WO2023218975A1 - 機械構造部材及びその製造方法 - Google Patents

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猛志 齋藤
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Definitions

  • the present invention relates to a mechanical structural member that requires a high degree of precision and a method for manufacturing the same.
  • the steel materials are subjected to heat treatment (quenching/tempering) to improve machinability, grindability, toughness, wear resistance, etc. .
  • heat treatment such as annealing is performed as necessary to improve machinability and workability.
  • quenching and tempering refining
  • the hardness This is because it is difficult to make the structure uniform.
  • Patent Document 1 proposes a method of manufacturing a ball screw shaft in which thread grooves are formed by rolling.
  • the manufacturing method described in Patent Document 1 is to heat a round bar material to have a hardness of HRC25 to HRC35, then annealing the outer peripheral surface to make it HRC23 or less, and forming a thread groove by rolling.
  • the surface of the groove is hardened by induction hardening. It is described that this makes it possible to manufacture a ball screw shaft with less bending after heat treatment, less thread groove lead error, and less pitch error, without deteriorating workability.
  • Patent Document 2 discloses a method for manufacturing a screw shaft in which thread grooves are rolled on the outer circumferential surface of a normalized steel material, and the surface is further subjected to nitriding treatment or sulphonitriding treatment.
  • Patent Document 2 discloses that a hardened surface layer can be formed on the surface of a screw shaft without high-temperature heating, rapid cooling, or hardening treatment that involves transformation, thereby improving the accuracy, quality, and durability of ball screws and sliding screws. It is stated that it can be done.
  • the present invention has been made in view of the above-mentioned problems, and an object of the present invention is to provide a mechanical structural member having high precision and excellent quality. Further, the present invention provides a method for manufacturing a mechanical structural member that has excellent productivity, suppresses tool wear during manufacturing, and can manufacture a mechanical structural member that has high precision and excellent quality. The purpose is to
  • a manufacturing method for manufacturing the mechanical structural member according to [1] above comprising: The material steel is tempered and has a sorbite structure, and the Rockwell hardness of the material part excluding a predetermined thickness from the surface is 13 to 28 (HRC), and the variation in Rockwell hardness in the material part is 6. (HRC) or less, a tempering process to obtain a tempered material within a plastic working step of performing plastic working on the surface of the tempered material where the grooves and teeth are formed to obtain a processed material; an induction hardening step of performing induction hardening on the processed material;
  • a method for manufacturing a mechanical structural member comprising:
  • a mechanical structural member having high precision and excellent quality can be provided. Further, according to the present invention, it is possible to provide a method for manufacturing a mechanical structural member, which can suppress tool wear during manufacturing and manufacture a mechanical structural member with high precision and excellent quality.
  • FIGS. 1(a) to 1(c) are schematic diagrams showing changes in steel materials when a ball screw shaft is manufactured by the manufacturing method suggested in Patent Document 1.
  • FIGS. 2(a) to 2(c) are schematic diagrams showing changes in steel materials when a ball screw shaft is manufactured under the heat treatment conditions suggested in Patent Document 1.
  • FIG. 3 is a graph showing the relationship between the hardness and position of the S45C material after tempering.
  • FIG. 4 is a graph showing the relationship between hardness and position of the tempered material in this embodiment, where the vertical axis is the hardness and the horizontal axis is the position of the surface layer in a cross section perpendicular to the longitudinal direction of the tempered material. It is a diagram.
  • FIG. 1(a) to 1(c) are schematic diagrams showing changes in steel materials when a ball screw shaft is manufactured by the manufacturing method suggested in Patent Document 1.
  • FIGS. 2(a) to 2(c) are schematic diagrams showing changes in steel materials when a ball screw shaft is manufactured under the heat
  • FIG. 5(a) is a schematic cross-sectional view showing a test material for explaining the hardness measurement position in this embodiment, and FIG. 5(b) is a side view thereof.
  • FIG. 6(a) is a sectional view showing a ball screw shaft for explaining the hardness measurement position, and FIG. 6(b) is a side view thereof.
  • FIG. 7 is a schematic diagram showing the hardening and tempering conditions of the invention example.
  • FIG. 8 is a schematic diagram showing quenching and tempering conditions of a comparative example.
  • Figure 9 shows ball screw shaft No. after induction hardening. 1 is a photograph substituted for a drawing showing a microscopic photograph taken of a metal structure in a cross section parallel to the axis in No. 1.
  • FIG. 10 shows the ball screw shaft No. after induction hardening. 1 is a photograph substituted for a drawing showing a microscopic photograph taken of a metal structure in a cross section perpendicular to the axis in No. 1.
  • Patent Document 1 if the surface is subjected to heat treatment of annealing (softening) while leaving the tempered portion, it is possible to improve thread accuracy even if rolling and induction hardening are performed. That is, Patent Document 1 suggests performing (A-1) hardening, (A-2) tempering (refining), (B) annealing, and (C) induction hardening.
  • the structure of a ball screw shaft when manufactured using the manufacturing method suggested in Patent Document 1 and based on the composition of S55C steel described in JIS G4051:2016 (carbon steel for mechanical structures) is as follows. The situation will be explained below.
  • the main composition of S55C steel material is C: 0.52 to 0.58 (mass%), and when considering that the contents of Si, Mn, P, and S are also equivalent to the contents listed in JIS G4051, this steel material
  • the heat treatment conditions are as follows, for example.
  • FIGS. 1(a) to 1(c) are schematic diagrams showing changes in steel materials when a ball screw shaft is manufactured by the manufacturing method suggested in Patent Document 1.
  • FIGS. 2(a) to 2(c) are schematic diagrams showing changes in the steel material when a ball screw shaft is manufactured under the heat treatment conditions suggested in Patent Document 1.
  • A-1 In quenching, a round bar material is heated to the A3 transformation point +30 to 50°C to form gamma iron (gamma iron: austenite face-centered cubic crystal), and then rapidly cooled (quenched) to achieve a very Martensite (body-centered cubic (square)) is a hard and brittle structure.
  • A-2) In tempering, the extremely hard and brittle structure that has become martensite is heated to the tempering temperature and then cooled, resulting in a slight decrease in hardness and toughness. According to (A-1) and (A-2) above, the round bar material 1 is tempered and the hardness of the entire material is set in the range of HRC 25 to 35, as shown in Figure 1(a). A mass part 11 is formed.
  • annealing In annealing (annealing), the tempered steel material is sufficiently maintained in an austenitic structure (790° C.) and then slowly cooled in a furnace. As a result, as shown in FIG. 1(b), a softened layer 12 having a hardness of HRC23 or less is formed on the surface. After performing peeling processing, centerless grinding, and rolling processing, the surface is induction hardened to form a hardened layer 13 in the range of HRC 55 to 62, as shown in FIG. 1(c). Ru.
  • annealing Generally, the purpose of annealing is to remove internal residual stress caused by processing, soften the structure, and improve malleability. That is, annealing reduces lattice defects in the metal structure and recrystallizes it, which reduces residual stress and softens the metal structure.
  • the tempered portion 11 may not actually remain.
  • the round bar material 2 is tempered by quenching and tempering to form a tempered portion 11, but as shown in FIG. 2(b), Due to the annealing, a softened layer 12 is formed up to the radial center of the round bar 1. Since this annealing is performed at a high temperature, the hardness decreases to, for example, 0 to 9 (HRC). After performing peeling processing, centerless grinding, and rolling processing, the surface is induction hardened to form a hardened layer 13 on the outermost surface as shown in FIG. 2(c).
  • a hardened layer 14 is further formed by induction hardening between the softened layer 12 and the hardened layer 13 on the surface.
  • the inventors of the present invention conducted further intensive studies on a method for manufacturing a ball screw shaft that can suppress deformation, has high precision, and has excellent quality.
  • the present inventor investigated the causes of a decrease in dimensional accuracy when manufacturing a ball screw shaft using a coil to bar obtained from a steel material manufacturer.
  • a part of the screw material is designated as a range and the hardness of the polishing rod is instructed to the steel material manufacturer.
  • the surface layer of the polishing rod is hardened, and the hardness decreases as it approaches the core. For this reason, the surface of the polishing rod had the specified hardness, but the hardness of the core was unknown, and the polishing rod as received could not achieve the required accuracy.
  • FIG. 3 is a graph showing the relationship between the hardness and position of S45C material (manufactured by Nippon Steel Corporation) that has been tempered after coil drawing is performed on the coil material.
  • the diameter of the S45C material measured was 16 mm.
  • one end of the diameter in a cross section perpendicular to the longitudinal direction of the S45C material is 0 mm, and the other end is 16 mm.
  • the longitudinal direction of a screw, a screw material, a tempered material, etc. refers to the direction in which a screw shaft extends.
  • the hardness of the obtained S45C tempered material is generally recognized to be within the specified range, but in reality, the hardness of the surface part and the core part is different. The difference in size is huge.
  • the cumulative pitch error which is the sum of the differences between adjacent pitches, is 16 ⁇ m (0.016 mm), which is a large error.
  • the above data in which the cumulative pitch error is 16 ⁇ m (0.016 mm) is data when 550 steel materials are stored in the batch furnace. If the number of steel materials in the batch furnace were increased to 1400, the variation would further increase, the hardness would exceed 7 (HRC), the cumulative pitch error would exceed 30 ⁇ m, and the accuracy would drop significantly. As described above, when the pitch variation increases, peeling occurs on the race surface (raceway surface) of the groove in which the ball rolls, and when the direction of rotation changes, uneven operation tends to occur. It should be noted that the lead cumulative pitch errors after rolling are the same except for the high frequency correction in the next process.
  • the lead accuracy of a ball screw is specified by JIS B1192-3:2018.
  • the permissible variation value ( ⁇ 300 ) is 210 ⁇ m, so the effective thread
  • the allowable displacement is 50.4 ⁇ m.
  • the target value for the thread accuracy grade is between Ct7 and Ct8
  • the allowable variation value ( ⁇ 300 ) will be approximately 75 ⁇ m, so if the effective thread length is 72 mm, the allowable displacement will be 18 ⁇ m. becomes.
  • the cumulative pitch errors when the number of steel materials in the batch furnace is 1400 are all within the standard when the grade is Ct10, but it is necessary to manufacture a ball screw shaft with even higher precision. If so, it will be out of specification. Therefore, there is an increasing demand for a method of manufacturing a ball screw shaft that can further reduce cumulative pitch errors. Furthermore, when the groove of the ball screw shaft is processed by through-feed rolling, the yield is as low as about 60%, resulting in a decrease in productivity. Therefore, there is an increasing demand for a manufacturing method using infeed rolling that can stably manufacture mechanical structural members at low cost.
  • the hardness of the core becomes significantly lower and the hardness of the surface becomes higher. Furthermore, if the steel material is cooled without being heated to its core, the difference in hardness between the core and the surface becomes even more significant. On the other hand, if the tempering temperature is increased to 570° C., for example, in order to reduce the surface hardness, the hardness of the core further decreases, making it difficult to make the hardness and structure uniform.
  • the inventor of the present invention selected conditions that ensure that there is little variation in hardness and that a uniform martensitic structure is formed in the steel material after quenching, and that the hardness of the steel material after tempering is It has been found that a highly accurate mechanical structural member can be obtained by setting a target value and determining the tempering temperature. The present invention has been made based on these findings.
  • This embodiment is a manufacturing method for manufacturing a mechanical structural member, which will be described later, and includes a refining step of refining a steel material to obtain a refining material having predetermined characteristics, and A surface removal process to obtain a material by removing the thickness of the material, a plastic working process to obtain a processed material by performing plastic working on the surface of the material where grooves and teeth will be formed, and induction hardening of this processed material. and an induction hardening process. Note that neither annealing nor annealing is performed between the tempering process and the plastic working process.
  • the material steel is tempered to have a sorbite structure and a Rockwell hardness of 13 to 28 (HRC) in the material part excluding a predetermined thickness from the surface.
  • HRC Rockwell hardness 13 to 28
  • This is a process of obtaining a tempered material with a variation of within 6 (HRC).
  • the refining process generally refers to a quenching process and a tempering process, and is a process that can adjust the hardness of the steel material.
  • Rockwell hardness is a value obtained by converting a value measured in accordance with the Vickers hardness test described in JIS Z 2244:2009.
  • the steel material in the quenching process, is heated to a predetermined temperature, held, and then cooled.
  • the heating temperature and holding time in this quenching step are preferably selected so that the structure of the steel material after the quenching step becomes a uniform martensitic single phase structure and the crystal grains do not become coarse.
  • a uniform martensite single-phase structure means that the grain size of the structure is uniform from the surface to the center, and is not a mixed structure of ferrite and martensite, but a state in which the austenite structure is completely transformed to martensite.
  • the structure is quantitatively measured using a scanning electron microscope, transmission electron microscope, X-ray diffraction method, etc., it is not necessarily 100 area% of the martensite structure alone, and ferrite etc. inevitably remain as impurities. You can leave it there. By confirming this, it can be determined that during quenching, the inside of the furnace was uniformly heated, the temperature rose to the center of the steel material, and the steel material completely became an austenite structure.
  • Conditions such as temperature and time during quenching to keep the variation in structure and hardness of the steel material after quenching within the above ranges vary depending on the composition of the steel material used and the type of furnace. For example, regarding the quenching temperature, set the furnace to a temperature higher than the A3 transformation temperature depending on the amount of carbon contained based on the phase diagram of the steel, and fully heat the workpiece to the center. It can have an austenite single phase structure.
  • the cooling method is not particularly limited, but cooling with water (water cooling), cooling with oil (oil cooling), etc. can be used. Oil cooling can suppress the formation of a martensitic coarsening structure, and can prevent the test material from becoming brittle and cracking after quenching. On the other hand, when cooling with water, many water vapor bubbles adhere to the surface of the steel material after quenching, and due to the heat insulating effect of these bubbles, rapid cooling may not be possible and variations in hardness may occur. Therefore, it is desirable to use oil cooling.
  • a specific method for determining the conditions of the quenching process is to use a test material that has approximately the same shape and composition as the steel material to be used, and to quench this test material under various conditions.
  • An example of this method is to carry out a hardening test step.
  • the structure of the test material that has been quenched under various conditions is observed to confirm whether the structure of the test material is a uniform martensitic single-phase structure. , select the quenching heating conditions that result in a uniform martensite single phase structure.
  • the conditions for the tempering process are selected so that the Rockwell hardness and variation in the material after the tempering process are within a desired range.
  • the dispersion of Rockwell hardness in the material part must be measured and the dispersion should be within 6 (HRC). It is preferable to select suitable quenching heating conditions.
  • a tempering process is performed as described above, and the resulting tempered material is made into a sorbite structure (including a fine uniform structure equivalent to sorbite), which is a uniform microstructure. Since the tempered material made into a sorbite structure has the ductility and mechanical strength necessary for plastic working, the processing accuracy can be improved by this tempering process.
  • the Rockwell hardness of the material part is set to 13 to 28 (HRC), and the variation in Rockwell hardness in the material part is made to be within 6 (HRC). If the Rockwell hardness of the material of the heat-treated material obtained by the tempering process is less than 13 (HRC), plastic working becomes difficult. On the other hand, if the Rockwell hardness of the material exceeds 28 (HRC), the surface of the material after surface removal becomes hard, and processing is possible, but the life of the die, which is a tool, is significantly reduced. Furthermore, when the variation in Rockwell hardness exceeds 6 (HRC), the thread processing accuracy decreases. Therefore, the tempering process should be carried out so that the Rockwell hardness of the material in the tempered material after the tempering process is 13 to 28 (HRC) and the variation is within 6 (HRC). do.
  • the heating temperature in the tempering process should be determined based on the graph of tempering temperature and hardness specific to the steel material used. , is preferably adjusted.
  • a graph of tempering temperature and hardness specific to the steel material may be obtained from a publicly known graph, or may be obtained by tempering the steel material to be used at various temperatures and measuring the subsequent hardness. , you may also create a graph.
  • a specific method for determining the heating conditions for the tempering process is to use a test material after quenching and apply various conditions to this test material.
  • An example of this method is to perform tempering. That is, as a tempering test step, the structure of test materials tempered under various conditions is observed and the variation in hardness is measured. Then, the material part of the test material has a Rockwell hardness of 13 to 28 (HRC), and the variation in Rockwell hardness in the material part is within 6 (HRC). Select conditions. Thereby, the actual tempering process can be carried out using the tempering heating conditions selected in the tempering test process.
  • the Rockwell hardness of the material portion of the test material is preferably 20 to 26 (HRC).
  • the variation in Rockwell hardness is preferably within 2 (HRC), more preferably within 1 (HRC).
  • the variation in hardness after the tempering test process is preferably measured at multiple arbitrary different measurement points in the core region, and the difference between the maximum and minimum values of Rockwell hardness at these multiple measurement points is preferably measured. If the difference is within 6 (HRC), it can be considered that the variation in hardness is within 6 (HRC).
  • the hardness after quenching may affect the hardness after tempering, so the tempering temperature should only be determined based on the graph of tempering temperature and hardness. Rather, it is preferable that the final tempering heating conditions be determined in consideration of the measurement results of the hardness test of the test material after quenching. Although the details will be described later, the hardness after quenching changes depending on the amount of carbon contained in the steel material. Therefore, if the hardness after quenching is equal to or higher than the critical hardness, it can be determined that at least quenching has been performed.
  • the tempering temperature is set to a lower temperature than the temperature derived from the graph, and to set the tempering heating conditions so that the hardness of the tempered material becomes harder after tempering.
  • the tempering temperature higher than the temperature derived from the graph and set the tempering heating conditions so that the hardness of the tempered material after tempering is reduced.
  • the heating temperature has not reached the core
  • quenching is performed using a tempering test material that has approximately the same shape and composition as the material steel, and then It is preferable to carry out a thermal refining test step in which the tempered test material after quenching is tempered at a heating temperature selected as follows.
  • the structure of the heat refining test material after tempering becomes a sorbite structure, and the Rockwell hardness of the material part is 13 to 28 (HRC), and the Rockwell hardness variation is 6 ( This is a step of selecting the quenching heating conditions and the tempering heating conditions so that the temperature is within the range of HRC). Therefore, the actual quenching process is performed using the quenching heating conditions selected in the refining test process, and the tempering process is performed using the tempering heating conditions selected in the refining test process. preferable.
  • the tempering test process if a sorbite structure is not formed as a result of tempering the tempered test material after quenching, there is a possibility that martensitic transformation has not completely occurred after quenching.
  • the heating conditions and cooling conditions of the quenching process will be reviewed.
  • the quenching and tempering temperature may not be appropriate or the quenching may not have been done completely to the core. The heating conditions etc. of the return process shall be reviewed.
  • FIG. 4 is a graph showing the relationship between hardness and position of the tempered material in this embodiment, where the vertical axis is the hardness and the horizontal axis is the position of the surface layer in a cross section perpendicular to the longitudinal direction of the tempered material. It is a diagram.
  • the hardness is measured up to the vicinity of the surface.
  • the heating temperature in the quenching process was 890°C
  • the soaking time was 30 minutes to uniformly heat the inside of the furnace
  • the heating temperature in the tempering process was 500°C
  • the holding time was 30 minutes. After cooling for 120 minutes, a sorbite structure is obtained.
  • the hardness of the tempered material increases rapidly from a depth of about 1.0 mm from the surface as it approaches the surface. Therefore, in this embodiment, after the tempering process, a region from the surface to a predetermined thickness, that is, a region including at least a portion where the hardness of the tempered material is rapidly increasing, is removed. In this embodiment, for example, a 3.0 mm thick region is removed from the surface to obtain the material. As a result, the hardness of the entire material part can be made 13 to 28 (HRC), and the variation in hardness can be kept within 6 (HRC).
  • the area where the hardness is rapidly increasing is about 1.0 mm from the surface of the tempered material, so the area to be removed is at least the area where the hardness is rapidly increasing ( It is sufficient that the area (up to about 1.0 mm from the surface) is included, and it is preferable to remove to a depth of about 2.0 to 3.0 mm from the surface.
  • the hardness of the material before plastic working is slightly lower near the center and slightly higher near the surface; Hardness is approximately uniform in the radial direction.
  • a surface removal step was performed, but this surface removal step is not necessarily a necessary step.
  • the structure of the thermally treated material obtained is a sorbite structure
  • the Rockwell hardness of the entire thermally treated material is 13 to 28 (HRC)
  • the Rockwell hardness varies by 6. (HRC) or less the surface removal step can be omitted. In this case, the yield can be further improved.
  • a region from the surface to a depth of about 3.0 mm is removed to obtain a tempered material (raw material) with a diameter of about 10 mm.
  • the surface of the raw material on which the grooves and teeth are to be formed is subjected to plastic working to form grooves and teeth of a desired shape, thereby obtaining a processed material.
  • the hardness of the screw tooth tip is approximately 33 (HRC)
  • the hardness of the screw tooth bottom (near the root) is approximately 27 (HRC).
  • the area from 0 to 0.5 mm from the tooth bottom of the screw shaft after plastic working is hardened by the plastic working, but the hardness of the part other than this area is the same as the hardness of the material before plastic working. Maintains its hardness.
  • the above plastic working step removes the grooves and teeth in the tempered material after tempering. Plastic working will be applied to the surface forming the . Even in such a case, the hardness of the screw tooth tips and the screw tooth bottoms after plastic working will be the same as above, and the hardness of the screw teeth before plastic working will be the same as that before plastic working, except for the area hardened by plastic working. Maintains the same hardness as the material.
  • the hardness is adjusted to be substantially uniform by the above-mentioned heat refining process, and the surface has a hardness suitable for plastic working, so that there is no difference between the heat refining process and the plastic working process. , it is not necessary to perform either annealing or annealing.
  • the obtained processed material is subjected to induction hardening.
  • a ball screw shaft is targeted, and the ball rolls between the ball screw shaft groove and the nut, thereby converting rotational motion into linear motion, or converting linear motion into linear motion. It converts it into rotational motion. Therefore, the groove (raceway surface) in which the ball rolls receives a large amount of pressure at the contact area with the ball, so in order to give hardness to the surface of the groove and prevent peeling due to contact with the ball, the groove It is necessary to transform the surface to martensitic.
  • the induction hardening conditions are not particularly limited, and are such that the surface becomes a uniform martensitic single-phase structure.
  • the hardness of the material before forming grooves by plastic working has a structure and hardness suitable for plastic working, and the hardness from the surface to the deep part is suitable for plastic working.
  • the variation in height is small, within 6 (HRC). Therefore, wear of the tool can be suppressed, deformation due to plastic working can be suppressed, and a mechanical structural member having high precision and excellent quality can be obtained.
  • 50% or more of the diameter of the tempered material before the surface removal process can be made to have substantially uniform hardness with little variation, so when the surface removal process is performed, In addition, the removal depth can be made shallower, and the yield can be improved.
  • the ball screw obtained by subsequent plastic working and induction hardening The shaft has excellent thread accuracy.
  • productivity can be improved and manufacturing costs can be reduced.
  • the hardness and variation in hardness of the material must be within the above range, and the material must have a sorbite structure (including a fine uniform structure equivalent to sorbite).
  • a process such as annealing may be performed between the thermal refining process and the plastic working process, and in either case, a ball screw with excellent thread accuracy can be obtained.
  • heat treatment steps such as thermal refining, normalizing, annealing, and annealing may be performed as a series of steps before plastic working is performed on the steel material. good.
  • heat treatment steps such as thermal refining, normalizing, annealing, and annealing may be performed as a series of steps before plastic working is performed on the steel material. good.
  • production efficiency can be improved and manufacturing costs can be reduced.
  • CO 2 emissions can be reduced in the entire manufacturing process including the next step, and the overall manufacturing cost can also be reduced.
  • this embodiment is for tempering the steel material for forming grooves by plastic working, but is particularly suitable for forming grooves by infeed rolling.
  • Infeed rolling requires that the workpiece and the thread be parallel, that the workpiece not extend in the axial direction, but deform only in the radial direction where the thread is formed.
  • the Rockwell hardness of the material part is 13 to 28 (HRC), and since it is tempered to a relatively hard state, the workpiece does not extend in the axial direction during infeed rolling. Therefore, it is possible to easily obtain a mechanical structural member having excellent processing accuracy. Therefore, by infeed rolling using the tempered material obtained by the method according to the present embodiment, the yield can be improved and manufacturing costs can be reduced.
  • a SAE4150 round bar material is prepared as a steel material, and a refining process is performed using, for example, a continuous furnace.
  • a quenching process is carried out, and the heating temperature in the quenching process is set at approximately 780°C or higher, which is the A3 transformation point, based on the carbon content (0.48 to 0.53 mass%) of the SAE4150 material and the phase diagram.
  • the temperature is preferably set at 830°C or higher, more preferably set at a temperature lower than 870°C.
  • the continuous furnace is used to carry out the refining, but the type of furnace is not particularly limited.
  • refining is performed in a continuous furnace, it is carried out in the atmosphere, so it is preferable to minimize the number of open areas and heat in a short time in order to prevent the occurrence of cracks due to the formation of a decarburized layer.
  • using a continuous furnace allows for continuous heating with direct flame, which provides excellent heat transfer coefficient and suppresses uneven baking. Only steel materials can be tempered. Therefore, by using a continuous furnace, it is possible to suppress an increase in the number of products in stock, and it is also possible to reduce energy consumption and CO 2 emissions.
  • the heating holding time is preferably 15 to 30 minutes, for example.
  • the soaking time can be shortened by arranging it horizontally in a river shape in order to suppress the occurrence of bending of the steel material.
  • the batch furnace has the advantage that it can be adjusted to a vacuum atmosphere or an inert gas atmosphere, thereby enabling stable thermal refining. Therefore, depending on the size of the steel material, refining conditions, etc., it is also possible to use a batch furnace.
  • the heating conditions in the quenching step are, for example, 840° C. for 20 minutes. Thereafter, by cooling with oil, the structure and hardness of the steel material after the quenching process can be adjusted to a predetermined range.
  • a test material having approximately the same shape and composition as the steel material (SAE4150 material) used is used for this test.
  • One example is a method of performing a hardening test step in which the material is hardened under various conditions. Specifically, we determined the heating conditions for the actual quenching process by observing the structures of test materials that had been quenched under various conditions and confirming whether they were uniform martensite single-phase structures. I can do it.
  • FIG. 5(a) is a schematic cross-sectional view showing a test material for explaining the hardness measurement position in this embodiment
  • FIG. 5(b) is a side view thereof.
  • Hardness measurements can be carried out at any number of different measurement points, but it is best to measure at multiple measurement points where differences in hardness are likely to appear in the material section excluding a predetermined thickness from the surface. is preferred.
  • the length of the test material 21 in the longitudinal direction is L
  • the cross section perpendicular to the longitudinal direction at a position of 0.1L from one end 21a to the other end 21b of the test material 21 is the surface S1
  • the test material A cross section perpendicular to the longitudinal direction at a position of 0.5L from one end 21a of the test material 21 to the other end 21b is plane S2, and a position of 0.9L from one end 21a of the test material 21 to the other end 21b.
  • a cross section perpendicular to the longitudinal direction in is defined as a plane S3, and these planes S1 to S3 are defined as axial measurement planes. Further, as shown in FIG.
  • the distance from the measurement point P0 is 0.5r.
  • Four measurement points P1, P2, P3, and P4 are selected at approximately equal intervals on the circumference, and these measurement points P0 to P4 are defined as radial measurement positions.
  • radial measurement positions represented by measurement points P0 to P4 are set for surfaces S2 and S3.
  • the hardness variation is the maximum value and the minimum value when comparing the Rockwell hardness in the same plane orthogonal to the longitudinal direction in the core region of the test material 21 and at the measurement position in the entire core region. This can be determined by the difference between the values. That is, the comparison of Rockwell hardness within the same plane is a comparison of the hardness at five radial measurement positions (measurement points P0 to P4) for each surface C. In addition, the comparison of Rockwell hardness at the measurement positions of the entire core region refers to the comparison of Rockwell hardness at five radial measurement positions (measurement points P0 to P4) on all three axial measurement surfaces (S1 to S3). This is a comparison of well hardness.
  • the heating conditions in the actual quenching step it is preferable to select heating conditions that satisfy all of the following conditions (a) to (c) as the heating conditions in the actual quenching step.
  • the heating temperature in the tempering step is determined based on the graph of tempering temperature and hardness of SAE4150 material.
  • the temperature is preferably about 650° C. or higher.
  • the upper limit of the tempering temperature is preferably set at a temperature lower than 720° C., which is the A1 transformation point of the SAE4150 material.
  • tempering temperature determines the actual tempering temperature by referring to a graph created under the same conditions as the actual tempering conditions and also taking into account the hardness of the steel material after quenching. Specifically, using the test material for which the quenching heating conditions have been determined, tempering is performed by adjusting the tempering temperature higher or lower than the tempering temperature obtained from the graph. By measuring the hardness of the material part of the green material, the optimum tempering temperature can be adjusted, and the tempering temperature can be adjusted so that the core part is heated at the required predetermined temperature.
  • the tempering conditions are maintained at a temperature of 700° C. for 60 minutes, and then cooled. This results in a sorbite structure.
  • a decarburized layer is generated due to the reaction between carbon (C) contained in the steel material and oxygen (O 2 ) and water vapor in the atmosphere. This may cause cracking.
  • Material surface decarburization and ferrite decarburization occur due to several factors. Due to overheating, the reaction between carbon and oxygen and water vapor in the atmosphere progresses from the surface layer of the steel material toward the center, forming a decarburized layer where carbon is removed.
  • the decarburized layer is also formed by the atmosphere in the furnace during the heat treatment in the tempering step. If rust or black scale (iron oxide) is formed on the surface of the steel material, or if scratches are formed, the oxygen and carbon in the iron oxide will further react and become CO2 . This leads to decarburization and defects such as cracks. Such decarburization starts earlier when the temperature is closer to the quenching temperature. Therefore, the atmosphere during heating in the quenching step and the tempering step is preferably an inert atmosphere in order to prevent the bonding of carbon and oxygen, and in consideration of cost and the like, it is preferably an N 2 atmosphere.
  • the hardness of the material obtained by the surface removal process is, for example, in the range of about 18.0 to 23.5 (HRC), as shown in the range of 3.0 to 13.0 mm in FIG. It is possible to reduce the variation in hardness to approximately 5.5 (HRC).
  • the thickness of the surface of the tempered material to be removed must be selected appropriately depending on the presence or absence of oxidized scale of the material and its diameter, and the thickness should be selected so that the range and variation in hardness after surface removal falls within the above range. It is preferable to set the thickness.
  • the surface removal process can be omitted, thereby increasing the yield. can be further improved.
  • plastic working may be performed on the peripheral surface of the tempered material after tempering in the plastic working step.
  • the conditions for induction hardening are not particularly limited, but for example, conditions such as fixed coil hardening can be used for a workpiece having a short length in the longitudinal direction, and moving coil hardening can be used for a workpiece having a long length in the longitudinal direction.
  • the material steel is tempered so that the hardness range and variation are within a predetermined range, so subsequent plastic working and induction hardening are performed.
  • the ball screw shaft obtained by this process has excellent screw precision. Moreover, when annealing and annealing are not performed, productivity can be improved and manufacturing costs can be reduced.
  • the ball screw shaft obtained by the manufacturing method according to the present embodiment is not limited in its use, it can be used, for example, as a screw shaft for a brake actuator.
  • the manufacturing method according to the present invention is not limited to the manufacturing method of a ball screw shaft, but can be applied to a member that requires forming grooves and teeth by plastic working and then hardening the surfaces of the grooves and teeth by induction hardening. It can be applied to mechanical structural members of various shapes that require high precision and excellent quality.
  • mechanical structural members include racks, gears, etc. More specifically, ball screws, trapezoidal screw shafts, involute gears, trochoid gears, circular arc gears, and serrations.
  • the present invention can be applied to a manufacturing method such as.
  • grooves are formed by plastic working, and teeth are formed between a plurality of longitudinally adjacent grooves when viewed from the side.
  • the surfaces of the teeth that is, the surfaces of the tooth bottom, flank surface, and cutting edge, have a hardened layer formed by induction hardening and having a uniform martensitic single-phase structure.
  • the mechanical structural member has a core region having a sorbite structure, and a boundary layer formed between the core region and the hardened layer, in which a sorbite structure and a martensitic structure are mixed.
  • this mechanical structural member has a sorbite structure, has a Rockwell hardness of 13 to 28 (HRC) in the region excluding the hardened layer, and has a variation in Rockwell hardness within 6 (HRC).
  • the variation in Rockwell hardness represents the difference between the maximum value and the minimum value when Rockwell hardness is measured at a plurality of arbitrary different measurement points in the core region. It is preferable to do so. That is, it is preferable that the difference between the maximum value and the minimum value is within 6 (HRC). Further, the Rockwell hardness in the core region can be expressed by the Rockwell hardness at any of the plurality of different measurement points. That is, it is preferable that the maximum value and minimum value are both within the range of 13 to 28 (HRC).
  • the Rockwell hardness in the core region is preferably 15 (HRC) or more, more preferably 17 (HRC) or more, and even more preferably 19 (HRC) or more. Further, it is preferably over 20 (HRC), more preferably over 21.5 (HRC), even more preferably over 21.9 (HRC), and even more preferably over 22.3 (HRC). It is particularly preferable. Further, the Rockwell hardness in the core region is preferably 26 (HRC) or less, more preferably 25 (HRC) or less, and even more preferably less than 24 (HRC). Furthermore, it is preferably 23.7 (HRC) or less, and more preferably 23.5 (HRC) or less.
  • the difference between the maximum value and the minimum value is preferably smaller than 4 (HRC), and preferably smaller than 2.5 (HRC). is more preferable, and even more preferably within 2.2 (HRC). Furthermore, it is preferably within 2.0 (HRC), more preferably within 1.6 (HRC), and even more preferably within 1.2 (HRC).
  • the mechanical structural member according to this embodiment is obtained by the method for manufacturing a mechanical structural member described above, it is possible to obtain high precision and excellent quality. Furthermore, in the mechanical structural member according to the present embodiment, the structure of the material before grooves and teeth are formed by plastic working is a sorbite structure, and the hardness and variation are adjusted to a predetermined range. Therefore, even after induction hardening, the core region has a sorbite structure, and the Rockwell hardness and its dispersion are within the above specified range, and in particular, the hardness dispersion is different from that of conventional mechanical structural members. In comparison, it has distinctive properties.
  • FIG. 6(a) is a sectional view showing a ball screw shaft for explaining the hardness measurement position
  • FIG. 6(b) is a side view thereof.
  • grooves 32 are formed in the ball screw shaft 31 by infeed rolling, so that teeth are formed between each of the plurality of grooves 32 adjacent to each other in the longitudinal direction. 33 is formed, and a hardened layer 31a is further formed on the surface by induction hardening.
  • the entire tempered material has a sorbite structure before being subjected to not only infeed rolling but also plastic working and induction hardening.
  • a hardened layer 31a having a uniform martensite single phase structure is formed. Therefore, a boundary layer 31c is formed between the core region 31b having a sorbite structure and the hardened layer 31a, and the boundary layer 31c changes from a sorbite structure to a martensitic structure as it approaches the hardened layer 31a from the core region 31b.
  • the Rockwell hardness of the core region 31b and its variation are defined.
  • a method for measuring the Rockwell hardness of the core region 31b and its variation will be specifically described below.
  • the length of the ball screw shaft 31 in the longitudinal direction is L, and the ball screw shaft 31 is perpendicular to the longitudinal direction at a position spaced, for example, by 0.1 L from one end 31e.
  • the cross section is defined as surface S1.
  • a cross section (not shown) at a position separated by, for example, 0.5 L from the one end 31e is defined as surface S2
  • a cross section (not shown) at a position separated by, for example, 0.9 L is defined as surface S3, and these three surfaces Let be the axial measurement plane.
  • the variation in hardness in this embodiment is the maximum Rockwell hardness when comparing the Rockwell hardness in the same plane perpendicular to the longitudinal direction of the ball screw shaft 31 and at all radial measurement positions on all axial measurement surfaces. This can be determined by the difference between the value and the minimum value. That is, in the ball screw shaft 31 according to the present embodiment, the difference between the maximum value and the minimum value of Rockwell hardness at all radial measurement positions on all axial measurement surfaces is within 6 (HRC). , the Rockwell hardness at all measurement positions is within the range of 13 to 28 (HRC).
  • the mechanical structural member is a ball screw shaft as shown in FIG.
  • the preferred range of variation in well hardness is the same as in the case of the mechanical structural member described above.
  • the axial measurement planes include a cross section at a position 0.1L away from the one end 31e of the ball screw shaft 31, a cross section at a position 0.5L away from the one end 31e, and a cross section at a position 0.5L away from the one end 31e.
  • the cross-sections were chosen at locations .9L apart, the invention is not limited thereto.
  • one surface at a selected position in a range of 0.05L to 0.20L from one end 31e of the ball screw shaft 31 in the longitudinal direction and one surface in a selected position in a range of 0.45L to 0.55L from one end 31e. It is preferable to set one surface at a selected position and one surface at a selected position within a range of 0.80L to 0.95L from one end 31e.
  • the mechanical structural member according to the present invention is not limited to the above-mentioned ball screw shaft, but targets various mechanical structural members such as a ball screw, a trapezoidal screw shaft, an involute gear, a trochoid gear, an arc gear, and a serration.
  • various mechanical structural members such as a ball screw, a trapezoidal screw shaft, an involute gear, a trochoid gear, an arc gear, and a serration.
  • the Rockwell hardness in the core region having the sorbite structure is within the range of 13 to 28 (HRC), and the variation in Rockwell hardness is within 6 (HRC).
  • HRC 13 to 28
  • the variation in Rockwell hardness is within 6 (HRC).
  • the preferred range of Rockwell hardness in the core region and the preferred range of variation in Rockwell hardness are as described above.
  • the hardening and tempering conditions of the invention example are shown in FIG.
  • the invention example uses a continuous furnace, and as a quenching step, the material was passed through the furnace heated to 840° C. for 20 minutes, and then cooled with oil. Thereafter, as a tempering step, it was heated to 700°C, held for 60 minutes, and then cooled in air.
  • Fig. 8 shows the quenching and tempering conditions of the comparative example.
  • the temperature was maintained at 850° C. for 120 minutes, and then cooled with oil. Thereafter, as a tempering step, it was heated to 650°C, held for 300 minutes, and then cooled in air.
  • the holding time in the heated state is set longer than that of the invention example using a continuous furnace so that the temperature of the steel material becomes uniform.
  • FIGS. 9 and 10 Microscopic photographs taken of the metal structure of No. 1 are shown in FIGS. 9 and 10. Note that FIG. 9 is a photograph of a cross section parallel to the axis, and FIG. 10 is a photograph of a cross section perpendicular to the axis.
  • the one with the greatest variation was tempered material No. 1-3, and the difference between the maximum and minimum hardness values on surface S2 was 0.7 (HRC).
  • the one with the largest variation was tempered material No. 2-1, and the difference between the maximum and minimum hardness values on surface S2 was 4.0 (HRC). From these results, in the comparative example, the difference between the maximum and minimum hardness values was 4.0 (HRC), but in the invention example, it was 0.7 (HRC), and according to the present invention, the difference between the maximum and minimum hardness values was 0.7 (HRC). Variations in material hardness were suppressed by 82.5%.
  • thermo tempered materials No. 1-4 to 1-6 thermo tempered materials No. 1-4 to 1-6
  • five axial measurement positions P0 - P4
  • HRC the difference between the maximum value and the minimum value was 2.2 (HRC), which was far below the range defined by the present invention (6 (HRC) or less).
  • tempered material No. in samples 1-1 to 1-6 a uniform sorbite structure was observed throughout.
  • tempered material No. Samples 2-1 to 2-3 had a sorbite structure as a whole, but a non-uniform appearance was observed.
  • the invention example ball screw shaft No. 1 and ball screw shaft No. 1, which is a comparative example.
  • ball screw shaft No. 1 When comparing the cumulative pitch error with ball screw shaft No. 2, as shown in Table 6, ball screw shaft No.
  • the cumulative pitch error of ball screw shaft No. 1 is 6 ⁇ m.
  • the error was reduced by about 63% compared to the cumulative pitch error of 16 ⁇ m for No. 2.
  • the target value of the thread accuracy grade is, for example, between Ct7 and Ct8
  • the allowable displacement will be 18 ⁇ m, which is the ball screw shaft No. of the comparative example.
  • ball screw shaft No. 2 is also acceptable, ball screw shaft No. 2 is manufactured by the manufacturing method according to the present invention and has an accumulated pitch error of 6 ⁇ m.
  • 1 is the ball screw shaft No. 1 of the comparative example. Compared to 2, it has extremely high accuracy.
  • the cumulative pitch error was compared between the rolled material after the plastic working process (before the induction hardening process) using the thermal refining method according to the present invention and the ball screw shaft after the induction hardening process.
  • the cumulative pitch error of the rolled material before the induction hardening process was 7 ⁇ m
  • the cumulative pitch error of the ball screw shaft after the induction hardening process was 11 ⁇ m.
  • the lead cumulative pitch error slightly increased due to the induction hardening process, stable accuracy could be maintained even after induction hardening was performed.
  • the obtained ball screw shaft No. 1 had a hardened layer formed on the surface by induction hardening, and had a uniform martensitic single-phase structure.
  • the cross section in the direction parallel to the axis in the core region it was possible to observe metal fibers extending in the rolling direction that were generated when forming the steel material and a uniform sorbite structure.
  • a mixture of sorbite and martensitic structures could be observed.
  • the variation in Rockwell hardness represents the difference between the maximum value and the minimum value when Rockwell hardness is measured at a plurality of different measurement points in the core region.
  • the difference between the maximum value and the minimum value is within 6 (HRC)
  • a ball screw shaft with a thread groove formed by infeed rolling The variation in Rockwell hardness is the difference between the maximum value and the minimum value when comparing the Rockwell hardness in the same plane perpendicular to the longitudinal direction in the core region and at measurement positions in the entire core region. It represents The length of the ball screw shaft in the longitudinal direction is L, Three surfaces perpendicular to the longitudinal direction at positions separated by a predetermined distance from one end in the longitudinal direction are defined as axial measurement surfaces, The axial measurement surface is one surface at a selected position in a range of 0.05L to 0.20L from one longitudinal end and 0.45L to 0.55L from one longitudinal end.
  • a method for manufacturing a mechanical structural member comprising: According to this configuration, productivity is excellent, manufacturing costs can be reduced, and a mechanical structural member having high precision and excellent quality can be manufactured.
  • the tempering step includes: a quenching step of heating and then cooling the steel material; a tempering step of heating and cooling the steel material after the quenching step to form a sorbite structure; The heating temperature and holding time in the quenching process are adjusted so that the steel material after the quenching process has a martensitic single phase structure,
  • the heating temperature of the tempering is set so that the Rockwell hardness of the material part is 13 to 28 (HRC) based on the relationship between the tempering temperature and hardness specific to the steel material.
  • HRC Rockwell hardness of the material part
  • the test material after the quenching test step is tempered at a heating temperature selected based on the relationship between the tempering temperature and hardness specific to the steel material, so that the test material becomes a sorbite structure and , select tempering heating conditions such that the Rockwell hardness of the material part of the test material is 13 to 28 (HRC), and the variation in Rockwell hardness in the material part of the test material is within 6 (HRC).
  • HRC Rockwell hardness of the material part of the test material
  • HRC Rockwell hardness in the material part of the test material is within 6
  • the heat refining test material after the tempering becomes a sorbite structure, and the Rockwell hardness of the material part becomes 13 to 28 (HRC), and the variation in Rockwell hardness in the material part is reduced.
  • the quenching step is performed using the quenching heating conditions selected in the refining test step
  • the method for manufacturing a mechanical structural member according to (9) wherein the tempering step is performed using the tempering heating conditions selected in the refining test step.
  • the quenching heating conditions and the tempering heating conditions can be determined without conducting a test for determining only the quenching conditions.

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Abstract

変形を抑制することができ、高精度で優れた品質を有する機械構造部材を提供する。機械構造部材は、塑性加工により溝（３２）及び歯（３３）が形成されており、高周波焼入れにより表面に形成され、均一なマルテンサイト単相組織を有する硬化層（３１ａ）と、ソルバイト組織を有する芯部領域（３１ｂ）と、芯部領域（３１ｂ）と硬化層（３１ａ）との間に形成された、ソルバイト組織とマルテンサイト組織とが混在する境界層（３１ｃ）と、を有する。また、芯部領域におけるロックウェル硬さが１３～２８（ＨＲＣ）であり、ロックウェル硬さのばらつきが６（ＨＲＣ）以内である。

Description

機械構造部材及びその製造方法
　本発明は、高度な精度を必要とする機械構造部材及びその製造方法に関する。
　一般的に、鋼材を加工して製品を製造する場合、切削性、研削性、靱性、耐摩耗性などを向上させるために、鋼材に熱処理（焼き入れ・焼き戻し）による調質が施される。また、必要に応じて焼きなまし等の熱処理を実施し、被削性や加工性を向上させる。
　この理由としては、すでに公知であるが、比較的均一な形状を有する丸棒材を材料として加工する場合に、一般的熱処理条件で焼入れ及び焼き戻し（調質）を実施しても、硬さ及び組織を均一にすることが困難であるからである。
　近時、精密機械等のさらなる高性能化への要求に対して、ボールねじ軸、ねじ軸、ギヤ等の鋼製品の分野においても、精度及び性能を向上させるための検討が進められている。特に、転造によりねじ溝を加工する方法は、生産性が優れており、製造コストを低減することができるため、転造加工を用いて優れた寸法精度を有するねじ軸を得ることができる製造方法についての要求が高まっている。
　例えば、特許文献１には、ねじ溝を転造加工により形成したボールねじ軸の製造方法が提案されている。上記特許文献１に記載の製造方法は、丸棒材を調質して硬さをＨＲＣ２５～ＨＲＣ３５とした後、その外周面を焼きなまししてＨＲＣ２３以下とし、転造加工によりねじ溝を加工して、この溝の表面を高周波焼入れにより硬化処理する方法である。これにより、加工性を低下することなく、熱処理後の曲がりやねじ溝のリード誤差、またピッチ誤差の少ないボールねじ軸を製造することができることが記載されている。
　また、特許文献２には、焼準を施した素材鋼の外周面にねじ溝を転造し、さらに表面に窒化処理又は浸硫窒化処理を施すねじ軸の製造方法が開示されている。上記特許文献２には、高温加熱、急冷、変態を伴う焼入れ処理を施すことなくねじ軸の表面に表面硬化層を形成することができるため、ボールねじや滑りねじの精度品質、耐久性を向上させることができることが記載されている。
日本国特開２００３－１１９５１８号公報 日本国特開２０１３－９２２１２号公報
　しかしながら、近時、より一層の寸法精度の向上が要求されており、上記特許文献１又は２に記載の製造方法を用いても、所望の加工精度を得ることができないことがある。
　また、上記特許文献１に記載の焼きなまし工程や、上記特許文献２に記載の窒化処理工程又は浸硫窒化処理工程等を実施すると、製造工程が複雑になるとともに、工程数及び処理時間が増加し、生産性が低下する。
　本発明は、上述した課題に鑑みてなされたものであり、高精度で優れた品質を有する機械構造部材を提供することを目的とする。
　また、本発明は、生産性が優れているとともに、製造時における工具の摩耗を抑制し、高精度で優れた品質を有する機械構造部材を製造することができる機械構造部材の製造方法を提供することを目的とする。
　本発明の上記目的は、下記［１］又は［２］の構成により達成される。
　［１］塑性加工により溝及び歯が形成された機械構造部材において、
　高周波焼入れにより表面に形成された、マルテンサイト組織を有する硬化層と、
　ソルバイト組織を有する芯部領域と、
　前記芯部領域と前記硬化層との間に形成された、ソルバイト組織とマルテンサイト組織とが混在する境界層と、を有し、
　前記芯部領域におけるロックウェル硬さが１３～２８（ＨＲＣ）であり、前記ロックウェル硬さのばらつきが６（ＨＲＣ）以内であることを特徴とする、機械構造部材。
　［２］上記［１］に記載の機械構造部材を製造する製造方法であって、
　材料鋼材を調質し、ソルバイト組織を有するとともに、表面から所定の厚さを除く素材部におけるロックウェル硬さが１３～２８（ＨＲＣ）であり、前記素材部におけるロックウェル硬さのばらつきが６（ＨＲＣ）以内である調質材を得る調質工程と、
　前記調質材における前記溝及び歯を形成する面に対して塑性加工を施し、加工材を得る塑性加工工程と、
　前記加工材に高周波焼入れを実施する高周波焼入れ工程と、
を有することを特徴とする、機械構造部材の製造方法。
　本発明によれば、高精度で優れた品質を有する機械構造部材を提供することができる。
　また、本発明によれば、製造時における工具の摩耗を抑制し、高精度で優れた品質を有する機械構造部材を製造することができる機械構造部材の製造方法を提供することができる。
図１（ａ）～（ｃ）は、特許文献１から示唆される製造方法によりボールねじ軸を製造した場合の、鋼材の変化を示す模式図である。 図２（ａ）～（ｃ）は、特許文献１から示唆される熱処理条件によりボールねじ軸を製造した場合の鋼材の変化を示す模式図である。 図３は、調質後のＳ４５Ｃ材の硬さと位置との関係を示すグラフ図である。 図４は、縦軸を硬さとし、横軸を調質材の長手方向に直交する断面における表層面の位置とした場合の、本実施形態における調質材の硬さと位置との関係を示すグラフ図である。 図５（ａ）は、本実施形態における硬さの測定位置を説明するための試験材を示す模式的断面図であり、（ｂ）はその側面図である。 図６（ａ）は、硬さの測定位置を説明するためのボールねじ軸を示す断面図であり、（ｂ）はその側面図である。 図７は、発明例の焼入れ及び焼き戻し条件を示す模式図である。 図８は、比較例の焼入れ及び焼き戻し条件を示す模式図である。 図９は、高周波焼入れ後のボールねじ軸Ｎｏ．１における、軸に平行な断面の金属組織を撮影した顕微鏡写真を示す図面代用写真である。 図１０は、高周波焼入れ後のボールねじ軸Ｎｏ．１における、軸に直交する断面の金属組織を撮影した顕微鏡写真を示す図面代用写真である。
　本発明者は、加工精度を向上させることができる機械構造部材及びその製造方法について、従来の製造方法を考察しつつ、種々検討を行った。
　特許文献１によると、調質部を残し、表面を焼きなまし（軟化）の熱処理を施せば、転造及び高周波焼入れを実施しても、ねじ精度を向上させることができるとされている。すなわち、特許文献１には、（Ａ－１）焼入れ及び（Ａ－２）焼き戻し（調質）、（Ｂ）焼きなまし、（Ｃ）高周波焼入れ、を実施することが示唆されている。
　ここで、上記特許文献１に示唆される製造方法を使用し、ＪＩＳ　Ｇ４０５１：２０１６（機械構造用炭素鋼鋼材）に記載されたＳ５５Ｃ鋼材の組成に基づいてボールねじ軸を製造した場合の組織の様子について、以下に説明する。なお、Ｓ５５Ｃ鋼材の主な組成はＣ：０．５２～０．５８（質量％）であり、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｐ及びＳもＪＩＳ　Ｇ４０５１に記載の含有量と同等として考えた場合に、この鋼材の熱処理条件は、例えば以下のようになる。
（Ａ－１）焼入れ；８００～８５０℃　水冷　硬さ（ロックウェルＣスケール硬さ）ＨＲＣ　６０～
（Ａ－２）焼き戻し；５５０～６５０℃　急冷　硬さＨＲＣ　３０前後
（Ｂ）焼きなまし；７９０℃　炉冷　硬さＨＲＣ　０～８．５
　なお、（Ｂ）焼きなましによる硬さであるＨＲＣ０～８．５は、ブリネル硬さ１４９～１９２ＨＢからの換算値である。
　ここで、（Ａ－１）、（Ａ－２）及び（Ｂ）の工程による鋼材の変化について、図面を参照して、さらに具体的に説明する。
　図１（ａ）～（ｃ）は、特許文献１から示唆される製造方法によりボールねじ軸を製造した場合の鋼材の変化を示す模式図である。また、図２（ａ）～（ｃ）は、特許文献１から示唆される熱処理条件によりボールねじ軸を製造した場合の鋼材の変化を示す模式図である。
　（Ａ－１）焼入れでは、丸棒材をＡ３変態点＋３０～５０℃まで加熱し、γ鉄（ガンマ鉄：オーステナイト面心立方晶）にした後、急冷却（焼入れ）することで、非常に硬くて脆い組織であるマルテンサイト（体心立方晶（正方））とする。
　（Ａ－２）焼き戻しでは、マルテンサイトになった非常に硬くて脆い組織を、焼き戻し温度まで熱した後、冷却することで、硬さが若干低下して靱性が得られる。
　上記（Ａ－１）及び（Ａ－２）により、図１（ａ）に示すように、丸棒材１が調質されて、素材全体の硬さがＨＲＣ２５～３５の範囲に設定された調質部１１が形成される。
　（Ｂ）焼きなまし（焼鈍）では、調質された鋼材をオーステナイト組織（７９０℃）の状態で十分保持した後、炉中で徐冷する。これにより、図１（ｂ）に示すように、表面に硬さがＨＲＣ２３以下である軟化層１２が形成される。
　そして、ピーリング加工、センタレス研削、転造加工を行った後、表面を高周波焼入れすることにより、図１（ｃ）に示すように、ＨＲＣ５５～６２の範囲に硬化処理された硬化層１３が形成される。
　なお、一般的に、焼きなましの目的は、加工による内部残留応力を取り除き、組織を軟化させ、展延性を向上させることである。すなわち、焼きなましによって金属組織の格子欠陥が減少し、再結晶が行われるため、残留応力も減少し、軟化する。
　したがって、従来の焼きなまし熱処理温度及び上記従来の製造方法を用いてねじ軸を製造すると、実際には調質部１１が残存しないことも考えられる。
　具体的には、図２（ａ）に示すように、焼入れ及び焼き戻しにより、丸棒材２が調質されて、調質部１１が形成されるが、図２（ｂ）に示すように、焼きなましにより、丸棒材１の径方向の中心の部分まで軟化層１２となってしまう。この焼きなましは、高温で保持されるため、硬度が例えば０～９（ＨＲＣ）まで低下する。そして、ピーリング加工、センタレス研削、転造加工を行った後、表面を高周波焼入れすることにより、図２（ｃ）に示すように、最表面に高周波焼入れにより硬化した硬化層１３が形成されるとともに、軟化層１２と表面の硬化層１３との間に、さらに高周波焼入れによる硬化層１４が形成される。
　本発明者は、上記従来の製造方法を一般的な熱処理条件で実施した場合に、ねじ軸の中心の部分に軟化層１２が存在し、これが転造加工及び高周波焼入れの工程において、ねじ軸の歪みとなって、寸法精度の低下を引き起こすのではないかとの考えに至った。
　そこで、本発明者は、変形を抑制することができ、高精度で優れた品質を有するボールねじ軸の製造方法について、さらに鋭意検討を行った。
　まず、本発明者は、鋼材メーカから入手する磨き棒（引き抜き棒：Ｃｏｉｌ　ｔｏ　Ｂａｒ）を用いてボールねじ軸を製造する場合に、寸法精度が低下する原因について検討した。
　磨き棒を入手する際には、一般的には、ねじ素材の一部を範囲指定して、磨き棒の硬さを鋼材メーカに指示している。しかし、磨き棒は、表面層側が硬化しており、芯部に近づくにつれて硬度が低下する。このため、磨き棒の表面は指定した硬さになるが、芯部の硬さは不明であり、入手した状態での磨き棒では、要求される精度を得ることができなかった。
　図３は、コイル材に対してコイル引き抜きを実施した後、調質したＳ４５Ｃ材（日本製鉄株式会社製）の硬さと位置との関係を示すグラフ図である。測定したＳ４５Ｃ材の直径は１６ｍｍである。図３に示すグラフ図において、Ｓ４５Ｃ材の長手方向に直交する断面における直径の一端部を０ｍｍとし、他端部を１６ｍｍとしている。なお、本明細書において、ねじ、ねじ素材、調質材等の長手方向とはねじ軸が延びる方向をいう。
　上記コイル引き抜き後に調質したＳ４５Ｃ材に対して硬さを測定した結果、表面から所定の厚さ（例えば、３ｍｍ）の領域を除いた素材部のうち、図３に示す３ｍｍ及び１３ｍｍの位置で表される表面部と、６ｍｍ～１０ｍｍの範囲で表される芯部とでは、芯部の方が１２（ＨＲＣ）程度低い値を示し、Ｕ曲線を描くグラフとなる。
　このように、硬さを指定すれば、入手されるＳ４５Ｃ調質材の硬さは、一般的にはその指定範囲内であると認識されるが、実際には表面部と芯部との硬さの違いは大きいものとなる。
　このような場所による硬さのばらつきの発生は、他の鋼種、例えば、アメリカ自動車技術者協会（ＳＡＥ：Ｓｏｃｉｅｔｙ　ｏｆ　Ａｕｔｏｍｏｔｉｖｅ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｓ）に規格されるＳＡＥ４１５０材（ＪＩＳ　Ｇ４０５３：２０１６（機械構造用合金鋼鋼材）のＳＣＭ４４５に相当）を用いた場合であっても同様に発生する。
　ＳＡＥ４１５０材を使用し、８５０℃で１２０分の加熱及び冷却による焼入れと、６５０℃で３００分の加熱及び冷却による焼き戻しとを実施した場合に、長手方向に直交する断面において、中心と、中心から０．５ｒ（半径ｒの１／２）離隔した位置との間で硬さを比較すると、最大で４（ＨＲＣ）程度のばらつきが発生する。
　また、上記ＳＡＥ４１５０材が長尺である場合には、長手方向（軸方向）にもばらつきが発生する。例えば、長手方向に直交する断面におけるばらつきが４（ＨＲＣ）である場合には、１本のＳＡＥ４１５０材内での硬さのばらつきは１２（ＨＲＣ）にも達することがある。
　また、鋼材メーカから入手する磨き棒（Ｃｏｉｌ　ｔｏ　Ｂａｒ）には、鋼材メーカにおいてコイル材を直線状の棒材に戻す工程が存在するため、この工程により、硬さのばらつきが発生する。すなわち、コイル状の材料をローラで徐々に線状に加工していく工程において、捻じれや折れ曲りを有する材料を直線状にするため、伸ばされたり圧縮されたりする箇所が混在し、これが、硬さのばらつきの原因となる。
　本願発明者は、上記のように硬さのばらつきを有する材料を用いて、実際にねじ転造を実施し、歯形、歯筋及びねじピッチの精度を測定すると、歯車試験機でエラーとなり測定困難となることを見出した。
　具体的には、ＳＡＥ４１５０材を用いた上記調質方法を用いて、長手方向に２０の溝を有するボールねじ軸を製造した場合に、両端部の各１溝は除外し、１８の溝に対して、隣接するピッチの差を累計した累積ピッチ誤差は、１６μｍ（０．０１６ｍｍ）となり、誤差は大きくなる。
　なお、累積ピッチ誤差が１６μｍ（０．０１６ｍｍ）となる上記データは、バッチ炉内に５５０本の材料鋼材を格納した場合のデータである。仮に、バッチ炉内の材料鋼材の数を１４００本にすると、さらにばらつきは増加し、硬さでは７（ＨＲＣ）以上、累積ピッチ誤差は３０μｍを超え、精度が著しく低下する。
　このように、ピッチのばらつきが大きくなると、ボールが転動する溝のレース面（軌道面）において剥離が発生したり、回転方向が変化した場合に、作動ムラが発生しやすくなる。なお、転造後のリード累積ピッチ誤差は次工程の高周波補正分を除くと一致する。
　ところで、ボールねじのリード精度は、ＪＩＳ　Ｂ１１９２－３：２０１８により規定されており、例えば、ねじ精度の等級がＣｔ１０である場合に、変動の許容値（ν３００）は２１０μｍであるため、有効ねじ長を７２ｍｍとしたとき、許容変位は５０．４μｍとなる。ただし、例えば、ねじ精度の等級として、Ｃｔ７とＣｔ８との間を目標値とすると、変動の許容値（ν３００）は約７５μｍとなるため、有効ねじ長を７２ｍｍとしたとき、許容変位は１８μｍとなる。すなわち、バッチ炉内の材料鋼材の数を１４００本にした場合の累積ピッチ誤差は、等級をＣｔ１０とした場合には、全て規格内となるが、より一層高精度であるボールねじ軸を製造しようとすると、規格外となってしまう。したがって、累積ピッチ誤差をより一層低減することができるボールねじ軸の製造方法について、要求が高くなっている。
　さらに、ボールねじ軸の溝をスルーフィード転造により加工した場合には、歩留まりが６０％程度と低くなり、生産性が低下する。したがって、低コストで安定して機械構造部材を製造することができる、インフィード転造を利用した製造方法についての要求も高くなってきている。
　そこで、本発明者は、塑性加工、特に転造加工前の鋼材において、金属組織及び硬さのばらつきを著しく低減することができれば、加工精度を向上させることができると考え、鋼材の調質条件について検討を行った。
　例えば、一般的な焼入れ温度で鋼材を加熱しても、表面から冷却が開始されるため、芯部の硬さは著しく低くなり、表面の硬さは高くなる。また、鋼材の芯部まで加熱されずに冷却された場合には、芯部及び表面の硬さの差はさらに顕著になる。
　一方、表面の硬さを低下させるため、焼き戻し温度を、例えば５７０℃と高くすると、芯部の硬さが更に下がってしまい、硬さ及び組織を均一化することは困難であった。
　以上のような検討の結果、本発明者は、焼入れ後の鋼材において、硬さのばらつきが少ないこと、及び均一なマルテンサイト組織が形成される条件を選択するとともに、焼き戻し後の硬さの目標値を定めて、焼き戻し温度を決定することにより、高精度な機械構造部材を得ることができることを見出した。
　本発明は、これらの知見に基づいてなされたものである。
　以下、本発明の実施形態について詳細に説明する。なお、本発明は、以下で説明する実施形態に限定されるものではなく、本発明の要旨を逸脱しない範囲において、任意に変更して実施することができる。
［機械構造部材の製造方法］
　本実施形態は、後述する機械構造部材を製造するための製造方法であり、材料鋼材を調質し、所定の特性を有する調質材を得る調質工程と、調質材の表面から、所定の厚さを除去して素材を得る表面除去工程と、素材における溝及び歯を形成する面に対して塑性加工を施し、加工材を得る塑性加工工程と、この加工材に高周波焼入れを実施する高周波焼入れ工程と、を有する。なお、調質工程と塑性加工工程との間に、焼きなまし及び焼鈍のいずれも実施しない。
　以下、第１の実施形態として、機械構造部材の製造方法を具体的に説明し、第２の実施形態として、機械構造部材のうち、特にボールねじ軸を製造する場合の製造方法について、より具体的に説明する。
＜第１の実施形態＞
（調質工程）
　調質工程は、材料鋼材を調質し、ソルバイト組織を有するとともに、表面から所定の厚さを除く素材部におけるロックウェル硬さが１３～２８（ＨＲＣ）であり、素材部におけるロックウェル硬さのばらつきが６（ＨＲＣ）以内である調質材を得る工程である。
　調質工程とは、一般的に、焼入れ工程及び焼き戻し工程を表し、材料鋼材の硬さを調整することができる工程である。
　なお、本願明細書において、「ロックウェル硬さ」とは、ＪＩＳ　Ｚ　２２４４：２００９に記載のビッカース硬さ試験に準拠して測定された値を換算したものである。
　本実施形態において、焼入れ工程では、材料鋼材を所定の温度まで加熱して、保持した後に冷却する。この焼入れ工程における加熱温度及び保持時間は、焼入れ工程後の材料鋼材の組織が均一なマルテンサイト単相組織となり、結晶粒が粗大化しないような条件を選択することが好ましい。
　均一なマルテンサイト単相組織とは、表面から中心まで組織の粒径が揃っており、フェライトとマルテンサイト等の混合組織ではなく、完全にオーステナイト組織がマルテンサイト変態している状態を表す。ただし、走査電子顕微鏡、透過電子顕微鏡、Ｘ線回折法等で組織を定量測定した場合に、必ずしもマルテンサイト組織のみで１００面積％である必要はなく、不可避的に不純物としてのフェライト等が残存していてもよい。
　これを確認することにより、焼入れ時において、炉内が均熱化し、材料鋼材の中心部まで温度が上昇して、材料鋼材が完全にオーステナイト組織となったと判断することができる。
　焼入れ後の材料鋼材の組織及び硬さのばらつきを上記範囲にするための、焼入れ時の温度及び時間等の条件は、使用する材料鋼材の組成や、炉の種類によっても異なる。例えば、焼入れ温度については、鋼の状態図に基づき、含有する炭素量によって、Ａ３変態温度以上の温度に炉を設定し、ワークの中心の部分まで十分に加熱することにより、材料鋼材を完全なオーステナイト単相組織とすることができる。
　材料鋼材を完全にオーステナイト組織にした後、急冷すると、マルテンサイト変態を十分に進行させることができる。冷却する方法は特に限定されないが、水による冷却（水冷）、オイルによる冷却（油冷）等を使用することができる。
　油冷は、マルテンサイト粗大化組織が形成されることを抑制し、焼入れ後の試験材の脆弱化及び焼き割れの発生を防止することができる。
　一方、水により冷却すると、焼入れ後の材料鋼材の表面に水蒸気の気泡が多く付着し、この気泡による断熱作用によって、急冷できずに硬さにばらつきが発生することがある。したがって、油冷を採用することが望ましい。
　なお、冷却後にマルテンサイト変態が十分に進行していない場合には、急冷した後に、サブゼロ処理等により更に低温保持をして、マルテンサイト変態を進行させる手段も採用することができる。ただし、冷却設備や工程が複雑になり、製造コストが増大するため、通常の冷却方法によりマルテンサイト変態を進行させることが好ましい。
　特に、本実施形態においては、焼入れ後の材料鋼材の素材部におけるロックウェル硬さのばらつきを減少させることも重要な要素であるため、硬さのばらつきが発生しにくいオイル冷却を選択することが好ましい。
　また、焼入れ工程における他の条件として、一度に焼入れ処理する数が増加すると、一般的に、焼入れ温度及び冷却条件を均一化することが困難になるため、焼入れ処理の数についても、調整することが好ましい。
　焼入れ工程の条件（加熱温度及び加熱時間）を決定する具体的な方法として、使用する材料鋼材と略同一の形状及び組成を有する試験材を用いて、この試験材に対して種々の条件で焼入れする焼き入れ試験工程を実施する方法が挙げられる。すなわち、焼き入れ試験工程として、調質工程の前に、種々の条件で焼入れを実施した試験材について組織を観察し、試験材の組織が均一なマルテンサイト単相組織であるかどうかを確認し、均一なマルテンサイト単相組織となった焼入れ加熱条件を選択する。本実施形態においては、後述のとおり、焼き戻し工程後の素材部におけるロックウェル硬さ及びばらつきが所望の範囲となるように焼き戻し工程の条件を選択する。ただし、焼き戻し工程後に硬さ及びばらつきを上記所望の範囲にするためには、焼入れ工程後においても、素材部におけるロックウェル硬さのばらつきを測定し、ばらつきが６（ＨＲＣ）以内となるような焼入れ加熱条件を選択することが好ましい。
　上記焼入れ工程の後に、上述のとおり、焼き戻し工程を実施し、得られる調質材を均一な微小組織であるソルバイト組織（ソルバイト相当の微小な均一組織を含む）にする。ソルバイト組織にした調質材は、塑性加工に必要な延性や機械強度を有するため、この焼き戻し工程により、加工精度を向上させることができる。
　また、この焼き戻し工程により、素材部のロックウェル硬さを１３～２８（ＨＲＣ）とするとともに、素材部におけるロックウェル硬さのばらつきを６（ＨＲＣ）以内とする。
　焼き戻し工程により得られる調質材の素材部のロックウェル硬さが、１３（ＨＲＣ）未満であると、塑性加工が困難になる。一方、素材部のロックウェル硬さが２８（ＨＲＣ）を超えると、表面除去後の素材の表面が硬くなり、加工は可能であるが、工具であるダイスの寿命が著しく低下する。さらに、ロックウェル硬さのばらつきが６（ＨＲＣ）を超えると、ねじ加工精度が低下する。
　したがって、焼き戻し工程後の調質材における素材部のロックウェル硬さが１３～２８（ＨＲＣ）になるとともに、そのばらつきが６（ＨＲＣ）以内となるように、焼き戻し工程を実施するものとする。
　焼き戻しにより、素材部のロックウェル硬さ及びそのばらつきを上記のように制御するためには、焼き戻し工程における加熱温度は、使用する材料鋼材に固有の焼き戻し温度と硬さとのグラフに基づき、調整されることが好ましい。材料鋼材に固有の焼き戻し温度と硬さとのグラフは、公知のものを入手してもよいし、使用する材料鋼材について、種々の温度で焼き戻しを行い、その後の硬さを測定することにより、グラフを作成してもよい。
　なお、焼入れ工程の条件を決定する方法と同様に、焼き戻し工程においても、その加熱条件を決定する具体的な方法として、焼入れ後の試験材を用いて、この試験材に対して種々の条件で焼き戻しを実施する方法が挙げられる。
　すなわち、焼き戻し試験工程として、種々の条件で焼き戻しを実施した試験材について、組織を観察するとともに、硬さのばらつきを測定する。そして、ソルバイト組織となるとともに、試験材の素材部のロックウェル硬さが１３～２８（ＨＲＣ）であり、素材部におけるロックウェル硬さのばらつきが６（ＨＲＣ）以内となるような焼き戻し加熱条件を選択する。これにより、実際の焼き戻し工程は、上記焼き戻し試験工程において選択された焼き戻し加熱条件を用いて実施することができる。
　なお、試験材の素材部のロックウェル硬さは、２０～２６（ＨＲＣ）であることが好ましい。また、ロックウェル硬さのばらつきは、２（ＨＲＣ）以内であることが好ましく、１（ＨＲＣ）以内であることがより好ましい。
　焼き戻し試験工程後の硬さのばらつきは、芯部領域における異なる任意の複数の測定点に対して測定することが好ましく、これら複数の測定点におけるロックウェル硬さの最大値と最小値との差が６（ＨＲＣ）以内である場合に、硬さのばらつきが６（ＨＲＣ）以内であるとみなすことができる。
　なお、材料鋼材の種類によっては、焼入れ後の硬さは、焼き戻し後の硬さに影響を与えることがあるため、焼き戻し温度と硬さとのグラフに基づいて、焼き戻し温度を決定するのみでなく、最終的な焼き戻し加熱条件は、焼入れ後の試験材の硬さ試験の測定結果も考慮して決定することが好ましい。
　詳細は後述するが、焼入れ後の硬さは、材料鋼材に含有される炭素量によって変化する。したがって、焼入れ後の硬さが臨界硬さ以上であると、最低限焼入れが実施されていることを判断することができる。
　例えば、焼入れ試験後の試験材における芯部の硬さの測定結果が、臨界硬さ以上であるが、低い場合には、焼き戻し試験後の試験材の硬さが、所望の範囲より低くなってしまう可能性がある。したがって、グラフで導き出された温度よりも、焼き戻し温度を低温側に設定し、焼き戻し後の調質材の硬さが硬くなるように、焼き戻し加熱条件を設定することが好ましい。
　一方、焼入れ試験後の試験材における硬さの測定結果が、素材部全体において硬くなっている場合には、焼き戻し試験後の試験材の硬さが、所望の範囲より高くなってしまう可能性がある。したがって、グラフで導き出された温度よりも、焼き戻し温度を高温側に設定し、焼き戻し後の調質材の硬さが低下するように、焼き戻し加熱条件を設定することが好ましい。
　ただし、芯部の硬さの測定結果が、臨界硬さよりも低い場合には、材料鋼材の芯部まで焼入れが実施されていない（芯部まで加熱温度に到達していない）か、又は炉内の温度がばらついていることが想定される。したがって、焼入れ時の加熱温度を上昇させるか、均熱条件を長くする等の加熱条件を見直すことが好ましい。
　また、焼入れ試験後の試験材の硬さの測定及び組織の観察は、省略することができる。この場合には、焼入れ工程の前に、材料鋼材と略同一の形状及び組成を有する調質試験材を用いて焼入れを実施した後、材料鋼材に固有の焼き戻し温度と硬さとの関係に基づいて選択された加熱温度で、焼入れ後の調質試験材に対して焼き戻しを実施する調質試験工程を実施することが好ましい。
　この調質試験工程は、焼き戻し後の調質試験材の組織がソルバイト組織となるとともに、素材部のロックウェル硬さが１３～２８（ＨＲＣ）であって、ロックウェル硬さのばらつき６（ＨＲＣ）以内となるように、焼き入れ加熱条件及び焼き戻し加熱条件を選択する工程である。
　したがって、実際の焼入れ工程は、調質試験工程において選択された焼入れ加熱条件を用いて実施され、焼き戻し工程は、調質試験工程において選択された焼き戻し加熱条件を用いて実施されることが好ましい。
　調質試験工程において、焼入れ後の調質試験材に対して焼き戻しを実施した結果、ソルバイト組織が形成されていなかった場合には、焼入れ後に完全にマルテンサイト変態していない可能性があるため、例えば、焼入れ工程の加熱条件及び冷却条件を見直すものとする。
　また、硬さやそのばらつきが所望の範囲内となっていない場合には、焼入れ及び焼き戻しの温度が適切でないか、芯部まで完全に焼入れが実施されていない可能性があるため、焼入れ及び焼き戻し工程の加熱条件等を見直すものとする。
（表面除去工程）
　上記調質工程の後、調質材の硬さは、ある位置から表面に近づくにしたがって、急激に上昇する。したがって、一般的に、塑性加工により機械構造部材の溝及び歯を形成する場合には、調質材における表面から、所定の厚さを除去（切削及び研削）して素材を得た後、塑性加工を施す。この塑性加工により、調質材をその側方から見た調質材の表面形状は、複数の溝、及び各溝の間の歯が形成されている。ここで、材料鋼材としてＳ４５Ｃ材を選択した場合の除去する厚さについて、以下に説明する。
　図４は、縦軸を硬さとし、横軸を調質材の長手方向に直交する断面における表層面の位置とした場合の、本実施形態における調質材の硬さと位置との関係を示すグラフ図である。図４においては、硬さを表面近傍まで測定している。なお、図４に示す調質材は、焼入れ工程における加熱温度を８９０℃、均一に炉内を熱する均熱時間を３０分とし、さらに、焼き戻し工程における加熱温度を５００℃、保持時間を１２０分間とした後に冷却したものであり、これによってソルバイト組織が得られる。
　図４に示すように、調質材の硬さは、表面から約１．０ｍｍの深さの位置から、表面に近づくに従って硬さが急激に上昇している。
　したがって、本実施形態においては、調質工程の後、表面から所定の厚さまでの領域、すなわち、調質材における硬さが急激に上昇している部分を少なくとも含む領域を除去するものとする。本実施形態においては、例えば、表面から３．０ｍｍの厚さの領域を除去して素材を得る。その結果、素材部全体の硬さを１３～２８（ＨＲＣ）にすることができるとともに、硬さのばらつきを６（ＨＲＣ）以内とすることができる。
　なお、図４においては、硬さが急激に上昇している領域は、調質材の表面から約１．０ｍｍであるため、除去する領域は、少なくとも硬さが急激に上昇している領域（表面から約１．０ｍｍまでの領域）が含まれていればよく、さらに表面から２．０～３．０ｍｍ程度の深さまで除去することが好ましい。
　図４に示すように、調質材の表面から３．０ｍｍの深さまで除去すると、塑性加工前の素材部の硬さは、中心付近で少し低く、表面付近で少し高くなるものの、素材部の径方向において略均一な硬さとなる。
　なお、本実施形態においては、表面除去工程を実施したが、この表面除去工程は必ずしも必要な工程ではない。例えば、上記調質工程の後に、得られた調質材の組織がソルバイト組織であり、調質材全体のロックウェル硬さが１３～２８（ＨＲＣ）であって、ロックウェル硬さのばらつき６（ＨＲＣ）以内となっていれば、表面除去工程は省略することができる。この場合は、歩留まりをより一層向上させることができる。
（塑性加工工程）
　本実施形態においては、上記表面除去工程により、表面から約３．０ｍｍの深さまでの領域が除去されて、直径が約１０ｍｍの調質材（素材）が得られる。そして、素材における溝及び歯を形成する面に対して、所望の形状の溝及び歯を形成するための塑性加工を施し、加工材を得る。塑性加工後のねじ歯先（軸の外径側）の硬さは、約３３（ＨＲＣ）となり、ねじ歯底（谷底付近）の硬さは、約２７（ＨＲＣ）となる。すなわち、塑性加工後のねじ軸の歯底から０～０．５ｍｍの位置までの領域は、塑性加工により硬化しているが、この領域を除く部分では、塑性加工前の素材部の硬さと同様の硬さのまま維持される。
　上述のとおり、調質後の調質材の組織及び硬さが所望の範囲であって、表面除去工程を実施しない場合に、上記塑性加工工程では、調質後の調質材における溝及び歯を形成する面に対して塑性加工を施すことになる。このような場合であっても、塑性加工後のねじ歯先の硬さ、及びねじ歯底の硬さは上記と同様になり、塑性加工により硬化した領域を除く部分では、塑性加工前の調質材の硬さと同様の硬さのまま維持される。
　なお、本実施形態においては、上記調質工程により硬さが略均一に調整されているとともに、表面は塑性加工に好適な硬さとなっているため、調質工程と塑性加工工程との間に、焼きなまし及び焼鈍のいずれも実施する必要がない。
（高周波焼入れ工程）
　次に、得られた加工材に高周波焼入れを実施する。本実施形態においては、例えば、ボールねじ軸を対象としており、ボールねじ軸の溝は、ナットとの間でボールが転動し、これにより、回転運動を直線運動に変換したり、直線運動を回転運動に変換するものである。したがって、ボールが転動する溝（軌道面）は、ボールとの接触部分で大きな圧力が印加されるため、溝の表面に硬さを付与し、ボールの接触による剥離を防止するために、溝の表面をマルテンサイト変態させる必要がある。
　なお、本実施形態においては、高周波焼入れの条件については特に限定されず、表面が均一なマルテンサイト単相組織となるような条件とする。
　以上の工程により、本実施形態に係る機械構造部材を得ることができる。
　本実施形態に係る機械構造部材の製造方法によると、塑性加工により溝を形成する前の素材の硬さが、塑性加工に好適な組織及び硬さであるとともに、表面から深部に至るまでの硬さのばらつきが６（ＨＲＣ）以内と少ない。したがって、工具の摩耗を抑制することができるとともに、塑性加工による変形を抑制することができ、高精度で優れた品質を有する機械構造部材を得ることができる。
　また、本実施形態に係る製造方法によると、表面除去工程の前の調質材の直径の５０％以上を、ばらつきの少ない略均一な硬さとすることができるため、表面除去工程を実施する場合に、除去する深さを浅くすることができ、歩留まりを向上させることができる。
　さらに、本実施形態においては、硬さの範囲及びばらつきが所定の範囲内となるように材料鋼材を調質しているため、その後の塑性加工及び高周波焼入れを実施することにより得られたボールねじ軸は、優れたねじ精度を有するものとなる。また、焼きなまし及び焼鈍を実施しない場合は、生産性を向上させることができ、製造コストを低減することができる。なお、溝及び歯を形成する塑性加工工程を実施する際に、素材の硬さ及び硬さのばらつきが上記範囲であるとともに、ソルバイト組織（ソルバイト相当の微細な均一組織を含む）となっていれば、調質工程と塑性加工工程との間に、焼きなまし等の工程を実施してもよく、いずれにしても優れたねじ精度を有するボールねじを得ることができる。
　また、上記機械構造部材の製造時において、材料鋼材から塑性加工を実施する前の熱処理工程、すなわち、調質、焼きならし、焼きなまし、焼鈍などの熱処理工程を、一連の工程として実施してもよい。このように、一連の工程で熱処理を実施すると、生産効率が向上し、製造コストを低減することができる。その結果、次工程を含めた全体の製造工程として、ＣＯ２排出量を削減することができるため、全体を通した製造コストも低減することができる。
　なお、上述のとおり、本実施形態は、塑性加工により溝を形成するための材料鋼材を調質するものであるが、特に、インフィード転造加工により溝を形成する場合に好適である。
　インフィード転造は、ワークとねじとが平行であり、ワークが軸方向に延びず、ねじが形成される径方向にのみ変形することが要求される。本実施形態に係る製造方法によると、素材部のロックウェル硬さが１３～２８（ＨＲＣ）であり、比較的硬い状態に調質するため、インフィード転造時に、ワークが軸方向に延びることを防止することができ、優れた加工精度を有する機械構造部材を容易に得ることができる。したがって、本実施形態に係る方法により得られた調質材を用いてインフィード転造すると、歩留まりを向上させることができ、製造コストを低減することができる。
＜第２の実施形態＞
　第２の実施形態として、ボールねじ軸の製造方法について具体的に説明する。なお、以下に示す第２の実施形態において、第１の実施形態と同様の部分については、同一の名称で表すとともに、各工程における詳細な説明は一部省略する。
（調質工程）
　材料鋼材として、ＳＡＥ４１５０丸棒材を準備し、例えば、連続炉を用いた調質工程を実施する。
　まず、焼入れ工程を実施するが、焼入れ工程における加熱温度については、ＳＡＥ４１５０材の炭素量（０．４８～０．５３質量％）及び状態図に基づき、Ａ３変態点である約７８０℃以上とすることが好ましく、８３０℃以上とすることがより好ましく、８７０℃よりも低い温度で設定することが好ましい。
　なお、上記本実施形態においては、連続炉を使用して調質を実施しているが、炉の種類は特に限定されない。連続炉によって調質する場合は、大気中で実施されることから、脱炭層の形成による割れの発生を防止するため、解放部を少なくし、短時間で加熱することが好ましい。また、連続炉を使用すると、直接炎で連続加熱することができるため、優れた熱伝達率が得られ、焼きむらが抑制されるとともに、バッチ炉を使用する場合と比較して、必要な数の材料鋼材のみを調質することができる。したがって、連続炉を使用することにより、在庫数の増加を抑制することができるとともに、エネルギー使用量及びＣＯ２排出量の削減を実現することができる。
　連続炉を使用する場合には、加熱保持時間は、例えば１５～３０分とすることが好ましい。また、材料鋼材が長尺である場合に、材料鋼材の曲がりの発生を抑制するため、水平に川の字となるように配置することにより、均熱時間を短縮することができる。
　一方、バッチ炉は、カーボンヒータを配置する位置や数によって、炉内の温度を均一化することが困難となる場合があり、また、一度に多数の材料鋼材を調質すると、材料鋼材の数に比例してばらつきが増加する。このようなばらつきは、炉内の容積が大きいほど、増加する傾向にある。また、材料鋼材が長尺であって、バッチ炉内に立てた状態で調質する必要がある場合に、熱処理はより不均一になりやすく、ばらつきが増加するため、高精度化することが困難になることがある。
　しかし、バッチ炉は、真空雰囲気又は不活性ガス雰囲気に調整することができ、これにより、安定した調質を実施することができるという利点もある。したがって、材料鋼材のサイズ及び調質条件等によっては、バッチ炉を使用することも可能である。
　ただし、バッチ炉を使用する場合に、加熱状態を均一とするため、均熱時間及び保持時間は、ヒーターの置き方、ワークの置き方や、炉の容量を考慮して設定することが好ましく、必要とされる所定の温度で、芯部まで加熱されるように設定すればよい。
　本実施形態においては、焼入れ工程における加熱条件を、例えば８４０℃で２０分とする。その後、オイル冷却することにより、焼入れ工程後の材料鋼材の組織及び硬さを所定の範囲に調整することができる。
　ここで、焼入れ工程の条件を決定する具体的な方法として、第１の実施形態と同様に、使用する材料鋼材（ＳＡＥ４１５０材）と略同一の形状及び組成を有する試験材を用いて、この試験材に対して種々の条件で焼入れを実施する焼き入れ試験工程を行う方法が挙げられる。具体的には、種々の条件での焼入れを実施した試験材について組織を観察し、均一なマルテンサイト単相組織であるかどうかを確認することにより、実際の焼入れ工程における加熱条件を決定することができる。
　図５（ａ）は、本実施形態における硬さの測定位置を説明するための試験材を示す模式的断面図であり、（ｂ）はその側面図である。硬さの測定は、異なる任意の複数の測定点に対して実施すればよいが、表面から所定の厚さを除いた素材部において、硬さの差が現れやすい複数の測定点で測定することが好ましい。
　具体的には、試験材２１の長手方向の長さをＬとし、試験材２１の一端部２１ａから他端部２１ｂに向かって０．１Ｌの位置における長手方向に直交する断面を面Ｓ１、試験材２１の一端部２１ａから他端部２１ｂに向かって０．５Ｌの位置における長手方向に直交する断面を面Ｓ２、試験材２１の一端部２１ａから他端部２１ｂにむかって０．９Ｌの位置における長手方向に直交する断面を面Ｓ３とし、これらの面Ｓ１～Ｓ３を軸方向測定面とする。
　また、図５（ａ）に示すように、例えば面Ｓ１について、中心を測定点Ｐ０とし、測定点Ｐ０から外周の１点までの距離を半径ｒとしたとき、測定点Ｐ０から０．５ｒ離隔した円周部において、略等間隔に４箇所の測定点Ｐ１、Ｐ２、Ｐ３及びＰ４を選択し、これらの測定点Ｐ０～Ｐ４を径方向測定位置とする。同様に、面Ｓ２、面Ｓ３についても、測定点Ｐ０～Ｐ４で表される径方向測定位置を設定する。
　本実施形態において、硬さのばらつきは、試験材２１の芯部領域における長手方向に直交する同一面内、及び芯部領域全体の測定位置におけるロックウェル硬さを比較した場合の最大値と最小値との差で判断することができる。
　すなわち、同一面内におけるロックウェル硬さの比較とは、各面Ｃのそれぞれについて、５箇所の径方向測定位置（測定点Ｐ０～Ｐ４）での硬さを比較したものである。また、芯部領域全体の測定位置におけるロックウェル硬さの比較とは、３つの全ての軸方向測定面（Ｓ１～Ｓ３）における５箇所の径方向測定位置（測定点Ｐ０～Ｐ４）でのロックウェル硬さを比較したものである。
　本実施形態においては、以下に示す条件（ａ）～（ｃ）を全て満足した場合の加熱条件を、実際の焼入れ工程における加熱条件として選択することが好ましい。
（ａ）各面において、同一面内（測定点Ｐ０～Ｐ４）、すなわち５箇所におけるロックウェル硬さの最大値と最小値との差がいずれも２（ＨＲＣ）以下である。
（ｂ）３つの軸方向測定面（面Ｓ１～Ｓ３）における５箇所の径方向測定位置（測定点Ｐ０～Ｐ４）、すなわち１５箇所におけるロックウェル硬さの最大値と最小値との差が６（ＨＲＣ）以下である。
（ｃ）３つの軸方向測定面（面Ｓ１～Ｓ３）における５箇所の径方向測定位置（測定点Ｐ０～Ｐ４）、すなわち１５箇所におけるロックウェル硬さの最大値と最小値は、いずれも１６～２６（ＨＲＣ）の範囲に含まれる。なお、ロックウェル硬さの最大値と最小値は、１本のうちの１５箇所のみでなく、炉内のばらつき及びロット内のばらつきも含めて、全ての試験材について、ロックウェル硬さが、焼き入れ後に１６～２６（ＨＲＣ）の範囲に含まれることが好ましい。
　焼入れ工程後に、焼き戻し工程を実施する。焼き戻し工程の加熱温度は、ＳＡＥ４１５０材の焼き戻し温度と硬さとのグラフに基づいて決定する。
　本実施形態において、焼き戻し工程後における調質材の素材部の硬さが１３～２８（ＨＲＣ）の範囲内となるように、焼き戻し工程における加熱温度を決定するため、ＳＡＥ４１５０材の場合には、例えば、約６５０℃以上の温度とすることが好ましい。また、焼き戻し温度の上限値は、ＳＡＥ４１５０材のＡ１変態点である７２０℃よりも低い温度で設定することが好ましい。
　ただし、実際の焼き戻し温度と硬さとの関係は、炉の種類、調質を実施する季節及びバッチサイズ、ワークの長さ及び形状等によって、種々に異なるものとなる。したがって、実際に焼き戻しを行う条件と同一条件で作成したグラフを参考にし、焼入れ後の材料鋼材の硬さも考慮して、実際の焼き戻し温度を決定することが好ましい。具体的には、焼入れ加熱条件を決定した試験材を使用し、グラフから得られる焼き戻し温度を基準として、この温度よりも高く、又は低く調整して、焼き戻しを実施し、得られた調質材の素材部の硬さを測定することにより、最適な焼き戻し温度を調整することができ、必要とされる所定の温度で、芯部まで加熱されるように調整すればよい。
　本実施形態においては、焼き戻し条件を例えば、７００℃の温度で６０分間保持した後、冷却する。これによりソルバイト組織が得られる。
　なお、焼入れ工程及び焼き戻し工程における加熱を大気中で実施すると、材料鋼材に含有される炭素（Ｃ）と、大気中の酸素（Ｏ２）や水蒸気とが反応することにより、脱炭層が発生して、割れの原因となることがある。
　素材表面脱炭、フェライト脱炭は幾つもの要因から発生する。過熱により、材料鋼材の表面層から中心部に向かって、炭素と大気中の酸素や水蒸気との反応が進み、炭素が抜けた脱炭層が形成される。また、脱炭層は、上記焼き戻し工程における熱処理中の炉内雰囲気によっても形成される。材料鋼材の表面に錆又は黒皮（酸化鉄）が形成されている場合や、傷等が形成されている場合には、さらに酸化鉄内の酸素と炭素とが反応して、ＣＯ２となることにより脱炭し、割れ等の瑕疵に繋がる。このような脱炭は、焼入れ温度に近くなれば、より早く開始される。したがって、焼入れ工程及び焼き戻し工程における加熱時の雰囲気は、炭素と酸素との結合を防止するため、不活性雰囲気とすることが好ましく、コスト等を考慮するとＮ２雰囲気とすることが好ましい。
（表面除去工程）
　上記調質工程の後、調質材における表面から、例えば３．０ｍｍの厚さの領域を除去して調質材（素材）を得る。その結果、表面除去工程により得られた素材の硬さは、例えば、図４における３．０～１３．０ｍｍの範囲で示されるように、約１８．０～２３．５（ＨＲＣ）の範囲に収まり、硬さのばらつきを約５．５（ＨＲＣ）とすることができる。
　なお、調質材の表面を除去する厚さは、材料の酸化スケールの有無や径によって適宜選択する必要があり、表面除去後の硬さの範囲及びばらつきが上記範囲に収まるように、除去する厚さを設定することが好ましい。
　また、上記第１の実施形態と同様に、上記調質工程により得られた調質材の組織及び硬さが所望の範囲であれば、表面除去工程は省略することができ、これにより、歩留まりをより一層向上させることができる。
（塑性加工工程）
　次に、表面除去工程により得られた素材に対して、焼きなまし及び焼鈍を実施することなく、素材の周面に、例えば、インフィード転造により溝及び歯を形成し、加工材を得る。
　本実施形態においても、上記第１の実施形態と同様に、表面除去工程を実施しない場合には、上記塑性加工工程において、調質後の調質材の周面に塑性加工を施せばよい。
（高周波焼入れ工程）
　次に、得られた加工材に対して、高周波焼入れを実施する。高周波焼入れの条件については特に限定されないが、例えば、長手方向の長さが短いワークには、コイル固定焼き、長手方向の長さが長いものにはコイル移動焼きなどの条件を用いることができる。
　第２の実施形態に係る機械構造部材の製造方法においても、硬さの範囲及びばらつきが所定の範囲内となるように材料鋼材を調質しているため、その後の塑性加工及び高周波焼入れを実施することにより得られたボールねじ軸は、優れたねじ精度を有するものとなる。また、焼きなまし及び焼鈍を実施しない場合は、生産性を向上させることができ、製造コストを低減することができる。
　本実施形態に係る製造方法により得られるボールねじ軸について、用途限定はしないが、例えばブレーキアクチュエータ用のねじ軸として使うことができる。
　なお、本発明に係る製造方法は、ボールねじ軸の製造方法に限定されず、塑性加工により溝及び歯を形成した後、高周波焼入れによって溝及び歯の表面を硬化する必要がある部材であって、高精度で優れた品質が要求される種々の形状の機械構造部材に適用することができる。
　機械構造部材としては、ボールねじ軸に代表されるねじ軸の他に、ラック、ギヤ等が挙げられ、より具体的には、ボールスクリュー、台形ねじ軸、インボリュートギヤ、トロコイドギヤ、円弧ギヤ、セレーション等の製造方法として、本発明を適用することができる。
　次に、本発明の実施形態に係る機械構造部材について、詳細に説明する。
［機械構造部材］
　本実施形態に係る機械構造部材は、塑性加工により溝が形成され、側方から見た場合に長手方向に隣り合う複数の溝の間には、歯が形成されている。また、歯の表面、すなわち、歯底、フランク面及び刃先の表面には、高周波焼入れにより形成された、均一なマルテンサイト単相組織を有する硬化層を有する。さらに、機械構造部材は、ソルバイト組織を有する芯部領域と、芯部領域と硬化層との間に形成され、ソルバイト組織とマルテンサイト組織とが混在する境界層と、を有する。さらに、この機械構造部材は、ソルバイト組織を有し、硬化層を除く領域におけるロックウェル硬さが１３～２８（ＨＲＣ）であり、このロックウェル硬さのばらつきが６（ＨＲＣ）以内である。
　本実施形態において、ロックウェル硬さのばらつきは、芯部領域における異なる任意の複数の測定点に対して、ロックウェル硬さを測定した場合の最大値と最小値との差を表したものとすることが好ましい。すなわち、最大値と最小値との差が６（ＨＲＣ）以内であることが好ましい。
　また、芯部領域におけるロックウェル硬さは、上記異なる任意の複数の測定点におけるロックウェル硬さで表すことができる。すなわち、上記最大値と最小値が、いずれも１３～２８（ＨＲＣ）の範囲に含まれることが好ましい。
　なお、芯部領域におけるロックウェル硬さは、１５（ＨＲＣ）以上であることが好ましく、１７（ＨＲＣ）以上であることがより好ましく、１９（ＨＲＣ）以上であることがさらに好ましい。また、２０（ＨＲＣ）超であることが好ましく、２１．５（ＨＲＣ）超であることがより好ましく、２１．９（ＨＲＣ）以上であることがさらに好ましく、２２．３（ＨＲＣ）以上であることが特に好ましい。また、芯部領域におけるロックウェル硬さは、２６（ＨＲＣ）以下であることが好ましく、２５（ＨＲＣ）以下であることがより好ましく、２４（ＨＲＣ）未満であることがさらに好ましい。さらに、２３．７（ＨＲＣ）以下であることが好ましく、２３．５（ＨＲＣ）以下であることがより好ましい。
　また、上記異なる任意の複数の測定点におけるロックウェル硬さを比較した場合に、最大値と最小値との差は、４（ＨＲＣ）より小さいことが好ましく、２．５（ＨＲＣ）より小さいことがより好ましく、２．２（ＨＲＣ）以内であることがさらに好ましい。さらに、２．０（ＨＲＣ）以内であることが好ましく、１．６（ＨＲＣ）以内であることがより好ましく、１．２（ＨＲＣ）以内であることがさらに好ましい。
　本実施形態に係る機械構造部材は、上記機械構造部材の製造方法により得られたものであるため、高精度で優れた品質を得ることができる。また、本実施形態に係る機械構造部材は、塑性加工により溝及び歯を形成する前の素材の組織が、ソルバイト組織であるとともに、硬さ及びばらつきが所定の範囲に調整されている。したがって、高周波焼入れ後においても、芯部領域はソルバイト組織を有し、ロックウェル硬さ及びそのばらつきが上記規定の範囲内となっており、特に、硬さのばらつきについて、従来の機械構造部材と比較して、特徴的な性質を有するものとなっている。
　以下、機械構造部材として、ボールねじ軸を例に挙げて、ロックウェル硬さの測定位置を説明する。
　図６（ａ）は、硬さの測定位置を説明するためのボールねじ軸を示す断面図であり、（ｂ）はその側面図である。
　図６（ａ）及び図６（ｂ）に示すように、ボールねじ軸３１は、インフィード転造により溝３２が形成され、これにより、長手方向に隣り合う複数の各溝３２の間に歯３３が形成されており、さらに、高周波焼入れによって表面に硬化層３１ａが形成されたものである。インフィード転造のみならず、塑性加工及び高周波焼入れを実施する前の調質材は、全体がソルバイト組織となっている。そして、高周波焼入れにより、均一なマルテンサイト単相組織を有する硬化層３１ａが形成される。したがって、ソルバイト組織を有する芯部領域３１ｂと、硬化層３１ａとの間に、芯部領域３１ｂから硬化層３１ａに近づくに従って、ソルバイト組織からマルテンサイト組織に変化する境界層３１ｃが形成されている。
　本実施形態においては、芯部領域３１ｂのロックウェル硬さ及びそのばらつきを規定している。芯部領域３１ｂのロックウェル硬さ及びそのばらつきの測定方法について、以下に具体的に説明する。
　図６（ｂ）に一部が示されるように、ボールねじ軸３１の長手方向の長さをＬとし、ボールねじ軸３１の一端部３１ｅから例えば０．１Ｌ離隔した位置における長手方向に直交する断面を面Ｓ１とする。同様に、一端部３１ｅから例えば０．５Ｌ離隔した位置における断面（図示せず）を面Ｓ２とし、例えば０．９Ｌ離隔した位置における断面（図示せず）を面Ｓ３として、これらの３つの面を軸方向測定面とする。
　また、Ｓ１について、中心を測定点Ｐ０とし、中心からボールねじ軸３１の外周の１点までの距離を半径ｒとしたとき、測定点Ｐ０から０．５ｒ離隔した円周部において、略等間隔に４箇所の測定点Ｐ１、Ｐ２、Ｐ３及びＰ４を選択し、これらの測定点Ｐ０～Ｐ４を径方向測定位置とする。他の２つの面についても同様に、測定点Ｐ０～Ｐ４で表される径方向測定位置を設定する。
　本実施形態における硬さのばらつきは、ボールねじ軸３１の長手方向に直交する同一面内、及び全ての軸方向測定面における全ての径方向測定位置でのロックウェル硬さを比較した場合の最大値と最小値との差で判断することができる。
　すなわち、本実施形態にかかるボールねじ軸３１は、全ての軸方向測定面上における全ての径方向測定位置でのロックウェル硬さの最大値と最小値との差が６（ＨＲＣ）以内であり、全ての測定位置におけるロックウェル硬さが、いずれも１３～２８（ＨＲＣ）の範囲に含まれる。
　なお、機械構造部材が図５に示すようなボールねじ軸である場合に、全ての測定位置（測定点Ｐ０～測定点Ｐ４×面Ｓ１～面Ｓ３）におけるロックウェル硬さの好ましい範囲、及びロックウェル硬さのばらつきの好ましい範囲は、上記機械構造部材の場合と同様である。
　なお、上記実施形態においては、軸方向測定面として、ボールねじ軸３１の一端部３１ｅから０．１Ｌ離隔した位置における断面、一端部３１ｅから０．５Ｌ離隔した位置における断面、一端部３１ｅから０．９Ｌ離隔した位置における断面を選択したが、本発明はこれに限定されない。例えば、ボールねじ軸３１の長手方向の一端部３１ｅから、０．０５Ｌ～０．２０Ｌ離隔した範囲で選択した位置における１つの面と、一端部３１ｅから０．４５Ｌ～０．５５Ｌ離隔した範囲で選択した位置における１つの面と、一端部３１ｅから０．８０Ｌ～０．９５Ｌ離隔した範囲で選択した位置における１つの面と、に設定することが好ましい。
　本発明に係る機械構造部材としては、上記ボールねじ軸に限定されず、ボールスクリュー、台形ねじ軸、インボリュートギヤ、トロコイドギヤ、円弧ギヤ、セレーション等の種々の機械構造部材を対象としている。このような種々の形状の場合には、形状に応じてロックウェル硬さの測定位置を適切に選択することが好ましく、硬さのばらつきが発生しやすい複数の測定点を選定することがより好ましい。いずれの場合であっても、ソルバイト組織を有する芯部領域におけるロックウェル硬さは１３～２８（ＨＲＣ）の範囲に含まれるとともに、ロックウェル硬さのばらつきは６（ＨＲＣ）以内とする。また、芯部領域におけるロックウェル硬さの好ましい範囲、及びロックウェル硬さのばらつきの好ましい範囲は、上記のとおりである。
　以下、本実施形態に係る機械構造部材及びその製造方法の発明例及び比較例について説明する。
［発明例の条件による機械構造部材（ボールねじ軸）の製造］
（焼入れ工程）
　ＳＡＥ４１５０鋼材を準備し、連続炉において、後述する焼入れ温度及び時間で焼入れを実施した。なお、本発明例においては、焼入れ後の鋼材が均一なマルテンサイト単相組織を有するように、加熱温度及び保持時間を設定した。したがって、焼入れ後の鋼材が均一なマルテンサイト単相組織を有するものとなった。
（焼き戻し工程）
　その後、ＳＡＥ４１５０材の焼き戻し温度と硬さとの関係を示すグラフに基づいて、ロックウェル硬さが１３～２８（ＨＲＣ）となるように、焼き戻しの加熱温度及び保持時間を設定した。
　一例として、発明例の焼入れ及び焼き戻し条件について図７に示す。
　発明例は連続炉を使用しており、焼入れ工程として、８４０℃の温度に加熱された炉内を２０分間で通過させた後、オイル冷却した。その後、焼き戻し工程として、７００℃まで加熱し、６０分保持した後に空冷した。
［調質材の硬さの評価（連続炉内の位置におけるばらつきの評価）］
　上記発明例の条件で調質を実施し、連続炉内の３箇所から各１本の調質材を採取し、図５に示す面Ｓ２で表される軸方向測定面、及び測定点Ｐ０～Ｐ４で表される径方向測定位置についてロックウェル硬さを測定した。
　なお、鋼材はメッシュベルト上に載置された状態で連続炉内を流れるが、鋼材の進行方向に直交する方向の中央部とその両側端部（左側端部及び右側端部）との３箇所から調質材を採取した。本実施例では、左側端部に載置された調質材を、調質材Ｎｏ．１－１とし、中央部に載置された調質材を、調質材Ｎｏ．１－２とし、右側端部に載置された調質材を、調質材Ｎｏ．１－３とした。
　調質材Ｎｏ．１－１、１－２、１－３の硬さの測定結果を下記表１に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
［調質材の硬さの評価（調質材の長手方向の位置におけるばらつきの評価）］
　上記発明例の条件で調質を実施し、連続炉内の任意の位置から計３本の調質材を採取して、各調質材について、図５に示す面Ｓ１～Ｓ３で表される軸方向測定面、及び測定点Ｐ０～Ｐ４で表される径方向測定位置についてロックウェル硬さを測定した。
　本実施例では、３本の調質材を、調質材Ｎｏ．１－４、１－５、１－６とした。各調質材の硬さの測定結果を下記表２～４に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
［比較例の条件による機械構造部材（ボールねじ軸）の製造］
（焼入れ工程）
　ＳＡＥ４１５０鋼材を準備し、バッチ炉において、後述する加熱温度及び保持時間で焼入れを実施した。比較例においては、焼入れ後の鋼材の組織を確認せず、標準的な加熱温度及び保持時間を設定した。
（焼き戻し工程）
　その後、硬さの調節を行わず、標準的な加熱温度及び保持時間により焼き戻しを実施し、空冷することにより、比較例の調質材を得た。
　比較例の焼入れ及び焼き戻し条件について図８に示す。比較例においては、焼入れ工程として、８５０℃の温度で１２０分保持した後、オイル冷却した。その後、焼き戻し工程として、６５０℃まで加熱し、３００分保持した後に空冷した。なお、比較例の焼入れ工程及び焼き戻し工程においては、鋼材の温度が均一となるように、加熱した状態における保持時間を、連続炉を使用した発明例よりも長く設定している。
［調質材の硬さの評価（連続炉内の位置におけるばらつきの評価）］
　上記比較例の条件で調質を実施し、バッチ炉内の３箇所から各１本の調質材を採取し、図５に示す面Ｓ２で表される軸方向測定面、及び測定点Ｐ０～Ｐ４で表される径方向測定位置についてロックウェル硬さを測定した。
　比較例の３本の調質材を、調質材Ｎｏ．２－１、２－２、２－３とし、これらの硬さの測定結果を下記表５に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000005
（表面除去工程）
　その後、調質材における表面から約１．０ｍｍの厚さの領域を除去し、素材を得た。これにより、調質材の直径と比較して、素材の直径は２ｍｍ減少した。なお、本実施例では、表面除去工程を実施したが、上記第１及び第２の実施形態において説明したように、素材の状態に応じて表面除去工程は省略することができる。
（塑性加工工程）
　その後、各調質材に対して、インフィード転造加工を実施し、転造材を得た。
（高周波焼入れ工程）
　その後、得られた各転造材に高周波焼入れを実施して、表面に硬化層を形成し、ボールねじ軸を得た。
［ボールねじ軸の精度の評価］
　調質材Ｎｏ．１－１及び調質材Ｎｏ．２－１を用いて製造されたボールねじ軸Ｎｏ．１及びボールねじ軸Ｎｏ．２について、累積ピッチ誤差を算出することによりねじ精度を測定した。累積ピッチ誤差は、有効ねじ長が７２ｍｍであり、溝数が１８溝である各ボールねじ軸に対して、隣り合う溝間の距離を測定し、隣り合う溝間の距離の差を累積する方法により算出した。なお、ボールねじ軸の両端部の溝は除外した。
　測定結果を下記表６に示す。表６において、溝番号とは、有効ねじ長における一方の端部の溝を溝番号１として、他方の端部に向けて順に番号を付した値である。
　また、高周波焼入れ後のボールねじ軸Ｎｏ．１の金属組織を撮影した顕微鏡写真を図９及び図１０に示す。なお、図９は、軸に平行な断面を撮影したものであり、図１０は、軸に直交する断面を撮影したものである。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000006
　上記表１に示すように、本発明における調質方法により得られた調質材のうち、最もばらつきが大きかったものは、調質材Ｎｏ．１－３であり、面Ｓ２における硬さの最大値と最小値との差は０．７（ＨＲＣ）であった。
　一方、上記表５に示すように、比較例の調質方法により得られた調質材のうち、最もばらつきが大きかったものは、調質材Ｎｏ．２－１であり、面Ｓ２における硬さの最大値と最小値との差は４．０（ＨＲＣ）であった。
　これらの結果から、比較例では、硬さの最大値と最小値との差が４．０（ＨＲＣ）であったが、発明例では０．７（ＨＲＣ）となり、本発明によると、調質材の硬さのばらつきが８２．５％抑制された。
　また、本発明例である３本の調質材（調質材Ｎｏ．１－４～１－６）について、３つの軸方向測定面（Ｓ１～Ｓ３）における５箇所の軸方向測定位置（Ｐ０～Ｐ４）での硬さの最大値と最小値との差を確認した。その結果、表２～表４に示すように、調質材１本内における硬さのばらつきが最も大きかったものは、調質材Ｎｏ．１－４であったが、最大値と最小値との差は２．２（ＨＲＣ）であり、本発明で規定する範囲（６（ＨＲＣ）以下）を大きく下回った。
　なお、表２に示す調質材Ｎｏ．１－４を参照すると、同一面内における最大値と最小値との差が最大となるのは、面Ｓ１の２．０（ＨＲＣ）であり、同一面内における最大値と最小値との差が最小となるのは、面Ｓ２の０．８（ＨＲＣ）であることから、２．０／０．８＝２．５より、調質材１本内のばらつきとしては、１つの面の２．５倍のばらつきが生じると考えらえる。ここで、表５に示す比較例である調質材Ｎｏ．２－１～２－３については、調質材１本内における全ての箇所における硬さは測定していないが、例えば、調質材Ｎｏ．２－１においては、硬さの最大値と最小値との差が４．０（ＨＲＣ）であったことから、調質材１本内におけるばらつきは、約２．５倍の１０（ＨＲＣ）程度になると考えられる。
　この結果から、本発明における調質方法により得られた調質材の硬さのばらつきは、比較例と比較して、著しく小さくなったことがわかる。
　また、本発明における調質方法により得られた調質材、及び比較例である調質材について、顕微鏡により金属組織を観察した。その結果、調質材Ｎｏ．１－１～１－６は、全体的に均一なソルバイト組織が観察された。
　これに対して、調質材Ｎｏ．２－１～２－３は、全体的にソルバイト組織を有していたが、不均一な様子が観察された。
　さらに、発明例であるボールねじ軸Ｎｏ．１と比較例であるボールねじ軸Ｎｏ．２との累積ピッチ誤差を比較したところ、表６に示すように、ボールねじ軸Ｎｏ．１の累積ピッチ誤差は６μｍであり、ボールねじ軸Ｎｏ．２の累積ピッチ誤差である１６μｍと比較して、誤差は約６３％減少した。
　なお、上述のとおり、ねじ精度の等級として、例えばＣｔ７とＣｔ８との間を目標値とすると、許容変位は１８μｍとなり、比較例のボールねじ軸Ｎｏ．２も許容されるが、本発明に係る製造方法により製造され、累積ピッチ誤差が６μｍであったボールねじ軸Ｎｏ．１は、比較例のボールねじ軸Ｎｏ．２と比較して、極めて高い精度を有するものとなった。
　なお、参考のため、本発明による調質方法を用いた塑性加工工程後（高周波焼入れ工程前）の転造材と、高周波焼入れ工程後のボールねじ軸について、累積ピッチ誤差を比較した。その結果、高周波焼入れ工程前の転造材の累積ピッチ誤差は７μｍであり、高周波焼入れ工程後のボールねじ軸の累積ピッチ誤差は１１μｍであった。このように、高周波焼入れ工程により、リード累積ピッチ誤差はわずかに増加するものの、高周波焼入れを実施しても、安定した精度を保持することができた。
　また、図９に示すように、得られたボールねじ軸Ｎｏ．１の金属組織は、表面では高周波焼入れにより硬化層が形成されており、均一なマルテンサイト単相組織を有していた。芯部領域における軸に平行な方向の断面では、材料鋼材を成形する際に生じた圧延方向に沿う方向に延びる金属ファイバと、均一なソルバイト組織を観察することができた。さらに、芯部領域と硬化層との間の境界層では、ソルバイト組織とマルテンサイト組織とが混在した様子を観察することができた。
　さらに、図１０に示すように、芯部領域における軸に直交する断面では、圧延方向に沿う方向に延びる金属ファイバは観察されず、高周波焼入れ工程後においても均一なソルバイト組織が残存している様子を確認することができた。
　以上のとおり、本明細書には次の事項が開示されている。
（１）塑性加工により溝及び歯が形成された機械構造部材において、
　高周波焼入れにより表面に形成された、マルテンサイト組織を有する硬化層と、
　ソルバイト組織を有する芯部領域と、
　前記芯部領域と前記硬化層との間に形成された、ソルバイト組織とマルテンサイト組織とが混在する境界層と、を有し、
　前記芯部領域におけるロックウェル硬さが１３～２８（ＨＲＣ）であり、前記ロックウェル硬さのばらつきが６（ＨＲＣ）以内であることを特徴とする、機械構造部材。
　この構成によれば、高精度で優れた品質を得ることができる。
（２）インフィード転造により前記溝及び歯が形成されていることを特徴とする、（１）に記載の機械構造部材。
　この構成によれば、溝の加工精度を向上させることができる。
（３）ねじ軸、ラック、ギヤ及びセレーションから選択される１種であることを特徴とする、（１）又は（２）に記載の機械構造部材。
　この構成によれば、特に、ねじ軸、ラック、ギヤ及びセレーションにおいて、加工精度をより一層向上させることができる。
（４）前記ロックウェル硬さのばらつきは、前記芯部領域における異なる任意の複数の測定点に対して、ロックウェル硬さを測定した場合の最大値と最小値との差を表したものであり、
　前記最大値と最小値との差が６（ＨＲＣ）以内であり、
　前記最大値及び前記最小値は、いずれも１３～２８（ＨＲＣ）の範囲に含まれることを特徴とする、（１）～（３）のいずれか１つに記載の機械構造部材。
　この構成によれば、より一層高精度で優れた品質を得ることができる。
（５）インフィード転造によりねじ溝が形成されたボールねじ軸であり、
　前記ロックウェル硬さのばらつきは、前記芯部領域における長手方向に直交する同一面内、及び前記芯部領域全体の測定位置におけるロックウェル硬さを比較した場合の最大値と最小値との差を表したものであり、
　前記ボールねじ軸の長手方向の長さをＬとし、
　前記長手方向の一端部から所定の距離で離隔した位置における前記長手方向に直交する３つの面を軸方向測定面として、
　前記軸方向測定面を、前記長手方向の一端部から０．０５Ｌ～０．２０Ｌ離隔した範囲で選択した位置における１つの面と、前記長手方向の一端部から０．４５Ｌ～０．５５Ｌ離隔した範囲で選択した位置における１つの面と、前記長手方向の一端部から０．８０Ｌ～０．９５Ｌ離隔した範囲で選択した位置における１つの面と、に設定するとともに、
　前記ボールねじ軸の径方向の中心から軸外径までの距離をｒとし、
　前記ボールねじ軸の中心と、前記中心から径方向に０．５ｒ離隔した円周部において略等間隔に選択した４箇所と、を径方向測定位置に設定した場合に、
　前記同一面内における比較は、５箇所の前記径方向測定位置におけるロックウェル硬さを比較したものであり、
　前記芯部領域全体の測定位置における比較は、３つの前記軸方向測定面における前記５箇所の径方向測定位置でのロックウェル硬さを比較したものであり、
　前記同一面内におけるロックウェル硬さの最大値と最小値との差はいずれも２（ＨＲＣ）以下であり、
　前記３つの軸方向測定面における前記５箇所の径方向測定位置でのロックウェル硬さの最大値と最小値との差は６（ＨＲＣ）以下であり、
　前記３つの軸方向測定面における前記５箇所の径方向測定位置でのロックウェル硬さの最大値と最小値は、いずれも１３～２８（ＨＲＣ）の範囲に含まれることを特徴とする、（１）に記載の機械構造部材。
　この構成によれば、ボールねじ軸のねじ精度を向上させることができる。
（６）（１）～（５）のいずれか１つに記載の機械構造部材を製造する製造方法であって、
　材料鋼材を調質し、ソルバイト組織を有するとともに、表面から所定の厚さを除く素材部におけるロックウェル硬さが１３～２８（ＨＲＣ）であり、前記素材部におけるロックウェル硬さのばらつきが６（ＨＲＣ）以内である調質材を得る調質工程と、
　前記調質材における前記溝及び歯を形成する面に対して塑性加工を施し、加工材を得る塑性加工工程と、
　前記加工材に高周波焼入れを実施する高周波焼入れ工程と、
を有することを特徴とする、機械構造部材の製造方法。
　この構成によれば、生産性が優れているとともに、製造コストを低減することができ、高精度で優れた品質を有する機械構造部材を製造することができる。
（７）前記調質工程と前記塑性加工工程との間に、焼きなまし及び焼鈍のいずれも実施しないことを特徴とする、（６）に記載の機械構造部材の製造方法。
　この構成によれば、より一層生産性を向上させることができるとともに、製造コストを低減することができる。
（８）前記塑性加工は、インフィード転造加工であることを特徴とする、（６）又は（７）に記載の機械構造部材の製造方法。
（９）前記調質工程は、
　前記材料鋼材を加熱した後に冷却する焼入れ工程と、
　前記焼入れ工程後の前記材料鋼材を加熱して冷却することにより、ソルバイト組織とする焼き戻し工程と、を有し、
　前記焼入れ工程後の前記材料鋼材がマルテンサイト単相組織を有するように、前記焼入れ工程における加熱温度及び保持時間が調整され、
　前記焼き戻し工程において、前記材料鋼材に固有の焼き戻し温度と硬さとの関係に基づき、前記素材部のロックウェル硬さを１３～２８（ＨＲＣ）とするように、前記焼き戻しの加熱温度が調整されることを特徴とする、（６）～（８）のいずれか１つに記載の機械構造部材の製造方法。
　この構成によれば、より一層生産性が優れているとともに、製造コストを低減することができ、高精度で優れた品質を有する機械構造部材を製造することができる。
（１０）前記調質工程の前に、
　前記材料鋼材と略同一の形状及び組成を有する試験材を用いて焼入れを実施し、焼入れ後の試験材について組織を観察し、前記組織がマルテンサイト単相組織となる焼入れ加熱条件を選択する焼入れ試験工程を有し、
　前記焼き入れ工程は、前記焼入れ試験工程において選択された焼入れ加熱条件を用いて実施されることを特徴とする、（６）～（９）のいずれか１つに記載の機械構造部材の製造方法。
　この構成によれば、より一層生産性が優れているとともに、製造コストを低減することができ、高精度で優れた品質を有する機械構造部材を製造することができる。
（１１）前記焼入れ試験工程と、前記焼き戻し工程との間に、
　前記焼入れ試験工程後の試験材に対して、前記材料鋼材に固有の焼き戻し温度と硬さとの関係に基づいて選択された加熱温度で焼き戻しを実施し、前記試験材がソルバイト組織となるとともに、前記試験材の素材部のロックウェル硬さが１３～２８（ＨＲＣ）であり、前記試験材の素材部におけるロックウェル硬さのばらつきが６（ＨＲＣ）以内となる焼き戻し加熱条件を選択する焼き戻し試験工程を有し、
　前記焼き戻し工程は、前記焼き戻し試験工程において選択された焼き戻し加熱条件を用いて実施されることを特徴とする、（１０）に記載の機械構造部材の製造方法。
　この構成によれば、より一層生産性が優れているとともに、製造コストを低減することができ、高精度で優れた品質を有する機械構造部材を製造することができる。
（１２）前記焼入れ工程の前に、
　前記材料鋼材と略同一の形状及び組成を有する調質試験材を用いて焼入れを実施した後に、
　前記材料鋼材に固有の焼き戻し温度と硬さとの関係に基づいて選択された加熱温度で、前記焼入れ後の調質試験材に対して焼き戻しを実施する調質試験工程を有し、
　前記調質試験工程は、前記焼き戻し後の調質試験材がソルバイト組織となるとともに、前記素材部のロックウェル硬さが１３～２８（ＨＲＣ）となり、前記素材部におけるロックウェル硬さのばらつきが６（ＨＲＣ）以内となるように、焼き入れ加熱条件と焼き戻し加熱条件とを選択する工程であり、
　前記焼入れ工程は、前記調質試験工程において選択された焼入れ加熱条件を用いて実施され、
　前記焼き戻し工程は、前記調質試験工程において選択された焼き戻し加熱条件を用いて実施されることを特徴とする、（９）に記載の機械構造部材の製造方法。
　この構成によれば、焼入れ条件のみを決定するための試験を実施することなく、焼入れ加熱条件と焼き戻し加熱条件を決定することができる。
　以上、各種の実施の形態について説明したが、本発明はかかる例に限定されないことは言うまでもない。当業者であれば、特許請求の範囲に記載された範疇内において、各種の変更例又は修正例に想到し得ることは明らかであり、それらについても当然に本発明の技術的範囲に属するものと了解される。また、発明の趣旨を逸脱しない範囲において、上記実施の形態における各構成要素を任意に組み合わせてもよい。
　なお、本出願は、２０２２年５月９日出願の日本特許出願（特願２０２２－０７７２０３）に基づくものであり、その内容は本出願の中に参照として援用される。
　１，２　丸棒材
　１１　調質部
　１２　軟化層
　１３，１４，３１ａ　硬化層
　２１　試験材
　３１　ボールねじ軸
　３１ｂ　芯部領域
　３１ｃ　境界層
　３２　溝
　３３　歯

Claims (12)

  1. 　塑性加工により溝及び歯が形成された機械構造部材において、
    　高周波焼入れにより表面に形成された、マルテンサイト組織を有する硬化層と、
    　ソルバイト組織を有する芯部領域と、
    　前記芯部領域と前記硬化層との間に形成された、ソルバイト組織とマルテンサイト組織とが混在する境界層と、を有し、
    　前記芯部領域におけるロックウェル硬さが１３～２８（ＨＲＣ）であり、前記ロックウェル硬さのばらつきが６（ＨＲＣ）以内であることを特徴とする、機械構造部材。
  2. 　インフィード転造により前記溝及び歯が形成されていることを特徴とする、請求項１に記載の機械構造部材。
  3. 　ねじ軸、ラック、ギヤ及びセレーションから選択される１種であることを特徴とする、請求項１に記載の機械構造部材。
  4. 　前記ロックウェル硬さのばらつきは、前記芯部領域における異なる任意の複数の測定点に対して、ロックウェル硬さを測定した場合の最大値と最小値との差を表したものであり、
    　前記最大値と最小値との差が６（ＨＲＣ）以内であり、
    　前記最大値及び前記最小値は、いずれも１３～２８（ＨＲＣ）の範囲に含まれることを特徴とする、請求項１に記載の機械構造部材。
  5. 　インフィード転造によりねじ溝が形成されたボールねじ軸であり、
    　前記ロックウェル硬さのばらつきは、前記芯部領域における長手方向に直交する同一面内、及び前記芯部領域全体の測定位置におけるロックウェル硬さを比較した場合の最大値と最小値との差を表したものであり、
    　前記ボールねじ軸の長手方向の長さをＬとし、
    　前記長手方向の一端部から所定の距離で離隔した位置における前記長手方向に直交する３つの面を軸方向測定面として、
    　前記軸方向測定面を、前記長手方向の一端部から０．０５Ｌ～０．２０Ｌ離隔した範囲で選択した位置における１つの面と、前記長手方向の一端部から０．４５Ｌ～０．５５Ｌ離隔した範囲で選択した位置における１つの面と、前記長手方向の一端部から０．８０Ｌ～０．９５Ｌ離隔した範囲で選択した位置における１つの面と、に設定するとともに、
    　前記ボールねじ軸の径方向の中心から軸外径までの距離をｒとし、
    　前記ボールねじ軸の中心と、前記中心から径方向に０．５ｒ離隔した円周部において略等間隔に選択した４箇所と、を径方向測定位置に設定した場合に、
    　前記同一面内における比較は、５箇所の前記径方向測定位置におけるロックウェル硬さを比較したものであり、
    　前記芯部領域全体の測定位置における比較は、３つの前記軸方向測定面における前記５箇所の径方向測定位置でのロックウェル硬さを比較したものであり、
    　前記同一面内におけるロックウェル硬さの最大値と最小値との差はいずれも２（ＨＲＣ）以下であり、
    　前記３つの軸方向測定面における前記５箇所の径方向測定位置でのロックウェル硬さの最大値と最小値との差は６（ＨＲＣ）以下であり、
    　前記３つの軸方向測定面における前記５箇所の径方向測定位置でのロックウェル硬さの最大値と最小値は、いずれも１３～２８（ＨＲＣ）の範囲に含まれることを特徴とする、請求項１に記載の機械構造部材。
  6. 　請求項１～５のいずれか１項に記載の機械構造部材を製造する製造方法であって、
    　材料鋼材を調質し、ソルバイト組織を有するとともに、表面から所定の厚さを除く素材部におけるロックウェル硬さが１３～２８（ＨＲＣ）であり、前記素材部におけるロックウェル硬さのばらつきが６（ＨＲＣ）以内である調質材を得る調質工程と、
    　前記調質材における前記溝及び歯を形成する面に対して塑性加工を施し、加工材を得る塑性加工工程と、
    　前記加工材に高周波焼入れを実施する高周波焼入れ工程と、
    を有することを特徴とする、機械構造部材の製造方法。
  7. 　前記調質工程と前記塑性加工工程との間に、焼きなまし及び焼鈍のいずれも実施しないことを特徴とする、請求項６に記載の機械構造部材の製造方法。
  8. 　前記塑性加工は、インフィード転造加工であることを特徴とする、請求項６に記載の機械構造部材の製造方法。
  9. 　前記調質工程は、
    　前記材料鋼材を加熱した後に冷却する焼入れ工程と、
    　前記焼入れ工程後の前記材料鋼材を加熱して冷却することにより、ソルバイト組織とする焼き戻し工程と、を有し、
    　前記焼入れ工程後の前記材料鋼材がマルテンサイト単相組織を有するように、前記焼入れ工程における加熱温度及び保持時間が調整され、
    　前記焼き戻し工程において、前記材料鋼材に固有の焼き戻し温度と硬さとの関係に基づき、前記素材部のロックウェル硬さを１３～２８（ＨＲＣ）とするように、前記焼き戻しの加熱温度が調整されることを特徴とする、請求項６に記載の機械構造部材の製造方法。
  10. 　前記調質工程の前に、
    　前記材料鋼材と略同一の形状及び組成を有する試験材を用いて焼入れを実施し、焼入れ後の試験材について組織を観察し、前記組織がマルテンサイト単相組織となる焼入れ加熱条件を選択する焼入れ試験工程を有し、
    　前記焼き入れ工程は、前記焼入れ試験工程において選択された焼入れ加熱条件を用いて実施されることを特徴とする、請求項６に記載の機械構造部材の製造方法。
  11. 　前記焼入れ試験工程と、前記焼き戻し工程との間に、
    　前記焼入れ試験工程後の試験材に対して、前記材料鋼材に固有の焼き戻し温度と硬さとの関係に基づいて選択された加熱温度で焼き戻しを実施し、前記試験材がソルバイト組織となるとともに、前記試験材の素材部のロックウェル硬さが１３～２８（ＨＲＣ）であり、前記試験材の素材部におけるロックウェル硬さのばらつきが６（ＨＲＣ）以内となる焼き戻し加熱条件を選択する焼き戻し試験工程を有し、
    　前記焼き戻し工程は、前記焼き戻し試験工程において選択された焼き戻し加熱条件を用いて実施されることを特徴とする、請求項９に記載の機械構造部材の製造方法。
  12. 　前記焼入れ工程の前に、
    　前記材料鋼材と略同一の形状及び組成を有する調質試験材を用いて焼入れを実施した後に、
    　前記材料鋼材に固有の焼き戻し温度と硬さとの関係に基づいて選択された加熱温度で、前記焼入れ後の調質試験材に対して焼き戻しを実施する調質試験工程を有し、
    　前記調質試験工程は、前記焼き戻し後の調質試験材がソルバイト組織となるとともに、前記素材部のロックウェル硬さが１３～２８（ＨＲＣ）となり、前記素材部におけるロックウェル硬さのばらつきが６（ＨＲＣ）以内となるように、焼き入れ加熱条件と焼き戻し加熱条件とを選択する工程であり、
    　前記焼入れ工程は、前記調質試験工程において選択された焼入れ加熱条件を用いて実施され、
    　前記焼き戻し工程は、前記調質試験工程において選択された焼き戻し加熱条件を用いて実施されることを特徴とする、請求項８に記載の機械構造部材の製造方法。
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