WO2019044665A1 - 転動部品、転がり軸受、自動車電装補機用転がり軸受及び増減速機用転がり軸受 - Google Patents

転動部品、転がり軸受、自動車電装補機用転がり軸受及び増減速機用転がり軸受 Download PDF

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良典 杉崎
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    • Y02P10/00—Technologies related to metal processing
    • Y02P10/20—Recycling

Definitions

  • the present invention relates to a rolling part, a rolling bearing, a rolling bearing for an automobile electrical accessory, and a rolling bearing for an acceleration / deceleration.
  • Patent Document 1 a rolling bearing described in JP-A-2000-282178 (Patent Document 1) and a rolling bearing described in Japanese Patent No. 4434685 (Patent Document 2) are known.
  • an oxide film is formed on the surface of the rolling bearing.
  • the oxide film suppresses the occurrence of a hydrogen generation reaction on the surface of the rolling bearing.
  • carbide is easily coarsened by the addition of a large amount of Cr.
  • the coarsened carbides may be a source of stress concentration.
  • the present invention has been made in view of the problems of the prior art as described above. More specifically, the present invention provides a rolling component that can suppress the occurrence of hydrogen embrittlement due to hydrogen entering from the surface.
  • the rolling component according to the first aspect of the present invention is a rolling component made of steel provided with a hardened layer on its surface.
  • the hydrogen diffusion coefficient in the quenched and hardened layer is less than 2.6 ⁇ 10 ⁇ 11 m 2 / s. According to the rolling part concerning the 1st mode of the present invention, generation of hydrogen embrittlement accompanying hydrogen infiltrating from the surface can be controlled.
  • the rolling component according to the second aspect of the present invention is a rolling component made of steel provided with a quench-hardened layer on its surface.
  • the quench hardened layer contains an oxide inclusion having a crystal grain size of 3 ⁇ m or more and manganese sulfide.
  • the number of oxide inclusions covered at least in part by manganese sulfide exceeds 40 percent of the total number of oxide inclusions.
  • the rolling part according to the third aspect of the present invention is a steel rolling part having an oxide film on its surface.
  • the thickness of the oxide film is 0.5 ⁇ m or more and 2 ⁇ m or less. According to the rolling component of the third aspect of the present invention, it is possible to suppress the generation of hydrogen embrittlement caused by the infiltration of hydrogen from the surface.
  • the quench-hardened layer may contain nitrogen.
  • the life of the rolling part is improved by the increase in the hardness of the surface of the quench-hardened layer.
  • the nitrogen concentration in the quenched and hardened layer may be 0.05 weight percent or more and 0.6 weight percent or less.
  • the nitrogen concentration in the quenched and hardened layer is too high, a large amount of Cr nitride is formed in the quenched and hardened layer, and the Cr concentration in the steel decreases. As a result, the hardenability of the hardened layer is reduced. Therefore, in this case, the hardenability of the hardened layer can be secured.
  • the volume ratio of the austenite phase in the quenched and hardened layer may be 10% or more and 40% or less.
  • the austenite phase has a smaller hydrogen diffusion coefficient than the martensite phase. Therefore, the hydrogen diffusion coefficient of the quench-hardened layer decreases as the volume ratio of the austenite phase in the quench-hardened layer increases.
  • the austenite phase in the quenched and hardened layer may transform to the martensite phase while using the rolling parts. Therefore, if the volume ratio of the austenite phase in the quenched and hardened layer is too large, the dimensional stability is reduced. Therefore, in this case, the hydrogen diffusion coefficient can be reduced while maintaining dimensional stability.
  • the hardness of the hardened layer may be 58 HRC or more and 64 HRC or less.
  • the surface of the rolling part is required not to be deformed even under contact stress, and therefore, the hardness of the quench-hardened layer on the surface of the rolling part is required.
  • the toughness decreases. Therefore, in this case, it is possible to suppress the deformation of the surface of the rolling component due to the application of the contact stress while securing the toughness of the surface of the rolling component.
  • the steel may be a high carbon chromium bearing steel.
  • the high carbon chromium bearing steel may be SUJ2 or SUJ3.
  • the rolling bearing according to one aspect of the present invention includes an inner ring, an outer ring, and rolling elements disposed between the inner ring and the outer ring. At least one of the inner ring, the outer ring and the rolling element is the above-mentioned rolling part.
  • the rolling part and the rolling bearing according to one aspect of the present invention it is possible to suppress the generation of hydrogen embrittlement caused by the infiltration of hydrogen from the surface.
  • FIG. 1 is a cross-sectional view of a rolling component 10 according to the first embodiment.
  • the rolling part 10 according to the first embodiment is an inner ring (that is, a shaft bearing washer) of a thrust ball bearing.
  • the rolling component 10 is not limited to this.
  • the rolling component 10 according to the first embodiment may be an outer ring (i.e., a housing bearing washer) of a thrust ball bearing.
  • the rolling element 10 according to the first embodiment may be a rolling element of a thrust ball bearing.
  • the rolling component 10 according to the first embodiment is made of steel.
  • the steel used for the rolling part 10 according to the first embodiment is, for example, a high carbon chromium bearing steel defined in JIS standard (JIS 4805: 2008).
  • the steel used for the rolling part 10 according to the first embodiment may be SUJ2 or SUJ3 defined in JIS Standard (JIS 4805: 2008).
  • the steel used for the rolling part 10 according to the first embodiment may be a high speed steel such as M50 defined in AMS6491.
  • the rolling component 10 according to the first embodiment has a ring shape.
  • the rolling component 10 according to the first embodiment has an upper surface 10a, a bottom surface 10b, an inner circumferential surface 10c, and an outer circumferential surface 10d.
  • the bottom surface 10b is the opposite surface of the top surface 10a.
  • the inner circumferential surface 10c and the outer circumferential surface 10d are continuous with the top surface 10a and the bottom surface 10b.
  • the upper surface 10 a is a raceway surface of the rolling component 10 according to the first embodiment.
  • FIG. 2 is an enlarged view of region II of FIG.
  • the rolling component 10 according to the first embodiment has a quenched and hardened layer 11.
  • the quench hardening layer 11 is on the surface of the rolling component 10 according to the first embodiment. More specifically, the quench hardening layer 11 is on the upper surface 10 a (track surface) of the rolling component 10 according to the first embodiment.
  • the hydrogen diffusion coefficient in the quenched and hardened layer 11 is smaller than 2.6 ⁇ 10 ⁇ 11 m 2 / s.
  • the hydrogen diffusion coefficient in the quenched and hardened layer 11 may be 2.1 ⁇ 10 ⁇ 11 m 2 / s or less.
  • the hydrogen diffusion coefficient in the quenched and hardened layer 11 may be 1.9 ⁇ 10 ⁇ 11 m 2 / s or less.
  • the hydrogen diffusion coefficient in the quenched and hardened layer 11 may be 1.6 ⁇ 10 ⁇ 11 m 2 / s or less.
  • the hydrogen diffusion coefficient in the quenched and hardened layer 11 may be 1.4 ⁇ 10 ⁇ 11 m 2 / s or less.
  • the hydrogen diffusion coefficient in the quenched and hardened layer 11 may be 0.15 -11 m 2 / s or less.
  • FIG. 3 is a schematic view of a hydrogen diffusion coefficient measuring apparatus 20.
  • the measuring device 20 includes an anode tank 21, a cathode tank 22, an anode electrode 23, a cathode electrode 24, a galvanostat 25, and a potentiostat 26.
  • the anode tank 21 and the cathode tank 22 are separated by the test piece 27.
  • the test piece 27 has a thickness L.
  • the thickness L is, for example, 1 mm.
  • the anode electrode 23 and the cathode electrode 24 are formed of platinum (Pt).
  • An anode fluid 28 is contained in the anode tank 21.
  • the anolyte 28 is a 1 mol / L sodium hydroxide aqueous solution.
  • a cathode fluid 29 is contained in the cathode tank 22.
  • the catholyte 29 is a mixture of 0.05 mol / L sulfuric acid and thiouric acid.
  • the anode electrode 23 is immersed in the anode fluid 28.
  • the cathode electrode 24 is immersed in the catholyte 29.
  • One terminal of the galvanostat 25 is connected to the cathode electrode 24.
  • the other terminal of the galvanostat 25 is connected to the test piece 27.
  • One terminal of the potentiostat 26 is connected to the anode electrode 23.
  • the other terminal of the potentiostat 26 is connected to the test piece 27.
  • the galvanostat 25 supplies a current to the test piece 27.
  • hydrogen is generated on the side of the cathode fluid 29 of the test piece 27.
  • the generated hydrogen intrudes into the inside of the test piece 27 from the surface on the cathode fluid 29 side.
  • the hydrogen that has entered the inside of the test piece 27 moves while diffusing in the test piece 27.
  • the hydrogen that has reached the surface on the anolyte side of the test piece 27 is ionized. Thereby, an ionization current flows.
  • the hydrogen diffusion coefficient is determined by L 2 /(15.3 ⁇ tb). The measurement of the hydrogen diffusion coefficient is performed within the range of 20 ° C. or more and 25 ° C. or less.
  • Quenched and hardened layer 11 contains a martensite phase and an austenite phase. It is preferable that the volume ratio of the austenite phase in the quenched and hardened layer 11 be 10 percent or more and 40 percent or less.
  • the measurement of the volume ratio of the austenite phase in the quenched and hardened layer 11 is performed by X-ray diffraction. That is, the volume ratio of the austenite phase in the quenched and hardened layer 11 is determined by measuring the intensity ratio between the diffraction peak of the austenite phase and the diffraction peak of the martensite phase in the quenched and hardened layer 11.
  • Quenched and hardened layer 11 may contain nitrogen.
  • the nitrogen concentration in the quenched and hardened layer 11 is 0.05 weight percent or more and 0.6 weight percent or less.
  • the nitrogen concentration in the hardened layer 11 is measured by EPMA (Electron Probe Micro Analyzer).
  • the hardness of the quench-hardened layer 11 is preferably 58 HRC or more and 64 HRC or less.
  • the hardness of the hardened layer 11 is measured according to the method defined in JIS Z2245: 2016.
  • FIG. 4 is process drawing which shows the manufacturing method of the rolling component 10 which concerns on 1st Embodiment.
  • the method of manufacturing the rolling component 10 according to the first embodiment includes a preparation process S1, a quenching process S2, a tempering process S3, and a post-treatment process S4.
  • the hardening step S2 is performed after the preparation step S1.
  • the tempering step S3 is performed after the tempering step S2.
  • Post-processing process S4 is performed after tempering process S3.
  • the processing object used as rolling component 10 is prepared by carrying out the manufacturing method of rolling component 10 concerning a 1st embodiment.
  • the rolling part 10 according to the first embodiment is, for example, an inner ring or an outer ring of a thrust ball bearing
  • the object to be processed is a steel ring-shaped member.
  • the rolling component 10 according to the first embodiment is, for example, a rolling element of a thrust ball bearing
  • the workpiece is a spherical member made of steel.
  • the steel that constitutes the object to be processed is, for example, bearing steel.
  • the steel constituting the object to be processed is a high carbon chromium bearing steel defined in JIS (JIS 4805: 2008).
  • the steel constituting the object to be processed may be SUJ2 or SUJ3 defined in JIS Standard (JIS 4805: 2008).
  • the steel constituting the object to be processed may be a high speed steel such as M50 specified in AMS6491.
  • the hardening step S2 hardening of the steel constituting the object to be processed is performed.
  • the hardening step S2 has a heating step S21 and a cooling step S22.
  • the heating step S21 the object to be processed is heated.
  • the processing object the object configuration to steel A 1 point or more temperature (hereinafter may referred to the heating temperature) is heated to.
  • the heating temperature is, for example, 800 ° C. or more and 900 ° C. or less.
  • the heating of the object to be processed in the heating step S21 is performed, for example, in a heating furnace.
  • the atmosphere in the heating furnace is, for example, RX gas.
  • a nitrogen-containing gas may be added to the atmosphere in the heating furnace.
  • a specific example of the gas containing nitrogen is ammonia gas.
  • the heating step S21 after the object to be processed is heated to the heating temperature, the heating temperature is maintained for a predetermined time (hereinafter referred to as a holding time).
  • the volume ratio of the austenite phase in the quenched and hardened layer 11 can be controlled by controlling the holding time and the heating temperature.
  • the amount of austenite stabilizing elements in the steel material constituting the object to be processed is increased, the retained austenite phase tends to be increased. Therefore, by using a steel type containing a large amount of alloy elements that are austenite stabilizing elements in the steel material constituting the object to be processed, or adding a gas containing nitrogen to the heating atmosphere in heating step S21, The volume fraction of the austenite phase can be controlled.
  • Nitrogen in the steel material constituting the object to be processed forms a nitride with Cr or the like in the steel material constituting the object to be processed.
  • the nitride is finely dispersed in the steel material constituting the object to be processed to harden the steel material constituting the object to be processed.
  • the hydrogen diffusion coefficient decreases. Therefore, in the heating step S21, the hardness and the hydrogen diffusion coefficient of the quench-hardened layer 11 can be controlled by controlling the concentration of the nitrogen-containing gas, the heating temperature, and the holding time.
  • the object to be processed is cooled.
  • the object to be processed is cooled from the heating temperature to a temperature equal to or lower than the MS point of the steel constituting the object to be processed (hereinafter referred to as a cooling temperature). Cooling of the object to be processed in the cooling step S22 is performed using any known refrigerant.
  • the refrigerant used for cooling the processing object is, for example, oil or water.
  • the cooling temperature and the cooling rate in the cooling step S22 affect the amount of martensite phase generated in the cooling step S22 (in other words, the amount that remains in the austenite phase even after the cooling step S22). Therefore, the volume ratio of the austenite phase in the quenched and hardened layer 11 can be controlled also by controlling the cooling temperature and the cooling rate.
  • the steel constituting the object to be processed is tempered.
  • the tempering of the object to be processed is performed by holding the object to be processed at a temperature (hereinafter referred to as a tempering temperature) below A 1 point for a predetermined time (hereinafter referred to as a tempering time).
  • the tempering temperature is, for example, 180 ° C.
  • the tempering time is, for example, 2 hours.
  • the austenite phase which has not become a martensitic phase even in the cooling step S22 is decomposed into a ferrite phase and a carbide phase.
  • the amount of austenitic phase that is decomposed into the ferrite phase and the carbide phase changes by controlling the tempering temperature and tempering time. Therefore, the volume ratio of the austenite phase in the quench-hardened layer 11 can also be controlled by controlling the tempering temperature and the tempering time.
  • post-processing process S4 the post-processing with respect to a process target object is performed.
  • the post-processing step S4 for example, machining of the object to be processed, machining on the object to be processed, grinding, polishing and the like are performed.
  • manufacture of rolling element 10 concerning a 1st embodiment is performed.
  • FIG. 5 is a cross-sectional view of the rolling bearing 100 according to the first embodiment.
  • the rolling bearing 100 according to the first embodiment is a thrust ball bearing.
  • the rolling bearing 100 according to the first embodiment is not limited to this.
  • the rolling bearing 100 includes an inner ring 30, an outer ring 40, rolling elements 50, and a cage 60.
  • the inner ring 30 and the outer ring 40 are disposed such that the raceway surfaces thereof face each other.
  • the rolling element 50 is disposed between the inner ring 30 and the outer ring 40.
  • the cage 60 is disposed between the inner ring 30 and the outer ring 40.
  • the holder 60 is provided with a through hole. By passing the rolling elements 50 through the through holes of the cage 60, the distance between the rolling elements 50 in the circumferential direction is maintained.
  • the holder 60 is made of, for example, a resin material.
  • At least one of the inner ring 30, the outer ring 40, and the rolling elements 50 is the rolling component 10 according to the first embodiment described above. That is, at least one of the raceway surfaces of the inner ring 30 and the outer ring 40 and the rolling surface of the rolling element 50 is provided with the above-described quenched and hardened layer 11.
  • the hydrogen diffusion coefficient in the quenched and hardened layer 11 is smaller than 2.6 ⁇ 10 ⁇ 11 m 2 / s. Therefore, in the rolling component 10 according to the first embodiment, it takes a long time to diffuse hydrogen that has invaded from the surface into the inside of the quench hardened layer 11. Therefore, according to the rolling component 10 according to the first embodiment, it is possible to suppress the generation of hydrogen embrittlement due to the infiltration of hydrogen from the surface.
  • Nitrogen forms a nitride with the alloying elements in the steel that constitutes the rolling part 10 according to the first embodiment. Therefore, when the quenched and hardened layer 11 contains nitrogen, the content of the nitride in the quenched and hardened layer 11 increases, and as a result, the hydrogen diffusion coefficient of the quenched and hardened layer 11 decreases and the quenched The hardness of the hardened layer 11 is increased.
  • the nitrogen concentration in the quenched and hardened layer 11 exceeds 0.6 weight percent, the amount of Cr which becomes nitride by reacting with nitrogen increases. Cr which has reacted with nitrogen to become nitride does not contribute to the improvement of the hardenability of the hardened layer 11.
  • the nitrogen concentration in the quench-hardened layer 11 is less than 0.05 weight percent, the amount of nitride formation is small, and the influence on the hardness increase of the quench-hardened layer 11 and the reduction of the hydrogen diffusion coefficient is small.
  • the nitrogen concentration in the quench hardened layer 11 is 0.05 weight percent or more and 0.6 weight percent or less, the hardness increase and the hydrogen diffusion coefficient reduction accompanying the introduction of nitrogen are performed while the quench hardened layer 11 is fired. It is possible to secure the
  • the austenite phase has a smaller hydrogen diffusion coefficient than the martensite phase. Therefore, the hydrogen diffusion coefficient of the quenched and hardened layer 11 decreases as the volume ratio of the austenite phase in the quenched and hardened layer 11 increases. On the other hand, the austenite phase in the quench-hardened layer 11 may be transformed into the martensitic phase while the rolling component 10 is in use. Therefore, if the volume ratio of the austenite phase in the quenched and hardened layer 11 is too large, the dimensional stability is reduced. Therefore, when the volume ratio of the austenite phase in the quenched and hardened layer 11 is 10% or more and 40% or less, the hydrogen diffusion coefficient can be reduced while maintaining the dimensional stability.
  • the surface (track surface) of the rolling component 10 according to the first embodiment is not deformed even under contact stress. Therefore, the hardness is required for the quench-hardened layer 11 on the surface of the rolling component 10 according to the first embodiment.
  • the hardness of the quench-hardened layer 11 is excessively high, the toughness decreases. Therefore, in the case where the hardness of the quench-hardened layer 11 is 58 HRC or more and 64 HRC or less, the first embodiment by applying the contact stress while securing the toughness on the surface of the rolling component 10 according to the first embodiment. Deformation of the surface of the rolling part 10 according to the embodiment can be suppressed.
  • Table 1 shows the preparation conditions of the test materials subjected to the above-mentioned rolling fatigue test, the nitrogen concentration in the quenched and hardened layer 11, the volume ratio of the austenite phase in the quenched and hardened layer 11, and the hydrogen in the quenched and hardened layer 11. Indicates the diffusion coefficient.
  • the steel grade used for the test materials 1 to 3 is SUJ2.
  • the steel type used for the test material 4 and the test material 5 is SUJ3.
  • the steel type used for the test material 6 is M50.
  • the heating step S21 for the test material 1 and the test material 4 was performed at a heating temperature of 850 ° C. in an RX gas atmosphere.
  • the heating step S21 for the test material 6 was performed at a heating temperature of about 1100 ° C. in an RX gas atmosphere.
  • the heating step S21 with respect to the test material 2, the test material 3 and the test material 5 was performed at a heating temperature of 850 ° C. in an RX gas atmosphere to which ammonia gas was added.
  • the concentration of ammonia gas is adjusted so that the nitrogen concentration in the quenched and hardened layer 11 is 0.2% by weight, and in the test material 3, quenching is performed.
  • the concentration of ammonia gas was adjusted so that the nitrogen concentration in the hardened layer 11 was 0.4 weight percent.
  • the tempering step S3 was performed at a tempering temperature of 180 ° C. and a tempering time of 2 hours (120 minutes).
  • the volume ratio of the austenite phase in the quenched and hardened layer 11 of the test material 1 is 8.9%, and the volume ratio of the austenite phase in the quenched and hardened layer 11 of the test material 2 is 21.7%. there were.
  • the volume ratio of the austenite phase in the quenched and hardened layer 11 of the test material 3 was 29.6%.
  • the volume ratio of the austenite phase in the quenched and hardened layer 11 in the test material 4 was 20.3 percent.
  • the volume ratio of the austenite phase in the quenched and hardened layer 11 of the test material 5 was 31.8%.
  • the volume ratio of the austenite phase in the quenched and hardened layer 11 of the test material 6 was 3.3%.
  • the hydrogen diffusion coefficient of the quenched and hardened layer 11 of the test material 1 was 2.63 ⁇ 10 ⁇ 11 m 2 / s.
  • the hydrogen diffusion coefficient of the quenched and hardened layer 11 of the test material 2 was 2.09 ⁇ 10 ⁇ 11 m 2 / s.
  • the hydrogen diffusion coefficient of the quenched and hardened layer 11 of the test material 3 was 1.60 ⁇ 10 ⁇ 11 m 2 / s.
  • the hydrogen diffusion coefficient of the quenched and hardened layer 11 of the test material 4 was 1.88 ⁇ 10 ⁇ 11 m 2 / s.
  • the hydrogen diffusion coefficient of the quenched and hardened layer 11 of the test material 5 was 1.40 ⁇ 10 ⁇ 11 m 2 / s.
  • the hydrogen diffusion coefficient of the quenched and hardened layer 11 of the test material 6 was 0.15 ⁇ 10 ⁇ 11 m 2 / s.
  • Thrust ball bearings were constructed using each test material.
  • the rolling element of the thrust ball bearing was a steel ball made of SUS440C.
  • a mixture of glycol based lubricating oil and pure water was used as a lubricant. As a result, this thrust ball bearing is in a situation where hydrogen can penetrate from the raceway surface.
  • FIG. 6 is a first graph showing the rotation conditions in the rolling fatigue test. As shown in FIG. 6, the relative rotation of the inner ring to the outer ring was performed with 0.5 seconds as one cycle.
  • Table 2 shows the rolling fatigue test results.
  • L 10 and L 50 were determined by fitting spallation life of the thrust ball bearing constituted by using each sample (the time until flaking occurs track surface) to 2 parametric Weibull distribution 10% lifetime and 50% lifetime, and e is the Weibull slope (shape parameter) of the two-parameter Weibull distribution.
  • the thrust ball bearings configured using the test materials 2 to 6 exhibit a longer separation life than the thrust ball bearings configured using the test material 1.
  • the hydrogen diffusion coefficient of the hardened layer 11 is 2.6 ⁇ 10 ⁇ 11 m 2 / s or more
  • the hydrogen diffusion coefficient of the quenched and hardened layer 11 was less than 2.6 ⁇ 10 ⁇ 11 m 2 / s. From this comparison, it is experimentally found that the generation of hydrogen embrittlement due to the penetration of hydrogen from the surface can be suppressed by the quenched and hardened layer 11 having a hydrogen diffusion coefficient of less than 2.6 ⁇ 10 ⁇ 11 m 2 / s. It was made clear.
  • the quench hardened layer 11 of the test material 1 has a volume ratio of austenite phase less than 10 percent
  • the quench hardened layer 11 of the test materials 2 to 5 has a volume of the austenite phase
  • the ratio was in the range of 10 percent or more and 40 percent or less. From this comparison, when the volume ratio of the austenite phase in the quench-hardened layer 11 is in the range of 10% to 40%, it is possible to suppress the generation of hydrogen embrittlement due to the infiltration of hydrogen from the surface. It was made clear.
  • the thrust ball bearing configured using the test material 5 exhibited a longer peeling life than the thrust ball bearing configured using the test material 4.
  • the quench-hardened layer 11 of the test material 4 does not contain nitrogen, while the quench-hardened layer 11 of the test material 5 contains nitrogen. From this comparison, it was experimentally made clear that the generation of hydrogen embrittlement due to the penetration of hydrogen from the surface can be further suppressed by the fact that the quenched and hardened layer 11 contains nitrogen.
  • the rolling component 10 according to the second embodiment has a ring shape.
  • the rolling component 10 according to the second embodiment has an upper surface 10a, a bottom surface 10b, an inner peripheral surface 10c, and an outer peripheral surface 10d.
  • the rolling part 10 according to the second embodiment has a hardened layer 11. Regarding these points, the configuration of the rolling component according to the second embodiment is common to the configuration of the rolling component according to the first embodiment.
  • the hardened layer 11 contains oxide inclusions and manganese sulfide (MnS). This point is different from the rolling component 10 according to the first embodiment.
  • the oxide inclusions include, for example, oxides of aluminum (Al 2 O 3 ), oxides of calcium, and the like. Some oxide inclusions have a crystal grain size greater than or equal to a reference value. The size (crystal grain size) of oxide inclusions is measured by a microscope or EDX (Energy Dispersive X-ray Spectrometry).
  • MnS covers at least a part of oxide inclusions having a crystal grain size equal to or larger than a reference value.
  • that the MnS covers at least a part of the oxide inclusion means that the MnS is in contact with at least a part of the surface of the oxide inclusion. Whether or not MnS covers at least a part of the oxide-based inclusions is determined by observing the cross section of the quench-hardened layer 11 with an optical microscope.
  • the number of oxide inclusions whose crystal grain size is at least the reference value and at least a part of which is covered with MnS exceeds 40% of the total number of oxide inclusions whose crystal grain size is at least the reference value. ing. From this point of view, the total number of oxide inclusions having a grain size equal to or greater than the reference value is X, the grain size is equal to or greater than the reference value, and at least a portion is covered by MnS. When the number of oxide inclusions is Y, the relationship of Y / X> 0.4 is satisfied.
  • the value of Y / X is preferably 0.5 or more. More preferably, the value of Y / X is 0.9 or more.
  • the above reference value is 3 ⁇ m or more.
  • the above reference value may be 5 ⁇ m or more.
  • the above reference value may be 10 ⁇ m or more.
  • the value of Y / X is measured according to the following procedure. First, an area of 30 mm ⁇ 30 mm (hereinafter, this area is referred to as a measurement area) from the cross section of the quench-hardened layer 11 is specified. The position of this measurement area is arbitrary. Second, by observing this measurement region with an optical microscope, 17 oxide-based inclusions having a crystal grain size equal to or larger than the reference value are identified in order from the one having the largest crystal grain size (these oxidations are described below) Object inclusions are called measurement target inclusions). That is, the value of X is set to 17.
  • the inclusions to be measured that are at least partially covered with MnS are identified, and the value of Y is obtained. Then, Y / X is determined using the value of X and the value of Y.
  • the method of manufacturing the rolling part 10 according to the second embodiment includes the preparing step S1, the quenching step S2, the tempering step S3, and the post-processing step S4, the rolling part according to the first embodiment. Common to 10 manufacturing methods. However, the method of manufacturing the rolling part 10 according to the second embodiment is different from the method of manufacturing the rolling part 10 according to the first embodiment with regard to the details of the preparation step S1.
  • the oxide inclusions coated with MnS by adjusting the cooling rate at the time of converting the molten steel refined by the converter into a slab. The ratio of can be adjusted.
  • Hydrogen that has penetrated into the steel has the property of accumulating in the tensile stress field. Stress concentration is likely to occur around oxide inclusions having a crystal grain size of 3 ⁇ m or more. Therefore, hydrogen embrittlement tends to occur around the oxide inclusions having a crystal grain size of 3 ⁇ m or more due to the accumulation of hydrogen.
  • MnS is soft (the hardness of MnS is about 150 Hv). Therefore, stress concentration is relaxed around the oxide-based inclusion covered by MnS.
  • the number of oxide inclusions having a crystal grain size of 3 ⁇ m or more and at least a part of which is covered with MnS is oxidized with a crystal grain size of 3 ⁇ m or more. Exceeding 40 percent of the total number of object inclusions. Therefore, in the rolling component 10 according to the second embodiment, generation of hydrogen embrittlement can be suppressed by suppressing accumulation of hydrogen.
  • Table 3 shows the preparation conditions of the test materials subjected to the rolling fatigue test, the value of Y / X, the nitrogen concentration in the quench hardened layer 11, the volume ratio of austenite phase in the quench hardened layer 11, and the quench hardening
  • the hydrogen diffusion coefficient in layer 11 is shown.
  • the steel grade used for the test materials 7 to 11 is SUJ2.
  • the steel type used for the test material 12 and the test material 13 is SUJ3.
  • the steel type used for the test material 14 is M50.
  • the heating step S21 for the test material 7, the test material 8 and the test material 12 was performed at a heating temperature of 850 ° C. in an RX gas atmosphere.
  • the heating step S21 for the test material 14 was performed at a heating temperature of about 1100 ° C. in an RX gas atmosphere.
  • the heating step S21 for the test material 9, the test material 10, the test material 11, and the test material 13 was performed at a heating temperature of 850 ° C. in an RX gas atmosphere to which ammonia gas was added.
  • the concentration of ammonia gas is adjusted so that the nitrogen concentration in the quenched and hardened layer 11 becomes 0.2 weight percent, and the test material 9 and the test material 11 The concentration of ammonia gas was adjusted so that the nitrogen concentration in the quenched and hardened layer 11 became 0.4 weight percent.
  • the tempering step S3 was performed at a tempering temperature of 180 ° C. and a tempering time of 2 hours (120 minutes).
  • the volume ratio of the austenite phase in the quenched and hardened layer 11 of the test material 7 was 8.9 percent.
  • the volume ratio of the austenite phase in the quenched and hardened layer 11 of the test material 8 was 9.1%.
  • the volume ratio of the austenite phase in the quenched and hardened layer 11 of the test material 9 was 30.2 percent.
  • the volume ratio of the austenite phase in the quenched and hardened layer 11 of the test material 10 was 21.7%.
  • the volume ratio of the austenite phase in the quenched and hardened layer 11 of the test material 11 was 29.6%.
  • the volume ratio of the austenite phase in the quenched and hardened layer 11 in the test material 12 was 20.3 percent.
  • the volume ratio of the austenite phase in the quenched and hardened layer 11 of the test material 13 was 31.8%.
  • the volume ratio of the austenite phase in the quenched and hardened layer 11 of the test material 14 was 3.3%.
  • the hydrogen diffusion coefficient in the quenched and hardened layer 11 of the test material 7 was 2.63 ⁇ 10 ⁇ 11 m 2 / s.
  • the hydrogen diffusion coefficient in the quenched and hardened layer 11 of the test material 8 was 2.62 ⁇ 10 ⁇ 11 m 2 / s.
  • the hydrogen diffusion coefficient in the quenched and hardened layer 11 of the test material 9 was 1.60 ⁇ 10 ⁇ 11 m 2 / s.
  • the hydrogen diffusion coefficient of the quenched and hardened layer 11 of the test material 10 was 2.09 ⁇ 10 ⁇ 11 m 2 / s.
  • the hydrogen diffusion coefficient of the quenched and hardened layer 11 of the test material 11 was 1.60 ⁇ 10 ⁇ 11 m 2 / s.
  • the hydrogen diffusion coefficient of the quenched and hardened layer 11 of the test material 12 was 1.88 ⁇ 10 ⁇ 11 m 2 / s.
  • the hydrogen diffusion coefficient of the quenched and hardened layer 11 of the test material 13 was 1.40 ⁇ 10 ⁇ 11 m 2 / s.
  • the hydrogen diffusion coefficient of the quenched and hardened layer 11 of the test material 14 was 0.15 ⁇ 10 ⁇ 11 m 2 / s.
  • Thrust ball bearings were constructed using each test material.
  • the rolling element of this thrust ball bearing was a steel ball made of SUS440C.
  • a mixture of glycol based lubricating oil and pure water was used as a lubricant. As a result, this thrust ball bearing is in a situation where hydrogen can penetrate from the raceway surface.
  • this axial thrust ball bearing was subjected to an axial load of 4.9 kN (in this state, the maximum contact surface pressure between the raceway surface and the rolling elements was 2.3 GPa by elastic Hertz contact calculation). And the inner ring is rotated relative to the outer ring. As shown in FIG. 6, the relative rotation of the inner ring to the outer ring was performed with 0.5 seconds as one cycle.
  • Table 4 shows the results of the rolling fatigue test.
  • L 10 and L 50 were determined by fitting spallation life of the thrust ball bearing constituted by using each sample (the time until flaking occurs track surface) to 2 parametric Weibull distribution 10% lifetime and 50% lifetime, and e is the Weibull slope (shape parameter) of the two-parameter Weibull distribution.
  • the thrust ball bearing configured using the test material 8 exhibits a longer peeling life than the thrust ball bearing configured using the test material 7.
  • the value of Y / X exceeds 0.4
  • the value of Y / X of 0.4 is 0.4 or less. From this comparison, it was experimentally clarified that the occurrence of hydrogen embrittlement due to the penetration of hydrogen from the surface can be suppressed by the value of Y / X exceeding 0.4.
  • the thrust ball bearing configured using the test materials 10 to 14 exhibits a longer peeling life than the thrust ball bearing configured using the test material 7. While the hydrogen diffusion coefficient of the quench-hardened layer 11 is 2.6 ⁇ 10 ⁇ 11 m 2 / s or more in the test material 7, the quench-hardened layer 11 in the test materials 10 to 14. Have a hydrogen diffusion coefficient of less than 2.6 ⁇ 10 ⁇ 11 m 2 / s. From this comparison, when the quench-hardened layer 11 has a hydrogen diffusion coefficient of less than 2.6 ⁇ 10 -11 m 2 / s, generation of hydrogen embrittlement due to hydrogen entering from the surface can be suppressed. Was clarified experimentally.
  • the quench hardened layer 11 of the test material 7 has a volume ratio of the austenite phase less than 10 percent
  • the quench hardened layer 11 of the test materials 10 to 13 has a volume of the austenite phase
  • the ratio was in the range of 10 percent or more and 40 percent or less. From this comparison, when the volume ratio of the austenite phase in the quenched and hardened layer 11 is in the range of 10 percent to 40 percent, it is possible to suppress the generation of hydrogen embrittlement caused by the penetration of hydrogen from the surface. Was clarified experimentally.
  • the thrust ball bearing configured using the test material 13 exhibited a longer peeling life than the thrust ball bearing configured using the test material 12.
  • the quenched and hardened layer 11 of the sample 12 contains no nitrogen, while the quenched and hardened layer 11 of the sample 13 contains nitrogen. From this comparison, it was experimentally made clear that the generation of hydrogen embrittlement due to the penetration of hydrogen from the surface can be further suppressed by the fact that the quenched and hardened layer 11 contains nitrogen.
  • the thrust ball bearing configured using the test material 9 exhibits a longer peeling life than the thrust ball bearing configured using the test material 8. While the hydrogen diffusion coefficient of the quenched and hardened layer 11 is 2.6 ⁇ 10 -11 m 2 / s or more in the test material 8, the hydrogen diffusion coefficient of the quenched and hardened layer 11 is 2 in the test material 9 Less than 6 ⁇ 10 -11 m 2 / s. From this comparison, since the quenched and hardened layer 11 has a hydrogen diffusion coefficient of less than 2.6 ⁇ 10 ⁇ 11 m 2 / s, and the value of Y / X exceeds 0.4, hydrogen from the surface is obtained. It has been experimentally proved that it is possible to further suppress the occurrence of hydrogen embrittlement accompanying the infiltration of
  • the volume ratio of the austenite phase was less than 10 percent
  • the volume ratio of the austenite phase was in the range of 10 percent or more and 40 percent or less. From this comparison, the surface area of the austenite phase in the quenched and hardened layer 11 is in the range of 10% to 40%, and the value of Y / X exceeds 0.4. It has been experimentally shown that the generation of hydrogen embrittlement due to the infiltration can be further suppressed.
  • the quench hardened layer 11 of the test material 9 contains nitrogen, while the quench hardened layer 11 of the test material 8 does not contain nitrogen. From this comparison, when the quench-hardened layer 11 contains nitrogen and the value of Y / X exceeds 0.4, generation of hydrogen embrittlement due to hydrogen entering from the surface can be further suppressed. It was clarified experimentally.
  • FIG. 7 is a cross-sectional view of the rolling component 10 according to the third embodiment.
  • the rolling part 10 according to the third embodiment is an inner ring of a radial needle bearing.
  • the rolling component 10 according to the third embodiment is not limited to this.
  • the outer circumferential surface 10 d is a raceway surface of the rolling component 10 according to the third embodiment.
  • FIG. 8 is an enlarged view of a region VIII of FIG.
  • the rolling component 10 according to the third embodiment has an oxide film 12.
  • the oxide film 12 is on the surface of the rolling component 10 according to the third embodiment. More specifically, the oxide film 12 is on the outer peripheral surface 10 d of the rolling component 10 according to the third embodiment.
  • Oxide film 12 has a thickness T. Thickness T is 0.5 micrometer or more and 2 micrometers or less.
  • FIG. 9 is a process chart showing a method of manufacturing the rolling part 10 according to the third embodiment.
  • the method of manufacturing the rolling component 10 according to the embodiment includes a preparation process S1, a quenching process S2, a tempering process S3, and a post-treatment process S4.
  • the method of manufacturing the rolling component 10 according to the third embodiment is the same as the method of manufacturing the rolling component 10 according to the first embodiment.
  • the method of manufacturing the rolling component 10 according to the third embodiment is different from the method of manufacturing the rolling component 10 according to the first embodiment in that the method further includes the oxide film forming step S5.
  • the oxide film forming step S5 is performed after the tempering step S3 and before the post-processing step S4.
  • the oxide film 12 is formed on the surface of the object to be processed.
  • the formation of the oxide film 12 is performed, for example, by immersing in a solution containing sodium hydroxide as a main component.
  • the thickness T can be controlled by the solution concentration and the immersion time.
  • FIG. 10 is a cross-sectional view of the rolling bearing 100 according to the third embodiment.
  • the rolling bearing 100 according to the third embodiment is a radial needle bearing.
  • the rolling bearing 100 according to the third embodiment is not limited to this.
  • the rolling bearing 100 includes an inner ring 30, an outer ring 40, rolling elements 50, and a cage 60.
  • the inner ring 30 and the outer ring 40 are disposed such that the raceway surfaces thereof face each other.
  • the rolling element 50 is disposed between the inner ring 30 and the outer ring 40.
  • the cage 60 is disposed between the inner ring 30 and the outer ring 40.
  • the holder 60 is provided with a plurality of through holes. By passing the rolling elements 50 through the through holes of the cage 60, the distance between the rolling elements 50 in the circumferential direction is maintained.
  • the holder 60 is made of, for example, a resin material.
  • At least one of the inner ring 30, the outer ring 40 and the rolling element 50 is the above-described rolling component 10. That is, at least one of the raceway surfaces of the inner ring 30 and the outer ring 40 and the rolling surface of the rolling element 50 is provided with the above-mentioned hardened layer 11 and oxide film 12.
  • the thickness T of the oxide film 12 provided on the surface of the rolling component 10 according to the third embodiment is 0.5 ⁇ m or more. Therefore, in the rolling component 10 according to the third embodiment, even if wear occurs on the surface, a new surface hardly occurs on the surface. That is, on the surface of the rolling component 10 according to the third embodiment, the hydrogen generation reaction is unlikely to occur. Therefore, according to the rolling component 10 and the rolling bearing 100 according to the third embodiment, it is possible to suppress the generation of hydrogen embrittlement caused by the infiltration of hydrogen from the surface.
  • the time required for the oxide film forming step S5 becomes longer.
  • the thickness T of the oxide film 12 provided on the surface of the rolling component 10 according to the third embodiment is 2 ⁇ m or less. Therefore, according to the rolling component 10 according to the third embodiment, the manufacturing process can be shortened. Further, as the oxide film 12 is thicker, the surface roughness of the surface of the rolling part 10 according to the third embodiment is deteriorated. Therefore, according to rolling element 10 concerning a 3rd embodiment, aggravation of surface coarseness can be controlled.
  • Table 5 shows the preparation conditions of the test materials subjected to the rolling fatigue test.
  • the steel type used for the test material 15 and the test material 16 is SUJ2.
  • the heating step S21 for the test material 15 and the test material 16 was performed at a heating temperature of 850 ° C. in an RX gas atmosphere.
  • the oxide film forming step S5 was performed on the test material 15 such that the thickness T was 0.5 ⁇ m.
  • the oxide film forming step S5 was not performed on the test material 16.
  • FIG. 11 is a second graph showing the rotation conditions in the rolling fatigue test. As shown in FIG. 11, the relative rotation of the inner ring to the outer ring was performed with four seconds as one cycle.
  • the rotational speed was maintained at 500 rpm. In the next one second, the rotational speed increased linearly to 3000 rpm. In the next one second, the rotation speed was kept at 3000 rpm. In the next one second, the rotational speed decreased linearly from 3000 rotations / minute to 500 rotations / minute.
  • Table 6 shows the results of the rolling fatigue test. As shown in Table 6, in the radial needle bearing using the test material 16, the shortest life was 12.3 hours and the average life was 14.6 hours. On the other hand, in the radial needle bearing using the test material 15, the shortest life was 63.5 hours and the average life was 64.4 hours. From this comparison, when the oxide film 12 with a thickness T of 0.5 ⁇ m or more and 2 ⁇ m or more is provided on the surface of the rolling component 10 according to the third embodiment, generation of hydrogen embrittlement due to hydrogen entering from the surface It has been proved experimentally that it can be suppressed.
  • FIG. 12 is a cross-sectional view of an automotive electrical accessory using the rolling bearing 200 according to the fourth embodiment.
  • the automotive electrical accessory is, for example, an alternator 300.
  • the automotive electrical equipment accessory may be an idler pulley, an electromagnetic clutch for a car air conditioner, a fan coupling device, an intermediate pulley, an electric fan motor, or the like.
  • the alternator 300 has a rotor 301, a housing 302, a shaft 303, a stator 304, a pulley 305, and a rolling bearing 200.
  • the housing 302 is arranged to surround the rotor 301.
  • the shaft 303 is disposed so as to penetrate the central portion of the rotor 301 and to penetrate the wall surface of the housing 302.
  • the shaft 303 is rotationally driven by power generated by a power source such as an engine (not shown).
  • a stator 304 is disposed to face the outer peripheral surface of the rotor 301 inside the housing 302.
  • a rolling bearing 200 is disposed between the shaft 303 and the housing 302.
  • the shaft 303 is rotatably supported by the rolling bearing 200 on the housing 302. That is, the rolling bearing 200 is a rolling bearing for an automobile electrical accessory.
  • a pulley 305 is attached to one end of the shaft 303 outside the housing 302.
  • the pulley 305 has an annular shape.
  • An engagement groove 305 a is formed on the outer peripheral surface of the pulley 305.
  • a transmission belt (not shown) is hooked on the engagement groove 305a.
  • the shaft 303 is rotationally driven about the central axis by rotation of the transmission belt by power from an engine (not shown) or the like.
  • the rotor 301 rotates around the central axis of the shaft 303 together with the shaft 303.
  • the rotor 301 rotates relative to the stator 304, and electromagnetic induction between the rotor 301 and the stator 304 generates an electromotive force in the coil of the stator 304.
  • FIG. 13 is a cross-sectional view of a rolling bearing 200 according to the fourth embodiment.
  • the rolling bearing 200 is, for example, a deep groove ball bearing.
  • the rolling bearing 200 includes an inner ring 31, an outer ring 41, rolling elements 51, and a cage 61.
  • the rolling bearing 200 is filled with lubricating grease.
  • the inner ring 31 has a ring shape.
  • the inner ring 31 has an outer circumferential surface 31 a.
  • the outer circumferential surface 31 a constitutes a raceway surface of the inner ring 31.
  • the shaft 303 is inserted into the inner ring 31.
  • the outer ring 41 has a ring shape.
  • the outer ring 41 has an inner circumferential surface 41 a.
  • the inner circumferential surface 41 a constitutes a raceway surface of the outer ring 41.
  • the outer ring 41 is attached to the housing 302.
  • the inner ring 31 and the outer ring 41 are disposed such that the outer peripheral surface 31 a and the inner peripheral surface 41 a face each other.
  • the rolling element 51 has a spherical shape.
  • the rolling element 51 is disposed between the inner ring 31 and the outer ring 41. More specifically, the rolling element 51 is disposed between the outer peripheral surface 31 a and the inner peripheral surface 41 a.
  • the rolling element 51 has a surface 51 a.
  • the surface 51 a constitutes a rolling surface of the rolling element 51.
  • the inner ring 31, the outer ring 41 and the rolling elements 51 are made of steel.
  • the steel used for the inner ring 31, the outer ring 41 and the rolling elements 51 is, for example, a high carbon chromium bearing steel defined in JIS standard (JIS 4805: 2008).
  • the steel used for the inner ring 31, the outer ring 41 and the rolling elements 51 may be SUJ 2 or SUJ 3 defined in the JIS standard.
  • the steel used for the inner ring 31, the outer ring 41 and the rolling element 51 may be a high speed steel such as M50 defined in AMS6491.
  • the above-described hardened layer 11 is provided on at least one of the raceway surfaces of the inner ring 31 and the outer ring 41 and the rolling surface of the rolling element 51.
  • the holder 61 has a ring shape.
  • the cage 61 is disposed between the inner ring 31 and the outer ring 41.
  • the holder 61 is provided with a through hole. By passing the rolling elements 51 through the through holes of the cage 61, the distance between the rolling elements 51 in the circumferential direction is maintained.
  • the holder 61 is made of, for example, a resin material.
  • the method of manufacturing the inner ring 31, the outer ring 41 and the rolling element 51 is the same as the method of manufacturing the rolling component 10 according to the first embodiment, and thus the description thereof is omitted here.
  • the rolling bearings for automobile electrical equipment and accessories are used in a high temperature and high speed rotation environment.
  • the grease sealed in the rolling bearings is decomposed to generate hydrogen.
  • the generated hydrogen intrudes into the inside of each rolling part constituting the rolling bearing, it causes hydrogen embrittlement.
  • the rolling bearing 200 since at least one of the raceway surfaces of the inner ring 31 and the outer ring 41 and the rolling surface of the rolling element 51 is provided with the above-described hardened layer 11, penetration from the surface It takes longer for hydrogen to diffuse. Therefore, according to the rolling bearing 200, it is possible to suppress the generation of hydrogen embrittlement caused by the infiltration of hydrogen from the surface.
  • FIG. 14 is a cross-sectional view of a speed increaser 500 in which the rolling bearing 400 according to the fifth embodiment is used.
  • the gearbox 500 includes an input shaft 501, an intermediate output shaft 502 and an output shaft 503, a primary gearbox 504, a secondary gearbox 505, a housing 506, and a rolling bearing 400.
  • the rolling bearing 400 is a speed increasing gear rolling bearing.
  • the rolling bearing 400 is demonstrated as a rolling bearing for speed-up machines below, the rolling bearing 400 can also be used as a rolling bearing for reduction gears.
  • the primary speed increaser 504 is configured by a planetary gear mechanism. Specifically, the primary speed increaser 504 has a carrier 504a, a planetary gear 504b, a ring gear 504c, and a sun gear 504d.
  • the carrier 504 a is integrated with the input shaft 501.
  • the planetary gear 504 b is installed on the carrier 504 a.
  • the sun gear 504 d is integral with the intermediate output shaft 502.
  • the ring gear 504c meshes with the planetary gear 504b and the sun gear 504d.
  • the rotation of the input shaft 501 is transmitted to the intermediate output shaft 502 via the carrier 504a, the planetary gear 504b and the ring gear 504c.
  • the rolling bearing 400 rotatably supports the shaft of the planetary gear 504 b.
  • the rolling bearing 400 may be rotatably supported in a similar manner with respect to axes other than the axis of the planetary gear 504 b.
  • the rolling bearing 400 is immersed in the lubricating oil 506 b stored in the lubricating oil storage tank 506 a in the housing 506.
  • the lubricating oil 506b stored in the lubricating oil storage tank 506a is circulated by piping and a pump (not shown).
  • the secondary speed increaser 505 includes gears 505a to 505d.
  • the gear train configured by the gears 505 a to 505 d transmits the rotation of the intermediate output shaft 502 to the output shaft 503.
  • the speed increasing machine 500 accelerates the rotation of the input shaft 501 and transmits it to the output shaft 503.
  • FIG. 15 is a cross-sectional view of a rolling bearing 400 according to the fifth embodiment.
  • the rolling bearing 400 is, for example, a deep groove ball bearing.
  • the rolling bearing 400 is not limited to this.
  • the rolling bearing 400 includes an inner ring 32, an outer ring 42, rolling elements 52, and a cage 62.
  • the inner ring 32 has a ring shape.
  • the inner ring 32 has an outer circumferential surface 32 a.
  • the outer circumferential surface 32 a constitutes a raceway surface of the inner ring 32.
  • the outer ring 42 has a ring shape.
  • the outer ring 42 has an inner circumferential surface 42 a.
  • the inner circumferential surface 42 a constitutes a raceway surface of the outer ring 42.
  • the inner ring 32 and the outer ring 42 are disposed such that the outer circumferential surface 32 a and the inner circumferential surface 42 a face each other.
  • the rolling element 52 has a spherical shape.
  • the rolling element 52 is disposed between the inner ring 32 and the outer ring 42. More specifically, the rolling elements 52 are disposed between the outer circumferential surface 32 a and the inner circumferential surface 42 a.
  • the rolling element 52 has a surface 52a.
  • the surface 52 a constitutes a rolling surface of the rolling element 52.
  • the inner ring 32, the outer ring 42 and the rolling elements 52 are made of steel.
  • the steel used for the inner ring 32, the outer ring 42, and the rolling elements 52 is, for example, a high carbon chromium bearing steel defined in JIS standard (JIS 4805: 2008).
  • the steel used for the inner ring 32, the outer ring 42, and the rolling elements 52 may be SUJ2 or SUJ3 defined in the JIS standard.
  • the steel used for the inner ring 32, the outer ring 42 and the rolling element 52 may be a high speed steel such as M50 defined in AMS6491.
  • the above-described hardened layer 11 is provided on at least one of the raceway surfaces of the inner ring 32 and the outer ring 42 and the rolling surface of the rolling element 52.
  • the holder 62 has a ring shape.
  • the cage 62 is disposed between the inner ring 32 and the outer ring 42.
  • the holder 62 is provided with a through hole. By passing the rolling elements 52 through the through holes of the cage 62, the distance between the rolling elements 52 in the circumferential direction is maintained.
  • the holder 62 is formed of, for example, a resin material.
  • the method of manufacturing the inner ring 32, the outer ring 42, and the rolling element 52 is the same as the method of manufacturing the rolling component 10 according to the first embodiment, and thus the description thereof is omitted here.
  • the speed reducer Since the speed reducer is often incorporated in a wind turbine or the like and used outdoors, in the rolling bearing for the speed reducer, water is likely to be mixed in the lubricating oil, and the amount of generated hydrogen increases.
  • the rolling bearing 400 since at least one of the raceway surfaces of the inner ring 32 and the outer ring 42 and the rolling surface of the rolling element 52 is provided with the hardened layer 11 described above, hydrogen invading from the surface Takes longer to diffuse. Therefore, according to the rolling bearing 400, it is possible to suppress the generation of hydrogen embrittlement caused by the infiltration of hydrogen from the surface even under the above conditions.

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Abstract

一実施形態に係る転動部品（１０）は、表面（１０ａ，１０ｂ，１０ｃ，１０ｄ）に焼入硬化層（１１）を備える鋼製の転動部品である。焼入硬化層（１１）中における水素拡散係数は、２．６×１０－１１ｍ２／ｓより小さい。一実施形態に係る転動部品によると、表面から水素が浸入することに伴う水素脆性の発生を抑制することができる。

Description

転動部品、転がり軸受、自動車電装補機用転がり軸受及び増減速機用転がり軸受
　本発明は、転動部品、転がり軸受、自動車電装補機用転がり軸受及び増減速機用転がり軸受に関する。
　転がり軸受は、水が混入する条件下、すべりを伴う条件下又は通電が起きる条件下等において使用されると、水又は潤滑剤が分解することによって（以下においては、この反応を水素発生反応ということがある。）水素が発生する。この発生した水素は、表面から転がり軸受の内部に侵入する。鋼中の水素は、水素脆性の原因となる。
　従来から、特開２０００－２８２１７８号公報（特許文献１）に記載の転がり軸受及び特許第４４３４６８５号公報（特許文献２）に記載の転がり軸受が知られている。
　特許文献１に記載の転がり軸受においては、転がり軸受を構成する鋼にクロム（Ｃｒ）が多く添加されている。このＣｒは、転がり軸受の表面に不動態膜を形成させる。この不動態膜は、表面から転がり軸受の内部に水素が浸入することを抑制する。
　特許文献２に記載の転がり軸受においては、転がり軸受の表面に、酸化膜が形成されている。この酸化膜は、転がり軸受の表面において水素発生反応が起きることを抑制する。
特開２０００－２８２１７８号公報 特許第４４３４６８５号公報
　しかしながら、特許文献１に記載の転がり軸受においては、Ｃｒが多く添加されることにより炭化物が粗大化しやすい。粗大化した炭化物は、応力集中源となるおそれがある。
　特許文献２に記載の転がり軸受は、過酷な環境下で使用された場合、酸化膜が剥離しやすい。酸化膜が剥離した新生面においては、水素発生反応が生じるおそれがある。そのため、特許文献２に記載の転がり軸受は、過酷な環境下で使用された場合に、水素の侵入を抑制することが困難である。
　本発明は、上記のような従来技術の問題点に鑑みたものである。より具体的には、本発明は、表面から水素が浸入することに伴う水素脆性の発生を抑制することができる転動部品を提供する。
　本発明の第１の態様に係る転動部品は、表面に焼入硬化層を備える鋼製の転動部品である。焼入硬化層中における水素拡散係数は、２．６×１０－１１ｍ２／ｓより小さい。本発明の第１の態様に係る転動部品によると、表面から水素が浸入することに伴う水素脆性の発生を抑制することができる。
　本発明の第２の態様に係る転動部品は、表面に焼入硬化層を備える鋼製の転動部品である。焼入硬化層は、結晶粒径が３μｍ以上の酸化物系介在物と、硫化マンガンとを含有する。少なくとも一部が硫化マンガンに覆われる酸化物系介在物の個数は、酸化物系介在物の全個数の４０パーセントを超える。本発明の第２の態様に係る転動部品によると、表面から水素が浸入することに伴う水素脆性の発生を抑制することができる。
　本発明の第３の態様に係る転動部品は、表面に酸化膜を備える鋼製の転動部品である。酸化膜の厚さは、０．５μｍ以上２μｍ以下である。本発明の第３の態様に係る転動部品によると、表面から水素が浸入することに伴う水素脆性の発生を抑制することができる。
　上記の転動部品において、焼入硬化層は、窒素を含有していてもよい。この場合には、焼入硬化層の表面の硬度が上昇することにより、転動部品の寿命が改善される。
　上記の転動部品において、焼入硬化層中における窒素濃度は、０．０５重量パーセント以上０．６重量パーセント以下であってもよい。焼入硬化層中の窒素濃度が高くなり過ぎると、焼入硬化層中にＣｒの窒化物が多く形成され、鋼中のＣｒ濃度が低下する。その結果として、焼入硬化層の焼入性が低下する。そのため、この場合には、焼入硬化層の焼入性を確保することができる。
　上記の転動部品において、焼入硬化層中におけるオーステナイト相の体積比率は、１０パーセント以上４０パーセント以下であってもよい。オーステナイト相は、マルテンサイト相よりも水素拡散係数が小さい。そのため、焼入硬化層中におけるオーステナイト相の体積比率が大きいほど、焼入硬化層の水素拡散係数が低下する。一方で、焼入硬化層中のオーステナイト相は、転動部品を使用している間にマルテンサイト相に変態する場合がある。そのため、焼入硬化層中におけるオーステナイト相の体積比率が大きすぎると、寸法安定性が低下する。したがって、この場合には、寸法安定性を維持しつつ、水素拡散係数を低下させることができる。
　上記の転動部品において、焼入硬化層の硬度は、５８ＨＲＣ以上６４ＨＲＣ以下であってもよい。転動部品の表面は、接触応力を受けても変形しないことが求められるため、転動部品の表面にある焼入硬化層には、硬度が要求される。一方で、焼入硬化層の硬度が過度に高い場合、靱性が低下する。そのため、この場合には、転動部品表面の靱性を確保しつつ、接触応力が印加されることによる転動部品表面の変形を抑制することができる。
　上記の転動部品において、鋼は、高炭素クロム軸受鋼であってもよい。この高炭素クロム軸受鋼は、ＳＵＪ２又はＳＵＪ３であってもよい。
　本発明の一態様に係る転がり軸受は、内輪と、外輪と、内輪と外輪の間に配置される転動体とを備える。内輪、外輪及び転動体の少なくとも１つは、上記の転動部品である。
　本発明の一態様に係る転動部品及び転がり軸受によると、表面から水素が浸入することに伴う水素脆性の発生を抑制することができる。
第１実施形態に係る転動部品１０の断面図である。 図１の領域ＩＩにおける拡大図である。 水素拡散係数の測定装置２０の模式図である。 第１実施形態に係る転動部品１０の製造方法を示す工程図である。 第１実施形態に係る転がり軸受１００の断面図である。 転動疲労試験における回転条件を示す第１のグラフである。 第３実施形態に係る転動部品１０の断面図である。 図７の領域ＶＩＩＩにおける拡大図である。 第３実施形態に係る転動部品１０の製造方法を示す工程図である。 第３実施形態に係る転がり軸受１００の断面図である。 転動疲労試験における回転条件を示すグラフである。 第４実施形態に係る転がり軸受２００が用いられた自動車電装補機の断面図である。 第４実施形態に係る転がり軸受２００の断面図である。 第５実施形態に係る転がり軸受４００が用いられた増速機５００の断面図である。 第５実施形態に係る転がり軸受４００の断面図である。
　図面を参照して本発明の実施形態を説明する。以下の図面において、同一又は相当する部分に同一の参照番号を付し、その説明は繰り返さないものとする。
　（第１実施形態）
　以下に、第１実施形態に係る転動部品の構成を説明する。
　図１は、第１実施形態に係る転動部品１０の断面図である。図１に示すように、第１実施形態に係る転動部品１０は、スラスト玉軸受の内輪（すなわち、軸軌道盤）である。但し、転動部品１０はこれに限られるものではない。第１実施形態に係る転動部品１０は、スラスト玉軸受の外輪（すなわち、ハウジング軌道盤）であってもよい。第１実施形態に係る転動部品１０は、スラスト玉軸受の転動体であってもよい。
　第１実施形態に係る転動部品１０は、鋼製である。第１実施形態に係る転動部品１０に用いられる鋼は、例えば、ＪＩＳ規格（ＪＩＳ４８０５：２００８）に定める高炭素クロム軸受鋼である。第１実施形態に係る転動部品１０に用いられる鋼は、ＪＩＳ規格（ＪＩＳ４８０５：２００８）に定めるＳＵＪ２又はＳＵＪ３であってもよい。第１実施形態に係る転動部品１０に用いられる鋼は、ＡＭＳ６４９１に定めるＭ５０等の高速度鋼であってもよい。
　第１実施形態に係る転動部品１０は、リング状の形状を有している。第１実施形態に係る転動部品１０は、上面１０ａと、底面１０ｂと、内周面１０ｃと、外周面１０ｄとを有している。底面１０ｂは上面１０ａの反対面である。内周面１０ｃ及び外周面１０ｄは、上面１０ａ及び底面１０ｂに連なっている。上面１０ａは、第１実施形態に係る転動部品１０の軌道面となっている。
　図２は、図１の領域ＩＩにおける拡大図である。図２に示すように、第１実施形態に係る転動部品１０は、焼入硬化層１１を有している。焼入硬化層１１は、第１実施形態に係る転動部品１０の表面にある。より具体的には、焼入硬化層１１は、第１実施形態に係る転動部品１０の上面１０ａ（軌道面）にある。
　好ましくは、焼入硬化層１１における水素拡散係数は、２．６×１０－１１ｍ２／ｓより小さい。焼入硬化層１１における水素拡散係数は、２．１×１０－１１ｍ２／ｓ以下であってもよい。焼入硬化層１１における水素拡散係数は、１．９×１０－１１ｍ２／ｓ以下であってもよい。焼入硬化層１１における水素拡散係数は、１．６×１０－１１ｍ２／ｓ以下であってもよい。焼入硬化層１１における水素拡散係数は、１．４×１０－１１ｍ２／ｓ以下であってもよい。焼入硬化層１１における水素拡散係数は、０．１５－１１ｍ２／ｓ以下であってもよい。
　水素拡散係数は、電気化学的水素透過法により測定される。図３は、水素拡散係数の測定装置２０の模式図である。図３に示すように、測定装置２０は、アノード槽２１と、カソード槽２２と、アノード電極２３と、カソード電極２４と、ガルバノスタット２５と、ポテンショスタット２６とを有している。アノード槽２１とカソード槽２２とは、試験片２７により分断されている。試験片２７は、厚さＬを有している。厚さＬは、例えば、１ｍｍである。アノード電極２３及びカソード電極２４は、白金（Ｐｔ）により形成されている。
　アノード槽２１には、アノード液２８が入れられている。アノード液２８は、１ｍｏｌ／Ｌの水酸化ナトリウム水溶液である。カソード槽２２には、カソード液２９が入れられている。カソード液２９は、０．０５ｍｏｌ／Ｌの硫酸にチオ尿酸を混ぜたものである。アノード電極２３は、アノード液２８に浸漬されている。カソード電極２４は、カソード液２９に浸漬されている。
　ガルバノスタット２５の端子の一方は、カソード電極２４に接続されている。ガルバノスタット２５の端子の他方は、試験片２７に接続されている。ポテンショスタット２６の端子の一方は、アノード電極２３に接続されている。ポテンショスタット２６の端子の他方は、試験片２７に接続されている。
　水素拡散係数の測定においては、ガルバノスタット２５により、試験片２７に電流が供給される。これにより、試験片２７のカソード液２９側に、水素が発生する。この発生した水素は、カソード液２９側の表面から、試験片２７の内部に侵入する。
　試験片２７の内部に侵入した水素は、試験片２７中を拡散しながら移動する。試験片２７のアノード液２８側の面に到達した水素は、イオン化する。これにより、イオン化電流が流れる。イオン化電流が流れ始めるまでの時間をｔｂ、試験片２７の厚さをＬとした場合に、水素拡散係数は、Ｌ２／（１５．３×ｔｂ）により求められる。なお、水素拡散係数の測定は、２０℃以上２５℃以下の範囲内で行われる。
　焼入硬化層１１は、マルテンサイト相と、オーステナイト相とを含んでいる。焼入硬化層１１中におけるオーステナイト相の体積比率は、１０パーセント以上４０パーセント以下であることが好ましい。
　焼入硬化層１１中におけるオーステナイト相の体積比率の測定は、Ｘ線回折により行われる。すなわち、焼入硬化層１１中におけるオーステナイト相の体積比率は、焼入硬化層１１におけるオーステナイト相の回折ピークとマルテンサイト相の回折ピークとの強度比を測定することにより、決定される。
　焼入硬化層１１は、窒素を含有していてもよい。好ましくは、焼入硬化層１１中における窒素濃度は、０．０５重量パーセント以上０．６重量パーセント以下である。焼入硬化層１１中における窒素濃度は、ＥＰＭＡ（Electron　Probe　Micro　Analyzer）により測定される。
　焼入硬化層１１の硬度は、５８ＨＲＣ以上６４ＨＲＣ以下であることが好ましい。焼入硬化層１１の硬度は、ＪＩＳ　Ｚ２２４５：２０１６に定める方法にしたがって測定される。
　以下に、第１実施形態に係る転動部品１０の製造方法を説明する。
　図４は、第１実施形態に係る転動部品１０の製造方法を示す工程図である。図４に示すように、第１実施形態に係る転動部品１０の製造方法は、準備工程Ｓ１と、焼き入れ工程Ｓ２と、焼き戻し工程Ｓ３と、後処理工程Ｓ４を有している。焼き入れ工程Ｓ２は、準備工程Ｓ１の後に行われる。焼き戻し工程Ｓ３は、焼き入れ工程Ｓ２の後に行われる。後処理工程Ｓ４は、焼き戻し工程Ｓ３の後に行われる。
　準備工程Ｓ１においては、第１実施形態に係る転動部品１０の製造方法が実施されることにより転動部品１０となる加工対象物が準備される。この加工対象物は、第１実施形態に係る転動部品１０が例えばスラスト玉軸受の内輪又は外輪である場合、鋼製のリング状部材である。この加工対象物は、第１実施形態に係る転動部品１０が例えばスラスト玉軸受の転動体である場合、鋼製の球状部材である。
　加工対象物を構成する鋼は、例えば、軸受鋼である。好ましくは、加工対象物を構成する鋼は、ＪＩＳ規格（ＪＩＳ４８０５：２００８）に定められる高炭素クロム軸受鋼である。加工対象物を構成する鋼は、ＪＩＳ規格（ＪＩＳ４８０５：２００８）に定められるＳＵＪ２又はＳＵＪ３であってもよい。加工対象物を構成する鋼は、ＡＭＳ６４９１に定めるＭ５０等の高速度鋼であってもよい。
　焼き入れ工程Ｓ２においては、加工対象物を構成する鋼に対する焼き入れが行われる。焼き入れ工程Ｓ２は、加熱工程Ｓ２１と、冷却工程Ｓ２２とを有している。加熱工程Ｓ２１においては、加工対象物の加熱が行われる。加熱工程Ｓ２１において、加工対象物は、加工対象物を構成する鋼のＡ１点以上の温度（以下においては、加熱温度という）まで加熱される。加熱温度は、例えば８００℃以上９００℃以下である。
　加熱工程Ｓ２１における加工対象物の加熱は、例えば加熱炉内で行われる。加熱炉内の雰囲気は、例えばＲＸガスである。加熱炉内の雰囲気には、窒素を含有するガスが添加されてもよい。窒素を含有するガスの具体例は、アンモニアガスである。加熱工程Ｓ２１においては、加工対象物が加熱温度まで昇温された後、当該加熱温度で所定時間（以下においては、保持時間という）保持される。
　保持時間が長くなるほど、又は加熱温度が高くなるほど、加熱工程Ｓ２１において、加工対象物を構成する鋼材中の炭素がオーステナイト相に溶け出す。オーステナイト相中の炭素量が多いほど、残留オーステナイト相が多くなる傾向がある。そのため、保持時間及び加熱温度を制御することにより、焼入硬化層１１中のオーステナイト相の体積比率を制御することができる。
　加工対象物を構成する鋼材中のオーステナイト安定化元素の量が増加すると、残留オーステナイト相が多くなる傾向にある。そのため、加工対象物を構成する鋼材にオーステナイト安定化元素である合金元素を多く含む鋼種を用いる又は加熱工程Ｓ２１において加熱雰囲気に窒素を含有するガスを添加することにより、焼入硬化層１１中のオーステナイト相の体積比率を制御することができる。
　加工対象物を構成する鋼材中の窒素は、加工対象物を構成する鋼材中のＣｒ等との間で窒化物を形成する。この窒化物は、加工対象物を構成する鋼材中に微細に分散することにより、加工対象物を構成する鋼材を硬化させる。また、窒化物は水素のトラップサイトになるため、水素拡散係数が小さくなる。そのため、加熱工程Ｓ２１において、窒素を含有するガスの濃度、加熱温度及び保持時間を制御することにより、焼入硬化層１１の硬度及び水素拡散係数を制御することができる。
　冷却工程Ｓ２２においては、加工対象物の冷却が行われる。冷却工程Ｓ２２において、加工対象物は、加熱温度から加工対象物を構成する鋼のＭＳ点以下の温度（以下においては、冷却温度という）まで冷却される。冷却工程Ｓ２２における加工対象物の冷却は、従来周知の任意の冷媒を用いて行われる。加工対象物の冷却に用いられる冷媒は、例えば油又は水である。
　なお、冷却工程Ｓ２２における冷却温度及び冷却速度は、冷却工程Ｓ２２において生じるマルテンサイト相の量（別の観点からいえば、冷却工程Ｓ２２後においてもオーステナイト相のまま残留する量）に影響する。そのため、冷却温度及び冷却速度を制御することによっても、焼入硬化層１１中のオーステナイト相の体積比率を制御することができる。
　焼き戻し工程Ｓ３においては、加工対象物を構成する鋼が焼き戻される。加工対象物の焼き戻しは、加工対象物をＡ１点未満の温度（以下においては、焼き戻し温度という）で所定時間（以下においては、焼き戻し時間という）保持することにより行われる。焼き戻し温度は、例えば１８０℃である。焼き戻し時間は、例えば２時間である。
　焼き戻し工程Ｓ３においては、冷却工程Ｓ２２によってもマルテンサイト相とならなかったオーステナイト相が、フェライト相と炭化物相とに分解される。フェライト相及び炭化物相へと分解されるオーステナイト相の量は、焼き戻し温度及び焼き戻し時間を制御することにより、変化する。そのため、焼き戻し温度及び焼き戻し時間を制御することによっても、焼入硬化層１１中のオーステナイト相の体積比率を制御することができる。
　後処理工程Ｓ４においては、加工対象物に対する後処理が行われる。後処理工程Ｓ４においては、例えば、加工対象物の洗浄、加工対象物に対する研削、研磨等の機械加工等が行われる。以上により、第１実施形態に係る転動部品１０の製造が行われる。
　以下に、第１実施形態に係る転がり軸受１００の構成を説明する。
　図５は、第１実施形態に係る転がり軸受１００の断面図である。図５に示すように、第１実施形態に係る転がり軸受１００は、スラスト玉軸受である。但し、第１実施形態に係る転がり軸受１００は、これに限られるものではない。
　第１実施形態に係る転がり軸受１００は、内輪３０と、外輪４０と、転動体５０と、保持器６０とを有している。内輪３０及び外輪４０は、各々の軌道面が対向するように配置されている。転動体５０は、内輪３０と外輪４０との間に配置されている。
　保持器６０は、内輪３０と外輪４０との間に配置されている。保持器６０には、貫通穴が設けられている。保持器６０の貫通穴に転動体５０が通されることにより、周方向における転動体５０同士の間隔が保持されている。保持器６０は、例えば樹脂材料により形成されている。
　内輪３０、外輪４０及び転動体５０の少なくとも１つは、上記の第１実施形態に係る転動部品１０である。すなわち、内輪３０及び外輪４０の軌道面並びに転動体５０の転動面のうちの少なくとも１つには、上記の焼入硬化層１１が設けられている。
　以下に、第１実施形態に係る転動部品１０の効果を説明する。
　上記のとおり、第１実施形態に係る転動部品１０において、焼入硬化層１１における水素拡散係数は、２．６×１０－１１ｍ２／ｓより小さい。そのため、第１実施形態に係る転動部品１０においては、表面から侵入した水素が焼入硬化層１１の内部に拡散するためにより長時間を要する。そのため、第１実施形態に係る転動部品１０によると、表面から水素が浸入することに伴う水素脆性の発生を抑制することができる。
　窒素は、第１実施形態に係る転動部品１０を構成する鋼中の合金元素との間で、窒化物を形成する。そのため、焼入硬化層１１が窒素を含有している場合には、焼入硬化層１１中の窒化物の含有量が増加する結果、焼入硬化層１１の水素拡散係数が低下するとともに焼入硬化層１１の硬度が上昇する。
　焼入硬化層１１中の窒素濃度が０．６重量パーセントを超えると、窒素と反応して窒化物となるＣｒが多くなる。窒素と反応して窒化物となったＣｒは、焼入硬化層１１の焼入性の向上に寄与しない。他方で、焼入硬化層１１中の窒素濃度が０．０５重量パーセント未満では、窒化物の形成量が少なく、焼入硬化層１１の硬度上昇及び水素拡散係数低減に与える影響が少ない。そのため、焼入硬化層１１中の窒素濃度が、０．０５重量パーセント以上０．６重量パーセント以下の場合、窒素導入に伴う硬度上昇及び水素拡散係数低減を行いつつ、焼入硬化層１１の焼入性を確保することができる。
　オーステナイト相は、マルテンサイト相よりも水素拡散係数が小さい。そのため、焼入硬化層１１中におけるオーステナイト相の体積比率が大きいほど、焼入硬化層１１の水素拡散係数が低下する。一方で、焼入硬化層１１中のオーステナイト相は、転動部品１０を使用している間にマルテンサイト相に変態する場合がある。そのため、焼入硬化層１１中におけるオーステナイト相の体積比率が大きすぎると、寸法安定性が低下する。したがって、焼入硬化層１１中におけるオーステナイト相の体積比率が１０パーセント以上４０パーセント以下である場合には、寸法安定性を維持しつつ、水素拡散係数を低下させることができる。
　第１実施形態に係る転動部品１０の表面（軌道面）は、接触応力を受けても変形しないことが求められる。そのため、第１実施形態に係る転動部品１０の表面にある焼入硬化層１１には、硬度が要求される。一方で、焼入硬化層１１の硬度が過度に高い場合、靱性が低下する。したがって、焼入硬化層１１の硬度が５８ＨＲＣ以上６４ＨＲＣ以下である場合には、第１実施形態に係る転動部品１０の表面における靱性を確保しつつ、接触応力が印加されることによる第１実施形態に係る転動部品１０の表面の変形を抑制することができる。
　以下に、第１実施形態に係る転動部品１０に対して実施した転動疲労試験を説明する。
　＜供試材＞
　表１に、上記の転動疲労試験に供した供試材の作製条件、焼入硬化層１１中における窒素濃度、焼入硬化層１１中におけるオーステナイト相の体積比率及び焼入硬化層１１における水素拡散係数を示す。表１に示すように、供試材１～供試材３に用いられた鋼種は、ＳＵＪ２である。供試材４及び供試材５に用いられた鋼種は、ＳＵＪ３である。供試材６に用いられた鋼種は、Ｍ５０である。
　供試材１及び供試材４に対する加熱工程Ｓ２１は、８５０℃の加熱温度、ＲＸガス雰囲気中において行われた。供試材６に対する加熱工程Ｓ２１は、約１１００℃の加熱温度、ＲＸガス雰囲気中において行われた。供試材２、供試材３及び供試材５に対する加熱工程Ｓ２１は、８５０℃の加熱温度、アンモニアガスを添加したＲＸガス雰囲気中において行われた。なお、供試材２及び供試材５においては、焼入硬化層１１中の窒素濃度が０．２重量パーセントとなるようにアンモニアガスの濃度が調整され、供試材３においては、焼入硬化層１１中の窒素濃度が０．４重量パーセントとなるようにアンモニアガスの濃度が調整された。供試材１～供試材６に対しては、焼き戻し工程Ｓ３は、１８０℃の焼き戻し温度、２時間（１２０分）の焼き戻し時間で行われた。
　供試材１の焼入硬化層１１中におけるオーステナイト相の体積比率は、８．９パーセントであり、供試材２の焼入硬化層１１中におけるオーステナイト相の体積比率は、２１．７パーセントであった。
　供試材３の焼入硬化層１１中におけるオーステナイト相の体積比率は、２９．６パーセントであった。供試材４中の焼入硬化層１１中におけるオーステナイト相の体積比率は、２０．３パーセントであった。供試材５の焼入硬化層１１中におけるオーステナイト相の体積比率は、３１．８パーセントであった。供試材６の焼入硬化層１１中におけるオーステナイト相の体積比率は、３．３パーセントであった。
　供試材１の焼入硬化層１１の水素拡散係数は、２．６３×１０－１１ｍ２／ｓであった。供試材２の焼入硬化層１１の水素拡散係数は、２．０９×１０－１１ｍ２／ｓであった。
　供試材３の焼入硬化層１１の水素拡散係数は、１．６０×１０－１１ｍ２／ｓであった。供試材４の焼入硬化層１１の水素拡散係数は、１．８８×１０－１１ｍ２／ｓであった。供試材５の焼入硬化層１１の水素拡散係数は、１．４０×１０－１１ｍ２／ｓであった。供試材６の焼入硬化層１１の水素拡散係数は、０．１５×１０－１１ｍ２／ｓであった。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
　＜転動疲労試験方法＞
　各供試材を用いて、スラスト玉軸受を構成した。なお、スラスト玉軸受の転動体は、ＳＵＳ４４０Ｃ製の鋼球とした。このスラスト玉軸受には、潤滑剤として、グリコール系潤滑油に純水を混合したもの用いた。これにより、このスラスト玉軸受は、水素が軌道面から侵入しうる状況とされた。
　転動疲労試験は、このスラスト玉軸受に４．９ｋＮのアキシャル荷重を加えた状態（この状態において、軌道面と転動体との間における最大接触面圧は、弾性ヘルツ接触計算で２．３ＧＰａとなる）で、内輪を外輪に対して相対的に回転させることにより行われた。図６は、転動疲労試験における回転条件を示す第１のグラフである。図６に示すように、内輪の外輪に対する相対的な回転は、０．５秒間を１サイクルとして行われた。
　この０．５秒間のうち、最初の０．１秒間においては、回転速度が０回転／分から２５００回転／分まで直線的に増加した。次の０．３秒間においては、回転速度が２５００回転／分で保持された。次の０．１秒間においては、回転速度が２５００回転／分から０回転／分まで直線的に減少した。
　＜転動疲労試験結果＞
　表２に、転動疲労試験結果を示す。表２中において、Ｌ１０及びＬ５０は、各供試材を用いて構成したスラスト玉軸受の剥離寿命（軌道面にフレーキングが生じるまでの時間）を２母数ワイブル分布にあてはめて求めた１０パーセント寿命及び５０パーセント寿命であり、ｅは当該２母数ワイブル分布のワイブルスロープ（形状母数）である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
　表２に示すように、供試材２～供試材６を用いて構成したスラスト玉軸受は、供試材１を用いて構成したスラスト玉軸受よりも長い剥離寿命を示している。上記のとおり、供試材１においては、焼入硬化層１１の水素拡散係数が２．６×１０－１１ｍ２／ｓ以上である一方で、供試材２～供試材６においては、焼入硬化層１１の水素拡散係数が２．６×１０－１１ｍ２／ｓ未満であった。この比較から、焼入硬化層１１が２．６×１０－１１ｍ２／ｓ未満の水素拡散係数を有することにより、表面から水素が浸入することに伴う水素脆性の発生を抑制できることが実験的に明らかとされた。
　上記のとおり、供試材１の焼入硬化層１１は、オーステナイト相の体積比率が１０パーセント未満である一方、供試材２～供試材５の焼入硬化層１１は、オーステナイト相の体積比率が１０パーセント以上４０パーセント以下の範囲内にあった。この比較から、焼入硬化層１１中のオーステナイト相の体積比率が１０パーセント以上４０パーセント以下の範囲内にあることにより、表面から水素が浸入することに伴う水素脆性の発生を抑制できることが実験的に明らかとされた。
　供試材５を用いて構成したスラスト玉軸受は、供試材４を用いて構成したスラスト玉軸受よりも長い剥離寿命を示していた。上記のとおり、供試材４の焼入硬化層１１は、窒素を含んでいない一方、供試材５の焼入硬化層１１は、窒素を含んでいる。この比較から、焼入硬化層１１が窒素を含むことにより、表面から水素が浸入することに伴う水素脆性の発生をさらに抑制できることが実験的に明らかとされた。
　（第２実施形態）
　以下に、第２実施形態に係る転動部品１０の構成を説明する。なお、以下においては、第１実施形態に係る転動部品１０と異なる点を主に説明し、重複する説明は繰り返さないものとする。
　第２実施形態に係る転動部品１０は、リング状形状を有している。第２実施形態に係る転動部品１０は、上面１０ａと、底面１０ｂと、内周面１０ｃと、外周面１０ｄとを有している。第２実施形態に係る転動部品１０は、焼入硬化層１１を有している。これらの点に関して、第２実施形態に係る転動部品の構成は、第１実施形態に係る転動部品の構成と共通している。
　第２実施形態に係る転動部品１０において、焼入硬化層１１は、酸化物系介在物と、硫化マンガン（ＭｎＳ）とを含有している。この点に関して、第１実施形態に係る転動部品１０と異なっている。
　酸化物系介在物には、例えば、アルミニウムの酸化物（Ａｌ２Ｏ３）やカルシウムの酸化物等が含まれる。酸化物系介在物には、結晶粒径が基準値以上のものがある。酸化物系介在物の大きさ（結晶粒径）は、顕微鏡やＥＤＸ（Energy　Dispersive　X-ray　Spectrometry）により測定される。
　ＭｎＳは、結晶粒径が基準値以上の酸化物系介在物の少なくも一部を覆っている。ここで、ＭｎＳが酸化物系介在物の少なくとも一部を覆っているとは、ＭｎＳが酸化物系介在物の表面の少なくとも一部に接していることをいう。ＭｎＳが酸化物系介在物の少なくとも一部を覆っているか否かの判断は、焼入硬化層１１の断面を光学顕微鏡で観察することにより行われる。
　結晶粒径が基準値以上で、かつ少なくとも一部がＭｎＳにより覆われている酸化物系介在物の個数は、結晶粒径が基準値以上の酸化物系介在物の全個数の４０パーセントを超えている。このことを別の観点からいえば、結晶粒径が基準値以上の酸化物系介在物の全個数をＸ、結晶粒径が基準値以上であり、かつ少なくとも一部がＭｎＳにより覆われている酸化物系介在物の個数をＹとした場合に、Ｙ／Ｘ＞０．４との関係が満たされている。
　Ｙ／Ｘの値は、好ましくは０．５以上である。さらに好ましくは、Ｙ／Ｘの値は０．９以上である。上記の基準値は、３μｍ以上である。上記の基準値は、５μｍ以上であってもよい。上記の基準値は、１０μｍ以上であってもよい。
　Ｙ／Ｘの値は、以下の手順にしたがって測定される。第１に、焼入硬化層１１の断面から３０ｍｍ×３０ｍｍの領域（以下において、この領域を測定領域という）を特定する。この測定領域の位置は、任意である。第２に、この測定領域を光学顕微鏡で観察することにより、結晶粒径が基準値以上の酸化物系介在物を、結晶粒径が大きいものから順に１７個特定する（以下において、これらの酸化物系介在物を測定対象介在物という）。すなわち、Ｘの値を１７とする。第３に、この測定対象介在物を光学顕微鏡で観察することにより、少なくとも一部がＭｎＳで覆われている測定対象介在物を特定し、Ｙの値を得る。そして、このＸの値及びＹの値を用いて、Ｙ／Ｘを決定する。
　以下に、第２実施形態に係る転動部品１０の製造方法を説明する。なお、以下においては、第１実施形態に係る転動部品１０の製造方法と異なる点を主に説明し、重複する説明は繰り返さないものとする。
　第２実施形態に係る転動部品１０の製造方法は、準備工程Ｓ１、焼き入れ工程Ｓ２、焼き戻し工程Ｓ３及び後処理工程Ｓ４を有している点に関して、第１実施形態に係る転動部品１０の製造方法と共通している。しかしながら、第２実施形態に係る転動部品１０の製造方法は、準備工程Ｓ１の詳細に関して、第１実施形態に係る転動部品１０の製造方法と異なっている。
　転炉で精錬された溶鋼をスラブにする際の冷却速度が速い場合、ＭｎＳは、酸化物系介在物とは別々に析出する傾向がある。他方、転炉で精錬された溶鋼をスラブにする際の冷却速度が遅い場合、ＭｎＳは、酸化物系介在物を析出核として析出する傾向がある。そのため、第２実施形態に係る転動部品１０の製造方法においては、転炉で精錬された溶鋼をスラブにする際の冷却速度を調整することにより、ＭｎＳにより被覆されている酸化物系介在物の比率を調整することができる。
　以下に、第２実施形態に係る転動部品１０の効果を説明する。なお、以下においては、第１実施形態に係る転動部品１０の効果と異なる点を主に説明し、重複する説明は繰り返さないものとする。
　鋼中に侵入した水素は、引張応力場に集積する性質がある。結晶粒径が３μｍ以上の酸化物系介在物の周囲には、応力集中が生じやすい。そのため、結晶粒径が３μｍ以上の酸化物系介在物の周囲には、水素が集積されることによる水素脆性が生じやすい。
　ＭｎＳは、柔らかい（ＭｎＳの硬度は、１５０Ｈｖ程度である）。そのため、ＭｎＳにより覆われている酸化物系介在物の周囲では、応力集中が緩和される。第２実施形態に係る転動部品１０においては、結晶粒径が３μｍ以上であり、かつ少なくとも一部がＭｎＳにより覆われている酸化物系介在物の個数は、結晶粒径が３μｍ以上の酸化物系介在物の全個数の４０パーセントを超えている。そのため、第２実施形態に係る転動部品１０においては、水素の集積が抑制されることにより、水素脆性の発生を抑制することができる。
　以下に、第２実施形態に係る転動部品１０に対して実施した転動疲労試験を説明する。
　＜供試材＞
　表３に、転動疲労試験に供した供試材の作製条件、Ｙ／Ｘの値、焼入硬化層１１中における窒素濃度、焼入硬化層１１中におけるオーステナイト相の体積比率及び焼入硬化層１１における水素拡散係数を示す。表１に示すように、供試材７～供試材１１に用いられた鋼種は、ＳＵＪ２である。供試材１２及び供試材１３に用いられた鋼種は、ＳＵＪ３である。供試材１４に用いられた鋼種は、Ｍ５０である。
　供試材７、供試材１０～供試材１３の焼入硬化層１１において、Ｙ／Ｘの値は、０．２４であった。供試材８及び供試材９の焼入硬化層１１において、Ｙ／Ｘの値は、０．４１であった。供試材１４の焼入硬化層１１において、Ｙ／Ｘの値は、０．１０であった。
　供試材７、供試材８及び供試材１２に対する加熱工程Ｓ２１は、８５０℃の加熱温度、ＲＸガス雰囲気中において行われた。供試材１４に対する加熱工程Ｓ２１は、約１１００℃の加熱温度、ＲＸガス雰囲気中において行われた。供試材９、供試材１０、供試材１１及び供試材１３に対する加熱工程Ｓ２１は、８５０℃の加熱温度、アンモニアガスを添加したＲＸガス雰囲気中において行われた。なお、供試材１０及び供試材１３においては、焼入硬化層１１中の窒素濃度が０．２重量パーセントとなるようにアンモニアガスの濃度が調整され、供試材９及び供試材１１おいては、焼入硬化層１１中の窒素濃度が０．４重量パーセントとなるようにアンモニアガスの濃度が調整された。供試材７～供試材１４に対しては、焼き戻し工程Ｓ３は、１８０℃の焼き戻し温度、２時間（１２０分）の焼き戻し時間で行われた。
　供試材７の焼入硬化層１１中におけるオーステナイト相の体積比率は、８．９パーセントであった。供試材８の焼入硬化層１１中におけるオーステナイト相の体積比率は、９．１パーセントであった。供試材９の焼入硬化層１１中におけるオーステナイト相の体積比率は、３０．２パーセントであった。供試材１０の焼入硬化層１１中におけるオーステナイト相の体積比率は、２１．７パーセントであった。
　供試材１１の焼入硬化層１１中におけるオーステナイト相の体積比率は、２９．６パーセントであった。供試材１２中の焼入硬化層１１中におけるオーステナイト相の体積比率は、２０．３パーセントであった。供試材１３の焼入硬化層１１中におけるオーステナイト相の体積比率は、３１．８パーセントであった。供試材１４の焼入硬化層１１中におけるオーステナイト相の体積比率は、３．３パーセントであった。
　供試材７の焼入硬化層１１中における水素拡散係数は、２．６３×１０－１１ｍ２／ｓであった。供試材８の焼入硬化層１１中における水素拡散係数は、２．６２×１０－１１ｍ２／ｓであった。供試材９の焼入硬化層１１中における水素拡散係数は、１．６０×１０－１１ｍ２／ｓであった。供試材１０の焼入硬化層１１の水素拡散係数は、２．０９×１０－１１ｍ２／ｓであった。供試材１１の焼入硬化層１１の水素拡散係数は、１．６０×１０－１１ｍ２／ｓであった。供試材１２の焼入硬化層１１の水素拡散係数は、１．８８×１０－１１ｍ２／ｓであった。供試材１３の焼入硬化層１１の水素拡散係数は、１．４０×１０－１１ｍ２／ｓであった。供試材１４の焼入硬化層１１の水素拡散係数は、０．１５×１０－１１ｍ２／ｓであった。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
　＜転動疲労試験方法＞
　各供試材を用いて、スラスト玉軸受を構成した。なお、このスラスト玉軸受の転動体はＳＵＳ４４０Ｃ製の鋼球とした。このスラスト玉軸受には、潤滑剤として、グリコール系潤滑油に純水を混合したもの用いた。これにより、このスラスト玉軸受は、水素が軌道面から侵入しうる状況とされた。
　転動疲労試験は、このスラスト玉軸受に４．９ｋＮのアキシャル荷重を加えた状態（この状態において、軌道面と転動体との間における最大接触面圧は、弾性ヘルツ接触計算で２．３ＧＰａとなる）で、内輪を外輪に対して相対的に回転させることにより行われた。図６に示すように、内輪の外輪に対する相対的な回転は、０．５秒間を１サイクルとして行われた。
　この０．５秒間のうち、最初の０．１秒間においては、回転速度が０回転／分から２５００回転／分まで直線的に増加した。次の０．３秒間においては、回転速度が２５００回転／分で保持された。次の０．１秒間においては、回転速度が２５００回転／分から０回転／分まで直線的に減少した。
　＜転動疲労試験結果＞
　表４に、転動疲労試験結果を示す。表４中において、Ｌ１０及びＬ５０は、各供試材を用いて構成したスラスト玉軸受の剥離寿命（軌道面にフレーキングが生じるまでの時間）を２母数ワイブル分布にあてはめて求めた１０パーセント寿命及び５０パーセント寿命であり、ｅは当該２母数ワイブル分布のワイブルスロープ（形状母数）である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
　表４に示すように、供試材８を用いて構成したスラスト玉軸受は、供試材７を用いて構成したスラスト玉軸受よりも長い剥離寿命を示している。供試材８においては、Ｙ／Ｘの値が０．４を超えている一方、供試材７においては、Ｙ／Ｘの値が０．４の値が０．４以下である。この比較から、Ｙ／Ｘの値が０．４を超えることにより、表面からの水素の浸入に伴う水素脆性の発生を抑制できることが実験的に明らかにされた。
　供試材１０～供試材１４を用いて構成したスラスト玉軸受は、供試材７を用いて構成したスラスト玉軸受よりも長い剥離寿命を示している。供試材７においては、焼入硬化層１１の水素拡散係数が２．６×１０－１１ｍ２／ｓ以上である一方、供試材１０～供試材１４においては、焼入硬化層１１の水素拡散係数が２．６×１０－１１ｍ２／ｓ未満であった。この比較から、焼入硬化層１１が２．６×１０－１１ｍ２／ｓ未満の水素拡散係数を有することにより、表面から水素が浸入することに伴う水素脆性の発生を抑制することができることが実験的に明らかとされた。
　上記のとおり、供試材７の焼入硬化層１１は、オーステナイト相の体積比率が１０パーセント未満である一方、供試材１０～供試材１３の焼入硬化層１１は、オーステナイト相の体積比率が１０パーセント以上４０パーセント以下の範囲内にあった。この比較から、焼入硬化層１１中のオーステナイト相の体積比率が１０パーセント以上４０パーセント以下の範囲内にあることにより、表面から水素が浸入することに伴う水素脆性の発生を抑制することができることが実験的に明らかとされた。
　供試材１３を用いて構成したスラスト玉軸受は、供試材１２を用いて構成したスラスト玉軸受よりも長い剥離寿命を示していた。供試材１２の焼入硬化層１１は、窒素を含んでいない一方、供試材１３の焼入硬化層１１は、窒素を含んでいる。この比較から、焼入硬化層１１が窒素を含むことにより、表面から水素が浸入することに伴う水素脆性の発生をさらに抑制することができることが実験的に明らかとされた。
　供試材９を用いて構成したスラスト玉軸受は、供試材８を用いて構成したスラスト玉軸受よりも長い剥離寿命を示している。供試材８においては焼入硬化層１１の水素拡散係数が２．６×１０－１１ｍ２／ｓ以上である一方で、供試材９においては焼入硬化層１１の水素拡散係数が２．６×１０－１１ｍ２／ｓ未満であった。この比較から、焼入硬化層１１が２．６×１０－１１ｍ２／ｓ未満の水素拡散係数を有し、かつＹ／Ｘの値が０．４を超えていることにより、表面から水素が浸入することに伴う水素脆性の発生をさらに抑制できることが実験的に明らかとされた。
　供試材８においては、オーステナイト相の体積比率が１０パーセント未満である一方、供試材９においては、オーステナイト相の体積比率が１０パーセント以上４０パーセント以下の範囲内にあった。この比較から、焼入硬化層１１中のオーステナイト相の体積比率が１０パーセント以上４０パーセント以下の範囲内にあり、かつＹ／Ｘの値が０．４を超えていることにより、表面から水素が浸入することに伴う水素脆性の発生をさらに抑制できることが実験的に明らかとされた。
　供試材９の焼入硬化層１１は、窒素を含んでいる一方、供試材８の焼入硬化層１１は、窒素を含んでいない。この比較から、焼入硬化層１１が窒素を含有し、かつＹ／Ｘの値が０．４を超えていることにより、表面から水素が浸入することに伴う水素脆性の発生をさらに抑制できることが実験的に明らかとされた。
　（第３実施形態）
　以下に、第３実施形態に係る転動部品１０の構成を説明する。なお、以下においては、第１実施形態に係る転動部品１０の構成と異なる点を主に説明し、重複する説明は繰り返さないものとする。
　図７は、第３実施形態に係る転動部品１０の断面図である。図７に示すように、第３実施形態に係る転動部品１０は、ラジアルニードル軸受の内輪である。但し、第３実施形態に係る転動部品１０は、これに限られるものではない。なお、外周面１０ｄは、第３実施形態に係る転動部品１０の軌道面となっている。
　図８は、図７の領域ＶＩＩＩにおける拡大図である。図８に示すように、第３実施形態に係る転動部品１０は、酸化膜１２を有している。酸化膜１２は、第３実施形態に係る転動部品１０の表面にある。より具体的には、酸化膜１２は、第３実施形態に係る転動部品１０の外周面１０ｄにある。酸化膜１２は、厚さＴを有している。厚さＴは、０．５μｍ以上２μｍ以下である。
　以下に、第３実施形態に係る転動部品１０の製造方法を説明する。なお、以下においては、第１実施形態に係る転動部品１０の製造方法と異なる点を主に説明し、重複する説明は繰り返さないものとする。
　図９は、第３実施形態に係る転動部品１０の製造方法を示す工程図である。図９に示すように、実施形態に係る転動部品１０の製造方法は、準備工程Ｓ１と、焼き入れ工程Ｓ２と、焼き戻し工程Ｓ３と、後処理工程Ｓ４を有している。この点に関して、第３実施形態に係る転動部品１０の製造方法は、第１実施形態に係る転動部品１０の製造方法と共通している。
　しかしながら、第３実施形態に係る転動部品１０の製造方法は、酸化膜形成工程Ｓ５をさらに有している点において、第１実施形態に係る転動部品１０の製造方法と異なっている。なお、酸化膜形成工程Ｓ５は、焼き戻し工程Ｓ３の後であって、後処理工程Ｓ４の前に行われる。
　酸化膜形成工程Ｓ５においては、酸化膜１２が、加工対象物の表面に形成される。酸化膜１２の形成は、例えば水酸化ナトリウムを主成分とする溶液に浸漬することにより行われる。なお、厚さＴは、溶液濃度や浸漬時間により制御することができる。
　以下に、第３実施形態に係る転がり軸受１００の構成を説明する。図１０は、第３実施形態に係る転がり軸受１００の断面図である。図１０に示すように、第３実施形態に係る転がり軸受１００は、ラジアルニードル軸受である。但し、第３実施形態に係る転がり軸受１００は、これに限られるものではない。
　第３実施形態に係る転がり軸受１００は、内輪３０と、外輪４０と、転動体５０と、保持器６０とを有している。内輪３０及び外輪４０は、各々の軌道面が対向するように配置されている。転動体５０は、内輪３０と外輪４０との間に配置されている。
　保持器６０は、内輪３０と外輪４０との間に配置されている。保持器６０には、複数の貫通穴が設けられている。保持器６０の貫通穴に転動体５０が通されることにより、周方向における転動体５０同士の間隔が保持されている。保持器６０は、例えば樹脂材料により形成されている。内輪３０、外輪４０及び転動体５０の少なくとも１つは、上記の転動部品１０である。すなわち、内輪３０及び外輪４０の軌道面並びに転動体５０の転動面のうちの少なくとも１つには、上記の焼入硬化層１１及び酸化膜１２が設けられている。
　以下に、第３実施形態に係る転動部品１０及び第３実施形態に係る転がり軸受１００の効果を説明する。なお、以下においては、第１実施形態に係る転動部品１０及び転がり軸受１００の効果と異なる点を主に説明し、重複する説明は繰り返さないものとする。
　上記のとおり、第３実施形態に係る転動部品１０の表面に設けられた酸化膜１２の厚さＴは、０．５μｍ以上となっている。そのため、第３実施形態に係る転動部品１０においては、表面に摩耗が生じても、表面に新生面が生じにくい。すなわち、第３実施形態に係る転動部品１０の表面においては、水素発生反応が生じにくい。したがって、第３実施形態に係る転動部品１０及び転がり軸受１００によると、表面から水素が浸入することに伴う水素脆性の発生を抑制することができる。
　酸化膜１２が厚くなるほど、酸化膜形成工程Ｓ５に要する時間が長くなる。上記のとおり、第３実施形態に係る転動部品１０の表面に設けられた酸化膜１２の厚さＴは、２μｍ以下となっている。そのため、第３実施形態に係る転動部品１０によると、製造工程を短時間化することができる。また、酸化膜１２が厚くなるほど、第３実施形態に係る転動部品１０の表面における表面粗さが悪化する。そのため、第３実施形態に係る転動部品１０によると、表面粗さの悪化を抑制することができる。
　以下に、酸化膜１２の効果を確認するために実施した転動疲労試験を説明する。
　＜供試材＞
　表５に、転動疲労試験に供した供試材の作製条件を示す。表５に示すように、供試材１５及び供試材１６に用いられた鋼種は、ＳＵＪ２である。供試材１５及び供試材１６に対する加熱工程Ｓ２１は、加熱温度８５０℃、ＲＸガス雰囲気中において行われた。供試材１５に対して、厚さＴが０．５μｍとなるように酸化膜形成工程Ｓ５が行われた。なお、供試材１６に対しては、酸化膜形成工程Ｓ５が行われなかった。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000005
　＜転動試験方法＞
　各供試材を用いた内輪、外輪及びころにより、ラジアルニードル軸受を構成した。転動疲労試験は、ラジアルニードル軸受に１３．５ｋＮのラジアル荷重を加えた状態（この状態における内輪の軌道面と転動体との間における最大接触面圧は、弾性ヘルツ接触計算で２．６ＧＰａとなり、外輪の軌道面と転動体との最大接触面圧は２．３ＧＰａとなる）で内輪を外輪に対して相対的に回転させることにより行われた。図１１は、転動疲労試験における回転条件を示す第２のグラフである。図１１に示すように、内輪の外輪に対する相対的な回転は、４秒間を１サイクルとして行われた。
　この４秒間のうち最初の１秒間においては、回転速度が５００回転／分に保持された。次の１秒間においては、回転速度が３０００回転／分まで直線的に増加した。次の１秒間においては、回転速度が３０００回転／分に保持された。次の１秒間においては、回転速度が３０００回転／分から５００回転／分まで直線的に減少した。
　＜転動疲労試験結果＞
　表６に、転動疲労試験の結果を示す。表６に示すように、供試材１６を用いたラジアルニードル軸受においては、最短寿命が１２．３時間であり、平均寿命が１４．６時間であった。他方、供試材１５を用いたラジアルニードル軸受においては、最短寿命が６３．５時間であり、平均寿命が６４．４時間であった。この比較から、第３実施形態に係る転動部品１０の表面に厚さＴが０．５μｍ以上２μｍ以上の酸化膜１２が設けられることにより、表面から水素が浸入することに伴う水素脆性の発生を抑制することができることが実験的に明らかにされた。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000006
　（第４実施形態に係る転がり軸受の構成）
　以下に、第４実施形態に係る転がり軸受２００の構成を説明する。なお、以下においては、第１実施形態に係る転がり軸受１００の構成と異なる点を主に説明し、重複する説明は繰り返さない。
　図１２は、第４実施形態に係る転がり軸受２００が用いられた自動車電装補機の断面図である。図１２に示されるように、自動車電装補機は、例えば、オルタネータ３００である。なお、自動車電装補機は、アイドラプーリ、カーエアコン用電磁クラッチ、ファンカップリング装置、中間プーリ、電動ファンモータ等であってもよい。
　オルタネータ３００は、ロータ３０１と、ハウジング３０２と、シャフト３０３と、ステータ３０４と、プーリ３０５と、転がり軸受２００とを有している。ハウジング３０２は、ロータ３０１を取り囲むように配置されている。シャフト３０３は、ロータ３０１の中央部を貫通し、かつハウジング３０２の壁面を貫通するように、シャフト３０３が配置されている。シャフト３０３は、エンジン（図示せず）等の動力源で発生した動力で回転駆動される。ハウジング３０２の内部においてロータ３０１の外周面と対向するように、ステータ３０４が配置されている。
　シャフト３０３とハウジング３０２との間には、転がり軸受２００が配置されている。シャフト３０３は、転がり軸受２００により、ハウジング３０２に回転可能に支持されている。すなわち、転がり軸受２００は、自動車電装補機用転がり軸受である。
　シャフト３０３の一方端部には、ハウジング３０２の外部において、プーリ３０５が取り付けられている。プーリ３０５は、円環形状を有している。プーリ３０５の外周面には係合溝３０５ａが形成されている。係合溝３０５ａには、伝動ベルト（図示せず）が掛けられる。
　伝動ベルトがエンジン（図示せず）等からの動力によって回転することにより、シャフト３０３が中心軸周りに回転駆動される。ロータ３０１は、シャフト３０３とともに、シャフト３０３の中心軸周りに回転する。その結果、ロータ３０１がステータ３０４に対して相対的に回転することになり、ロータ３０１とステータ３０４との間の電磁誘導によりステータ３０４のコイルに起電力が生じる。
　図１３は、第４実施形態に係る転がり軸受２００の断面図である。図１３に示されるように、転がり軸受２００は、例えば、深溝玉軸受である。但し、転がり軸受２００は、これに限られるものではない。転がり軸受２００は、内輪３１と、外輪４１と、転動体５１と、保持器６１とを有している。なお、図示されていないが、転がり軸受２００には、潤滑用のグリースが封入されている。
　内輪３１は、リング状の形状を有している。内輪３１は、外周面３１ａを有している。外周面３１ａは、内輪３１の軌道面を構成している。内輪３１には、シャフト３０３が挿入されている。外輪４１は、リング状の形状を有している。外輪４１は、内周面４１ａを有している。内周面４１ａは、外輪４１の軌道面を構成している。外輪４１は、ハウジング３０２に取り付けられている。内輪３１及び外輪４１は、外周面３１ａ及び内周面４１ａが互いに対向するように配置されている。
　転動体５１は、球状の形状を有している。転動体５１は、内輪３１及び外輪４１の間に配置されている。より具体的には、転動体５１は、外周面３１ａ及び内周面４１ａの間に配置されている。転動体５１は、表面５１ａを有している。表面５１ａは、転動体５１の転動面を構成している。
　内輪３１、外輪４１及び転動体５１は、鋼製である。内輪３１、外輪４１及び転動体５１に用いられる鋼は、例えば、ＪＩＳ規格（ＪＩＳ４８０５：２００８）に定める高炭素クロム軸受鋼である。内輪３１、外輪４１及び転動体５１に用いられる鋼は、ＪＩＳ規格に定めるＳＵＪ２又はＳＵＪ３であってもよい。内輪３１、外輪４１及び転動体５１に用いられる鋼は、ＡＭＳ６４９１に定めるＭ５０等の高速度鋼であってもよい。内輪３１及び外輪４１の軌道面並びに転動体５１の転動面のうちの少なくとも１つには、上記の焼入硬化層１１が設けられている。
　保持器６１は、リング状の形状を有している。保持器６１は、内輪３１と外輪４１との間に配置されている。保持器６１には、貫通穴が設けられている。保持器６１の貫通穴に転動体５１が通されることにより、周方向における転動体５１同士の間隔が保持されている。保持器６１は、例えば樹脂材料により形成されている。
　内輪３１、外輪４１及び転動体５１の製造方法は、第１実施形態に係る転動部品１０の製造方法と同様であるため、ここではその説明を省略する。
　（第４実施形態に係る転がり軸受の効果）
　以下に、第４実施形態に係る転がり軸受２００の効果を説明する。なお、以下においては、第１実施形態に係る転がり軸受１００の効果と異なる点を主に説明し、重複する説明は繰り返さない。
　自動車電装補機用転がり軸受は、高温・高速回転環境下において用いられるが、この際に、転がり軸受に封入されているグリースが分解され、水素が発生する。この発生した水素が転がり軸受を構成する各転動部品の内部に侵入することにより、水素脆性の原因となる。しかしながら、転がり軸受２００においては、内輪３１及び外輪４１の軌道面並びに転動体５１の転動面のうちの少なくとも１つには、上記の焼入硬化層１１が設けられているため、表面から侵入した水素が拡散するためにより長時間を要する。そのため、転がり軸受２００によると、表面から水素が浸入することに伴う水素脆性の発生を抑制することができる。
　（第５実施形態に係る転がり軸受の構成）
　以下に、第５実施形態に係る転がり軸受４００の構成を説明する。なお、以下においては、第１実施形態に係る転がり軸受１００の構成と異なる点を主に説明し、重複する説明は繰り返さない。
　図１４は、第５実施形態に係る転がり軸受４００が用いられた増速機５００の断面図である。図１４に示されるように、増速機５００は、入力軸５０１、中間出力軸５０２及び出力軸５０３と、一次増速機５０４と、二次増速機５０５と、ハウジング５０６と、転がり軸受４００とを有している。すなわち、転がり軸受４００は、増速機用転がり軸受である。なお、以下においては、転がり軸受４００を増速機用転がり軸受として説明するが、転がり軸受４００は、減速機用転がり軸受としても用いることができる。
　一次増速機５０４は、遊星歯車機構で構成されている。具体的には、一次増速機５０４は、キャリア５０４ａと、遊星歯車５０４ｂと、リングギア５０４ｃと、太陽歯車５０４ｄとを有している。キャリア５０４ａは、入力軸５０１と一体となっている。遊星歯車５０４ｂは、キャリア５０４ａに設置されている。太陽歯車５０４ｄは、中間出力軸５０２と一体となっている。リングギア５０４ｃは、遊星歯車５０４ｂ及び太陽歯車５０４ｄと噛み合わされている。このようにして、入力軸５０１の回転は、キャリア５０４ａ、遊星歯車５０４ｂ及びリングギア５０４ｃを介して中間出力軸５０２に伝達される。
　転がり軸受４００は、遊星歯車５０４ｂの軸を回転可能に支持している。なお、転がり軸受４００は、遊星歯車５０４ｂの軸以外の軸についても、同様に回転可能に支持していてもよい。転がり軸受４００は、ハウジング５０６内の潤滑油貯留槽５０６ａに貯留された潤滑油５０６ｂに浸漬される。潤滑油貯留槽５０６ａに貯留されている潤滑油５０６ｂは、配管及びポンプ（図示せず）で循環させられる。
　二次増速機５０５は、歯車５０５ａ～歯車５０５ｄを有している。歯車５０５ａ～歯車５０５ｄで構成される歯車列は、中間出力軸５０２の回転を出力軸５０３へと伝達する。以上により、増速機５００は、入力軸５０１の回転を増速して出力軸５０３に伝達する。
　図１５は、第５実施形態に係る転がり軸受４００の断面図である。図１５に示されるように、転がり軸受４００は、転がり軸受４００は、例えば深溝玉軸受である。但し、転がり軸受４００は、これに限られるものではない。転がり軸受４００は、内輪３２と、外輪４２と、転動体５２と、保持器６２とを有している。
　内輪３２は、リング状の形状を有している。内輪３２は、外周面３２ａを有している。外周面３２ａは、内輪３２の軌道面を構成している。外輪４２は、リング状の形状を有している。外輪４２は、内周面４２ａを有している。内周面４２ａは、外輪４２の軌道面を構成している。内輪３２及び外輪４２は、外周面３２ａ及び内周面４２ａが互いに対向するように配置されている。
　転動体５２は、球状の形状を有している。転動体５２は、内輪３２及び外輪４２の間に配置されている。より具体的には、転動体５２は、外周面３２ａ及び内周面４２ａの間に配置されている。転動体５２は、表面５２ａを有している。表面５２ａは、転動体５２の転動面を構成している。
　内輪３２、外輪４２及び転動体５２は、鋼製である。内輪３２、外輪４２及び転動体５２に用いられる鋼は、例えば、ＪＩＳ規格（ＪＩＳ４８０５：２００８）に定める高炭素クロム軸受鋼である。内輪３２、外輪４２及び転動体５２に用いられる鋼は、ＪＩＳ規格に定めるＳＵＪ２又はＳＵＪ３であってもよい。内輪３２、外輪４２及び転動体５２に用いられる鋼は、ＡＭＳ６４９１に定めるＭ５０等の高速度鋼であってもよい。内輪３２及び外輪４２の軌道面並びに転動体５２の転動面のうちの少なくとも１つには、上記の焼入硬化層１１が設けられている。
　保持器６２は、リング状の形状を有している。保持器６２は、内輪３２と外輪４２との間に配置されている。保持器６２には、貫通穴が設けられている。保持器６２の貫通穴に転動体５２が通されることにより、周方向における転動体５２同士の間隔が保持されている。保持器６２は、例えば樹脂材料により形成されている。
　内輪３２、外輪４２及び転動体５２の製造方法は、第１実施形態に係る転動部品１０の製造方法と同様であるため、ここではその説明を省略する。
　（第５実施形態に係る転がり軸受の効果）
　以下に、第５実施形態に係る転がり軸受４００の効果を説明する。なお、以下においては、第１実施形態に係る転がり軸受１００の効果と異なる点を主に説明し、重複する説明は繰り返さない。
　増減速機は風力発電装置等に組み込まれて屋外で使用されることが多いため、増減速機用の転がり軸受においては、潤滑油中に水が混入しやすく、水素の発生量が多くなる。転がり軸受４００においては、内輪３２及び外輪４２の軌道面並びに転動体５２の転動面のうちの少なくとも１つには、上記の焼入硬化層１１が設けられているため、表面から侵入した水素が拡散するためにより長時間を要する。そのため、転がり軸受４００によると、上記のような状況下でも表面から水素が浸入することに伴う水素脆性の発生を抑制することができる。
　以上のように本発明の実施形態について説明を行ったが、上述の実施形態を様々に変形することも可能である。また、本発明の範囲は、上述の実施形態に限定されるものではない。本発明の範囲は、請求の範囲によって示され、請求の範囲と均等の意味及び範囲内での全ての変更を含むことが意図される。
　上記の実施形態は、転動部品及び当該転動部品を用いた軸受に特に有利に適用される。
　１０　転動部品、１０ａ　上面、１０ｂ　底面、１０ｃ，４１ａ，４２ａ　内周面、１０ｄ，３１ａ，３２ａ　外周面。１１　焼入硬化層、１２　酸化膜、２０　測定装置、２１　アノード槽、２２　カソード槽、２３　アノード電極、２４　カソード電極、２５　ガルバノスタット、２６　ポテンショスタット、２７　試験片、２８　アノード液、２９　カソード液、３０，３１，３２　内輪、４０，４１，４２　外輪、５０，５１，５２　転動体、５１ａ，５２ａ　表面、６０，６１，６２　保持器、１００，２００，４００　転がり軸受、３００　オルタネータ、３０１　ロータ、３０２，５０６　ハウジング、３０３　シャフト、３０４　ステータ、３０５　プーリ、３０５ａ　係合溝、５００　増速機、５０１　入力軸、５０２　中間出力軸、５０３　出力軸、５０４　一次増速機、５０４ａ　キャリア、５０４ｂ　遊星歯車、５０４ｃ　リングギア、５０４ｄ　太陽歯車、５０５　二次増速機、５０５ａ，５００ｂ，５００ｃ，５０５ｄ　歯車、５０６ａ　潤滑油貯留槽、５０６ｂ　潤滑油、Ｌ，Ｔ　厚さ、Ｓ１　準備工程、Ｓ２　焼き入れ工程、Ｓ３　焼き戻し工程、Ｓ４　後処理工程、Ｓ５　酸化膜形成工程、Ｓ２１　加熱工程、Ｓ２２　冷却工程。

Claims (21)

  1. 　表面に焼入硬化層を備える鋼製の転動部品であって、
    　前記焼入硬化層における水素拡散係数は、２．６×１０－１１ｍ２／ｓより小さい、転動部品。
  2. [規則91に基づく訂正 15.01.2019]　
    　表面に焼入硬化層を備える鋼製の転動部品であって、
    　前記焼入硬化層は、結晶粒径が３μｍ以上の酸化物系介在物と、硫化マンガンとを含有し、
    　少なくとも一部が前記硫化マンガンに覆われる前記酸化物系介在物の個数は、前記酸化物系介在物の全個数の４０パーセントを超える、転動部品。
  3. 　表面に酸化膜を備える鋼製の転動部品であって、
    　前記酸化膜の厚さは、０．５μｍ以上２μｍ以下である、転動部品。
  4. 　前記表面に焼入硬化層をさらに備える、請求項３に記載の転動部品。
  5. 　前記焼入硬化層は、窒素を含有する、請求項１、請求項２及び請求項４のいずれか１項に記載の転動部品。
  6. 　前記焼入硬化層中における窒素濃度は、０．０５重量パーセント以上０．６重量パーセント以下である、請求項１、請求項２、請求項４及び請求項５のいずれか１項に記載の転動部品。
  7. 　前記焼入硬化層中におけるオーステナイト相の体積比率は、１０パーセント以上４０パーセント以下である、請求項１、請求項２及び請求項４～請求項６のいずれか１項に記載の転動部品。
  8. 　前記焼入硬化層の硬度は、５８ＨＲＣ以上６４ＨＲＣ以下である、請求項１、請求項２及び請求項４～請求項７のいずれか１項に記載の転動部品。
  9. 　前記鋼は、高炭素クロム軸受鋼である、請求項１～請求項８のいずれか１項に記載の転動部品。
  10. 　前記高炭素クロム軸受鋼はＳＵＪ２又はＳＵＪ３である、請求項９に記載の転動部品。
  11. 　内輪と、外輪と、前記内輪と前記外輪との間に配置される転動体とを備え、
    　前記内輪、前記外輪及び前記転動体の少なくとも一つは、請求項１～請求項１０のいずれか１項に記載の前記転動部品である、転がり軸受。
  12. 　回転駆動される軸を静止部材に対して回転可能に支持する自動車電装補機用転がり軸受であって、
    　内輪と、外輪と、前記内輪と前記外輪の間に配置される転動体とを備え、
    　前記内輪、前記外輪及び前記転動体は、鋼製であり、
    　前記内輪及び前記外輪の軌道面並びに前記転動体の転動面の少なくともいずれかには、焼入硬化層が設けられ、
    　前記焼入硬化層における水素拡散係数は、２．６×１０－１１ｍ２／ｓより小さい、自動車電装補機用転がり軸受。
  13. 　前記焼入硬化層は窒素を含有する、請求項１２に記載の自動車電装補機用転がり軸受。
  14. 　前記焼入硬化層中における窒素濃度は、０．０５重量パーセント以上０．６重量パーセント以下である、請求項１３に記載の自動車電装補機用転がり軸受。
  15. 　前記焼入硬化層中におけるオーステナイト相の体積比率は、１０パーセント以上４０パーセント以下である、請求項１２～請求項１４のいずれか１項に記載の自動車電装補機用転がり軸受。
  16. 　前記焼入硬化層の硬度は、５８ＨＲＣ以上６４ＨＲＣ以下である、請求項１２～請求項１５のいずれか１項に記載の自動車電装補機用転がり軸受。
  17. 　入力軸の回転を遊星歯車を用いて増減速させて出力軸に伝える増減速機において油潤滑されながら前記遊星歯車を回転可能に支持する増減速機用転がり軸受であって、
    　内輪と、外輪と、前記内輪と前記外輪の間に配置される転動体とを備え、
    　前記内輪、前記外輪及び前記転動体は、鋼製であり、
    　前記内輪及び前記外輪の軌道面並びに前記転動体の転動面の少なくともいずれかには、焼入硬化層が設けられ、
    　前記焼入硬化層における水素拡散係数は、２．６×１０－１１ｍ２／ｓより小さい、増減速機用転がり軸受。
  18. 　前記焼入硬化層は、窒素を含有する、請求項１７に記載の増減速機用転がり軸受。
  19. 　前記焼入硬化層中における窒素濃度は、０．０５重量パーセント以上０．６重量パーセント以下である、請求項１８に記載の増減速機用転がり軸受。
  20. 　前記焼入硬化層中におけるオーステナイト相の体積比率は、１０パーセント以上４０パーセント以下である、請求項１７～請求項１９のいずれか１項に記載の増減速機用転がり軸受。
  21. 　前記焼入硬化層の硬度は、５８ＨＲＣ以上６４ＨＲＣ以下である、請求項１７～請求項２０のいずれか１項に記載の増減速機用転がり軸受。
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