JP5718691B2

JP5718691B2 - 転がり軸受材料の特性評価方法および装置

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Publication number: JP5718691B2
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Inventors: 幸生松原; 則暁坂中; 石井　仁; 仁石井
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Description

この発明は、転がり軸受材料の特性評価方法および装置に関し、例えば、軸受用鋼等の転がり軸受用の高強度金属材料のせん断疲労特性を迅速に評価する方法および装置、並びにこの特性評価方法を用いた転がり軸受材料の選定方法に関する。

せん断疲労特性を評価には、油圧サーボ型ねじり疲労試験機、シェンク式ねじり疲労試験機があるが、負荷周波数は、前者が最高で１０Ｈｚ程度、後者が３０Ｈｚ程度であり、疲労限度を求める場合など、超長寿命域までのせん断疲労特性を評価するには多大な時間を要する。
転がり軸受用の高強度金属材料として、現在最もよく用いられているのは、高炭素クロム軸受鋼JIS-SUJ2であり、還元雰囲気中でA1変態点以上の温度(850℃程度) に加熱してから焼入し、比較的低温(180℃程度) で焼戻され、硬さは750HV 程度になる。動力伝達シャフト用の高強度金属材料として、現在最もよく用いられているのは，約0.4mass%の炭素を含み，焼入性向上元素(Mn ，B など) を添加した鋼であり、高周波焼入した後に低温(150℃程度) で焼戻され，硬さは650HV 程度になる。

転がり軸受の場合、良好な潤滑条件下で寿命を全うして起きる内部起点型はく離は、表層内部で振幅が最大となる交番せん断応力( ほぼ両振り) の繰り返しによってき裂が発生，進展する過程をたどると考えられている。引張圧縮疲労試験( 軸荷重疲労試験，回転曲げ疲労試験) の場合、１０⁷ 回における垂直応力振幅を疲労限度σ_W0とすることが慣習的である。それに対し、転がり軸受の場合、かなり高い接触負荷を与えても、１０⁷ 回程度の負荷回数では内部起点型はく離は起こらない。例えば、負荷周波数が１０Ｈｚの油圧サーボ型ねじり疲労試験機で１０⁹ 回の負荷回数に到達するには３年以上を要する．そのため、超長寿命域までのせん断疲労特性を求めることは実質不可能である。

その代わりに、転がり軸受用鋼中に不可避に含まれ、組織的に不連続なため応力集中源となる非金属介在物が内部起点型はく離の起点になるとの考えから、任意の体積中に含まれる非金属介在物の最大サイズを極値統計解析によって推定する手法が考案され、非金属介在物の最大サイズを鋼の品質の指標とする方法がとられている（例えば、特許文献１〜４）。

特開２００４−２５１８９８号公報特開２００５−１０５３６３号公報特開２００６−１２８８６５号公報特開２００６−３４９６９８号公報

藤井幸生, 前田喜久男, 大塚昭夫, NTN Technical Review, 69 (2001) 53-60. ワイ．ムラカミ、シー．サカエ、エス．ハマダ（ Y. Murakami, C.Sakae and S. Hamada）, 疲労工学（Engineering Against Fatigue), Univ. of Sheffield） , UK, (1997), 473p. 日本材料学会, 改訂材料強度学, 日本材料学会, 京都, (2006), 94p.

内部起点型はく離に先立つ転がり接触面表層における疲労き裂の進展様式はモードII型と考えられている。上記の非金属介在物の最大サイズから疲労限面圧を推定する方法として、非特許文献１の考察に記載の考え方がある。非特許文献１の図１３にあるように、ヘルツ接触圧力が移動する場合について、交番せん断応力振幅がおよそ最大になる深さｂ／２（ｂは接触楕円の短軸半径）に直径２ａの円板状き裂が存在すると考える。このき裂を最大介在物の直径に見立てる。非特許文献１では、独自のモードII疲労き裂進展実験を行い、疲労き裂進展しなくなる応力拡大係数の下限界値をΔＫ_IIth＝３ＭＰａ√ｍと求めている。非特許文献１の図１４では、ΔＫ_IIth＝３ＭＰａ√ｍの場合について、き裂面間の摩擦係数を０．５と仮定し、最大接触面圧と疲労き裂進展するか否かの臨界き裂直径２ａの関係が示されている。例えば、２ａ＝５０μｍとすると、疲労限面圧はＰ_maxlim＝２．５ＧＰａと推定されている。しかしながら、この方法では、き裂面間の摩擦係数は未知であり、ある値に仮定しなければならない。また、非特許文献２でも、独自のモードII疲労き裂進展実験を行い、疲労き裂進展しなくなる応力拡大係数の下限界値をΔＫ_IIth＝１３ＭＰａ√ｍと求めており、非特許文献１のΔＫ_IIthとは大きく異なる。

また、転がり軸受では、使用材料の購入先やロット毎等のねじり疲労試験を行って特性評価を行うことができれば、信頼性向上に効果的である。しかし、従来の技術では、前述のようにねじり疲労試験には長期間を要し、使用材料のねじり疲労試験による特性評価実質不可能であった。このため、軸受材料の試験項目の一つとして、ねじり疲労試験により得られる特性を採用するという発想はなかった。

この発明の目的は、転がり接触する金属材料のせん断疲労特性を、試験により迅速に、かつ精度良く評価できる方法および装置を提供することを目的とする。
この発明の他の目的は、従来では発想になかった試験項目の採用により、転がり軸受の信頼性向上が図れる転がり軸受材料の選定方法を提供することである。

この発明の転がり軸受材料の特性評価方法は、転がり軸受の軌道輪または転動体となる金属材料のせん断疲労特性を、前記金属材料からなる試験片を用いて試験し評価する方法であって、
前記試験片に超音波領域の周波数範囲でねじり振動を与えて前記試験片をせん断疲労破壊させる試験を行うものであり、前記試験は、前記ねじり振動を与える手段に対して前記試験片を共振させてせん断疲労破壊させる試験であり、交流電力が印加されることで回転中心軸回りの正逆の回転となるねじり振動を発生するねじり振動コンバータと、先端に同心に試験片を取付ける取付部を有し基端で前記ねじり振動コンバータに固定され、基端に与えられた前記ねじり振動コンバータのねじり振動の振幅を拡大する振幅拡大ホーンとを用い、前記振幅拡大ホーンの形状、寸法を、前記ねじり振動コンバータの駆動によるねじり振動に共振する形状、寸法とし、前記試験片の形状、寸法を、前記振幅拡大ホーンのねじり振動に共振する形状、寸法とし、前記ねじり振動コンバータを超音波領域の周波数範囲で駆動し、前記振幅拡大ホーンと前記試験片を共振させて、試験片をせん断疲労破壊させる試験を行い、前記振幅拡大ホーンの形状は、前記試験片の取付部となる先端側が細くなる指数関数型であり、この試験により得られたせん断応力振幅と負荷回数との関係を用いて、前記金属材料のせん断疲労特性を評価することを特徴とする。
なお、この明細書において、「超音波領域の周波数範囲」は、広義となる１６０００Ｈｚ以上の音波の周波数領域を言う。

この方法によると、加振周波数が超音波領域となる極めて高速な超音波ねじり疲労試験機を行うため、転がり軸受の軌道輪または転動体となる金属材料のせん断疲労特性を評価するにつき、短時間で必要な負荷回数に達し、せん断疲労特性を迅速に評価することができる。例えば、２００００Ｈｚで連続加振すれば，わずか半日余りで１０⁹回の負荷回数に到達する。また、実際にせん断疲労破壊を生じさせる試験を行うため、従来の非金属介在物の最大サイズを鋼の品質の指標とする方法に比べて、精度良くせん断疲労特性を求めることができる。
なお、材料の疲労破壊を支配する応力は、突き詰めれば垂直応力かせん断応力のどちらかである。垂直応力による疲労特性を高速に評価するため、超音波軸荷重疲労試験機（完全両振り）が市販されてから数年が経つ。それに対し、せん断疲労特性を高速に評価するための超音波ねじり疲労試験の研究はほとんど行われておらず、これまでに評価された材料は、最大せん断応力振幅（完全両振り）が２５０ＭＰａ以下で疲労破壊する軟鋼やアルミ合金である。この発明は、このような技術水準下で、転がり軸受の軌道輪または転動体となる金属材料につき、超音波領域の加振周波数となるねじり振動の付与によりせん断疲労破壊させ、迅速なせん断疲労特性の評価を実現可能としたものである。

前記ねじり振動を与える手段に対して試験片を共振させてせん断疲労破壊させる。このように試験片を共振させるため、僅かなエネルギの投入で効率良くせん断疲労破壊を生じさせることができる。
前記試験片は、熱処理された金属材料からなるものとしても良い。例えば、軌道輪または転動体に使用される熱処理条件で熱処理された金属材料からなる試験片を試験することで、精度の高い特性評価を行うことが可能となる。

前記試験は、前記ねじり振動コンバータと、前記振幅拡大ホーンと、発振器と、この発振器の出力を増幅して前記ねじり振動コンバータに印加するアンプと、このアンプに前記制御の入力を与える制御手段とを用いるものとしても良い。

前記ねじり振動コンバータにより発生するねじり振動は、正回転方向と逆回転方向とが対称となる振動である完全両振りとすることが好ましい。
前記ねじり振動コンバータを駆動する周波数の下限値が（２００００−５００＋α）Ｈｚ、上限値が（２００００＋５００）Ｈｚ、ただしαは試験片の試験中の性状変化に対する余裕値であって２００Ｈｚ以下、であっても良い。このように周波数の下限値を（２００００−５００＋α）Ｈｚとし、上限値を（２００００＋５００）Ｈｚとし、ねじり振動コンバータを実施可能な最大出力で試験する場合、共振不安定を生じないようにし得る。
また、前記試験片を前記振幅拡大ホーンの振動に共振させてせん断疲労破壊させる試験を行うときに、前記振幅拡大ホーンを前記ねじり振動コンバータの振動に共振させることが好ましい。この場合に、前記振幅拡大ホーンは、横断面形状が円形であって、基端部を除く部分の縦断面形状が、指数関数で表される先細り形状とするのが良い。この形状とすることで、振幅拡大が効果的に行われる。

この発明において、前記試験片が、両端の円柱形状の肩部と、これら両側の肩部に続き軸方向に沿う断面形状が円弧曲線となる中細り部とでなるダンベル形であることが好ましい。上記ダンベル形であると、中細り部でせん断疲労破壊を生じさせ易い。試験片は共振させる必要があり、そのため各部の形状，寸法を適切に設計することが必要である。
共振可能な適正な形状，寸法の試験片を設計，製作するには、次の方法が好ましい。
試験片の前記肩部の長さをＬ₁ 、前記中細り部の半分の長さである半弦長さをＬ₂ 、前記肩部の半径をＲ₂ 、前記中細り部の最小半径をＲ₁ ，前記円弧曲線の半径をＲ（いずれも単位はｍ，ＲはＲ₁ ，Ｒ₂ ，Ｌ₂ から求まる) とし、共振周波数をｆ（単位はＨｚ）、ヤング率Ｅ（単位はＰａ），ポアソン比ν( 無次元) ，密度ρ( 単位はkg/m³)とし、
前記Ｌ₂ ，Ｒ₁ ，Ｒ₂ を任意の値とし、前記共振周波数ｆを前記振動コンバータが振動する周波数として、次式(1) 〜(6) により、前記共振周波数ｆで試験片がねじり共振する肩部の長さをＬ₁ を理論解として求める。

この理論解として求めた肩部長さＬ₁ およびこの解の計算に用いた上記各部の寸法Ｌ₂ ，Ｒ₁ ，Ｒ₂ ，Ｒの試験片を作成して試験しても良いが、共振を生じない場合がある。
その場合は、上記理論解となる肩部の長さＬ₁ 、およびこの長さＬ₁ を求めた他の前記各部の寸法Ｌ₂ 、Ｒ₂ 、Ｒ₁ ，Ｒを基準として、各部のいずれかの寸法を僅かに異ならせた複数種類の試験片の形状データ等からなる形状モデルを作成し、
これらの各形状モデルにつき、Ｅ，ν，ρを定まった物性値とし、有限要素解析による自由ねじり共振の固有値解析により、前記各部の寸法Ｌ₁ 、Ｌ₂ 、Ｒ₂ 、Ｒ₁ ，Ｒを、前記共振周波数ｆでねじり共振するように求める。この求められた各部の寸法の試験片を作成して試験に用いる。
このような試験片の形状，寸法とすることで、試験片の共振が生じる。

この発明において、前記のように有限要素解析による自由ねじり共振の固有値解析により求めた各部の寸法Ｌ₁ 、Ｌ₂ 、Ｒ₂ 、Ｒ₁ ，Ｒの試験片を用いて試験する場合に、前記共振周波数ｆを、２００００±５００Ｈｚの範囲とし、前記ねじり振動コンバータの最大出力を３００Ｗとした場合、前記試験片の振幅拡大ホーンへの取付用の雄ねじ部からなる取付用突部を除く重量を、９．３６ｇ以下とすることが好ましい。
試験片を共振可能な形状，寸法としても、共振不安定を生じることがある。研究の結果、共振不安定には試験片重量に重量が大きく影響することが分かった。また、上記形状，寸法の試験片あって、加振周波数が２００００±５００Ｈｚ、ねじり振動コンバータの最大出力が３００Ｗの試験を行う場合、試験片重量が９．３６ｇ以下であると、共振不安定が生じないことが確認できた。

また、上記のように試験片重量を９．３６ｇ以下とする場合に、前記アンプの出力が９０％で試験片の端面ねじり角の実測値が０．０１８rad 以上となり、有限要素解析による自由ねじり共振の固有値解析で求まる端面ねじり角が０．０１８rad のときの試験片最小径部の表面に作用する最大せん断応力が９５１ＭＰａ以上となるようにすることが好ましい。

この発明方法において、試験片の温度上昇を抑制するために、試験片を強制空冷しても良い。また、試験片の温度上昇を抑制するために、前記ねじり振動コンバータによる試験片に対するねじり振動の負荷と休止を交互に繰り返しても良い。試験片の発熱が試験結果に対して問題にならない低負荷域では連続負荷しても良く、これにより迅速に試験が行える。
ある程度高いせん断応力振幅で連続加振すると試験片が発熱する。そのため、試験片を強制空冷することが好ましい。強制空冷だけでは試験片の発熱抑制が不十分な場合は、加振と休止を交互に繰り返すことが好ましい。休止することで実質の負荷周波数は小さくなるが、休止時間を加振時間の１０倍程度としても実質の負荷周波数は２０００Ｈｚ程度と依然高速であり、１週間もあれば１０⁹回の負荷回数に到達する。

この発明方法において、前記試験により得た負荷回数とせん断応力振幅の関係から求まる、超長寿命領域におけるせん断疲労強度に対する８５％の値を、せん断疲労特性の評価に用いるための、超長寿命領域におけるせん断疲労強度τ_w0としても良い。超音波ねじり疲労試験では、従来の疲労試験に対し、大きな負荷を受ける体積（危険体積）が略等しい場合、せん断疲労強度を高めに評価する傾向があるためである。

この発明方法において、前記試験により得た負荷回数とせん断応力振幅の関係から求まる、超長寿命領域におけるせん断疲労強度に対する８０％の値を、せん断疲労特性の評価に用いるための、超長寿命領域におけるせん断疲労強度τ_w0としても良い。上記試験片にねじり振動を与えた場合、試験片の断面内の各部の応力は、中心部で最も低く外周面で最大となるように応力勾配が生じる。このため、試験により得た負荷回数とせん断応力振幅の関係から求まる、超長寿命領域におけるせん断疲労強度に対する８０％の値が、せん断疲労特性の評価に用いるのに適切な値となる。

この発明方法において、前記試験により得たせん断応力振幅と負荷回数との関係から、任意の破壊確率のＰ−Ｓ−Ｎ線図を求め、このＰ−Ｓ−Ｎ線図における超長寿命領域におけるせん断疲労強度を、せん断疲労特性の評価に用いるための、超長寿命領域におけるせん断疲労強度τ_w0としても良い。

この発明方法において、超長寿命領域におけるせん断疲労強度を安全に見積もるため、前記試験により得たせん断応力振幅と負荷回数との関係から、任意の破壊確率のＰ−Ｓ−Ｎ線図を求め、このＰ−Ｓ−Ｎ線図から超長寿命領域におけるせん断疲労強度を、せん断疲労特性の評価に用いるための、超長寿命領域におけるせん断疲労強度τ_w0とする補正である破壊確率補正と、前記試験により得たせん断応力振幅と負荷回数の関係から求まる、超長寿命領域におけるせん断疲労強度に対する８５％の値を、せん断疲労特性の評価に用いるための、超長寿命領域におけるせん断疲労強度τ_w0とする補正である過大評価補正と、前記試験により得た負荷回数とせん断応力振幅の関係から求まる、超長寿命領域におけるせん断疲労強度に対する８０％の値を、せん断疲労特性の評価に用いるための、超長寿命領域におけるせん断疲労強度τ_w0とする補正である寸法効果補正との、いずれか２つ以上の補正を組み合わせて求まる値を、せん断疲労特性の評価に用いるための、超長寿命領域におけるせん断疲労強度τ_w0としてもよい。これにより、より一層、超長寿命領域におけるせん断疲労強度を安全に見積もることができる。

この発明の転がり軸受材料の選定方法は、この発明の上記いずれかの構成の転がり軸受材料の特性評価方法により評価されたせん断疲労特性値が、定められたせん断疲労特性値以上である金属材料を、転がり軸受の軌道輪または転動体の材料として使用するものである。

この発明の特性評価方法によれば、短時間の疲労試験の結果から、転がり軸受用の金属材料のせん断疲労特性を精度良く推定することができる。そのため、転がり軸受の軌道輪または転動体に使用する材料の試験項目の一つとしてせん断疲労特性を採用することができる。実際に疲労試験して求めたせん断疲労特性値が、定められたせん断疲労特性値以上である材料のみを軸受材料として用いることで、転がり軸受の信頼性向上に大きく役立つ。せん断疲労特性を使用材料の試験項目の一つとして採用することは、従来では試験に長年かかり、あまりにも実情から離れていて発想になかったが、この発明方法によると、実用化が可能であり、その採用により軸受の信頼性向上に役立てることができる。なお、判定基準となる「定められたせん断疲労特性値」は、目的等に応じて適宜設定すれば良い。また、せん断疲労特性値の推定は、例えば、材料のロット毎や、一度に購入した量毎、購入先毎等に行う。

この発明のせん断疲労特性評価装置は、転がり軸受の軌道輪または転動体となる金属材料のせん断疲労特性を、前記金属材料からなる試験片を用いて試験し評価する装置であって、前記試験片に超音波領域の周波数範囲でねじり振動を与え、前記試験片をせん断疲労破壊させるねじり振動付与手段と、このねじり振動付与手段を制御し、このねじり振動付与手段で試験片に与えたねじり振動の加振周波数および負荷回数を含むデータを採取する制御・データ採取手段とを備え、前記ねじり振動付与手段が、交流電力が印加されることで回転中心軸回りの正逆の回転となるねじり振動を発生するねじり振動コンバータと、先端に同心に試験片を取付ける取付部を有し、基端で前記ねじり振動コンバータに固定され、基端に与えられた前記ねじり振動コンバータのねじり角を拡大する振幅拡大ホーンとを有し、
前記振幅拡大ホーンの形状、寸法を、前記ねじり振動コンバータの駆動によるねじり振動に共振する形状、寸法とし、
前記試験片の形状、寸法は、前記振幅拡大ホーンのねじり振動に共振する形状、寸法であり、
前記ねじり振動コンバータを超音波領域の周波数範囲で駆動し、前記振幅拡大ホーンと前記試験片を共振させて、試験片をせん断疲労破壊させるようにし、
前記振幅拡大ホーンの形状は、前記試験片の取付部となる先端側が細くなる指数関数型であることを特徴とする。
前記ねじり振動付与手段が、前記ねじり振動コンバータと、前記振幅拡大ホーンと、発振器と、この発振器の出力を増幅して前記ねじり振動コンバータに印加するアンプとで構成され、前記制御・データ採取手段が、前記アンプに前記制御の入力を与え、かつ試験中の加振周波数、前記アンプの状態、および負荷回数を含むデータを採取する機能を有するものであっても良い。
この構成のせん断疲労特性評価装置を用いることにより、前述のこの発明のせん断疲労特性評価方法を実施することができる。

前記ねじり振動コンバータは、発生するねじり振動が、正回転方向と逆回転方向とが対称となる振動である完全両振りであることが好ましい。また、前記振幅拡大ホーンは、ねじり振動コンバータの試験中の加振周波数による振動に共振するものであることが好ましい。この場合に、前記振幅拡大ホーンは、横断面形状が円形であって、基端部を除く部分の縦断面形状が、指数関数で表される先細り形状とするのが良い。この形状とすることで、振幅拡大が効果的に行われる。

この発明のせん断疲労特性評価装置において、試験片を強制空冷する試験片冷却手段を設けても良い。また、この発明のせん断疲労特性評価装置において、前記制御・データ採取手段は、前記ねじり振動コンバータにねじり振動の発生と休止を交互に繰り返えさせる間欠発振の制御を行う間欠発振制御部を有し、間欠発振と連続発振とを切換可能としても良い。上記強制空冷や間欠発振により、試験片の発熱による温度上昇が防止でき、適正な評価が行える。

この発明のせん断疲労特性評価装置において、前記制御・データ採取手段は、前記ねじり振動コンバータを駆動する条件、および前記データを採取する条件を含む試験条件を入力に従って設定する試験条件設定部と、この試験条件設定部に設定された試験条件に従って前記ねじり振動コンバータの駆動、および前記データの採取を行う試験制御部とを有するものとしても良い。
このように、ねじり振動コンバータの駆動条件およびデータ採取条件を含む試験条件を入力によって設定可能とし、その設定された試験条件で試験が行われるように制御可能とすることで、種々の条件に応じた適切な試験、評価を行うことができる。

この発明の転がり軸受材料の特性評価方法は、転がり軸受の軌道輪または転動体となる金属材料のせん断疲労特性を、前記金属材料からなる試験片を用いて試験し評価する方法であって、前記試験片に超音波領域の周波数範囲でねじり振動を与えて前記試験片をせん断疲労破壊させる試験を行うものであり、前記試験は、前記ねじり振動を与える手段に対して前記試験片を共振させてせん断疲労破壊させる試験であり、交流電力が印加されることで回転中心軸回りの正逆の回転となるねじり振動を発生するねじり振動コンバータと、先端に同心に試験片を取付ける取付部を有し基端で前記ねじり振動コンバータに固定され、基端に与えられた前記ねじり振動コンバータのねじり振動の振幅を拡大する振幅拡大ホーンとを用い、前記振幅拡大ホーンの形状、寸法を、前記ねじり振動コンバータの駆動によるねじり振動に共振する形状、寸法とし、前記試験片の形状、寸法を、前記振幅拡大ホーンのねじり振動に共振する形状、寸法とし、前記ねじり振動コンバータを超音波領域の周波数範囲で駆動し、前記振幅拡大ホーンと前記試験片を共振させて、試験片をせん断疲労破壊させる試験を行い、前記振幅拡大ホーンの形状は、前記試験片の取付部となる先端側が細くなる指数関数型であり、この試験により得られたせん断応力振幅と負荷回数との関係を用いて、前記金属材料のせん断疲労特性を評価するため、せん断疲労強度の強い転がり軸受用または動力伝達シャフト用の高強度金属材料のせん断疲労特性を、試験により迅速に、かつ精度良く評価することができる。

この発明の転がり軸受材料の選定方法は、この発明の上記いずれかの構成の転がり軸受材料の特性評価方法により評価されたせん断疲労特性値が、定められたせん断疲労特性値以上である金属材料を、転がり軸受の軌道輪または転動体の材料として使用するため、従来では発想になかった試験項目の採用により、転がり軸受の信頼性向上が図れる転がり軸受材料の選定方法を提供することができる。

この発明のせん断疲労特性評価装置は、転がり軸受の軌道輪または転動体となる金属材料のせん断疲労特性を、前記金属材料からなる試験片を用いて試験し評価する装置であって、前記試験片に超音波領域の周波数範囲でねじり振動を与え、前記試験片をせん断疲労破壊させるねじり振動付与手段と、このねじり振動付与手段を制御し、このねじり振動付与手段で試験片に与えたねじり振動の加振周波数および負荷回数を含むデータを採取する制御・データ採取手段とを備え、前記ねじり振動付与手段が、交流電力が印加されることで回転中心軸回りの正逆の回転となるねじり振動を発生するねじり振動コンバータと、先端に同心に試験片を取付ける取付部を有し、基端で前記ねじり振動コンバータに固定され、基端に与えられた前記ねじり振動コンバータのねじり角を拡大する振幅拡大ホーンとを有し、前記振幅拡大ホーンの形状、寸法を、前記ねじり振動コンバータの駆動によるねじり振動に共振する形状、寸法とし、前記試験片の形状、寸法は、前記振幅拡大ホーンのねじり振動に共振する形状、寸法であり、前記ねじり振動コンバータを超音波領域の周波数範囲で駆動し、前記振幅拡大ホーンと前記試験片を共振させて、試験片をせん断疲労破壊させるようにし、前記振幅拡大ホーンの形状は、前記試験片の取付部となる先端側が細くなる指数関数型であるため、せん断疲労強度の強い転がり軸受用または動力伝達シャフト用の高強度金属材料のせん断疲労特性を、試験により迅速に、かつ精度良く評価することができる。

この発明の一実施形態に係るせん断疲労特性評価方法に用いるせん断疲労特性評価装置における試験機本体の正面図、およびその制御系のブロック図とを組み合わせた説明図である。同せん断疲労特性評価装置の概念構成を示すブロック図である。試験片の模式図である。試験片の正面図である。ねじり角θと表面のせん断応力τ (端面のねじり角θ_end が0.01rad の場合) の軸方向分布を示すグラフである。静止時の試験片肩部円筒面下端を示す顕微鏡写真である。加振時の試験片肩部円筒面下端を示す顕微鏡写真である。図７の範囲２ａと端面ねじり角θ_end の関係を示す説明図である。アンプ出力Ｐと端面ねじり角θ_end の関係を示すグラフである。ねじり疲労破壊した試験片の例の顕微鏡写真および試験片全体の説明図である。油圧サーボ型ねじり疲労試験機で評価する試験片の正面図である。超音波ねじり疲労試験で得たせん断応力振幅と負荷回数の関係とS-N 線図（実線) を示すグラフである。図１２の関係から求めた破壊確率１０％のP-S-N 線図（破線) と元のS-N 線図（実線）を示すグラフである。せん断疲労特性評価装置の試験条件入力画面例を示す説明図である。初期設定過程の流れ図である。試験条件の入力過程の流れ図である。試験準備過程の流れ図である。試験過程の詳細の流れ図である。

この発明の一実施形態を図面と共に説明する。この実施形態では、転がり軸受の軌道輪または転動体となる金属材料のせん断疲労特性評価方法に用いるせん断疲労特性評価装置の一例を示す。以下の説明は、転がり軸受材料の選定方法についての説明をも含む。このせん断疲労特性評価装置は、ねじり振動コンバータ７および振幅拡大ホーン８を有する試験機本体１０と、発振器４と、アンプ５と、制御・データ採取手段３とを備える。前記「転がり軸受の軌道輪または転動体となる金属材料」とは、例えば、転がり軸受の軌道輪または転動体となる金属材料である。この金属材料として、日本工業規格；略称ＪＩＳのＳＵＪ２、ＳＣｒ４２０等の軸受用鋼、Ｍ５０、Ｍ５０ＮｉＬ、ＳＮＣＭ４２０、ＳＵＪ３、ＳＣｒ４２０、Ｓ５３Ｃ、ＳＵＳ４４０Ｃ等が挙げられる。なおＳＵＪ２は、米国AISI規格でSAE52100に相当する。

試験機本体１０は、フレーム６の上部に設置したねじり振動コンバータ７に、下向きに突出する振幅拡大ホーン８を取付け、その先端に試験片１を着脱可能に取付け、ねじり振動コンバータ７で発生した超音波振動を、振幅拡大ホーン８の軸心Ｏ回りの正逆回転方向の振動として拡大して試験片１に伝えるものである。試験機本体１０は、試験片１の強制空冷を行う試験片空冷手段９を有している。試験片空冷手段９は、例えば、ブロワー等の圧縮空気発生源（図示せず）に配管等で接続されて試験片１に対して空気を吹き付けるノズル等からなり、電磁バルブ（図示せず）または前記圧縮空気発生源のオンオフによって、空気の吹き付けと吹き付け停止との切換が可能である。

ねじり振動コンバータ７は、２相の交流電力が印加されることで、その交流電力の周波数で回転中心軸Ｏ回りの正逆の回転となるねじり振動を発生する装置である。ねじり振動コンバータ７に与える交流電力は、電圧がサイン波等の正負対称の交流電力とされ、発生するねじり振動は、完全両振り、つまり正回転方向と逆回転方向とは対称となる振動とされる。
振幅拡大ホーン８は、先細り形状に形成されて先端面に同心に試験片を取付ける雌ねじ孔からなる取付部を有し、基端でねじり振動コンバータに固定される。振幅拡大ホーン８は、基端に与えられた振動コンバータ７のねじり振動の振幅を、先端部で拡大した振幅とする。振幅拡大ホーン８の素材は、例えばチタン合金である。

発振器４は、振幅拡大ホーン８を加振する周波数となる超音波領域の周波数の電圧信号を生成する電子機器からなる。発振器４は、発振周波数が、例えば±５００Ｈｚの範囲で、固定の周波数とされ、または周波数調整可能とされている。

アンプ５は、発振器４の出力を増幅して超音波領域の周波数の交流電力をねじり振動コンバータ７に印加する電子機器である。アンプ５は、前記交流電力の出力の大きさ、およびオンオフが外部からの入力により制御可能なものとする。アンプ５の最大出力は、この実施形態では３００Ｗとされている。

制御・データ採取手段３は、前記アンプ５に前記出力の大きさおよびオンオフ等の制御の入力を与え、かつ試験中の加振周波数、アンプ５の出力等の状態、および負荷回数を含むデータをアンプ５から採取する手段である。制御・データ採取手段３は、上記の他に、試験片冷却手段９を制御する機能を備える。制御・データ採取手段３は、パーソナルコンピュータ等のコンピュータと、これに実行させるプログラム（図示せず）とでなり、キーホード、マウス等の入力機器１１と、液晶表示装置等の画像を画面で表示する画面表示装置１２が接続され、または上記コンピュータの一部として設けられている。

制御・データ採取手段３は、前記コンピュータとプログラムとにより、図２に概念構成をブロックで示す各部１３〜１８が構成されている。すなわち、制御・データ採取手段３は、試験条件設定部１３、試験条件・採取データ記憶部１４、および試験制御部１５を有する。
試験条件設定部１３は、ねじり振動コンバータ８を駆動する条件、およびデータを採取する条件を含む試験条件が入力機器１１から入力されると、試験条件・採取データ記憶部１４に記憶させる処理、すなわち制御の条件として設定する手段である。試験条件設定部１３は、詳しくは、図１４に示す入力用画面を画面表示装置１２に表示し、かつ図１６に流れ図で示す処理を行う手段である。

試験制御部１５は、試験条件設定部１３により設定された試験条件に従って、前記ねじり振動コンバータ８の駆動、および前記データの採取を行う手段である。試験制御部１５は、基本制御部１６と、連続発振制御部１７と、間欠発振制御部１８とで構成される。試験制御部１５は、図１８に流れ図で示す処理を行う手段である。同図のステップＲ８〜Ｒ１３の処理を行う手段が連続発振制御部１７であり、ステップＲ１４〜Ｒ２４の処理を行う手段が間欠発振制御部１８であり、残りの各ステップの処理を行う手段が基本制御部１６である。

この実施形態のせん断疲労特性評価方法について説明する。この評価方法は、図１のせん断疲労特性評価装置用い、転がり軸受の軌道輪または転動体となる金属材料のせん断疲労特性を、前記金属材料からなる試験片１を用いて試験し評価する方法であって、試験片１の形状，寸法を、ねじり振動コンバータ７の駆動による振幅拡大ホーン８の振動に共振する形状，寸法とし、振動コンバータ７を超音波領域の周波数（この例では、２００００±５００Ｈｚの範囲）で駆動し、試験片１を振幅拡大ホーン８の振動に共振させてせん断疲労破壊させる試験を行う。ねじり振動コンバータ７を駆動する周波数範囲の下限値を（２０００−５００＋α）Ｈｚとしても良い。ただしαは試験片の試験中の性状変更に対する余裕値であって２００Ｈｚ以下であっても良い。この試験の間に各種のデータを採取し、得られたせん断応力振幅と負荷回数との関係を用いて、前記金属材料のせん断疲労特性を評価する。前記金属材料は、転がり軸受用の高強度金属材料としては、例えば高炭素クロム軸受鋼（JIS-SUJ2）等の軸受鋼である。参考例として、動力伝達シャフト用の高強度金属材料としては、例えば、約０．４mass％の炭素を含み、焼入性向上元素(Mn ，B など) を添加した鋼である。

このせん断疲労特性評価方法によると、加振周波数が超音波領域となる極めて高速な超音波ねじり疲労試験機を行うため、転がり軸受の軌道輪または転動体となる金属材料のせん断疲労特性を評価するにつき、短時間で必要な負荷回数に達し、せん断疲労特性を迅速に評価することができる。例えば、２００００Ｈｚで連続加振すれば，わずか半日余りで１０⁹回の負荷回数に到達する。また、実際にせん断疲労破壊を生じさせる試験を行うため、従来の非金属介在物の最大サイズを鋼の品質の指標とする方法に比べて、精度良くせん断疲労特性を求めることができる。試験片は共振させるため、僅かなエネルギの投入で効率良くせん断疲労破壊を生じさせることができる。

以下、このせん断疲労特性評価方法および評価装置の具体的内容を説明する。ねじり振動コンバータ７は、市販されていてアンプ制御できるのものが、調べた範囲では１機種しかなく、選択の余地がなかったため、振幅拡大ホーン８や試験片１の形状を工夫して最適化し、高強度金属材料にせん断疲労を与えるようにした。

振幅拡大ホーン８の工夫につき説明する。上記市販のねじり振動コンバータ７と共に販売されている標準振幅拡大ホーン（指数関数型)は、ねじり振動コンバータ７に固定する大径側端面の直径は３８ｍｍ、試験片１を固定する小径側端面の直径は１５ｍｍである。この振幅拡大ホーンは２００００Ｈｚ付近で共振するように設計・調整されている。なお、振幅拡大ホーンの大径側の端面にはねじり振動コンバータに固定するための雄ネジ部が設けられ、小径側の端面には試験片を固定するための雌ネジからなる取付部が空けられている。振幅拡大ホーン８の素材はチタン合金である。ヤング率Ｅ、ポアソン比ν、密度ρを実測した結果、それぞれＥ＝１．１６×１０^１１Ｐａ、ν＝０．２７、ρ＝４４６０ｋｇ／ｍ^３であった。ＦＥＭ解析ソフト（ＭａｒｃＭｅｎｔａｔ２００８ｒ１）（登録
商標）を用い、上記のＥ、ν、ρを物性値として、自由ねじり共振の固有値解析を行っ
た。その結果、拡大率（小径側のねじり角の大径側のねじり角に対する比）は２５．８倍になった。

図３に試験片１の模式図を示す。試験片１は、両端の円柱形状の肩部１ａ，１ａと、これら両側の肩部１ａ，１ａに続き軸方向に沿う断面形状が円弧曲線１ｂａとなる中細り部１ｂとでなるダンベル形である。この試験片１の形状，寸法は、肩部１ａの長さＬ₁ 、中細り部１ｂの半分の長さである半弦長さＬ₂ 、肩部１ａの半径Ｒ₂ 、中細り部１ｂの最小半径Ｒ₁ ，前記円弧曲線１ｂａの半径をＲ（いずれも単位はｍ）で決定される。
試験片の設計にあたっては、任意の半弦長さＬ₂ 、肩部半径Ｒ₂ 、最小半径Ｒ₁ を与え（いずれも単位はm)、共振周波数をｆ（単位はＨｚ）、ヤング率Ｅ（単位はＰａ），ポアソン比ν( 無次元) ，密度ρ( 単位はkg/m³)（標準熱処理した軸受鋼SUJ2の実測値はE=2.04×10¹¹Pa，ν=0.29 ，ρ=7800kg/m³)とともに、次式(1) 〜(6) 式に代入することで理
論解としての肩部長さＬ₁ （単位はm ）を求めた。ＲはＲ₁ ，Ｒ₂ ，Ｌ₂ から求まる。

ここで、Ｌ₂ ＝0.0070m ，Ｒ₂ ＝0.0060m ，Ｒ₁ ＝0.0030m を，上記のf ，E ，ν，ρとともに(1) 〜(6) 式に代入すると、Ｌ₁ ＝0.01012mとなる。しかし、標準焼入焼戻した軸受鋼SUJ2( 合金成分は表1 参照) でＬ₁ ＝0.01012mとした試験片１を製作したところ、共振しなかった。そこで、有限要素法（FEM ）解析ソフト(Marc Mentat 2008 r1) （登録商標）を用い、上記のE ，ν，ρを物性値として自由ねじり共振の固有値解析を行った。その結果、Ｌ₁ =0.01012m でねじり共振する周波数はｆ＝19076 Ｈｚとなり、ねじり振動コンバータ７の加振周波数範囲である２００００±５００Ｈｚを外れていた。ｆ＝２００００Ｈｚでねじり共振するＬ₁ を同解析で求めた結果、Ｌ₁ ＝0.00915mとなった。Ｌ₁ ＝0.00915mとした試験片１を製作したところ２００００Ｈｚ付近で共振した。常温大気中、アンプ出力１００％にて、加振と休止を交互に繰り返す間欠運転（加振時間: 110msec ，休止時間: 1100msec) で評価した結果、負荷回数が１０⁷回のオーダーで破断した。高強度金属材料をせん断疲労破壊させることはできたが、さらに低サイクル域でせん断疲労破壊させるためには高効率化が必要である。なお，破断形態については後述する（図１０参照）。

振幅拡大ホーン８のねじり振幅を大きくすべく、大径側の端面の直径がφ３８ｍｍ、小径側の端面の直径がφ13mmの振幅拡大ホーン８の製作を行った。高効率振幅拡大ホーン（指数関数型）は２００００Ｈｚ付近で共振するように設計・調整されている。高効率振幅拡大ホーンの素材はチタン合金である。ヤング率Ｅ、ポアソン比ν、密度ρを実測した結果、それぞれＥ＝１．１６×１０^１１Ｐａ、ν＝０．２７、ρ＝４４６０ｋｇ／ｍ^３であった。ＦＥＭ解析ソフト（ＭａｒｃＭｅｎｔａｔ２００８ｒ１）（登録商標）を用い
、上記のＥ、ν、ρを物性値として、自由ねじり共振の固有値解析を行った。その結果
、拡大率（小径側のねじり角の大径側のねじり角に対する比）は４３．１倍になった。したがって、高効率振幅拡大ホーンは標準振幅拡大ホーンに対し、拡大率が６７％向上したことになる。しかしながら、常温大気中、アンプ５の出力５０％にて、上記の寸法のSUJ2製の試験片１を取り付け、上述の間欠運転条件で評価を開始したところ、間もなく共振が不安定になる現象が起きた。

共振不安定現象が起きないようにするため、試験片１の形状の見直しを行った。試験片最小径部の表面に作用する最大せん断応力振幅τ_max の理論解は(7) 式で与えられる。

ただし、Ｒ₁ ，Ｌ₁ ，Ｌ₂ は、それぞれ試験片１の最小半径，肩部長さ，半弦長さである（いずれも単位はm ）。ｇ，α，k ，βは、それぞれ上述の(1) ，(3) ，(4) ，(5) 式で求まる。θ_end は後述する試験片１の端面ねじり角である（単位はrad)。同一の端面ねじり角θ_end では、概略、試験片最小径部に作用する最大せん断応力τ_max は、試験片を大きくするほど大きくなり、小さくするほど小さくなる。ここで、ねじり角の拡大率（小径側のねじり角の大径側のねじり角に対する比）を向上させた上記の高効率振幅拡大ホーン８で試験片形状を変更して共振不安定現象を起こすことなく試験片１をせん断疲労破壊させるための指針として、次の２案を考えた。
(1) 試験片を大きくし、小さいアンプ出力でも試験片最小径部表面に大きな最大せん断応力τ_max を作用させる。
(2) 上述のように、高効率振幅拡大ホーンは標準品に対してねじり角の拡大率が６７％向上した。試験片を小さくすると、試験片最小径部表面に作用する最大せん断応力τ_max
は小さくなるが、試験片を小さくする。

上記２指針の下、表２のＡ〜Ｅの試験片を、表１の軸受鋼SUJ2を用いて製作した。試験片Ａは上記の初回形状であり、振幅拡大ホーン８に固定するネジ部からなる取付用突部を除く重量は21.7g である。試験片Ｂ，Ｃは、指針(1) に沿って試験片を大きくしたものであり、同一端面ねじり角でのτ_max 比（対Ａ) は大きくなり、重量比（対Ａ) も大きくなる。一方、試験片Ｄ，Ｅは指針(2) に沿って試験片を小さくしたものであり、同一端面ねじり角ではτ_max 比（対Ａ）は小さくなり、重量比（対Ａ）も小さくなる。なお、表２中の肩部長さＬ₁ は、上記(6) 式で求めた理論解ではなく、上述のようにFEM による自由ねじり共振の固有値解析にて、２００００Ｈｚでねじり共振するように求めた値である。

各試験片１を上記の高効率振幅拡大ホーン８に取り付け、常温大気中、上述の間欠運転条件で評価を行った。その結果、指針(1) に沿う試験片Ｂはアンプ出力５０％で共振不安定現象が起きた。試験片Ｃはアンプ出力１０％でも共振すらしなかった。一方、指針(2)に沿う試験片Ｄはアンプ出力８０％で共振不安定現象が起きた。試験片Ｅはアンプ出力９０％まで共振不安定現象は起きなかった。アンプ出力９０％では負荷回数が１０⁵回のオーダーの低サイクル域でせん断疲労破壊した。以上のことから、試験片重量が共振不安定現象に強く関連することがわかった。ねじり振動コンバータ７の最大出力が３００Ｗと非力なためと考えられる。Ｅを評価試験片に採用することに決定した。

上述のように、試験片Ａの振幅拡大ホーン８に固定するネジ部を除く重量は21.7g である。それに対し、試験片Ｅのネジ部を除く重量は9.36g である。なお、実際の試験片のフリー端( 反ネジ側) には、研削加工精度をよくするため、旋削加工でセンター穴を設ける必要があり、取付用突部を除く重量は9.36g よりも若干軽くなる。

図４に、表２の試験片Ｅの寸法をもとに描いた試験片図面を示す（単位はmm）。図５は，図４の試験片モデルで自由ねじり共振の固有値解析を行って求めた，ねじり角θと表面のせん断応力τである。図５は端面ねじり角θ_end が0.01rad の場合であり、このときの試験片最小径部の表面に作用する最大せん断応力τ_max は526.18ＭＰａとなった。すなわち、線形弾性の範疇では、端面ねじり角θ_endと試験片最小径部の表面に作用する最大せん断応力τ_max の関係は(8) 式のようになる。ただし、τ_max の単位はＭＰａ、θ_end の単位はradである。
τ_max ＝５２６１８θ_end （８）

図４の形状の標準焼入焼戻した軸受鋼SUJ2製（合金成分は表１参照）の試験片を３本用い、アンプ出力Ｐ（％）を変えて端面ねじり角θ_end (rad)を測定した。試験片の硬さは722HV であった。加振中の試験片肩部下端の写真をデジタルマイクロスコープ（キーエンス製VHX-900 ）にて200 倍で撮影した。それに先立ち、ボール盤で試験片肩部にエメリー研磨(＃５００、＃２０００)とダイヤモンドラッピング（粒径１μm)を施して鏡面状態にした。試験片１を上記の高効率振幅拡大ホーン８に取り付けた後、肩部にカラーチェックの現像剤を塗布した。

図６は静止時の写真であり、所々に現像剤が塗布されない箇所ができる。それら塗布されない箇所の加振時の挙動を観察した。図６の場合、矢印を付した箇所の挙動に着目した。アンプ出力Ｐを１０％から９０％まで５％刻みで変えて１秒間加振し、その間にシャッタースピード1/15sec で写真撮影した。図７はＰ＝５０％での加振時に撮影した写真で、範囲２ａが図６の着目箇所の軌跡である。アンプ出力Ｐ（％）を変えて測定した範囲２ａから、図８のように端面ねじり角θ_end を求めた。その結果、図９のように、３本の試験片ともＰとθ_end の間にはほぼ同一の直線関係が見られ、回帰直線として(9) 式が得られた．(9) 式から、Ｐ＝９０％でθ_end ＝0.018radとなる。(8) 式と(9) 式から、アンプ出力Ｐと試験片最小径部の表面に作用する最大せん断応力τ_max の関係は(10)式のようになった。(10)式から、Ｐ＝９０％でτ_max ＝951 ＭＰａとなり、高強度金属材料にねじり疲労を与えられることが十分に見込める。

製作した試験機本体１０は、図１，図２と共に前述したパーソナルコンピュータ等からなる制御・データ採取手段３で、アンプ５を制御するようになっている。図１４に、超音波ねじり疲労試験機２の試験条件を入力する画面を示す。図１５は初期設定過程の流れ図、図１６は試験条件の入力過程の流れ図、図１７は試験準備過程の流れ図である。図１８は試験過程の詳細の流れ図であり、試験過程では、入力された試験条件に従って、同図のようにアンプ出力の制御や、連続発振または間欠発振を選択した制御、情報取得（周波数とアンプ状態の取得）、試験の終了等の制御等が行われる。

図１４の入力画面例で、計測準備の欄に共振周波数が19.97 と表示されているのは、アンプ出力１０％で試験片が19.97kHzで共振したことを示しており、ねらいの２００００Ｈｚにほぼ等しい。計測条件の入力欄にアンプ出力を入力すると、あらかじめ初期設定画面に入力しておいた(10)式の直線の傾きと切片から、試験最小径部の表面に作用する最大せん断応力振幅τ_max に変換される（なお、この変換処理は試験条件設定部１３（図２）が行う）。同欄では、加振し続ける連続運転か加振と休止を交互に繰り返す間欠運転のどちらかを選択する。

き裂が発生し、ある程度の寸法に成長すると、試験片１の共振周波数が低下する。同欄の周波数変動幅に50.00 と入力されているのは、共振周波数が試験時よりも５０Ｈｚ以上低下したら疲労破壊したとして試験を停止させるためである。なお、この値は可変であり、試験片材質に応じて適切な値を入力すべきである。図１０にねじり疲労破壊した試験片の例を示す。軸方向のせん断き裂が発生し、ある程度の長さに成長した後、引張型に遷移して斜め方向に逸れていったことを示している。

常温大気中にて、上記の端面ねじり角の測定に用いた試験片と同ロットのものを、加振と休止を交互に繰り返す間欠運転で評価した。最大せん断応力振幅の大小によらず、一貫して加振時間は110msec 、休止時間は1100msecとした。評価に先立ち，試験片節部にエメリー研磨(＃５００、＃２０００)とダイヤモンドラッピング（粒径１μm)を施した。１０¹⁰回まで損傷が起きなければ試験を打ち切った。

図１２に超音波ねじり疲労試験で得られたせん断応力振幅と負荷回数の関係を示す。図１２中の実線は日本材料学会の金属材料疲労信頼性評価標準JSMS-SD-6-02の疲労限度型折れ線モデルにあてはめて求めたS-N 線図（破壊確率５０％の疲労強度線図）であり、せん断疲労限度はτ_W0＝５６４ＭＰａとなった。

表１の軸受鋼ＳＵＪ２を素材に用い、図１１のように、直径１０ｍｍの平行部に、超音波ねじり疲労試験片と同じ最小直径４ｍｍの中細り部を設けたねじり疲労試験片（標準焼入焼戻）を製作した（図中の寸法の単位はmmである）。中細り部を設けたのは、危険体積を略等しくするためである。なお、図１１のねじり疲労試験片はＲ＝１１．４ｍｍに対し、超音波ねじり疲労試験片はＲ＝９．７ｍｍである。Ｒを変えた理由は応力集中係数を揃えるためである。ねじり疲労試験に先立ち、表面粗さの影響をなくす目的で、中細り部にエメリー研磨(＃５００、＃２０００)とダイヤモンドラッピング(粒径１μｍ)を施した。ねじり疲労試験は油圧サーボ型ねじり疲労試験機にて、完全両振り、負荷周波数１０Ｈｚで行った。その結果、図１２中の白丸プロットのようになり、油圧サーボねじり疲労試験結果の時間強度は，超音波ねじり疲労試験結果のものよりも約１５％低くなった。超音波ねじり疲労試験は、従来のねじり疲労試験よりも、せん断疲労強度を高めに評価する傾向がある。したがって、せん断疲労限度５６４ＭＰａの８５％である４７９ＭＰａ（図１２中の点線）をτ_WOとする。

ねじり疲労試験では、せん断応力は試験片表面で最大、軸芯でゼロになる。すなわち、応力勾配をもつ疲労試験である。ここで、引張圧縮疲労試験のうち、軸荷重疲労試験では平滑部断面内の垂直応力は均一であり、平滑部直径によらず一定の疲労限度を示すことが知られている。それに対し、応力勾配をもつ回転曲げ疲労試験では、平滑部直径が大きくなるにつれて疲労限度が低下し、軸荷重疲労試験での疲労限度に漸近していく寸法効果を示すことが知られている。引張強度が異なる３鋼種について、軸荷重疲労試験と平滑部直径を種々変えた回転曲げ疲労試験を行い、それぞれの疲労限度を求めた報告がある（非特許文献３参照）。それによると、鋼種によらず、軸荷重疲労試験での疲労限度は、平滑部直径が４mmの回転曲げ疲労試験での疲労限度の約８０％となっている。

引張圧縮疲労試験では、応力勾配をもたない軸荷重疲労試験での疲労限度が安全側の基準になるが、ねじり疲労試験では、平滑部直径をいくら大きくしても応力勾配をもつため基準が存在しない。応力勾配をもつ以上、ねじり疲労試験でも寸法効果は避けられない。そこで、ねじり疲労試験についても引張圧縮疲労試験の基準がそのまま適用できると仮定する。つまり、超音波ねじり疲労試験片の最小直径は４mmなので、上記の超音波ねじり疲労試験の過大評価補正をしたせん断疲労限度４７９ＭＰａの８０％である３８３（図１２中の点線）をτ_WOとする。

上記の応力勾配をもつ疲労試験で現れる寸法効果は、応力勾配という力学的要因と、大きな負荷を受ける体積（危険体積）が増減するという統計的要因によってもたらされる。統計的要因という観点から、複数応力水準で複数本の評価を行ってP-S-N 線図を得ればよい。しかしながら、時間的制約から実施が困難な場合が多いであろう。図１２でせん断疲労限度τ_W0を求めるのに日本材料学会の金属材料疲労信頼性評価標準JSMS-SD-6-02を用いた。それには少ないデータ数でP-S-N 線図を得る機能がある。

図１３は、それによって得た破壊確率１０％のP-S-N 線図（図１３中の破線) であり、１０％せん断疲労限度は５００ＭＰａとなった。その値に対し、上記の超音波ねじり疲労試験の過大評価補正をすると、５００×０．８５＝４２５ＭＰａとなる（図１３中の点線）。さらに、上記の寸法効果補正をすると、４２５×０．８＝３４０ＭＰａ（図１３中の一点鎖線）となる。この値が最も安全なτ_limの見積といえる。ここでは適当な破壊確率として１０％としたが、超音波ねじり疲労試験片の危険体積と実際の部品の危険体積を比較し、妥当な破壊確率を考慮すれば良い。

この実施形態の転がり軸受材料の選定方法は、上記いずれかの構成の転がり軸受材料の特性評価方法により評価されたせん断疲労特性値が、定められたせん断疲労特性値以上である金属材料を、転がり軸受の軌道輪または転動体の材料として使用するものである。
この実施形態の特性評価方法によれば、短時間の疲労試験の結果から、転がり軸受用の金属材料のせん断疲労特性を精度良く推定することができる。そのため、転がり軸受の軌道輪または転動体に使用する材料の試験項目の一つとしてせん断疲労特性を採用することができる。実際に疲労試験して求めたせん断疲労特性値が、定められたせん断疲労特性値以上である材料のみを軸受材料として用いることで、転がり軸受の信頼性向上に大きく役立つ。せん断疲労特性を使用材料の試験項目の一つとして採用することは、従来では試験に長年かかり、あまりにも実情から離れていて発想になかったが、この方法によると、実用化が可能であり、その採用により軸受の信頼性向上に役立てることができる。なお、判定基準となる「定められたせん断疲労特性値」は、目的等に応じて適宜設定すれば良い。また、せん断疲労特性値の推定は、例えば、材料のロット毎や、一度に購入した量毎、購入先毎等に行う。

図１、図２の制御・データ採取手段３について、整理して図１４〜図１８と共に説明する。図２の試験条件設定部１３は、図１４に示す試験条件の入力画面を画面表示装置１２により表示させる。この入力画面には、試験片材料の材料名の入力欄、コメントの入力欄と、ねじり振動コンバータ７を駆動する条件となる、アンプ出力の入力欄、間欠運転か連続運転かを選択する選択入力欄、間欠運転の場合の１回の加振時間および休止時間の入力欄、試験終了条件の入力欄（試験を終了する負荷回数、および周波数変動幅）と、データ取得条件となる初期サイクル、終了サイクル、サイクル間隔の入力欄とが表示され、またファイル名の入力欄が表示される。試験条件設定部１３は、図１４の入力画面で入力された試験条件の情報を、一つの試験ファイルとして試験条件・採取データ記憶部１４に記憶し、入力されたファイル名を付す。入力する手順は、例えば、図１６に流れ図を示す順に行われる。
なお、図２の試験条件設定部１３は、図１４の入力画面の他に、初期設定の入力画面を画面表示装置１２に表示させ、図１５に流れ図で示すように、アンプ５で出力する電圧値や物理量の入力、せん断振幅応力係数の入力を促し、入力された値で電圧および物理量の初期設定を行い、前記試験ファイル等に記録する。ここで言う「物理量」は、次の振幅ＩＮ、振幅ＯＵＴ、超音波パワー、周波数、メモリ周波数等の量である。次の各事項の説明中に「コントローラー(PC)」とあるのは、制御・データ採取手段３のことである。
振幅ＩＮ：アンプ出力振幅アンプ出力振幅のことで、コントローラー(PC)より 0〜100%を-10V〜+10Vにて指示する。
振幅ＯＵＴ：実際のアンプ出力振幅に比例した電圧出力のことで、コントローラー(PC)にて 0〜100%を0V〜+10Vにて指示する。
超音波パワー：超音波パワーの出力に比例した電圧出力のことで、コントローラー(PC)にて 0〜100%を0V〜+10Vにて指示する。
周波数：アンプ運転周波数の出力に比例した電圧出力のことで、コントローラー(PC)にて19.50 〜20.50kHzを-10V〜+10Vにて指示する。
メモリ周波数：アンプメモリ内に記録されている相対周波数の出力に比例した電圧出力のことで、コントローラー(PC)にて19.50 〜20.50kHzを-10V〜+10Vにて指示する。

図１４の入力画面における「発振開始」のボタンが押されると、１０％の出力で共振周波数がサーチされる。共振することが確認されたら、「試験情報」のタブの画面に移り、「試験開始」のボタンを押すと開始命令が与えられ、図２の試験制御部１５は試験を開始させる。

図２の試験制御部１５は、上記のように入力されて試験ファイルと記憶された試験条件に従い、アンプ５および試験片冷却手段９の制御を行い、かつアンプ５からデータを採取する。概略を説明すると、試験開始（Ｒ１）の後、振幅出力を定め（Ｒ３）、連続運転か間欠運転かの試験条件を判別して（Ｒ４）、連続運転の場合はステップＲ５〜Ｒ１３の処理を行い、間欠運転の場合はステップＲ１４〜Ｒ２４の処理を行う。いずれの場合も、加振周波数およびアンプの出力状態を採取し（Ｒ６，Ｒ１８）、その採取したデータで前記試験ファイルを更新する（Ｒ１２，Ｒ２２）。試験終了条件を満たすと、超音波出力を停止し（Ｒ２６）、試験を終了する。

１…試験片
１ａ…肩部
１ｂ…中細り部
３…制御・データ採取手段
４…発振器
５…アンプ
６…フレーム
７…ねじり振動コンバータ
８…振幅拡大ホーン
９…試験片空冷手段
１０…試験機本体
１３…試験条件設定部
１８…間欠発振制御部

Claims

転がり軸受の軌道輪または転動体となる金属材料のせん断疲労特性を、前記金属材料からなる試験片を用いて試験し評価する方法であって、
前記試験片に超音波領域の周波数範囲でねじり振動を与えて前記試験片をせん断疲労破壊させる試験を行うものであり、前記試験は、前記ねじり振動を与える手段に対して前記試験片を共振させてせん断疲労破壊させる試験であり、交流電力が印加されることで回転中心軸回りの正逆の回転となるねじり振動を発生するねじり振動コンバータと、先端に同心に試験片を取付ける取付部を有し基端で前記ねじり振動コンバータに固定され、基端に与えられた前記ねじり振動コンバータのねじり振動の振幅を拡大する振幅拡大ホーンとを用い、前記振幅拡大ホーンの形状、寸法を、前記ねじり振動コンバータの駆動によるねじり振動に共振する形状、寸法とし、前記試験片の形状、寸法を、前記振幅拡大ホーンのねじり振動に共振する形状、寸法とし、前記ねじり振動コンバータを超音波領域の周波数範囲で駆動し、前記振幅拡大ホーンと前記試験片を共振させて、試験片をせん断疲労破壊させる試験を行い、前記振幅拡大ホーンの形状は、前記試験片の取付部となる先端側が細くなる指数関数型であり、この試験により得られたせん断応力振幅と負荷回数との関係を用いて、前記金属材料のせん断疲労特性を評価することを特徴とする転がり軸受材料の特性評価方法。
請求項１において、前記試験片は、熱処理された金属材料からなる転がり軸受材料の特性評価方法。
請求項１または請求項２において、前記試験は、前記ねじり振動コンバータと、前記振幅拡大ホーンと、発振器と、この発振器の出力を増幅して前記ねじり振動コンバータに印加するアンプと、このアンプに前記制御の入力を与える制御手段とを用いる転がり軸受材料の特性評価方法。
請求項１ないし請求項３のいずれか１項において、前記ねじり振動コンバータにより発生するねじり振動は、正回転方向と逆回転方向とが対称となる振動である完全両振りとする転がり軸受材料の特性評価方法。
請求項１ないし請求項４のいずれか１項において、前記ねじり振動コンバータを駆動する周波数の下限値が（２００００−５００＋α）Ｈｚ、上限値が（２００００＋５００）Ｈｚ、ただしαは試験片の試験中の性状変化に対する余裕値であって２００Ｈｚ以下、である転がり軸受材料の特性評価方法。
請求項１ないし請求項５のいずれか１項において、試験片の温度上昇を抑制するために、試験片に対するねじり振動の負荷と休止を交互に繰り返す転がり軸受材料の特性評価方法。
請求項１ないし請求項６のいずれか１項に記載の転がり軸受材料の特性評価方法により評価されたせん断疲労特性値が、定められたせん断疲労特性値以上である金属材料を、転がり軸受の軌道輪または転動体の材料として使用する転がり軸受材料の選定方法。
転がり軸受の軌道輪または転動体となる金属材料のせん断疲労特性を、前記金属材料からなる試験片を用いて試験し評価する装置であって、
前記試験片に超音波領域の周波数範囲でねじり振動を与え、前記試験片をせん断疲労破壊させるねじり振動付与手段と、このねじり振動付与手段を制御し、このねじり振動付与手段で試験片に与えたねじり振動の加振周波数および負荷回数を含むデータを採取する制御・データ採取手段とを備え、
前記ねじり振動付与手段が、交流電力が印加されることで回転中心軸回りの正逆の回転となるねじり振動を発生するねじり振動コンバータと、先端に同心に試験片を取付ける取付部を有し、基端で前記ねじり振動コンバータに固定され、基端に与えられた前記ねじり振動コンバータのねじり角を拡大する振幅拡大ホーンとを有し、
前記振幅拡大ホーンの形状、寸法を、前記ねじり振動コンバータの駆動によるねじり振動に共振する形状、寸法とし、
前記試験片の形状、寸法は、前記振幅拡大ホーンのねじり振動に共振する形状、寸法であり、
前記ねじり振動コンバータを超音波領域の周波数範囲で駆動し、前記振幅拡大ホーンと前記試験片を共振させて、試験片をせん断疲労破壊させるようにし、
前記振幅拡大ホーンの形状は、前記試験片の取付部となる先端側が細くなる指数関数型である転がり軸受材料の特性評価装置。
請求項８において、前記ねじり振動付与手段が、前記ねじり振動コンバータと、前記振幅拡大ホーンと、発振器と、この発振器の出力を増幅して前記ねじり振動コンバータに印加するアンプとで構成され、
前記制御・データ採取手段が、前記アンプに前記制御の入力を与え、かつ試験中の加振周波数、前記アンプの状態、および負荷回数を含むデータを採取する機能を有する転がり軸受材料の特性評価装置。