）を構築した。下記の式（３）は、製品最表面の窒素濃度が０．４質量％以上であることを保証するための断面硬度の測定位置（ｘ_１）を示し、式（４）は、製品最表面の窒素濃度が０．３質量％以上であることを保証するための断面硬度の測定位置（ｘ_２）を示している。なお、この場合には窒素拡散処理における加熱温度を８５０℃、未分解ＮＨ_３濃度を０．０６体積％、炭素の活量を０．９として計算した。

（６） 品質保証の手順
上記（１）〜（５）の検討結果より、熱処理後に製品最表面における窒素濃度が０．４質量％以上であることを保証する手順は以下の通りになる。まず、浸炭窒化処理の時間Ｔ
_１（ｈ）、窒素拡散処理の時間Ｔ_２（ｈ）を上記式（３）に代入して高温焼戻後の断面硬度の測定位置ｘ_１（ｍｍ）を算出する。次に、加熱温度を５００℃、保持時間を１時間として高温焼戻を施す。次に、上記高温焼戻後の製品から試験片を切り出し、算出した上記測定位置ｘ_１（ｍｍ）および窒化されていない内部における断面硬度を測定し、当該測定値の差より断面硬度差分を算出する。そして、当該断面硬度差分が８０ΔＨＶ以上であるか否かを判別する。これにより、当該断面硬度差分が８０ΔＨＶ以上であれば、研削加工後の製品最表面における窒素濃度が０．４質量％以上であることを保証することができる。

浸炭窒化処理の時間Ｔ_１が６時間、窒素拡散処理の時間Ｔ_２が２時間である場合には、上記式（３）より０．４ｍｍの深さ位置の断面硬度差分が８０ΔＨＶ以上であるときに製品最表面の窒素濃度が０．４質量％以上であることが保証される。また、浸炭窒化処理の時間Ｔ_１が６時間未満であり、また窒素拡散処理の時間Ｔ_２が２時間未満である場合にも、同様に０．４ｍｍの深さ位置での断面硬度差分により評価することができる。
（実施例５）
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、上記成分範囲内の鋼材を準備し、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、上記成分範囲内の鋼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、上記鋼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％、０．１質量％、０．２５質量％および０．４質量％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２１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２１において、横軸は窒素濃度（質量％）を示し、縦軸は残留圧痕深さ（μｍ）を示している。図２１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、窒素を含む上記鋼材において、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２２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２２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２２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、「０．４質量％−２４０℃」の表示は、窒素濃度が０．４質量％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０．４質量％で焼戻温度が１８０℃である場合の結果も示している。図２２から明らかなように、窒素濃度が０．４質量％で焼戻温度が２４０℃である場合には、窒素濃度が０質量％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０．４質量％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２３に示す急加減速パターンを用いた。図２３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２３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：４０質量％）。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２０質量％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２０質量％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、３５質量％程度の純水が残留していた。

図２４および表２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２４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２４中において、窒素濃度および焼戻温度は、図２２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２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２４および表２から明らかなように、０質量％−１８０℃の場合にはＬ_１０寿命が４４ｈであったのに対し、０．４質量％−１８０℃の場合には１３８ｈ（３．１倍）、０．４質量％−２４０℃の場合には１７３ｈ（３．９倍）、０．４質量％−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２１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、０質量％−１８０℃の場合には２１２ｈであり、０．４質量％−１８０℃の場合には２４２ｈであり、０．４質量％−２４０℃の場合には２５１ｈであり、０．４質量％−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、０質量％−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、０．４質量％−１８０℃、０．４質量％−２４０℃および０．４質量％−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０．４質量％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２５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２５において、横軸は焼戻温度（℃）、縦軸は窒素濃度が０．４質量％の位置における残留オーステナイト量（体積％）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２５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％以下となり、焼戻温度が２６０℃である場合には５体積％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２６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２６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２７〜図３０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２６は、図２７〜図３０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３１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２６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３１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、上記成分範囲内の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０．４質量％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。
（実施例６）
次に、浸炭窒化処理時の雰囲気と炭素濃度および窒素濃度分布との関係について調査した。まず、浸炭窒化処理時の雰囲気と炭素濃度分布との関係について調査した。図３２は、ａ_ｃ ^＊の値が０．８０、αの値が０．０１７の雰囲気下で２．５時間浸炭窒化処理を行った場合の炭素濃度および窒素濃度分布を示している（比較例）。また、図３３は、ａ_ｃ ^＊の値が０．９５、αの値が０．０１７の雰囲気下で２．５時間浸炭窒化処理を行った場合の炭素濃度および窒素濃度分布を示している（実施例）。図３２および図３３において、横軸は表面からの距離（ｍｍ）を示し、縦軸は炭素濃度および窒素濃度（質量％）を示している。また、図３２および図３３中における「Ｃ」および「Ｎ」は、炭素濃度および窒素濃度の分布をそれぞれ示している。

図３２および図３３を参照して、実施例および比較例ではαの値が同じであるため、窒化については実施例および比較例のそれぞれにおいて正常に行われていた。しかし、比較例では表面付近の炭化物が消失して炭素濃度が低下しており、さらに母相においても僅かに脱炭が確認されたのに対し（図３２参照）、実施例では表面付近の炭素濃度は母相における炭素濃度とほぼ同等となっていた（図３３参照）。この結果から、浸炭窒化処理時の雰囲気を管理することにより（適切なａ_ｃ ^＊値とすることにより）、鋼の表層部における適切な炭素濃度を保持することが可能であることが確認された。

次に、浸炭窒化処理時の雰囲気と窒素濃度分布との関係について調査した。図３４は、ａ_ｃ ^＊の値が１、αの値が０．０１７の雰囲気下で５時間浸炭窒化処理を行った場合の窒素濃度分布を示している（実施例）。また、図３５は、ａ_ｃ ^＊の値が１、αの値が０．００５の雰囲気下で５時間浸炭窒化処理を行った場合の窒素濃度分布を示している（比較例）。図３４および図３５を参照して、実施例および比較例では浸炭窒化処理の時間は同じであるが、比較例では実施例よりも窒素侵入量が少なく、窒素濃度が低くなった。この結果から、浸炭窒化処理時の雰囲気を適切に管理することにより（適切なα値とすることにより）、窒素の侵入速度が向上し、浸炭窒化処理の効率化が可能であることが確認された。

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、安価でかつ降伏強度および寿命を向上させ、さらに製造コストの低減が要求される軸受部品および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、２ 円錐ころ軸受、１１，２１ 外輪、１１Ａ，２１Ａ 外輪転走面、１１Ｂ，１２Ｂ，２２Ｂ 非研削面、１２，２２ 内輪、１２Ａ，２２Ａ 内輪転走面、１３ 玉、１３Ａ，２３Ａ 転動面、１４，２４ 保持器、２３ ころ、３０ 雰囲気制御工程、３１ 未分解ＮＨ_３分圧制御工程、３２ Ｈ_２分圧制御工程、３３ ＣＯ／ＣＯ_２分圧制御工程、４０ 加熱パターン制御工程。

Claims (7)

1. ０．９５質量％以上１．１質量％以下の炭素と、０．３質量％未満の珪素と、０．５質量％未満のマンガンと、０．００８質量％未満の硫黄と、１．４質量％以上１．６質量％未満のクロムとを含み、残部鉄および不純物からなる鋼からなり、他の部品と接触する面である接触面を含む表層部に浸炭窒化層が形成された軸受部品であって、
   前記表層部における平均窒素濃度が０．３質量％以上０．６質量％以下であり、かつ、前記表層部における窒素濃度のばらつきが０．１質量％以下であり、
   前記表層部における残留オーステナイト量が８体積％以下であり、
   未分解アンモニア分圧をＰ_Ｎ、水素分圧をＰ_Ｈとした場合に、以下の式（１）で定義されるａ_ｃ ^＊が０．８８以上１．２７以下、式（２）で定義されるαが０．０１２以上０．０２０以下となるように浸炭窒化処理を行うことにより前記浸炭窒化層が形成されている、軸受部品。
   
2. 前記残留オーステナイト量が５体積％以下である、請求項１に記載の軸受部品。
3. 前記軸受部品の厚み方向における窒素濃度の傾きが−１５（１／ｍ）以上である、請求項１または２に記載の軸受部品。
4. 前記表層部には、直径が０．３μｍ以上０．５μｍ以下である炭窒化物が１００μｍ^２当たり５個以上存在する、請求項１〜３のいずれか１項に記載の軸受部品。
5. 前記接触面以外の面である非研削面を含む非研削部における窒素濃度が０．７質量％未満である、請求項１〜４のいずれか１項に記載の軸受部品。
6. 加熱温度を５００℃、保持時間を１時間とした熱処理を行った後において、前記接触面から０．４（ｍｍ）の深さの位置におけるビッカース硬度が、前記軸受部品の厚み方向において前記浸炭窒化層が形成されていない領域におけるビッカース硬度より８０ＨＶ以上高い、請求項１〜５のいずれか１項に記載の軸受部品。
7. 請求項１〜６のいずれか１項に記載の軸受部品を備える、転がり軸受。