JP5263863B2 - 自動車電装・補機 - Google Patents

Description

本発明は、自動車電装・補機用転動部材および自動車電装・補機用転がり軸受に関し、より特定的には、自動車電装・補機において、回転駆動される回転部材を、当該回転部材に隣接して配置される部材に対して回転自在に支持する自動車電装・補機用転がり軸受を構成する自動車電装・補機用転動部材および自動車電装・補機用転がり軸受に関するものである。

自動車のオルタネータ、ファンカップリング、プーリ（アイドラプーリ、テンションプーリなど）のような自動車電装・補機に用いられる転がり軸受（自動車電装・補機用転がり軸受）には、エンジンの回転に対応した急激な加減速や振動が作用する。また、エンジンの近傍に配置される自動車電装・補機用転がり軸受は、高温下で使用されることとなる。このような苛酷な条件下で用いられる結果、自動車電装・補機用転がり軸受においては、使用中に転走面に早期に剥離が発生し、当該剥離の起点付近に白層と呼ばれる組織が観察される場合がある。

一方、白層が発生した軸受を構成する転動部材としての軌道輪や転動体においては、当該転動部材を構成する鋼中の水素含有量が明確に増加している。このことから、上述の白層の発生を伴った剥離による軸受の損傷には、水素が関与していると考えられる。本明細書、要約書、特許請求の範囲においては、上述の白層を伴った特異な剥離を水素脆性剥離と呼ぶ。

上述の急激な加減速や振動が作用するとともに、高温環境で使用されるため、自動車電装・補機用転がり軸受においては、グリースなどの潤滑剤の劣化が進む。その結果、自動車電装・補機用転がり軸受においては、軌道輪などの軌道部材と玉などの転動体との間に金属接触が生じ、軌道部材および転動体の表面に微小摩耗が生じる。この微小摩耗により生じた化学的に活性な金属新生面を触媒として潤滑剤が分解される。そして、これにより発生した水素が転動部材を構成する鋼中に侵入することにより、上記水素脆性剥離は発生すると考えられる。

これに対し、自動車電装・補機用軸受の構成部品の形状（たとえば特許文献１参照）、材質（たとえば特許文献２および３参照）、および潤滑剤としてのグリース（たとえば特許文献４〜７参照）を改良する提案がなされている。
特開２００４−９２８９２号公報 特開平１１−２４１７２７号公報 国際公開第２００１／０９６７５６号パンフレット 特開２００４−１２４０５０号公報 特開２００４−９９８４７号公報 特開２００６−８９５３３号公報 特開２００４−１３２５０７号公報

しかしながら、近年、自動車電装・補機においては、小型化、軽量化が進められている。そのため、自動車電装・補機用転がり軸受に対しても、小型化、軽量化の要求があり、自動車電装・補機用転がり軸受を構成する自動車電装補機用転動部材に作用する応力が大きくなる傾向にある。また、上記自動車電装・補機の小型化に伴って生じる出力の低下を、自動車電装・補機内の部材の高速回転化により補う対策がとられており、自動車電装・補機用転がり軸受の回転速度は速くなる傾向にある。さらに、近年の自動車の高性能化、高出力化に伴い、自動車電装・補機用転がり軸受に作用する荷重も大きくなるとともに、エンジン周辺が高温化し、エンジンの近傍で使用される自動車電装・補機用転がり軸受は、高い温度、たとえば２００℃に近い温度域で使用される場合もある。

このような状況の下、自動車電装・補機用転がり軸受においては、上述の自動車電装・補機用転動部材の金属接触に起因した水素脆性剥離が一層発生しやすくなっている。また、摩耗紛の潤滑剤への混入に起因した表面損傷も発生しやすくなっており、自動車電装・補機用転動部材の摩耗、ピーリング、表面起点剥離などが発生するおそれも強くなっている。そのため、上述の特許文献１〜７に記載された転がり軸受の構成を自動車電装・補機用転がり軸受に採用するのみでは、自動車電装・補機用転がり軸受に発生する水素脆性剥離等への対策としては必ずしも十分であるとはいえない。

また、上記問題点を解消するための従来の技術においては、自動車電装・補機用転動部材を構成する鋼に添加される合金元素の量が多いため、加工が困難である、製造コストが高い、浸炭や浸炭窒化を実施した場合に炭化物の粗大化や偏析が発生しやすく、割れ強度が劣る、などの問題があった。

そこで、本発明の目的は、自動車電装・補機用転動部材を構成する鋼において加工性の低下や製造コストの上昇等を招来する合金元素の含有量を抑制しつつ、高温環境下や振動が作用する環境下などの苛酷な環境下においても長寿命な自動車電装・補機用転動部材および自動車電装・補機用転がり軸受を提供することである。

本発明に従った自動車電装・補機は、回転駆動される回転部材と、回転部材に隣接して配置される部材と、回転部材と当該回転部材に隣接して配置される上記部材との間に配置された転がり軸受とを備えている。この転がり軸受は、軌道部材と、軌道部材に接触し、円環状の軌道上に配置される複数の転動体とを含む。上記軌道部材および上記転動体の少なくともいずれか一方である自動車電装・補機用転動部材は、０．３質量％以上０．４％質量％以下の炭素と、０．３質量％以上０．７質量％以下の珪素と、０．３質量％以上０．８質量％以下のマンガンと、０．５質量％以上１．２質量％以下のニッケルと、１．６質量％以上２．５質量％以下のクロムと、０．１質量％以上０．７質量％以下のモリブデンと、０．２質量％以上０．４質量％以下のバナジウムとを含有し、残部鉄および不純物からなり、珪素の含有量とマンガンの含有量との和は１．０質量％以下であり、ニッケルの含有量とクロムの含有量との和は２．３質量％以上であり、クロムの含有量とモリブデンの含有量とバナジウムの含有量との和は３．０質量％以下である鋼から構成されている。表面を含む領域には、内部よりも炭素含有量の大きい硬化処理層が形成されている。硬化処理層の表層部の硬度は、７２５ＨＶ以上８００ＨＶ以下であり、当該表層部に分布する炭化物の最大粒径は１０μｍ以下であり、当該表層部における炭化物の面積率は、７％以上２５％以下である。そして、上記内部の硬度は、４５０ＨＶ以上６５０ＨＶ以下である。

ここで、硬化処理層は、たとえば浸炭処理または浸炭窒化処理により形成された浸炭層または浸炭窒化層である。また、硬化処理層の表層部とは、硬化処理層の表面からの距離が０．１ｍｍ以内の領域である。

本発明の自動車電装・補機用転動部材では、自動車電装・補機用転動部材を構成する鋼において、水素脆性剥離を助長するおそれのある珪素の含有量が低減されるとともに、クロム、バナジウム、モリブデンなどの合金元素の含有量のバランスが適切に調整されつつ含有量が抑制される。また、本発明の自動車電装・補機用転動部材では、硬化処理層の表層部における炭化物の大きさや面積率、および自動車電装・補機用転動部材における硬度分布が適切な範囲に調整される。その結果、本発明の自動車電装・補機用転動部材によれば、自動車電装・補機用転動部材を構成する鋼において加工性の低下や製造コストの上昇等を招来する合金元素の含有量を抑制しつつ、高温環境下や振動が作用する環境下などの苛酷な環境下においても長寿命な自動車電装・補機用転動部材を提供することができる。

ここで、本発明の自動車電装・補機用転動部材を構成する鋼の成分範囲を上記の範囲に限定した理由について説明する。

炭素：０．３質量％以上０．４％質量％以下
自動車電装・補機用転動部材に対して浸炭処理または浸炭窒化処理などを実施することにより、割れ強度を確保し、かつ表層部に圧縮応力を付与することができる。しかし、従来の浸炭鋼（肌焼鋼）のような低炭素鋼、たとえば炭素量が０．３質量％未満の鋼を自動車電装・補機用転動部材の素材として採用した場合、内部硬度が低く、大きな荷重や衝撃が作用した場合に十分な強度が得られない。したがって、炭素含有量は、十分な内部硬度確保のため、０．３質量％以上とした。一方、素材の炭素量が０．４質量％を超えると、加工性が低下し、また浸炭や浸炭窒化を実施した場合に自動車電装・補機用転動部材の表層部に発生する圧縮応力が低下するとともに、自動車電装・補機用転動部材の靱性も低下する。したがって、炭素含有量は０．４質量％以下とした。

珪素：０．３質量％以上０．７質量％以下
従来、珪素は安価でありながら、耐熱性を与える元素であるため、積極的に活用されてきた。しかし、高温環境下や振動が作用する環境下において使用される自動車電装・補機用転動部材においては、高い珪素含有量は水素脆性剥離を助長する懸念がある。また、耐熱性は、他の合金元素で補うことが可能である。これらを考慮し、また他の合金元素の添加による加工性、旋削・研削性の低下を考慮し、珪素の含有量は０．７質量％以下とした。一方、珪素は、鋼の素地を強化し、自動車電装・補機用転動部材の強度および転動疲労寿命を向上させる機能を有する。珪素の含有量が０．３質量％未満となると、当該機能が十分に発揮されない。したがって、珪素量は、０．３質量％以上とした。

マンガン：０．３質量％以上０．８質量％以下
マンガンは、自動車電装・補機用転動部材の焼入性の向上、転動疲労寿命の向上のためには必須の合金元素であるが、珪素同様、加工性を阻害する。そのため、他の合金元素の含有量を増加させることによる焼入性の向上、転動疲労寿命の向上とのバランスから、添加量は０．８質量％以下とした。一方、マンガンは、製鋼過程における脱酸に必須の元素であることを考慮し、その含有量は、通常の高合金鋼に含まれるレベルである０．３質量％を下限値とした。

ニッケル：０．５質量％以上１．２質量％以下
ニッケルは、自動車電装・補機用転動部材の高温での転動疲労寿命確保に必須であり、高温での耐食性や耐酸化性を向上させる。この効果を確保するため、ニッケルの含有量は、０．５質量％以上とした。一方、ニッケルの含有量が多いと、自動車電装・補機用転動部材中の残留オーステナイト量が増加し、自動車電装・補機用転動部材に必要な硬度を確保することが困難になる。また、ニッケルは比較的高価な合金元素であり、含有量が増加すると鋼材コストが上昇する。そのため、ニッケルの含有量は、１．２質量％以下とした。

クロム：１．６質量％以上２．５質量％以下
クロムは、自動車電装・補機用転動部材の転動疲労寿命や高温での硬度の確保には必須の元素である。また、自動車電装・補機用転動部材を構成する鋼の素地に溶け込むことで、ニッケルと同様に耐酸化性および耐食性を向上させる。通常の軸受鋼（ＪＩＳ規格）でも、クロムは１．５質量％程度含まれており、高温環境下において十分な特性を確保するためには、これより多い含有量が必要である。したがって、クロムの含有量は、１．６質量％以上とした。一方、クロムは、鋼中において炭化物を形成する。クロムの含有量が多くなり、大型の炭化物が形成された場合、転動疲労寿命を低下させるおそれがあることや、モリブデンやバナジウムなど炭化物を形成する他の合金元素の含有量とのかねあいを考慮して、クロムの含有量は２．５質量％以下とした。

モリブデン：０．１質量％以上０．７質量％以下
モリブデンは鋼の焼入性を向上させること、炭化物を形成することにより焼戻軟化抵抗を向上させることから、高温環境下における自動車電装・補機用転動部材の転動疲労寿命の確保に必須である。また、モリブデン炭化物や炭窒化物が水素をトラップするとも考えられ、水素脆性剥離の抑制にも効果がある。このような効果を確保するためには、モリブデンの含有量は、０．１質量％以上とする必要がある。一方、モリブデンは高価な元素であり、コスト面からできるだけ含有量は少なく抑える必要があるので、クロムおよびバナジウムの含有量との関係を考慮し、その添加量を０．７質量％以下とした。

バナジウム：０．２質量％以上０．４質量％以下
バナジウムは微細な炭化物を形成して粒界（オーステナイト結晶粒界）に析出し、結晶粒を微細化して自動車電装・補機用転動部材の強度や靱性を向上させる。さらに、炭化物が水素のトラップサイトとして機能し、水素脆性剥離を抑制する効果を有する。特に、自動車電装・補機用転動部材が高温で浸炭または浸炭窒化処理され、高温焼戻が実施される場合、その効果が顕著になる。このような効果を確保するためには、０．２質量％以上の添加が必要である。一方、バナジウムは高価な元素であり、コスト面からできるだけ添加は少なく抑える必要があるので、クロム、モリブデンの添加量との関係を考慮し、その含有量を０．４質量％以下とした。

なお、リン、硫黄、アルミニウム、チタンなどの不純物元素の含有量は、軸受用鋼では通常低いレベルに抑えられている。本発明の自動車電装・補機用転動部材を構成する鋼においても同様に、不純物元素の含有量は低いレベルに抑制されることが好ましい。具体的には、以下の範囲抑制されることが好ましい。

リン：０．０３質量％以下
偏析による靱性の低下、転動疲労寿命の低下を抑制するため、０．０３質量％以下とすることが好ましい。

硫黄：０．０３質量％以下
マンガンと結合して上記マンガンの効果を低下させるとともに、転動疲労寿命を低下させるおそれのある非金属介在物を形成するので、０．０３質量％以下とすることが好ましい。

アルミニウム：０．０５質量％以下
耐熱性を向上させる効果があるものの、非金属介在物の原因になりやすいので、０．０５質量％以下とすることが好ましい。

チタン：０．００３質量％以下
非金属介在物であるＴｉＮ（窒化チタン）を形成し、自動車電装・補機用転動部材の転動疲労寿命低下の原因となるとともに、水素脆性剥離の剥離起点となるおそれがあるので、０．００３質量％以下とすることが好ましい。

また、本発明者は、自動車電装・補機用転動部材を構成する鋼における各合金元素の含有量のバランスに関して詳細に検討した。その結果、以下の関係を満足することにより、自動車電装・補機用転動部材の高温での硬度および耐摩耗性の向上のほか、焼戻軟化抵抗性の向上、さらには水素脆性剥離の抑制を達成し、かつ合金元素の含有量を抑制しつつ、高温環境下や振動が作用する環境下においても長寿命な自動車電装・補機用転動部材を提供することができることを見出した。

すなわち、珪素およびマンガンは、いずれも自動車電装・補機用転動部材の加工性を低下させる。珪素の含有量とマンガンの含有量との和が１．０質量％を超えると、加工性が低下し、自動車電装・補機用転動部材の製造コストが上昇するおそれがある。そのため、珪素の含有量とマンガンの含有量との和は、１．０質量％以下とする必要がある。

また、ニッケルおよびクロムは、上述のように、いずれも自動車電装・補機用転動部材の耐食性および耐酸化性を向上させる。高温環境下で使用される自動車電装・補機用転動部材においては、ニッケルの含有量とクロムの含有量との和は、２．３質量％以上必要である。

クロム、モリブデンおよびバナジウムは、いずれも鋼中において炭化物を形成する傾向がある。クロムの含有量とモリブデンの含有量とバナジウムの含有量との和が３．０質量％を超えると、鋼中に大型の炭化物が形成され、自動車電装・補機用転動部材の転動疲労寿命や割れ強度が低下するおそれがある。したがって、クロムの含有量とモリブデンの含有量とバナジウムの含有量との和は、３．０質量％以下とする必要がある。

さらに、本発明の自動車電装・補機用転動部材の硬度および自動車電装・補機用転動部材に含まれる炭化物に関する構成を上記の範囲に限定した理由は以下のとおりである。

自動車電装・補機用転動部材に形成された硬化処理層の表層部、特に自動車電装・補機用転動部材の転走面下の表層部は転動疲労を受ける。当該表層部の硬度が７２５ＨＶ（６１ＨＲＣ）未満である場合、自動車電装・補機用転動部材の転動疲労寿命が不十分となるおそれがある。そのため、硬化処理層の表層部の硬度は、７２５ＨＶ以上とする必要がある。一方、硬化処理層の表層部の硬度を、８００ＨＶを超える範囲とするためには、当該表層部にクロムなどの炭化物を所定量以上形成する必要がある。この場合、後述のように、自動車電装・補機用転動部材の転動疲労寿命や加工性が低下するおそれがある。そのため、硬化処理層の表層部の硬度は、８００ＨＶ以下とする必要がある。

自動車電装・補機用転動部材に形成された硬化処理層の表層部、特に自動車電装・補機用転動部材の転走面下の表層部に存在する大型の炭化物は、転動疲労を受けた場合に応力集中源となり、破壊起点となり得る。当該表層部に、１０μｍを超える炭化物が存在する場合、自動車電装・補機用転動部材の転動疲労寿命が低下するおそれがある。そのため、当該表層部に分布する炭化物の最大粒径は、１０μｍ以下とする必要がある。なお、厳しい環境下で使用される場合、より小さい炭化物が転動疲労寿命を低下させる可能性がある。そのため、上記炭化物の最大粒径は、５μｍ以下であることが好ましい。

自動車電装・補機用転動部材に形成された硬化処理層の表層部における炭化物量が多くなると、当該表層部の加工性、特に研削を行なう場合の加工性が低下する。表層部における炭化物の面積率が２５％を超えると、当該表層部の加工性が低下して加工コストの上昇、加工精度の低下等の問題を生じるおそれがある。そのため、硬化処理層の表層部における炭化物の面積率は、２５％以下とする必要がある。一方、炭化物の面積率が７％未満では、自動車電装・補機用転動部材の耐摩耗性が不足し、転動疲労寿命が低下する可能性がある。そのため、硬化処理層の表層部における炭化物の面積率は、７％以上とする必要がある。なお、加工性を一層向上させるためには、炭化物の面積率は２０％以下であることが好ましい。

ここで、炭化物とは、たとえばＦｅ_３Ｃ（セメンタイト）、またはクロムやモリブデンなどの合金元素によってＦｅが置換された炭化物（Ｍ３Ｃと示される）、もしくはＭ２３Ｃ６やＭ７Ｃ３などである。

硬化処理層より内側の領域である自動車電装・補機用転動部材の内部、より具体的には自動車電装・補機用転動部材の表面から深さ１．０ｍｍ以上の領域である内部の硬度が４５０ＨＶ未満である場合、自動車電装・補機用転動部材に比較的大きな荷重が採用した場合に当該内部において割れが発生する可能性がある（内部割れ）。そのため、内部の硬度は４５０ＨＶ以上とする必要がある。一方、内部の硬度が６５０ＨＶを超える場合、靭性が低下し、自動車電装・補機用転動部材に衝撃的な力が作用した場合に容易に破壊するおそれがある。そのため、内部の硬度は６５０ＨＶ以下とする必要がある。

なお、硬化処理層の表層部における炭化物の最大粒径および面積率は、たとえば、以下のように調査することができる。すなわち、自動車電装・補機用転動部材を切断し、切断面を研磨した後、ピクラル（ピクリン酸アルコール溶液）にて腐食する。そして、表層部に該当する領域をランダムに２０視野（倍率４００倍、視野面積０．６ｍｍ^２）観察し、画像処理装置などを用いて炭化物の最大粒径および面積率を調査する。また、上記硬化処理層の表層部の硬度および内部の硬度は、たとえば、自動車電装・補機用転動部材を切断し、硬化処理層の表層部および内部の硬度をビッカース硬度計により測定することにより調査することができる。

上記自動車電装・補機用転動部材において好ましくは、自動車電装・補機用転動部材を構成する鋼において、モリブデンの含有量とバナジウムの含有量との和は、０．６質量％以上である。

モリブデンおよびバナジウムは、いずれも微細な炭化物や炭窒化物を形成する。そして、当該炭化物および炭窒化物は水素のトラップサイトとして機能し、水素脆性剥離を抑制する。モリブデンの含有量とバナジウムの含有量との和を０．６質量％以上とすることにより、この効果が十分に発揮される。

上記自動車電装・補機用転動部材において好ましくは、自動車電装・補機用転動部材を構成する鋼において、モリブデンの含有量とバナジウムの含有量との和は、クロムの含有量の半分以下である。

モリブデンおよびバナジウムは、上述のように比較的高価な合金元素である。モリブデンの含有量とバナジウムの含有量との和を、クロムの含有量の半分以下とすることにより、製造コストを抑制することができる。

上記自動車電装・補機用転動部材において好ましくは、自動車電装・補機用転動部材を構成する鋼において、珪素の含有量は、モリブデンの含有量とバナジウムの含有量との和以下である。

上述のように、珪素は、水素脆性剥離を助長するおそれがある一方、モリブデンおよびバナジウムは水素脆性剥離を抑制する機能を有する。珪素の含有量を、モリブデンの含有量とバナジウムの含有量との和以下とすることにより、自動車電装・補機用転動部材の水素脆性剥離を十分に抑制することができる。

上記自動車電装・補機用転動部材において好ましくは、５００℃の温度に６０分間保持する処理が行なわれた場合の、硬化処理層の表層部の硬度は、５５０ＨＶ以上である。

自動車電装・補機用転動部材が高温環境下にて使用された場合、自動車電装・補機用転動部材の硬度が低下し、転動疲労寿命が低下するおそれがある。これに対し、５００℃の温度に６０分間保持する処理が行なわれた場合でも、硬化処理層の表層部、特に転走面下の表層部が５５０ＨＶ以上の硬度を有していることにより、高温環境下における転動疲労寿命が十分に確保される。

本発明に従った自動車電装・補機用転がり軸受は、軌道部材と、軌道部材に接触し、円環状の軌道上に配置される複数の転動体とを備えている。そして、軌道部材および転動体の少なくともいずれか一方は、上述の本発明の自動車電装・補機用転動部材である。

本発明の自動車電装・補機用転がり軸受によれば、上記本発明の自動車電装・補機用転動部材を備えていることにより、自動車電装・補機用転動部材を構成する鋼において合金元素の含有量を抑制しつつ、高温環境下や振動が作用する環境下などの苛酷な環境下においても長寿命な自動車電装・補機用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、本発明の自動車電装・補機用転動部材および自動車電装・補機用転がり軸受によれば、自動車電装・補機用転動部材を構成する鋼において加工性の低下や製造コストの上昇等を招来する合金元素の含有量を抑制しつつ、高温環境下や振動が作用する環境下などの苛酷な環境下においても長寿命な自動車電装・補機用転動部材および自動車電装・補機用転がり軸受を提供することができる。

以下、図面に基づいてこの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。

（実施の形態１）
図１は、本発明の一実施の形態である実施の形態１における自動車電装・補機用転がり軸受としてのグリース封入深溝玉軸受（オルタネータ用転がり軸受）を備えたオルタネータの構成を示す概略図である。図１を参照して、実施の形態１におけるグリース封入深溝玉軸受を備えたオルタネータの構成について説明する。

図１を参照して、オルタネータ９０は、円盤状の形状を有し、ロータコイル９１Ａが巻きつけられたロータ９１と、ロータ９１を取り囲むように配置されたハウジング９４と、ロータ９１の中央部を貫通し、かつハウジング９４の壁面を貫通するロータ軸９２と、ハウジング９４の内部においてロータ９１の外周面に対向するようにハウジング９４に対して固定されて配置されたステータ９３とを備えている。また、ステータ９３には、たとえばロータ９１の外周面に沿った周面上の１２０°ずつ離れた３箇所にステータコイル９３Ａがそれぞれ巻きつけられている。そして、ロータ軸９２の外周面９２Ａと、外周面９２Ａの一部に対向して配置される部材であるハウジング９４との間には、本発明の自動車電装・補機用転がり軸受としての１対のグリース封入深溝玉軸受１が配置されている。つまり、グリース封入深溝玉軸受１は、自動車電装・補機であるオルタネータ９０において、回転駆動される回転部材としてのロータ軸９２を、ロータ軸９２の外周面側に隣接して配置される部材であるハウジング９４に対して回転自在に支持する自動車電装・補機用転がり軸受である。

これにより、ロータ軸９２は、ハウジング９４に対して軸まわりに回転自在に保持され、ロータ９１は、ロータ軸９２と一体に回転可能に構成されている。さらに、オルタネータ９０は、ハウジング９４の外部において、ロータ軸９２に接続され、ロータ軸９２と一体に回転可能に構成された円環状の形状を有するオルタネータプーリ９９を備えている。そして、オルタネータプーリ９９の外周面には、図示しない動力伝達用のベルトが掛けられるための溝部９９Ａが形成されている。

次に、オルタネータ９０の動作について説明する。溝部９９Ａの形成されたオルタネータプーリ９９の外周面には、エンジンなどの動力源からの動力によって回転するベルト（図示しない）が掛けられる。当該ベルトが回転することにより、オルタネータプーリ９９は、ハウジング９４に対してグリース封入深溝玉軸受１により軸支されたロータ軸９２と一体に、ロータ軸９２の軸まわりに回転する。そして、ロータ９１は、ロータ軸９２と一体に、ロータ軸９２の軸まわりに回転する。このとき、ロータ９１は、ロータ９１の外周面に対向し、ハウジング９４に固定されて配置されたステータ９３に対して相対的に回転する。その結果、ロータコイル９１Ａとステータコイル９３Ａとの間の電磁誘導作用により、ステータコイル９３Ａに起電力が発生する。

すなわち、実施の形態１における自動車電装・補機用転がり軸受としてのグリース封入深溝玉軸受１は、ロータ９１を回転させることによって、ロータ９１の外周側に対向して配置されるステータ９３のステータコイル９３Ａに起電力を発生させるオルタネータにおいて、ロータ９１を貫通し、ロータ９１と一体に回転するロータ軸９２をロータ軸９２の外周面に対向して配置される部材であるハウジング９４に対して回転自在に軸支するオルタネータ用転がり軸受である。

つまり、グリース封入深溝玉軸受１は、自動車のエンジンで発生した動力を利用して動作するオルタネータ９０において、当該動力により回転駆動されるロータ軸９２を、ロータ軸９２に隣接して配置されるハウジング９４に対して回転自在に支持する自動車電装・補機用転がり軸受である。

次に、上記グリース封入深溝玉軸受１について説明する。図２は、実施の形態１における自動車電装・補機用転がり軸受としてのグリース封入深溝玉軸受の構成を示す概略断面図である。また、図３は、図２の要部を拡大して示した概略部分断面図である。

図２および図３を参照して、グリース封入深溝玉軸受１は、自動車電装・補機用転動部材である第１軌道部材としての外輪１１と、自動車電装・補機用転動部材である第２軌道部材としての内輪１２と、自動車電装・補機用転動部材である複数の転動体としての玉１３と、保持器１４と、シール部材１５とを備えている。外輪１１には、円環状の第１転走面しての外輪転走面１１Ａが形成されている。内輪１２には、外輪転走面１１Ａに対向する円環状の第２転走面としての内輪転走面１２Ａが形成されている。また、複数の玉１３には、転動体転走面としての玉転走面１３Ａ（玉１３の表面）が形成されている。そして、当該玉１３は、外輪転走面１１Ａおよび内輪転走面１２Ａの各々に玉転走面１３Ａにおいて接触し、円環状の保持器１４により周方向に所定のピッチで配置されることにより円環状の軌道上に転動自在に保持されている。

１対のシール部材１５は、外輪１１および内輪１２に挟まれる空間、より具体的には外輪転走面１１Ａおよび内輪転走面１２Ａに挟まれる空間である軌道空間を閉じるように、外輪１１と内輪１２との間において、外輪１１および内輪１２の幅方向の両端部のそれぞれに配置されている。以上の構成により、グリース封入深溝玉軸受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、上記軌道空間には、グリース組成物１６が封入されている。

さらに、図２および図３を参照して、自動車電装・補機用転動部材としての外輪１１、内輪１２および玉１３は、０．３質量％以上０．４％質量％以下の炭素と、０．３質量％以上０．７質量％以下の珪素と、０．３質量％以上０．８質量％以下のマンガンと、０．５質量％以上１．２質量％以下のニッケルと、１．６質量％以上２．５質量％以下のクロムと、０．１質量％以上０．７質量％以下のモリブデンと、０．２質量％以上０．４質量％以下のバナジウムとを含有し、残部鉄および不純物からなり、珪素の含有量とマンガンの含有量との和は１．０質量％以下であり、ニッケルの含有量とクロムの含有量との和は２．３質量％以上であり、クロムの含有量とモリブデンの含有量とバナジウムの含有量との和は３．０質量％以下である鋼から構成されている。

さらに、外輪１１、内輪１２および玉１３の表面を含む領域には、それぞれの内部１１Ｃ，１２Ｃ，１３Ｃよりも炭素含有量の大きい硬化処理層１１Ｂ，１２Ｂ，１３Ｂが形成されている。硬化処理層１１Ｂ，１２Ｂ，１３Ｂの表層部の硬度は、７２５ＨＶ以上８００ＨＶ以下である。また、硬化処理層１１Ｂ，１２Ｂ，１３Ｂの表層部に分布する炭化物の最大粒径は、１０μｍ以下であり、当該表層部における炭化物の面積率は、７％以上２５％以下である。さらに、外輪１１、内輪１２および玉１３のそれぞれの内部１１Ｃ，１２Ｃ，１３Ｃの硬度は、４５０ＨＶ以上６５０ＨＶ以下である。

本実施の形態の自動車電装・補機用転動部材としての外輪１１、内輪１２および玉１３では、外輪１１、内輪１２および玉１３を構成する鋼において、水素脆性剥離を助長するおそれのある珪素の含有量が低減されるとともに、クロム、バナジウム、モリブデンなどの合金元素の含有量のバランスが適切に調整されつつ含有量が抑制されている。また、本実施の形態の外輪１１、内輪１２および玉１３では、硬化処理層１１Ｂ，１２Ｂ，１３Ｂの表層部における炭化物の大きさや面積率、および外輪１１、内輪１２および玉１３における硬度分布が適切な範囲に調整されている。その結果、本実施の形態の外輪１１、内輪１２および玉１３は、外輪１１、内輪１２および玉１３を構成する鋼において加工性の低下や製造コストの上昇等を招来する合金元素の含有量が抑制されつつ、高温環境下や振動が作用する環境下などの苛酷な環境下においても長寿命な自動車電装・補機用転動部材となっている。また、本実施の形態の自動車電装・補機用転がり軸受としてのグリース封入深溝玉軸受１は、転動部材を構成する鋼において合金元素の含有量が抑制されつつ、高温環境下や振動が作用する環境下などの苛酷な環境下においても長寿命な自動車電装・補機用転がり軸受となっている。

また、本実施の形態の外輪１１、内輪１２および玉１３においては、これらを構成する鋼において、モリブデンの含有量とバナジウムの含有量との和は、０．６質量％以上であることが好ましい。これにより、水素のトラップサイトとして機能するモリブデンおよびバナジウムの微細な炭化物や炭窒化物が形成され、水素脆性剥離の発生が抑制される。

また、本実施の形態の外輪１１、内輪１２および玉１３においては、これらを構成する鋼において、モリブデンの含有量とバナジウムの含有量との和は、クロムの含有量の半分以下であることが好ましい。これにより、これらの製造コストを抑制することができる。

また、本実施の形態の外輪１１、内輪１２および玉１３においては、これらを構成する鋼において、珪素の含有量は、モリブデンの含有量とバナジウムの含有量との和以下であることが好ましい。これにより、珪素による水素脆性剥離の助長を抑制しつつ、モリブデンおよびバナジウムにより水素脆性剥離を一層抑制することができる。

また、本実施の形態の外輪１１、内輪１２および玉１３においては、５００℃の温度に６０分間保持する処理が行なわれた場合の、硬化処理層１１Ｂ，１２Ｂ，１３Ｂの表層部の硬度は、５５０ＨＶ以上であることが好ましい。これにより、高温環境下における転動疲労寿命が十分に確保される。

次に、本実施の形態における自動車電装・補機用転動部材および自動車電装・補機用転がり軸受の製造方法を説明する。図４は、実施の形態１における自動車電装・補機用転動部材および自動車電装・補機用転がり軸受の製造方法の概略を示す流れ図である。

図４を参照して、まず工程（Ｓ１００）において、０．３質量％以上０．４％質量％以下の炭素と、０．３質量％以上０．７質量％以下の珪素と、０．３質量％以上０．８質量％以下のマンガンと、０．５質量％以上１．２質量％以下のニッケルと、１．６質量％以上２．５質量％以下のクロムと、０．１質量％以上０．７質量％以下のモリブデンと、０．２質量％以上０．４質量％以下のバナジウムとを含有し、残部鉄および不純物からなり、珪素の含有量とマンガンの含有量との和は１．０質量％以下であり、ニッケルの含有量とクロムの含有量との和は２．３質量％以上であり、クロムの含有量とモリブデンの含有量とバナジウムの含有量との和は３．０質量％以下である鋼から構成される鋼材を準備する鋼材準備工程が実施される。具体的には、たとえば上記成分を有する棒鋼や鋼線などが準備される。

次に工程（Ｓ２００）において、上記鋼材を成形することにより、自動車電装・補機用転動部材の概略形状に成形された鋼製部材を作製する成形工程が実施される。具体的には、たとえば上記棒鋼や鋼線などに対して鍛造、旋削などの加工が実施されることにより、図２および図３に示される外輪１１、内輪１２、玉１３などの概略形状に成形された鋼製部材が作製される。上記工程（Ｓ１００）および（Ｓ２００）は、自動車電装・補機用転動部材の概略形状に成形された鋼製部材が準備される鋼製部材準備工程を構成する。

次に、工程（Ｓ３００）において、鋼製部材に対して、浸炭処理または窒化処理が実施された後、Ａ_１点以上の温度からＭ_Ｓ点以下の温度に冷却されることにより、当該鋼製部材が焼入硬化される焼入硬化工程が実施される。その後、工程（Ｓ４００）において、焼入硬化された鋼製部材が、１５０℃以上３００℃以下の温度域に加熱されて焼戻される焼戻工程が実施される。上記工程（Ｓ３００）および（Ｓ４００）は、鋼製部材が熱処理される熱処理工程を構成する。この熱処理工程の詳細については後述する。

次に工程（Ｓ５００）において、仕上げ工程が実施される。具体的には、熱処理工程が実施された鋼製部材に対して研削加工などの仕上げ加工が実施されることにより、外輪１１、内輪１２および玉１３などが仕上げられる。これにより、本実施の形態における自動車電装・補機用転動部材の製造方法が完了し、自動車電装・補機用転動部材としての外輪１１、内輪１２および玉１３などが完成する。

さらに、工程（Ｓ６００）において、組立て工程が実施される。具体的には、工程（Ｓ１００）〜（Ｓ５００）において作製された外輪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自動車電装・補機用転がり軸受としてのグリース封入深溝玉軸受１が組立てられる。これにより、本実施の形態における自動車電装・補機用転がり軸受の製造方法が完了し自動車電装・補機用転がり軸受としてのグリース封入深溝玉軸受１などが完成する。

次に、熱処理工程の詳細について説明する。図５は、実施の形態１における自動車電装・補機用転動部材の製造方法に含まれる熱処理工程を説明するための図である。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５を参照して、工程（Ｓ２００）において作製された鋼製部材は、まず、Ａ_１点以上の温度である温度Ｔ_１に加熱され、時間ｔ_１だけ保持される。このとき、鋼製部材は、たとえばＲＸガスおよびアンモニアガスを含む雰囲気中において加熱される。これにより、鋼製部材の表面付近の炭素濃度および窒素濃度が所望の濃度に調整される。以上の手順により、浸炭窒化処理が完了する。その後、鋼製部材が、Ａ_１点以上Ｔ_１以下の温度である温度Ｔ_２にまで冷却され、温度Ｔ_２で時間ｔ_２だけ保持される拡散処理が実施される。これにより、鋼製部材に侵入した炭素および窒素が拡散し、熱処理後に残留する炭化物量や残留オーステナイト量を制御することができる。その後、鋼製部材が、たとえば油中に浸漬されることにより（油冷）、Ａ_１点以上の温度からＭ_Ｓ点以下の温度に冷却される。これにより、１次焼入が完了する。さらに、鋼製部材が、Ａ_１点以上Ｔ_１以下の温度である温度Ｔ_３に再度加熱され、時間ｔ_３だけ保持された後、たとえば油中に浸漬されることにより（油冷）、Ａ_１点以上の温度からＭ_Ｓ点以下の温度に冷却される。これにより、２次焼入が完了する。以上の工程により、焼入硬化工程が完了する。

さらに、焼入硬化された鋼製部材がＡ_１点以下の温度である温度Ｔ_４に加熱され、時間ｔ_４だけ保持された後、たとえば室温まで空冷（放冷）されることにより焼戻工程が実施される。以上の工程により、本実施の形態における熱処理工程が完了する。

ここで、温度Ｔ_１は、たとえば９００℃以上９８０℃以下の温度であり、本実施の形態における鋼製部材を構成する鋼の成分組成を考慮すると、特に９３０℃以上９６０℃以下の温度であることが好ましい。また、温度Ｔ_２は、たとえば８５０℃以上９６０℃以下の温度であり、本実施の形態における鋼製部材を構成する鋼の成分組成を考慮すると、特に９００℃以上９６０℃以下の温度であることが好ましい。一方、時間ｔ_１は、たとえば３６０分間以上７２０分間以下、時間ｔ_２は、たとえば９０分間以上３００分間以下である。また、温度Ｔ_３は、たとえば８００℃以上９００℃以下の温度であり、本実施の形態における鋼製部材を構成する鋼の成分組成を考慮すると、特に８４０℃以上８８０℃以下の温度であることが好ましい。一方、時間ｔ_３は、たとえば２０分間以上６０分間以下である。

また、浸炭窒化処理が実施される際のカーボンポテンシャル（Ｃ_Ｐ）値は、たとえば０．９以上１．４以下であり、本実施の形態における鋼製部材を構成する鋼の成分組成を考慮すると、特に１．１以上１．３以下であることが好ましい。一方、拡散処理が実施される際および２次焼入が実施される際のＣ_Ｐ値は、それぞれ、たとえば０．６以上１．２以下、および０．６以上１．０以下とすることができる。さらに、浸炭窒化処理が実施される際の雰囲気中のアンモニア濃度は、たとえば５体積％以上２０体積％以下であり、本実施の形態における鋼製部材を構成する鋼の成分組成を考慮すると、特に８体積％以上１５体積％以下であることが好ましい。

また、温度Ｔ_４は、たとえば１５０℃以上３００℃以下の温度であり、本実施の形態における鋼製部材を構成する鋼の成分組成を考慮すると、特に２００℃以上２６０℃以下の温度であることが好ましい。一方、時間ｔ_４は、たとえば６０分間以上１８０分間以下である。

ここで、Ａ_１点とは、鋼を加熱するときに、鋼の組織がフェライトからオーステナイトへ変態を開始する温度に相当する点を示す。また、Ｍ_Ｓ点とは、オーステナイト化した鋼を冷却するときに、鋼の組織がマルテンサイト化を開始する温度に相当する点を示す。また、カーボンポテンシャルとは、浸炭脱炭反応が平衡に達し、鋼が含有する炭素濃度が一定の値となったときの、鋼の表層部が含有する炭素濃度を示し、鋼を加熱する雰囲気における浸炭能力を示す値である。すなわち、カーボンポテンシャルが高いほど浸炭能力が高い。雰囲気ガスのカーボンポテンシャルは、たとえば雰囲気ガスの温度と、雰囲気ガスの組成、すなわち一酸化炭素と酸素との濃度、あるいは一酸化炭素と二酸化炭素との濃度とを計測することにより、算出することができる。

図６は、自動車電装・補機用転動部材の製造方法に含まれる熱処理工程の変形例を説明するための図である。図６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６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６を参照して、本実施の形態における熱処理工程の変形例の詳細を説明する。

図６を参照して、本実施の形態の変形例における熱処理工程は、上記本実施の形態における熱処理工程と、基本的には同様に実施される。ただし、上記実施の形態における熱処理工程の浸炭窒化処理に代えて、本変形例では、浸炭処理が実施される。すなわち、工程（Ｓ２００）において作製された鋼製部材は、まず、Ａ_１点以上の温度である温度Ｔ_５に加熱され、時間ｔ_５だけ保持される。このとき、鋼製部材は、たとえばＲＸガスを含む雰囲気中において加熱される。これにより、鋼製部材の表面付近の炭素濃度が所望の濃度に調整される。以上の手順により、浸炭処理が完了する。その後、鋼製部材がＡ_１点以上Ｔ_５以下の温度である温度Ｔ_６にまで冷却され、温度Ｔ_６で時間ｔ_６だけ保持される拡散処理が実施される。これにより、鋼製部材に侵入した炭素が拡散し、熱処理後に残留する炭化物量や残留オーステナイト量を制御することができる。その後、鋼製部材が、たとえば油中に浸漬されることにより（油冷）、Ａ_１点以上の温度からＭ_Ｓ点以下の温度に冷却される。これにより、１次焼入が完了する。さらに、鋼製部材が、Ａ_１点以上Ｔ_５以下の温度である温度Ｔ_７に再度加熱され、時間ｔ_７だけ保持された後、たとえば油中に浸漬されることにより（油冷）、Ａ_１点以上の温度からＭ_Ｓ点以下の温度に冷却される。これにより、２次焼入が完了する。以上の工程により、焼入硬化工程が完了する。

さらに、焼入硬化された鋼製部材がＡ_１点以下の温度である温度Ｔ_８に加熱され、時間ｔ_８だけ保持された後、たとえば室温まで空冷（放冷）されることにより焼戻工程が実施される。以上の工程により、本実施の形態の変形例における熱処理工程が完了する。

ここで、温度Ｔ_５は、たとえば９００℃以上９８０℃以下の温度であり、本実施の形態における鋼製部材を構成する鋼の成分組成を考慮すると、特に９３０℃以上９６０℃以下の温度であることが好ましい。また、温度Ｔ_６は、たとえば８５０℃以上９６０℃以下の温度であり、本実施の形態における鋼製部材を構成する鋼の成分組成を考慮すると、特に９００℃以上９６０℃以下の温度であることが好ましい。一方、時間ｔ_５は、たとえば３６０分間以上７２０分間以下、時間ｔ_６は、たとえば９０分間以上３００分間以下である。また、温度Ｔ_７は、たとえば８００℃以上９００℃以下の温度であり、本実施の形態における鋼製部材を構成する鋼の成分組成を考慮すると、特に８５０℃以上８８０℃以下の温度であることが好ましい。一方、時間ｔ_７は、たとえば２０分間以上６０分間以下である。

また、浸炭処理が実施される際のカーボンポテンシャル（Ｃ_Ｐ）値は、たとえば０．９以上１．４以下であり、本実施の形態における鋼製部材を構成する鋼の成分組成を考慮すると、特に１．１以上１．３以下であることが好ましい。一方、拡散処理が実施される際および２次焼入が実施される際のＣ_Ｐ値は、それぞれ、たとえば０．６以上１．２以下、および０．６以上１．０以下とすることができる。

また、温度Ｔ_８は、たとえば１５０℃以上３００℃以下の温度であり、本実施の形態における鋼製部材を構成する鋼の成分組成を考慮すると、特に１８０℃以上２４０℃以下の温度であることが好ましい。一方、時間ｔ_８は、たとえば６０分間以上１８０分間以下である。

なお、上記実施の形態およびその変形例における熱処理工程においては、浸炭窒化処理または浸炭処理の後に２次焼入が実施されている。これにより、自動車電装・補機用転動部材を構成する鋼のオーステナイト結晶粒（旧オーステナイト結晶粒）の粒度番号を大きく（結晶粒径を小さく）することが可能となり、鋼の組織を微細化することができる。その結果、自動車電装・補機用転動部材の転動疲労寿命、靭性などを向上させることができる。一方、上記実施の形態およびその変形例における熱処理工程においては、自動車電装・補機用転動部材の使用環境を考慮して、上記２次焼入を省略することもできる。これにより、自動車電装・補機用転動部材の製造コストを低減することができる。

上記熱処理工程により、自動車電装・補機用転動部材としての外輪１１、内輪１２および玉１３の表面、より具体的には転走面１１Ａ，１２Ａ，１３Ａを含む領域には、浸炭層または浸炭窒化層である硬化処理層１１Ｂ，１２Ｂ，１３Ｂが形成される。そして、硬化処理層１１Ｂ，１２Ｂ，１３Ｂの表層部の硬度は７２５ＨＶ以上８００ＨＶ以下、硬化処理層１１Ｂ，１２Ｂ，１３Ｂの表層部に分布する炭化物の最大粒径は１０μｍ以下、硬化処理層１１Ｂ，１２Ｂ，１３Ｂの表層部における炭化物の面積率は７％以上２５％以下とし、また硬化処理層１１Ｂ，１２Ｂ，１３Ｂの表層部より内側の領域である内部１１Ｃ，１２Ｃ，１３Ｃの硬度は、４５０以上６５０ＨＶ以下とすることができる。

上記本実施の形態およびその変形例における自動車電装・補機用転動部材の製造方法では、鋼製部材準備工程において、加工性の低下や製造コストの上昇等を招来する合金元素の含有量が抑制され、かつ高温での硬度および耐摩耗性の向上のほか、焼戻軟化抵抗性の向上、さらには水素脆性剥離の抑制が可能な上記成分組成を有する鋼からなる鋼製部材が準備される。そして、焼入硬化工程において、当該鋼製部材に硬化処理層１１Ｂ，１２Ｂ，１３Ｂなどが形成された上で、焼戻工程において鋼製部材が適切な温度域に加熱されて焼戻が実施される。その結果、上記本実施の形態およびその変形例における自動車電装・補機用転動部材の製造方法によれば、自動車電装・補機用転動部材を構成する鋼において加工性の低下や製造コストの上昇等を招来する合金元素の含有量を抑制しつつ、高温環境下や振動が作用する環境下などの苛酷な環境下においても長寿命な自動車電装・補機用転動部材を製造することができる。

（実施の形態２）
図７は、本発明の一実施の形態である実施の形態２における自動車電装・補機用転がり軸受としてのグリース封入深溝玉軸受（プーリ用転がり軸受）を備えたプーリを示す概略図である。図７を参照して、実施の形態２におけるグリース封入深溝玉軸受を備えたプーリの構成について説明する。

図７を参照して、自動車の補機駆動ベルトのテンションプーリまたは／およびアイドラプーリとして使用されるプーリ１１０は、動力伝達用のベルトである補機駆動ベルト（図示しない）が接触するための外周面１１１Ａを有し、かつ中央部にシャフト１１９が貫通するための貫通穴の形成された円環状の形状を有するプーリ本体１１１と、貫通穴の内周面１１１Ｂに接触して嵌め込まれた自動車電装・補機用転がり軸受としてのグリース封入深溝玉軸受１（プーリ用転がり軸受としての単列深溝玉軸受）とを備えている。

より具体的には、プーリ本体１１１は、内周面に貫通穴を有する円筒状の内周円筒部１１１Ｃと、内周円筒部１１１Ｃの幅方向（軸方向）における一方の端部から径方向外側に延びるフランジ部１１１Ｄと、フランジ部１１１Ｄから幅方向（軸方向）に延びる外周円筒部１１１Ｅと、内周円筒部１１１Ｃの幅方向（軸方向）における他方の端部から径方向内側に延びる鍔部１１１Ｆとを含んでいる。また、グリース封入深溝玉軸受１は、図２および図３に基づいて説明したオルタネータ用転がり軸受であるグリース封入深溝玉軸受１と同様の構成を有している。そして、外輪１１がプーリ本体１１１の内周円筒部１１１Ｃおよび鍔部１１１Ｆに接触するように嵌め込まれている。

ここで、グリース封入深溝玉軸受１の内輪１２の内周面に接触するように、シャフト１１９が嵌め込まれていることにより、シャフト１１９とプーリ本体１１１とは軸まわりに相対的に回転可能となっており、プーリ本体１１１の外周面１１１Ａに接触する図示しない補機駆動ベルトは、回転可能となっている。これにより、プーリ１１０は、補機駆動ベルトが掛けられる軸同士の距離が固定されているような場合に、当該補機駆動ベルトに外周面１１１Ａにおいて接触し、補機駆動ベルトに張力を付与するテンショナーとしての機能と、障害物となるエンジンルーム内の各種装置との接触の回避等の目的で、補機駆動ベルトの走行方向を変えるためのアイドラーとしての機能との一方または両方を果たすことができる。

すなわち、実施の形態２におけるグリース封入深溝玉軸受１は、図７を参照して、動力を伝達するための図示しないベルトが掛けられて回転するプーリ本体１１１の内部を貫通するプーリ軸としてのシャフト１１９と、プーリ本体１１１との間に配置され、プーリ本体１１１をシャフト１１９に対して回転自在に軸支するプーリ用転がり軸受である。

つまり、グリース封入深溝玉軸受１は、自動車のエンジンで発生した動力を利用して動作するプーリ１１０において、当該動力により回転駆動されるプーリ本体１１１を、プーリ本体１１１に隣接して（プーリ本体１１１を貫通して）配置されるシャフト１１９に対して回転自在に支持する自動車電装・補機用転がり軸受である。

ここで、本実施の形態の外輪１１、内輪１２および玉１３は、図２および図３に基づいて説明したオルタネータ用転がり軸受であるグリース封入深溝玉軸受１の外輪１１、内輪１２および玉１３と同様の構成を有しているため、これらを構成する鋼において加工性の低下や製造コストの上昇等を招来する合金元素の含有量が抑制されつつ、高温環境下や振動が作用する環境下などの苛酷な環境下においても長寿命な自動車電装・補機用転動部材となっている。また、本実施の形態の自動車電装・補機用転がり軸受としてのグリース封入深溝玉軸受１は、転動部材を構成する鋼において合金元素の含有量が抑制されつつ、高温環境下や振動が作用する環境下などの苛酷な環境下においても長寿命な自動車電装・補機用転がり軸受となっている。なお、本実施の形態のグリース封入深溝玉軸受１は、実施の形態１において説明したオルタネータ用転がり軸受としてのグリース封入深溝玉軸受１と同様の製造方法により製造することができる。

（実施の形態３）
図８は、本発明の一実施の形態である実施の形態３における自動車電装・補機用転がり軸受としてのグリース封入深溝玉軸受（ファンカップリング用転がり軸受）を備えたファンカップリングを示す概略図である。また、図９は、実施の形態３におけるグリース封入深溝玉軸受を備えたファンカップリングの動作を説明するための概略図である。図８および図９を参照して、実施の形態３におけるグリース封入深溝玉軸受を備えたファンカップリングについて説明する。

図８を参照して、ファンカップリング１２０は、自動車のラジエータに風を送ることにより、ラジエータ内の冷却水の温度を低下させるためのファン１３２と、当該ファン１３２を駆動するための部材であり、エンジンの動力により回転するロータ１３１との間に介在し、ファンの回転数を制御するカップリング（継ぎ手）である。

このファンカップリング１２０は、外周面に翼部が形成された円環状のファン１３２において、当該ファン１３２の回転軸を含む部位に形成された貫通穴の内周面に、外周面において接触するように嵌め込まれた円盤状のケース１２１と、図示しないエンジンの動力によりファン１３２の回転軸と共通の軸周りに回転駆動され、かつケース１２１の側壁に形成された貫通穴１２１Ａを貫通するロータ１３１の外周面に内輪１２が嵌め込まれるとともに、外輪１１がケース１２１の貫通穴１２１Ａの内周面に嵌め込まれたグリース封入深溝玉軸受１（ファンカップリング用転がり軸受）とを備えている。これにより、グリース封入深溝玉軸受１の外輪はケース１２１と一体に、内輪はロータ１３１と一体に回転可能に構成されている。また、グリース封入深溝玉軸受１は、図２および図３に基づいて説明したオルタネータ用転がり軸受であるグリース封入深溝玉軸受１と同様の構成を有している。

ケース１２１の内部には、シリコーン油などの粘性流体が充填されたオイル室１２２と、オイル室１２２に隣接する撹拌室１２３とが形成されている。撹拌室１２３には、外周面にフィン１２９Ａが形成された円盤状のドライブディスク１２９が配置されている。ドライブディスク１２９は、中心を含む部位に貫通穴が形成されており、当該貫通穴の内周面においてロータ１３１の外周面に接触するように、ロータ１３１に嵌め込まれている。これにより、ドライブディスク１２９は、ロータ１３１と一体に、ファン１３２およびロータ１３１と共通の回転軸において、軸周りに回転可能に構成されている。

オイル室１２２と撹拌室１２３との間には、仕切板１２４が配置されており、仕切板１２４には、オイル室１２２と撹拌室１２３とを連通する貫通穴であるポート１２５が形成されている。さらに、オイル室１２２には、一端において仕切板１２４に取り付けられ、他端においてポート１２５に重なるように構成された板状のスプリング１２６が配置されている。さらに、ケース１２１の前面側（仕切板１２４からみてオイル室１２２側の外壁の外側）には、板状のバイメタル１２７が取り付けられている。さらに、棒状のピストン１２８は、一端がバイメタル１２７の中央部に連結され、他端がケース１２１の外壁を貫通し、オイル室１２２内においてスプリング１２６に接触するように配置されている。また、ケース１２１および仕切板１２４には、撹拌室１２３のドライブディスク１２９の外周面に対向する領域とオイル室１２２とを連通する流通穴１３０が形成されている。

次に、ファンカップリング１２０の動作について、図８および図９を参照して説明する。図示しないエンジンが始動すると、エンジンの動力によりロータ１３１が軸周りに回転する。このとき、ロータ１３１に嵌め込まれたグリース封入深溝玉軸受１の内輪１２およびドライブディスク１２９は、ロータ１３１と一体に回転する。

ここで、エンジンの始動からの経過時間が短い場合など、図示しないラジエータを通過した空気の温度が設定温度、たとえば６０℃以下である場合、ラジエータを通過した空気に曝されるバイメタル１２７は、図８に示すように平坦な形状を維持する。そのため、スプリング１２６は、ピストン１２８により仕切板１２４に向けて押圧され、スプリング１２６により、ポート１２５は閉じられた状態となる。したがって、オイル室１２２内に充填されたシリコーン油などの粘性流体は、ポート１２５を通じて撹拌室１２３に流入することはできない。また、撹拌室１２３内に粘性流体がある場合、ドライブディスク１２９の回転による遠心力を受けて、当該粘性流体は流通穴１３０を通じてオイル室１２２に流入する。

その結果、ドライブディスク１２９は、グリース封入深溝玉軸受１によりケース１２１に対して回転自在に軸支され、ドライブディスク１２９が流通穴１３０を通じて粘性流体をオイル室１２２に流入させる際のわずかなせん断応力をケース１２１に及ぼすことを除いて、ケース１２１に対して空転状態となる。そのため、ロータ１３１の回転は、ケース１２１に対して僅かに伝達されるのみとなり、ファン１３２は低い回転速度で回転する。

一方、エンジンの温度が上昇し、図示しないラジエータを通過した空気の温度が設定温度、たとえば６０℃を超えた場合、ラジエータを通過した空気に曝されるバイメタル１２７は、図９に示すように、仕切板１２４からみてオイル室１２２側の向きに凸形状となるように変形する。そのため、ピストン１２８によるスプリング１２６の押圧力が小さくなり、ポート１２５が開放される。そして、オイル室１２２内に充填されたシリコーン油などの粘性流体は、ポート１２５を通じて撹拌室１２３に流入する。その結果、ドライブディスク１２９の回転が粘性流体を介してケース１２１に対して効率的に伝達され、ファン１３２は高い回転速度で回転する。

このようにして、エンジンの温度が低い場合には、ファンカップリング１２０は、ファン１３２の回転速度を低く制御することにより、エンジンの温度を適正な温度にまで上昇させる機能を果たす。一方、エンジンの温度が高い場合には、ファンカップリング１２０は、ファン１３２の回転速度が高くなるようにファンの回転を制御することによりラジエータを冷却し、エンジンの温度が適正範囲を超えて高くなることを回避する機能を果たす。

ここで、本実施の形態のグリース封入深溝玉軸受１およびこれを構成する外輪１１、内輪１２および玉１３は、図２および図３に基づいて説明したオルタネータ用転がり軸受であるグリース封入深溝玉軸受１の外輪１１、内輪１２および玉１３と同様の構成を有しているため、これらを構成する鋼において加工性の低下や製造コストの上昇等を招来する合金元素の含有量が抑制されつつ、高温環境下や振動が作用する環境下などの苛酷な環境下においても長寿命な自動車電装・補機用転動部材となっている。また、本実施の形態の自動車電装・補機用転がり軸受としてのグリース封入深溝玉軸受１は、転動部材を構成する鋼において合金元素の含有量が抑制されつつ、高温環境下や振動が作用する環境下などの苛酷な環境下においても長寿命な自動車電装・補機用転がり軸受となっている。なお、本実施の形態のグリース封入深溝玉軸受１は、実施の形態１において説明したオルタネータ用転がり軸受としてのグリース封入深溝玉軸受１と同様の製造方法により製造することができる。

上記実施の形態１〜３においては、本発明の自動車電装・補機用転がり軸受の一例として、オルタネータ、プーリおよびファンカップリングにおいて使用される玉軸受（深溝玉軸受）について説明したが、本発明の自動車電装・補機用転がり軸受はこれらに限られない。たとえば、本発明の自動車電装・補機用転がり軸受は、スラスト玉軸受またはスラストころ軸受であってもよいし、ラジアルころ軸受であってもよい。

以下、実施例１について説明する。本発明の自動車電装・補機用転動部材を構成する鋼からなる鋼材に対して、本発明の自動車電装・補機用転動部材の製造方法における熱処理工程を実施した試験片（試験片Ｎｏ．１〜４）を作製し、その材質特性を調査する試験を行なった。また、比較例として、本発明の自動車電装・補機用転動部材を構成する鋼の成分範囲外の鋼からなる鋼材に対して、本発明の自動車電装・補機用転動部材の製造方法における熱処理工程を実施した試験片（試験片Ｎｏ．５〜８）、および一般に軸受用の鋼として採用される現用鋼（ＪＩＳ規格ＳＣＭ４２０およびＳＵＪ２）に対して一般的な熱処理工程を実施した試験片（試験片Ｎｏ．９および１０）を作製し、同様にその材質特性を調査する試験を行なった。試験の具体的手順は以下のとおりである。

まず、試験の対象となる試験片の作製方法について説明する。はじめに、表１に示す化学成分を有する鋼材を準備した。表１において、主要化学成分については、炭素（Ｃ）、珪素（Ｓｉ）、マンガン（Ｍｎ）、ニッケル（Ｎｉ）、クロム（Ｃｒ）、モリブデン（Ｍｏ）およびバナジウム（Ｖ）の各含有量が質量％で示されており、記載された成分の残部は鉄および不可避的不純物である。そして、上記鋼材を試験片の概略形状に成形し、成形部品とした。試験片の形状は直径φ１２ｍｍ×長さＬ２２ｍｍである。なお、表１において、比較例の試験片を構成する鋼が化学成分において本発明の自動車電装・補機用転動部材を構成する鋼と異なる点が、備考欄に示されている。

次に、現用鋼からなる成形部品以外の成形部品に対して、図５に基づいて説明した熱処理工程を実施した。ここで、Ｔ_１は９４０℃でｔ_１は５７０分、Ｔ_２は９４０℃でｔ_２は２１０分、Ｔ_３は８５０℃でｔ_３は３０分、浸炭窒化処理が行なわれる温度がＴ_１である期間のＣ_Ｐ値は１．２、浸炭窒化処理における雰囲気中のアンモニア濃度は１０体積％、Ｔ_４は２８０℃でｔ_４は１２０分間とした。

一方、ＳＣＭ４２０からなる成形部品に対しては、９２０℃、Ｃ_Ｐ値１．０の雰囲気中で４８０分間保持することにより浸炭処理および拡散処理を実施した後、８５０℃に冷却し、その後急冷することにより１次焼入を実施した。さらに、８５０℃に再加熱し、その後急冷することにより、２次焼入を実施した。そして、１８０℃に加熱して１２０分間保持することにより焼戻を実施した。また、ＳＵＪ２からなる成形部品に対しては、８５０℃に加熱して４０分間保持した後、急冷することにより焼入を実施した。その後、当該成形部品を１８０℃に加熱して１２０分間保持することにより焼戻を実施した。

さらに、焼入および焼戻が実施された成形部品に対して、仕上げ加工を実施することにより、本実施例における試験片を完成させた。

次に、本実施例における材質特性の評価項目および評価方法について説明する。上述の手順により完成した試験片に対し、硬化処理層の表層部の硬度（表層硬度）、表層部に分布する炭化物の最大粒径（最大炭化物径）、表層部における炭化物の面積率（炭化物面積率）、内部の硬度（内部硬度）を測定し、また５００℃の温度に６０分間保持する処理を行なった後の表層部の硬度（５００℃焼戻硬度）を測定し、材質特性の評価を行なった。

最大炭化物径および炭化物面積率の測定は、以下のように行なった。まず、試験片を切断し、切断面を研磨した後、ピクラルにて腐食した。そして、表層部に該当する領域をランダムに２０視野（倍率４００倍、視野面積０．６ｍｍ^２）観察し、画像処理装置を用いて炭化物の最大粒径および面積率を調査した。また、表層硬度および内部硬度の測定は、試験片を切断し、硬化処理層の表層部および内部の硬度をビッカース硬度計により測定することにより調査した。また、５００℃焼戻硬度は、試験片を５００℃の温度に６０分間保持する処理を行なった後、表層硬度と同様に硬度を測定した。試験結果を表２に示す。なお、表２において、評価結果が好ましい範囲外となった測定値には、下線が付されている。また、表２において、比較例の試験片が、材質特性において本発明の自動車電装・補機用転動部材と異なる点が備考欄に示されている。

表２を参照して、表層硬度に関しては、全ての試験片が好ましい範囲である７２５ＨＶ以上８００ＨＶ以下の硬度を有している。しかし、現用鋼（比較例）である試験片Ｎｏ.９および１０は、他の試験片の焼戻の温度が２８０℃であるのに対し、硬度を確保するために焼戻の温度が１８０℃とされている。その結果、５００℃焼戻硬さにおいては硬度の低下が大きくなり、好ましい硬度範囲である５５０ＨＶ以上を確保することができていない。そのため、試験片Ｎｏ.９および１０と同様の成分組成を有する鋼からなり、同様に熱処理された自動車電装・補機用転動部材は、高温環境下において使用される場合、十分な転動疲労寿命を確保できない可能性がある。

また、最大炭化物径に関しては、比較例である試験片Ｎｏ．５〜８において、好ましい範囲である１０μｍ以下を確保することができていない。そのため、試験片Ｎｏ．５〜８と同様の成分組成を有する鋼からなり、同様に熱処理された自動車電装・補機用転動部材は、大型の炭化物が硬化処理層の表層部に存在するため、当該炭化物を起点とした剥離が発生し、転動疲労寿命が低下するおそれがある。

また、炭化物面積率に関しては、比較例である試験片Ｎｏ．６、７および９において、好ましい範囲である７％以上２５％以下を確保することができていない。そのため、炭化物面積率が高い試験片Ｎｏ．６、７と同様の成分組成を有する鋼からなり、同様に熱処理された自動車電装・補機用転動部材は、表層部の加工性が低下して加工コストの上昇、加工精度の低下等の問題を生じるおそれがある。一方、炭化物面積率が低い試験片Ｎｏ．９と同様の成分組成を有する鋼からなり、同様に熱処理された自動車電装・補機用転動部材は、耐摩耗性が不足し、転動疲労寿命が低下する可能性がある。

また、内部硬度に関しては、比較例である試験片Ｎｏ．９および１０において、好ましい範囲である４５０ＨＶ以上６５０ＨＶ以下を確保することができていない。そのため、内部硬度の低い試験片Ｎｏ．９と同様の成分組成を有する鋼からなり、同様に熱処理された自動車電装・補機用転動部材は、転動部材に比較的大きな荷重が採用した場合に内部割れが発生する場合がある。一方、内部硬度の高い試験片Ｎｏ．１０と同様の成分組成を有する鋼からなり、同様に熱処理された自動車電装・補機用転動部材は、靭性が低下し、自動車電装・補機用転動部材に衝撃的な力が作用した場合に容易に破壊するおそれがある。

これに対し、本発明の実施例である試験片Ｎｏ.１〜４は、表層硬度、最大炭化物径、炭化物面積率、内部硬度および５００℃焼戻硬度のすべての材質特性の項目において、好ましい範囲を確保している。そのため、試験片Ｎｏ.１〜４と同様の成分組成を有する鋼からなり、同様に熱処理された自動車電装・補機用転動部材は、高温環境下や振動が作用する環境などの苛酷な使用環境においても長寿命であるものと考えられる。

以下、実施例２について説明する。本発明の自動車電装・補機用転動部材の特性を評価するため、本発明の自動車電装・補機用転動部材と同様の構成を有する試験片（試験片Ｎｏ．１〜４）、本発明の範囲外の構成を有する試験片（試験片Ｎｏ．５〜８）、および一般に軸受用の鋼として採用される現用鋼（ＪＩＳ規格ＳＣＭ４２０およびＳＵＪ２）に対して一般的な熱処理工程を実施した試験片（試験片Ｎｏ．９および１０）を作製し、その特性を評価する試験を行なった。試験項目は、（１）転動疲労寿命試験、（２）摩耗試験、（３）超音波疲労試験、（４）ピーリング試験、（５）スミアリング試験、（６）リング圧壊試験、（７）リング回転割れ疲労試験、（８）寸法安定率試験、（９）軸受寿命試験の９項目である。以下、各試験の試験手順、試験条件について説明する。

（１）転動疲労寿命試験
上記実施例１の試験片Ｎｏ．１〜１０と同様の化学成分を有し、同様の熱処理が実施された直径φ１２ｍｍ長さＬ２２ｍｍの円筒状の試験片を作製した。そして、表３に示す試験条件で転動疲労寿命試験を行なった。

転動疲労寿命試験は、φ１２点接触試験機を用いて行なわれた。図１０は、φ１２点接触試験機の主要部の構成を示す概略正面図である。また、図１１は、φ１２点接触試験機の主要部の構成を示す概略側面図である。なお、図１１においては、φ１２点接触試験機の一部が断面で示されている。図１０および図１１を参照して、転動疲労寿命試験の試験機について説明する。

図１０および図１１を参照して、φ１２点接触試験機３０は、駆動ローラ３２と、案内ローラ３３と、鋼球３４とを備えている。そして、転動疲労寿命試験片３１は、駆動ローラ３２によって駆動され、鋼球３４と接触して回転する。鋼球３４は、案内ローラ３３にガイドされて、転動疲労寿命試験片３１との間で高い面圧を及ぼし合いながら転動する。潤滑油は強制循環により給油される。以上のようにφ１２点接触試験機３０を運転し、５個の試験片を用いて、１個の試験片で場所を変えて２回の試験ができるので試験数は１０回とし、試験片に剥離が発生するまでの荷重の負荷回数（寿命）を調査した。そして、得られた寿命を統計的に解析し、累積破損確率が１０％となる転動疲労寿命を算出した。

（２）摩耗試験
この試験は、高温のために潤滑条件が悪い場合の、自動車電装・補機用転動部材の摩耗状態を推定できる試験である。上記実施例１の試験片Ｎｏ．１〜１０と同様の化学成分を有し、同様の熱処理が実施された平板状の試験片を作製した。その後、試験片の一方の主面を鏡面仕上げし、当該鏡面仕上げされた面を試験面とした。そして、表４に示す試験条件で摩耗試験を行なった。

摩耗試験は、サバン型摩耗試験機を用いて行なわれた。図１２は、サバン型摩耗試験機の主要部の構成を示す概略正面図である。また、図１３は、サバン型摩耗試験機の主要部の構成を示す概略側面図である。図１２および図１３を参照して、サバン型摩耗試験機について説明する。

図１２および図１３を参照して、サバン型摩耗試験機４０は、ロードセル４３とエアスライダ４４とを備えている。平板形状の摩耗試験片４１はエアスライダ４４に保持され、摩耗試験時に負荷される重錘４２による荷重はロードセル４３により検出される。そして、摩耗試験片４１の鏡面研磨された表面と、相手材４５の外周面とを接触させ、相手材４５を回転させる。摩耗試験片４１と相手材４５との接触面には直接潤滑油が供給されず、相手材４５の一部が潤滑油４６に浸漬される。

以上のようにサバン型摩耗試験機４０を運転し、相手材を６０分間回転させた後の試験片の摩耗体積を測定した。そして、当該摩耗体積の逆数で各試験片の耐摩耗性を評価した。

（３）超音波疲労試験
この試験は、引張−圧縮モードでの高速疲労試験であって、表面滑りなどによる表面引張応力に対する疲労強度が評価可能な試験である。また、短時間で評価できるので、電解チャージなどにより水素を鋼中に侵入させた状態で試験を行なうことができる。これにより、水素脆性剥離に対する抵抗性を推定することができる。上記実施例１の試験片Ｎｏ．１〜１０と同様の化学成分を有し、同様の熱処理が実施された試験片を作製した。試験片の形状は、中央部に、外径が小さくなった部分であるノッチが形成された丸棒状とした。作製された試験片に対して、まず、表５に示す条件で水素チャージを実施した（超音波疲労試験（水素チャージあり））。その後、表６に示す条件で超音波疲労試験を実施した。また、同様の手順で作製し、水素チャージを省略した試験片についても同様の条件で超音波疲労試験を実施した（超音波疲労試験（水素チャージなし））。

超音波疲労試験は、超音波疲労試験機を用いて行なわれた。図１４は、超音波疲労試験機の主要部の構成を示す模式図である。図１４を参照して、超音波疲労試験機について説明する。

図１４を参照して、超音波疲労試験機５０は、超音波疲労試験片５１が固定される部位に連結されるホーン部５２と、ホーン部５２に接続されるＰＺＴ（チタン酸ジルコン酸鉛）振動子５３と、ＰＺＴ振動子５３に接続される増幅器５４と、増幅器５４に接続されたパーソナルコンピュータなどの制御装置５５とを備えている。さらに、超音波疲労試験機５０は、超音波疲労試験片５１がセットされた状態において、超音波疲労試験片５１のホーン部５２に連結される側とは反対側の端部に対向するようにすき間ゲージ５６が配置され、すき間ゲージ５６はオシロスコープ５７に接続される。

そして、超音波疲労試験片５１を超音波疲労試験機５０にセットし、制御装置５５により出力を制御しつつ、増幅器５４を介してＰＺＴ振動子５３に電力を入力することにより、超音波振動を発生させる。この超音波振動を、ホーン部５２を介して超音波疲労試験片５１に伝達することにより超音波疲労試験片５１を共振させる。このとき、超音波疲労試験片５１の直径が最も細い部分において、軸方向の引張圧縮の応力振幅が最大となる。一方、オシロスコープ５７に接続されたすき間ゲージ５６により、超音波疲労試験片５１の振動の状態を管理する。

以上のように超音波疲労試験機５０を運転し、超音波疲労試験片５１が剥離または破断するまでの応力の繰り返し数を調査した。さらに、当該調査を種々の応力について実施し、その結果が正規分布に従うとの仮定の下、当該結果を統計的に解析して１０％の試験片が応力の繰り返し数１０^７回で破断すると予測される応力（１０^７回疲労強度）を算出し、水素が侵入した状態での疲労強度を評価した。

（４）ピーリング試験
この試験は、試験片を潤滑油膜が切れる条件で転動させ、表面に金属接触による疲れ損傷（ピーリング）を起こさせるもので、潤滑が十分でない場合の表面損傷に対する抵抗性を調査することができる。上記実施例１の試験片Ｎｏ．１〜１０と同様の化学成分を有し、同様の熱処理が実施された円盤状の試験片を作製した。そして、作製された試験片を用いて、表７に示す条件でピーリング試験を実施した。

ピーリング試験は、２円筒型転動試験機を用いて行なわれた。図１５は、２円筒型転動試験機の主要部の構成を示す模式図である。図１５を参照して、２円筒型転動試験機について説明する。

図１５を参照して、２円筒型転動試験機６０には、第１軸６３まわりに回転可能なように円盤状の第１試験片（相手試験片）６１がセットされるとともに、第２軸６４まわりに回転可能なように円盤状の第２試験片（試験片）６２がセットされる。第１軸６３と第２軸６４とは平行に配置されており、相手試験片６１と試験片６２とは互いに外周面が接触するように、第１軸６３および第２軸６４のそれぞれの一方の端部にセットされる。また、第１軸６３および第２軸６４の他方の端部には、いずれも回転速度計６５とスリップリング６６とが配置されている。

そして、相手試験片６１に潤滑油が滴下されつつ、駆動軸としての第１軸６３が回転する。これにより、相手試験片６１が回転するとともに、試験片６２が相手試験片６１と接触しつつ、相手試験片６１に従動して回転する。以上のように２円筒型転動試験機６０を運転し、所定の回転数である４．８×１０^５回の回転が終了したところで第１軸６３の回転を停止した。そして、試験片６２が２円筒型転動試験機６０から取り外され、試験片６２の外周面に発生したピーリングの面積が調査され、試験片６２の外周面の面積に対するピーリングの面積の割合（ピーリング面積率）が算出された。そして、当該ピーリング面積率の逆数により、耐ピーリング強度を評価した。

（５）スミアリング試験
上記実施例１の試験片Ｎｏ．１〜１０と同様の化学成分を有し、同様の熱処理が実施された円盤状の試験片を作製した。そして、作製された試験片を用いて、表８に示す条件でスミアリング試験を実施した。

スミアリングは、上記ピーリング試験において使用した図１５の２円筒型転動試験機を用いて行なわれた。まず、ピーリング試験と同様に、試験片を試験機にセットした。そして、第１試験片６１に潤滑油を滴下しつつ、第１試験片６１が２００ｒｐｍの回転速度で回転するとともに、第２試験片６２の回転速度を２００ｒｐｍから徐々に増加させ、試験片の表面にスミアリングが生じた時点で試験を中止し、そのときの相対回転速度を記録した。そして、この相対回転速度により、各試験片のスミアリングに対する抵抗性を評価した。なお、スミアリングの生じた相対回転速度が大きいほど、スミアリングの発生に対する抵抗性が大きいことを示している。

（６）リング圧壊試験
上記実施例１の試験片Ｎｏ．１〜１０と同様の化学成分を有し、同様の熱処理が実施されたリング状の試験片を作製した。そして、作製された試験片を用いて、リング圧壊試験を実施した。

図１６は、リング圧壊試験の試験片の形状を示す概略断面図である。図１６を参照して、リング圧壊試験について説明する。

図１６を参照して、圧壊試験片７１は外径６０ｍｍ、内径４５ｍｍ、幅１５ｍｍの円環状の形状を有している。そして、荷重方向７２の向きに荷重が徐々に負荷されて、圧壊試験片７１が破壊された時点における荷重が測定される。その後、得られた破壊荷重が、下記に示す曲がり梁の応力計算式（Ａ）〜（Ｃ）により応力値に換算される。

すなわち、図１６の圧壊試験片７１の凸表面（圧壊試験片７１の中心線から＋ｅ_１の距離にある面）における繊維応力をσ_１、凹表面（圧壊試験片７１の中心線から−ｅ_２の距離にある面）における繊維応力をσ_２とすると、σ_１およびσ_２は下記の式によって求められる（機械工学便覧Ａ４編材料力学Ａ４−４０参照）。ここで、Ｎは圧壊試験片７１の軸を含む断面の軸力、Ａは横断面積、ｅ_１は外半径、ｅ_２は内半径（図１６参照）を表わす。また、κは曲がり梁の断面係数である。
σ_１＝（Ｎ／Ａ）＋｛Ｍ／（Ａρ_０）｝［１＋ｅ_１／｛κ（ρ_０＋ｅ_１）｝］・・・（Ａ）
σ_２＝（Ｎ／Ａ）＋｛Ｍ／（Ａρ_０）｝［１−ｅ_２／｛κ（ρ_０−ｅ_２）｝］・・・（Ｂ）
κ＝−（１／Ａ）∫_Ａ｛η／（ρ_０＋η）｝ｄＡ・・・（Ｃ）
そして、当該応力値を試験片の圧壊値として評価した。

（７）リング回転割れ疲労試験
上記実施例１の試験片Ｎｏ．１〜９と同様の化学成分を有し、同様の熱処理が実施された円環状の試験片を作製した。そして、表９に示す条件でリング回転割れ疲労試験を実施した。

リング回転割れ疲労試験は、リング回転割れ疲労試験機を用いて行なわれた。図１７は、リング回転割れ疲労試験機の主要部の構成を示す模式図である。図１７を参照して、リング回転割れ疲労試験機について説明する。

図１７を参照して、リング回転割れ疲労試験機８０は、円筒状の形状を有する駆動ローラ８２と、負荷ローラ８３と、案内ローラ８４とを備えている。駆動ローラ８２、負荷ローラ８３および案内ローラ８４は、回転軸が平行になるとともに、外周面がリング回転割れ疲労試験片８１に接触可能なように配置される。そして、リング回転割れ疲労試験機８０は、給油ノズル８６をさらに備え、当該給油ノズル８６によりパッド８５に給油され、リング回転割れ疲労試験片８１に対して潤滑油を給油可能な構成となっている。

次に、試験の手順を説明する。まず、リング回転割れ疲労試験片８１が、駆動ローラ８２、負荷ローラ８３および案内ローラ８４に外周面において接触するように配置される。そして、リング回転割れ疲労試験片８１は、駆動ローラ８２および負荷ローラ８３により径方向に圧縮される応力を負荷されつつ、駆動ローラ８２が回転することにより駆動され、案内ローラ８４に案内されて回転する。以上のようにリング回転割れ疲労試験機８０を運転し、１０個の試験片を用いて試験数は１０回とし、リング回転割れ疲労試験片８１の外周面に割れが発生するまでの時間を調査し、当該時間を割れ寿命とした。そして、得られた寿命を統計的に解析し、累積破損確率が１０％となる寿命を算出し、リング回転割れ疲労強度を評価した。

（８）寸法安定率試験
図１６に示すリング圧壊試験に用いた圧壊試験片７１と同様の試験片を作製した。その後、１５０℃の温度に１０００時間保持する処理を行ない、試験片の当該処理前後における外径の変化率を測定した。そして、測定された変化率の逆数を寸法安定率として、試験片の寸法安定性を評価した。

（９）軸受寿命試験
上記実施例１の試験片Ｎｏ．１、２、６、９および１０と同様の化学成分を有し、同様の熱処理が実施されたＪＩＳ規格６３０３型番軸受の内輪および外輪を作製した。そして、当該内輪および外輪と、ＪＩＳ規格ＳＵＪ２からなり、浸炭窒化処理が実施された鋼球とを組み合わせて深溝玉軸受を作製した。この深溝玉軸受を、オルタネータにおいて用いられる軸受と同様に、軸受に振動を与えつつ当該軸受を動作（加速）させることが可能な加振機構付きオルタネータ軸受試験機を用いて表１０に示す条件で動作させ、内輪または外輪に剥離が発生するまでの時間を当該軸受の寿命として評価した。なお、試験数はそれぞれ２個とした。

次に、試験結果について説明する。表１１に本実施例における試験結果を示す。表１１においては、各試験結果が、現用鋼であるＳＵＪ２を用いて作製されたＮｏ．１０の試験片の試験結果に対する比で示されている。すなわち、表１１における数値が１よりも大きい場合、現用鋼を用いた従来の試験片よりも特性が優れていたといえる。なお、超音波疲労試験および寸法安定率試験に関しては、現用鋼であるＳＣＭ４２０を用いて作製されたＮｏ．９の試験片の試験結果に対する比で示されている。また、軸受寿命試験については、試験により得られた寿命（単位：時間）が記載されている。以下、表１１を参照して、上記（１）〜（９）の試験結果について説明する。

（１）転動疲労寿命試験
Ｎｏ．１〜８の試験片は、いずれも従来の構成を有するＮｏ.９および１０の試験片に対して、長寿命となっている。しかし、比較例であるＮｏ.５〜８の試験片の寿命は、最大でＮｏ.１０の２．３倍であり、２倍未満のものも含まれている。これに対し、本発明の実施例であるＮｏ．１〜４の試験片はいずれもＮｏ.１０の２．６倍以上の寿命を有しており、比較例に比べてより長寿命となっている。

（２）摩耗試験
Ｎｏ．１〜８の試験片は、いずれも従来の構成を有するＮｏ.９および１０の試験片に対して、高い耐摩耗性を有している。しかし、比較例であるＮｏ.５〜８の試験片の耐摩耗性は、Ｎｏ.９および１０の１．４〜２．０倍である。これに対し、本発明の実施例であるＮｏ．１〜４の試験片は、比較例であるＮｏ.５〜８の試験片と同等の硬度であるにもかかわらず、いずれもＮｏ.９および１０の２．１倍以上の耐摩耗性を有しており、比較例に比べてより高い耐摩耗性を有している。これは、比較例であるＮｏ.５〜８の試験片に比べて、実施例であるＮｏ．１〜４の試験片は、最大炭化物径が小さいことが影響しているものと考えられる。

（３）超音波疲労試験
水素チャージを行なわなかった場合の試験では、Ｎｏ．１〜８の試験片は、いずれも従来の構成を有するＮｏ.９の試験片に対して、長寿命となっている。一方、水素チャージを行なった場合の試験でも、Ｎｏ．１〜８の試験片は、従来の構成を有するＮｏ.９の試験片に対して、長寿命となっている。しかし、比較例であるＮｏ.５〜８の試験片の寿命は、Ｎｏ.９の１．２〜１．６倍である。これに対し、本発明の実施例であるＮｏ．１〜４の試験片は、いずれもＮｏ.９の１．６倍以上の寿命を有しており、比較例に比べてより長寿命となっている。これは、比較例であるＮｏ.５〜８の試験片を構成する鋼の珪素含有量が好ましい範囲よりも多いことや、最大炭化物径が好ましい範囲よりも大きいことが影響しているものと考えられる。

（４）ピーリング試験
Ｎｏ．１〜８の試験片は、いずれも従来の構成を有するＮｏ.１０の試験片に対して、耐ピーリング強度が高くなっている。しかし、比較例においては、耐ピーリング強度が、Ｎｏ.１０の２．０倍未満であるものも含まれる（Ｎｏ.６〜８）。これに対し、本発明の実施例であるＮｏ．１〜４の試験片は、いずれもＮｏ.９の２．２倍以上の寿命を有しており、比較例に比べてより高強度となっている。

（５）スミアリング試験
Ｎｏ．１〜８の試験片は、いずれも従来の構成を有するＮｏ.１０の試験片に対して、耐スミアリング強度が高くなっている。しかし、比較例においては、耐スミアリング強度が、Ｎｏ.１０の１．５倍以下であるものも含まれる（Ｎｏ.５、７）。これに対し、本発明の実施例であるＮｏ．１〜４の試験片は、いずれもＮｏ.９の１．９〜２．０倍の耐スミアリング強度を有しており、安定して高強度となっている。これは、本発明の実施例であるＮｏ．１〜４の試験片を構成する鋼が高い耐熱性を有しているためであると考えられる。

（６）リング圧壊試験
Ｎｏ．１〜８の試験片は、いずれも従来の構成を有するＮｏ.１０の試験片よりもリング圧壊強度が低く、従来の構成を有するＮｏ.９の試験片以上のリング圧壊強度を有している。これは、Ｎｏ.９の試験片は、従来の浸炭鋼を浸炭処理し、焼入した試験片であるため、内部硬度が低いのに対し、Ｎｏ.１０の試験片は、従来の軸受鋼を焼入した試験片であるため、内部硬度が高いからである。そして、比較例であるＮｏ.５〜８の試験片のリング圧壊強度は、Ｎｏ.１０の７０〜７５％である。これに対し、本発明の実施例であるＮｏ．１〜４の試験片は、いずれもＮｏ.１０の８５％以上のリング圧壊強度を有しており、比較例に比べてより高強度となっている。

（７）リング回転割れ疲労試験
Ｎｏ．１〜８の試験片は、いずれも従来の構成を有するＮｏ.１０の試験片に対して、長寿命となっている。しかし、比較例であるＮｏ．５〜８の試験片は、Ｎｏ.１０の４．０〜５．０倍となっている。これに対し、本発明の実施例であるＮｏ．１〜４の試験片は、Ｎｏ.１０の５．０〜５．６倍の寿命を有しており、比較例に比べてより長寿命となっている。

（８）寸法安定率試験
Ｎｏ．１〜８の試験片は、いずれも従来の構成を有するＮｏ.９の試験片に比べて、極めて高い寸法安定性を有していることが分かる。これは、従来の構成を有するＮｏ.９およびＮｏ.１０の試験片が、１８０℃で焼戻が行なわれているのに対し、Ｎｏ．１〜８の試験片は、２８０℃で焼戻が実施されたことに起因するものと考えられる。なお、ＳＵＪ２からなるＮｏ.１０の試験片寸法安定性は、ＳＣＭ４２０からなるＮｏ.９の試験片の寸法安定性よりも小さくなっている。

（９）軸受寿命試験
表１１を参照して、Ｎｏ．１、２および６の軸受は、いずれも従来の構成を有するＮｏ.９およびＮｏ.１０の軸受に対して、長寿命となっている。しかし、比較例であるＮｏ．６の軸受は、６２０時間〜７０８時間で軌道輪に剥離が発生し、寿命のばらつきも比較的大きくなっていた。これに対し、本発明の実施例であるＮｏ.１および２の軸受はいずれも８３０時間以上の寿命を有しており、安定して長寿命となっていた。

以上（１）〜（９）の試験結果より、本発明の自動車電装・補機用転動部材は、従来の自動車電装・補機用転動部材に比べて、耐久性に優れていることが確認された。

なお、これまでの説明においては、浸炭窒化後に焼入を実施した試験片を用いて実施した試験結果について実施例として説明したが、浸炭後に焼入を実施した他の試験片を用いて同様に試験を実施した。その結果、浸炭窒化後に焼入を実施した試験片に比べての焼戻軟化抵抗性が僅かに低下するものの、その他の特性において遜色ない結果を示すことを確認している。

浸炭後に焼入を実施した場合の熱処理は、図６に基づいて説明した上記実施の形態の変形例における熱処理工程と同様の工程により行なった。ここで、図６において、Ｔ_５は９６０℃でｔ_５は５７０分、Ｔ_６は９４０℃でｔ_６は２１０分、Ｔ_７は８５０℃でｔ_７は３０分、浸炭処理が行なわれる温度がＴ_５である期間のＣ_Ｐ値は１．２、Ｔ_８は２６０℃、ｔ_８は１２０分間とした。

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。この発明の範囲は上記した説明ではなくて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。

本発明の自動車電装・補機用転動部材および自動車電装・補機用転がり軸受は、高温環境や振動が作用する環境など苛酷な環境下においても使用される自動車電装・補機用転動部材および自動車電装・補機用転がり軸受に、特に有利に適用され得る。

実施の形態１におけるオルタネータ用転がり軸受を備えたオルタネータの構成を示す概略図である。 実施の形態１におけるグリース封入深溝玉軸受の構成を示す概略断面図である。 図２の要部を拡大して示した概略部分断面図である。 実施の形態１における自動車電装・補機用転動部材および自動車電装・補機用転がり軸受の製造方法の概略を示す流れ図である。 実施の形態１における自動車電装・補機用転動部材の製造方法に含まれる熱処理工程を説明するための図である。 自動車電装・補機用転動部材の製造方法に含まれる熱処理工程の変形例を説明するための図である。 実施の形態２におけるプーリ用転がり軸受を備えたプーリを示す概略図である。 実施の形態３におけるファンカップリング用転がり軸受を備えたファンカップリングを示す概略図である。 実施の形態３におけるグリース封入深溝玉軸受を備えたファンカップリングの動作を説明するための概略図である。 φ１２点接触試験機の主要部の構成を示す概略正面図である。 φ１２点接触試験機の主要部の構成を示す概略側面図である。 サバン型摩耗試験機の主要部の構成を示す概略正面図である。 サバン型摩耗試験機の主要部の構成を示す概略側面図である。 超音波疲労試験機の主要部の構成を示す模式図である。 ２円筒型転動試験機の主要部の構成を示す模式図である。 リング圧壊試験の試験片の形状を示す概略断面図である。 リング回転割れ疲労試験機の主要部の構成を示す模式図である。

符号の説明

１ グリース封入深溝玉軸受、１１ 外輪、１１Ａ 外輪転走面、１１Ｂ，１２Ｂ，１３Ｂ 硬化処理層、１１Ｃ，１２Ｃ，１３Ｃ 内部、１２ 内輪、１２Ａ 内輪転走面、１３ 玉、１３Ａ 玉転走面、１４ 保持器、１５ シール部材、１６ グリース組成物、３０ φ１２点接触試験機、３１ 転動疲労寿命試験片、３２ 駆動ローラ、３３ 案内ローラ、３４ 鋼球、４０ サバン型摩耗試験機、４１ 摩耗試験片、４２ 重錘、４３ ロードセル、４４ エアスライダ、４５ 相手材、４６ 潤滑油、５０ 超音波疲労試験機、５１ 超音波疲労試験片、５２ ホーン部、５３ 振動子、５４ 増幅器、５５ 制御装置、５６ すき間ゲージ、５７ オシロスコープ、６０ ２円筒型転動試験機、６１ 第１試験片（相手試験片）、６２ 第２試験片（試験片）、６３ 第１軸、６４ 第２軸、６５ 回転速度計、６６ スリップリング、７１ 圧壊試験片、７２ 荷重方向、８０ リング回転割れ疲労試験機、８１ リング回転割れ疲労試験片、８２ 駆動ローラ、８３ 負荷ローラ、８４ 案内ローラ、８５ パッド、８６ 給油ノズル、９０ オルタネータ、９１ ロータ、９１Ａ ロータコイル、９２ ロータ軸、９２Ａ 外周面、９３ ステータ、９３Ａ ステータコイル、９４ ハウジング、９９ オルタネータプーリ、９９Ａ 溝部、１１０ プーリ、１１１ プーリ本体、１１１Ａ 外周面、１１１Ｂ 内周面、１１１Ｃ 内周円筒部、１１１Ｄ フランジ部、１１１Ｅ 外周円筒部、１１１Ｆ 鍔部、１１９ シャフト、１２０ ファンカップリング、１２１ ケース、１２１Ａ 貫通穴、１２２ オイル室、１２３ 撹拌室、１２４ 仕切板、１２５ ポート、１２６ スプリング、１２７ バイメタル、１２８ ピストン、１２９ ドライブディスク、１２９Ａ フィン、１３０ 流通穴、１３１ ロータ、１３２ ファン。

Claims (5)

1. 回転駆動される回転部材と、
   前記回転部材に隣接して配置される部材と、
   前記回転部材と前記回転部材に隣接して配置される前記部材との間に配置された転がり軸受とを備え、
   前記転がり軸受は、
   軌道部材と、
   前記軌道部材に接触し、円環状の軌道上に配置される複数の転動体とを含み、
   前記軌道部材および前記転動体の少なくともいずれか一方である自動車電装・補機用転動部材は、
   ０．３質量％以上０．４％質量％以下の炭素と、０．３質量％以上０．７質量％以下の珪素と、０．３質量％以上０．８質量％以下のマンガンと、０．５質量％以上１．２質量％以下のニッケルと、１．６質量％以上２．５質量％以下のクロムと、０．１質量％以上０．７質量％以下のモリブデンと、０．２質量％以上０．４質量％以下のバナジウムとを含有し、残部鉄および不純物からなり、珪素の含有量とマンガンの含有量との和は１．０質量％以下であり、ニッケルの含有量とクロムの含有量との和は２．３質量％以上であり、クロムの含有量とモリブデンの含有量とバナジウムの含有量との和は３．０質量％以下である鋼から構成され、
   表面を含む領域には、内部よりも炭素含有量の大きい硬化処理層が形成され、
   前記硬化処理層の表層部の硬度は、７２５ＨＶ以上８００ＨＶ以下であり、
   前記表層部に分布する炭化物の最大粒径は、１０μｍ以下であり、
   前記表層部における前記炭化物の面積率は、７％以上２５％以下であり、
   前記内部の硬度は、４５０ＨＶ以上６５０ＨＶ以下である、自動車電装・補機。
2. 前記鋼において、モリブデンの含有量とバナジウムの含有量との和は、０．６質量％以上である、請求項１に記載の自動車電装・補機。
3. 前記鋼において、モリブデンの含有量とバナジウムの含有量との和は、クロムの含有量の半分以下である、請求項１または請求項２に記載の自動車電装・補機。
4. 前記鋼において、珪素の含有量は、モリブデンの含有量とバナジウムの含有量との和以下である、請求項１〜３のいずれか１項に記載の自動車電装・補機。
5. ５００℃の温度に６０分間保持する処理が行なわれた場合の、前記表層部の硬度は、５５０ＨＶ以上である、請求項１〜４のいずれか１項に記載の自動車電装・補機。

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