WO2005100823A1 - ピニオンシャフト - Google Patents

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WO2005100823A1
WO2005100823A1 PCT/JP2005/007563 JP2005007563W WO2005100823A1 WO 2005100823 A1 WO2005100823 A1 WO 2005100823A1 JP 2005007563 W JP2005007563 W JP 2005007563W WO 2005100823 A1 WO2005100823 A1 WO 2005100823A1
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WO
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pinion
shaft
mass
hardness
pinion shaft
Prior art date
Application number
PCT/JP2005/007563
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English (en)
French (fr)
Inventor
Tomoyuki Takei
Shinta Ootsuka
Osamu Tsukamoto
Nobuyuki Taoka
Original Assignee
Jtekt Corporation
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Publication date
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Priority to EP05734260A priority patent/EP1757842A4/en
Publication of WO2005100823A1 publication Critical patent/WO2005100823A1/ja

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    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F16—ENGINEERING ELEMENTS AND UNITS; GENERAL MEASURES FOR PRODUCING AND MAINTAINING EFFECTIVE FUNCTIONING OF MACHINES OR INSTALLATIONS; THERMAL INSULATION IN GENERAL
    • F16H—GEARING
    • F16H55/00—Elements with teeth or friction surfaces for conveying motion; Worms, pulleys or sheaves for gearing mechanisms
    • F16H55/02—Toothed members; Worms
    • F16H55/06—Use of materials; Use of treatments of toothed members or worms to affect their intrinsic material properties
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B62—LAND VEHICLES FOR TRAVELLING OTHERWISE THAN ON RAILS
    • B62D—MOTOR VEHICLES; TRAILERS
    • B62D3/00—Steering gears
    • B62D3/02—Steering gears mechanical
    • B62D3/12—Steering gears mechanical of rack-and-pinion type
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D1/00—General methods or devices for heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering
    • C21D1/18—Hardening; Quenching with or without subsequent tempering
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/02—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing silicon
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/04—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing manganese
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
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    • C22C38/18—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium
    • C22C38/22—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with molybdenum or tungsten
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D1/00—General methods or devices for heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering
    • C21D1/18—Hardening; Quenching with or without subsequent tempering
    • C21D1/25—Hardening, combined with annealing between 300 degrees Celsius and 600 degrees Celsius, i.e. heat refining ("Vergüten")
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D9/00—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor
    • C21D9/28—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor for plain shafts
    • Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
    • Y10—TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC
    • Y10T—TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER US CLASSIFICATION
    • Y10T74/00—Machine element or mechanism
    • Y10T74/19—Gearing
    • Y10T74/1987—Rotary bodies

Definitions

  • the present invention relates to a pinion shaft used for a steering device of an automobile, for example.
  • the electric power steering device (E P S) is hydraulic, This is preferable in terms of energy saving because the fuel efficiency can be improved by 3 to 5% compared to the water steering system.
  • pinion-assist type electric power steering systems have the advantages of being easier to secure mounting space in vehicles and of lower manufacturing costs than rack-assist type electric power steering systems. It is becoming popular.
  • the stress and surface pressure acting on the joint between the pinion and the rack par as the steering shaft extending in the left and right direction of the vehicle are hydraulic pressure. Significantly (for example, 6 to 10 times) higher than with a water steering device.
  • the pinion shaft of the pinion shaft used in the hydraulic power steering device is also used in the pinion assist type electric power steering device.
  • the pinion shaft has a higher wear resistance, strength (including static torsional strength and torsional fatigue strength) and brittleness in medium-sized and higher-sized vehicles with high stress and high surface pressure S. flJ, and as a result, the adoption of electric power steering systems tended to be limited to small cars.
  • An object of the present invention is to provide a pinion shaft which is inexpensive and can withstand high stress and high surface pressure.
  • the pinion shaft includes a shaft portion and a pinion tooth forming portion connected to the shaft portion.
  • the pinion forming portion includes a pinio and a tooth bottom, and the pinion forming portion and the shaft are provided with a hardened layer subjected to induction hardening and tempering. 55 wt%, S i:. 0. 10 ⁇ 0 50 mass 0/0, Mo:. 0. 15 ⁇ 0 2 5 mass 0, B:. 0. 0005 ⁇ 0 005 weight 0 /.
  • the surface hardness of the pinion tooth forming portion and the shaft portion is 650 to 760 HV in Vickers hardness.
  • the surface hardness of the pinion # forming part and the shaft part was limited to 650 to 760 HV for the following reasons. That is, if it is less than 650 HV, the surface hardness of the pinion tooth forming portion becomes insufficient and the wear resistance to the rack used in combination decreases, while if it exceeds 760 HV, the toughness of the surface layer increases. This is because the strength decreases and the static torsional strength is insufficient. Therefore, by setting the surface hardness of the pinion tooth forming part and the shaft part to 650 to 760 HV, the wear resistance to the rack was increased and the torsional strength against static load was secured.
  • a more preferred lower limit of the surface hardness of the pinion ⁇ * forming portion and the shaft portion is 680 HV, a more preferred upper limit is 730 HV, and a still more preferred upper limit is 710 HV.
  • the steel further contains Mn: 0.5 to 1.2% by mass.
  • the above steel has Cr: 0.5 mass 0 /.
  • Cu 0.5 mass 0 /. It is preferable that at least one selected from the group consisting of Ni and 0.5 mass% or less be further contained.
  • the steel P: 0. 025% by mass or less, S: 0. 025% by mass or less, T i: 0. 005 ⁇ 0 10 mass 0 I N:.
  • C 0.015 mass 0/0 or less and, and C, S i, M n, Cr, Mo, Cu, Ni content and Cr (mass 0/0), respectively a (C), a (S i), a (Mn), a (Cr ), A (Mo), a (Cu), a (N i), and a (Cr), satisfying the following formulas (1) and (2), and the balance is preferably composed of Fe and unavoidable impurities.
  • Equation 2 * f value ⁇ 1.0
  • the dimensions of the steel material are 20 to 30 mm, and the hot rolling condition is a reduction of 10% or more at a temperature of 850 ° C or less at a temperature of 850 ° C or less.
  • the cooling method is blast cooling, air cooling or pivot cooling, which is relatively inexpensive, the hardness after hot rolling is almost determined by the magnitude of C eq.
  • Ceq needs to be 0.80 to 0.95. That is, if Ceq is less than 0.80, the hardness after hot rolling does not exceed 24 HRC, and if Ceq is greater than 0.95, the hardness becomes higher than 30 HRC. This is because the hardness becomes too hard, and the I ⁇ decreases and the tooth profile accuracy deteriorates.
  • the amount of ferrite in the steel for pinion shafts is almost determined by the magnitude of the f-value.
  • the ferrite area ratio required for steel for pinion shafts it is necessary to set the f-value to 1.0 or less. This is for the following reasons.
  • the ratio DZR of the effective hardened layer depth D (corresponding to a depth of 450 HV from the surface) to the root of the tooth root is 0.1 to 0. Preferably 5 That's right. That is, when the ratio D / R exceeds 0.5, the distortion force S of the pieo increases. On the other hand, if the ratio DZR is less than 0.1, the pinion tooth may have insufficient static torsional strength and torsional fatigue strength. Therefore, by setting the ratio D / R in the range of 0.1 to 0.5, the distortion of the pinion teeth is prevented while securing the static torsional strength and the torsional fatigue strength of the pinion teeth. .
  • a more preferred lower limit of the ratio DZR is 0.2, and a more preferred upper limit of the ratio D / R is ⁇ .4.
  • the ratio dZr between the effective hardened layer depth d of the shaft portion and the size r of the shaft portion is preferably 0.05 to 0.6. If the ratio d / r is less than 0.05, the static torsional strength and torsional fatigue strength of the shaft will be insufficient, and there is a possibility that fatigue fracture at the internal origin may occur. On the other hand, 3 ⁇ 4 ⁇ having a ratio dZr of more than 0.7 has a drawback that the toughness S decreases, and the manufacturing cost increases, which is not practical. Therefore, by setting the ratio d / r in the range of 0.05 to 0.6, the toughness was secured while securing the static torsional strength and torsional fatigue strength of the shaft.
  • a more preferred lower limit of the ratio dr is 0.35.
  • a more preferred upper limit of the ratio d / r is 0.5.
  • FIG. 1 is a schematic diagram of a pinion assist type electric power steering device to which a pinion shaft according to an embodiment of the present invention is applied.
  • FIG. 2 is a cross-sectional view of the pinion shaft.
  • FIG. 3 is a cross-sectional view taken along the line III-III in FIG.
  • Fig. 4 is a cross-sectional view along the line IV-IV in Fig. 2.
  • FIG. 5 is a schematic diagram of a test apparatus for a positive input static crush test.
  • FIG. 6 is a schematic diagram of a test device for a reverse input static crush test.
  • Figure 7 is a schematic diagram of the test equipment for the reverse input test.
  • FIG. 8 is a schematic diagram of a test device for a positive input durability test.
  • FIG. 9 is a schematic diagram of a test device for a reverse input durability test.
  • FIG. 1 is a schematic diagram showing a schematic configuration of an electric power steering device using a steering rack according to an embodiment of the present invention.
  • an electric power steering system (EPS) 1 includes a steering shaft 3 connected to a steering wheel 2 such as a steering wheel, and a universal hand 4 connected to the steering shaft 3.
  • Shaft 5 which is connected to the intermediate shaft 5 via a self-joint 6, and a rack tooth that engages with a pinion tooth 7a provided near the contact
  • the rack member 8 is reciprocally supported in a housing 9 fixed to the vehicle body via a plurality of bearings (not shown). Both ends of the rack par 8 protrude to both sides of the housing 9, and tie rods 10 are respectively connected to the respective ends.
  • Each tie rod 10 is connected to a corresponding steering wheel 11 via a corresponding knuckle arm ((to ⁇ ⁇ ).
  • the steering shaft 3 is divided into an input shaft 3a connected to the steering shaft 2 and an output shaft 3b connected to the pinion shaft 7, and these input and output shafts 3a and 3b are connected via a torsion bar 12. They are connected to each other so as to be relatively rotatable on the same axis HJ :.
  • a torque sensor 13 for detecting a steering torque based on the relative rotational displacement between the input and output shafts 3a and 3b via the torsion bar 12 is provided.
  • the torque detection result of the torque sensor 13 is as follows. It is given to ECU (Electronic Control Unit) 14.
  • the ECU 14 controls the voltage applied to the electric motor 16 of the steering assist ffl via the drive circuit 15 based on the torque detection result, the vehicle speed detection result given from a vehicle speed sensor (not shown), and the like.
  • the output torque of the electric motor 16 is reduced through the S reduction mechanism 17 and transmitted to the pinion shaft ⁇ , converted into the 3 ⁇ 4 motion of the rack par 8, and the steering force S is assisted.
  • the reduction mechanism 17 includes a small gear 17 a such as a worm shaft that is integrally rotatably connected to a rotating shaft (not shown) of the electric motor 16, and a zero gear meshes with the small gear 17 a and a pinion shaft 7.
  • a gear mechanism including a worm wheel large gear 17b that is integrally rotatably connected to the worm wheel can be exemplified.
  • FIG. 2 is a cross-sectional view of the pinion shaft
  • FIG. 3 is a cross-sectional view along the line III-III in FIG. 2005/007563
  • pinion shaft 7 includes a pinion tooth forming portion 70 and a pair of shaft portions 71 and 72 extending coaxially with axis 90 on both sides of pinion tooth forming sound 70.
  • the shaft 71 is composed of a long shaft and is disposed on the intermediate shaft 5 side.
  • the shaft portion 72 has a short axis.
  • the pinion tooth forming section 70 includes the above-described pinion a in which a plurality of pins are formed at equal intervals in the circumferential direction, and a tooth bottom 7 b interposed between the hidden pinion ⁇ * 7 a. .
  • the pinion tooth forming portion 70 and the shaft portions 71, 72 are provided with a hardened layer 80 subjected to induction hardening and tempering force S as a surface hardening process. Therefore, a hardness difference is provided between the hardened layer 80 and the inside 81 of the shaft, which is inside the hardened layer 80.
  • the steel C 0. 45 ⁇ 0 55 wt%, Mo:. 0. 15 ⁇ 0 25 wt%, B: containing 0. ⁇ 005 to 0 005 mass 0/0..
  • the addition of Mo enhances the quenchability, strengthens the inside of the crystal grain boundaries, and improves the resistance of the hardened layer 80 obtained by induction quenching to the effect of the impact stress, thereby suppressing the generation of the blast due to the impact. it can.
  • it must be contained in an amount of 0.15% by mass or more. However, if it is contained in a large amount, martensite s is generated in a rolled state and becomes hard, and the exposed I ⁇ is reduced. %.
  • the combined addition with B further promotes the toughness of the hardened layer 80 obtained by induction hardening.
  • the content must be 0.0005% by mass or more. However, if the content is too large, the crystal grains are coarsened and the toughness is reduced, so the upper limit is made 0.005% by mass.
  • Si 0.10 to 0.50 mass%
  • Mn 0.50 to 1.20 563
  • Si Since Si has a deoxidizing action during steel melting, it is an element to be contained for that purpose. In order to obtain the effect, it is necessary to contain 0.10% by mass or more. However, if the content is too large, the toughness of the steel decreases. Therefore, the upper limit is set to 0.50% by mass.
  • Mn has a deoxidizing effect at the time of steel smelting and improves the hardenability of steel, and is therefore an element to be contained. In order to obtain these effects, it is necessary to contain 0.5% by mass or more. However, if the content is too large, the hardness becomes too high. Therefore, the upper limit is set to 1.2% by mass.
  • P is an unavoidable impurity, and it is also an element that deviates at the grain boundary to lower toughness and promotes the occurrence of quenching cracks during induction hardening. Since the saturation and cost increase, the upper limit is set to 0.025% by mass.
  • S is an unavoidable impurity, and forms sulfide-based inclusions and becomes a starting point of fatigue fracture, thereby lowering fatigue strength. Also, it may cause burning cracks. Therefore, the lower the S, the more preferable the force. Since the machinability decreases when the force becomes extremely low, the upper limit is set to 0.025% by mass.
  • T i is an element to be contained for forming T i N to fix N in steel and prevent the generation of BN to increase the effective B amount.
  • N is an unavoidable impurity, and forms a nitride-based nonmetal in steel and lowers fatigue strength. Therefore, the upper limit is set to 0.015% by mass.
  • Cu may be contained to control the f-value, but if it is contained in a large amount, the hot work: C ⁇ production of the steel is reduced. Therefore, the upper limit is set to 0.5% by mass.
  • Ni may be contained to control the f-value, but if it is contained in a large amount, the exposed IJ property of the steel is lowered.
  • Cr may be contained to control the f-value, but if it is contained in a large amount, the hardenability of the steel increases, martensite is generated in the rolled state, and the hardness becomes too high.
  • the upper limit is set to 0.50 mass%.
  • Nb and Ta are elements to be included for the purpose of improving the toughness by finely structuring the structure of the high-perforated fiber-filled layer.However, if the Nb and Ta content is large, the effect is saturated, so the upper limit is set to 0. 20% by mass.
  • Zr improves the toughness by finely structuring the structure of the induction hardened layer and forms oxides to form nuclei of sulfides, thereby improving the extensibility of copper MnS to form granular sulfides.
  • it is an element to be included for improving the torsional fatigue strength, but the effect is saturated when the content is large, so the upper limit is set to 0.10 mass%.
  • A1 has a strong deoxidizing action when smelting steel, and also improves the toughness by reducing the size of the crystal grains.
  • the upper limit is set to 0.10% by mass because the inclusion of 12 O 3 -based inclusions increases the fatigue strength.
  • C contents of C, Si, Mn, Cr, Mo, Cu, Ni, and Cr (mass 0 /.)
  • a (C), a (S i) and a (Mn) are defined as a (C), a (S i) and a (Mn), respectively.
  • a (Cr), a (Mo), a (Cu), a (Ni) and a (Cr) are defined as a (C), a (S i) and a (Mn), respectively.
  • a (Cr), a (Mo), a (Cu), a (Ni) and a (Cr) and preferably satisfy the following equations 1 and 2.
  • the hardness of the intermediate for production after hot rolling is desirably 24 to 30 HRC. If it is less than 24 HRC, the strength S required for the pinion shaft cannot be obtained, and if it exceeds 30 HRC, the tool life will be shortened, the cost will increase, and additional time will be required. is there.
  • the dimensions of the steel material are 20 to 30 mm, the hot rolling conditions are 850 ° C or less, the reduction in area is 10% or more, and the cooling method is Since it is relatively inexpensive blast cooling, air cooling or pivot cooling, the hardness after hot] is almost determined by the magnitude of Ceq. In order to make this hardness above 24-30HRC, PT / JP2005 / 007563
  • Ceq it is necessary that Ceq be between 0.80 and 0.95. That is, if Ceq is less than 0.80, the hardness after ripening does not exceed 24 HRC, and if Ceq is greater than 0.95, the hardness becomes higher than 3 OHRC. This is because it becomes too hard and the received mail drops, resulting in poor tooth profile accuracy.
  • the amount of ferrite in steel for pinion shafts is determined by the magnitude of the f value.
  • the ferrite area ratio required for steel for pinion shafts it is necessary to set the f-value to 1.0 or less.
  • the thread Iya after hot rolling preferably has a three-phase structure of ferrite + norite 10 bainite. This is because, when the martensitic force S3 ⁇ 4E, the hardness after hot rolling increases remarkably and the straightness decreases.
  • the maximum pearlite block size in the structure after hot rolling is preferably 100 or less in terms of circle equivalent diameter for the following reason.
  • it is effective to reduce the size of yarn J in order to suppress the occurrence of tearing during hobbing.
  • the pearlite blocking force S is large, peeling will occur during hobbing, causing tearing.
  • the equivalent circle diameter of the pearlite block be 100 ⁇ m or less.
  • the surface hardness of the pinion forming portion 70 and the shaft portions 71, 72 is set to be from 650 to 760 HV. That is, if it is less than 65 HV, the surface hardness of the pinion tooth forming portion 70 is not sufficient. T / JP2005 / 007563
  • the effective depth of the hardened layer 80 at the root 7b that is, the effective hardened layer depth D of the root 7b (the depth from the surface to the 450 D / R is set in the range of 0.:! To 0.5.
  • the ratio D / R exceeds 0.5, the pinion tooth distortion becomes large.
  • the ratio D / R is less than 0.1, the pinion teeth may have insufficient static torsional strength and torsional fatigue strength. Therefore, by setting the ratio D / R in the range of 0.1 to 0.5, distortion of the pinion teeth 7a is prevented while securing static torsional strength and torsional fatigue strength of the pinion teeth 7a. I did it.
  • a more preferred lower limit of the ratio DZR is 0.2, and a more preferred upper limit of the ratio DZR is 0.4.
  • the effective depth of the modified layer 80 at the shaft portions 71 and 72 ie, the effective hardened layer depth d of the shaft portions 71 and 72 and ⁇ r of the shaft portion (Hardened layer ratio) d / r is set in the range of 0.05 to 0.6.
  • the ratio dZr is less than 0.05, the static torsional strength and torsional fatigue strength of the shaft portions 71 and 72 are insufficient, and there is a possibility that fatigue fracture occurs at the internal starting point.
  • the ratio d / r force exceeds 0.6, the toughness decreases and the production cost increases, which is not practical.
  • the ratio dZr in the range of 0.05 to 0.6, the toughness and cost can be maintained while securing the static torsional strength and torsional fatigue strength of the shafts 71 and 72. And practical utility.
  • a more preferred lower limit of the ratio d / r is 0.35.
  • a more preferred upper limit of the ratio dZr is 0.5.
  • the Vickers hardness at a depth deeper than the hardened layer 80 is set to 260 to 300 HV. If the hardness of the shaft portion 81 is less than 260 HV, the strength of the pinion shaft 7 cannot be obtained.If the hardness exceeds 300 HV, the toughness of the entire pinion shaft 7 decreases. In addition, there is a problem that the tool life during hopping is shortened, or machining takes a long time. Therefore, by setting the above range, the strength is secured and the productivity is maintained and improved. It is possible to do.
  • a more preferred lower limit of the hardness of the inside 81 of the shaft is 270 HV, and a more preferred upper limit of the hardness of the inside 81 of the shaft is 290 HV.
  • the steels of Examples and Comparative Examples of the present invention having the component compositions shown in Table 1 below were each smelted and then formed into a billet, and hot-rolled at a temperature of 800 ° C. or less at a rolling reduction of 15% to a diameter of 2%.
  • a material consisting of a 3 mm round bar was formed.
  • This material, a non-heat treated steel is machined to produce a manufacturing intermediate having the shape of a pinion shaft, and then the manufacturing intermediate is heated to 900 to 100 ° C. Move! ] Heated, cooled to room temperature with 7 cooling, and subjected to induction hardening treatment. Thereafter, a tempering treatment was performed at an atmosphere temperature of 150 ° C.
  • the pinion shaft has a length of 13 O mm, an average diameter of the shaft portion of 15 mm, an outer diameter of the tooth portion of 20 mm, and has five teeth.
  • the ratio DZR of the effective hardened layer depth D at the root 7b to the radius R of the root 7b is 0.3
  • the effective hardened layer at the shafts 7 1 and 7 2 is DZR.
  • the ratio d / r force SO.3 between the depth d and the ⁇ r of the shaft portions 71 and 72 is SO.3.
  • a test device as shown in Fig. 5 was used. Both ends of a housing 9 that holds a rack par 8 that engages with the pinion shaft 7 of the embodiment or the pinion shaft of the comparative example were fixed to fixed columns 31, respectively. The rack par 8 was fixed at the neutral position, and drive torque was applied to the pinion shaft 7 from the portal actuator 32 connected to the pinion shaft 7. The drive torque was increased to cause the fracture, and the fracture strength ( ⁇ ⁇ ⁇ ) was measured.
  • Table 2 the criteria for ⁇ , ⁇ , and X are as follows.
  • a test device as shown in FIG. 7 was used. Both ends of a housing 9 that holds a rack par 8 that engages with the pinion shaft 7 of the embodiment or the pinion shaft of the comparative example were fixed to a pair of fixed arms 40 fixed to the fixed columns 39. The housing 9 is placed upright so that the side near the pinion shaft 7 faces upward. The pinion shaft 7 is fixed to the fixed column 41 in the neutral position. The receiving member 42 was fixed to the end of the rack par 8 near the pinion shaft 7.
  • a weight 44 supported by a guide par 43 so as to be movable up and down is provided above the receiving bracket 42. 2005/007563
  • a load cell 45 is fixed below the weight 44.
  • the weight of the weight 44 to which the load sensor 45 is fixed is 0.98 kN, and the distance between the load cell 45 and the receiving sound 42 is set to 20 cm, and the weight 44 and the load sensor 45 are dropped and collide with the receiving device 42. Then, the number of times of drop until the damage was observed was examined.
  • the dynamic strain meter 46 was connected to the load cell 45, the output of the dynamic strain meter 46 was recorded on an electromagnetic oscilloscope 47, and the reverse input impact strength (kNX count) was measured.
  • the criteria for ⁇ , ⁇ , and X are as follows.
  • a test device as shown in FIG. 8 was used. Both ends of a housing 9 holding a rack par 8 that fits with the pinion shaft 7 of the embodiment or the pinion shaft of the comparative example were fixed to fixed columns 54, respectively. Servo actuators 55 were connected to both ends of the rack bar 8, respectively. A rotary actuator 58 is connected to the pinion shaft 7 via a joint 56 and a torque meter 57, and a driving torque is applied to the pinion shaft 7 by the rotary actuator 58. The driving torque was 5 ON ⁇ m and the number of repetitions was 30,000 at a frequency of 0.15 Hz. After the test was completed, the amount of abrasion at the portion where the rack teeth were fitted was measured. In Table 2, the criteria for large, medium, and small wear are as follows.
  • a test device as shown in FIG. 9 was used. Both ends of a housing 9 holding a rack par 8 that fits with the pinion shaft 7 of the embodiment or the pinion shaft of the comparative example were fixed to fixed columns 59, respectively.
  • the pinion shaft 7 was fixed to the neutral position via the joint 60, and an axial force was applied to the rack par from the servo actuator 61 via the tie rod 10 connected to the end of the rack par near the pinion shaft 7.
  • the axial force applied to the rack was 10 kN, and the number of repetitions was 700,000 at a frequency of 5 Hz. After the test is completed, 563
  • the tooth profile error after cutting the pinion teeth of the pinion shafts of the example and the comparative example was determined. Specifically, the one with the maximum error (all teeth Max.) Among all the teeth was determined. In Table 2, the criteria for the maximum error are as follows.
  • the positive input static fracture strength was 600 N.m or more, and the reverse input static fracture strength was 80 kN or more.
  • the wear amount in the input durability test is 20 // m or less, the wear amount in the reverse input durability test is 60 ⁇ m or less, the surface hardness is 650 to 760 HV, and the tooth profile error is 10 ⁇ or less. It was small.
  • Comparative Example 1 having a Ceq of 0.78 and slightly lower than Examples 1 to 5 of the present invention has a slightly lower surface hardness of 620 HV compared to Examples 1 to 5 of the present invention.
  • the static fracture strength and the reverse input collective fracture strength were lower.
  • the amount of wear in the durability test was greater, and the tooth profile error was greater.
  • Embodiments of the present invention Comparative Example 2 in which the C content was slightly lower at 0.41% by mass, the Si content was considerably higher at 1.10% by mass, and the f-value was higher at 1.02 compared to As compared with Examples 1 to 5, the surface hardness was significantly lower at 570 HV, the static fracture strength was lower, the reverse input impact fracture strength was much lower. The difference was greater. Comparative Example 3 having a Ceq of 0.98 and higher than Difficult Examples 1 to 5 of the present invention had a lower static fracture strength and a reverse input impact fracture than Examples 1 to 5 of the present invention. Very low strength More wear from endurance test, larger tooth profile error.
  • Comparative Example 4 which has a higher C content than Examples 1 to 5 of the present invention, has a considerably lower reverse input power strength than Examples 1 to 5 of the present invention, and further has a tooth profile error. It was big.
  • the Mo content force S is slightly less than the examples 1 to 5 of the present invention, and the Ceq force S is slightly lower than the examples 1 to 5 of the present invention.
  • the mechanical fracture strength was rather low, the reverse input total fracture strength was quite low, the amount of wear in the durability test was greater, and the tooth profile error was greater.
  • the Si content is larger than the Examples 1 to 5 of the present invention, and the B content is higher than the Examples 1 to 5 of the present invention.
  • Comparative Example 7 which had less than 5, had lower static breaking strength (corresponding to torsional strength) and much lower reverse input breaking strength than Examples 1 to 5 of the present invention.
  • the Ti content and the N content of Comparative Example 8 which is higher than Examples 1 to 5 of the present invention, are higher in static fracture strength (corresponding to torsional strength) than Examples 1 to 5 of the present invention. And the reverse input crush strength was lower.
  • Example 6- L1 was made as shown in the following Table 3 except that only DZR was different from that of Example 1. L1 was prepared, and positive input static fracture test and tooth profile accuracy measurement similar to the above were performed. As a result of the test, the skirts shown in Table 3 were obtained. Hardened layer ratio
  • Example 11 shows the results of Examples 11 to 15 in which the positive input static rupture test and the torsion fatigue test shown below were performed. The results shown were obtained.
  • Torsional Fatigue Test torsional fatigue test specimen was carried out torsional fatigue test to a specimen (a flat smooth specimens 100 mm long with a diameter of ⁇ 12 mm), saying a time intensity of 10 5 cycles Whip.

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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
Figure imgf000017_0001
(%¥¾)
〔表 2〕
Figure imgf000018_0001
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
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