WO2014199898A1 - 円錐ころ軸受 - Google Patents

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上野 崇
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Definitions

  • the present invention relates to a tapered roller bearing, and more particularly to a tapered roller bearing with improved seizure resistance and life.
  • bearings used in automobiles are required to have low torque.
  • bearings that support automobile transmissions and differentials there is a tendency to reduce the space provided to increase the number of transmission stages and the operating space, and this increases the load load per bearing size. It has become.
  • bearings used in automobiles are also required to have an improved life in an oil-lubricated environment in which foreign matter is mixed.
  • this bearing is desirably manufactured by a low-cost method using an inexpensive material, and is desirably manufactured by a simple method that does not cause an increase in cost using a material available in various countries around the world.
  • the tapered roller bearings are arranged between the inner ring with small and large flanges on both sides of the raceway surface formed on the outer peripheral surface, the outer ring with the raceway surface formed on the inner peripheral surface, and the raceway surfaces of the inner and outer rings.
  • the cage includes a small annular portion that is continuous on the small diameter end surface side of the tapered roller, a large annular portion that is continuous on the large diameter end surface side of the tapered roller, and a plurality of column portions that connect these annular portions.
  • the planar shape of the pocket has a trapezoidal shape in which the portion that accommodates the small diameter side of the tapered roller is the narrow side, and the portion that accommodates the large diameter side is the wide side.
  • tapered roller bearings are used with the lower part immersed in an oil bath, so the oil in the oil bath flows into the bearing as lubricating oil as it rotates.
  • the lubricating oil flows into the bearing from the small diameter side of the tapered roller.
  • the lubricating oil flowing in from the outer diameter side of the cage flows along the raceway surface of the outer ring to the large diameter side of the tapered roller, and the lubricating oil flowing in from the inner diameter side of the cage is along the raceway surface of the inner ring. Flows to the large diameter side of the tapered roller.
  • the tapered roller bearing used for the application of lubricating oil from the outside is provided with a notch in the pocket of the cage, and the lubricating oil that flows into the outer diameter side and the inner diameter side of the cage is divided.
  • There are disclosed ones that pass through the notches and improve the flow of the lubricating oil inside the bearing for example, Japanese Patent Laid-Open No. 9-32858 (Patent Document 1) and Japanese Patent Laid-Open No. 11-2011149 (Patent Document 2). )reference).
  • an object of the present invention is to provide a tapered roller bearing with improved seizure resistance and life.
  • a tapered roller bearing has an outer ring having an outer ring rolling surface on the inner circumferential surface, an inner ring rolling surface on the outer circumferential surface, and a small and large cage on both sides of the inner ring rolling surface. And an inner ring disposed on the inner side of the outer ring, a plurality of tapered rollers arranged between the outer ring rolling surface and the inner ring rolling surface, and a cage having a pocket for accommodating the tapered roller.
  • Bearing parts of at least one of the outer ring, the inner ring, and the tapered roller are 0.6 mass% or more and 1.50 mass% or less carbon, 0.15 mass% or more and 2.50 mass% or less silicon, and 0.30.
  • the cage includes a small annular portion that is continuous on the small diameter end surface side of the tapered roller, a large annular portion that is continuous on the large diameter end surface side of the tapered roller, and a plurality of column portions that connect the small annular portion and the large annular portion.
  • the pocket has a trapezoidal shape such that the portion that accommodates the small diameter side of the tapered roller is the narrow side, and the portion that accommodates the large diameter side of the tapered roller is the wide side.
  • a notch is provided in the column on the narrow side of the pocket.
  • a tapered roller bearing has an outer ring having an outer ring rolling surface on the inner circumferential surface, an inner ring rolling surface on the outer circumferential surface, and a small and large cage on both sides of the inner ring rolling surface. And an inner ring disposed on the inner side of the outer ring, a plurality of tapered rollers arranged between the outer ring rolling surface and the inner ring rolling surface, and a cage having a pocket for accommodating the tapered roller.
  • Bearing parts of at least one of the outer ring, the inner ring, and the tapered roller are 0.6 mass% or more and 1.50 mass% or less carbon, 0.15 mass% or more and 2.50 mass% or less silicon, and 0.30.
  • the nitrogen concentration in the surface layer portion below the contact surface that comes into contact with the other components is 0.3% by mass or more.
  • the cage includes a small annular portion that is continuous on the small diameter end surface side of the tapered roller, a large annular portion that is continuous on the large diameter end surface side of the tapered roller, and a plurality of column portions that connect the small annular portion and the large annular portion.
  • the pocket has a trapezoidal shape such that the portion that accommodates the small diameter side of the tapered roller is the narrow side, and the portion that accommodates the large diameter side of the tapered roller is the wide side.
  • a notch is provided in the column on the narrow side of the pocket.
  • the present inventor is a tapered roller bearing using JIS standard SUJ2 equivalent material (JIS standard SUJ2, AST standard 52100, DIN standard 100Cr6, GB standard GCr5 or GCr15, and ⁇ OCT standard ⁇ X15) which is easily available in various countries around the world.
  • JIS standard SUJ2 equivalent material JIS standard SUJ2, AST standard 52100, DIN standard 100Cr6, GB standard GCr5 or GCr15, and ⁇ OCT standard ⁇ X15
  • At least one of the outer ring, the inner ring, and the tapered roller is made of steel having the above component composition. Can be used. Moreover, the notch is provided in the column part of the narrow side of the pocket of a holder
  • the nitrogen concentration in the surface layer portion is 0.3% by mass or more, the durability of the contact surface is improved, and as a result, the life of the bearing can be improved. Therefore, according to the tapered roller bearing according to one aspect and other aspects of the present invention, it is possible to provide a tapered roller bearing with reduced torque loss and improved seizure resistance and life.
  • the “surface layer portion” refers to a region from the contact surface to a depth of 20 ⁇ m.
  • the inner ring large collar may include a large collar surface that is in sliding contact with the large diameter end surface of the tapered roller. Further, the nitrogen concentration in the surface layer portion below the large diameter end surface of the tapered roller and the surface layer portion below the large collar surface of the inner ring may be 0.3% by mass or more.
  • the seizure resistance can be further improved by setting the nitrogen concentration in the surface layer portion below the large-diameter end surface and the surface layer portion below the large collar surface to 0.3 mass% or more.
  • At least one of the outer ring, the inner ring, and the tapered roller may have a total average retained austenite amount of 20% by volume or less.
  • the dimensional stability of the bearing can be improved by making the average retained austenite amount of the entire bearing component 20% by volume or less.
  • carbonitride having a diameter of 0.5 ⁇ m or less in a cross section perpendicular to the contact surface per 100 ⁇ m 2 is formed on the surface layer portion below the contact surface. Five or more may exist.
  • the surface layer portion is strengthened by the presence of 5 or more fine carbonitrides having a diameter of 0.5 ⁇ m or less per 100 ⁇ m 2 in the surface layer portion, and the durability of the surface layer portion is further improved, resulting in excellent durability.
  • a bearing is obtained.
  • the carbonitride is iron carbide or a part of carbon of the carbide replaced with nitrogen, and includes Fe—C compounds and Fe—CN compounds.
  • this carbonitride may contain the alloy elements contained in steel, such as chromium.
  • the amount of retained austenite in a region having a depth of 50 ⁇ m from the contact surface may be 20% by volume or more in at least one of the bearing parts of the outer ring, the inner ring, and the tapered roller.
  • the nitrogen concentration on the inner surface of the inner ring may be 0.05% by mass or less.
  • the dimensional change due to the decomposition of residual austenite often appears as an expansion of the part dimensions.
  • the inner ring of a tapered roller bearing is often used with its inner surface fitted into an outer peripheral surface such as a shaft. For this reason, when the inner diameter expands, the fitted state of the inner ring with respect to the shaft may become unstable.
  • the occurrence of the above problem can be suppressed by reducing the nitrogen concentration on the inner diameter surface to 0.05% by mass or less.
  • a tapered roller bearing has an outer ring having an outer ring rolling surface on the inner circumferential surface, an inner ring rolling surface on the outer circumferential surface, and a small and large scissors on both sides of the inner ring rolling surface.
  • An inner ring disposed on the inner side of the outer ring, a plurality of tapered rollers arranged between the outer ring rolling surface and the inner ring rolling surface, and a cage having a pocket for accommodating the tapered rollers are provided.
  • At least the tapered roller among the outer ring, the inner ring and the tapered roller is 0.90 mass% or more and 1.05 mass% or less of carbon, 0.15 mass% or more and 0.35 mass% or less of silicon, and 0.01 mass%.
  • the nitrogen concentration at the contact surface is 0.25% by mass or more, and the amount of retained austenite at the contact surface is 6% by volume or more and 12% by volume or less.
  • the tapered roller bearing according to still another aspect of the present invention, at least the tapered roller of the outer ring, the inner ring, and the tapered roller is made of steel having the above-described composition, and therefore, SUJ2 equivalent material that is easily available in various countries can be used. .
  • the nitrogen concentration in the contact surface of at least the tapered roller among the outer ring, the inner ring and the tapered roller is 0.25% by mass or more.
  • the amount of retained austenite at the contact surface is related to the amount of nitrogen. To about 20 to 40% by volume. Thus, when the amount of retained austenite is excessive (exceeding 12% by volume), the pressure scar resistance of the contact surface decreases. On the other hand, in a state where the amount of retained austenite is too small (less than 6% by volume), the life in a foreign matter mixed environment is reduced.
  • tapered rollers unlike steel balls used for ball bearings, are not given sufficient pressure resistance in the manufacturing process, and unlike steel balls, the rolling position is fixed, so the need for longer life is higher. For this reason, in order to achieve both a high level of pressure resistance and rolling fatigue life in the tapered roller bearing, it is necessary to take measures to improve the pressure resistance and rolling fatigue life of the tapered roller.
  • the amount of retained austenite on the contact surface of at least the tapered roller among the outer ring, the inner ring and the tapered roller is 6% by volume or more and 12% by volume or less. Therefore, the lifetime reduction is suppressed, and the pressure scar resistance of the contact surface is improved.
  • at least the nitrogen concentration at the contact surface of the tapered roller is 0.25% or more, and the residual austenite amount is 6% by volume or more and 12% by volume or less. Therefore, according to the tapered roller bearing according to still another aspect of the present invention, it is possible to provide a tapered roller bearing in which the pressure-proof scar resistance and the rolling fatigue life are compatible at a high level.
  • the amount of retained austenite on the contact surface of at least the tapered roller among the outer ring, the inner ring and the tapered roller may be 10% by volume or less. As a result, the pressure resistance can be further improved.
  • the nitrogen concentration at least on the contact surface of the tapered roller among the outer ring, the inner ring and the tapered roller may be 0.5% by mass or less, or 0.4% by mass or less. This makes it possible to allow nitrogen to enter the steel while suppressing an increase in cost, and to easily adjust the amount of retained austenite.
  • the cage includes a small annular portion that is continuous on the small diameter end surface side of the tapered roller, a large annular portion that is continuous on the large diameter end surface side of the tapered roller, and a plurality of columns that connect the small annular portion and the large annular portion.
  • the pocket may have a trapezoidal shape such that a portion that accommodates the small diameter side of the tapered roller is a narrow side, and a portion that accommodates the large diameter side of the tapered roller is a wide side.
  • the notch may be provided in the column part of the narrow side of a pocket.
  • the hardness of at least the contact surface of the tapered roller among the outer ring, the inner ring, and the tapered roller may be 60.0 HRC or more.
  • the hardness of at least the contact surface of the tapered roller among the outer ring, the inner ring and the tapered roller may be 64.0 HRC or less.
  • the nitrogen concentration is increased to 0.25% by mass or more and the hardness of the contact surface exceeds 64.0 HRC, it is difficult to adjust the residual austenite to 12% by volume or less. Therefore, by adjusting the hardness of the contact surface to 64.0 HRC or less, it becomes easy to adjust the amount of retained austenite to a range of 12% by volume or less.
  • the tapered roller bearing may support a rotating member that rotates in a differential or a transmission so as to be rotatable with respect to other members arranged adjacent to the rotating member.
  • the tapered roller bearing according to the present invention having improved seizure resistance and life is suitable as a bearing used for a differential or a transmission.
  • a notch may be provided in the small annular portion on the narrow side of the pocket of the cage.
  • a notch may be provided in the column on the wide side of the pocket of the cage. Thereby, a tapered roller can be slidably contacted with a pillar part with sufficient balance.
  • the small annular portion of the cage may be provided with a flange facing the small ring of the inner ring. Further, the gap between the collar of the small annular portion and the collar of the inner ring may be 2.0% or less of the outer diameter of the collar of the inner ring. Thereby, the amount of lubricating oil flowing from the inner diameter side of the cage into the inner ring side can be reduced. As a result, torque loss due to the flow resistance of the lubricating oil can be further reduced.
  • a concave recess may be provided on the surface of the tapered roller.
  • the surface roughness (Ryni) of the surface of the tapered roller may be 0.4 ⁇ m or more and 1.0 ⁇ m or less, and the Sk value may be ⁇ 1.6 or less.
  • the parameter Ryni is the average value of the maximum height for each reference length, that is, the reference length is extracted from the roughness curve in the direction of the average line, and the distance between the peak line and the valley bottom line of this extracted portion is extracted from the roughness curve. It is a value measured in the direction of the vertical magnification (ISO 4287: 1997).
  • the Sk value is a value representing the degree of distortion of the roughness curve, that is, the asymmetry of the roughness unevenness distribution (ISO 4287: 1997). In a symmetric distribution such as a Gaussian distribution, the Sk value is close to 0. When the concave and convex portions are deleted, the Sk value is negative, and conversely, when the concave portions are deleted, the Sk value is positive.
  • the Sk value can be controlled by selecting the rotational speed of the barrel polishing machine, the processing time, the workpiece input amount, the type and size of the polishing tip, and the like. By setting the Sk value to ⁇ 1.6 or less, the lubricating oil can be evenly held in the infinite number of minute concave recesses.
  • the tapered roller bearing according to the present invention can provide a tapered roller bearing with improved seizure resistance and life.
  • FIG. 1 is a schematic cross-sectional view showing a structure of a tapered roller bearing according to a first embodiment. It is a schematic plan view which shows the structure of a holder
  • FIG. 3 is a schematic cross-sectional view showing an enlarged structure of the tapered roller bearing according to the first embodiment. It is a schematic plan view which shows the structure of the holder
  • 6 is a schematic cross-sectional view showing a structure of a tapered roller bearing according to Embodiment 2.
  • FIG. 1 is a schematic cross-sectional view showing a structure of a tapered roller bearing according to a first embodiment. It is a schematic plan view which shows the structure of a holder
  • FIG. 3 is a schematic cross-sectional view showing an enlarged structure
  • FIG. 6 is a flowchart schematically showing a method for manufacturing a tapered roller bearing according to a second embodiment.
  • FIG. 6 is a schematic cross-sectional view showing a configuration of a manual transmission according to a third embodiment.
  • FIG. 6 is a schematic cross-sectional view showing a configuration of a differential according to a fourth embodiment. It is the schematic which shows arrangement
  • tapered roller bearing 1 ⁇ / b> A includes annular outer ring 11 and inner ring 12, a plurality of tapered rollers 13, and a cage 20.
  • the outer ring 11 has an outer ring rolling surface 11a on the inner peripheral surface.
  • the inner ring 12 has an inner ring rolling surface 12a on the outer peripheral surface, and is disposed on the radially inner side of the outer ring 11 so that the inner ring rolling surface 12a faces the outer ring rolling surface 11a.
  • the tapered roller 13 includes a rolling surface 13a, a small diameter end surface 13b, and a large diameter end surface 13c.
  • the tapered roller 13 is held and arranged by the cage 20 between the outer ring rolling surface 11a and the inner ring rolling surface 12a.
  • Small scissors 12b and large scissors 12c are formed on both sides of the inner ring rolling surface 12a, whereby the axial movement of the tapered rollers 13 is restricted.
  • the small ridge 12b and the large ridge 12c include a small ridge surface 12b1 and a large ridge surface 12c1, respectively.
  • the rolling surface 13a of the tapered roller 13 is in rolling contact with the outer ring rolling surface 11a and the inner ring rolling surface 12a, and the large diameter end surface 13c is in sliding contact with the large collar surface 12c1.
  • the outer ring 11, the inner ring 12 and the tapered roller 13 are composed of carbon of 0.60% by mass to 1.50% by mass, silicon of 0.15% by mass to 2.50% by mass, and 0.30% by mass to 1%. Quenched and hardened steel containing 50% by mass or less of manganese and 0.20% by mass or more and 2.00% by mass or less of chromium and comprising the remaining impurities (for example, SUJ2 which is a JIS standard high carbon chromium bearing steel) ). In the bearing parts (outer ring 11, inner ring 12 and tapered roller 13), the nitrogen concentration in the surface layer part below the contact surface that comes into contact with other parts is 0.3 mass% or more.
  • the nitrogen concentration in the surface layer portion under the outer ring rolling surface 11 a that is a contact surface is 0.3 mass% or more.
  • the nitrogen concentration in the surface layer portion under the inner ring rolling surface 12a and the large collar surface 12c1 which are contact surfaces is 0.3% by mass or more.
  • the nitrogen concentration in the surface layer portion below the rolling surface 13a and the large diameter end surface 13c, which are contact surfaces is 0.3% by mass or more.
  • the cage 20 includes a small annular portion 21 that is continuous on the small diameter end surface side of the tapered roller 13, a large annular portion 22 that is continuous on the large diameter end surface side of the tapered roller 13, a small annular portion 21, and a large annular shape. And a plurality of column portions 23 connecting the portions 22.
  • the cage 20 has a pocket 24 for accommodating the tapered roller 13.
  • the pocket 24 has a trapezoidal shape such that a portion that accommodates the small diameter side of the tapered roller 13 is a narrow side and a portion that accommodates the large diameter side of the tapered roller 13 is a wide side.
  • Two notches 24 a and 24 b are provided in the narrow-side and wide-side column portions 23 of the pocket 24.
  • the depths D1, D2 of the notches 24a, 24b are, for example, 1 mm, and the widths W1, W2 are, for example, 4.6 mm.
  • the outer ring 11, the inner ring 12 and the tapered roller 13 are made of steel having the above component composition, and therefore, JIS standard SUJ2, which is easily available in various countries, is used as a material. be able to.
  • JIS standard SUJ2 which is easily available in various countries, is used as a material. be able to.
  • the notch 24a is provided in the narrow column portion 23 of the pocket 24 of the cage 20, the lubricating oil staying inside the bearing is reduced, and the torque loss is reduced. More specifically, referring to FIG. 3, when tapered roller bearing 1 ⁇ / b> A rotates at a high speed and its lower part is immersed in an oil bath, the lubricating oil in the oil bath is removed from tapered roller 13 as indicated by an arrow in FIG. 3.
  • the cage 20 is divided into an outer diameter side and an inner diameter side of the cage 20 and flows into the bearing from the small diameter side.
  • the lubricating oil flowing into the outer ring 11 from the outer diameter side of the cage 20 flows out to the larger diameter side of the tapered roller 13 along the outer ring rolling surface 11 a of the outer ring 11.
  • part of the lubricating oil flowing from the inner diameter side of the cage 20 to the inner ring 12 side passes through the notch 24 a and flows out to the outer diameter side of the cage 20.
  • the amount of lubricating oil reaching the large collar 12c of the inner ring 12 is reduced, and the amount of lubricating oil remaining in the bearing is reduced.
  • the tapered roller bearing 1A below the contact surfaces (the outer ring rolling surface 11a, the inner ring rolling surface 12a, the large collar surface 12c1, the rolling surface 13a, and the large diameter end surface 13c) of the outer ring 11, the inner ring 12 and the tapered roller 13. Since the nitrogen concentration in the surface layer portion is 0.3% by mass or more, the temper softening resistance of the contact surface is improved. Therefore, even if there is little lubricating oil staying inside the bearing and the lubricity of the bearing is poor, seizure of the contact surface can be suppressed.
  • the nitrogen concentration in the surface layer portion is 0.3% by mass or more, the durability of the contact surface is improved, and as a result, the life under the foreign matter mixed lubrication is improved.
  • torque loss is reduced, and seizure resistance and life are improved.
  • the large collar 12c of the inner ring 12 may include a large collar surface 12c1 that is in sliding contact with the large-diameter end surface 13c of the tapered roller 13. Further, the nitrogen concentration in the surface layer portion below the large-diameter end surface 13c of the tapered roller 13 and the surface layer portion below the large collar surface 12c1 of the inner ring 12 may be 0.3% by mass or more. Since the large-diameter end surface 13c of the tapered roller 13 and the large collar surface 12c1 of the inner ring 12 are in sliding contact with each other, the temperature is particularly likely to rise and seizure is likely to occur. Therefore, the seizure resistance can be further improved by setting the nitrogen concentration in the surface layer portion below the large-diameter end surface 13c and the surface layer portion below the large collar surface 12c1 to 0.3% by mass or more.
  • the steel constituting the outer ring 11, the inner ring 12 and the tapered roller 13 further contains at least one of nickel of 0.5% by mass or less and molybdenum of 0.2% by mass or less. Also good. Thereby, the hardenability of steel improves and a larger-sized bearing component can be obtained.
  • the outer ring 11, the inner ring 12 and the tapered roller 13 may have a total average retained austenite amount of 20% by volume or less. Thereby, the dimensional stability of the said bearing component can be improved.
  • the surface layer below the contact surfaces (the outer ring rolling surface 11a, the inner ring rolling surface 12a, the large collar surface 12c1, the rolling surface 13a and the large diameter end surface 13c) of the outer ring 11, the inner ring 12 and the tapered roller 13.
  • the section may have 5 or more carbonitrides having a diameter of 0.5 ⁇ m or less per 100 ⁇ m 2 in a cross section perpendicular to the contact surface.
  • durability of a surface layer part improves further by many fine carbonitrides existing in a surface layer part. It is preferable that ten or more carbonitrides exist in the region.
  • the abundance (number) of the carbonitrides is confirmed by, for example, observing the region with a scanning electron microscope (SEM) and subjecting the observation result to image analysis processing.
  • SEM scanning electron microscope
  • the depth from the contact surface of the outer ring 11, the inner ring 12 and the tapered roller 13 (the outer ring rolling surface 11a, the inner ring rolling surface 12a, the large collar surface 12c1, the rolling surface 13a and the large diameter end surface 13c).
  • the amount of retained austenite in the region of 50 ⁇ m may be 20% by volume or more.
  • the nitrogen concentration on the inner surface 12d of the inner ring 12 is 0.05% by mass or less.
  • a notch 24 c may be provided in the small annular portion 21 on the narrow side of the pocket 24. Further, the total area of the three notches 24a and 24c on the narrow side may be larger than the total area of the two notches 24b on the wide side. As a result, the lubricating oil flowing into the inner ring 12 side from the inner diameter side of the cage 20 can escape from the notch 24c, and the amount of lubricating oil reaching the large collar 12c of the inner ring 12 can be further reduced. As a result, torque loss due to the flow resistance of the lubricating oil can be further reduced.
  • the depth D3 of the notch 24c is 1 mm, for example, and the width W3 is 5.7 mm, for example.
  • the depth D1 of the notch 24a provided in the narrow-side column part 23 is greater than the depth D2 of the notch 24b provided in the wide-side column part 23. Also good.
  • the total area of the notches 24a may be larger than the total area of the notches 24b. As a result, the amount of lubricating oil reaching the large collar 12c of the inner ring 12 can be further reduced. As a result, torque loss due to the flow resistance of the lubricating oil can be further reduced.
  • a radially inward flange 14 facing the outer diameter surface of the small collar 12 b of the inner ring 12 may be provided on the axially outer side of the small annular portion of the cage 20.
  • the gap ⁇ between the inner diameter surface of the collar 14 and the outer diameter surface of the small collar 12b of the inner ring 12 may be set to 2.0% or less of the outer diameter dimension of the small collar 12b.
  • the entire surface of the tapered roller 13 may be provided with an infinite number of minute concave recesses (not shown) at random.
  • the surface of the tapered roller 13 provided with the recess may have a surface roughness parameter (Ryni) of 0.4 ⁇ m or more and 1.0 ⁇ m or less and an Sk value of ⁇ 1.6 or less.
  • Ryni surface roughness parameter
  • Sk Sk value
  • the tapered roller bearing 1A is manufactured.
  • a steel material preparation step is performed as a step (S10).
  • this step (S10) 0.60 mass% or more and 1.50 mass% or less of carbon, 0.15 mass% or more and 2.50 mass% or less of silicon, and 0.30 mass% or more and 1.50 mass% or less.
  • a molding step is performed as a step (S20).
  • this step (S20) for example, processing such as forging and turning is performed on the steel bars and steel wires prepared in the above step (S10).
  • a carbonitriding step is performed.
  • the molded member produced in the above step (S20) is carbonitrided.
  • This carbonitriding process is performed as follows, for example. First, the molded member is preheated in a temperature range of about 780 ° C. to 820 ° C. for a period of 30 minutes to 90 minutes. Next, the preheated molded member is heated in an atmosphere in which ammonia gas is further introduced into an endothermic gas such as RX gas whose carbon potential is adjusted by adding propane gas or butane gas as an enriched gas. And carbonitrided.
  • the temperature of the carbonitriding process can be set to 820 ° C. or higher and 880 ° C.
  • the carbonitriding time can be set according to the nitrogen concentration of the nitrogen-enriched layer to be formed on the molded member, and can be set to 4 hours or more and 7 hours or less, for example. Thereby, a nitrogen rich layer can be formed, suppressing decarburization of a forming member.
  • a quenching step is performed as a step (S40).
  • the molded member on which the nitrogen-enriched layer is formed by the carbonitriding process in the above step (S30) is quenched by being rapidly cooled from a predetermined quenching temperature.
  • This quenching temperature can be, for example, 820 ° C. or higher and 880 ° C. or lower, and preferably 850 ° C. or higher and 880 ° C. or lower.
  • the quenching treatment can be carried out, for example, by immersing the molded member in quenching oil as a coolant maintained at a predetermined temperature.
  • the region to be the surface layer portion below the contact surface in the molded member is an average of 20 ° C./sec or more in the temperature range from the quenching temperature to 600 ° C., and from the quenching temperature to 400 ° C. In this temperature range, it is preferable to cool at an average cooling rate of 30 ° C./sec or more. Thereby, the area
  • a tempering step is performed as a step (S50).
  • the molded member that has been quenched in the above step (S40) is tempered.
  • the tempering treatment is performed by holding the molded member for 0.5 hours to 3 hours in an atmosphere heated to a temperature range of 180 ° C. or higher and 240 ° C. or lower.
  • the tempering temperature may be 180 ° C. or higher and 210 ° C. or lower.
  • a finishing process is performed as a process (S60).
  • this step (S60) by processing the tempered molded member in the above step (S50), contact surfaces (outer ring rolling surface 11a, inner ring rolling surface 12a, A large collar surface 12c1, a rolling surface 13a and a large diameter end surface 13c) are formed.
  • the finishing process for example, a grinding process can be performed.
  • the outer ring 11, the inner ring 12, the tapered roller 13 and the like are completed through the above steps.
  • an assembly process is performed as a process (S70).
  • the outer ring 11, inner ring 12 and tapered roller 13 produced in steps (S10) to (S60) and the separately prepared cage 20 (see FIG. 2) are combined to form the cone.
  • the roller bearing 1A is assembled. Thereby, the manufacturing method of the tapered roller bearing which concerns on this Embodiment is completed.
  • the formed member is carbonitrided so that the nitrogen concentration in the surface layer portion below the contact surface is 0.3 mass% or more by the finishing process in the subsequent step (S60). That is, the amount of nitrogen is adjusted so that the nitrogen concentration in the surface layer portion after completion of the contact surface can be 0.3% by mass or more in consideration of the machining allowance in the step (S60).
  • the molded member is tempered so that the average retained austenite amount of the entire molded member is 20% by volume or less.
  • the amount of retained austenite in the region having a depth of 50 ⁇ m from the contact surface is 20
  • the nitrogen concentration distribution formed in the step (S30), the quenching temperature in the step (S40), the tempering temperature in the step (S50), and the allowance in the step (S60) are adjusted. can do.
  • the step (S30) may be performed after the inner diameter surface 12d is covered with a jig or a coding layer. .
  • the step (S40) in order to obtain 5 or more carbonitrides having a diameter of 0.5 ⁇ m or less per 100 ⁇ m 2 in the surface layer portion, for example, the quenching temperature in the step (S40), the step ( The tempering temperature in S50) can be adjusted.
  • Embodiment 2 which is another embodiment of the present invention will be described.
  • the tapered roller bearing according to the present embodiment basically has the same configuration as that of the first embodiment and has the same effects. However, the tapered roller bearing according to the present embodiment differs from the first embodiment in the configuration of the outer ring, the inner ring, and the tapered roller.
  • the tapered roller bearing 1B includes an outer ring 31, an inner ring 32, a tapered roller 33, and a cage 40, as in the first embodiment.
  • the outer ring 31, the inner ring 32, and the tapered roller 33 are 0.90 mass% or more and 1.05 mass% or less of carbon; Containing 15% by mass or more and 0.35% by mass or less of silicon, 0.01% by mass or more and 0.50% by mass or less of manganese, and 1.30% by mass or more and 1.65% by mass or less of chromium, and the balance It consists of quench-hardened steel consisting of impurities.
  • the nitrogen concentration on the contact surface in contact with other parts is 0.25% by mass or more, and the residual austenite amount on the contact surface is 6% by volume or more. It is 12 volume% or less. That is, in the outer ring 31, the nitrogen concentration in the outer ring rolling surface 31a as a contact surface is 0.25% by mass or more, and the retained austenite amount is 6% by volume or more and 12% by volume or less. In the inner ring 32, the nitrogen concentration in the inner ring rolling surface 32a and the large collar surface 32c1 which are contact surfaces is 0.25% by mass or more, and the amount of retained austenite is 6% by volume or more and 12% by volume or less.
  • the nitrogen concentration at the rolling contact surface 33a and the large-diameter end surface 33c, which are contact surfaces, is 0.25% by mass or more, and the residual austenite amount is 6% by volume or more and 12% by volume or less.
  • the outer ring 31, the inner ring 32, and the tapered roller 33 are made of steel having the above-described composition, it is possible to use a SUJ2-equivalent material that is easily available around the world. .
  • the retainer 40 has the same structure as the retainer 20 of the first embodiment, the torque loss is reduced by reducing the amount of lubricating oil staying in the bearing as in the case of the first embodiment. can do.
  • the nitrogen concentration in the contact surfaces of the outer ring 31, inner ring 32 and tapered roller 33 is 0.25 mass.
  • the tapered roller bearing 1B according to the present embodiment has reduced torque loss and improved seizure resistance and life as in the tapered roller bearing 1A.
  • the contact surfaces of the outer ring 31, the inner ring 32 and the tapered roller 33 (the outer ring rolling surface 31a, the inner ring rolling surface 32a, the large collar surface 32c1, the rolling surface 33a and the large ring).
  • the amount of retained austenite in the radial end face 33c) is 6% by volume or more and 12% by volume or less. Therefore, the lifetime reduction is suppressed, and the pressure-proof scar property of the contact surface is improved.
  • the nitrogen concentration in at least the contact surfaces (the rolling surface 33a and the large diameter end surface 33c) of the tapered roller 33 is 0.25% by mass or more, and the residual austenite amount is 6% by volume or more and 12% by volume. % Or less. Therefore, the tapered roller bearing 1 ⁇ / b> B according to the present embodiment is compatible with a high level of pressure scar resistance and rolling fatigue life.
  • the hardness of the contact surfaces (outer ring rolling surface 31a, inner ring rolling surface 32a, large collar surface 32c1, rolling surface 33a and large diameter end surface 33c) of the outer ring 31, the inner ring 32 and the tapered roller 33 is as follows. Preferably, it is 60.0 HRC or more. As a result, the life and pressure scar resistance are further improved. Further, the hardness of the contact surface is preferably 64.0 HRC or less. Thereby, the residual austenite amount in the said contact surface can be easily adjusted to the range of 12 volume% or less.
  • the tapered roller bearing 1B is manufactured.
  • a steel material preparation step is performed as a step (S80).
  • a steel material made of JIS standard SUJ2 equivalent steel such as JIS standard SUJ2, ASTM standard 52100, DIN standard 100Cr6, GB standard GCr5 or GCr15, and ⁇ OCT standard X15 is prepared.
  • a steel bar or a steel wire having the above composition is prepared.
  • a molding step is performed as a step (S90).
  • this step (S90) similarly to the step (S20), a molded member formed into a shape such as the outer ring 31, the inner ring 32, and the tapered roller 33 (see FIG. 7) is produced.
  • a carbonitriding step is performed as a step (S100).
  • the formed member produced in the step (S90) is carbonitrided.
  • This carbonitriding process is performed as follows, for example. First, the molded member is preheated in a temperature range of about 780 ° C. to 820 ° C. for a period of 30 minutes to 90 minutes. Next, the preheated molded member is heated in an atmosphere in which ammonia gas is further introduced into an endothermic gas such as RX gas whose carbon potential is adjusted by adding propane gas or butane gas as an enriched gas. And carbonitrided.
  • the temperature of the carbonitriding process can be set to 820 ° C. or higher and 880 ° C.
  • the carbonitriding time can be set according to the nitrogen concentration of the nitrogen-enriched layer to be formed on the molded member, and can be set to 3 hours or more and 9 hours or less, for example. Thereby, a nitrogen rich layer can be formed, suppressing decarburization of a forming member.
  • a quenching process is performed as a process (S110).
  • the molded member on which the nitrogen-enriched layer is formed by the carbonitriding process in step (S100) is quenched by being rapidly cooled from a predetermined quenching temperature.
  • the quenching temperature By setting the quenching temperature to 860 ° C. or less, it becomes easy to adjust the balance between the solid solution amount and the precipitation amount of carbon and the amount of retained austenite in the subsequent tempering step. Further, by setting the quenching temperature to 820 ° C. or higher, it becomes easy to adjust the balance between the solid solution amount and the precipitation amount of carbon and the amount of retained austenite in the subsequent tempering step.
  • the quenching treatment can be carried out, for example, by immersing the molded member in quenching oil as a coolant maintained at a predetermined temperature.
  • a tempering step is performed as a step (S120).
  • the molded member quenched in the step (S110) is tempered.
  • the tempering treatment is performed by holding the molded member in an atmosphere heated to a temperature range of 210 ° C. or higher and 300 ° C. or lower for a time period of 0.5 hours or longer and 3 hours or shorter.
  • a finishing process is performed as a process (S130).
  • a contact surface (outer ring rolling surface 31a, inner ring rolling surface 32a, Oiso, which is a surface that comes into contact with other parts by processing the molded member tempered in step (S120).
  • a grinding process can be performed.
  • the outer ring 31, the inner ring 32, the tapered roller 33 and the like are completed through the above steps.
  • an assembly process is performed as a process (S140).
  • step (S140) the outer ring 31, the inner ring 32, and the tapered roller 33 produced in steps (S80) to (S130) and the separately prepared cage 40 are combined, according to the present embodiment.
  • the tapered roller bearing 1B is assembled. Thereby, the manufacturing method of the tapered roller bearing which concerns on this Embodiment is completed.
  • the contact surface (outer ring rolling surface 31a, inner ring rolling surface 32a, large collar surface 32c1, rolling surface 33a and large diameter end surface 33c) is obtained by finishing in the subsequent step (S130).
  • the formed member is subjected to carbonitriding so that the nitrogen concentration at 0.25 is 0.25% by mass or more. That is, the nitrogen-enriched layer is formed so that the nitrogen concentration on the surface after completion of the contact surface can be 0.25% by mass or more in consideration of the allowance in the step (S130).
  • the finishing process in a following process (S130).
  • the molded member is tempered so that the amount of retained austenite is 6% by volume or more and 12% by volume or less. That is, in consideration of the allowance in the step (S130), the retained austenite is tempered by tempering so that the amount of retained austenite on the surface after completion of the contact surface can be 6% by volume or more and 12% by volume or less. The amount is adjusted.
  • the molded member is preferably tempered in a temperature range of 240 ° C. or higher and 300 ° C. or lower.
  • carbon solid-dissolved in the substrate by the quenching process is precipitated as a carbide at an appropriate ratio.
  • an appropriate balance between solid solution strengthening and precipitation strengthening is achieved, and the pressure proof marks of the outer ring 31, the inner ring 32 and the tapered roller 33 are improved.
  • manual transmission 100 is a constant-mesh manual transmission, and includes input shaft 111, output shaft 112, countershaft 113, gears (gears) 114 a to 114 k, and housing 115. It has.
  • the input shaft 111 is rotatably supported with respect to the housing 115 by tapered roller bearings 1A and 1B.
  • a gear 114a is formed on the outer periphery of the input shaft 111, and a gear 114b is formed on the inner periphery.
  • the output shaft 112 is rotatably supported on the housing 115 by the tapered roller bearings 1A and 1B on one side (right side in the figure), and on the input shaft 111 by the rolling bearing 120A on the other side (left side in the figure). It is rotatably supported. Gears 114c to 114g are attached to the output shaft 112.
  • the gear 114c and the gear 114d are respectively formed on the outer periphery and the inner periphery of the same member.
  • the member in which the gear 114c and the gear 114d are formed is rotatably supported with respect to the output shaft 112 by the rolling bearing 120B.
  • the gear 114e is attached to the output shaft 112 so as to rotate integrally with the output shaft 112 and to be slidable in the axial direction of the output shaft 112.
  • each of the gear 114f and the gear 114g is formed on the outer periphery of the same member.
  • the member in which the gear 114f and the gear 114g are formed is attached to the output shaft 112 so as to rotate integrally with the output shaft 112 and to be slidable in the axial direction of the output shaft 112.
  • the gear 114f can mesh with the gear 114b, and when the member slides to the right in the drawing, the gear 114g and the gear 114d are engaged. Engageable.
  • the countershaft 113 is formed with gears 114h to 114k.
  • Two thrust needle roller bearings are disposed between the countershaft 113 and the housing 115, thereby supporting an axial load (thrust load) of the countershaft 113.
  • the gear 114h always meshes with the gear 114a, and the gear 114i always meshes with the gear 114c.
  • the gear 114j can mesh with the gear 114e when the gear 114e slides to the left side in the drawing.
  • the gear 114k can mesh with the gear 114e when the gear 114e slides to the right in the drawing.
  • the rotation of the input shaft 111 is transmitted to the countershaft 113 by meshing between the gear 114 a formed on the input shaft 111 and the gear 114 h formed on the countershaft 113.
  • the rotation of the countershaft 113 is transmitted to the output shaft 112 by meshing between the gears 114i to 114k formed on the countershaft 113 and the gears 114c and 114e attached to the output shaft 112.
  • the rotation of the input shaft 111 is transmitted to the output shaft 112.
  • the gear meshing between the input shaft 111 and the counter shaft 113 and the gear meshing between the counter shaft 113 and the output shaft 112 are changed.
  • the rotational speed of the output shaft 112 can be changed stepwise with respect to the rotational speed of the input shaft 111.
  • the rotation of the input shaft 111 can be directly transmitted to the output shaft 112 by directly meshing the gear 114 b of the input shaft 111 and the gear 114 f of the output shaft 112 without using the counter shaft 113.
  • the shifting operation of the manual transmission 100 will be described more specifically.
  • the gear 114f does not mesh with the gear 114b
  • the gear 114g does not mesh with the gear 114d
  • the gear 114e meshes with the gear 114j
  • the driving force of the input shaft 111 is the gear 114a, the gear 114h, the gear 114j
  • It is transmitted to the output shaft 112 via the gear 114e.
  • This is the first speed, for example.
  • the driving force of the input shaft 111 is transmitted via the gear 114a, the gear 114h, the gear 114i, the gear 114c, the gear 114d, and the gear 114g. It is transmitted to the output shaft 112. This is the second speed, for example.
  • the input shaft 111 is directly coupled to the output shaft 112 by meshing with the gear 114b and the gear 114f, and the driving force of the input shaft 111 is Directly transmitted to the output shaft 112.
  • the manual transmission 100 supports the tapered roller bearings 1A and 1B in order to rotatably support the input shaft 111 and the output shaft 112 as rotating members with respect to the housing 115 disposed adjacent thereto.
  • the tapered roller bearings 1A and 1B according to the first and second embodiments can be used in the manual transmission 100.
  • the tapered roller bearings 1A and 1B with reduced torque loss and improved seizure resistance and life are suitable for use in the manual transmission 100 in which high surface pressure is applied between the rolling elements and the raceway member. It is.
  • differential 200 includes differential case 201, pinion gears 202 a and 202 b, sun gear 203, pinion carrier 204, armature 205, pilot clutch 206, electromagnet 207, rotor clutch ( Differential case) 208 and a cam 209.
  • the sun gear 203 is connected to the end of the left drive shaft 220 as the first drive shaft, so that the sun gear 203 and the left drive shaft 220 can rotate together.
  • each of the rotation shafts 202c of the pinion gear 202a and each of the rotation shafts 202d of the pinion gear 202b are held by the pinion carrier 204 so as to be able to rotate.
  • the pinion carrier 204 is connected to the end portion of the right drive shaft 221 as the second drive shaft, so that the pinion carrier 204 and the right drive shaft 221 can rotate together.
  • the electromagnet 207, the pilot clutch 206, the rotor clutch (differential case) 208, the armature 205, and the cam 209 constitute an electromagnetic clutch.
  • the external teeth 201b of the differential case 201 mesh with a gear of a ring gear (not shown), and the differential case 201 rotates by receiving power from the ring gear.
  • the pinion gears 202a and 202b do not rotate, and the three members of the differential case 201, the pinion carrier 204, and the sun gear 203 rotate as a unit. To do. That is, power is transmitted from the ring gear to the left drive shaft 220 as indicated by arrow B, and power is transmitted from the ring gear to the right drive shaft 221 as indicated by arrow A.
  • the electromagnetic clutch is energized when a certain difference or more is generated between the left drive shaft 220 and the right drive shaft 221, and a magnetic field is generated by the electromagnet 207.
  • the pilot clutch 206 and the armature 205 are attracted to the electromagnet 207 by magnetic induction and generate friction torque.
  • the friction torque is converted in the thrust direction by the cam 209.
  • the main clutch is pressed against the differential case 208 via the pinion carrier 204 by the friction torque converted in the thrust direction, thereby generating a differential limiting torque.
  • the thrust needle roller bearing 130 receives the reaction force in the thrust direction generated by the cam 209 and transmits this reaction force to the differential case 208.
  • a thrust force doubled by the cam 209 proportional to the friction torque is generated.
  • the electromagnet 207 can control only the pilot clutch 206, amplify the torque by the boost mechanism, and can arbitrarily control the friction torque.
  • a thrust needle roller bearing 130 is disposed between the cam 209 and the differential case 208.
  • the tapered roller bearings 1A and 1B according to the first and second embodiments are disposed between the differential case 208 and a member disposed on the outer peripheral side of the differential case 208.
  • the tapered roller bearings 1 ⁇ / b> A and 1 ⁇ / b> B according to the first and second embodiments can be used in the differential 200.
  • the tapered roller bearings 1A and 1B with reduced torque loss and improved seizure resistance and life are suitable for use in the differential 200 in which a high surface pressure is applied between the rolling elements and the raceway member. is there.
  • Example 1 Experiments were conducted to investigate in detail the rolling fatigue life, torque and seizure resistance of tapered roller bearings.
  • the inner ring, the outer ring, and the tapered roller were not subjected to carbonitriding, and a tapered roller bearing using the cage according to the present embodiment was also manufactured (Comparative Example 1, SUJ2, manufactured, quenched) Temperature: 850 ° C., tempering temperature: 180 ° C., nitrogen concentration in the surface layer: 0% by mass). Also, carbonitriding was performed on the inner ring, outer ring and tapered roller in the same manner as in the above example, and a tapered roller using a conventional cage instead of the cage according to the present embodiment was also produced (Comparative Example 2). ).
  • the load was applied so that P / C (load / load capacity) was 0.4, and the inner ring raceway surface pressure was 2.5 GPa.
  • ATF having a kinematic viscosity of 30 mm 2 / s (40 ° C.) was used.
  • hard foreign matter 800 HV having a particle size of 100 to 180 ⁇ m was mixed (1.0 g / L).
  • Test measurement test A JIS standard 30208 model was used for the test (inner diameter: 40 mm, outer diameter: 80 mm, width: 19.75 mm). In the same manner as described above, the tapered roller bearings of Examples and Comparative Examples were produced.
  • the test load (Fa) was 800 kgf.
  • the rotation speed was 3500 min ⁇ 1 .
  • As the lubricating oil a differential oil having a kinematic viscosity of 150 mm 2 / s (40 ° C.) was used (natural circulation). The measurement temperature was 100 ° C.
  • the seizure resistance test When the results of the example and the comparative example 1 are compared, the seizure resistance is further improved in the case of the example as compared with the case of the comparative example 1. This is because the temper softening resistance is improved by increasing the nitrogen concentration in the surface layer of the race and the tapered rollers. From this result, it was found that it is effective to improve the nitrogen concentration in the surface layer portion of the race and the tapered roller in improving the seizure resistance of the tapered roller bearing. Further, when the results of the example and the comparative example 2 were compared, the seizure resistance was further improved in the case of the example compared to the case of the comparative example 2. This is because the use of the cage according to the above embodiment reduces the torque of the bearing and slows the temperature rise of the bearing.
  • Example 2 An experiment was conducted to investigate in detail the seizure resistance of tapered roller bearings. First, carbonitriding was performed on the inner ring, the outer ring, and the tapered roller in an atmosphere in which ammonia was added to RX gas at 850 ° C. (180 minutes). Thereby, the surface layer part below the large collar surface of the inner ring and the surface layer part below the large diameter end surface of the tapered roller were nitrided. Then, these roller bearing parts and the cage according to the above embodiment were combined to produce a tapered roller bearing (Example). Further, as a comparative example, inner rings, outer rings and tapered rollers which were heated for 80 minutes in RX gas atmosphere at 850 ° C.
  • the hardness of the large collar surface of the inner ring was higher than that of the comparative example, and the decrease in hardness due to the increase in ambient temperature was small. This is because the retained austenite was stabilized by the high concentration of nitrogen in the surface layer part below the large collar surface of the inner ring and the surface layer part below the large-diameter end surface of the tapered roller, and as a result, the reduction in temper softening was improved. .
  • Example 3 Experiments were conducted to investigate the effect of retained austenite amount on the aging change.
  • a ring-shaped test piece having an outer diameter ( ⁇ ) of 60 mm, an inner diameter ( ⁇ ) of 54 mm, and a width (t) of 15 mm was produced by changing the quenching temperature, the tempering temperature, and the nitrogen concentration of the surface layer portion. .
  • the test piece was heat-treated at 230 ° C. and held for 2 hours, and the dimensional change rate over time was calculated by dividing the dimensional difference of the outer diameter before and after the heat treatment by the outer diameter before the heat treatment.
  • the test results are shown in Table 2.
  • FIG. 14 shows the relationship between the average retained austenite amount of the entire test piece and the aging dimensional change rate.
  • the aging rate of dimensional change can be reduced by raising the tempering temperature to 210 ° C. and reducing the average amount of retained austenite of the entire test piece.
  • An average retained austenite amount of 20% by volume or less, preferably 15% by volume or less is effective from the viewpoint of reducing the aging rate of dimensional change.
  • the aging rate of dimensional change is 100%. It can be seen that it can be reduced to less than ⁇ 10 ⁇ 5 .
  • Example 4 An experiment was conducted to investigate the distribution of carbonitrides in the surface layer below the contact surface.
  • the carbon activity during the carbonitriding process was adjusted to produce a test piece made of SUJ2 under the condition that the disappearance due to the solid solution of the carbide was suppressed.
  • the quenching temperature was 850 ° C.
  • the tempering temperature was 180 ° C.
  • the nitrogen concentration in the surface layer portion was 0.3 mass% (Condition 1).
  • a test piece was similarly prepared under conditions where decarburization occurred near the surface (Comparative Example).
  • the distributions of the carbon concentration and the nitrogen concentration near the surface in the test pieces of Condition 1 and the comparative example are shown in FIGS. 15 and 16, respectively.
  • the carbon concentration near the surface decreases and decarburization is confirmed, whereas in the test piece of Condition 1, the carbon concentration near the surface is almost the same as the inside. The same level is maintained.
  • the SEM photograph of the surface layer part of the comparative example and the SEM photograph of the surface layer part of Condition 1 are shown in FIGS. 17 and 18, respectively.
  • the SEM photograph of the surface layer part of the test piece (condition 2) which made quenching temperature 880 degreeC, tempering temperature 210 degreeC, and nitrogen concentration of surface layer part 0.3 mass% is shown in FIG.19 and FIG.20.
  • the number of carbonitrides present in the region within 100 ⁇ m 2 was investigated three times (three places) for each test piece, and the average value was calculated. As shown in Table 3, in conditions 1 and 2, it was confirmed that 5 or more carbonitrides having a diameter of 0.5 ⁇ m or less were present in 100 ⁇ m 2 .
  • Example 5 An experiment was conducted to investigate the reduction in torque of tapered roller bearings using cages.
  • a tapered roller bearing (Example 1) using the cage 20 shown in FIG. 2 and a tapered roller bearing (Example 2) using the cage 20 shown in FIG. 4 were prepared.
  • a tapered roller bearing using a cage in which notches are not provided in the pocket (Comparative Example 1) and a cage in which notches are not provided in the column on the narrow side of the pocket are used.
  • a tapered roller bearing (Comparative Example 2) was prepared.
  • Each tapered roller bearing has dimensions of an outer diameter of 100 mm, an inner diameter of 45 mm, and a width of 27.25 mm, and the portions other than the pocket notches are the same.
  • FIG. 21 shows the results of the torque measurement test.
  • the vertical axis represents the torque reduction rate with respect to the torque of Comparative Example 1 using a cage having no notch in the pocket.
  • Example 2 in which a torque reduction effect is recognized, a notch is also provided in the small annular portion on the narrow side, and the total area of the notches on the narrow side is made wider than that on the wide side, is a further excellent torque reduction effect. Is recognized.
  • the torque reduction rate at 2000 rpm which is the maximum rotation speed of the test, was 9.5% in Example 1 and 11.5% in Example 2, and was excellent even under high-speed rotation conditions in differentials and transmissions. A torque reduction effect can be obtained.
  • the torque reduction rate at a rotational speed of 2000 rpm in Comparative Example 2 is 8.0%.
  • Example 6 Experiments were conducted to investigate the effects of heat treatment conditions on the characteristics of bearing parts.
  • a flat plate made of JIS standard SUJ2 was prepared, preheated at 800 ° C. for 1 hour, then heated to 850 ° C. in an atmosphere in which ammonia gas was added to RX gas and kept for 4 hours for carbonitriding. Thereafter, the flat plate was quenched and hardened by being immersed in the quenching oil as it was from 850 ° C. which is the heating temperature in the carbonitriding treatment. Further, the flat plate was tempered at various temperatures.
  • a SUJ2 standard rolling bearing steel ball having a diameter of 19.05 mm was pressed against the obtained flat plate with a load of 3.18 kN (maximum contact surface pressure 4.4 GPa), held for 10 seconds, and then unloaded. And the pressure dent resistance was investigated by measuring the depth of the dent formed on the flat plate by pressing the steel ball. Further, the surface hardness of the same test piece was measured with a Rockwell hardness meter.
  • FIG. 22 shows the result of the investigation of the pressure scar resistance
  • FIG. 23 shows the measurement result of the hardness.
  • the optimum value of the tempering temperature is determined as follows.
  • carbon is in a solid solution state in the steel substrate.
  • tempering a part of the carbon solid-dissolved in the substrate is precipitated as a carbide (for example, Fe 3 C).
  • the higher the temperature of the tempering treatment the lower the contribution of solid solution strengthening to the yield strength of the steel and the greater the contribution of precipitation strengthening.
  • the balance of these strengthening mechanisms becomes optimal, and the yield strength takes a maximum value, so that the pressure-proof scar resistance is particularly high.
  • the reason why the indentation has the maximum value despite the monotonously decreasing surface hardness measured based on the deformation of the steel by pressing the indentation as in the case of the indentation depth measurement is as follows. It is considered to be street.
  • FIG. 24 is a diagram showing the relationship between the true stress and the true strain of a tensile test (JIS Z2201 No. 4 test piece) subjected to a treatment in which only the carbonitriding treatment is omitted under the heat treatment conditions at the tempering temperatures.
  • FIG. 24 is a true stress-true strain diagram modeled by an n-th power hardening elastoplastic material. The characteristics are different according to the following equation at the boundary of ⁇ Y yield stress.
  • is the true stress
  • E is the Young's modulus
  • is the true strain
  • K is the plastic coefficient
  • n is the work hardening index
  • ⁇ Y is the yield stress.
  • E was measured by a resonance method
  • processing effect index n and the composition coefficient K were measured by a tensile test. Then, these were substituted into the above two equations, and the intersection point was set to ⁇ Y.
  • the true strain level in the measurement of the indentation depth corresponds to the region ⁇ in FIG. 24, whereas the true strain level in the hardness measurement corresponds to the region ⁇ or more in FIG.
  • the yield point in the region ⁇ corresponding to the measurement region of the indentation depth is confirmed, the yield point is high in the range of tempering temperature of 240 ° C. to 300 ° C. In the case of low temperature, the yield point is lowered.
  • FIG. 24 when the region ⁇ corresponding to the surface hardness measurement region is confirmed, it is understood that a larger stress is required as the tempering temperature is lowered when the same strain amount is applied.
  • the tempering temperature is set to 240 ° C. to 300 ° C., although the hardness is lowered as compared with the case where the tempering temperature is 180 ° C. to 220 ° C. It is thought to improve.
  • the surface austenite amount, indentation depth, life, ring crushing strength, and aging rate of the test pieces heat-treated under the conditions of changing the surface nitrogen concentration and the quenching temperature were investigated.
  • the indentation depth was measured in the same manner as described above. B was evaluated when the indentation depth was less than 0.2 ⁇ m, C was evaluated when the indentation depth was 0.2 to 0.4 ⁇ m, and D was evaluated when the indentation depth was 0.4 ⁇ m or more.
  • the service life of the bearing is used for the transmission under the condition that the oil film parameter becomes 0.5 under clean oil lubrication after forming the indentation on the raceway surface under the same conditions as the measurement of the indentation depth. This was carried out by simulating the loading conditions.
  • the life of a test piece having a quenching temperature of 850 ° C., a tempering temperature of 240 ° C., and a surface nitrogen content of 0.4% by mass is defined as a reference (B).
  • the case was rated as D.
  • the ring crushing strength was evaluated by preparing a ring having an outer diameter of 60 mm, an inner diameter of 54 mm, and a width of 15, and compressing the ring with a flat plate in the radial direction, and investigating the load at which cracks occurred.
  • the case where the load at the time of crack generation was 5000 kgf or more was evaluated as A, the case where it was 3500 to 5000 kgf, and the case where it was less than 3500 kgf as D.
  • the secular change rate was evaluated by holding the test piece at 230 ° C. for 2 hours and measuring the dimensional change amount of the outer diameter before the heat treatment.
  • the change amount is 10.0 ⁇ 10 5 or less A
  • the case 10.0 ⁇ 10 5 to 30.0 ⁇ 10 5 is B
  • the case 30.0 ⁇ 10 5 to 90.0 ⁇ 10 5 is C
  • the case of 90.0 ⁇ 10 5 or more was evaluated as D.
  • the test results are shown in Table 4.
  • the quenching temperature is 820 to 860 ° C.
  • the tempering temperature is 240 to 300 ° C.
  • Example 7 Experiments were conducted to investigate in more detail the pressure resistance and rolling fatigue life of tapered roller bearings.
  • the quenching temperature was 850 ° C.
  • the quenching temperature was 180 ° C.
  • the nitrogen concentration in the surface layer portion was 0% by mass.
  • the indentation depth when a load of 4.5 GPa was applied to the raceway surface of the inner ring and the rolling surface of the tapered roller was investigated.
  • the indentation depth of the inner ring raceway surface is 0.42 to 0.53 ⁇ m (average of 10 pieces is 0.45 ⁇ m), and the indentation depth of the rolling surface is 0.23 to 0.44 ⁇ m (average of 10 pieces).
  • the indentation depth of the inner ring raceway surface is 0.11 to 0.23 ⁇ m (the average of 10 is 0.14 ⁇ m), and the indentation depth of the rolling surface is 0.05 to 0.00. It was 12 ⁇ m (average of 10 pieces was 0.73 ⁇ m).
  • the quenching temperature was 850 ° C.
  • the quenching temperature was 180 ° C.
  • the nitrogen concentration in the surface layer portion was 0% by mass.
  • the load was applied so that P / C (load / load capacity) was 0.4
  • the inner ring raceway surface pressure was 2.5 GPa.
  • ATF having a kinematic viscosity of 30 mm 2 / s (40 ° C.) was used.
  • hard foreign matter (800 HV) having a particle size of 100 to 180 ⁇ m was mixed (1.0 g / L).
  • the tapered roller bearing of the present invention can be particularly advantageously applied to tapered roller bearings that require seizure resistance and improved life.

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Abstract

 円錐ころ軸受(1A)は、外輪(11)と、内輪(12)と、複数の円錐ころ(13)と、保持器(20)とを備えている。外輪(11)、内輪(12)および円錐ころ(13)は、0.6質量%以上1.50質量%以下の炭素と、0.15質量%以上2.50質量%以下の珪素と、0.30質量%以上1.50質量%以下のマンガンと、0.20質量%以上2.00質量%以下のクロムとを含有し、残部不純物からなる鋼からなり、接触面下の表層部における窒素濃度が0.3質量%以上である。保持器(20)は、小環状部と、大環状部と、複数の柱部とを含む。ポケットは、円錐ころ(13)の小径側を収容する部分が狭幅側となり、円錐ころ(13)の大径側を収容する部分が広幅側となるような台形形状を有する。ポケットの狭幅側の柱部には切欠きが設けられている。

Description

円錐ころ軸受
 本発明は、円錐ころ軸受に関し、より特定的には、耐焼付き性および寿命が向上した円錐ころ軸受に関する。
 近年の省エネルギー政策の一環として自動車の省燃費化の要求が高まっており、これに伴い自動車に使用される軸受には低トルク化が要求されている。また、自動車のトランスミッションやデファレンシャルなどを支持する軸受については、トランスミッションの多段化や運転空間の拡大のために与えられるスペースが縮小される傾向があり、これに伴い軸受のサイズ当たりの負荷荷重が大きくなっている。また、自動車に使用される軸受には、異物が混入した油潤滑環境下における寿命の向上も要求されている。さらに、この軸受は、安価な材料を用いて低コストな方法により製造されることが望ましく、世界各国で入手可能な材料を用いてコスト上昇を招来しない簡易な方法により製造されることが望ましい。
 自動車のトランスミッションやデファレンシャルなどを支持する軸受としては、たとえば円錐ころ軸受がある。円錐ころ軸受は、外周面に形成された軌道面の両側に小鍔および大鍔が設けられた内輪と、内周面に軌道面が形成された外輪と、内輪および外輪の軌道面間に配列された複数の円錐ころと、円錐ころをポケットに収容して保持する保持器とから構成されている。また、保持器は、円錐ころの小径端面側で連なる小環状部と、円錐ころの大径端面側で連なる大環状部と、これらの環状部を連結する複数の柱部とから構成されている。また、ポケットの平面形状は、円錐ころの小径側を収容する部分が狭幅側となり、大径側を収容する部分が広幅側となるような台形形状を有している。
 自動車のトランスミッションやデファレンシャルなどにおいて、円錐ころ軸受は下部が油浴に漬かった状態で使用されるため、回転に伴い油浴の油が潤滑油として軸受内部に流入する。このような用途においては、潤滑油は円錐ころの小径側から軸受内部に流入する。そして、保持器よりも外径側から流入する潤滑油は外輪の軌道面に沿って円錐ころの大径側に流れ、また保持器よりも内径側から流入する潤滑油は内輪の軌道面に沿って円錐ころの大径側に流れる。
 このように潤滑油が外部から流入する用途に使用される円錐ころ軸受としては、保持器のポケットに切欠きを設けて、保持器の外径側と内径側とに分かれて流入する潤滑油が当該切欠きを通過し、軸受内部における潤滑油の流通を向上させたものが開示されている(たとえば特開平9-32858号公報(特許文献1)および特開平11-201149号公報(特許文献2)参照)。
 また、このように潤滑油が保持器の外径側と内径側とに分かれて軸受内部に流入する円錐ころ軸受では、保持器の内径側から内輪側に流入する潤滑油の割合が多くなることでトルク損失が増大するという問題がある。すなわち、保持器の外径側から外輪側に流入する潤滑油は、外輪の軌道面に沿って円錐ころの大径側に滑らかに通過して軸受内部から流出されるのに対し、保持器の内径側から内輪側に流入する潤滑油は内輪の外周面に形成された大鍔で堰き止められ、軸受内部に滞留する。そのため、保持器の内径側から内輪側に流入する潤滑油の割合が多くなると軸受内部に滞留する潤滑油の量が多くなり、当該潤滑油が軸受回転に対する流動抵抗となってトルク損失が増大するという問題がある。これに対して、保持器の台形状ポケットの狭幅側の柱部に切欠きを設けることにより、保持器の内径側から内輪側に流入する潤滑油を外輪側に逃がし、軸受内部に滞留する潤滑油の量を少なくすることが可能な円錐ころ軸受が開示されている(たとえば特開2007-24168号公報(特許文献3)参照)。
特開平9-32858号公報 特開平11-201149号公報 特開2007-24168号公報
 上記特許文献3に開示されている円錐ころ軸受では、潤滑油の流動抵抗によるトルク損失が低減されている一方で、軸受の耐焼付き性や寿命(特に、異物混入環境下における転動疲労寿命)などに関して十分な検討がなされていなかった。そこで、本発明の目的は、耐焼付き性および寿命が向上した円錐ころ軸受を提供することである。
 本発明の一の局面に従った円錐ころ軸受は、内周面において外輪転走面を有する外輪と、外周面において内輪転走面を有し、内輪転走面の両側に小鍔および大鍔が形成され、外輪の内側に配置された内輪と、外輪転走面と内輪転走面との間に配列された複数の円錐ころと、円錐ころを収容するポケットを有する保持器とを備える。外輪、内輪および円錐ころの少なくともいずれかの軸受部品は、0.6質量%以上1.50質量%以下の炭素と、0.15質量%以上2.50質量%以下の珪素と、0.30質量%以上1.50質量%以下のマンガンと、0.20質量%以上2.00質量%以下のクロムとを含有し、残部不純物からなる鋼からなる。上記少なくともいずれかの軸受部品では、他の部品と接触する接触面下の表層部における窒素濃度が0.3質量%以上である。保持器は、円錐ころの小径端面側で連なる小環状部と、円錐ころの大径端面側で連なる大環状部と、小環状部および大環状部を連結する複数の柱部とを含む。ポケットは、円錐ころの小径側を収容する部分が狭幅側となり、円錐ころの大径側を収容する部分が広幅側となるような台形形状を有する。ポケットの狭幅側の柱部には切欠きが設けられている。
 本発明の他の局面に従った円錐ころ軸受は、内周面において外輪転走面を有する外輪と、外周面において内輪転走面を有し、内輪転走面の両側に小鍔および大鍔が形成され、外輪の内側に配置された内輪と、外輪転走面と内輪転走面との間に配列された複数の円錐ころと、円錐ころを収容するポケットを有する保持器とを備える。外輪、内輪および円錐ころの少なくともいずれかの軸受部品は、0.6質量%以上1.50質量%以下の炭素と、0.15質量%以上2.50質量%以下の珪素と、0.30質量%以上1.50質量%以下のマンガンと、0.20質量%以上2.00質量%以下のクロムとを含有し、さらに0.5質量%以下のニッケルおよび0.2質量%以下のモリブデンの少なくともいずれか一方を含有し、残部不純物からなる鋼からなる。上記少なくともいずれかの軸受部品では、他の部品と接触する接触面下の表層部における窒素濃度が0.3質量%以上である。保持器は、円錐ころの小径端面側で連なる小環状部と、円錐ころの大径端面側で連なる大環状部と、小環状部および大環状部を連結する複数の柱部とを含む。ポケットは、円錐ころの小径側を収容する部分が狭幅側となり、円錐ころの大径側を収容する部分が広幅側となるような台形形状を有する。ポケットの狭幅側の柱部には切欠きが設けられている。
 本発明者は、世界各国で入手容易なJIS規格SUJ2相当材料(JIS規格SUJ2、AST規格52100、DIN規格100Cr6、GB規格GCr5またはGCr15、およびΓOCT規格ЩX15)を材料として用いた円錐ころ軸受において、耐焼付き性および寿命を向上させるための方策について鋭意検討を行った。その結果、以下のような知見を得て、本発明に想到した。
 軸受内部に滞留する潤滑油を少なくした場合には当該潤滑油の流動抵抗によるトルク損失が低減されてトルクの増大による温度上昇が抑制される一方、軸受部品(内輪、外輪、円錐ころなど)同士の潤滑性が低下することで部品同士の接触面において焼付きが発生し易くなる。すなわち、当該接触面において局部的に温度上昇し易くなり、その結果当該接触面の硬度が低下する場合がある。また、軸受部品(内輪、外輪、円錐ころなど)の当該接触面下の表層部では、亀裂などの損傷が発生し易い。そのため、当該接触面に浸炭窒化処理を施すことにより耐久性の向上を図ることができる。本発明者の検討によると、当該表層部における窒素濃度を0.3質量%以上にすることにより、当該接触面の耐久性が向上する。
 本発明の一の局面および他の局面に従った円錐ころ軸受では、外輪、内輪および円錐ころの少なくともいずれかの軸受部品が上記成分組成の鋼からなるため、世界各国で入手容易なSUJ2相当材料を用いることができる。また、保持器のポケットの狭幅側の柱部には切欠きが設けられている。そのため、軸受内部に滞留する潤滑油がより少なくなり、その結果潤滑油の流動抵抗によるトルク損失を低減することができる。また、外輪、内輪および円錐ころの少なくともいずれかの軸受部品の接触面下の表層部における窒素濃度が0.3質量%以上となっている。これにより、当該接触面の焼戻し軟化抵抗が向上するため、当該接触面における焼付きの発生を抑制することができる。また、当該表層部における窒素濃度が0.3質量%以上であるため、当該接触面の耐久性が向上し、その結果軸受の寿命を向上させることができる。したがって、本発明の一の局面および他の局面に従った円錐ころ軸受によれば、トルク損失が低減され、かつ耐焼付き性および寿命が向上した円錐ころ軸受を提供することができる。なお、「表層部」とは、当該接触面から深さ20μmまでの領域をいう。
 上記円錐ころ軸受において、内輪の大鍔は、円錐ころの大径端面とすべり接触する大鍔面を含んでいてもよい。また、円錐ころの大径端面下の表層部および内輪の大鍔面下の表層部における窒素濃度は0.3質量%以上であってもよい。
 円錐ころの大径端面と内輪の大鍔面とはすべり接触するため、特に温度上昇し易く焼付きが発生し易い。そのため、当該大径端面下の表層部および大鍔面下の表層部における窒素濃度を0.3質量%以上にすることで、耐焼付き性をより向上させることができる。
 上記円錐ころ軸受において、外輪、内輪および円錐ころの少なくともいずれかの軸受部品は、全体の平均残留オーステナイト量が20体積%以下であってもよい。
 本発明者の検討によると、上記軸受部品の全体の平均残留オーステナイト量が20体積%以下である場合には経年寸法変化率が低下する。したがって、上記軸受部品の全体の平均残留オーステナイト量を20体積%以下にすることにより、軸受の寸法安定性を向上させることができる。
 上記円錐ころ軸受では、外輪、内輪および円錐ころの少なくともいずれかの軸受部品において、接触面下の表層部には、接触面に垂直な断面において直径0.5μm以下の炭窒化物が100μmあたり5個以上存在していてもよい。
 直径0.5μm以下という微細な炭窒化物が100μm当たり5個以上の割合で表層部に存在することで表層部が強化され、表層部の耐久性が一層向上することにより耐久性に優れた軸受が得られる。ここで、炭窒化物とは、鉄の炭化物または当該炭化物の炭素の一部が窒素に置き換わったものであり、Fe-C系の化合物およびFe-C-N系の化合物を含む。また、この炭窒化物は、クロムなど、鋼に含まれる合金元素を含んでいてもよい。
 上記円錐ころ軸受では、外輪、内輪および円錐ころの少なくともいずれかの軸受部品において、接触面から深さが50μmである領域における残留オーステナイト量が20体積%以上であってもよい。これにより、接触面の耐久性、特に異物混入環境における接触面の耐久性をより向上させることができる。
 上記円錐ころ軸受において、内輪の内径表面における窒素濃度が0.05質量%以下であってもよい。残留オーステナイトの分解による寸法変化は、部品寸法の膨張として現れる場合が多い。一方、円錐ころ軸受の内輪は、その内径面が軸などの外周面に嵌め込まれて使用される場合が多い。そのため、内径が膨張すると、内輪の軸に対する嵌め込み状態が不安定になるおそれがある。これに対し、内径面における窒素濃度を0.05質量%以下にまで低減することで、上記問題の発生を抑制することができる。
 本発明のさらに他の局面に従った円錐ころ軸受は、内周面において外輪転走面を有する外輪と、外周面において内輪転走面を有し、内輪転走面の両側に小鍔および大鍔が形成され、外輪の内側に配置された内輪と、外輪転走面と内輪転走面との間に配列された複数の円錐ころと、円錐ころを収容するポケットを有する保持器とを備える。外輪、内輪および円錐ころのうち少なくとも円錐ころは、0.90質量%以上1.05質量%以下の炭素と、0.15質量%以上0.35質量%以下の珪素と、0.01質量%以上0.50質量%以下のマンガンと、1.30質量%以上1.65質量%以下のクロムとを含有し、残部不純物からなる焼入硬化された鋼からなり、他の部品と接触する面である接触面における窒素濃度が0.25質量%以上であり、当該接触面における残留オーステナイト量が6体積%以上12体積%以下である。
 本発明のさらに他の局面に従った円錐ころ軸受では、外輪、内輪および円錐ころのうち少なくとも円錐ころが上記成分組成の鋼からなるため、世界各国で入手容易なSUJ2相当材料を用いることができる。また、外輪、内輪および円錐ころのうち少なくとも円錐ころの接触面における窒素濃度が0.25質量%以上となっている。これにより、当該接触面の焼戻し軟化抵抗が向上するため、当該接触面における焼付きの発生を抑制することができる。また、当該接触面における窒素濃度が0.25質量%以上であるため、当該接触面の耐久性が向上し、その結果軸受の寿命を向上させることができる。したがって、本発明のさらに他の局面に従った円錐ころ軸受によれば、耐焼付き性および寿命が向上した円錐ころ軸受を提供することができる。
 また、本発明者のさらなる検討によると、接触面における窒素濃度を0.25質量%にまで向上させて残留オーステナイト量を特に調整しない場合には、接触面における残留オーステナイト量は窒素量との関係から20~40体積%程度になる。このように残留オーステナイト量が過大な状態(12体積%を超える)では、当該接触面の耐圧痕性が低下する。一方で、残留オーステナイト量が過少な状態(6体積%未満)では、異物混入環境での寿命が低下する。
 また、円錐ころは、玉軸受に用いられる鋼球と異なり製造工程において十分に耐圧痕性も付与されず、鋼球と異なり転動位置が固定されるため長寿命化の必要性がより高い。そのため、円錐ころ軸受において耐圧痕性および転動疲労寿命を高いレベルで両立させるためには、特に円錐ころに対して耐圧痕性および転動疲労寿命の向上のための対策が必要となる。
 本発明のさらに他の局面に従った円錐ころ軸受では、外輪、内輪および円錐ころのうち少なくとも円錐ころの接触面における残留オーステナイト量が6体積%以上12体積%以下である。そのため、寿命の低下が抑制され、かつ接触面の耐圧痕性が向上している。また、この円錐ころ軸受では、少なくとも円錐ころの接触面における窒素濃度が0.25%以上であり、かつ残留オーステナイト量が6体積%以上12体積%以下となっている。したがって、本発明のさらに他の局面に従った円錐ころ軸受によれば、耐圧痕性と転動疲労寿命とが高いレベルで両立された円錐ころ軸受を提供することができる。
 上記円錐ころ軸受において、外輪、内輪および円錐ころのうち少なくとも円錐ころの接触面における残留オーステナイト量は10体積%以下であってもよい。これにより、耐圧痕性をより向上させることができる。
 上記円錐ころ軸受において、外輪、内輪および円錐ころのうち少なくとも円錐ころの接触面における窒素濃度は0.5質量%以下であってもよく、0.4質量%以下であってもよい。これにより、コスト上昇を抑えつつ鋼中に窒素を侵入させることが可能となり、かつ残留オーステナイト量の調整が容易になる。
 上記円錐ころ軸受において、保持器は、円錐ころの小径端面側で連なる小環状部と、円錐ころの大径端面側で連なる大環状部と、小環状部および大環状部を連結する複数の柱部とを含んでいてもよい。また、ポケットは、円錐ころの小径側を収容する部分が狭幅側となり、円錐ころの大径側を収容する部分が広幅側となるような台形形状を有していてもよい。また、ポケットの狭幅側の柱部には切欠きが設けられていてもよい。これにより、軸受内部に滞留する潤滑油がより少なくなり、その結果潤滑油の流動抵抗によるトルク損失を低減することができる。
 上記円錐ころ軸受において、外輪、内輪および円錐ころのうち少なくとも円錐ころの接触面の硬度は60.0HRC以上であってもよい。これにより、転動疲労寿命および耐圧痕性を一層向上させることができる。
 上記円錐ころ軸受において、外輪、内輪および円錐ころのうち少なくとも円錐ころの接触面の硬度は64.0HRC以下であってもよい。窒素濃度を0.25質量%以上にまで高めて接触面の硬度を64.0HRCを超える状態にした場合、残留オーステナイトを12体積%以下に調整することが困難になる。そのため、接触面の硬度を64.0HRC以下とすることにより、残留オーステナイト量を12体積%以下の範囲に調整することが容易になる。
 上記円錐ころ軸受は、デファレンシャルまたはトランスミッション内において回転する回転部材を、回転部材に隣接して配置される他の部材に対して回転自在に支持するものであってもよい。
 耐焼付き性および寿命が向上した上記本発明に従った円錐ころ軸受は、デファレンシャルやトランスミッションに用いられる軸受として好適である。
 上記円錐ころ軸受において、保持器のポケットの狭幅側の小環状部に切欠きが設けられていてもよい。これにより、保持器の内径側から内輪側に流入する潤滑油を逃がし、内輪の大鍔にまで到達する潤滑油の量をより少なくすることができる。その結果、潤滑油の流動抵抗によるトルク損失をより低減することができる。
 上記円錐ころ軸受において、保持器のポケットの広幅側の柱部に切欠きが設けられていてもよい。これにより、円錐ころをバランス良く柱部に摺接させることができる。
 上記円錐ころ軸受において、保持器のポケットの狭幅側の柱部に設けられた切欠きの合計面積が、上記ポケットの広幅側の柱部に設けられた切欠きの合計面積よりも大きくてもよい。
 これにより、内輪の大鍔にまで到達する潤滑油の量をさらに少なくすることができる。その結果、潤滑油の流動抵抗によるトルク損失をさらに低減することができる。
 上記円錐ころ軸受において、保持器の小環状部には、内輪の小鍔に対向する鍔が設けられていてもよい。また、小環状部の鍔と内輪の小鍔との隙間は、内輪の小鍔の外径の2.0%以下であってもよい。これにより、保持器の内径側から内輪側に流入する潤滑油の量を少なくすることができる。その結果、潤滑油の流動抵抗によるトルク損失を一層低減することができる。
 上記円錐ころ軸受において、円錐ころの表面には凹形状のくぼみが設けられていてもよい。また、円錐ころの表面の面粗さ(Ryni)は0.4μm以上1.0μm以下であり、かつ、Sk値が-1.6以下であってもよい。これにより、円錐ころの表面全体に潤滑油を保持させることができる。その結果、軸受内部に滞留する潤滑油の量が少なくなった場合でも、円錐ころと外輪および内輪との接触を十分に潤滑することができる。
 上記パラメータRyniは、基準長毎最大高さの平均値、すなわち、粗さ曲線からその平均線の方向に基準長さだけ抜き取り、この抜き取り部分の山頂線と谷底線との間隔を粗さ曲線の縦倍率の方向に測定した値である(ISO 4287:1997)。また、Sk値は、粗さ曲線のひずみ度、すなわち粗さの凹凸分布の非対称性を表す値である(ISO 4287:1997)。ガウス分布のように対称な分布ではSk値は0に近くなり、凹凸の凸部を削除した場合は負の値、逆に凹部を削除した場合は正の値となる。Sk値のコントロールは、バレル研磨機の回転速度、加工時間、ワーク投入量、研磨チップの種類と大きさなどを選ぶことにより行なうことができる。Sk値を-1.6以下とすることにより、無数の微小凹形形状のくぼみに満遍なく潤滑油を保持することができる。
 以上の説明から明らかなように、本発明に従った円錐ころ軸受によれば、耐焼付き性および寿命が向上した円錐ころ軸受を提供することができる。
実施の形態1に係る円錐ころ軸受の構造を示す概略断面図である。 保持器の構造を示す概略平面図である。 実施の形態1に係る円錐ころ軸受の構造を拡大して示す概略断面図である。 変形例の保持器の構造を示す概略平面図である。 変形例の保持器の構造を示す概略平面図である。 実施の形態1に係る円錐ころ軸受の製造方法を概略的に示すフローチャートである。 実施の形態2に係る円錐ころ軸受の構造を示す概略断面図である。 実施の形態2に係る円錐ころ軸受の製造方法を概略的に示すフローチャートである。 実施の形態3に係るマニュアルトランスミッションの構成を示す概略断面図である。 実施の形態4に係るデファレンシャルの構成を示す概略断面図である。 図10のピニオンギアの配置を示す概略図である。 雰囲気温度と内輪大鍔面の硬度との関係を示す図である。 表面付近の残留オーステナイト量の分布を示す図である。 残留オーステナイト量と経年寸法変化率との関係を示す図である。 表面付近の炭素および窒素の濃度分布を示す図である。 表面付近の炭素および窒素の濃度分布を示す図である。 試験片表面のSEM写真である。 試験片表面のSEM写真である。 試験片表面のSEM写真である。 試験片表面のSEM写真である。 トルク測定試験の結果を示すグラフである。 焼戻温度と圧痕深さとの関係を示す図である。 焼戻温度と硬度との関係を示す図である。 真ひずみと真応力との関係を示す図である。 図24の領域αを拡大して示す図である。
 以下、図面に基づいて本発明の実施の形態を説明する。なお、以下の図面において同一または相当する部分には同一の参照番号を付し、その説明は繰り返さない。
 (実施の形態1)
 まず、本発明の一実施の形態である実施の形態1について説明する。図1を参照して、本実施の形態に係る円錐ころ軸受1Aは、環状の外輪11および内輪12と、複数の円錐ころ13と、保持器20とを備える。外輪11は、内周面において外輪転走面11aを有する。内輪12は、外周面において内輪転走面12aを有し、内輪転走面12aが外輪転走面11aに対向するように外輪11の径方向内側に配置される。円錐ころ13は、転動面13a、小径端面13bおよび大径端面13cを含む。円錐ころ13は、外輪転走面11aおよび内輪転走面12aの間において保持器20により保持されて配列される。内輪転走面12aの両側には小鍔12bおよび大鍔12cが形成され、これにより円錐ころ13の軸方向の移動が規制される。小鍔12bおよび大鍔12cは、小鍔面12b1および大鍔面12c1をそれぞれ含む。円錐ころ13の転動面13aは、外輪転走面11aおよび内輪転走面12aに対して転がり接触し、また大径端面13cは大鍔面12c1に対してすべり接触する。
 外輪11、内輪12および円錐ころ13は、0.60質量%以上1.50質量%以下の炭素と、0.15質量%以上2.50質量%以下の珪素と、0.30質量%以上1.50質量%以下のマンガンと、0.20質量%以上2.00質量%以下のクロムとを含有し、残部不純物からなる焼入硬化された鋼(たとえばJIS規格高炭素クロム軸受鋼であるSUJ2)からなる。上記軸受部品(外輪11、内輪12および円錐ころ13)では、他の部品と接触する接触面下の表層部における窒素濃度が0.3質量%以上である。すなわち、外輪11では、接触面である外輪転走面11a下の表層部の窒素濃度が0.3質量%以上である。内輪12では、接触面である内輪転走面12aおよび大鍔面12c1下の表層部の窒素濃度が0.3質量%以上である。円錐ころ13では、接触面である転動面13aおよび大径端面13c下の表層部の窒素濃度が0.3質量%以上である。
 図2を参照して、保持器20は、円錐ころ13の小径端面側で連なる小環状部21と、円錐ころ13の大径端面側で連なる大環状部22と、小環状部21および大環状部22を連結する複数の柱部23とを含む。保持器20は、円錐ころ13を収容するためのポケット24を有する。ポケット24は、円錐ころ13の小径側を収容する部分が狭幅側となり、円錐ころ13の大径側を収容する部分が広幅側となるような台形形状を有する。ポケット24の狭幅側および広幅側の柱部23には、2つずつ切欠き24a,24bが設けられる。切欠き24a,24bの深さD1,D2はたとえば1mmであり、幅W1,W2はたとえば4.6mmである。
 以上のように、本実施の形態に係る円錐ころ軸受1Aは、外輪11、内輪12および円錐ころ13が上記成分組成の鋼からなるため、世界各国で入手容易なJIS規格SUJ2などを材料として用いることができる。また、保持器20のポケット24の狭幅側の柱部23には切欠き24aが設けられるため、軸受内部に滞留する潤滑油が少なくなり、トルク損失が低減される。より具体的には、図3を参照して、円錐ころ軸受1Aが高速回転してその下部が油浴に漬かると、図3中矢印に示すように油浴中の潤滑油が円錐ころ13の小径側から保持器20の外径側と内径側とに分かれて軸受内部に流入する。保持器20の外径側から外輪11に流入する潤滑油は、外輪11の外輪転走面11aに沿って円錐ころ13の大径側に流出する。一方、保持器20の内径側から内輪12側に流入する潤滑油の一部は、切欠き24aを通過して保持器20の外径側に流出する。これにより、内輪12の大鍔12cにまで到達する潤滑油が少なくなり、軸受内部に滞留する潤滑油の量が少なくなる。その結果、潤滑油の流動抵抗によるトルク損失が低減される。また、円錐ころ軸受1Aでは、外輪11、内輪12および円錐ころ13の接触面(外輪転走面11a、内輪転走面12a、大鍔面12c1、転動面13aおよび大径端面13c)下の表層部における窒素濃度が0.3質量%以上であるため、当該接触面の焼戻軟化抵抗が向上している。そのため、軸受内部に滞留する潤滑油が少なく軸受の潤滑性が悪い場合でも接触面の焼き付きを抑制することができる。また、当該表層部における窒素濃度が0.3質量%以上であるため、当該接触面の耐久性を向上し、その結果異物混入潤滑下における寿命が向上している。このように、本実施の形態に係る円錐ころ軸受1Aは、トルクの損失が低減され、かつ耐焼付き性および寿命が向上したものとなっている。
 上記円錐ころ軸受1Aにおいて、内輪12の大鍔12cは、円錐ころ13の大径端面13cとすべり接触する大鍔面12c1を含んでいてもよい。また、円錐ころ13の大径端面13c下の表層部および内輪12の大鍔面12c1下の表層部における窒素濃度が0.3質量%以上であってもよい。円錐ころ13の大径端面13cと内輪12の大鍔面12c1とはすべり接触するため、特に温度上昇し易く焼き付き易い。そのため、大径端面13c下の表層部および大鍔面12c1下の表層部の窒素濃度を0.3質量%以上にすることで、耐焼き付き性をさらに向上させることができる。
 上記円錐ころ軸受1Aにおいて、外輪11、内輪12および円錐ころ13を構成する鋼は、さらに0.5質量%以下のニッケルおよび0.2質量%以下のモリブデンの少なくともいずれか一方を含有していてもよい。これにより、鋼の焼入性が向上し、より大型の軸受部品を得ることができる。
 上記円錐ころ軸受1Aにおいて、外輪11、内輪12および円錐ころ13は、全体の平均残留オーステナイト量が20体積%以下であってもよい。これにより、上記軸受部品の寸法安定性を向上させることができる。
 上記円錐ころ軸受1Aにおいて、外輪11、内輪12および円錐ころ13の接触面(外輪転走面11a、内輪転走面12a、大鍔面12c1、転動面13aおよび大径端面13c)下の表層部には、当該接触面に垂直な断面において直径0.5μm以下の炭窒化物が100μmあたり5個以上存在していてもよい。このように微細な炭窒化物が表層部に多数存在することで表層部の耐久性が一層向上する。上記炭窒化物は、上記領域において10個以上存在することが好ましい。なお、上記炭窒化物の存在量(数)は、たとえば上記領域を走査型電子顕微鏡(SEM:Scanning Electron Microscope)により観察し、観察結果を画像解析処理することにより確認される。
 上記円錐ころ軸受1Aにおいて、外輪11、内輪12および円錐ころ13の接触面(外輪転走面11a、内輪転走面12a、大鍔面12c1、転動面13aおよび大径端面13c)から深さ50μmである領域における残留オーステナイト量は20体積%以上であってもよい。これにより、当該接触面の耐久性、特に異物混入環境における耐久性を向上させることができる。
 上記円錐ころ軸受1Aにおいて、内輪12の内径表面12dにおける窒素濃度は0.05質量%以下である。これにより、内輪12の軸などの部材に対する嵌め込み状態が安定する。
 図4および図5を参照して、保持器20の変形例を説明する。図4を参照して、ポケット24の狭幅側の小環状部21には切欠き24cが設けられていてもよい。また、狭幅側の3つの切欠き24a,24cの合計面積が、広幅側の2つの切欠き24bの合計面積よりも広くなっていてもよい。これにより、保持器20の内径側から内輪12側に流入する潤滑油を切欠き24cから逃がし、内輪12の大鍔12cにまで到達する潤滑油の量をより少なくすることができる。その結果、潤滑油の流動抵抗によるトルク損失をより低減することができる。なお、切欠き24cの深さD3はたとえば1mmであり、幅W3はたとえば5.7mmである。
 図5を参照して、狭幅側の柱部23に設けられた切欠き24aの深さD1は、広幅側の柱部23に設けられた切欠き24bの深さD2よりも大きくなっていてもよい。そして、切欠き24aの合計面積が、切欠き24bの合計面積よりも大きくなっていてもよい。これにより、内輪12の大鍔12cにまで到達する潤滑油の量をさらに少なくすることができる。その結果、潤滑油の流動抵抗によるトルク損失をさらに低減することができる。
 図3を参照して、保持器20の小環状部の軸方向外側には、内輪12の小鍔12bの外径面に対向させた径方向内向きの鍔14が設けられていてもよい。また、鍔14の内径面と内輪12の小鍔12bの外径面との隙間δは、小鍔12bの外径寸法の2.0%以下に設定されていてもよい。これにより、保持器20の外径側から外輪11側に流入する潤滑油に比べて保持器20の内径側から内輪12側に流入する潤滑油の量を著しく少なくすることができる。その結果、潤滑油の流動抵抗によるトルク損失を一層低減することができる。
 円錐ころ13の表面全体には、微小な凹形状のくぼみ(図示しない)がランダムに無数に設けられていてもよい。そして、当該くぼみが設けられた円錐ころ13の表面は、面粗さパラメータ(Ryni)が0.4μm以上1.0μm以下であり、かつ、Sk値が-1.6以下であってもよい。これにより、円錐ころ13の表面全体に潤滑油を保持させることができる。その結果、軸受内部に滞留する潤滑油の量が少なくなった場合でも、円錐ころ13と外輪11および内輪12との接触を十分に潤滑することができる。
 次に、本実施の形態に係る円錐ころ軸受の製造方法について説明する。本実施の形態に係る円錐ころ軸受の製造方法では、上記円錐ころ軸受1Aが製造される。
 図6を参照して、まず、工程(S10)として鋼材準備工程が実施される。この工程(S10)では、0.60質量%以上1.50質量%以下の炭素と、0.15質量%以上2.50質量%以下の珪素と、0.30質量%以上1.50質量%以下のマンガンと、0.20質量%以上2.00質量%以下のクロムとを含有し、残部不純物からなる鋼、または0.60質量%以上1.50質量%以下の炭素と、0.15質量%以上2.50質量%以下の珪素と、0.30質量%以上1.50質量%以下のマンガンと、0.20質量%以上2.00質量%以下のクロムとを含有し、さらに0.5質量%以下のニッケルおよび0.2質量%以下のモリブデンの少なくともいずれか一方を含有し、残部不純物からなる鋼、たとえばJIS規格SUJ2、SUJ3、SUJ4、SUJ5などの高炭素クロム軸受鋼からなる鋼材が準備される。具体的には、たとえば上記成分組成を有する棒鋼や鋼線などが準備される。
 次に、工程(S20)として、成形工程が実施される。この工程(S20)では、たとえば上記工程(S10)において準備された棒鋼や鋼線などに対して鍛造、旋削などの加工が実施される。これにより、外輪11、内輪12および円錐ころ13(図1参照)などの形状に成形された成形部材が作製される。
 次に、工程(S30)として、浸炭窒化工程が実施される。この工程(S30)では、上記工程(S20)において作製された成形部材が浸炭窒化処理される。この浸炭窒化処理は、たとえば以下のように実施される。まず、上記成形部材が780℃以上820℃以下程度の温度域で、30分間以上90分間以下の時間予熱される。次に、予熱された成形部材が、エンリッチガスとしてのプロパンガスやブタンガスが添加されることによりカーボンポテンシャルが調整されたRXガスなどの吸熱型ガスに、さらにアンモニアガスが導入された雰囲気中において加熱されて浸炭窒化処理される。浸炭窒化処理の温度は、たとえば820℃以上880℃以下とすることができる。また、浸炭窒化処理の時間は、成形部材に形成すべき窒素富化層の窒素濃度に合わせて設定することができ、たとえば4時間以上7時間以下とすることができる。これにより、成形部材の脱炭を抑制しつつ窒素富化層を形成することができる。
 次に、工程(S40)として、焼入工程が実施される。この工程(S40)では、上記工程(S30)において浸炭窒化処理されることにより窒素富化層が形成された成形部材が、所定の焼入温度から急冷されることにより焼入処理される。この焼入温度は、たとえば820℃以上880℃以下とすることができ、850℃以上880℃以下とすることが好ましい。焼入処理は、たとえば所定の温度に保持された冷却材としての焼入油中に成形部材を浸漬することにより実施することができる。また、この工程(S40)では、成形部材において接触面下の表層部となるべき領域が、焼入温度から600℃までの温度範囲において平均20℃/sec以上、かつ焼入温度から400℃までの温度範囲において平均30℃/sec以上の冷却速度で冷却されることが好ましい。これにより、上記工程(S30)の浸炭窒化処理によって焼入性が低下した表層部となるべき領域を確実に焼入硬化することができる。
 次に、工程(S50)として、焼戻工程が実施される。この工程(S50)では、上記工程(S40)において焼入処理された成形部材が焼戻処理される。具体的には、たとえば180℃以上240℃以下の温度域に加熱された雰囲気中において成形部材が0.5時間以上3時間以下の時間保持されることにより、焼戻処理が実施される。さらに、焼戻温度は、180℃以上210℃以下とされてもよい。
 次に、工程(S60)として、仕上げ加工工程が実施される。この工程(S60)では、上記工程(S50)において焼戻処理された成形部材を加工することにより、他の部品と接触する面である接触面(外輪転走面11a、内輪転走面12a、大鍔面12c1、転動面13aおよび大径端面13c)が形成される。仕上げ加工としては、たとえば研削加工を実施することができる。以上の工程により、外輪11、内輪12および円錐ころ13などが完成する。
 さらに、工程(S70)として組立工程が実施される。この工程(S70)では、工程(S10)~(S60)において作製された外輪11、内輪12および円錐ころ13と、別途準備された保持器20(図2参照)とが組み合わされて、上記円錐ころ軸受1Aが組み立てられる。これにより、本実施の形態に係る円錐ころ軸受の製造方法が完了する。
 ここで、上記工程(S30)では、後続の工程(S60)における仕上げ加工によって接触面下の表層部における窒素濃度が0.3質量%以上となるように成形部材が浸炭窒化処理される。つまり、工程(S60)での取り代などを考慮して、接触面完成後における表層部の窒素濃度を0.3質量%以上とすることが可能なように窒素量が調整される。
 さらに、上記工程(S50)では、成形部材全体の平均残留オーステナイト量が20体積%以下となるように成形部材が焼戻処理される。
 また、完成品において、接触面(外輪転走面11a、内輪転走面12a、大鍔面12c1、転動面13aおよび大径端面13c)から深さが50μmである領域における残留オーステナイト量を20体積%以上とするためには、たとえば工程(S30)において形成される窒素濃度分布、工程(S40)における焼入温度、工程(S50)における焼戻温度、工程(S60)における取り代などを調整することができる。
 さらに、内輪12の内径表面12dにおける窒素濃度を0.05質量%以下とするためには、たとえば内径表面12dを治具やコーディング層にて覆ったうえで、工程(S30)を実施すればよい。
 また、接触面に垂直な断面において、表層部に直径0.5μm以下の炭窒化物が100μmあたり5個以上存在する状態とするためには、たとえば工程(S40)における焼入温度、工程(S50)における焼戻温度などを調整することができる。
 (実施の形態2)
 次に、本発明の他の実施の形態である実施の形態2について説明する。本実施の形態に係る円錐ころ軸受は、基本的には上記実施の形態1の場合と同様の構成を有し、かつ同様の効果を奏する。しかし、本実施の形態に係る円錐ころ軸受は、外輪、内輪および円錐ころの構成において上記実施の形態1の場合とは異なっている。
 図7を参照して、本実施の形態に係る円錐ころ軸受1Bは、上記実施の形態1と同様に外輪31と、内輪32と、円錐ころ33と、保持器40とを備える。外輪31、内輪32および円錐ころ33のうち少なくとも円錐ころ33、より具体的には外輪31、内輪32および円錐ころ33は、0.90質量%以上1.05質量%以下の炭素と、0.15質量%以上0.35質量%以下の珪素と、0.01質量%以上0.50質量%以下のマンガンと、1.30質量%以上1.65質量%以下のクロムとを含有し、残部不純物からなる焼入硬化された鋼からなる。上記軸受部品(外輪31、内輪32および円錐ころ33)では、他の部品と接触する接触面における窒素濃度が0.25質量%以上であり、かつ当該接触面における残留オーステナイト量が6体積%以上12体積%以下である。すなわち、外輪31では、接触面である外輪転走面31aにおける窒素濃度が0.25質量%以上であり、かつ残留オーステナイト量が6体積%以上12体積%以下である。内輪32では、接触面である内輪転走面32aおよび大鍔面32c1における窒素濃度が0.25質量%以上であり、かつ残留オーステナイト量が6体積%以上12体積%以下である。円錐ころ33では、接触面である転動面33aおよび大径端面33cにおける窒素濃度が0.25質量%以上であり、かつ残留オーステナイト量が6体積%以上12体積%以下である。
 以上のように、本実施の形態に係る円錐ころ軸受1Bは、外輪31、内輪32および円錐ころ33が上記成分組成の鋼からなるため、世界各国で入手容易なSUJ2相当材料を用いることができる。また、保持器40は、上記実施の形態1の保持器20と同様の構造を有するため、上記実施の形態1の場合と同様に軸受内部に滞留する潤滑油を少なくすることでトルク損失を低減することができる。また、外輪31、内輪32および円錐ころ33の接触面(外輪転走面31a、内輪転走面32a、大鍔面32c1、転動面33aおよび大径端面33c)における窒素濃度が0.25質量%以上であるため、上記実施の形態1の場合と同様に当該接触面における焼付きの発生を抑制し、かつ当該接触面の耐久性を向上させることができる。このように、本実施の形態に係る円錐ころ軸受1Bは、上記円錐ころ軸受1Aと同様に、トルク損失が低減され、かつ耐焼付き性および寿命が向上したものとなっている。
 さらに、本実施の形態に係る円錐ころ軸受1Bでは、外輪31、内輪32および円錐ころ33の接触面(外輪転走面31a、内輪転走面32a、大鍔面32c1、転動面33aおよび大径端面33c)における残留オーステナイト量が6体積%以上12体積%以下となっている。そのため、寿命の低下が抑制され、かつ当該接触面の耐圧痕性が向上している。また、円錐ころ軸受1Bでは、少なくとも円錐ころ33の接触面(転動面33aおよび大径端面33c)における窒素濃度が0.25質量%以上であり、かつ残留オーステナイト量が6体積%以上12体積%以下となっている。そのため、本実施の形態に係る円錐ころ軸受1Bは、耐圧痕性および転動疲労寿命が高いレベルで両立されたものとなっている。
 上記円錐ころ軸受1Bにおいて、外輪31、内輪32および円錐ころ33の接触面(外輪転走面31a、内輪転走面32a、大鍔面32c1、転動面33aおよび大径端面33c)の硬度は、好ましくは60.0HRC以上である。これにより、寿命および耐圧痕性が一層向上する。また、当該接触面の硬度は、好ましくは64.0HRC以下である。これにより、当該接触面における残留オーステナイト量を12体積%以下の範囲に容易に調整することができる。
 次に、本実施の形態に係る円錐ころ軸受の製造方法について説明する。本実施の形態に係る円錐ころ軸受の製造方法では、上記円錐ころ軸受1Bが製造される。
 図8を参照して、まず、工程(S80)として鋼材準備工程が実施される。この工程(S80)では、JIS規格SUJ2、ASTM規格52100、DIN規格100Cr6、GB規格GCr5もしくはGCr15、およびΓOCT規格ЩX15などのJIS規格SUJ2相当鋼からなる鋼材が準備される。具体的には、たとえば上記成分組成を有する棒鋼や鋼線などが準備される。
 次に、工程(S90)として成形工程が実施される。この工程(S90)では、上記工程(S20)と同様に、外輪31、内輪32および円錐ころ33(図7参照)などの形状に成形された成形部材が作製される。
 次に、工程(S100)として浸炭窒化工程が実施される。この工程(S100)では、工程(S90)において作製された成形部材が浸炭窒化処理される。この浸炭窒化処理は、たとえば以下のように実施される。まず、上記成形部材が780℃以上820℃以下程度の温度域で、30分間以上90分間以下の時間予熱される。次に、予熱された成形部材が、エンリッチガスとしてのプロパンガスやブタンガスが添加されることによりカーボンポテンシャルが調整されたRXガスなどの吸熱型ガスに、さらにアンモニアガスが導入された雰囲気中において加熱されて浸炭窒化処理される。浸炭窒化処理の温度は、たとえば820℃以上880℃以下とすることができる。また、浸炭窒化処理の時間は、成形部材に形成すべき窒素富化層の窒素濃度に合わせて設定することができ、たとえば3時間以上9時間以下とすることができる。これにより、成形部材の脱炭を抑制しつつ窒素富化層を形成することができる。
 次に、工程(S110)として焼入工程が実施される。この工程(S110)では、工程(S100)において浸炭窒化処理されることにより窒素富化層が形成された成形部材が、所定の焼入温度から急冷されることにより焼入処理される。この焼入温度は、860℃以下とされることにより、後続の焼戻工程における炭素の固溶量と析出量とのバランス、および残留オーステナイト量の調整が容易となる。また、焼入温度が820℃以上とされることにより、後続の焼戻工程における炭素の固溶量と析出量とのバランス、および残留オーステナイト量の調整が容易となる。焼入処理は、たとえば所定の温度に保持された冷却材としての焼入油中に成形部材を浸漬することにより実施することができる。
 次に、工程(S120)として焼戻工程が実施される。この工程(S120)では、工程(S110)において焼入処理された成形部材が焼戻処理される。具体的には、たとえば210℃以上300℃以下の温度域に加熱された雰囲気中において成形部材が0.5時間以上3時間以下の時間保持されることにより、焼戻処理が実施される。
 次に、工程(S130)として仕上げ加工工程が実施される。この工程(S130)では、工程(S120)において焼戻処理された成形部材を加工することにより他の部品と接触する面である接触面(外輪転走面31a、内輪転走面32a、大鍔面32c1、転動面33aおよび大径端面33c)が形成される。仕上げ加工としては、たとえば研削加工を実施することができる。以上の工程により、外輪31、内輪32および円錐ころ33などが完成する。
 さらに、工程(S140)として組立工程が実施される。この工程(S140)では、工程(S80)~(S130)において作製された外輪31、内輪32および円錐ころ33と、別途準備された保持器40とが組み合わされて、上記本実施の形態に係る円錐ころ軸受1Bが組み立てられる。これにより、本実施の形態に係る円錐ころ軸受の製造方法が完了する。
 ここで、上記工程(S100)では、後続の工程(S130)における仕上げ加工によって接触面(外輪転走面31a、内輪転走面32a、大鍔面32c1、転動面33aおよび大径端面33c)における窒素濃度が0.25質量%以上となるように成形部材が浸炭窒化処理される。つまり、工程(S130)での取り代などを考慮して、接触面完成後における表面の窒素濃度を0.25質量%以上とすることが可能なように窒素富化層が形成される。
 さらに、上記工程(S120)では、後続の工程(S130)における仕上げ加工によって接触面(外輪転走面31a、内輪転走面32a、大鍔面32c1、転動面33aおよび大径端面33c)における残留オーステナイト量が6体積%以上12体積%以下となるように成形部材が焼戻処理される。つまり、工程(S130)での取り代などを考慮して、接触面完成後における表面の残留オーステナイト量を6体積%以上12体積%以下とすることが可能なように、焼戻処理によって残留オーステナイト量が調整される。
 また、工程(S120)では、成形部材が240℃以上300℃以下の温度域にて焼戻処理されることが好ましい。これにより、焼入処理によって素地に固溶した炭素が適切な割合で炭化物として析出する。その結果、固溶強化と析出強化との適切なバランスが達成され、外輪31、内輪32および円錐ころ33の耐圧痕性が向上する。
 (実施の形態3)
 次に、上記実施の形態1および2に係る円錐ころ軸受1A,1Bの用途の一例について説明する。図9を参照して、マニュアルトランスミッション100は、常時噛合い式のマニュアルトランスミッションであって、入力シャフト111と、出力シャフト112と、カウンターシャフト113と、ギア(歯車)114a~114kと、ハウジング115とを備えている。
 入力シャフト111は、円錐ころ軸受1A,1Bによりハウジング115に対して回転可能に支持されている。この入力シャフト111の外周にはギア114aが形成され、内周にはギア114bが形成されている。
 一方、出力シャフト112は、一方側(図中右側)において円錐ころ軸受1A,1Bによりハウジング115に回転可能に支持されているとともに、他方側(図中左側)において転がり軸受120Aにより入力シャフト111に回転可能に支持されている。この出力シャフト112には、ギア114c~114gが取り付けられている。
 ギア114cおよびギア114dはそれぞれ同一部材の外周と内周に形成されている。ギア114cおよびギア114dが形成される部材は、転がり軸受120Bにより出力シャフト112に対して回転可能に支持されている。ギア114eは、出力シャフト112と一体に回転するように、かつ出力シャフト112の軸方向にスライド可能なように、出力シャフト112に取り付けられている。
 また、ギア114fおよびギア114gの各々は同一部材の外周に形成されている。ギア114fおよびギア114gが形成されている部材は、出力シャフト112と一体に回転するように、かつ出力シャフト112の軸方向にスライド可能なように、出力シャフト112に取り付けられている。ギア114fおよびギア114gが形成されている部材が図中左側にスライドした場合には、ギア114fはギア114bと噛合い可能であり、図中右側にスライドした場合にはギア114gとギア114dとが噛合い可能である。
 カウンターシャフト113には、ギア114h~114kが形成されている。カウンターシャフト113とハウジング115との間には、2つのスラストニードルころ軸受が配置され、これによってカウンターシャフト113の軸方向の荷重(スラスト荷重)が支持されている。ギア114hは、ギア114aと常時噛合っており、かつギア114iはギア114cと常時噛合っている。また、ギア114jは、ギア114eが図中左側にスライドした場合に、ギア114eと噛合い可能である。さらに、ギア114kは、ギア114eが図中右側にスライドした場合に、ギア114eと噛合い可能である。
 次に、マニュアルトランスミッション100の変速動作について説明する。マニュアルトランスミッション100においては、入力シャフト111に形成されたギア114aと、カウンターシャフト113に形成されたギア114hとの噛み合わせによって、入力シャフト111の回転がカウンターシャフト113へ伝達される。そして、カウンターシャフト113に形成されたギア114i~114kと出力シャフト112に取り付けられたギア114c、114eとの噛み合わせ等によって、カウンターシャフト113の回転が出力シャフト112へ伝達される。これにより、入力シャフト111の回転が出力シャフト112へ伝達される。
 入力シャフト111の回転が出力シャフト112へ伝達される際には、入力シャフト111およびカウンターシャフト113の間で噛合うギアと、カウンターシャフト113および出力シャフト112の間で噛合うギアとを変えることによって、入力シャフト111の回転速度に対して出力シャフト112の回転速度を段階的に変化させることができる。また、カウンターシャフト113を介さずに入力シャフト111のギア114bと出力シャフト112のギア114fとを直接噛合わせることによって、入力シャフト111の回転を出力シャフト112へ直接伝達することもできる。
 以下に、マニュアルトランスミッション100の変速動作をより具体的に説明する。ギア114fがギア114bと噛合わず、ギア114gがギア114dと噛合わず、かつギア114eがギア114jと噛合う場合には、入力シャフト111の駆動力は、ギア114a、ギア114h、ギア114jおよびギア114eを介して出力シャフト112に伝達される。これが、たとえば第1速とされる。
 ギア114gがギア114dと噛合い、ギア114eがギア114jと噛合わない場合には、入力シャフト111の駆動力は、ギア114a、ギア114h、ギア114i、ギア114c、ギア114dおよびギア114gを介して出力シャフト112に伝達される。これが、たとえば第2速とされる。
 ギア114fがギア114bと噛合い、ギア114eがギア114jと噛合わない場合には、入力シャフト111はギア114bおよびギア114fとの噛合いにより出力シャフト112に直結され、入力シャフト111の駆動力は直接出力シャフト112に伝達される。これが、たとえば第3速とされる。
 上述のように、マニュアルトランスミッション100は、回転部材としての入力シャフト111および出力シャフト112をこれに隣接して配置されるハウジング115に対して回転可能に支持するために、円錐ころ軸受1A,1Bを備えている。このように、上記実施の形態1および2に係る円錐ころ軸受1A,1Bは、マニュアルトランスミッション100内において使用することができる。そして、トルク損失が低減され、かつ耐焼付き性および寿命が向上した円錐ころ軸受1A,1Bは、転動体と軌道部材との間に高い面圧が付与されるマニュアルトランスミッション100内での使用に好適である。
 (実施の形態4)
 次に、上記実施の形態1および2に係る円錐ころ軸受1A,1Bの用途の他の一例について説明する。図10および図11を参照して、デファレンシャル200は、デフケース201と、ピニオンギア202aおよび202bと、サンギア203と、ピニオンキャリア204と、アーマチュア205と、パイロットクラッチ206と、電磁石207と、ロータークラッチ(デフケース)208と、カム209を備えている。
 デフケース201の内周に設けられた内歯201aと4つのピニオンギア202aの各々とが互いに噛みあっており、4つのピニオンギア202aの各々と4つのピニオンギア202bの各々とが互いに噛み合っており、4つのピニオンギア202bの各々とサンギア203とが互いに噛み合っている。サンギア203は第1の駆動軸としての左駆動軸220の端部に接続されており、これによりサンギア203と左駆動軸220とは一体となって自転することができる。また、ピニオンギア202aの回転軸202cの各々と、ピニオンギア202bの回転軸202dとの各々が、ともにピニオンキャリア204によって自転可能に保持されている。ピニオンキャリア204は第2の駆動軸としての右駆動軸221の端部に接続されており、これによりピニオンキャリア204と右駆動軸221とは一体となって自転することができる。
 また、電磁石207、パイロットクラッチ206、ロータークラッチ(デフケース)208、アーマチュア205、およびカム209によって電磁クラッチが構成されている。
 デフケース201の外歯201bは図示しないリングギアの歯車と噛み合っており、デフケース201はリングギアからの動力を受けて自転する。左駆動軸220および右駆動軸221の間に差動がない場合には、ピニオンギア202aおよび202bは自転せず、デフケース201、ピニオンキャリア204、およびサンギア203の3つの部材が一体となって回転する。つまり、リングギアから左駆動軸220へは、矢印Bで示されるように動力が伝達され、リングギアから右駆動軸221へは、矢印Aで示されるように動力が伝達される。
 一方、左駆動軸220および右駆動軸221のうちいずれか一方、たとえば左駆動軸220に抵抗が加わる場合には、左駆動軸220と接続したサンギア203に抵抗が加わり、ピニオンギア202aおよび202bの各々が自転する。そして、ピニオンギア202aおよび202bの回転によってピニオンキャリア204の自転が速められ、左駆動軸220と右駆動軸221との間に差動が発生する。
 また、電磁クラッチは、左駆動軸220と右駆動軸221との間に一定以上の差動が生じると通電し、電磁石207によって磁界が発生される。パイロットクラッチ206およびアーマチュア205は、磁気誘導作用により電磁石207に引き付けられて摩擦トルクを発生する。摩擦トルクはカム209によりスラスト方向に変換される。そして、スラスト方向に変換された摩擦トルクにより、ピニオンキャリア204を介してメーンクラッチがデフケース208に押し付けられ、これにより差動制限トルクが発生する。スラストニードルころ軸受130はカム209で生じたスラスト方向の反力を受け、この反力をデフケース208に伝達する。その結果、摩擦トルクに比例したカム209による倍のスラスト力が発生される。このように、電磁石207は、パイロットクラッチ206のみを制御し、そのトルクを倍力機構により増幅することができ、また任意に摩擦トルクをコントロールすることができる。
 ここで、カム209とデフケース208との間には、スラストニードルころ軸受130が配置されている。また、デフケース208とデフケース208の外周側に配置される部材との間には、実施の形態1および2に係る円錐ころ軸受1A,1Bが配置されている。このように、上記実施の形態1および2に係る円錐ころ軸受1A,1Bは、デファレンシャル200内において使用することができる。そして、トルク損失が低減され、かつ耐焼付き性および寿命が向上した円錐ころ軸受1A,1Bは、転動体と軌道部材との間に高い面圧が付与されるデファレンシャル200内での使用に好適である。
 (実施例1)
 円錐ころ軸受の転動疲労寿命、トルクおよび耐焼付き性について詳細に調査するための実験を行った。
 (転動疲労寿命試験)
 試験には、JIS規格30206型番のものを用いた(内径:30mm、外径:62mm、幅:17.25mm)。まず、上記実施の形態1および2と同様の手順により内輪、外輪および円錐ころを作製した(SUJ2製、焼入温度:850℃、焼戻温度:240℃、表層部の窒素濃度:0.4質量%)。そして、作製した内輪を、上記本実施の形態に係る保持器と組合わせて円錐ころ軸受を作製した(実施例)。また、比較のため、内輪、外輪および円錐ころに対して浸炭窒化処理を施さず、上記本実施の形態に係る保持器を用いた円錐ころ軸受も作製した(比較例1、SUJ2製、焼入温度:850℃、焼戻温度:180℃、表層部の窒素濃度:0質量%)。また、内輪、外輪および円錐ころに対して上記実施例と同様に浸炭窒化処理を施し、上記本実施の形態に係る保持器ではなく従来の保持器を用いた円錐ころも作製した(比較例2)。試験では、P/C(荷重/負荷容量)が0.4となるように荷重を負荷し、内輪軌道面の面圧を2.5GPaとした。潤滑油には、動粘度が30mm/s(40℃)のATFを用いた。潤滑油中には、粒径が100~180μmの硬質異物(800HV)を混入させた(1.0g/L)。
 (トルク測定試験)
 試験には、JIS規格30208型番のものを用いた(内径:40mm、外径:80mm、幅:19.75mm)。上記の場合と同様に、実施例および比較例の円錐ころ軸受を作製した。試験荷重(Fa)は800kgfとした。回転速度は、3500min-1とした。潤滑油には、動粘度が150mm/s(40℃)のデフ油を用いた(自然循環)。測定温度は100℃とした。
 (耐焼付き性試験)
 試験には、JIS規格30206型番のものを用いた(内径:30mm、外径:62mm、幅:17.25mm)。上記の場合と同様に、実施例および比較例の円錐ころ軸受を作製した。試験荷重(Fa)は2~15kNとした。回転速度は、3500min-1または6500min-1とした。潤滑油には、動粘度が30mm/s(40℃)のATFを用いた。給油量は、45ml/minとした。温度が150℃上昇するまでの時間を測定した。上記試験結果を表1に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
 (転動疲労寿命試験の結果)
 実施例および比較例1の結果を比べると、比較例1の場合に比べて実施例の場合には寿命が大きく向上した。この結果より、異物混入潤滑条件下での寿命においては、内輪、外輪および円錐ころの表層部における窒素濃度を0.4質量%(0.3質量%以上)にすることが有効であることが分かった。また、実施例および比較例2の結果を比べると、比較例2の場合に比べて実施例の場合には寿命が向上した。これは、上記実施の形態に係る保持器を用いることで軸受内部に滞留する潤滑油の量が制限され、当該潤滑油中に含まれる異物の量も減少するためである。この結果より、異物混入潤滑条件下での寿命においては、上記実施の形態に係る保持器を用いることが有効であることが分かった。
 (トルク測定試験の結果)
 実施例および比較例2の結果を比べると、比較例2の場合に比べて実施例の場合にはトルク値がより小さくなった。この結果より、円錐ころ軸受の低トルク化においては、上記本実施の形態に係る保持器を用いることが有効であることが分かった。また、実施例および比較例1の結果を比べると、実施例の場合にはトルク値がより小さくなった。これは、内輪、外輪および円錐ころの表層部の窒素濃度を高めることにより焼戻し軟化抵抗が向上し、軌道輪(内輪、外輪)と円錐ころとの転がり接触部およびすべり接触部における変形量が小さくなり、その結果当該接触部の面積がより小さくなるためである。この結果より、円錐ころ軸受の低トルク化においては、軌道輪および円錐ころの表層部の窒素濃度を高めることが有効であることが分かった。
 (耐焼付き性試験)
 実施例および比較例1の結果を比べると、比較例1の場合に比べて実施例の場合には耐焼付き性がより向上した。これは、軌道輪および円錐ころの表層部の窒素濃度を高めることにより、焼戻し軟化抵抗が向上するためである。この結果より、円錐ころ軸受の耐焼付き性の向上においては、軌道輪および円錐ころの表層部の窒素濃度を向上させることが有効であることが分かった。また、実施例および比較例2の結果を比べると、比較例2の場合に比べて実施例の場合には耐焼付き性がより向上した。これは、上記実施の形態に係る保持器を用いることで軸受が低トルク化され、軸受の温度上昇が鈍化するためである。
 (実施例2)
 円錐ころ軸受の耐焼付き性について詳細に調査する実験を行った。まず、850℃のRXガスにアンモニアを添加した雰囲気において、内輪、外輪および円錐ころに対して浸炭窒化処理を行った(180分間)。これにより、内輪の大鍔面下の表層部および円錐ころの大径端面下の表層部を窒化した。そして、これらの軸受部品と上記実施の形態に係る保持器とを組合わせて円錐ころ軸受を作製した(実施例)。また、比較例として、850℃のRXガス雰囲気中で80分間加熱してズブ焼を施した内輪、外輪および円錐ころも作製し、同様に円錐ころ軸受を作製した(比較例)。そして、実施例および比較例の円錐ころ軸受について、雰囲気温度と内輪の大鍔面の硬度との関係を調査した。上記実験結果を図12に示す。
 図12を参照して、実施例では比較例に比べて内輪の大鍔面の硬度が高く、かつ雰囲気温度の上昇による硬度の低下が小さかった。これは、内輪の大鍔面下の表層部および円錐ころの大径端面下の表層部において高濃度の窒素が固溶することで残留オーステナイトが安定化し、その結果焼戻し軟化低下が向上したためである。
 (実施例3)
 経年寸法変化に及ぼす残留オーステナイト量の影響を調査する実験を行なった。SUJ2を素材として、外径(φ)60mm、内径(φ)54mm、幅(t)15mmのリング状試験片を、焼入温度、焼戻温度、および表層部の窒素濃度を変化させて作製した。この試験片に対して、230℃に加熱して2時間保持する熱処理を実施し、当該熱処理前後での外径の寸法差を熱処理前の外径で除して経年寸法変化率を算出した。試験結果を表2に示す。一方、上記試験片の残留オーステナイト量の分布を図13に示す。この図13の残留オーステナイト量の分布から試験片内の平均値を算出するとともに、先に算出した対応する試験片の経年寸法変化率との関係を調査した。試験片全体の平均残留オーステナイト量と経年寸法変化率との関係を図14に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
 表2および図14を参照して、焼戻温度を210℃にまで上昇させて試験片全体の平均残留オーステナイト量を低減することにより、経年寸法変化率を低減できることが確認される。そして、平均残留オーステナイト量を20体積%以下、好ましくは15体積%以下とすることが経年寸法変化率低減の観点からは有効で、特に11体積%以下とすることにより、経年寸法変化率を100×10-5未満にまで低減できることが分かる。
 (実施例4)
 接触面下の表層部における炭窒化物の分布状態を調査する実験を行なった。上記実施の形態の場合と同様の手順において、浸炭窒化処理の際の炭素の活量を調整して、炭化物の固溶による消失を抑制した条件でSUJ2からなる試験片を作製した。具体的には、焼入温度は850℃、焼戻温度は180℃、表層部の窒素濃度は0.3質量%とした(条件1)。一方、比較のため、表面付近に脱炭が生じる条件で同様に試験片を作製した(比較例)。条件1および比較例の試験片における表面付近の炭素濃度および窒素濃度の分布を、それぞれ図15および図16に示す。
 図15および図16を参照して、比較例の試験片では表面付近の炭素濃度が低下し、脱炭が確認されるのに対し、条件1の試験片では表面付近の炭素濃度は内部とほぼ同等のレベルが維持されている。比較例の表層部のSEM写真および条件1の表層部のSEM写真を、それぞれ図17および図18に示す。また、焼入温度を880℃、焼戻温度を210℃、表層部の窒素濃度を0.3質量%とした試験片(条件2)の表層部のSEM写真を図19および図20に示す。
 ここで、条件1および2について、表層部のSEM写真(表面に垂直な断面のSEM写真)に基づいて、析出強化に寄与すると考えられる直径0.5μm以下の炭窒化物の個数を算出した。表3に算出結果を示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
 100μm内の領域に存在する炭窒化物の個数を各試験片について3回(3箇所)調査し、その平均値を算出した。表3に示すように、条件1および2においては、直径0.5μm以下の炭窒化物が100μm内に5個以上存在していることが確認された。
 (実施例5)
 保持器による円錐ころ軸受の低トルク化について調査する実験を行った。図2に示した保持器20を用いた円錐ころ軸受(実施例1)と、図4に示した保持器20を用いた円錐ころ軸受(実施例2)とを準備した。また、比較のため、ポケットに切欠きが設けられていない保持器を用いた円錐ころ軸受(比較例1)と、ポケットの狭幅側の柱部に切欠けが設けられていない保持器を用いた円錐ころ軸受(比較例2)を準備した。各円錐ころ軸受の寸法は、外径が100mm、内径が45mm、幅が27.25mmであり、ポケットの切欠きを除いた部分は同じである。
 上記実施例および比較例の円錐ころ軸受について、縦型トルク試験機を用いたトルク測定試験を行った。この試験において、アキシアル荷重は300kgfとした。回転速度は、300~2000rpm(100rpmピッチ)とした。潤滑油には75W-90を用い、油浴潤滑を行った。図21に、上記トルク測定試験の結果を示す、図21において、縦軸はポケットに切欠きのない保持器を用いた比較例1のトルクに対するトルク低減率を表す。ポケットの柱部中央部に切欠きを設けた比較例2もトルク低減効果が認められるが、ポケットの狭幅側の柱部に切欠きを設けた実施例1は、この比較例よりも優れたトルク低減効果が認められ、狭幅側の小環状部にも切欠きを設け、狭幅側の切欠きの合計面積を広幅側のそれよりも広くした実施例2は、さらに優れたトルク低減効果が認められる。
 また、試験の最高回転速度である2000rpmにおけるトルク低減率は、実施例1が9.5%、実施例2が11.5%であり、デファレンシャルやトランスミッションなどにおける高速回転での使用条件でも優れたトルク低減効果を得ることができる。なお、比較例2の回転速度2000rpmにおけるトルク低減率は8.0%である。
 (実施例6)
 軸受部品の特性に及ぼす熱処理条件等の影響を調査する実験を行なった。まず、JIS規格SUJ2からなる平板を準備し、800℃で1時間予熱した後、RXガスにアンモニアガスを添加した雰囲気中において850℃に加熱し、4時間保持することにより浸炭窒化処理した。その後、浸炭窒化処理における加熱温度である850℃から、そのまま上記平板を焼入油中に浸漬することにより焼入硬化させた。さらに、当該平板に対して種々の温度で焼戻処理を施した。得られた平板に対して直径19.05mmのSUJ2製標準転がり軸受用鋼球を荷重3.18kN(最大接触面圧4.4GPa)で押し付け、10秒間保持した後、除荷した。そして、この鋼球の押し付けによって平板に形成された圧痕の深さを測定することにより、耐圧痕性を調査した。また、同じ試験片について、ロックウェル硬度計にて表面硬度を測定した。耐圧痕性の調査結果を図22に、硬度の測定結果を図23に示す。
 図22および図23を参照して、焼戻温度が高くなるにつれて表面硬度が低下する一方で、圧痕深さは極小値を有している。具体的には、焼戻温度を240℃以上300℃以下とすることにより、圧痕深さが0.2μm以下となっている。このことから、耐圧痕性を向上させる観点からは、焼戻温度は240℃以上300℃以下とすることが好ましいといえる。
 ここで、上記焼戻温度の最適値は、以下のようにして決定されているものと考えられる。焼入処理を行なうと、鋼の素地には炭素が固溶した状態となる。一方、焼戻処理を行なうと、素地中に固溶した炭素の一部が炭化物(たとえばFeC)として析出する。このとき、焼戻処理の温度が高くなるほど鋼の降伏強度に対する固溶強化の寄与が低下するとともに、析出強化の寄与が大きくなる。そして、240℃以上300℃以下の温度域で焼戻処理を実施することにより、これらの強化機構のバランスが最適となり、降伏強度が極大値をとるため、耐圧痕性が特に高くなる。
 また、上記圧痕深さの測定の場合と同様に圧痕を押し付けることによる鋼の変形に基づいて測定される表面硬度が単調減少するにもかかわらず、耐圧痕性が極大値をとる理由は以下の通りであると考えられる。
 図24は、上記各焼戻温度における上記熱処理条件で浸炭窒化処理のみ省略した処理を施した引張り試験(JIS Z2201 4号試験片)の真応力と真ひずみとの関係を示す図である。図24は、n乗硬化弾塑性体でモデル化した真応力-真ひずみ線図である。σ降伏応力を境目に次式の通り特性が異なる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000004
ここで、σは真応力、Eはヤング率、εは真ひずみ、Kは塑性係数、nは加工硬化指数、σYは降伏応力である。ただし、ヤング率Eは共振法で実測し、加工効果指数nおよび組成係数Kは、引張試験により実測した。そして、これらを上記2式に代入し、交点をσYとした。
 ここで、圧痕深さの測定における真ひずみの水準は、図24における領域αに相当するのに対し、硬度測定における真ひずみの水準は、図24における領域β以上に相当する。そして、図25を参照して、圧痕深さの測定領域に対応する領域αにおける降伏点を確認すると、焼戻温度が240℃~300℃の範囲において降伏点が高くなっており、これよりも低温の場合、降伏点が低下している。一方、図24を参照して、表面硬度の測定領域に対応する領域βを確認すると、同じひずみ量を与えようとすると、焼戻温度が低くなるにつれ大きな応力が必要となることが分かる。このような現象に起因して、焼戻温度が180℃~220℃の場合に比べて硬度が低下するにもかかわらず、焼戻温度を240℃~300℃とすることにより、耐圧痕性が向上するものと考えられる。
 また、焼戻温度のほか、表面窒素濃度および焼入温度を変化させた条件で熱処理した試験片について、表面の残留オーステナイト量、圧痕深さ、寿命、リング圧砕強度、経年変化率を調査した。
 ここで、圧痕深さは、上記の場合と同様に測定した。圧痕深さが0.2μm未満の場合をB、0.2~0.4μmの場合をC、0.4μm以上の場合をDと評価した。寿命は、圧痕深さの測定の場合と同様の条件にて軌道面に圧痕を形成した後、清浄油潤滑のもとで油膜パラメータが0.5となる条件で、軸受がトランスミッションに使用される場合の荷重条件を模擬して実施した。そして、焼入温度850℃、焼戻温度240℃、表面窒素量0.4質量%の試験片の寿命を基準(B)として、基準寿命よりも長い場合をA、短い場合をC、著しく短い場合をDと評価した。リング圧砕強度は、外径60mm、内径54mm、幅15のリングを作製し、これを径方向に平板にて圧縮し亀裂が発生した荷重を調査することにより評価した。亀裂発生時の荷重が5000kgf以上の場合をA、3500~5000kgfの場合をB、3500kgf未満の場合をDと評価した。また、経年変化率は、試験片を230℃で2時間保持し、当該熱処理前からの外径寸法変化量を測定することにより評価した。変化量が10.0×10以下の場合をA、10.0×10~30.0×10の場合をB、30.0×10~90.0×10の場合をC、90.0×10以上の場合をDと評価した。試験結果を表4に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000005
 表4を参照して、表面窒素濃度が0.25~0.5質量%、焼入温度が820~860℃、焼戻温度が240~300℃の条件をすべて満たす試験片において、上記全ての項目において優れた評価が得られている。
 (実施例7)
 円錐ころ軸受の耐圧痕性および転動疲労寿命をより詳細に調査する実験を行った。
 (耐圧痕性試験)
 試験には、JIS規格30206型番のものを用いた。JIS規格SUJ2材からなる内輪、外輪および円錐ころを準備し、これらに対して浸炭窒化処理、焼入処理および焼戻処理を順に施した。焼入温度は850℃とし、焼戻温度は240℃とし、表層部の窒素濃度は0.4質量%とした(実施例)。また、比較のため、内輪、外輪および円錐ころに対して浸炭窒化処理を行わず、焼戻温度を低く設定した場合についても調査した(比較例)。この場合、焼入温度は850℃とし、焼入温度は180℃とし、表層部の窒素濃度は0質量%とした。そして、内輪の軌道面および円錐ころの転動面に対して4.5GPaの荷重を負荷した場合の圧痕深さを調査した。
 比較例では、内輪軌道面の圧痕深さが0.42~0.53μm(10個平均が0.45μm)であり、転動面の圧痕深さが0.23~0.44μm(10個平均が0.3μm)であった。これに対して、実施例では、内輪軌道面の圧痕深さが0.11~0.23μm(10個平均が0.14μm)であり、転動面の圧痕深さが0.05~0.12μm(10個平均が0.73μm)であった。
 (転動疲労寿命試験)
 試験には、JIS規格30206型番のものを用いた。JIS規格SUJ2材からなる内輪、外輪および円錐ころを準備し、これに対して浸炭窒化処理、焼入処理および焼戻処理を順に施した。焼入温度は850℃とし、焼入温度は240℃とし、表層部の窒素濃度は0.405質量%とした(実施例)。また、比較のため、内輪、外輪および円錐ころに対して浸炭窒化処理を行わず、焼戻温度を低く設定した場合についても調査した(比較例)。この場合、焼入温度は850℃とし、焼入温度は180℃とし、表層部の窒素濃度は0質量%とした。試験では、P/C(荷重/負荷容量)が0.4となるように荷重を負荷し、内輪軌道面の面圧を2.5GPaとした。潤滑油には、動粘度が30mm/s(40℃)のATFを用いた。潤滑油中には、粒径が100~180μmの硬質異物(800HV)を混入させた(1.0g/L)。
 比較例では寿命が49.5~96.5h(10個によるL10=41.2h)であったのに対して、実施例では寿命が53.1~113.2h(6個によるL10=51.0h)であった。
 今回開示された実施の形態および実施例はすべての点で例示であって、制限的なものではないと考えられるべきである。本発明の範囲は上記した説明ではなくて請求の範囲によって示され、請求の範囲と均等の意味、および範囲内でのすべての変更が含まれることが意図される。
 本発明の円錐ころ軸受は、耐焼付き性および寿命の向上が要求される円錐ころ軸受において、特に有利に適用され得る。
 1A,1B 円錐ころ軸受、120A,120B 転がり軸受、130 スラストニードルころ軸受、11a,31a 外輪転走面、12a,32a 内輪転走面、11,31 外輪、12,32 内輪、12b,32b 小鍔、12b1,32b1 小鍔面、12c,32c 大鍔、12c1,32c1 大鍔面、12d,32d 内径表面、13a,33a 転動面、13b,33b 小径端面、13c,33c 大径端面、14 鍔、20,40 保持器、21 小環状部、22 大環状部、23 柱部、24 ポケット、100 マニュアルトランスミッション、111 入力シャフト、112 出力シャフト、113 カウンターシャフト、114a~114k ギア、115 ハウジング、200 デファレンシャル、201,208 デフケース、201a 歯、201b 外歯、202a,202b ピニオンギア、202c,202d 回転軸、203 サンギア、204 ピニオンキャリア、205 アーマチュア、206 パイロットクラッチ、207 電磁石、209 カム、220 左駆動軸、221 右駆動軸。

Claims (17)

  1.  内周面において外輪転走面を有する外輪と、
     外周面において内輪転走面を有し、前記内輪転走面の両側に小鍔および大鍔が形成され、前記外輪の内側に配置された内輪と、
     前記外輪転走面と前記内輪転走面との間に配列された複数の円錐ころと、
     前記円錐ころを収容するポケットを有する保持器とを備え、
     前記外輪、前記内輪および前記円錐ころの少なくともいずれかの軸受部品は、0.6質量%以上1.50質量%以下の炭素と、0.15質量%以上2.50質量%以下の珪素と、0.30質量%以上1.50質量%以下のマンガンと、0.20質量%以上2.00質量%以下のクロムとを含有し、残部不純物からなる鋼からなり、他の部品と接触する接触面下の表層部における窒素濃度が0.3質量%以上であり、
     前記保持器は、前記円錐ころの小径端面側で連なる小環状部と、前記円錐ころの大径端面側で連なる大環状部と、前記小環状部および前記大環状部を連結する複数の柱部とを含み、
     前記ポケットは、前記円錐ころの小径側を収容する部分が狭幅側となり、前記円錐ころの大径側を収容する部分が広幅側となるような台形形状を有し、
     前記ポケットの前記狭幅側の前記柱部には切欠きが設けられている、円錐ころ軸受。
  2.  内周面において外輪転走面を有する外輪と、
     外周面において内輪転走面を有し、前記内輪転走面の両側に小鍔および大鍔が形成され、前記外輪の内側に配置された内輪と、
     前記外輪転走面と前記内輪転走面との間に配列された複数の円錐ころと、
     前記円錐ころを収容するポケットを有する保持器とを備え、
     前記外輪、前記内輪および前記円錐ころの少なくともいずれかの軸受部品は、0.6質量%以上1.50質量%以下の炭素と、0.15質量%以上2.50質量%以下の珪素と、0.30質量%以上1.50質量%以下のマンガンと、0.20質量%以上2.00質量%以下のクロムとを含有し、さらに0.5質量%以下のニッケルおよび0.2質量%以下のモリブデンの少なくともいずれか一方を含有し、残部不純物からなる鋼からなり、他の部品と接触する接触面下の表層部における窒素濃度が0.3質量%以上であり、
     前記保持器は、前記円錐ころの小径端面側で連なる小環状部と、前記円錐ころの大径端面側で連なる大環状部と、前記小環状部および前記大環状部を連結する複数の柱部とを含み、
     前記ポケットは、前記円錐ころの小径側を収容する部分が狭幅側となり、前記円錐ころの大径側を収容する部分が広幅側となるような台形形状を有し、
     前記ポケットの前記狭幅側の前記柱部には切欠きが設けられている、円錐ころ軸受。
  3.  前記大鍔は、前記円錐ころの前記大径端面とすべり接触する大鍔面を含み、
     前記大径端面下の前記表層部および前記大鍔面下の前記表層部における窒素濃度が0.3質量%以上である、請求項1または2に記載の円錐ころ軸受。
  4.  前記外輪、前記内輪および前記円錐ころの少なくともいずれかの軸受部品は、全体の平均残留オーステナイト量が20体積%以下である、請求項1~3のいずれか1項に記載の円錐ころ軸受。
  5.  前記外輪、前記内輪および前記円錐ころの少なくともいずれかの軸受部品において、前記接触面下の前記表層部には、前記接触面に垂直な断面において直径0.5μm以下の炭窒化物が100μmあたり5個以上存在している、請求項1~4のいずれか1項に記載の円錐ころ軸受。
  6.  前記外輪、前記内輪および前記円錐ころの少なくともいずれかの軸受部品において、前記接触面から深さが50μmである領域における残留オーステナイト量は20体積%以上である、請求項1~5のいずれか1項に記載の円錐ころ軸受。
  7.  前記内輪の内径表面における窒素濃度が0.05質量%以下である、請求項1~6のいずれか1項に記載の円錐ころ軸受。
  8.  内周面において外輪転走面を有する外輪と、
     外周面において内輪転走面を有し、前記内輪転走面の両側に小鍔および大鍔が形成され、前記外輪の内側に配置された内輪と、
     前記外輪転走面と前記内輪転走面との間に配列された複数の円錐ころと、
     前記円錐ころを収容するポケットを有する保持器とを備え、
     前記外輪、前記内輪および前記円錐ころのうち少なくとも前記円錐ころは、0.90質量%以上1.05質量%以下の炭素と、0.15質量%以上0.35質量%以下の珪素と、0.01質量%以上0.50質量%以下のマンガンと、1.30質量%以上1.65質量%以下のクロムとを含有し、残部不純物からなる焼入硬化された鋼からなり、他の部品と接触する面である接触面における窒素濃度が0.25質量%以上であり、前記接触面における残留オーステナイト量が6体積%以上12体積%以下である、円錐ころ軸受。
  9.  前記保持器は、前記円錐ころの小径端面側で連なる小環状部と、前記円錐ころの大径端面側で連なる大環状部と、前記小環状部および前記大環状部を連結する複数の柱部とを含み、
     前記ポケットは、前記円錐ころの小径側を収容する部分が狭幅側となり、前記円錐ころの大径側を収容する部分が広幅側となるような台形形状を有し、
     前記ポケットの前記狭幅側の前記柱部には切欠きが設けられている、請求項8に記載の円錐ころ軸受。
  10.  前記外輪、前記内輪および前記円錐ころのうち少なくとも前記円錐ころの前記接触面の硬度は60.0HRC以上である、請求項8または9に記載の円錐ころ軸受。
  11.  前記外輪、前記内輪および前記円錐ころのうち少なくとも前記円錐ころの前記接触面の硬度は64.0HRC以下である、請求項8~10のいずれか1項に記載の円錐ころ軸受。
  12.  デファレンシャルまたはトランスミッション内において回転する回転部材を、前記回転部材に隣接して配置される他の部材に対して回転自在に支持する、請求項1~11のいずれか1項に記載の円錐ころ軸受。
  13.  前記ポケットの狭幅側の小環状部に切欠きが設けられている、請求項1~12のいずれか1項に記載の円錐ころ軸受。
  14.  前記ポケットの広幅側の柱部に切欠きが設けられている、請求項1~13のいずれか1項に記載の円錐ころ軸受。
  15.  前記ポケットの狭幅側の柱部に設けられた切欠きの合計面積が、前記ポケットの前記広幅側の前記柱部に設けられた前記切欠きの合計面積よりも大きい、請求項14に記載の円錐ころ軸受。
  16.  前記保持器の小環状部には、前記内輪の前記小鍔に対向する鍔が設けられており、
     前記小環状部の前記鍔と前記内輪の前記小鍔との隙間は、前記内輪の前記小鍔の外径の2.0%以下である、請求項1~15のいずれか1項に記載の円錐ころ軸受。
  17.  前記円錐ころの表面には、凹形状のくぼみが設けられており、
     前記円錐ころの前記表面の面粗さ(Ryni)が0.4μm以上1.0μm以下であり、かつ、Sk値が-1.6以下である、請求項1~16のいずれか1項に記載の円錐ころ軸受。
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