JP6113388B1 - ベルト式無段変速機に用いるプランジャ部材 - Google Patents

ベルト式無段変速機に用いるプランジャ部材 Download PDF

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Abstract

所望の板厚を有する熱間圧延鋼板素材を使用して構成したとしても、表面硬化層を形成させるための軟窒化処理を施すことによる内部硬化層の軟化現象を抑制して、内部硬化層の硬さがビッカース硬さで１８０Ｈｖ以上となる強靭かつ安価なプランジャ部材を提供する。ベルト式無段変速に用いるプランジャ部材３が、ブランク材３２を深絞り成形、および閉塞鍛造、圧縮成形或いはこれらの複合成形による冷間プレス成形により構成され、かかる冷間プレス成形の際に少なくともスリーブ部３ｃと階段状形成部（スプリング着座部）３ｄとを連続させる折曲角部３ｆの厚みをブランク材３２の厚みに対して３０％以上増加して構成した上で、軟窒化処理を施すことにより表面硬化層３Ｂを前記プランジャ部材の表裏両面全体に形成して構成した。

Description

この発明は、ベルト式無段変速機における可動側プーリ半体に対向するようにシャフトに固定されて、プーリ油室を画成するプランジャ部材（「ピストン部材」とも称される）に関する。
この種のベルト式無段変速機は、例えば特許文献１に記載のように、溝幅が可変の固定側プーリ半体および可動側プーリ半体を備えてインプットシャフトに設けられたドライブプーリと、溝幅が可変の固定側プーリ半体および可動側プーリ半体を備えてアウトプットシャフト（シャフト）に設けられたドリブンプーリとに無端ベルトを巻き掛けてなり、且つ前記可動側プーリ半体を作動させるプーリ油室と、該プーリ油室に隣接するキャンセラー油室とを備えて、構成している。
そして、前記プーリ油室とキャンセラー油室とは、前記可動側プーリ半体に固定されたシリンダ部材により構成された油室を、前記可動側プーリ半体に対向するように設置されたプランジャ部材により画成することにより、構成されている。
かかるプランジャ部材は、一端側に前記シリンダ部材に摺動可能に当接する大径の拡開フランジ部を有すると共に他端側に前記シャフトに嵌合される小径のスリーブ部を有し、且つ、前記拡開フランジ部から階段的に小径となって前記スリーブ部に連続するように一以上の階段状形成部を有して構成されている。該階段状形成部の一つは、前記固定側プーリに向かって前記可動側プーリを付勢すべく縮んだ状態のスプリングが着座するスプリング着座段部を構成している。
また、前記スリーブ部は、前記アウトプットシャフトの中途に形成した段部と該アウトプットシャフトに固着されたボールベアリングとの間に挟まれることにより固定されている。
このように構成するベルト式無段変速機に用いるプランジャ部材は、鍛造品にて構成される場合もあるが、近代の自動車部品の軽量化およびコスト軽減の要請の下に、熱間圧延鋼板素材（ＪＩＳ規格：ＳＡＰＨ４４０）からなる熱間圧延鋼板素材をプレス成形することにより製作している（従来の熱間圧延鋼板素材として、特許文献２から４の記載を参照）。
従って、プランジャ部材のプレス成形は、当該熱間圧延鋼板素材からなる円板状のブランク材をプレス成形機により、冷間で深絞り成形することによって製作している。
そして、プランジャ部材は、かかるプレス成形機によりブランク材を冷間で複数回の深絞り成形を行うことにより、内部硬化層を形成して高強度化を図ると共に、加えて、プレス成形後には、アンモニアを含むガス雰囲気で、高温（５８０℃）の熱処理槽内において軟窒化処理を施して表面硬化層を形成して耐摩耗性の向上を図ることにより構成されている。
このように軟窒化処理を施されて構成されたプランジャ部材は、その表面から板厚方向に順次、表面硬化層、拡散層および内部硬化層が形成されることになる。そのうち、表面硬化層および拡散層は、軟窒化処理によるプランジャ部材表面からの窒素が拡散することにより拡散形成された層であり、内部硬化層は、プレス成形により素材が硬化して形成された層である。
特許第３２２３２４１号公報 特開２０１２−１７７１６７号公報 特許第２７４２９５１号公報 特開２００７−３３２４１７号公報
上記ベルト式無段変速機において前記プーリ油室内部に高圧の油圧が付与される状態において、内部硬化層を有して構成するプランジャ部材における前記スリーブ部と前記階段状形成部との連続部位に形成されている折曲角部に亀裂が発生してしまうことを防止する必要がある。
前記スリーブは前記アウトプットシャフトに実質的に固定されている。固定側プーリ半体に対する可動側プーリ半体のアウトプットシャフト上の移動による変速動作に伴い、前記プーリ油室の油圧力により外方に膨張させる力が前記折曲角部に加わる。よって、前記折曲角部は、ビッカース硬さで４００Ｈｖ以上の表面硬化層を有しているにもかかわらず、永久変形してしまう。これにより、かかる亀裂現象が発生するものと考えられる。
そこで、本願発明者達は、内部硬化層を有して構成しているにもかかわらず、プランジャ部材にかかる永久変形が発生する原因を追及した。
その結果、上記の熱間圧延鋼板素材を用いて製作したプランジャ部材について高温の熱処理槽内での軟窒化処理を施して表面硬化層を形成する過程において、ブランク材の冷間下におけるプレス成形機による深絞り成形によって形成された内部硬化層が軟化して強度低下を来してしまうことを、鋭意研究の中で突き止めた。
すなわち、本願発明者達は、熱間圧延鋼板素材からなる円板状のブランク材を複数回の深絞りプレス成形によって製作したプランジャ部材について、軟窒化処理を施して表面硬化層を形成すべく、アンモニアを含むガス雰囲気で、窒化処理温度を５８０℃にして、熱処理槽内において処理時間６０〜２４０分の熱処理を行った。この場合に、熱処理時間に関係なく深絞りプレス成形によって形成された内部硬化層が、軟化してしまうことを本願発明者達は突き止めた。
当該プランジャ部材の内部硬化層の硬度を測定した。その結果、深絞り成形によって折角得た硬度が、１８０Ｈｖ未満となっている部分があることが判明した。
そこで、本願発明者達は、内部硬化層の硬度の軟化の要因を鋭意追及した。その結果、５８０℃という高温下で窒化処理が行われることにより、かかる軟化が発生していることを究明した。
すなわち、５８０℃という高温下で窒化処理を行うことにより、プレス成形によって形成された内部硬化層の内部組織の転位の移動が早められてしまう。
かかる内部硬化層の軟化現象は、深絞りプレス成形による塑性変形によって形成された内部硬化層の硬化因子の転位の移動および消滅によって発生することと、プランジャ部材を構成する材料成分によって発生することを、本願発明者たちは突き止めた。
そこで、本願発明者たちは、上記内部硬化層における軟窒化処理による内部硬化層の軟化の要因をもとに、改めて、上記特許文献のうち、軟窒化処理による内部硬化層硬度の軟化現象に着目している、特許献３および４に記載の発明を検討した。
先ず、特許文献３には、窒化処理用熱延鋼板における軟窒化処理による内部硬化層硬度の軟化を防止する技術が開示されている。
これによれば、窒化処理用熱延鋼板中の化学成分として、質量：０．８〜１．７％のＣｕを含有させて構成するものが提案されている。
このことは、窒化処理用熱延鋼板中にＣｕを含有させることにより、軟窒化処理によって加工硬度が消滅してまった場合でも、当該Ｃｕが持っている別のメカニズムによって、鋼板内部の硬度を上昇させようと意図したものである。
しかしながら、特許文献３に開示の窒化処理用熱延鋼板は、貴金属であるＣｕを多量に含有することから、素材コストを大幅アップしてしまうことになる。
加えて、特許文献３に開示の窒化処理用熱延鋼板は、表面品質を高品質に保ち、熱間脆性を防止するために、特許文献３おける〔表１〕において開示されている実施例のように、質量：０．１５〜０．７％の範囲で、Ｎｉを添加しなければならず、この点からもコストアップを招く因にもなっている。
従って、特許文献３に開示された窒化処理用熱延鋼板を使用して、プランジャ部材を構成した場合、少なくとも、限りなくコストダウンが求められている自動車部品などに俄かに適用することはできない。
また、特許文献４には、板厚方向の硬さの均一化を意図した窒化処理用鋼板が開示されている。これによれば、当該窒化処理用鋼板は、Ｔｉ、Ｖ，Ｚｒから選ばれた少なくとも１種を、合計含量が０．０５％以下として、且つ特定の範囲として、更に、Ｃｒおよび／またはＭｏの合計含有量が０．１、更に、Ｃｒ、Ｓｉ、Ｃｒ、Ｍｎ、Ｍｏの含有量が特定の関係を満たすものとして構成している。
しかしながら、かかる特許文献４に開示された窒化処理用鋼板は、「窒化処理後に均一な板厚方向硬さ分布の窒化物を与え」という特徴をより有効に生かすには、「板厚が３ｍｍ程度以下、好ましくは２．５ｍｍ程度以下のものを使用するのがよい」とされている（特許文献４の段落００２４などの記載を参照）。
かかることから、実用的な処理時間内で鋼板の内部硬さを上昇させるには、適用される板厚が制限されることになる。
さらに、特許文献４に開示された窒化処理用鋼板における板厚方向の硬さ分布は、板厚が１．０ｍｍの鋼板における硬さ分布である（特許文献４の図１および図２の記載を参照）。
一般的に、軟窒化処理における窒化拡散層の深さは、板厚方向に０．５ｍｍ程度である。よって、特許文献４に開示された窒化処理用鋼板における表裏両面の窒化拡散層による硬化は、合計して１ｍｍの板厚方向の硬さが上昇するものと推定できる。
特許文献４に開示された窒化処理用鋼板においては、より板厚の厚い、たとえば板厚が４ｍｍ以上の鋼板における内部の硬さまで上昇させることは困難である。かかる実証についての記載は、特許文献４にはない。
従って、特許文献４に記載の発明は、上記したベルト式無段変速機のように、プーリ油室内部から付与される高圧の油圧に耐えると共に度重なる変速動作に耐え得る剛性および強度を有するために必要な板厚４ｍｍ以上の鋼板を使用して構成するプランジャ部材に適用することはできない。
そこで、この発明は、上記従来の技術課題に鑑み、所望の板厚を有する熱間圧延鋼板素材を使用して構成したとしても、表面硬化層を形成させるための軟窒化処理を施すことによる内部硬化層の軟化現象を抑制する。これにより、内部硬化層の硬さがビッカース硬さで１８０Ｈｖ以上となる強靭かつ安価なベルト式無段変速機に使用するプランジャ部材を提供する。
この発明の実施の形態に係るプランジャ部材は、ベルト式無段変速機における固定側プーリ半体と共にプーリを構成する可動側プーリ半体に対向するようにシャフトに固定されて、シリンダ部材が形成した油室をプーリ油室とキャンセラー油室とに画成する。前記プランジャ部材は、ブランク材をプレス成形することによって一端側に形成された、前記シリンダ部材に摺動可能に当接する大径の拡開フランジ部、及び他端側に形成された前記シャフトに嵌合固定される小径のスリーブ部を有する。前記プランジャ部材は、前記拡開フランジ部から階段的に小径となって前記スリーブ部に連続する一以上の階段状形成部を有する。前記プランジャ部材は、前記ブランク材を深絞り成形、および閉塞鍛造、圧縮成形或いはこれらの複合成形による冷間プレス成形により構成され、かかる冷間プレス成形の際に少なくとも前記スリーブ部と前記階段状形成部とを連続させる折曲角部の厚みを前記ブランク材の厚みに対して３０％以上増加して構成した上で、軟窒化処理を施すことにより表面硬化層が前記プランジャ部材の表裏両面全体に形成されている。
前記プランジャ部材は、ブランク材を深絞り成形、および閉塞鍛造、圧縮成形或いはこれらの複合成形による冷間プレス成形により構成する。スリーブ部と階段状形成部とを連続させる折曲角部の厚みをブランク材の厚みに対して３０％以上増加させて構成した上で、プランジャ部材の表裏両面全体に軟窒化処理を施すことにより表面硬化層が形成される。これにより、かかる軟窒化処理を施して表面硬化層を形成したとしても、当該軟窒化処理時における表面硬化層より内部に存する内部硬化層に発生する転位による軟化現象を抑制することができて、強靭かつ安価なプランジャ部材を提供することができる。
また、この発明の実施の形態に係るプランジャ部材によれば、表面硬化層をプランジャ部材の最表裏両面に対して４μｍ以上の厚みを有して構成している。
この発明の実施の形態に係るプランジャ部材は、表面硬化層がプランジャ部材の最表裏両面に対して４μｍ以上の厚みを有して構成されている。これにより、軟窒化処理後の折曲角部における内部硬化層が、ビッカース硬さで１８０Ｈｖ以上の硬度を有して構成される。よって、当該折曲角部におけるプーリ油室の油圧力により外方に膨張させる力を抑制すると共に、スプリングによる付勢力に対するスプリング着座部における耐摩耗性を向上させることができる。
また、この発明に係る他の実施の形態に係るプランジャ部材によれば、軟窒化処理により形成した表面化層がビッカース硬さで４００Ｈｖ以上を有して構成されている。よって、スプリングによる付勢力に対するスプリング着座部における耐摩耗性を向上させることができる。
また、この発明に係る他の実施の形態に係るプランジャ部材によれば、プランジャ部材の全体を相当塑性ひずみ量０．４以上に形成して構成される。これにより、プランジャ部材の内部硬化層を十分硬質化している。これに適切な軟窒化処理条件を付与することにより内部硬化層の軟化現象を抑制することができる。
しかも、プレス成形品としては比較的小型のプランジャ部材をプレス成形加工により製造するに当って、プランジャ部材全体の相当素材ひずみ量を０．４以上に設定する。これにより、折曲角部に深絞り成形、および閉塞鍛造、圧縮成形或いはこれらの複合成形により増厚加工を施す際に、有利となる。
また、この発明に係る他の実施の形態に係るプランジャ部材によれば、スリーブ部と階段状形成部とを連続させる折曲角部に、１．０以上の相当塑性ひずみ量を付与して構成している。これにより、特に、折曲角部において、内部硬化層による硬質部分を保持して、プーリ油室の油圧力により外方に膨張させる力を抑制すると共に、スプリングによる付勢力に対するスプリング着座部における耐摩耗性を向上させることができる。
なお相当塑性ひずみ量とは、下式（１）で表される数値である。
相当塑性ひずみ量＝
{[（ｅＸ−ｅＹ）２＋（ｅＹ−ｅＺ）２＋（ｅＺ−ｅＸ）２] 0.5}/2・・・式（１）
ただし、ｅｘ、ｅｙ及びｅｚは、次式のとおりである。
ｅｘ＝ｌｎ［１＋（Ｌｘ１−Ｌｘ０）／Ｌｘ０］ ・・・式（２）
ｅｙ＝ｌｎ［１＋（Ｌｙ１−Ｌｙ０）／Ｌｙ０］ ・・・式（３）
ｅｚ＝ｌｎ［１＋（Ｌｚ１−Ｌｚ０）／Ｌｚ０］ ・・・式（４）
また、Ｌｘ０、Ｌｘ１、Ｌｙ０、Ｌｙ１、Ｌｚ０及びＬｚ１は次の通りである。
Ｌｘ０：加工前の板面内の主応力方向の長さ
Ｌｘ１：加工後の板面内の主応力方向の長さ
Ｌｙ０：Ｌｘ０に直交する方向の板面内の加工前の長さ
Ｌｙ１：Ｌｘ０に直交する方向の板面内の加工後の長さ
Ｌｚ０：板厚方向の加工前の長さ
Ｌｚ１：板厚方向の加工後の長さ
また、この発明に係る他の実施の形態は、プランジャ部材における表面硬化層よりも内層部に存する内部硬化層を、ビッカース硬さで１８０Ｈｖ以上に形成していることから、折曲角部におけるプーリ油室の油圧力により外方に膨張させる力を抑制すると共に、スプリングによる付勢力に対するスプリング着座部における耐摩耗性を向上させることができる。
この発明に係るプランジャ部材は、ブランク材を深絞り成形、および閉塞鍛造、圧縮成形或いはこれらの複合成形による冷間プレス成形により構成する。スリーブ部と階段状形成部とを連続させる折曲角部の厚みをブランク材の厚みに対して３０％以上増加させて構成する。さらに、プランジャ部材の表裏両面全体に軟窒化処理を施すことにより表面硬化層を形成する。これにより、かかる軟窒化処理を施して表面硬化層を形成したとしても、当該軟窒化処理時における表面硬化層より内部に存する内部硬化層に生起する転位による軟化現象を抑制することができて、強靭かつ安価なプランジャ部材を提供することができる。
一実施例を採用したベルト式無段変速機の従動側を描画した縦断面図である。 図１に示すプランジャ部材を拡大して描画した一部破断斜視図である。 図２に示すプランジャ部材のプレスによる成形工程の説明図であり、ブランク材の斜視図である。 プレスによる冷間絞り成形工程の説明図である。 プレスによる閉塞鍛造、圧縮成形或いはこれらの複合成形による冷間圧延加工工程の説明図である。 図３−３に示す冷間圧延加工工程を詳細に描画した説明図で、一実施例に係るプランジャ部材の中間部材を冷間圧延加工用金型にセットした状態を示す図である。 中間部材の階段状形成部を側面方向から圧延している状態を示す図である。 中間部材の階段状形成部を端面方向から圧延している状態を示す図である。 図２の一点鎖線円内を拡大して描画した説明図である。 一実施例に係るプランジャ部材を構成する試作用材料ａ〜ｃについての化学組成の成分表である。 一実施例に係るプランジャ部材を構成する試作用材料としての材料符号ａ〜ｃそれぞれについての機械的特性を示している。 一実施例に係る試作用材料ａ〜ｃから構成するプランジャ部材を軟窒化処理するガス炉内における単位当りのガス成分を示している。 一実施例に係る試作用材料符号ａ〜ｃから構成するプランジャ部材を軟窒化処理する場合のガス炉温度（℃）および処理時間（ｍｉｎ）を示している。 一実施例に係る試作用材料符号ａから構成するプランジャ部材のスプリング着座部内面の摩耗量(ｍｍ)と表面硬化層のビッカース硬さ(Ｈｖ)と0の関係を示すグラフである。 一実施例に係る試作用材料符号ｂから構成するプランジャ部材のスプリング着座部内面の摩耗量(ｍｍ)と表面硬化層のビッカース硬さ(Ｈｖ)と0の関係を示すグラフである。 一実施例に係る試作用材料符号ｃから構成するプランジャ部材のスプリング着座部内面の摩耗量(ｍｍ)と表面硬化層のビッカース硬さ(Ｈｖ)と0の関係を示すグラフである。 一実施例に係る材料符号ａから構成するブランク部材のスプリング着座部内面における摩耗量（ｍｍ）に及ぼす表面硬化層の深さ（μｍ）の関係を示すグラフである。 一実施例に係る材料符号ｂから構成するブランク部材のスプリング着座部内面における摩耗量（ｍｍ）に及ぼす表面硬化層の深さ（μｍ）の関係を示すグラフである。 一実施例に係る材料符号ｃから構成するブランク部材のスプリング着座部内面における摩耗量（ｍｍ）に及ぼす表面硬化層の深さ（μｍ）の関係を示すグラフである。 一実施例に係る材料符号ａ〜ｃにより構成したプランジャ部材における表面硬化層の硬度（Ｈｖ）と厚み（μｍ）とを対比して示した表である。 一実施例に係る材料符号ａ〜ｃにより構成したプランジャ部材の折曲角部Ａにおける板厚増加率（％）とひずみ量（％）との関係を示したグラフである。図の右枠外には、プーリ油室に付与した油圧を除荷した際のプランジャ部材の永久ひずみ残存有無を記載している。 一実施例に係る試作用材料ａ、ｂ、ｃを使用して試作したプランジャ部材におけるそれぞれ異なる軟窒化処理条件Ｔ１〜Ｔ１３に係る各処理温度および処理時間を記載した表である。 一実施例に係る試作用材料ａ〜ｃによりそれぞれ試作したプランジャ部材における軟窒化処理条件１〜３を記載した表である。 図１６−２に記載した軟窒化処理条件のもとに試作用材料ａを用いて試作したプランジャ部材の折曲角部における内部硬化層のビッカース硬さとひずみゲージにより計測されたひずみ量との関係を示したグラフである。 図１６−２に記載した軟窒化処理条件のもとに試作用材料ｂを用いて試作したプランジャ部材の折曲角部における内部硬化層のビッカース硬さとひずみゲージにより計測されたひずみ量との関係を示したグラフである。 図１６−２に記載した軟窒化処理条件のもとに材料符号ｃを用いて試作したプランジャ部材の折曲角部における内部硬化層のビッカース硬さとひずみゲージにより計測されたひずみ量との関係を示したグラフである。 図１６−２に記載した軟窒化処理条件のもとに材料符号ａを用いて試作したプランジャ部材における図２のＡ〜Ｉ部における内部硬化層のビッカース硬さとひずみゲージにより計測されたひずみ量との関係を示したグラフである。 図１６−２に記載した軟窒化処理条件のもとに材料符号ａを用いて試作したプランジャ部材に１０ＭＰａの油圧を付与した際、折曲角部における内部硬化層のビッカース硬さとひずみゲージにより計測されたひずみ量との関係を示したグラフである。 図１６−２に記載した軟窒化処理条件のもとに試作用材料ａ〜ｃを用いて試作したプランジャ部材３における図２のＡ〜Ｉ部における相当塑性ひずみ量を記載したグラフである。 図１６−２に記載した軟窒化処理条件のもとに試作用材料ｂを用いて試作したプランジャ部材における図２のＡ〜Ｉ部における内部硬化層のビッカース硬さとひずみゲージにより計測されたひずみ量との関係を示したグラフである。 図１６−２に記載した軟窒化処理条件のもとに試作用材料ｃを用いて試作したプランジャ部材における図２のＡ〜Ｉ部における内部硬化層のビッカース硬さとひずみゲージにより計測されたひずみ量との関係を示したグラフである。 図６に示す組成を有すると共に図７に示す引張強度ＴＳ（ＭＰａ）を有し、且つ素材厚み５．６ｍｍの熱間圧延鋼材である試作用材料を使用して、プランジャ部材を製造した場合の、相当塑性ひずみ量とビッカース硬さ（Ｈｖ）との関係を記載したグラフである。 図６における試作用材料ａ〜ｃについて、室温下における減厚加工を行う方法を記載した説明図である。 図６における試作用材料ａ〜ｃについて、プレス機による圧縮加工により増厚加工を行う方法を記載した説明図である。
一実施例に係るベルト式無段変速機に使用するプランジャ部材は、所望の板厚を有する熱間圧延鋼板素材を使用して構成したとしても、表面硬化層を形成させるための軟窒化処理を施すことによる内部硬化層の軟化現象を抑制する。これにより、内部硬化層の硬さがビッカース硬さで１８０Ｈｖ以上となる強靭でかつ安価にプランジャ部材を提供できる。
以下、一実施例に係るプランジャ部材について、図を用いて、説明する。
一実施例に係るプランジャ部材を採用したベルト式無段変速機は、例えば、図１に示すように構成されている。
すなわち、図１において、ベルト式無段変速機のアウトプットシャフト１は、その軸方向中間部が中央ケーシング１１にローラベアリング１２を介して支持されると共に、図１において右端部が不図示のケーシングにボールベアリング１３を介して支持されている。
アウトプットシャフト１の外周には、ドリブンプーリ２の固定側プーリ半体２１が一体に形成されており、固定側プーリ半体２１の図において右側面に対向する可動側プーリ半体２２が不図示のボールスプラインを介してアウトプットシャフト１の軸方向に摺動可能かつ相対回転不能に支持される。
可動側プーリ半体２２の側面（図１において右側面）に対向するように、アウトプットシャフト１の外周にプランジャ部材３が設置されている。
可動側プーリ半体２２の図１において右側面には、シリンダ部材４が固定されており、プランジャ部材３の外周に設けたシール部材３ａがシリンダ部材４に摺動可能に当接する。これにより、可動側プーリ半体２２、プランジャ部材３およびアウトプットシャフト１によって、プーリ油室５が形成される。
また、プランジャ部材３とシリンダ部材４との間には、キャンセラー油室６が形成されている。この結果、プランジャ部材３は、プーリ油室５とキャンセラー油室６とを画成していることになる。
プーリ油室５には、可動側プーリ半体２２を固定側プーリ半体２１に向かって付勢するスプリング７が縮んだ状態で収納される。
かかることから、プランジャ部材３は、図２に明確に示すように、その左端側(一端側)にシリンダ部材４にシール部材３ａを介して摺動可能に当接する大径の拡開フランジ部３ｂを有すると共に、右端側(他端側)にアウトプットシャフト１に嵌合する小径のスリーブ部３ｃを有し、且つ、拡開フランジ部３ｂから階段状に小径となってスリーブ部３ｃに連続するように一以上、図示する場合においては２つの階段状形成部３ｄ、３ｅを有して構成している。
かかる２つの階段状形成部３ｄ、３ｅのうち、拡開フランジ部３ｂ側に存する階段状形成部３ｄは、スプリング７を着座させるスプリング着座段部を構成している。
また、図１に示すように、プランジャ部材３の他方の階段状形成部３ｅとスリーブ部３ｃとを連続させる折曲角部３ｆが、可動側プーリ半体２２の段部２２ａに当接すると共に、スリーブ部３ｃの端面が、アウトプットシャフト１に螺着したボールベアリング１３に当接することにより、プランジャ部材３は、アウトプットシャフト１に固着設置されていることになる。
更に、アウトプットシャフト１の内部には、プーリ油室５に開口する油路８が穿設されている。油路８は、不図示の油圧供給装置からの制御油をプーリ油室５に供給して、可動側プーリ半体の摺動動作を制御するように構成されている。
そして、この発明に係る図示するプランジャ部材３を製作するには、図３−２に示すプレス成形工程により、中間部材３１を成形しておく。
即ち、図３−１に示すように、先ず、熱間圧延鋼板素材の原材料を不図示のプレス機により、円板状のブランク材３２を切断形成しておく。
次に、図３−２に示すように、別のプレス機により成形金型を用いて(何れも不図示)、複数回の深絞り工程を経て、ブランク材３２を深絞り成形することにより、拡開フランジ部３ｂ、スリーブ部３ｃおよびその間に存する階段状形成部３ｄ、３ｅを有する中間部材３１を成形する。
次に、図３−２に示す中間部材３１について、図３−３において矢印で示すように、スリーブ部３ｃの端面方向(厚さ方向)および階段状形成部３ｄ、３ｅの側面方向(面方向)を、不図示の金型を用いて、さらに他のプレス機により、上記深絞り成形に加えて、冷間による閉塞鍛造および圧縮成形或いはこれらの複合成形を施している。
なお、この発明における「複合成形」とは、深絞り成形と閉塞鍛造、或いは、深絞り成形と圧縮成形、或いは、深絞り成形と閉塞鍛造と圧縮成形のいずれか一の組み合わせを含むものである。
そこで、かかる中間部材３１の閉塞鍛造と圧縮成形は、図４−１から図４−３に示す工程において行われる。
すなわち、中間部材３１の閉塞鍛造と圧縮成形は、図４−１から図４−３においてそれぞれ示す下型９１と上型９２とからなる冷間成形金型９０を用いて行われる。
下型９１は、プランジャ部材３の内面形状に対応する成形面９１ａを有して構成している。
また、上型９２は、プランジャ部材３の階段状形成部３ｄ、３ｅの外側面に対応する側面圧延面９２ａを有する側面方向圧延型９２Ａと、プランジャ部材３のスリーブ部３ｃの端面に対応する端面圧延面９２ｂを有する端面方向圧延型９２Ｂと、側面方向圧延型９２Ａを上部から押圧する押圧型９２Ｃと、を有して構成している。
かかる構成において、先ず、図３−２に示す深絞り工程によって深絞り成形した中間部材３１を、図４−１に示すように、下型９１の成形面９１ａ上にセットした後、上型９２の側面方向圧延型９２Ａおよび端面方向圧延型９２Ｂを中間部材３１に当接させておく。
次に、図４−２に示すように、押圧型９２Ｃを用いて、側面方向圧延型９２Ａを押圧成形している。
さらに、図４−３に示すように、側面方向圧延型９２Ａが階段状形成部３ｅおよびスプリング着座部３ｄを押圧し、端面方向圧延型９２Ｂが端面３ｃ−１を押圧することにより、中間部材３１のスリーブ部３ｃを冷間にて閉塞鍛造、圧縮成形或いはこれらの複合成形を施こして、高密度化による加工硬度を付加したプランジャ部材３を得ている。
この際、スリーブ部３ｃと一方の階段状形成部３ｅとを連続させる折曲角部３ｆが、下型９１の成形面９１ａと上型９２の端面圧延面９２ａとにより形成される空間部（図４−２参照）を埋め尽くすことによって、肉厚に形成されている。
この結果、ブランク材３２の上記閉塞鍛造、圧縮成形或いはこれらの複合成形によって得た内部硬化層３Ａは、図５に示すように、プランジャ部材３の折曲角部３ｆ周辺を厚肉に形成させることができて、折曲角部３ｆ周辺における応力を低下させて、耐久性を向上させることができる。
かかる冷間による上記閉塞鍛造、圧縮成形或いはこれらの複合成形を行って加工硬度を付加することによって、プランジャ部材３の階段状形成部３ｄ、３ｅ特に折曲角部３ｆの周辺部は、可動側プーリ半体２２のアウトプットシャフト１上の摺動動作の際に、スプリング７の復元動作やプーリ油室５の油圧による外方に向かって膨張するような大きな変形応力による変形を抑制されることになる。
次に、一実施例に係るプランジャ部材３を構成する原材料について説明する。
一実施例に係るプランジャ部材３は、たとえば、次に説明する３つの原材料を使用して構成している。これら原材料を構成する各成分についての「％」は質量％を意味する。
先ず、一実施例に係るプランジャ部材３を構成する第１原材料は、次に記載の質量％の成分を含有した化学組成を有する熱間圧延鋼板素材を使用している。
Ｃ：０.０３〜０．２０％、 Ｓｉ：０．５％以下、
Ｍｎ：０．１０〜２．０％、 Ｐ：０．０５０以下、
Ｓ：０．０２０％以下 Ａｌ：０．０１〜０．３０％
Ｎ：０．０６０％以下 残部：Ｆｅおよび不可避的不純物
次に、上記第１原材料に係る熱間圧延鋼板素材の化学成分限定の理由は、次のとおりである。
（Ｃ：０．０３０〜０．２０％）
Ｃは、熱間圧延鋼板素材の強度を確保するために必要な元素である。その効果を発揮するためには、０．０３０％以上が必要である。しかし、Ｃ量が多くなるにつれて、プレス成形性が低下し、部品成形における亀裂や割れが生じやすくなる。これを防ぐにはＣ量は０．２０％以下でなければならない。好ましくは０．１５％以下である。
（Ｓｉ：０．５０％以下）
Ｓｉは、熱間圧延鋼板素材の強度を確保する際に添加する。しかし、Ｓｉは軟窒化処理によって鋼中に侵入した窒素と結合し、窒化物を形成する。Ｓｉの窒化物は表面の硬質化への寄与が少ないため、上限は０．５％以下とする。
（Ｍｎ：０．１０〜１．８０％）
Ｍｎは、熱間圧延鋼板素材の強度を確保するために必要であり、さらには鋼中に残存するＳによる熱延割れの防止のために必要な元素である。この発明で添加されるＳによる熱延熱間圧延鋼板素材の割れ防止のためには０．１０％以上は必要である。しかし、１．８０％を超えるとその効果が飽和する。そのため、１．８０％を上限とする。
（Ｐ：０．０５０％以下）
Ｐは、熱間圧延鋼板素材を製造する際に含まれる不純物元素であるが、少量で熱間圧延鋼板素材の強度を上昇させることができる元素である。しかし、０．０５０％を超えて添加すると熱間圧延鋼板素材の延性を低下させる。そのため、添加上限を０．０５０％とした。
（Ｓ：０．０２０％以下）
Ｓは、熱間圧延鋼板素材を製造する際に含まれる不純物元素である。この量が０．０２０％を超えると熱延中に熱間圧延鋼板素材に割れが発生する原因となり、焼鈍後の熱間圧延鋼板素材の延性低下の原因ともなる。そのため、上限を０．０２０％とした。
（Ａl：０．０１〜０．３０）
Ａｌは、溶鋼中の酸素を除く脱酸元素として必要なものである。その際、十分な脱酸を行うために酸素等量よりも多く添加する必要があり、０．０１％以上残存させることで効果がある。しかし、０．３０％を超えると延性の低下を起こす。したがって、Ａｌは０．０２〜０．３０％とする。
（Ｎ：０．００６０％以下）
Ｎは、窒化化合物を形成して鋼板の強度上昇に寄与する元素であるが、熱延鋼板の素材段階で多量に含有されているとプレス加工性の低下をもたらす。窒化化合物は、軟窒化処理により成形された部材の表面より供給された窒素により精整させることができるため、素材段階で必ずしも必要な元素ではない。そのため、０．００６０％以下とした。
また、一実施例に係るプランジャ部材３を構成する第２原材料は、次に記載の質量％の成分を含有した化学組成を有する熱間圧延鋼板素材である。
Ｃ：０.０３〜０．２０％、 Ｓｉ：０．５％以下、
Ｍｎ：０．１０〜２．０％、 Ｐ：０．０５０以下、
Ｓ：０．０２０％以下 Ａｌ：０．０１〜０．３０％
Ｎ：０．０６０％以下 Ｎｂ：０．００８〜０．０９％
残部：Ｆｅおよび不可避的不純物
したがって、かかる第２原材料は、上記第１原材料に比較して、Ｎｂ：０．００８〜０．０９％を更に含有させて、残部をＦｅおよび不可避的不純物として構成するものである。
（Ｎｂ：０．００８〜０．０９％）
第２原材料において含有させたＮｂは、Ｃと化合してＮbＣを生成させ、加工部品の再結晶抑制機能による加工硬化を保持するために必要な元素である。
本願発明達は、様々なＮｂ量を持つ熱間圧延鋼板素材をプレス加工し、軟窒化処理を行った際の硬さ低下の有無を調査した。その結果、０．００８％以上のＮｂを有する熱間圧延鋼板素材にこの発明による深絞り成形、および閉塞鍛造、圧縮成形或いはこれらの複合成形によるプレス加工を施すことにより、硬さ保持の効果が大きいことを見出した。
しかし、０．０９％を超えると異方性が大きくなり部品の形状精度に影響を及ぼす場合がある。かかる理由から、Ｎｂ量は、０．００８〜０．０９％とした。
また、上記第３原材料は、上記第２原材料に比較して、次に記載の質量％の成分を更に含有した化学組成を有し、残部をＦｅおよび不可避的不純物として構成する熱間圧延鋼板素材である。
Ｔｉ：０．０９％以下 Ｃｕ：０．１％以下
Ｎｉ：０．１０％以下 Ｃｒ：０．０２％以下
Ｍｏ：０．０２％以下 Ｖ：０．０２％以下
Ｂ：０．０５％
かかる第３原材料が、上記化学組成を含有して構成した理由は、次の通りである。
（Ｔｉ：０．０９％以下）
即ち、熱間圧延鋼材としての第３原材料は、強度を確保するために必要に応じてＴｉを０．０９％以下含有することができる。異方性による問題を回避するために、上限を０．０９％とする。
（Ｃｕ：０．１０％以下）
と共に、かかる第３原材料は、強度を確保するために必要に応じてＣｕを０．１０％以下含有することができる。Ｃｕは、窒化処理温度において熱間圧延鋼板素材中に析出し、強度を高める効果がある。しかし、Ｃｕは熱間圧延鋼材を熱延で製造する際に熱間圧延鋼板素材の亀裂の原因となるため、同時にＮｉの添加も必要となり、素材コストアップの原因となる。そのため、上限を０．１０％とした。
（Ｎｉ：０．１０％以下）
また、第３原材料は、Ｎｉを添加することによって、熱延時の亀裂防止機能を確実に発揮することができる。添加量はＣｕ量に対し０．５以上が好ましく、より好ましくは等量である。素材コストアップの原因となるため、上限を０．１０％とした。
（Ｃｒ：０．０２％以下）
また、第３原材料は、強度を確保するために必要に応じてＣｒを０．０２％以下含有することができる。素材コストアップを抑えるため、上限を０．０２％とした。
（Ｍｏ：０．０２％以下）
また、第３原材料は、強度を確保するために必要に応じてＭｏを０．０２％以下含有することができる。素材コストアップを抑えるため、上限を０．０２％とした。
（Ｖ：０．０２％以下）
また、第３原材料は、強度を確保するために必要に応じてＶを０．０２％以下含有することができる。素材コストアップを抑えるため、上限を０．０２％とした。
（Ｃａ：０．０１％以下）
また、第３原材料中に含まれるＳは、Ｍｎと化合してＭｎＳなる析出物を形成する。このＭｎＳは、熱延により伸展し、プレス割れの原因となる場合がある。Ｃａの添加により熱延で伸展しにくいＣａＳを形成させることができる。Ｃａは必要に応じて添加するが、０．０１％でその効果が飽和するため、上限を０．０１０％としている。
（Ｂ：０．００５０％以下）
加えて、第３原材料に含有させたＢは、鋼中でＮと結合することで固溶窒素が過剰に残存することを防ぐ作用がある。そのために、必要に応じて添加する。しかし０．００５０％を超えると機械的特性を低下させ、異方性が大きくなる。そのため、上限を０．００５０％としている。
本願発明者たちは、上記第１〜第３原材料のうち、図６に示す質量％の成分を含有した熱間圧延鋼板素材により構成した試作用材料ａ〜ｃについて、プランジャ部材３を製作して、各種実験を行った。
かかる各種実験は、試作用材料ａ〜ｃとしてそれぞれ図７に示す降伏強度ＹＳ（ＭＰａ）、引張強度ＴＳ（ＭＰａ）および伸びＥＬ（％）の機械的特性を有する板厚５．６ｍｍの熱間圧延鋼板素材を使用することにより、上述のプレス成形により成形した後、図８に示すガス組成の炉内で、軟窒化処理を施すことによって、プランジャ部材３を製作することによって行った。
また、上記軟窒化処理は、図９に示すガス炉温度および処理時間により行った。併せて、上記プレス成形により製作したまま軟窒化処理を行わず、従って表面硬化層を有さないプランジャ部材３を、比較サンプルとして準備した。
先ず、摩擦試験を行った。この摩擦試験は、スプリング７を不図示の保持具にて固定し、プランジャ部材３のスプリング着座部３ｄの内面（図２のＡ部内面）にスプリング７により１０ＭＰａとなるような面圧を付与したうえで、当該プランジャ部材３を１００万回回転させた後、スプリング着座部３ｄの符号Ａ部内面の摩耗量を測定することによって、行った。
このような摩擦試験の結果、先ず、図１０−１、図１０−２及び図１０−３に、それぞれ、試作用材料ａ〜ｃにおけるスプリング着座部３ｄの摩擦量(ｍｍ)に及ぼす表面硬化層３Ｂのビッカース硬さ(Ｈｖ)を示した。かかる図１０−１、図１０−２及び図１０−３は、「硬質層あり」の場合、硬質層の深さは、４μｍ以上となっている場合のデータであり、耐摩耗性を持たせるためには、表面硬化層３Ｂの硬さは、４００Ｈｖ以上必要であるということを示している。
また、上記摩耗試験の結果、各試作用材料ａ〜ｃにおけるスプリング着座部３ｄは、図１１から図１３に示すような表面硬化層３Ｂの深さ（μｍ）に対する摩耗量（ｍｍ）を示した。
図１１から図１３に示すように、表面硬化層３Ｂの深さが、４μｍ未満のプランジャ部材３は、スプリング着座部３ｄにおいて、スプリング７による摩耗量（ｍｍ）が大きくなっている。
これに対して、軟窒化処理を施すことによってビッカース硬さ４００Ｈｖ以上の硬さで４μｍ以上の深さを有して表面硬化層３Ｂを形成して構成したプランジャ部材３のスプリング着座部３ｄは、計測できるほどに摩耗することはない。スプリング着座部３ｄに着座しているスプリング７も高い硬度を有している。したがって、実車走行を想定した摩耗試験では、表面硬化層３Ｂが薄いとスプリング７から受ける面圧により、表面硬化層３Ｂに亀裂が入りやすくなる。スプリング着座部３ｂがスプリング７とスラスト方向で繰り返し接触し続けると、表面硬化層３Ｂの亀裂を起点として表面硬化層３Ｂが除去されてしまう。表面硬化層３Ｂが除去されてしまうと摩耗の進行が速くなり、製品機能を満足する事ができない。よって、表面硬化層３Ｂが除去されないためには、表面硬化層３Ｂの厚さは、４μｍ以上であることが好ましい。
但し、ビッカース硬さが４００Ｈｖに満たない場合には、表面硬化層３Ｂが剥離し、内部への摩耗が発生している。
更に、図１４は、ブランク材３のスプリング着座部３ｄの表面硬化層３Ｂにおけるビッカース硬さ（Ｈｖ）と厚み（μｍ）とを対比している。
次に、本願発明者たちは、プランジャ部材３について、図６に示す組成および図７に示す機械的特性を有する熱延鋼板素材である試作用材料ａ〜ｃからなるブランク材３２を用いて、冷間プレス成形により、図３−２に示すような深絞り成形に加えて、図３−３に示すような深絞り成形、および閉塞鍛造、圧縮成形或いはこれらの複合成形による内部硬化層３Ａを有して構成した場合について、試作してみた。
かかる試作によるプランジャ部材３の板厚寸法は、ブランク材３２の素材板厚に対して、２％〜８０％の増加となっていた。
このように構成する試作品について、図８および図９に示す条件で、軟窒化処理を施して、表面硬化層３Ｂを形成したプランジャ部材３を製作してみた。この場合、図９に示す軟窒化処理時間は、材料符号ａが２００分（ｍｉｎ）、材料符号ｂおよびｃはいずれも１００分（ｍｉｎ）とした。
かかる結果、当該プランジャ部材３は、試作用材料ａ〜ｃそれぞれについて、図１４に示すように、軟窒化処理により形成された表面硬化層３Ｂについて、表裏面に８〜１４μｍの厚みを持ち、ビッカース硬度硬さ５０９〜５８３Ｈｖを有する部品に構成できた。
また、当該プランジャ部材３の表面硬化層３Ｂの表裏面内部に形成される内部硬化層３Ａは、ビッカース硬さで、１８０Ｈｖ以上の硬度を有していた。
なお、軟窒化により表面硬化層３Ｂを形成するためには、図８に示す軟窒化処理ガスの条件に記載したものに限定されず、例えばＮＨ３は５〜１３ｍ３／時間、Ｎ２は１〜５ｍ３／時間などの範囲で行ってもよく、さらにＣＯ２の代替として異なる組成のガスを注入することもできる。
次に、本願発明者たちは、このように構成したプランジャ部材における折曲角部３ｆにひずみゲージを貼り付けた後、プーリ油室５の中に油を注入したうえで、この油に９ＭＰａの油圧を付与する実験をした。
この結果、プランジャ部材３における折曲角部３ｆ（図２においては、「Ａ部」に相当）の板厚と、ひずみゲージで計測されたひずみ量との関係は、図１５に示す通りである。
加えて、上記油圧を除荷した際のプランジャ部材３の永久ひずみ残存有無は、図１５の右枠外に記載した通りである。
したがって、プランジャ部材３における折曲角部３ｆ（図２においては、「Ａ部」に相当）の板厚を、試作用材料ａ〜ｃの原材料の板厚に対して、３０％以上厚くすることによって、折曲角部３ｆのひずみ量が、きわめて小さくなり、さらに、プーリ油室５の油圧を除荷した際には、永久ひずみの残存を無くすことができたことになる（図１５の右欄外の記載を参照）。
本願発明者たちは、次に、プランジャ部材３の成形にあたって、９ＭＰａの油圧を付加することによって深絞り成形を行う際に、永久ひずみが残存させないようにするためのプランジャ部材３の内部硬化層３Ａの硬度について、検討した。
すなわち、本願発明者たちは、プランジャ部材３を冷間によるプレス成形にて製造する際に、図６に示す試作用材料ａ〜ｃに記載の熱間圧延鋼板素材の原材料を使用し、深絞り成形後の閉塞鍛造、圧縮成形或いはこれらの複合成形も成形条件を変えたプレス成形を行い、折曲角部３ｆ（図２において「Ａ部」に相当）の板厚を前記原材料の板厚に対して６０％の厚みとなる試作品を複数製造してみた。
この結果、上記プレス成形直後のプランジャ部材３の内部硬化層３Ａのビッカース硬度は、試作用材料ａ、ｂ、ｃそれぞれにおいて、２５５Ｈｖ、２６１Ｈｖ、２６５Ｈｖであった。
そこで、次に本願発明者たちは、先ず、試作用材料ａ、ｂ、ｃを使用して試作したプランジャ部材３について、それぞれ、図１６−１に示す軟窒化処理を施し、折曲角部３ｆ（図２において「Ａ部」に相当）の内部硬化層３Ａの硬さが種々となる試作品を製造した。
かかるいずれの試作によるプランジャ部材３には、各表裏両面に８〜２０μｍの厚みを持つと共に、ビッカース硬さが４５０〜６５０Ｈｖの硬度を有する表面硬化層３Ｂと、ビッカース硬さが１８０〜２７０Ｈｖの硬度を有する内部硬化層３Ａとが形成されていた。
このように構成されたプランジャ部材３の試作品について、折曲角部３ｆ（図２において「Ａ部」に相当）にひずみゲージを貼り付けた後、プーリ油室５の中に油を注入したうえで、この油に９ＭＰａの圧力を付与してみた。
この結果、上記試作用材料ａ、ｂ、ｃを用いた試作品に係るプランジャ部材３は、その折曲角部３ｆ（図２において「Ａ部」）における内部硬化層３Ａのビッカース硬さと上記ひずみゲージで計測されたひずみ量の関係がそれぞれ図１７−１から図１７−３に示すものとなった。
図１７−１の記載によれば、折曲角部３ｆ（図２において「Ａ部」）における内部硬化層３Ａの硬さが１８０Ｈｖに満たない場合は、マイナス側に大きなひずみが発生している。
これに対して、折曲角部３ｆ（図２において「Ａ部」）における内部硬化層３Ａの硬さが１８０Ｈｖ以上とすることで、プーリ油室５に油圧を付与した場合にひずみ量が軽減されている。
なお、材料符号ｂおよびｃを用いた同様の調査結果は、それぞれ図１７−２及び図１７−３に示されているように折曲角部３ｆ（図２において「Ａ部」に相当）における内部硬化層３Ａの硬さは全ての熱処理条件において１８０Ｈｖ以上となっており、プーリ油室５に油圧を付与した場合のひずみ量が極めて軽微なものとなっている。
そして、かかるプーリ油室５の油圧を除荷した際のプランジャ部材３の永久ひずみ残存有無を調べたところ、図１７−１から図１７−３のいずれからも、折曲角部３ｆ（図２において「Ａ部」に相当）のビッカース硬さを１８０Ｈｖ以上とすることによって、永久ひずみの残存をなくすことができることが見出された。
次に、図１６−２に示す軟窒化処理条件を付与した場合の試作用材料ａを用いた試作品に係るプランジャ部材３における図２に示すＡ〜Ｉ部位における内部硬化層３Ａの硬さを図１８に示す。
図１８によれば、図１６−２に示す軟窒化条件２または３を行うことにより、Ａ部〜Ｉ部における内部硬化層３Ａは、ビッカース硬さ１８０Ｈｖ以上の硬さを示している。
かかることから、軟窒化条件２または３を行うことにより、試作用材料ａを用いた試作品に係るプランジャ部材３は、当該Ａ部を含む全部位において、内部硬化層３Ａを１８０Ｈｖ以上とすることができ、９ＭＰａの油圧を付与したとしても、永久ひずみの発生を防止できることを見出した。
図１９は、折曲角部Ａ部の内部硬化層３Ａのビッカース硬度（Ｈｖ）と油圧加圧時の折曲角部Ａ部のひずみ量（％）との関係を示す。また、図２０は、試作用材料ａ〜ｃを用いた試作品としてのプランジャ部材３の図２のＡ〜Ｉ部における相当塑性ひずみ量を表している。
同様に、図２１および図２２は、試作用材料ｂ、ｃの材料を用いたプランジャ部材３に、図１６−２に示す軟窒化処理条件を付与した場合のプランジャ部材３における図２に示すＡ〜Ｉ部位における内部硬化層３Ａの硬さを示したものである。
図２１および図２２から、試作用材料ｂ、ｃの材料を用いたプランジャ部材３は、図１６−２の軟窒化処理条件１〜３のいずれの条件であっても図２のＡ〜Ｉ部における内部硬化層３Ａは、ビッカース硬さ１８０Ｈｖ以上の硬さを示している。
かかることから、材料符号ｂ、ｃを用いた試作品に係るプランジャ部材３は、軟窒化条件１〜３のいずれを行って図２に示すＡ〜Ｉ部の全部位において、内部硬化層３Ａを１８０Ｈｖ以上とすることができ、９ＭＰａの油圧を付与したとしても、永久ひずみの発生を防止できることを見出した。
なお、軟窒化により表面硬化層を形成するためには、図１６−１、図１６−２に示す軟窒化処理ガスの条件に記載したものに限定されず、例えばＮＨ３は５〜１３ｍ３／時間、Ｎ２は１〜５ｍ３／時間などの範囲で行ってもよく、さらにＣＯ２の代替として異なる組成のガスを注入することもできる。
このような結果を獲得した本願発明者たちは、試作用材料ａを用いた試作品に係るプランジャ部材３について、さらに高い油圧に耐えるための内部硬化層３Ａの硬さを調査した。
即ち、本願発明者たちは、プランジャ部材３をプレス成形により製造する際、深絞り成形後の閉塞鍛造や圧縮成形或いはこれらの複合成形の条件を変えたプレス成形を行い、上記Ａ部が、試作用材料ａの板厚に対して、さらに板厚が７０％増加した厚みとなるプランジャ部材３を複数製造した。この結果、当該Ａ部の内部硬化層のビッカース硬さは、２６５Ｈｖであった。
そして、本願発明者たちは、これら複数のプランジャ部材３に、処理温度と処理時間の異なる軟窒化処理を施すことによって、当該Ａ部の硬さが種々異なる試作品を製造してみた。
この結果、これら試作品に係るプランジャ部材３の表裏両面に８〜２０μｍの厚みを持ち、ビッカース硬さが４５０〜６５０Ｈｖの硬度を有する表面硬化層３Ｂと、ビッカース硬さが１８０〜２７０Ｈｖの硬度を有する内部硬化層３Ａを得ることができた。
このような表面硬化層３Ｂおよび内部硬化層３Ａを有して構成するプランジャ部材３において、当該Ａ部にひずみゲージを貼り付けた後、プーリ油室５の中に注入した油に１０ＰＭａの油圧を付与する実験を本願発明者たちはしてみた。
かかる実験結果におけるプランジャ部材の上記Ａ部におけるビッカース硬さとひずみゲージで計測された相当塑性ひずみ量の関係を図２３に示す。
図２３によれば、プランジャ部材３の上記Ａ部における内部硬化層３Ａのビッカース硬さが、２３０Ｈｖ以上であれば、１０ＭＰａの油圧が付与された場合においても、当該Ａ部の永久変形の発生を防止できることが判明した。
なお、図２３に示すように、相当塑性ひずみ量を１．０以上にできれば、ビッカース硬さを２３０Ｈｖ以上とすることができる。
そして、プランジャ部材３における閉塞鍛造や圧縮成形或いはこれらの複合成形のプレス機による成形を行う際、プランジャ部材３のＡ部に１．０以上の相当塑性ひずみ量を付与することができれば、当該Ａ部は、２３０Ｈｖ以上の硬さを確保することができる。
これによって、更に高い油圧である１０ＭＰａを付与しても、永久ひずみの残存を防止できる高耐圧なプランジャ部材３を製造することができる。
次に、プランジャ部材３を構成する試作用材料として、図６に示す材料符号ｂおよびｃを用いた場合におけるプランジャ部材３の図２に示す各部位Ａ〜Ｉにおける内部硬化層３Ａのビッカース硬さを測定すると、それぞれ図２１および図２２に示す結果を得た。
したがって、図２１および図２２に示すように材料符号ｂ或いはｃを使用して構成したとしても、プランジャ部材３のＡ部〜Ｉ部におけるビッカース硬さが、２３０Ｈｖ以上であれば、１０ＭＰａの油圧が付与された場合においても、当該Ａ部〜Ｉ部に永久変形の発生を防止できている。
次に、本願発明者たちは、プランジャ部材３の相当ひずみ量を、０．４以上に設定することの理由について解明した。
このために、本願発明者たちは、かかるプランジャ部材３として、やはり図６に示す組成を有すると共に図７に示す引張強度ＴＳ（ＭＰａ）を有し、且つ素材厚み５．６ｍｍの熱間圧延鋼材である試作用材料を使用して、製造している。
このような試作用材料により製造されたプランジャ部材３について、本願発明者たちは、プレス加工による硬さ上昇と加工程度との関係について調査し、相当塑性ひずみ量を０．４以上となるように加工することで、プランジャ部材３の強度を満たす目標値１８０Ｈｖ以上にすることができることを見出した（図２３を参照）。
上記の調査は、試作用材料である熱間圧延鋼板を、図２４に示すように、２本のロール間で室温下において減厚加工する方法、および、図２５に示すように、プレス機による圧縮成形加工により、初期板厚ｔに対してＴ（Ｔ＞ｔ）となる増厚加工を行う方により実施した。
かかる調査から、加工硬さは加工手段によらず、相当塑性ひずみ量と相関があることから、深絞り成形、および閉塞鍛造、圧縮成形或いはこれらの複合成形を行った場合、相当塑性ひずみ量を０．４以上とすることで、ビッカース硬さの目標値１８０Ｈｖを達成することを見出している。
以上説明したように、いずれの実施例におけるプランジャ部材３は、ブランク材３２を深絞り成形、および閉塞鍛造、圧縮成形或いはこれらの複合成形による冷間プレス成形により構成する。スリーブ部３ｃと階段状形成部（スプリング着座部）３ｄとを連続させる折曲角部３ｆの厚みをブランク材３２の厚みに対して３０％以上増加させる。さらに、プランジャ部材３の表裏両面全体に軟窒化処理を施すことにより表面硬化層３Ｂを形成する。これにより、かかる軟窒化処理を施して表面硬化層３Ｂを形成したとしても、当該軟窒化処理時における表面硬化層３Ｂより内部に存する内部硬化層３Ａに発生する転位による軟化現象を抑制することができて、強靭かつ安価なプランジャ部材３を提供することができる。
上記いずれの実施例に係るプランジャ部材３は、表面硬化層３Ｂがプランジャ部材３の最表裏両面に対して４μｍ以上の厚みを有して構成されている。よって、軟窒化処理後の折曲角部３ｆにおける内部硬化層３Ａが、ビッカース硬さで１８０Ｈｖ以上の硬度を有して構成される。これにより、折曲角部３ｆにおけるプーリ油室５の油圧力により外方に膨張させる力を抑制すると共に、スプリング７による付勢力に対するスプリング着座部３ｄにおける耐摩耗性を向上させることができる。
また、上記いずれの実施例によれば、プランジャ部材３の全体を相当塑性ひずみ量０．４以上に形成して構成することによって、プランジャ部材３の内部硬化層３Ａを十分硬質化している。これにより、適切な軟窒化処理条件を付与することにより表面窒化層３Ｂを形成したとしても、内部硬化層３Ａの軟化現象を抑制することができる。
しかも、プレス成形品としては比較的小型のプランジャ部材３をプレス成形加工により製造するに当って、プランジャ部材３全体のひずみ量を０．４以上に設定する。これにより、折曲角部３ｆに深絞り成形、および閉塞鍛造、圧縮成形或いはこれらの複合成形により増厚加工を施す際に、有利となる。
また、上記いずれの実施例によれば、スリーブ部３ｃと階段状形成部（スプリング着座部）３ｄとを連続させる折曲角部３ｆに、１．０以上の相当塑性ひずみ量を付与している。これにより、特に、折曲角部３ｆにおいて、内部硬化層３Ａによる硬質部分を保持して、プーリ油室５の油圧力により外方に膨張させる力を抑制すると共に、スプリング７による付勢力に対するスプリング着座部３ｄにおける耐摩耗性を向上させることができる。
更に、上記いずれの実施例によれば、プランジャ部材３における表面硬化層３Ｂよりも内層部に存する内部硬化層３Ａを、ビッカース硬さで１８０Ｈｖ以上に形成している。これにより、折曲角部３ｆにおけるプーリ油室５の油圧力により外方に膨張させる力を抑制すると共に、スプリング７による付勢力に対するスプリング着座部３ｄにおける耐摩耗性を向上させることができる。
上記いずれの実施例においては、ベルト式無段自動変速機におけるアウトプットシャフト１側のプランジャ部材３に適用した場合として説明した。しかし、この発明は、これに限定されるものではなく、インプットシャフト側のプランジャ部材にも適用できるものである。
以上説明したこの発明は、深絞り成形加工で得た内部硬化層の硬度を低下させることなく、高温に設定された窒化処理槽内で軟窒化処理を施しても、内部硬化層の所定硬度を確保した強靭でしかも安価なプランジャ部材を得ることができることから、ベルト式無段変速機における可動側プーリ半体に対向するようにシャフトに固定されて、プーリ油室を画成するプランジャ部材等に好適であるといえる。
１ アウトプットシャフト（シャフト）
２ ドリブンプーリ（プーリ）
２１ 固定側プーリ半体
２２ 可動側プーリ半体
３ プランジャ部材
３Ａ 内部硬化層
３Ｂ 表面硬化層
３ｂ 拡開フランジ部
３ｃ スリーブ部
３ｄ 階段状形成部（スプリング着座段部）
３ｅ 階段状形成部
３ｆ 折曲角部
５ プーリ油室
６ キャンセラー油室

Claims (7)

  1. ベルト式無段変速機に用いるプランジャ部材であって、
    前記プランジャ部材は、ベルト式無段変速機における固定側プーリ半体と共にプーリを構成する可動側プーリ半体に対向するようにシャフトに固定されて、シリンダ部材が形成した油室をプーリ油室とキャンセラー油室とに画成し、
    前記プランジャ部材は、
    ブランク材をプレス成形することにより一端側に形成された、前記シリンダ部材に摺動可能に当接する大径の拡開フランジ部、及び他端側に形成された、前記シャフトに嵌合固定される小径のスリーブ部と、
    前記拡開フランジ部から段階的に小径となって前記スリーブ部に連続する一以上の階段状形成部とを有し、
    前記プランジャ部材が、前記ブランク材を深絞り成形、および閉塞鍛造、圧縮成形或いはこれらの複合成形による冷間プレス成形により構成され、かかる冷間プレス成形の際に少なくとも前記スリーブ部と前記階段状形成部とを連続させる折曲角部の厚みを前記ブランク材の厚みに対して３０％以上増加して構成した上で、軟窒化処理を施すことにより表面硬化層が前記プランジャ部材の表裏両面全体に形成された、ベルト式無段変速機に用いるプランジャ部材。
  2. 前記表面硬化層が、前記プランジャ部材の最表裏両面に対して４μｍ以上の厚みを有する、請求項１に記載のベルト式無段変速機に用いるプランジャ部材。
  3. 前記表面硬化層が、軟窒化処理によりビッカース硬さで４００ＨＶ以上を有する、請求項１又は請求項２に記載のベルト式無段変速機に用いるプランジャ部材。
  4. 前記プランジャ部材の全体が、相当塑性ひずみ量０．４以上に形成されている、請求項１から請求項３のいずれか一に記載のベルト式無段変速機に用いるプランジャ部材。
  5. 前記プランジャ部材における少なくとも前記スリーブ部と前記階段状形成部とを連続させる折曲角部に、１．０以上の相当塑性ひずみ量を付与して構成した、請求項１から請求項４のいずれか一に記載のベルト式無段変速機に用いるプランジャ部材。
  6. 前記プランジャ部材における前記表面硬化層よりも内層部に存する内部硬化層が、ビッカース硬さで１８０Ｈｖ以上に形成されている、請求項１から請求項５のいずれか一に記載のベルト式無段変速機に用いるプランジャ部材。
  7. ベルト式無段変速機に用いるプランジャ部材の製造方法であって、
    前記プランジャ部材は、ベルト式無段変速機における固定側プーリ半体と共にプーリを構成する可動側プーリ半体に対向するようにシャフトに固定されて、シリンダ部材が形成した油室をプーリ油室とキャンセラー油室とに画成し、
    前記プランジャ部材は、ブランク材をプレス成形することにより一端側に形成された、前記シリンダ部材に摺動可能に当接する大径の拡開フランジ部、及び他端側に形成された、前記シャフトに嵌合固定される小径のスリーブ部と、前記拡開フランジ部から段階的に小径となって前記スリーブ部に連続する一以上の階段状形成部とを有し、
    前記プランジャ部材が、前記ブランク材を深絞り成形、および閉塞鍛造、圧縮成形或いはこれらの複合成形による冷間プレス成形により構成され、かかる冷間プレス成形の際に少なくとも前記スリーブ部と前記階段状形成部とを連続させる折曲角部の厚みを前記ブランク材の厚みに対して３０％以上増加して構成した上で、軟窒化処理を施すことにより表面硬化層を前記プランジャ部材の表裏両面全体に形成する、ベルト式無段変速機に用いるプランジャ部材の製造方法。
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