WO2003081062A1 - Rolling bearing for belt type non-stage transmission - Google Patents

Rolling bearing for belt type non-stage transmission Download PDF

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WO2003081062A1
WO2003081062A1 PCT/JP2003/003725 JP0303725W WO03081062A1 WO 2003081062 A1 WO2003081062 A1 WO 2003081062A1 JP 0303725 W JP0303725 W JP 0303725W WO 03081062 A1 WO03081062 A1 WO 03081062A1
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rolling
rolling bearing
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belt
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Hiromichi Takemura
Yoshitaka Hayashi
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    • F16H9/16Gearings for conveying rotary motion with variable gear ratio, or for reversing rotary motion, by endless flexible members without members having orbital motion using belts, V-belts, or ropes engaging a pulley built-up out of relatively axially-adjustable parts in which the belt engages the opposite flanges of the pulley directly without interposed belt-supporting members using two pulleys, both built-up out of adjustable conical parts
    • F16H9/18Gearings for conveying rotary motion with variable gear ratio, or for reversing rotary motion, by endless flexible members without members having orbital motion using belts, V-belts, or ropes engaging a pulley built-up out of relatively axially-adjustable parts in which the belt engages the opposite flanges of the pulley directly without interposed belt-supporting members using two pulleys, both built-up out of adjustable conical parts only one flange of each pulley being adjustable

Definitions

  • the present invention relates to an improvement in a rolling bearing for supporting a rotating shaft, for example, a pulley shaft, of a belt type continuously variable transmission of a wheel such as an automobile. Specifically, even if a low-viscosity CVT fluid (ATF combined oil) is used in order to stabilize the friction coefficient of the frictional engagement portion between the belt and pulley and achieve low fuel consumption, sufficient A structure that can ensure durability is realized.
  • ATF combined oil a low-viscosity CVT fluid
  • FIG. 1 shows the basic structure of such a belt-type continuously variable transmission.
  • This belt-type continuously variable transmission has an input side rotary shaft 1 and an output side rotary shaft 2 arranged in parallel to each other.
  • Each of these rotating shafts 1 and 2 is rotatably supported by a pair of rolling bearings 3 inside a transmission case (not shown).
  • Each of these rolling bearings 3 has an outer ring 4 and an inner ring 5 provided concentrically with each other, as shown in detail in FIG. Of these, the outer ring 4 has an outer ring raceway 6 on the inner peripheral surface, and the inner ring 5 has an inner ring raceway 7 on the outer peripheral surface. A plurality of rolling elements 8 are provided between the outer ring raceway 6 and the inner ring raceway 7 while being held by the cage 9.
  • Each of the rolling bearings 3 configured as described above has each outer ring 4 fitted and fixed to a part of the transmission case, and each inner ring 5 is connected to the input side rotary shaft 1 or the output. The side rotary shaft 2 is externally fitted and fixed.
  • each rolling bearing 3 used was made of an outer ring 4, an inner ring 5, and each rolling element 8 made of two common bearing steels (SUJ 2).
  • the input-side rotary shaft 1 is rotationally driven by a drive source 10 such as an engine via a starting clutch 18 such as a torque converter or an electromagnetic clutch.
  • a driving pulley 11 is provided in a portion located between the pair of rolling bearings 3 at an intermediate portion of the input rotating shaft 1, and the driving pulley 11 and the input rotating shaft 1 are synchronized. To rotate.
  • the distance between the pair of drive side pulley plates 1 2 a and 1 2 b that make up this drive side pulley 1 1 is the same as that of the drive side actuary 1 3 (left side in Fig. 1). 2 Adjustable by displacing a in the axial direction. That is, the groove width of the driving pulley 11 can be expanded and contracted by the driving side actuator 13.
  • a driven pulley 14 is provided at a portion located between the pair of rolling bearings 3 at the intermediate portion of the output rotary shaft 2 and the driven pulley 14 and the output rotary shaft 2 are synchronized.
  • the distance between the pair of driven pulleys 1 5 a and 15 b that make up this driven pulley 14 is one of the driven pulleys on the driven side of the actuator 16 (right side in Fig. 1).
  • the plate 15a can be adjusted by displacing it in the axial direction. That is, the groove width of the driven pulley 14 can be increased or decreased by the driven side actuator 16.
  • An endless belt 17 is stretched between the driven side pulley 14 and the driving pulley 11. This endless belt 17 is made of metal.
  • the power transmitted from the drive source 10 to the input-side rotary shaft 1 via the starting clutch 18 is transmitted from the drive-side pulley 11. It is transmitted to the driven pulley 14 via the endless belt 17.
  • the endless belt 17 there are conventionally known one that transmits power in the pressing direction and one that transmits power in the bow I tensioning direction.
  • the power transmitted to the driven pulley 14 is transmitted from the output side rotating shaft 2 to the drive wheel 21 via the reduction gear train 19 and the differential gear 20.
  • the groove widths of the pulleys 11 are expanded and contracted while being associated with each other.
  • the groove width of the driving pulley 11 is increased and the driven primary 1 Reduce the groove width of 4.
  • the diameter of the portion of the endless bell rod 17 that spans the pulleys 1 1 and 14 is small at the driving pulley 1 1 portion, and the driven side pulley 1 4
  • the speed increases at the part, and deceleration is performed between the input side rotary shaft 1 and the output side rotary shaft 2.
  • the groove width of the driving pulley 11 is reduced and Increase the groove width of driven pulley 1 4.
  • the diameter of the part of the endless belt 17 that spans the pulleys 11 and 14 is larger at the driving pulley 11 and smaller at the driven pulley 14.
  • the speed is increased between the input side rotary shaft 1 and the output side rotary shaft 2.
  • CVT fluid (ATF combined oil) is used as the lubricating oil for belt type continuously variable transmissions.
  • the reason for this is to increase and stabilize the friction coefficient of the frictional engagement portion between the metal endless belt 17 and the drive side and driven side pulleys 11 and 14.
  • the CVT fluid is circulated through the friction part at a flow rate of 30 Occ / min or more to lubricate the friction part.
  • a part of the CVT fluid passes through the inside of each rolling bearing 3 (for example, at a flow rate of 2 Occ / min or more), and lubricates the rolling contact portion of each rolling bearing 3.
  • each of the rolling bearings 3 wear caused by the friction between the endless belt 17 and the pulleys 11, 14, and the friction at the speed reduction gear train 19 portion.
  • foreign matter such as generated gear dust will enter the CVT fluid.
  • Such foreign matter damages the rolling contact portion of each of the rolling bearings 3 and reduces its durability.
  • the basic dynamic load rating of each rolling bearing 3 is increased by increasing the bearing size of each rolling bearing 3 or increasing the diameter (ball diameter) of each rolling element 8. The life of each of these rolling bearings 3 was given a margin.
  • the number of friction pieces is, for example, 2500 to 400, and in this case, the rotational speed of the engine changes from 600 rpm to 700 rpm.
  • primary The primary component of the vibration frequency generated in the boom is 1000 to 3000Hz when decelerating and 10000 to 35000Hz when accelerating.
  • This frequency is higher than the frequency of vibrations caused by gear meshing in manual transmissions (MT) and ordinary automatic transmissions (except for continuously variable transmissions). This is thought to be because the number of gear teeth engaged with MT and AT is 50 or less, while the number of friction pieces of belt type CVT is as large as 250 to 400.
  • belt-type CVTs are required to improve the power transmission efficiency of the belt, to suppress belt drive noise, and to reduce friction between the belt and the belt. It is desirable to use lubricating oil with high fluidity (low viscosity).
  • the rolling bearing that supports the rotating shaft of the pulley is located on the side surface of the pulley, so that it is difficult for lubricant to be supplied, and when CVT fluid with low viscosity is used, the radial direction and axial due to belt fluctuations are used. Due to the action of the direction vibration, there is a greater possibility that the oil film formation state at the rolling contact portion between the outer ring raceway 6 and the inner ring raceway 7 and the rolling surface of the rolling element 8 will be insufficient. And it is considered that the possibility of early peeling due to slippage increases at this rolling contact part.
  • the rolling bearing 3 composed of the outer ring 4, the inner ring 5 and the rolling element 8 made of general bearing steel such as SU J 2, for example, when the kinematic viscosity of the base oil is 40 ° C, ⁇ 2 / sec (4 0 X 1 0— 6 m 2 Zs) Less than 1 0 ⁇ 2 Zsec at 1 00 o'clock, when using a low viscosity CVT fluid, premature peeling due to the above slip occurs The possibility is likely to increase.
  • the temperature of the rolling bearing 3 may exceed 100 0, and it enters the inside of the rolling bearing 3 to lubricate the rolling contact portion of the rolling bearing 3.
  • the viscosity of C VT fluid is considerably lower than 10 thigh 2 / sec.
  • the strength of the oil film existing at the rolling contact portion is reduced, and the oil film breakage easily occurs at the rolling contact portion due to the influence of differential, revolution, spin, and the like.
  • metal contact occurs at the rolling contact portion, fatigue of the surface layer portion is promoted, and early peeling occurs.
  • the difference between the X-ray diffraction half-value width of the mantensite phase in the non-fatigue state and the X-ray diffraction half-value width in the fatigued state is defined as ⁇ .
  • Substituting the amount of decrease in the half-width of the X-ray diffraction half-width of the martensite phase and the amount of decrease in the retained austenite amount into the equation F K ⁇ ⁇ ⁇ + ⁇ ⁇ Obtain the fatigue level F above. Then, this fatigue degree F is evaluated in correspondence with a reference value prepared in advance for each part of each rolling contact portion, and the fatigue degree of each part is measured.
  • FIG. 3 shows the results of fatigue analysis performed under these conditions.
  • ( ⁇ ) is the outer ring raceway of a rolling bearing incorporated in a general gear type transmission
  • ( ⁇ ) is the belt type continuously variable transmission.
  • the fatigue level of the outer ring raceway of the built-in rolling bearing is shown. The higher the value of fatigue level, the more advanced the fatigue and the shorter the peeling life.
  • the fatigue of the outer ring raceway surface of a rolling bearing incorporated in a general gear-type transmission shown in Fig. 3 ( ⁇ ) was about 1.4, whereas that shown in Fig. 3 ( ⁇ ).
  • the fatigue level of the belt-type continuously variable transmission was about 2.8, which is twice as high.
  • the present invention is a case where a CVT fluid having a low viscosity is used as a lubricating oil in order to realize a belt type continuously variable transmission having excellent transmission efficiency and sufficient durability.
  • the invention was invented to realize a rolling bearing for a belt type continuously variable transmission in which the outer ring raceway 6 of the rolling bearing 3 for rotatably supporting the pulley is less likely to cause damage such as premature peeling. Disclosure of the invention
  • the rolling bearing for a bell-type continuously variable transmission includes an outer ring, an inner ring, and a plurality of rolling elements, similarly to the conventionally known rolling bearing for a belt-type continuously variable transmission. .
  • the outer ring has an outer ring raceway on the inner peripheral surface.
  • the inner ring has an inner ring raceway on the outer peripheral surface.
  • Each rolling element is provided between the outer ring raceway and the inner ring raceway so as to roll freely.
  • the outer ring is supported by being fitted in a fixed part such as a transmission case, and the inner ring is configured to constitute a belt-type continuously variable transmission such as an end portion or an intermediate portion of each input-side or output-side rotary shaft.
  • the pulley is externally supported by a portion that rotates together with the roller, and the pulley is supported by the fixed portion on the rotation.
  • At least the outer ring is 0.1 to 0.5 wt%, 1.
  • the outer ring raceway has a surface layer including 0.8 to 1.2 wt% (3 and 0.05 to 0.50 wt%) on the surface portion of the outer ring raceway.
  • the surface layer has a surface hardness of Hv 720 to 900, and a carbide having an average particle diameter of 50 to 500 nm in a portion from the surface of the outer ring raceway to the maximum shear stress generation position depth or Carbon nitride (M 3 C, Mr Cs) is dispersed and precipitated.
  • a carbide having an average particle diameter of 50 to 500 nm in a portion from the surface of the outer ring raceway to the maximum shear stress generation position depth or Carbon nitride (M 3 C, Mr Cs) is dispersed and precipitated.
  • the amount of residual austenite at 50 m below the surface of the outer ring raceway is 20 to 45% by volume, and the residual compressive stress at 50 m below the surface of the outer ring raceway is 150 to 50 OMPa.
  • At least one of 0.1 to 3.0% by weight of 3 ⁇ 410 and 0.1 to 3.0% by weight of is contained.
  • the residual oxygen concentration is preferably 9 PPII1 or less, the P content is 0.02 wt% or less, and the S content is preferably 0.02 wt% or less. or,
  • the present invention is premised on being applied to the outer ring race having the most severe conditions regarding the rolling fatigue life.
  • the weakest part will be the inner ring or rolling element. Therefore, it is preferable to apply to the inner ring raceway and each rolling element in order to satisfy the required life.
  • the surface hardness of the surface layer was set to Hv 720 to 900, and carbide or carbonitride having an average particle diameter of 50 to 500 nm was dispersed and precipitated in a predetermined portion.
  • the rolling fatigue life can be more effectively secured. That is, using C VT fluid with low original viscosity and operating under high temperature conditions of 100 ° C or more, the viscosity of this C VT fluid is further reduced, and the oil film present at the rolling contact portion Even when the strength of the steel becomes low and local metal contact occurs, the progress of surface fatigue of the rolling contact portion can be delayed.
  • the amount of retained austenite in a given part is set to an appropriate value, the micro-peeling and flaws that occur on the surface of the rolling contact part are alleviated regardless of the local metal contact that occurs as described above. I can do things. Furthermore, by setting the residual compressive stress at the predetermined part to an appropriate value, even if a minute crack or peeling occurs on the surface of the rolling contact part, the propagation of these cracks or peeling can be suppressed to prevent early peeling. It is possible to further improve the effect.
  • the particle size of the carbide or carbonitride is controlled.
  • these carbides or carbonitrides can be finely precipitated. And the amount of C in the matrix can be reduced.
  • the rolling bearing for a belt-type continuously variable transmission has a function in which the strength of the oil film existing in the rolling contact portion is weak and local metal contact occurs due to the action described above.
  • the rolling fatigue life can be ensured.
  • the rotation support portions of the input-side rotation shaft and the output-side rotation shaft can be configured to be small and lightweight, and sufficient durability can be ensured with a structure having a small rotational resistance. In this case, it is not necessary to increase the amount of lubricating oil circulated inside the rolling bearing (for example, much higher than 20 cc Zmin).
  • the present invention was defined including the reasons why each element was added to the ferrous alloy material for making the rolling bearing for a belt type continuously variable transmission according to the present invention, and the contents of these elements. The reason for limiting the numerical values will be explained.
  • C increases the hardness of this surface to a required value (for example, Hv 7 20 to 90 0) in order to ensure the rolling fatigue life of the raceway surface. It is included for carburizing and nitriding treatment. In order not to prolong the carbonitriding time, it is necessary to contain 0.15% by weight or more of C. On the other hand, when C is contained in an amount exceeding 0.50% by weight, the toughness of the material is lowered, the cracking strength of the bearing ring made of the material is lowered, and dimensional stability at high temperature is also achieved. It becomes difficult to secure Therefore, the content of C is set to 0.15 to 0.50% by weight.
  • Si is added to improve the hardenability in addition to delaying the white structure change seen under rolling fatigue.
  • the addition amount of 31 is less than 0.1% by weight, the temper softening resistance becomes insufficient, and it becomes difficult to ensure sufficient hardness of the outer ring raceway surface after heat treatment.
  • 1 is contained in an amount exceeding 1.5% by weight, the workability of the material is significantly reduced. Therefore, the Si content is set to 0.1 to 1.5% by weight.
  • Mn is added to improve the hardenability of steel (iron-based alloy).
  • the amount of 1 ⁇ 11 added is less than 0.1% by weight, it is difficult to ensure sufficient hardenability.
  • the content of] ⁇ 411 is set to 0.1 to 1.5% by weight.
  • Cr is added to improve the hardenability and promote the spheroidization of the carbide. In order to obtain these effects, it is necessary to contain (1 "in an amount of 0.5% by weight or more.
  • the content exceeds 3.0% by weight, the machinability of the material (shaving Therefore, the processing of the outer ring raceway may be troublesome, so the Cr content is set to 0.5 to 0.0% by weight.
  • Mo is selectively contained (although it is not essential for carrying out the present invention).
  • the temper softening resistance can be improved, and the hardness of the material and the outer ring obtained from the material can be increased by the fine carbide dispersion effect, thereby improving the high temperature strength.
  • an addition amount of 0.1% by weight or more is necessary. The reason for this is that by adding Mo, the amount of C dissolved in the matrix is reduced, and fine Mo carbides are precipitated.
  • the addition amount of Mo exceeds 3.0% by weight, solutionization becomes insufficient, carbides are not refined, and workability may be further deteriorated. Therefore, when Mo is contained, the content is set to 0.1 to 3.0% by weight.
  • V is also selectively contained (although not essential for carrying out the present invention). When it is contained, it precipitates at the grain boundary and suppresses the coarsening of the crystal grains, and combines with carbon in the steel to form fine carbides. Addition improves the hardness of the outer ring surface layer and improves wear resistance. In addition, the effect of delaying the change in white color structure by the hydrogen trap effect can be expected. Such an effect becomes remarkable when the content of V is 0.1% by weight or more. On the other hand, if the V content exceeds 3.0% by weight, huge carbides of V are precipitated at the grain boundaries, reducing the pinning effect, and further degrading workability and various mechanical properties. Let Therefore, when V is added, its content is set to 0.1 to 3.0% by weight.
  • C is added to obtain the hardness necessary to ensure the rolling fatigue life of the raceway surface in a state after the surface of the raceway surface is polished after carbonitriding the raceway. .
  • the hardness for example, Hv 720 or more
  • the content exceeds 1.2% by weight, giant carbides are likely to be generated in the surface layer portion, and a crack or other damage is likely to start. Therefore, the C content in the surface layer portion was regulated to 0.8 to 1.2% by weight.
  • N is added to improve the tempering resistance of the surface layer portion and to improve the strength by dispersing and precipitating fine carbon / nitride.
  • the N content needs to be 0.05% by weight or more.
  • the wear resistance is excessively improved, and not only the polishing process for finishing the outer ring raceway becomes difficult, but also the above-mentioned surface The brittle crack strength of the layer also decreases. Therefore, the N content is regulated to 0.05 to 0.5% by weight.
  • P is an element that reduces rolling fatigue life and toughness.
  • the P content is preferably as low as possible.
  • the P content is preferably suppressed to 0.02% by weight or less.
  • S is an element that improves machinability, it combines with Mn to form sulfide inclusions that reduce rolling fatigue life.
  • improving machinability can be achieved by other than adding S. Therefore, it is preferable that the S content is as small as possible in terms of securing the rolling fatigue life of the outer ring. In this respect, the S content is preferably suppressed to 0.02% by weight or less.
  • the present invention provides a rolling bearing in which a plurality of rolling elements are rotatably disposed between an inner ring and an outer ring, and at least one of the inner ring, the outer ring, and the rolling element.
  • carbon (C) content is 0.660% or more and 1. 20% or less
  • silicon (S i) content is 0-10% or more and 1.5% or less
  • manganese (Mn) content Alloy steel with a rate of 0-10% to 1.5% and chromium (C r) content of 0.50% to 3.0% is formed into a predetermined shape, then carbonitrided, quenched and tempered It was obtained by applying.
  • the carbon content of the raceway surface of the bearing ring and the surface layer part (the part from the surface to a depth of 50 m) forming Z or the rolling surface of the rolling element is 0.80% by mass or more and 1.30% by mass or less.
  • the nitrogen content of the surface layer is 0.05% by mass or more and 0.50% by mass or less.
  • the hardness of the surface layer is 700 to 850 in terms of pickers hardness (Hv).
  • Residual compressive stress in the surface layer is -100 MPa to 1 500 MPa.
  • At least one of the inner ring, the outer ring, and the rolling element is formed of the specific alloy steel, and the carbon content, nitrogen content, hardness, and
  • the rolling bearing of the present invention further satisfies the following 6 and / or 7.
  • the amount of retained austenite in the surface layer is 15% to 45% by volume.
  • Carbides and / or carbonitrides with an average particle size of 100 nm or more and 500 nm or less are dispersed and deposited on the surface layer.
  • C is an element that increases the cleanliness of the steel and adds hardness to the steel by dissolving in the matrix. Also, carbides are formed by combining with elements such as Cr, Mo, V, and W. In order to make the matrix hardness after heat treatment Hv 650, it is necessary to contain 0.60% or more.
  • Si has the effect of delaying the white structure change seen under rolling fatigue, the effect of improving the quenching performance, and the effect of improving the temper soft resistance.
  • Mn Manganese (Mn) content in alloy steel: 0.10% by weight or more and 1.5% by weight or less] Mn has the effect of increasing hardenability. 0. If it is less than 10%, this effect cannot be substantially obtained. 1. If it exceeds 5%, workability will be significantly reduced.
  • Cr is an element that dissolves in the matrix and enhances hardenability, temper softening resistance, corrosion resistance, and the like. It is also an element that increases the rolling fatigue life and increases the friction resistance and heat resistance by forming fine carbides and preventing the coarsening of crystal grains during heat treatment. If it is less than 50%, these effects are sufficiently obtained. I can't.
  • the Cr content is high, coarse eutectic carbides are likely to be produced during steelmaking, and the rolling fatigue life and mechanical strength may be significantly reduced. In particular, if it exceeds 3.0%, the machinability may be lowered.
  • Oxygen (o) generates oxide inclusions in the matrix. This inclusion becomes the starting point (fisheye) of bending stress fatigue and causes a decrease in bearing life. Therefore, the content of 0 is preferably 9 ppm or less.
  • Phosphorus (P) is an element that reduces rolling life and toughness. Therefore, the P content is preferably 0.02% by mass or less.
  • S Sulfur
  • Mn Mn
  • Sulfide inclusions This inclusion reduces the rolling life. Therefore, the content of S is preferably 0.02% by mass or less.
  • the upper limit was set at Hv 850.
  • the surface layer portion such as the raceway surface in the above range, the surface layer portion Even if micro cracks or micro peeling occurs, crack propagation is suppressed and early peeling is prevented.
  • Residual austenite has the effect of significantly reducing surface fatigue. However, in the case of a rolling bearing that supports the pulley rotation shaft of a bell-type continuously variable transmission, this effect is obtained when the residual austenite content is less than 15% by volume. Is not enough.
  • the amount of retained austenite in the surface layer portion such as the raceway surface is preferably 20% by volume or more.
  • the surface hardness may decrease or the raceway may be deformed during installation.
  • FIG. 1 is a schematic cross-sectional view of a drive system of a vehicle incorporating a belt type continuously variable transmission having a rolling bearing that is an object of the present invention.
  • FIG. 2 is an enlarged cross-sectional view showing the rolling bearing taken out.
  • Fig. 3 is a diagram showing the degree of fatigue due to rolling fatigue in a general gear-type transmission and a belt-type continuously variable transmission.
  • FIG. 4 is a process diagram showing two examples of the heat treatment process of the outer ring.
  • FIG. 5 is a diagram showing heat treatment conditions performed in another embodiment.
  • a feature of the present invention is that at least an outer ring, an inner ring, and a plurality of rolling elements constituting a rolling bearing for supporting both the input side and output side rotary shafts for a belt-type continuously variable transmission are at least outer.
  • the idea is to improve the durability of the entire rolling bearing by devising the properties of the ring.
  • the structure shown in the drawing is the same as that of a conventionally known belt bearing for a continuously variable transmission, including the structure schematically shown in FIG. Therefore, the description of the specific structure of the rolling bearing for the bell type continuously variable transmission is omitted.
  • Heat treatment (1) and (2) are performed by the processes shown in Fig. 4 (A) and (B), respectively.
  • Heat treatment for 5 to 10 hours with heating to 920 to 960 in an atmosphere of 17-rich gas and ammonia gas. Then oil quench in 50-150 oil. Next, heat it from 830 to 870 in an endothermic gas atmosphere for 0.5 to 3 hours (submerged), and then perform an oil quench in 50 to 150 oil again. Next, after washing, the mixture is heated in the atmosphere of 160 to 200 ° C. for 1 to 5 hours and then cooled (tempered).
  • heat treatment (2) As shown in Fig. 4 (B), it takes 5 to 10 hours in an atmosphere of endothermic gas, enriched gas and ammonia gas at 920 to 960 ° C. Heat treatment (carbonitriding). Then, oil quench in 50 ⁇ 150 ⁇ oil. Next, after cleaning, primary tempering is performed at 160 to 220 ° C. After that, heat it to 830 to 870 ° C in an endothermic gas atmosphere for 0.5 to 3 hours, and then perform an oil quench (quenching) again in 50 to 150 ° C oil. Next, after the cleaning, it is heated in the atmosphere of 160 to 22 Ot: for 1 to 5 hours and then cooled (secondary tempering).
  • the outer ring having the composition shown in Table 1 and obtained by performing the predetermined heat treatment and finishing process is combined with the inner ring and a plurality of rolling elements to form a rolling bearing unit, as shown in FIG. It was incorporated into a belt-type continuously variable transmission and used to support the input side rotating shaft 1 so as to be rotatable with respect to the transmission case.
  • the roughness of each surface that constitutes the rolling contact area was set to 0.01 to 0.05 m in arithmetic average roughness Ra, as in the case of a normal rolling bearing.
  • the durability of the outer ring raceway was measured under the conditions described below.
  • the rolling bearing 3 incorporated in the rotation supporting part of the output side rotating shaft 2 A small amount (20 Occ / min) of lubricating oil (CVT fluid) was supplied.
  • the rolling elements (balls) 8 constituting the rolling bearing 3 outside the test object were SU J 2 carbonitrided.
  • the rolling bearing 3 that is not the test object is prevented from being damaged before the rolling bearing 3 that is the test object.
  • Fatigue analysis When 100 hours have passed, analyze one of the six samples prepared above to determine the degree of fatigue.
  • a seal mechanism can be provided if there is a margin in the width direction of the rolling bearing.
  • a TM seal a non-contact type seal ring made of a metal plate, or a contact type acrylic or fluoro rubber seal ring can be used.
  • the structure and material of the cage are not particularly limited, but if the rotational speed during use is particularly high, it is necessary to use a synthetic resin crown-shaped cage between the cage and the rolling element. This is preferable from the viewpoint of reducing the friction and reducing the generation of hard wear powder and extending the life.
  • the internal clearances of the rolling bearings of each sample were normal clearances, and the curvature radii of the cross-sectional shapes of the outer ring raceway 6 and the inner ring raceway 7 were both 52% of the diameter of each rolling element 8.
  • the internal gap and the curvature radius of the cross-sectional shape of each of the tracks 6 and 7 are appropriately regulated (suppressed to be small) to suppress the radial shakiness and the axial shakiness. As a result, it is possible to further improve the performance centering on durability.
  • the rolling bearing is not limited to the single row deep groove type ball bearing as shown in the figure, but other types of ball bearings such as an anguilla type, a cylindrical roller bearing, a tapered roller bearing, a needle bearing, etc. Even in the case of bearings, similar actions and effects can be obtained.
  • a second embodiment of the present invention will be described.
  • Table 2 shows the alloy composition of each alloy steel.
  • the content of the alloy component is underlined if it falls outside the scope of the present invention. Was given.
  • inner and outer rings for radial ball bearings with an identification number of 6208 inner diameter 40 mm, outer diameter 80 mm, width 18 mm
  • the inner and outer raceway grooves were formed so that the ratio (RZD) of the radius of curvature (R) of the raceway groove to the ball diameter (D) was 52.0%.
  • carbonitriding is performed by heating the outer ring for 2 to 5 hours and the inner ring for 2 to 5 hours in an atmosphere of endothermic gas, enriched gas, and ammonia gas at a temperature of 830 to 930, and then allowed to cool. And washed.
  • endothermic gas, enriched gas, and ammonia gas at a temperature of 830 to 930, and then allowed to cool. And washed.
  • the oil was quenched at an oil temperature of 50 to 150.
  • tempering was performed by heating in an atmosphere of 160 to 200 ° C. for 1 to 5 hours. After that, it was air-cooled.
  • carbides and carbonitrides having an average particle size of 100 nm or more and 500 nm or less are dispersed and folded in the surface layer portion.
  • the surface roughness of the inner and outer ring raceway grooves was set in the range of 0.01 to 0.05 mRa.
  • the diameter (D) is 11.906mm.
  • a ball of SU J 2 grade 20 or equivalent was prepared. This ball is carbonitrided.
  • a test bearing was assembled using this ball, the inner and outer rings described above, and a metal corrugated press cage.
  • c concentration in the surface of the raceway surface (carbon content) “N concentration in the surface of the raceway surface (nitrogen content)”, “carbonized and precipitated on the surface layer” And average particle size of Z or carbonitride (carbide, etc.), “Surface hardness (HV) of the raceway surface”, “Residue of the raceway surface layer (residual austenite amount)”, “Residence of the raceway surface layer part” Compressive stress (residual ⁇ ) ”has various configurations shown in Table 1. The radial internal clearance was set to "C3 clearance” or less. Further, in Table 2, those components that are out of the scope of the present invention are underlined.
  • each of these test bearings is prepared in six units, and the belt-type CVT unit shown in Fig. 1 A life test was conducted using In this belt type CVT unit, the rotating shafts (input shafts) of the primary pulley 7 and the secondary pulley 8 are supported by a pair of rolling bearings 11 a, lib, 12 a, and 12 b, respectively.
  • each test bearing was installed as a primary front bearing (that is, a rolling bearing that supports the input shaft on the engine side from the primary pulley 7) 11a.
  • the belt 9 of this belt-type CVT unit has a structure in which 280 sheets of 2 mm friction pieces 92 are attached to a two-ring 91 having a structure in which 10 sheets of 0.2 mm thick steel sheets are stacked. Yes, the belt length is 60 Omm.
  • test conditions other than the above are as follows.
  • Lubricating oil a lubricating oil is classified as "CVT fluid", 3 5X 10- 5 ms in kinematic viscosity 4 (35 c S t), 100 in 7 X 10 5 m 2 Z s (7 c S t ) With a friction coefficient of 0.013 at a sliding speed of 0.5 s.
  • Lubricating oil supply 10ml Z for primary front bearings, 200ml / min for other bearings.
  • Vibration was measured during rotation, and the rotation was terminated when the bearing vibration value reached 5 times the initial vibration value.
  • the rotation time up to this point was regarded as the life.
  • the test abort time was set to 1500 hours.
  • the rotation test was stopped after a rotation time of 100 hours, and the fatigue level (fatigue level parameter F) was determined by the method described in Japanese Patent Publication No. 63-34423. Was measured.
  • This fatigue degree parameter F is the half width of the peak indicating the martensite phase by X-ray diffraction on the raceway surface before and after rolling fatigue.
  • F AB + KXARA Is done.
  • the I 6 test bearing has a configuration in which at least one of the inner ring and outer ring configurations falls outside the scope of the present invention. Compared with the I 13 test bearing, the fatigue level was small (2.0 or less) and the L10 life was also long (1000 hours or more).
  • the surface hardness is Hv 600, 640, which is smaller than the scope of the present invention, so the fatigue level is 2.5 or more, L10 life is 120 hours, 110 hours, and so on. It was.
  • the amount of retained austenite was 10% by volume, which is smaller than the range of the present invention.
  • the residual compressive stress was OMPa, which was outside the scope of the present invention, so the L10 life was as short as 125 hours. Also, No. 9 ⁇ ! Even with 111, peeling occurred in all five test bearings.
  • the inner ring and outer ring satisfy the scope of the present invention.
  • the 16 configuration it is suitable for radial ball bearings that support the pulley shaft of belt type continuously variable transmissions. Long rolling bearings can be obtained.
  • the rolling bearing for a belt type continuously variable transmission is configured and operates as described above, sufficient durability can be obtained even when a low-viscosity CVT fluid is used and the flow rate is reduced. . This makes it possible to improve the efficiency of the belt type continuously variable transmission while ensuring durability.
  • At least one of the inner ring, the outer ring, and the rolling element is formed of a specific alloy steel, and the carbon content, the nitrogen content, the hardness,
  • a specific configuration of residual compressive stress even when using a highly fluid (low viscosity) lubricant as a lubricant for belt-type continuously variable transmissions,
  • the service life of the rolling bearing that supports the rotating shaft of the pulley can be made longer than that of bearings made of conventional alloy steel (bearing steel such as SUJ 2 or case-hardened steel such as SCR420 or SCM420).
  • the rolling bearing of the present invention as a rolling bearing that supports the rotating shaft of a pulley of a belt-type continuously variable transmission, a sufficient bearing life can be obtained even when lubricating oil having high fluidity (low viscosity) is used. Can be secured. As a result, it is possible to improve the power transmission efficiency by the belt, control the noise of the belt rod drive, and suppress the wear of the pulley and belt, which were required for the belt type continuously variable transmission. A belt-type continuously variable transmission that combines low fuel consumption, low noise, and high durability will be realized.

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Description

明細書 ベルト式無段変速機用転がり軸受 技術分野
この発明は、 自動車など車輪のベルト式無段変速機の回転軸、 例えばプーリ軸 を支持する為の転がり軸受の改良に関する。 具体的には、 ベルトとプーリとの摩 擦係合部の摩擦係数を安定させると共に低燃費を実現すべく、 C V Tフルード (AT F兼用油) として低粘度のものを用いた場合でも、 十分な耐久性を確保で きる構造を実現するものである。 背景技術
自動車用の自動変速機用の変速ュニットとしてベルト式無段変速機が、 例えば 特公平 8— 3 0 5 2 6号公報等に記載されている様に、 従来から各種考えられ、 その一部は実際に使用されている。 図 1は、 この様なベルト式無段変速機の基本 構造を略示している。 このベルト式無段変速機は、 互いに平行に配置された入力 側回転軸 1と出力側回転軸 2とを有する。 これら各回転軸 1、 2は、 図示しない 変速機ケースの内側に、 それぞれ 1対ずつの転がり軸受 3により、 回転自在に支 持している。
これら各転がり軸受 3はそれぞれ、 図 2に詳示する様に、 互いに同心に設けら れた外輪 4と内輪 5とを有する。 このうちの外輪 4は、 内周面に外輪軌道 6を、 内輪 5は外周面に内輪軌道 7を、 それぞれ有する。 そして、 これら外輪軌道 6と 内輪軌道 7との間に複数の転動体 8を、 保持器 9により保持した状態で、 転動自 在に設けている。 それぞれがこの様に構成される、 上記各転がり軸受 3は、 それ ぞれの外輪 4を上記変速機ケースの一部に内嵌固定し、 それぞれの内輪 5を上記 入力側回転軸 1又は上記出力側回転軸 2に外嵌固定している。 そして、 この構成 により、 これら両回転軸 1、 2を上記変速機ケースの内側に、 回転自在に支持し ている。 尚、 上記各転がり軸受 3として従来は、 外輪 4、 内輪 5、 各転動体 8を、 一般的な軸受鋼 2種 (S U J 2 ) により造ったものを使用していた。 上記両回転軸 1、 2のうちの入力側回転軸 1は、 エンジン等の駆動源 1 0によ り、 トルクコンバータ或は電磁クラッチ等の発進クラッチ 1 8を介して回転駆動 される。 又、 上記入力側回転軸 1の中間部で 1対の転がり軸受 3の間に位置する 部分に駆動側プーリ 1 1を設け、 この駆動側プーリ 1 1と上記入力側回転軸 1と が同期して回転する様にしている。 この駆動側プーリ 1 1を構成する 1 対の駆動 側プーリ板 1 2 a、 1 2 b同士の間隔は、 駆動側ァクチユエ一夕 1 3で一方 (図 1の左方) の駆動側プーリ板 1 2 aを軸方向に変位させる事により調節自在であ る。 即ち、 上記駆動側プーリ 1 1の溝幅は、 上記駆動側ァクチユエ一夕 1 3によ り拡縮自在である。
一方、 上記出力側回転軸 2の中間部で 1対の転がり軸受 3の間に位置する部分 に従動側プーリ 1 4を設け、 この従動側プーリ 1 4と上記出力側回転軸 2とが同 期して回転する様にしている。 この従動側プーリ 1 4を構成する 1対の従動側プ —リ板 1 5 a、 1 5 b同士の間隔は、 従動側ァクチユエ一夕 1 6で一方 (図 1の 右方) の従動側プーリ板 1 5 aを軸方向に変位させる事により調節自在である。 即ち、 上記従動側プーリ 1 4の溝幅は、 上記従動側ァクチユエ一夕 1 6により拡 縮自在である。 そして、 この従動側プ一リ 1 4と上記駆動側プーリ 1 1とに、 無 端ベルト 1 7を掛け渡している。 この無端ベルト 1 7としては、 金属製のものを 使用している。
上述の様に構成するベル卜式無段変速機では、 前記駆動源 1 0から上記発進ク ラッチ 1 8を介して上記入力側回転軸 1に伝達された動力は、 上記駆動側プーリ 1 1から上記無端ベルト 1 7を介して、 上記従動側プーリ 1 4に伝達される。 尚、 この無端ベルト 1 7として従来から、 押し付け方向に動力を伝達するものと、 弓 I つ張り方向に動力を伝達するものとが知られている。 何れにしても、 上記従動側 プーリ 1 4に伝達された動力は、 上記出力側回転軸 2から上記減速歯車列 1 9、 デフアレンシャルギヤ 2 0を介して駆動輪 2 1に伝達される。 上記入力側回転軸 1と出力側回転軸 2との間の変速比を変える場合には、 上記両プーリ 1 1の溝幅 を互いに関連させつつ拡縮する。
例えば、 上記入力側回転軸 1と出力側回転軸 2との間の減速比を大きくする場 合には、 上記駆動側プーリ 1 1の溝幅を大きくすると共に、 上記従動側プ一リ 1 4の溝幅を小さくする。 この結果、 上記無端ベル卜 1 7の一部でこれら両プーリ 1 1、 1 4に掛け渡された部分の径が、 上記駆動側プーリ 1 1部分で小さく、 上 記従動側プ一リ 1 4部分で大きくなり、 上記入力側回転軸 1と出力側回転軸 2と の間で減速が行なわれる。 反対に上記入力側回転軸 1と出力側回転軸 2との間の 増速比を大きく (減速比を小さく) する湯合には、 上記駆動側プーリ 1 1の溝幅 を小さくすると共に、 上記従動側プーリ 1 4の溝幅を大きくする。 この結果、 上 記無端ベルト 1 7の一部でこれら両プーリ 1 1、 1 4に掛け渡された部分の径が、 上記駆動側プーリ 1 1部分で大きく、 上記従動側プーリ 1 4部分で小さくなり、 上記入力側回転軸 1と出力側回転軸 2との間で増速が行なわれる。
上述の様に構成され作用するベルト式無段変速機の運転時には、 各可動部に潤 滑油を供給して、 これら各可動部を潤滑する。 ベルト式無段変速機の場合に使用 する潤滑油としては、 C VTフルード (AT F兼用油) を使用している。 この理 由は、 金属製の無端ベルト 1 7と駆動側、 従動側両プーリ 1 1、 1 4との摩擦係 合部の摩擦係数を増大し、 且つ、 安定させる為である。 そして、 上記 C VTフル —ドを 3 0 O cc/min以上の流量で上記摩擦部に循環させて、 この摩擦部を潤滑 している。 又、 上記 C VTフルードの一部は、 前記各転がり軸受 3の内部を (例 えば 2 O cc/min以上の流量で) 通過して、 これら各転がり軸受 3の転がり接触 部を潤滑する。 従って、 これら各転がり軸受 3の内部に、 上記無端ベルト 1 7と 上記両プーリ 1 1、 1 4との摩擦に伴って発生する摩耗紛ゃ、 前記減速歯車列 1 9部分での摩擦に伴って発生したギア紛等の異物が、 C V Tフルードに混入した 状態で入り込む可能性が高い。 この様な異物は、 上記各転がり軸受 3の転がり接 触部を損傷させてその耐久性を低下させる原因となる。 この為従来は、 上記各転 がり軸受 3の軸受サイズを大きくしたり、 或は各転動体 8の直径 (玉径) を大き くする等により、 上記各転がり軸受 3の基本動定格荷重を大きくし、 これら各転 がり軸受 3の寿命に余裕を持たせていた。
前述の構造のベル卜に生じる振動の周波数 (f : H z ) は、 摩擦片の個数 (Z b ) とベルトの回転速度 (N b : r p m) とにより「: f = Z b X (N b / 6 0 ) J で表される。 通常、 摩擦片の数は例えば 2 5 0〜4 0 0個であり、 この場合、 ェ ンジンの回転速度が 6 0 0 r p mから 7 0 0 0 r p mへ変化すると、 プライマリ ブーリに生じる振動の周波数の一次成分は減速時で 1000〜 3000Hz、 加 速時で 10000〜 35000Hzとなる。
この周波数は、 マニュアルトランスミッション (MT) や普通の (無段変速機 以外の) オートマチックトランスミッション (AT) でギヤのかみ合いに伴って 生じる振動の周波数より高い。 これは、 MTや ATでかみ合うギヤの歯数が 50 以下であるのに対して、 ベルト式 CVTの摩擦片の数が 250〜400個と多い ためと考えられる。
また、 車両の走行中は加速と減速が繰り返されるため、 ベルトの振動と車体の 振動とが共振する場合がある。 そして、 車体には様々な周波数の振動が生じるた め、 ベルトとの間で頻繁に共振が生じ易い。 その結果、 ベルト式 CVT用の転が り軸受には大きな振動が生じ易い。
一方、 ベルト式 CVTには、 ベルトによる動力伝達効率を良好にすること、 ベ ルト駆動の騒音を抑制すること、 プ一リとベルトの摩擦を抑えることが求められ ており、 これらの点からは、 流動性の高い (粘度の低い) 潤滑油を使用すること が望ましい。
近年、 ベルト式無段変速機の効率を確保し、 運転時に発生する騒音を少なく抑 えると共に、 駆動側、 従動側両プーリ 11、 14や無端ベルト 17の摩耗を抑え る事を目的に、 潤滑油としてより粘度の低い C T Vフル一ドを使用する事が考え られている。 この様な場合に、 入力側、 出力側各回転軸 1、 2を支持する為の転 がり軸受 3として標準的なものを使用すると、 異物混入による圧痕起点型剥離で はなく、 油膜形成不足による早期剥離が発生する可能性が大きくなると考えられ る。 即ち、 プーリの回転軸を支持する転がり軸受は、 プーリの側面に位置するた め、 潤滑剤が供給されにくいと共に、 粘性の低い CVTフルードを使用した場合 には、 ベルト変動に伴うラジアル方向及びアキシアル方向の振動の働きにより、 外輪軌道 6及び内輪軌道 7と転動体 8の転動面との転がり接触部の油膜形成状態 が不足する可能性が大きくなる。 そして、 この転がり接触部で、 滑りによる早期 剥離が発生する可能性が大きくなると考えられる。
即ち、 SU J 2等の一般的な軸受鋼により造られた外輪 4、 内輪 5及び転動体 8により構成された転がり軸受 3の場合、 例えば基油の動粘度が 40°C時で 40 删 2 /sec ( 4 0 X 1 0— 6 m2 Zs ) 以下、 1 0 0 時で 1 0腦 2 Zsec 以下と 言った、 低粘度の C V Tフルードを使用すると、 上記滑りによる早期剥離が発生 する可能性が大きくなると考えられる。 何となれば、 ベルト式無段変速機の運転 時に上記転がり軸受 3の温度は 1 0 0 を超える場合があり、 この転がり軸受 3 の内部に入り込んでこの転がり軸受 3の転がり接触部を潤滑する、 C VTフルー ドの粘度は 1 0腿2 /sec 以下の、 相当に低い値となる。 この結果、 上記転がり 接触部に存在する油膜の強度が低くなり、 差動、 公転、 スピン等の影響により、 この転がり接触部分で油膜切れが起こり易くなる。 そして、 油膜切れが起こった 場合には、 この転がり接触部分で金属接触が発生し、 表面層部分の疲労が促進し、 早期剥離が発生する。 勿論、 上記転がり軸受 3の基本動定格荷重を大きくし、 こ の転がり軸受 3の寿命に余裕を持たせる事で、 必要とする耐久性を確保する事は 可能ではあるが、 大型化に伴う重量増大や転がり抵抗の増大を招く為、 好ましく ない。 又、 上記転がり軸受 3を通過する C V Tフルードの流量を多くする事で上 記油膜切れの発生を防止し、 耐久性向上を図る事も可能ではある。 但し、 この様 な方法は、 多量の C V Tフルードを循環させる事に基づくポンプ損失の増大によ り、 ベルト式無段変速機全体としての効率を低下させる原因となる為、 好ましく ない。
ところで、 ベルト式無段変速機に組み込む転がり軸受 3に加わる荷重のうちの 多くの部分は、 無端ベルト 1 7から加わるラジアル荷重であり、 このラジアル荷 重の作用方向は常に一定である。 又、 上記転がり軸受 3の転がり接触部のうち、 内輪軌道 7及び各転動体 8の転動面は回転するが、 外輪軌道 6は回転しない。 従 つて、 上記表面層部分の疲労は、 この外輪軌道 6のうちの特定部分 (上記ラジア ル荷重を支承する部分) で最も進行する。 言い換えれば、 上記外輪軌道 6が、 転 がり疲れ寿命に関して最も厳しい条件に曝される。 この為、 この外輪軌道 6の転 がり疲れ寿命の確保が、 上記転がり軸受 3全体の耐久性確保の面から重要となる。 例えば、 図 3 (A) , (B) は、 潤滑油として上記低粘度の C V Tフルードを 使用した場合に於ける転がり接触部の疲労度を、 一般的なギヤ式の変速機とベル ト式無段変速機とに就いて、 それぞれ疲労解析により求めた結果を示している。 尚、 疲労解析とは、 特公昭 6 3— 3 4 4 2 3号公報に記載された、 転がり疲れに よる疲労度の測定方法を言い、 疲労度 F - Δ Β + Κ · A R (Δ Β;マルテンサイ ト相の X線回折半価幅減少量、 K;材料によって異なる定数、 ;残留オース テナイト減少量) で表される。 即ち、 上記疲労度 Fを求めるには、 金属材料の転 がり接触部の転がり疲労前および疲労後のマルテンサイト相の X線回折半価幅と、 残留オーステナイト量 (容量%) とを測定する。 そして、 金属部材の種類によつ て決まる定数を Kとし、 疲労していない状態での残留オーステナイト量 (容量 %) と、 疲労した状態での残留オーステナイト量との差を A Rとする。 又、 疲労 していない.状態でのマンテンサイト相の X線回折半価幅と、 疲労した状態での X 線回折半価幅との差を Δ Βとする。 そして、 疲労度 F = K · Δ ΪΙ + Δ Βなる式に、 上記の測定値に基づくマルテンサイト相の X線回折半価幅の減少量 と残留ォ ーステナイト量の減少量 とを代入して、 上記疲労度 Fを求める。 そして、 こ の疲労度 Fを、 予め作成しておいた、 各転がり接触部の各部位に応じた基準値と 対応させて評価し、 これら各部位の疲労度を測定する。
この様な条件で行なった疲労解析の結果を示す図 3で、 (Α) は一般的なギヤ 式の変速機に組み込んだ転がり軸受の外輪軌道の、 (Β) はベルト式無段変速機 に組み込んだ転がり軸受の外輪軌道の、 それぞれ疲労度を表している。 疲労度の 値が高い程疲労が進んでおり、 剥離寿命が短くなる事を表す。 図 3 (Α) に示し た、 一般的なギヤ式の変速機に組み込んだ転がり軸受の外輪軌道の表面の疲労度 が 1 . 4程度であつたのに対して、 図 3 (Β) に示した、 ベルト式無段変速機に 関する同部分の疲労度は 2 . 8程度と、 2倍も高くなつた。
この様な図 3 (A) , (Β) から明らかな通り、 ベルト式無段変速機の潤滑油 として粘性が低い C V Τフルードを使用した場合には、 ベルト式無段変速機の回 転支持部を構成する転がり軸受の外輪軌道に早期剥離が発生し易くなる。
本発明は、 この様な事情に鑑みて、 優れた伝達効率と十分な耐久性とを有する ベルト式無段変速機を実現すべく、 潤滑油として粘性の低い C V Tフル一ドを使 用した場合でも、 プ一リを回転自在に支持する為の転がり軸受 3の外輪軌道 6に 早期剥離等の損傷が発生しにくいベルト式無段変速機用転がり軸受を実現すべく 発明したものである。 発明の開示
本発明のベル卜式無段変速機用転がり軸受は、 前述した従来から知られている ベルト式無段変速機用転がり軸受と同様に、 外輪と、 内輪と、 複数個の転動体と を備える。
このうちの外輪は、 内周面に外輪軌道を有する。
又、 上記内輪は、 外周面に内輪軌道を有する。
又、 上記各転動体は、 上記外輪軌道と内輪軌道との間に転動自在に設けられて いる。
そして、 上記外輪を変速機ケース等の固定の部分に内嵌支持し、 上記内輪を、 入力側、 出力側各回転軸の端部又は中間部等、 ベルト式無段変速機を構成するプ ーリと共に回転する部分に外嵌支持して、 このプーリを上記固定の部分に回転自 在に支持する。
特に、 本発明のベルト式無段変速機用転がり軸受に於いては、 第 1の態様によ れば、 少なくとも上記外輪が、 0. 15〜0. 5重量%の〇と、 0. 1〜1. 5 重量%の S iと、 0. 1〜1. 5重量%の1^11と、 0. 5〜3. 0重量%の C r とを含む鉄系合金製の素材に浸炭窒化、 焼き入れ、 焼き戻し処理、 研磨仕上を施 す事により造られている。
そして、 上記外輪軌道の表面部分に、 0. 8〜1. 2重量%の(3と、 0. 05 〜0. 50重量%の とを含む表面層を有する。
又、 好ましくは、 上記表面層の表面硬さが H v 720〜900であり、 外輪軌 道の表面から最大剪断応力発生位置深さまでの部分に、 平均粒径が 50〜500 nmである炭化物又は炭窒化物 (M3 C、 Mr Cs ) を分散析出させる。
又、 好ましくは、 外輪軌道の表面下 50 mでの残留ォ一ステナイト量を 20 〜45容量%とし、 外輪軌道の表面下 50 mでの残留圧縮応力を 150〜50 OMPaとする。
更に、 好ましくは、 0. 1〜3. 0重量%の¾10と 0. 1〜3. 0重量%の と のうちの少なくとも一方を含有させる。
尚、 残留酸素濃度に関しては 9 PPII1以下、 Pの含有量に関しては 0. 02重量 %以下、 Sの含有量に関しては 0. 02重量%以下に抑える事が好ましい。 又、 本発明は、 前述した理由により、 転がり疲れ寿命に関して最も条件が厳しい外輪 軌道に関して適用する事が前提である。 但し、 外輪軌道に加えて、 最弱部位が内 輪または転動体となる可能性が高いため、 要求寿命を満足するためには内輪軌道 及び各転動体にも適用する事が好ましい。
上述の様に構成する本発明のベルト式無段変速機用転がり軸受の場合には、 粘 度の低い C VTフルードを使用して、 転がり接触部に介在させる油膜の強度を十 分に確保できない場合でも、 剥離寿命を十分に確保する事が可能になる。
先ず、 適正な組成を有する素材に適正な表面加工を施して適正な表面層を形成 すれば、 使用時に特に厳しい条件に曝される、 外輪軌道の転がり疲れ寿命を確保 できる。
特に、 上記表面層の表面硬さを H v 7 2 0〜9 0 0とすると共に、 所定部分に、 平均粒径が 5 0〜 5 0 0 nmである炭化物又は炭窒化物を分散析出させた場合に は、 上記転がり疲れ寿命の確保をより効果的に行なえる。 即ち、 元々の粘度が低 い C VTフルードを使用し、 しかも 1 0 0 °C以上の高温条件下で運転する事でこ の C VTフルードの粘度が更に低下し、 転がり接触部に存在する油膜の強度が低 くなって局所的な金属接触が発生した場合でも、 この転がり接触部の表面疲労の 進行を遅延させる事ができる。
又、 所定部分の残留オーステナイト量を適正値にする事により、 上述の様にし て発生する局所的な金属接触に拘らず、 転がり接触部の表面に発生する、 微小剥 離や線傷を緩和する事ができる。 更に、 上記所定部分の残留圧縮応力を適正値に する事により、 上記転がり接触部の表面に微小な亀裂や剥離が発生した場合でも、 これら亀裂や剥離の伝播を抑制できて、 早期剥離を防止する効果をより向上させ る事ができる。
更に、 0 . 1〜3 . 0重量%の M oと 0 . 1〜3 . 0重量%の とのうちの少 なくとも一方を含有させれば、 上記炭化物又は炭窒化物の粒径を制御して、 これ ら炭化物又は炭窒化物を微細析出させる事が可能になる。 そして、 マトリックス 中の Cの量を減少させる事ができる。
本発明のベルト式無段変速機用転がり軸受は、 以上に述べた作用により、 転が り接触部に存在する油膜の強度が弱く、 局部的な金属接触が発生する様な状況下 での転がり疲れ寿命の確保を図れる。 この為、 必要とする耐久性を確保する為に、 転がり軸受として、 基本動定格荷重が大きい大型寸法のものを使用する必要がな くなる。 この為、 入力側回転軸及び出力側回転軸の回転支持部を小型且つ軽量に 構成でき、 しかも回転抵抗の小さい構造で、 十分な耐久性を確保する事が可能と なる。 この場合に、 転がり軸受の内部に流通させる潤滑油の量を (例えば 2 0 cc Zmin を大きく上回る程) 多量にする必要がなくなる。
これらにより、 小型且つ軽量で、 しかも転がり抵抗が小さい転がり軸受の転が り疲れ寿命を確保して、 ベルト式無段変速機の小型 ·軽量化及び伝達効率の向上 を図れる。
次に、 本発明のベルト式無段変速機用転がり軸受を造る為の鉄系合金製の素材 に各元素を添加した理由、 並びにこれら各元素の含有量を含めて、 本発明を規定 した各数値の限定理由に就いて説明する。
上記素材に含まれる各元素のうち、 先ず、 Cは、 軌道表面の転がり疲れ寿命を 確保すべく、 この表面の硬度を必要な値 (例えば H v 7 2 0〜9 0 0 ) にまで高 くする為の浸炭窒ィヒ処理の為に含有させる。 この浸炭窒化処理の処理時間を徒に 長くしない為には、 Cを 0 . 1 5重量%以上含有させる必要がある。 これに対し て、 Cを 0 . 5 0重量%を超えて含有させると、 上記素材の靱性が低下し、 この 素材により造られた軌道輪の割れ強度が低下する他、 高温時の寸法安定性を確保 する事が難しくなる。 この為、 Cの含有量を 0 . 1 5〜0 . 5 0重量%とした。 次に、 S iは、 転がり疲労下で見られる白色組織変化を遅延させる効果がある 他、 焼き入れ性を向上させる為に添加する。 但し、 3 1の添加量が0 . 1重量% 未満の場合には、 焼き戻し軟化抵抗性が不十分となり、 熱処理後に於ける外輪軌 道表面の硬度を十分に確保する事が難しくなる。 これに対して、 1を1 . 5重 量%を超えて含有させると、 素材の加工性が著しく低下する。 この為、 S iの含 有量を 0 . 1〜1 . 5重量%とした。
次に、 Mnは、 鋼 (鉄系合金) の焼き入れ性を向上させる為に添加する。 但し、 1^ 11の添加量が0 . 1重量%未満の場合には、 十分な焼き入れ性を確保する事が 難しい。 これに対して、 1 . 5重量%を超えて含有させると、 素材の加工性が低 下する。 この為、 ]\411の含有量を0 . 1〜1 . 5重量%とした。 次に、 C rは、 焼き入れ性を向上させ、 且つ、 炭化物の球状化を促進させる為 に添加する。 これらの効果を得る為には、 ( 1"を0 . 5重量%以上を含有させる 必要がある。 これに対して、 3 . 0重量%を超えて含有させると、 素材の被削性 (削り易さ) を劣化させて外輪軌道の加工が面倒になる場合がある。 この為、 C rの含有量を 0 . 5〜 . 0重量%とした。
又、 M oは、 (本発明を実施する事に関して必須ではないが) 選択的に含有さ せる。 含有させた場合には、 焼き戻し軟化抵抗性を向上させる他、 微細な炭化物 の分散効果により、 素材並びにこの素材により得られた外輪の硬度を高めて、 高 温強度を向上させる事ができる。 この様な効果を期待して添加する場合には、 0 . 1重量%以上の添加量が必要である。 この理由は、 M oを添加する事によりマト リックスに溶け込む C量を減少させ、 微細な M o系炭化物を析出させる為である。 これに対して、 M oの添加量が 3 . 0重量%を超えると、 溶体化が不十分となつ て炭化物が微細化せず、 更に加工性が劣化する可能性もある。 そこで、 M oを含 有させる場合には、 その含有量を 0 . 1〜3 . 0重量%とする。
又、 Vに関しても、 (本発明を実施する事に関して必須ではないが) 選択的に 含有させる。 含有させた場合には、 結晶粒界に析出して結晶粒の粗大化を抑制し、 又、 鋼中の炭素と結合して微細な炭化物を形成する。 そして、 添加によって外輪 の表面層の硬さが向上して耐摩耗性が向上する。 又、 水素トラップ効果により白 色組織変化を遅延させる効果も期待できる。 この様な効果は、 Vの含有量が 0 . 1重量%以上の場合に顕著になる。 これに対して、 Vの含有量が 3 . 0重量%を 越えると、 結晶粒界に Vの巨大な炭化物が析出して、 ピンニング効果が低下し、 更に加工性及び種々の機械的性質を劣化させる。 この為、 Vを添加する場合には、 その含有量を 0 . 1〜3 . 0重量%とする。
尚、 M oや Vを溶体化処理する事により、 M o系、 V系炭化物 (M3 C、 M r C 3 系) の粒径を制御し、 微細な炭化物を分散析出させる事が可能となり、 その 結果としてマトリックス中の C量を減少させる。 この為、 マトリックス疲労に於 ける C拡散による組織変化の発生を遅延させ、 結果として転がり疲れ寿命を向上 させる効果を有する。 しかも、 この様な分散析出効果は、 亀裂伝播を抑制する効 果ゃ、 耐摩耗性を向上させる効果、 耐水素脆性を抑制する為の水素トラップ効果 がある。
即ち、 前記組成を有する鉄系合金製の素材に適切な熱処理を施す事により、 1 O ^ m2 当り 1 0個以上の炭化物又は炭窒化物 (M3 C , M r C s ) を分散析出 させる事が可能になる。 更に、 上述の様に、 M oや Vを溶体化処理する事により、 M o系、 V系炭化物 (M3 C、 M r C s 系) の粒径を制御すれば、 1 0 m2 当 り 4 0個以上の炭化物を分散析出する事が可能になり、 より優れた耐久性向上効 果を得られる。
次に、 軌道面の表面部分に設ける表面層中の C及び Nに就いて説明する。
先ず、 Cは、 軌道輪に浸炭窒化処理を施してから軌道面の表面部分を研磨仕上 した後の状態で、 この軌道面の転がり疲れ寿命を確保するのに必要な硬度を得る 為に含有させる。 上記表面層に、 十分な転がり疲れ寿命を確保するのに必要な硬 度 (例えば Hv 7 2 0以上) を与える為には、 Cを 0 . 8重量%以上含有させる事 が必要である。 これに対して、 1 . 2重量%を超えて含有させると、 上記表面層 部分に巨大炭化物を生成し易くなり、 亀裂等の損傷が発生する起点になり易くな る。 そこで、 上記表面層部分の Cの含有量を、 0 . 8〜1 . 2重量%に規制した。 又、 Nは、 上記表面層部分の焼き戻し抵抗性を向上させ、 微細な炭 ·窒化物を 分散析出させて強度を向上させる為に含有させる。 この様な効果を得る為には、 Nの含有量を 0 . 0 5重量%以上とする必要がある。 これに対して、 Nの含有量 が 0 . 5 0重量%を超えると、 耐摩耗性が過度に向上し、 外輪軌道の仕上加工と して行なう研磨加工が困難になるだけでなく、 上記表面層の脆性割れ強度も低下 する。 そこで、 Nの含有量を、 0 . 0 5〜0 . 5 0重量%に規制した。
以上の説明は、 外輪のみに本発明を適用した場合に就いて行なったが、 外輪に 加えた内輪或は転動体に就いて適用した場合でも、 当該部材に関して、 同様の作 用により、 転がり疲れ寿命の向上を図れる。
尚、 0、 P、 Sに就いては、 何れも、 添加する事が本発明の目的を達成する面 からは好ましくない元素である為、 何れも可及的に少なく抑える事が好ましい。 先ず、 oは、 鋼中で酸化物系の介在物を生成し、 曲げ応力疲労時に於ける亀裂 等の損傷の起点 (フィッシュアイ) となる他、 転がり疲れ寿命を低下させる非金 属介在物となり得る元素である。 従って、 〇の含有量は極力少ない (可及的に 0 に近い) 事が好ましい。 この面から、 Oの含有量を 9 ppm以下とする事が好まし い。
次に、 Pは、 転がり疲れ寿命及び靭性を低下させる元素である。 この為、 Pの 含有量は極力少ない事が好ましい。 この面から、 Pの含有量を 0. 02重量%以 下に抑える事が好ましい。
更に、 Sは、 被削性を向上させる元素ではあるが、 Mnと結合して転がり疲れ 寿命を低下させる硫化系介在物を形成する。 又、 被削性を向上させる事は、 Sを 添加する事以外でも図れる。 従って、 外輪の転がり疲れ寿命を確保する面からは Sの含有量は極力少ない事が好ましい。 この面から、 Sの含有量を 0. 02重量 %以下に抑える事が好ましい。
本発明の第 2の態様においては、 本発明は、 内輪と外輪との間に複数の転動体 が転動自在に配設された転がり軸受において、 内輪、 外輪、 および転動体のうち の少なくともいずれかが下記の①〜⑤を満たすことを特徴とする転がり軸受を提 供する。
①質量比で、 炭素 (C) の含有率が 0. 60%以上 1. 20%以下、 硅素 (S i) の含有率が 0 - 10%以上 1. 5%以下、 マンガン (Mn) の含有率が 0 - 10%以上1. 5%以下、 クロム (C r) の含有率が 0. 50%以上 3. 0以下 である合金鋼を所定形状に成形した後、 浸炭窒化処理と焼入れおよび焼戻しを施 して得られたものである。
②軌道輪の軌道面および Zまたは転動体の転動面をなす表層部 (表面から 50 m深さまでの部分) の炭素含有率が、 0. 80質量%以上1. 30%質量以下で ある。
③前記表層部の窒素含有率が 0. 05質量%以上 0. 50質量%以下である。
④前記表層部の硬さが、 ピツカ一ス硬度 (Hv) で 700以上 850以下である。 ⑤前記表層部の残留圧縮応力が— 100 MP a乃至一 500MPaである。
本発明の転がり軸受によれば、 内輪、 外輪、 および転動体のうちの少なくとも いずれかを、 上記特定の合金鋼で形成するとともに前記表層部の炭素含有率、 窒 素含有率、 硬さ、 および残留圧縮応力を上記構成にすることにより、 ベルト式無 段変速機の潤滑油として流動性の高い (粘度の低い) 潤滑油を使用した場合でも、 プーリの回転軸を支持する転がり軸受の寿命を、 従来の合金鋼 (SUJ 2等の軸 受鋼、 SCR420や SCM420等の肌焼鋼) で形成された軸受よりも長くす ることができる。
本発明の転がり軸受は、 さらに下記の⑥および/または⑦を満たすことが好ま しい。
⑥前記表層部の残留オーステナイト量が、 15体積%以上 45体積%以下である。
⑦前記表層部に、 平均粒径 100 nm以上 500 nm以下の炭化物および/また は炭窒化物が分散析出されている。
合金鋼各成分等の数値限定の臨界的意義は以下の通りである。
[合金鋼の炭素 (C) 含有率: 0. 60重量%以上 1. 20重量%以下]
Cは、 鋼の清浄度を高めるとともに、 マトリックスに固溶して鋼に硬さを付与 する元素である。 また、 C r、 Mo、 V、 W等の元素とを結合して炭化物を形成 する。 熱処理後のマトリックス硬さを Hv 650とするために、 0. 60%以上 含有する必要がある。
1. 20%を越えて含有すると、 製鋼時に粗大な共晶炭化物が生成され易くな つて、 転がり疲労寿命ゃ耐衝撃性が著しく低下する場合がある。
[合金鋼の硅素 (S i) 含有率: 0. 10重量%以上 1. 5重量%以下]
S iは、 転がり疲労下で見られる白色組織変化を遅延させる効果、 焼入れ性能 を向上させる効果、 および焼戻し軟ィヒ抵抗性を向上させる効果を有する。
0. 10 %未満であると、 焼戻し軟化抵抗性を向上させる効果が十分に得られ ない。 1. 5%を超えると、 加工性が著しく低下する。
[合金鋼のマンガン (Mn) 含有率: 0. 10重量%以上 1. 5重量%以下] Mnは焼入れ性を高くする作用を有する。 0. 10%未満であると、 この作用が 実質的に得られない。 1. 5%を超えると、 加工性が著しく低下する。
[合金鋼のクロム (C r) 含有率: 0. 50重量%以上 3. 0重量%以下]
C rは、 マトリックスに固溶して、 焼入れ性、 焼戻し軟化抵抗性、 耐食性等を 高くする元素である。 また、 微細な炭化物を形成して、 熱処理時の結晶粒の粗大 化を防止することにより、 転がり疲労寿命を長くしたり、 耐摩擦性や耐熱性を高 くしたりする元素である。 0. 50%未満であると、 これらの作用が十分に得ら れない。
C rの含有率が多いと、 製鋼時に粗大な共晶炭化物が生成され易くなつて、 転 がり疲労寿命や機械的強度が著しく低下する場合がある。 特に、 3. 0%を超え ると施削性が低くなる場合がある。
[合金鋼のその他の合金成分、 不可避不純物]
酸素 (o) は、 マトリックス中に酸化物系介在物を生成する。 この介在物は、 曲げ応力疲労の起点 (フィッシュアイ) となったり、 軸受寿命を低下させる原因 となる。 そのため、 0の含有率は 9 ppm以下とすることが好ましい。
リン (P) は、 転がり寿命および靭性を低下させる元素である。 そのため、 P の含有率は 0. 02質量%以下とすることが好ましい。
硫黄 (S) は、 切削性を向上させる元素であるが、 Mnと結合して硫化物系介 在物を生成する。 この介在物は転がり寿命を低下させる。 そのため、 Sの含有率 は、 0. 02質量%以下とすることが好ましい。
[表層部の炭素含有率 !: C〕 : 0. 80重量%以上1. 30%重量以下]
軌道輪 (内輪および/または外輪) の軌道面および Zまたは転動体の転動面を なす表層部の炭素含有率が 0. 8重量%未満であると、 十分な転がり疲れ寿命を 得るために必要な硬さが得られない。
また、 1. 30質量%を超えると、 巨大炭化物が生成し易くなる。 巨大炭化物 は割れ起点になり易い。
[表層部の窒素含有率 〔N〕 : 0. 05重量%以上0. 50%重量以下]
0. 05%以上であると、 焼戻し軟化抵抗性の向上作用によって、 微細な炭窒 化物が分散析出し易くなる。 0. 50%を超えると、 研磨加工が困難になり、 脆 性割れ強度が低下する。
[表層部の硬さ: Hv 700以上 850以下]
軌道面等 (軌道面および Zまたは転動面) の表層部の硬さ (表面硬さ) Hv
700未満であると、 耐磨耗性や表面疲労を十分に軽減できない。 また、 靭性を 考慮して上限値を Hv 850とした。
[表層部の残留圧縮応力:一 10 OMP a乃至一 50 OMP a]
軌道面等表層部の残留圧縮応力を前記範囲にすることにより、 前記表層部に 微小な亀裂や微小剥離が生じた場合でも、 亀裂伝播を抑制して早期剥離が防止さ れる。
[表層部の残留オーステナイト量: 1 5体積%以上 4 5体積%以下]
残留オーステナイトは表面疲労が著しく軽減する作用があるが、 ベル卜式無 段変速機のプーリ回転軸を支持する転がり軸受の場合には、 残留オーステナイ卜 量が 1 5体積%未満であるとこの作用が十分には得られない。 軌道面等表層部の 残留オーステナイト量は 2 0体積%以上であることが好ましい。
軌道面等表層部の残留オーステナイト量が 4 5体積%を超えると、 表面硬さが 低下したり、 組み込み時に軌道輪に変形が生じる恐れがある。
[表層部に分散析出されている炭化物および または炭窒化物の平均粒径: 1 0
0 n m以上 5 0 0 nm以下]
前記平均粒径とすることにより、 亀裂伝播抑制効果、 耐摩耗性向上効果、 耐水 素脆性抑制のための水素トラップ効果が得られる。 前記平均粒子の炭化物および または炭窒化物は、 電子顕微鏡によりその存在が確認できるが、 その存在比率 は、 軌道面等 (軌道面および Zまたは転動面) の 1 0; m2当たり 1 0個以上で あることが好ましい。 図面の簡単な説明
図 1は、 本発明の対象となる転がり軸受を備えたベルト式無段変速機を組み込 んだ車両の駆動系の略断面図である。
図 2は、 転がり軸受を取り出して示す拡大断面図である。
図 3は、 一般的な歯車式変速機とベルト式無段変速機とで、 転がり疲れによる 疲労度を示す線図である。
図 4は、 外輪の熱処理工程の 2例を示す工程図である。
図 5は、 他の実施形態で行った熱処理条件を示す図である。 発明を実施するための最良の形態
本発明の特徴は、 ベルト式無段変速装置用の入力側、 出力側両回転軸を支持す る為の転がり軸受を構成する外輪と内輪と複数の転動体とのうち、 少なくとも外 輪の性状を工夫する事により、 転がり軸受全体としての耐久性向上を図る点にあ る。 図面に表れる構造に関しては、 前述の図 1に略示した構造を含めて、 従来か ら知られているベルト式無段変速機用転がり軸受と同様である。 よって、 ベル卜 式無段変速機用転がり軸受の具体的構造の説明に就いては省略する。
【実施例】
次に、 本発明の効果を確認する為に行なった実験に就いて説明する。 実験では、 次の表 1に示す様な、 本発明の技術的範囲に属する 1 0種類の試料 (実施例 1 1 0 ) と、 本発明の技術的範囲からは外れる 8種類の試料 (比較例 1 8 ) との、 合計 1 8種類の試料に就いて、 同表に示す熱処理を施してから、 それぞれの耐久 性 (疲労度及び 1^。寿命) を測定した。
【表 1】
Figure imgf000018_0001
上記表 1中、 化学元素の含有量を表す数値の単位は重量%である。 又、 表 1に 示した元素以外は、 F e及び不可避不純物である。 又、 表面 (:、 Nとは、 表面層 中に含まれる C及び Nの含有量である。
又、 熱処理①②とは、 それぞれ図 4 (A) (B) に示す様な工程で行なうもの である。
先ず、 熱処理①の場合には、 図 4 (A) に示す様に、 先ず、 吸熱型ガス及びェ 0303725
17 ンリッチガスとアンモニアガスの雰囲気中で 920〜960 に加熱した状態で、 5〜10時間かけて熱処理 (浸炭窒化処理) する。 その後、 50〜150 の油 中でオイルクェンチ (焼き入れ) する。 次に、 吸熱型ガスの雰囲気中で 830〜 870 まで 0. 5〜 3時間加熱 (ずぶ焼き) してから再び 50〜150 の油 中でオイルクェンチ (焼き入れ) を行なう。 次いで、 洗浄後これを温度が 160 〜200°Cの大気中で、 1〜5時間加熱した後、 冷却する (焼き戻し) 。
又、 熱処理②の場合には、 図 4 (B) に示す様に、 吸熱型ガス及びエンリッチ ガスとアンモニアガスの雰囲気中で 920〜960°Cに過熱した状態で、 5〜1 0時間かけて熱処理 (浸炭窒化処理) する。 その後、 50〜150^の油中でォ イルクェンチ (焼き入れ) する。 次いで、 洗浄後、 160〜220°Cで 1次焼き 戻しを行なう。 その後、 吸熱型ガスの雰囲気中で 830〜870°Cまで 0. 5〜 3時間加熱してから、 再び 50〜150°Cの油中でオイルクェンチ (焼き入れ) を行なう。 次いで、 洗浄後、 160〜22 Ot:の大気中で、 1〜 5時間加熱した 後、 冷却する (2次焼き戻し) 。
前記表 1に記載した様な組成を有し、 所定の熱処理及び仕上加工を施す事によ り得た外輪は、 内輪及び複数の転動体と組み合わせて転がり軸受ユニットとし、 図 1に示す様なベルト式無段変速機に組み込んで、 入力側回転軸 1を変速機ケ一 スに対し回転自在に支持する為に利用した。 軸受サイズは、 J I S名番 6208 (内径 =40mm、 外径 =80醒、 幅 =18 mm) とした。 転がり接触部を構成する 各面の粗さは、 通常の転がり軸受と同様に、 算術平均粗さ Raで 0. 01〜0. 05 mとした。 又、 保持器 9は、 鉄製の波型プレス保持器を使用した。
そして、 次述する条件下で、 外輪軌道の耐久性を測定した。 尚、 今回行なった 実験では、 入力側回転軸 1の回転支持部分に組み込む転がり軸受 3の耐久性を求 める為、 出力側回転軸 2の回転支持部に組み込んだ転がり軸受 3に関しては、 十 分な量 (20 Occ/min ) の潤滑油 (CVTフルード) を供給した。 又、 試験対 象外の転がり軸受 3を構成する転動体 (玉) 8は、 SU J 2に浸炭窒化処理を施 したものを使用した。 そして、 試験対象外の転がり軸受 3に、 試験対象の転がり 軸受 3よりも前に損傷が発生しない様にした。
試験条件は次の通りである。 : 図 1に示したベルト式無段変速機
試料個数 : 各試料毎に 6個 (うち疲労解析用 1個)
判定方法 : 試験進行に伴って各転がり軸受を分解して破損の有無を確認 エンジンから入力側回転軸 1への入力トルク : 20 ON · m
入力側回転軸 1の回転速度 : 600 Omin-1
潤滑油 : CVTフルード {40Όでの粘度 =35X 10-6 m2 /s (35 cSt ) 、 100°Cでの粘度 =7 X 10-6 m2 /s (7cSt ) }
潤滑油流量 : l OccZmin
軸受温度 : 120で
試験継続時間 : 1500時間
目標時間 : 1000時間
疲労解析 : 100時間経過した時点で、 上記 6個ずつ用意した試料のうち の 1個の試料を分析して疲労度を求める。
上述の様な条件で行なった実験の結果、 次の事が分かる。
先ず、 実施例 4、 6に関しては、 試験継続時間終了までの間に、 それぞれ 2個 ずつの試料に剥離が発生した。 但し、 1^。寿命に関しては、 それぞれ 1015時 間、 1100時間と、 目標の 1000時間を達成できた。 実施例 4、 6が十分な 耐久性を確保できた理由は、 残留オーステナイト量" T R と残留圧縮応力 O R とを 適正に規制した為である。 この事は、 100時間経過した時点での、 外輪軌道表 面の疲労度が、 それぞれ、 1. 8、 1. 7と、 各比較例と比較して低い値となつ ている事からも明らかである。
更に、 実施例 1〜3、 5、 7〜 10に関しては、 寿命の目標である 1000時 間よりも長い 1500時間に至っても、 何れの試料に就いても剥離等の損傷が発 生せず、 外輪軌道表面の疲労度は、 総て 1. 5以下であった。 この事から、 残留 オーステナイト量 T R を 25〜45容量%にするか、 残留圧縮応力 σκ を 200 〜 500 MP aにする事で、 よりすぐれた耐久性確保を図れる事が分かる。 これに対して、 標準的な軸受鋼である SU J 2により外輪を構成した比較例 1 は、 試料 5個総てで剥離が発生し、 疲労度が 2. 8、 Li。寿命が 158時間とな つに。 又、 比較例 2、 6に関しては、 外輪軌道の表面層の表面硬さが Hv 6 1 5 , 6 8 0と低い為、 疲労度が 2 . 6と高くなり、 1^。寿命も 1 0 5、 1 2 5時間と短く なった。
更に、 比較例 3〜5、 7、 8に関しては、 残留オーステナイト量 r R と残留圧 縮応力 σ κ が何れも小さい為、 外輪軌道表面の疲労度が 2 . 0よりも高く、 試料 5個総てで剥離が発生し、 。寿命が 2 5 5、 1 3 5、 1 8 5、 2 1 5、 2 9 5 時間と、 目標とする 1 0 0 0時間の 1 / 3以下しかなかった。
尚、 上述した実験では、 シールリングを持たない単列深溝型の玉軸受を用いた。 但し、 プーリとベルトとの摩擦係合部等で発生する摩耗紛が多くなるュニットの 場合、 転がり軸受の幅方向寸法に余裕があれば、 シール機構を設ける事もできる。 この場合に使用するシール機構としては、 TMシールや金属板の非接触型のシー ルドリング、 或は接触型のァクリル製或はフッ素ゴム製のシールリングを使用す る事ができる。 シール機構を設ける場合、 使用温度等に応じて、 適正な構造を選 択使用する。
又、 保持器の構造及び材質に関しては、 特に限定しないが、 使用時の回転速度 が特に早い場合には、 合成樹脂製の冠型保持器を使用する事が、 保持器と転動体 との間の摩擦を低減すると共に、 硬い摩耗粉の発生を抑えて長寿命化を図る面か らは好ましい。
更に、 上述した実験では、 各試料の転がり軸受の内部隙間はそれぞれ普通隙間 とし、 外輪軌道 6及び内輪軌道 7の断面形状の曲率半径を、 何れも各転動体 8の 直径の 5 2 %した。 これに対して、 上記内部隙間並びに上記各軌道 6、 7の断面 形状の曲率半径を適正に規制して (小さく抑えて) 、 ラジアル方向のがたつき及 びアキシアル方向のがたつきを抑制すれば、 耐久性を中心とする性能を、 更に向 上させる事も可能になる。 又、 転がり軸受が、 図示の様な単列深溝型玉軸受の場 合に限らず、 アンギユラ型等の他の型式の玉軸受、 更には円筒ころ軸受ゃ円すい ころ軸受、 ニードル軸受等、 他の軸受の場合でも、 同様の作用 ·効果を得られる。 以下、 本発明の第 2の実施形態について説明する。
先ず、 1 3種類の合金鋼からなる素材を用意した。 各合金鋼の合金成分を表 2 に示す。 表 2において、 合金成分の含有率が本発明の範囲から外れるものに下線 を施した。
これらの合金鋼を用いて、 呼び番号 6208のラジアル玉軸受 (内径 40mm、 外径 80mm、 幅 18mm) 用の内輪と外輪を作製した。 その際、 内輪および外 輪の軌道溝を、 玉の直径 (D) に対する軌道溝の曲率半径 (R) の比 (RZD) が 52. 0%となるように形成した。
各合金鋼を所定形状に成形加工した後に、 熱処理として、 No. Π 7以外では、 図 5に示す方法で浸炭窒化処理と焼入れおよび焼戻しを行った。 なお、 No. Π 7については、 浸炭窒化処理を行わず、 通常の焼入れと焼戻しを行った。
先ず、 温度830〜930で、 吸熱型ガス、 エンリッチガス、 およびアンモニ ァガスの雰囲気で、 外輪は 2〜5時間、 内輪は 2〜5時間加熱することにより、 浸炭窒化処理を行った後、 放冷し洗浄した。 次に、 吸熱型ガスの雰囲気中で 83 0〜870 に加熱し、 0. 5〜3時間加熱することにより 「ずぶ焼き」 を行つ た後、 油温度 50〜150 で油焼入れを行った。 次に、 洗浄を行った後、 16 0〜200°Cの大気中で 1〜5時間加熱することにより、 焼戻しを行った。 その 後、 空冷した。 この熱処理により、 表層部に平均粒径 100 nm以上 500 nm 以下の炭化物および炭窒化物が分散折出される。
熱処理後に、 研削仕上げ加工と超仕上げ加工を行った。 内輪および外輪の軌道 溝の表面粗さは 0. 01〜0. 05 mRaの範囲内とした。
また、 直径 (D) が 11. 906mmである。 SU J 2製の等級 20相当の玉 を用意した。 この玉には浸炭窒化処理がなされている。 この玉と、 上述の内輪お よび外輪と、 金属製の波形プレス保持器とを用いて、 試験軸受を組み立てた。 各試験軸受の内輪および外輪について、 「軌道面表層部の c濃度 (炭素含有 率) 」、 「軌道面表層部の N濃度 (窒素含有率) 」、 「表層部に分散析出している炭 化物および Zまたは炭窒化物 (炭化物等) の平均粒径」、 「軌道面の表面硬さ (H V) 」、 「軌道面表層部の残留ァ (残留オーステナイト量) 」、 「軌道面表層部の 残留圧縮応力 (残留 σ) 」は、 表 1に示す各種構成となっている。 なお、 ラジア ル内部すきまは「C 3すきま」以下とした。 また、 表 2において、 各構成が本発明 の範囲から外れるものに下線を施した。
これらの試験軸受を、 各 6体ずつ用意し、 図 1に示すベルト式 CVTユニット を使用して寿命試験を行った。 このベルト式 CVTユニットでは、 プライマリー プーリ 7およびセカンダリープーリ 8の回転軸 (入力軸) が、 それぞれ 1対の転 がり軸受 11 a, l i b, 12 a, 12 b、 で支持されている。 この 4個の転が り軸受のうち、 プライマリ一フロント軸受 (すなわち、 プライマリ一プーリ 7よ りもエンジン側で入力軸を支持する転がり軸受) 11 aとして、 各試験軸受を取 り付けた。
これ以外の転がり軸受 11 b, 12 a, 12 bとしては、 各試験で同じものを 使用した。
また、 このベルト式 CVTユニットのベルト 9は、 厚さ 0. 2mmの鋼製薄板 を 10枚重ねた構造の 2条のリング 91に、 280枚の厚さ 2 mm摩擦片 92を 取り付けた構造であり、 ベルト長は 60 Ommである。
上記以外の試験条件は以下の通りである。
<寿命試験の条件 >
エンジンからの入力トルク: 20 ONm
入力軸の回転速度: 6000 r pm
潤滑油:「CVTフルード」に分類される潤滑油であって、 動粘度が 4 で 3 5X 10-5m s (35 c S t) 、 100 で 7 X 10 5m2Z s (7 c S t) であり、 滑り速度 0. 5 s時の摩擦係数 0. 013であるもの。
潤滑油供給量:プライマリーフロント軸受は 10ミリリットル Z分、 他の軸受 は 200ミリリツトル/分。
軸受温度: 120
回転中に振動を測定し、 軸受の振動値が初期振動値の 5倍となった時点で回転 を終了し、 この時点までの回転時間を寿命とした。 また、 この時点で内外輪の軌 道溝面のいずれに剥離が生じているかを調べた。 なお、 軸受の振動値が初期振動 値の 5倍とならない場合の試験の打ち切り時間は、 1500時間とした。
なお、 各 6体の試験軸受のうちの 1本については、 回転時間 100時間で回転 試験を止め、 特公昭 63— 34423号公報に記載された方法により、 疲労度 (疲労度パラメ一夕 F) を測定した。 この疲労度パラメ一夕 Fは、 転がり疲労前 後に、 軌道面について、 X線回折によるマルテンサイト相を示すピークの半値幅 と残留オーステナイト量を測定し、 疲労前後の半値幅の差 ΔΒと残留オーステナ イトの差 ARA (体積%) と、 軌道面をなす金属材料によって決まる定数 Kによ り、 F = AB+KXARAで表される。
そして、 各種類毎に 5体の試験軸受の結果をワイブル分布のグラフ (累積破損 確率 =寿命) にプロットし、 このグラフから、 短寿命側から 10%の軸受に剥離 が発生するまでの総回転時間 (L10寿命) を求めた。
これらの試験結果を下記の表 2に併せて示す。 表 2
Figure imgf000024_0001
これらの結果から分かるように、 内輪および外輪の構成が全て本発明の範囲を 満たす N o. Π 1〜! I 6の試験軸受は、 内輪および外輪の構成の少なくとも一つ が本発明の範囲から外れる No. Π 7〜! I 13の試験軸受と比較して、 疲労度が 小さく (2. 0以下) 、 L 10寿命も長かった (1000時間以上であった) 。
No. Π 1〜! 16のうち、 No. Π 1〜! 13と No. Π5では、 疲労度が 1. 4以下で L 10寿命が 1500時間以上となり、 No. Π 4および No. Π6よ りも疲労度が小さく、 L 10寿命も長かった。 また、 No. Π 1〜! 13と No. I 5では、 1500時間後に 5体全てに軌道面の剥離は見られず、 No. Π 4お よび No. Π 6では 5体中 2体に剥離が生じていた。 この結果から、 残留オース テナイトが 25体積%以上 45体積%以下であって、 残留圧縮応力が一 250M P a乃至一 50 OMP aであることが好ましいことが分かる。
これに対して、 No. Π 7〜! I I 3では、 疲労度が 2. 0を超え、 L 10寿命 も 110〜255時間と短かった。 特に、 No. Π7では、 残留圧縮応力が + 8 0 MP aであって本発明の範囲を外れ、 残留オーステナイト量も 7体積%であつ て本発明の範囲を外れることから、 L 10寿命が 130時間と短く、 試験軸受 5 体の全てに剥離が生じた。 No. Π7は、 SU J 2を素材として用い、 浸炭窒化 を施していない構成である。
また、 No. H 8と] I 12では表面硬さが Hv 600、 640で本発明の範囲 より小さいため、 疲労度が 2. 5以上と大きく、 L 10寿命が 120時間、 11 0時間と短かった。 また、 No. Π 11では残留オーステナイト量が 10体積% で本発明の範囲より小さいため、 L 10寿命が 190時間と短かった。 さらに、 No. Π 13では、 残留圧縮応力が OMP aであって本発明の範囲を外れること から、 L 10寿命が 125時間と短かった。 また、 No. Π 9〜! 111でも試験 軸受 5体の全てに剥離が生じた。
このように、 内輪および外輪が本発明の範囲を満たす No. Π 1〜! 16構成と することにより、 ベルト式無段変速機のプーリ軸を支持するラジアル玉軸受とし て好適な、 流動性の高い (粘度の低い) 潤滑油を使用した場合でも転がり疲労が 生じ難く、 寿命の長い転がり軸受が得られる。 産業上の利用の可能性
本発明のベルト式無段変速機用転がり軸受は、 以上に述べた通り構成され作用 するので、 粘性の低い CVTフルードを使用し、 しかもその流量を少なく抑えた 場合でも十分な耐久性を得られる。 この為、 耐久性を確保しつつ、 ベルト式無段 変速機の効率を向上させる事が可能になる。
また、 本発明によれば、 内輪、 外輪、 および転動体のうちの少なくともいずれ かを、 特定の合金鋼で形成するとともに軌道面等の表層部の炭素含有率、 窒素含 有率、 硬さ、 および残留圧縮応力を特定の構成にすることにより、 ベルト式無段 変速機の潤滑油として流動性の高い (粘度の低い) 潤滑油を使用した場合でも、 プーリの回転軸を支持する転がり軸受の寿命を、 従来の合金鋼 (SUJ 2等の軸 受鋼、 SCR420や SCM420等の肌焼鋼) で形成された軸受よりも長くす ることができる。
すなわち、 ベルト式無段変速機のプーリの回転軸を支持する転がり軸受として 本発明の転がり軸受を使用することによって、 流動性の高い (粘度の低い) 潤滑 油を使用しても十分な軸受寿命が確保できるようになる。 これにより、 ベルト式 無段変速機で要求されていた、 ベルトによる動力伝達効率を良好にすること、 ベ ル卜駆動の騒音を制御すること、 プーリとベルトの磨耗を抑えることが可能にな り、 低燃費、 低騒音、 高耐久性を兼ね備えたベルト式無段変速機が実現できるよ うになる。

Claims

請求の範囲
1. 内周面に外輪軌道を有する外輪と、 外周面に内輪軌道を有する内輪と、 これ ら外輪軌道と内輪軌道との間に転動自在に設けられた複数個の転動体とを備え、 上記外輪を固定の部分に内嵌支持し、 上記内輪をベルト式無段変速機を構成する プーリと共に回転する部分に外嵌支持して、 このプーリを上記固定の部分に回転 自在に支持するベルト式無段変速機用転がり軸受に於いて、 少なくとも上記外輪 が、 0. 15〜0. 5重量%のじと、 0. 1〜1. 5重量%の S iと、 0. 1〜 1. 5重量%の 1 と、 0. 5〜3. 0重量%の C rとを含む鉄系合金製の素材 に浸炭窒化、 焼き入れ、 焼き戻し処理、 研磨仕上を施す事により造られて、 上記 外輪軌道の表面部分に、 0. 8〜1. 2重量%の〇と、 0. 05〜0. 50重量 %のNとを含む表面層を有するものである事を特徴とするベルト式無段変速機用 転がり軸受。
2. 表面層の表面硬さが Hv 720〜 900であり、 外輪軌道の表面から最大剪 断応力発生位置深さまでの部分に、 平均粒径が 50〜500 nmである炭化物又 は炭窒化物を分散析出させた、 請求項 1に記載したベルト式無段変速機用転がり 軸受。
3. 外輪軌道の表面下 50 mでの残留ォ一ステナイト量を 20〜45容量%と し、 外輪軌道の表面下 50 mでの残留圧縮応力を 150〜500 MP aとした、 請求項 1〜 2の何れかに記載したベルト式無段変速機用転がり軸受。
4. 0. :!〜 3. 0重量%の Moと 0. 1〜3. 0重量%の とのうちの少なく とも一方を含有させた、 請求項 2に記載した記載したベル卜式無段変速機用転が り軸受。
5. 内輪と外輪との間に複数の転動体が転動自在に配設された転がり軸受におい て、
内輪、 外輪、 および転動体のうちの少なくともいずれかは、
質量比で、 炭素 (C) の含有率が 0. 60%以上1. 20%以下、 硅素 (S i) の含有率が 0. 10%以上 1. 5%以下、 マンガン (Mn) の含有率が 0. 10%以上1. 5%以下、 クロム (Cr) の含有率が 0. 50%以上 3. 0 %以 下である合金鋼を所定形状に成形した後、 浸炭窒化処理と焼入れおよび焼戻しを 施して得られ、 軌道輪の軌道面および Zまたは転動体の転動面をなす表層部の炭 素含有率が 0. 80重量%以上1. 30%重量以下、 前記表層部の窒素含有率が 0. 05重量%以上 0. 50重量%以下であり、 前記表層部の硬さがピッカース 硬度 (Hv) で 700以上 850以下であり、 前記表層部の残留圧縮応力がマイ ナス 10 OMP a乃至マイナス 50 OMP aであることを特徴とする転がり軸受。
6. 前記表層部の残留オーステナイト量が 15体積%以上 45体積%以下である 請求項 5記載の転がり軸受。
7. 前記表層部に平均粒径 100 nm以上 500 nm以下炭化物および Zまたは 炭窒化物が分散析出されている請求項 5または 6記載の転がり軸受。
8. ベルト式無段変速機のベルトを巻き付けるプ一リの回転軸を支持する用途で 使用される請求項 5乃至 7のいずれか 1項に記載の転がり軸受。
9. 請求項 5乃至 7のいずれか 1項に記載の転がり軸受により、 ベルトを巻き付 けるプーリの回転軸が支持されているベルト式無段変速機。
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