WO2023032631A1 - トリポード型等速自在継手 - Google Patents

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constant velocity
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卓 板垣
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    • F16—ENGINEERING ELEMENTS AND UNITS; GENERAL MEASURES FOR PRODUCING AND MAINTAINING EFFECTIVE FUNCTIONING OF MACHINES OR INSTALLATIONS; THERMAL INSULATION IN GENERAL
    • F16D—COUPLINGS FOR TRANSMITTING ROTATION; CLUTCHES; BRAKES
    • F16D3/00—Yielding couplings, i.e. with means permitting movement between the connected parts during the drive
    • F16D3/16—Universal joints in which flexibility is produced by means of pivots or sliding or rolling connecting parts
    • F16D3/20—Universal joints in which flexibility is produced by means of pivots or sliding or rolling connecting parts one coupling part entering a sleeve of the other coupling part and connected thereto by sliding or rolling members
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F16—ENGINEERING ELEMENTS AND UNITS; GENERAL MEASURES FOR PRODUCING AND MAINTAINING EFFECTIVE FUNCTIONING OF MACHINES OR INSTALLATIONS; THERMAL INSULATION IN GENERAL
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    • F16D3/202—Universal joints in which flexibility is produced by means of pivots or sliding or rolling connecting parts one coupling part entering a sleeve of the other coupling part and connected thereto by sliding or rolling members one coupling part having radially projecting pins, e.g. tripod joints
    • F16D3/205—Universal joints in which flexibility is produced by means of pivots or sliding or rolling connecting parts one coupling part entering a sleeve of the other coupling part and connected thereto by sliding or rolling members one coupling part having radially projecting pins, e.g. tripod joints the pins extending radially outwardly from the coupling part

Definitions

  • the present invention relates to tripod-type constant velocity universal joints used for power transmission in automobiles and various industrial machines.
  • a sliding constant velocity universal joint is connected to the inboard side (center side in the vehicle width direction) of the intermediate shaft, and the outboard side (end in the vehicle width direction) side) is often connected to a fixed constant velocity universal joint.
  • the sliding constant velocity universal joint referred to here permits both angular displacement and axial relative movement between two axes
  • the fixed constant velocity universal joint permits angular displacement between two axes. However, it does not allow relative axial movement between the two axes.
  • a tripod type constant velocity universal joint is known as a sliding constant velocity universal joint.
  • a roller inserted into the track groove of the outer joint member is rotatably attached to the leg shaft of the tripod member via a plurality of needle rollers.
  • the double roller type includes a roller inserted into the track groove of the outer joint member, and an inner ring that fits over the leg shaft of the tripod member and supports the roller rotatably. Since the double roller type allows the rollers to oscillate about the leg shaft, the induced thrust (axial force induced by friction between parts inside the joint) and sliding resistance are reduced compared to the single roller type. It has the advantage of being able to reduce each.
  • Patent Document 1 discloses an example of a double roller type tripod type constant velocity universal joint.
  • the outer peripheral surface of the leg shaft of the tripod member and the inner peripheral surface of the inner ring are in point contact or nearly point contact on the torque load side. Therefore, in this type of tripod type constant velocity universal joint, the surface pressure at the contact portion between the outer peripheral surface of each shaft and the inner peripheral surface of the inner ring increases, especially at high load torque. Therefore, the durability of the contact portion on the outer peripheral surface of the leg shaft may be affected.
  • Patent Document 1 discloses that a hardened layer is formed on the leg axle by carburizing, quenching and tempering, and the tripod member is made of steel with a carbon content of 0.23 to 0.44%.
  • a double roller type tripod type constant velocity universal joint having an effective hardened layer with a limit hardness of 600Hv is disclosed.
  • the double roller type tripod type constant velocity universal joint described in Patent Document 1 is obtained, for example, by carburizing and quenching chromium-molybdenum steel with a carbon content of 0.34% and then subjecting it to high-temperature tempering. With this configuration, the amount of carbon in the steel material can be increased more than before. It is possible to improve the durability of the leg shaft in the part.
  • an object of the present invention is to improve the strength of the root portion of the leg shaft of the tripod member.
  • the present invention which has been made based on the above findings, has track grooves extending in the axial direction of the joint at three locations in the circumferential direction, and each track groove has a pair of roller guide surfaces arranged opposite to each other in the circumferential direction of the joint.
  • a trunk portion having a center hole; three leg shafts protruding radially from the trunk portion; a tripod member made of steel and having a curvilinear intermediate portion; a roller mounted on each of the leg shafts; and an inner ring fitted on the leg shaft and rotatably supporting the rollers.
  • roller is movable along the roller guide surface in the axial direction of the outer joint member, and the roller and the inner ring constitute a roller unit that can swing with respect to the leg shaft;
  • the middle of the tripod member a first region having a radius of curvature Ra in a cross section including the axis of the leg shaft and perpendicular to the joint axial direction; A second region is provided, and Ra>Rb.
  • connection area S between the first area and the second area which is smoothly connected to both areas.
  • Ra/PCD is the pitch circle diameter of the roller guide surface of the outer joint member.
  • t/PCD 0.145, where t is the minimum distance from the large-diameter portion of the spline formed on the inner peripheral surface of the body of the tripod member to the first region.
  • the surface hardness of the leg shaft of the tripod member is preferably 653HV or more.
  • the internal hardness of the tripod member is preferably 513HV or more. By setting the internal hardness to 513 HV or more, the effective hardened layer depth required for the tripod member can be obtained.
  • FIG. 2 is a cross-sectional view in the joint axial direction showing a double roller type tripod constant velocity universal joint.
  • FIG. 2 is a cross-sectional view taken along line KK of FIG. 1;
  • FIG. 2 is a cross-sectional view taken along line LL of FIG. 1;
  • FIG. 2 is a cross-sectional view showing a state in which the tripod-type constant velocity universal joint of FIG. 1 has an operating angle;
  • FIG. 4 is a cross-sectional view showing a hardened layer formed on a tripod member;
  • FIG. 10 is a diagram showing a hardness distribution in a conventional leg shaft;
  • FIG. 10 is a diagram showing the hardness distribution on the leg shaft of the improved product; It is the front view which looked at the tripod member from the joint axial direction.
  • FIG. 9 is a cross-sectional view taken along line MM of FIG. 8; 4 is a cross-sectional view showing an enlarged first region; FIG. It is sectional drawing which expands and shows a 2nd area
  • FIG. 3 is a cross-sectional view showing an enlarged vicinity of a first region of a tripod member in FIG. 2;
  • FIG. 1 An embodiment of a tripod-type constant velocity universal joint according to the present invention will be described with reference to FIGS. 1 to 12.
  • FIG. 1 An embodiment of a tripod-type constant velocity universal joint according to the present invention will be described with reference to FIGS. 1 to 12.
  • FIG. 1 An embodiment of a tripod-type constant velocity universal joint according to the present invention will be described with reference to FIGS. 1 to 12.
  • FIG. 1 An embodiment of a tripod-type constant velocity universal joint according to the present invention will be described with reference to FIGS. 1 to 12.
  • the tripod type constant velocity universal joint 1 of this embodiment shown in FIGS. 1 to 4 is of double roller type.
  • 1 is an axial cross-sectional view of a double roller type tripod type constant velocity universal joint
  • FIG. 2 is a cross-sectional view taken along line KK of FIG. 3 is a cross-sectional view taken along line LL in FIG. 1
  • FIG. 4 is an axial cross-sectional view showing the tripod type constant velocity universal joint when the operating angle is taken.
  • the axial direction of the joint and the circumferential direction of the joint respectively mean the axial direction and the circumferential direction of the tripod type constant velocity universal joint when the operating angle is set to 0°.
  • this tripod type constant velocity universal joint 1 is mainly composed of an outer joint member 2, a tripod member 3 as an inner joint member, and a roller unit 4 as a torque transmission member.
  • the outer joint member 2 has a cup shape with one end opened, and three linear track grooves 5 extending in the joint axial direction are formed on the inner peripheral surface at regular intervals in the joint circumferential direction.
  • a roller guide surface 6 is formed in each track groove 5 so as to face each other in the joint circumferential direction of the outer joint member 2 and extend in the joint axial direction.
  • a tripod member 3 and a roller unit 4 are housed inside the outer joint member 2 .
  • the tripod member 3 includes a body portion 31 (trunnion body portion) having a central hole 30 and three leg shafts 32 (trunnion shafts) protruding radially from trisecting positions in the joint circumferential direction of the outer peripheral surface of the body portion 31 (trunnion body portion). journal) and an intermediate portion 33 that connects the outer peripheral surface of the trunk portion 31 and the outer peripheral surface of the leg shaft 32 together.
  • the tripod member 3 is coupled to the shaft 8 so as to transmit torque by fitting a male spline 81 formed on the shaft 8 as an axis into a female spline 34 formed in the central hole 30 of the trunnion body 31 . be.
  • the end surface of the tripod member 3 on one side in the joint axial direction is engaged with the shoulder portion 82 provided on the shaft 8, and the retaining ring 10 attached to the tip of the shaft 8 is engaged with the end surface of the tripod member 3 on the other side in the joint axial direction. By doing so, the tripod member 3 is fixed to the shaft 8 in the joint axial direction.
  • the roller unit 4 includes an outer ring 11, which is an annular roller centered on the axis of the leg shaft 32, and an annular inner ring 12, which is arranged on the inner diameter side of the outer ring 11 and fitted onto the leg shaft 32. , and a large number of needle rollers 13 interposed between the outer ring 11 and the inner ring 12 .
  • the roller unit 4 is housed in the track groove 5 of the outer joint member 2 .
  • the roller unit 4 consisting of the outer ring 11, the inner ring 12, and the needle rollers 13 is structured so as not to be separated by the washers 14 and 15. As shown in FIG.
  • the outer peripheral surface 11a (see FIG. 2) of the outer ring 11 is a convex curved surface whose generatrix is an arc having the center of curvature on the axis of the leg shaft 32.
  • An outer peripheral surface 11 a of the outer ring 11 is in angular contact with the roller guide surface 6 .
  • the needle rollers 13 are free to roll between the outer raceway surface of the outer ring 11 and the inner raceway surface of the inner ring 12, respectively. placed in
  • each leg shaft 32 of the tripod member 3 has a straight shape in the axial direction of the leg shaft 32 in a cross section in any direction including the axis of the leg shaft 32 . Further, as shown in FIG. 3 , the outer peripheral surface of the leg shaft 32 has a substantially elliptical shape in a cross section perpendicular to the axis of the leg shaft 32 .
  • the outer peripheral surface of the leg shaft 32 contacts the inner peripheral surface 12a of the inner ring 12 in a direction orthogonal to the joint axial direction, that is, in the direction of the long axis a.
  • a gap m is formed between the outer peripheral surface of the leg shaft 32 and the inner peripheral surface 12a of the inner ring 12 in the direction of the joint axis, that is, the direction of the minor axis b.
  • the intermediate portion 33 between the trunk portion 31 of the tripod member 3 and the leg shaft 32 is formed to draw a concave curve in any cross section including the axis of the leg shaft 32.
  • the inner peripheral surface 12a of the inner ring 12 has a convex arc shape in any cross section including the axis of the inner ring 12.
  • the cross-sectional shape of the leg shaft 32 is substantially elliptical as described above, and the predetermined gap m is provided between the leg shaft 32 and the inner ring 12. 32 can be swung.
  • the inner ring 12 and the outer ring 11 are assembled to be relatively rotatable via the needle rollers 13, so that the outer ring 11 can swing integrally with the inner ring 12 with respect to the leg shaft 32. is. That is, the axes of the outer ring 11 and the inner ring 12 can be tilted with respect to the axis of the leg shaft 32 within a plane including the axis of the leg shaft 32 (see FIG. 4).
  • the cross section (transverse section) of the leg shaft 32 is substantially elliptical, and the cross section (longitudinal section) of the inner peripheral surface 12a of the inner ring 12 is an arcuate convex section.
  • the outer peripheral surface of the leg shaft 32 and the inner peripheral surface 12a of the inner ring 12 are in point contact or close to point contact in a narrow area. Therefore, the force that tends to incline the roller unit 4 is reduced, and the stability of the posture of the outer ring 11 is improved.
  • the tripod member 3 described above is made from a steel material through the main processes of forging (cold forging) ⁇ machining (turning) ⁇ broaching of the spline 34 ⁇ heat treatment ⁇ grinding the outer peripheral surface of the leg shaft 32 . produced through.
  • the outer peripheral surface of the leg shaft 32 can be finished by hardened steel cutting instead of the grinding process.
  • a spheroidizing annealing step and a bonder treatment step can be added before cold forging.
  • the spheroidizing annealing step can be omitted if there is no problem with the forgeability during cold forging due to circumstances such as the use of a material with a low carbon content.
  • As the heat treatment, carburizing, quenching and tempering are performed.
  • FIG. 5 is a cross-sectional view showing the hardened layer 16 formed by heat-treating the tripod member 3.
  • the hardened layer 16 is formed by hardening the carburized layer by quenching.
  • a hardened layer 16 is formed on the entire surface of the tripod member 3 including the outer peripheral surface of the leg shaft 32 , the outer peripheral surface of the body portion 31 , the surface of the intermediate portion 33 and the surfaces of the female splines 34 .
  • the outer peripheral surface of the leg shaft 32 is finished by grinding (or by cutting hardened steel). It is shallow as much as the machining allowance due to etc. Since this machining allowance is usually as small as about 0.1 mm, the thickness of the hardening layer 16 is drawn uniformly over the entire surface in FIG.
  • the tripod member 3 is forged from chromium-molybdenum steel, which is a type of case-hardened steel, and then subjected to carburizing, quenching, and tempering as heat treatment to form a hardened layer 16 on the surface.
  • a conventional tripod member 3 material e.g., JIS G4052 chromium-molybdenum steel, etc., equivalent to a carbon content of less than about 0.23%
  • carburized and quenched quenching temperature 860 ° C. , and a tempering temperature of 180° C.
  • the hardness of the surface exceeds 513 HV, but the hardness is lower than 513 HV in a very shallow region from the surface. Therefore, when excessive torque is applied, the durability of the contact portion of the leg shaft 32 is affected. Therefore, in order to solve the above problem, it is necessary to form the hardening layer 16 as deeply as possible.
  • the effective hardening layer depth means the distance from the surface of the steel material to the position of the limit hardness.
  • the limit hardness of the effective hardened layer is 550HV.
  • Critical hardness may be used."
  • the internal hardness of the tripod member 3 (the hardness of the region that is not quenched) is 513 HV or more. is defined as 600HV.
  • the easiest way to deepen the hardened layer 16 is to increase the depth of the carburized layer, but forming a deep carburized layer requires an enormous amount of carburizing time, resulting in an increase in manufacturing costs. It is conceivable to use a steel material with a high carbon content, such as carbon steel for machine structural use such as S50C to S55C, as the material, and change the heat treatment method to induction quenching, which allows deeper quenching than carburizing quenching, but in this case. Since the material becomes harder as the amount of carbon increases, the processing load increases when forging the tripod member 3, which causes problems such as an increase in the size of the forging equipment.
  • FIG. 7 shows the hardness distribution when carburizing, quenching, and tempering are performed using a chromium-molybdenum steel with a carbon content of about 0.34% as the material.
  • the quenching temperature is 850°C and the tempering temperature is 180°C.
  • the horizontal axis (depth from the surface) in FIG. 7 is shown on the same scale as in FIG.
  • the depth of the hardened layer 16 can be increased as intended by increasing the carbon content of the case hardening steel. As a result of increasing the depth of the hardened layer 16 in this way, it can also be understood that the internal hardness becomes 513 HV or more.
  • the toughness of the leg shaft 32 may decrease and the repeated fatigue strength of the tripod member 3 may decrease. A countermeasure for this problem will be described later.
  • the type of material that can be used is not limited.
  • SCM440 or the like can be used in addition to SCM435.
  • H steel for example, SCM435H, SCM440H, etc.: defined in JIS G4052
  • chromium steel for example, SCr435, SCr440, etc.
  • JIS G4053 chromium steel (for example, SCr435, SCr440, etc.) specified in JIS G4053 can also be used as the material.
  • H steel such as SCr435H and SCr440H can be used.
  • case-hardening steel such as chromium-molybdenum steel and chromium steel
  • carbon steel for machine structural use such as S10C to S35C can be used as the material.
  • a steel material with a carbon content of 0.44% or less it is preferable to use.
  • a steel material containing more than 0.44% carbon can also be used. If the case-hardened steel has a carbon content of 1% or less, no particular problem occurs during hot forging.
  • the improved product described above had a problem with the strength of the root portion (intermediate portion 33) of the leg shaft 32.
  • the reason for this is that the entire tripod member 3 is hardened from the surface to the deep region, and the toughness of the tripod member 3 is reduced. It is presumed that the fatigue strength of the tripod member 3 is lowered, which affects the strength of the intermediate portion 33 . Attempting to solve this problem by reconsidering the materials and heat treatment technique may reduce the durability of the contact portion X of the leg shaft 32, and it is desired to solve the problem from a different point of view.
  • the tripod member 3 was reconsidered from the aspect of shape.
  • the intermediate portion 33 is formed over the entire circumference of the leg shaft 32 so that the cross section including the axis of the leg shaft 32 forms a concave curve.
  • the intermediate portion 33 has a curvature radius of It is formed in an arc shape of Ra, and is formed in an arc shape with a curvature radius Rb in a cross section including the axis of the leg shaft 32 in the joint axial direction (minor axis direction of the ellipse formed by the cross section of the leg shaft 32).
  • the curvature radius Ra is larger than the curvature radius Rb (Ra>Rb).
  • a first region P having a radius of curvature Ra and a second region Q having a radius of curvature Rb are each formed to have a width in the circumferential direction of the leg shaft 32.
  • the first region P can be formed in a partial region in the circumferential direction of the leg shaft 32 centered on a plane that includes the axis of the leg shaft 32 and is orthogonal to the joint axial direction.
  • the second region Q can be formed in a partial region in the circumferential direction of the leg shaft 32 centered on a plane in the joint axial direction including the axis of the leg shaft 32 .
  • two first regions P are arranged to face each other in a direction orthogonal to the joint axial direction
  • two second regions Q are arranged to face each other in the joint axial direction.
  • the portion sandwiched between the adjacent first region P and second region Q has a first region P and a second region Q.
  • a connection region S smoothly connected to each of Q is formed.
  • the curvature radius is gradually changed in the circumferential direction of the leg shaft 32 .
  • the intermediate portion 33 is formed by any one of the first region P, the second region Q, and the connection region S.
  • Each of these regions P, Q, and S can be formed by a single circular arc or multiple circular arcs with different radii of curvature in a longitudinal section including the axis of the leg shaft 32 .
  • the minimum radius of curvature in a cross section including the axis of the leg shaft 32 is Ra
  • the maximum radius of curvature in the cross section including the axis of the leg shaft 32 is Rb.
  • the shape of the intermediate portion 33 is determined such that Ra>Rb. Any one or two of the regions P, Q, and S may be formed by a single arc, and the remaining regions may be formed by multiple arcs.
  • the second region Q is a portion with a low degree of contribution to torque transmission. Therefore, by reducing the radius of curvature Rb of the second region Q, more material is removed during processing, and weight reduction can be achieved while avoiding a reduction in the strength of the tripod member 3 . This effect, as shown in FIG. By making it larger than ⁇ , it can be obtained more remarkably.
  • the needle rollers 13 do not roll on the outer peripheral surface of the leg shaft 32 . It is not necessary to provide a thinned portion (recessed portion) for avoiding interference with the shaped roller 13. - ⁇ Therefore, no edges are formed in the region from the surface of the intermediate portion 33 to the outer peripheral surface of the leg shaft 32, and the region from the intermediate portion 33 to the outer peripheral surface of the leg shaft 32 continues smoothly. becomes. Therefore, by providing a difference between the curvature radii Ra and Rb, it is possible to sufficiently obtain the effect of alleviating stress concentration.
  • the curvature radius Ra in the first region P of the intermediate portion 33 is preferably Ra/PCD ⁇ 0.0850, where PCD is the pitch circle diameter of the roller guide surface 6 of the outer joint member 2 (see FIG. 2). Further, t (see FIG. 5) is the minimum distance from the large-diameter portion 34a of the spline 34 formed on the inner peripheral surface of the body portion 31 of the tripod member 3 to the first region P, and t/PCD ⁇ 0.145. preferably set. Note that PCD, Ra, and t all have the same unit (mm).
  • FIG. 12 is an enlarged cross-sectional view showing the vicinity of the intermediate portion 33 (first region P) of the tripod member 3.
  • the inner diameter side of the first region P is smoothly connected to the outer peripheral surface of the body portion 31 by drawing a tangent line.
  • the outer diameter side of the first region P is connected to the outer peripheral surface of the leg shaft 32 via a minute step Z.
  • This step Z is due to the fact that when the outer peripheral surface of the leg shaft 32 is ground after the tripod member 3 is cold forged, the outer peripheral surface of the leg shaft 32 retreats by the grinding margin.
  • the conventional product is set to R/PCD ⁇ 0.0850.
  • the term "conventional product" used herein means that the intermediate portion 33 has a uniform radius of curvature R over its entire circumference.
  • the thickness of the first region P that is, the minimum distance t (see FIG. 12: wall thickness) can be increased. Specifically, t/PCD ⁇ 0.145 can be satisfied.
  • the first region P of the intermediate portion 33 of the leg shaft 32 is strength, especially fatigue strength, can be increased. Therefore, it is possible to increase the torsional strength of the leg shaft 32 and improve the degree of freedom in designing the tripod member 3 .
  • the grinding allowance Y increases on the outer diameter side of the first region P. It was confirmed that the grinding accuracy when grinding the outer peripheral surface of the pedestal 32 is not adversely affected within the range of 0.20. Therefore, the upper limit of Ra/PCD is preferably 0.20. That is, it is preferable to set 0.0850 ⁇ Ra/PCD ⁇ 0.20. Also, if the value of t/PCD is too large, the tripod member 3 will be unnecessarily large and will increase in weight. .20).
  • the radius of curvature Rb of the second region Q is preferably in the range of 0.0550 ⁇ Rb/PCD ⁇ 0.0820.
  • Rb/PCD 0.0550 ⁇ Rb/PCD.
  • the outer peripheral surface of the leg shaft 32 may be formed into a convex curved surface (for example, a convex circular cross section), and the inner peripheral surface 12a of the inner ring 12 may be formed into a cylindrical surface.
  • the outer peripheral surface of the leg shaft 32 may be formed into a convex curved surface (for example, a convex arcuate cross section), and the inner peripheral surface 12a of the inner ring 12 may be formed into a concave spherical surface that fits with the outer peripheral surface of the leg shaft.
  • the washers 14 and 15 can be eliminated by providing flanges at both inner diameter end portions of the outer ring.
  • the tripod type constant velocity universal joint 1 described above is not limited to application to drive shafts of automobiles, but can be widely used in power transmission paths of automobiles, industrial equipment, and the like.

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Abstract

ダブルローラタイプのトリポード型等速自在継手１において、トリポード部材３の芯部における炭素含有量を０．２３～０．４４％とし、脚軸３２の表面に、浸炭層の硬化層１６を設ける。トリポード部材３の胴部３１と脚軸３２の間に設けられた中間部３３に、脚軸３２の軸線を含む、継手軸方向と直交する方向の断面で曲率半径Ｒａを有する第１領域Ｐと、脚軸３２の軸線を含む、継手軸方向の断面で曲率半径Ｒｂを有する第２領域Ｑとを設ける。Ｒａ＞Ｒｂに設定する。

Description

トリポード型等速自在継手
　本発明は、自動車や各種産業機械の動力伝達用に用いられるトリポード型等速自在継手に関する。
　自動車の動力伝達系で使用されるドライブシャフトにおいては、中間軸のインボード側（車幅方向の中央側）に摺動式等速自在継手を結合し、アウトボード側（車幅方向の端部側）に固定式等速自在継手を結合する場合が多い。ここでいう摺動式等速自在継手は、二軸間の角度変位および軸方向相対移動の双方を許容するものであり、固定式等速自在継手は、二軸間での角度変位を許容するが、二軸間の軸方向相対移動は許容しないものである。
　摺動式等速自在継手としてトリポード型等速自在継手が公知である。このトリポード型等速自在継手としては、シングルローラタイプとダブルローラタイプとが存在する。シングルローラタイプは、外側継手部材のトラック溝に挿入されるローラを、トリポード部材の脚軸に複数の針状ころを介して回転可能に取り付けたものである。ダブルローラタイプは、外側継手部材のトラック溝に挿入されるローラと、トリポード部材の脚軸に外嵌して前記ローラを回転自在に支持するインナリングとを備えるものである。ダブルローラタイプは、ローラを脚軸に対して揺動させることが可能となるため、シングルローラタイプに比べ、誘起スラスト（継手内部での部品間の摩擦により誘起される軸力）とスライド抵抗をそれぞれ低減できるという利点を有する。
　下記の特許文献１にダブルローラタイプのトリポード型等速自在継手の一例が開示されている。このようなダブルローラタイプのトリポード型等速自在継手では、トルク負荷側において、トリポード部材の脚軸の外周面とインナリングの内周面とが点接触もしくは点に近い形で接触する。そのため、この種のトリポード型等速自在継手では、特に高負荷トルク時に、各軸外周面とインナリング内周面との接触部における面圧が高くなる。そのため、脚軸外周面の接触部の耐久性に影響を及ぼす可能性がある。
　この問題を解消するため、下記の特許文献１には、脚軸に、浸炭焼入れ焼戻しにより硬化層が形成され、トリポード部材が、炭素含有量０．２３～０．４４％の鋼材で形成され、６００Ｈｖを限界硬さとした有効硬化層を有するダブルローラタイプのトリポード型等速自在継手が開示されている。
特開２０２０－１０６０８７号公報
　特許文献１に記載のダブルローラタイプのトリポード型等速自在継手は、例えば、炭素量０．３４％のクロム・モリブデン鋼を浸炭焼入れ後に高温焼戻しを行うことで得られる。この構成では、従来よりも鋼材中の炭素量を増やすことができるため、過大トルクの負荷により、脚軸の外周面とインナリングの接触部での接触面圧が高くなった場合でも、当該接触部における脚軸の耐久性を向上させることができる。
　その一方で、特許文献１に記載のトリポード型等速自在継手について本願発明者が更に検討したところ、上記のように、トルク負荷時における脚軸外周面の接触部での耐久性を確保できたことと引き換えに、脚軸の根元部の強度に難があることが判明した。脚軸の根元部にはトルク伝達に伴って引張荷重が繰り返し作用するが、根元部における疲労強度が低下することにより、脚軸根元部の捩り強度が不足する結果となる。
　そこで、本発明は、トリポード部材の脚軸の根元部における強度の向上を図ることを目的とする。
　以上の知見に基づいてなされた本発明は、円周方向の三カ所に継手軸方向に延びるトラック溝を備え、各トラック溝が継手円周方向に対向して配置された一対のローラ案内面を有する外側継手部材と、中心孔を有する胴部と、当該胴部の半径方向に突出した三つの脚軸と、前記胴部と脚軸の間に位置し、前記脚軸の軸線を含む断面が曲線状をなす中間部とを備え、鋼材で形成されたトリポード部材と、前記各脚軸に装着されるローラと、前記脚軸に外嵌され、前記ローラを回転自在に支持するインナリングとを有し、前記ローラが前記ローラ案内面に沿って前記外側継手部材の軸方向に移動可能であり、前記ローラと前記インナリングが、前記脚軸に対して揺動可能のローラユニットを構成し、前記トリポード部材の芯部における炭素含有量を０．２３～０．４４％とし、前記脚軸の表面に、浸炭層の硬化層が設けられたトリポード型等速自在継手において、前記トリポード部材の中間部に、前記脚軸の軸線を含む、継手軸方向と直交する方向の断面で曲率半径Ｒａを有する第１領域と、前記脚軸の軸線を含む、継手軸方向の断面で曲率半径Ｒｂを有する第２領域とを設け、かつＲａ＞Ｒｂとしたことを特徴とする。
　かかる構成から、トルクが主に作用する第１領域では応力集中を軽減することができる。従って、トルク伝達に伴って、引張荷重が繰り返し作用する脚軸の根元部での捩り強度を高めることができる。これにより、炭素量を０．２３％以上まで高めた鋼材に浸炭焼入れを行うことで、トリポード部材の内部硬度を高めると共に、表面の硬化層深さを深くする一方、内部硬度上昇による靭性低下からトリポード部材の捩り強度の低下が懸念される状況下においても、トリポード部材の耐久性を高めることができる。
　前記第１領域と、前記第２領域との間に、両領域と滑らかにつながる接続領域Ｓを設けるのが好ましい。
　前記外側継手部材のローラ案内面のピッチ円直径をＰＣＤとして、Ｒａ／ＰＣＤ≧０．０８５０にするのが好ましい。このようにＲａ／ＰＣＤ≧０．０８５０にすることで、第１領域の肉厚、つまりスプラインの大径部と第１領域の間の最小距離ｔを大きくすることができる。このように第１領域の肉厚が大きくなることで、たとえ硬化層の深さが深くなってトリポード部材の靭性が低下したとしても、脚軸の根元部の強度、特に疲労強度を高めることができる。
　この場合、前記トリポード部材の胴部の内周面に形成されたスプラインの大径部から前記第１領域までの最小距離をｔとして、ｔ／ＰＣＤ≧０．１４５にするのが好ましい。
　トリポード部材の脚軸の表面硬度は６５３ＨＶ以上であるのが好ましい。これにより、高トルクの負荷時における脚軸の外周面の耐久性、特にインナリングの内周面との接触部の耐久性を高めることができる。
　前記トリポード部材の内部硬度は５１３ＨＶ以上であるのが好ましい。内部硬度を５１３ＨＶ以上にすることで、トリポード部材に必要とされる有効硬化層深さを得ることができる。
　本発明によれば、トリポード部材の脚軸の根元部における耐久性の向上を図ることが可能となる。
ダブルローラタイプのトリポード型等速自在継手を示す継手軸方向の断面図である。 図１のＫ－Ｋ線で矢視した断面図である。 図１のＬ－Ｌ線における断面図である。 図１のトリポード型等速自在継手が作動角をとった状態を表す断面図である。 トリポード部材に形成した硬化層を示す断面図である。 従来品の脚軸での硬度分布を示す図である。 改良品の脚軸での硬度分布を示す図である。 トリポード部材を継手軸方向から見た正面図である。 トリポード部材の側面図（一部断面図）である。 図８のＭ－Ｍ線で矢視した断面図である。 第１領域を拡大して示す断面図である。 第２領域を拡大して示す断面図である。 図２のうち、トリポード部材の第１領域付近を拡大して示す断面図である。
　本発明に係るトリポード型等速自在継手の実施形態を図１～図１２に基づいて説明する。
　図１～図４に示す本実施形態のトリポード型等速自在継手１はダブルローラタイプである。なお、図１は、ダブルローラタイプのトリポード型等速自在継手の軸方向の断面図であり、図２は図１のＫ－Ｋ線で矢視した断面図である。図３は、図１のＬ－Ｌ線における断面図であり、図４は、作動角をとった時のトリポード型等速自在継手を示す軸方向の断面図である。なお、以下の説明において、継手軸方向および継手円周方向は、それぞれ作動角を０°の状態とした時のトリポード型等速自在継手の軸方向および円周方向をそれぞれ意味する。
　図１および図２に示すように、このトリポード型等速自在継手１は、外側継手部材２と、内側継手部材としてのトリポード部材３と、トルク伝達部材としてのローラユニット４とで主要部が構成されている。外側継手部材２は、一端が開口したカップ状をなし、内周面に継手軸方向に延びる３本の直線状トラック溝５が継手円周方向で等間隔に形成される。各トラック溝５には、外側継手部材２の継手円周方向に対向して配置され、それぞれ継手軸方向に延びるローラ案内面６が形成されている。外側継手部材２の内部には、トリポード部材３とローラユニット４が収容されている。
　トリポード部材３は、中心孔３０を有する胴部３１（トラニオン胴部）と、胴部３１の外周面の継手円周方向の三等分位置から半径方向に突出する３本の脚軸３２（トラニオンジャーナル）と、胴部３１の外周面と脚軸３２の外周面とを接続する中間部３３とを一体に有する。トリポード部材３は、トラニオン胴部３１の中心孔３０に形成された雌スプライン３４に、軸としてのシャフト８に形成された雄スプライン８１を嵌合させることで、シャフト８とトルク伝達可能に結合される。シャフト８に設けた肩部８２にトリポード部材３の継手軸方向一方側の端面を係合させ、シャフト８の先端に装着した止め輪１０をトリポード部材３の継手軸方向他方側の端面と係合させることで、トリポード部材３がシャフト８に対して継手軸方向に固定される。
　ローラユニット４は、脚軸３２の軸線を中心とした円環状のローラであるアウタリング１１と、このアウタリング１１の内径側に配置されて脚軸３２に外嵌された円環状のインナリング１２と、アウタリング１１とインナリング１２との間に介在された多数の針状ころ１３とで主要部が構成されている。ローラユニット４は、外側継手部材２のトラック溝５に収容されている。アウタリング１１、インナリング１２、および針状ころ１３からなるローラユニット４は、ワッシャ１４、１５により分離しない構造となっている。
　この実施形態において、アウタリング１１の外周面１１ａ（図２参照）は、脚軸３２の軸線上に曲率中心を有する円弧を母線とする凸曲面である。アウタリング１１の外周面１１ａは、ローラ案内面６とアンギュラコンタクトしている。
　針状ころ１３は、アウタリング１１の円筒状内周面を外側軌道面とし、インナリング１２の円筒状外周面を内側軌道面として、これらの外側軌道面と内側軌道面の間に転動自在に配置される。
　トリポード部材３の各脚軸３２の外周面は、脚軸３２の軸線を含む任意の方向の断面において脚軸３２の軸方向でストレート形状をなす。また、図３に示すように、脚軸３２の外周面は、脚軸３２の軸線に直交する断面において略楕円形状をなす。脚軸３２の外周面は、継手軸方向と直交する方向、すなわち長軸ａの方向でインナリング１２の内周面１２ａと接触する。継手軸方向、すなわち短軸ｂの方向では、脚軸３２の外周面とインナリング１２の内周面１２ａとの間に隙間ｍが形成されている。
　図１及び２に示すように、トリポード部材３の胴部３１と脚軸３２の間の中間部３３は、脚軸３２の軸線を含む任意の断面において、凹状曲線を描くように形成される。
　インナリング１２の内周面１２ａは、インナリング１２の軸線を含む任意の断面において凸円弧状をなす。このことと、脚軸３２の横断面形状が上述のように略楕円形状であり、脚軸３２とインナリング１２の間に所定の隙間ｍを設けてあることから、インナリング１２は、脚軸３２に対して揺動可能となる。上述のとおりインナリング１２とアウタリング１１が針状ころ１３を介して相対回転自在にアセンブリとされているため、アウタリング１１はインナリング１２と一体となって脚軸３２に対して揺動可能である。つまり、脚軸３２の軸線を含む平面内で、脚軸３２の軸線に対してアウタリング１１およびインナリング１２の軸線は傾くことができる（図４参照）。
　図４に示すように、トリポード型等速自在継手１が作動角をとって回転すると、外側継手部材２の軸線に対してトリポード部材３の軸線は傾斜するが、ローラユニット４が揺動可能であるため、アウタリング１１とローラ案内面６とが斜交した状態になることを回避することができる。これにより、アウタリング１１がローラ案内面６に対して水平に転動するので、誘起スラストやスライド抵抗の低減を図ることができ、トリポード型等速自在継手１の低振動化を実現することができる。
　また、既に述べたように、脚軸３２の断面（横断面）が略楕円状で、インナリング１２の内周面１２ａの断面（縦断面）が円弧状凸断面であることから、トルク負荷側での脚軸３２の外周面とインナリング１２の内周面１２ａとは点接触もしくは点接触に近い狭い面積で接触する。よって、ローラユニット４を傾かせようとする力が小さくなり、アウタリング１１の姿勢の安定性が向上する。
　以上に述べたトリポード部材３は、鋼材料から、鍛造加工（冷間鍛造加工）→機械加工（旋削）⇒スプライン３４のブローチ加工→熱処理→脚軸３２の外周面の研削加工、という主要工程を経て製作される。脚軸３２の外周面は、研削工程に代えて焼入れ鋼切削で仕上げることもできる。また、冷間鍛造前には、球状化焼き鈍し工程およびボンデ処理工程を追加することができる。炭素量の低い材料を使用する等の事情により、冷間鍛造時の打鍛性に問題がなければ、球状化焼き鈍し工程を省略することができる。熱処理としては、浸炭焼入れ焼戻しが行われる。
　図５は、トリポード部材３に対する熱処理によって形成された硬化層１６を示す断面図である。硬化層１６は浸炭層を焼入れにより硬化させることで形成される。脚軸３２の外周面、胴部３１の外周面、中間部３３の表面、および雌スプライン３４の表面を含むトリポード部材３の全表面に硬化層１６が形成される。完成品としてのトリポード部材３は、脚軸３２の外周面が研削（もしくは焼入れ鋼切削）で仕上げられるため、脚軸３２の外周面の硬化層１６の深さは、他の領域に比べて研削等による取り代分だけ浅い。なお、この取り代は、通常、０．１ｍｍ程度で小さいため、図５では硬化層１６の厚さを全表面で均一に描いている。
　既に述べたように、ダブルローラタイプのトリポード型等速自在継手では、図３に示すように、トルク負荷側で脚軸３２の外周面とインナリング１２の内周面１２ａとが領域Ｘで点接触し、もしくは点に近い形で接触するため、高トルク負荷時には当該接触部の面圧が高くなる問題がある。面圧が過大であると、脚軸３２の前記接触部Ｘでの耐久性に影響を及ぼす可能性がある。
　この課題を解決するため、本発明者らは以下の検証を行った。
　一般に、トリポード部材３においては、肌焼鋼の一種であるクロム・モリブデン鋼を素材として鍛造を行い、その後、熱処理として浸炭焼入れ焼戻しを行うことにより、表面に硬化層１６が形成される。図６に、従来のトリポード部材３の素材（例えばＪＩＳ　Ｇ４０５２のクロム・モリブデン鋼等であり、炭素量約０．２３％未満の相当材）を使用し、これに浸炭焼入れ焼戻し（焼入れ温度８６０℃、焼戻し温度１８０℃）を行った時の脚軸３２表面から芯部にかけての硬度分布を示す。この場合、図６から明らかなように、表面の硬度は、５１３ＨＶを超えているが、表面からごく浅い領域で硬度が５１３ＨＶを下回る。よって、過大なトルクが負荷された場合、脚軸３２の前記接触部での耐久性に影響する。従って、上記の課題を解決するためには、硬化層１６を極力深く形成する必要がある。
　なお、有効硬化層深さは鋼材の表面から限界硬さの位置までの距離を意味する。ＪＩＳＧ０５５７によれば、有効硬化層の限界硬さは５５０ＨＶであるが、「表面から硬化層の３倍の距離の位置の硬さがビッカース硬さ４５０ＨＶを超える場合は当事者間の協定で５５０ＨＶを超える限界硬さを用いてもよい」とも規定されている。本実施形態において、後述のようにトリポード部材３の内部硬さ（ 焼入れされていない領域の硬さ） は５１３ＨＶ以上であるので、上記の例外を受けて、本実施形態では、有効硬化層深さの限界硬さを６００ＨＶに規定している。なお、硬化層１６の硬さを硬くするほど脚軸３２の耐久性の面で好ましいため、有効硬化層深さの限界硬さを６５３ＨＶ 、もしくはそれ以上に規定するのが好ましい。
　硬化層１６を深くするには、浸炭層の深さを増すのが最も簡単な手法となるが、深い浸炭層を形成するには、膨大な浸炭時間が必要となり製造コストの高騰を招く。素材として炭素含有量が多い鋼材、例えばＳ５０Ｃ～Ｓ５５Ｃ等の機械構造用炭素鋼を使用し、熱処理方法を、浸炭焼入れよりも深く焼入れが可能な高周波焼入れに変更することも考えられるが、この場合、炭素量が増す分だけ素材が固くなるため、トリポード部材３を鍛造する際の加工荷重が増大し、鍛造設備の大型化等を招く問題がある。
　以上の考察を経て、本発明者らは、浸炭処理の条件や焼入れ焼戻しの条件を従来と同様としつつ、従来よりも高炭素量の肌焼鋼を使用することの有効性について検証した。図７に、素材としてクロム・モリブデン鋼で炭素量約０．３４％相当材を使用して浸炭焼入れ焼戻しを行った時の硬度分布を示す。焼入れ温度は８５０℃、焼戻し温度は１８０℃である。なお、図７における横軸（表面からの深さ）は、図６と同じ縮尺で示してある。
　図７の結果から明らかなように、肌焼鋼の炭素量を増すことにより、狙いどおり硬化層１６の深さを増すことができることが判明した。このように硬化層１６の深さが増した結果、内部硬度は５１３ＨＶ以上となることも理解できる。その一方で、浸炭焼入れ焼戻し後の芯部の硬度（内部硬度）が５５０ＨＶ程度まで達しているため、脚軸３２の靭性が低下し、トリポード部材３の繰り返し疲労強度が低下するおそれがある。この問題についての対策は後で述べる。
　なお、以上の説明では、トリポード部材３の素材として炭素量約０．３４％相当材を使用する場合を例示したが、使用できる素材の種類は限定されない。例えばクロム・モリブデン鋼であれば、ＳＣＭ４３５の他に、ＳＣＭ４４０等を使用することができる。また、焼入れ性が保証された、いわゆるＨ鋼（例えばＳＣＭ４３５Ｈ、ＳＣＭ４４０Ｈ等：ＪＩＳＧ４０５２に規定）を使用することもできる。肌焼鋼であれば、他の種類の鋼材も使用可能であり、例えばＪＩＳ Ｇ４０５３に規定のクロム鋼（例えばＳＣｒ４３５、ＳＣｒ４４０等）を素材として使用することもできる。クロム鋼についても、例えばＳＣｒ４３５Ｈ、ＳＣｒ４４０Ｈ等のＨ鋼を使用することが可能である。クロム・モリブデン鋼やクロム鋼等の肌焼鋼に限らず、Ｓ１０Ｃ～Ｓ３５Ｃ等の機械構造用炭素鋼（ＪＩＳ Ｇ４０５１に規定）を素材として使用することもできる。
　トリポード部材３を冷間鍛造する際の成形性を考慮すれば、炭素量０．４４％以下の鋼材を使用するのが好ましい。なお、例えば熱間鍛造する場合等のように鍛造時の成形性が問題とならない場合は、０．４４％を超えた炭素量を含む鋼材を使用することもできる。炭素量１％以下の肌焼鋼であれば、熱間鍛造時にも特に不具合は生じない。
　以上に述べた改良品では、既に述べたように、脚軸３２の根元部（中間部３３）の強度に難があることが判明した。この原因は、トリポード部材３の全体が表面から深い領域まで高硬度化されることで、トリポード部材３の靭性が低下し、その結果、トルク伝達に伴って引張荷重が繰り返し作用する中間部３３でトリポード部材３の疲労強度が低下し、中間部３３の強度に影響を与えていることによると推察される。この課題を材料面や熱処理手法の見直しで解消しようとすると、脚軸３２の接触部Ｘにおける耐久性を低下させかねず、別の観点からの課題解決が望まれる。
　以上の検証に基づき、本発明では、脚軸３２の根元部の強度向上のため、トリポード部材３を形状面から見直すことにした。
　図８～図１０に示すように、中間部３３は、脚軸３２の全周にわたって、脚軸３２の軸線を含む断面が凹状曲線となるように形成される。図１１Ａ、１１Ｂに示すように、中間部３３は、脚軸３２の軸線を含む、継手軸方向と直交する方向（脚軸３２の横断面が形成する楕円の長軸方向）の断面で曲率半径Ｒａの円弧状に形成され、脚軸３２の軸線を含む、継手軸方向（脚軸３２の横断面が形成する楕円の短軸方向）の断面で曲率半径Ｒｂの円弧状に形成される。曲率半径Ｒａは、曲率半径Ｒｂよりも大きい（Ｒａ＞Ｒｂ）。
　また、図１０に示すように、中間部３３のうち、曲率半径Ｒａを有する第１領域Ｐおよび曲率半径Ｒｂを有する第２領域Ｑは、それぞれ脚軸３２の周方向に幅を持って形成される。例えば、図１０に示すように、第１領域Ｐは、脚軸３２の軸線を含む継手軸方向と直交した平面を中心とする、脚軸３２の周方向の一部領域に形成することができる。また、第２領域Ｑは、脚軸３２の軸線を含む継手軸方向の平面を中心とする、脚軸３２の周方向の一部領域に形成することができる。脚軸３２の周方向では、二つの第１領域Ｐが継手軸方向と直交する方向で対向して配置され、二つの第２領域Ｑが継手軸方向で対向して配置されている。
　また、図１０に示すように、中間部３３のうち、脚軸３２の周方向で、隣接する第１領域Ｐと第２領域Ｑで挟まれた部分には、第１領域Ｐおよび第２領域Ｑのそれぞれと滑らかにつながる接続領域Ｓが形成される。この接続領域Ｓでは、脚軸３２の周方向で曲率半径を徐々に変化させている。
　このように中間部３３は、第１領域Ｐ、第２領域Ｑ、および接続領域Ｓの何れかで形成される。これら各領域Ｐ，Ｑ，Ｓは、脚軸３２の軸線を含む縦断面において、単一円弧で形成する他、曲率半径の異なる複数円弧で形成することもできる。後者の場合、第１領域Ｐでは、脚軸３２の軸線を含む断面における最小の曲率半径をＲａとし、第２領域Ｐでは、脚軸３２の軸線を含む断面における最大の曲率半径をＲｂとして、Ｒａ＞Ｒｂとなるように中間部３３の形状が定められる。各領域Ｐ，Ｑ，Ｓうちの何れか一つまたは二つの領域を単一円弧で形成し、残りの領域を複数円弧で形成することもできる。
　このように第１領域Ｐの曲率半径Ｒａを第２領域Ｑの曲率半径Ｒｂよりも大きくすることで、トルクが主に作用する第１領域Ｐでは応力集中を軽減することができる。従って、トルク伝達に伴って、引張荷重が繰り返し作用する脚軸３２の根元部での捩り強度を高めることができる。これにより、炭素量を０．２３％以上まで高めた肌焼鋼に浸炭焼入れを行うことで、トリポード部材３の内部硬度を高めると共に、表面の硬化層深さを深くする一方、内部硬度上昇による靭性低下からトリポード部材の捩り強度の低下が懸念される状況下においても、トリポード部材３の耐久性を高めることができる。
　また、第２領域Ｑはトルク伝達に対する寄与度が低い部分となる。従って、第２領域Ｑの曲率半径Ｒｂを小さくすることで、加工時にはより多くの材料除去が行われるようになり、トリポード部材３の強度低下を避けつつ軽量化を図ることができる。この効果は、図１０に示すように、脚軸３２の軸線を中心とした第２領域Ｑの形成範囲の角度βを、脚軸３２の軸線を中心とした第１領域Ｐの形成範囲の角度αよりも大きくすることで、より顕著に得ることができる。
　本実施形態のようなダブルローラタイプのトリポード部材３では、針状ころ１３が脚軸３２の外周面を転動しないため、脚軸３２の外周面から中間部３３の表面にかけての領域に、針状ころ１３との干渉を回避するために肉取りした部分（ヌスミ部）を設ける必要がない。そのため、中間部３３の表面から脚軸３２の外周面にかけての領域に、ヌスミ部によるエッジが形成されることはなく、中間部３３から脚軸３２の外周面に至る領域が滑らかに連続した形態となる。従って、曲率半径Ｒａ，Ｒｂに差を設けることによる応力集中の緩和効果を十分に得ることができる。
　中間部３３の第１領域Ｐにおける曲率半径Ｒａは、外側継手部材２のローラ案内面６のピッチ円直径をＰＣＤ（図２参照）として、Ｒａ／ＰＣＤ≧０．０８５０とするのが好ましい。また、トリポード部材３の胴部３１の内周面に形成されたスプライン３４の大径部３４ａから第１領域Ｐまでの最小距離をｔ（図５参照）として、ｔ／ＰＣＤ≧０．１４５に設定するのが好ましい。なお、ＰＣＤ、Ｒａ、ｔは何れも同じ単位（ｍｍ）とする。
　これらの数値範囲を定めた理由は、以下のとおりである。
　図１２は、トリポード部材３の中間部３３（第１領域Ｐ）付近を拡大して示す断面図である。図１２に実線で示すように、第１領域Ｐの内径側は胴部３１の外周面に対し、接線を描いて滑らかにつながっている。一方、第１領域Ｐの外径側は、脚軸３２の外周面に対して微小な段差Ｚを介してつながっている。この段差Ｚは、トリポード部材３の冷間鍛造後に脚軸３２の外周面を研削する際に、その研削取り代分だけ脚軸３２の外周面が後退することによる。二点鎖線で示すように中間部３３’（第１領域）の曲率半径を大きくすると、中間部３３’の外径側では、円弧状の中間部３３’が研削前の研削予定領域Ｇまで達し、研削取り代Ｙが大きくなる。研削取り代Ｙの増大は、研削精度に悪影響を与えることになる。研削精度の低下を防止する観点から、従来品では、Ｒ／ＰＣＤ＜０．０８５０に設定している。なお、ここでいう「従来品」は、中間部３３を、その全周にわたって均一な曲率半径Ｒとしたものを意味する。
　本発明では、Ｒａ／ＰＣＤ≧０．０８５０にしているので、第１領域Ｐの肉厚、つまりスプライン３４の大径部３４ａ（図５参照）と第１領域Ｐの間の最小距離ｔ（図１２参照：肉厚）を大きくすることができる。具体的には、ｔ／ＰＣＤ≧０．１４５にすることができる。このように第１領域Ｐの肉厚が大きくなることで、たとえ硬化層１６の深さが深くなってトリポード部材３の靭性が低下したとしても、脚軸３２の中間部３３の第１領域Ｐの強度、特に疲労強度を高めることができる。そのため、脚軸３２の捩り強度を高め、トリポード部材３の設計自由度を向上させることが可能となる。
　このように第１領域Ｐの曲率半径Ｒａを大きくすることで、第１領域Ｐの外径側で研削取り代Ｙが増大することになるが、本発明者の検証を通じて、Ｒａ／ＰＣＤ≦０．２０の範囲であれば、脚軸３２の外周面を研削する際の研削精度には悪影響を与えないことが確認された。従って、Ｒａ／ＰＣＤの上限値は０．２０が好ましい。すなわち、０．０８５０≦Ｒａ／ＰＣＤ≦０．２０に設定するのが好ましい。また、ｔ／ＰＣＤの値が大きすぎると、トリポード部材３が不必要に大型化して重量増を招くので、ｔ／ＰＣＤの値は０．２０を上限とするのが好ましい（ｔ／ＰＣＤ≦０．２０）。
　また、第２領域Ｑの曲率半径Ｒｂは、０．０５５０≦Ｒｂ／ＰＣＤ≦０．０８２０の範囲が好ましい。上記のように、Ｒａ＞Ｒｂによって、加工時により多くの材料除去が行われるが、ＲａとＲｂが近接した値では、明確な材料減少効果が得られ難い。従って、Ｒｂ／ＰＣＤ≦０．０８２０であることが好ましい。また、Ｒｂ／ＰＣＤが小さすぎると、第二領域Ｑを鍛造加工で成形する際に、成形性が悪化して所定の形状に成形できない可能性がある。従って、０．０５５０≦Ｒｂ／ＰＣＤであることが好ましい。
　以上に述べた本発明の実施形態は、他の構成を有するダブルローラタイプのトリポード型等速自在継手にも適用することができる。
　例えば、脚軸３２の外周面を凸曲面（例えば断面凸円弧状）に形成し、インナリング１２の内周面１２ａを円筒面状に形成することもできる。また、脚軸３２の外周面を凸曲面（例えば断面凸円弧状）に形成し、インナリング１２の内周面１２ａを脚軸外周面と嵌合する凹球面に形成することもできる。この際、アウタリングの内径両端部に鍔を設けることにより、ワッシャ１４，１５を不要とすることもできる。
　以上に述べたトリポード型等速自在継手１は、自動車のドライブシャフトに限って適用されるものではなく、自動車や産業機器等の動力伝達経路に広く用いることができる。
１　　　　　トリポード型等速自在継手
２　　　　　外側継手部材
３　　　　　トリポード部材
４　　　　　ローラユニット
５　　　　　トラック溝
６　　　　　ローラ案内面
８　　　　　軸（シャフト）
１１　　　　ローラ（アウタリング）
１２　　　　インナリング
１３　　　　針状ころ
１６　　　　硬化層
３０　　　　中心孔
３１　　　　胴部
３２　　　　脚軸
３３　　　　中間部
３４　　　　雌スプライン
Ｐ　　　　　第１領域
Ｑ　　　　　第２領域

Claims (6)

  1. 　円周方向の三カ所に継手軸方向に延びるトラック溝を備え、各トラック溝が継手円周方向に対向して配置された一対のローラ案内面を有する外側継手部材と、
    　中心孔を有する胴部と、当該胴部の半径方向に突出した三つの脚軸と、前記胴部と脚軸の間に位置し、前記脚軸の軸線を含む断面が曲線状をなす中間部とを備え、鋼材で形成されたトリポード部材と、
    　前記各脚軸に装着されるローラと、
    　前記脚軸に外嵌され、前記ローラを回転自在に支持するインナリングとを有し、
    　前記ローラが前記ローラ案内面に沿って前記外側継手部材の軸方向に移動可能であり、
    　前記ローラと前記インナリングが、前記脚軸に対して揺動可能のローラユニットを構成し、
    　前記トリポード部材の芯部における炭素含有量を０．２３～０．４４％とし、
    　前記脚軸の表面に、浸炭層の硬化層が設けられたトリポード型等速自在継手において、
    　前記トリポード部材の中間部に、前記脚軸の軸線を含む、継手軸方向と直交する方向の断面で曲率半径Ｒａを有する第１領域と、前記脚軸の軸線を含む、継手軸方向の断面で曲率半径Ｒｂを有する第２領域とを設け、かつＲａ＞Ｒｂとしたことを特徴とするトリポード型等速自在継手。
  2. 　前記第１領域と、前記第２領域との間に、両領域と滑らかにつながる接続領域Ｓを設けた請求項１に記載のトリポード型等速自在継手。
  3. 　前記外側継手部材のローラ案内面のピッチ円直径をＰＣＤとして、Ｒａ／ＰＣＤ≧０．０８５０にした請求項１または２に記載のトリポード型等速自在継手。
  4. 　前記トリポード部材の胴部の内周面に形成されたスプラインの大径部から前記第１領域までの最小距離をｔとして、ｔ／ＰＣＤ≧０．１４５にした請求項３に記載のトリポード型等速自在継手。
  5. 　前記トリポード部材の脚軸の表面硬度が、６５３ＨＶ以上である請求項１～４の何れか１項に記載のトリポード型等速自在継手。
  6. 　前記トリポード部材の内部硬度が、５１３ＨＶ以上である請求項１～５の何れか１項に記載のトリポード型等速自在継手。
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