WO2023037846A1 - 機械部品 - Google Patents

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WO2023037846A1
WO2023037846A1 PCT/JP2022/031392 JP2022031392W WO2023037846A1 WO 2023037846 A1 WO2023037846 A1 WO 2023037846A1 JP 2022031392 W JP2022031392 W JP 2022031392W WO 2023037846 A1 WO2023037846 A1 WO 2023037846A1
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martensite
crystal grains
grain size
less
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Inventor
浩平 水田
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Ntn株式会社
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Publication date
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    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D9/00—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor
    • C21D9/40—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor for rings; for bearing races
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/18—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium
    • C22C38/22—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with molybdenum or tungsten
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/18—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium
    • C22C38/40—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel
    • C22C38/46—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel with vanadium
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F16—ENGINEERING ELEMENTS AND UNITS; GENERAL MEASURES FOR PRODUCING AND MAINTAINING EFFECTIVE FUNCTIONING OF MACHINES OR INSTALLATIONS; THERMAL INSULATION IN GENERAL
    • F16C—SHAFTS; FLEXIBLE SHAFTS; ELEMENTS OR CRANKSHAFT MECHANISMS; ROTARY BODIES OTHER THAN GEARING ELEMENTS; BEARINGS
    • F16C33/00—Parts of bearings; Special methods for making bearings or parts thereof
    • F16C33/30—Parts of ball or roller bearings
    • F16C33/58—Raceways; Race rings
    • F16C33/64—Special methods of manufacture

Definitions

  • the present invention relates to mechanical parts.
  • Mechanical devices such as machine tools, construction machinery, robots, and automobiles are equipped with mechanical parts that have surfaces that contact or slide with other parts. If the surface of a mechanical component receives a relatively large load at rest, the surface may become indented and the mechanical device may not operate properly and smoothly. Therefore, mechanical parts have a load (hereinafter referred to as allowable load) that is allowed to act on the surface when the mechanical device is stationary. The mechanical parts are used in mechanical devices so that a load exceeding the allowable load does not act on the surface. 2. Description of the Related Art In recent years, as the performance of mechanical devices has improved, there has been a demand for improvements in the allowable load of mechanical devices.
  • the allowable load is defined as a static load rating. It is known that the static load rating exhibits a positive correlation with surface hardness (see, for example, Japanese Unexamined Patent Application Publication No. 2004-301149).
  • a main object of the present invention is to provide a mechanical component whose allowable load can be improved without improving the surface hardness.
  • a mechanical component according to one aspect of the present invention is a mechanical component made of quenched and tempered steel, has a surface, has a retained austenite amount A (unit: %) on the surface, and The average grain size B (unit: ⁇ m) of the prior austenite grains satisfies the following relational expression (1).
  • the retained austenite amount A (unit: %) on the surface and the undissolved carbide amount C (unit: %) on the surface satisfy the following relational expression (2): good too.
  • a mechanical component according to another aspect of the present invention is a mechanical component made of quenched and tempered steel, has a surface, and has a retained austenite amount A (unit: %) on the surface, The undissolved carbide amount C (unit: %) on the surface satisfies the above relational expression (2).
  • the amount of retained austenite A (unit: %) on the surface and the average grain size B (unit: ⁇ m) of the prior austenite crystal grains on the surface satisfy the above relational expression (1). be satisfied.
  • the mechanical part may contain a plurality of martensite grains.
  • a plurality of martensite grains can be divided into a first group and a second group.
  • the minimum grain size of the martensite grains belonging to the first group is larger than the maximum grain size of the martensite grains belonging to the second group.
  • a value obtained by dividing the total area of the martensite crystal grains belonging to the first group by the total area of the martensite crystal grains is 0.3 or more.
  • the value obtained by dividing the total area of the martensite crystal grains belonging to the first group, excluding the martensite crystal grains belonging to the first group having the smallest crystal grain size, by the total area of the martensite crystal grains is less than 0.3.
  • the average grain size of martensite grains belonging to the first group may be 1.8 ⁇ m or less.
  • a plurality of martensite grains can be divided into a third group and a fourth group.
  • the minimum grain size of the martensite grains belonging to the third group is larger than the maximum grain size of the martensite grains belonging to the fourth group.
  • a value obtained by dividing the total area of the martensite crystal grains belonging to the third group by the total area of the martensite crystal grains is 0.5 or more.
  • the value obtained by dividing the total area of the martensite crystal grains belonging to the third group, excluding the martensite crystal grains belonging to the third group and having the smallest crystal grain size, by the total area of the martensite crystal grains is less than 0.5.
  • the average grain size of martensite grains belonging to the third group may be 1.5 ⁇ m or less.
  • the average aspect ratio of the martensite grains belonging to the first group may be 3.5 or less.
  • the average aspect ratio of martensite grains belonging to the third group may be 3.1 or less.
  • the hardness of the surface layer portion which is a region up to 20 ⁇ m from the surface, may be 650 HV or more and 780 HV or less.
  • the carbon content in the high-carbon steel is 0.8% by mass or more, the chromium content in the high-carbon steel is 4% by mass or less, and the silicon content in the high-carbon steel is is 0.1% by mass or more and 0.7% by mass or less, and the content of molybdenum in the high carbon steel may be 0.25% by mass or less.
  • the surface may be configured as a sliding surface that slides with other parts.
  • FIG. 1 is a cross-sectional view showing an example of a mechanical component according to an embodiment
  • FIG. 4 is a flow chart showing an example of a method for manufacturing a mechanical component according to the present embodiment
  • 4 is a graph showing the correlation between the surface retained austenite amount and the average grain size of prior austenite crystal grains measured for test pieces A to J, and the allowable load surface pressure calculated based on the graph of FIG.
  • the calculated value of the allowable load surface pressure calculated based on the graph in FIG. 3 and the estimated value of the allowable load surface pressure calculated based on the estimation formula derived from the graph in FIG. is a graph showing the correlation of 4 is a graph showing the correlation between the measured values of the amount of retained austenite and the amount of undissolved carbide on the surface of test pieces A to J and the allowable load surface pressure calculated based on the graph of FIG.
  • the calculated value of the allowable load surface pressure calculated based on the graph in FIG. 3 and the estimated value of the allowable load surface pressure calculated based on the estimation formula derived from the graph in FIG. is a graph showing the correlation of It is an EBSD image near the surface of test piece B.
  • the mechanical component 10 according to this embodiment is, for example, the inner ring 10 of a rolling bearing.
  • the inner ring 10 will be described as an example of the mechanical component according to the embodiment.
  • FIG. 1 is a cross-sectional view of the inner ring 10.
  • the inner ring 10 is ring-shaped. Let the central axis of the inner ring 10 be central axis A.
  • the inner ring 10 has a width surface 10a, a width surface 10b, an inner peripheral surface 10c, and an outer peripheral surface 10d.
  • the width surface 10a, the width surface 10b, the inner peripheral surface 10c, and the outer peripheral surface 10d form the surface of the inner ring 10.
  • FIG. 10 is a cross-sectional view of the inner ring 10.
  • the direction of the central axis A is defined as the axial direction.
  • the direction along the circumference centered on the central axis A when viewed in the axial direction is defined as the circumferential direction.
  • the direction orthogonal to the axial direction is defined as the radial direction.
  • the width surface 10a and the width surface 10b are end surfaces of the inner ring 10 in the axial direction.
  • the width surface 10b is the opposite surface of the width surface 10a in the axial direction.
  • the inner peripheral surface 10c extends in the circumferential direction.
  • the inner peripheral surface 10c faces the central axis A side.
  • One end in the axial direction of the inner peripheral surface 10c is continuous with the width surface 10a, and the other end in the axial direction is continuous with the width surface 10b.
  • the inner ring 10 is fitted to a shaft (not shown) at the inner peripheral surface 10c.
  • the outer peripheral surface 10d extends in the circumferential direction. 10 d of outer peripheral surfaces face the side opposite to the central axis A. As shown in FIG. That is, the outer peripheral surface 10d is the opposite surface of the inner peripheral surface 10c in the radial direction. One end in the axial direction of the outer peripheral surface 10d is continuous with the width surface 10a, and the other end in the axial direction is continuous with the width surface 10b.
  • the outer peripheral surface 10d has a raceway surface 10da.
  • the raceway surface 10da extends in the circumferential direction.
  • the outer peripheral surface 10d is recessed toward the inner peripheral surface 10c on the raceway surface 10da.
  • the raceway surface 10da has a partially circular shape.
  • the raceway surface 10da is located in the center of the outer peripheral surface 10d in the axial direction.
  • the raceway surface 10da is part of the outer peripheral surface 10d.
  • the raceway surface 10da contacts the rolling surfaces of rolling elements (not shown in FIG. 1).
  • the inner ring 10 is made of high carbon steel that has been hardened and tempered, for example.
  • the carbon content in the steel forming the inner ring 10 is 0.80% by mass or more and 1.20% by mass or less.
  • the content of carbon in steel is 0.80% by mass or more, the amount of solute carbon in steel is 0.5% without carburizing the member to be processed in the method for manufacturing the inner ring 10. It can be mass percent or more. If the solid-solution carbon content in the steel is 0.5% by mass or more, the strength of the steel increases due to solid-solution strengthening, so a high allowable load contact pressure can be obtained. In addition, if the carbon content in the steel is 0.80% by mass or more, a sufficient amount of undissolved carbides can be easily secured from the viewpoint of suppressing coarsening of prior austenite grains and an increase in the amount of retained austenite. obtain.
  • the carbon content in the steel exceeds 1.20% by mass, there is a concern that the workability will deteriorate, so the carbon content is preferably 1.20% by mass or less.
  • the carbon content in the steel forming the inner ring 10 may be 0.01% by mass or more and less than 0.8% by mass.
  • the steel forming the inner ring 10 may be low carbon steel or carburized steel.
  • the inner ring 10 may have a carburized surface layer.
  • the amount of dissolved carbon in the surface layer portion is 0.5% by mass or more. By doing so, a sufficient allowable load surface pressure can be obtained.
  • the content of chromium in the steel forming the inner ring 10 is 0.00% by mass or more and 4.00% by mass or less.
  • the steel forming the inner ring 10 may contain no chromium, but may contain up to 4.00 mass percent chromium.
  • the chromium content in the steel increases, the strength, wear resistance, rolling contact fatigue life, etc. improve.
  • the content of chromium exceeds 4.00% by mass, it is necessary to set the heating time for quenching and the heating time for tempering relatively long, resulting in a decrease in productivity.
  • the chromium content is too high, the workability (plastic workability) is lowered and the production cost is increased.
  • the content of silicon in the steel forming the inner ring 10 is 0.10% by mass or more and 0.75% by mass or less.
  • the higher the silicon content in the steel the better the temper softening resistance. If the content of silicon is too high, the penetration of carbon by carburizing low-carbon steel or carburized steel is inhibited, resulting in a decrease in productivity.
  • the content of manganese in the steel forming the inner ring 10 is 0.0% by mass or more and 1.5% by mass or less.
  • the steel forming the inner ring 10 may contain no manganese, but may contain up to 1.5% by mass of manganese. Hardenability improves as the content of manganese in the steel increases. In addition, if the manganese content is too high, the workability (machinability) is lowered.
  • the content of molybdenum in the steel forming the inner ring 10 is 0.00% by mass or more and 0.25% by mass or less.
  • the steel forming the inner ring 10 may contain no molybdenum, but may contain a maximum of 0.25 mass percent molybdenum.
  • the higher the molybdenum content in the steel the better the temper softening resistance.
  • the strength, wear resistance, rolling contact fatigue life, etc. are improved, as is the case with chromium. If the molybdenum content is too high, the workability (plastic workability) is lowered and the production cost is increased.
  • the content of nickel in the steel forming the inner ring 10 is 0.00% by mass or more and 5% by mass or less.
  • the steel forming the inner ring 10 may contain no nickel, but may contain up to 5% by mass of nickel. As the nickel content in the steel increases, the toughness after quenching and tempering improves.
  • the content of vanadium in the steel forming the inner ring 10 is 0.00% by mass or more and 1.0% by mass or less.
  • the steel forming the inner ring 10 may contain no vanadium, but may contain a maximum of 1.0% by mass of vanadium.
  • the higher the vanadium content in the steel the better the temper softening resistance.
  • the strength, wear resistance, rolling contact fatigue life, etc. are improved as with chromium and molybdenum. If the vanadium content is too high, the workability (plastic workability) is lowered and the price is increased.
  • the rest of the steel forming the inner ring 10 is iron and unavoidable impurities.
  • the steel constituting the inner ring 10 is, for example, SUJ2, SUJ3, SUJ4, SUJ5, SK85 defined in JIS standards, 50100, 51100, 52100 defined in ASTM standards, A485 Grade 1, and ISO standards. may be selected from the group consisting of 100Cr6, 100C4MnSi4-4.
  • the steel forming the inner ring 10 is, for example, SNCM815, SUP13, S55C, S53C, S50C, S45C, SCM445, SCM440, SCM435, SCr435, SCM430, S25C, SCM420, SCr420, SNCM420 specified in JIS standards.
  • the steel forming the surface (outer peripheral surface 10d) of the inner ring 10 contains a plurality of martensite grains and a plurality of prior austenite grains. From a different point of view, the steel in the surface layer portion 11, which is a region up to 20 ⁇ m from the surface, contains a plurality of martensite grains and a plurality of prior austenite grains.
  • the retained austenite amount A (unit: %) on the surface (outer peripheral surface 10d) of the inner ring 10 and the average grain size B (unit: ⁇ m) of the prior austenite crystal grains on the surface satisfy the following relational expression (1): do.
  • the retained austenite amount A (unit: %) on the surface (outer peripheral surface 10d) of the inner ring 10 and the undissolved carbide amount C (unit: %) on the surface are defined by the following relational expression (2): Be satisfied.
  • the amount A of retained austenite and the amount C of undissolved carbides on the surface are measured by X-ray diffraction on the surface. Specifically, first, the surface is electropolished so that the residual austenite in the steel forming the surface of the inner ring 10 does not undergo deformation-induced transformation into martensite. Second, an X-ray profile is obtained by performing X-ray diffraction measurement on the surface and measuring the intensity of diffracted X-rays in the range of the diffraction angle 2 ⁇ of 35° to 130°. Third, the amount A of retained austenite and the amount C of undissolved carbides are calculated by performing Liebert analysis on the obtained X-ray profile.
  • the average grain size B of the prior austenite crystal grains on the surface is measured according to the method specified in the JIS standard (JIS G 0551:2005). Specifically, first, after the surface is polished, a corrosive liquid is used to expose prior austenite grain boundaries on the surface. Second, the surface is photographed with an optical microscope (hereinafter, an image obtained by the optical microscope photograph is referred to as an "optical microscope image"). The optical microscope image is taken such that a sufficient number (20 or more) of prior austenite grains are included. Third, by performing image processing on the obtained optical microscope image, the area of each prior austenite grain in the optical microscope image is calculated.
  • the equivalent circle diameter of each prior austenite grain is calculated by calculating the square root of the value obtained by dividing the calculated area of each prior austenite grain by 4/ ⁇ .
  • a value obtained by dividing the calculated sum of the calculated equivalent circle diameters of the respective prior austenite grains by the number of prior austenite grains in the optical microscope image is taken as the average grain size of the prior austenite grains on the surface.
  • a plurality of martensite crystal grains included in the surface layer portion 11 can be divided into a first group and a second group.
  • the minimum grain size of the martensite grains belonging to the first group is larger than the maximum grain size of the martensite grains belonging to the second group.
  • the total area of martensite crystal grains belonging to the first group is the total area of martensite crystal grains (sum of the total area of martensite crystal grains belonging to the first group and the total area of martensite crystal grains belonging to the second group).
  • the value divided by is 0.3 or more.
  • the value obtained by dividing the total area of the martensite crystal grains belonging to the first group excluding the martensite crystal grains belonging to the first group having the smallest crystal grain size by the total area of the martensite crystal grains is less than 0.3. .
  • the martensite grains are assigned to the first group in descending order of grain size. Allocation to the first group ends when the total area of the martensite grains allocated to the first group becomes 0.3 times or more the total area of the martensite grains. The remaining martensite grains are then assigned to the second group.
  • the average grain size of martensite grains belonging to the first group is 1.8 ⁇ m or less.
  • the average grain size of martensite grains belonging to the first group is 1.5 ⁇ m or less. More preferably, the average grain size of martensite grains belonging to the first group is 1.3 ⁇ m or less.
  • the martensitic grains belonging to the first group have an average aspect ratio of 3.5 or less. More preferably, the martensite grains belonging to the first group have an average aspect ratio of 3.3 or less. More preferably, the martensite grains belonging to the first group have an average aspect ratio of 3.2 or less.
  • a plurality of martensite crystal grains included in the surface layer portion 11 can be classified into a third group and a fourth group.
  • the minimum grain size of the martensite grains belonging to the third group is larger than the maximum grain size of the martensite grains belonging to the fourth group.
  • the total area of the martensite grains belonging to the third group is the total area of the martensite grains (sum of the total area of the martensite grains belonging to the third group and the total area of the martensite grains belonging to the fourth group).
  • the value divided by is 0.5 or more.
  • the value obtained by dividing the total area of the martensite crystal grains belonging to the third group excluding the martensite crystal grains belonging to the third group having the smallest crystal grain size by the total area of the martensite crystal grains is less than 0.5. .
  • the martensite grains are assigned to the third group in descending order of grain size. Allocation to the third group ends when the total area of the martensite grains allocated to the third group reaches 0.5 times or more the total area of the martensite grains. The remaining martensite grains are then assigned to the fourth group.
  • the average grain size of martensite grains belonging to the third group is 1.5 ⁇ m or less.
  • the average grain size of martensite grains belonging to the third group is 1.2 ⁇ m or less. More preferably, the average grain size of martensite grains belonging to the third group is 1.0 ⁇ m or less.
  • the average aspect ratio of martensite grains belonging to the third group is 3.1 or less. More preferably, the average aspect ratio of martensite grains belonging to the third group is 3.0 or less. More preferably, the martensite grains belonging to the third group have an average aspect ratio of 2.9 or less.
  • the crystal grain size, average grain size, and average aspect ratio of martensite crystal grains belonging to the first group are measured as follows.
  • EBSD image A diffraction pattern of the electron beam is imaged (hereinafter referred to as an "EBSD image"). EBSD images are taken such that a sufficient number (20 or more) of martensitic grains is included.
  • the boundaries of adjacent martensitic grains are identified based on the crystal orientation of each grain represented in the EBSD image.
  • the area and shape of each martensite grain displayed in the EBSD image are calculated. Furthermore, the crystal grain size of the martensite crystal grains is calculated as the square root of the value obtained by dividing the area of the martensite crystal grains by ⁇ /4, that is, the equivalent circle diameter.
  • martensite belonging to the first group Site grains are determined.
  • the value obtained by dividing the total area of the martensite crystal grains belonging to the first group among the martensite crystal grains displayed in the EBSD image by the total area of the martensite crystal grains displayed in the EBSD image is the first group It is a value obtained by dividing the total area of martensite crystal grains belonging to by the total area of martensite crystal grains.
  • the average grain size of the martensite crystal grains belonging to the first group is calculated from the grain size (equivalent circle diameter) of the martensite grains of the first group classified as described above.
  • a value obtained by dividing the total equivalent circle diameter of martensite grains displayed in the EBSD images classified into the first group by the number of martensite grains displayed in the EBSD images classified into the first group is the average grain size of martensite grains belonging to the first group.
  • the average aspect ratio of the martensite crystal grains belonging to the first group is calculated from the shape of the martensite crystal grains of the first group classified as described above. Specifically, from the shape of each martensite crystal grain displayed in the EBSD image, the shape of each martensite crystal grain displayed in the EBSD image is elliptically approximated by the least squares method. This elliptical approximation by the method of least squares is performed according to the method described in S. Biggin and D. J. Dingley, Journal of Applied Crystallography, (1977) 10, 376-378.
  • the aspect ratio of each martensitic grain displayed in the EBSD image is calculated by dividing the dimension of the major axis by the dimension of the minor axis.
  • a value obtained by dividing the total aspect ratio of martensite grains displayed in the EBSD images classified into the first group by the number of martensite grains displayed in the EBSD images classified into the first group is the average aspect ratio of the martensite grains belonging to the first group.
  • the grain size, average grain size, and aspect ratio of the martensite grains belonging to the third group are also measured in the same manner as the grain size, average grain size, and aspect ratio of the martensite grains belonging to the first group. .
  • the hardness of the surface layer 11 is 650Hv or more and less than 810HV.
  • the hardness may be 650 HV or more and 780 HV or less.
  • the hardness may be 650 HV or more and 760 HV or less.
  • the hardness of the surface layer portion 11 is measured as cross-sectional hardness of the surface layer portion 11 using a Vickers hardness tester. Specifically, the hardness of the surface layer portion 11 is the average value of cross-sectional hardnesses measured with a load of 300 g and an n number of 3 or more.
  • FIG. 2 is a process diagram showing a method of manufacturing the inner ring 10.
  • the method for manufacturing the inner ring 10 includes a preparation step S1, a quenching step S2, a tempering step S3, and a post-treatment step S4.
  • the hardening step S2 is performed after the preparation step S1.
  • the tempering step S3 is performed after the hardening step S2.
  • the post-treatment step S4 is performed after the tempering step S3.
  • the member to be processed is a ring-shaped member made of the same steel as the inner ring 10 .
  • the member to be processed is quenched. Quenching is performed by holding the member to be processed in a non-oxidizing (for example, argon, nitrogen, etc., or in a vacuum) atmosphere at a temperature equal to or higher than the A1 transformation point of the steel constituting the member to be processed, and then processing This is done by quenching to a temperature below the MS transformation point of the steel forming the target member. Note that quenching may be performed in an air atmosphere. In this case, in order to prevent decarburization, the surface of the member to be processed is coated with a decarburization inhibitor or copper-plated before the hardening step S2. The hardening step S2 may be performed twice. The heating and holding temperature in the second hardening step S2 is preferably lower than the heating and holding temperature in the first hardening step S2.
  • a non-oxidizing for example, argon, nitrogen, etc., or in a vacuum
  • the member to be processed is tempered. Tempering is carried out by holding the workpiece at a temperature below the A1 transformation point of the steel from which the workpiece is constructed.
  • machining grinding, polishing, cleaning, and the like are performed on the surface of the member to be processed. As described above, the inner ring 10 shown in FIG. 1 is formed.
  • the heat treatment conditions in steps S2 and S3 are set so that at least one of the relational expressions (1) and (2) is satisfied. Specifically, firstly, a plurality of types of test pieces are prepared that differ from each other only in heat treatment conditions. Each test piece has the same structure as the member to be processed. Secondly, whether or not at least one of relational expression (1) and relational expression (2) holds for each test piece is evaluated. Thirdly, the heat treatment conditions of the test piece satisfying at least one of the relational expressions (1) and (2) are set as the heat treatment conditions in the method of manufacturing the inner ring 10 .
  • the present inventors focused on the microstructure of the steel that forms the surface of the machine parts, and the allowable loads (specifically, is the allowable load surface pressure defined to be approximately synonymous with the allowable load) was experimentally investigated. As a result, it was found that mechanical parts satisfying the relational expression (1) have a high indentation forming property and secure an allowable load. Furthermore, the present inventors have found that the hardness of the surface layer of the mechanical component that satisfies the relational expression (1) can fall within the range of 650 Hv or more and less than 810 Hv. Details are described in Examples.
  • the retained austenite amount A (unit: %) on the surface (outer peripheral surface 10d) of the inner ring 10 and the undissolved carbide amount C (unit: %) on the surface satisfy the above relational expression (2). .
  • the inventors of the present invention have found that in a mechanical part that satisfies the relational expressions (1) and (2), the allowable load is ensured and the hardness of the surface layer can be within the range of 650Hv or more and less than 810Hv. rice field.
  • the average grain size of the martensite crystal grains in the first group is 1.8 ⁇ m or less and the average grain size of the martensite crystal grains in the third group is 1.5 ⁇ m or less, a plurality of grains contained in the steel constituting the surface Among the martensite crystal grains, the ratio of fine martensite crystal grains is relatively high. In this case, the allowable load of the inner ring 10 can be further improved.
  • each average aspect ratio is the above value. Relatively large martensite grains are less likely to be a source of stress concentration compared to higher . In this case, the allowable load of the inner ring 10 can be further improved.
  • the toughness of the surface layer portion 11 is 650 HV or more and less than 810 HV, compared to the case where the hardness is 810 HV or more, the toughness is improved, so the impact resistance is improved.
  • the toughness is 650 HV or more and 780 HV or less, the toughness is further improved compared to the case where the hardness is 810 HV or more, so the impact resistance performance is further improved.
  • the mechanical part according to this embodiment is not limited to the inner ring, and may be any mechanical part having a surface that contacts or slides on other parts.
  • the mechanical component according to this embodiment may be, for example, an outer ring or rolling element of a rolling bearing, a ball screw, a shaft, a housing, or the like. In such mechanical parts, at least one of the relational expressions (1) and (2) above should be satisfied for the surface that contacts or slides on other parts.
  • the mechanical component according to the present embodiment may be at least one of an inner ring, an outer ring, and balls of a ball bearing for a main shaft of a machine tool spindle device.
  • the ball bearing according to the present embodiment has high impact resistance performance, and thus can contribute to improving the performance of the machine tool spindle device.
  • the mechanical component according to the present embodiment may be at least one of an inner ring, an outer ring, and a roller of a self-aligning roller bearing for continuous casting equipment or rolling mills of steel equipment.
  • Spherical roller bearings for the above applications are required to have a high allowable load and high dimensional stability accuracy to suppress creep. Raising the tempering temperature is effective as a measure for realizing high dimensional stability accuracy, but raising the tempering temperature reduces the hardness of the surface. Therefore, it is difficult to achieve both high static load rating and high dimensional stability accuracy at the same time with the above technique of increasing static load rating (permissible load) by increasing surface hardness.
  • the self-aligning roller bearing according to the present embodiment although the hardness of the surface layer is 780 HV or less, the allowable load is increased. can be realized.
  • the self-aligning roller bearing according to the present embodiment can contribute to improving the performance of a continuous casting apparatus or a rolling apparatus for steel equipment.
  • the mechanical component according to the present embodiment is at least one of the inner ring, outer ring, and rollers of a tapered roller bearing for a reduction gear of construction machinery, or at least one of the inner ring, outer ring, and balls of an angular contact ball bearing.
  • Tapered roller bearings for the above applications are required to have high allowable load and high impact resistance to prevent breakage. From the viewpoint of preventing breakage, it is conceivable to form tapered roller bearings from carburized steel, but in this case gas carburizing is required, and a large amount of carbon dioxide is emitted during the manufacturing process.
  • the tapered roller bearing according to the present embodiment has high impact resistance performance as described above even though it is made of high-carbon steel. , while reducing the environmental load of the manufacturing process, it simultaneously has a high allowable load and high impact resistance that can prevent breakage.
  • the tapered roller bearing according to the present embodiment can contribute to improving the performance of a continuous casting apparatus or rolling apparatus for steel equipment.
  • the mechanical component according to the present embodiment may be at least one of the inner ring, outer ring, and balls of a deep groove ball bearing for robots.
  • Deep groove ball bearings for the above applications are required to have a high allowable load and high dimensional stability accuracy in order to achieve precise movement. Therefore, in the deep groove ball bearing according to this embodiment, similarly to the self-aligning roller bearing according to this embodiment described above, a high allowable load and high dimensional stability accuracy can be achieved at the same time.
  • the deep groove ball bearing according to this embodiment can contribute to improving the performance of robots.
  • the mechanical parts according to the present embodiment may be sliding members used in electric vehicles (EV), fuel cell vehicles (FCV), plug-in hybrids (PHV), hybrid vehicles (HV), and the like.
  • sliding members include ball bearings, needle bearings, tapered roller bearings, cylindrical roller bearings and pinion shafts for transmissions. Sliding members for the above applications are required to have a high allowable load and quietness during sliding. Since the sliding member according to the present embodiment has a high indentation forming property as described above, it can contribute to improving the performance of the sliding member.
  • the present inventors focused on the microstructure of the steel that constitutes the surface of the machine part, and the tolerance of various machine parts that differed only in the surface microstructure due to the different heat treatment conditions.
  • the load (specifically, the allowable load surface pressure defined so as to be approximately synonymous with the allowable load) was experimentally investigated. The results of this experiment are shown below.
  • Test pieces Specimens A through J were used. Test pieces A to J were inner rings of ball bearings. Specimens A to J were prepared by subjecting a member to be processed made of SUJ2 to heat treatment under different conditions. In other words, test pieces A to J were prepared with different heat treatment conditions only.
  • the evaluation parameters for the microstructure of the surface (orbital surface) of each of test pieces A to J are the amount of retained austenite on the surface, the amount of undissolved carbide, the average grain size of prior austenite grains, and the martensite grains of the first group. , the average grain size and average aspect ratio of the martensite crystal grains of the third group, and the cross-sectional hardness of the surface layer portion.
  • Each evaluation parameter was measured based on each measurement method described above. The measurement conditions are as follows.
  • An X-ray diffractometer was used to measure the amount of retained austenite and the amount of undissolved carbide.
  • the measurement conditions were a voltage of 40 kV applied to the X-ray tube, a current of 500 mA, an X-ray spot diameter of ⁇ 1 mm, and a diffraction angle 2 ⁇ of 35° to 130°.
  • Average grain size of prior austenite grains Picral was used as the corrosive.
  • the observation field of the optical microscope image was 1000 ⁇ m wide ⁇ 750 ⁇ m long.
  • the permissible load surface pressure of test pieces A to J was defined as follows as a parameter corresponding to the permissible load of mechanical parts.
  • the permissible load surface pressure of test pieces A to J is twice the residual indentation depth (unit: mm) formed by pressing a ceramic ball against the surface of each test piece in the indentation formation test.
  • the maximum contact surface pressure at which the value obtained by dividing by the diameter (unit: mm) is 1/10000.
  • the allowable load surface pressure of test pieces A to J was calculated as follows. First, the surface corresponding to the outer peripheral surface 10d of the test pieces A to J was mirror-polished. Second, by pressing a ceramic ball against the surfaces of the polished specimens A to J and then removing the load, impressions (residual impressions) were formed only on the surfaces. The maximum contact surface pressure between the test piece and the ceramic ball was within the range of 3.0 GPa or more and 6.0 GPa or less. If there is an unhardened portion inside, the load condition is adjusted so that the internal stress during the test does not reach the unhardened portion. Third, the depth of each residual impression formed on the surface of each of test pieces A to J was measured.
  • the maximum contact surface pressure was changed within the above range, and this indentation formation test was repeated.
  • the maximum contact surface pressure calculated in this manner was defined as the allowable load surface pressure of each test piece A to J.
  • the allowable load surface pressure was calculated based on the double value of the residual indentation depth in the main indentation formation test. It is considered that the allowable load surface pressure calculated in this manner is roughly synonymous with the static load rating of the bearing.
  • Table 1 shows the evaluation results of the surface microstructure and allowable load surface pressure of each of test pieces A to J.
  • FIG. 4 is a graph showing the relationship between the amount of retained austenite (unit: %), the average grain size of prior austenite crystal grains (unit: ⁇ m), and the allowable load surface pressure (unit: GPa). As shown in Table 1 and FIG. 4, the allowable load contact pressure decreased as the amount of retained austenite increased. Also, the larger the average grain size of the prior austenite grains, the lower the allowable load surface pressure.
  • FIG. 5 is a graph showing the relationship between the calculated value of the allowable load surface pressure shown in Table 1 and the estimated value D (unit: GPa) of the allowable load surface pressure calculated from the above estimation formula (3).
  • the plots showing the calculated and estimated allowable load surface pressures of the test pieces A to J were distributed near the dashed line indicating that both were equal. From this, it was confirmed that by using the estimation formula (3), the allowable load surface pressure of the mechanical parts having the same structure as the test pieces A to J can be predicted with high accuracy. Note that “R 2 ” in FIG. 5 indicates the contribution rate.
  • FIG. 6 is a graph showing the relationship between the retained austenite amount (unit: %), the undissolved carbide amount (unit: %), and the allowable load surface pressure (unit: GPa). As shown in Table 1 and FIG. 6, it was confirmed that the lower the amount of undissolved carbide, the lower the allowable load contact pressure. This is because the amount of dissolved carbon tends to increase as the amount of undissolved carbide decreases, so the formation of lenticular martensite is promoted, and the formation of microcracks caused by lenticular martensite is promoted, resulting in the formation of residual indentations.
  • FIG. 7 is a graph showing the relationship between the calculated value of the allowable load surface pressure shown in Table 1 and the estimated value D (unit: GPa) of the allowable load surface pressure calculated from the above estimation formula (4).
  • plots showing calculated values and estimated values of allowable load surface pressures of test pieces A to J were distributed in the vicinity of the dashed line indicating a state in which both were equal. From this, it was confirmed that by using the estimation formula (4), the allowable load surface pressure of the mechanical parts having the same structure as the test pieces A to J can be predicted with high accuracy.
  • “R 2 ” in FIG. 7 indicates the contribution rate. The contribution (R 2 ) was 0.938.
  • the estimation formula (3) it is possible to calculate the amount of retained austenite on the surface of the mechanical part and the average grain size of the prior austenite grains in order to realize the allowable load required for the mechanical part.
  • the estimation formula (4) it is possible to calculate the amount of retained austenite and the amount of undissolved carbide on the surface of the mechanical component for realizing the allowable load required for the mechanical component.
  • the above relational expression (1) is a relational expression that should be satisfied by the retained austenite amount A and the average grain size B of the prior austenite crystal grains because the allowable load surface pressure D in the estimation formula (3) is 4.2 GPa or more. be.
  • the relational expression (2) is a relational expression that the retained austenite amount A and the undissolved carbide amount C should satisfy because the allowable load surface pressure D in the estimated expression (4) is 4.2 GPa or more.
  • Specimens A, B, D, F to H satisfy relational expressions (1) and (2).
  • Specimens C, E, I, and J do not satisfy relational expressions (1) and (2).
  • Estimation formula (3) and estimation formula (4) are derived based on the relationship between the microstructure of the surface (raceway surface) of the inner ring of the bearing and the allowable load confirmed in this example. However, it can also be applied to mechanical parts other than inner rings of bearings. In other words, the allowable load contact pressure on the surfaces of the mechanical parts other than the inner ring of the bearing can also be estimated by the estimation formulas (3) and (4).
  • the relationship between the surface microstructure of mechanical parts other than the inner ring of the bearing and the allowable load can also be confirmed by conducting the same test as the above test. Even in such a case, from the correlation between the amount of retained austenite and the average grain size of the prior austenite grains, and the allowable load surface pressure calculated based on the results of the indentation formation test, multiple regression analysis showed that An estimation formula for estimating the allowable load surface pressure can be derived based on the measured values of the retained austenite amount and the average grain size of the prior austenite crystal grains.
  • a relational expression can be derived that satisfies the amount of retained austenite on the surface of the mechanical part and the average grain size of prior austenite crystal grains in order to realize the allowable load required for the mechanical part.
  • the estimated equations and relational expressions derived in this way are considered to be roughly equivalent to the estimated equations (3), (4), (1), and (2) above.
  • the mechanical part is obtained by substituting the allowable load required value for the allowable load surface pressure D in the estimation formulas (3) and (4). It suffices if it is provided so as to satisfy the derived relational expression.
  • estimation formulas (3) and (4) were derived based on the relationship between the allowable load and the microstructure of the surface (raceway surface) of the inner ring made of high-carbon steel confirmed in this example. However, it can also be applied to machine parts made of low-carbon steel or carburized steel with a carbon content of 0.01% by mass or more and less than 0.8% by mass. That is, the allowable load surface pressure of the surface of the machine part made of low-carbon steel or carburized steel having a carbon content of 0.01% by mass or more and less than 0.8% by mass is also calculated by the estimation formula (3) and the estimation formula (4). can be estimated by
  • a relational expression can be derived that satisfies the amount of retained austenite on the surface of the mechanical part and the average grain size of prior austenite crystal grains in order to realize the allowable load required for the mechanical part.
  • the estimated equations and relational expressions derived in this way are considered to be roughly equivalent to the estimated equations (3), (4), (1), and (2) above.
  • the average grain size and average aspect ratio of the martensite grains of the first group and the average grain size and average aspect ratio of the martensite grains of the third group > As shown in Table 1, test piece A in which the average grain size of the martensite grains in the first group is smaller than 1.8 ⁇ m and the average grain size of the martensite grains in the third group is smaller than 1.5 ⁇ m
  • the allowable load surface pressure of ⁇ H is a test piece in which the average grain size of martensite crystal grains in the first group is larger than 1.8 ⁇ m and the average grain size of martensite crystal grains in the third group is larger than 1.5 ⁇ m. It was higher than the allowable load surface pressure of I and J.
  • test piece A in which the average aspect ratio of the martensite grains in the first group is 3.5 or less and the average aspect ratio of the martensite grains in the third group is 3.1 or less
  • the allowable load surface pressure of ⁇ H is a test piece in which the average aspect ratio of the martensite crystal grains in the first group is higher than 3.5 and the average aspect ratio of the martensite crystal grains in the third group is higher than 3.1. It was higher than the allowable load surface pressure of I and J.
  • Cross-section hardness> As shown in Table 1, among the test pieces C, E, I, and J that do not satisfy the relational expressions (1) and (2), the cross-sectional hardness of the test pieces C and E is higher than 770 GPa. rice field. That is, in the test pieces C and E, the cross-sectional hardness was increased, but the allowable load contact pressure was not sufficiently increased. On the other hand, the cross-sectional hardnesses of the test pieces A, B, D, F to H satisfying the relational expressions (1) and (2) were 650 GPa or more and 770 GPa or less. Test pieces A, B, D, F to H are considered to have higher toughness and higher impact resistance than test pieces C and E. Moreover, from the results of this test, the allowable load of the mechanical component according to the present embodiment can be increased to be equal to or higher than the allowable load of the mechanical component having a higher surface hardness without increasing the hardness of the surface. was confirmed.
  • each of the test pieces A to J was assembled into a 6206 type deep groove ball bearing defined in the JIS standard, and a rolling contact fatigue life test was performed on each bearing.
  • the outer ring and rolling elements (balls) of each bearing were prepared as being made of SUJ2 and subjected to heat treatment under the same conditions as the test pieces assembled therewith.
  • the inner ring was rotated at a rotational speed of 3000 rpm while the outer ring was fixed.
  • the maximum contact surface pressure between the rolling elements and the inner ring was 3.3 GPa.
  • a VG64 lubricant was used.
  • Table 1 also shows pass/fail results of the rolling contact fatigue life of the bearings assembled from the test pieces A to J. Pass/fail judgments were made: Bearings whose life exceeded the calculated life were passed (marked as "A” in Table 1), and bearings whose life did not exceed the calculated life were marked as Failed (marked as "F” in Table 1). .
  • the rolling contact fatigue life of the bearing assembled from each of the test pieces A, B, D, F to H satisfying the above relational expressions (1) and (2) is It was sufficiently longer than the rolling contact fatigue life of the bearing assembled from each of test pieces C, E, I, and J that did not satisfy formula (1) and relational formula (2).

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Abstract

機械部品は、焼入れおよび焼戻しが施された鋼で構成されている機械部品である。機械部品は、表面を有し、表面における残留オーステナイト量Ａ（単位：％）と、表面における旧オーステナイト結晶粒の平均粒径Ｂ（単位：μｍ）とが、以下の関係式（１）を満足する。

Description

機械部品
　本発明は、機械部品に関する。
　工作機械、建設機械、ロボット、自動車等の機械装置は、他の部品と接触あるいは摺動する表面を有する機械部品を備えている。機械部品の表面が静止時に比較的大きな負荷を受けると、当該表面に圧痕が生じ、機械装置が適切にかつ円滑に動作し得なくなるおそれがある。そのため、機械部品には、機械装置の静止時に上記表面に作用することが許容される荷重（以下、許容荷重）が存在する。機械部品は、機械装置において許容荷重以上の荷重が上記表面に作用しないように使用される。近年、機械装置の高性能化に伴い、機械装置の許容荷重の向上が求められている。
　なお、軸受では、許容荷重が静的定格荷重として定められている。静的定格荷重は表面の硬さと正の相関を示すことが知られている（例えば、特開２００４－３０１１４９号公報参照）。
特開２００４－３０１１４９号公報
　しかしながら、表面の硬さを高めることによって機械部品の許容荷重を高める技術では、機械部品の靭性の低下を抑制することなく該機械部品の許容荷重を向上することは困難である。
　本発明の主たる目的は、表面の硬さの向上を図ることなく許容荷重が向上され得る機械部品を提供することにある。
　本発明の一態様に係る機械部品は、焼入れおよび焼戻しが施された鋼で構成されている機械部品であって、表面を有し、表面における残留オーステナイト量Ａ（単位：％）と、表面における旧オーステナイト結晶粒の平均粒径Ｂ（単位：μｍ）とが、以下の関係式（１）を満足する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000005
　上記一態様に係る機械部品では、表面における残留オーステナイト量Ａ（単位：％）と、表面における未固溶の炭化物量Ｃ（単位：％）とが、以下の関係式（２）を満足してもよい。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000006
　本発明の他の一態様に係る機械部品は、焼入れおよび焼戻しが施された鋼で構成されている機械部品であって、表面を有し、表面における残留オーステナイト量Ａ（単位：％）と、表面における未固溶の炭化物量Ｃ（単位：％）とが、上記関係式（２）を満足する。
　上記他の一態様に係る機械部品では、表面における残留オーステナイト量Ａ（単位：％）と、表面における旧オーステナイト結晶粒の平均粒径Ｂ（単位：μｍ）とが、上記関係式（１）を満足してもよい。
　上記機械部品は、複数のマルテンサイト結晶粒を含んでいてもよい。複数のマルテンサイト結晶粒は、第１群と、第２群とに区分され得る。第１群に属するマルテンサイト結晶粒の結晶粒径の最小値は、第２群に属するマルテンサイト結晶粒の最大値よりも大きい。第１群に属するマルテンサイト結晶粒の総面積をマルテンサイト結晶粒の総面積で除した値は０．３以上である。第１群に属する結晶粒径が最も小さいマルテンサイト結晶粒を除いた第１群に属するマルテンサイト結晶粒の総面積をマルテンサイト結晶粒の総面積で除した値は０．３未満である。第１群に属するマルテンサイト結晶粒の平均粒径は１．８μｍ以下であってもよい。複数のマルテンサイト結晶粒は、第３群と、第４群とに区分され得る。第３群に属するマルテンサイト結晶粒の結晶粒径の最小値は、第４群に属するマルテンサイト結晶粒の最大値よりも大きい。第３群に属するマルテンサイト結晶粒の総面積をマルテンサイト結晶粒の総面積で除した値は０．５以上である。第３群に属する結晶粒径が最も小さいマルテンサイト結晶粒を除いた第３群に属するマルテンサイト結晶粒の総面積をマルテンサイト結晶粒の総面積で除した値は０．５未満である。第３群に属するマルテンサイト結晶粒の平均粒径は１．５μｍ以下であってもよい。
　上記機械部品において、第１群に属するマルテンサイト結晶粒の平均アスペクト比は３．５以下であってもよい。第３群に属するマルテンサイト結晶粒の平均アスペクト比は３．１以下であってもよい。
　上記機械部品において、表面からの距離が２０μｍまでの領域である表層部の硬さは６５０ＨＶ以上７８０ＨＶ以下であってもよい。
　上記機械部品では、高炭素鋼中の炭素の含有率が０．８質量％以上であり、高炭素鋼中のクロムの含有率が４質量％以下であり、高炭素鋼中のシリコンの含有率が０．１質量％以上０．７質量％以下であり、高炭素鋼中のモリブデンの含有率が０．２５質量％以下であってもよい。
　上記機械部品では、上記表面が他の部品と摺動する摺動面として構成されていてもよい。
　本発明によれば、表面の硬さの向上を図ることなく許容荷重が向上され得る機械部品を提供できる。
本実施の形態に係る機械部品の一例を示す断面図である。 本実施の形態に係る機械部品の製造方法の一例を示すフローチャートである。 試験片Ａ～Ｊの表面に対する圧痕形成試験の結果から求められた、残留圧痕の深さ（単位：ｍｍ）の２倍の値をセラミック球の直径（単位：ｍｍ）で除した値と、各残留圧痕が形成されたときの最大接触面圧（単位：ＧＰａ）との相関関係を示すグラフである。 試験片Ａ～Ｊについて、表面の残留オーステナイト量および旧オーステナイト結晶粒の平均粒径の実測値と、図３のグラフに基づいて算出された許容負荷面圧との相関関係を示すグラフである。 試験片Ａ～Ｊについて、図３のグラフに基づいて算出された許容負荷面圧の算出値と、図４のグラフから導かれた推測式に基づいて算出された許容負荷面圧の推測値との相関関係を示すグラフである。 試験片Ａ～Ｊについて、表面の残留オーステナイト量および未固溶炭化物量の実測値と、図３のグラフに基づいて算出された許容負荷面圧との相関関係を示すグラフである。 試験片Ａ～Ｊについて、図３のグラフに基づいて算出された許容負荷面圧の算出値と、図６のグラフから導かれた推測式に基づいて算出された許容負荷面圧の推測値との相関関係を示すグラフである。 試験片Ｂの表面近傍におけるＥＢＳＤ画像である。 試験片Ｊの表面近傍におけるＥＢＳＤ画像である。 試験片Ａ～Ｊについて、第１群のマルテンサイト結晶粒の平均粒径および平均アスペクト比の実測値と、図３のグラフに基づいて算出された許容負荷面圧との相関関係を示すグラフである。 試験片Ａ～Ｊについて、第３群のマルテンサイト結晶粒の平均粒径および平均アスペクト比の実測値と、図３のグラフに基づいて算出された許容負荷面圧との相関関係を示すグラフである。
　以下、図面を参照して、本発明の実施の形態について説明する。なお、以下の図面においては、同一または相当する部分に同一の参照符号を付し、重複する説明は繰り返さない。
　本実施の形態に係る機械部品１０は、例えば転がり軸受の内輪１０である。以下では、内輪１０を実施形態に係る機械部品の一例として説明する。
　（内輪１０の構成）
　図１は、内輪１０の断面図である。図１に示されるように、内輪１０は、リング状である。内輪１０の中心軸を、中心軸Ａとする。内輪１０は、幅面１０ａと、幅面１０ｂと、内周面１０ｃと、外周面１０ｄとを有している。幅面１０ａ、幅面１０ｂ、内周面１０ｃおよび外周面１０ｄは、内輪１０の表面を構成している。
　以下においては、中心軸Ａの方向を、軸方向とする。また、以下においては、軸方向に沿って見た際に中心軸Ａを中心とする円周に沿う方向を、周方向とする。さらに、以下においては、軸方向に直交する方向を、径方向とする。
　幅面１０ａおよび幅面１０ｂは、軸方向における内輪１０の端面である。幅面１０ｂは、軸方向における幅面１０ａの反対面である。
　内周面１０ｃは、周方向に延在している。内周面１０ｃは、中心軸Ａ側を向いている。内周面１０ｃは、軸方向における一方端で幅面１０ａに連なっており、軸方向における他方端で幅面１０ｂに連なっている。内輪１０は、内周面１０ｃにおいて、軸（図示せず）に嵌め合わされる。
　外周面１０ｄは、周方向に延在している。外周面１０ｄは、中心軸Ａとは反対側を向いている。すなわち、外周面１０ｄは、径方向における内周面１０ｃの反対面である。外周面１０ｄは、軸方向における一方端で幅面１０ａに連なっており、軸方向における他方端で幅面１０ｂに連なっている。
　外周面１０ｄは、軌道面１０ｄａを有している。軌道面１０ｄａは、周方向に延在している。外周面１０ｄは、軌道面１０ｄａにおいて、内周面１０ｃ側に窪んでいる。断面視において、軌道面１０ｄａは、部分円形状である。軌道面１０ｄａは、軸方向において外周面１０ｄの中央にある。軌道面１０ｄａは、外周面１０ｄの一部である。軌道面１０ｄａは、転動体（図１中において図示せず）の転動面に接触する。
　内輪１０は、例えば焼入れおよび焼戻しが行われている高炭素鋼により構成されている。好ましくは、内輪１０を構成している鋼中の炭素の含有率は、０．８０質量パーセント以上１．２０質量パーセント以下である。
　鋼中の炭素の含有率が０．８０質量パーセント以上であれば、内輪１０の製造方法において加工対象部材に対して浸炭処理が実施されることなく、鋼中の固溶炭素量が０．５質量パーセント以上となり得る。鋼中の固溶炭素量が０．５質量パーセント以上であれば、固溶強化によって鋼の強度が上昇するため、高い許容負荷面圧が得られる。また、鋼中の炭素の含有率が０．８０質量パーセント以上であれば、旧オーステナイト結晶粒の粗大化や残留オーステナイト量の増大を抑制する観点で十分な未固溶炭化物量が容易に確保され得る。
　鋼中の炭素の含有率が１．２０質量パーセントを超えると加工性の低下などが懸念されるため、炭素の含有率は１．２０質量パーセント以下であるのが好ましい。
　なお、内輪１０を構成している鋼中の炭素の含有率は、０．０１質量パーセント以上０．８質量パーセント未満であってもよい。内輪１０を構成している鋼は、低炭素鋼または浸炭鋼であってもよい。この場合、内輪１０は浸炭処理が施された表層部を有していればよい。好ましくは、該表層部の固溶炭素量は、０．５質量パーセント以上である。このようにすれば、十分な許容負荷面圧が得られる。
　好ましくは、内輪１０を構成している鋼中のクロムの含有率は、０．００質量パーセント以上４．００質量パーセント以下である。言い換えると、内輪１０を構成している鋼は、クロムを含んでいなくてもよいが、最大で４．００質量パーセントのクロムを含んでいてもよい。鋼中のクロムの含有量が増えるほど、強度、耐摩耗性、転動疲労寿命などが向上する。一方、クロムの含有量が４．００質量パーセントを超えると、焼入れ時の加熱時間及び焼戻し時の加熱時間を比較的長く設定する必要があり、生産性が低下する。また、クロムの含有量が高すぎると、加工性（塑性加工性）が低下し、また製造コストが高くなる。
　好ましくは、内輪１０を構成している鋼中のシリコンの含有率は、０．１０質量パーセント以上０．７５質量パーセント以下である。鋼中のシリコンの含有量が増えるほど、焼戻し軟化抵抗が向上する。なお、シリコンの含有率が高すぎると、低炭素鋼または浸炭鋼の浸炭処理による炭素の侵入を阻害し、生産性が低下する。
　好ましくは、内輪１０を構成している鋼中のマンガンの含有率は、０．０質量パーセント以上１．５質量パーセント以下である。言い換えると、内輪１０を構成している鋼は、マンガンを含んでいなくてもよいが、最大で１．５質量パーセントのマンガンを含んでいてもよい。鋼中のマンガンの含有量が増えるほど、焼入れ性が向上する。なお、マンガンの含有率が高すぎると、加工性（被削性）が低下する。
　好ましくは、内輪１０を構成している鋼中のモリブデンの含有率は、０．００質量パーセント以上０．２５質量パーセント以下である。言い換えると、内輪１０を構成している鋼は、モリブデンを含んでいなくてもよいが、最大で０．２５質量パーセントのモリブデンを含んでいてもよい。鋼中のモリブデンの含有量が増えるほど、焼戻し軟化抵抗が向上する。また、鋼中のモリブデンの含有量が増えるほど、クロムと同様に、強度、耐摩耗性、転動疲労寿命などが向上する。なお、モリブデンの含有量が高すぎると、加工性（塑性加工性）が低下し、また製造コストが高くなる。
　好ましくは、内輪１０を構成している鋼中のニッケルの含有率は、０．００質量パーセント以上５質量パーセント以下である。言い換えると、内輪１０を構成している鋼は、ニッケルを含んでいなくてもよいが、最大で５質量パーセントのニッケルを含んでいてもよい。鋼中のニッケルの含有量が増えるほど、焼入焼戻し後の靭性が向上する。
　好ましくは、内輪１０を構成している鋼中のバナジウムの含有率は、０．００質量パーセント以上１．０質量パーセント以下である。言い換えると、内輪１０を構成している鋼は、バナジウムを含んでいなくてもよいが、最大で１．０質量パーセントのバナジウムを含んでいてもよい。鋼中のバナジウムの含有量が増えるほど、焼戻し軟化抵抗が向上する。また、鋼中のバナジウムの含有量が増えるほど、クロムやモリブデンと同様に、強度、耐摩耗性、転動疲労寿命などが向上する。なお、バナジウムの含有量が高すぎると、加工性（塑性加工性）の低下や価格が高くなる。
　なお、内輪１０を構成している鋼の残部は、鉄および不可避不純物である。
　内輪１０を構成している鋼は、例えば、ＪＩＳ規格に定められているＳＵＪ２、ＳＵＪ３、ＳＵＪ４、ＳＵＪ５、ＳＫ８５、ＡＳＴＭ規格に定められている５０１００、５１１００、５２１００、Ａ４８５Ｇｒａｄｅ１、およびＩＳＯ規格に定められている１００Ｃｒ６、１００Ｃ４ＭｎＳｉ４－４からなる群から選択され得る。
　また、内輪１０を構成している鋼は、例えば、ＪＩＳ規格に定められているＳＮＣＭ８１５、ＳＵＰ１３、Ｓ５５Ｃ、Ｓ５３Ｃ、Ｓ５０Ｃ、Ｓ４５Ｃ、ＳＣＭ４４５、ＳＣＭ４４０、ＳＣＭ４３５、ＳＣｒ４３５、ＳＣＭ４３０、Ｓ２５Ｃ、ＳＣＭ４２０、ＳＣｒ４２０、ＳＮＣＭ４２０、ＳＣＭ４１８、ＳＣＭ４１５、ＳＣｒ４１５、Ｓ１５Ｃ、ＡＳＴＭ規格に定められているＷ１－８、４１６１、１０５０、１０４５、４１４５、４１４０、５１４０、４１３５、５１３５、４１３０、５１３０、１０２５、４３２０、５１２０、１０１５、およびＩＳＯ規格に定められている６０ＣｒＭｏ３２、Ｃ５０、４２ＣｒＭｏ４、３７Ｃｒ４、Ｃ２５、３４ＣｒＭｏ４、３４Ｃｒ４、２２ＣｒＭｏＳ３５、２０Ｃｒ４、１８ＣｒＭｏ４、Ｃ１５からなる群から選択され得る。
　内輪１０の表面（外周面１０ｄ）を構成する鋼は、複数のマルテンサイト結晶粒と、複数の旧オーステナイト結晶粒とを含んでいる。異なる観点から言えば、表面からの距離が２０μｍまでの領域である表層部１１中の鋼は、複数のマルテンサイト結晶粒と、複数の旧オーステナイト結晶粒とを含んでいる。
　内輪１０の表面（外周面１０ｄ）における残留オーステナイト量Ａ（単位：％）と、当該表面における旧オーステナイト結晶粒の平均粒径Ｂ（単位：μｍ）とは、以下の関係式（１）を満足する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000007
　好ましくは、内輪１０の表面（外周面１０ｄ）における残留オーステナイト量Ａ（単位：％）と、当該表面における未固溶の炭化物量Ｃ（単位：％）とは、以下の関係式（２）を満足する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000008
　表面（外周面１０ｄ）の残留オーステナイト量Ａおよび未固溶炭化物量Ｃは、当該表面に対するＸ線回折法により測定される。具体的には、第１に、内輪１０の上記表面を構成する鋼中の残留オーステナイトがマルテンサイトに加工誘起変態しないように当該表面が電界研磨される。第２に、当該表面に対してＸ線回折測定を行い、回折角２θが３５°～１３０°の範囲で回折Ｘ線の強度を測定することにより、Ｘ線プロファイルを得る。第３に、得られたＸ線プロファイルに対してリーベルト解析を行うことにより、残留オーステナイト量Ａおよび未固溶炭化物量Ｃが算出される。
　表面（外周面１０ｄ）における旧オーステナイト結晶粒の平均粒径Ｂは、ＪＩＳ規格（ＪＩＳ　Ｇ　０５５１：２００５）に規定されている方法にしたがって測定される。具体的には、第１に、上記表面を研磨した後、腐食液を用いて当該表面上に旧オーステナイト結晶粒界を現出させる。第２に、当該表面に対して光学顕微鏡撮影が行われる（以下においては、光学顕微鏡撮影によって得られた画像を、「光学顕微鏡画像」という）。なお、光学顕微鏡画像は、十分な数（２０個以上）の旧オーステナイト粒が含まれるように撮影される。第３に、得られた光学顕微鏡画像に対して画像処理を行うことにより、当該光学顕微鏡画像中における各々の旧オーステナイト粒の面積が算出される。第４に、算出された各々の旧オーステナイト粒の面積を４／πで除した値の平方根を計算することにより、各々の旧オーステナイト粒の円相当径が算出される。算出された各々の旧オーステナイト粒の円相当径の合計を光学顕微鏡画像中の旧オーステナイト粒の数で除した値が、表面における旧オーステナイト粒の平均粒径とされる。
　表層部１１に含まれる複数のマルテンサイト結晶粒は、第１群と、第２群とに区分され得る。第１群に属するマルテンサイト結晶粒の結晶粒径の最小値は、第２群に属するマルテンサイト結晶粒の最大値よりも大きい。
　第１群に属するマルテンサイト結晶粒の総面積をマルテンサイト結晶粒の総面積（第１群に属するマルテンサイト結晶粒の総面積と第２群に属するマルテンサイト結晶粒の総面積との和）で除した値は、０．３以上である。
　結晶粒径が最も小さい第１群に属するマルテンサイト結晶粒を除いた第１群に属するマルテンサイト結晶粒の総面積をマルテンサイト結晶粒の総面積で除した値は、０．３未満である。
　このことを別の観点からいえば、マルテンサイト結晶粒は、結晶粒径が大きいものから順に第１群に割り当てられる。第１群への割り当ては、それまでに第１群に割り当てられたマルテンサイト結晶粒の総面積がマルテンサイト結晶粒の総面積の０．３倍以上となった時点で終了する。そして、残余のマルテンサイト結晶粒は、第２群に割り当てられる。
　第１群に属するマルテンサイト結晶粒の平均粒径は、１．８μｍ以下である。好ましくは、第１群に属するマルテンサイト結晶粒の平均粒径は、１．５μｍ以下である。さらに好ましくは、第１群に属するマルテンサイト結晶粒の平均粒径は、１．３μｍ以下である。
　好ましくは、第１群に属するマルテンサイト結晶粒の平均アスペクト比は、３．５以下である。より好ましくは、第１群に属するマルテンサイト結晶粒の平均アスペクト比は、３．３以下である。さらに好ましくは、第１群に属するマルテンサイト結晶粒の平均アスペクト比は、３．２以下である。
　表層部１１に含まれる複数のマルテンサイト結晶粒は、第３群と、第４群とに区分され得る。第３群に属するマルテンサイト結晶粒の結晶粒径の最小値は、第４群に属するマルテンサイト結晶粒の最大値よりも大きい。
　第３群に属するマルテンサイト結晶粒の総面積をマルテンサイト結晶粒の総面積（第３群に属するマルテンサイト結晶粒の総面積と第４群に属するマルテンサイト結晶粒の総面積との和）で除した値は、０．５以上である。
　結晶粒径が最も小さい第３群に属するマルテンサイト結晶粒を除いた第３群に属するマルテンサイト結晶粒の総面積をマルテンサイト結晶粒の総面積で除した値は、０．５未満である。
　このことを別の観点からいえば、マルテンサイト結晶粒は、結晶粒径が大きいものから順に第３群に割り当てられる。第３群への割り当ては、それまでに第３群に割り当てられたマルテンサイト結晶粒の総面積がマルテンサイト結晶粒の総面積の０．５倍以上となった時点で終了する。そして、残余のマルテンサイト結晶粒は、第４群に割り当てられる。
　第３群に属するマルテンサイト結晶粒の平均粒径は、１．５μｍ以下である。好ましくは、第３群に属するマルテンサイト結晶粒の平均粒径は、１．２μｍ以下である。さらに好ましくは、第３群に属するマルテンサイト結晶粒の平均粒径は、１．０μｍ以下である。
　好ましくは、第３群に属するマルテンサイト結晶粒の平均アスペクト比は、３．１以下である。より好ましくは、第３群に属するマルテンサイト結晶粒の平均アスペクト比は、３．０以下である。さらに好ましくは、第３群に属するマルテンサイト結晶粒の平均アスペクト比は、２．９以下である。
　第１群に属するマルテンサイト結晶粒の結晶粒径、平均粒径、および平均アスペクト比は、以下のように測定される。
　第１に、電界放出形走査電子顕微鏡（Field　Emission-　Scanning　Electron　Microscope　ＦＥ－ＳＥＭ）を用いた電子線後方散乱回折法（Electron　Backscattered　Diffraction、ＥＢＳＤ）法に基づいて、内輪１０の表面近傍で回折された電子線の回折パターンが撮像される（以下においては、「ＥＢＳＤ画像」という）。ＥＢＳＤ画像は、十分な数（２０個以上）のマルテンサイト結晶粒が含まれるように撮影される。
　第２に、ＥＢＳＤ画像に表された各結晶粒の結晶方位に基づいて、隣接するマルテンサイト結晶粒の境界が特定される。
　第３に、特定されたマルテンサイト結晶粒の境界に基づいて、ＥＢＳＤ画像に表示されている各々のマルテンサイト結晶粒の面積および形状が算出される。さらに、マルテンサイト結晶粒の結晶粒径が、マルテンサイト結晶粒の面積をπ／４で除した値の平方根、すなわち円相当径として算出される。
　第４に、上記のように算出された各々のマルテンサイト結晶粒の結晶粒径（円相当径）に基づいて、ＥＢＳＤ画像に表示されているマルテンサイト結晶粒のうち、第１群に属するマルテンサイト結晶粒が決定される。ＥＢＳＤ画像に表示されているマルテンサイト結晶粒のうち第１群に属するマルテンサイト結晶粒の総面積を、ＥＢＳＤ画像に表示されているマルテンサイト結晶粒の総面積で除した値は、第１群に属するマルテンサイト結晶粒の総面積をマルテンサイト結晶粒の総面積により除した値とされる。
　第５に、上記のように分類された第１群のマルテンサイト結晶粒の結晶粒径（円相当径）から、第１群に属するマルテンサイト結晶粒の平均粒径が算出される。第１群に分類されたＥＢＳＤ画像に表示されているマルテンサイト結晶粒の円相当径の合計を第１群に分類されたＥＢＳＤ画像に表示されているマルテンサイト結晶粒の個数で除した値が、第１群に属するマルテンサイト結晶粒の平均粒径とされる。
　第６に、上記のように分類された第１群のマルテンサイト結晶粒の形状から、第１群に属するマルテンサイト結晶粒の平均アスペクト比が算出される。具体的には、ＥＢＳＤ画像に表示されている各々のマルテンサイト結晶粒の形状から、ＥＢＳＤ画像に表示されている各々のマルテンサイト結晶粒の形状を最小二乗法により楕円近似する。この最小二乗法による楕円近似は、S.　Biggin　and　D.　J.　Dingley,　Journal　of　Applied　Crystallography,　（1977）10,　376-378に記載の方法にしたがって行われる。この楕円形状において、長軸の寸法を短軸の寸法で除することにより、ＥＢＳＤ画像に表示されている各々のマルテンサイト結晶粒のアスペクト比が算出される。第１群に分類されたＥＢＳＤ画像に表示されているマルテンサイト結晶粒のアスペクト比の合計を、第１群に分類されたＥＢＳＤ画像に表示されているマルテンサイト結晶粒の個数で除した値が、第１群に属するマルテンサイト結晶粒の平均アスペクト比とされる。
　第３群に属するマルテンサイト結晶粒の結晶粒径、平均粒径、およびアスペクト比も、第１群に属するマルテンサイト結晶粒の結晶粒径、平均粒径、およびアスペクト比と同様に測定される。
　表層部１１の硬さは、６５０Ｈｖ以上８１０ＨＶ未満である。上記硬さは、６５０Ｈｖ以上７８０ＨＶ以下であってもよい。上記硬さは、６５０Ｈｖ以上７６０ＨＶ以下であってもよい。なお、表層部１１の硬さは、ビッカース硬さ試験機を用いて表層部１１の断面硬さとして測定される。具体的には、負荷荷重を３００ｇ、ｎ数を３以上として測定された断面硬さの平均値が、表層部１１の硬さとされる。
　（内輪１０の製造方法）
　図２は、内輪１０の製造方法を示す工程図である。図２に示されるように、内輪１０の製造方法は、準備工程Ｓ１と、焼入れ工程Ｓ２と、焼戻し工程Ｓ３と、後処理工程Ｓ４とを有している。焼入れ工程Ｓ２は、準備工程Ｓ１の後に行われる。焼戻し工程Ｓ３は、焼入れ工程Ｓ２の後に行われる。後処理工程Ｓ４は、焼戻し工程Ｓ３の後に行われる。
　準備工程Ｓ１では、加工対象部材が準備される。加工対象部材は、内輪１０と同じ鋼で形成されているリング状の部材である。
　焼入れ工程Ｓ２では、加工対象部材に対して、焼入れが行われる。焼入れは、加工対象部材を、無酸化（例えば、アルゴン、窒素など、または真空中）雰囲気中において、加工対象部材を構成している鋼のＡ１変態点以上の温度で保持し、その後に加工対象部材を構成している鋼のＭＳ変態点以下の温度まで急冷することにより行われる。なお、焼入れは、大気雰囲気中において行われてもよい。この場合には、脱炭を防ぐために、焼入れ工程Ｓ２前に、加工対象部材の表面に対して脱炭防止剤を塗布する処理あるいは銅めっき処理が施される。焼入れ工程Ｓ２は、２回行われてもよい。２回目の焼入れ工程Ｓ２における加熱保持温度は、１回目の焼入れ工程Ｓ２における加熱保持温度よりも低いことが好ましい。
　焼戻し工程Ｓ３では、加工対象部材に対する焼戻しが行われる。焼戻しは、加工対象部材を、加工対象部材を構成している鋼のＡ１変態点未満の温度で保持することにより行われる。後処理工程Ｓ４では、加工対象部材の表面に対する機械加工（研削、研磨）および洗浄等が行われる。以上により、図１に示される内輪１０が形成される。
　なお、上記工程Ｓ２～Ｓ３での熱処理条件は、上記関係式（１）および関係式（２）の少なくともいずれか一方が成立するように、設定される。具体的には、第１に、熱処理条件のみが互いに異なる複数種の試験片を準備される。各試験片は、上記加工対象部材と同じ構造を有している。第２に、各試験片について関係式（１）および関係式（２）の少なくともいずれか一方が成立するか否を評価する。第３に、関係式（１）および関係式（２）の少なくともいずれか一方が成立していた試験片の熱処理条件が内輪１０の製造方法での熱処理条件として設定される。
　（内輪１０の効果）
　内輪１０では、内輪１０の表面（外周面１０ｄ）における残留オーステナイト量Ａ（単位：％）と、当該表面における旧オーステナイト結晶粒の平均粒径Ｂ（単位：μｍ）とが上記関係式（１）を満足する。
　本発明者らは、機械部品の表面を構成する鋼のミクロ組織に着目し、施された熱処理条件が互いに異なることにより表面のミクロ組織のみが互いに異なる種々の機械部品の許容荷重（具体的には、許容荷重とおおよそ同義となるように定義した許容負荷面圧）を実験的に調べた。その結果、関係式（１）が成立する機械部品では、耐圧痕形成性が高く、許容荷重が確保されることを見出した。さらに、本発明者らは、関係式（１）が成立する機械部品の表層部の硬さが６５０Ｈｖ以上８１０Ｈｖ未満の範囲に収まり得ることを見出した。詳細は、実施例に記載する。
　好ましくは、内輪１０の表面（外周面１０ｄ）における残留オーステナイト量Ａ（単位：％）と、当該表面における未固溶の炭化物量Ｃ（単位：％）とが上記関係式（２）を満足する。
　本発明者らは、関係式（１）および関係式（２）が成立する機械部品では、許容荷重が確保されること、表層部の硬さが６５０Ｈｖ以上８１０Ｈｖ未満の範囲に収まり得ることを見出した。
　第１群のマルテンサイト結晶粒の平均粒径が１．８μｍ以下であり、第３群のマルテンサイト結晶粒の平均粒径が１．５μｍ以下であれば、表面を構成する鋼に含まれる複数のマルテンサイト結晶粒のうち微細なマルテンサイト結晶粒径の比率が相対的に高くなる。この場合、内輪１０の許容荷重がさらに改善され得る。
　第１群に属するマルテンサイト結晶粒の平均アスペクト比が３．５以下であり、第３群に属するマルテンサイト結晶粒の平均アスペクト比が３．１以下であれば、各平均アスペクト比が上記値よりも高い場合と比べて、相対的に大きいマルテンサイト結晶粒が応力集中源になりにくい。この場合、内輪１０の許容荷重がさらに改善され得る。
　表層部１１の硬さが６５０ＨＶ以上８１０ＨＶ未満であれば、硬さが８１０ＨＶ以上である場合と比べて、靭性が向上するため、耐衝撃性能が向上する。上記硬さが６５０ＨＶ以上７８０ＨＶ以下であれば、硬さが８１０ＨＶ以上である場合と比べて、靭性がさらに向上するため、耐衝撃性能がさらに向上する。
　（変形例）
　内輪１０では、関係式（１）および関係式（２）のうち少なくとも関係式（２）が成立してもよい。本発明者らは、関係式（２）が成立する機械部品についても、許容荷重が確保されること、表層部１１の硬さが６５０Ｈｖ以上８１０Ｈｖ未満の範囲に収まり得ることを見出した。
　本実施形態に係る機械部品は、内輪に限られるものではなく、他の部品と接触もしくは摺動する表面を有する任意の機械部品であってもよい。本実施の形態に係る機械部品は、例えば、転がり軸受の外輪もしくは転動体、ボールねじ、シャフト、またはハウジング等であってもよい。このような機械部品では、他の部品と接触もしくは摺動する表面について、上記関係式（１）および関係式（２）の少なくともいずれかが成立していればよい。
　（本実施の形態に係る機械部品の他の具体例）
　本実施の形態に係る機械部品は、工作機スピンドル装置の主軸用の玉軸受の内輪、外輪、および玉の少なくともいずれかであってもよい。上述のように、本実施の形態に係る玉軸受は、高い耐衝撃性能を有するため、工作機スピンドル装置の性能向上に寄与し得る。
　本実施の形態に係る機械部品は、鉄鋼設備の連続鋳造装置または圧延装置用の自動調心ころ軸受の内輪、外輪、およびころの少なくともいずれかであってもよい。上記用途の自動調心ころ軸受には、高い許容荷重と、クリープ抑制のために高い寸法安定精度とが求められる。高い寸法安定精度を実現するための方策として、焼戻温度を高めることが有効であるが、焼戻温度を高めると表面の硬さが低下する。そのため、表面の硬さを高めることによって静的定格荷重（許容荷重）を高める上記技術では、高い静的定格荷重と、高い寸法安定精度とを同時に実現することは困難であった。これに対し、本実施の形態に係る自動調心ころ軸受では、表層部の硬さが７８０ＨＶ以下でありながらも許容荷重が高められているため、高い許容荷重と、高い寸法安定精度とが同時に実現され得る。本実施の形態に係る自動調心ころ軸受は、鉄鋼設備の連続鋳造装置または圧延装置の性能向上に寄与し得る。
　本実施の形態に係る機械部品は、建設機械の減速機用の円錐ころ軸受の内輪、外輪、およびころの少なくともいずれか、あるいはアンギュラ玉軸受の内輪、外輪、および玉の少なくともいずれかであってもよい。上記用途の円錐ころ軸受には、高い許容荷重と、割損防止のために高い耐衝撃性能とが求められる。割損防止の観点から、円錐ころ軸受を浸炭鋼で構成することも考えられるが、この場合にはガス浸炭を行う必要があり、その製造プロセスにおいて多量の二酸化炭素が排出される。これに対し、本実施の形態に係る円錐ころ軸受は、高炭素鋼で構成されながらも上記のように高い耐衝撃性能を有しているため、浸炭鋼で構成された円錐ころ軸受と比べて、製造プロセスの環境負荷が低減されていながらも、高い許容荷重と、割損を防止し得る高い耐衝撃性能とを同時に有している。本実施の形態に係る円錐ころ軸受は、鉄鋼設備の連続鋳造装置または圧延装置の性能向上に寄与し得る。
　本実施の形態に係る機械部品は、ロボット用の深溝玉軸受の内輪、外輪、および玉の少なくともいずれかであってもよい。上記用途の深溝玉軸受には、高い許容荷重と、精密な動きを実現するために高い寸法安定精度とが求められる。そのため、本実施の形態に係る深溝玉軸受では、上述した本実施の形態に係る自動調心ころ軸受と同様に、高い許容荷重と、高い寸法安定精度とが同時に実現され得る。本実施の形態に係る深溝玉軸受は、ロボットの性能向上に寄与し得る。
　本実施の形態に係る機械部品は、電気自動車（ＥＶ）、燃料電池自動車（ＦＣＶ）、ブラグインハイブリッド（ＰＨＶ）、ハイブリッド自動車（ＨＶ）などに用いられる摺動部材であってもよい。摺動部材の一例として、トランスミッション用のボールベアリング、ニードル軸受、円錐ころ軸受、円筒ころ軸受やピニオンシャフトが挙げられる。上記用途の摺動部材には、高い許容荷重と、摺動時の静音性とが求められる。本実施の形態に係る摺動部材は、上記の通り高い耐圧痕形成性を有しているため、摺動部材の性能向上に寄与し得る。
　上述のように、本発明者らは、機械部品の表面を構成する鋼のミクロ組織に着目し、施された熱処理条件が互いに異なることにより表面のミクロ組織のみが互いに異なる種々の機械部品の許容荷重（具体的には、許容荷重とおよそ同義となるように定義した許容負荷面圧）を実験的に調べた。以下に、この実験結果を示す。
　（試験片）
　試験片Ａ～Ｊが用いられた。試験片Ａ～Ｊは、玉軸受の内輪とした。試験片Ａ～Ｊは、ＳＵＪ２により構成された加工対象部材に互いに異なる条件の熱処理を施すことにより、準備された。つまり、試験片Ａ～Ｊは、施された熱処理条件のみが互いに異なるものとして準備された。
　（ミクロ組織の評価）
　試験片Ａ～Ｊの各々の表面（軌道面）のミクロ組織の評価パラメータは、表面の残留オーステナイト量、未固溶炭化物量、旧オーステナイト結晶粒の平均粒径、第１群のマルテンサイト結晶粒の平均粒径および平均アスペクト比、第３群のマルテンサイト結晶粒の平均粒径および平均アスペクト比、ならびに表層部の断面硬さとした。各評価パラメータは、上述した各測定方法に基づいて測定された。測定条件は以下の通りである。
　１．残留オーステナイト量および未固溶炭化物量
　測定には、Ｘ線回折装置が用いられた。測定条件は、Ｘ線管に加えられる電圧を４０ｋＶ、電流を５００ｍＡ、Ｘ線のスポット径をφ１ｍｍ、回折角２θを３５°～１３０°とした。
　２．旧オーステナイト結晶粒の平均粒径
　腐食液としてピクラールが用いられた。上記光学顕微鏡画像の観察視野は、横１０００μｍ×縦７５０μｍとした。
　３．マルテンサイト結晶粒の平均粒径および平均アスペクト比
　上記ＥＢＳＤ画像の観察視野は、横１１５μｍ×縦８７μｍとした。
　４．表層部の断面硬さ
　上記ｎ数は３とした。
　（許容負荷面圧の測定）
　試験片Ａ～Ｊの許容負荷面圧は、機械部品の許容荷重に対応するパラメータとして、以下のように定義された。
　試験片Ａ～Ｊの許容負荷面圧は、圧痕形成試験において各試験片の表面にセラミック球を押しあてることにより形成された残留圧痕深さ（単位：ｍｍ）の２倍の値を当該セラミック球の直径（単位：ｍｍ）で除した値が、１／１００００となる最大接触面圧とした。
　試験片Ａ～Ｊの許容負荷面圧を、以下のように算出した。第１に、試験片Ａ～Ｊにおいて外周面１０ｄに対応する表面を鏡面研磨した。第２に、研磨された試験片Ａ～Ｊの表面にセラミック球を押し当て、その後除荷することにより、当該表面にのみ圧痕（残留圧痕）を形成した。試験片とセラミック球との最大接触面圧は３．０ＧＰａ以上６．０ＧＰａ以下の範囲内とした。なお、内部に非硬化部がある場合、試験時の内部応力が非硬化部に及ばないように荷重条件が調整される。第３に、試験片Ａ～Ｊの各々の表面に形成された各残留圧痕の深さを測定した。さらに、最大接触面圧を上記範囲内で変更して、本圧痕形成試験を繰り返し行った。第４に、各試験片Ａ～Ｊに形成された複数の残留圧痕の深さ（単位：ｍｍ）の２倍の値をセラミック球の直径（単位：ｍｍ）で除した値と、各残留圧痕が形成されたときの最大接触面圧（単位：ＧＰａ）との相関関係（図３参照）から、当該値が１／１００００となる最大接触面圧を算出した。このように算出された最大接触面圧を、各試験片Ａ～Ｊの許容負荷面圧と定義した。
　なお、本圧痕形成試験で形成された残留圧痕深さを、内輪および転動体の各々が同一の鋼で構成されている軸受での残留圧痕に換算するために、当該軸受では軌道面および転動面の各々の塑性変形量が互いに等しくなることに着目して、本圧痕形成試験での残留圧痕深さの２倍の値に基づいて許容負荷面圧を算出した。このように算出された許容負荷面圧は、軸受の静的定格荷重とおおよそ同義になると考えられる。
　（評価結果）
　表１は、試験片Ａ～Ｊの各々の表面のミクロ組織および許容負荷面圧の評価結果を示している。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000009
＜１．残留オーステナイト量および旧オーステナイト結晶粒の平均粒径＞
　図４は、残留オーステナイト量（単位：％）、旧オーステナイト結晶粒の平均粒径（単位：μｍ）、および許容負荷面圧（単位：ＧＰａ）の関係を示すグラフである。表１および図４に示されるように、残留オーステナイト量が多いほど、許容負荷面圧は低下した。また、旧オーステナイト結晶粒の平均粒径が大きいほど、許容負荷面圧は低くなった。
　さらに、図４に示される残留オーステナイト量、旧オーステナイト結晶粒の平均粒径、および許容負荷面圧の相関関係から、重回帰分析により、残留オーステナイト量Ａ（単位：％）および旧オーステナイト結晶粒の平均粒径Ｂ（単位：μｍ）の測定値に基づいて許容負荷面圧Ｄ（単位：ＧＰａ）を推定するための以下の推定式（３）を導いた。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000010
　さらに、上記推定式（３）に基づいて、残留オーステナイト量Ａ（単位：％）および旧オーステナイト結晶粒の平均粒径Ｂ（単位：μｍ）の測定値から、許容負荷面圧の推定値Ｄ（単位：ＧＰａ）を算出した。図５は、表１に示される許容負荷面圧の算出値と、上記推定式（３）から算出された許容負荷面圧の推定値Ｄ（単位：ＧＰａ）との関係を示すグラフである。図５に示されるように、試験片Ａ～Ｊの各々の許容負荷面圧の算出値と推定値とを示すプロットは、両者が等しい状態を示す破線の近傍に分布していた。このことから、推定式（３）を用いることにより試験片Ａ～Ｊと同等の構造を有する機械部品の許容負荷面圧を高精度に予測できることが確認された。なお、図５中の「Ｒ2」は、寄与率を示す。寄与率（Ｒ2）は０．９４２であった。
＜２．残留オーステナイト量および未固溶炭化物量＞
　図６は、残留オーステナイト量（単位：％）、未固溶炭化物量（単位：％）、および許容負荷面圧（単位：ＧＰａ）の関係を示すグラフである。表１および図６に示されるように、未固溶炭化物量が低いほど、許容負荷面圧が低くなる傾向が確認された。これは、未固溶炭化物量が少ないほど固溶炭素量が多くなる傾向があるためにレンズマルテンサイトの生成が促進され、レンズマルテンサイトに起因したマイクロクラックの生成が促進され、結果残留圧痕の深さが深くなるためと考えられる。他方、図６に示されるように、未固溶炭化物量が１０％以上よりも多くなると、固溶炭素量が不足して残留圧痕の深さが深くなるため、許容負荷面圧は低下する。
　さらに、図６に示される残留オーステナイト量、未固溶炭化物量、および許容負荷面圧の相関関係から、重回帰分析により、残留オーステナイト量Ａ（単位：％）および未固溶炭化物量Ｃ（単位：％）の測定値に基づいて許容負荷面圧Ｄ（単位：ＧＰａ）を推定するための以下の推定式（４）を導いた。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000011
　さらに、上記推定式（４）に基づいて、残留オーステナイト量Ａ（単位：％）および未固溶炭化物量Ｃ（単位：％）の測定値から、許容負荷面圧の推定値Ｄ（単位：ＧＰａ）を算出した。図７は、表１に示される許容負荷面圧の算出値と、上記推定式（４）から算出された許容負荷面圧の推定値Ｄ（単位：ＧＰａ）との関係を示すグラフである。図７に示されるように、試験片Ａ～Ｊの各々の許容負荷面圧の算出値と推定値とを示すプロットは、両者が等しい状態を示す破線の近傍に分布していた。このことから、推定式（４）を用いることにより試験片Ａ～Ｊと同等の構造を有する機械部品の許容負荷面圧を高精度に予測できることが確認された。なお、図７中の「Ｒ2」は、寄与率を示す。寄与率（Ｒ2）は０．９３８であった。
　推定式（３）を用いて、機械部品に求められる許容荷重を実現するための、機械部品の表面の残留オーステナイト量および旧オーステナイト結晶粒の平均粒径を算出できる。また、推定式（４）を用いて、機械部品に求められる許容荷重を実現するための、機械部品の表面の残留オーステナイト量および未固溶炭化物量を算出できる。上記関係式（１）は、推定式（３）の許容負荷面圧Ｄが４．２ＧＰａ以上であるために、残留オーステナイト量Ａおよび旧オーステナイト結晶粒の平均粒径Ｂが満足すべき関係式である。上記関係式（２）は、推定式（４）の許容負荷面圧Ｄが４．２ＧＰａ以上であるために、残留オーステナイト量Ａおよび未固溶炭化物量Ｃが満足すべき関係式である。試験片Ａ，Ｂ，Ｄ，Ｆ～Ｈは、関係式（１）および関係式（２）を満足する。試験片Ｃ，Ｅ，Ｉ，Ｊは、関係式（１）および関係式（２）を満足しない。
　なお、推定式（３）および推定式（４）は、本実施例にて確認された軸受の内輪の表面（軌道面）のミクロ組織と許容荷重との関係に基づいて導出されたものであるが、軸受の内輪以外の機械部品にも適用し得る。つまり、軸受の内輪以外の機械部品の表面の許容負荷面圧も、推定式（３）および推定式（４）によって推定され得る。
　他方、軸受の内輪以外の機械部品の表面のミクロ組織と許容荷重との関係も、上記試験と同様の試験を行うことにより確認できる。このような場合にも、残留オーステナイト量および旧オーステナイト結晶粒の平均粒径の実測値と、圧痕形成試験の結果に基づいて算出される許容負荷面圧との相関関係から、重回帰分析により、残留オーステナイト量および旧オーステナイト結晶粒の平均粒径の実測値に基づいて許容負荷面圧を推定する推定式が導出され得る。さらに、当該推定式から、機械部品に求められる許容荷重を実現するために当該機械部品の表面の残留オーステナイト量および旧オーステナイト結晶粒の平均粒径が満足すべき関係式が導出され得る。このように導出された推定式および関係式は、上記推定式（３）、推定式（４）、関係式（１）、および関係式（２）とおおよそ同等となると考えられる。
　また、要求される許容荷重が４．２ＧＰａ未満である場合、当該機械部品は、推定式（３）および推定式（４）の許容負荷面圧Ｄに許容荷重の要求値が代入されることにより導出される関係式、を満足するように設けられていればよい。
　さらに、推定式（３）および推定式（４）は、本実施例にて確認された高炭素鋼からなる内輪の表面（軌道面）のミクロ組織と許容荷重との関係に基づいて導出されたものであるが、炭素含有量が０．０１質量パーセント以上０．８質量パーセント未満である低炭素鋼または浸炭鋼からなる機械部品にも適用し得る。つまり、炭素含有量が０．０１質量パーセント以上０．８質量パーセント未満である低炭素鋼または浸炭鋼からなる機械部品の表面の許容負荷面圧も、推定式（３）および推定式（４）によって推定され得る。
　炭素含有量が０．０１質量パーセント以上０．８質量パーセント未満である低炭素鋼または浸炭鋼からなる機械部品の表面のミクロ組織と許容荷重との関係も、上記試験と同様の試験を行うことにより確認できる。このような場合にも、残留オーステナイト量および旧オーステナイト結晶粒の平均粒径の実測値と、圧痕形成試験の結果に基づいて算出される許容負荷面圧との相関関係から、重回帰分析により、残留オーステナイト量および旧オーステナイト結晶粒の平均粒径の実測値に基づいて許容負荷面圧を推定する推定式が導出され得る。さらに、当該推定式から、機械部品に求められる許容荷重を実現するために当該機械部品の表面の残留オーステナイト量および旧オーステナイト結晶粒の平均粒径が満足すべき関係式が導出され得る。このように導出された推定式および関係式は、上記推定式（３）、推定式（４）、関係式（１）、および関係式（２）とおおよそ同等となると考えられる。
　＜３．第１群のマルテンサイト結晶粒の平均粒径および平均アスペクト比、ならびに第３群のマルテンサイト結晶粒の平均粒径および平均アスペクト比＞
　表１に示されるように、第１群のマルテンサイト結晶粒の平均粒径が１．８μｍよりも小さくかつ第３群のマルテンサイト結晶粒の平均粒径が１．５μｍよりも小さい試験片Ａ～Ｈの許容負荷面圧は、第１群のマルテンサイト結晶粒の平均粒径が１．８μｍよりも大きいかつ第３群のマルテンサイト結晶粒の平均粒径が１．５μｍよりも大きい試験片Ｉ，Ｊの許容負荷面圧よりも高かった。
　表１に示されるように、第１群のマルテンサイト結晶粒の平均アスペクト比が３．５以下でありかつ第３群のマルテンサイト結晶粒の平均アスペクト比が３．１以下である試験片Ａ～Ｈの許容負荷面圧は、第１群のマルテンサイト結晶粒の平均アスペクト比が３．５よりも高くかつ第３群のマルテンサイト結晶粒の平均アスペクト比が３．１よりも高い試験片Ｉ，Ｊの許容負荷面圧よりも高かった。
　＜４．断面硬さ＞
　表１に示されるように、上記関係式（１）および関係式（２）を満足しない試験片Ｃ，Ｅ，Ｉ，Ｊのうち、試験片Ｃ，Ｅの断面硬さは、７７０ＧＰａよりも高かった。つまり、試験片Ｃ，Ｅでは、断面硬さは高められているが、許容負荷面圧は十分に高められていなかった。これに対し、上記関係式（１）および関係式（２）を満足する試験片Ａ，Ｂ，Ｄ，Ｆ～Ｈの断面硬さは、６５０ＧＰａ以上７７０ＧＰａ以下であった。試験片Ａ，Ｂ，Ｄ，Ｆ～Ｈでは、試験片Ｃ，Ｅと比べて、靭性が高く、耐衝撃性能が高いと考えられる。また、本試験結果から、本実施の形態に係る機械部品の許容荷重は、表面の硬さを高めることなく、表面の硬さがより高い機械部品の許容荷重と同等あるいはそれ以上に高められ得ることが確認された。
　（転動疲労寿命試験）
　さらに、試験片Ａ～Ｊの各々をＪＩＳ規格に定められている６２０６型番の深溝玉軸受に組み立てて、各軸受に対して転動疲労寿命試験を行った。各軸受の外輪および転動体（玉）は、ＳＵＪ２により構成されており、かつこれらと組み立てられる試験片と同じ条件の熱処理が施されたものとして準備された。転動疲労試験においては、外輪を固定した状態で、内輪を３０００ｒｐｍの回転速度で回転させた。転動体と内輪との最大接触面圧は３．３ＧＰａとした。ＶＧ６４の潤滑油が用いられた。
　各軸受の内輪の軌道面に剥離が発生するまでの時間を寿命として測定し、測定された寿命の合否を判定した。表１に、試験片Ａ～Ｊから組み立てられた各軸受の転動疲労寿命の合否の結果を合わせて示す。合否判定は、寿命が計算寿命を超えた軸受を合格（表１に「Ａ」と記す）とし、寿命が計算寿命を超えなかった軸受を不合格（表１に「Ｆ」と記す）とした。表１に示されるように、上記関係式（１）および関係式（２）を満足する試験片Ａ，Ｂ，Ｄ，Ｆ～Ｈの各々から組み立てられた軸受の転動疲労寿命は、上記関係式（１）および関係式（２）を満足しない試験片Ｃ，Ｅ，Ｉ，Ｊの各々から組み立てられた軸受の転動疲労寿命と比べて、十分に長かった。
　本試験結果から、上記関係式（１）および関係式（２）を満足する機械部品によれば、上記関係式（１）および関係式（２）を満足しない機械部品に対して、許容荷重の向上と、転動疲労寿命の向上とを同時に実現し得ることが確認された。
　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すべての変更を含むことが意図される。
１０　内輪、１０ａ，１０ｂ　幅面、１０ｃ　内周面、１０ｄ　外周面、１０ｄａ　軌道面、１１　表層部。

Claims (9)

  1. 　焼入れおよび焼戻しが施された鋼で構成されている機械部品であって、
    　表面を有し、
    　前記表面における残留オーステナイト量Ａ（単位：％）と、前記表面における旧オーステナイト結晶粒の平均粒径Ｂ（単位：μｍ）とが、以下の関係式（１）を満足する、機械部品。
    Figure JPOXMLDOC01-appb-I000001
  2. 　前記表面における前記残留オーステナイト量Ａ（単位：％）と、前記表面における未固溶の炭化物量Ｃ（単位：％）とが、以下の関係式（２）を満足する、請求項１に記載の機械部品。
    Figure JPOXMLDOC01-appb-I000002
  3. 　焼入れおよび焼戻しが施された鋼で構成されている機械部品であって、
    　表面を有し、
    　前記表面における残留オーステナイト量Ａ（単位：％）と、前記表面における未固溶の炭化物量Ｃ（単位：％）とが、以下の関係式（２）を満足する、機械部品。
    Figure JPOXMLDOC01-appb-I000003
  4. 　前記表面における前記残留オーステナイト量Ａ（単位：％）と、前記表面における旧オーステナイト結晶粒の平均粒径Ｂ（単位：μｍ）とが、以下の関係式（１）を満足する、請求項３に記載の機械部品。
    Figure JPOXMLDOC01-appb-I000004
  5. 　前記表面を有する表層部を含み、
    　前記表層部は、複数のマルテンサイト結晶粒を含み、
    　前記複数のマルテンサイト結晶粒は、第１群と、第２群とに区分され、
    　前記第１群に属する前記マルテンサイト結晶粒の結晶粒径の最小値は、前記第２群に属する前記マルテンサイト結晶粒の最大値よりも大きく、
    　前記第１群に属する前記マルテンサイト結晶粒の総面積を前記マルテンサイト結晶粒の総面積で除した値は０．３以上であり、
    　前記第１群に属する結晶粒径が最も小さい前記マルテンサイト結晶粒を除いた前記第１群に属する前記マルテンサイト結晶粒の総面積を前記マルテンサイト結晶粒の総面積で除した値は０．３未満であり、
    　前記第１群に属する前記マルテンサイト結晶粒の平均粒径は１．８μｍ以下であり、
    　前記複数のマルテンサイト結晶粒は、第３群と、第４群とに区分され、
    　前記第３群に属する前記マルテンサイト結晶粒の結晶粒径の最小値は、前記第４群に属する前記マルテンサイト結晶粒の最大値よりも大きく、
    　前記第３群に属する前記マルテンサイト結晶粒の総面積を前記マルテンサイト結晶粒の総面積で除した値は０．５以上であり、
    　前記第３群に属する結晶粒径が最も小さい前記マルテンサイト結晶粒を除いた前記第３群に属する前記マルテンサイト結晶粒の総面積を前記マルテンサイト結晶粒の総面積で除した値は０．５未満であり、
    　前記第３群に属する前記マルテンサイト結晶粒の平均粒径は１．５μｍ以下である、請求項１～４のいずれか１項に記載の機械部品。
  6. 　前記第１群に属する前記マルテンサイト結晶粒の平均アスペクト比は３．５以下であり、
    　前記第３群に属する前記マルテンサイト結晶粒の平均アスペクト比は３．１以下である、請求項５に記載の機械部品。
  7. 　前記表面からの距離が２０μｍまでの領域である表層部を含み、
    　前記表層部の硬さが６５０ＨＶ以上７８０ＨＶ以下である、請求項１～６のいずれか１項に記載の機械部品。
  8. 　前記鋼は高炭素鋼であり、
    　前記高炭素鋼中の炭素の含有率は、０．８質量％以上であり、
    　前記高炭素鋼中のクロムの含有率は、４質量％以下であり、
    　前記高炭素鋼中のシリコンの含有率は、０．１質量％以上０．７質量％以下であり、
    　前記高炭素鋼中のモリブデンの含有率は、０．２５質量％以下である、請求項１～７のいずれか１項に記載の機械部品。
  9. 　前記表面が他の部品と摺動する摺動面として構成されている、請求項１～８のいずれか１項に記載の機械部品。
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Citations (5)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2010236049A (ja) * 2009-03-31 2010-10-21 Jfe Steel Corp 異物環境下での転動疲労特性に優れた軸受部品の製造方法
JP2010249215A (ja) * 2009-04-15 2010-11-04 Nsk Ltd 水素雰囲気用転がり軸受
JP2012237338A (ja) * 2011-05-10 2012-12-06 Nsk Ltd 転がり軸受
JP2013011010A (ja) * 2011-06-02 2013-01-17 Nsk Ltd 転がり軸受およびその製造方法
JP2014020538A (ja) * 2012-07-23 2014-02-03 Nsk Ltd 転がり軸受、転がり軸受の製造方法、高周波熱処理装置

Patent Citations (5)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2010236049A (ja) * 2009-03-31 2010-10-21 Jfe Steel Corp 異物環境下での転動疲労特性に優れた軸受部品の製造方法
JP2010249215A (ja) * 2009-04-15 2010-11-04 Nsk Ltd 水素雰囲気用転がり軸受
JP2012237338A (ja) * 2011-05-10 2012-12-06 Nsk Ltd 転がり軸受
JP2013011010A (ja) * 2011-06-02 2013-01-17 Nsk Ltd 転がり軸受およびその製造方法
JP2014020538A (ja) * 2012-07-23 2014-02-03 Nsk Ltd 転がり軸受、転がり軸受の製造方法、高周波熱処理装置

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