JP2018044225A - Outer side joint member of constant velocity universal joint and manufacturing method of outer side joint member - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、自動車や各種産業機械の動力伝達装置で利用される等速自在継手の外側継手部材および外側継手部材の製造方法に関する。 The present invention relates to an outer joint member of a constant velocity universal joint used in a power transmission device of an automobile or various industrial machines, and a method for manufacturing the outer joint member.
等速自在継手には、角度変位だけを許容する固定式等速自在継手と、角度変位だけでなく軸方向変位(プランジング)も可能である摺動式等速自在継手とがある。固定式等速自在継手には、トラック溝の溝底が円弧部のみからなるバーフィールド型等速自在継手(BJ)と、トラック溝の溝底が円弧部と直線部とからなるアンダーカットフリー型等速自在継手(UJ)等がある。また、摺動式等速自在継手には、トリポード型等速自在継手、ダブルオフセット型等速自在継手、クロスグルーブ型等速自在継手などがある。 The constant velocity universal joint includes a fixed type constant velocity universal joint that allows only angular displacement, and a sliding type constant velocity universal joint that allows not only angular displacement but also axial displacement (plunging). For fixed type constant velocity universal joints, the bar groove type constant velocity universal joint (BJ) in which the groove bottom of the track groove consists only of an arc portion and the undercut free type in which the groove bottom of the track groove consists of an arc portion and a straight portion There are constant velocity universal joints (UJ). The sliding type constant velocity universal joint includes a tripod type constant velocity universal joint, a double offset type constant velocity universal joint, a cross groove type constant velocity universal joint, and the like.
ところで、自動車のドライブシャフトは、一対の等速自在継手と、この一対の等速自在継手を連結するシャフトとを備えたものである。そして、一般的には、一対の等速自在継手の一方の等速自在継手を固定式等速自在継手とし、他方の等速自在継手を摺動式等速自在継手としている(特許文献1)。 By the way, a drive shaft of an automobile includes a pair of constant velocity universal joints and a shaft connecting the pair of constant velocity universal joints. In general, one constant velocity universal joint of a pair of constant velocity universal joints is a fixed constant velocity universal joint, and the other constant velocity universal joint is a sliding constant velocity universal joint (Patent Document 1). .
近年、自動車の低燃費化や車両足回りのスペース確保のため、ドライブシャフトの軽量・コンパクト化の要求が高まっており、トルク伝達部材としてボールを用いた等速自在継手において、ボール個数を8個にして軽量・コンパクト化したり、シャフトの材料を焼入れ性が高いものに変更したりしていた。このように構成することで、焼入れ性の向上、高強度化により、軽量・コンパクト化が進んでいる。 In recent years, there has been an increasing demand for lighter and more compact drive shafts in order to reduce the fuel consumption of automobiles and to secure space around the vehicle's undercarriage. In a constant velocity universal joint that uses balls as torque transmission members, the number of balls is eight. As a result, it was made lighter and more compact, and the shaft material was changed to one with high hardenability. By comprising in this way, weight reduction and compactization are progressing by the improvement of hardenability and high intensity | strength.
ところで、図10にトラック溝の溝底が円弧部のみからなるバーフィールド型等速自在継手(BJ)を示している。この等速自在継手は、内径面1にトラック溝2が形成された外側継手部材3と、外径面4にトラック溝5が形成された内側継手部材6と、外側継手部材3のトラック溝2と内側継手部材6のトラック溝5との間に介在されるトルク伝達部材としてのボール7と、このボール7を収容するポケット9を有するとともに外側継手部材3と内側継手部材6との間に介装されるケージ8とを備える。ケージ8の外径面8aは外側継手部材3の内径面1と、ケージ8の内径面8bは内側継手部材6の外径面4とそれぞれ嵌合している。
FIG. 10 shows a Burfield type constant velocity universal joint (BJ) in which the groove bottom of the track groove is composed only of an arc portion. This constant velocity universal joint includes an outer joint member 3 having a
外側継手部材3は、内径面1にトラック溝2が形成されたカップ部10と、このカップ部10の底壁10aから突設されるステム軸11とからなる。ステム軸11は、中間部に設けられるスプライン部(雄スプライン)11aと、先端側に設けられるネジ部11bとを有する。
The outer joint member 3 includes a
内側継手部材6の軸心孔には、雌スプライン12が形成され、内側継手部材6の軸心孔にシャフト13の端部が嵌入される。シャフト13の端部には雄スプライン14が形成され、シャフト13の端部が内側継手部材6の軸心孔に嵌入された際に、雌スプライン12と雄スプライン14とが嵌合する。なお、雄スプライン14の端部には周方向溝16が形成され、この周方向溝16に止め輪17が嵌着されている。これによって、シャフト13の抜け止めが構成される。
A
外側継手部材3の開口部がブーツ20にて塞がれている。ブーツ20は、一方の開口部を構成する大径部20aと、他方の開口部を構成する小径部20bと、大径部20aと小径部20bとを連結する蛇腹部20cとを備える。そして、ブーツ20の大径部20aが、外側継手部材3の開口部に外嵌された状態で装着される。また、ブーツ20の小径部20bが、シャフト13のブーツ装着部13aに外嵌された状態で装着される。
The opening of the outer joint member 3 is closed by the
等速自在継手の外側継手部材3のカップ部10は、トラック溝2とボール7との接触部の寿命を確保するため、C量0.45%〜0.60%の炭素鋼を高周波焼入れしたり、肌焼鋼を浸炭焼入れすることで、表面硬度を高めている。外側継手部材3のステム軸11はカップ部10と一体のものが多く、カップ部10と同じ材料、熱処理となるが、軸の強度を高めるには、C量0.35〜0.45%の炭素鋼に高周波焼入れで深く焼入れするのが最適である。
The
しかしながら、カップ部10の材料と熱処理では、高強度化が難しいため、軸径を上げて強度を確保する必要があり、軽量・コンパクト化を図ることができない。ところで、従来には、C:0.50〜0.80%、Si:0.15%以下、Mn:0.60%以下、B:0.0005〜0.0050%, Ti:0.05%以下の被削性に優れた高強度高周波焼入用鋼が提案されている(特許文献2)。
However, since it is difficult to increase the strength with the material of the
特許文献2に記載の高強度高周波焼入用鋼を外側継手部材に用いれば、Mn及び Siを少なくでき、切削性を確保することができる。しかも、Mn及びSiを低減させることによって、焼入れ性が低下するが、Bの添加で焼入れ性の低下を防止している、しかしながら、ステム軸の軽量・コンパクト化には十分な対策ではない。
If the high-strength induction hardening steel described in
そこで、本発明は、ステム軸の軽量・コンパクト化が可能で、自動車用ドライブシャフトに最適な等速自在継手の外側継手部材及び外側継手部材の製造方法を提供する。 Therefore, the present invention provides an outer joint member of a constant velocity universal joint and a method for manufacturing the outer joint member which are capable of reducing the weight and size of a stem shaft and are optimal for an automobile drive shaft.
本発明の等速自在継手の外側継手部材は、内径面にトラック溝が形成されたカップ部と、このカップ部の底壁から突出するステム軸とが同一材質で一体に成形されてなり、ステム軸には平滑部及びスプライン部が形成された等速自在継手の外側継手部材であって、前記材質が、合金元素の含有率が重量%で、C:0.45〜0.60%、Si:0.4〜1.5%、Mn:0.4〜1.0%、S:0.025%以下、Al:0.01〜0.1%、B:0.001〜0.004%, Ti:0.02〜0.05%、およびN:0.008%以下、かつTi/N比3.4以上を基本成分とし、残部がFeおよび不可避的不純物からなる炭素鋼であり、この炭素鋼のフェライト結晶粒度番号が7以上であり、ステム軸の平滑部及びスプライン部のうち、少なくとも最弱となる部位において、焼入れ硬化比が0.3〜0.6となる熱硬化層を有するものである。 In the outer joint member of the constant velocity universal joint of the present invention, the cup portion having a track groove formed on the inner diameter surface and the stem shaft protruding from the bottom wall of the cup portion are integrally formed of the same material. An outer joint member of a constant velocity universal joint having a smooth portion and a spline portion formed on a shaft, wherein the material has an alloy element content of% by weight, C: 0.45 to 0.60%, Si : 0.4-1.5%, Mn: 0.4-1.0%, S: 0.025% or less, Al: 0.01-0.1%, B: 0.001-0.004% , Ti: 0.02 to 0.05%, N: 0.008% or less, and a Ti / N ratio of 3.4 or more as a basic component, and the balance being carbon steel made of Fe and inevitable impurities. Carbon steel ferrite grain size number is 7 or more, among the smooth portion and spline portion of the stem shaft, At the site to be even without weakest, those having thermosetting layer hardened ratio is 0.3 to 0.6.
焼入れ硬化比は、有効硬化層深さ/軸半径比であらわされ、これが0.3未満では、焼入れ硬化比が不足し、通常の炭素鋼に高周波焼入れしたステム軸の強度と変わらず、軽量・コンパクト化が達成できない。一方、0.60%を超えると、スプライン部等の切欠き部に焼割れが発生する。 The quench hardening ratio is expressed by the effective hardened layer depth / shaft radius ratio. When this is less than 0.3, the quench hardening ratio is insufficient, and the strength of the stem shaft that is induction-hardened into ordinary carbon steel is not changed. Compactness cannot be achieved. On the other hand, if it exceeds 0.60%, a burning crack occurs in a notch part such as a spline part.
Cが0.45%未満であると、熱処理後の表面硬さが低すぎて、外輪カップ部のトラックにおいて、十分な耐久性が得られず、0.60%を超えると、表面硬さが高すぎるため、切欠き部の切欠き感受性が増し、強度低下を招く。 If C is less than 0.45%, the surface hardness after heat treatment is too low, and sufficient durability cannot be obtained in the track of the outer ring cup portion. If it exceeds 0.60%, the surface hardness is too high. Since it is too high, the notch sensitivity of a notch part will increase and a strength fall will be caused.
Siは、製鋼段階での脱酸剤として、さらには粒界強化のために添加される。これが、0.40%未満であると、粒界強化の効果が得られず、1.5%を超えると冷間加工性(鍛造性、切削性)が著しく低下する。 Si is added as a deoxidizer in the steelmaking stage and further for strengthening grain boundaries. If this is less than 0.40%, the effect of strengthening the grain boundary cannot be obtained, and if it exceeds 1.5%, the cold workability (forgeability, machinability) is remarkably lowered.
Mnは、焼入れ性を向上(焼入れ硬化比向上)させたり、鋼中の硫黄をMnSとして固定・分散させるために必要であり、これが、0.4%未満であると、焼入れ性が低下し、焼入れ深さが得られない。1.0%を超えると、焼入れ性が飽和して冷間加工性を低下させる。 Mn is necessary for improving the hardenability (improving the quench hardening ratio) and fixing / dispersing sulfur in the steel as MnS. If this is less than 0.4%, the hardenability decreases. The quenching depth cannot be obtained. If it exceeds 1.0%, the hardenability is saturated and the cold workability is lowered.
Sは、Mnと結合してMnS介在物として存在するが、冷間加工時の焼割れ発生の起点となるので、0.025%以下とする。また、Pは、鋼中において粒界に析出して熱間加工性を著しく損ない、かつ素材強度を著しく低下させるため、0.02%以下とする。 S is combined with Mn and exists as MnS inclusions. However, since S serves as a starting point for occurrence of cracking during cold working, it is set to 0.025% or less. Further, P is 0.02% or less because it precipitates at grain boundaries in steel and remarkably impairs hot workability and remarkably reduces material strength.
Alは脱酸剤で、製鋼段階で鋼中酸素を酸化物介在物として除去し、粒界を調整するため、0.01%以上とするが、酸化物介在物が多すぎると靱性が低下し、冷間加工時の焼割れ発生起点となるため、0.10%以下とする。 Al is a deoxidizing agent. In order to remove oxygen in the steel as oxide inclusions and adjust grain boundaries in the steelmaking stage, the content is adjusted to 0.01% or more. However, if there are too many oxide inclusions, the toughness decreases. In order to become a starting point of occurrence of cracks during cold working, the content is made 0.10% or less.
Bは焼入れ性の向上、粒界強化、焼割れ感受性の低下などを目的として添加される。0.001%未満であると、これらの効果が十分に得られず、0.004%を超えると、粒界にBCが生成されて強度低下を招く。 B is added for the purpose of improving hardenability, strengthening grain boundaries, lowering susceptibility to fire cracking, and the like. If it is less than 0.001%, these effects cannot be sufficiently obtained, and if it exceeds 0.004%, BC is generated at the grain boundary, causing a decrease in strength.
Tiは、TiNの生成によりNを固定し、TiNの生成を防止するために添加される。0.02%未満ではBNの生成を防止できず、0.05%を超えると清浄度が低下し、強度低下を招く。Nは、不純物として鋼中に含まれるが、0.08%を超えると、BNが生成されてBを添加した効果が無くなる。 Ti is added to fix N by generation of TiN and prevent formation of TiN. If it is less than 0.02%, the formation of BN cannot be prevented, and if it exceeds 0.05%, the cleanliness is lowered and the strength is lowered. N is contained in the steel as an impurity, but if it exceeds 0.08%, BN is generated and the effect of adding B is lost.
Ti/N比は、TiとNの重量比で、TiによってどれだけのNが固定されるかを表す。これが大きい程BNの生成量が少なくなる。Ti/N比が3.4未満であると、有効なBの確保が困難となる。 The Ti / N ratio is a weight ratio of Ti and N and represents how much N is fixed by Ti. The larger this is, the smaller the amount of BN produced. If the Ti / N ratio is less than 3.4, it is difficult to ensure effective B.
鋼組織中のフェライト粒度が大きすぎると、焼割れ感受性が著しく増加するので、炭素鋼のフェライト結晶粒度番号は7以上とする。 If the ferrite grain size in the steel structure is too large, the susceptibility to fire cracks increases remarkably, so the ferrite crystal grain size number of the carbon steel is 7 or more.
最弱となる部位が、ステム軸に設けられるスプライン部であったり、ステム軸に設けられる平滑部であったりする。また、熱硬化層の表面の圧縮残留応力を500MPa以上とするのが好ましい。圧縮残留応力を500MPa以上することによって、疲労強度の向上を図ることができる。 The weakest part may be a spline portion provided on the stem shaft or a smooth portion provided on the stem shaft. Moreover, it is preferable that the compressive residual stress of the surface of a thermosetting layer shall be 500 Mpa or more. The fatigue strength can be improved by increasing the compressive residual stress to 500 MPa or more.
本発明の外側継手部材の製造方法は、前記等速自在継手の外側継手部材を製造する外側継手部材製造方法であって、ステム軸の平滑部及びスプライン部のうち、少なくとも最弱となる部位に高周波焼入れ・焼戻しを行って焼入れ部を形成した後、この焼入れ部にショットピーニングを施して、表面の圧縮残留応力を1000MPa以上となる熱硬化層を形成するものである。 The outer joint member manufacturing method of the present invention is an outer joint member manufacturing method for manufacturing the outer joint member of the constant velocity universal joint, and at least the weakest portion of the smooth portion and the spline portion of the stem shaft. After induction hardening and tempering to form a quenched portion, this quenched portion is subjected to shot peening to form a thermosetting layer having a surface compressive residual stress of 1000 MPa or more.
本発明の等速自在継手の外側継手部材では、従来品より高強度のステム軸を提供することができ、ステム軸の負荷容量の増大や軽量・コンパクト化を図ることができ、このような外側継手部材を用いた等速自在継手は、ドライブシャフトに最適な等速自在継手となる。また、この外側継手部材は、炭素鋼をベースとするため、コスト的にも安価となる利点がある。 The outer joint member of the constant velocity universal joint of the present invention can provide a stem shaft having higher strength than the conventional product, and can increase the load capacity of the stem shaft and reduce the weight and size. A constant velocity universal joint using a joint member is a constant velocity universal joint optimum for a drive shaft. Moreover, since this outer joint member is based on carbon steel, there is an advantage that the cost is low.
以下本発明の実施の形態を図1〜図9に基づいて説明する。図1はドライブシャフトを示し、このドライブシャフトは、一対の等速自在継手31,32と、この一対の等速自在継手31,32を連結するシャフトSとを備えたものである。この図例では、一方の等速自在継手31がバーフィールドタイプの固定式等速自在継手であり、他方の等速自在継手32がトリポードタイプの摺動式等速自在継手である。
Hereinafter, embodiments of the present invention will be described with reference to FIGS. FIG. 1 shows a drive shaft, which is provided with a pair of constant velocity
固定式等速自在継手31は、図2に示すように、軸方向に延びる複数のトラック溝33が内径面34に形成された外側継手部材35と、軸方向に延びる複数のトラック溝36が外径面37に円周方向等間隔に形成された内側継手部材38と、外側継手部材35のトラック溝33と内側継手部材38のトラック溝36との間に介在してトルクを伝達する複数のボール39と、外側継手部材35の内径面34と内側継手部材38の外径面37との間に介在してボール39を保持するケージ40とを備えている。
As shown in FIG. 2, the fixed type constant velocity
摺動式等速自在継手(トリポード型等速自在継手)は、図3と図4に示すように、外側継手部材42と、内側継手部材としてのトリポード部材44と、トルク伝達部材48とを備える。外側継手部材42は一端にて開口したカップ状のマウス部75を有し、内周の円周方向三等分位置に軸方向に延びるトラック溝41が形成してある。マウス部75は、横断面で見ると、大径部75aと小径部75bが交互に現れる非円筒形状である。すなわち、マウス部75は、大径部75aと小径部75bとを形成することによって、その内周面に、軸方向に延びる3本の前記トラック溝41が形成される。
As shown in FIGS. 3 and 4, the sliding type constant velocity universal joint (tripod type constant velocity universal joint) includes an outer
各トラック溝41の円周方向で向き合った側壁にローラ案内面(ローラ摺接面)41a、41aが形成される。また、内径面においては、円周方向に交互に現れる小内径部42bと大内径部42aをローラ案内面41aで接続した3弁の花冠状を呈している。すなわち、外側継手部材42は、円周方向に向き合ったローラ案内面41a,41aと両ローラ案内面41a,41a間に設けられた大内径部42aからなるトラック溝41が内周の三箇所に形成されるものである。
Roller guide surfaces (roller sliding contact surfaces) 41a and 41a are formed on the side walls of each
トリポード部材44はボス47と脚軸43とを備える。ボス47にはシャフトSとトルク伝達可能に結合するスプライン孔44aが形成してある。脚軸43はボス47の円周方向三等分位置から半径方向に突出している。
The
また、トルク伝達部材(ローラ部材)48は、その外径面が凸球面とされたリング状体からなるローラ46と、このローラ46に複数のころ49を介してリング45とを備える。すなわち、ローラ46とリング45とが複数のころ49を介してユニット化され、これら等でローラアセンブリ(ローラ部材)を構成している。この場合、ローラ46を外側ローラと呼び、リング45を内側ローラと呼ぶことができる。
Further, the torque transmission member (roller member) 48 includes a
すなわち、リング(内側ローラ)45は脚軸43の外周面に外嵌している。内側ローラ45の円筒形外周面を内側軌道面とし、外側ローラ46の円筒形内周面を外側軌道面として、これらの内外軌道面間に針状ころ49が転動自在に介在する。針状ころ49は、できるだけ多くのころを入れた、保持器のない、いわゆる総ころ状態で組み込まれている。なお、外側ローラ46の端部内周面に形成した環状溝には、針状ころ49の抜け止め用のワッシャ50a、50bが装着されている。
That is, the ring (inner roller) 45 is fitted on the outer peripheral surface of the
図2に示すように、固定式等速自在継手31における内側継手部材38の軸孔38aにトルク伝達可能にシャフトSの一方に端部の雄スプライン51を嵌入し、図3に示すように、摺動式等速自在継手32における内側継手部材であるトリポード部材44の軸孔44aにトルク伝達可能にシャフトSの他方の端部に雄スプライン52を嵌入している。この場合、図2に示すように、固定式等速自在継手31の内側継手部材38の軸孔38aの内径面には雌スプライン53が設けられ、図4に示すように、摺動式等速自在継手32のトリポード部材44の軸孔44aの内径面には雌スプライン54が設けられている。
As shown in FIG. 2, a
このため、シャフトSの一方に端部の雄スプライン51を内側継手部材38の軸孔38aに嵌入させることによって、シャフトSの雄スプライン51が内側継手部材38の雌スプライン53に嵌合する。また、シャフトSの他方に端部の雄スプライン52をトリポード部材44の軸孔44aに嵌入させることによって、シャフトSの雄スプライン52がトリポード部材44の雌スプライン54に嵌合する。なお、シャフトSの両端部は、スナップリング等の止め輪55,55によりそれぞれ抜け止めされている。すなわち、シャフトSの両端部に周方向溝56、56が形成され、この周方向溝56、56に止め輪55,55が嵌合されている。
For this reason, the
シャフトSと各外側継手部材35、42との間には、外部からの異物の侵入および内部からのグリースの漏洩を防止するためのブーツ60A,60Bがそれぞれ装着されている。ブーツ60A,60Bは、大径部60aと、小径部60bと、大径部60aと小径部60bとを連結する蛇腹部60cとからなる。ブーツ60A,60Bの大径部60a,60aは外側継手部材の開口端でブーツバンド61A,61Bにより締め付け固定され、その小径部60bはシャフトSのブーツ装着部58,59でブーツバンド62A、62Bにより締め付け固定されている。
ところで、固定式等速自在継手31の外側継手部材35は、トラック溝33が内径面34に形成されたカップ部70とこのカップ部70の底壁70aから突設されるステム軸71とからなる。ステム軸71は、カップ部70の底壁70aから平滑部71aを介してカップ部70に連設されるスプライン部(雄スプライン)71bと、このスプライン部71bにくびれ部71cを介して連設されるネジ部71dと、このネジ部71dの端面から突設される端部軸部71eとからなる。
By the way, the outer
この固定式等速自在継手31の外側継手部材35の材質は、合金元素の含有率が重量%で、C:0.45〜0.60%、Si:0.4〜1.5%、Mn:0.4〜1.0%、S:0.025%以下、Al:0.01〜0.1%、B:0.001〜0.004%, Ti:0.02〜0.05%、およびN:0.008%以下、かつTi/N比3.4以上を基本成分とし、残部がFeおよび不可避的不純物からなる炭素鋼である。この場合の炭素鋼のフェライト結晶粒度番号(JISG0552(鋼のフェライト結晶粒度試験方法)の比較法により測定した結晶粒度番号)が7以上である。
The material of the outer
そして、ステム軸71の平滑部71a及びスプライン部71bのうち、少なくとも最弱となる部位においてクロスハッチングで示すように熱硬化層H1を有する。この場合、ステム軸71の平滑部71a及びスプライン部71bのうち、最弱となる部位はスプライン部71bである。このため、少なくとも、スプライン部71bに熱硬化層H1を設ければよいが、この実施形態では、カップ部70の底壁70aからスプライン部(雄スプライン)71bにわたって熱硬化層H1が形成されている。そして、この熱硬化層H1は焼入れ硬化比が0.3〜0.6となる。ここで、焼入れ硬化比とは、焼入れ深さ/軸半径である。すなわち、図2に示すように、焼入れ深さをt1とし、軸半径をR1としたときに、焼入れ硬化比は、t1/R1となり、軸半径は、スプライン部71bの小径(直径)の半径であり、R1=D2/2となる。このため、0.3≦t1/R1≦0.6となる。熱硬化層Hの表面の圧縮残留応力を500MPa以上とするのが好ましい。
And in the
ところで、外側継手部材35は、カップ部70とステム軸71とが一体に成形されており、前記炭素鋼を用いて、熱間鍛造でカップ部70とステム軸71を一体に成形した後、冷間鍛造を行うことで、カップ部70内およびステム軸71の寸法精度を向上させている。鍛造後、旋削加工で所定の形状に成形し、ステム軸71にはハブ輪(図示省略)と嵌合するためのスプライン部71bを転造加工やプレス加工などで形成し、ステム軸71の軸端にはハブ輪とナットで締結するためのネジ部71dが転造形成される。その後、ステム軸71には高周波焼入れ焼戻しを施し、前記熱硬化層H1を設けることになる。
By the way, the outer
高周波焼入れ焼き戻しは、高周波電流の流れているコイル中に焼入れに必要な部分を入れると、電磁誘導作用により誘導起電力が生ずる。この電磁誘導作用により、ジュール熱が発生することを利用して、伝導性物体を過熱する原理を応用した焼入れ方法である。このため、高周波焼入れは必要な部分だけに選択的に硬化層を設けることが可能であり、外側継手部材のステム軸の硬化層形成には最適となる。 In the induction hardening and tempering, when a portion necessary for quenching is placed in a coil through which a high frequency current flows, an induced electromotive force is generated by electromagnetic induction. This is a quenching method applying the principle of overheating a conductive object by utilizing the generation of Joule heat by this electromagnetic induction action. For this reason, induction hardening can selectively provide a hardened layer only at a necessary portion, and is optimal for forming a hardened layer of the stem shaft of the outer joint member.
また、摺動式等速自在継手32の外側継手部材42は、内周に軸線方向に延びる三本のトラック溝41を有するカップ部75と、このカップ部75の底壁75cから突設されるステム軸76とからなる。ステム軸76は、底壁75cに連設される大径ボス部76aと、この大径ボス部76aよりも小径の中間軸部(平滑部)76bと、この平滑部76bに連設されるスプライン部(雄スプライン)76cとを有するものである。
The outer
この外側継手部材42の材質も、固定式等速自在継手31の外側継手部材35と同様、合金元素の含有率が重量%で、C:0.45〜0.60%、Si:0.4〜1.5%、Mn:0.4〜1.0%、S:0.025%以下、Al:0.01〜0.1%、B:0.001〜0.004%, Ti:0.02〜0.05%、およびN:0.008%以下、かつTi/N比3.4以上を基本成分とし、残部がFeおよび不可避的不純物からなる炭素鋼である。この場合の炭素鋼のフェライト結晶粒度番号が7以上である。
Similarly to the outer
外側継手部材42のステム軸76には、大径ボス76aからスプライン部76cにわたって、クロスハッチングで示すように熱硬化層H2が形成されている。この熱硬化層H2においても、焼入れ硬化比が0.3〜0.6となる。焼入れ深さをt2とし、軸半径をR2としたときに、焼入れ硬化比は、t2/R2となり、軸半径は、スプライン部76cの小径(直径)の半径であり、R2=D4/2となる。このため、0.3≦t2/R2≦0.6となる。熱硬化層Hの表面の圧縮残留応力を500MPa以上とするのが好ましい。
A thermosetting layer H2 is formed on the
この場合も、外側継手部材42は、カップ部75とステム軸76とが一体に成形されており、前記炭素鋼を用いて、熱間鍛造でカップ部75とステム軸76を一体に成形した後、冷間鍛造を行うことで、カップ部75内およびステム軸76の寸法精度を向上させている。鍛造後、旋削加工で所定の形状に成形し、ステム軸76にはスプライン部76cを転造加工やプレス加工などで形成し、その後、ステム軸76には高周波焼入れ焼戻しを施し、前記熱硬化層H2を設けることになる。
Also in this case, in the outer
また、外側継手部材35、42のカップ部70,75内においても高周波焼入れ焼き戻しの熱処理を施して、所定の硬さ、焼入れ深さの熱硬化層を設けるのが好ましい。しかしながら、カップ部70,75内においては、外表面まで焼抜けすると強度低下を招くことになる。このため、ステム軸71,76のような高い焼入れ硬化比は不要である。
In addition, it is preferable to perform heat treatment of induction hardening and tempering in the
ステム軸において、熱硬化層H1,H2を形成する場合、高周波焼入れ焼き戻し後にショットピーニングを行って、その熱硬化層H1,H2の表面の圧縮残留応力を1000MPa以上とすることも可能である。 When the thermosetting layers H1 and H2 are formed on the stem axis, shot peening is performed after induction hardening and tempering, and the compressive residual stress on the surfaces of the thermosetting layers H1 and H2 can be 1000 MPa or more.
図1に示すドライブシャフトにおいて、シャフト(中間シャフト)Sに対しても、クロスハッチングで示すように熱硬化層H3を形成している。シャフトSとしては、前記外側継手部材35、42と同じ炭素鋼を用いても、従来のドライブシャフトのシャフトに一般的に用いられている炭素鋼であってもよい。
In the drive shaft shown in FIG. 1, the thermosetting layer H3 is also formed on the shaft (intermediate shaft) S as shown by cross hatching. As the shaft S, the same carbon steel as that of the outer
また、熱硬化層H3を高周波焼入れ焼き戻しの熱処理を施すことによって形成することができ、この場合、図例のように、ほぼ全長にわたってこの熱硬化層H3が形成されている。この場合も、焼入れ深さ/軸半径で表される焼入れ硬化比を0.3〜0.6に設定できるが、これに限るものではない。 Moreover, the thermosetting layer H3 can be formed by performing heat treatment of induction hardening and tempering. In this case, as shown in the figure, the thermosetting layer H3 is formed over almost the entire length. Also in this case, the quench hardening ratio represented by the quench depth / axial radius can be set to 0.3 to 0.6, but is not limited thereto.
このため、本発明の等速自在継手の外側継手部材では、従来品より高強度のステム軸を提供することができ、ステム軸の負荷容量の増大や軽量・コンパクト化を図ることができ、このような外側継手部材を用いた等速自在継手は、ドライブシャフトに最適な等速自在継手となる。また、この外側継手部材は、炭素鋼をベースとするため、コスト的にも安価となる利点がある。 For this reason, the outer joint member of the constant velocity universal joint of the present invention can provide a stem shaft having higher strength than the conventional product, and can increase the load capacity of the stem shaft and reduce the weight and size. A constant velocity universal joint using such an outer joint member is an optimum constant velocity universal joint for a drive shaft. Moreover, since this outer joint member is based on carbon steel, there is an advantage that the cost is low.
すなわち、焼入れ硬化比は、有効硬化層深さ/軸半径比で表され、これが0.3未満では、焼入れ硬化比が不足し、通常の炭素鋼に高周波焼入れしたステム軸の強度と変わらず、軽量・コンパクト化が達成できない。一方、0.60%を超えると、スプライン部等の切欠き部に焼割れが発生する。 That is, the quench hardening ratio is expressed by the effective hardened layer depth / shaft radius ratio, and if this is less than 0.3, the quench hardening ratio is insufficient, and the strength of the stem shaft induction-hardened in ordinary carbon steel is not changed, Light weight and compactness cannot be achieved. On the other hand, if it exceeds 0.60%, a burning crack occurs in a notch part such as a spline part.
Cが0.45%未満であると、熱処理後の表面硬さが低すぎて、外輪カップ部のトラックにおいて、十分な耐久性が得られず、0.60%を超えると、表面硬さが高すぎるため、切欠き部の切欠き感受性が増し、強度低下を招く。 If C is less than 0.45%, the surface hardness after heat treatment is too low, and sufficient durability cannot be obtained in the track of the outer ring cup portion. If it exceeds 0.60%, the surface hardness is too high. Since it is too high, the notch sensitivity of a notch part will increase and a strength fall will be caused.
Siは、製鋼段階での脱酸剤として、さらには粒界強化のために添加される。これが、0.40%未満であると、粒界強化の効果が得られず、1.5%を超えると冷間加工性(鍛造性、切削性)が著しく低下する。 Si is added as a deoxidizer in the steelmaking stage and further for strengthening grain boundaries. If this is less than 0.40%, the effect of strengthening the grain boundary cannot be obtained, and if it exceeds 1.5%, the cold workability (forgeability, machinability) is remarkably lowered.
Mnは、焼入れ性を向上(焼入れ硬化比向上)させたり、鋼中の硫黄をMnSとして固定・分散させるために必要であり、これが、0.4%未満であると、焼入れ性が低下し、焼入れ深さが得られない。1.0%を超えると、焼入れ性が飽和して冷間加工性を低下させる。 Mn is necessary for improving the hardenability (improving the quench hardening ratio) and fixing / dispersing sulfur in the steel as MnS. If this is less than 0.4%, the hardenability decreases. The quenching depth cannot be obtained. If it exceeds 1.0%, the hardenability is saturated and the cold workability is lowered.
Sは、Mnと結合してMnS介在物として存在するが、冷間加工時の焼割れ発生の起点となるので、0.025%以下とする。また、Pは、鋼中において粒界に析出して熱間加工性を著しく損ない、かつ素材強度を著しく低下させるため、0.02%以下とする。 S is combined with Mn and exists as MnS inclusions. However, since S serves as a starting point for occurrence of cracking during cold working, it is set to 0.025% or less. Further, P is 0.02% or less because it precipitates at grain boundaries in steel and remarkably impairs hot workability and remarkably reduces material strength.
Alは脱酸剤で、製鋼段階で鋼中酸素を酸化物介在物として除去し、粒界を調整するため、0.01%以上とするが、酸化物介在物が多すぎると靱性が低下し、冷間加工時の焼割れ発生起点となるため、0.10%以下とする。 Al is a deoxidizing agent. In order to remove oxygen in the steel as oxide inclusions and adjust grain boundaries in the steelmaking stage, the content is adjusted to 0.01% or more. However, if there are too many oxide inclusions, the toughness decreases. In order to become a starting point of occurrence of cracks during cold working, the content is made 0.10% or less.
Bは焼入れ性の向上、粒界強化、焼割れ感受性の低下などを目的として添加される。0.001%未満であると、これらの効果が十分に得られず、0.004%を超えると、粒界にBCが生成されて強度低下を招く。 B is added for the purpose of improving hardenability, strengthening grain boundaries, lowering susceptibility to fire cracking, and the like. If it is less than 0.001%, these effects cannot be sufficiently obtained, and if it exceeds 0.004%, BC is generated at the grain boundary, causing a decrease in strength.
Tiは、TiNの生成によりNを固定し、TiNの生成を防止するために添加される。0.02%未満ではBNの生成を防止できず、0.05%を超えると清浄度が低下し、強度低下を招く。Nは、不純物として鋼中に含まれるが、0.08%を超えると、BNが生成されてBを添加した効果が無くなる。 Ti is added to fix N by generation of TiN and prevent formation of TiN. If it is less than 0.02%, the formation of BN cannot be prevented, and if it exceeds 0.05%, the cleanliness is lowered and the strength is lowered. N is contained in the steel as an impurity, but if it exceeds 0.08%, BN is generated and the effect of adding B is lost.
Ti/N比は、TiとNの重量比で、TiによってどれだけのNが固定されるかを表す。これが大きい程BNの生成量が少なくなる。Ti/N比が3.4未満であると、有効なBの確保が困難となる。 The Ti / N ratio is a weight ratio of Ti and N and represents how much N is fixed by Ti. The larger this is, the smaller the amount of BN produced. If the Ti / N ratio is less than 3.4, it is difficult to ensure effective B.
鋼組織中のフェライト粒度が大きすぎると、焼割れ感受性が著しく増加するので、炭素鋼のフェライト結晶粒度番号は7以上とする。 If the ferrite grain size in the steel structure is too large, the susceptibility to fire cracks increases remarkably, so the ferrite crystal grain size number of the carbon steel is 7 or more.
ところで、従来の固定式等速自在継手や摺動式等速自在継手の外側継手部材に用いる炭素鋼は、通常、合金元素の含有率が重量%で、C:0.45〜0.60%、Si:0.15〜0.35%、Mn:0.6〜0.9%、S:0.035%以下を基本成分とし、残部がFeおよび不可避的不純物からなる。 By the way, the carbon steel used for the outer joint member of the conventional fixed type constant velocity universal joint and the sliding type constant velocity universal joint usually has an alloy element content of% by weight, and C: 0.45 to 0.60%. , Si: 0.15 to 0.35%, Mn: 0.6 to 0.9%, S: 0.035% or less as basic components, with the balance being Fe and inevitable impurities.
このような炭素鋼を用いた場合、Bの添加が無いので、焼入れ硬化比が0.2〜0.4の範囲でばらつくことになる。そのため捩り強度を検討する際には焼入れ硬化比が小さい0.2を採用することになる。図5に示すように、焼入れ硬化比が0.2の時の捩り強度を1.0とすると、本発明のような炭素鋼の場合、焼入れ性が向上するため、焼入れ硬化比が硬化範囲全域においてばらつくことなく0.3〜0.6にすることができるので捩り強度比1.25〜1.65に向上する。 When such carbon steel is used, since B is not added, the quench hardening ratio varies in the range of 0.2 to 0.4. Therefore, when examining the torsional strength, 0.2, which has a small quench hardening ratio, is adopted. As shown in FIG. 5, when the torsional strength when the quench hardening ratio is 0.2 is 1.0, in the case of the carbon steel as in the present invention, the hardenability is improved, so that the quench hardening ratio is within the entire curing range. Therefore, the torsional strength ratio is improved to 1.25 to 1.65.
図6は、固定式等速自在継手として、アンダーカットフリー型であって、内径面81に複数のトラック溝82が形成された外側継手部材83と、外径面84に外側継手部材83のトラック溝82と対をなす複数のトラック溝85が形成された内側継手部材86と、外側継手部材83のトラック溝82と内側継手部材86のトラック溝85との間に介在してトルクを伝達する複数のボール87と、外側継手部材83の内径面81と内側継手部材86の外径面84との間に介在してボール87を保持するケージ88とを備えている。ケージ88にはボール87が収容される窓部88aが周方向に沿って複数配設されている。
FIG. 6 shows an undercut-free type fixed-type constant velocity universal joint, an outer
この固定式等速自在継手は、外側継手部材83のトラック溝82の溝底は、開口側のストレート部82a(外側継手部材83の軸線方向と平行な直線部)と、奥側の円弧部82bとからなる。内側継手部材86のトラック溝85の溝底は、開口部側の円弧部85aと、奥側のストレート部85b(内側継手部材86の軸線方向と平行な直線部)とからなる。この場合、外側継手部材83のトラック溝82の中心O1と内側継手部材86のトラック溝85の中心O2とが、それぞれ、軸方向に継手中心Oから等距離f、fだけ反対側にオフセットされている。なお、内側継手部材86の軸孔には、シャフトSの端部の雄スプライン51(図2参照)が嵌合する雌スプライン86aが形成されている。
In this fixed type constant velocity universal joint, the groove bottom of the
この場合の外側継手部材83も図2等に示す外側継手部材35と同様の炭素鋼からなり、カップ部89と、このカップ部89の底壁89aから突設されるステム軸90とからなり、これらは一体成形されている。そして、ステム軸90には、スプライン部(雄スプライン)90aとネジ部90bとが形成されている。
The outer
この場合も、外側継手部材83はカップ部89の底壁89aからスプライン部(雄スプライン)90aにわたって熱硬化層H1が形成されている。熱硬化層H1は焼入れ硬化比が0.3〜0.6となる。焼入れ深さをt1とし、軸半径をR1としたときに、焼入れ硬化比は、t1/R1となり、軸半径は、スプライン部90aの小径(直径)の半径であり、R1=D2/2となる。このため、0.3≦t1/R1≦0.6となる。熱硬化層Hの表面の圧縮残留応力を500MPa以上とするのが好ましい。
Also in this case, the outer
図7は、ダブルオフセットタイプの摺動式等速自在継手を示し、摺動式等速自在継手は、内径面91にトラック溝92が形成された外側継手部材93と、外径面94にトラック溝95が形成された内側継手部材96と、外側継手部材93のトラック溝92と内側継手部材96のトラック溝95との間に介在してトルクを伝達するトルク伝達部材としてのボール97と、このボール97を収容するポケット99を有するとともに外側継手部材93と内側継手部材96との間に介装されるケージ98とを備えたものである。ケージ98の外周面98aの曲率中心と内周面98bの曲率中心とが、継手の角度中心に対し、軸方向に逆方向にオフセットしている。
FIG. 7 shows a double offset type sliding constant velocity universal joint. The sliding constant velocity universal joint includes an outer
内側継手部材96の軸心孔には、雌スプライン96aが形成され、内側継手部材96の軸心孔にシャフトSの端部が嵌入される。シャフトSの端部が内側継手部材96の軸心孔に嵌入された際に、雌スプライン96aと雄スプライン52とが嵌合する。なお、雄スプライン52の端部には周方向溝56が形成され、この周方向溝に止め輪55が嵌着されている。これによって、シャフトSの抜け止めが構成される。
A
外側継手部材93の開口部がブーツ100にて塞がれている。このため、ブーツ100は、一方の開口部を構成する大径部100aと、他方の開口部を構成する小径部100bと、大径部100aと小径部100bとを連結する蛇腹部100cとを備える。そして、ブーツ100の大径部100aが、外側継手部材93の開口部に外嵌された状態で装着される。また、ブーツ100の小径部100bが、シャフトSのブーツ装着部59に外嵌された状態で装着される。すなわち、ブーツ100の大径部100aは外側継手部材の開口端でブーツバンド101により締め付け固定され、その小径部100bはシャフトSのブーツ装着部59でブーツバンド102により締め付け固定されている。
The opening of the outer
外側継手部材93も図4等に示す外側継手部材と同様の炭素鋼からなり、カップ部103と、このカップ部103の底壁103aから突設されるステム軸104とからなり、これらは一体成形されている。そして、ステム軸104は、カップ部103の底壁103aに連設されるボス部104aと、ボス部104aに連設される平滑部104bと、この平滑部104bに連設されるスプライン部(雄スプライン)104cとを備える。
The outer
この場合も、ステム軸104には、平滑部104bからスプライン部(雄スプライン)104cにわたって熱硬化層H2が形成されている。熱硬化層H2は焼入れ硬化比が0.3〜0.6となる。焼入れ深さをt2とし、軸半径をR2としたときに、焼入れ硬化比は、t2/R2となり、軸半径は、スプライン部104cの小径(直径)の半径であり、R2=D4/2となる。このため、0.3≦t2/R2≦0.6となる。熱硬化層H2の表面の圧縮残留応力を500MPa以上とするのが好ましい。
Also in this case, the thermosetting layer H2 is formed on the
図8はカップタイプのクロスグルーブ型の摺動式等速自在継手を示し、この摺動式等速自在継手は、外周面105に軸線に対して互いに逆方向にねじれたボール溝106(106a、106b)(図9参照)を円周方向に交互に形成した内側継手部材107と、内周面108に軸線に対して互いに逆方向にねじれたボール溝109(109a、109b)を円周方向に交互に形成した外側継手部材110と、軸線に対して互いに逆方向にねじれた内側継手部材107のボール溝106と外側継手部材110のボール溝109との交差部に組み込んだ複数個のトルク伝達ボール111と、内側継手部材107の外周面105と外側継手部材110の内周面108との間に介装してトルク伝達ボール111を円周方向で所定間隔に保持する窓部112aを有するケージ112とを有する。
FIG. 8 shows a cup-type cross groove type sliding constant velocity universal joint. The sliding type constant velocity universal joint has a ball groove 106 (106a, 106a, 106b) Inner joint members 107 (see FIG. 9) alternately formed in the circumferential direction and ball grooves 109 (109a, 109b) twisted in the opposite directions with respect to the axis on the inner
図9におけるβは、軸線に対する各ボール溝106a、106b、109a、109bの交差角を示している。トルク伝達ボール111は、各ボール溝106a、106b、109a、109bの交差部に組み込まれている。
In FIG. 9, β indicates the crossing angle of each
外側継手部材110も図4等に示す外側継手部材と同様の炭素鋼からなり、カップ部115と、このカップ部115の底壁115aから突設されるステム軸116とからなり、これらは一体成形されている。そして、ステム軸116は、カップ部115の底壁115aに連設される平滑部116aと、この平滑部116aに連設されるスプライン部(雄スプライン)116bとを備える。なお、内側継手部材107の軸心孔には、シャフトSの雄スプライン52(図3参照)が嵌合する雌スプライン107aが形成されている。
The outer
この場合も、ステム軸116には、平滑部116aからスプライン部116bに亘って熱硬化層H2が形成されている。熱硬化層H2は、少なくとも最弱部となる平滑部116aにおいて焼入れ硬化比が0.3〜0.6となる(スプライン部116bの焼入れ硬化比は0.3以下でも構わない)。焼入れ深さをt2´とし、軸半径をR2´としたときに、焼入れ硬化比は、t2´/R2´となり、軸半径は、平滑部116aの小径(直径)の半径であり、R2´=D4´/2となる。このため、0.3≦t2´/R2´≦0.6となる。熱硬化層H2の表面の圧縮残留応力を500MPa以上とするのが好ましい。
Also in this case, the thermosetting layer H2 is formed on the
このように、図6〜図9に示す等速自在継手の外側継手部材も、図2及び図4等に示す外側継手部材と同様の炭素鋼からなり、しかも、熱硬化層Hの焼入れ硬化比が0.3〜0.6としている。このため、図2及び図4等に示す外側継手部材と同様の作用効果を奏することになる。 As described above, the outer joint member of the constant velocity universal joint shown in FIGS. 6 to 9 is also made of the same carbon steel as the outer joint member shown in FIGS. 2 and 4 and the quench hardening ratio of the thermosetting layer H. Is 0.3 to 0.6. For this reason, there exists an effect similar to the outer joint member shown in FIG.2 and FIG.4 etc. FIG.
以上、本発明の実施形態につき説明したが、本発明は前記実施形態に限定されることなく種々の変形が可能であって、トルク伝達部材としてボールを用いたもの(固定式等速自在継手であっても、摺動式等速自在継手であっても)では、そのボールの数としては、6個や8個であってもよく、増減は任意である。クロスグローブ型等速自在継手として、フロートタイプ(ケージの最小内径よりも内側継手部材の最大外径を大きく設定し、内側継手部材とケージの干渉によって軸方向変位を規制するもの)であっても、ノンフロートタイプ(ケージの最小内径よりも内側継手部材の最大外径を小さく設定し、ボールとケージの干渉によって軸方向変位を規制するもの)であってもよい。 As described above, the embodiment of the present invention has been described. However, the present invention is not limited to the above-described embodiment, and various modifications are possible, and a ball is used as a torque transmission member (a fixed constant velocity universal joint). Or even a sliding constant velocity universal joint), the number of balls may be 6 or 8, and the increase or decrease is arbitrary. As a cross-glove type constant velocity universal joint, even if it is a float type (the maximum outer diameter of the inner joint member is set larger than the minimum inner diameter of the cage and the axial displacement is regulated by interference between the inner joint member and the cage) The non-float type may be used (the maximum outer diameter of the inner joint member is set smaller than the minimum inner diameter of the cage and the axial displacement is regulated by the interference between the ball and the cage).
また、本発明に係る外側継手部材を備えた等速自在継手において、ドライブシャフトの固定式等速自在継手や摺動式等速自在継手に用いるのが好ましいが、ドライブシャフト以外のプロペラシャフトや、さらには、車両用以外の各種産業機械の動力伝達装置に利用できる。 Further, in the constant velocity universal joint provided with the outer joint member according to the present invention, it is preferably used for a fixed constant velocity universal joint of a drive shaft or a sliding constant velocity universal joint, but a propeller shaft other than the drive shaft, Furthermore, it can be used for power transmission devices of various industrial machines other than those for vehicles.
図2や図6に示す外側継手部材35,83において、熱硬化層H1が、カップ部70,89の底壁70a、89aからスプライン部(雄スプライン)71b、90aにわたって形成されているが、スプライン部71b、90aのみであってもよい。また、図4や図7に示す外側継手部材42、93において、熱硬化層H2が、平滑部76b、104bからスプライン部76c、104cのほぼ全長に至る範囲に設けられているが、スプライン部76c、104cのみであってもよい。
In the outer
33 トラック溝
34 内径面
35 外側継手部材
41 トラック溝
42 外側継手部材
70,75 カップ部
71、76 ステム軸
71a 平滑部
71b スプライン部
76b 平滑部
76c スプライン部
33
Claims (5)
前記材質が、合金元素の含有率が重量%で、C:0.45〜0.60%、Si:0.4〜1.5%、Mn:0.4〜1.0%、S:0.025%以下、Al:0.01〜0.1%、B:0.001〜0.004%, Ti:0.02〜0.05%、およびN:0.008%以下、かつTi/N比3.4以上を基本成分とし、残部がFeおよび不可避的不純物からなる炭素鋼であり、この炭素鋼のフェライト結晶粒度番号が7以上であり、ステム軸の平滑部及びスプライン部のうち、少なくとも最弱となる部位において、焼入れ硬化比が0.3〜0.6となる熱硬化層を有することを特徴とする等速自在継手の外側継手部材。 A cup portion having a track groove formed on the inner diameter surface and a stem shaft protruding from the bottom wall of the cup portion are integrally formed of the same material, and a smooth portion and a spline portion are formed on the stem shaft. An outer joint member of a universal joint,
The material has an alloy element content of% by weight, C: 0.45-0.60%, Si: 0.4-1.5%, Mn: 0.4-1.0%, S: 0 0.025% or less, Al: 0.01 to 0.1%, B: 0.001 to 0.004%, Ti: 0.02 to 0.05%, and N: 0.008% or less, and Ti / Carbon steel having N ratio of 3.4 or more as a basic component, the balance being Fe and inevitable impurities, the ferrite crystal grain size number of this carbon steel being 7 or more, among the smooth part and spline part of the stem shaft, An outer joint member of a constant velocity universal joint having a thermosetting layer having a quench hardening ratio of 0.3 to 0.6 at least at the weakest part.
ステム軸の平滑部及びスプライン部のうち、少なくとも最弱となる部位に高周波焼入れ・焼戻しを行って焼入れ部を形成した後、この焼入れ部にショットピーニングを施して、表面の圧縮残留応力を1000MPa以上となる熱硬化層を形成することを特徴とする外側継手部材製造方法。 An outer joint member manufacturing method for manufacturing an outer joint member of a constant velocity universal joint according to any one of claims 1 to 4,
After forming the quenching part by induction hardening and tempering at least the weakest part of the smooth part and the spline part of the stem shaft, this quenching part is subjected to shot peening, and the surface compressive residual stress is 1000 MPa or more. The outer joint member manufacturing method characterized by forming the thermosetting layer used as this.
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