WO2011115101A1

WO2011115101A1 - 転がり接触金属材料のせん断疲労特性の評価方法、それを用いた疲労限面圧の推定方法および装置

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Publication number: WO2011115101A1
Application number: PCT/JP2011/056037
Authority: WO
Inventors: 松原幸生; 坂中則暁; 石井仁
Original assignee: Ntn株式会社
Priority date: 2010-03-16
Filing date: 2011-03-15
Publication date: 2011-09-22
Also published as: CN102803922B; EP2549261A1; CN102803922A; US9234826B2; EP2549261A4; EP2549261B1; US20130006542A1

Abstract

　超音波ねじり疲労試験によって転がり接触金属材料のせん断応力振幅と負荷回数の関係を求める試験過程（Ｓ１）と、試験過程（Ｓ１）で求められたせん断応力振幅と負荷回数の関係から、定められた基準に従って超長寿命領域におけるせん断疲労強度τ_１ｉｍを決めるせん断疲労強度決定過程（Ｓ２）とを含む。前記超音波ねじり疲労試験は、試験片（１）に対して、正回転方向と逆回転方向のねじりが対称となるねじり振動を与える完全両振りのねじり疲労試験である。

Description

転がり接触金属材料のせん断疲労特性の評価方法、それを用いた疲労限面圧の推定方法および装置

関連出願

　本出願は、２０１０年３月１６日出願の特願２０１０－０５９３５７、特願２０１０－０５９３５８、特願２０１０－０５９３５９および２０１１年３月１１日出願の特願２０１１－０５４４８４、特願２０１１－０５４４８５、特願２０１１－０５４４８６、特願２０１１－０５４４８７、特願２０１１－０５４４８８、特願２０１１－０５４４８９、特願２０１１－０５４４９０、特願２０１１－０５４４９１の優先権を主張するものであり、その全体を参照により本願の一部をなすものとして引用する。

　この発明は、転がり接触金属材料のせん断疲労特性評価方法、それを用いた疲労限面圧の推定方法、および装置に関し、例えば、軸受用鋼のような転がり軸受用の高強度金属材料のせん断疲労特性を迅速に評価する方法および装置に関する。

　せん断疲労特性を評価には、油圧サーボ型ねじり疲労試験機、シェンク式ねじり疲労試験機があるが、負荷周波数は、前者が最高で１０Ｈｚ程度、後者が３０Ｈｚ程度であり、疲労限度を求める場合など、超長寿命域までのせん断疲労特性を評価するには多大な時間を要する。転がり軸受用の高強度金属材料として、現在最もよく用いられているのは、高炭素クロム軸受鋼JIS-SUJ2であり、還元雰囲気中でA1変態点以上の温度(850℃程度)に加熱してから焼入し、比較的低温(180℃程度)で焼戻され、硬さは750HV程度になる。

　転がり軸受の場合、良好な潤滑条件下で寿命を全うして起きる内部起点型はく離は、表層内部で振幅が最大となる交番せん断応力（ほぼ両振り）の繰り返しによってき裂が発生，進展して起きると考えられている。引張圧縮疲労試験(軸荷重疲労試験，回転曲げ疲労試験)の場合、１０⁷回における疲労強度を疲労限度とすることが慣習的である。それに対し、転がり軸受は、潤滑条件が良好な場合、かなり高い負荷を与えても１０⁷回程度の負荷回数では内部起点型はく離は起こらない。せん断応力で疲労破壊させる試験としてねじり疲労試験があるが、油圧サーボ型ねじり疲労試験の負荷周波数は高々１０Ｈｚであり、例えば１０⁹回の負荷回数に到達するには３年以上を要する。そのため、超長寿命域までのせん断疲労特性を求めることは実質不可能である。

　その代わりに、鋼中に不可避に含まれ組織的に不連続なため応力集中源となる非金属介在物が内部起点型はく離の起点になるとの考えから、任意の体積中に含まれる非金属介在物の最大サイズを極値統計解析によって推定する手法が考案され、非金属介在物の最大サイズを鋼の品質の指標とする方法がとられている（例えば、特許文献１～４）。

特開２００４－２５１８９８号公報特開２００５－１０５３６３号公報特開２００６－１２８８６５号公報特開２００６－３４９６９８号公報特開２００４－１７６１５６号公報特開２００５－１３３７６８号公報特開２００６－３０８０１９号公報特開２００８－００８４１９号公報特開２００６－１３８３７６号公報

藤井幸生, 前田喜久男, 大塚昭夫, NTN Technical Review, 69 (2001) 53-60. ワイ.ムラカミ、シー.サカエ、エス.ハマダ著（Y. Murakami, C. Sakae and S. Hamada）, 疲労工学（Engineering Against Fatigue）, Univ. of Sheffield, UK, (1997), 473p. ティ．エー.ハリス（ T. A. Harris）, 転がり軸受解析(Rolling Bearing Analysis ) (Third Edition), Wiley-Interscience, New York, (1991), 147p. 日本材料学会, 改訂材料強度学, 日本材料学会, 京都, (2006), 94p. 日本材料学会, 改訂材料強度学, 日本材料学会, 京都, (2006), 211p. ワイ.マツバラ、エッチ.ハマダ著（Y. Matsubara and H. Hamada）,軸受鋼技術（Bearing Steel Technology）,ASTM STP1465, J. M. Beswick Ed., (2007), 153-166. M. A. Devanathan and Z. Stachurski, Proc. Royal Soc., A270 (1962) 90-102.

　内部起点型はく離に先立つ転がり接触面表層における疲労き裂の進展様式はモードII型と考えられている。上記の非金属介在物の最大サイズから、内部起点型はく離が起きなくなる最大接触面圧である疲労限面圧を推定する方法として、非特許文献１の考察に記載の考え方がある。非特許文献１の図１３にあるように、ヘルツ接触圧力が移動する場合について、交番せん断応力振幅がおよそ最大になる深さｂ／２(ｂは接触楕円の短軸半径)に直径２ａの円板状き裂が存在すると考える。このき裂を最大介在物の直径に見立てる。

　非特許文献１では、独自のモードII疲労き裂進展実験を行い、疲労き裂進展しなくなる応力拡大係数の下限界値をΔＫ_IIｔｈ＝３ＭＰａ√ｍと求めている。非特許文献１の図１４では、ΔＫ_IIｔｈ＝３ＭＰａ√ｍの場合について、き裂面間の摩擦係数を０．５と仮定し、最大接触面圧と疲労き裂進展するか否かの臨界き裂直径２ａの関係が示されている。例えば、２ａ＝５０μｍとすると、疲労限面圧はＰ_{ｍａｘｌｉｍ}＝２．５ＧＰａと推定されている。しかしながら、この方法では、き裂面間の摩擦係数は未知であり、ある値に仮定しなければならない。また、非特許文献２でも、独自のモードII疲労き裂進展実験を行い、疲労き裂進展しなくなる応力拡大係数の下限界値をΔＫ_IIｔｈ＝１３ＭＰａ√ｍと求めており、非特許文献１のΔＫ_IIｔｈとは大きく異なる。

　ところで、転がり軸受は、水が混入する条件下、すべりを伴う条件下、通電が起きる条件下などで使用されると、水あるいは潤滑剤が分解して水素が発生し、それが鋼中に侵入することで早期はく離が起きることがある。水素は鋼の疲労強度を著しく低下させるため、接触要素間が油膜で分断される良好な潤滑条件でも、交番せん断応力が大きくなる表層内部にき裂が発生，進展して早期はく離に至る。

　そこで、転がり軸受の耐水素性を評価する方法として，転がり軸受を急加減速させる試験（特許文献５）、転がり軸受に塩水噴霧しながら運転する試験（特許文献６）、水混入潤滑油中で転がり軸受を運転する試験（特許文献７）、一定電流を流しながら転がり軸受を運転する試験（特許文献８）、水素チャージした後に極めて高速な垂直荷重の負荷が可能な超音波軸荷重疲労試験（完全両振り）を行い、水素が散逸しないうちに疲労させる耐水素性評価方法（特許文献９）などが考案されている。

　また、電流密度を変えて軸受鋼SUJ2製の試験片に陰極電解水素チャージを一定時間施した後、超音波軸荷重疲労試験を行った結果、拡散性水素量が増加するにつれて１０⁷回における疲労強度は低下し、両者間に直線関係があることも報告されている（非特許文献６参照）。このことは、拡散性水素量が疲労強度低下の支配因子であることを意味し、侵入水素量を制御しての本来の耐水素性評価が第１ステップとして必要であることを示唆している。

　この発明の目的は、転がり接触する金属材料のせん断疲労特性を、試験により迅速に、かつ精度良く評価できる方法および装置を提供することである。

　本発明の転がり接触金属材料のせん断疲労強度の評価方法は、超音波ねじり疲労試験によって金属材料のせん断応力振幅と負荷回数の関係を求める試験過程と、この求められたせん断応力振幅と負荷回数の関係から超長寿命領域におけるせん断疲労強度τ_１ｉｍを定められた基準に従って決めるせん断疲労強度決定過程とを含む。

　ここで、上記の「超長寿命領域におけるせん断疲労強度」は、「せん断疲労限度」と同義であるが、この明細書では「超長寿命領域におけるせん断疲労強度」として説明する。
　前記せん断疲労強度決定過程で用いる前記の「定められた基準」は、例えば、せん断疲労強度を示す確立された理論の曲線に、試験結果のせん断応力振幅と負荷回数の関係を当てはめた曲線を求め、その曲線からせん断疲労強度を求める処理とされる。具体的には、日本材料学会の金属材料疲労信頼性評価標準JSMS-SD-6-02の疲労限度型折れ線モデルにあてはめて求めたＳ－Ｎ線図(破壊確率50%の疲労強度線図) を用いることができる。疲労限度型折れ線モデルに限らず、連続低下型曲線モデルに当てはめてＳ－Ｎ線図を求めても良い。ただし、その場合は、τ_１ｉｍは、例えば「１０¹⁰回におけるＳ－Ｎ線図上の値」などとして定義する必要がある。

　この方法によると、加振周波数が超音波領域となる極めて高速な超音波ねじり疲労試験を行うため、転がり接触金属材料のせん断疲労特性を評価するにつき、短時間で必要な負荷回数に達し、せん断疲労特性を迅速に評価することができる。例えば、２００００Ｈｚで連続加振すれば，わずか半日余りで１０⁹回の負荷回数に到達する。また、実際にせん断疲労破壊を生じさせる試験を行うため、従来の非金属介在物の最大サイズを鋼の品質の指標とする方法に比べて、精度良くせん断疲労特性を求めることができる。

　材料の疲労破壊を支配する応力は、突き詰めれば垂直応力かせん断応力のどちらかである。垂直応力による疲労特性を高速に評価するため、超音波軸荷重疲労試験機（完全両振り）が市販されてから数年が経つ。それに対し、せん断疲労特性を高速に評価するための超音波ねじり疲労試験の研究はほとんど行われておらず、これまでに評価された材料は、最大せん断応力振幅（完全両振り）が２５０ＭＰａ以下で疲労破壊する軟鋼やアルミ合金である。この発明は、このような技術水準下で、転がり軸受の軌道輪または転動体となる金属材料につき、超音波領域の加振周波数となるねじり振動の付与によりせん断疲労破壊させ、迅速なせん断疲労特性の評価を実現可能としたものである。

　前記超音波ねじり疲労試験は、試験片に対して、正回転方向と逆回転方向のねじりが対称となるねじり振動を与える完全両振りのねじり疲労試験とするのが良い。前記金属材料は、転がり軸受の軌道輪または転動体となる転がり軸受用鋼であっても良い。

　この評価方法において、前記試験過程では、複数回の前記超音波ねじり疲労試験を行って、金属材料のせん断応力振幅と負荷回数の関係を複数求め、前記せん断疲労強度決定過程では、前記複数回の試験過程で求めたせん断応力振幅と負荷回数の関係から任意の破壊確率のＰ－Ｓ－Ｎ線図を求め、このＰ－Ｓ－Ｎ線図から、前記超長寿命領域におけるせん断疲労強度τ_１ｉｍを決めるようにしても良い。上記の応力勾配をもつ疲労試験で現れる寸法効果は，応力勾配という力学的要因と、大きな負荷を受ける体積（危険体積）が増減するという統計的要因によってもたらされる。統計的要因という観点から、複数応力水準で複数本の評価を行ってＰ－Ｓ－Ｎ線図を得ればよい。

　この場合に、前記せん断疲労強度決定過程では、前記Ｐ－Ｓ－Ｎ線図から決められた前記超長寿命領域におけるせん断疲労強度に対する８５％の値を、前記疲労限面圧計算過程で用いるせん断疲労強度τ_１ｉｍの値としても良い。最も安全に見積もるために、上記と同様に、Ｐ－Ｓ－Ｎ線図から決められた前記超長寿命領域におけるせん断疲労強度の８５％の値を、さらに８０％した値を前記疲労限面圧計算過程で用いるせん断疲労強度τ_１ｉｍの値とすることが好ましい。

　この評価方法において、せん断疲労強度の絶対値を安全に見積もるため、前記試験過程において、複数回の前記超音波ねじり疲労試験を行って、金属材料のせん断応力振幅と負荷回数の関係を複数求め、前記せん断疲労強度決定過程では、前記複数回の試験過程で求めたせん断応力振幅と負荷回数の関係から任意の破壊確率のＰ－Ｓ－Ｎ線図を求め、このＰ－Ｓ－Ｎ線図から、前記超長寿命領域におけるせん断疲労強度τ_１ｉｍを決める補正である破壊確率補正と、前記せん断疲労強度決定過程において、前記定められた基準に従って決められたせん断疲労強度に対する８５％の値を、前記疲労限面圧計算過程で用いるせん断疲労強度τ_１ｉｍの値とする補正である過大評価補正と、前記せん断疲労強度決定過程で決めた前記超長寿命領域におけるせん断疲労強度に対する８０％の値を、前記疲労限面圧計算過程で用いるせん断疲労強度τ_１ｉｍの値とする補正である寸法効果補正との３つの補正のうち、任意の２つ以上の補正を組み合わせて求まる断疲労強度τ_１ｉｍを絶対値と見なしても良い。このように、２つ以上の補正を組み合わせることにより、せん断疲労強度を安全に見積もってより一層安全に疲労限面圧を安全に推定することができる。

　この発明は、高速に負荷が可能な超音波ねじり疲労試験を用いるようにしており、例えば、加振周波数が２００００Ｈｚと極めて高速な超音波ねじり疲労試験を行う。これにより、連続加振すれば、わずか半日余りで１０⁹回の負荷回数に到達する。しかし、ある程度高いせん断応力振幅で連続加振すると試験片が発熱し、精度の良いせん断応力振幅と負荷回数の関係を求めることができない。そのため、試験片を強制空冷することが好ましい。強制空冷だけでは試験片の発熱抑制が不十分な場合は、加振と休止を交互に繰り返すことが好ましい。休止することで実質の負荷周波数は小さくなるが、加振周波数が２００００Ｈｚの超音波ねじり疲労試験機を用いると、休止時間を加振時間の１０倍程度としても２０００Ｈｚ程度と依然高速であり、１週間もあれば１０⁹回の負荷回数に到達する。

　この評価方法において、前記超音波ねじり疲労試験は、例えば、交流電力が印加されることで回転中心軸回りの正逆の回転となるねじり振動を発生するねじり振動コンバータと、先端に同心に試験片を取付ける取付部を有し基端でねじり振動コンバータに固定され、基端に与えられた前記振動コンバータのねじり振動の振幅を拡大する振幅拡大ホーンとを用い、前記試験片の形状，寸法を、前記ねじり振動コンバータの駆動による振幅拡大ホーンの振動に共振する形状，寸法とし、前記振動コンバータを超音波領域の周波数で駆動し前記試験片を前記振幅拡大ホーンの振動に共振させてせん断疲労破壊させることによって行う。前記アンプは、出力の大きさおよびオン・オフが外部からの入力により制御可能であっても良い。なお、この明細書において、「超音波領域の周波数範囲」は、広義となる１６０００Ｈｚ以上の音波の周波数領域を言う。

　前記ねじり振動コンバータを駆動する周波数の下限値が（２００００－５００＋α）Ｈｚ、上限値が（２００００＋５００）Ｈｚ、ただしαは試験片の試験中の性状変化に対する余裕値であって２００Ｈｚ以下であっても良い。このように周波数の下限値を（２００００－５００＋α）Ｈｚとし、上限値を（２００００＋５００）Ｈｚとし、ねじり振動コンバータを実施可能な最大出力で試験する場合、共振不安定を生じないようにし得る。

　前記周波数の下限値および上限値が前記周波数である場合に、前記余裕値が２００Ｈｚであっても良い。また、前記試験片を前記振幅拡大ホーンの振動に共振させてせん断疲労破壊させる試験を行うときに、前記振幅拡大ホーンを前記ねじり振動コンバータの振動に共振させることが好ましい。この場合に、前記振幅拡大ホーンは、横断面形状が円形であって、基端部を除く部分の縦断面形状が、先細り形状とするのが良い。この形状とすることで、振幅拡大が効果的に行われる。

　この評価方法において、前記試験片が、両端の円柱形状の肩部と、これら両側の肩部に続き軸方向に沿う断面形状が円弧曲線となる中細り部とでなるダンベル形であることが好ましい。上記ダンベル形であると、中細り部でせん断疲労破壊を生じさせ易い。試験片は共振させる必要があり、そのため各部の形状，寸法を適切に設計することが必要である。

　共振可能な適正な形状，寸法の試験片を設計，製作するには、次の方法が好ましい。
　試験片の前記肩部の長さをＬ₁、前記中細り部の半分の長さである半弦長さをＬ₂、前記肩部の半径をＲ₂、前記中細り部の最小半径をＲ₁，前記円弧曲線の半径をＲ（いずれも単位はｍ，ＲはＲ₁，Ｒ₂，Ｌ₂から求まる）とし、共振周波数をｆ（単位はＨｚ）、ヤング率Ｅ（単位はＰａ），ポアソン比ν（無次元），密度ρ（単位はkg/m³）とし、
　前記Ｌ₂，Ｒ₁，Ｒ₂を任意の値とし、前記共振周波数ｆを前記振動コンバータが駆動可能な周波数範囲２００００±５００Ｈｚの任意の値として、次式（１）～（６）により、前記共振周波数ｆで試験片がねじり共振する肩部の長さをＬ₁を理論解として求め、前記Ｌ₂、Ｒ₁、Ｒ₂、Ｒおよび理論解として求まったＬ1 を僅かに短くした複数の試験片形状モデルを作成し、
　これらの形状モデルにつき、Ｅ、ν、ρを試験片とする金属材料の実測物性値とし、有限要素解析による自由ねじり共振の固有値解析により、前記共振周波数ｆでねじり共振する解析解Ｌ_1Nを求め、前記Ｌ₂、Ｒ₁、Ｒ₂、Ｒ、Ｌ_1Nの寸法の試験片を作製して試験に用いる。

　この理論解として求めた肩部長さＬ₁およびこの解の計算に用いた上記各部の寸法Ｌ₂，Ｒ₁，Ｒ₂，Ｒの試験片を作成して試験しても良いが、共振を生じない場合がある。その場合は、上記理論解として求まったＬ₁を僅かに短くした複数の試験片形状モデルを作成し、これらの各形状モデルにつき、Ｅ，ν，ρを試験片とする金属材料の実測物性値とし、有限要素解析による自由ねじり共振の固有値解析により、前記共振周波数ｆでねじり共振する解析解Ｌ_1Nを求め、前記Ｌ₂、Ｒ₁、Ｒ₂、Ｒ、Ｌ_1Nの寸法の試験片を作成して試験に用いる。このような試験片の形状，寸法とすることで、試験片の共振が生じる。

　前記ねじり振動コンバータの定格出力を３００Ｗとし、前記試験片の前記振動拡大ホーン先端に取り付ける雄ネジ部、および試験片加工に必要な反取付部端面のセンター孔部を除いた体積が１．２×１０^-6ｍ³以下であっても良い。
　その場合、前記試験片の端面ねじり角が０．０１ｒａｄのとき、前記振幅拡大ホーンの先端に取り付ける雄ネジ部、および試験片加工に必要な反取付部端面のセンター孔部を除いた試験片形状モデルにつき、物性値をＥ＝２．０４×１０¹¹Ｐａ、ν＝０．２９、ρ＝７８００ｋｇ/ｍ³としたとき、有限要素解析による自由ねじり共振の固有値解析で求まる、試験片最小径部の表面に作用する最大せん断応力が５２０ＭＰａ以上となるものであっても良い。

　この評価方法において、前記のように有限要素解析による自由ねじり共振の固有値解析により求めた各部の寸法Ｌ₁、Ｌ₂、Ｒ₂、Ｒ₁，Ｒの試験片を用いて試験する場合に、前記共振周波数ｆを、２００００±５００Ｈｚの範囲とし、前記ねじり振動コンバータの最大出力を３００Ｗとした場合、前記試験片の振幅拡大ホーンへの取付用の雄ねじ部からなる取付用突部を除く重量を、９．３６ｇ以下とすることが好ましい。試験片を共振可能な形状，寸法としても、共振不安定を生じることがある。研究の結果、共振不安定には試験片重量に重量が大きく影響することが分かった。また、上記形状，寸法の試験片あって、加振周波数が２００００±５００Ｈｚ、ねじり振動コンバータの最大出力が３００Ｗの試験を行う場合、試験片重量が９．３６ｇ以下であると、共振不安定が生じないことが確認できた。

　また、上記のように試験片重量を９．３６ｇ以下とする場合に、前記アンプの出力が９０％で試験片の端面ねじり角の実測値が０．０１８rad以上となり、有限要素解析による自由ねじり共振の固有値解析で求まる端面ねじり角が０．０１８radのときの試験片最小径部の表面に作用する最大せん断応力が９５１ＭＰａ以上となるようにすることが好ましい。

　本発明の評価方法において、試験片に水素チャージした後に、この試験片に前記超音波ねじり疲労試験によって、前記金属材料の水素侵入下のせん断疲労特性を評価することができる。

　上記水素侵入下のせん断疲労特性評価方法によると、試験片に加振周波数が超音波領域となる超音波ねじり振動を与えるねじり疲労試験を行うため、極めて高速な負荷を繰り返し与えるねじり疲労試験が行える。そのため、チャージした水素が散逸しないうちに、評価対象の金属材料の試験片にせん断疲労を与え、水素侵入下のせん断疲労特性を合理的かつ迅速に評価することすることができる。例えば、２００００Ｈｚで連続加振すれば、わずか９分足らずで１０⁷回の負荷回数に到達する。

　前記水素チャージは、水素を陰極電解チャージで行っても良い。この陰極電解チャージに希硫酸水溶液を用いても良い。この場合に、水素チャージ効率を上げるため、希硫酸水溶液に触媒毒としてチオ尿素を添加しても良い。このチオ尿素の添加量は１．４ｇ／Ｌを上限とするのが良い。

　水素チャージを陰極電解チャージで行う場合に、その陰極電解チャージに塩化ナトリウム水溶液を用いても良い。この場合に、水素チャージ効率を上げるため、塩化ナトリウム水溶液に触媒毒としてチオシアン酸アンモニウムを添加しても良い。チオシアン酸アンモニウムの添加量３ｇ／Ｌを上限とするのが良い。

　また、水素チャージを陰極電解チャージで行う場合に、その陰極電解チャージに水酸化ナトリウム水溶液を用いても良い。この場合に、水素チャージ効率を上げるため、水酸化ナトリウム水溶液に触媒毒として硫化ナトリウム九水和物を添加しても良い。硫化ナトリウム九水和物の添加量は、１ｇ／Ｌを上限とするのが良い。

　前記水素を水溶液に浸漬してチャージしても良い。この場合に、チオシアン酸アンモニウム水溶液に浸漬して水素をチャージしても良い。チオシアン酸アンモニウム水溶液の濃度は、２０mass％を上限とするのが良い。

　本発明の転がり接触金属材料のせん断疲労特性の推定装置は、超音波ねじり疲労試験によって求められた金属材料のせん断応力振幅と負荷回数の関係を、定められた記憶領域に記憶させる入力手段と、この記憶されたせん断応力振幅と負荷回数の関係から超長寿命領域におけるせん断疲労強度τ_１ｉｍを、定められた基準に従って決めるせん断疲労強度決定手段とを備えている。この構成のせん断疲労特性推定装置を用いることにより、前述のこの発明のせん断疲労特性評価方法を実施することができる。

　この推定装置において、前記金属材料は、転がり軸受の軌道輪または転動体となる転がり軸受用鋼であっても良い。前記入力手段は、キーボートのような手入力を行う入力装置や、記録媒体の読み出し装置、通信ネットワークなどを用いて、例えば、前記金属材料のせん断応力振幅と負荷回数の関係を纏めたファイルを、後の計算のために、定められた記憶領域、またはその記憶場所が特定できるように記憶させる手段である。

　この推定装置において、交流電力が印加されることで回転中心軸回りの正逆の回転となるねじり振動を発生するねじり振動コンバータと、先端に同心に試験片を取付ける取付部を有し、基端でねじり振動コンバータに固定され、基端に与えられた前記ねじり振動コンバータのねじり角を拡大する振幅拡大ホーンと、発振器と、この発振器の出力を増幅して前記ねじり振動コンバータに印加するアンプと、このアンプに前記制御の入力を与え、かつ試験中の加振周波数、前記アンプの状態、および負荷回数を含むデータを採取する制御・データ採取手段とを備え、前記振幅拡大ホーンの形状、寸法を、前記ねじり振動コンバータの駆動によるねじり振動に共振する形状、寸法とし、前記試験片の形状、寸法は、前記振幅拡大ホーンのねじり振動に共振する形状、寸法であり、前記ねじり振動コンバータを超音波領域の周波数範囲で駆動し、前記振幅拡大ホーンと前記試験片を共振させて、試験片をせん断疲労破壊させることが好ましい。

　前記ねじり振動コンバータを駆動する周波数範囲の下限値が（２０００－５００＋α）Ｈｚ、上限値が（２０００＋５００）Ｈｚ、ただしαは試験片の試験中の性状変更に対する余裕値であって２００Ｈｚ以下であっても良い。

　前記ねじり振動コンバータは、発生するねじり振動が、正回転方向と逆回転方向とが対称となる振動である完全両振りであることが好ましい。また、前記振幅拡大ホーンは、ねじり振動コンバータの試験中の加振周波数による振動に共振するものであることが好ましい。この場合に、前記振幅拡大ホーンは、横断面形状が円形であって、基端部を除く部分の縦断面形状が、指数関数で表される先細り形状とするのが良い。この形状とすることで、振幅拡大が効果的に行われる。

　転がり接触金属材料の疲労限面圧の推定方法は、本発明の評価方法を用いて疲労限面圧を推定する方法であって、さらに、前記金属材料で製造される物体およびこの物体に対して転がり接触する物体の互いに接触する面の形状，寸法と接触面圧を与える負荷とから決まる前記金属材料の物体の表層内部に作用する最大交番せん断応力振幅τ₀が、前記評価方法によって求められたせん断疲労強度τ_１ｉｍに等しくなる前記負荷が作用するときの最大接触面圧Ｐ_ｍａｘを定められた計算式によって求め、この最大接触面圧Ｐ_ｍａｘを疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}の推定値とする疲労限面圧計算過程とを含む。

　前記疲労限面圧計算過程で用いる「定められた計算式」は、非特許文献３に記載されている。非特許文献３のＦＩＧＵＲＥ５．１３は、線接触状態において接触面下に作用する交番せん断応力が最大になる深さの交番せん断応力の周方向分布であり、最大交番せん断応力τ_０の４倍が最大接触面圧Ｐ_ｍａｘに等しくなることを示している。したがって、線接触状態と見なせる金属材料の場合は、
　（疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}）＝４×（せん断疲労強度τ_１ｉｍ）
となる。

　転がり軸受では、使用材料の購入先やロット毎等のねじり疲労試験を行って疲労限面圧の推定を行うことができれば、信頼性向上に効果的である。しかし、従来の技術では、前述のようにねじり疲労試験には長期間を要し、使用材料の疲労限面圧の推定は実質不可能であった。このため、軸受材料の試験項目の一つとして、疲労限面圧を採用するという発想はなかった。

　しかしながら、この推定方法によると、疲労試験を超音波ねじり疲労試験で行うため、極めて高速な負荷が可能で、短時間で金属材料のせん断応力振幅と負荷回数の関係を求めることができる。このように求めた関係から超長寿命領域におけるせん断疲労強度τ_１ｉｍを決め、金属材料の接触寸法諸元から表層内部に作用する最大交番せん断応力振幅τ₀が前記せん断疲労強度τ_１ｉｍに等しくなる負荷が作用するときの最大接触面圧Ｐ_ｍａｘを疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}として推定するため、ねじり疲労試験の結果から精度良く疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}を推定することができる。このため、前記せん断疲労強度τ_１ｉｍが強い材質である転がり軸受用鋼の疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}の推定を行う場合に、その短時間の試験で済むという効果がより一層効果的に発揮される。

　また、上述のように、大きな最大せん断応力振幅で評価できる超音波ねじり疲労試験機は、従来に例がなかったが、この発明は、超音波ねじり疲労試験機の開発と、表層内部に作用する最大交番せん断応力振幅τ₀が前記せん断疲労強度τ_１ｉｍに等しくなる負荷が作用するときの最大接触面圧Ｐ_ｍａｘを疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}として推定できるという知見との、総合的な案出によりなされたものである。

　本発明の転がり接触金属材料の疲労限面圧の推定装置は、本発明の推定装置を用いて疲労限面圧を推定する装置であって、さらに、前記金属材料で製造される物体およびこの物体に対して転がり接触する物体の互いに接触する面の形状，寸法と接触面圧を与える負荷とから決まる前記金属材料の物体の表層内部に作用する最大交番せん断応力振幅τ₀が、前記せん断疲労強度τ_１ｉｍに等しくなる前記負荷が作用するときの最大接触面圧Ｐ_ｍａｘを定められた計算式によって求め、この最大接触面圧Ｐ_ｍａｘを疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}の推定値とする疲労限面圧計算手段と備えている。

　この推定装置によると、上記疲労限面圧の推定方法につき説明したと同様に、極めて高速な負荷が可能な超音波ねじり疲労試験を用いることができて、短期間で転がり軸受用鋼のせん断応力振幅と負荷回数の関係を求め、疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}を精度良く推定することができる。
　線接触とみなせる場合、前記疲労限面圧計算手段における前記定められた計算式は、例えば次式、
（疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}）＝４×（せん断疲労強度τ_１ｉｍ）とする。

　この発明は、添付の図面を参考にした以下の好適な実施形態の説明からより明瞭に理解されるであろう。しかしながら、実施形態および図面は単なる図示および説明のためのものであり、この発明の範囲を定めるために利用されるべきものではない。この発明の範囲は添付の請求の範囲によって定まる。添付図面において、複数の図面における同一の部品番号は、同一部分を示す。
（Ａ）はこの発明の第１実施形態に係るせん断疲労特性の評価方法を示す流れ図、（Ｂ）はそのせん断疲労特性の推定システムの概略図、（Ｃ）は疲労強度線図とせん断疲労強度τ_１ｉｍを示す説明図、（Ｄ）は試験対象となる金属材料で製造される物体およびこれに接する物体の断面図である。同せん断疲労特性の推定システムのブロック図である。同せん断疲労特性の推定システムにおける試験機制御装置兼疲労限面圧の推定装置の概念図である。せん断疲労特性の推定装置の概念構成を示すブロック図である。超音波ねじり疲労試験機の本体の正面図である。試験片の模式図である。試験片の正面図である。ねじり角θと表面のせん断応力τ (端面のねじり角θ_endが0.01radの場合)の軸方向分布を示すグラフである。静止時の試験片肩部円筒面下端を示す顕微鏡写真である。加振時の試験片肩部円筒面下端を示す顕微鏡写真である。図１０の範囲２ａと端面ねじり角θ_endの関係を示す説明図である。アンプ出力Ｐと端面ねじり角θ_endの関係を示すグラフである。ねじり疲労破壊した試験片の例の顕微鏡写真および試験片全体の説明図である。油圧サーボ型ねじり疲労試験機で評価する試験片の正面図である。超音波ねじり疲労試験で得たせん断応力振幅と負荷回数の関係とS-N線図（実線）を示すグラフである。図１５の関係から求めた破壊確率１０％のP-S-N線図（破線）と元のS-N線図（実線）を示すグラフである。線接触状態でＰ_ｍａｘ＝１５００ＭＰａが作用する場合の接触面下周方向断面の交番せん断応力τ_yzと深さ方向の垂直応力σ_zの分布(ｙ:周方向，ｚ:深さ方向)の説明図である。交番せん断応力の絶対値が最大になる深さ辺りに見られた表面に平行な微小き裂を示す周方向断面の顕微鏡写真である。超音波ねじり疲労試験機の制御装置の試験条件入力画面例を示す説明図である。試験過程の詳細の流れ図である。疲労限度の決め方に関する疲労試験結果の模式図である。任意の負荷回数における強度分布が正規分布に従い、標準偏差が同一であることを示す模式図である。Ｐ－Ｓ－Ｎ線図の求め方（連続低下型曲線モデルの場合、破壊確率１００％）である。ＳＵＪ２標準の試験片のせん断疲労特性を示す図である。ＳＵＪ２浸炭窒化の試験片のせん断疲労特性を示す図である。ＳＣｒ４２０浸炭の試験片のせん断疲労特性を示す図である。Ｍ５０標準の試験片のせん断疲労特性を示す図である。Ｍ５０ＮｉＬ浸炭の試験片のせん断疲労特性を示す図である。ＳＮＣＭ４２０浸炭の試験片のせん断疲労特性を示す図である。ＳＵＪ３標準の試験片のせん断疲労特性を示す図である。（Ａ）は、Ｓ５３Ｃの素材の高周波焼入れのヒートパターンを示す図、（Ｂ）は、同素材の焼戻しのヒートパターンを示す図である。（Ａ）は、高周波焼入れパターンを概略示す試験片の正面図、（Ｂ）は同試験片の側面図である。Ｓ５３Ｃ高周波焼入れの試験片のせん断疲労特性を示す図である。この発明の第２実施形態に係るせん断疲労特性評価方法に用いるせん断疲労特性評価装置における試験機本体の正面図、およびその制御系のブロック図とを組み合わせた説明図である。同せん断疲労特性評価装置の概念構成を示すブロック図である。初期設定過程の流れ図である。試験条件の入力過程の流れ図である。試験準備過程の流れ図である。この発明の第３実施形態に係る転がり接触属材料の水素侵入下のせん断疲労特性の評価方法に用いる装置の正面図、およびその制御系のブロック図と水素チャージ手段のブロック図とを組み合わせた説明図である。同評価方法の概略の流れ図である。試験片最小径部の相対水素濃度の経時変化を示すグラフである。常温大気中と水素侵入下での超音波ねじり疲労試験で得たせん断応力振幅と負荷回数の関係とS-N線図（実線）を示すグラフである。図４２の関係から求めた破壊確率１０％のP-S-N線図である。水素を陰極電解チャージする方法の一例を示す説明図である。試験片のせん断疲労特性を示す図である。

　この発明の第１実施形態を図面と共に説明する。以下の説明は、転がり接触金属材料の選定方法についての説明をも含む。この転がり接触金属材料のせん断疲労特性の評価方法は、転がり接触する金属材料のせん断疲労強度τ_１ｉｍを推定する方法であって、図１（Ａ）のように、試験過程（Ｓ１）と、せん断疲労強度決定過程（Ｓ２）とを含む。第１実施形態では、この転がり接触金属材料のせん断疲労特性の評価方法で求められたせん断疲労強度τ_１ｉｍから転がり接触する金属材料の疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}を推定する疲労限面圧計算過程（Ｓ３）をさらに含んだ疲労限面圧の推定方法として説明する。前記「転がり接触する金属材料」とは、例えば、転がり軸受の軌道輪または転動体となる金属材料である。この金属材料として、日本工業規格；略称ＪＩＳのＳＵＪ２、ＳＣｒ４２０、Ｍ５０、Ｍ５０ＮｉＬ、ＳＮＣＭ４２０、ＳＵＪ３、ＳＣｒ４２０、Ｓ５３Ｃ、ＳＵＳ４４０Ｃ等が挙げられる。なおＳＵＪ２は、米国AISI規格でSAE52100に相当する。

　試験過程（Ｓ１）は、完全両振りの超音波ねじり疲労試験によって金属材料のせん断応力振幅と負荷回数の関係を求める過程である。この試験は、同図（Ｂ）に示す金属材料の試験片１に対して完全両振りの超音波ねじり振動を与える超音波ねじり疲労試験機２を用いる。この超音波ねじり疲労試験機２は、加振周波数が２００００Ｈｚと極めて高速な超音波ねじり疲労試験（完全両振り）を用いることにした。この超音波ねじり疲労試験機２は、市販のものをそのまま使用することができず、種々の改良を施したものである。

　せん断疲労強度決定過程（Ｓ２）は、試験過程（Ｓ１）で求められたせん断応力振幅と負荷回数の関係から超長寿命領域におけるせん断疲労強度τ_１ｉｍを、定められた基準に従って決める。なお、上記の「超長寿命領域におけるせん断疲労強度」は、「せん断疲労限度」のことであるが、この明細書では、「超長寿命領域におけるせん断疲労強度」として説明する。せん断疲労強度決定過程（Ｓ２）で言う上記の「定められた基準」は、例えば、せん断疲労強度を示す確立された理論の曲線に、試験結果のせん断応力振幅と負荷回数の関係を当てはめた曲線を求め、その曲線からせん断疲労強度を求める処理とされる。具体的には、日本材料学会の金属材料疲労信頼性評価標準JSMS-SD-6-02の疲労限度型折れ線モデルにあてはめて求めたＳ－Ｎ線図（破壊確率50%の疲労強度線図）（同図（Ｃ）参照）を用いることができる。疲労限度型折れ線モデルに限らず、連続低下型曲線モデルに当てはめてＳ－Ｎ線図を求めても良い。ただし、その場合は、例えば「τ_１ｉｍは、１０¹⁰回におけるＳ－Ｎ線図上の値」等として定義する必要がある。

　日本材料学会の金属材料疲労信頼性評価標準JSMS-SD-6-02の疲労限度型折れ線モデルは、次式にあてはめて回帰する。
　　　σ＝-Ａlog₁₀Ｎ+Ｂ（Ｎ<Ｎ_Ｗ）
　　　σ＝Ｅ（Ｎ≧Ｎ_Ｗ）
　ここで、Ａ、Ｂ、Ｅ、Ｎ_ｗは定数である。疲労限度（上式のＥ）は、Ｎ＝５×１０^６以上の負荷回数における打ち切りデータが１点以上存在する場合、以下のように推定する。破断データ応力最小値σ_{ｆｍｉｎ}と、これより低応力の打ち切りデータ応力最大値σ_{ｒｍａｘ}の平均値を疲労限度とする（図２１参照）。なお、σ_{ｆｍｉｎ}と同じ応力レベルに打ち切りデータがあり、かつこれより低い応力レベルで打切りデータが存在しない場合は、このσ_{ｆｍｉｎ}を疲労限度とする。こうして疲労限度を決めた上で、この値を固定して破断データのみから上式中の他のパラメータを推定する。連続低下型曲線モデルはストロメイヤー（Ｓｔｒｏｍｅｙｅｒ）の基礎式である次式にあてはめて回帰する。

　ここで、Ａ、Ｂ、Ｄは定数である。

　疲労強度、疲労寿命にはバラツキがある。本来、確率疲労特性は、複数の応力振幅で複数個の試験片を評価し、ある破壊確率におけるＰ－Ｓ－Ｎ線図を求めて評価する（非特許文献５参照）。しかしながら、Ｐ－Ｓ－Ｎ線図を求めるには多大な工数と時間を要する。金属材料疲労信頼性評価標準JSMS-SD-6-04では、Ｓ－Ｎ線図から任意の破壊確率におけるＰ－Ｓ－Ｎ線図を求める方法が提案されている。それは、図２２のように、任意の疲労寿命における強度分布は正規分布に従い、その標準偏差σは一定と仮定する。

　得られたＳ－Ｎ線図を破壊確率５０％の疲労強度曲線とする。疲労限度型折れ線モデルでは時間強度部（傾斜直線部）の破損データ、連続低下型曲線モデルは全範囲の破損データを対象とする。図２３は連続低下型曲線モデルの例である。直線または曲線に沿って個々の破損データを任意の疲労寿命に平行移動し、それらが正規分布するとして標準偏差を求める。例えば、得られた標準偏差をｓとすると、破壊確率５０％の疲労強度曲線を１．２８２ｓだけ下に平行移動したものが破壊確率１０％のＰ－Ｓ－Ｎ線図となる。

　疲労限面圧計算過程（Ｓ３）は、前記金属材料で製造される物体Ｍ１（同図（Ｄ））およびこの物体Ｍ２に対して転がり接触する物体Ｍ２の互いに接触する面の接触寸法諸元（形状および寸法）と接触面圧を与える負荷とから決まる前記金属材料の物体Ｍ１の表層内部に作用する最大交番せん断応力振幅τ_０が、前記せん断疲労強度τ_１ｉｍに等しくなる前記負荷が作用するときの最大接触面圧Ｐ_ｍａｘを定められた計算式によって求め、この最大接触面圧Ｐ_ｍａｘを疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}の推定値とする。金属材料で製造される物体Ｍ１は、金属材料が転がり軸受用鋼である場合、転がり軸受の軌道輪または転動体である。この転がり軸受は、玉軸受であっても、ころ軸受であっても良い。

　この疲労限面圧計算過程（Ｓ３）で用いる上記の「定められた計算式」は、前出の非特許文献３に記載されている。非特許文献３のＦＩＧ．５．１３は、線接触状態において接触面下に作用する交番せん断応力が最大になる深さの交番せん断応力の周方向分布であり、最大交番せん断応力τ_０の４倍が最大接触面圧Ｐ_ｍａｘに等しくなることを示している。したがって、線接触状態の場合は、
　（疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}）＝４×（せん断疲労強度τ_１ｉｍ）
となる。接触楕円の長軸半径ａ、単軸半径ｂに対し、線接触状態はｂ／ａ＝０であり、その場合、上記のようにτ_０の４倍がＰ_ｍａｘに等しい。ｂ／ａ≠０の場合のτ_０とＰ_ｍａｘの比例定数は非特許文献３のＦＩＧ．５．１４に示されている。

　この実施形態の推定方法によると、疲労試験を超音波ねじり疲労試験で行うため、極めて高速な負荷が可能で、短時間で金属材料のせん断応力振幅と負荷回数の関係を求めることができる。このように求めた関係から超長寿命領域におけるせん断疲労強度τ_１ｉｍを決め、金属材料の接触寸法諸元から表層内部に作用する最大交番せん断応力振幅τ_０が前記せん断疲労強度τ_１ｉｍに等しくなる負荷が作用するときの最大接触面圧Ｐ_ｍａｘを疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}として推定するため、ねじり疲労試験の結果から精度良く疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}を推定することができる。このため、前記せん断疲労強度τ_１ｉｍが強い材質である転がり軸受用鋼の疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}の推定を行う場合に、その短時間の試験で済むという効果がより一層効果的に発揮される。

　この実施形態では、上記のように、加振周波数が２００００Ｈｚと極めて高速な完全両振りの超音波ねじり疲労試験により、短期間で転がり軸受用鋼のせん断応力振幅と負荷回数の関係を求め、超長寿命領域におけるせん断疲労強度（またはせん断疲労限度）τ_１ｉｍを決め、転がり軸受の接触寸法諸元から表層内部に作用する交番せん断応力振幅τ_０がせん断疲労強度τ_１ｉｍに等しくなる負荷が作用するときの最大接触面圧Ｐ_ｍａｘを疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}として推定する。例えば、２００００Ｈｚで連続加振すれば、わずか半日余りで１０⁹の負荷回数に到達する。しかし、ある程度高いせん断応力振幅で連続加振すると試験片１が発熱するため、試験片１を冷却する必要があり、強制空冷を行う。強制空冷だけでは試験片１の発熱抑制が不十分な場合は、加振と休止を交互に繰り返すようにする。休止することで実質の負荷周波数は小さくなるが、加振周波数が２００００Ｈｚの試験機２であれば、休止時間を加振時間の１０倍程度としても２０００Ｈｚ程度と依然高速であり、１週間もあれば１０⁹回の負荷回数に到達する。

　材料の疲労破壊を支配する応力は、突き詰めれば垂直応力かせん断応力のどちらかである。垂直応力による疲労特性を高速に評価するため、超音波軸荷重疲労試験機（完全両振り）が市販されてから数年が経つ。それに対し、せん断応力による疲労特性を高速に評価するための超音波ねじり疲労試験の研究はほとんど行われておらず、これまでに評価された材料は最大せん断応力振幅（完全両振り）が２５０ＭＰａ以下で疲労破壊する軟鋼やアルミ合金である。

　それに対し、転がり軸受の動定格荷重及び定格寿命の規格であるISO-281:2007で定められている転がり軸受の疲労限面圧は１５００ＭＰａであり、線接触状態を考えると、そのときに表層内部に作用する最大交番せん断応力振幅はτ₀＝３７５ＭＰａである。したがって、３７５ＭＰａ以上の最大せん断応力振幅で評価できる超音波ねじり疲労試験機が必要であるが、このような大きな最大せん断応力振幅で評価できる超音波疲労ねじり試験機は、従来に例がない。そのため、この発明は、超音波ねじり試験機の開発と、表層内部に作用する最大交番せん断応力振幅τ_０が前記せん断疲労強度τ_１ｉｍに等しくなる負荷が作用するときの最大接触面圧Ｐ_ｍａｘを疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}として推定できるという知見との、総合的な案出によりなされたものである。

　図２は、上記評価方法に用いるせん断疲労特性の推定システムとこれを含み上記疲労限面圧推定方法に用いる疲労限面圧の推定システムの概念構成を示す。ここでは、疲労限面圧の推定システムについて中心に説明し、せん断疲労特性の推定システムについては疲労限面圧の推定システムと相違する点のみを述べる。この推定システムは、超音波ねじり疲労試験機２と、図１のせん断疲労強度決定過程（Ｓ２）および疲労限面圧計算過程（Ｓ３）の処理を行う疲労限面圧の推定装置５とで構成される。

　図２において、超音波ねじり疲労試験機２は、試験機本体３と試験機制御装置４とで構成される。試験機本体３は、フレーム６の上部に設置したねじり振動コンバータ７に、下向きに突出する振幅拡大ホーン８を取付け、その先端に試験片１を着脱可能に取付け、ねじり振動コンバータ７で発生した超音波振動を、振幅拡大ホーン８の軸心回りの正逆回転方向の振動として拡大して試験片１に伝えるものである。

　試験機制御装置４は、コンピュータ１０と、このコンピュータ１０で実行可能な試験機制御プログラム１１とで構成される。コンピュータ１０は、デスクトップ型等のパーソナルコンピュータであり、中央処理装置１２、メモリ等の記憶手段１３、および入出力インタフェース１４を備える。記憶手段１３に上記試験機制御プログラム１１が記憶され、記憶手段１３の残りの記憶領域が、データ記憶エリア１３ａや作業エリアとなる。この他に、キーボードやマウス等の入力装置１５と、液晶表示装置等の画像を表示する表示装置やプリンタ等の出力装置１６が、コンピュータ１０の一部として、またはコンピュータ１０に接続して設けられている。

　試験機制御装置４は、試験機本体３のねじり振動コンバータ７を制御する装置であり、制御出力は、入出力インタフェース１４から、アンプ１７を介して振動コンバータ７に与えられる。この試験機制御装置４は、試験機制御プログラム１１に従って次の処理を行う。まず、図１９に画面例を示すように、試験条件（出力、間欠運転と連続運転のいずれとするか、試験終了条件、データ採取条件等）の入力を促す画面を出力装置１６となる表示装置に出力し、入力装置１５から上記試験条件が入力され、試験開始命令が入力されると、入力された条件に従って試験機本体３を駆動し制御する。なお、最大せん断応力振幅の値は、入力した出力Ｐに対し、後述の（９）式によって換算表示される。

　図２において、疲労限面圧の推定装置５は、コンピュータ１０と、このコンピュータ１０で実行可能な疲労限面圧推定プログラム１９とで構成される。コンピュータ１０は、試験機制御装置４を構成するコンピュータと同じものであっても良く、また別のものであってよく、中央処理装置１２、メモリ等の記憶手段１３、および入出力インタフェース１４を備える。また上記入力装置１５および出力装置１６が、コンピュータ１０の一部として、またはコンピュータ１０に接続して設けられている。図３は、試験機制御プログラム１１と疲労限面圧推定プログラム１９とを同じコンピュータ１０に記憶させ、試験機制御装置兼疲労限面圧の推定装置２９とした例を示す。

　疲労限面圧の推定装置５は、コンピュータ１０と前記疲労限面圧推定プログラム１１とで、図４に概念構成で示す各手段が構成されたものである。この疲労限面圧の推定装置５は、転がり接触する金属材料の疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}を推定する装置であって、入力手段２２、せん断疲労強度決定手段２３、および疲労限面圧計算手段２４を備え、また記憶手段１３、出力手段２８が構成されている。ここで、疲労限面圧計算手段２４を除いたものがせん断疲労特性の推定装置となる。

　入力手段２２は、完全両振りの超音波ねじり疲労試験によって求められた金属材料のせん断応力振幅と負荷回数の関係を、記憶手段１３の定められた記憶領域に記憶させる手段である。入力手段２２は、詳しくは、キーボート等の手入力を行う入力装置や、記録媒体の読み出し装置、通信ネットワークなどを用いて、例えば、前記金属材料のせん断応力振幅と負荷回数の関係を纏めたファイルを、後の計算のために、定められた記憶領域、またはその記憶場所が特定できるように記憶させる手段である。

　せん断疲労強度決定手段２３は、前記記憶領域に記憶されたせん断応力振幅と負荷回数の関係から超長寿命領域におけるせん断疲労強度τ_１ｉｍを、定められた基準に従って決める手段である。せん断疲労強度決定手段２３で行う具体的な処理内容は、図１のせん断疲労強度決定過程（Ｓ２）について説明するとおりである。

　疲労限面圧計算手段２４は、前記金属材料で製造される物体Ｍ１およびこの物体Ｍ１に対して転がり接触する物体Ｍ２の互いに接触する面の形状，寸法と接触面圧を与える負荷とから決まる前記金属材料の物体Ｍ１の表層内部に作用する最大交番せん断応力振幅τ_０が、前記せん断疲労強度τ_１ｉｍに等しくなる前記負荷が作用するときの最大接触面圧Ｐ_ｍａｘを定められた計算式によって求め、この最大接触面圧Ｐ_ｍａｘを疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}の推定値とする手段である。疲労限面圧計算手段２４で行う具体的な処理内容は、図１の疲労限面圧計算過程（Ｓ３）について説明するとおりである。

　次に、超音波ねじり疲労試験機２の詳細、およびこの疲労限面圧の推定方法の詳細を説明する。この超音波ねじり疲労試験機２は、転がり軸受用鋼に極めて高速にせん断疲労が与えられる完全両振りの超音波ねじり疲労試験機として設計したものである。ねじり振動コンバータ７の加振周波数範囲は２００００±５００Ｈｚである。なお、超音波軸荷重疲労試験に用いられる縦振動コンバータには様々な出力のものがあるのに対し、ねじり振動コンバータの市販品は低出力のものしかなく、自作することも実質不可能であった。したがって、振幅拡大ホーン８と試験片１の形状を最適化して高強度な転がり軸受用鋼にねじり疲労を与える必要があった。

　振幅拡大ホーン８は、指数関数型であり、ねじり振動コンバータ７に固定する大径側端面の直径は３８ｍｍ、試験片１を固定する小径側端面の直径は１３ｍｍである。振幅拡大ホーン８は、後述の第２実施形態で詳しく説明するように、なるべく拡大率（小径側のねじり角の大径側のねじり角に対する比）を大きく、かつ２００００Ｈｚ付近で共振するように設計・調整されている。なお、振幅拡大ホーン８の大径側の端面にはねじり振動コンバータに固定するための雄ねじ部が軸方向に突出して設けられ、小径側の端面には試験片を固定するための雌ねじが開けられている。振幅拡大ホーン８の素材はチタン合金である。ヤング率Ｅ、ポアソン比ν、密度ρを実測した結果、それぞれＥ＝１．１６×１０^１１Ｐａ、ν＝０．２７、ρ＝４４６０ｋｇ／ｍ^３であった。ＦＥＭ解析ソフト（ＭａｒｃＭｅｎｔａｔ２００８ｒ１）（登録商標）を用い、上記のＥ、ν、ρを物性値として、自由ねじり共振の固有値解析を行った。その結果、拡大率は４３．１倍になった。

　図６に試験片の模式図を示す。実際の試験片１の一端には、振幅拡大ホーン８の先端に固定するための雄ネジ部が設けられている。図６において、試験片１は、両端の円柱形状の肩部１ａ，１ａと、これら両側の肩部１ａ，１ａに続き軸方向に沿う断面形状が円弧曲線１ｂａとなる中細り部１ｂとでなるダンベル形である。この試験片１の形状，寸法は、肩部１ａの長さＬ₁、中細り部１ｂの半分の長さである半弦長さＬ₂、肩部１ａの半径Ｒ₂、中細り部１ｂの最小半径Ｒ₁，前記円弧曲線１ｂａの半径をＲ（いずれも単位はｍ）で決定される。

　試験片１の設計にあたっては、半弦長さＬ_２、肩部半径Ｒ_２、最小半径Ｒ_１を適当に与え、共振周波数f(=20000Hz)，ヤング率E ，ポアソン比ν，密度ρ（標準熱処理した軸受鋼SUJ2の実測値はE=2.04×10¹¹Pa，ν=0.29 ，ρ=7800kg/m³）とともに、次式（１）～（６）式に代入すれば肩部長さＬ_１が求まる。円弧半径ＲはＲ_１，Ｒ_２，Ｌ₂から求まる。

　ここで、なるべく大きなせん断応力が試験片最小径部の表面に作用するように事前検討したＬ_２=0.0065m，Ｒ_２=0.0045m，Ｒ_１=0.002mを、上記のf，E，ν，ρとともに（１）～（６）式に代入するとＬ_１=0.00753mとなる。しかし、標準焼入焼戻した軸受鋼SUJ2でＬ_１=0.00753mとした試験片を製作したところ共振しなかった。そこで，FEM 解析ソフト(Marc Mentat 2008 r1)（登録商標）を用い、上記のf，E，ν，ρを物性値として自由ねじり共振の固有値解析を行った。その結果，Ｌ_１=0.00753mでねじり共振する周波数は19076Hzとなり、ねじり振動コンバータの加振周波数範囲である２００００±５００Ｈｚを外れていた。そのため、２００００Ｈｚでねじり共振するＬ_１を求めた結果、Ｌ_１=0.00677mとなった。標準焼入焼戻した軸受鋼SUJ2でＬ_１=0.00677mとした試験片を製作したところ２００００Ｈｚ付近で共振した。図７に試験片図面を示す（単位はmm）。

　図８は、図７の試験片モデルで自由ねじり共振の固有値解析を行って得たねじり角θと表面のせん断応力τである。図８は端面ねじり角θ_endが0.01radの場合であり、このときの試験片最小径部の表面に作用する最大せん断応力τ_ｍａｘは526.18MPaとなった。すなわち、線形弾性の範疇では、端面ねじり角θ_endと試験片最小径部における表面の最大せん断応力τ_ｍａｘの関係は（７）式のようになる。ただし，τ_ｍａｘの単位はMPa、θ_endはradである。
　　　τ_ｍａｘ＝５２６１８θ_end　　　　　　　　（７）

　図７の形状の標準焼入焼戻した軸受鋼SUJ2製の試験片１を３本用い、アンプ出力P(%)を変えて端面ねじり角θ_endを測定した。表１に試験片素材の合金成分を示す。硬さは722HVであった。

　加振中の試験片肩部下端の写真をデジタルマイクロスコープ（キーエンス製VHX-900）にて２００倍で撮影した。それに先立ち、ボール盤で試験片肩部にエメリー研磨（＃500，＃2000）とダイヤモンドラッピング(1μm)を施して鏡面状態にした。試験片を試験機に取り付けた後、肩部にカラーチェックの現像剤を塗布した。図９は静止時の写真であり、所々に現像剤が塗布されない箇所ができる。それら塗布されない箇所の加振時の挙動を観察した。図９の場合、矢印を付した箇所の挙動に着目した。アンプ出力Ｐを10%から90%まで5%刻みで変えて１秒間加振し、その間にシャッタースピード1/15secで写真撮影した。図１０はＰ＝５０％で加振中に撮影した写真で、範囲２ａが図９の着目箇所の軌跡である。

　アンプ出力Ｐ（％）を変えて測定した範囲２ａから、図１１のように端面ねじり角θ_endを求めた。その結果、図１２のように、３本の試験片１とも、Ｐとθ_endの間にはほぼ同一の直線関係が見られ、回帰直線として（８）式が得られた。

　（９）式から、Ｐ＝９０％でθ_end＝0.018radとなる。（７）式と（８）式から、アンプ出力Ｐと試験片最小径部における表面の最大せん断応力振幅τ_ｍａｘの関係は（９）式のようになった。（９）式から、Ｐ＝９０％でτ_ｍａｘ=951MPaとなり、高強度な転がり軸受用鋼にねじり疲労を与えられることが十分に見込める。

　製作した超音波ねじり疲労試験機２は、図２と共に前述したパーソナルコンピュータ１０および試験機制御プログラム１１で構成した試験機制御装置４で、アンプ１７を制御するようになっている。図１９に、超音波ねじり疲労試験機２の試験条件を入力する画面を示す。図２０は試験過程の詳細の流れ図であり、試験過程では、入力された試験条件に従って、同図のようにアンプ出力の制御や、連続発振または間欠発振を選択した制御、情報取得（周波数とアンプ状態の取得）、試験の終了等の制御等が行われる。

　図１９の入力画面例で、計測準備の欄に共振周波数が19.97 と表示されているのは、出力１０％で試験片が19.97kHzで共振したことを示しており、ねらいの２００００Ｈｚにほぼ等しい。この試験機制御装置４によると、計測条件の欄にアンプ出力を入力すると、あらかじめ初期設定画面に入力した（９）式の直線の傾きと切片から、最大せん断応力振幅に変換される。同欄では、加振し続ける連続運転か、加振と休止を交互に繰り返す間欠運転のどちらかを選択する。

　き裂が発生し、ある程度の寸法に成長すると、試験片１の共振周波数が低下する。同欄の周波数変動幅に50.00と入力されているのは、共振周波数が試験時よりも５０Ｈｚ以上低下したら疲労破壊したとして試験を停止させるためである。なお、この値は可変であり、試験片材質に応じて適切な値を入力すべきである。図１３にねじり疲労破壊した試験片の例を示す。軸方向のせん断き裂が発生し、ある程度の長さに成長した後、引張型に遷移して斜め方向に逸れていったことを示している。

　常温大気中にて標準焼入焼戻した軸受鋼SUJ2を、加振と休止を交互に繰り返す間欠運転で評価した。最大せん断応力振幅の大小によらず、一貫して加振時間は110msec，休止時間は1100msecとした。試験片は上記の端面ねじり角測定に用いたものと同ロットである。１０¹⁰回まで損傷が起きなければ試験を打ち切った。

　図１５に超音波ねじり疲労試験で得られたせん断応力振幅と負荷回数の関係を示す。図１５中の実線は、日本材料学会の金属材料疲労信頼性評価標準JSMS-SD-6-02の疲労限度型折れ線モデルにあてはめて求めたS-N線図（破壊確率50%の疲労強度線図）であり、せん断疲労限度はτ_１ｉｍ＝５６４ＭＰａとなった。線接触状態を考え、τ_１ｉｍ＝５６４ＭＰａが最大交番せん断応力振幅τ₀に等しいとすると、以下の式、
　（疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}）＝４×（せん断疲労強度τ_１ｉｍ）
に従って計算すれば、疲労限面圧はＰ_{ｍａｘ１ｉｍ}＝２２５６ＭＰａと推定されることになる。なお、疲労限度型折れ線モデルではなく、連続低下型曲線モデルに当てはめてS-N線図を求めてもよい。ただし、その場合、例えば「τ_１ｉｍは１０¹⁰回におけるS-N線図上の値」などとして定義する必要がある。

　表１の軸受鋼ＳＵＪ２を素材に用い、図１４のように、直径１０ｍｍの平行部に、超音波ねじり疲労試験片と同じ最小直径４ｍｍの中細り部を設けたねじり疲労試験片（標準焼入焼戻）を製作した（図中の寸法の単位はmmである）。中細り部を設けたのは、危険体積を略等しくするためである。なお、図１４のねじり疲労試験片はＲ＝１１．４ｍｍに対し、超音波ねじり疲労試験片はＲ＝９．７ｍｍである。Ｒを変えた理由は応力集中係数を揃えるためである。ねじり疲労試験に先立ち、表面粗さの影響をなくす目的で、中細り部にエメリー研磨（＃５００、＃２０００）とダイヤモンドラッピング（粒径１μｍ）を施した。

　ねじり疲労試験は油圧サーボ型ねじり疲労試験機にて、完全両振り、負荷周波数１０Ｈｚで行った。その結果、図１５中の白丸プロットのようになり、油圧サーボねじり疲労試験結果の時間強度は，超音波ねじり疲労試験結果のものよりも約１５％低くなった。超音波ねじり疲労試験は、従来のねじり疲労試験よりも、せん断疲労強度を高めに評価する傾向がある。したがって、超音波ねじり疲労試験で得られたせん断疲労限度５６４ＭＰａの８５％である４７９ＭＰａ（図１５中の破線）をτ_１ｉｍとする。その場合、線接触状態を考え、τ_１ｉｍ＝４７９ＭＰａが最大交番せん断応力振幅τ_０に等しいとすると、疲労限面圧はＰ_{ｍａｘ１ｉｍ}＝１９１６ＭＰａと推定されることになる。

　ねじり疲労試験では、せん断応力は試験片表面で最大、軸芯でゼロになる。すなわち、応力勾配をもつ疲労試験である。ここで、引張圧縮疲労試験のうち、軸荷重疲労試験では平滑部断面内の垂直応力は均一であり、平滑部直径によらず一定の疲労限度を示すことが知られている。それに対し、応力勾配をもつ回転曲げ疲労試験では、平滑部直径が大きくなるにつれて疲労限度が低下し、軸荷重疲労試験での疲労限度に漸近していく寸法効果を示すことが知られている。引張強度が異なる３鋼種について、軸荷重疲労試験と平滑部直径を種々変えた回転曲げ疲労試験を行い、それぞれの疲労限度を求めた報告がある（前出の非特許文献４参照）。それによると、鋼種によらず、軸荷重疲労試験での疲労限度は、平滑部直径が４mmの回転曲げ疲労試験での疲労限度の約８０％となっている。

　引張圧縮疲労試験では、応力勾配をもたない軸荷重疲労試験での疲労限度が安全側の基準になるが、ねじり疲労試験では、平滑部直径をいくら大きくしても応力勾配をもつため基準が存在しない。応力勾配をもつ以上、ねじり疲労試験でも寸法効果は避けられない。そこで、ねじり疲労試験についても引張圧縮疲労試験の基準がそのまま適用できると仮定する。つまり、超音波ねじり疲労試験片の最小直径は４mmなので、上記の超音波ねじり疲労試験の過大評価補正をしたせん断疲労限度４７９ＭＰａの８０％である３８３ＭＰａ（図１５中の点線）をτ_１ｉｍとする。その場合、線接触状態を考え、τ_１ｉｍ＝３８３ＭＰａが最大交番せん断応力振幅τ₀に等しいとすると、疲労限面圧はＰ_{ｍａｘ１ｉｍ}＝１５３２ＭＰａと推定されることになる。

　上記の応力勾配をもつ疲労試験で現れる寸法効果は、応力勾配という力学的要因と、大きな負荷を受ける体積（危険体積）が増減するという統計的要因によってもたらされる。統計的要因という観点から、複数応力水準で複数本の評価を行ってP-S-N 線図を得ればよい。しかしながら、時間的制約から実施が困難な場合が多いであろう。図１５でせん断疲労限度τ_１ｉｍを求めるのに日本材料学会の金属材料疲労信頼性評価標準JSMS-SD-6-02を用いた。それには少ないデータ数でP-S-N 線図を得る機能がある。

　図１６は、それによって得た破壊確率１０％のP-S-N 線図（図１６中の破線）であり、１０％せん断疲労限度は５００ＭＰａとなった。その値に対し、上記の超音波ねじり疲労試験の過大評価補正をすると、５００×０．８５＝４２５ＭＰａとなる（図１６中の点線）。さらに、上記の寸法効果補正をすると、４２５×０．８＝３４０ＭＰａ（図１６中の一点鎖線）となる。この値が最も安全なτ_１ｉｍの見積といえる。線接触状態を考え、τ_１ｉｍ＝３４０ＭＰａとして、それが最大交番せん断応力振幅τ₀に等しいとすると、疲労限面圧はＰ_{ｍａｘ１ｉｍ}＝１３６０ＭＰａと推定されることになる。ここでは適当な破壊確率として１０％としたが、超音波ねじり疲労試験片の危険体積と実際の転がり軸受の危険体積を比較し、妥当な破壊確率を考慮すべきである。

　上記のように、超音波ねじり疲労試験（完全両振り）によって転がり軸受用鋼のせん断応力振幅と負荷回数の関係を求め、それから超長寿命領域におけるせん断疲労強度（またはせん断疲労限度）τ_１ｉｍを決め、転がり軸受の接触寸法諸元から表層内部に作用する最大交番せん断応力振幅τ₀がせん断疲労強度τ_１ｉｍに等しくなる負荷が作用するときの最大接触面圧Ｐ_ｍａｘを疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}として推定する方法を示した。

　ところで、図１７に線接触状態でＰ_ｍａｘ＝１５００ＭＰａが作用する場合の接触面下の周方向断面の交番せん断応力τ_yzと深さ方向の垂直応力σ_zの分布を示す（ｙ:周方向，ｚ:深さ方向）。座標は接触楕円の単軸半径ｂで無次元化してある。交番せん断応力τ_yzは点線の深さで絶対値が最大になる。図１８は、はく離が起きる前に転がり疲労試験を中止し、周方向断面を観察したところ、交番せん断応力の絶対値が最大になる深さ辺りに見られた表面に平行な微小き裂である。表面に平行に進展した駆動力は交番せん断応力と考えられる。つまり、き裂の進展様式はモードII型（面内せん断型）である。図１７に示したように、き裂面に垂直な方向の垂直応力σ_zは圧縮なので、モードI型（引張型）は有り得ず、かつσ_zはき裂面間を干渉させるため、モードII進展を妨げるように作用する。

　一方、超音波ねじり疲労試験で発生、進展するモードIIき裂（図１３中のせん断き裂）については、き裂面に垂直な圧縮応力は作用しない。したがって、超音波ねじり疲労試験で求める超長寿命領域におけるせん断疲労強度τ_１ｉｍから推定する疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}は、実際より低めの値、安全側の値を与えるといえる。

　この実施形態の転がり軸受材料の選定方法は、上記構成の転がり軸受材料の特性評価方法により評価されたせん断疲労特性値が、定められたせん断疲労特性値以上である金属材料を、転がり軸受の軌道輪または転動体の材料として使用するものである。

　この実施形態の特性評価方法によれば、短時間の疲労試験の結果から、転がり軸受用の金属材料のせん断疲労特性を精度良く推定することができる。そのため、転がり軸受の軌道輪または転動体に使用する材料の試験項目の一つとしてせん断疲労特性を採用することができる。実際に疲労試験して求めたせん断疲労特性値が、定められたせん断疲労特性値以上である材料のみを軸受材料として用いることで、転がり軸受の信頼性向上に大きく役立つ。せん断疲労特性を使用材料の試験項目の一つとして採用することは、従来では試験に長年かかり、あまりにも実情から離れていて発想になかったが、この方法によると、実用化が可能であり、その採用により軸受の信頼性向上に役立てることができる。なお、判定基準となる「定められたせん断疲労特性値」は、目的等に応じて適宜設定すれば良い。また、せん断疲労特性値の推定は、例えば、材料のロット毎や、一度に購入した量毎、購入先毎等に行う。

　また、これに代えて、この実施形態の転がり軸受材料の選定方法は、上記いずれかの構成の疲労限面圧の推定方法により推定された疲労限面圧が、定められた疲労限面圧以上である金属材料を、転がり軸受の軌道輪または転動体の材料として使用するものとすることもできる。

　この場合も同様に、転がり軸受の信頼性向上に大きく役立つ。疲労限面圧を使用材料の試験項目の一つとして採用することは、従来では試験に長年かかり、あまりにも実情から離れていて発想になかったが、この転がり軸受材料の選定方法によると、実用化が可能であり、その採用により軸受の信頼性向上に役立てることができる。判定基準となる「定められた疲労限面圧」は、目的等に応じて適宜設定すれば良く、疲労限面圧の推定は、例えば、材料のロット毎や、一度に購入した量毎、購入先毎等に行う。

　＜実施例１＞；弾性限度内の応力のみ作用する条件下で用いられる転がり軸受の軌道輪または転動体となる金属材料の疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}を推定する。
　上記の「弾性限度内の応力のみ作用する条件下」とは、金属材料に負荷をかけて、負荷がなくなった後には、金属材料に作用する応力および歪みが「０」に戻る条件下を言う。

　弾性限度内の応力のみ作用する条件下で用いられる転がり軸受の軌道輪または転動体となる金属材料として、各種軸受用鋼が考えられる。代表的な軸受用鋼として、日本工業規格；略称ＪＩＳのＳＵＪ２、ＳＣｒ４２０等が挙げられる。なおＳＵＪ２は、米国AISI規格でSAE52100に相当する。実施例１では、（１）ＳＵＪ２素材に、焼入れと焼戻しの熱処理を施した「ＳＵＪ２標準」、（２）ＳＵＪ２素材に、浸炭窒化焼入れと焼戻しの熱処理を施した「ＳＵＪ２浸炭窒化」、（３）ＳＣｒ４２０素材に、浸炭焼入れと焼戻しの熱処理を施した「ＳＣｒ４２０浸炭」の各試験片のせん断疲労特性を超音波ねじり疲労試験（両振り）により求め、このせん断疲労特性から疲労限面圧を推定した。各試験片として図７に示した試験片を用いた。

　表２に、試験片に用いたＳＵＪ２素材の合金成分を示す。

　上記表２のＳＵＪ２素材を順次、旋削→熱処理→研削仕上げして以下の（１），（２）の試験片を製作した。
（１）「ＳＵＪ２標準」の試験片の熱処理は、ＳＵＪ２素材全体を焼入れするいわゆるずぶ焼入と焼戻し（加熱：８３０℃×８０ｍｉｎ，ＲＸガス雰囲気→油焼入れ→ 焼戻し：１８０℃×１８０ｍｉｎ）である。
（２）「ＳＵＪ２浸炭窒化」の試験片については、ＳＵＪ２素材に浸炭窒化焼入れと焼戻し（加熱：８５０℃×１５０ｍｉｎ，ＲＸガス雰囲気，ＮＨ₃ガスを６．５Ｌ／ｍｉｎで添加→油焼入れ→ 焼戻し：１８０℃×１２０ｍｉｎ）を施している。
　前記ＲＸガス雰囲気とは、ブタン、メタン等の炭化水素系ガスに空気を混合した後、触媒を充填し高温加熱してなるＣＯ，Ｈ_２，Ｎ_２を主な成分とする雰囲気ガスである。

　表３に、試験片に用いたＳＣｒ４２０素材の合金成分を示す。

　上記表３のＳＣｒ４２０素材を順次、旋削→熱処理→研削仕上げして（３）の試験片を製作した。
（３）「ＳＣｒ４２０浸炭」の試験片については、浸炭焼入れと焼戻し（浸炭：９２０℃×４ｈ，ＲＸガス雰囲気，カーボンポテンシャルを１．２に保持→拡散９２０℃×３ｈ，ＲＸガス雰囲気→油焼入れ→焼戻し：１８０℃×１２０ｍｉｎ）を施している。

　図２４は、「ＳＵＪ２標準」の試験片のせん断疲労特性を示す図である。同図中の実線は、日本材料学会の金属材料疲労信頼性評価標準JSMS-SD-6-02の疲労限度型折れ線モデルにあてはめて求めたS-N線図であり、せん断疲労限度τ_w0は５７７MPaとなった。このせん断疲労限度τ_w0に対し、それぞれ破壊確率補正（破壊確率10%），寸法効果補正，過大評価補正をして、線接触状態における疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}を求めた。この疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}の推定結果を表４に示す。

　図２５は、「ＳＵＪ２浸炭窒化」の試験片のせん断疲労特性を示す図である。同図中の実線は、図２４の場合と同様に求めたS-N線図であり、せん断疲労限度τ_w0は５２４MPaとなった。このせん断疲労限度τ_w0に対し、それぞれ破壊確率補正（破壊確率10%），寸法効果補正，過大評価補正をして、線接触状態における疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}を求めた。この疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}の推定結果を表５に示す。

　図２６は、「ＳＣｒ４２０浸炭」の試験片のせん断疲労特性を示す図である。同図中の実線は、図２４の場合と同様に求めたS-N線図であり、せん断疲労限度τ_w0は５００MPaとなった。このせん断疲労限度τ_w0に対し、それぞれ破壊確率補正（破壊確率10%），寸法効果補正，過大評価補正をして、線接触状態における疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}を求めた。この疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}の推定結果を表６に示す。

　マクロ的に弾性応力しか作用しない軽負荷荷重、つまり弾性限度内の応力のみ作用する条件下で用いられる転がり軸受では、その条件下で使用すると、軸受寿命は半永久的と考えられる。そのため、内部起点型はく離が起きなくなる最大接触面圧を試験により求めることは、軌道輪や転動体の材料を選定する上で、あるいは軸受の使用条件を定める上で、重要となる。

　実施例１によると、弾性限度内の応力のみ作用する条件下で用いられる転がり軸受用鋼についても、疲労試験を超音波ねじり疲労試験で行うことで、極めて高速な負荷が可能で、短時間（例えば、半日乃至１週間）で各転がり軸受用鋼のせん断応力振幅と負荷回数の関係を求めることができる。この関係から疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}を精度良く推定することができる。そのため、弾性限度内の応力のみ作用する条件下で用いられる転がり軸受の軌道輪または転動体に使用する材料の試験項目の一つとして疲労限面圧を採用することができる。実際に疲労試験して求めた疲労限面圧が、定められた疲労限面圧以上である材料のみを軸受材料として用いることで、転がり軸受の信頼性向上に大きく役立つ。疲労限面圧を使用材料の試験項目の一つとして採用することは、従来では試験に長年かかり、あまりにも実情から離れていて発想になかったが、この方法によると、実用化が可能であり、その採用により軸受の信頼性向上に役立てることができる。

　＜実施例２＞；航空機用の転がり軸受の軌道輪または転動体となる金属材料の疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}を推定する。この転がり軸受は、例えば、航空機のエンジンのタービンの主軸を支持する軸受等に使用される。前記「航空機用」は、宇宙用を含むものとする。

　前記金属材料として、Ｍ５０、Ｍ５０ＮｉＬなどが挙げられる。実施例２では、Ｍ５０素材に熱処理等を施した試験片と、Ｍ５０ＮｉＬ素材に熱処理等を施した試験片とを用いて各試験片のせん断疲労特性を求め、このせん断疲労特性から疲労限面圧を推定した。各試験片として図７に示した試験片を用いた。

　表７に、試験片に用いたＭ５０素材、Ｍ５０ＮｉＬ素材の合金成分を示す。

　上記表７のＭ５０素材を順次、旋削→熱処理→研削仕上げして試験片を製作した。この場合の熱処理は、Ｍ５０素材全体を焼入れするいわゆるずぶ焼入、サブゼロ処理、焼戻し（加熱：８５０℃×８０min+１０９０℃×２０min，真空→ 油焼入→サブゼロ処理：－６０℃×９０min→焼戻：４５０℃×６０min+５５０℃×１８０minである。

　また上記表７のＭ５０ＮｉＬ素材を順次、旋削→熱処理→研削仕上げして試験片を製作した。この場合の熱処理は、浸炭焼入れ、中間焼鈍、焼入れ、サブゼロ処理、焼戻し（浸炭：９６０℃×１５h，RXガス雰囲気，カーボンポテンシャルを１．２に保持→拡散：９６０℃×７４h，RXガス雰囲気→中間焼鈍：６５０℃×６h→加熱：８５０℃×４０min+１０９０℃×２５min，真空→油焼入→サブゼロ処理：－８０℃×１８０min→焼戻：４５０℃×６０min+５５０℃×１８０minである。

　図２７は、Ｍ５０の試験片のせん断疲労特性を示す図である。同図中の実線は、日本材料学会の金属材料疲労信頼性評価標準JSMS-SD-6-02の疲労限度型折れ線モデルにあてはめて求めたS-N線図であり、せん断疲労限度τ_w0は５５１MPaとなった。このせん断疲労限度τ_w0に対し、それぞれ破壊確率補正（破壊確率10%），寸法効果補正，過大評価補正をして、線接触状態における疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}を求めた。この疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}の推定結果を表８に示す。

　図２８は、Ｍ５０ＮｉＬ浸炭の試験片の同図中の実線は、日本材料学会の金属材料疲労信頼性評価標準JSMS-SD-6-02の疲労限度型折れ線モデルにあてはめて求めたS-N線図であり、せん断疲労限度τ_w0は６７８MPaとなった。このせん断疲労限度τ_w0に対し、それぞれ破壊確率補正(破壊確率10%)，寸法効果補正，過大評価補正をして、線接触状態における疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}を求めた。この疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}の推定結果を表９に示す。

　航空機用の機械部品では、一般の産業用の機械部品に比べて、高度に信頼性が要求される。実施例２によると、航空機用の転がり軸受の軌道輪または転動体となる金属材料についても、疲労試験を超音波ねじり疲労試験で行うことで、極めて高速な負荷が可能で、短時間（例えば、半日乃至１週間）で各金属材料のせん断応力振幅と負荷回数の関係を求めることができる。この関係から疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}を精度良く推定することができる。そのため、航空機用の転がり軸受の軌道輪または転動体に使用する材料の試験項目の一つとして疲労限面圧を採用することができる。実際に疲労試験して求めた疲労限面圧が、定められた疲労限面圧以上である材料のみを軸受材料として用いることで、航空機用軸受の信頼性向上に大きく役立つ。疲労限面圧を使用材料の試験項目の一つとして採用することは、従来では試験に長年かかり、あまりにも実情から離れていて発想になかったが、この方法によると、実用化が可能であり、その採用により軸受の信頼性向上に役立てることができる。

　＜実施例３＞；鉄道車両用転がり軸受の軌道輪または転動体となる金属材料の疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}を推定する。この鉄道車両の転がり軸受は、例えば、鉄道車両の車軸を支持する軸受である。
　前記金属材料として、ＳＮＣＭ４２０、ＳＵＪ２、ＳＵＪ３、ＳＣｒ４２０等が挙げられる。実施例３では、ＳＮＣＭ４２０素材に熱処理等を施した試験片と、ＳＵＪ３素材に熱処理等を施した試験片とを用いて各試験片のせん断疲労特性を求め、このせん断疲労特性から疲労限面圧を推定した。各試験片として図７に示した試験片を用いた。

　表１０に、試験片に用いたＳＮＣＭ４２０素材、ＳＵＪ３素材の合金成分を示す。

　上記表１０のＳＮＣＭ４２０素材を順次、旋削→熱処理→研削仕上げして試験片を製作した。この場合の熱処理は、浸炭焼入れ、２次焼入れ、焼戻し（浸炭：９２０℃×４h，RXガス雰囲気，カーボンポテンシャルを１．２に保持→拡散：９２０℃×３h，RXガス雰囲気→加熱：８００℃×７０min→油焼入→焼戻し：１８０℃×１２０min）である。

　また上記表７のＳＵＪ３素材を順次、旋削→熱処理→ 研削仕上げして試験片を製作した。この場合の熱処理は、ＳＵＪ３素材全体を焼入れするいわゆるずぶ焼入と焼戻し（加熱：８１０℃×８０min→油焼入→焼戻し：１８０℃×１８０min）である。

　図２９は、ＳＮＣＭ４２０浸炭の試験片のせん断疲労特性を示す図である。同図中の実線は、日本材料学会の金属材料疲労信頼性評価標準JSMS-SD-6-02の疲労限度型折れ線モデルにあてはめて求めたS-N線図であり、せん断疲労限度τ_w0は５２６MPaとなった。このせん断疲労限度τ_w0に対し、それぞれ破壊確率補正（破壊確率10%），寸法効果補正，過大評価補正をして、線接触状態における疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}を求めた。この疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}の推定結果を表１１に示す。

　図３０は、ＳＵＪ３の試験片のせん断疲労特性を示す図である。同図中の実線は、日本材料学会の金属材料疲労信頼性評価標準JSMS-SD-6-02の疲労限度型折れ線モデルにあてはめて求めたS-N線図であり、せん断疲労限度τ_w0は５４７MPaとなった。このせん断疲労限度τ_w0に対し、それぞれ破壊確率補正(破壊確率10%)，寸法効果補正，過大評価補正をして、線接触状態における疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}を求めた。この疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}の推定結果を表１２に示す。

　鉄道車両用の転がり軸受では、多数の乗客を乗せて走行し、また高頻度で長年使用されるため、高度に信頼性が要求される。実施例３によると、鉄道車両用転がり軸受の軌道輪または転動体となる金属材料についても、疲労試験を超音波ねじり疲労試験で行うことで、極めて高速な負荷が可能で、短時間（例えば、半日乃至１週間）で各金属材料のせん断応力振幅と負荷回数の関係を求めることができる。この関係から疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}を精度良く推定することができる。そのため、鉄道車両用の転がり軸受の軌道輪または転動体に使用する材料の試験項目の一つとして疲労限面圧を採用することができる。実際に疲労試験して求めた疲労限面圧が、定められた疲労限面圧以上である材料のみを軸受材料として用いることで、鉄道車両用の転がり軸受の信頼性向上に大きく役立つ。疲労限面圧を使用材料の試験項目の一つとして採用することは、従来では試験に長年かかり、あまりにも実情から離れていて発想になかったが、この方法によると、実用化が可能であり、その採用により軸受の信頼性向上に役立てることができる。

　＜実施例４＞；自動車の車輪用軸受である転がり軸受の軌道輪または転動体となる金属材料の疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}を推定する。
　第１世代の車輪用軸受では、ＳＵＪ２素材などに、焼入れと焼戻しの熱処理を施した軸受用鋼が適用されている。第２世代の車輪用軸受では、外輪（ハブ輪）はＳ５３Ｃ素材に高周波焼入れ、内輪と転動体はＳＵＪ２素材などに、焼入れと焼戻しの熱処理を施した鋼が適用されている。第３世代の車輪用軸受では、内輪（ハブ輪）のアウトボード側軌道と、ナックルに固定される外輪は、Ｓ５３Ｃ素材に高周波焼入れ、内輪のインボード側軌道と転動体は、ＳＵＪ２素材などに、焼入れと焼戻しの熱処理を施した鋼が適用されている。以上から、この実施例４ではＳ５３Ｃ素材に熱処理等を施した試験片のせん断疲労特性を求め、このせん断疲労特性から疲労限面圧を推定した。各試験片として図７に示した試験片を用いた。

　表１３に、試験片に用いたＳ５３Ｃ素材の合金成分を示す。

　上記表１３のＳ５３Ｃ素材を順次、旋削→熱処理→研削仕上げして試験片を製作した。この場合の熱処理は、高周波焼入れと焼戻しである。図３１（Ａ）は、Ｓ５３Ｃ素材の高周波焼入れのヒートパターンを示す図であり、同図（Ｂ）は、同素材の焼戻しのヒートパターンを示す図である。図３２（Ａ）は、高周波焼入れパターンを概略示す試験片の正面図であり、同図（Ｂ）は同試験片の側面図である。図３２（Ａ）におけるハッチング部が概略の高周波焼入れパターンである。図３２（Ａ）に示すように、最小径部φｄmin（φｄminは４ｍｍ）は全硬化とする。焼逃げ幅Ｗ（４隅）は３ｍｍ以下とする。端面まで焼抜けても構わない。最小径部φｄminの旧γ結晶粒度は♯８程度にする。

　図３３は、Ｓ５３Ｃ高周波焼入れの試験片のせん断疲労特性を示す図である。同図中の実線は、日本材料学会の金属材料疲労信頼性評価標準JSMS-SD-6-02の疲労限度型折れ線モデルにあてはめて求めたS-N線図であり、せん断疲労限度τ_w0は４４２MPaとなった。このせん断疲労限度τ_w0に対し、それぞれ破壊確率補正(破壊確率10%)，寸法効果補正，過大評価補正をして、線接触状態における疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}を求めた。この疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}の推定結果を表１４に示す。

　自動車の車輪用転がり軸受では、過酷な条件で長年使用され、また燃費向上等のために軽量，コンパクト化が求められるため、信頼性の向上が要求される。実施例４によると、自動車の車輪用軸受である転がり軸受の軌道輪または転動体となる金属材料についても、疲労試験を超音波ねじり疲労試験で行うことで、極めて高速な負荷が可能で、短時間（例えば、半日乃至１週間）で各金属材料のせん断応力振幅と負荷回数の関係を求めることができる。この関係から疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}を精度良く推定することができる。そのため、自動車の車輪用軸受である転がり軸受の軌道輪または転動体に使用する材料の試験項目の一つとして疲労限面圧を採用することができる。実際に疲労試験して求めた疲労限面圧が、定められた疲労限面圧以上である材料のみを軸受材料として用いることで、車輪用軸受の信頼性向上に大きく役立つ。疲労限面圧を使用材料の試験項目の一つとして採用することは、従来では試験に長年かかり、あまりにも実情から離れていて発想になかったが、この方法によると、実用化が可能であり、その採用により軸受の信頼性向上に役立てることができる。

　この発明の第２実施形態を図３４，３５と共に説明する。この実施形態では、転がり接触する金属材料のせん断疲労特性評価方法に用いるせん断疲労特性評価装置の一例を示す。第２実施形態では、前記第１実施形態との相違箇所のみ説明し、共通する部材については同じ符号を振り、共通部分の説明は省略する。このせん断疲労特性評価装置は、ねじり振動コンバータ７および振幅拡大ホーン８を有する試験機本体３Ａと、発振器２０と、アンプ１７と、制御・データ採取手段４Ａとを備える。制御・データ採取手段４Ａは、第１実施形態の試験機制御装置４に相当する。

　試験機本体３Ａは、フレーム６の上部に設置したねじり振動コンバータ７に、下向きに突出する振幅拡大ホーン８を取付け、その先端に試験片１を着脱可能に取付け、ねじり振動コンバータ７で発生した超音波振動を、振幅拡大ホーン８の軸心Ｏ回りの正逆回転方向の振動として拡大して試験片１に伝えるものである。試験機本体３Ａは、試験片１の強制空冷を行う試験片空冷手段９を有している。試験片空冷手段９は、例えば、ブロワー等の圧縮空気発生源（図示せず）に配管等で接続されて試験片１に対して空気を吹き付けるノズル等からなり、電磁バルブ（図示せず）または前記圧縮空気発生源のオンオフによって、空気の吹き付けと吹き付け停止との切換が可能である。

　ねじり振動コンバータ７は、２相の交流電力が印加されることで、その交流電力の周波数で回転中心軸Ｏ回りの正逆の回転となるねじり振動を発生する装置である。ねじり振動コンバータ７に与える交流電力は、電圧がサイン波等の正負対称の交流電力とされ、発生するねじり振動は、完全両振り、つまり正回転方向と逆回転方向とは対称となる振動とされる。

　振幅拡大ホーン８は、先細り形状に形成されて先端面に同心に試験片を取付ける雌ねじ孔からなる取付部を有し、基端でねじり振動コンバータに固定される。振幅拡大ホーン８は、基端に与えられた振動コンバータ７のねじり振動の振幅を、先端部で拡大した振幅とする。振幅拡大ホーン８の素材は、例えばチタン合金である。

　発振器２０は、振幅拡大ホーン８を加振する周波数となる超音波領域の周波数の電圧信号を生成する電子機器からなる。発振器４は、発振周波数が、例えば±５００Ｈｚの範囲で、固定の周波数とされ、または周波数調整可能とされている。

　アンプ１７は、発振器２０の出力を増幅して超音波領域の周波数の交流電力をねじり振動コンバータ７に印加する電子機器である。アンプ１７は、前記交流電力の出力の大きさ、およびオン・オフが外部からの入力により制御可能なものとする。アンプ１７の最大出力は、この実施形態では３００Ｗとされている。

　制御・データ採取手段４Ａは、前記アンプ１７に前記出力の大きさおよびオンオフ等の制御の入力を与え、かつ試験中の加振周波数、アンプ１７の出力等の状態、および負荷回数を含むデータをアンプ１７から採取する手段である。制御・データ採取手段４Ａは、上記の他に、試験片冷却手段９を制御する機能を備える。制御・データ採取手段４Ａは、パーソナルコンピュータ等のコンピュータと、これに実行させるプログラム（図示せず）とでなり、キーホード、マウス等の入力機器１５Ａと、液晶表示装置等の画像を画面で表示する画面表示装置１８が接続され、または上記コンピュータの一部として設けられている。

　制御・データ採取手段４Ａは、前記コンピュータとプログラムとにより、図３５に概念構成をブロックで示す各部が構成されている。すなわち、制御・データ採取手段４Ａは、試験条件設定部２１、試験条件・採取データ記憶部１３Ａ、および試験制御部１２Ａを有する。試験条件・採取データ記憶部１３Ａおよび試験制御部１２Ａは、それぞれ第１実施形態の記憶手段１３および中央処理装置１２に相当する。試験条件設定部２１は、ねじり振動コンバータ８を駆動する条件、およびデータを採取する条件を含む試験条件が入力機器１５Ａから入力されると、試験条件・採取データ記憶部１３Ａに記憶させる処理、すなわち制御の条件として設定する手段である。試験条件設定部２１は、詳しくは、図１９に示す入力用画面を画面表示装置１８に表示し、かつ図３７に流れ図で示す処理を行う手段である。

　試験制御部１２Ａは、試験条件設定部２１により設定された試験条件に従って、前記ねじり振動コンバータ８の駆動、および前記データの採取を行う手段である。試験制御部１２Ａは、基本制御部２５と、連続発振制御部２６と、間欠発振制御部２７とで構成される。試験制御部１２Ａは、図２０に流れ図で示す処理を行う手段である。同図のステップＲ８～Ｒ１３の処理を行う手段が連続発振制御部２６であり、ステップＲ１４～Ｒ２４の処理を行う手段が間欠発振制御部２７であり、残りの各ステップの処理を行う手段が基本制御部２５である。

　この実施形態のせん断疲労特性評価方法について説明する。この評価方法は、図３４のせん断疲労特性評価装置用い、転がり接触する金属材料のせん断疲労特性を、前記金属材料からなる試験片１を用いて試験し評価する方法であって、試験片１の形状，寸法を、ねじり振動コンバータ７の駆動による振幅拡大ホーン８の振動に共振する形状，寸法とし、振動コンバータ７を超音波領域の周波数（この例では、２００００±５００Ｈｚの範囲）で駆動し、試験片１を振幅拡大ホーン８の振動に共振させてせん断疲労破壊させる試験を行う。ねじり振動コンバータ７を駆動する周波数範囲の下限値を（２０００－５００＋α）Ｈｚとしても良い。ただしαは試験片の試験中の性状変更に対する余裕値であって２００Ｈｚ以下であっても良い。この試験の間に各種のデータを採取し、得られたせん断応力振幅と負荷回数との関係を用いて、前記金属材料のせん断疲労特性を評価する。前記金属材料は、転がり軸受用の高強度金属材料としては、例えば高炭素クロム軸受鋼（JIS-SUJ2）等の軸受鋼である。

　このせん断疲労特性評価方法によると、加振周波数が超音波領域となる極めて高速な超音波ねじり疲労試験機を行うため、転がり接触する金属材料のせん断疲労特性を評価するにつき、短時間で必要な負荷回数に達し、せん断疲労特性を迅速に評価することができる。例えば、２００００Ｈｚで連続加振すれば，わずか半日余りで１０⁹回の負荷回数に到達する。また、実際にせん断疲労破壊を生じさせる試験を行うため、従来の非金属介在物の最大サイズを鋼の品質の指標とする方法に比べて、精度良くせん断疲労特性を求めることができる。試験片は共振させるため、僅かなエネルギの投入で効率良くせん断疲労破壊を生じさせることができる。

　以下、このせん断疲労特性評価方法および評価装置の具体的内容を説明する。ねじり振動コンバータ７は、市販されていてアンプ制御できるのものが、調べた範囲では１機種しかなく、選択の余地がなかったため、振幅拡大ホーン８や試験片１の形状を工夫して最適化し、高強度金属材料にせん断疲労を与えるようにした。

　振幅拡大ホーン８の工夫につき説明する。上記市販のねじり振動コンバータ７と共に販売されている標準振幅拡大ホーン（指数関数型)は、ねじり振動コンバータ７に固定する大径側端面の直径は３８ｍｍ、試験片１を固定する小径側端面の直径は１５ｍｍである。この振幅拡大ホーンは２００００Ｈｚ付近で共振するように設計・調整されている。なお、振幅拡大ホーンの大径側の端面の中央にはねじり振動コンバータに固定するための取付部である雄ネジ部が突出して設けられ、小径側の端面には試験片を固定するための雌ネジからなる取付部が空けられている。振幅拡大ホーン８の素材はチタン合金である。ヤング率Ｅ、ポアソン比ν、密度ρを実測した結果、それぞれＥ＝１．１６×１０^１１Ｐａ、ν＝０．２７、ρ＝４４６０ｋｇ／ｍ^３であった。ＦＥＭ解析ソフト（ＭａｒｃＭｅｎｔａｔ２００８ｒ１）（登録商標）を用い、上記のＥ、ν、ρを物性値として、自由ねじり共振の固有値解析を行った。その結果、拡大率（小径側のねじり角の大径側のねじり角に対する比）は２５．８倍になった。

　試験片１の形状は、第１実施形態の図６に示したものと同じであり、この試験片１において、Ｌ₂＝0.0070m，Ｒ₂＝0.0060m，Ｒ₁＝0.0030mを、上記のf ，E ，ν，ρとともに上述の（１）～（６）式に代入すると、Ｌ₁＝0.01012mとなる。しかし、標準焼入焼戻した軸受鋼SUJ2（合金成分は前述の表１参照）でＬ₁＝0.01012mとした試験片１を製作したところ、共振しなかった。そこで、有限要素法（FEM）解析ソフト(Marc Mentat 2008 r1)（登録商標）を用い、上記のＥ，ν，ρを物性値として自由ねじり共振の固有値解析を行った。その結果、Ｌ₁=0.01012mでねじり共振する周波数はｆ＝19076Ｈｚとなり、ねじり振動コンバータ７の加振周波数範囲である２００００±５００Ｈｚを外れていた。ｆ＝２００００Ｈｚでねじり共振するＬ₁を同解析で求めた結果、Ｌ₁＝0.00915mとなった。Ｌ₁＝0.00915mとした試験片１を製作したところ２００００Ｈｚ付近で共振した。常温大気中、アンプ出力１００％にて、加振と休止を交互に繰り返す間欠運転（加振時間:110msec，休止時間:1100msec）で評価した結果、負荷回数が１０⁷回のオーダーで破断した（図１３参照）。高強度金属材料をせん断疲労破壊させることはできたが、さらに低サイクル域でせん断疲労破壊させるためには高効率化が必要である。

　振幅拡大ホーン８のねじり振幅を大きくすべく、大径側の端面の直径がφ３８ｍｍ、小径側の端面の直径がφ13mmの振幅拡大ホーン８の製作を行った。高効率振幅拡大ホーン（指数関数型）は２００００Ｈｚ付近で共振するように設計・調整されている。高効率振幅拡大ホーンの素材はチタン合金である。ヤング率Ｅ、ポアソン比ν、密度ρを実測した結果、それぞれＥ＝１．１６×１０^１１Ｐａ、ν＝０．２７、ρ＝４４６０ｋｇ／ｍ^３であった。ＦＥＭ解析ソフト（ＭａｒｃＭｅｎｔａｔ２００８ｒ１）（登録商標）を用い
、上記のＥ、ν、ρを物性値として、自由ねじり共振の固有値解析を行った。その結果
、拡大率（小径側のねじり角の大径側のねじり角に対する比）は４３．１倍になった。したがって、高効率振幅拡大ホーンは標準振幅拡大ホーンに対し、拡大率が６７％向上したことになる。しかしながら、常温大気中、アンプ１７の出力５０％にて、上記の寸法のSUJ2製の試験片１を取り付け、上述の間欠運転条件で評価を開始したところ、間もなく共振が不安定になる現象が起きた。

　共振不安定現象が起きないようにするため、試験片１の形状の見直しを行った。試験片最小径部の表面に作用する最大せん断応力振幅τ_maxの理論解は（１０）式で与えられる。

　ただし、Ｒ₁，Ｌ₁，Ｌ₂は、前述のとおり、それぞれ試験片１の最小半径，肩部長さ，半弦長さである（いずれも単位はm ）。ｇ，α，k ，βは、それぞれ上述の（１），（３），（４），（５）式で求まる。θ_endは試験片１の端面ねじり角である（単位はrad)。同一の端面ねじり角θ_endでは、概略、試験片最小径部に作用する最大せん断応力τ_maxは、試験片を大きくするほど大きくなり、小さくするほど小さくなる。ここで、ねじり角の拡大率（小径側のねじり角の大径側のねじり角に対する比）を向上させた上記の高効率振幅拡大ホーン８で試験片形状を変更して共振不安定現象を起こすことなく試験片１をせん断疲労破壊させるための指針として、次の２案を考えた。
　（１）試験片を大きくし、小さいアンプ出力でも試験片最小径部表面に大きな最大せん断応力τ_maxを作用させる。
　（２）上述のように、高効率振幅拡大ホーンは標準品に対してねじり角の拡大率が６７％向上した。試験片を小さくすると、試験片最小径部表面に作用する最大せん断応力τ_maxは小さくなるが、試験片を小さくする。

　上記２指針の下、表１５のＡ～Ｅの試験片を、前述の表１の軸受鋼SUJ2を用いて製作した。試験片Ａは上記の初回形状であり、振幅拡大ホーン８に固定するネジ部からなる取付用突部を除く重量は21.7gである。試験片Ｂ，Ｃは、指針（１）に沿って試験片を大きくしたものであり、同一端面ねじり角でのτ_max比（対Ａ）は大きくなり、重量比（対Ａ）も大きくなる。一方、試験片Ｄ，Ｅは指針（２）に沿って試験片を小さくしたものであり、同一端面ねじり角ではτ_max比（対Ａ）は小さくなり、重量比（対Ａ）も小さくなる。なお、表１５中の肩部長さＬ₁は、上記（６）式で求めた理論解ではなく、上述のようにFEMによる自由ねじり共振の固有値解析にて、２００００Ｈｚでねじり共振するように求めた値である。

　各試験片１を上記の高効率振幅拡大ホーン８に取り付け、常温大気中、上述の間欠運転条件で評価を行った。その結果、指針（１）に沿う試験片Ｂはアンプ出力５０％で共振不安定現象が起きた。試験片Ｃはアンプ出力１０％でも共振すらしなかった。一方、指針（２）に沿う試験片Ｄはアンプ出力８０％で共振不安定現象が起きた。試験片Ｅはアンプ出力９０％まで共振不安定現象は起きなかった。アンプ出力９０％では負荷回数が１０⁵回のオーダーの低サイクル域でせん断疲労破壊した。以上のことから、試験片重量が共振不安定現象に強く関連することがわかった。ねじり振動コンバータ７の最大出力が３００Ｗと非力なためと考えられる。Ｅを評価試験片に採用することに決定した。

　上述のように、試験片Ａの振幅拡大ホーン８に固定するネジ部を除く重量は21.7gである。それに対し、試験片Ｅのネジ部を除く重量は9.36gである。なお、実際の試験片のフリー端（反ネジ側）には、研削加工精度をよくするため、旋削加工でセンター穴を設ける必要があり、取付用突部を除く重量は9.36gよりも若干軽くなる。この試験片Ｅは第１実施形態の試験片１と同一であり、この試験片Ｅの形状、寸法および評価結果は、第１実施形態の図７～図１６で示されたとおりである。

　図３４、図３５の制御・データ採取手段４Ａについて、整理して図１９、２０および図３６～図３８と共に説明する。図３５の試験条件設定部２１は、図１９に示す、第１実施形態と同様の試験条件の入力画面を、画面表示装置１８により表示させる。この入力画面には、試験片材料の材料名の入力欄、コメントの入力欄と、ねじり振動コンバータ７を駆動する条件となる、アンプ出力の入力欄、間欠運転か連続運転かを選択する選択入力欄、間欠運転の場合の１回の加振時間および休止時間の入力欄、試験終了条件の入力欄（試験を終了する負荷回数、および周波数変動幅）と、データ取得条件となる初期サイクル、終了サイクル、サイクル間隔の入力欄とが表示され、またファイル名の入力欄が表示される。試験条件設定部２１は、図１９の入力画面で入力された試験条件の情報を、一つの試験ファイルとして試験条件・採取データ記憶部１３Ａに記憶し、入力されたファイル名を付す。入力する手順は、例えば、図３７に流れ図を示す順に行われる。

　図３５の試験条件設定部２１は、図１９の入力画面の他に、初期設定の入力画面を画面表示装置１８に表示させ、図３６に流れ図で示すように、アンプ１７で出力する電圧値や物理量の入力、せん断振幅応力係数の入力を促し、入力された値で電圧および物理量の初期設定を行い、前記試験ファイル等に記録する。ここで言う「物理量」は、次の振幅ＩＮ、振幅ＯＵＴ、超音波パワー、周波数、メモリ周波数等の量である。次の各事項の説明中に「コントローラー(PC)」とあるのは、制御・データ採取手段４Ａのことである。

　振幅ＩＮ：アンプ出力振幅アンプ出力振幅のことで、コントローラー(PC)より 0～100%を-10V～+10Vにて指示する。
　振幅ＯＵＴ：実際のアンプ出力振幅に比例した電圧出力のことで、コントローラー(PC)にて0～100%を0V～+10Vにて指示する。
　超音波パワー：超音波パワーの出力に比例した電圧出力のことで、コントローラー(PC)にて0～100%を0V～+10Vにて指示する。
　周波数：アンプ運転周波数の出力に比例した電圧出力のことで、コントローラー(PC)にて19.50～20.50kHzを-10V～+10Vにて指示する。
　メモリ周波数：アンプメモリ内に記録されている相対周波数の出力に比例した電圧出力のことで、コントローラー(PC)にて19.50～20.50kHzを-10V～+10Vにて指示する。

　図１９の入力画面における「発振開始」のボタンが押されると、１０％の出力で共振周波数がサーチされる（図３８参照）。共振することが確認されたら、「試験情報」のタブの画面に移り、「試験開始」のボタンを押すと開始命令が与えられ、図３５の試験制御部１２Ａは試験を開始させる。

　図３５の試験制御部１２Ａは、上記のように入力されて試験ファイルと記憶された試験条件に従い、アンプ１７および試験片冷却手段９の制御を行い、かつアンプ１７からデータを採取する。概略を説明すると、第１実施形態の図２０に示すように、試験開始（Ｒ１）の後、振幅出力を定め（Ｒ３）、連続運転か間欠運転かの試験条件を判別して（Ｒ４）、連続運転の場合はステップＲ５～Ｒ１３の処理を行い、間欠運転の場合はステップＲ１４～Ｒ２４の処理を行う。いずれの場合も、加振周波数およびアンプの出力状態を採取し（Ｒ６，Ｒ１８）、その採取したデータで前記試験ファイルを更新する（Ｒ１２，Ｒ２２）。試験終了条件を満たすと、超音波出力を停止し（Ｒ２６）、試験を終了する。

　この実施形態の転がり軸受材料の選定方法は、上記構成の転がり軸受材料の特性評価方法により評価されたせん断疲労特性値が、定められたせん断疲労特性値以上である金属材料を、転がり軸受の軌道輪または転動体の材料として使用するものである。これによっても、第１実施形態と同様の効果を奏する。

　この発明の第３実施形態を図３９，４９と共に説明する。第３実施形態では、前記第２実施形態との相違箇所のみ説明し、共通する部材については同じ符号を振り、共通部分の説明は省略する。この転がり接触・ねじり負荷作用金属材料の水素侵入下のせん断疲労特性の評価方法は、図３９（Ａ）に示すように、図３９（Ｂ）の試験装置により超音波ねじり疲労試験を行う前に、金属材料の試験片１に水素チャージする水素チャージ過程（図４０のステップＳ１）を備える点で、第２実施形態と相違し、その他の構成は同じである。図４０の水素チャージ過程に続く試験過程（Ｓ２）では、水素チャージ下でのせん断応力振幅と負荷回数との関係のデータ等を採取し、評価過程（Ｓ３）ではその採取したせん断応力振幅と負荷回数との回数から、せん断疲労限等のせん断疲労特性を評価する。

　図３９（Ａ）の水素チャージ手段３０は、次のいずれかの方法によって試験片１に水素チャージする手段である。例えば、水素を陰極電解チャージする手段、または水素を水溶液に浸漬してチャージする手段とされる。陰極電解水素チャージは、例えば図４４に示すように、容器３１内の電解液３２にプラチナの電極３４と試験片３３とを浸漬し、試験片３３をマイナス、電極３４をプラスとして電圧を印加することで行う。これらの水素チャージについては、後に具体的に説明する。その他の構成は、第２実施形態と同じである。

　この試験方法によると、試験片に加振周波数が超音波領域となる超音波ねじり振動を与える超音波ねじり疲労試験を行うため、極めて高速な負荷を繰り返し与えるねじり疲労試験が行える。そのため、チャージした水素が散逸しないうちに、評価対象の金属材料の試験片にせん断疲労を与え、水素侵入下のせん断疲労特性を合理的かつ迅速に評価することすることができる。例えば、２００００Ｈｚで連続加振すれば、わずか８．３min.で１０⁷回の負荷回数に到達する。試験片は共振させるため、僅かなエネルギの投入で効率良くせん断疲労破壊を生じさせることができる。

　常温大気中と水素侵入下で標準焼入焼戻した軸受鋼SUJ2製の試験片を、加振と休止を交互に繰り返す間欠運転で評価した。試験片節部には、エメリー研磨（＃５００、＃２０００）とダイヤモンドラッピング（粒径１μm）を施した。最大せん断応力振幅の大小によらず、一貫して加振時間は110msec、休止時間は1100msecとした。試験片は上記の端面ねじり角測定に用いたものと同ロットである。１０⁸回まで損傷が起きなければ試験を打ち切った。

　水素侵入下での評価では、試験に先立って試験片にちょうど２０ｈ（ｈ＝時間）にわたって陰極電解水素チャージを施した。電解液は0.05mol/Lの希硫酸水溶液に1.4g/Lのチオ尿素を添加したものを用いた。電流密度は0.2mA/cm²とした。この水素チャージ条件では約3.5mass-ppmの拡散性水素が侵入する。希硫酸水溶液中で水素チャージすると、薄い腐食生成物に覆われてしまうので、試験片節部に再度ダイヤモンドラッピング（粒径１μm)を施して腐食生成物を除去し、かつ面粗さも改善する必要がある。水素チャージ終了後、ちょうど１０分後に常温大気中で試験を開始したが、その合間にダイヤモンドラッピングを施した。

　電気化学的水素透過試験（非特許文献７参照）で測定した常温大気中における標準焼入焼戻した軸受鋼SUJ2中の水素の拡散係数は3.76×10^-11m²/secであった。超音波ねじり疲労試験片の最小直径は4mmである。図４１に、上述の拡散係数を用いて計算した試験片最小径部の相対水素濃度の経時変化を示す。２０ｈでほぼ芯部まで飽和することを示している。これが水素チャージ時間をちょうど２０時間とした根拠である。

　その他の陰極電解水素チャージの電解液として、若干の腐食生成物は付着するが、中性で安全な塩化ナトリウム水溶液がある。一般には、３mass％程度の濃度に調整する。ただし、上記の酸性水溶液ほど水素チャージ効率はよくない。塩化ナトリウム水溶液でさらに水素チャージ効率を上げる触媒毒としてチオシアン酸アンモニウムがある。その効能は３g/Lが上限である。腐食生成物を嫌う場合には、取り扱いに注意が必要であるが、アルカリ性の水酸化ナトリウム水溶液がある。一般には、濃度を１mol/L程度に調整する。上述の中性水溶液よりも水素チャージ効率はよくない。水酸化ナトリウム水溶液でさらに水素チャージ効率を上げる触媒毒として硫化ナトリウム九水和物がある。その効能は１g/Lが上限である。

　以上の様々な水溶液での陰極電解水素チャージに対し、水溶液に浸すだけの浸漬水素チャージがある。そのためのものとしてチオシアン酸アンモニウム水溶液がある。その効能は濃度２０mass％が上限である。

　図４２に、超音波ねじり疲労試験で得られた水素チャージ有無でのせん断応力振幅と負荷回数の関係を示す。図４２中の曲線（実線）は日本材料学会の金属材料疲労信頼性評価標準JSMS-SD-6-02の連続低下型曲線モデルにあてはめて求めたS-N 線図(破壊確率50%の疲労強度線図)である。１０⁷回におけるせん断疲労強度は、水素チャージなしでは789MPa、水素チャージありでは559MPaとなり、水素侵入下では明らかにせん断疲労強度は低下した。

　前述の表１の軸受鋼ＳＵＪ２を素材に用い、第１実施形態と同様に、図１４のようなねじり疲労試験片（標準焼入焼戻）を製作して、第１実施形態と同様の条件でねじり疲労試験を行った。その結果、図４２中の黒三角プロットのようになり、油圧サーボねじり疲労試験結果の時間強度は、超音波ねじり疲労試験結果のものよりも約１５％低くなった。超音波ねじり疲労試験は、従来のねじり疲労試験よりも、せん断疲労強度を高めに評価する傾向がある。したがって、水素チャージなしとありでの１０⁷回におけるせん断疲労限度７８９ＭＰａ、５５９ＭＰａのそれぞれ８５％である６７１ＭＰａ、４７５ＭＰａを絶対値で議論する場合の目安とすればよい。

　また、第１実施形態と同様の理由から、引張圧縮疲労試験の基準をそのまま適用して、水素チャージなしとありでの１０⁷回におけるせん断疲労限度７８９ＭＰａ，５５９ＭＰａのそれぞれ８０％である６３１ＭＰａ，４４７ＭＰａを絶対値で議論する場合の目安とすることもできる。

　この実施形態では、図４２で１０⁷回におけるせん断疲労強度を求めるのに日本材料学会の金属材料疲労信頼性評価標準JSMS-SD-6-02を用いた。それには少ないデータ数でP-S-N線図を得る機能がある。図４３は、それによって得た破壊確率１０％のP-S-N線図（破線）であり、水素チャージありとなしでの１０⁷回における１０％せん断疲労限度は、それぞれ７３６，５１２ＭＰａとなった。それらを絶対値で議論する場合の目安としてもよい。

　最も安全に絶対値の議論をするのであれば、上記３つを組み合わせる。すなわち、破壊確率を考慮した上で、超音波ねじり疲労試験は、従来のねじり疲労試験よりも、せん断疲労強度を高めに評価することを補正し、さらに、引張圧縮疲労試験の基準を適用することである。水素チャージなしの場合の１０⁷回における１０％せん断疲労限度７３６ＭＰａの８５％である６２６ＭＰａをさらに８０％した５０１ＭＰａを、水素チャージありの場合の１０⁷回における１０％せん断疲労限度５１２ＭＰａの８５％である４３５ＭＰａをさらに８０％した３４８ＭＰａを議論の目安とすればよい。

　前記第１～第３実施形態では、転がり接触金属材料のせん断疲労特性または疲労限面圧の評価方法について説明したが、これらの評価方法は、転がり接触金属材料以外にも適用できる。つぎに、この発明の応用例について説明する。この応用例は、転がり接触金属材料に代えて、動力伝達シャフト用の高強度金属材料を用いており、それ以外の構成は、第２実施形態と同じである。

　ねじり疲労特性を評価するための試験機として、油圧サーボ型ねじり疲労試験機、シェンク式ねじり疲労試験機があるが、負荷周波数は、前者が最高で１０Ｈｚ程度、後者が３０Ｈｚ程度であり、高負荷回数までのねじり疲労特性を評価するには多大な時間を要する。動力伝達シャフト用の高強度金属材料として、現在最もよく用いられているのは、炭素鋼ＪＩＳ－Ｓ４０Ｃベースに焼入性向上元素であるＭｎを増量したもの、さらにはＢを添加したものであり、表層のＪＩＳ規定の旧γ粒度が８～１０番になるように高周波焼入し、比較的低温(１５０℃程度) で焼戻され、硬さは６５０HV 程度になる。

　前述のように、従来のねじり疲労試験機は低負荷周波数であるため、動力伝達シャフトのねじり疲労特性は負荷回数１０^６回程度までしか評価されてこなかった。しかしながら、動力伝達シャフトが長期使用で受ける負荷回数は１０^６回程度ではなく、高負荷回数までのねじり疲労特性評価が必要である。しかしながら、例えば、負荷周波数が１０Ｈｚの油圧サーボ型ねじり疲労試験機で１０^８回の負荷回数に到達するには約４ヶ月を要していた。

　この応用例の方法によると、加振周波数が超音波領域となる極めて高速な超音波ねじり疲労試験機を行うため、動力伝達シャフト用の高強度金属材料のせん断疲労特性を評価するにつき、短時間で必要な負荷回数に達し、せん断疲労特性を迅速に評価することができる。例えば、２００００Ｈｚで連続加振すれば，わずか半日余りで１０⁹回の負荷回数に到達する。試験片は共振させるため、僅かなエネルギの投入で効率良くせん断疲労破壊を生じさせることができる。

　＜応用例１＞
　動力伝達シャフトとして、等速ジョイント（略称；ＣＶＪ）の中間シャフト鋼が挙げられる。この中間シャフト鋼のうち、細径品にはMnを増量したＸ鋼が用いられ、大径品にはS40Cに対しBを添加し、Mnを増量し、且つ、Siを減量したＹ鋼が用いられている。ここでは、これら２つの鋼の試験片Ｘ，Ｙの熱処理条件、せん断疲労特性をそれぞれ示す。

　表１６に、試験片Ｘ，Ｙに用いた鋼の合金成分を示す。

　上記表１６の試験片Ｘ，Ｙに用いた素材をそれぞれ旋削→熱処理→研削仕上げして試験片を製作した。この場合の熱処理は、高周波焼入れと焼戻しである。試験片に用いた素材の高周波焼入れのヒートパターンおよび高周波焼入れパターンは、第１実施形態の図３１（Ａ）、（Ｂ）および図３２（Ａ）、（Ｂ）と同じである。

　図４５は、試験片Ｘ，Ｙのせん断疲労特性を示す図である。同図中の実線、破線は、日本材料学会の金属材料疲労信頼性評価標準JSMS-SD-6-02の連続低下型曲線モデルにあてはめて求めたS-N線図であり、両鋼のせん断疲労限度τ_w0はほぼ同等であった。応用例１によると、動力伝達シャフト用の高強度金属材料のせん断疲労特性を評価するにつき、加振周波数が超音波領域となる極めて高速な超音波ねじり疲労試験機を行うことで、短時間で必要な負荷回数に達し、せん断疲労特性を迅速に評価することができる。例えば、２００００Ｈｚで連続加振すれば，わずか半日余りで１０⁹回の負荷回数に到達する。

　以上で述べた応用例の好ましい態様をまとめると、次のとおりである。
　上記応用例の各態様の基本構成となる動力伝達シャフト用の高強度金属材料のせん断疲労特性の推定方法は、動力伝達シャフト用の高強度金属材料のせん断疲労特性を、前記金属材料からなる試験片を用いて試験し評価する方法であって、交流電力が印加されることで回転中心軸回りの正逆の回転となるねじり振動を発生するねじり振動コンバータと、先端に同心に試験片を取付ける取付部を有し基端でねじり振動コンバータに固定され、基端に与えられた前記振動コンバータのねじり振動の振幅を拡大する振幅拡大ホーンと、発振器と、この発振器の出力を増幅して前記ねじり振動コンバータに印加するアンプと、このアンプに前記制御の入力を与える制御手段とを用い、前記振幅拡大ホーンの形状、寸法を、前記ねじり振動コンバータの駆動によるねじり振動に共振する形状、寸法とし、前記試験片の形状、寸法を、前記振幅拡大ホーンのねじり振動に共振する形状、寸法とし、前記振動コンバータを超音波領域の周波数範囲で駆動し、前記振幅拡大ホーンと前記試験片を共振させて、試験片をせん断疲労破壊させる試験を行い、試験により得られたせん断応力振幅と負荷回数との関係を用いて、前記金属材料のせん断疲労特性を評価する。

［応用態様１］
　上記基本構成において、前記ねじり振動コンバータにより発生するねじり振動は、正回転方向と逆回転方向とが対称となる振動である完全両振りとすることが好ましい。
［応用態様２］
　上記基本構成において、前記ねじり振動コンバータを駆動する周波数の下限値が（２００００－５００＋α）Ｈｚ、上限値が（２００００＋５００）Ｈｚ、ただしαは試験片の試験中の性状変化に対する余裕値であって２００Ｈｚ以下であることが好ましい。

［応用態様３］
　上記基本構成において、前記振幅拡大ホーンの材質がチタン合金であることが好ましい。
［応用態様４］
　応用態様３において、前記振幅拡大ホーンは、その基端部の端面の中央から突出して前記ねじり振動コンバータへ取り付けられる取付部、および先端の前記試験片を取り付ける雌ネジ部を除いた振幅拡大ホーン形状モデルにつき、物性値をＥ＝１．１６×１０¹¹Ｐａ、ν＝０．２７、ρ＝４４６０ｋｇ/ｍ³を物性値としたとき、有限要素解析による自由ねじり共振の固有値解析で求まる、小径側端面のねじり角の大径側端面のねじり角に対する比である拡大率が４３倍以上であり、先端のねじり角が０．０１８ｒａｄのとき、先細り部表面に作用する最大せん断応力が１８０ＭＰａ以下となることが好ましい。

［応用態様５］
　上記基本構成において、前記試験片が、両端の円柱形状の肩部と、これら両側の肩部に続き軸方向に沿う断面形状が円弧曲線となる中細り部とでなるダンベル形であり、前記肩部の長さをＬ1、前記中細り部の半分の長さである半弦長さをＬ2、前記肩部の半径をＲ3、前記中細り部の最小半径をＲ1、前記円弧曲線の半径をＲ（いずれも単位はｍ，ＲはＲ1、Ｒ2、Ｌ3から求まる）とし、共振周波数をｆ（単位はＨｚ）、ヤング率Ｅ（単位はＰａ），ポアソン比ν（無次元）、密度ρ（単位はｋｇ/ｍ³）とし、前記Ｌ2 、Ｒ1、Ｒ2を任意の値とし、前記共振周波数ｆを前記振動コンバータが駆動可能な周波数範囲２００００±５００Ｈｚの任意の値として、次式（１）～（６）により、前記共振周波数ｆで試験片が共振する肩部長さＬ₁を理論解として求め、前記Ｌ2、Ｒ1、Ｒ2、Ｒおよび理論解として求まったＬ1を僅かに短くした複数の試験片形状モデルを作成し、これらの形状モデルにつき、Ｅ、ν、ρを試験片とする金属材料の実測物性値とし、有限要素解析による自由ねじり共振の固有値解析により、前記共振周波数ｆでねじり共振する解析解Ｌ1Nを求め、前記Ｌ2、Ｒ1、Ｒ2、Ｒ、Ｌ1Nの寸法の試験片を作製して試験に用いることが好ましい。

［応用態様６］
　上記基本構成において、試験片の発熱を抑制するために、試験片を強制空冷することが好ましい。
［応用態様７］
　上記基本構成において、試験片の温度上昇を抑制するために、前記ねじり振動コンバータによる試験片に対するねじり振動の負荷と休止を交互に繰り返すことが好ましい。

　上記応用例の動力伝達シャフト用の高強度金属材料のせん断疲労特性の推定装置は、動力伝達シャフト用の高強度金属材料のせん断疲労特性を、前記金属材料からなる試験片を用いて試験し評価する装置であって、交流電力が印加されることで回転中心軸回りの正逆の回転となるねじり振動を発生するねじり振動コンバータと、先端に同心に試験片を取付ける取付部を有し、基端でねじり振動コンバータに固定され、基端に与えられた前記ねじり振動コンバータのねじり角を拡大する振幅拡大ホーンと、発振器と、この発振器の出力を増幅して前記ねじり振動コンバータに印加するアンプと、このアンプに前記制御の入力を与え、かつ試験中の加振周波数、前記アンプの状態、および負荷回数を含むデータを採取する制御・データ採取手段とを備え、前記振幅拡大ホーンの形状、寸法を、前記ねじり振動コンバータの駆動によるねじり振動に共振する形状、寸法とし、前記試験片の形状、寸法は、前記振幅拡大ホーンのねじり振動に共振する形状、寸法であり、前記ねじり振動コンバータを超音波領域の周波数範囲で駆動し、前記振幅拡大ホーンと前記試験片を共振させて、試験片をせん断疲労破壊させるようにしている。

　以上のとおり、図面を参照しながら本発明の好適な実施形態を説明したが、本発明の趣旨を逸脱しない範囲内で、種々の追加、変更または削除が可能である。したがって、そのようなものも本発明の範囲内に含まれる。

１　試験片
１ａ　肩部
１ｂ　中細り部
２　超音波ねじり疲労試験機
３、３Ａ　超音波ねじり疲労試験機本体
４　試験機制御装置
４Ａ　制御・データ採取手段
５　疲労限面圧の推定装置
６　フレーム
７　ねじり振動コンバータ
８　振幅拡大ホーン
９　試験片冷却手段
１０　コンピュータ
１１　試験機制御プログラム
１７　アンプ
１９　疲労限面圧推定プログラム
２０　発振器
２１　試験条件設定部
２２　入力手段
２３　せん断疲労強度決定手段
２４　疲労限面圧計算手段
２７　間欠発振制御部
３０　水素チャージ手段
Ｍ１　金属材料で製造される物体
Ｍ２　接する物体

Claims

　転がり接触する金属材料のせん断疲労特性を評価する方法であって、
　超音波ねじり疲労試験によって金属材料のせん断応力振幅と負荷回数の関係を求める試験過程と、
　この求められたせん断応力振幅と負荷回数の関係から超長寿命領域におけるせん断疲労強度τ_１ｉｍを、定められた基準に従って決めるせん断疲労強度決定過程と、
　を含む転がり接触金属材料のせん断疲労特性の評価方法。
　請求項１において、前記超音波ねじり疲労試験は、試験片に対して、正回転方向と逆回転方向のねじりが対称となるねじり振動を与える完全両振りのねじり疲労試験とする転がり接触金属材料のせん断疲労特性の評価方法。
　請求項１において、前記金属材料が、転がり軸受の軌道輪または転動体となる転がり軸受用鋼である転がり接触金属材料のせん断疲労特性の評価方法。
　請求項１において、前記せん断疲労強度決定過程における、前記超長寿命領域におけるせん断疲労強度τ_１ｉｍを決める前記定められた基準は、せん断疲労強度を示す疲労限度型折れ線モデルに、試験結果のせん断応力振幅と負荷回数の関係を当てはめた曲線を求め、その曲線からせん断疲労強度を求める処理である転がり接触金属材料のせん断疲労特性の評価方法。
　請求項１において、前記せん断疲労強度決定過程における、前記超長寿命領域におけるせん断疲労強度τ_１ｉｍを決める前記定められた基準は、せん断疲労強度を示す連続低下型曲線モデルに、試験結果のせん断応力振幅と負荷回数の関係を当てはめた曲線を求め、その曲線からせん断疲労強度を求める処理である転がり接触金属材料のせん断疲労特性の評価方法。
　請求項１において、前記試験過程では、複数回の前記超音波ねじり疲労試験を行って、金属材料のせん断応力振幅と負荷回数の関係を複数求め、前記せん断疲労強度決定過程では、前記複数回の試験過程で求めたせん断応力振幅と負荷回数の関係から任意の破壊確率のＰ－Ｓ－Ｎ線図を求め、このＰ－Ｓ－Ｎ線図から、前記超長寿命領域におけるせん断疲労強度τ_１ｉｍを決める転がり接触金属材料のせん断疲労特性の評価方法。
　請求項１において、
　前記試験により得たせん断応力振幅と負荷回数との関係から、任意の破壊確率のＰ－Ｓ－Ｎ線図を求め、このＰ－Ｓ－Ｎ線図から超長寿命領域におけるせん断疲労強度を、せん断疲労強度の評価に用いるための、超長寿命領域におけるせん断疲労強度τ_limとする補正である破壊確率補正と、
　前記試験により得たせん断応力振幅と負荷回数の関係から求まる、超長寿命領域におけるせん断疲労強度に対する８５％の値を、せん断疲労特性の評価に用いるための、超長寿命領域におけるせん断疲労強度τ_limとする補正である過大評価補正と、
　前記試験により得た負荷回数とせん断応力振幅の関係から求まる、超長寿命領域におけるせん断疲労強度に対する８０％の値を、せん断疲労特性の評価に用いるための、超長寿命領域におけるせん断疲労強度τ_limとする補正である寸法効果補正との、
　いずれか２つ以上の補正を組み合わせて求まる値を、せん断疲労特性の評価に用いるための、超長寿命領域におけるせん断疲労強度τ_limとする転がり接触金属材料のせん断疲労特性の評価方法。
　請求項１において、
　交流電力が印加されることで回転中心軸回りの正逆の回転となるねじり振動を発生するねじり振動コンバータと、先端に同心に試験片を取付ける取付部を有し基端でねじり振動コンバータに固定され、基端に与えられた前記振動コンバータのねじり振動の振幅を拡大する振幅拡大ホーンと、発振器と、この発信器の出力を増幅して前記ねじり振動コンバータに印加するアンプと、このアンプに前記制御の入力を与える制御手段とを用い、
　前記振幅拡大ホーンの形状，寸法を、前記ねじり振動コンバータの駆動によるねじり振動に共振する形状，寸法とし、
　前記試験片の形状，寸法を、前記振幅拡大ホーンのねじり振動に共振する形状，寸法とし、
　前記振動コンバータを超音波領域の周波数範囲で駆動し、前記振幅拡大ホーンと前記試験片とを共振させて、試験片をせん断疲労破壊させる試験を行い、
　試験により得られたせん断応力振幅と負荷回数との関係を用いて、前記金属材料のせん断疲労強度を評価する転がり接触金属材料のせん断疲労特性の評価方法。
　請求項８において、前記アンプは、出力の大きさおよびオン・オフが外部からの入力により制御可能である転がり接触金属材料のせん断疲労特性の評価方法。
　請求項８において、前記ねじり振動コンバータを駆動する周波数の下限値が（２００００－５００＋α）Ｈｚ、上限値が（２００００－５００＋α）Ｈｚ、ただしαは試験片の試験中の性状の変化に対する余裕値であって２００Ｈｚ以下である転がり接触金属材料のせん断疲労特性の評価方法。
　請求項８において、前記振幅拡大ホーンは、横断面形状が円形であって、基端部を除く部分の縦断面形状が、先細り形状である転がり接触金属材料のせん断疲労特性の評価方法。
　請求項８において、前記試験片が、両端の円柱形状の肩部と、これら両側の肩部に続き軸方向に沿う断面形状が円弧曲線となる中細り部とでなるダンベル形であり、
　前記肩部の長さをＬ₁、前記中細り部の半分の長さである半弦長さをＬ₂、前記肩部の半径をＲ₂、前記中細り部の最小半径をＲ₁，前記円弧曲線の半径をＲ（いずれも単位はｍ，ＲはＲ₁，Ｒ₂，Ｌ₂から求まる)とし、共振周波数をｆ（単位はＨｚ）、ヤング率Ｅ（単位はＰａ），ポアソン比ν( 無次元) ，密度ρ( 単位はkg/m³)とし、
　前記Ｌ₂，Ｒ₁，Ｒ₂を任意の値とし、前記共振周波数ｆを前記振動コンバータが駆動可能な周波数範囲２００００±５００Ｈｚの任意の値として、次式(1)～(6)により、前記共振周波数ｆで試験片がねじり共振する肩部の長さをＬ₁を理論解として求め、
　前記Ｌ₂、Ｒ_１、Ｒ_２，Ｒおよび理論解として求まったＬ₁を僅かに短くした複数の試験片形状モデルを作成し、
　これらの形状モデルにつき、Ｅ，ν，ρを試験片とする金属材料の実測物性値とし、有限要素解析による自由ねじり共振の固有値解析により、前記共振周波数ｆでねじり共振する解析値Ｌ_ＩＮを求め、前記Ｌ₂、Ｒ₁、Ｒ₂、Ｒ、Ｌ_ＩＮの寸法の試験片を作製して試験に用いる、
　転がり接触金属材料のせん断疲労特性の評価方法。
　請求項１２において、前記ねじり振動コンバータの定格出力を３００Ｗとし、前記試験片の前記振幅拡大ホーン先端に取付ける雄ねじ部、および前記試験片の加工に必要な反取付部端面のセンター孔部を除いた体積が、１．２×１０^－6ｍ³以下であり、
　前記試験片の端面ねじり角が０．０１ｒａｄのとき、前記振幅拡大ホーンの先端に取り付ける雄ねじ部、および前記試験片の加工に必要な反取付部端面のセンター孔部を除いた試験片形状モデルにつき、物性値をＥ＝２．０４×１０¹¹Ｐａ、ν＝０．２９、ρ＝７８００ｋｇ／ｍ³としたとき、有限要素解析による自由ねじり共振固有値解析で求まる、試験片最小径部の表面に作用する最大せん断応力が５２０Ｍｐａ以上となる転がり接触金属材料のせん断疲労特性の評価方法。
　請求項１において、試験片に水素チャージした後に、この試験片に前記超音波ねじり疲労試験によって、前記金属材料の水素侵入下のせん断疲労特性を評価する転がり接触金属材料のせん断疲労特性の評価方法。
　請求項１４において、水素を陰極電解チャージする転がり接触金属材料のせん断疲労特性の評価方法。
　請求項１４において、水素を水溶液に浸漬してチャージする転がり接触金属材料のせん断疲労特性の評価方法。
　転がり接触する金属材料のせん断疲労強度を推定する装置であって、
　超音波ねじり疲労試験によって求められた金属材料のせん断応力振幅と負荷回数の関係を、定められた記憶領域に記憶させる入力手段と、
　この記憶されたせん断応力振幅と負荷回数の関係から超長寿命領域におけるせん断疲労強度τ_１ｉｍを、定められた基準に従って決めるせん断疲労強度決定手段と、
　を備えた、転がり接触金属材料のせん断疲労特性の推定装置。
　請求項１７において、前記金属材料が、転がり軸受の軌道輪または転動体となる転がり軸受用鋼である転がり接触金属材料のせん断疲労特性の推定装置。
　請求項１７において、
　交流電力が印加されることで回転中心軸回りの正逆の回転となるねじり振動を発生するねじり振動コンバータと、先端に同心に試験片を取付ける取付部を有し、基端でねじり振動コンバータに固定され、基端に与えられた前記ねじり振動コンバータのねじり角を拡大する振幅拡大ホーンと、発振器と、この発振器の出力を増幅して前記ねじり振動コンバータに印加するアンプと、このアンプに前記制御の入力を与え、かつ試験中の加振周波数、前記アンプの状態、および負荷回数を含むデータを採取する制御・データ採取手段とを備え、
　前記振幅拡大ホーンの形状，寸法を、前記ねじり振動コンバータの駆動によるねじり振動に共振する形状，寸法とし、
　前記試験片の形状，寸法は、前記振幅拡大ホーンのねじり振動に共振する形状，寸法であり、
　前記ねじり振動コンバータを超音波領域の周波数範囲で駆動し、前記振幅拡大ホーンと前記試験片とを共振させて、試験片をせん断疲労破壊させる、
　転がり接触金属材料のせん断疲労特性の推定装置。
　請求項１９において、前記ねじり振動コンバータを駆動する周波数の下限値が（２００００－５００＋α）Ｈｚ、上限値が（２００００－５００＋α）Ｈｚ、ただしαは試験片の試験中の性状の変化に対する余裕値であって２００Ｈｚ以下である転がり接触金属材料のせん断疲労特性の推定装置。
　請求項１９において、前記ねじり振動コンバータは、発生するねじり振動が、正回転方向と逆回転方向とが対称となる振動である完全両振りである転がり接触金属材料のせん断疲労特性の推定装置。
　請求項１の評価方法を用いて疲労限面圧を推定する方法であって、さらに、
　前記金属材料で製造される物体およびこの物体に対して転がり接触する物体の互いに接触する面の形状，寸法と接触面圧を与える負荷とから決まる前記金属材料の物体の表層内部に作用する最大交番せん断応力振幅τ₀が、前記評価方法によって求められたせん断疲労強度τ_１ｉｍに等しくなる前記負荷が作用するときの最大接触面圧Ｐ_ｍａｘを定められた計算式によって求め、この最大接触面圧Ｐ_ｍａｘを疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}の推定値とする疲労限面圧計算過程とを含む、
　転がり接触金属材料の疲労限面圧の推定方法。
　請求項２２において、前記疲労限面圧計算過程における前記定められた計算式は、次式、
（疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}）＝４×（せん断疲労強度τ_１ｉｍ）
である転がり接触金属材料の疲労限面圧の推定方法。
　請求項１７の推定装置を用いて疲労限面圧を推定する装置であって、さらに、
　前記金属材料で製造される物体およびこの物体に対して転がり接触する物体の互いに接触する面の形状，寸法と接触面圧を与える負荷とから決まる前記金属材料の物体の表層内部に作用する最大交番せん断応力振幅τ₀が、前記せん断疲労強度τ_１ｉｍに等しくなる前記負荷が作用するときの最大接触面圧Ｐ_ｍａｘを定められた計算式によって求め、この最大接触面圧Ｐ_ｍａｘを疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}の推定値とする疲労限面圧計算手段と備えた、
　転がり接触金属材料の疲労限面圧の推定装置。
　請求項２４において、前記疲労限面圧計算手段における前記定められた計算式は、次式、
（疲労限面圧Ｐ_{ｍａｘ１ｉｍ}）＝４×（せん断疲労強度τ_１ｉｍ）
である転がり接触金属材料の疲労限面圧の推定装置。