KR20060116226A - 롤링 베어링 - Google Patents

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Abstract

롤링 베어링는 외부 링, 내부 링, 및 상기 외부 링과 상기 내부 링 사이에 자유롭게 구르도록 배치된 배치된 복수의 롤링 요소를 포함한다. 상기 외부 링, 내부 링, 및 롤링 요소 중에서 선택된 1 이상의 부재는, C 의 함유율이 0.2 wt% ~ 0.6 wt% 이고, Cr 의 함유율이 2.5 wt% ~ 7.0 wt% 이고, Mn 의 함유율이 0.5 wt% ~ 2.0 wt% 이고, Si 의 함유율이 0.1 wt% ~ 1.5 wt% 이고, Mo 의 함유율이 0.5 wt% ~ 3.0 wt% 이고, 침탄 처리 또는 침탄질화 처리, 담금질 처리, 및 템퍼링 처리가 실시되고, 표면의 잔류 오스테나이트량이 체적비로 15% ~ 45% 이고, 표면 경도가 HRC60 이상이다.

Description

롤링 베어링{ROLLING BEARING}
본 발명은 롤링 베어링에 관한 것이다.
롤링 베어링에 있어서는, 베어링 링과 롤링 요소 사이에서 롤링 운동이 행하여지기 때문에, 베어링 링의 궤도면 및 롤링 요소의 롤링면은 반복 접촉 응력을 받는다. 이 때문에, 구성 부재를 구성하는 재료는 경하며, 부하에 견디고, 롤링 피로수명이 길며, 미끄러짐에 대한 내마모성이 양호한 성질 등이 요구된다.
그래서, 일반적으로는, 이들 부재를 구성하는 재료는, 베어링강으로서는 일본공업규격의 SUJ2로 분류되는 강이, 그리고 케이스 경화강 (case hardening steel) 으로서는 일본공업규격의 SCR420 및 SCM420 으로 분류되는 강에 상당하는 강이 자주 사용되었다. 이들 재료는 전술한 바와 같이 반복 접촉 응력을 받기 때문에, 롤링 피로 수명과 같은 요구되는 성질을 얻기 위해서, 베어링강이면 담금질 및 템퍼링이 행해지고, 케이스 경화강이면 HRC58 이상 HRC 이하의 경도를 얻기 위해 침탄 또는 침탄질화 후 담금질 및 템퍼링이 행해진다.
한편, 엔진주위의 부재인 교류발전기, 전자클러치, 중간 풀리, 차량 에어콘디셔너 콤프레서, 물펌프, 변속기의 유성 기어, 벨트 및 풀리 무단변속기, 동일한 구동계인 가스 히트 펌프 등에 사용되는 베어링은, 엔진 관 같은 연소기관에서의 동력을 받아 회전하는 축을 지지하므로, 고온, 고하중, 고진동, 고속운전 등이 가혹한 조건 하에서 사용된다.
가혹한 환경 하에 사용되는 베어링의 롤링면에는, 충분한 윤활막이 형성되기 어렵고, 또한 큰 접선력이 작용한다. 이 때문에, 금속 접촉에 의해 발열이나 표면 피로가 발생하기 쉽다. 또한, 금속접촉에 의해서 새로운 면 (강의 조직이 노출된 면) 이 생기기 쉽다. 이 새로운 면은 트리보케미컬 반응의 촉매가 되기 때문에, 베어링의 롤링면에는 윤활유 중에 포함되는 첨가제나 수분이 분해되어, 수소 이온이의 발생을 촉진한다. 그리고, 이 수소 이온이 베어링의 롤링면에 생긴 새로운 면에 흡착하여 수소 원자가 되어, 수소 원자가 응력장 (최대 전단 응력 위치의 근방) 에 집적된다. 수소 원자가 집적된 위치는 취약하기 때문에, 롤링 베어링의 조기 박리가 야기된다.
또한, 금속의 절삭 분말, 가공 먼지, 버 (burr), 마모 분말와 같은 이물이 롤링 베어링내부의 윤활제에 혼입하면, 베어링 링 및 롤링 요소가 손상을 받아, 롤링 베어링의 수명이 대폭 저하되는 경우가 있다.
벨트 및 풀리 무단변속기의 윤활에는, 토오크 컨버터, 기어 기구, 유압 기구, 및 습식 클러치 등을 원활히 작동시켜 동력을 전달하기 위해서, 입력축 측 풀리 및 출력축 측 풀리를 지지하는 롤링 베어링을 포함해서, 마찰계수가 높은 자동변속기용윤활유 (ATF:Automatic Transmission Fluid) 및 무단변속기용 윤활유 (CVTF: Continuously Variable Transmission Fluid) 등의 윤활유가 사용된다.
벨트 및 풀리 무단변속기용 롤링 베어링은, 고진동 및 고하중의 가혹한 환경 하에서, 또한 마찰계수가 높은 윤활유에 의한 윤활하 에서 사용되기 때문에, 트리보케미컬 반응이 생기기 쉽고, 롤링 베어링의 조기 박리가 야기된다.
여기서, 트리보케미컬 반응을 생성을 어렵게 하기 위해서, 동점도 (kinematic viscosity) 가 높은 윤활유를 감압제 및 마찰 조정제 등의 첨가제를 윤활유 대신에 윤활유로 사용하는 방법이 고려된다. 그러나, 벨트 및 풀리 무단변속기의 윤활유로서 동점도가 높은 윤활유를 사용하는 것은, 연료 소비율 효율, 입력축으로부터 출력축으로의 동력전달효율, 및 진동 수명 등의 관점에서 바람직하지 못하다. 이 때문에, 벨트 및 풀리 무단변속기용의 롤링 베어링의 경우에는, 윤활유를 바꾸는 방법이 아니라, 롤링면을 강화하는 방법으로 롤링 베어링의 수명을 길게하는 것이 유효하다. 이러한 사상을 근거로 하기의 기술이 떠올랐다.
일본 공개특허공보 2003-343577호에서, 내부 링, 외부 링, 및 롤링 요소 중 1 이상을 응력장으로 수소집적을 억제가능한 Cr 을 많이 포함하는 강으로 형성하며, 롤링면의 탄소 및 질소의 합계 함유율, 잔류 오스테나이트의 함유율, 및 롤링면의 경도를 특정한 구성으로 하는 것이 제안되어 있다.
사단법인 자동차기술회에 제출된 과학 강연회 전쇄집 No.30-02 (2002년), 5-8 페이지에는, 롤링 요소의 롤링면에 전기도금 법으로 Ni 피막을 형성함으로써, 트리보케미컬반응으로 생긴 수소이온을 새로운 방면에 흡착하여 어렵게 하는 것이 기재되어 있다.
또한, 전술한 바와 같은 가혹한 조건 하에서 사용되는 베어링의 수명을 길게 하기 위한 기술로서 이하의 기술을 들수있다.
일본특허 2883460호에서는, C의 함유율이 0.65-0.90wt%, Si의 함유율이 0.15 ~ 0.50wt%, Mn의 함유율이 0.15 ~ 1.00wt%, Cr의 함유율이 2.0 ~ 5.0wt%, N의 함유율이 90 ~ 200 ppm 이고, 100 ~ 500 ppm 의 A1 및 50 ~ 5000 ppm의 Nb 의 적어도 일종이 함유된 베어링용 강이 제안되어 있다. 이 특허 2883460호에 기재된 기술에 의하면, 롤링면에 조기 박리가 생기고 어렵고, 열처리후의 인성 저하를 억제할 수 있다.
일본특허 2013772호에서는, 베어링 링을, C의 함유율이 0.95 ~ 1.10wt%, Si 또는 Al의 함유율이 1.0 ~ 2.0wt%, Mn의 함유율이 1.15wt% 이하, Cr의 함유율이 0.90 ~ 1.60wt%, 잔부가 Fe 및 불가피한 불순물로, O의 함유율이 13 ppm 이하인 강으로 이루어지는 소재를 소정 형상으로 가공한 후, 담금질 및 230-300 ℃ 에서 고온 템퍼링을 실시함으로써, 잔류 오스테나이트량을 8 vol% 이하로 하여, 경도를 HRC60 이상으로 하는 것이 제안되어 있다. 이 특허 2013772호에 기재된 기술에 따르면, 고온에서의 치수안정성이 향상되며, 또한 경도의 저하를 막을 수 있다.
일본 공개특허공보 2001-221238호에서는, 적어도 고정륜을, C의 함유율이 0.4 ~ 1.2wt%, Si 및 Al 의 합계 함유율이 0.7 ~ 2.0wt%, Mn의 함유율이 0.2 ~ 2.0wt%, Ni의 함유율이 0.1 ~ 3.0wt%, Cr의 함유율이 3.0 ~ 9.0wt%이고, 하기식으로 산출되는 Cr 당량이 9.0 ~ 17.0wt% 인 강으로 이루어지는 소재를 소정 형상으로 가공한 후, 담금질 및 템퍼링을 실시함으로써, 궤도면의 경도를 HRC57 이상으로 하고, 궤도면에 지름 50 ~ 500㎚ 의 미세탄화물이 분산석출되는 것으로 하는 것이 제안되어 있다.
Cr 당량 = [Cr] + 2[Si] + 1.5[Mo] + 5[V]
+ 5.5[Al] + 1.75[Nb] + 1.5[Ti] . . . (1)
상기식 (1) 중의 [Cr], [Si], [Mo], [V], [Al], [Nb], 및 [Ti]는 각각 강 중의 Cr, Si, Mo, V, Al, Nb, 및 Ti의 함유율 (wt%) 을 나타낸다.
이 일본 공개특허공보 2001-221238호에 의하면, 궤도면에 분산석출시킨 미세탄화물이 수소를 트랩 (trap) 하기 때문에, 궤도면의 조기 박리를 억제할 수 있다.
또한, 롤링 베어링 내부의 윤활제에 이물이 혼입하고 유지되는 이물 혼입 유활 조건 하에서 사용되더라도 수명이 긴 롤링 베어링이 여러 가지 제안되어 있다.
예를 들어, 일본특허 22138103호, 일본특허 2128328호에는, 베어링 링이나 롤링 요소의 표면층의 탄소량, 잔류 오스테나이트량, 탄질화물량 등을 규정함으로써, 이물에 의해 생기는 덴트 (dent) 의 에지부에서의 응력집중을 완화하여, 크랙의 발생을 억제하여, 롤링 베어링의 수명을 향상시키는 기술이 제안되어 있다. 또한, 일본특허 3051944호에는, 강의 조성, 내부 경도, 및 표면 경도에 대해 제어하여, 규정된 롤링 피로수명이 뛰어난 베어링부품이 개시되어 있다.
한편, 니들 롤러 베어링은 내경에 대한 외경의 비가 작다. 즉, 두께가 얇은 베어링이다. 그러나, 니들 롤러 베어링은 그 두께의 치고는 비교적 큰 부하 용량을 갖는 특징이 있기 때문에, 니들 롤러 베어링은 자동차의 변속기, 엔진 등의 고부하 부분에 널리 사용되어 있다.
이하에, 예로, 변속기 등에 폭넓게 사용되어 있는 유성 기어를 축지지하는 유성 기어 베어링을 설명한다. 유성 기어 베어링에서는, 외부 링에 상당하는 유성 기어로부터의 힘의 전달이 매끄럽게 실시되도록, 일반적으로 나선형 기어가 사용된다. 이 때문에, 유성 기어와 나선형 기어의 힘의 관계로부터, 내부 링에 상당하는 유성축의 주행적이 뒤틀리게 된다. 이 때문에, 유성 기어와 유성축과의 사이에 배치된 니들 롤러에 대하여, 불균일한 힘이 작용한다. 따라서, 에지 하중 및 휨 등이 발생하여, 베어링의 수명이 저하되거나 시징 (seizing) 이 발생하는 문제가 있다.
일본 공개특허공보 2002-188643호에는, 니들 롤러 베어링 및 내부 부재의 적어도 일방을, 외부 부재보다도 선팽창계수가 작은 강, 또는 평균 잔류 오스테나이트량이 2% 이하의 강으로 구성함으로써, 회전속도의 고속화 등에 따르는 시징 및 프라이 (pry) 를 억제하는 기술이 개시되어 있다.
더욱이, 일본특허 2541160호에는, 베어링 링 및 롤링 요소의 적어도 일방의 표면층에 관해서, 잔류 오스테나이트량 (γR)과 C, Cr, 및 Mo의 함유량이 규정되어 있으며, 침탄 또는 침탄질화 처리된 표면층의 경도 (Hv) 와 잔류 오스테나이트량이 소정의 관계를 만족하는 합금강으로 구성된 롤링 베어링이 개시되어 있다.
또한, 상기한 바와 같은 유성 기어 베어링은, 선 기어 등의 기어로서 동일 용기 내에서 사용되기 때문에, 기어 사이의 상대접촉이나 접동에 의해서 생긴 딱딱한 이물이 베어링의 윤활유 중에 침입하여, 베어링 수명에 악영향을 주는 경우가 있는 문제도 있다.
이러한 문제에 대처하기 위해서, 종래에는 재료 및 틈의 적정화의 개선이 실 시되어왔다. 즉, NSK 기술 저널 No.656 (1993년) 에 기재되어 있는 것 같은 침탄질화 처리 기술을 사용하여, 베어링강 또는 침탄강의 표면층 중의 잔류 오스테나이트량을 높임과 동시에, 원주방향 틈 및 래디얼 틈을 적정화함으로써, 덴트 에지의 응력집중을 완화하여 베어링의 수명을 연장하는 것이 시도되었다.
특허문헌 1: 일본 공개특허공보2003-343577호
특허문헌 2: 일본특허 2883460호
특허문헌 3: 일본특허 2013772호
특허문헌 4: 일본 공개특허공보 2001-221238호
특허문헌 5: 일본특허 2138103호
특허문헌 6: 일본특허 2128328호
특허문헌 7: 일본특허 205944호
특허문헌 8: 일본 공개특허공보 2002-188643호
특허문헌 9: 일본특허 2541160호
비특허문헌 1: 사단법인자동차기술회, 과학 강연회 전쇄집 No.30-02(2002년)
비특허문헌 2: NSK 기술 저널 No.656(1993년)
더 개선되기 위해 제안된 상기된 종래의 기술에도 불구하고, 소형화, 경량화 및 고성능화, 고출력화에 따른 부재를 생산하는 가혹한 조건을 고려하여, 롤링 베어링의 사용 환경이 더욱 고온화 및 고속화되는 것을 기대하면, 개선이 여전히 요구된다. 또한, 응력장으로의 수소 집적에 기인하는 조기 박리를 효과적으로 억제한다고 하는 점에서 개선의 여지가 있었다.
그래서, 본 발명은 베어링이 고온, 고속에서, 이물 혼입, 고마찰계수, 및 저점도의 윤활유에서의 운전되는 가혹한 조건에서 사용되더라도 치수 안정성이 높고, 수명이 긴 롤링 베어링을 제공하기 위한 것이다.
과제를 해결하기 위한 수단
상술한 과제를 해결하기위해서, 본 발명의 제 1 양태에 따라서, 외부 링, 내부 링, 및 상기 외부 링과 상기 내부 링 사이에 자유롭게 구르도록 배치된 복수의 롤링 요소를 포함하는 롤링 베어링로서,
상기 외부 링, 내부 링, 및 롤링 요소 중에서 선택된 1 이상의 부재는,
C 의 함유율이 0.2 wt% ~ 0.6 wt% 이고,
Cr 의 함유율이 2.5 wt% ~ 7.0 wt% 이고,
Mn 의 함유율이 0.5 wt% ~ 2.0 wt% 이고,
Si 의 함유율이 0.1 wt% ~ 1.5 wt% 이고,
Mo 의 함유율이 0.5 wt% ~ 3.0 wt% 이고,
침탄 처리 또는 침탄질화 처리, 담금질 처리, 및 템퍼링 처리가 실시되고,
표면의 잔류 오스테나이트량이 체적비로 15% ~ 45% 이고,
표면 경도가 HRC60 이상인 것을 특징으로 하는 롤링 베어링가 제공된다.
본 발명의 제 2 양태에 따라서, 외부 링, 내부 링, 및 상기 외부 링과 상기 내부 링 사이에 자유롭게 구르도록 배치된 복수의 롤링 요소를 포함하는 롤링 베어링로서,
상기 외부 링, 내부 링, 롤링 요소 중에서 선택된 1 이상의 부재는,
C 의 함유율이 0.8 wt% ~ 1.2 wt% 이고,
Cr 의 함유율이 2.0 wt% ~ 4.0 wt% 이고,
Mn 의 함유율이 0.1 wt% ~ 2.0 wt% 이고,
Si 의 함유율이 0.5 wt% ~ 1.5 wt% 이고,
Mo 의 함유율이 0.1 wt% ~ 2.0 wt% 이고,
침탄 처리 또는 침탄질화 처리, 담금질 처리, 및 템퍼링 처리가 실시되고,
표면의 잔류 오스테나이트량이 체적비로 15% ~ 45% 이고,
표면 경도가 HRC60 이상인 것을 특징으로 하는 롤링 베어링이 제공된다.
본 발명의 제 3 양태에 따라서, 상기 선택된 부재는 더욱이 표면의 탄소농도와 질소농도의 합이 1.0 wt% ~ 2.5 wt% 이다.
본 발명의 제 4 양태에 따라서, 상기 선택된 부재는 더욱이 V의 함유율이 2.0 wt% 이하이고, Ni의 함유율이 2.0 wt% 이하이다.
본 발명의 제 5 양태에 따라서, 상기 선택된 부재는 더욱이 탄화물, 탄질화물 중 1 이상의 석출물의 존재율이 면적비로 15% ~ 35% 이다.
본 발명의 제 6 양태에 따라서, 상기 선택된 부재는 더욱이 상기 석출물이, M7C3 형, M23C6 형, M7(C, N)3 형, M23(C, N)6 형의 복탄질화물을 1 이상 포함하는 Fe-Cr, Mo 계 석출물이다.
본 발명의 제 7 양태에 따라서, 상기 선택된 부재는 더욱이 상기 Fe-Cr, Mo 계 석출물이 Cr 및 Mo 를 합계로 30 wt% 이상 함유한다.
본 발명의 제 8 양태에 따라서, 상기 선택된 부재는 더욱이 표층부의 압축 잔류응력의 최대치가 150 MPa ~ 2000 MPa 이다.
본 발명의 제 9 양태에 따라서, 상기 선택된 부재는 내부 링 및 롤링 요소 중 1 이상이다.
본 발명의 제 10 양태에 따라서, 상기 선택된 부재는 더욱이 평균 잔류 오스테나이트량이 체적비로 8% 이하이다.
본 발명의 제 11 양태에 따라서, 상기 선택된 부재는 더욱이 평균 잔류 오스테나이트량이 Cr 와 Mo 의 함유량의 합의 2.5 배 이하이다.
본 발명의 롤링 베어링의 롤링면은 마찰계수가 O.10 이상, 10O℃ 에서 동점도가 8cst 이하의 윤활유로 윤활되는 것이 바람직하다.
또한, 본 발명의 롤링 베어링은, 엔진으로부터의 동력회전축 지지용 롤링 베어링에 적용할 수 있다.
또한, 본 발명의 롤링 베어링은, 벨트 및 풀리 무단변속기의 벨트가 주위에 감기는 풀리를 지지하기 위해서 사용할 수 있다.
더욱이, 침탄질화 처리를 한 경우는, 표면의 질소농도가 표면의 질소농도가 O.lwt% 이상이면 내마모성이 보다 향상되지만, 0.5 wt%를 초과하면 연마 가공이 곤란하게 될 가능성이 있으므로, 표면의 질소농도가 0.1 wt% ~ 0.5 wt% 로 되는 것이 바람직하며, 표면의 질소농도가 0.2 wt% ~ 0.3 wt% 로 되는 것이 더욱 바람직하다.
이하, 본 발명의 제 1 양태에 따른 수치 한정의 경계적 의의에 관해서 상세히 설명한다.
[C 의 함유율(질량비): 0.2 ~ 0.6%]
C (탄소) 는 기지에 고용되어, 담금질 및 템퍼링된 후, 강도를 증가시킴 과 동시에, Fe, Cr, Mo 및 V 등의 탄화물 형성원소와 결합하여 탄화물이나 탄질화물을 형성하여, 내마모성을 향상시키기 위해 유효한 원소이다. C의 함유율이 0.2% 미만이면, δ 페라이트가 생겨 인성이 저하되는 경우가 있다. 또한, 경화층을 충분한 깊이까지 형성하기 위한 침탄 또는 침탄질화 처리의 시간이 증가하여, 비용의 현저한 상승을 초래하는 경우가 있다.
C의 함유율이 바람직한 범위는 0.25 ~ 0.5% 이다.
[Cr의 함유율 (질량비): 2.5 ~ 7.0%〕
Cr (크롬) 은 기지에 고용되어, 경화성, 템퍼링 연화저항성, 내식성, 및 롤링 피로수명을 향상시키기 위해서 유효한 원소이다. 또한, C 및 N (질소) 등의 침입형 고용 원소를 움직이기 어렵게 하여 기지조직을 안정화시킴과 동시에, 응력장으로의 수소 집적에 기인하는 조기 박리를 억제하기 위해서 유효한 원소이기도 하다. 더욱이, Cr을 첨가함으로써, 보다 고경도의 (Fe, Cr)3C 또는 (Fe, Cr)7C3 등의 복탄화물이나, (Fe, Cr)3(C, N) 또는 (Fe, Cr)7(C, N)3 등의 복탄질화물이 강 중에 미세히 분포하게 되기 때문에, 내마모성을 향상시키는 작용도 있다.
Cr의 함유율이 7.0%를 초과하면, 냉간가공성, 피삭성, 및 침탄 처리성이 저하되어, 비용의 현저한 상승을 초래하는 경우가 있다. 또한, 조대 공정 탄화물 및 공정 탄질화물이 형성되어, 롤링 피로 수명이나 강도를 현저히 저하시키는 경우가 있다. Cr의 함유율의 바람직한 범위는 2.5 ~ 6.0% 이다.
[Mn의 함유율 (질량비): 0.5 ~ 2.0%]
Mn (망간) 은 제강시의 탈산제로서 작용함과 동시에 기지에 고용되어 Ms (마르텐사이트 변태) 점을 강하시켜, 잔류 오스테나이트량을 확보하거나, 경화성을 향상시키기 위해 유효한 원소이다. Mn의 함유율이 2.0%를 초과하면, 냉간가공성 및 피삭성을 저하시킬 뿐만 아니라, 마르텐사이트 변태 개시온도를 현저히 저하시키기 때문에, 침탄 처리 후에 다량의 잔류 오스테나이트가 잔존하여 충분한 경도가 얻어지지 않는 경우가 있다. Mn의 함유율의 바람직한 범위는 0.8 ~ 1.5%이고, 더 바람직한 범위는 0.8 ~ 1.2% 이다.
[Si의 함유율 (질량비): 0.1 ~ 1.5%]
Si (실리콘) 의 기능은 Mn 과 유사하여, 제강시 탈산제로서 작용함과 동시에, Cr 및 Mn 과 유사하게 기재에서 마르텐사이트를 강화시켜, 베어링 수명을 길게하기 위해 유효한 원소이다. 이러한 효과를 얻기 위해, Si 함유량은 0.1% 이상이다. 한편, Si 의 함유량이 1.5%를 초과하면, 피삭성, 단조성, 냉간 가공성 및 침탄 처리성이 줄어드는 경우가 있다. Si의 함유율의 바람직한 범위는 0.1 ~ 0.7% 이다.
[Mo의 함유율 (질량비): 0.5 ~ 3.0%]
Mo (몰리브덴) 은 Cr와 같이, 기지에 고용되어 경화성, 템퍼링 연화저항성, 내식성, 및 롤링 피로 수명을 향상시키기 위해서 유효한 원소이다. 또한, 몰리브덴은 Cr과 같이, C 나 N 등의 침입형 고용 원소를 움직이기 어렵게 하여 조직을 안정화시킴 과 동시에, 응력장으로의 수소 집적에 기인하는 조기 박리를 억제하기 위해서 유효한 원소이기도 하다. 더욱이, 몰리브덴은 Mo2C 등의 미세 탄화물및 Mo2(C, N) 등의 미세 탄질화물을 형성하여, 내마모성을 향상시키는 작용도 한다.
Mo의 함유율이 3.0%를 초과하면, 냉간가공성이나 피삭성이 저하하여, 비용의 현저한 상승을 초래하는 경우가 있다. 또한, 조대 공정탄화물 및 공정 탄질화물을 형성하여, 롤링 피로수명이나 강도를 현저히 저하시키는 경우가 있다. Mo의 함유율의 바람직한 범위는 0.5 ~ 1.5% 이다.
[V의 함유율 (질량비): 2.0% 이하]
V (바나듐) 은 탄화물, 질화물, 및 탄질화물을 형성하여 고용하거나, VC 와 같은 미세탄화물, VN 과 같은 미세질화물, 및 V(C, N) 과 같은 미세탄질화물을 형성하기 때문에, 강도 및 내마모성의 향상에 유효한 원소이다. 또한, V는 Cr 및 Mo와 같이, C 및 N 등의 침입형 고용 원소를 움직이기 어렵게 하여 조직을 안정화시킴 과 동시에, 응력장으로의 수소집적에 기인하는 조기 박리를 억제하기 위해 유효한 원소이기도 하다.
이러한 효과를 얻기 위해서, V의 함유율은 가능한 많게 하는 것이 바람직하지만, 함유율이 너무 많으면 냉간가공성 및 피삭성이 저하되어, 비용의 현저한 상승을 초래하는 경우가 있다. 또한, 조대 공정 탄화물 및 공정 탄질화물을 형성하여, 롤링 피로수명이나 강도를 현저히 저하시키는 경우가 있다. 따라서, V의 함유율의 상한은 2.0%으로 하였다.
[Ni의 함유율 (질량비): 2.0% 이하]
Ni (니켈) 은 오스테나이트를 안정화시킴과 동시에, δ 페라이트의 형성을 억제하여, 인성을 향상시키기 위해 유효한 원소이다. 한편, Ni의 함유율이 지나치게 많으면, 다량의 잔류 오스테나이트가 잔존하여, 충분한 담금질 경도가 얻어지지 않는다. 따라서, Ni 함유량의 상한은 2.0%으로 하였다.
〔열처리에 관해서〕
우선, 상술한 강으로 이루어지는 소재를, 단조 또는 절삭에 의해 소정형상으로 가공한 후, 침탄 또는 침탄질화 처리를 한다. 이 침탄 또는 침탄질화 처리는 침탄 처리를 위한 RX 가스와 농후한 가스가 도입되며, 침탄질화 처리를 위한 RX 가스, 농후한 가스, 및 암모니아 가스가 도입되는 로내에서, 분위기 온도 900 ~ 960 ℃ 로 수시간 가열 후 유지함으로써 실시된다.
다음으로, 담금질 처리 및 템퍼링 처리를 하지만, 침탄 또는 침탄질화 처리의 직후에 담금질을 하면, 주로 입경의 큰 잔류 오스테나이트와 렌즈 상의 마르텐사이트로 이루어지는 조직이 되어, 수명개선효과가 얻어지고 어렵다. 이 때문에, 침탄 또는 침탄질화 처리 후에, A1 변태점 이하의 온도로 일단 유지하거나, 실온까지 냉각한 후, 담금질을 위해 820 ~ 900 ℃ 로 다시 가열하고, 160 ~ 200 ℃ 정도의 온도로 템퍼링하는 것이 바람직하며, 침탄 처리를 한 것에는 미세하고 경한 탄화물이, 침탄질화 처리를 한 것에는 미세하고 딱딱한 탄화물 및 탄질화물이 마르텐사이트와 오스테나이트를 포함하는 매트릭스에 균일하게 분산되는 양호한 조직이 얻어진다.
[표층부의 C 및 N의 합계 함유율 (질량비): 1.0-2.5%]
롤링 표층부의 C 및 N의 합계 함유율을 1.0% 이상, 바람직하게는 1.2% 이상으로 하여, 경도, 잔류 오스테나이트량, 그리고 탄화물 및 탄질화물의 1 이상을 포함하는 석출물의 존재율을 각각 이하에 나타내는 범위 내로 할 수 있다. 한편, 상기 표층부의 C 및 N의 합계 함유율이 지나치게 많으면, 석출물이 조대하게 되어, 롤링 피로수명을 저하시키기 때문에, 그 상한은 2.5%으로 하였다.
[표층부의 경도: HRC60 이상]
롤링면의 마모 및 표면피로를 경감시켜, 롤링 피로수명을 향상시키기 위해서는, 롤링을 이루는 표층부의 경도가, 로크웰 경도로 HRC60 이상이 될 필요가 있다. 상기 표층부의 경도의 바람직한 범위는, HRC61 이상이다.
[표층부의 잔류 오스테나이트량 (체적비): 15 ~ 45%]
롤링면을 이루는 표층부의 잔류 오스테나이트는, 표면피로를 경감시키는 작용이 있다. 이 효과를 얻기 위해서, 잔류 오스테나이트량은 15% 이상으로 할 필요가 있다. 한편, 상기 표층부의 잔류 오스테나이트량이 45%를 초과하면, 경도가 저하되거나, 베어링을 제조될 때에 궤도륜에 변형이 생기는 경우가 있으므로, 그 상한은 45%으로 하였다. 상기 표층부의 잔류 오스테나이트량이 바람직한 범위는 20 ~ 40% 이다.
[탄화물 및 탄질화물 중 1 이상으로 이루어지는 석출물의 존재율 (면적비): 15 ~ 35%〕
롤링면을 포함하는 표층부에 존재하는 탄화물 및 탄질화물은, 롤링면에서 윤활막에 부분적인 파단이 생겨, 트리보케미컬 반응에 의해 생긴 수소이온이 수소원자로서 강 중에 침입확산한 경우, 이 수소원자를 트랩하여 응력장으로의 집적을 억제한다.
탄화물 및 탄질화물 중 1 이상으로 이루어지는 석출물의 롤링면 내에서의 존재율이 15% 미만이며, 이 효과가 충분히 얻어지지 않는다. 한편 이 석출물의 존재율이 35%를 초과하면, 탄화물 및 탄질화물이 조대하게 되어, 롤링 피로 수명을 저하시킨다.
[표층부의 압축잔류응력의 최대치: 150 ~ 2000 MPa]
롤링면에서의 균열의 발생 및 진전을 억제하기 위해서, 침탄 처리 또는 침탄질화 처리를 행함으로써, 롤링면을 이루는 표층부의 압축잔류응력의 최대치를 150 MPa 이상으로 할 필요가 있다. 한편, 상기 표층부에 최대치가 2000 MPa를 초과하는 압축잔류응력을 부여하기 위해서는, 샷 피닝 (shot peening) 처리 등의 기계가공이 필요하기 때문에, 비용의 상승을 초래한다.
[평균 잔류 오스테나이트량에 관해서]
잔류 오스테나이트량이 많으면, 모멘트 하중을 받은 경우에 변형이 생기기 쉽기 때문에 에지 로드나 휨이 발생하여 베어링 수명이 짧게 된다. 더욱이, 고온하에서 사용되는 경우에는, 잔류 오스테나이트가 분해되어 치수변화가 생기기 때문에, 틈이 감소하여 시징이 생길 수가 있다. 따라서, 평균 잔류 오스테나이트량은 8vol% 이하로 할 필요가 있다.
다음으로, 본 발명의 제 2 양태에 따라 수치 한정의 경계적 의의에 관해서 상세히 설명한다.
[C의 함유율 (질량비): 0.8 ~ 1.2%]
C (탄소) 는 기지에 고용되어, 담금질 및 템퍼링한 후의 강도를 증가시킴과 동시에, Fe, Cr, Mo, 및 V 등의 탄화물 형성원소와 결합하여 탄화물이나 탄질화물을 형성하여, 내마모성을 향상시키기 위해 유효한 원소이다. C의 함유율이 1.2%를 초과하면, 제강시 조대 공정 탄화물 및 공정 탄질화물이 형성되기 쉬워, 롤링 피로수명이나 강도가 저하되고, 단조성, 냉간가공성, 및 피삭성이 저하되므로, 비용의 상승을 초래하는 경우가 있다. C의 함유율의 바람직한 범위는 0.9 ~ 1.1% 이다.
[Cr의 함유율 (질량비): 2.0 ~ 4.0%]
Cr (크롬) 은, 기지에 고용되어, 경화성, 템퍼링 연화저항성, 내식성, 및 롤링 피로수명을 향상시키기 위해서 유효한 원소이다. 또한, C 및 N (질소) 등의 침입형 고용 원소를 움직이기 어렵게 하여 기지조직을 안정화시킴과 동시에, 응력장으로의 수소집적에 기인하는 조기 박리를 억제하기 위해 유효한 원소이기도 하다. 더욱이, Cr을 첨가함으로써, 보다 고경도의 (Fe, Cr)3C 또는 (Fe, Cr)7C3 등의 복탄화물이나, (Fe, Cr)3(C, N) 또는 (Fe, Cr)7(C, N)3 등의 복탄질화물이 강 중에 미세히 분포하게 되기 때문에, Cr은 내마모성을 향상시키는 작용도 있다.
Cr의 함유율이 2.0% 미만이면, Fe3C 및 Fe3(C, N) 가 석출하기 때문에, 조기 박리가 발생한다. Cr의 함유율의 바람직한 범위는 2.5 ~ 3.5% 이다.
[Mn의 함유율(질량비): 0.1 ~ 2.0%]
Mn (망간) 은, 제강시 탈산제로서 작용함과 동시에, 기지에 고용되어 Ms (마르텐사이트 변태) 점을 강하시켜 잔류 오스테나이트량을 확보하거나, 경화성을 향상시키기 위해 유효한 원소이다. 이 효과를 얻기 위해서, Mn의 함유율은 0.1% 이상으로 한다. 한편, Mn의 함유율이 2.0%를 초과하면, 마르텐사이트 변태 개시온도를 대폭 저하시키기 때문에, 침탄 처리 후에 다량의 잔류 오스테나이트가 잔존하여 충분한 경도가 얻어지지 못하고, 냉간가공성이나 피삭성을 저하시키는 경우가 있다. 상술한 관점에서, Mn의 함유율의 바람직한 범위는 0.5 ~ 1.5% 이다.
[Si의 함유율 (질량비): 0.5 ~ 1.5%]
Si (규소) 는 Mn과 같이 제강시 탈산제로서 작용함과 동시에, 기지에 고용되어 마르텐사이트를 강화시키기 때문에, 경화성을 향상시키기 위해 유효한 원소이다. 이 효과를 얻기 위해서, Si의 함유율은 1.5% 이하로 하였다. 또한, 통상, Si는 베어링강의 피삭성, 단조성, 및 냉간가공성 등을 저하시키기 때문에, 그 함유율이 0.2 ~ 0.5%으로 되어있다. 그러나, 템퍼링 연화저항성 및 내고온특성을 향상시키기 위해서, 본원에서는 Si의 함유율의 하한을 0.5%로 하였다. Si의 함유율의 바람직한 범위는 0.8 ~ 1.2% 이다.
[Mo의 함유율 (질량비): 0.1 ~ 2.0%]
Mo(몰리브덴)은, Cr와 같이, 기지에 고용되어, 경화성, 템퍼링 연화저항성, 내식성, 및 롤링 피로수명을 향상시키기 위해 유효한 원소이다. 또한, Cr와 같이, C 및 N 등의 침입형 고용 원소를 움직이기 어렵게 하여 조직을 안정화시킴과 동시에, 응력장으로의 수소집적에 기인하는 조기 박리를 억제하기 위해 유효한 원소이기도 하다. 더욱이, 몰리브덴은 Mo2C 등의 미세탄화물이나 Mo2(C, N) 등의 미세탄질화물을 형성하여, 내마모성을 향상시키는 작용도 한다.
이 효과를 얻기 위해서, Mo의 함유율은 0.1% 이상일 필요는 있다. Mo의 함유율은 할 수 있는 한 많게 하는 것이 바람직하지만, 함유율이 지나치게 많으면, 냉간가공성이나 피삭성이 저하되는 것에 의한 비용의 대폭적인 상승이 발생될 수 있고, 조대 공정 탄화물 및 공정 탄질화물을 형성하여, 롤링 피로수명이나 강도를 대폭 저하시키는 경우가 있다. Mo의 함유율의 바람직한 범위는, 0.5 ~ 1.5% 이다.
[롤링면에 존재하는 탄화물 및 탄질화물에 관해서]
통상, 베어링강 (SUJ1 ~ 5) 에 함유되는 탄화물의 대부분은, M3C (금속 원자 3개와 탄소 원자 1개를 포함함) 형의 Fe3C에서 나타난다. 그러나, 강에 Cr 및 Mo 등의 합금원소를 첨가하면, 탄화물의 결정구조가 변화하여, MC3 형의 탄화물로부터, M7C3형 또는 M23C6형의 Fe - Cr, Mo 계 복탄화물로부터 상변태가 일어난다. 탄질화물의 결정구조는, M3(C, N)형의 탄질화물로부터, M7(C, N)3형 또는 M23(C, N)6 형의 Fe-Cr, Mo 계 복탄질화물에 유사한 상변태가 일어난다.
본 발명자 등은, 특히 벨트 및 풀리 무단변속기용의 롤링 베어링에 관해서, 상기의 상변태가 일어날 때에, 벨트 및 풀리 무단변속기용의 롤러 베어링의 조기 박리가 생기기 쉽게 되어 있는 것에 착안했다. 그래서, 상술한 복탄화물 및 복탄질화물 중 1종 이상으로 이루어지는 Fe-Cr, Mo 계 석출물을 미리 분산석출시켜, 벨트 및 풀리 무단변속기의 사용중에 상변태가 생기기 어렵게 함으로써, 벨트 및 풀리 무단변속기용 롤러 베어링에 특유의 조기 박리를 억제할 수 있는 것을 알아냈다.
이 효과를 얻기 위해서, 롤링면에서의 탄화물 및 탄질화물 중 1 종 이상으로 이루어지는 석출물 중 면적비로 30% 이상을, M7C3형 또는 M23C6형의 복탄화물, 및 M7(C, N)3형 또는 M23(C, N)6형의 복탄질화물의 적어도 일종으로 이루어지는 Fe-Cr, Mo 계 석출물로 구성하는 것이 바람직하다.
[Fe-Cr, Mo 계석출물의 Cr 및 Mo의 합계 함유율 (질량비): 30% 이상]
Fe의 융점이 1536℃ 이고, Cr의 융점이 1857℃ 이며, Mo의 융점이 2617℃ 이므로, M7C3형 또는 M23C6형의 Fe - Cr, Mo 계 복탄화물의 융점 및 M7(C, N)3형 또는 M23(C, N)6형의 Fe-Cr, Mo 계 복탄질화물의 융점은 M3C 형의 Fe3C 및 M3(C, N)형 Fe3(C, N) 보다도 융점이 높다. 따라서, Fe-Cr, Mo 계 석출물의 Cr 및 Mo의 합계 함유율을 30% 이상으로 하여, Fe-Cr, Mo 계 석출물의 융점을 더욱 증가시킬 수 있기 때문에, 상변태를 더 억제할 수 있다.
[그외 불가피 성분]
O (산소) 및 Ti (티탄) 은, 산화물 계개물 및 Ti계 개재물로, 롤링 피로수명을 저하시키기 때문에, 이것들의 함유율은 적은 것이 바람직하다. 이 때문에, 0의 함유율은 12ppm 이하이며, Ti의 함유율은 30ppm 이하인 것이 바람직하다.
도 1 은 본 발명에 관한 롤링 베어링의 실시형태인 심구볼 베어링의 구조를 나타내는 부분 종단면도이다.
도 2 는 도 1 에 나타낸 실시형태 중의 합금강 중 Cr의 함유량과 베어링의 수명 (L10) 과의 관계를 나타내는 도표이다.
도 3 는 실시형태로 사용한 수명시험장치를 나타내는 개략 구성도이다.
도 4 는 엔진 보기의 일례인 교류발전기를 나타내는 단면도이다.
도 5 는 유성 기어장치의 분해 사시도이다.
도 6 는 도 5 의 유성 기어장치의 주요부의 단면도이다.
도 7 은 유성 기어장치가 포함된 자동변속기의 단면도이다.
도 8a 는 감속기구의 작동원리를 설명하는 도면이다.
도 8b 는 감속기구의 작동원리를 설명하는 도면이다.
도 8c 는 감속기구의 작동원리를 설명하는 그림이다.
도 8d 는 감속기구의 작동원리를 설명하는 그림이다.
도 9 는 유성축의 내구 시험법을 설명하는 단면도이다.
도 10 은 실시형태로 수명시험에 사용한 벨트 및 풀리 무단변속기를 나타내 는 개략 구성도이다.
*도면의 주요 부분에 대한 부호의 설명*
1. 내부 링 2. 외부 링
3. 볼 (롤링 요소) 120. 교류발전기
121. 회전축 122. 풀리
123, 124. 롤링 베어링 203. 유성 기어 장치
211. 선 기어 212. 링 기어
213. 유성 기어 214. 캐리어
215. 유성축 217. 니들 롤러
220. 유성축 221. 외부 링
222. 니들 롤러 301. 제 1 풀리 (입력축측 풀리)
30la, 301b. 롤링 베어링 302. 제 2 풀리 (출력축측 풀리)
302a, 302b. 롤링 베어링 303. 벨트
310. 입력축 320. 출력축
본 발명에 따른 롤링 베어링의 제 1 실시형태가 도면을 참조하여 상세히 설명된다.
도 1 의 심구볼 베어링은 내부 링 (1), 외부 링 (2), 및 내부 링 (1) 과 외부 링 (2) 사이에 자유롭게 구르는 방식으로 배치된 복수의 볼 (롤링 요소) (3) 을 구비하고 있다. 내부 링 (1), 외부 링 (2) 및 볼 (3) 중 1 이상은, 탄소를 0.2 wt% ~ 0.6 wt%, 크롬을 2.5 wt% ~ 7 wt%, 망간을 0.5 wt% ~ 2 wt%이하, 규소를 0.1 wt% ~ 1.5 wt%, 몰리브덴을 0.5 wt% ~ 3 wt% 이하 함유하는 합금강으로 구성되어 있다. 그리고, 침탄 처리 또는 침탄질화 처리가 행해지고, 내부 링 (1), 외부 링 (2) 의 궤도면, 및 볼 (3) 의 롤링면에는 이 열처리에 의해 경화된 표면층이 형성되어 있다. 또한, 잔류 오스테나이트량은 15 vol% ~ 45 vol%, 평균 잔류 오스테나이트량 (단위는 vol%) 은 합금강 중 크롬의 함유량 (단위는 wt%) 과 몰리브덴의 함유량 (단위는 wt%) 과의 합의 2.5 배 이하이다. 상기된 바와 같이 구성된 심구볼 베어링은 고온 하에서, 또한 이물 혼입 윤활유를 포함하는 윤활유가 사용되더라도, 치수안정성에 뛰어나고 수명이 길다.
실시예1
본 발명은 실시예를 참조하여 더 상세하게 설명된다. 표 1 에 나타내는 바와 같은 조성을 갖는 여러 가지의 합금강으로 구성된 내부 링, 외부 링과, SUJ2 로 참조되는 JIS 강종으로 구성된 롤링 요소를 준비하여, 번호 "6206" 의 심구볼 베어링을 제조하고 내구시험을 하였다. 합금강의 C, Si, Mn, Cr, Mo 이외의 성분은, 철 및 불가피한 불순물이다. 또한, 표 1 의 강종 H 는, JIS 강종 SUJ2 이다. 더욱이, 표 1 중의 수치에 부여된 밑줄은 그 수치가 본 발명의 주장 범위를 벗어나는 것을 의미한다.
Figure 112006058994487-PCT00001
내부 링 및 외부 링은 합금강에 소정의 치수를 형성하도록 선삭하는 절삭 가공을 가하고, 후술하는 바와 같은 침탄 처리 또는 침탄질화 처리를 형성된 합금강에 가하며, 침탄 또는 침탄질화 처리된 합금강을 소정의 온도에서 담금질 및 템퍼링하고, 담금질 및 테퍼링된 합금강에 마무리 가공 및 연마 가공을 시행하여 제조하였다. 침탄처리의 조건은, 분위기가 RX 가스와 농후한 가스의 혼합물이며, 처리시간이 약 3 ~ 5 시간이고, 처리온도가 900 ~ 960℃ 이다. 그리고, 상온까지 공냉한 후, 840℃ 에서 1 시간 담금질을 하고, 180℃ 에서 2 시간 템퍼링되었다. 침탄질화 처리의 조건은, 분위기가 RX 가스, 농후한 가스, 및 암모니아가스 (5%) 의 혼합물이고, 처리시간이 약 3 ~ 5시간이며, 처리온도가 900 ~ 960℃ 이다. 그리고, 유냉한 후, 침탄 처리의 경우와 동일한 조건으로 담금질 및 템퍼링 되었다.
얻어진 내부 링 및 외부 링의 특징 (표면의 잔류 오스테나이트량 (γR) 및 평균 잔류 오스테나이트량 (γR mean)) 을 표 2 에 정리하여 나타내었다. 또한, 합금강 중의 크롬의 함유량 Cr% 과 몰리브덴의 함유량 Mo% 과의 합 (이후는 [Cr%+ Mo%] 라고 함) 및 평균 잔류 오스테나이트량 (γR mean) 과 Cr%+ M0% 의 비 (γR mean/[Cr%+ M0%]) 를 표 2 에 정리하여 나타내었다. 잔류 오스테나이트량 (γR) 은 X 선 회절법으로 측정하였다. 또한, 표 2 중 수치에 부여된 밑줄은, 그 수치가 본 발명의 주장 범위로부터 벗어나는 것을 의미한다.
Figure 112006058994487-PCT00002
다음으로, 내구 시험법에 관해서 설명한다. 전술의 내부 링, 외부 링, 및 롤링 요소를 함께 조립하여 얻어진 심구볼 베어링이 윤활을 위해 오일에 침지되어, 축선 하중 3.5 GPa, 회전속도 3000 min- 1 의 조건으로 회전되었다. 그리고, 내부 링, 외부 링 중 1 이상에 적어도 일방에 박리 및 시징이 발생하는 시점을 수명으로 하여, 90% 잔존수명 수명 (L10) 을 측정하였다. 1500 시간 회전시키더라도 박리 및 시징이 생기지 않은 경우는 수명 (L10) 은 1500시간으로 하였다. 윤활유로서는, ISO 점도등급이 ISO VGI 150인 윤활유를 사용하고, 윤활유의 온도는 160℃로 하였다. 또한, 이 윤활유에는 이물로서 지름 74 ~ 147 ㎛의 강 분말 (경도 Hv600) 이 첨가되었다.
내구 시험의 결과를 표 2 에 나타낸다. 표 2 로부터 알 수 있는 바와 같이, 실시예 1 ~ 7 은 비교예 1 ~ 11 과 비교하여 특히 긴 수명을 갖는다. 특히, 실시예 1 ~ 6 은 합금강 중의 Cr 의 함유량, 표면의 잔류 오스테나이트량, 및 평균 잔류 오스테나이트량 (γR mean/[Cr%+ M0%]의 값) 모두가 바람직한 값이기 때문에, 고온에서 그리고 이물 혼입 윤활유의 윤활 하에서라도,박리 및 시징이 전혀 발생하지 않았다. 또한, 실시예 7 은 Cr의 함유량이 바람직한 범위 내이기는 하지만 약간 많기 때문에, 비정질 탄화물이 생성되고 실시예 3 ~ 6 보다 수명이 약간 짧았다.
이에 반하여, 비교예 1 ~ 9 는, 합금강의 조성이 본 발명의 범위를 벗어나 있기 때문에, 실시예 1 ~ 7 과 비교하여 수명이 짧았다. 비교예 1, 2 는 SUJ2로 이루어고, 비교예 1 의 경우 무심 담금질 (through hardening) 가 행해졌고, 비교예 2 의 경우는 침탄질화 처리가 행해졌다. 비교예 2 에는 침탄질화 처리가 가해지기 때문에, 비교예 1 보다도 수명이 길지만, 각 실시예와 비교하면 현저히 수명이 짧았다.
또한, 비교예 3, 4 는 표면의 잔류 오스테나이트량 및 평균 잔류 오스테나이트량 (γR mean/[Cr%+ M0%]의 값) 은 바람직한 범위 내이지만, Cr 의 함유량이 바람직한 범위로부터 벗어났기 때문에 수명이 짧았다. 더욱이, 비교예 5 ~ 9 는, C, Si, Mn, Mo 의 어느 하나의 함유량이 바람직한 범위로부터 벗어나 있기 때문에, 수명이 짧았다. 더욱이, 비교예 10, 11 의 경우는, 합금강의 조성은 바람직하지만, 비교예 10 의 평균 잔류 오스테나이트량 (γ R mean/[Cr%+ M0%]의 값) 이 바람직한 값이 아니며, 비교예 11 의 표면의 잔류 오스테나이트량이 바람직한 값이 아니기 때문에, 시징이 생기고 수명이 짧았다.
여기서, 합금강 중의 Cr 의 함유량과 베어링의 수명 (L10) 사이의 관계를 나타내는 도표를 도 2 에 나타낸다. 이 도표는, 실시예 1 ~ 7 및 비교예 3, 4 의 시험결과를 나타낸 것이다. 이 도표로부터 알 수 있는 바와 같이, Cr 의 함유량이 2.5 wt% ~ 7 wt% 인 베어링이 수명이 길었고, Cr 의 함유량이 2.5wt% ~ 6 wt% 인 베어링의 수명도 길었다.
실시예 2
다음으로, 본 발명의 장점을 제 2 실시예 및 비교예에 근거하여 나타낸다.
우선, 표 3 에 나타낸 조성의 강으로 이루어지는 소재 A1 ~ O1 를, 번호 "6303" 인 단열 심구볼 베어링 (내경 17 ㎜, 외경 47 ㎜, 폭 14 ㎜) 의 내부 링 및 외부 링의 형상으로 기계가공 했다. 표 3 에 있어서, 본 발명의 범위에서 벗어나는 함유 성분의 함유율에 밑줄이 그어졌다.
Figure 112006058994487-PCT00003
그리고, G1 이외의 소재로 이루어지는 내부 링 및 외부 링에는, RX 가스, 농후한 가스, 암모니아 가스를 합한 분위기 (카본 포텐셜 Cp : 0.8 ~ 1.2, 암모니아 가스: 3 ~ 5%) 하에서, 열처리로서, 900 ~ 960 ℃ 에 가열하여, 2 ~ 8 시간 유지함으로써 침탄질화를 실시한 후, 오일 담금질을 하고, 160 ~ 180 ℃ 의 분위기 속에서 1.5 ~ 2시간 유지하는 템퍼링을 시행하였다.
한편, 소재 G1로 이루어지는 내부 링 및 외부 링에는, 열처리로서, 840 ℃ 로 가열하여, 20 ~ 60 분간 유지함으로써 담금질을 한 후, 오일 담금질을 하며, 더욱이 170 ℃ 의 분위기 속에서 2 시간 유지하는 템퍼링을 시행하였다.
이러한 열처리에 의해, G1 이외의 소재로 이루어지는 내부 링 및 외부 링의 어떤 표층부에서 탄화물, 질화물, 및 탄질화물이 분산, 석출되었고, 소재 G1 으로 이루어지는 내부 링 및 외부 링에는 표층부에 탄화물이 분산, 석출되었다. 그리고, 열처리 후 각 소재에, 연마 및 표면 마무리 가공을 하였다.
내부 링 및 외부 링의 궤도면 (롤링면) 이 상기된 바와 같이 얻어진 표층부의 C 및 N 의 합계 함유율 (질량비) 을, 궤도면에서 437㎛ (볼의 지름 8.73 ㎜의 5%) 의 깊이로 남아있는 부분에서 전자 마이크로 분석기에 의해 측정하였다.
또한, 표층부의 경도 (로크웰) 가 JIS Z 2245 에 규정된 로크웰 경도 시험법에 의해 측정되었다.
더욱이, 표층부의 잔류 오스테나이트량 (체적비) 이 궤도면에서 437 ㎛ 의 깊이로 남아있는 부분에서 X 선 회절 장치에 의해 측정되었다.
더욱이, 표층부의 잔류 응력의 최대치가, 궤도면에서 437 ㎛ 의 깊이로 남아있는 부분에서 X선 회절 장치에 의해 측정되었다. 이 장치로 측정된 잔류 응력의 최대치는 X 선 침입 깊이 내에서의 X 선 뎀핑에 의해 측정된 평균값이다.
더욱이, 탄화물 및 탄질화물로 이루어지는 석출물 (이하, 궤도면에서의 탄화물등으로 이루어지는 석출물이라고 함) 의 궤도면 내에서의 존재율 (면적비) 을 아래와 같이 측정하였다.
우선, 표면 가공을 한 후 궤도면을 부식액 (4g 의 피크린산 + 100 ㎖ 의 에탄올) 으로 부식시킨 후, 광학현미경을 사용하여 0.5 ㎛ 이상의 탄화물 및 탄질화물에 관해서 30 시야 (視野) 를 배율 1000 배로 관찰하였다. 그리고, 관찰상을 화상처리함으로써, 각 시야마다 탄화물 및 탄질화물의 존재율 (면적비) 를 측정하여, 30 시야의 평균값을 산출하였다.
측정 결과로서, 같은 구성의 각 10 개의 내부 링 및 외부 링의 측정결과로부터 산출한 평균값을 표 4 에 또한 나타낸다. 표 4 에 있어서, 각 구성이 본 발명의 범위로부터 벗어나는 부분에 밑줄을 그었다.
다음으로, 강의 조성 및 열처리가 표 4 에 나타내는 바와 같이 각각 다른 No.101 ~ No.122 의 내부 링 및 외부 링과, 고탄소 크롬 베어링강 2 종 (SUJ2) 이며 침탄질화 처리가 실시된 볼과, 6-6 나일론제의 유지기로 이루어지는 시험 베어링이, 도 3 에 나타내는 수명 시험 장치 (10) 에서 하중을 P (부하하중)/C (동정격하중) = 0.10, 시험 온도를 80 ℃ 로 한 시험 조건 하에서 수명시험이 설정되었다. 여기서, 이 시험 베어링은 각 10 개씩 준비하여, 어느 것이나 내부 틈을 10-15 ㎛으로 하였다.
도 3 에 나타내는 바와 같이, 이 시험장치 (110) 에서는, 회전축 (103) 을 지지베어링 (104) 과 시험 베어링 (105) 으로 지지하여, 회전축 (103) 의 일단에 고정된 종동 풀리 (106) 와 구동 풀리 (회전축 (103) 과 평행히 형성된 모터에 의해 회전 구동되는 구동축으로 고정된 풀리로, 도 3에는 표시되어 있지 않음) 의 주위에 감긴 무단 벨트 (107) 에 래디얼 하중 (F) 를 부여하여, 회전축 (103) 을 통해 시험 베어링 (104) 에 래디얼 하중을 부여한다.
회전축 (103) 의 타단은 지지 베어링 (104) 으로 지지되고, 지지 베어링 (104) 의 외부 링은 제 1 하우징 (102A) 의 안쪽에 끼움 고정되어 있다. 제 1 하우징 (102A) 은, 기대 (101) 에 고정되어 있다. 제 1 하우징 (102A) 의 시험 베어링 (105) 측의 단부에 제 2 하우징 (102B) 가 고정되고, 시험 베어링 (105) 의 외부 링은 제 2 하우징 (102B) 의 안쪽에 끼움 고정되어 있다. 제 1 하우징 (102A) 및 제 2 하우징 (102B) 은 제 1 하우징 (102A) 에 의한 지지 베어링 (104) 의 지지 강성이 높고, 제 2 하우징 (102B) 에 의한 시험 베어링 (105) 의 지지 강성이 낮도록 구성되어 있다. 또한, 제 2 하우징 (102B) 의 상면에 시험 베어링 (105) 의 진동을 검출하는 진동계 (108) 가 장착되어 있다.
이 실시예에서, 도 4 에 나타내는 교류발전기 (120) 에서, 엔진으로부터의 동력을 받는 벨트가 감기게 되는 풀리 (l22) 의 회전축 (121) 을 지지하는 롤링 베어링 (123, 124) 을 현재 환경보다 가혹한 환경하에서 사용한다. 즉, 도 3 에 나타내는 시험 베어링 (105) 에 래디얼 하중을 부여한 상태로, 9 초마다 회전 속도를 9000 min-1 ~ 18000 min-1로 전환하여 과감한 가속 및 감속 시험이 실시되었다.
이 수명 시험은 시험 베어링의 내부 링 또는 외부 링에 박리가 생길 때까지 시행하여, 이 박리가 생기기까지의 시간을 수명 시간으로서 측정하였다. 그리고, 웨이불 (Weibull) 분포함수를 토대로 동일한 구성의 10 개의 시험 베어링의 결과로부터 결정되는, 짧은 수명 측에서 10 % 의 내부 링 또는 외부 링에 박리가 생기기까지의 총 회전시간을 구하여, 이것을 수명 (수명 (L10)) 으로 하였다. 이 결과는 표 4 에 또한 나타낸다.
또한, 시험 베어링의 계산 수명은 1350 시간이기 때문에, 1500 시간에 도달되면 수명시험을 중단하였다. 그리고, 시험 마무리 시간이 되어도 내부 링 및 외부 링에 어떠한 박리가 생기지 않은 경우에는, 수명 (L10) 을 1500 시간으로 하였다.
Figure 112006058994487-PCT00004
Figure 112006058994487-PCT00005
표 4 로부터 알 수 있는 바와 같이, 내부 링 및 외부 링이 본 발명의 범위를 만족하는 구성의 Nos.101 ~ 107의 시험 베어링은, 내부 링 및 외부 링의 적어도 하나가 본 발명의 범위로부터 벗어나는 Nos.108 ~ 122의 시험 베어링과 비교하면 수명이 길었다.
Nos.101 ~ 107 중, 궤도면으로 이루어진 표층부의 압축 잔류응력의 최대치가 본 발명이 바람직한 범위 (150 ~ 2000 MPa) 로부터 벗어나는 No.107 는, 압축 잔류응력의 최대치가 상기 범위를 만족하는 Nos.101 ~ 106 와 비교하여 수명이 짧았다. 이것에 의해, 궤도면으로 이루어진 표층부의 압축 잔류응력의 최대치를 150 ~ 2000 MPa로 하는 것에의해 수명이 더 연장되는 것을 알 수 있다.
한편, Nos.108 및 109 에서는, 궤도면을 이루는 표층부에서의 탄화물 등으로 이루어지는 석출물의 존재율이 본 발명의 범위 (15 ~ 35 면적%) 로부터 벗어났기 때문에 계산 수명보다도 수명이 짧았다.
Nos.110 및 111 에서는, 궤도면을 이루는 표층부의 잔류 오스테나이트량이 본 발명의 범위 (15 ~ 45 vol%) 에서 벗어났기 때문에, 계산 수명보다도 수명이 짧았다.
Nos.112 및 113 에서는, 궤도면을 이루는 표층부의 잔류 오스테나이트량과, 탄화물 등으로 이루어지는 석출물의 존재율이 본 발명의 범위로부터 벗어났기 때문에, Nos.108 ~ 111보다도 수명이 짧았다.
No.114 에서는, SUJ2로 이루어지고, C의 함유율이 본 발명의 범위보다도 더 많고, Cr의 함유율이 본 발명의 범위보다도 적고, 궤도면을 이루는 표층부의 잔류 오스테나이트량과, 잔류 응력의 최대치와, 탄화물 등으로 이루어지는 석출물의 존재율이 본 발명의 범위로부터 벗어났기 때문에, 계산 수명보다도 수명이 짧았다.
No.115 에서는, 사용한 소재 H1 으로 이루어진 강의 Cr의 함유율이 본 발명의 범위보다도 적고, C 및 N의 합계함유율이 본 발명의 범위로부터 벗어났기 때문에, 궤도면을 이루는 표층부가 경도를 충분히 얻을 수 없고, 따라서 계산 수명보다도 수명이 짧았다.
No.116 에서는, 사용한 소재 HI1 으로 이루어진 강의 Cr의 함유율이 본 발명의 범위보다도 많고, 궤도면을 이루는 표층부의 잔류 오스테나이트량과, 탄화물 등으로 이루어지는 석출물의 존재율이 본 발명의 범위로부터 벗어났기 때문에, 계산 수명보다도 수명이 짧았다.
No.117 에서는, 사용한 소재 HJ1 으로 이루어진 강의 C의 함유율이 본 발명의 범위보다도 많고, C 및 N의 합계 함유율과, 탄화물 등으로 이루어지는 석출물의 존재율이 본 발명의 범위로부터 벗어났기 때문에, 계산 수명보다도 수명이 짧았다.
No.118 에서는, 사용한 소재 K1 으로 이루어진 강의 Si의 함유율이 본 발명의 범위보다도 많고, 궤도면을 이루는 표층부의 압축 잔류응력의 최대치와, 탄화물 등으로 이루어지는 석출물의 존재율이 본 발명의 범위로부터 벗어났기 때문에 계산수명보다도 수명이 짧았다.
No.119 에서는, 사용한 소재 L1 으로 이루어진 강의 Mn의 함유율이 본 발명의 범위보다도 많고, 궤도면을 이루는 표층부가 경하며, 잔류 오스테나이트량이 본 발명의 범위로부터 벗어났기 때문에, 계산 수명보다도 수명이 짧았다.
No.120 에서는, 사용한 소재 M1 으로 이루어진 강의 Mo의 함유율이 본 발명의 범위보다도 많고, 조대 결정 탄화물 및 공정 질화물이 발생했기 때문에, 계산수명보다도 수명이 짧았다.
No.121 에서는, 사용한 소재 N1 으로 이루어진 강의 V의 함유율이 본 발명의 범위보다도 많고, 조대 결정 탄화물 및 공정 질화물이 발생했기 때문에, 계산수명보다도 수명이 짧았다.
No.122 에서는, 사용한 소재 O1 으로 이루어진 강의 Ni의 함유율이 본 발명의 범위보다도 많고, 궤도면을 이루는 표층부의 C 및 N의 합계 함유율과, 경도가 본 발명의 범위로부터 벗어났기 때문에, 계산 수명보다도 수명이 짧았다.
따라서, 이상의 결과로부터, 롤링 베어링의 내부 링 및 외부 링을 본 발명의 범위를 만족하는 Nos.101 ~ 107의 구성으로 함으로써, 베어링이 훨씬 가혹한 환경에서 사용되더라도 수명이 길어지는 것을 알 수 있다.
실시예3
더욱이, 도면을 참조하여, 유성 기어 세트에 사용되며, 본 발명의 제 3 실시예를 이루는 니들 롤러 베어링이 상세히 설명된다. 도 5 는 유성 기어장치의 분해사시도이고, 도 6 은 도 5 의 유성 기어장치의 주요부의 단면도이다. 또한, 도 7 은, 도 5 의 유성 기어장치가 포함된 자동변속기의 단면도이다.
엔진 (도시되지 않음) 으로부터 출력되는 토오크는 토오크 변환기 (202) 를 통해 자동 변속기 (201) 에 전달되어, 병합되는 복수의 유성 기어 장치 (203) 로 이루어진 감속 기구에 의해 다수의 속도 단계로 감속된다. 그리고, 감속된 토오크는 출력축 (204) 에 연결된 드라이브-트레인 (drive-train) 으로 출력된다.
유성 기어 장치 (203) 는, 도 5 에 나타내는 바와 같이, 축 (도시하지 않음) 이 통과하는 선 기어 (211) 와, 선 기어 (211) 와 동심으로 배치된 링 기어 (212) 와, 선 기어 (211) 및 링 기어 (212) 에 맞물리는 복수 (도 5 에 있어서는 3 개) 의 유성 기어 (213) 와, 선 기어 (211) 및 링 기어 (212) 와 동심으로 배치되는 유성 기어 (213) 를 회전가능하게 지지하는 캐리어 (214) 를 구비하고 있다.
도 5 의 유성 기어 장치 (203) 의 주요부 (즉 유성 기어 베어링 부분) 의 단면도인 도 6 에 나타내는 바와 같이, 유성 기어 (213) 의 중심에는, 캐리어 (214) 에 고정된 유성축 (215) 이 삽입통과되어 있고, 또한, 유성 기어 (213) 의 내주면에 형성된 궤도면과 유성축 (215) 의 외주면에 형성된 궤도면 사이에는, 복수의 니들 롤러 (217) 가 자유롭게 구르는 방식으로 제공되고, 이것에 의해 유성 기어 (213) 는 유성축 (215) 을 축으로서 회전이 자유롭게 된다.
따라서, 래디얼 니들 롤러 베어링이 유성 기어 (213), 유성축 (215), 및 니들 롤러 (217) 로 구성되어, 유성 기어 베어링을 이룬다.
또, 니들 롤러 (217) 는, 도 6 에 나타내는 바와 같이 단열로 배치될 수 있으며, 복열로 배치될 수도 있다. 또한, 유성 기어 베어링은 케이지 및 롤러식 니들 롤러 베어링일 수 있다. 더욱이, 실시형태의 유성축 (215) 이 본 발명의 필수 요소를 구성하는 내부 링에 대응하며, 유성 기어 (213) 는 동일한 필수 요소를 구성하는 외부 링에 대응하며, 니들 롤러 (217) 는 동일한 필수 요소를 구성하는 롤링 요소에 대응한다.
본 실시형태에 있어서는, 유성축 (215) 및 니들 롤러 (217) 의 하나 이상은, 탄소를 0.2 wt% ~ 0.6 wt%, 크롬을 2.5 wt% ~ 7 wt%, 망간을 0.5 wt% ~ 2 wt%, 규소를 0.1 wt% ~ 1.5 wt%, 몰리브덴을 0.5 wt% ~ 3 wt% 함유하는 합금강으로 구성되어 있다. 그리고, 침탄질화 처리 (또는 침탄 처리), 담금질, 템퍼링 순의 열처리가 실시되었고, 표면의 탄소 농도와 질소 농도와의 합은 1 wt% ~ 2.5 wt% 로 결정된다. 더욱이, 표면 경도는 HRC60 이상, 표면의 잔류 오스테나이트량은 15 vol% ~ 45 vol% 로 결정된다. 더욱이, 평균 잔류 오스테나이트량은 8 vol% 이하이다.
상기된 조성의 유성 기어 베어링은, 고온, 고속의 조건 하나, 희박한 윤활하유 하에서 사용되는 경우라도, 시징, 프라잉 (prying) 등이 생기기 어려워 수명이 연장된다. 또한, 고온 하에 있더라도, 잔류 오스테나이트의 분해에 의한 치수 변화가 생기기 어렵다. 더욱이, 베어링이 모멘트 하중을 받은 경우에도 변형이나 손상이 생기기 어렵다 (특히, 유성축 (215) 에 변형이 생기기 어렵다).
열처리의 조건은 특히 한정되는 것이 아니지만, 일례를 이하에 나타낸다. 전술의 합금강을 단조 또는 절삭 가공에 의해 원하는 형상으로 성형한 후, 침탄질화 처리(또는 침탄 처리) 를 실시한다. 침탄질화 처리 (또는 침탄 처리) 는, 예컨대, RX 가스, 농후한 가스, 및 암모니아를 도입한 로 내에서 실시되고, 그렇게 형성된 합금강은 900 ~ 960 ℃ 정도에서 수시간 유지된다. 이 처리 후 바로 담금질을 하면, 구 오스테나이트의 입경이 크고, 주로 큰 잔류 오스테나이트 입자와 렌즈 상의 마르텐사이트로 이루어지는 조직으로 되어, 수명이 불충분해 지는 경향이 있다. 따라서, 침탄질화 처리 (또는 침탄 처리) 후에는, 일단 (A1) 변태점에서 오랜 시간 유지하거나, 또는 실온까지 냉각한 후에, 다시 820 ~ 900 ℃ 정도로 가열하여 담금질을 하고, 최종적으로 160 ~ 200 ℃ 정도로 템퍼링을 실시한다. 상기된 열처리를 실시한 경우에는, 미세하고 고경도의 탄화물이나 탄질화물이, 마르텐사이트 및 오스테나이트로 이루어지는 기지조직에 균일하게 분산되는 양호한 조직을 나타내는 것을 알 수 있다.
여기서, 전술의 감속기구의 작동원리를 도 8 을 참조하여 설명한다. 우선, 제 1 기어의 경우는, 도 8a 에 나타내는 바와 같이, 선기어를 구동 기어로 하고, 유성 기어 (213) (캐리어 (214)) 를 종동 기어로 하여, 링 기어 (212) 를 고정함으로써 큰 감속비가 얻어진다. 제 2 기어의 경우, 도 8b 에 나타내는 바와 같이, 선기어 (211) 를 고정하고, 유성 기어 (213) (캐리어 (214)) 를 종동 기어로 하고, 링 기어 (212) 를 구동 기어로 하여, 중간 정도의 감속비가 얻어진다. 제 3 기어의 경우는, 도 8c 에 나타내는 바와 같이, 선기어 (211) 를 고정하고, 유성 기어 (213) (캐리어 214) 를 구동 기어로 하며, 링 기어 (21) 를 종동 기어로 하여, 작은 감속비가 얻어진다. 또, 후진 기어의 경우, 도 8d 에 나타내는 바와 같이, 선기어 (211) 를 종동 기어로 하고, 유성 기어 (213) (캐리어 (214)) 를 고정하며, 링 기어 (212) 를 구동 기어로 하여, 입력된 토오크에 대하여 출력되는 토오크의 회전방향을 역전시킬 수 있다.
실시예
이하에, 실시예를 도시하여 본 발명을 더 구체적으로 설명한다. 표 5 에 나타내는 바와 같은 조성을 갖는 여러 가지의 합금강으로 구성된 유성축 (외경 12.2 ㎜, 길이 28.2 ㎜) 을 준비하여, 내구시험을 하였다. 또, 합금강의 C, Si, Mn, Cr, Mo 이외의 성분은 철 및 불가피한 불순물임을 알 수 있다. 더욱이, 표 5 의 강종 G2 는, JIS 강종 SUJ2 이다.
Figure 112006058994487-PCT00006
유성축은 합금강을 소정의 치수로 절삭 가공하고, 후술과 같은 침탄 처리 또는 침탄질화 처리를 시행하며, 그리고 소정 온도로 담금질, 템퍼링을 실시한 후, 마무리 연마를 시행하여 제조하였다. 침탄 처리의 조건은, 분위기가 RX 가스와 농후한 가스의 혼합물이며, 처리 시간이 약 3 ~ 5 시간이고, 처리 온도는820 ~ 950 ℃ 이다. 침탄질화 처리의 조건은, 분위기가 RX 가스, 농후한 가스, 및 암모니아가스 (5%) 의 혼합물이고, 처리 시간이 약 3 ~ 5 시간이며, 처리 온도가 820 ~ 950 ℃ 이다.
얻어진 각 유성축의 특성 (표면 잔류 오스테나이트량, 표면 경도 등) 을, 표 6 에 정리하여 나타낸다. 유성축의 표면의 탄소 농도 및 질소 농도는, 전자현미분석기 (EPMA) 로 측정한 값이고, 표면의 잔류오스테나이트량 (γR)은 X 선 회절장치로 측정한 값이다.
Figure 112006058994487-PCT00007
1) 표면 탄소 농도 및 질소 농도의 합으로 단위는 wt%
2) 잔류 오스테나이트량
다음으로, 내구 시험법에 관해서, 도 9 를 참조하면서 설명한다.
외부 링 (221) 에 유성축 (220) 이 삽입통과되어 있고, 유성축 (220) 의 외주면에 형성된 궤도면과 외부 링 (221) 의 내주면에 형성된 궤도면 사이에 자유롭게 구르도록 배치된 복수의 니들 롤러 (222) ( 외경 2 ㎜, 길이 15 ㎜) 에 의해서, 유성축 (220) 이 회전가능하게 구성된다. 이 유성축 (220) 의 외주면 (원통면) 에는 도시된 바와 같이 윤활유의 급유 구멍 (220a) 이 개구되어 있어, 단면의 개구부 (220b) 에 주입된 윤활유가 급유 구멍 (220a) 에서 궤도면에 급유되게 구성되어 있다.
4200N 의 래디얼 하중, 10000 min- 1 의 회전 속도, 및 150 ℃ 의 윤활유의 온도의 조건으로 유성축 (220) 이 회전되며, 박리 및 시징의 발생 때문에 회전시 진동이 초기 지점의 두 배가 되는 지점, 또는 유성축 (220) 의 온도는 185 ℃ 에 현저하게 증가되는 지점을 수명으로 하여 평가가 이루어졌다. 또, 래디얼 하중은, 지지 베어링 (도시하지 않음) 을 통해 외부 링 (221) 에 부하되었다. 또한, 공급하는 윤활유의 온도는 150 ℃ 지만, 시험중의 유성축 (220) 의 온도는 발열에 의해서 10 ℃ 정도 더 높은 것으로 여겨진다.
내구시험의 결과를 표 6 에 나타낸다. 표 6 으로부터 알 수 있는 것과 같이, 실시예 (201 ~ 208) 는, 비교예 (201 ~ 211) 와 비교하면 현저하게 수명이 길었다. 특히, 실시예 (201 ~ 206) 는, 평균 잔류 오스테나이트량이 8 vol% 이하이기 때문에, 고온하에서 그리고 유성축이 모멘트 하중을 받는 조건 하에서도, 시징 및 박리가 발생하지 않았다.
이에 반하여, 비교예 (201 ~ 209) 는, 합금강의 조성이 본 발명의 범위로부터 벗어났기 때문에, 실시예 (201 ~ 208) 와 비교하여 수명이 짧았다. 비교예 (201, 202) 는 SUJ2 로 이루어지고, 비교예 (201) 의 경우 무심 담금질이 실시되었고, 비교예 (202) 의 경우에는 침탄질화 처리가 실시되었지만, 큰 효과는 보이지 않았다. 또한, 비교예 (210, 211) 의 경우는 합금강의 조성은 바람직하지만, 비교예 (210) 에 관해서는 표면의 탄소농도와 질소농도와의 합이 바람직한 값이 아니며, 비교예 (211) 에 관해서는, 표면의 탄소농도와 질소농도와의 합이 표면 경도, 표면의 잔류 오스테나이트량, 평균 잔류 오스테나이트량이 모두 바람직한 값이 아니기 때문에 수명이 짧았다.
실시예4
이하에, 본 발명의 효과를 제 4 실시예 및 비교예에 근거하여 검증한다.
우선, 표 7 에 나타내는 각 구성의 강으로 이루어지는 소재 (A3 ~ Q3) 는 번호 6208의 심구볼 베어링 (내경 40 ㎜, 외경 80 ㎜, 폭 18 ㎜) 용의 내부 링 및 외부 링의 형상으로 절삭되었다. 이때, 내부 링 및 외부 링의 궤도구의 곡률 반경은 사용된 볼의 지름의 50.5 ~ 51.5% 가 되도록 형성되었다.
Figure 112006058994487-PCT00008
그리고, 열처리가 H3 이외의 소재로 이루어지는 내부 링 및 외부 링에 가해졌으며, 내부 링 및 외부 링은 RX 가스 + 농후한 가스 + 암모니아가스의 분위기 (탄소 포텐셜 Cp: 0.8 ~ 1.2, 암모니아 가스: 3 ~ 5%) 하에서, 920 ~ 960 ℃ 으로 가열되며, 2 ~ 6 시간 유지함으로써 침탄질화를 한 후, 오일 담금질을 하고, 그 후 160 ~ 180 ℃ 의 분위기 속에서 1.5 ~ 2.5 시간 유지되는 템퍼링이 실시되었다.
한편, 열처리가 소재 H3 로 이루어지는 내부 링 및 외부 링에 가해졌으며, 내부 링 및 외부 링은 830 ~ 860 ℃ 에 가열되었고, 0.5 ~ 1.5 시간 유지하고 담금질을 한 후, 오일 담금질을 하고, 그 후 160 ~ 180 ℃ 의 분위기에서 1.5 ~ 2.5 시간 유지되는 템퍼링이 실시되었다.
이러한 열처리에 의해, H3 의 소재로 이루어지는 내부 링 및 외부 링 외의 내부 링 및 외부 링의 표면에는 탄화물, 질화물, 및 탄질화물이 분산석출되며, 소재 H3 로 이루어지는 내부 링 및 외부 링의 표면에는 탄화물이 분산석출된다. 그리고, 열처리 후, 연마 및 표면 마무리하는 가공이 실시되고, 내부 링 및 외부 링의 궤도면의 표면 조도가 0.01 ~ 0.03 ㎛Ra 가 되었다.
궤도면을 구성하는 표층부 (표면에서 10 ㎛ 의 깊이까지의 부분) 의 C 및 N의 총 함유율 (질량비) 가 발광 분광 분석장치에 의해 측정되었다.
또한, 상기 표층부에서 경도 (로크웰 경도) 가, JIS Z 2245 에 규정된 로크웰 경도 시험법에 의해 측정되었다.
더욱이, 상기 표층부의 잔류 오스테나이트량 (체적비) 가 X선 회절 장치에 의해 측정되었다.
더욱이, 궤도면에서의 탄화물 및 탄질화물로 이루어지는 석출물 (이하, 궤도면에서의 탄화물 등으로 이루어지는 석출물이라 함) 의 존재율 (면적비) 을 아래와 같이 측정하였다.
우선, 표면 가공을 한 후, 궤도면을 부식액 (4 g의 피크린산1100 ㎖ 의 에탄올) 로 부식시킨 후, 광학 현미경을 사용하고, 0.5 ㎛ 이상의 탄화물 및 탄질화물에 관해서 30 시야를 배율 1000배로 관찰하였다. 그리고, 관찰상을 화상 처리함으로써, 각 시야마다 탄화물 및 탄질화물의 존재율 (면적비) 을 측정하여, 30시야의 평균값을 산출하였다.
더욱이, 궤도면에서의 탄화물 등으로 이루어지는 석출물 중의 Fe-Cr, Mo 계석출물의 존재율 (면적비) 을 투과형 전자현미경을 사용하여 전자선 회절 패턴을 관찰함으로써 측정하였다.
더욱이, Fe-Cr, Mo 계 석출물의 Cr 및 Mo 의 합계 함유율을 투과형 전자현미경에 부속의 에너지분산 X선 분석 장치 (EDS: Energy Dispersive Spectrometry) 를 사용하여 측정하였다.
이것들의 측정결과는, 같은 구성의 각 10 개의 내부 링 및 외부 링의 각 측정결과로부터 산출한 평균값을 표 8 에 더불어 나타낸다.
다음으로, 강의 조성 및 열처리가 표 8 에 나타내는 바와 같이 각각 다른 No.301 ~ No.322 의 내부 링및 외부 링과, 고탄소 크롬 베어링강 2 종제 (SUJ2) 로 침탄질화 처리가 가해진 볼과, 강제의 파형 프레스 유지기로 이루어지는 시험베어링이 도 10 에 나타내는 벨트 및 풀리 무단변속기에 설치되고, 이하에 나타내는 조건으로 수명 시험이 실시되었다. 여기서, 이 시험 베어링은 각 10 개씩 준비하고, 준비된 시험 베어링의 어느 것은 내부 틈으로서 CN 틈 (보통 틈) 을 활용했다. 또한, 윤활유로서, 이하에 나타내는 마찰계수가 다른 2 종류가 사용되었다.
〔윤활유의 종류〕
(1) 시판의 CVTF
·40 ℃ 에서 동점도: 30-40 cSt
·100 ℃ 에서 동점도: 7 cSt 정도
·110 ℃ 에서 마찰계수: 0.12 (미끄러지는 속도: 0.5 m/s)
(2) 시판의 CVTF
·40 ℃ 에서 동점도: 30-40 cSt
·100 ℃ 에서 동점도: 7 cSt 정도
·110 ℃ 에서 마찰계수: 0.14 (미끄러지는 속도: 0.5 m/s)
이 벨트 및 풀리 무단 변속기에서는 도 10 에 나타내는 바와 같이, 입력 축측 (제 1) 풀리 (301) 가 형성된 입력축 (310) 과, 출력 축측 (제 2) 풀리 (302) 가 제공된 출력축 (220) 이 각각 한 쌍의 롤링 베어링 (30la, 301b, 302a, 302b) 에서 지지되어 있다. 이 4 개의 롤링 베어링 중 제 1 전방 베어링 (즉, 제 1 풀리 (301) 보다도 엔진 (304) 측에서 입력축 (310) 을 지지하는 롤링 베어링) (30la) 으로서 각 시험베어링이 장착되었다. 이외의 롤링 베어링 (30lb, 302a, 302b) 으로서는 각 시험에서 같은 것을 사용하였다.
또한, 이 벨트 및 풀리 무단변속기의 벨트 (303) 는, 두께 0.2 ㎜ 의 강 시트를 10 개 적층하여, 2 개의 밴드 스트립 (303a) 에 300 개의 플레이트 (303b) 가 창착되도록 구성되며, 벨트 (303) 의 길이는 600 ㎜ 이다.
〔수명 시험 조건〕
하중: P (부하하중)/C (동정격하중) = 0.26
입력축의 회전속도: 500 ~ 6000 mim- 1 의 범위내에서 가속/감속 엔진
엔진의 입력 토오크: 200 N·m
윤활유공급량: 제 1 전방 베어링 (10 ㎖/min), 그 이외의 베어링 (200 ㎖/min)
공급유 온도: 110℃
이 수명 시험은, 내부 링 또는 외부 링에 박리가 생길 때까지 시행하여, 이 박리가 생기기까지의 시간을 수명시간으로서 측정하였다. 그리고, 같은 구성의 10 개의 시험 베어링의 결과보다, 웨이불 분포 함수를 토대로 단수명 측에서 10% 의 내부 링 또는 외부 링에 박리가 생기기까지의 총 회전시간을 구하여, 이것을 수명 (L10) 으로 하였다. 이 결과는, 표 8 에 더불어 나타낸다.
또한, 시험 베어링의 계산 수명은 494 시간이기 때문에, 1000 시간이 될 때 수명 시험이 중단되었다. 그리고, 시험 마무리 시간이 되어도 내부 링 및 외부 링에서 박리가 생기지 않은 경우, 수명 (L10) 을 1000 시간으로 하였다.
Figure 112006058994487-PCT00009
Figure 112006058994487-PCT00010
표 8 로부터 알 수 있는 바와 같이, 본 발명의 실시예인 Nos.301 ~ 311 의 시험 베어링은, 비교예인 Nos.312 ~ 322 의 시험 베어링과 비교하여 수명이 길었다.
Nos.301 ~ 311 중, 궤도면에서의 탄화물 등으로 이루어지는 석출물의 존재율이 15% 미만인 No.305 와, 이 석출물의 존재율이 35% 를 초과하는 No.302 는 Nos.302 ~ 304와 비교하여 수명이 짧았다. 이것에 의해, 궤도면에서의 탄화물 등으로 이루어지는 석출물의 존재율을 15 ~ 35% 로 하는 것이 바람직한 것을 알 수 있다.
또한, Cr 의 함유율이 본 발명의 바람직한 범위보다도 적은 No.301 와, Si 의 함유율이 본 발명의 바람직한 범위보다도 적은 No.306 와, Mn 의 함유율이 본 발명의 바람직한 범위보다도 적은 No.307 와, Mo 의 함유율이 본 발명의 바람직한 범위보다도 적은 No.308 은 Nos.302 ~ 304 와 비교하여 수명이 짧았다.
더욱이, 궤도면에서의 탄화물 등으로 이루어지는 석출물의 존재율은 15 ~ 35% 의 범위 내이지만, Fe-Cr, Mo 계 석출물의 존재율이 30% 미만의 Nos.310, 311 은 Nos.302 ~ 304 와 비교하여 수명이 짧았다. 이것에 의해, 궤도면에서의 탄화물 등으로 이루어지는 석출물의 30% 이상을, Fe-Cr, Mo 계 석출물로 하는 것이 바람직한 것을 알 수 있다.
더욱이, Fe-Cr, Mo 계 석출물의 존재율이 30% 미만이며, Cr 및 Mo 의 합계 함유율이 30% 미만인 No.311 은 Fe-Cr, Mo 계석출물의 존재율이 30% 미만이며, Cr 및 Mo 의 합계 함유율이 30% 이상인 No.310 와 비교하여 수명이 짧았다. 이것에 의해, Fe-Cr, Mo 계석출물의 Cr 및 Mo 의 합계 함유율은 30% 이상으로 하는 것이 바람직한 것을 알 수 있다.
한편, Nos.312, 313 은 SUJ2 로 이루어지고, Si 의 함유율, Cr 의 함유율 및 Mo 의 함유율이 본 발명의 범위보다도 작고, 궤도면에 충분한 탄화물이 얻어지지 않았기 때문에, 계산 수명보다도 수명이 짧았다.
No.314 은 Cr 의 함유율이 본 발명의 범위보다도 적고, 궤도면에 충분한 탄화물 및 탄질화물이 얻어지지 않았기 때문에, 계산 수명보다도 수명이 짧았다.
No.315 는 Cr 의 함유율이 본 발명의 범위보다도 많고, 조대 공정 탄화물 및 공정 질화물이 발생하였기 때문에, 수명이 짧았다.
No.316 은 C 의 함유율이 본 발명의 범위보다도 적고, 궤도면에 충분한 Fe- Cr, Mo 계 석출물이 얻어지지 않았기 때문에, 수명이 짧았다.
No.317 은 C 의 함유율이 본 발명의 범위보다도 많고, 궤도면에 충분한 Fe- Cr, Mo 계 석출물이 얻어지지 않았기 때문에, 계산 수명보다도 수명이 짧았다.
No.318 은 Si 의 함유율이 본 발명의 범위보다도 적고, 궤도면을 이루는 표층부에서 경도가 충분히 얻어지지 않고, 또한 잔류 오스테나이트량이 증가되었기 때문에, 계산 수명보다도 수명이 짧았다.
No.319 는 Mo 의 함유율이 본 발명의 범위보다도 많고, 조대 공정 탄화물 및 공정 탄질화물이 발생되었기 때문에, 수명이 짧았다.
No.320 은 V 의 함유율이 본 발명의 범위보다도 많고, 조대 공정 탄화물 및 공정 탄질화물이 발생하였기 때문에, 수명이 짧았다.
No.321 은 Si 의 함유율이 본 발명의 범위보다도 적고, Fe-Cr, Mo 계 석출물중 Cr 및 Mo 의 합계함유율이 30% 미만이기 때문에, 계산수명보다도 수명이 짧았다.
No.322 는, Mn 의 함유율이 본 발명의 범위보다도 많고, 궤도면을 이루는 표층부에서 경도가 충분히 얻어지지 않고, 또한 잔류 오스테나이트량이 증가되기 때문에, 계산 수명보다도 수명이 짧았다.
이상의 결과로부터, 내부 링 및 외부 링을, 본 발명의 범위를 만족하는 No.301 ~ 311 에 나타낸 조성에 따라 구성하여, 0.10 의 높은 마찰계수, 및 100 ℃ 에서 8cSt 의 낮은 동점도를 갖는 윤활유를 사용한 경우라도, 계산 수명보다도 수명이 길 수 있다는 것을 확인할 수 있었다.
본 실시형태에서는 시일이 없는 롤링 베어링이 사용되었지만, 입력축측 풀리 및 출력축측 풀리 및 벨트와의 마찰로부터 마찰 분말가 많아지는 유닛에서 사용되는 경우, 금속제 시일 등의 비접촉 시일이나, 고무시일 (니트릴 고무 또는 아크릴 고무 등), 불소 시일 등의 접촉시일을 사용 온도에 따라 선택하여 사용하더라도 상관없다.
또한, 본 실시형태의 롤링 베어링에서는, 강제의 유지기를 사용하였지만, 베어링이 고속 회전하에서 사용되는 경우에는, 플라스틱제의 유지기를 사용하는 것이 바람직하다.
더욱이, 본 실시형태의 롤링 베어링으로서는, 내부 틈을 CN 틈이라고 하였지만, 래디얼 하중 및 래디얼 하중을 억제한다고 하는 관점에서, 이 내부 틈을 보다 작게 하는 것이 바람직하다. 또한, 동일한 관점에서, 내부 링 및 외부 링의 궤도구의 곡률 반경을, 본 실시형태보다도 작게 하는 것이 바람직하다.
본 발명은 특정한 실시형태를 참조하여 상세히 설명되었지만, 본 발명의 요지 및 범위를 벗어나지 않고 여러 가지 변경이나 수정을 가할 수 있다는 것이 당업자에게는 명백할 것이다.
본 특허 출원은 2004년 1월 20일 출원된 일본특허출원 (특원 제 2004-012300), 2004년 3월17일 출원된 일본특허출원 (특원 2004-077026), 2004년 3월 30일 출원된 일본특허출원 (특원 2004-100181), 2004년 3월 31일 출원된 일본특허출원 (특원 2004-106487), 2004년 12월 14일 출원된 일본특허출원 (특원 2004-361274) 에 근거하는 것으로, 그 내용은 여기에 참조로서 받아들인다.
본 발명의 롤링 베어링은 고온, 고속 조건 하에서, 그리고 이물 혼입된 윤활유로 윤활하는 조건 하에 있더라도 바람직하게 사용가능하다. 특히, 본 발명의 롤링 베어링은 자동차, 농업기계, 건설기계 및 강제조 관련 기계 등의 엔진 및 변속기 등에 바람직하게 사용가능하다. 본 발명이 심구볼 베어링, 원통 롤러 베어링, 원추 롤러 베어링, 및 니들 롤러 베어링과 같은 다른 롤링 베어링에 적용되어도 동일한 효과를 얻는 것을 알 수 있다.

Claims (11)

  1. 외부 링, 내부 링, 및 상기 외부 링과 상기 내부 링 사이에 자유롭게 구르도록 배치된 복수의 롤링 요소를 포함하는 롤링 베어링에 있어서,
    상기 외부 링, 내부 링, 및 롤링 요소 중에서 선택된 1 이상의 부재는,
    C 의 함유율이 0.2 wt% ~ 0.6 wt% 이고,
    Cr 의 함유율이 2.5 wt% ~ 7.0 wt% 이고,
    Mn 의 함유율이 0.5 wt% ~ 2.0 wt% 이고,
    Si 의 함유율이 0.1 wt% ~ 1.5 wt% 이고,
    Mo 의 함유율이 0.5 wt% ~ 3.0 wt% 이고,
    침탄 처리 또는 침탄질화 처리, 담금질 처리, 및 템퍼링 처리가 실시되고,
    표면의 잔류 오스테나이트량이 체적비로 15% ~ 45% 이고,
    표면 경도가 HRC60 이상인 것을 특징으로 하는 롤링 베어링.
  2. 외부 링, 내부 링, 및 상기 외부 링과 상기 내부 링 사이에 자유롭게 구르도록 배치된 복수의 롤링 요소를 포함하는 롤링 베어링에 있어서,
    상기 외부 링, 내부 링, 롤링 요소 중에서 선택된 1 이상의 부재는,
    C 의 함유율이 0.8 wt% ~ 1.2 wt% 이고,
    Cr 의 함유율이 2.0 wt% ~ 4.0 wt% 이고,
    Mn 의 함유율이 0.1 wt% ~ 2.0 wt% 이고,
    Si 의 함유율이 0.5 wt% ~ 1.5 wt% 이고,
    Mo 의 함유율이 0.1 wt% ~ 2.0 wt% 이고,
    침탄 처리 또는 침탄질화 처리, 담금질 처리, 및 템퍼링 처리가 실시되고,
    표면의 잔류 오스테나이트량이 체적비로 15% ~ 45% 이고,
    표면 경도가 HRC60 이상인 것을 특징으로 하는 롤링 베어링.
  3. 제 1 항 또는 제 2 항에 있어서, 상기 선택된 부재는 더욱이
    표면의 탄소농도와 질소농도의 합이 1.0 wt% ~ 2.5 wt% 인 것을 특징으로 하는 롤링 베어링.
  4. 제 3 항에 있어서, 상기 선택된 부재는 더욱이
    V의 함유율이 2.0 wt% 이하이고,
    Ni의 함유율이 2.0 wt% 이하인 것을 특징으로 하는 롤링 베어링.
  5. 제 4 항에 있어서, 상기 선택된 부재는 더욱이
    탄화물, 탄질화물 중 1 이상의 석출물의 존재율이 면적비로 15% ~ 35% 인 것을 특징으로 하는 롤링 베어링.
  6. 제 5 항에 있어서, 상기 선택된 부재는 더욱이
    상기 석출물이, M7C3 형, M23C6 형, M7(C, N)3 형, M23(C, N)6 형의 복탄질화물을 1 이상 포함하는 Fe-Cr, Mo 계 석출물인 것을 특징으로 하는 롤링 베어링.
  7. 제 6 항에 있어서, 상기 선택된 부재는 더욱이
    상기 Fe-Cr, Mo 계 석출물이 Cr 및 Mo 를 합계로 30 wt% 이상 함유하는 것을 특징으로 하는 롤링 베어링.
  8. 제 5 항에 있어서, 상기 선택된 부재는 더욱이
    표층부의 압축 잔류응력의 최대치가 150 MPa ~ 2000 MPa 인 것을 특징으로 하는 롤링 베어링.
  9. 제 3 항에 있어서, 상기 선택된 부재는 내부 링 및 롤링 요소 중 1 이상인 것을 특징으로 하는 롤링 베어링.
  10. 제 9 항에 있어서, 상기 선택된 부재는 더욱이
    평균 잔류 오스테나이트량이 체적비로 8% 이하인 것을 특징으로 하는 롤링 베어링.
  11. 제 1 항 또는 제 2 항에 있어서, 상기 선택된 부재는 더욱이
    평균 잔류 오스테나이트량이 Cr 와 Mo 의 함유량의 합의 2.5 배 이하인 것을 특징으로 하는 롤링 베어링.
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