WO2007135929A1 - 転がり軸受 - Google Patents

転がり軸受 Download PDF

Info

Publication number
WO2007135929A1
WO2007135929A1 PCT/JP2007/060073 JP2007060073W WO2007135929A1 WO 2007135929 A1 WO2007135929 A1 WO 2007135929A1 JP 2007060073 W JP2007060073 W JP 2007060073W WO 2007135929 A1 WO2007135929 A1 WO 2007135929A1
Authority
WO
WIPO (PCT)
Prior art keywords
rolling
hardness
mass
raceway
life
Prior art date
Application number
PCT/JP2007/060073
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
Koji Ueda
Toru Ueda
Naoya Seno
Nobuaki Mitamura
Original Assignee
Nsk Ltd.
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Priority claimed from JP2006148497A external-priority patent/JP5372316B2/ja
Priority claimed from JP2006150375A external-priority patent/JP4997832B2/ja
Priority claimed from JP2007107250A external-priority patent/JP5194532B2/ja
Priority claimed from JP2007112995A external-priority patent/JP5194538B2/ja
Application filed by Nsk Ltd. filed Critical Nsk Ltd.
Priority to US16/398,979 priority Critical patent/USRE48336E1/en
Priority to US12/293,189 priority patent/US8088230B2/en
Priority to CN2007800091564A priority patent/CN101400809B/zh
Priority to EP07743508.9A priority patent/EP2025765A4/en
Publication of WO2007135929A1 publication Critical patent/WO2007135929A1/ja

Links

Classifications

    • 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
    • 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
    • C21D1/06—Surface hardening
    • 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
    • C21D1/06—Surface hardening
    • C21D1/09—Surface hardening by direct application of electrical or wave energy; by particle radiation
    • C21D1/10—Surface hardening by direct application of electrical or wave energy; by particle radiation by electric induction
    • 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
    • C21D9/40—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor for rings; for bearing races
    • 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
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/18—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C23—COATING METALLIC MATERIAL; COATING MATERIAL WITH METALLIC MATERIAL; CHEMICAL SURFACE TREATMENT; DIFFUSION TREATMENT OF METALLIC MATERIAL; COATING BY VACUUM EVAPORATION, BY SPUTTERING, BY ION IMPLANTATION OR BY CHEMICAL VAPOUR DEPOSITION, IN GENERAL; INHIBITING CORROSION OF METALLIC MATERIAL OR INCRUSTATION IN GENERAL
    • C23C—COATING METALLIC MATERIAL; COATING MATERIAL WITH METALLIC MATERIAL; SURFACE TREATMENT OF METALLIC MATERIAL BY DIFFUSION INTO THE SURFACE, BY CHEMICAL CONVERSION OR SUBSTITUTION; COATING BY VACUUM EVAPORATION, BY SPUTTERING, BY ION IMPLANTATION OR BY CHEMICAL VAPOUR DEPOSITION, IN GENERAL
    • C23C8/00—Solid state diffusion of only non-metal elements into metallic material surfaces; Chemical surface treatment of metallic material by reaction of the surface with a reactive gas, leaving reaction products of surface material in the coating, e.g. conversion coatings, passivation of metals
    • C23C8/06—Solid state diffusion of only non-metal elements into metallic material surfaces; Chemical surface treatment of metallic material by reaction of the surface with a reactive gas, leaving reaction products of surface material in the coating, e.g. conversion coatings, passivation of metals using gases
    • C23C8/08—Solid state diffusion of only non-metal elements into metallic material surfaces; Chemical surface treatment of metallic material by reaction of the surface with a reactive gas, leaving reaction products of surface material in the coating, e.g. conversion coatings, passivation of metals using gases only one element being applied
    • C23C8/24—Nitriding
    • C23C8/26—Nitriding of ferrous surfaces
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C23—COATING METALLIC MATERIAL; COATING MATERIAL WITH METALLIC MATERIAL; CHEMICAL SURFACE TREATMENT; DIFFUSION TREATMENT OF METALLIC MATERIAL; COATING BY VACUUM EVAPORATION, BY SPUTTERING, BY ION IMPLANTATION OR BY CHEMICAL VAPOUR DEPOSITION, IN GENERAL; INHIBITING CORROSION OF METALLIC MATERIAL OR INCRUSTATION IN GENERAL
    • C23C—COATING METALLIC MATERIAL; COATING MATERIAL WITH METALLIC MATERIAL; SURFACE TREATMENT OF METALLIC MATERIAL BY DIFFUSION INTO THE SURFACE, BY CHEMICAL CONVERSION OR SUBSTITUTION; COATING BY VACUUM EVAPORATION, BY SPUTTERING, BY ION IMPLANTATION OR BY CHEMICAL VAPOUR DEPOSITION, IN GENERAL
    • C23C8/00—Solid state diffusion of only non-metal elements into metallic material surfaces; Chemical surface treatment of metallic material by reaction of the surface with a reactive gas, leaving reaction products of surface material in the coating, e.g. conversion coatings, passivation of metals
    • C23C8/06—Solid state diffusion of only non-metal elements into metallic material surfaces; Chemical surface treatment of metallic material by reaction of the surface with a reactive gas, leaving reaction products of surface material in the coating, e.g. conversion coatings, passivation of metals using gases
    • C23C8/28—Solid state diffusion of only non-metal elements into metallic material surfaces; Chemical surface treatment of metallic material by reaction of the surface with a reactive gas, leaving reaction products of surface material in the coating, e.g. conversion coatings, passivation of metals using gases more than one element being applied in one step
    • C23C8/30—Carbo-nitriding
    • C23C8/32—Carbo-nitriding of ferrous surfaces
    • 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
    • F16C—SHAFTS; FLEXIBLE SHAFTS; ELEMENTS OR CRANKSHAFT MECHANISMS; ROTARY BODIES OTHER THAN GEARING ELEMENTS; BEARINGS
    • F16C33/00—Parts of bearings; Special methods for making bearings or parts thereof
    • F16C33/30—Parts of ball or roller bearings
    • F16C33/32—Balls
    • 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
    • F16C—SHAFTS; FLEXIBLE SHAFTS; ELEMENTS OR CRANKSHAFT MECHANISMS; ROTARY BODIES OTHER THAN GEARING ELEMENTS; BEARINGS
    • F16C33/00—Parts of bearings; Special methods for making bearings or parts thereof
    • F16C33/30—Parts of ball or roller bearings
    • F16C33/34—Rollers; Needles
    • 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
    • F16C—SHAFTS; FLEXIBLE SHAFTS; ELEMENTS OR CRANKSHAFT MECHANISMS; ROTARY BODIES OTHER THAN GEARING ELEMENTS; BEARINGS
    • F16C33/00—Parts of bearings; Special methods for making bearings or parts thereof
    • F16C33/30—Parts of ball or roller bearings
    • F16C33/58—Raceways; Race rings
    • F16C33/62—Selection of substances
    • 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
    • F16C—SHAFTS; FLEXIBLE SHAFTS; ELEMENTS OR CRANKSHAFT MECHANISMS; ROTARY BODIES OTHER THAN GEARING ELEMENTS; BEARINGS
    • F16C33/00—Parts of bearings; Special methods for making bearings or parts thereof
    • F16C33/30—Parts of ball or roller bearings
    • F16C33/58—Raceways; Race rings
    • F16C33/64—Special methods of manufacture
    • 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
    • C21D2211/00—Microstructure comprising significant phases
    • C21D2211/001—Austenite
    • 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
    • C21D2211/00—Microstructure comprising significant phases
    • C21D2211/008—Martensite
    • 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
    • F16C—SHAFTS; FLEXIBLE SHAFTS; ELEMENTS OR CRANKSHAFT MECHANISMS; ROTARY BODIES OTHER THAN GEARING ELEMENTS; BEARINGS
    • F16C19/00—Bearings with rolling contact, for exclusively rotary movement
    • F16C19/02—Bearings with rolling contact, for exclusively rotary movement with bearing balls essentially of the same size in one or more circular rows
    • F16C19/04—Bearings with rolling contact, for exclusively rotary movement with bearing balls essentially of the same size in one or more circular rows for radial load mainly
    • F16C19/06—Bearings with rolling contact, for exclusively rotary movement with bearing balls essentially of the same size in one or more circular rows for radial load mainly with a single row or balls
    • 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
    • F16C—SHAFTS; FLEXIBLE SHAFTS; ELEMENTS OR CRANKSHAFT MECHANISMS; ROTARY BODIES OTHER THAN GEARING ELEMENTS; BEARINGS
    • F16C19/00—Bearings with rolling contact, for exclusively rotary movement
    • F16C19/22—Bearings with rolling contact, for exclusively rotary movement with bearing rollers essentially of the same size in one or more circular rows, e.g. needle bearings
    • F16C19/34—Bearings with rolling contact, for exclusively rotary movement with bearing rollers essentially of the same size in one or more circular rows, e.g. needle bearings for both radial and axial load
    • F16C19/36—Bearings with rolling contact, for exclusively rotary movement with bearing rollers essentially of the same size in one or more circular rows, e.g. needle bearings for both radial and axial load with a single row of rollers
    • F16C19/364—Bearings with rolling contact, for exclusively rotary movement with bearing rollers essentially of the same size in one or more circular rows, e.g. needle bearings for both radial and axial load with a single row of rollers with tapered rollers, i.e. rollers having essentially the shape of a truncated cone
    • 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
    • F16C—SHAFTS; FLEXIBLE SHAFTS; ELEMENTS OR CRANKSHAFT MECHANISMS; ROTARY BODIES OTHER THAN GEARING ELEMENTS; BEARINGS
    • F16C2202/00—Solid materials defined by their properties
    • F16C2202/02—Mechanical properties
    • F16C2202/04—Hardness
    • 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
    • F16C—SHAFTS; FLEXIBLE SHAFTS; ELEMENTS OR CRANKSHAFT MECHANISMS; ROTARY BODIES OTHER THAN GEARING ELEMENTS; BEARINGS
    • F16C29/00—Bearings for parts moving only linearly
    • F16C29/04—Ball or roller bearings
    • F16C29/06—Ball or roller bearings in which the rolling bodies circulate partly without carrying load
    • F16C29/0633—Ball or roller bearings in which the rolling bodies circulate partly without carrying load with a bearing body defining a U-shaped carriage, i.e. surrounding a guide rail or track on three sides
    • F16C29/0635—Ball or roller bearings in which the rolling bodies circulate partly without carrying load with a bearing body defining a U-shaped carriage, i.e. surrounding a guide rail or track on three sides whereby the return paths are provided as bores in a main body of the U-shaped carriage, e.g. the main body of the U-shaped carriage is a single part with end caps provided at each end
    • F16C29/0638—Ball or roller bearings in which the rolling bodies circulate partly without carrying load with a bearing body defining a U-shaped carriage, i.e. surrounding a guide rail or track on three sides whereby the return paths are provided as bores in a main body of the U-shaped carriage, e.g. the main body of the U-shaped carriage is a single part with end caps provided at each end with balls
    • F16C29/0642—Ball or roller bearings in which the rolling bodies circulate partly without carrying load with a bearing body defining a U-shaped carriage, i.e. surrounding a guide rail or track on three sides whereby the return paths are provided as bores in a main body of the U-shaped carriage, e.g. the main body of the U-shaped carriage is a single part with end caps provided at each end with balls with four rows of balls
    • F16C29/0647—Ball or roller bearings in which the rolling bodies circulate partly without carrying load with a bearing body defining a U-shaped carriage, i.e. surrounding a guide rail or track on three sides whereby the return paths are provided as bores in a main body of the U-shaped carriage, e.g. the main body of the U-shaped carriage is a single part with end caps provided at each end with balls with four rows of balls with load directions in X-arrangement
    • 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
    • Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
    • Y02P—CLIMATE CHANGE MITIGATION TECHNOLOGIES IN THE PRODUCTION OR PROCESSING OF GOODS
    • Y02P10/00—Technologies related to metal processing
    • Y02P10/25—Process efficiency
    • 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
    • Y10S—TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
    • Y10S148/00—Metal treatment
    • Y10S148/902—Metal treatment having portions of differing metallurgical properties or characteristics
    • Y10S148/906—Roller bearing element

Definitions

  • the present invention relates to rolling devices such as rolling bearings, ball screws, linear guides and the like.
  • Rolling bearings such as ball bearings, cylindrical roller bearings, tapered roller bearings, self-aligning roller bearings, needle bearings, etc., which are used in severe environments, such as automobiles, construction machinery, agricultural machinery, and steel facilities Is likely to cause premature delamination starting from the indentation due to the entry of foreign matter into the raceway surface and foreign matter stagnation.
  • the inner and outer rings and rolling elements are carburized or carbonitrided, and the residual austenite is quantitatively deposited to alleviate stress concentration due to the indentation generated on the raceway surface.
  • Patent Document 1 There has been proposed a method of extending the length (see Patent Document 1).
  • bearing steels represented by JIS SUJ2 and SUJ3 are used for rolling bearings, and are usually used at a hardness of HRC60 or higher by quenching and tempering.
  • these bearing steels will not be able to achieve a sufficient life or seize.
  • the carbonitriding process called marstreshing is performed using SUJ2, and the amount of retained austenite on the raceway surface is increased by increasing the amount of retained austenite on the raceway surface by solid solution of nitrogen. It is intended to relieve stress and improve seizure resistance by the effect of nitrogen.
  • Patent Document 1 Japanese Patent Application Laid-Open No. 64-55423
  • Patent Document 2 Japanese Patent Laid-Open No. 7-41934
  • Patent Document 3 Japanese Patent Laid-Open No. 2003-193200
  • Patent Document 4 Japanese Patent Application Laid-Open No. 64-55423
  • the early separation that occurs in a foreign matter-mixed lubrication environment as discussed in Patent Document 4 above is based on an indentation formed by swallowing foreign matter between the rolling elements and the raceway. It is said that this is caused by the stress concentration caused by the formation of indentations.
  • indentation-origin-type delamination is influenced by the tangential force acting between the rolling elements and the raceway, which is caused only by the stress concentration at the indentation edge. Factors affecting the tangential force include surface roughness and surface shape in addition to sliding speed and surface pressure.
  • the retained austenite on the rolling contact surface is increased while reducing the pressing force, the surface hardness is lowered, and the wear resistance is lowered. Therefore, when there is a large amount of retained austenite on the rolling surface, indentations are likely to be formed on the rolling surface due to the influence of foreign matter and static overload.
  • the rolling surface on which the indentation is formed causes shape collapse and an increase in surface roughness. As the number of indentations increases, the shape collapse and the surface roughness increase. That is, in a lubrication environment with foreign matter, the more retained austenite on the rolling surface, the more easily the indentation is formed, so the tangential force acting between the rolling element and the raceway increases.
  • the life of the bearing is extended regardless of whether the rolling element is peeled off or the raceway ring is peeled off. To extend the life of the entire bearing, it is necessary to extend the life of both the rolling element and the raceway. That is, a sufficient life extension effect cannot be obtained simply by increasing the retained austenite on the rolling surface. In addition, depending on the bearing usage conditions, it may not be possible to adopt a method that increases the retained austenite to increase the service life. For example, when used at a high temperature, the retained austenite deteriorates the dimensional stability, so that the amount of retained austenite is preferably small.
  • the present invention has been made by paying attention to the above-mentioned problems, and while suppressing an increase in cost, it further improves the resistance to peeling, wear resistance, and seizure resistance, and incorporates foreign matter-containing lubrication.
  • the purpose is to provide a rolling device that can extend the service life even in an environment.
  • the present inventors have intensively studied! ⁇ , to ensure their own (for example, rolling elements) indentation-origin-type peeling life and to improve their own indentation resistance * wear resistance, surface roughness 'Study to find material factors that suppress the deterioration of the surface shape, suppress the tangential force acting between the two bodies (between the rolling element and the raceway), and extend the life of the mating member (eg raceway). Went.
  • the material factors that improve pressure scar resistance and abrasion resistance include surface hardness, retained austenite, surface nitrogen concentration, and nitrides containing Si and Mn deposited on the surface (hereinafter referred to as “Si'Mn”). It was found that the area ratio is related), and the present invention was completed.
  • the present invention provides the following rolling device to achieve the above object.
  • An outer member having a raceway surface on the inner peripheral surface, an inner member having a raceway surface on the outer peripheral surface, and a rollable arrangement between the raceway surface of the outer member and the raceway surface of the inner member.
  • a rolling device comprising a plurality of rolling elements provided,
  • At least one surface of the inner member, the outer member, and the rolling element is carbonitrided or nitrided, and the area ratio of the Si′Mn nitride is 1% or more and 20% or less.
  • Is HV750 or more, and when the depth from the raceway surface or the rolling surface force of the rolling element is Z and the diameter of the rolling element is d, Z 0.045d
  • a rolling device characterized by a hardness force S HV650-850 and a hardness at Z 0.18d of HV400-800.
  • the nitrogen concentration of the surface layer is not less 0.2 wt% or more, and an area 375 mu m in 2 0. 05 mu m
  • the unit is volume%.
  • At least one of the inner member and the outer member is C: 0.15: L 2 mass%, Si: 0.1-1.5 mass%, Mn: 0.2-1.5 mass %, Cr: 0.5 to 2.0 mass%, the rolling device according to (5) above, which is made of steel consisting of the balance Fe and inevitable impurities.
  • a raceway surface made of high carbon chromium bearing steel is formed with a surface layer portion that is hardened by a heat treatment including a carburizing process or a carbonitriding process.
  • the rolling device of the present invention is characterized in that the inner member, the outer member, the surface of the rolling element and the hardness at a specific depth, and the area ratio of the Si′Mn-based nitride,
  • the wear resistance is improved, and the peel strength is improved not only by suppressing the increase in the tangential force between the rolling elements and the raceway surface that occurs during the use of the bearing.
  • the service life is long.
  • FIG. 1 is a cross-sectional view of a deep groove ball bearing which is an example of a rolling device.
  • FIG. 2 is a sectional view of a tapered roller bearing which is another example of the rolling device.
  • FIG. 3 is a perspective view of a linear guide which is still another example of the rolling device.
  • FIG. 4 is a cross-sectional view of a ball screw which is still another example of the rolling device.
  • FIG. 5 is a graph showing the relationship between static shear force distribution and yield pressure.
  • FIG. 6 is a schematic diagram showing the configuration of a pressure-resistant mark test.
  • FIG. 7 is a schematic diagram showing a configuration of a two-cylinder wear test.
  • FIG. 8 is a graph showing the relationship between surface hardness and pressure dent resistance.
  • FIG. 9 is a graph showing the relationship between surface hardness and wear resistance.
  • FIG. 10 is a graph showing the influence of the surface nitride concentration on the indentation resistance and wear resistance.
  • FIG. 11 A graph showing the relationship between surface nitrogen concentration and absorbed energy obtained in the Charby impact test.
  • FIG. 12 A graph showing the effect of the area ratio of Si'Mn nitride on the indentation resistance and wear resistance.
  • FIG. 13 is an example of an electron micrograph of the rolling surface that was taken when measuring the area ratio of Si′Mn nitride.
  • FIG. 14 is a graph showing the relationship between the amount of nitrogen and the area ratio of Si ⁇ Mn nitride.
  • FIG. 15 is a graph showing the relationship between the area ratio of Si′Mn-based nitride and the indentation-origin-type peeling life.
  • FIG. 16 is a graph showing the relationship between the area ratio and the absorbed energy of Si'Mn nitride obtained by the Charby impact test.
  • FIG. 17 is a graph showing the relationship between the number of Si'Mn nitrides of 0.05 to 1 m and the lifetime.
  • FIG. 18 is a graph showing the relationship between Si + Mn content and indentation depth.
  • FIG. 19 shows an example of the component analysis result of Si′Mn nitride.
  • FIG. 20 is a graph showing the relationship between the amount of retained austenite and the life of rolling elements.
  • FIG. 21 is a graph showing the relationship between the SiZMn ratio and the area ratio of Si′Mn-based nitrides. Explanation of symbols
  • a rolling bearing can be mentioned.
  • the deep groove ball bearing includes an inner ring 1 (inner member) having a raceway surface la on an outer peripheral surface, an outer ring 2 (outer member) having a raceway surface 2a facing the raceway surface la of the inner ring 1 on an inner peripheral surface, Balls that are a plurality of rolling elements 3 that are arranged to freely roll between both raceways la and 2a, a cage 4 that holds the rolling elements 3 between the inner ring 1 and the outer ring 2, and an inner ring 1 and an outer ring 2 Seals 5, 5 covering the opening of the gap between them, and a lubricating force between the raceway surfaces la, 2a and the rolling surface 3a of the rolling element 3 by a lubricant 6 such as grease or lubricating oil.
  • a lubricant 6 such as grease or lubricating oil.
  • a tapered roller as a rolling element 3 is held by a cage 4 between an inner ring 1 and an outer ring 2, and a tapered roller bearing having an identification number L44649Z610 is provided. It can also be illustrated.
  • an anguillar ball bearing may be a cylindrical roller bearing, a self-aligning roller bearing, a needle roller bearing, or the like.
  • the rolling device a linear guide as shown in FIG. 3 can be exemplified.
  • This linear ga The id 10 includes a guide rail 11 (inner member), a slider 12 (outer member) arranged on the guide rail 11 so as to be movable in the axial direction of the guide rail 11, and a plurality of rolling elements.
  • Ball 13 is provided.
  • a rail surface 14 is formed on the upper surface of the guide rail 11, and rail raceways 15, 16 for sliding the rolling elements 13 are formed in two rows on the upper and lower sides on both sides of the guide rail 11. Yes.
  • a plurality of bolt holes 17 penetrating vertically are formed in the rail surface 14 along the axial direction.
  • the guide rail 11 is fixed to the work table by bolts being screwed into the work table via the bolt holes 17.
  • the slider 12 is formed with a slider raceway surface 19 for sliding the rolling element 13 in a rolling element circulation path 18 that holds the rolling element 13 while circulating it.
  • the ball screw 21 has a screw shaft 22 (inner member) having a helical screw groove 22a on the outer peripheral surface and a helical screw groove 23a corresponding to the screw groove 22a of the screw shaft 22 on the inner peripheral surface. And is rotatably fitted in a spiral ball rolling space formed by the screw groove 22a of the screw shaft 22 and the screw groove 23a of the ball screw nut 23 (outer member).
  • a ball screw nut 23 and a circulator tube 25 are provided, which are screwed onto the screw shaft 22 via a plurality of balls 24 which are rolling elements into which a rotor 26 is inserted.
  • the circulator tube 25 is used for rolling and circulating the ball 24 together with the spacer 26 by rotating one of the screw shaft 22 and the ball screw nut 23, and is attached to the ball screw nut 23.
  • the ball 24 rolling in the ball rolling space moves in the ball rolling space together with the spacer 26 and rotates around the screw shaft 22 a plurality of times, and then the circulator tube 25
  • the other end force is repeatedly circulated back to the ball rolling space by being scooped up at one end thereof and passing through the circulator tube 25.
  • the cross-sectional shapes of both screw grooves 22a and 23a can be appropriately selected as necessary, and may be a Gothic arch shape, that is, a substantially V-shape formed by a combination of two arcs having different centers of curvature. May be.
  • an inner member inner ring, guide rail, screw shaft
  • outer member outer ring, slider, ball screw nut
  • rolling element ball, tapered roller, ball
  • it is characterized by specifying the hardness of the material.
  • the most effective material factor for improving the pressure scar resistance is hardness.
  • indentations foreign matter indentation caused by swallowing foreign matter
  • Brinell indentation caused by the rolling element biting into the raceway when an excessive load is applied and the raceway crushing the rolling element.
  • foreign object indentation the force that can suppress the formation of the indentation by increasing only the hardness near the surface.
  • the indentation is formed by static shear stress (shear stress in the direction of 45 ° with respect to the rolling direction) generated in the material when the raceway and rolling elements come into contact with each other and a load is applied.
  • the phenomenon of indentation is caused by plastic deformation in the material. Therefore, if the yield shear stress of the material exceeds the static shear stress, the indentation is not formed.
  • the load acting on the rolling bearing is designed to be equal to or less than the static load rating. Therefore, it is important to maintain the material strength so that no indentation is formed even when the static load rating is applied.
  • the hardness is specified so that the shear yield stress distribution (hardness distribution) exceeds the static shear stress distribution at the time of static load application. It is important to. On the other hand, if the core is too hard, the toughness decreases and cracking becomes a problem.
  • the hardness was defined as follows. That is, when the depth of the raceway force or the depth from the rolling surface of the rolling element is ⁇ and the diameter of the rolling element is d, the hardness of at least one surface of the inner ring, outer ring and rolling element is HV750.
  • the surface hardness Hv of the rolling contact surface of the rolling element is preferably 750 or more, more preferably 800 or more, and even more preferably 820 or more.
  • Surface hardness is the most important factor related to materials that improve the resistance to scratching and abrasion.
  • the pressure scar test shown in Fig. 6 and the two-cylinder wear test shown in Fig. 7 were conducted.
  • the indentation resistance test was performed by pressing a steel ball having a diameter of 2 mm against a sample at 5 GPa, and then measuring the depth of the indentation.
  • the driving side high speed side
  • the driven side low speed side
  • 7 min _1 the average amount of wear on the driving and driven test specimens after 20 hours of test starting force was measured.
  • FIG. 8 is a graph showing the relationship between surface hardness and pressure dent resistance
  • FIG. 9 is a graph showing the relationship between surface hardness and wear resistance. It can be seen that the higher the surface hardness, the better the pressure resistance and wear resistance. In particular, it can be seen that when the surface hardness is Hv750 or higher, both the scratch resistance and wear resistance are extremely excellent. In addition, it is known that the higher the surface hardness, the higher the fatigue strength. By increasing the surface hardness of the rolling surface of the rolling element, not only indentation resistance and wear resistance but also indentation The starting peel strength can also be improved.
  • FIG. 10 shows the impact of nitrogen on the impression resistance and wear resistance obtained by the impression resistance test and two-cylinder abrasion test similar to the above.
  • An electron beam microanalyzer (EPMA) was used to measure the surface nitrogen content.
  • EPMA electron beam microanalyzer
  • the hardness and residual austenite amount other than the surface nitrogen concentration are kept constant. From Fig. 10, the higher the surface nitrogen concentration, the higher the wear resistance and The indentation is excellent, and a remarkable effect appears when the surface nitrogen concentration exceeds 0.2% by mass, but it is more preferably 0.45% by mass or more.
  • Nitrogen may be present as a solid solution inside the material or may be precipitated as a nitride. Although detailed numerical values will be described later, when carbonitriding a material containing a large amount of Si and Mn, the surface of the Si 'Mn system is larger than the amount of nitrogen present in solid solution in the material even at the same nitrogen concentration. The amount of nitrogen present by precipitation as nitride increases.
  • Figure 12 shows the effect of the area ratio of Si'Mn-based nitrides on the indentation resistance and wear resistance obtained from the indentation test similar to the above and the two-cylinder wear test.
  • the hardness, residual austenite amount, and nitrogen concentration other than the area ratio of Si'Mn nitride are kept constant.
  • the area ratio of Si'Mn-based nitrides was measured using a field emission scanning electron microscope (FE-SEM) by observing the rolling surface at an acceleration voltage of 10 kV and at a magnification of 500,000. After taking pictures with 3 or more fields of view (see Fig. 13), the area ratio was calculated using the image analysis device.
  • FE-SEM field emission scanning electron microscope
  • test conditions are as follows.
  • Table 2 shows the relationship between the nitrogen concentration, the area ratio of the Si'Mn-based nitride, and the lifetime of contamination.
  • the life test results are shown as a ratio when the L10 life in comparison 1 is 1.
  • Fig. 14 shows the relationship between the nitrogen concentration of steel types 1 and 2 and the area ratio of Si'Mn-based nitrides
  • Fig. 15 shows the area ratio of Si'Mn-based nitrides and the indentation origin type peeling life. Show the relationship. It can be seen that the precipitation amount of Si'Mn nitride increases in proportion to the nitrogen concentration. Moreover, when comparing the direction of the steel with a large amount of Si and Mn with the same nitrogen amount, it can be seen that the amount of Si'Mn precipitation is large and the life is long. Scratch resistance Similar to 'wear resistance', the life is significantly improved when the area ratio of Si'Mn nitride is 1% or more and the nitrogen content is 0.2% by mass.
  • nitrides exceeding 1 ⁇ m do not contribute much to the strengthening of the material. It is strengthened when fine nitride is dispersed. The reason for this is that, in the theory of precipitation strengthening, the smaller the distance between the precipitate particles, the better the strengthening ability. Therefore, even if the area ratio of the Si'Mn nitride is the same, if the number of precipitated particles is large, the relative In addition, the interparticle distance is shortened and strengthened. In other words, steel with a high Si and Mn content is used, and the area ratio of Si'Mn-based nitride is in the range of 1-20%, and the average grain size is 0.05 ⁇ m or more and 1 ⁇ m or less. The power to increase the number of nitrides is good. Further, it is possible to further strengthen by setting the ratio of the number of Si'Mn-based nitrides of 0.05 to 0. become.
  • Si'Mn nitrides with an area of 375 ⁇ m 2 and 0.05 ⁇ m or more and 1 ⁇ m or less.
  • the carbonitriding temperature is 800 ° C or higher and 870 ° C or lower. If this temperature is exceeded, the nitride becomes coarse and the number of fine Si'Mn nitrides decreases. Further, when the temperature is higher than the treatment temperature, the solid solubility limit of nitrogen is increased, so that the amount of nitride is reduced and a desired area ratio may not be obtained.
  • the mixed gas atmosphere of RX gas, enriched gas, and ammonia gas is used, the CP value is 1.2 or more, and the flow rate of ammonia gas is at least 1Z5 or more of the RX gas flow rate.
  • quenching after carbonitriding is preferably performed in the oil temperature range of 60 to 120 ° C. If it is higher than this temperature, sufficient hardness may not be obtained. Tempering is performed at a temperature of 160 to 270 ° C, and the surface hardness range is Hv740 or higher, preferably Hv780 or higher. Further, if necessary, sub-zero treatment may be performed after the quenching treatment.
  • Table 3 shows the area ratio of Si'Mn-based nitrides and the relationship between the number of Si'Mn-based nitrides of 0.05 ⁇ m to l ⁇ m and the life ratio
  • FIG. The graph shows the relationship between the number of Si'Mn nitrides in the range of 0.05 ⁇ m to l ⁇ m and the life ratio.
  • the rolling elements preferably contain the following elements.
  • This element is necessary for the precipitation of Si'Mn-based nitrides. With the above addition, it reacts effectively with nitrogen and precipitates significantly.
  • the content is 0.4 to 0.7% by mass.
  • Si'Mn-based nitrides It is an element necessary for the precipitation of Si'Mn-based nitrides. By coexistence with Si, it acts to promote the precipitation of Si'Mn-based nitrides when added in an amount of 0.3% by mass or more.
  • Mn has the function of stabilizing austenite, so to prevent it from causing problems when the retained austenite increases more than necessary after the heat treatment for hardening, it is set to 2.0% by mass or less. Preferably 0.9 to 1.15 mass%. More preferably, the SiZMn ratio is set to 5 or less for the following reason.
  • Si'Mn-based nitrides are formed by reacting with Si while incorporating Mn in the austenite region where nitrogen has entered during carbonitriding. Therefore, if the amount of Mn added is less than the amount of Si added, precipitation of Si'Mn nitride is not promoted even if nitrogen is sufficiently diffused. In the range of Si and Mn addition described above, and when nitrogen content is 0.2% by mass or more, by making the SiZMn ratio 5 or less, the life can be extended and the wear resistance can be improved. It is possible to secure an amount of precipitation of Si'Mn nitride having an area ratio of 1.0% or more.
  • Cr improves the hardenability and at the same time, is a carbide forming element and promotes the precipitation of carbides that strengthen the material and further refines it. If it is less than 0.5% by mass, the hardenability is lowered and sufficient hardness cannot be obtained, or the carbides are coarsened during carbonitriding. 2. If the mass exceeds 0% by mass, a Cr oxide film is formed on the surface during carbonitriding and inhibits the diffusion of carbon and nitrogen. Therefore, the Cr content should be 0.5% by mass or more and 2.0% by mass or less. Force S is preferable, and 0.9 to 1.2% by mass is more preferable.
  • At least one of Mo, Ni, and V may be added.
  • Mo is a carbonitride-forming element as well as improving hardenability, and has the effect of promoting the precipitation of carbides, carbonitrides and nitrides that strengthen the material and further miniaturizing them. The effect becomes remarkable when 0.2% by mass or more is added. 1. When 2% by mass is exceeded, the effect is saturated And cost increases. Accordingly, the Mo content is preferably 0.2% by mass or more and 1.2% by mass or less.
  • Ni has the effect of improving hardenability and at the same time improving toughness, and the effect becomes remarkable when added in an amount of 0.5% by mass or more. It is an austenite stabilizing element. When it is added in an amount of 3.0% by mass or more, the retained austenite becomes excessive and the core hardness decreases. Accordingly, the Ni content is preferably 0.5% by mass or more and 3.0% by mass or less.
  • V has the effect of improving the wear resistance by forming hard carbides and carbonitrides by carbonitriding. This effect becomes significant when 0.5% by mass or more is added. 1. If it is added excessively over 5% by mass, it will combine with the solid solution carbon of the material to form carbides and reduce hardness. Accordingly, the V content is preferably 0.5% by mass or more and 1.5% by mass or less.
  • the amount of retained austenite on the inner and outer ring raceway surfaces is ⁇ r, and the rolling elements
  • the upper limit is set to 50% by volume.
  • the inner ring and the outer ring is made of high carbon chrome bearing steel, for example, SUJ2 or SUJ3 defined by Japanese Industrial Standard JIS G4805.
  • the quality of high carbon chrome bearing steel, including cleanliness, is extremely stable. Therefore, the raceway ring made of high carbon chrome bearing steel has an internal starting type flaking starting from inclusions. As a result, sufficient rolling bearing life can be secured. Further, since it is a high carbon steel, the surface force can be increased to a high hardness by performing appropriate quenching and tempering.
  • the quality of the high carbon chromium bearing steel is preferably higher than the level (bearing quality) that satisfies the cleanliness regulation defined in Japanese Industrial Standard JIS G4805.
  • the hardness of the surface layer portion formed on the raceway surface is preferably HRC58 or more, and the hardness of the inner core portion of the surface layer portion is preferably HRC56 or more.
  • the hardness of the surface layer portion and the core portion is more preferably HRC60 or more.
  • the hardness of the surface layer is preferably HRC 66 or less, more preferably HRC 64 or less.
  • the core hardness is preferably HRC64 or less.
  • the surface layer portion is a portion having a surface force of up to a depth of 200 m.
  • Nitrogen may be present as a solid solution in the material or may be precipitated as a nitride.
  • a material containing a large amount of Si-Mn is nitrided or carbonitrided, even with the same nitrogen concentration
  • the amount of nitrogen present by precipitating Si'Mn nitride on the surface is larger than the amount of nitrogen present in solid solution.
  • the pressure scar resistance is improved by increasing the amount of Si + Mn of the material, and particularly when Si + Mn is 1.0% by mass or more, the pressure scar resistance is remarkably improved. This is because, even when the nitrogen concentration is the same, the pressure scar resistance is improved by forming a harder Si-Mn nitride than when nitrogen is dissolved in the matrix structure. .
  • FIG. 18 is a graph showing the results of the same pressure-resistance test as described above performed on samples with different amounts of Si + Mn.
  • the nitrogen concentration is approximately constant at about 0.3% by mass.
  • the pressure scar resistance is improved when the Si + Mn content of the material is increased, and the pressure scar resistance is significantly improved when the Si + Mn content exceeds 1.0% by mass. This shows that the Si + Mn content of the material should be 1.0% by mass or more in order to make indentation difficult.
  • FIG. 19 shows an example of the component analysis result of Si′Mn nitride.
  • High carbon chromium bearing steel (SUJ2) was used for the inner and outer rings of the test bearing, and after carbonitriding for 1 to 3 hours in RX gas + enriched gas + ammonia gas atmosphere at 830 to 850 ° C, Three types of residual austenite on the inner and outer ring raceway surfaces of approximately 10, 20 and 30% by volume were prepared after tempering at 180-240 ° C.
  • the rolling elements used were those shown in Table 4 (the balance being iron and unavoidable impurities) with surface properties.
  • a wire containing the indicated components is manufactured by header processing and rough grinding, and carbonitriding and quenching (830 ° CX 5 to 20 hr, RX gas + enriched gas + ammonia gas atmosphere), 180 to 270 ° C. Tempering heat treatment and post-processing were performed. Electron beam microanalyzer (EPMA) was used for quantitative analysis of the surface nitrogen content of the rolling elements. The amount of retained austenite in the surface layer was measured by the X-ray diffraction method. In both cases, the rolling element surface was directly analyzed and measured.
  • EPMA Electron beam microanalyzer
  • the area ratio of Si'Mn-based nitrides was measured with a field emission scanning electron microscope (FE—SEM) by observing the rolling surface at an accelerating voltage ⁇ and at least 3 times at a magnification of 5000 times. After taking a photo over the field of view, the photo was binarized and the area ratio was calculated using an image analyzer. As the hardness of the rolling element, the values of the surface, 0.045d, and 0.18d were measured.
  • FE—SEM field emission scanning electron microscope
  • Table 4 shows the life test results of the test bearings of the examples and comparative examples.
  • the life test was carried out 12 times for each test bearing, the life time until peeling occurred was investigated, a Weibull plot was created, and the L10 life was obtained from the result of the Weibull distribution and used as the life value.
  • the life is shown as a ratio value, with the value of Comparative Example 1 having the shortest life as 1.
  • FIG. 20 shows the relationship between the retained austenite on the rolling element rolling surface and the life ratio when the retained austenite on the raceway surface is 10, 20, and 30% by volume.
  • the life depends on the amount of retained austenite on the rolling element rolling surface, and the amount of retained austenite on the rolling element is specified in the scope of the present invention.
  • the entire bearing achieves a long life. If the amount of retained austenite of the rolling element is less than the range of the present invention, the rolling element is damaged, and if it is more than the range of the present invention, all the raceways are damaged, and should be within the range of the present invention. As a result, it can be seen that the life of the rolling element and the raceway is extended in a well-balanced manner, and a long life can be achieved for the entire bearing.
  • Table 5 shows the chemical composition of each steel, SiZMn ratio, nitrogen concentration, Si'Mn nitride area ratio,
  • Table 5 as bright et force, using the present invention range of steel, the number of the nitrogen concentration of 0.2 2.0 mass 0/0, Si • Mn-based nitride area ratio 1 10% 0.05 1 ⁇ Si'Mn based nitrides of However, the example with 100 or more has a longer life extension effect than the comparative example.
  • SiZMn ratio in the table The relationship between the rate and the Si'Mn-based nitride area ratio is shown in a graph in FIG.
  • Comparative Examples 8 and 9 are steels in the range of the present invention, and have a nitrogen concentration of 0.2% by mass or more.
  • the Mn content is smaller than the Si content.
  • the amount of deposited nitride is less than 1% in area ratio.
  • FIG. 21 by making the SiZMn ratio 5 or less, precipitation of Si'Mn-based nitrides can be promoted.
  • Tapered roller bearings (nominal number L44649Z610) are prepared. As shown in Table 6, in Example 67 ⁇ : In LOO and Comparative Examples 18 and 19, the inner and outer rings are made of high carbon chrome bearing steel (SUJ2) and carbonitrided. Then, carburizing treatment or heat treatment comprising quenching and tempering was performed. The carbonitriding treatment was held at 830 to 850 ° C. for 1 to 3 hours in an atmosphere consisting of RX gas, enriched gas, and ammonia gas. The carburizing treatment was held at 830 to 850 ° C for 1 to 3 hours in an atmosphere consisting of RX gas and enriched gas.
  • the sub-quenching was oil-cooled after holding at 830-850 ° C for 1 hour in RX gas atmosphere.
  • the tempering was allowed to cool after being kept at 180-240 ° C.
  • the amount of retained austenite on the raceway surfaces of the inner and outer rings is set to 10%, 20% or 30% by volume.
  • the rolling elements are made of thread-stabilized steel as shown in Table 6, and a tapered roller-shaped member is manufactured from a steel wire rod by header processing and rough grinding, and RX gas and enriched gas are supplied to this member. After carbonitriding and quenching at 830 ° C for 5 to 20 hours in a mixed gas atmosphere of ammonia and ammonia, tempering was performed at 180 to 270 ° C. Then, post-processing such as finishing was performed to obtain a rolling element.
  • the surface hardness HRC surface layer hardness of the raceway surface and the hardness HRC of the core portion of the raceway ring.
  • the amount of retained austenite on the raceway surface of the race, the surface hardness Hv (surface layer hardness) of the rolling element, the amount of retained austenite on the rolling element surface, the nitrogen concentration in the surface layer of the rolling element, and Si'Mn-based nitrogen deposited on the surface layer of rolling elements The amount (area ratio) of the compound was measured.
  • the nitrogen concentration was measured by quantitative analysis using an electron beam microanalyzer (EPMA).
  • EPMA electron beam microanalyzer
  • the amount of retained austenite was measured by the X-ray diffraction method. In all cases, the measurement was performed by directly analyzing the surface of the rolling element.
  • the amount of Si'Mn nitride was measured using a field emission scanning electron microscope (FE — SEM). In other words, the surface was observed at an applied voltage of 10 kV, and at least three views of the photograph magnified 5000 times were taken.
  • the photograph was binarized, and the amount of Si'Mn nitride was measured with an image analyzer. Was calculated by area ratio. Hardness was measured with a hardness meter. The results are shown in Table 6.
  • the above-mentioned tapered roller bearing was subjected to a life test and an excessive static load test.
  • the service life test was performed by rotating the tapered roller bearing under the following conditions in a lubricating environment containing foreign matter. The rotation time until peeling occurred on the raceway surface of the raceway or the rolling surface of the rolling element was defined as the life.
  • 12 types of bearings were tested on one type of bearing, and a Weibull plot was created.
  • the excessive static load load test is performed by applying a radial load of 32 kN to a tapered roller bearing similar to that used in the life test for 30 seconds to cause permanent deformation of the race and the tapered roller. went. Then, the permanent deformation that occurred in the inner ring after unloading and the permanent deformation that occurred in the center of the tapered roller were measured, the sum of the permanent deformation amount of both was calculated, and this was calculated as the permanent deformation amount of the tapered roller bearing. did. The amount of permanent deformation was measured using Taylor Hobson's Foam Talysurf. The results are shown in Table 6, and are shown as relative values when the value of Comparative Example 17 having the largest permanent deformation amount is 1.
  • the surface hardness of the raceway surface and the hardness of the core are ⁇ -uckle hardness HRG.
  • r R is the amount of residual oxygen in the surface layer, and the unit is volume% ⁇
  • the surface hardness of the rolling surface is the pickers hardness Hv.
  • r R is the amount of residual oxygen in the surface layer, and the unit is volume%.
  • the unit of nitrogen concentration is mass%.
  • Unit of amount of nitride (area ratio) is%
  • the surface hardness of the raceway surface and the hardness of the core are C-hardness HRG.
  • r R is the amount of residual oxygen in the surface layer, and the unit is volume%.
  • the surface hardness of the rolling surface is Vickers hardness Hv.
  • r R is the amount of residual oatite in the surface layer, and the unit is volume%.
  • the unit of nitrogen concentration is mass%.
  • the unit of the amount of nitride (area ratio) is ⁇ 1 ⁇ 2.
  • the surface hardness of the raceway surface and the hardness of the core part are Rock-l hardness HRC.
  • r R is the amount of residual oxygen in the surface layer, and the unit is volume%.
  • the surface hardness of the rolling surface is Vickers hardness Hv.
  • r R is the amount of retained austenite in the surface layer, and the unit is volume%.
  • the unit of nitrogen concentration is mass%.
  • the unit of the amount of nitride (area ratio) is%.
  • the surface hardness of the rolling surface is the pickers hardness Hv. y R residual o of the surface layer portion - a Stena amount, the unit is% by volume.
  • the unit of nitrogen concentration is mass%.
  • the unit of the amount of nitride (area ratio) is%.
  • a life test was conducted in a lubrication environment with foreign matter using a tapered roller bearing with nominal number L44649Z610.
  • the test conditions are as follows.
  • High-carbon chromium bearing steel (SUJ2) or chromium steel (SCr420) was used for the inner and outer rings, and the rolling element was made of steel that has a chemical composition equivalent to SUJ3 except for the amount of Si + Mn.
  • materials equivalent to SUJ2 and SUJ3 are quenched in RX gas atmosphere of 830 to 850 ° C, or in 830 to 850 ° C RX gas + enriched gas + ammonia gas (ammonia gas is during carbonitriding)
  • tempering was performed at 180-240 ° C.
  • SCr420 was subjected to carburizing or carbonitriding at 850 to 900 ° C, followed by secondary quenching at 800 to 850 ° C and tempering at 150 to 200 ° C.
  • EPMA Electron beam microanalyzer
  • Japanese patent application filed on May 19, 2006 Japanese Patent Application No. 2006-140111.
  • Japanese patent application filed on May 29, 2006 Japanese Patent Application 2006-148497
  • Japanese patent application filed on May 30, 2006 Japanese patent application filed on May 30, 2006
  • Japanese patent application filed on April 16, 2007 Japanese patent application Japanese Patent Application No. 2007-107250
  • Japanese patent application filed on April 23, 2007 Japanese Patent Application No. 2007-112995

Landscapes

  • Chemical & Material Sciences (AREA)
  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Mechanical Engineering (AREA)
  • Organic Chemistry (AREA)
  • Materials Engineering (AREA)
  • Metallurgy (AREA)
  • General Engineering & Computer Science (AREA)
  • Physics & Mathematics (AREA)
  • Thermal Sciences (AREA)
  • Crystallography & Structural Chemistry (AREA)
  • Chemical Kinetics & Catalysis (AREA)
  • Manufacturing & Machinery (AREA)
  • Rolling Contact Bearings (AREA)

Abstract

　本発明は、内周面に軌道面を有する外方部材と、外周面に軌道面を有する内方部材と、外方部材の軌道面と内方部材の軌道面との間に転動自在に配設された複数の転動体とを備えた転動装置において、前記内方部材、前記外方部材及び前記転動体の少なくとも１つの表面に浸炭窒化処理もしくは窒化処理してなり、Ｓｉ及びＭｎを含有する窒化物の面積率が１％以上２０％以下で、表面における硬さがＨＶ７５０以上であり、かつ、前記軌道面からの深さまたは前記転動体の転動面からの深さをＺとし、前記転動体の直径をｄとしたとき、Ｚ＝０．０４５ｄにおける硬さがＨＶ６５０～８５０であり、Ｚ＝０．１８ｄにおける硬さがＨＶ４００～８００であることを特徴とする転動装置であり、転動体及び軌道輪の両方の剥離を抑え、軸受寿命を延長できる。

Description

転がり軸受
技術分野
[0001] 本発明は、転がり軸受ゃボールねじ、リニアガイド等の転動装置に関する。
背景技術
[0002] 例えば、自動車、建設機械、農機、鉄鋼設備等の潤滑条件の厳 、環境下で使用 される玉軸受、円筒ころ軸受、円錐ころ軸受、自動調心ころ軸受、ニードル軸受など の転がり軸受は、潤滑油に異物等が混入し、軌道面に異物の嚙み込みによる圧痕が 発生し、その圧痕を起点として早期剥離を生じる可能性が高い。これらを解決する方 法として、内外輪、転動体に浸炭又は浸炭窒化処理を施し、残留オーステナイトを所 定量析出させることにより、軌道面表面に生じた圧痕による応力集中を緩和すること で、剥離寿命の延長化を図る方法が提案されている (特許文献 1参照)。また、高濃 度浸炭により軌道面の硬さを高め、材料強度を向上させることにより、長寿命化を計 る方法も提案されている（特許文献 2参照)。但し、これらの方法は、内外輪、転動体 夫々を個々の部品として考え、個々の部品を夫々強化するものである。従って、軌道 輪の寿命を向上した ヽ場合には、軌道輪に所定の長寿命化処理を施すと ヽぅ考え方 がなされるのが一般的である。
[0003] 従来、転がり軸受には、 JIS SUJ2、 SUJ3に代表される軸受鋼が用いられ、通常、 焼入れ'焼戻し処理によって硬度 HRC60以上で使用される。しかし、転がり軸受の 使用環境が多様ィ匕し、異物が混入するような潤滑下や潤滑が不十分な環境下では、 これらの軸受鋼では十分な寿命が得られな力つたり、焼き付きが生じたりする場合が ある。このため、 SUJ2を用いてマルストレッシングと呼ばれる浸炭窒化処理を施し、 窒素を固溶させることにより、軌道面表面の残留オーステナイト量を増カロさせることに よって、異物混入潤滑下での圧痕縁の応力緩和を図ったり、窒素の効果で、耐焼き 付き性の改善を図ったりしている。し力しながら、近年、転がり軸受の使用環境は益 々過酷化し、 SUJ2に浸炭窒化処理下だけでは、十分な効果が得られない場合が発 生している。これを解決するため、 Si添カ卩量の多い材料を用い、 Si及び Mnを含有す る炭化物又は炭窒化物を面積率で 1〜30%析出させ、滑り接触を伴う環境下や潤滑 油が枯渴する環境下での耐摩耗性及び耐焼き付き性を改善して 、る (特許文献 3参 照)。
[0004] また、軸受潤滑油中に混入して 、る金属の切粉，肖 IJり屑，バリ及び摩耗粉等の異物 が転がり軸受の軌道輪や転動体に損傷を与え、転がり軸受の寿命の大幅な低下をも たらすことがよく知られている。そこで、本出願人は、異物が混入している潤滑下で転 力 Sり軸受を使用する場合でも、軸受の転がり表面層の Cの含有量、残留オーステナイ ト量、及び炭窒化物の含有量を適性値にすることで、異物により生じる圧痕のエッジ 部における応力の集中を緩和し、クラックの発生を抑え、転がり軸受の寿命を向上す ることを提案して 、る (特許文献 4参照)。
[0005] 特許文献 1 :特開昭 64— 55423号公報
特許文献 2：特開平 7—41934号公報
特許文献 3 :特開 2003— 193200号公報
特許文献 4：特開昭 64 - 55423号公報
発明の開示
発明が解決しょうとする課題
[0006] 上記のように、これまで耐久性を向上させるために、材料面あるいは表面処理から 種々検討されているが、近年、巿場における軸受を取り巻く環境は、昨今の機械の 小型化、高速化に伴って厳しくなつてきており、従来の長寿命化技術だけでは短寿 命の問題を解決できな!、ケースも増えてきて!ヽる。
[0007] 例えば、上記特許文献 4で検討して ヽるような、異物混入潤滑環境下で生じる早期 はく離は、転動体と軌道輪間に異物を嚙み込む事によって形成された圧痕を起点と して生じており、圧痕が形成されることに生じる応力集中が原因であると言われて ヽ る。しかし、圧痕起点型はく離は圧痕縁の応力集中だけが原因でなぐ転動体と軌道 輪間に作用する接線力が影響している。接線力に影響を及ぼす因子としては、すべ り速度や面圧の他に表面粗さや表面形状が挙げられる。表面粗さが小さぐ表面形 状が良好なほど転動体と軌道輪に作用する接線力は小さくなり、異物混入潤滑環境 下における軸受寿命は長くなる。 [0008] し力しながら、転動面の残留オーステナイトを増加させると、表面硬さが低下し、耐 摩耗性が低下するだけでなぐ耐圧痕性が低下する。そのため、転動面の残留ォー ステナイトが多い場合には、異物の影響や静的な過大荷重によって、転動面に圧痕 が形成されやすくなる。圧痕が形成された転動面は、形状崩れや表面粗さの増大を 起こす。圧痕が大きぐ数が多いほど形状崩れや表面粗さの増大は顕著である。即 ち、異物混入潤滑環境下では、転動面の残留オーステナイトが多いほど、圧痕が形 成されやす 、ため、転動体と軌道輪間に作用する接線力は大きくなる。
[0009] 異物混入潤滑環境下で転動面の残留オーステナイトが多い場合には、接線力が 大きくなつたとしても、上記特許文献 1にも記載されて 、るように残留オーステナイトの 影響による応力集中緩和効果があるため、残留オーステナイトが多い部材自身の寿 命は低下しない。しかし、接触する 2物体には同じ大きさの接線力が作用するため、 相手部材の寿命は低下してしまう。例えば、軌道輪表面の残留オーステナイトを多く した場合には、応力集中緩和効果のため軌道輪の寿命は延長するが、相手部材で ある転動体の寿命は、接線力増加のため低下してしまう。
[0010] 転動体がはく離した場合でも、軌道輪がはく離した場合でも、軸受の寿命となるの で、軸受全体の寿命を延ばすには転動体と軌道輪両方の寿命を延ばす必要がある 。即ち、単に転動面の残留オーステナイトを増加させる手法だけでは十分な寿命延 長効果は得られない。また、軸受の使用条件によっては残留オーステナイトを増加さ せて長寿命化を計る手法が採用できない場合もある。例えば、高温で使用される場 合には残留オーステナイトは寸法安定性を悪化させるため、残留オーステナイト量は 少ない方が好ましい。
[0011] また、上記特許文献 3のように、 Si及び Mnを含有した窒化物を形成する方法では 、適正な材料組成や窒素濃度が規定されておらず、十分な性能を発揮できない場合 がある。
[0012] 本発明は、上記のような問題点に着目してなされたものであり、コストの増加を抑え ながらも、耐はく離性ゃ耐摩耗性、耐焼き付き性を更に向上させ、異物混入潤滑環 境下でも長寿命化が可能な転動装置を提供することを目的とする。
課題を解決するための手段 [0013] 本発明者らは鋭意研究を行!ヽ、自身 (例えば転動体)の圧痕起点型はく離寿命を 十分に確保し、かつ自身の耐圧痕性 *耐摩耗性を向上させ、表面粗さ'表面形状の 悪化を抑制し、 2物体間 (転動体と軌道輪間）に作用する接線力を抑制して、相手部 材 (例えば軌道輪)の寿命も延長させる材料因子を見出すために検討を行った。そ の結果、耐圧痕性 '耐摩耗性を向上させる材料因子としては表面硬さ、残留オーステ ナイト、表面窒素濃度、表面に析出した Si及び Mnを含有する窒化物（以下、「Si'M n系窒化物」と記す)面積率が関係していることを知見し、本発明を完成するに至った
[0014] 即ち、本発明は、上記の目的を達成するために下記の転動装置を提供する。
(1)内周面に軌道面を有する外方部材と、外周面に軌道面を有する内方部材と、外 方部材の軌道面と内方部材の軌道面との間に転動自在に配設された複数の転動体 とを備えた転動装置において、
前記内方部材、前記外方部材及び前記転動体の少なくとも 1つの表面に浸炭窒化 処理もしくは窒化処理してなり、 Si'Mn系窒化物の面積率が 1%以上 20%以下で、 表面における硬さが HV750以上であり、かつ、前記軌道面からの深さまたは前記転 動体の転動面力もの深さを Zとし、前記転動体の直径を dとしたとき、 Z = 0. 045dに おける硬さ力 SHV650〜850であり、 Z = 0. 18dにおける硬さが HV400〜800であ ることを特徴とする転動装置。
(2)内方部材及び外方部材及び転動体の少なくとも一つの表面に、当該表面層の 窒素濃度が 0. 2質量％以上であり、かつ、面積 375 μ m2中の 0. 05 μ m以上 1 μ m 以下の Si'Mn系窒化物の個数が 100個以上であることを特徴とする上記（1)記載の 転動装置。
(3)浸炭窒化処理もしくは窒化処理してなる前記内方部材、前記外方部材及び前記 転動体の少なくとも 1つが C : 0. 3〜1. 2質量0 /0、 Si: 0. 3〜2. 2質量0 /0、 Mn: 0. 3 〜2. 0質量％、 Cr: 0. 5〜2. 0質量％、かつ、 SiZMnが 5以下、残部 Feと不可避 不純物からなる鋼製であることを特徴とする上記（2)記載の転動装置。
(4)前記浸炭窒化処理もしくは窒化処理してなる部材が転動体であることを特徴とす る上記（3)記載の転動装置。 (5)前記軌道面の残留オーステナイト量を γ r 、前記転動体転動面の残留オース
AB
テナイト量を としたとき、 - 15≤ y r ≤ y r + 15 (但し、 0≤y r , y r ≤
C AB C AB AB C
50。また、単位は体積％。）であることを特徴とする上記 (4)記載の転動装置。
(6)前記内方部材及び前記外方部材の少なくとも 1つが C : 0. 15〜： L 2質量％、Si : 0. 1〜1. 5質量％、Mn: 0. 2〜1. 5質量％、Cr: 0. 5〜2. 0質量％、残部 Feと不 可避不純物からなる鋼製であることを特徴とする上記（5)記載の転動装置。
(7)前記内方部材及び前記外方部材の少なくとも 1つが高炭素クロム軸受鋼製であ ることを特徴とする上記 (6)記載の転動装置。
(8)前記内方部材及び前記外方部材のうち高炭素クロム軸受鋼で構成された軌道 輪の軌道面には、浸炭処理又は浸炭窒化処理を含む熱処理により硬化されてなる 表層部が形成されており、この表層部の硬さは HRC58以上 66以下であるとともに、 この表層部の内側の芯部の硬さは HRC56以上 64以下であることを特徴とする上記 (7)記載の転動装置。
(9)前記内方部材及び前記外方部材の軌道面の表面窒素濃度が 0. 05質量％以 下であることを特徴とする上記（6)記載の転動装置。
(10)前記転動体の Si含有量 + Mn含有量が 1. 0質量％以上であることを特徴とす る上記（9)記載の転動装置。
発明の効果
[0015] 本発明の転動装置は、内方部材、外方部材、転動体の表面及び特定深さにおける 硬さ、並びに Si'Mn系窒化物の面積率を規定することにより、耐圧痕性及び耐摩耗 性が向上し、軸受使用中に生じる転動体と軌道面との間の接線力の増大を抑制する だけでなぐ耐はく離強度も向上し、異物混入潤滑環境下で生じる圧痕起点型はく離 に対して長寿命となる。
図面の簡単な説明
[0016] [図 1]転動装置の一例である深溝玉軸受の断面図である。
[図 2]転動装置の他の例である円錐ころ軸受の断面図である。
[図 3]転動装置の更に他の例であるリニアガイドの斜視図である。
[図 4]転動装置の更に他の例であるボールねじの断面図である。 [図 5]静的せん断力分布と降伏圧力との関係を示すグラフである。
[図 6]耐圧痕性試験の構成を示す模式図である。
[図 7]2円筒摩耗試験の構成を示す模式図である。
[図 8]表面硬さと耐圧痕性との関係を示すグラフである。
[図 9]表面硬さと耐摩耗性との関係を示すグラフである。
[図 10]耐圧痕性、耐磨耗性に及ぼす表面窒化物濃度の影響を示すグラフである。
[図 11]シャルビー衝撃試験で得られた表面窒素濃度と吸収エネルギーとの関係を示 すグラフである。
[図 12]耐圧痕性、耐磨耗性に及ぼす Si'Mn系窒化物の面積率の影響を示すグラフ である。
[図 13]Si'Mn系窒化物の面積率の測定に際して転動面表面を撮影した電子顕微鏡 写真の一例である。
[図 14]窒素量と Si · Mn系窒化物の面積率との関係を示すグラフである。
[図 15]Si'Mn系窒化物の面積率と圧痕起点型はく離寿命との関係を示すグラフであ る。
[図 16]シャルビー衝撃試験で得られた Si'Mn系窒化物の面積率と吸収エネルギー との関係を示すグラフである。
[図 17]0. 05〜1 mの Si'Mn系窒化物の個数と寿命との関係を示すグラフである。
[図 18]Si + Mn量と圧痕深さとの関係を示すグラフである。
[図 19]Si'Mn系窒化物の成分分析結果例である。
[図 20]転動体の残留オーステナイト量と寿命との関係を示すグラフである。
[図 21]SiZMn比率と Si'Mn系窒化物の面積率との関係を示すグラフである。 符号の説明
1 内輪
la 軌道面
2 外輪
2a 軌道面
3 転動体 3a 転動面
4 保持器
10 リニアガイド
11 案内レール
12 スライダ
13 ボール
21 ボーノレねじ
22 ねじ軸
23 ボールねじナット
24 ボール
25 サーキユレータチューブ
26 スぺーサ
発明を実施するための最良の形態
[0018] 以下、本発明に関して詳細に説明する。
[0019] 本発明の転動装置の一例として、転がり軸受を挙げることができる。転がり軸受の種 類や構造には制限がなぐ例えば図 1に断面図にて示す深溝玉軸受を例示できる。 この深溝玉軸受は、軌道面 laを外周面に有する内輪 1 (内方部材）と、内輪 1の軌道 面 laに対向する軌道面 2aを内周面に有する外輪 2 (外方部材）と、両軌道面 la, 2a 間に転動自在に配された複数の転動体 3である玉と、内輪 1及び外輪 2の間に転動 体 3を保持する保持器 4と、内輪 1及び外輪 2の間の隙間の開口を覆うシール 5, 5と 、を備えていて、両軌道面 la, 2aと転動体 3の転動面 3aとの間の潤滑力 グリース、 潤滑油等の潤滑剤 6により行われている。尚、保持器 4やシール 5は備えていなくても よい。
[0020] また、転がり軸受として図 2に示すような、内輪 1と外輪 2との間に、転動体 3である 円錐ころを保持器 4により保持してなり、呼び番号 L44649Z610の円錐ころ軸受を 例示することもできる。更に、図示は省略するが、アンギユラ玉軸受ゃ円筒ころ軸受、 自動調心ころ軸受、針状ころ軸受等も可能である。
[0021] 転動装置として、図 3に示すようなリニアガイドを例示することができる。このリニアガ イド 10は、案内レール 11 (内方部材）と、案内レール 11上に配されて案内レール 11 の軸方向に移動可能に組み付けられたスライダ 12 (外方部材）と、転動体である複数 のボール 13とを備えている。案内レール 11の上面には、レール面 14が形成され、案 内レール 11の両側面には、転動体 13を摺動させるためのレール軌道面 15, 16が上 下に 2条に形成されている。レール面 14には、上下に貫通した複数個のボルト孔 17 が軸方向に沿って形成されている。案内レール 11は、ボルト孔 17を介してボルトが 加工台にねじ込まれることによって、加工台に固定される。スライダ 12には、転動体 1 3を循環させながら保持する転動体循環路 18に、転動体 13を摺動させるためのスラ イダ軌道面 19が形成されている。
[0022] また、転動装置として、図 4に示すようなボールねじを例示することもできる。ボール ねじ 21は、外周面に螺旋状のねじ溝 22aを有するねじ軸 22 (内方部材）と、ねじ軸 2 2のねじ溝 22aに対応する螺旋状のねじ溝 23aを内周面に有していて、ねじ軸 22の ねじ溝 22aとボールねじナット 23(外方部材)のねじ溝 23aとから形成される螺旋状の ボール転動空間に転動自在に嵌合され、相互間にスぺーサ 26が挿入された転動体 である複数のボール 24を介してねじ軸 22に螺合されるボールねじナット 23と、サー キユレータチューブ 25とを備えている。サーキユレータチューブ 25は、ねじ軸 22及び ボールねじナット 23の何れか一方の回転によりボール 24をスぺーサ 26と共に転動 循環させるためのもので、ボールねじナット 23に取り付けられている。このような構成 から、前記ボール転動空間を転動するボール 24は、該ボール転動空間内をスぺー サ 26と共に移動しねじ軸 22の回りを複数回回ってから、サーキユレータチューブ 25 の一方の端部で掬い上げられてサーキユレータチューブ 25の中を通り、他方の端部 力も前記ボール転動空間に戻る循環を繰り返すようになつている。尚、両ねじ溝 22a 、 23aの断面形状は、必要に応じて適宜選択することができ、ゴシックアーチ状、即ち 二つの曲率中心の異なる円弧の組み合わせによる略 V字形にしてもよいし、円弧とし てもよい。
[0023] 本発明では、転動装置の内方部材（内輪、案内レール、ねじ軸）、外方部材 (外輪、 スライダ、ボールねじナット)及び転動体 (玉、円錐ころ、ボール)を形成する材料の硬 さを特定したことに特徴がある。 [0024] これら転動装置において、耐圧痕性を向上させるために最も有効な材料因子は、 硬さである。圧痕の種類としては異物を嚙み込む事によって生じる異物圧痕と、過大 荷重が作用した場合に転動体が軌道輪に食い込み、軌道輪が転動体を押しつぶす ことによって生じるブリネル圧痕がある。異物圧痕の場合には表面近傍の硬さのみ大 きくすれば圧痕の形成を抑制することができる力 ブリネル圧痕の場合には表面だけ でなく芯部まで硬さが高いことが重要である。圧痕は軌道輪と転動体が接触し、荷重 が負荷させることで材料内部に生じる静的せん断応力（転がり方向に対して 45° の 方向のせん断応力）によって形成される。圧痕が形成される現象は、材料に塑性変 形が生じることによって起こるので、材料のもつ降伏せん断応力が作用する静的せん 断応力以上であれば、圧痕は形成されない。通常、転がり軸受に作用する荷重は静 定格荷重以下となるように設計されているため、静定格荷重が作用した場合にも圧 痕が形成されな 、材料強度を保持することが重要である。静定格荷重は玉軸受の場 合 4200MPa、ころ軸受の場合 4000MPaの接触面圧を生じさせるような荷重と定義 されており、この面圧が作用した場合に発生する静的せん断応力が軸受材料の降伏 せん断応力以下であれば圧痕は生じない。一方で、材料の降伏せん断応力は材料 の硬さと比例関係にあり、降伏せん断応力とビッカース硬さには r y= lZ6 X HVの 関係がある。
[0025] 従って、ブリネル圧痕を形成しないためには、図 5に示すように静定格荷重作用時 の静的せん断応力分布を上回るせん断降伏応力分布 (硬さ分布）となるように硬さを 規定することが重要である。一方で芯部の硬さが大きすぎると靭性が低下し、割れが 問題となる。
[0026] 最大静的せん断応力作用深さ (静的せん断応力分布）は転動体直径と相関がある ため、次のように硬さを規定した。即ち、軌道面力もの深さまたは転動体の転動面か らの深さを Ζとし、転動体の直径を dとしたとき、内輪、外輪及び転動体の少なくとも 1 つの表面における硬さを HV750以上、好ましくは HV800以上、より好ましくは HV8 20以上とし、力つ、 Z = 0. 045dにおける硬さを HV650〜850、好ましくは HV770 〜816とし、 Z = 0. 18dにおける硬さを HV400〜800、好ましくは HV700〜771、 より好ましくは HV718〜771とすることにより、軌道輪と転動体との接触によるブリネ ル圧痕の形成を抑制することができ、軌道輪と転動体間に作用する接線力を抑制し て長寿命化が達成可能である。これらの硬さの規定は、転動体に適用することがより 好ましい。
[0027] 特に、転動体の転動面の表面硬さ Hvは、 750以上であることが好ましぐ 800以上 であることがより好ましぐ 820以上であることがさらに好ましい。耐圧痕性及び耐摩耗 性を向上させる材料に関する因子として最も重要なものが表面硬さである。耐圧痕性 ,耐摩耗性に及ぼす表面硬さの影響を調査するため、図 6に示す耐圧痕性試験と図 7に示す 2円筒摩耗試験を行った。
[0028] 耐圧痕性試験は直径 2mmの鋼球を試料に 5GPaで押付けた後、圧痕の深さを測 定する方法で行った。一方、 2円筒摩耗試験は面圧 0. 8GPaの条件下で、駆動側（ 高速側）を lOrnin—1で回転させ、ギアで減速して従動側 (低速側）を 7min_1で回転 させて強制的にすべりを与える方法であり、試験開始力 20時間後の駆動側、従動 側試験片の摩耗量の平均値を測定した。
[0029] 図 8は表面硬さと耐圧痕性との関係を示すグラフであり、図 9は表面硬さと耐摩耗性 との関係を示すグラフである。これらのグラフ力 、表面硬さが高いほど耐圧痕性及 び耐摩耗性が優れていることが分かる。特に、表面硬さが Hv750以上であると、耐圧 痕性，耐摩耗性ともに極めて優れていることが分かる。また、表面硬さが高いほど疲 労強度が高いことが知られており、転動体の転動面の表面硬さを高くすることによつ て、耐圧痕性，耐摩耗性だけでなく圧痕起点型剥離強度も向上させることが可能で ある。
[0030] また、本発明にお 、ては、軌道輪または転動体の表面層に所定の窒素を富化させ るために浸炭窒化処理を行う。窒素は炭素と同じようにマルテンサイトの固溶強化お よび残留オーステナイトの安定確保に作用するだけでなぐ窒化物または炭窒化物 を形成して耐圧痕性、耐摩耗性を向上させる作用がある。図 10に、上記と同様の耐 圧痕性試験と 2円筒摩耗試験により求めた耐圧痕性と耐摩耗性に及ぼす窒素の影 響を示す。表面窒素量の測定には電子線マイクロアナライザー (EPMA)を用いた。 窒素濃度の効果のみを調査するため、表面窒素濃度以外の硬さや残留オーステナ イト量については一定にしてある。図 10より、表面窒素濃度が高いほど耐摩耗性、耐 圧痕性に優れており、表面窒素濃度が 0. 2質量％を超えると顕著に効果が現れるが 、より好ましくは 0. 45質量％以上とする。
[0031] 一方で、窒素濃度が高すぎると靭性ゃ静的強度が低下してしまう欠点がある。転が り軸受の転動体にとって靭性ゃ静的強度は必要な性能であるため、窒素濃度が高す ぎるのは好ましくない。図 11にシャルピー衝撃試験の結果を示す力 窒素濃度が 2. 0質量％を超えると急激に靭性が低下することがわかる。従って、本発明における窒 素濃度の上限は 2. 0質量％とする。
[0032] 上述したように、表面の窒素濃度が高いほど、材料の耐圧痕性、耐摩耗性が向上 することが明らかになった。しかし本発明者らはさらに、窒素濃度が同じ場合でも材 料内部の窒素の存在状態によって、耐圧痕性、耐摩耗性が変わるという知見を得た 。窒素は材料内部に固溶して存在する場合と窒化物として析出して存在する場合が ある。詳細な数値については後述するが、 Si及び Mnを多く含む材料を浸炭窒化処 理した場合には、同じ窒素濃度でも材料中に固溶して存在する窒素量よりも、表面に Si' Mn系窒化物として析出して存在する窒素量が多くなる。図 12に、上記と同様の 耐圧痕性試験と 2円筒摩耗試験とから求めた耐圧痕性と耐摩耗性に及ぼす Si'Mn 系窒化物の面積率の影響を示す。尚、 Si'Mn系窒化物の効果のみを調査するため 、 Si'Mn系窒化物の面積率以外の硬さや残留オーステナイト量、窒素濃度について は一定にしてある。また、 Si'Mn系窒化物の面積率の測定は、電界放射型走査型電 子顕微鏡 (FE— SEM)を用いて、加速電圧 10kVで転動面の観察を行い、倍率 50 00倍で最低 3視野以上写真（図 13参照)を撮影した後、写真を 2値ィ匕して力も画像 解析装置を用いて、面積率を計算した。図 12に示すように、 Si'Mn系窒化物の面積 率が高いほど耐摩耗性、耐圧痕性に優れており、 Si'Mn系窒化物の面積率が 1%を 超えると顕著に効果が現れるが、より好ましくは 2%以上である。
[0033] また、 Si'Mn系窒化物の面積率が圧痕起点型はく離寿命に及ぼす影響を調査す るためスラスト型寿命試験により、異物混入潤滑下での試験を行った。試験に用いた 材料の成分を表 1に示すが、鋼種 1〖お IS SUJ3、鋼種 2〖お IS SUJ2〖こ相当する材 料である。表 1の材料を、直径 65mm、厚さ 6mmの円板に旋削加工した。円板を 82 0〜900°Cで 2〜10時間、 RXガス、プロパンガス及びアンモニアの混合ガス中で浸 炭窒化処理後、油焼入れを施し、その後、 160〜270°Cで 2時間の焼戻し処理を施 した。処理温度、処理時間、アンモニアガス流量を変化させて、種々の窒素濃度の 試験片を作製した。熱処理後、表面を研摩'ラッピングにて鏡面仕上げをした。
[0034] [表 1] 表 1
Figure imgf000014_0001
[0035] 試験条件は以下の通りである。
•試験荷重： 5880N (600kgf)
'回転数： lOOOmin—1
'潤滑油： VG68
•異物の硬さ： HV870
•異物サイズ： 74〜 147 μ m
'異物混入量： 200ppm
[0036] 表 2に窒素濃度、 Si' Mn系窒化物の面積率と、異物混入寿命との関係を示す。尚
、寿命試験結果は、比較 1の L10寿命を 1とした場合の比率で示した。
[0037] [表 2]
表 2
Figure imgf000015_0001
[0038] また、図 14に鋼種 1、 2の窒素濃度と Si'Mn系窒化物の面積率の関係を示し、図 1 5に Si'Mn系窒化物の面積率と圧痕起点型はく離寿命の関係を示す。 Si'Mn系窒 化物の析出量は、窒素濃度に比例して増大することがわかる。また、 Si及び Mnの添 加量の多い鋼の方力 同一窒素量で比較した場合に、 Si'Mn析出量が多ぐ寿命 が長いことがわかる。耐圧痕性 '耐摩耗性と同様に、 Si'Mn系窒化物の面積率が 1 %以上、窒素量は 0. 2質量％になると寿命が著しく向上する。
[0039] 一方で、窒素濃度と同様に Si'Mn系窒化物の析出量が多くなりすぎると、靭性ゃ 静的強度が低下してしまう欠点がある。転がり軸受の転動体にとって靭性ゃ静的強 度は必要な性能であるため、 Si'Mn系窒化物の析出量が多くなりすぎるのは好まし くない。図 16にシャルピー衝撃試験の結果を示す力 Si'Mn系窒化物の面積率が 2 0%を超えると、急激に靭性が低下することがわかる。従って、本発明の Si'Mn系窒 化物の面積率の上限は 20%であり、より好ましくは 10%である。 [0040] また、 1 μ mを越える窒化物は、材料の強化にあまり寄与しない。細かい窒化物が 分散している方が強化される。この理由としては、析出強化の理論において析出物 粒子間距離の小さい方が強化能に優れるので、 Si'Mn系窒化物の面積率が同じで あっても、析出粒子数が多ければ、相対的に粒子間距離が短くなり、強化される。即 ち、 Si及び Mnの含有量の多い鋼を用い、 Si'Mn系窒化物の面積率が 1〜20%の 範囲で、平均粒径が 0. 05 μ m以上 1 μ m以下の微細な窒化物の個数を増やすの 力 Sよい。また、 0. 以上の Si'Mn系蜜ィ匕物のうち、 0. 05〜0. の Si'M n系窒化物の個数の比率を 20%以上とすることにより、更に強化することが可能にな る。
[0041] 具体的には、面積 375 μ m2の範囲で、 0. 05 μ m以上 1 μ m以下の Si'Mn系窒化 物が 100個以上であることが好ましぐこのような状態にする手法としては、浸炭窒化 処理温度を 800°C以上 870°C以下とすることが好ましい。この温度を越えると、窒化 物が粗大化して、微細な Si'Mn系窒化物の個数が減少する。また、この処理温度よ り温度が高くなると、窒素の固溶限が大きくなるため、窒化物の量が少なくなり、所望 の面積率が得られなくなる場合がある。浸炭窒化工程の初期から、 RXガスとェンリツ チガスとアンモ-ゥムガスの混合ガス雰囲気とし、 CP値は 1. 2以上、アンモニアガス の流量は RXガス流量の少なくとも 1Z5以上とすることが好ましい。また、浸炭窒化後 の焼入れは、油温 60〜120°Cの範囲で行うことが好ましい。この温度より高いと、十 分な硬さが得られない場合がある。焼戻しは、 160〜270°Cの温度で行い、表面硬さ の範囲としては Hv740以上、望ましくは Hv780以上とする。また、必要に応じて、焼 入れ処理後に、サブゼロ処理を行ってもよい。
[0042] また、表 3に、 Si'Mn系窒化物の面積率及び 0. 05 μ m〜l μ mの Si'Mn系窒化 物の個数と寿命比率との関係を示し、図 17に、 0. 05 μ m〜l μ mの Si'Mn系窒化 物の個数と寿命比率との関係をグラフ化して示す。これらから明らかなように、測定面 積 375 μ m2の範囲内に Si'Mn系窒化物を 100個以上分散させることにより、基地組 織が強化され、異物混入潤滑下での寿命が延長する。
[0043] [表 3] 表 3
Figure imgf000017_0001
[0044] 尚、転動体は以下に示す元素を含有することが好ましい。
[0045] [C : 0. 3〜1. 2質量0 /0]
炭素は鋼に必要な強度と寿命を得るために重要な元素である。炭素が少なすぎる と十分な強度が得られないだけでなぐ後述する浸炭窒化の際に必要な硬化層深さ を得るための熱処理時間が長くなり、熱処理コストの増大につながる。そのため、炭 素含有量は 0. 3質量％以上、好ましくは 0. 5質量％以上とする。 Z = 0. 18d、好まし くは Z>0. 06dの硬さを得るためには 0. 95質量％以上が好ましい。また、炭素含有 量が多すぎると製鋼時に巨大炭化物が生成され、その後の焼入れ特性や転動疲労 寿命に悪影響を与えるほか、ヘッダー性が低下してコストの上昇を招くおそれがある ため上限を 1. 2質量％、好ましくは 1. 10質量％とする。
[0046] [Si: 0. 3〜2. 2質量％、 Mn: 0. 2〜2. 0質量0 /。]
上述したように、 Si'Mn系窒化物を十分に析出させるためには、 Si及び Mnを多く 含有した鋼材を用いる必要がある。一般的な軸受材料である SUJ2は、 Si含有量が 0 . 25%、 Mn含有量が 0. 4%であり、浸炭窒化等で窒素を過剰に付加しても Si'Mn 系窒化物量が少ない。このため、 Si及び Mnの含有量は、以下の値を臨界値とする。
[0047] [Si含有量： 0. 3〜2. 2質量％]
Si'Mn系窒化物の析出に必要な元素であり、 Mnの存在によって、 0. 3質量％以 上の添加で、窒素と効果的に反応して顕著に析出する。好ましくは 0. 4〜0. 7質量 %とする。
[0048] [Mn含有量： 0. 3〜2. 0質量％]
Si'Mn系窒化物の析出に必要な元素であり、 Siとの共存によって、 0. 3質量％以 上の添加で、 Si' Mn系窒化物の析出を促進させる作用がある。また、 Mnはオーステ ナイトを安定ィヒする働きがあるので、硬化熱処理後に残留オーステナイトが必要以上 に増加するといつた問題を引き起こすのを防止するため、 2. 0質量％以下とする。好 ましくは 0. 9〜1. 15質量％とする。また、より好ましくは、下記理由により SiZMn比 率を 5以下とする。
[0049] Si'Mn系窒化物は、焼戻しによる窒化物とは異なり、浸炭窒化処理時に侵入して きた窒素がオーステナイト域で、 Mnを取り込みながら Siと反応して形成される。従つ て、 Si添カ卩量に対して Mn添カ卩量が少ないと、十分に窒素を拡散させても、 Si'Mn系 窒化物の析出が促進されない。前述した Si及び Mn添加量の範囲で、且つ窒素量を 0. 2質量％以上侵入させた場合、 SiZMn比率を 5以下とすることによって、寿命延 長ゃ耐摩耗性 '耐焼き付き性向上に効果のある面積率 1. 0%以上の Si'Mn系窒化 物の析出量を確保することができる。
[0050] [Cr: 0. 5〜2. 0質量0 /。]
Crは焼入れ性を向上させると同時に、炭化物形成元素であり、材料を強化する炭 化物の析出を促進し、更に微細化させる。 0. 5質量％未満であると焼入れ性が低下 して十分な硬さが得られな力つたり、浸炭窒化時に炭化物が粗大化したりする。 2. 0 質量％を越えると、浸炭窒化時に表面に Cr酸ィ匕膜が形成されて、炭素及び窒素の 拡散を阻害する。そのため、 Cr含有量は 0. 5質量％以上 2. 0質量％以下とすること 力 S好ましく、 0. 9〜1. 2質量％とすることがより好ましい。
[0051] また、必要に応じて、 Mo、 Ni、 Vの少なくとも 1種類以上を添カ卩してもよい。
[0052] [Mo : 0. 2〜1. 2質量0 /。]
Moは、焼入れ性を向上させると同時に、炭窒化物形成元素であり、材料を強化す る炭化物及び炭窒化物、窒化物の析出を促進し、更に微細化させる作用がある。そ の効果は、 0. 2質量％以上の添加で顕著になる。 1. 2質量％を越えると効果が飽和 し、コストが高くなる。従って、 Mo含有量は 0. 2質量％以上 1. 2質量％以下とするこ とが好ましい。
[0053] [Ni : 0. 5〜3. 0質量0 /0]
Niは、焼入れ性を向上させると同時に、靭性を向上させる作用があり、その効果は 0. 5質量％以上の添加で顕著となる。オーステナイト安定化元素であり、 3. 0質量％ 以上添加すると残留オーステナイトが過剰となり、心部硬度が低下する。従って、 Ni 含有量は 0. 5質量％以上 3. 0質量％以下とすることが好ましい。
[0054] [V : 0. 5〜1. 5質量0 /。]
Vは、浸炭窒化によって硬質な炭化物や炭窒化物を形成して、耐摩耗性を向上さ せる作用がある。この効果は、 0. 5質量％以上の添加で顕著となる。 1. 5質量％を 越えて過剰に添加すると、素材の固溶炭素と結びついて炭化物を形成し、硬さが低 下する。従って、 V含有量は 0. 5質量％以上 1. 5質量％以下とすることが好ましい。
[0055] また、本発明にお 、ては、内外輪軌道面の残留オーステナイト量を γ r 、転動体
AB
転動面の残留オーステナイト量を γ ι:としたとき、 - 15≤ y r ≤ y v + 15 (伹
C AB C AB
し、 0≤ , y r ≤ 50)とすることが好ましい。尚、残留オーステナイト量の単位は「
AB C
体積0 /0」である。
[0056] 前述したように、残留オーステナイト量が少なくなると耐圧痕性、耐摩耗性が向上す る一方で、表面の残留オーステナイト量が多いほどはく離寿命が延長することが明ら かになつている。即ち、転動体を中心に考えると、転動体表面のオーステナイト量が 少ないほど転動体の耐圧痕性、耐摩耗性が向上し、軌道輪の寿命は延長するが、 転動体自身の寿命は低下する。従って、最長軸受寿命とするのに最適な転動体の 残留オーステナイト量が存在するが、その最適な範囲は軌道輪の残留オーステナイ ト量によって異なる。軌道輪の残留オーステナイト量が多い場合には、軌道輪の寿命 が長くなり、軌道輪の耐圧痕性が低下して軌道輪と転動体の間に作用する接線力も 大きくなるため、転動体の耐圧痕性 '耐摩耗性を上げるより、転動体の寿命を延ばす 必要がある。そのため、軌道輪の残留オーステナイト量が多い場合には、転動体の 残留オーステナイト量も多くしなければならない。即ち、最長軸受寿命を達成する転 動体の残留オーステナイト量（ γ r )の範囲は、軌道輪の残留オーステナイト量（ γ r )によって変化するため、 γ Γ - 15≤ y r ≤γ ν + 15 (但し、 0≤ γ Γ , γ ν ≤5
B AB C AB AB C
0)とすることが好ましい。また、残留オーステナイトが多すぎると硬さが下がり、耐圧痕 性 ·耐摩耗性が低下するだけでなく、高温で使用される場合の寸法安定性も悪化す るため上限値を 50体積％とする。
[0057] 更に、内輪及び外輪の少なくとも一方が高炭素クロム軸受鋼、例えば日本工業規 格 JIS G4805〖こ規定された SUJ2、 SUJ3で構成されることが好ましい。高炭素クロ ム軸受鋼は、清浄度を含めてその品質が極めて安定しているので、高炭素クロム軸 受鋼で構成された軌道輪は、介在物等を起点とした内部起点型のフレーキングが生 じにくぐ十分な転がり軸受寿命を確保できる。また、高炭素鋼であるため、適切な焼 入れ、焼戻しを行なうことにより、表面力も芯部まで高硬度とすることができる。尚、本 発明においては、高炭素クロム軸受鋼の品質は、日本工業規格 JIS G4805に規定 された清浄度規制を満足するレベル (ベアリング クォリティー）以上のものであること が好ましい。但し、素材時の加工性と熱処理後の加工性が良いことや、素材のコスト が低いこと等より、軸受全体の寿命とコスト等とのバランスを考慮すると、 SUJ2を用い ることが好ましい。
[0058] 更には、浸炭処理又は浸炭窒化処理を含む熱処理を施すことにより、硬化された 表層部を軌道輪の軌道面に形成することが好ましい。具体的には、軌道面に形成さ れた表層部の硬さは HRC58以上、さらにこの表層部の内側の芯部の硬さは HRC5 6以上であることが好ましい。そして、これら表層部及び芯部の硬さは、ともに HRC60 以上であることがより好ましい。ただし、硬さが高すぎると、靭性が低下して割れが生 じるおそれがある。従って、表層部の硬さは HRC66以下であることが好ましぐ HRC 64以下であることがより好ましい。また、芯部の硬さは HRC64以下であることが好ま しい。尚、本発明における表層部とは、表面力も深さ 200 mまでの部分である。
[0059] 前述したように、表面の窒素濃度が高いほど、材料の耐圧痕性、耐摩耗性が向上 することが明らかになった。しかし、本発明者らは更に、窒素濃度が同じ場合でも、材 料内部の窒素の存在状態によって耐圧痕性が変わるという知見を得た。窒素は、材 料内部に固溶して存在する場合と、窒化物として析出して存在する場合がある。 Si- Mnを多く含む材料を窒化若しくは浸炭窒化処理した場合には、同じ窒素濃度でも 材料中に固溶して存在する窒素量より、表面に Si'Mn系窒化物を析出して存在する 窒素量が多くなる。そのため、素材の Si+Mn量が増大することにより耐圧痕性が向 上し、特に Si+Mnが 1. 0質量％以上であると顕著に耐圧痕性が向上する。これは 同じ窒素濃度でも、窒素が基地組織に固溶して存在するよりも、より硬度の高い Si- Mn系窒化物を形成して存在する方が、より耐圧痕性が向上するためである。
[0060] 図 18に、上記と同様の耐圧痕性試験を Si+Mn量を変えた試料に対して行った結 果をグラフ化して示す。尚、窒素濃度は 0. 3質量％程度でほぼ一定である。図示さ れるように、素材の Si+Mn量が増大すると耐圧痕性が向上し、 Si+Mn量が 1. 0質 量％を超えると顕著に耐圧痕性が向上する。このことから、圧痕をつきにくくするため には、素材の Si+Mn量を 1. 0質量％以上とすればよいことが分かる。
[0061] また、図 19に、 Si'Mn系窒化物の成分分析結果例を示す。
実施例
[0062] 以下に実施例及び比較例を挙げて本発明を更に説明するが、本発明はこれに限 定されるものではない。
[0063] (試験 1)
寿命試験は、試験軸受として円すいころ軸受 L44649Z610 (転動体径 d= 5. 44 mm)を用い、 4000MPaの過大面圧を 1回作用させた後、異物混入潤滑下で寿命 試験を行った。試験条件は以下の通りである。
•試験荷重： Fr = 12kNゝ Fa = 3. 5kN
•回転数： 3000min_1
'潤滑油： VG68
•異物の硬さ： HV870
•異物サイズ： 74〜 134 m
'異物混入量: 0. lg
[0064] 試験軸受の内外輪には高炭素クロム軸受鋼（SUJ2)を用い、 830〜850°Cの RX ガス +エンリッチガス +アンモニアガス雰囲気中で 1〜 3時間の浸炭窒化処理をした 後、 180〜240°Cの焼戻しを施して、内外輪軌道面の残留オーステナイトが約 10、 2 0、 30体積％の 3種類を用意した。 [0065] また、転動体には、表 4に示す成分 (残部は鉄及び不可避不純物）で、表面性状の ものを用いた。即ち、先ず、表記の成分を含有する線材をヘッダー加工、粗研削加 ェにより製作し、浸炭窒化焼入れ (830°C X 5〜20hr、 RXガス +エンリッチガス +ァ ンモユアガス雰囲気）、 180〜270°C焼戻しの熱処理及び後工程を行った。転動体 の表面窒素量の測定には電子線マイクロアナライザー（EPMA)を用い、定量分析を 行った。また、表面層の残留オーステナイト量の測定は、 X線回折法により測定した。 いずれも、転動体表面を直接分析測定した。さらに、 Si' Mn系窒化物の面積率の測 定は、電界放射型走査型電子顕微鏡 (FE— SEM)を用いて、加速電圧 ΙΟΚνで転 動面の観察を行い、倍率 5000倍で最低 3視野以上写真を撮影した後、写真を 2値 化して力も画像解析装置を用いて、面積率を計算した。転動体の硬さは、表面、 0. 0 45d、 0. 18dの値を測定した。
[0066] 表 4に実施例、比較例の各試験軸受による寿命試験結果を示す。寿命試験は各試 験軸受とも 12回行い、はく離が発生するまでの寿命時間を調査して、ワイブルプロッ トを作成し、ワイブル分布の結果カゝら L10寿命を求め、寿命値とした。寿命は最も短 寿命であった比較例 1の値を 1として比の値で示してある。
[0067] また、図 20に、軌道輪軌道面の残留オーステナイトが 10、 20、 30体積％の場合の 転動体転動面の残留オーステナイトと寿命比との関係を示す。軌道輪軌道面の残留 オーステナイトが多いほど長寿命の傾向を示す力 その寿命は転動体転動面の残留 オーステナイト量に依存しており、転動体の残留オーステナイト量を本発明範囲に規 定してやることにより、軸受全体として長寿命を達成している。また転動体の残留ォー ステナイト量が本発明範囲未満の場合には全て転動体が破損し、本発明範囲より多 い場合には全て軌道輪が破損しており、本発明範囲内にすることにより、転動体と軌 道輪の寿命をバランスよく延ばし、軸受全体として長寿命が達成できていることが分 かる。
[0068] 上記特許文献 1に記載されて 、るように、残留オーステナイトが増えると異物混入 潤滑環境下で寿命が延びる結果は本試験結果でも得られている。しかし、単にそれ だけでは不十分であり、相手材の残留オーステナイト量も規定することで実施例に示 したような長寿命化が可能である。また、本発明はコスト的な理由や使用条件の問題 から残留オーステナイトを増やして長寿命化が行えない場合にも、効果的に寿命を 延ばす範囲を規定し、寿命を延ばすことができる。
園
表 4
Figure imgf000024_0001
//:/ O ε/-0090/-00ί1£/-0SAV
coos
表 4 (つづき)
Figure imgf000026_0001
//:/ O ε/-0090/-00ί1£ 6Z6S2/-0SAV
〔900
表 4 (つづき)
Figure imgf000028_0001
[0072] (試験 2)
種々の鋼に対し、 820〜870°Cで 2〜10時間、 RXガス、プロパンガス、及びアンモ ユアガスの混合ガス中で浸炭窒化処理後、油焼入れを施し、その後、 160〜270°C で 2時間、焼戻し処理を施した。その際、熱処理時間、熱処理温度、アンモニアガス 流量を変化させて表 5に示す実施例 42〜54、比較例 6〜16の鋼を作製し、その鋼 で、 JIS6206深溝玉軸受の転動体を作製し、合わせて SUJ2で軌道輪を作製し、以 下の条件にて寿命試験を行った。
•試験荷重： 6223N (635kgf)
•回転数： 3000min— 1
'潤滑油： VG68
•異物の硬さ： Hv590
'異物の大きさ： 74〜147 m
'異物混入量： 200ppm
[0073] 表 5に、各鋼の化学成分、 SiZMn比率、窒素濃度、 Si'Mn系窒化物面積率、 0.
05 m〜l mの Si'Mn系窒化物の個数及び寿命を示す。尚、寿命は、比較例 6 ( SUJ2相当）の L10寿命を 1としたときの比で表す。
[0074] [表 7]
T/JP2007/060073
28
Figure imgf000030_0001
表 5から明ら力なように、本発明範囲の鋼を用い、窒素濃度 0.2 2.0質量0 /0、 Si •Mn系窒化物面積率 1 10% 0.05 1 πιの Si'Mn系窒化物の個数が 100個 以上の実施例は、比較例に比べて寿命延長効果が大きい。また、表中の SiZMn比 率と Si'Mn系窒化物面積率との関係を図 21にグラフ化して示す。例えば、比較例 8 、 9は、本発明範囲の鋼を用い、更に窒素濃度を 0. 2質量％以上としている力 Si含 有量に対して Mn含有量が少ないものであり、 Si'Mn系窒化物の析出量が面積率で 1%未満になっている。図 21から明らかなように、 SiZMnの比率を 5以下にすること によって、 Si'Mn系窒化物の析出を促進することができる。
[0076] (試験 3)
円錐ころ軸受（呼び番号 L44649Z610)を用意し、表 6に示すように、実施例 67 〜： LOO及び比較例 18, 19では、内外輪に高炭素クロム軸受鋼（SUJ2)製で、浸炭 窒化処理、浸炭処理またはズブ焼入れと焼戻しとからなる熱処理を施した。尚、浸炭 窒化処理は、 RXガス、エンリッチガス、アンモニアガスカゝらなる雰囲気中において 83 0〜850°Cで 1〜3時間保持した。浸炭処理は、 RXガスとエンリッチガスからなる雰囲 気中において 830〜850°Cで 1〜3時間保持した。ズブ焼入れは、 RXガス雰囲気中 において 830〜850°Cで 1時間保持した後に油冷した。また、焼戻しは、 180-240 °Cに保持した後に放冷した。このような熱処理により、内外輪の軌道面の残留オース テナイト量は、 10体積％、 20体積％または 30体積％とされている。
[0077] 一方、比較例 17では、内外輪 wp肌焼鋼 SCr420とし、浸炭焼入れ処理と焼戻しと からなる熱処理を施した。浸炭焼入れ処理は、 RXガスとエンリッチガスからなる雰囲 気中において 920〜950°Cで 3〜8時間保持した後に油冷した。また、焼戻しは、 18 0〜240°Cに保持した後に放冷した。
[0078] また、転動体は、表 6に示す糸且成の鋼を用い、ヘッダー加工，粗研削加工により鋼 製の線材から円すいころ形状の部材を製造し、この部材に RXガス，エンリッチガス， 及びアンモニアガスの混合ガス雰囲気下で 830°Cで 5〜20時間浸炭窒化焼入れを 施した後、 180〜270°Cで焼戻しを施した。そして、仕上げ加工等の後工程を行って 、転動体を得た。
[0079] そして、上記の円錐ころ軸受について、軌道輪の軌道面の表面硬さ HRC (表層部 の硬さ）、軌道輪の芯部の硬さ HRC。軌道輪の軌道面の残留オーステナイト量、転 動体の転動面の表面硬さ Hv (表層部の硬さ）、転動体の転動面の残留オーステナイ ト量、転動体の表層部の窒素濃度及び転動体の表層部に析出している Si'Mn系窒 化物の量 (面積率)をそれぞれ測定した。
[0080] 窒素濃度は、電子線マイクロアナライザー (EPMA)を用いた定量分析により測定 した。残留オーステナイト量は X線回折法により測定した。何れも、転動体の表面直 接分析して測定した。 Si'Mn系窒化物の量は、電界放射型走査型電子顕微鏡 (FE — SEM)を用いて測定した。即ち、加圧電圧 10kVで表面を観察し、 5000倍に拡大 した写真を少なくとも 3視野撮影し、その写真を 2値ィ匕してカゝら画像解析装置にて Si' Mn系窒化物の量を面積率で算出した。硬さは、硬度計で測定した。結果を表 6に示 す。
[0081] また、上記の円錐ころ軸受について、寿命試験及び過大静的荷重負荷試験を行な つた。寿命試験は、異物混入潤滑環境下で円錐ころ軸受を下記のような条件で回転 させることにより行った。そして、軌道輪の軌道面または転動体の転動面に剥離が発 生するまでの回転時間を寿命とした。この寿命試験は、 1種の軸受にっき 12個試験 を行い、ワイブルプロットを作成し、ワイブル分布の結果カゝら L
10寿命を求め、これを寿 命とした。結果を表 6に示すが、最も短寿命であった比較例 18の寿命を 1とした場合 の相対値で示してある。
'ラジアル荷重 ：12kN
'アキシアル荷重： 3. 5kN
•回転速度： 3000min— 1
'潤滑剤 ： ISO粘度グレードが ISO VG68である潤滑油（硬さ Hv870、 粒径 74〜134 μ mの微粉を 200ppm混入）
[0082] 過大静的荷重負荷試験は、寿命試験に用いたものと同様の円錐ころ軸受に、ラジ アル荷重 32kNを 30秒間負荷し、軌道輪と円錐ころとに永久変形を生じさせることに より行った。そして、除荷後に内輪に生じた永久変形と円錐ころの中央部に生じた永 久変形とを測定し、両者の永久変形量の和を算出して、これを円錐ころ軸受の永久 変形量とした。永久変形量の測定は Taylor Hobson社製のフォームタリサーフを用 いて行った。結果を表 6に示すが、最も永久変形量が大きかった比較例 17の値を 1と した場合の相対値で示してある。
[0083] [表 8] 表 6
Figure imgf000033_0001
1 ) 軌道面の表面硬さと芯部の硬さは αックウ ル硬さ HRGである。 r Rは表層部の残留ォ-ステナ 量であり、 単位は体積％である <
2) 転動面の表面硬さはピツカ一ス硬さ Hvである。 r Rは表層部の残留ォ-ステナ仆量であり、 単位は体積 %である。
窒素濃度の単位は質量％である。 窒化物の量 （面積率） の単位は％である
表 6 (つづき)
Figure imgf000034_0001
Figure imgf000034_0002
1) 軌道面の表面硬さと芯部の硬さは ウ Iル硬さ HRGである。 rRは表層部の残留ォ-ステナ 量であり、 単位は体積％である。
2) 転動面の表面硬さはビッカース硬さ Hvである。 rRは表層部の残留ォ-ス Ϊナイト量であり、 単位は体積％である。
窒素濃度の単位は質量％である。 窒化物の量 （面積率） の単位は<½である。
表 6 (つづき)
Figure imgf000035_0001
1 ) 軌道面の表面硬さと芯部の硬さはロックゥ Iル硬さ HRCである。 r Rは表層部の残留ォ-ステナ仆量であり、 単位は体積％である。
2) 転動面の表面硬さはビッカース硬さ Hvである。 r Rは表層部の残留ォ-ステナイト量であり、 単位は体積％である。
窒素濃度の単位は質量％である。 窒化物の量 （面積率） の単位は％である。
¾〕〔〕 §1085 [0086] [表 11]
表 6 (つづき)
C
Figure imgf000037_0001
2) 転動面の表面硬さはピツカ一ス硬さ Hvである。 y Rは表層部の残留オ-ステナ 量であり、 単位は体積％である。
窒素濃度の単位は質量％である。 窒化物の量 （面積率） の単位は％である。
[0087] (試験 4)
呼び番号 L44649Z610の円錐ころ軸受を用い、異物混入潤滑環境下での寿命 試験を行った。試験条件は以下の通りである。
•試験荷重：ラジアル荷重 Fr = 12kN、アキシアル荷重 Fa = 3. 5kN
•回転数： 3000min— 1
'潤滑油： VG68
•異物の硬さ： Hv870
'異物の大きさ： 74〜134 m
'異物混入量: 0. lg
[0088] 内外輪には高炭素クロム軸受鋼（SUJ2)またはクロム鋼 (SCr420)を用い、転動体 には、 Si+Mn量以外は、 SUJ3相当の化学成分である鋼を用いた。熱処理に関して は、 SUJ2、 SUJ3相当の材料は 830〜850°Cの RXガス雰囲気で焼入れ、または 83 0〜850°Cの RXガス +エンリッチガス +アンモニアガス（アンモニアガスは浸炭窒化 時)雰囲気中で 1〜20時間の浸炭又は浸炭窒化処理を施した後、 180〜240°Cで 焼戻しを行った。また、 SCr420については、 850〜900°Cで浸炭又は浸炭窒化処 理を施した後、 800〜850°Cで二次焼入れ、 150〜200°Cで焼戻しを行った。
[0089] 表 7に試験に用いた軌道輪、転動体の品質と寿命試験結果を示す。軌道輪、転動 体の表面窒素濃度の測定には電子線マイクロアナライザー (EPMA)を用い、定量 分析を行った。寿命試験は、各サンプルとも 12回 (n= 12)行い、剥離が発生するま での寿命時間を調査してワイブルプロットを作製し、ワイブル分布の結果カゝら L10寿 命を求め、寿命値とした。寿命は最も短寿命であった比較例 20の値を 1として比率で ¾kし 7こ。
[0090] [表 12] 表フ
Figure imgf000039_0001
[0091] 表 7から明らかなように、軌道輪が SUJ2の場合と SCr420の場合とで比較すると、 S Cr420を用いた場合の方が効果が大きい。これは、 SCr420の方が心部硬さが軟ら かいため、 SCr420を軌道輪に用いるとより軌道輪に圧痕がつきやすぐ転動体に圧 痕がっきに《なるため、寿命延長効果が得られたと考えられる。
[0092] 尚、試験では、軌道輪に高炭素クロム軸受鋼 (SUJ2)またはクロム鋼 (SCr420)、 転動体に素材炭素量 1. 0質量％の鋼を適用し、焼入れ、焼戻し若しくは浸炭または 浸炭窒化した事例を挙げたが、完成品軌道面、転動面の表面硬さが HRC55より大 きく、本発明の範囲であれば、同様の効果が得られる。
[0093] 以上、本発明を詳細にまた特定の実施態様を参照して説明したが、本発明の精神 と範囲を逸脱することなく様々な変更や修正を加えることができることは当業者にとつ て明らかである。
[0094] また、本出願は、 2006年 5月 19日出願の日本特許出願 (特願 2006— 140111) を基礎とする 2006年 5月 29日出願の日本特許出願 (特願 2006— 148497)、 200 6年 5月 30日出願の日本特許出願 (特願 2006— 150375)、 2007年 4月 16日出願 の日本特許出願 (特願 2007— 107250)、 2007年 4月 23日出願の日本特許出願（ 特願 2007— 112995)に基づくものであり、その内容はここに参照として取り込まれ る。

Claims

請求の範囲
[1] 内周面に軌道面を有する外方部材と、外周面に軌道面を有する内方部材と、外方 部材の軌道面と内方部材の軌道面との間に転動自在に配設された複数の転動体と を備えた転動装置において、
前記内方部材、前記外方部材及び前記転動体の少なくとも 1つの表面に浸炭窒化 処理もしくは窒化処理してなり、 Si及び Mnを含有する窒化物の面積率が 1%以上 2 0%以下で、表面における硬さが HV750以上であり、かつ、前記軌道面からの深さ または前記転動体の転動面力 の深さを Zとし、前記転動体の直径を dとしたとき、 Z =0. 045dにおける硬さ力 SHV650〜850であり、 Z = 0. 18dにおける硬さ力HV40 0〜800であることを特徴とする転動装置。
[2] 内方部材及び外方部材及び転動体の少なくとも一つの表面に、当該表面層の窒 素濃度が 0. 2質量％以上であり、かつ、面積 375 μ m2中の 0. 05 μ m以上 1 μ m以 下の Si及び Mnを含有する窒化物の個数が 100個以上であることを特徴とする請求 項 1記載の転動装置。
[3] 浸炭窒化処理もしくは窒化処理してなる前記内方部材、前記外方部材及び前記転 動体の少なくとも 1つが C : 0. 3〜1. 2質量0 /0、 Si: 0. 3〜2. 2質量0 /0、 Mn: 0. 3〜2 . 0質量％、 Cr: 0. 5〜2. 0質量％、かつ、 SiZMnが 5以下、残部 Feと不可避不純 物からなる鋼製であることを特徴とする請求項 2記載の転動装置。
[4] 前記浸炭窒化処理もしくは窒化処理してなる部材が転動体であることを特徴とする 請求項 3記載の転動装置。
[5] 前記軌道面の残留オーステナイト量を 、前記転動体転動面の残留オーステ
ΑΒ
ナイト量を としたとき、 - 15≤ y r ≤ y r + 15 (但し、 0≤y r , y r ≤5
C AB C AB AB C
0。また、単位は体積％。）であることを特徴とする請求項 4記載の転動装置。
[6] 前記内方部材及び前記外方部材の少なくとも 1つが C : 0. 15〜： L . 2質量％、 Si: 0
. 1〜1. 5質量％、Mn: 0. 2〜1. 5質量％、Cr: 0. 5〜2. 0質量％、残部 Feと不可 避不純物からなる鋼製であることを特徴とする請求項 5記載の転動装置。
[7] 前記内方部材及び前記外方部材の少なくとも 1つが高炭素クロム軸受鋼製であるこ とを特徴とする請求項 6記載の転動装置。
[8] 前記内方部材及び前記外方部材のうち高炭素クロム軸受鋼で構成された軌道輪 の軌道面には、浸炭処理又は浸炭窒化処理を含む熱処理により硬化されてなる表 層部が形成されており、この表層部の硬さは HRC58以上 66以下であるとともに、こ の表層部の内側の芯部の硬さは HRC56以上 64以下であることを特徴とする請求項 7記載の転動装置。
[9] 前記内方部材及び前記外方部材の軌道面の表面窒素濃度が 0. 05質量％以下 であることを特徴とする請求項 6記載の転動装置。
[10] 前記転動体の Si含有量 +Mn含有量が 1. 0質量％以上であることを特徴とする請 求項 9記載の転動装置。
PCT/JP2007/060073 2006-05-19 2007-05-16 転がり軸受 WO2007135929A1 (ja)

Priority Applications (4)

Application Number Priority Date Filing Date Title
US16/398,979 USRE48336E1 (en) 2006-05-19 2007-05-16 Rolling apparatus
US12/293,189 US8088230B2 (en) 2006-05-19 2007-05-16 Rolling apparatus
CN2007800091564A CN101400809B (zh) 2006-05-19 2007-05-16 滚动设备
EP07743508.9A EP2025765A4 (en) 2006-05-19 2007-05-16 BEARING BEARING

Applications Claiming Priority (10)

Application Number Priority Date Filing Date Title
JP2006-140111 2006-05-19
JP2006140111 2006-05-19
JP2006-148497 2006-05-29
JP2006148497A JP5372316B2 (ja) 2006-05-19 2006-05-29 転動部材
JP2006150375A JP4997832B2 (ja) 2006-05-30 2006-05-30 転がり軸受
JP2006-150375 2006-05-30
JP2007107250A JP5194532B2 (ja) 2007-04-16 2007-04-16 転がり軸受
JP2007-107250 2007-04-16
JP2007-112995 2007-04-23
JP2007112995A JP5194538B2 (ja) 2007-04-23 2007-04-23 転がり軸受

Publications (1)

Publication Number Publication Date
WO2007135929A1 true WO2007135929A1 (ja) 2007-11-29

Family

ID=38723242

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
PCT/JP2007/060073 WO2007135929A1 (ja) 2006-05-19 2007-05-16 転がり軸受

Country Status (4)

Country Link
US (2) USRE48336E1 (ja)
EP (1) EP2025765A4 (ja)
CN (1) CN101400809B (ja)
WO (1) WO2007135929A1 (ja)

Cited By (6)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2009191280A (ja) * 2008-02-12 2009-08-27 Nsk Ltd ころ軸受及びその製造方法
JP2009191942A (ja) * 2008-02-14 2009-08-27 Nsk Ltd 転がり軸受
JP2009204069A (ja) * 2008-02-27 2009-09-10 Nsk Ltd ボールねじ装置
CN102124250B (zh) * 2008-12-26 2013-09-25 日本精工株式会社 带式无级变速器的带轮支撑结构以及带式无级变速器
EP2242937A4 (en) * 2008-01-15 2016-02-17 Skf Ab SIMPLIFIED BEARING BEARING UNIT AND METHOD FOR MANUFACTURING SUCH BEARING UNIT
WO2021220749A1 (ja) * 2020-04-30 2021-11-04 日本精工株式会社 耐圧痕性の測定方法、転がり軸受の耐圧痕性の予測方法、機械加工条件の選定方法、軸受材料品質の選定方法、バニシング加工条件の選定方法及び軸受製造方法

Families Citing this family (19)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2009287636A (ja) * 2008-05-28 2009-12-10 Ntn Corp グリース封入軸受
JP5489111B2 (ja) * 2009-03-25 2014-05-14 Ｎｔｎ株式会社 軸受部品、転がり軸受および軸受部品の製造方法
JP5679543B2 (ja) * 2010-03-29 2015-03-04 Ntn株式会社 軸受部品および軸受
EP2642145A4 (en) * 2010-11-16 2015-10-21 Ntn Toyo Bearing Co Ltd ROLLER BEARINGS AND METHOD FOR PRODUCING A ROLLER BEARING
CN105331795A (zh) * 2011-12-08 2016-02-17 Ntn株式会社 轴承部件、滚动轴承和制造它们的方法
US20140363112A1 (en) * 2012-04-25 2014-12-11 Nsk Ltd. Rolling bearing
JP2014152867A (ja) * 2013-02-08 2014-08-25 Ntn Corp 軸受部品および転がり軸受
JP6026915B2 (ja) * 2013-02-13 2016-11-16 Ntn株式会社 軸受部品および転がり軸受の検査方法
GB2512838A (en) * 2013-04-08 2014-10-15 Skf Ab Bearing component formed from steel alloy
WO2014196429A1 (ja) * 2013-06-06 2014-12-11 Ntn株式会社 軸受部品および転がり軸受
US10107335B2 (en) 2013-06-06 2018-10-23 Ntn Corporation Bearing component and rolling bearing
EP3006756B1 (en) 2013-06-06 2020-11-25 NTN Corporation Bearing component and rolling bearing
CN105283565B (zh) 2013-06-06 2018-04-03 Ntn株式会社 轴承部件及滚动轴承
CN107110208B (zh) * 2014-12-16 2019-04-19 斯凯孚公司 轴承构件及制造方法
CN104863967B (zh) * 2015-06-09 2017-06-16 江苏省金峰石油机械制造有限公司 一种石油机械轴承
JP2017197829A (ja) * 2016-04-28 2017-11-02 株式会社ジェイテクト 転がり接触用軸部材
KR102466323B1 (ko) * 2016-11-11 2022-11-10 닛본 세이고 가부시끼가이샤 볼 나사 장치
CN110724812B (zh) * 2019-10-10 2021-03-09 邯郸钢铁集团有限责任公司 一种消除连续退火炉炉辊压痕缺陷的方法
US11926880B2 (en) * 2021-04-21 2024-03-12 General Electric Company Fabrication method for a component having magnetic and non-magnetic dual phases

Citations (12)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPS6455423A (en) 1987-08-25 1989-03-02 Nippon Seiko Kk Rolling bearing
JPH0741934A (ja) 1993-07-30 1995-02-10 Koyo Seiko Co Ltd 軸受部品
JPH09170624A (ja) * 1996-09-24 1997-06-30 Nippon Seiko Kk 転がり軸受
JP2003193200A (ja) 2001-12-27 2003-07-09 Nsk Ltd 転がり軸受
JP2004052997A (ja) * 2002-05-30 2004-02-19 Nsk Ltd 転動装置及びその製造方法
JP2005282854A (ja) * 2004-03-03 2005-10-13 Nsk Ltd 転がり軸受
JP2005337361A (ja) * 2004-05-26 2005-12-08 Nsk Ltd ころ軸受
JP2006140111A (ja) 2004-11-15 2006-06-01 Smk Corp コネクタ
JP2006148497A (ja) 2004-11-18 2006-06-08 Nomura Research Institute Ltd 通信経路変更方法
JP2006150375A (ja) 2004-11-26 2006-06-15 Kanto Auto Works Ltd ヘミング加工装置
JP2007107250A (ja) 2005-10-13 2007-04-26 Misawa Homes Co Ltd 制振壁構造
JP2007112995A (ja) 2005-09-21 2007-05-10 Mitsubishi Chemicals Corp ポリエステル粒子の熱処理装置及びポリエステル粒子の多段固相重縮合方法

Family Cites Families (5)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPS61270331A (ja) 1985-05-23 1986-11-29 Amatsuji Koukiyuu Seisakusho:Kk 鋼球の表面硬化処理方法
JP3538995B2 (ja) 1994-09-29 2004-06-14 日本精工株式会社 転がり軸受
JPH09257041A (ja) 1996-03-22 1997-09-30 Ntn Corp 表面起点型損傷に強い転がり軸受
US7438477B2 (en) * 2001-11-29 2008-10-21 Ntn Corporation Bearing part, heat treatment method thereof, and rolling bearing
JP2006105363A (ja) 2004-10-08 2006-04-20 Nsk Ltd 転がり軸受

Patent Citations (12)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPS6455423A (en) 1987-08-25 1989-03-02 Nippon Seiko Kk Rolling bearing
JPH0741934A (ja) 1993-07-30 1995-02-10 Koyo Seiko Co Ltd 軸受部品
JPH09170624A (ja) * 1996-09-24 1997-06-30 Nippon Seiko Kk 転がり軸受
JP2003193200A (ja) 2001-12-27 2003-07-09 Nsk Ltd 転がり軸受
JP2004052997A (ja) * 2002-05-30 2004-02-19 Nsk Ltd 転動装置及びその製造方法
JP2005282854A (ja) * 2004-03-03 2005-10-13 Nsk Ltd 転がり軸受
JP2005337361A (ja) * 2004-05-26 2005-12-08 Nsk Ltd ころ軸受
JP2006140111A (ja) 2004-11-15 2006-06-01 Smk Corp コネクタ
JP2006148497A (ja) 2004-11-18 2006-06-08 Nomura Research Institute Ltd 通信経路変更方法
JP2006150375A (ja) 2004-11-26 2006-06-15 Kanto Auto Works Ltd ヘミング加工装置
JP2007112995A (ja) 2005-09-21 2007-05-10 Mitsubishi Chemicals Corp ポリエステル粒子の熱処理装置及びポリエステル粒子の多段固相重縮合方法
JP2007107250A (ja) 2005-10-13 2007-04-26 Misawa Homes Co Ltd 制振壁構造

Non-Patent Citations (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Title
See also references of EP2025765A4

Cited By (8)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
EP2242937A4 (en) * 2008-01-15 2016-02-17 Skf Ab SIMPLIFIED BEARING BEARING UNIT AND METHOD FOR MANUFACTURING SUCH BEARING UNIT
JP2009191280A (ja) * 2008-02-12 2009-08-27 Nsk Ltd ころ軸受及びその製造方法
JP2009191942A (ja) * 2008-02-14 2009-08-27 Nsk Ltd 転がり軸受
JP2009204069A (ja) * 2008-02-27 2009-09-10 Nsk Ltd ボールねじ装置
CN102124250B (zh) * 2008-12-26 2013-09-25 日本精工株式会社 带式无级变速器的带轮支撑结构以及带式无级变速器
WO2021220749A1 (ja) * 2020-04-30 2021-11-04 日本精工株式会社 耐圧痕性の測定方法、転がり軸受の耐圧痕性の予測方法、機械加工条件の選定方法、軸受材料品質の選定方法、バニシング加工条件の選定方法及び軸受製造方法
JP6969712B1 (ja) * 2020-04-30 2021-11-24 日本精工株式会社 転がり軸受の耐圧痕性の予測方法、機械加工条件の選定方法、軸受材料品質の選定方法、バニシング加工条件の選定方法及び軸受製造方法
US11965556B2 (en) 2020-04-30 2024-04-23 Nsk Ltd. Indentation resistance measurement method, indentation resistance prediction method for rolling bearings, machining condition selection method, bearing material quality selection method, burnishing condition selection method, and bearing manufacturing method

Also Published As

Publication number Publication date
USRE48336E1 (en) 2020-12-01
EP2025765A1 (en) 2009-02-18
CN101400809A (zh) 2009-04-01
US20090038713A1 (en) 2009-02-12
CN101400809B (zh) 2011-11-09
US8088230B2 (en) 2012-01-03
EP2025765A4 (en) 2014-05-28

Similar Documents

Publication Publication Date Title
WO2007135929A1 (ja) 転がり軸受
JP5194532B2 (ja) 転がり軸受
WO2015128973A1 (ja) 転がり軸受
JP6040700B2 (ja) 転がり軸受
JP2010196107A (ja) 転がり軸受
JP2009192071A (ja) 転がり軸受
JP4998054B2 (ja) 転がり軸受
JP5372316B2 (ja) 転動部材
WO2014196428A1 (ja) 軸受部品および転がり軸受
JP2008151236A (ja) 転がり軸受
JP2014122378A (ja) 転がり軸受
JP4857746B2 (ja) 転がり支持装置
JP5736937B2 (ja) 転がり軸受
JP5070735B2 (ja) 転がり軸受
JP2008232212A (ja) 転動装置
JP2009191942A (ja) 転がり軸受
JP5211453B2 (ja) 転がり軸受
JP5194538B2 (ja) 転がり軸受
JP6015251B2 (ja) 転がり軸受
JP5857433B2 (ja) 転がり案内装置の製造方法
JP2005337361A (ja) ころ軸受
JP2006045591A (ja) 円すいころ軸受
JP2009204069A (ja) ボールねじ装置
JP5233171B2 (ja) 転がり軸受
JP4997832B2 (ja) 転がり軸受

Legal Events

Date Code Title Description
121 Ep: the epo has been informed by wipo that ep was designated in this application

Ref document number: 07743508

Country of ref document: EP

Kind code of ref document: A1

REEP Request for entry into the european phase

Ref document number: 2007743508

Country of ref document: EP

WWE Wipo information: entry into national phase

Ref document number: 2007743508

Country of ref document: EP

WWE Wipo information: entry into national phase

Ref document number: 200780009156.4

Country of ref document: CN

Ref document number: 12293189

Country of ref document: US

NENP Non-entry into the national phase

Ref country code: DE