WO2005100823A1

WO2005100823A1 - ピニオンシャフト

Info

Publication number: WO2005100823A1
Application number: PCT/JP2005/007563
Authority: WO
Inventors: Tomoyuki Takei; Shinta Ootsuka; Osamu Tsukamoto; Nobuyuki Taoka
Original assignee: Jtekt Corporation
Priority date: 2004-04-14
Filing date: 2005-04-14
Publication date: 2005-10-27
Also published as: EP1757842A4; JP2005299854A; US20070175288A1; EP1757842A1; CN100451394C; CN1942692A

Abstract

非調質の鋼を素材として形成されたピニオンシャフト(7) は、軸部(71,72)と、軸部(71,72)に連なるピニオン歯形成部(70)とを備える。ピニオン歯形成部(70)はピニオン歯(7a)および歯底部(7b)を含む。ピニオン歯形成部(70)および軸部(71,72)に、高周波焼入れおよび焼戻しが施された硬化層(80)が設けられる。上記鋼がＣ：０．４５～０．５５質量％、Ｓｉ：０．１０～０．５０質量％、Ｍｏ：０．１５～０．２５質量％、Ｂ：０．０００５～０．００５質量％を含有する。ピニオン歯形成部(70)および軸部(71,72) の表面硬さがビッカース硬さで６５０～７６０ＨＶである。

Description

明細書

ピニオンシャフト

く技術分野 >

本発明は例えば自動車のステアリング装置に用いるピニオンシャフトに関する。

<背景技術 >

電動パワーステアリング装置 (E P S) は、油圧、。ワーステアリング装置と比較して燃費を 3〜5 %向上できることから、省エネ上、好ましい。

特に、ピニオンアシストタイプの電動パワーステアリング装置は、ラックアシストタイプの電動パワーステアリング装置に比較して、車両への搭載スペースを確保し易く、且つ製造コストが安いという利点があり、小型車を中心として普及してきている。

従来の一般的なピニオンシャフトでは、圧延後に焼入れ焼き戻し（調質処理）力施された調質材をロェしており、製造コストが高いという問題がある。

一方、圧延後、焼入れ焼き戻し（調質処理）をすることなく、機嫩ロェを行なった後、高周波焼入れ等の表面硬化処理を施してピニオンシャフトを得る試みがなされている（例えば、日本国特許第 3 0 3 6 0 6 1号公報参照。 ) 。

ピニオンアシストタイプの電動パワースチアリング装置では、自動車の左右方向に延在する転舵軸としてのラックパーとピニオンとの嚙み合!/ヽ部分に作用する応力や面圧が、油圧ヽ。ワーステアリング装置と比較して、大幅に（例えば 6〜1 0倍に）高くなる。

一方で、部品を共通化して量産効果によるコストダウンを図るために、ピユオンアシストタイプの電動パワーステアリング装置においても、油圧式パワーステアリング装置で用いているピニオンシャフトと共通の仕様のピニオンシャフトが用いられる ¾^が多い。このため、高応力、高面圧力 S作用する中型車以上では、ピニオンシャフトの耐摩耗性、強度 (静捩じり強度、捩じり疲労強度を含む）およひ勒性の点で^ flJとなり、その結果、電動パワーステアリング装置の採用が小型車中心にとどまる傾向にあった。

本発明の目的は、安価で且つ高応力、高面圧に耐え得るピニオンシャフトをすることである。

ぐ発明の開示 >

上記目的を達成するため、本努明は、非調質の鋼を素材として形成されたピニオンシャフトを iittする。そのピニオンシャフトは、軸部と、上記軸部に連なるピニオン歯形成部とを備え、上記ピニォ形成部はピニォおよび歯底部を含み、上記ピニォ形成部および軸部に、高周波焼入れおよび焼戻し力 ¾された硬化層が設けられ、上記鋼が C： 0. 45〜0. 55質量％、 S i ： 0. 10〜0. 50質量⁰ /₀、 Mo ： 0. 15〜0. 2 5質量⁰、 B： 0. 0005〜0. 005質量⁰ /。を含有し、ピニオン歯形成部および軸部の表面硬さがビッカース硬さで 650〜760HVである。

ピニォ #形成部および軸部の表面硬さを 650〜760HVに限定したのは下記の理由による。すなわち、 650HV未満であると、ピユオン歯形成部の表面硬さが十分でなくなり、組み合わせて使用するラックに対する耐摩耗性が低くなる一方、 760 HVを超えると、表層部の靱性カ S低下し、静的ねじり強度が不足するからである。そこで、ピニォン歯形成部および軸部の表面硬さを 650〜760HVとすることで、ラックに対する耐摩耗性を高くすると共に静的負荷に対する十分なねじり強度を確保するようにした。ピニオ^ *形成部および軸部の表面硬さのより好ましい下限値は 680 H Vであり、より好ましい上限値は 730 HVであり、さらに好ましい上限値は 710 HVである。

また、上記鋼が、 Mn： 0. 5〜1. 2質量％をさらに含有していれば好ましい。また、上記鋼が、 Cr ： 0. 5質量⁰/。以下、 Cu： 0. 5質量⁰/。以下、 Ni : 0. 5質量％以下から選択される少なくとも 1種をさらに含有してヽれば好ましレヽ。

また、上記鋼が、 P： 0. 025質量％以下、 S： 0. 025質量％以下、 T i ： 0. 005〜0. 10質量⁰ん N： 0. 015質量⁰ /₀以下をさらに含有し、且つ C、 S i、 M n、 Cr、 Mo、 Cu、 Niおよび Crの含有率（質量⁰ /₀) をそれぞれ a (C) 、 a (S i) 、 a (Mn) 、 a (Cr) 、 a (Mo) 、 a (Cu) 、 a (N i ) および a (Cr) で表して、下記式 1および下記式 2を満たし、残部が F eおよび不可避不純物からなっていれば好ましい。

式 1 · · · 0. 80≤Ceq≤0. 95

ただし、 Ceq=a (C) +0.07X a (S i) +0.16 X a (Mn)

+0.20X a (Cr) +0.72X a (Mo)

式 2 * · · f値≤1. 0

ただし、 f値 =2.78— 3.2 X a (C) +0.05X a (S i) -0.60X a (Mn)

-0.55X a (Cu) -0.80X a (N i ) -0.75X a (Cr) ピニオンシャフトを機ェするときの工具寿命およびピニオンシャフトの強度を確保するためには、ピニオンシャフトを形成するための熱間圧延後の製造用中間体としての鋼での硬さを、 2 4〜3 0 HR Cにするのが望ましい。 2 4 HR C未満であると、ピニオンシャフトに必要な強度が得られず、また 3 0 HR Cを超えると工具寿命が低下してコストを増加し、加工に時間を必要とするようになるからである。

一方、ピニオンシャフト用の鋼の場合、その鋼材の寸法が 2 0 ~ 3 0 mmであり、熱間圧延条件が 8 5 0° C以下の温度で減面率 1 0 %以上の圧下率であり、また冷却方法が比較的安価な衝風冷却、大気冷却またはピボット冷却であるので、その熱間圧延後の硬さは、ほとんど C eqの大小によつて決まる。この硬さを上記の 2 4〜3 0 HR Cとするためには、 Ceqを 0 . 8 0〜0. 9 5にすることが必要である。すなわち、 Ceqが 0. 8 0未満では熱間圧延後の硬さが 2 4 HR C以上にならないからであり、 Ceqが 0. 9 5よりも大きいと硬さが 3 0 HR Cより高くなつて硬くなり過ぎて被肖 I胜が低下し、歯形精度が悪くなるからである。

同様に、ピニオンシャフト用の鋼の^ \ そのフェライト量は、ほとんど f値の大小によって決まるものである。フェライト量をピニオンシャフト用の鋼として必要なフェライト面積率 4 0 %以下にするには、 f値を 1 . 0以下にすることが必要である。これは以下の理由による。

すなわち、高周波焼入れ前の組織に多量のフェライトがすると、高周波焼入れのような短時間の加熱処理にぉレ、ては、フェライト中への Cの拡散が不十分となり、高周波焼入れの組織にフェライトが残留することになる。この残留フェライトは、曲げおよびねじり強度を低下する原因になる。また、均一な硬さが得られにくくなり、耐摩耗生も低下することになる。

残留フェライトを少なくするためには高周波焼入れにおいて、長時間加熱または高?励口熱することが考えられるが、長時間加熱をした:^には硬化層深さが深くなり過ぎ、製造するピニオンシャフトの歪みが大きくなると共に、表面近傍の残留応力の低下により疲労強度が低下する原因となる。他方、高卩熱をした： tj^には高周波焼入れ層の結晶粒が粗大化して靱性の低下を招くことになる。したがって、高周波焼入れ前のフェライト量を 4 0 o/o以下にするのが望ましく、そのために、 f値を 1 . 0以下にすること力必要である。また、本発明において、上記歯底部の有効硬化層深さ D (表面から 4 5 0 HVである部位までの深さに相当）と歯底部の圣 Rとの比 DZRが 0 . 1〜0 . 5であることが好ましい。すなわち、比 D/Rが 0. 5を超える ¾ ^にはピエオ^の歪み力 S大きくなる。一方、比 DZRが 0. 1未満では、ピニオン歯の静的捩じり強度や捩じり疲労強度が不足するおそれがある。そこで、比 D/Rを 0. 1〜0. 5の範囲とすることで、ピニオン歯の静的捩じり強度や捩じり疲労強度を確保しつつピニオン歯の歪みを防止するようにした。比 DZRのより好ましい下限値は 0. 2であり、比 D/Rのより好ましい上限値は◦. 4 である。

また、本発明において、上記軸部の有効硬化層深さ dと軸部の雜 rとの比 dZ rが 0. 0 5〜0. 6であることが好ましい。比 d/ rが 0. 0 5未満では軸部の静的捩じり強度や捩じり疲労強度が不足し、また内部起点の疲労破壊が生じるおそれがある。一方、比 d Z rが 0. 7を超える ¾ ^には靱性カ S低下するという欠点があり、また、製造コストが高くなり実用的でない。そこで、比 d/ rを 0. 0 5〜0. 6の範囲とすることで、軸部の静的捩じり強度や捩じり疲労強度を確保しつつ靱性も確保するようにした。比 d rのより好ましい下限値は 0. 3 5である。比 d/ rのより好ましい上限値は 0. 5である。上記のピニオンシャフトであれば、安価な非調質鋼を用いて、高い耐摩耗性と、高い強度（静的強度、疲労強度、衝撃強度）を達成できるので、高応力、高面圧を受ける高出力のピニオンアシストタイプの電動パワーステアリング装置に好適に用いることができる。 < 図面の簡単な説明〉

図 1は、本発明の一実施の形態のピニォンシャフトが適用されたピニォンァシスト式の電動パワーステアリング装置の模式図である。

図 2は、ピニオンシャフトの断面図である。

図 3は、図 2の III—III線に沿う断面図である

図 4は図 2の IV— IV線に沿う断面図である

図 5は正入力静的破壌試験の試験装置の概略図である。

図 6は逆入力静的破壌試験の試験装置の概略図である。

図 7は逆入力試験の試験装置の概略図である。

図 8は正入力耐久試験の試験装置の概略図である。

図 9は逆入力耐久試験の試験装置の概略図である。

く発明を実施するための最良の形態〉

' 本発明の好ましい態様を謝図面を参照しつつ説明する。図 1は本発明の一実施の形態のステアリングラックが用いられる電動パワーステアリング装置の概略構成を示す模式図である。図 1を参照して、電動パワーステアリング装置 (E P S ： Electric Power Steering System) 1は、ステアリングホイール等の操舵咅附 2に連結しているステアリングシャフト 3と、ステアリングシャフト 3に自在糸手 4を介して連結される中間軸 5と、中間軸 5に自継手 6を介して連結されるピニオンシャフト 7と、ピニオンシャフト 7の觸|5近傍に設けられたピニオン歯 7 aに嚙み合うラック歯 8 aを有して自動車の方向に延びる転 Ιέ軸としてのラックパー 8とを有している。

ラックパ一8は車体に固定されるハウジング 9内に図示しない複数の軸受を介して往復動自在に支持されている。ラックパー 8の両端部はハウジング 9の両側へ突出し、各端部にはそれぞれタイロッド 1 0が結合されている。各タイロッド 1 0は対応するナックルアーム（図示 ¾~ ) を介して対応する操向輪 1 1に連結されている。

操舟它咅才 2力 S操作されてステアリングシャフト 3が回転されると、この回転がピニオン歯 7 aおよびラック歯 8 aによって、自動車の左右方向に沿ってのラックパー 8の直線運動に変換される。これにより、操向輪 1 1の転舵が達成される。

ステアリングシャフト 3は、操舵咅附 2に連なる入力軸 3 aと、ピニオンシャフト 7に連なる出力軸 3 bとに分割されており、これら入、出力軸 3 a， 3 bはトーシヨンバー 1 2を介して同一の軸 HJ:で相対回転可能に互いに連結されて、る。

トーションバー 1 2を介する入、出力軸 3 a， 3 b間の相対回転変位量により操舵トルクを検出するトルクセンサ 1 3が設けられており、このトルクセンサ 1 3のトルク検出結果は、 E CU (Electronic Control Unit ：電子制御ユニット） 1 4に与えられる。 E C U 1 4では、トルク検出結果や図示しない車速センサから与えられる車速検出結果等に基づいて、駆動回路 1 5を介して操舵補助 fflの電動モータ 1 6への印加電圧を制御する。電動モータ 1 6の出力回転力 S減速機構 1 7を介して減速されてピニオンシャフト Ίに伝達され、ラックパー 8の ¾ 運動に変換されて、操舵力 S補助される。

減速機構 1 7としては、電動モータ 1 6の図示しない回転軸に一体回転可能に連結されるウォーム軸等の小歯車 1 7 aと、この小歯車 1 7 aに 0歯み合うと共にピニオンシャフト 7に一体回転可能に連結されるウォームホイ一ノの大歯車 1 7 bとを備えるギヤ機構を例示することができる。

図 2はピユオンシャフトの断面図であり、図 3は図 2の III -III線に沿う断面図であ 2005/007563

6 り、図 4は図 2の I V— I V線に沿う断面図である。図 2を参照して、ピニオンシャフト 7は、ピニオン歯形成部 70と、このピニオン歯形成音 70の両側に軸線 90の同軸上に延設される一対の軸部 71， 72とを備える。軸部 71は長軸からなり、中間軸 5側に配置される。軸部 72は短軸からなる。

図 3を参照して、上記ピニオン歯形成部 70は、複数が周方向の等間隔に形成される上記のピニォ aと、隱するピニオ^ *7 aに介在する歯底部 7 bとを含む。

ピニオンシャフト 7は安価な非調質の鋼を素材として，ロェカ S施されて形状が形成された後、高周波焼入れおよび焼き戻し力 ^s施されてなる。これにより、図 2、図 3および図 4に示すように、ピニォン歯形成部 70および軸部 71, 72には表面硬ィ匕処理としての高周波焼入れおよび焼戻し力 S施された硬化層 80が設けられ、硬化層 80よりも内部であるシャフト内部 81との間に硬度差が設けられている。

上記鋼は C： 0. 45〜0. 55質量％、 Mo ： 0. 15〜0. 25質量％、 B： 0. ◦ 005〜0. 005質量⁰ /₀を含有する。

0. 45〜0. 55質量⁰ /₀の Cを含有する非調質の鋼を高周波焼入れすることにより、ピニオンシャフトとして必要な耐摩耗性と靱性が付与される。すなわち、 Cを 0. 45質量⁰以上とすることで、高周波焼入れによってピニオンシャフト 7の耐摩耗性を高めることができる一方、 Cが 0. 55質量％を超えると、耐酵! "生が低下し、また、高周波焼入れ時に焼割れを生じ易くなるので、 Cを 0. 45〜0. 55質量％の範囲に設定した。

Moの添加により焼入れ性を高めるとともに、結晶粒界内を強ィヒし、高周波焼入れによつて得られる硬化層 80の衝撃応力の作用に対する抵抗を向上させて衝撃による亀生を抑制することができる。そのためには、 0. 15質量％以上含有させる必要があるが、多量に含有させると圧延状態でマルテンサイトカ ^s発生して硬くなり、被肖 I胜を低下させるので、上限を 0. 25質量％とする。特に Bと複合添加することで、高周波焼入れによつて得られる硬化層 80の靱性改難化がさらに助長される。

その Bは不可避不純物である Pの粒界偏析を抑制して粒界を強ィヒし、硬化層 80の靱性を向上させることができる。そのためには、 0. 0005質量％以上含有させる必要があるが、多くなり過ぎると結晶粒を粗大化させて靱性を低下させるので、上限を 0. 005 質量％とする。

鋼の他の成分としては、 S i : 0. 10-0. 50質量％、 Mn ： 0. 50〜1. 20 563

7 質量％、 P： 0. 0 2 5質量⁰/。以下、 S： 0. 0 2 5質量％以下、 C u： 0. 5 0質量％以下、 N i ： 0. 5 0質量⁰ /₀以下、 C r ： 0. 5 0質量％以下、 T i : 0 . 0 0 5〜0. 1質量⁰ん N : 0. 0 1 5質量⁰ /₀以下を含有し、残部は F eおよび不可避的不純物である。

S iは鋼溶製時において脱酸作用を有しているので、そのために含有させる元素である。その作用効果を得るためには 0. 1 0質量％以上含有させる必要があるが、多くなり過ぎると鋼の靱性が低下するので、上限を 0. 5 0質量％とする。

Mnは鋼溶製時において脱酸作用を有していると共に、鋼の焼入れ性を向上させるので、そのために含有させる元素である。それらの作用効果を得るためには 0. 5 0質量％>以上含有させる必要があるが、多くなり過ぎると硬さが高くなり過ぎるので、上限を 1 . 2質量％とする。

Pは不可避な不純物であり、粒界に偏折して靱性を低下させると共に、高周波焼入れ時の焼割れの発生を助長する元素でもあるので、低いほう力 S好ましいが、低くしても効果が飽和し、またコストも高くなるので、上限を 0. 0 2 5質量％とする。

Sは不可避な不純物であり、硫化物系介在物を形成して疲労破壊の起点となるので、疲労強度を低下させる。また、焼割れの原因となる。したがって、 Sは低いほうが好ましい力著しく低くなると被削性を低下するので、上限を 0. 0 2 5質量％とする。

T iは T i Nを形成して鋼中の Nを固定し、 BNの生成を妨げて有効な B量を多くするので、そのために含有させる元素である。 Nを固定して上記 Bの効果を発揮させるためには 0. 0 0 5質量％以上含有させる必要があるが、多くなり過ぎると靱性カ S低下するので、上限を 0. 1 0質量％とする。

Nは不可避な不純物であり、鋼中で窒化物系非金属を形成して疲労強度を低下させるので、上限を 0. 0 1 5質量％とする。

C uは f値をコントロールするために含有させても良レ、が、多量に含有させると鋼の熱間加: C†生を低下するので、上限を 0. 5 0質量％とする。

N iは f値をコントロールするために含有させても良レ、が、多量に含有させると鋼の被肖 IJ性を低下させるので、上下を 0 . 5 0質量％とする。

C rは f値をコントロールするために含有させても良いが、多量に含有させると鋼の焼入れ性が増加して圧延状態でマルテンサイトが発生し、硬さが高くなり過ぎて被肖 I胜を低下させるので、上限を 0. 5 0質量％とする。 Nbおよび T aは、高周?繊入れ層の組織を微細ィ匕して靱性を改善させるので、そのために含有させる元素であるが、多く含有すると効果が飽和するので、上限を 0. 20質量％とする。

Z rは、高周波焼入れ層の組織を微細ィ匕して靱性を改善させるとともに、酸化物を形成して硫化物の核となり、カゝっ MnSの延伸性を改善して粒状硫化物となるため、ねじり疲労強度を向上させるので、そのらのために含有させる元素であるが、多く含有すると効果力飽和するので、上限を 0. 10質量％とする。

A1は、鋼溶製時において強レヽ脱酸作用を有しているとともに、結晶粒を微細ィ匕して靱性を改善するので、それらのために含有させる元素である力多くなり過ぎると A 1₂ O₃ 系介在物が増加して疲労強度を低下させるので、上限を 0. 10質量％とする。

また、上記の鋼は、 C、 S i、 Mn、 Cr、 Mo、 Cu、 Niおよび Crの含有率（質量⁰ /。）をそれぞれ a (C) 、 a (S i) , a (Mn) 、 a (Cr) 、 a (Mo) 、 a (C u) 、 a (Ni) および a (Cr) で表して、下記式 1および下記式 2を満たすことが好ましい。

式 1 · · · 0. 80≤Ceq≤0. 95

ただし、 Ceq=a (C) +0.07X a (S i) +0.16 X a (Mn)

+0.20X a (Cr) +0.72X a (Mo)

式 2 · · · 0

ただし、 ί値 =2.78—3.2 X a (C) +0.05 X a (S i) -0.60 X a (Mn)

-0.55 X a (Cu) -0.80 a (N i ) -0.75X a (Cr) ピニオンシャフトの機 ¾¾1ェにおける工具寿命およびピニオンシャフトの強度を確保するためには、ピエオンシャフトを形成するための熱間圧延後の製造用中間体での硬さを、 24〜30HRCにするのが望ましい。 24HRC未満であると、ピニオンシャフトに必要な強度力 S得られず、また 30HRCを超えると工具寿命が低下してコストを増カ卩し、加ェに時間を必要とするようになるからである。

一方、ピニオンシャフト用の鋼の場合、その鋼材の寸法が 20〜 30 mmであり、熱間圧延条件が 850° C以下の温度で減面率 10%以上の圧下率であり、また冷却方法が比較的安価な衝風冷却、大気冷却またはピポット冷却であるので、その熱間] Ξ¾後の硬さは、ほとんど Ceqの大小によって決まる。この硬さを上記の 24〜30HRCとするためには、 P T/JP2005/007563

9

Ceqを 0 . 8 0〜0. 9 5にすることが必要である。すなわち、 Ceqが 0. 8 0未満では熟間圧延後の硬さが 2 4 HR C以上にならないからであり、 Ceqが 0 . 9 5よりも大きいと硬さが 3 O HR Cより高くなつて硬くなり過ぎて被肖帷が低下し、歯形精度が悪くなるからである。

同様に、ピニオンシャフト用の鋼の：^、そのフェライト量は、ほとんど f値の大小によって決まるものである。フェライト量をピニオンシャフト用の鋼として必要なフェライト面積率 4 0 %以下にするには、 f値を 1 . 0以下にすること力 S必要である。

高周波焼入れ前の組織に多量のフェライトカ S すると、高周波焼入れのような短時間の加熱処理においては、フェライト中への Cの拡散が不十分となり、高周波焼入の組織にフェライトが残留することになる。この残留フェライトは、曲げおよびねじり強度を低下する原因になる。また、均一な硬さが得られにくくなり、耐摩耗性も低下することになる。

残留フェライトを少なくするためには高周波焼入れにおいて、長時間加熱または高口熱することが考えられるが、長時間加熱をした:^には硬化層深さが深くなり過ぎ、製造するピニオンシャフトの歪みが大きくなると共に、表面近傍の残留応力の低下により疲労強度が低下する原因となる。他方、高温加熱をした場合には高周波焼入れ層の結晶粒が粗大化して S性の低下を招くことになる。したがって、高周波焼入れ前のフェライト量を 4 0 %以下にするのが望ましく、そのために、 f値を 1 . 0以下にする。

熱間圧延後の糸 I哉については、フェライト +ノ一ライト十べィナイトの 3相組織であることが好ましい。というのは、マルテンサイト力 S ¾Eすると熱間圧延後の硬さが著しく高くなると共に、直が低下するからである。

また、熱間圧延後の組織における最大パーライトブロックサイズは、以下の理由で、円相当径で 1 0 0 以下が好ましい。すなわち、ホブ加工時のむしれの発生を抑制するためには、糸 J哉の微細化を図るのが有効である。特に、パーライトプロック力 S粗大であると、ホブ加工時に剥離してむしれを発生するからである。実用のピニオンシャフトの表面仕上げ精度を考慮すると、パーライトプロックの円相当径を 1 0 0 μ m以下にすることが好ましい。

ピニォ形成部 7 0および軸部 7 1 , 7 2の表面硬さは 6 5 0〜 7 6 0 H Vに設定される。すなわち、 6 5 0 HV未満であると、ピニオン歯形成部 7 0の表面硬さが十分でな T/JP2005/007563

10 くなり、組み合わせて使用するラックに対する耐摩耗 (·生力 S低くなる一方、 7 6 0 HVを超えると、表層部の靱性が低下し、静的ねじり強度が不足するからである。そこで、ピニォン歯形成部 7 0および軸部 7 1 , 7 2の表面硬さを 6 5 0〜7 6 0 HVとすることで、ラックに対する耐摩耗性を高くすると共に静的負荷に対する十分なねじり強度を確保するようにした。ピニオン歯形成部 7 0および軸部 7 1 , 7 2の表面硬さのより好ましい下限値は 6 8 0 HVであり、より好ましい上限値は 7 1 0 H Vである。

また、図 3を参照して、歯底部 7 bにおける硬化層 8 0の有効深さ、すなわち歯底部 7 bの有効硬化層深さ D (表面から 4 5 0 HVである部位までの深さに相当）と歯底部 7 b の雜 Rとの比（硬化層比） D/Rが 0. ：!〜 0 . 5の範囲に設定される。比 D/Rが 0. 5を超える場合にはピニオン歯の歪みが大きくなる。一方、比 D/Rが 0 . 1未満では、ピニオン歯の静的捩じり強度や捩じり疲労強度が不足するおそれがある。そこで、比 D/ Rを 0. 1〜0. 5の範囲とすることで、ピニオン歯 7 aの静的捩じり強度や捩じり疲労強度を確保しつつピニオン歯 7 aの歪みを防止するようにした。比 DZRのより好ましい下限値は 0. 2であり、比 DZRのより好ましい上限値は 0. 4である。

また、図 4を参照して、軸部 7 1 , 7 2での ί更化層 8 0の有効深さ、すなわち軸部 7 1 , 7 2の有効硬化層深さ dと軸部の圣 rとの比（硬化層比） d/ rは 0. 0 5〜0. 6の範囲に設定される。比 d Z rが 0. 0 5未満では、軸部 7 1 , 7 2の静的捩じり強度や捩じり疲労強度が不足し、また内部起点の疲労破壊が生じるおそれがある。一方、比 d / r 力 S O . 6を超える場合には靱性が低下し、また、製造コストが高くなり実用的でない。そこで、比 dZrを 0. 0 5〜0. 6の範囲とすることで、軸部 7 1 , 7 2の静的捩じり強度や捩じり疲労強度を確保しつつ靱性とコスト的な実用性も確保するようにした。比 d / rのより好ましい下限値は 0. 3 5である。比 dZ rのより好ましい上限値は 0. 5である。

また、好ましくは、ピニオン歯形成部 7 0および軸部 7 1 , 7 2において、硬化層 8 0 よりも深部におけるビッカース硬さを 2 6 0〜3 0 0 HVとすることが好ましい。シャフト內部 8 1の硬さが 2 6 0 HV未満では、ピニオンシャフト 7の強度が得られないという不具合があり、硬さが 3 0 0 HVを超えると、ピニオンシャフト 7全体の靱性が低下したり、ホプ加工時の工具寿命が短くなつたり、加工に長時間を要したりするという不具合がある。そこで、上記の範囲に設定することにより、強度を確保し且つ生産性を維持、向上させることが可能となる。シャフト内部 8 1の硬さのより好ましい下限値は 2 7 0 HVで. あり、シャフト内部 8 1の硬さのより好ましい上限値は 2 9 0 HVである。

上記のピニオンシャフト 7であれば、安価な非調質鋼を用いて高い耐摩耗!¹生および高い強度（静的強度、疲労強度、樓摩強度）を達成できるので、高応力、高面圧を受ける高出力のピニオンアシスト式の電動パワーステアリング装置に好適に用いることができる。以上、本発明を具体的な態様により詳細に説明したが、上記の内容を理解した当業者は、その変更、改変および均等物を容易に考えられるであろう。したがって、本発明の範囲はクレームの範囲とその均等の範囲とするべきである。

本出願は 2 0 0 4年 4月 1 4日に日本国特許庁に提出された特願 2 0 0 4— 1 1 9 3 6 0号に対応しており、この出願の全開示はここに引用により組み込まれるものとする。以下、実施例を挙げて本発明をより具体的に説明する。

実施例および比較例

下記表 1に示す成分組成の本発明の実施例および比較例の鋼を各々溶製したのちビレツトにし、 8 0 0° C以下の温度で圧下率 1 5 %の熱間圧延して直径 2 3 mmの丸棒からなる素材を形成した。この素材である非調質の鋼を機¾¾1ェして、ピニオンシャフトの形状を形成した製造用中間体を作成し、次いで、製造用中間体を 9 0 0〜1 0 0 0 ° Cに高周動！]熱し、 7冷にて室温まで冷却して高周波焼入れ処理を施した。その後、雰囲気温度 1 5 0° C、処理時間 1時間で焼き戻し処理を施して、硬化層 8 0を形成し、実施例および比較例のピニオンシャフトを製造した。ピニオンシャフトは、長さが 1 3 O mmであり、軸部の平均径が 1 5 mmであり、歯部の外径が 2 0 mmであり、また、 5条歯を持つようにした。

これら実施例および比較例を用いて正入力青的破壌試験、逆入力静的破壊試験、逆入力律庫破壊試験、正入力耐久試験、逆入力耐久試験を実施した。また、ピニオン歯形成部および軸部の表面のビッカース硬さの測定、並びに、ピニオン歯の歯切り後の歯形精度の測定を実施した。その結果、下記の表 2に示す結果を得た。以下、各試験について具体的に説明する。

各実施例および各比較例では、歯底部 7 bの有効硬化層深さ Dと歯底部 7 bの雜 Rとの比 DZRが 0. 3であり、軸部 7 1， 7 2の有効硬化層深さ dと軸部 7 1， 7 2の圣 rとの比 d/ r力 S O . 3である。 7563

12 正入力静的破壊試験

図 5に示すような試験装置を用いた。実施例のピニオンシャフト 7ないし比較例のピニオンシャフトに嚙み合うラックパー 8を保持するハウジング 9の両端をそれぞれ固定支柱 3 1に固定した。中立位置にてラックパー 8を固定し、ピニオンシャフト 7に連結した口ータリーアクチユエータ 3 2からピニオンシャフト 7に駆動トルクを与えた。駆動トルクを増大させていき、破壊に至らせ、破壊強度（Ν · ιη) を測定した。表 2において、〇、 △、 Xの基準は下記である。

〇： 6 0 O N · m以上

Δ： 4 0 O N · m以上 6 0 O N · m未満

X ： 4 0 O N · m未満

逆入力静的破壌試験

図 6に示すような試験装置を用いた。実施例のピニォンシャフト 7な Vヽし比較例のピニオンシャフトに嚙み合うラックパー 8を保持するハゥジング 9の両端をそれぞれ固定支柱 3 1にマウントラパー 3 3を介して固定した。ピニオンシャフト 7をジョイント 3 4を介して中立位置に固定し、ラックパー 8の端部を負荷シリンダ 3 5によりロードセノレ 3 6を介して押し、破壊音（亀難生音）を確認するまで荷重を負荷した。ロードセル 3 6に接続された動歪み計 3 7の出力をレコーダ 3 8に記録し、破壊荷重（k N) を測定した。表 2において、〇、 △、 Xの基準は下記である。

0 : 8 0 kN以上

Δ： 6 0 kN以上 8 0 k N未満

X： 6 0 kN未満

逆入力衝撃破壊試験

図 7に示すような試験装置を用いた。実施例のピニオンシャフト 7ないし比較例のピニオンシャフトに嚙み合うラックパー 8を保持するハウジング 9の両端を固定支柱 3 9に固定された一対の固定アーム 4 0に固定した。ハウジング 9はピニオンシャフト 7に近い側のが上になるように立てて配置する。ピニオンシャフト 7は中立位置で固定支柱 41 に固定する。ピニオンシャフト 7に近い側のラックパー 8の端部に受け部材 4 2を固定した。

受け咅附 4 2の上方には、ガイドパー 4 3により上下動自在に支持された重錘 4 4が設 2005/007563

13 けられ、この重錘 44の下部にはロードセル 45が固定されている。ロードセノレ 45を固定した重錘 44の重さは 0. 98kNであり、ロードセル 45と受け音附 42との距離を 20 c mとして、重錘 44およびロードセノレ 45を落下させて受け咅附 42に衝突させ、破損に至るまでの落下回数を調べた。

ロードセル 45に動歪み計 46を接続し、動歪み計 46の出力を電磁オシロスコープ 4 7に記録し、逆入力衝撃強度（kNX回数）を測定した。表 2において、〇、 △、 Xの基準は下記である。

〇： 5 OOkNX回数以上

△ : 200 kNX回数以上且つ 500 kNX回数未満

X ： 200 kNX回 C*満

正入力耐久試験

図 8に示すような試験装置を用レ、た。実施例のピニオンシャフト 7ないし比較例のピニオンシャフトに嚙み合うラックパー 8を保持するハウジング 9の両端をそれぞれ固定支柱 54に固定した。ラックバー 8の両端にそれぞれサーポアクチユエータ 55を連結した。ピニオンシャフト 7にジョイント 56およびトルクメータ 57を介してロータリーアクチユエータ 58を接続し、該ロータリーアクチユエータ 58によりピニオンシャフト 7に駆動トルクを与える。駆動トルクは 5 ON · mとし、周波数 0. 15Hzにて繰り返し回数を 3万回とした。試験終了後、ラック歯への嚙み合い部分の摩耗量を測定した。表 2において、摩耗量の大、中、小の基準は、下記である。

雜量小： 20 m以下

摩耗量中： 20 μΐηを超え且つ 50 μπι以下

摩耗量大： 50 μπιを超える

逆入力耐久試験

図 9に示すような試験装置を用いた。実施例のピニオンシャフト 7ないし比較例のピニオンシャフトに嚙み合うラックパー 8を保持するハウジング 9の両端をそれぞれ固定支柱 59に固定した。ピニオンシャフト 7をジョイント 60を介して中立位置に固定し、ピニオンシャフト 7に近い側のラックパーの端部に連なるタイロッド 10を介して、サーボアクチユエータ 61からラックパーに軸力を負荷した。ラックノ一に負荷される軸力を 10 kNとし、周波数 5 Hzにて繰り返し回数を 70万回とした。試験終了後、ラック歯への 563

14 嚙み合い部分の摩耗量を測定した。表 2において、摩耗量の大、中、小の基準は、下記である。

摩耗量小： 60 /ίπι以下

摩耗量中： 60 μπιを超え且つ 100 以下

摩耗量大 : 100 μπιを超える

無精度測定試験

実施例および比較例のピニオンシャフトのピニオン歯の歯切り後の歯形誤差を求めた。具体的には、全ての歯の中で最大誤差（全歯 Max. ) のものを求めた。表 2において、最大誤差の大小の基準は下記である。

最大誤差小： 1 Ομπι以下

最大誤差中： 10 μπιを超え且つ 30 m以下

最大誤差大： 30μπιを超える

(%¥¾)

〔表 2〕

表 2の結果によると、本発明の実施例 1〜5は、何れも、正入力静的破壊強度が 600 N . m以上であり、逆入力静的破壌強度が 80k N以上であり、正入力耐久試験における摩耗量が 20// m以下であり、逆入力耐久試験における摩耗量が 60 μ m以下であり、表面硬さが 650〜760HVであり、また、歯形誤差が 10 μπι以下と小さかった。

これに対して、 Ceqが 0. 78と本発明の実施例 1〜 5よりもやや低い比較例 1は、本発明の実施例 1〜 5と比較して、表面硬さが 620 HVとやや低く、静的破壊強度および逆入力纏破壊強度がより低耐久試験による摩耗量がより多く、また、歯形誤差がより大きかった。

また、本発明の実施例:！〜 5と比較して、 C含有量が 0. 41質量％とやや少なく、 S i含有量が 1. 10質量％とかなり多く、 f値が 1. 02とより高い比較例 2は、本発明の実施例 1〜5と比較して、表面硬さが 570HVとかなり低く、静的破壊強度がより低く、逆入力衝撃破壊強度がかなり低耐久試験による摩耗量がより多く、また、歯形誤差がより大きかった。また、 Ceqが 0. 9 8と本発明の難例 1〜 5よりも高い比較例 3は、本発明の実施例 1〜5と比較して、静的破壊強度がより低く、逆入力衝撃破壊強度がかなり低耐久試験による摩耗量がより多く、歯形誤差がより大きい。

また、 C含有量カ本発明の実施例 1 ~ 5よりも多い比較例 4は、本発明の実施例 1〜5 と比較して、逆入力卿破壊強度がかなり低く、また、歯形誤差がより大きかった。

また、 Mo含有量力 S本発明の実施例 1〜 5よりもやや少なく、 Ceq力 S本発明の実施例 1 〜5よりもやや低い比較例 5は、本発明の実施例と比較して、静的破壊強度力やや低く、逆入力纏破壊強度がかなり低く、耐久試験による摩耗量がより多く、また、歯形誤差がより大きかった。

また、 Mo含有量; ^本発明の実施例 1〜5よりも多い比較例 6は、本発明の実施例 1〜

5と比較して、耐久試験による摩耗量がより多く、歯形誤差がかなり大きかった。

また、 S i含有量;^本発明の実施例 1〜5よりも多く、 B含有量が本発明の実施例 1〜

5よりも少ない比較例 7は、本発明の実施例 1〜 5と比較して、静的破壊強度（ねじり強度に相当）がより低く、逆入力破壊強度がかなり低かった。

また、 T i含有量および N含有量力本発明の実施例 1〜 5よりも多い比較例 8は、本発明の実施例 1〜5と比較して、静的破壊強度（ねじり強度に相当）および逆入力破壌強度がより低かった。

硬化層比試験 1

上記実施例 1に対して高周波焼入れの条件のみを種々変更して歯底部 7 bの有効硬化層深さ Dを異ならせることで、歯底部 7 bの有効硬化層深さ Dと歯底部 7 bの判圣 Rとの比 (硬化層比） DZRのみを下記表 3のように異ならせた実施例 6〜： L 1を作成し、上記と同様の正入力静的破壊試«び歯形精度測定試験を実施したところ、表 3の,裙果を得た。硬化層比

正入力静的破壊試験歯形誤差

D/R

比 9 0. 05 X 小

実 6 0.1 △ 小

実 7 0. 2 〇小

実 1 0. 3 〇小

実 8 0.4 〇小

実 9 0.5 〇中

実 1 0 . 0.6 〇大表 3の結果によると、.比 D/Rが 0. 1以上（実施例 1, 実施例 6〜： L 0)であれば十分なねじり強度カ得られ、 0. 2以上（実施例 1, 実施例 7〜： L 0) であれば、より高いねじり強度（静的破壊強度）が得られること力 ^s判明した。また、比 D/Rが 0. 5以下（実施例 1, 実施例 6〜9) であれば、歯形誤差が許容レべノレに収まり、比 D/Rが 0. 4以下（実施例 1, 実施例 6〜8) であれば、歯形誤差をより小さくできること力 ^s判明した。その結果、比 D/Rが 0. 1〜0. 5の範囲にあれば、ねじり強度および歯形誤差（最大誤差）の双方において好ましい結果が得られることが判明した。また、比 D/Rが 0. 2〜0. 4の範囲にあれば、；ねじり強度および歯形誤差（最大誤差）の双方においてより好まし、結果が得られることが判明した。

硬化層比試験 2

上記の実施例 1に対して高周波焼入れの条件のみを種々変更して、軸部 71， 72の有効硬化層深さ dと軸部の判圣 rとの比（硬化層比） d / rのみを下記の表 4に示すように異ならせた実施例 11〜15を作成し、上記の同様の正入力静的破壌試験、下記に示すねじり疲労試験を実施したところ、表 4に示す結果を得た。

ねじり疲労試験：ねじり疲労試験用試験片（Ψί亍部の直径 12 mmで長さ 100 mmの平滑試験片）を供試品とするねじり疲労試験を実施し、 10⁵ サイクルの時間強度で言鞭した。

0: 65 OMP a以上

△ : 50 OMP a以上 65 OMP a未満

X： 50 OMP a未満

〔表 4〕 '

硬化層比

正入力静的破壊試験捩り疲労試験

d/r

比 10 0.03 厶 X

実 1 1 0.05 厶 Δ

実 1 0.3 〇 Δ

実 12 0.35 〇 ' 〇

実 13 0.5 〇〇

実 14 0.6 〇 Δ

実 15 0.7 〇 X 表 4の結果によると、比 d/rが 0. 05〜0. 6 (実施例 1，実施例 11~14) であれば許容レベル以上の静的ねじり強度（静的破壊強度）およびねじり疲労強度が得られること力 s判明した。すなわち、比 d/rが 0. 6が超えた: ½ (実施例 15) 、静的ねじり強度やねじり疲労強度に対する効果力 ^s飽和する一方、靱性が低下する。また、比 dZr が 0. 6である^は、比 dZrが 0, 5である場合と比較して靱性カ氐下する傾向が見受けられる。したがって、比 d/rの上限としては 0. 5がより好ましい。また、比 d/ rが 0. 35~0. 5 (実施例 12， 13) の範囲にあれば、高い静的ねじり強度、高いねじり疲労強度が得られることが判明した。

Claims

請求の範囲

1. 非調質の鋼を素材として形成されたピニオンシャフトが、

軸部と、上記軸部に連なるピニオ^ *形成部とを備え、

上記ピニォ、^形成部はピニォン歯および歯底部を含み、

上記ピニオ^形成部およぴ軸部に、高周波焼入れおよび焼戻し力施された硬化層が設けられ、

上記鋼が C： 0. 45〜0. 55質量％、 S i ： 0. 10〜0. 50質量⁰ん Mo ： 0. 15〜0. 25質量％、 B： 0. 0005〜0. 005質量⁰ /₀を含有し、

ピニォ #形成部および軸部の表面硬さがビッカース硬さで 650〜760HVである、ピニオンシャフト。

2. 上記鋼が、 Mn： 0. 5〜1. 2質量⁰ /₀をさらに含有する、請求の範囲第 1項に記載のピニオンシャフト。

3. 上記鋼が、 Cr ： 0. 5質量％以下、 Cu： 0. 5質量⁰/。以下、 N i ： 0. 5質量⁰ /。以下から選択される少なくとも 1種をさらに含有する、請求の範囲第 2項に記載のピニオンシャフト。

4.—上記鋼が、 P： 0. 025質量⁰/。以下、 S： 0. 025質量％以下、 T i : 0. 00 5〜0. 10質量⁰ /。、 N： 0. 015質量⁰ /。以下をさらに含有し、且つ C、 S i、 Mn 、 Cr、 Mo、 Cu, Niおよび Crの含有率（質量⁰/。）をそれぞれ a (C) 、 a (S i) 、 a (Mn) 、 a (Cr) , a (Mo) 、 a (Cu) 、 a (N i ) および a (C r ) で表して、下記式 1および下記式 2を満たし、残部が F eおよび不可避不純物からなる、請求の範囲第 3項に記載のピニオンシャフト。

式 1 · · · 0. 80≤Ceq≤0. 95

ただし、 Ceq=a (C) +0.07X a (S i) +0.16X a (Mn)

+0.20X a (Cr) +0.72 X a (Mo)

式 2 · · · :!値≤1. 0

ただし、 f値 =2.78— 3.2 X a (C) +0.05X a (S i) -0.60 X a (Mn)

-0.55 X a (Cu) -0.80 X a (N i ) -0.75X a (Cr)

5. 上記ピニォ #形成部および軸部は、上記硬化層よりも深部におけるビッカース硬さが 260〜 300 H Vである、請求の範囲第 1項に記載のピニオンシャフト。 21

6.上記歯底部における硬さがビッカース硬さで 450HV以上となる有効硬化層深さ D と歯底部の圣 Rとの比 D/Rが 0. 1〜0. 5の範囲にある、請求の範固第 1項に記载のピ二オンシャフト。

7. 上記歯底部における硬さがビッカース硬さで 450HV以上となる有効硬化層深さ D と歯底部のとの比 0/Rが 0. 2〜0. 4の範囲にある、請求の範囲第 1項に記载のピ二オンシャフト。

8. 上記軸部における硬さがビッカース硬さで 450HV以上となる有効硬化層深さ dと軸部の圣 _rとの比 d / rが 0. 05〜 0. 6の範囲にある、請求の範囲第 1項に記載のピニオンシャフト。

9. 上記軸部における硬さがビッカース硬さで 450HV以上となる有効硬化層深さ dと軸部の圣 rとの比 d / r力 S 0. 35~0. 5の範囲にある、請求の範囲第 1項に記载