CN101495766B - 锥形滚柱轴承 - Google Patents

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Abstract

本发明提供一种锥形滚柱轴承，其滚柱系数γ大于0.94，其中内环(2)、外环(3)和锥形滚柱(4)中的至少任一个成员具有氮富含层，并且在所述氮富含层中的奥氏体晶粒的晶粒尺寸数大于10。所述内环(2)的锥形背面肋(2b)的表面包括：与所述锥形滚柱的大端面(4a)接触的锥形表面(a)；和侧面(b)，所述侧面(b)从所述锥形表面向外平滑地延伸，并且在远离所述锥形滚柱的所述大端面(4a)的方向上弯曲。保持器(5)包括在所述锥形滚柱(4)的小端面侧上连续的小环状部(6)；在所述锥形滚柱(4)的大端面侧上连续的大环状部(7)；以及多个连接所述小环状部和大环状部的柱部(8)。所述保持器(5)具有在所述柱部(8)中的相邻柱部之间的梯形凹槽(9)，并且所述凹槽(9)的每一个具有容纳一个锥形滚柱(4)的小直径侧的狭窄侧，以及容纳所述一个锥形滚柱(4)的大直径侧的宽阔侧。每一个所述柱部(8)都具有在所述凹槽(9)的狭窄侧上的切口(10a、10b和10c)。

Description

锥形滚柱轴承 
技术领域
本发明涉及锥形滚柱轴承，所述锥形滚柱轴承可以用作车辆的齿轮轴支持装置比如机动车的差速器和变速器的轴承。 
背景技术
锥形滚柱轴承包括以下主要部件：内环，其径向外表面上具有滚道面，并且在滚道面的轴向相对侧上还具有锥形正面肋和锥形背面肋；外环，其径向内表面具有滚道面；多个锥形滚柱，其置于内环和外环的滚道面之间；以及保持器(或称作保持架)，其具有用于容纳和保持锥形滚柱的凹槽(pocket)。保持器包括：小环状部，其在锥形滚柱的小端面侧上是连续的；大环状部，其在锥形滚柱的大端面侧上是连续的；以及多个柱部(或称作棒件)，其连接小环状部和大环状部。每一个凹槽都是在相邻的柱部之间形成的，并且具有梯形形状，所述梯形形状的狭窄侧容纳锥形滚柱的小直径侧和其宽阔侧容纳锥形滚柱的大直径侧。 
用于支持机动车的动力传动轴例如差速器和变速器的锥形滚柱轴承是在它们的下部浸在油浴中的情况下使用的，并且当轴承旋转时，油浴中的油流入轴承中用作润滑油。在用于这种用途的锥形滚柱轴承中，润滑油从锥形滚柱的小直径端流入轴承中。从保持器的径向外侧流动的润滑油沿着外环的滚道面流动，并且经由该滚道面通向锥形滚柱的大直径端。从保持器的径向内侧流动的润滑油沿着内环的滚道面流动，并且经由该滚道面通向锥形滚柱的大直径侧。 
在一些用于润滑油从外侧流入的部位的锥形滚柱轴承中，在保持器的每一个凹槽中都设置有缺口，使得在保持器的径向外侧和内侧上的润滑油的分流(separate flow)通过各自的缺口。使用这种构造，在轴承中的润滑油的循环得到提高(参考专利文件1和2)。在专利文件1中所述的轴承中，如图21A中所示，在保持器5的凹槽9之间的柱部8的中部设置缺口10d， 以防止在润滑油中所含的异物停留在轴承内部。在专利文件2所述的轴承中，如图21B中所示，在保持器5的每一个凹槽9的轴向相对侧的小环状部6和大环状部7中设置缺口10e，以促使润滑油从保持器的径向外侧朝内环侧流动。注意在附图中的凹槽9的尺寸是下面描述的转矩测量试验中用于比较例的值。 
日本专利申请公开平09-032858。 
日本专利申请公开平11-201149。 
日本专利申请公开平09-096352。 
日本专利申请公开平11-210765。 
日本专利申请公开2003-343552。 
发明内容
本发明所要解决的问题 
在上述的每一个锥形滚柱轴承中，润滑油从保持器的径向外侧和内侧流入轴承中。然而，已经发现，随着从保持器的径向内侧流向内环的润滑油的比率增加，转矩损失增加。其原因可能如下。 
从保持器的径向外侧流向外环侧的润滑油沿着外环的滚道面流动，由于在外环的径向内表面上不存在阻碍，因而经由该滚道面平稳地通向锥形滚柱的大直径侧，然后从轴承流出。然而，在内环的径向外表面上设置有锥形背面肋。因此，当从保持器的径向内侧流向内环侧的润滑油沿着内环的滚道面流动，并且经由该滚道面通向锥形滚柱的大直径侧时，润滑油的流动可能受到锥形背面肋的阻碍，并且趋向于停留在轴承中。因此，随着从保持器的径向内侧流向内环侧的润滑油的比率的增加，停留在轴承中的润滑油的量增加。停留在轴承中的润滑油可能导致轴承旋转的流动阻力，因此转矩损失增加。 
因此，在其中流入润滑油的锥形滚柱轴承中，必须降低由润滑油的阻力引起的转矩损失。上面是一种用于降低油的流动阻力以实现转矩降低的方法。然而，为了显著地降低转矩，必须改变轴承的规格以降低滚动粘性阻力。不幸的是，使用常规的转矩降低方法(专利文件3至5)，可以降低转矩而不降低额定负荷，但是在某种程度上降低轴承刚性。 
本发明的主要目的是提供一种锥形滚柱轴承，所述锥形滚柱轴承可以实现转矩的降低，并且具有优异的耐烧蚀性(seizing resistance)，并且不降低轴承的刚性。 
解决问题的手段 
本发明通过在不降低滚柱的数量或者增加滚柱的数量的情况下降低滚柱的节圆直径(PCD)解决所述问题。图23显示了当改变锥形滚柱轴承的PCD时的刚性比(实心圆)和转矩比(空心圆)。滚柱的弹性形变量的计算结果表明，如图23中所示，随着PCD降低，轴承的转矩显著降低，但是轴承的刚性并没有显著降低。因此，通过在不降低滚柱的数量或增加滚柱的数量的情况下降低PCD，可以降低转矩，而不降低刚性。 
因此，本发明的锥形滚柱轴承包括：内环；外环；多个锥形滚柱，其被可滚动地设置在内环和外环之间；以及保持器，其用于使所述锥形滚柱保持预定的圆周间隔，其中：滚柱系数γ大于0.94；内环、外环和锥形滚柱中的至少一个成员具有氮富含层，并且在所述氮富含层中的奥氏体晶粒的晶粒尺寸数大于10；所述内环具有锥形背面肋，所述锥形背面肋具有包括锥形表面和侧面(flank)的表面，所述锥形表面与锥形滚柱的大端面接触，所述侧面从所述锥形表面向外平滑地延伸，并且在远离锥形滚柱的大端面的方向上弯曲；所述保持器包括在锥形滚柱的小端面侧上连续的小环状部，在锥形滚柱的大端面侧上连续的大环状部，以及用于连接小环状部和大环状部的多个柱部；在所述柱部中的相邻柱部之间形成梯形凹槽，每一个所述凹槽都具有容纳一个锥形滚柱的小直径侧的狭窄侧，以及容纳该一个锥形滚柱的大直径侧的宽阔侧；并且每一个所述柱部都在所述凹槽的狭窄侧具有的缺口。 
滚柱系数γ(滚柱填充因子)是由(滚柱数量x滚柱平均直径)/(πxPCD)限定的参数。当滚柱平均直径恒定时，滚柱数量随着γ值增加而增加。配置有保持器的典型常规锥形滚柱轴承通常被设计成使得滚柱系数γ为0.94以下。超过0.94的滚柱系数γ意味着滚柱填充因子，因此，轴承的刚性，大于常规产品的那些。 
氮富含层是含有增加量的氮并且形成在轴承环(外环或内环)或每一个 锥形滚柱的表面层上的层。可以通过比如碳氮共渗或渗氮的处理形成氮富含层。在氮富含层中的氮含量优选在0.1％至0.7％的范围内。当氮含量小于0.1％时，没有获得有益的效果。特别是，在异物的存在下的滚动接触寿命降低。当氮含量大于0.7％时，形成空隙，或者残余奥氏体的量过大。在这种情况下，不可能获得足够的硬度，因此降低寿命。在轴承环中所形成的氮富含层中的氮含量是在磨削之后的滚道面的表面层中50μm深度处的值，并且可以使用例如PMA(波长分散型X射线微量分析器)进行测量。 
通过将奥氏体晶粒的尺寸降低至奥氏体晶粒的晶粒尺寸数超过10的程度，可以显著提高滚动接触疲劳寿命。当奥氏体晶粒的晶粒尺寸数为10以下时，没有显著提高滚动接触疲劳寿命。因此，将晶粒尺寸数调节至大于10。通常，将晶粒尺寸数调节至11以上。奥氏体晶粒的尺寸越小越适宜。然而，通常难以获得超过13的晶粒尺寸数。应当注意到在上述轴承部件中的奥氏体晶粒在具有氮富含层的表面层中没有变化，并且在内部也没有变化。因此，上述晶体的晶粒尺寸数的目标区域是表面层和内部。即使在进行例如淬火之后，也可以观察到即将淬火前的奥氏体晶界的最初位置。奥氏体晶粒是指基于残留的最初位置确定的晶粒。 
柱部在保持器的梯形凹槽的狭窄侧具有缺口(或称作切掉部分)。通过设置缺口，获得了下列优点。即，允许从保持器的径向内侧流向内环侧的润滑油经由缺口快速流向外环侧。因此，沿着内环的滚道面流动并且到达锥形背面肋的润滑油的量降低，从而降低了停留在轴承中的润滑油的量。因此，降低了由润滑油的流动阻力所引起的转矩损失。 
如上所述，内环的锥形背面肋的表面包括与锥形滚柱的大端面接触的锥形表面，并且弯曲的侧面平滑地连接到锥形表面上。另外，在每一个接触区域的外周边附近形成尖锐的楔形间隙。以这种方式，提高了对朝向接触区域的润滑油的吸引作用，并且可以形成足够的油膜。此外，平滑地形成的侧面可以防止在锥形滚柱歪斜时由于与内环的锥形背面肋的表面接触所导致的缺陷的形成。 
侧面可以具有弧状的横截面形状。使用这样的构造，可以容易地形成可以对润滑油提供优异的吸引作用的侧面。 
可以在锥形滚柱的每一个大端面的中部设置具有圆形形状的凹口 (recess)，并且凹口外周边可以位于内环的锥形背面肋表面的锥形表面和侧面之间的边界附近。使用这种构造，可以将润滑油引入到楔形间隙附近，以将足量的润滑油供给到楔形间隙。另外，可以进一步增大锥形滚柱的容许倾斜角。 
在内环的锥形背面肋表面的锥形表面和侧面之间的边界可以位于最大接触椭圆的外周边附近，该最大接触椭圆是通过在锥形滚柱的大端面和内环的锥形背面肋的表面之间的接触而形成的。使用这种构造，可以适当地形成楔形间隙以在对锥形滚柱轴承的负荷的整个范围内吸引润滑油。 
内环可以具有这样的锥形正面肋，即，该锥形正面肋的表面包含与锥形滚柱的小端面平行的表面的，并且R/R0可以落入0.75至0.87的范围内，其中R为锥形滚柱的大端面的曲率半径，并且R0为从每一个锥形滚柱的锥角的顶点至内环的锥形背面肋的表面的距离。使用这种构造，可以防止由滚柱的倾斜引起的磨损的发生，因此提高了耐烧蚀性。 
内环的锥形正面肋的表面包括与锥形滚柱的小端面平行的表面的原因如下。如在图26中放大所示，内环2的锥形正面肋2c的表面被形成为与设置在滚道面2a上的锥形滚柱4的小端面4c平行于。以这种方式，可以消除锥形滚柱4的小端面4c的斜切尺寸和形状变化对介于锥形滚柱4的大端面4a和内环2的锥形背面肋2b的表面之间处于上述初始装配状态的间隙的影响。(注意当锥形滚柱4位于适当的位置时，上述处于初始装配状态的间隙的尺寸与介于小端面4c和内环2的锥形正面肋2c的表面之间的间隙的尺寸相同)。更具体地，在初始装配状态中，即使在小端面4c的斜切尺寸和形状彼此不同时，彼此相互平行的小端面4c和锥形正面肋2c的表面中的每一个相互表面接触，如图26中由虚线所示。因此，在初始装配状态中，在大端面4a和锥形背面肋2b的表面之间的间隙始终恒定。因此，可以消除在锥形滚柱4位于适当位置之前的时间的变化，并且可以降低运转周期。 
锥形滚柱的大端面的曲率半径R与从每个锥形滚柱的锥角的顶点至内环的锥形背面肋的表面的距离R0的比率R/R0落入0.75至0.87的范围内的原因如下。 
图27显示了使用Karna方程计算在内环的锥形背面肋的表面与锥形滚柱的大端面之间形成的油膜的厚度t的结果。水平轴表示R/R0，并且纵轴表示在R/R0＝0.76时油膜厚度t与油膜厚度t0的比率t/t0。当R/R0＝0.76时，油膜厚度t达到其最大值。当R/R0超过0.9时，油膜厚度t急剧降低。 
图28显示了在内环的锥形背面肋的表面和锥形滚柱的大端面之间的最大赫兹应力p的计算结果。与图27中一样，水平轴表示R/R0，并且纵轴表示在R/R0＝0.76时最大赫兹应力p与最大赫兹应力p0的比率p/p0。最大赫兹应力p随着R/R0降低而单调地降低。 
为了降低转矩损失和由内环的锥形背面肋的表面与锥形滚柱的大端面之间的滑动摩擦所引起的生成热，适宜的是增加油膜厚度t以及降低最大赫兹应力p。参考图27和28中所示的计算结果，基于后述表1中所示的耐烧蚀性试验结果，将R/R0的适当范围设定在0.75至0.87的范围内。注意常规的锥形滚柱轴承被设计为具有0.90至0.97的R/R0。 
当将上述锥形滚柱轴承用于其中齿轮轴被容纳有齿轮油的轴承座(housing)中的锥形滚柱轴承可旋转地支持的车辆齿轮轴支持装置时，不仅降低了转矩损失以及在齿轮轴支持装置中由摩擦引起的生成热，由此提高了耐久性，而且还可以降低运转周期。 
内环的锥形背面肋的表面可以具有0.05至0.20μm的表面粗糙度Ra。使用这种构造，根据与形成在锥形滚柱的锥形背面肋的表面和大端面之间的油膜厚度t的关系，可以将锥形滚柱的在内环的锥形背面肋的表面与大端面之间的润滑保持在良好的状态中。当将这种锥形滚柱轴承用于其中齿轮轴被容纳有齿轮油的轴承座中的锥形滚柱轴承可旋转地支持的车辆齿轮轴支持装置时，可以将锥形滚柱的在内环的锥形背面肋的表面与大端面之间的润滑保持在良好的状态中，并且可以进一步提高齿轮轴支持装置的耐久性。 
将内环的锥形背面肋的表面的表面粗糙度Ra的下限设定为0.05μm的原因如下。在安装之后，在将轴向负荷施加到内环的端面上的同时，锥形滚柱轴承以约50至100r/min的低旋转速度运转。当表面粗糙度Ra小于0.05μm时，锥形轴承在旋转周期过程中，内环的锥形背面肋的表面与大端面之间的润滑状态是流体润滑和边界润滑的混合润滑。因此，摩擦系数显著改变，并且所测量的轴转矩的变化增加。另外，损害预加负荷的控 制精度。当表面粗糙度Ra为0.05μm以上时，润滑状态为边界润滑。在这种情况下，摩擦系数稳定，并且可以高精度地控制预加负荷。在其中旋转速度大于100r/min的轴承的通常使用条件下，在锥形背面肋的表面和大端面之间形成足够的油膜。因此，其间的润滑状态为流体润滑，并且摩擦系数降低。 
将内环的锥形背面肋的表面的表面粗糙度Ra的上限设定为0.20μm的原因如下。当表面粗糙度Ra超过0.20μm时，在高旋转区域中轴承的温度升高，以致润滑油的粘度降低。在这种情况下，油膜的厚度t变得不足，并且趋向于发生烧蚀。 
每一个凹槽的窗口角(window angle)可以为55°以上并且在80°以下。窗口角是由与滚柱的滚动表面接触的相邻柱部的侧表面所形成的角度。将窗口角设定为55°以上的原因是确保与滚柱的良好接触状态。将窗口角设定为80°以下的原因如下。当窗口角大于80°时，径向挤压力增大。在这种情况下，即使在使用具有自润滑性的树脂材料时，也不可能获得平稳的旋转。注意，在常规的保持器中，窗口角为25°至50°。 
保持器可以由机械强度、耐油性和耐热性优异的工程塑料形成。与由铁板制成的保持器相比，其中使用树脂材料的保持器的特征在于具有更轻的保持器重量、更好的自润滑性以及更小的摩擦系数。这些特性与存在于轴承中的润滑油的作用结合，由此可以抑制由与外环接触所引起的磨损的发生。这种树脂材料具有比钢板更轻的重量以及更低的摩擦系数，因此适于降低在轴承启动时的转矩损失以及保持器的磨损。 
每一个凹槽还可以具有被设置在其狭窄侧上的小环状部中的缺口。使用这种构造，允许从保持器的径向内侧流向内环侧的润滑油也经由缺口流向外环侧。因此，沿着内环的滚道面流动并且到达锥形背面肋的润滑油的量进一步降低，并且由润滑油的流动阻力引起的转矩损失进一步降低。 
每一个凹槽还可以具有被设置在其宽阔侧的缺口，该缺口被设置在至少一个柱部中。使用这种构造，锥形滚柱可以与柱部以非常平衡的方式进行接触。 
被设置在凹槽的狭窄侧的缺口的总面积可以大于被设置在凹槽的宽阔侧的缺口的总面积。使用这种构造，可以降低沿着内环的滚道面流动并 且到达锥形背面肋的润滑油的量，并且可以进一步降低由润滑油的流动阻力所引起的转矩损失。 
保持器可以具有被设置在保持器的小环状部的轴向外侧的径向向内肋，所述径向向内肋面向内环的锥形正面肋的径向外表面。另外，在径向向内肋的径向内表面与内环的锥形正面肋的径向外表面之间的间隙的上限可以是锥形正面肋的外径向尺寸的2.0％。使用这种构造，可以降低从保持器的径向内侧流向内环侧的润滑油的量，并且可以进一步降低由润滑油的流动阻力所引起的转矩损失。 
多个微凹陷凹痕可以无规地至少形成在锥形滚柱的表面上。具有凹痕的表面的表面粗糙度参数Ryni可以是0.4μm≤Ryni≤1.0μm，并且具有凹痕的表面的Sk值可以是-1.6以下。使用这种构造，可以将润滑油均匀地保持在锥形滚柱的表面上。因此，即使停留在轴承中的润滑油的量被降低时，也可以充分地润滑在锥形滚柱与内环和外环之间的接触部分。 
参数Ryni是在具有基准长度的部分中最大高度的平均值。更具体地，从粗糙度曲线中取出在平均线方向上具有基准长度的部分，并且沿着粗糙度曲线的垂直放大方向测量在每一个取出部分中的峰线和基线之间的距离(ISO 4287：1997)。Sk值表示粗糙度曲线的倾斜度，即不规则分布的不对称性(ISO 4287：1997)。对于对称性分布比如高斯分布，Sk值接近于0。当从不规则处中除去突起部时，Sk值为负，而当从不规则处中消除凹部时，Sk值为正。通过选择滚筒抛光设备的旋转速度、加工时间、工件进料(workfed)的量，抛光晶片的种类和尺寸等，可以控制Sk值。通过将Sk值调节为-1.6以下，可以将润滑油均匀地保持在大量的微凹陷凹痕中。 
锥形滚柱轴承适用于支持机动车的动力传动轴的轴承。 
发明效果 
根据本发明，可以降低轴承的转矩，而不降低轴承的刚性。更具体地，保持器的柱部具有被设置在梯形凹槽的狭窄侧的缺口。每一个缺口从径向外侧至径向内侧贯穿柱部。以这种方式，允许从保持器的径向内侧流向内环侧的润滑油经由缺口快速流向外环侧。因此，降低了沿着内环的滚道面流动并且到达锥形背面肋的润滑油的量，并且降低了停留在轴承内部的润 滑油的量，因此降低由润滑油的流动阻力引起的转矩损失。 
而且，内环的锥形背面肋的表面具有与锥形滚柱的大端面接触的锥形表面，并且弯曲的侧面与锥形表面平滑地连接。另外，将锥形滚柱的大端面的曲率半径R设定为在R/R0＝0.75至0.87的范围内的值。以这种方式，可以降低转矩损失和由于在内环的锥形背面肋的表面和锥形滚柱的大端面之间的滑动摩擦所引起的生成热，因此可以防止烧蚀的发生。 
通过将滚柱系数γ设定为大于0.94，可以防止刚性的降低。而且，通过将滚柱系数γ设定为大于0.94，不仅负荷能力增加，而且可以降低滚道面上的最大表面压力。因此，可以防止在严格的润滑条件下极短寿命的表面起点剥离的发生。 
另外，在本发明的锥形滚柱轴承中，形成氮富含层，并且降低奥氏体晶粒的尺寸使得奥氏体晶粒的晶粒尺寸数为11以上。因此，显著提高滚动接触疲劳寿命，并且可以获得良好的抗龟裂强度和对尺寸随时间变化的抵抗力。 
附图说明
图1A是本发明的一个实施方案的锥形滚柱轴承的水平横截面图。 
图1B是轴承的垂直横截面图。 
图2是图1B中所示锥形滚柱轴承的保持器的展开平面图。 
图3是与图2类似的展开平面图，示出了保持器的一个变型实例。 
图4是与图2类似的展开平面图，示出了保持器的另一个变型实例。 
图5是图1B的局部放大图。 
图6是显示转矩测量试验的结果的图。 
图7是窗口角为下限的锥形滚柱轴承的局部放大横截面图。 
图8是窗口角为上限的锥形滚柱轴承的局部放大横截面图。 
图9是显示轴承的寿命试验的结果的表。 
图10是锥形滚柱轴承的局部水平横截面图，示出了保持器的一个变型实例。 
图11是图10的局部放大图。 
图12是一般车辆变速器的横截面图。 
图13是一般车辆差速器的横截面图。 
图14是描述用于锥形滚柱轴承的热处理方法的图。 
图15是说明用于锥形滚柱轴承的热处理方法的另一个变型实例的图。 
图16A是示出本发明的一个实例的轴承部件的微结构，特别是奥氏体晶界的结构图。 
图16B是示出常规的轴承部件的微结构，特别是奥氏体晶界的结构图。 
图17A是示意性示出图16A中所示的奥氏体晶界的结构图。 
图17B是示意性示出图16B中所示的奥氏体晶界的结构图。 
图18是示出静态抗碎强度试验(断裂应力值的测量)用试样的图。 
图19A是滚动接触疲劳寿命试验机的示意图。 
图19B是滚动接触疲劳寿命试验机的侧视图。 
图20是示出静态断裂韧性试验用的试样的图。 
图21A是保持器的展开平面图，其显示常规技术。 
图21B是另一种保持器的展开平面图，其显示常规技术。 
图22是锥形滚柱轴承的局部放大横截面图，其显示常规技术。 
图23是显示当改变滚柱的节圆直径(PCD)时锥形滚柱轴承的刚性比(实心圆)和转矩比(空心圆)的变化的图。 
图24是用于描述锥形滚柱轴承的设计规格的横截面图。 
图25是图24中的滚柱大端面侧的局部放大图。 
图26是图24中的滚柱小端面侧的局部放大图。 
图27是显示在滚柱大端面的曲率半径与油膜厚度之间的关系的图。 
图28是显示在滚柱大端面的曲率半径与最大赫兹应力之间的关系的图。 
附图标记的说明 
1a，1b锥形滚柱轴承 
2内环 
2a滚道面 
2b锥形背面肋的表面 
2c锥形正面肋的表面 
3外环 
3a滚道面 
4锥形滚柱 
4a大端面 
4b凹口 
4c小端面 
5保持器 
6小环状部 
7大环状部 
8柱部 
9凹槽 
10a，10b，10c缺口 
11肋 
具体实施方式
下面，将根据附图描述本发明的实施方案。 
图1A和1B中所示的锥形滚柱轴承1由内环2、外环3、锥形滚柱4和保持器5组成。内环2包括在其外圆周上的锥形滚道面2a，并且外环3包括在其内圆周上的锥形滚道面3a。多个锥形滚柱4可旋转地置于内环2的滚道面2a与外环3的滚道面3a之间。每一个锥形滚柱4容纳于形成在保持器5中的凹槽中，使得锥形滚柱4的轴向移动受到被设置在内环2的滚道面2a的相应侧面上的锥形背面肋2b和锥形正面肋2c的限制。 
锥形滚柱轴承1具有大于0.94的滚柱系数γ。滚柱系数γ表示滚柱填充因子并且由下列方程定义： 
滚柱系数γ＝(Z×DA)/(π×PCD) 
这里， 
Z：滚柱数量， 
DA：滚柱平均直径，以及 
PCD：滚柱的节圆直径。 
为了比较，参考图22描述了常规技术。图22中所示的锥形滚柱轴承是典型的锥形滚柱轴承，其配置有与外环分隔开的保持器。这种锥形滚柱轴承被设计成确保保持器72有足够的柱宽度，同时防止外环71接触保持器72，并且被设计成滚柱系数γ为0.94以下，以获得保持器72的平稳旋转以及足够的柱强度。在图22中，附图标记73、74和75分别表示锥形滚柱、柱表面和内环，并且符号θ表示窗口角。 
如图1B中所示，保持器5包括：在锥形滚柱4的小端面侧上连续的小环状部6；在锥形滚柱4的大端面侧上连续的大环状部7；以及多个连接小环状部6和大环状部7的柱部8。如图2中所示，在柱部8中的相邻柱部之间形成凹槽9。 
保持器5的每一个凹槽9具有梯形形状，该梯形形状具有容纳锥形滚柱4的小直径侧的狭窄侧以及容纳锥形滚柱4的大直径侧的宽阔侧。每一个凹槽9在其狭窄侧和宽阔侧具有缺口。具体地，在柱部8的相对侧的每一侧上设置有两个缺口10a和10b，并且每一个缺口从径向外侧至径向内侧贯穿柱部8。缺口10a和10b中的每一个都具有1.0mm深度和4.6mm宽度的尺寸。应当指出，在附图中示例的缺口10a和10b具有在径向上贯穿保持器5的沟槽形状。然而，缺口可以具有任何形状和尺寸，只要提供在保持器5的径向内侧和外侧之间的连通以允许润滑油平稳地通过即可。 
图3和4显示了保持器5的变型实例。在图3所示的变型实例中，还在凹槽9的狭窄侧上的小环状部6中设置另一个缺口10c。而且，在狭窄侧上的三个缺口10a和10c的总面积大于在宽阔侧上的两个缺口10b的总面积。注意缺口10c具有1.0mm深度和5.7mm宽度的尺寸。在图4所示的变型实例中，在柱部8中的狭窄侧缺口10a各自具有1.5mm的深度，该深度大于柱部8中的每一个宽阔侧缺口10b的深度。另外，狭窄侧缺口10a的总面积大于宽阔侧缺口10b的总面积。 
如图5中所示，在保持器5的小环状部6的轴向外侧设置径向向内肋11，使其面向内环2的锥形正面肋2c的径向外表面。可以将介于肋11的径向内表面与内环2的锥形正面肋2c的径向外表面之间的间隙δ设定为锥形正面肋2c的外径向尺寸的2.0％以下。 
每一个锥形滚柱4具有大量的无规分布在其整个表面上的微凹陷凹痕(未显示)。带凹痕的表面具有0.4μm至1.0μm的表面粗糙度参数Ryni以及-1.6以下的Sk值。
制备使用图2中所示的保持器的锥形滚柱轴承(实施例1)以及使用图3中所示的保持器的锥形滚柱轴承(实施例2)。另外，作为比较例，制备了使用在凹槽中没有缺口的保持器的锥形滚柱轴承(比较例1)以及使用图21A和21B中所示的保持器的锥形滚柱轴承(比较例2和3)。应当指出，锥形滚柱轴承各自具有外径为的100mm、内径为45mm并且宽度为27.25mm的尺寸，并且其除凹槽中的缺口以外，其所有部分均相同。 
使用垂直转矩试验机，对实施例和比较例的每一个锥形滚柱轴承进行转矩测量试验。试验条件如下： 
轴向负荷：2,940N， 
旋转速度：300至2,000r/min(100r/min节距)，以及 
润滑条件：油浴润滑(润滑油：75W-90)。 
图6显示了试验结果。图6中的座标图纵轴表示相对于其中使用在凹槽中没有缺口的保持器的比较例1中所获得转矩的转矩降低比率。在其中在凹槽的柱部的中部设置缺口的比较例2和其中在凹槽的小环状部和大环状部设置缺口的比较例3中，获得了一些转矩降低效果。然而，在其中在凹槽的柱部的狭窄侧设置缺口的实施例1中，转矩降低效果比在比较例中的转矩降低效果更好。在其中在狭窄侧的小环状部设置其它缺口使得狭窄侧缺口的总面积大于宽阔侧缺口的总面积的实施例2中，转矩降低效果甚至更好。 
在2,000r/min，即在试验中的最大旋转速度的转矩降低比率对于实施例1为9.5％，而对于实施例2为11.5％。因此，在差速器、变速器等中的高旋转速度条件下，可以获得良好的转矩降低效果。注意在2,000r/min的旋转速度下的转矩降低比率对于比较例1为8.0％，而对于比较例2为6.5％。 
保持器5是使用树脂整体模塑的，并且包括小直径侧环状部6、大直径侧环状部7，以及许多连接小直径侧环状部6和大直径侧环状部7的柱部8。特级工程塑料比如PPS、PEEK、PA、PPA或PAI被用作保持器的材料。如果必要，可以使用通过将玻璃纤维或碳纤维加入到这样的树脂材料或其它工程塑料中以提高强度而制备的材料。 
工程塑料的实例包括通用工程塑料和特级工程塑料。下面列举了工程塑料的代表性实例。然而，这些仅仅是作为实例，并且工程塑料不限于此。 
[通用工程塑料]聚碳酸酯(PC)、聚酰胺6(PA6)、聚酰胺66(PA66)、聚缩醛(POM)、改性聚苯醚(m-PPE)、聚对苯二甲酸丁二醇酯(PBT)、GF-增强的聚对苯二甲酸乙二醇酯(GF-PET)以及超高分子量聚乙烯(UHMW-PE)。 
[特级工程塑料]聚砜(PSF)、聚醚砜(PES)、聚苯硫醚(PPS)、聚芳酯(PAR)、聚酰胺酰亚胺(PAI)、聚醚酰亚胺(PEI)、聚醚醚酮(PEEK)、液晶聚合物(LCP)、热塑性聚酰亚胺(TPI)、聚苯并咪唑(PBI)、聚甲基戊烯(TPX)、聚(对苯二甲酸1，4-环己烷二亚甲酯)(PCT)、聚酰胺46(PA46)、聚酰胺6T(PA6T)、聚酰胺9T(PA9T)、聚酰胺11，12(PA11，12)、氟树脂以及聚邻苯二甲酰胺(PPA)。 
参考图7和8，给出窗口角θ的描述，该窗口角θ是由柱部5a形成的角。下限窗口角θmin为55°(图7)，而上限窗口角θmax为80°(图8)。在配置有与外环分隔开的保持器的典型锥形滚柱轴承(图22)中，窗口角至多为约50°。将下限窗口角θmin设定为55°的原因是为了确保与滚柱的良好接触状态。当窗口角小于55°时，损害与滚柱的接触状态。更具体地，当窗口角为55°以上时，γ可以大于0.94，同时确保保持器的强度，并且可以确保良好的接触状态。而且，将上限窗口角θmax设定为80°的原因是，在窗口角超过80°时，在径向上的挤压力增大，从而导致即使在使用自润滑树脂材料时也不能获得平稳旋转的风险。 
图9显示了轴承寿命试验的结果。在图9中，在“轴承”栏中的“比较例1”对应其中保持器与外环分隔开的常规的典型锥形滚柱轴承(图22)。“比较例2”仅仅除滚柱系数γ变化为γ＞0.94以外，对应常规锥形滚柱轴承。“实施例”对应本发明的锥形滚柱轴承，其具有γ＞0.94的滚柱系数γ以及在55°至80°的范围内的窗口角。在严格的润滑和过度负荷的条件下进行试验。如图9中清楚地看出，在“比较例2”中，寿命至少为“比较例1”的寿命的2倍。“实施例”的轴承具有0.96的滚柱系数，其与“比较例2”中的滚柱系数相同。然而，在“实施例”中，寿命为“比较例2”中的寿命的5倍以上。注意在“比较例1”、“比较例2”和“实施例”的每一个中，尺寸为φ45×φ81×16(单位mm)，而滚柱数量对于“比较例1”为24，并且对于“比较例2”和”实施例”为27。另外，油膜参数Λ为0.2。 
在图10和11所示的变型实例中，在由工程塑料整体形成的保持器5的每一个柱部8的径向外表面上形成朝外环3的滚道面3a突出的突起部5b。其余构造与上述保持器5的构造相同。如图11中所示，突起部5b具有沿着横穿柱部8的方向上所截取的弧状横截面外形。弧形的曲率半径R2小于外环3的滚道面3a的半径R1。其原因是为了在突起部5b和外环3的滚道面3a之间形成有利的楔状油膜。适宜地，突起部5b形成的曲率半径R2为外环3的滚道面3a的半径R1的70至90％。当曲率半径R2小于半径R1的70％时，楔状油膜的开口角太大，并且这导致动态压力降低。当曲率半径R2超过半径R1的90％时，楔状油膜的开口角太小，并且这也导致动态压力的降低。适宜地，突起部5b形成的横向宽度W2为柱部8的横向宽度W1的至少50％(W2≥0.5×W1)。这是因为，当横向宽度W2小于横向宽度W1的50％时，突起部5b不能具有用于形成有利的楔状油膜的足够高度。外环3的滚道面3a的半径R1从大直径侧至较小的直径侧连续变化。因此，突起部5b的曲率半径R2从大环状部7中的较大曲率半径R2连续变化至在小环状部6中的较小曲率半径R2以遵循半径R1的变化。 
如上所述构造图10和11中示出的锥形滚柱轴承1。因此，当轴承1旋转以致保持器5旋转时，在外环的滚道面与保持器5的突起部5b之间形成楔状油膜。这种楔状油膜产生与轴承1的旋转速度大致成比例的动态压力。因此，即使在保持器5的节圆直径(PCD)大于常规值以使保持器5更靠近外环3的滚道面3a时，也允许轴承1旋转，而没有过度的磨损和转矩损失。因此，可以增加滚柱数量，而不导致任何缺点。 
图12显示了其中可以使用上述锥形滚柱轴承的车辆差速器的一种示例性构造。在这种差速器中，连接到传动轴(未显示)并且***差速器箱21中的驱动小齿轮22与环形齿轮24啮合，所述环形齿轮24连接到差速器齿轮箱23上。连接到差速器齿轮箱23内部的小齿轮25与侧齿轮26啮合，所述侧齿轮26连接到从左侧和右侧***差速器齿轮箱23中的驱动轴(未显示)上，由此通过传动轴将发动机的驱动力传输到左和右驱动轴上。 在这种差速器中，用作动力传动轴的驱动小齿轮22和差速器齿轮箱23分别由一对锥形滚柱轴承1a和一对锥形滚柱轴承1b支持。 
差速器箱21是使用密封构件27a、27b和27c密封的，并且在其内部储存润滑油。锥形滚柱轴承1a和1b的每一个在其下部浸入用于润滑油的油浴中的情况下旋转。当锥形滚柱轴承1a和1b各自在高速下旋转并且它们的下部浸入油浴中时，如由图5中的箭头所示，在油浴中的润滑油从锥形滚柱4的小直径侧经由保持器5的径向外侧和内侧上的独立路径流入轴承。从保持器5的径向外侧流入外环3的润滑油沿着外环3的滚道面3a流动，经由滚道面3a通向锥形滚柱4的大直径侧，并且流出轴承。从保持器5的径向内侧流入内环2侧的润滑油的量显著小于从保持器5的径向外侧流动的润滑油的量。另外，从间隙δ流出的大部分润滑油通过被设置在柱部8中并且位于凹槽9的狭窄侧的缺口10a，并且朝保持器5的径向外侧移动。因此，只有很少量的润滑油沿着内环2的滚道面2a流动，并且到达锥形背面肋2c，因此可以降低停留在轴承中的润滑油的量。 
图13显示了其中可以使用上述锥形滚柱轴承的车辆变速器的一种示例性构造。这种变速器是同步啮合型变速器。在图13中，左侧是发动机侧，而右侧是驱动轮侧。锥形滚柱轴承43被设置在主轴41和主驱动齿轮42之间。在该实例中，在主驱动齿轮42的内圆周上直接形成锥形滚柱轴承43的外环的滚道面。主驱动齿轮42由锥形滚柱轴承44支持以使其相对于箱45可旋转。主驱动齿轮42连接到离合器齿轮46上，并且同步器机构47被设置在离合器齿轮46附近。 
同步器机构47包括：根据选择器(未显示)的操作在轴向(图中的左右方向)上移动的轴套48；连接到轴套48的内圆周上使其可在轴向上移动的同步器键49；配合到主轴41的外圆周上的毂50；可滑动地连接到离合器齿轮46的外圆周(锥形部分)上的同步器环51；将同步器键49弹性地按压到轴套48的内圆周上的按压销52；以及弹簧53。 
在图13所示的状态下，通过按压销52将轴套48和同步器键49固定在空档位置。在这种情形下，主驱动齿轮42在主轴41上空转。当随着选择器的操作，轴套48从图13所示的状态朝例如轴向的左侧移动时，同步器键49朝轴向的左侧移动，由此遵循轴套48的移动，从而将同步器环51按压到离合器齿轮46的锥形部分的倾斜表面上。结果，降低离合器齿轮46的旋转速度，相反增加同步器机构47的旋转速度。当旋转速度彼此同步时，轴套48移动到轴向上左方更远处，并且与离合器齿轮46啮合，使得主轴41和主驱动齿轮42通过同步器机构47相互连接。以这种方式，主轴41和主驱动齿轮42同步旋转。
在上述锥形滚柱轴承1中，包括内环2、外环3和锥形滚柱4的轴承部件中的至少一个具有氮富含层。对包括碳氮共渗处理的热处理的描述是已知的。这种热处理用作用于形成氮富含层的示例性热处理。 
图14是描述用于轧制本发明一个实施方案中的轴承的热处理方法的图，并且图15是描述其一个变型实例的图。图14显示了其中进行初次淬火和二次淬火的这种方法的热处理模式。图15显示了其中将材料在淬火工序中冷却到低于A1转变点，然后再加热并且最终淬火的这种方法的热处理模式。在这些图中的处理T1中，尽管允许碳和氮扩散到钢基体中，但是碳在其中是充分溶解的，并且材料被冷却到低于A1转变点。接着，在附图中的处理T2中，将材料再加热至等于或高于A1转变点并且低于在处理T1中所用温度的温度，然后进行油淬火。 
使用上述热处理步骤，尽管表面层是碳氮共渗的，但是与通过常规的碳氮共渗淬火，即碳氮共渗处理，随后进行单一淬火得到的那些相比，可以进一步提高抗碎强度，并且可以进一步降低随时间的尺寸变化率。通过图14或15中所示的热处理模式制造的本发明滚柱轴承具有这样的微组织，其中奥氏体晶粒的晶粒尺寸等于或小于常规产品的晶粒尺寸的一半。经过上述热处理的轴承部件可以具有长的滚动接触疲劳寿命、提高的抗碎强度以及降低的随时间的尺寸变化率。由于使用在较低的二次淬火温度的热处理工序来降低晶粒的尺寸，因此降低了在表面层和内部区域中的残余奥氏体的量。这导致良好的抗龟裂强度和对尺寸随时间变化的抵抗力。 
图16A和16B是示出轴承部件的微组织，特别是奥氏体晶粒的图。图16A显示了本发明的一个示例性轴承部件，并且图16B显示了常规的轴承部件。更具体地，图16A表示本发明的一个实施方案的滚柱轴承的轴承环的奥氏体晶粒尺寸，所述轴承环已经经过图14所示的热处理模式。为了比较，在图16B中显示了通过常规热处理方法制造的轴承钢的奥氏体晶粒尺寸。图16A和16B中所示的奥氏体晶粒尺寸示意性地示出在图17A和17B中。如从奥氏体晶粒尺寸的组织看出，常规的奥氏体晶粒的尺寸对应JIS晶粒尺寸数10，并且可以通过图14或15中所示的热处理方法获得晶粒尺寸数12的细晶粒。图16A中通过断面方法测量的平均晶粒尺寸为5.6μm。 
接着，给出实施例的描述。 
(实施例I) 
通过使用JIS SUJ2材料(1.0重量％C-0.25重量％Si-0.4重量％Mn-1.5重量％Cr)进行下列试验：(1)测量氢的量，(2)测量晶粒尺寸，(3)却贝冲击实验，(4)测量断裂应力值以及(5)轧制接触疲劳试验。结果显示于表1中。 
表1 
  样品 A   B   C   D   E   F   常规  碳氮  共渗   普通  淬火
  二次淬火温度(℃) 780   800   815   830   850   870   -   -
  氢量(ppm) -   0.37   0.40   0.38   0.42   0.40   0.72   0.38
  晶粒尺寸(JIS) -   12   11.5   11   10   10   10   10
  却贝冲击值(J/cm2) -   6.65   6.40   6.30   6.20   6.30   5.33   6.70
  断裂应力值(MPa) -   2840   2780   2650   2650   2700   2330   2770
  滚动接触疲劳寿命  比率(L10) -   5.4   4.2   3.5   2.9   2.8   3.1   1
每一个样品的制备历程如下： 
样品A至D(本发明的实施例)：在850℃进行碳氮共渗处理，保持时间为150分钟。使用RX气体和氨气的混合气体气氛。在图14所示的热处理模式中，从850℃的碳氮共渗处理温度进行初次淬火。随后，将样品加热至在低于碳氮共渗处理温度的780℃至830℃范围内的温度，并且进 行二次淬火。然而，已经经过在780℃的二次淬火温度的热处理的样品不被用于试验，原因是淬火不足。 
样品E和F(比较例)：采用与本发明的实施例A至D相同的历程进行碳氮共渗处理，但是二次淬火温度为850℃至870℃，这样的二次淬火温度等于或高于850℃的碳氮共渗处理温度。 
常规的碳氮共渗产品(比较例)：在850℃进行碳氮共渗处理，保持时间为150分钟。使用RX气体和氨气的混合气体气氛。直接从碳氮共渗温度进行淬火。不进行二次淬火。 
普通的淬火产品(比较例)：不进行碳氮共渗处理。将样品加热至850℃，然后淬火。不进行二次淬火。 
接着，描述试验方法。 
氢量的测量 
氢量通过使用由LECO制造的氢测定仪DH-103分析钢中的非扩散氢的量进行测定。不测量扩散氢的量。由LECO制造的氢测定仪DH-103的规格如下。 
分析范围：0.01至50.00ppm 
分析精度：±0.1ppm或±3％H(更大那一个) 
分析灵敏度：0.01ppm 
检测方法：导热率方法 
样品重量和尺寸：10至35mg(最大：12mm直径×100mm长度) 
加热炉温度范围：50℃至1,100℃ 
试剂：无水高氯酸镁Mg(ClO4)2、烧碱石棉NaOH 
载气：氮气(99.99％以上的纯度)，气体配料气体：氢气(99.99％以上的纯度)，压力：40psi(0.27MPa) 
测量程序的概要如下。通过特别设计的采样器取得样品，并且将样品与取样器一起***到上述氢测定仪中。通过氮载气将在内部的扩散氢导入到导热率检测器中。在这个实施例中不测量扩散氢的量。接着，将样品从取样器中取出，并且在电阻加热炉中加热，并且通过氮载气将非扩散氢导入到导热率检测器中。在导热率检测器中，测量导热率，由此可以测定出 非扩散氢的量。 
晶粒尺寸的测量 
根据在JIS G 0551中规定的用于钢的奥氏体晶粒尺寸测试方法测量晶粒尺寸。 
却贝冲击试验 
根据在JIS Z 2242中规定的用于金属材料的却贝冲击测试方法进行却贝冲击试验。使用在JIS Z 2202中规定的带U形缺口的试样(JIS No.3试样)作为试样。 
断裂应力值的测量 
图18显示了用于静态抗碎强度试验(断裂应力值测量)的试样。在该图的方向P上施加负荷，并且测量在断裂时的负荷。随后，采用用于下述曲梁的应力计算方程，将所得到的断裂负荷换算为应力值。应当指出，试样不限于图18中所示的试样，并且可以使用具有不同形状的试样。 
使σ1为图18中所示的试样的凸面中的纤维应力，并且σ2为凹面中的纤维应力。然后，可以采用下面的方程(机械工程师手册(MechanicalEngineers’Handbook)A4，材料和机械学(Materials and Mechanics)A4-40)确定σ1和σ2。在该方程中，N为包括环形试样轴的横截面中的轴向力，A为横截面面积，e1为外半径，并且e2为内半径。另外，κ是曲梁的截面模量。 
σ1＝(N/A)+{M/(Aρ0)}[1+e1/{κ(ρ0+e1)}] 
σ2＝(N/A)+{M/(Aρ0)}[1-e2/{κ(ρ0-e2)}] 
κ＝-(1/A)∫A{η/(ρ0+η)}dA 
滚动接触疲劳寿命 
用于滚动接触疲劳寿命试验的条件显示于表2中。图19A和19B是滚动接触疲劳寿命试验机的示意图。图19A是正视图，而图19B是侧视图。在图19A和19B中，滚动接触疲劳寿命试样18通过驱动辊12驱动，并且与球16接触旋转。球16是3/4英寸球，它通过导辊14导向，并且利 用对滚动接触疲劳寿命试样18施加的高表面压力旋转。 
下面描述显示于表1中的实施例I的试验结果。 
氢量 
在作为已经碳氮共渗的产品的常规碳氮共渗产品中，氢量高达0.72ppm。这可能是因为将通过在碳氮共渗处理所所用的气氛中所含的氨(NH3)的分解产生的氢被引入到钢中的缘故。在样品B至D中，将氢量降低至0.37至0.40ppm，这约是常规产品的氢量的一半。这些氢量处于与通常淬火的产品的氢量相同的水平。 
晶粒的尺寸 
在二次淬火温度低于在碳氮共渗处理中的淬火(初次淬火)温度的情况下，即在样品B至D中，奥氏体晶粒的尺寸显著降低至11至12的晶粒尺寸数。在样品E和F，即常规的碳氮共渗产品和普通淬火产品中，奥氏体晶粒的晶粒尺寸数为10，其比样品B至D的那些更粗大。 
却贝冲击试验 
如表1中所示，尽管常规碳氮共渗产品的却贝冲击值为5.33J/cm2，但是本发明的实施例的样品B至D表现出6.30至6.65J/cm2的高却贝冲击值。这些样品表现出二次淬火温度越低而却贝冲击值越高的趋势。普通淬火产品的却贝冲击值高达6.70J/cm2。 
断裂应力值的测量 
上述断裂应力值对应抗龟裂强度。如表1中所示，常规碳氮共渗产品的断裂应力值为2,330MPa。在样品B至D中，断裂应力值为2,650至2,840MPa，这相比于常规产品的断裂应力值得到了提高。普通淬火产品的断裂应力值为2,770MPa。因此，据推测，在样品B至D中获得的被提高的抗龟裂强度可能不仅仅归因于奥氏体晶粒的尺寸降低，而且极大可能地归因于氢含量的降低。 
滚动接触疲劳试验 
如表1中所示，普通淬火产品的滚动接触疲劳寿命L10是最低的，原因是这种产品在表面层中不具有碳氮共渗层。然而，常规碳氮共渗产品的滚动接触疲劳寿命为普通淬火产品的滚动接触疲劳寿命的3.1倍。在样品B至D中，与常规的碳氮共渗产品相比，显著提高滚动接触疲劳寿命。在样品E和F中，滚动接触疲劳寿命与常规碳氮共渗产品的滚动接触疲劳寿命基本上相同。 
总之，在本发明的实施例的样品B至D中，氢含量降低，并且奥氏体晶粒尺寸降低至11或更细的晶粒尺寸数。另外，还提高其却贝冲击值、抗龟裂强度和滚动接触疲劳寿命。 
(实施例II) 
接着，给出实施例II的描述。对下述材料X、Y和Z进行一系列试验。使用JIS SUJ2材料(1.0重量％C-0.25重量％Si-0.4重量％Mn-1.5重量％Cr)作为热处理之前的基体材料，并且对于材料X至Z，基体材料是一样的。材料X至Z的制造历程如下。 
材料X(比较例)：只有普通淬火(没有碳氮共渗) 
材料Y(比较例)：在碳氮共渗之后进行淬火(常规的碳氮共渗和淬火)。在845℃进行碳氮共渗，保持时间为150分钟。在碳氮共渗处理中的气氛为RX气体+氨气。 
材料Z(本发明的实施例)：经过图14的热处理模式的轴承钢。在845℃进行碳氮共渗，保持时间为150分钟。在碳氮共渗处理过程中的气氛为RX气体+氨气。最终淬火的温度为800℃。 
滚动接触疲劳寿命 
用于滚动接触疲劳寿命的试验条件和试验机是如上所述的，并且显示于表2和图19A和19B中。滚动接触疲劳寿命试验的结果显示于表3中。如表3中所示，作为比较例的材料Y的L10寿命(直至10个试样之一断裂为止的寿命)比作为另一个比较例的只进行了普通淬火的材料X的寿命长3.1倍。这表明碳氮共渗处理有利地延长寿命。在本发明实施例的材料Z中，寿命长于比较例的寿命，并且比材料B的寿命长1.74倍和比材料X的寿命长5.4倍。这种提高可能主要归因于更细的微结构。 
表2 
  试样   φ12×1.22圆柱形试样
  试验次数   10
  接触钢球   3/4英寸(19.05mm)
  接触表面压力   5.88GPa
  载荷速率   46240cpm
  润滑油   涡轮机VG68，强制润滑
表3 
Figure DEST_PATH_G2007800284976D00231
却贝冲击试验 
根据在JIS Z 2242中规定的上述方法，使用带U形缺口的试样进行却贝冲击试验。试验结果显示于表4中。已经进行碳氮共渗处理的材料Y(比较例)的却贝冲击值不高于已经进行普通淬火的材料X(比较例)的却贝冲击值。然而，材料Z的却贝冲击值与材料X的却贝冲击值相当。 
表4 
  材料   却贝冲击值(J/cm2)   冲击值的比率
  材料X   6.7   1.0
  材料Y   5.3   0.8
  材料Z   6.7   1.0
静态断裂韧性试验 
图20显示了用于静态断裂韧性试验的试样。在试样的缺口部分中形成约1mm的预先裂纹(pre-crack)，并且通过3点弯曲施加静态负荷以测定断裂负荷P。使用下列方程(1)计算断裂韧性值(Klc)。试验结果显示于表5中。因为预先裂纹的深度大于碳氮共渗层的深度，因此比较例的材料X和Y的结果基本上相同。然而，本发明的实施例的材料Z的断裂韧性值为比较例的那些的约1.2倍。 
Klc＝(PL√a/BW2){5.8-9.2(a/W)+43.6(a/W)2-75.3(a/W)3+77.5(a/W)4}(I) 
表5 
Figure DEST_PATH_G2007800284976D00241
静态抗碎强度试验 
将具有图20中所示形状的上述试样用于静态抗碎强度试验。在该图 中，在P方向上施加负荷以进行静态抗碎强度试验。该试验的结果显示于表6中。已经进行碳氮共渗处理的材料Y表现出比已经进行普通淬火的材料X的静态抗碎强度略低的静态抗碎强度。然而，在本发明实施例的材料Z中，静态抗碎强度与材料Y的静态抗碎强度相比得到提高，并且与材料X的静态抗碎强度相当。 
表6 
  材料   试验次数   静态抗碎强度   (kgf)   静态抗碎强度   的比率
  材料X   3   4200   1.00
  材料Y   3   3500   0.84
  材料Z   3   4300   1.03
随时间的尺寸变化率 
表7显示了在130℃的保持温度保持500小时的时间时所测量的随时间的尺寸变化率，以及表面硬度和残余奥氏体的量(在50μm深度处)的测量结果。从表7中可以看出，在本发明实施例的材料Z中，将尺寸变化率抑制到含有更大量的残余奥氏体的材料Y的尺寸变化率的一半以下。 
表7 
  材料   试验次   数   表面硬   度(HRC)   残余γ的   量(％)   尺寸变  化比率      (×104)   尺寸变  化比率      之比
  材料X   3   62.5   8.8   18   1.0
  材料Y   3   63.6   30.5   35   1.9
  材料Z   3   60.0   11.8   22   1.2
[0214] 在异物存在下的滚动接触疲劳寿命试验 
使用滚珠轴承6206，在预定量的标准异物的存在下评价滚动接触疲劳寿命。试验条件显示于表8中，并且试验结果显示于表9中。已经进行常规的碳氮共渗处理的材料Y的滚动接触疲劳寿命比材料X的滚动接触疲劳寿命长约2.5倍，并且本发明实施例的材料Z的滚动接触疲劳寿命比材料X的滚动接触疲劳寿命长约2.3倍。尽管在本发明的实施例的材料Z中的残余奥氏体的量少于比较例的材料Y中的残余奥氏体的量，但是材料Z的寿命长，并且相当于材料Y的寿命，原因在于氮以及精细微结构的引入。 
表8 
  负荷   Fr＝6.86kN
  接触表面压力   Pmax＝3.2GPa
  旋转速率   2000rpm
  润滑   涡轮机56，油浴润滑
  异物的量   0.4g/1000cc
  异物   粒子尺寸为100至180μm，硬   度为Hv 800
表9 
  材料   L10寿命   (h)   L10寿命   的比率
  材料X   20.0   1.0
  材料Y   50.2   2.5
  材料Z   45.8   2.3
上述结果表明，本发明的实施例的材料Z同时满足三个需求，即，滚动接触疲劳寿命的延长、抗碎强度的提高以及随时间的尺寸变化率的降低，这是在常规碳氮共渗处理的情况下难以实现的。 
(实施例III) 
表10显示在异物的存在下，为确定氮含量和滚动接触寿命之间的关系而进行的试验的结果。应当指出，标准淬火产品用于比较例1，并且标准碳氮共渗产品用于比较例2。在比较例3中，进行与在本发明的实施例中相同的处理，但是氮量大于在实施例中的氮量。该试验条件如下。 
样品轴承：锥形滚柱轴承30206(内环和外环以及滚柱均由高碳铬轴承钢等级2(JIS SUJ2))制成。 
径向负荷：17.64kN 
轴向负荷：1.47kN 
旋转速度：2,000r/min 
加入的硬质异物：1g/L 
表10 
Figure DEST_PATH_G51006982150138000D000091
从表10中可以看出，在实施例1至5中，在异物的存在下，氮含量与寿命基本上成比例。然而，在其中氮含量为0.72的比较例3中，显著降低在异物的存在下的滚动接触寿命。因此，适宜的是氮含量上限为0.7。 
接着，给出图24和25中所示的实施方案的描述。如图24中所示， 锥形滚柱4的锥角的顶点、内环2的滚道面2a的锥角的顶点，以及外环3的滚道面3a的锥角的顶点与在锥形滚柱轴承1的中心线上的单点O重合。锥形滚柱4沿着相应的滚道面2a和3a滚动并且移动。 
如在图25中放大的是，内环2的锥形背面肋2b的表面包括锥形表面a和侧面b，所述侧面b具有弧形横截面并且朝锥形表面a的径向外侧平滑地延伸，并且将斜面c设置在侧面b的径向外侧上。形成锥形表面a使得其中心位于图24中所示的点O。锥形滚柱4的大端面4a由具有曲率半径R的部分球面形成，该曲率半径R适当地小于从点O至内环2的锥形背面肋2b的表面的距离R0。将具有圆形形状的凹口4b设置在部分球面的中部。凹口4b的外周边边缘位于在锥形背面肋2b的表面的锥形表面a和侧面b之间的边界附近。 
如上所述，当轴承在使用中时，每一个锥形滚柱4在大端面4a按压到锥形背面肋2b的表面上的情况下滚动。因此，构成大端面4a的部分球面的一部分与锥形表面a接触，使得在它们之间形成接触椭圆L(图25显示了接触椭圆的横截面)。在锥形表面a和侧面b之间的边界位于接触椭圆L的外周边附近，并且在接触椭圆L附近形成由部分球面4a和侧面b限定的尖锐的楔形间隙。 
在轴承使用时的轴向负荷越高，接触椭圆L越大。因此，判断在最大容许轴向负荷下的最大接触椭圆的位置，并且在锥形表面a和侧面b之间的边界位于最大接触椭圆的外周边附近。以这种方式，形成吸引润滑油的楔形间隙，使得其在使用时的整个负荷范围上都是适当的。 
如上所述，在该实施方案的锥形滚柱轴承中，内环的锥形背面肋的表面具有与锥形滚柱的大端面接触的锥形表面，并且弯曲的侧面平滑地连接到锥形表面上。以这种方式，在接触区域外部形成尖锐的楔形间隙，以提高对朝向接触区域的润滑油的吸引作用。因此，在锥形滚柱的大端面和锥形背面肋的表面的锥形表面之间形成足够的油膜，并且平滑地形成的侧面可以防止由在锥形滚柱倾斜时与内环的锥形背面肋的表面接触所引起的缺陷的形成。另外，当使用该锥形滚柱轴承支持齿轮轴时，可以显著增加齿轮轴支持装置的维护循环。 
在图26所示的示例性实施方案中，内环的锥形正面肋的表面与锥形滚柱的小端面平行。更具体地，形成内环2的锥形正面肋2c的表面，使其与被设置在滚道面2a上的锥形滚柱4的小端面4c平行。以这种方式，可以消除锥形滚柱4的小端面4c的倒角(chamfering)尺寸和形状变化对锥形滚柱4的大端面4a和处于初始装配状态的内环2的锥形背面肋2b的表面之间的间隙的影响。(注意在初始装配状态中的上述间隙的尺寸与在锥形滚柱4位于适当位置时小端面4c和内环2的锥形正面肋2c的表面之间的间隙的尺寸相同)。更具体地，在初始装配状态中，锥形正面肋2c的表面和每一个小端面4c相互平行，并且相互表面接触。因此，即使在如图26中的虚线所示，小端面4c的倒角尺寸和形状彼此不同时，在初始装配状态中，在大端面4a和锥形背面肋2b的表面之间的间隙始终是恒定的。因此，可以消除在锥形滚柱4位于适当位置之前的时间变化，并且可以降低运转周期。 
如图24中所示，使R为每一个锥形滚柱4的大端面4a的曲率中心，并且R0为从点O至内环2的锥形背面肋2b的表面的距离。比率R/R0被设定为在0.75至0.87的范围内的值。而且，内环2的锥形背面肋2b的表面进行磨光，使其具有0.12μm的表面粗糙度Ra。内环的锥形正面肋的表面可以是磨光表面，或者为降低成本可以是车床车削的表面。 
制备出实施例(表11中的实施例6至9)的锥形滚柱轴承。在这些锥形滚柱轴承的每一个中，锥形滚柱4的大端面4a的曲率半径R在R/R0＝0.75至0.87的范围内，并且内环2的锥形背面肋2b的表面的表面粗糙度Ra为0.12μm。另外，锥形正面肋2c的表面是与锥形滚柱4的小端面4c平行的磨光表面。每一个轴承的尺寸为40mm内径和60mm外径。制备比较例(表11中的比较例4至6)的锥形滚柱轴承。在这些锥形滚柱轴承的每一个中，R/R0的值在上述范围以外，并且内环的锥形正面肋的表面相对于锥形滚柱的小端面向外倾斜。每一个轴承的尺寸与该实施例的那些相同。 
使用旋转试验机，对实施例和比较例的每一个锥形滚柱轴承进行耐烧蚀性试验。另外，对实施例7和比较例5的滚柱轴承进行运转试验。用于运转试验的样品的数量对于实施例7为66，而对于比较例5为10。耐烧蚀性试验的试验条件如下。 
负荷：19.61kN 
转数：1,000至3,500r/min 
润滑油：涡轮机VG56(加油量：40mL/min，加油温度：40℃±3℃) 
表11 
Figure DEST_PATH_G51006982150138000D000111
表11中示出了试验结果。在该耐烧蚀性试验中，在内环的锥形背面肋的表面和锥形滚柱的大端面之间发生烧蚀。 
在比较例的每一个锥形滚柱轴承中，在耐烧蚀性试验过程中发生烧蚀时的转数限度小于2,700r/min。因此，在差速器等的通常使用条件下，可能出现问题。在其中锥形背面肋表面的表面粗糙度Ra大的比较例6中，发生烧蚀的转数限度低于其中曲率半径R与比较例6中的曲率半径R相同的比较例5的转数限度。 
从运转试验的结果可以看出，在锥形滚柱位于适当位置之前的转数的平均值对于比较例为6。然而，在实施例中，转数的平均值为2.96，这约为比较例中的转数平均值的一半。在实施例中，转数的变化的标准偏差小，因此可以稳定地降低运转时间。 
如上所述，在本实施方案的锥形滚柱轴承中，将锥形滚柱的大端面的曲率半径R设定为在R/R0＝0.75至0.87的范围内的值，并且内环的锥形 
正面肋的表面由与锥形滚柱的小端面平行的表面形成。因此，可以降低转矩损失和由在内环的锥形背面肋表面和锥形滚柱的大端面之间的滑动摩擦所引起的生成热，因而可以防止烧蚀的发生。另外，可以降低运转周期使得可以提高轴承的连接操作的效率。而且，可以提高用于车辆的齿轮轴支持装置的耐久性。 
应当将本文中公开的实施方案认为在所有方面中都是示例性，而非限制性的。本发明的范围应当由权利要求的范围限定，而非由上述实施方案的描述限定，并且在权利要求的范围内以及在权利要求的等同含义和范围内的所有修改意在被包括在本发明的范围内。 

Claims (13)

1.一种锥形滚柱轴承，所述锥形滚柱轴承包括：内环；外环；多个锥形滚柱，所述多个锥形滚柱被可滚动地设置在所述内环和所述外环之间；以及保持器，所述保持器用于使所述锥形滚柱保持预定的圆周间隔，其中：
滚柱系数γ大于0.94；
所述内环、所述外环和所述锥形滚柱中的至少一个成员具有氮富含层，并且在所述氮富含层中的奥氏体晶粒的尺寸大于JIS晶粒尺寸数10；
所述内环具有锥形背面肋，所述锥形背面肋具有包括锥形表面和侧面的表面，所述锥形表面与所述锥形滚柱的大端面接触，所述侧面从所述锥形表面向外平滑地延伸，并且在远离所述锥形滚柱的大端面的方向上弯曲；并且
所述保持器包括在所述锥形滚柱的小端面侧上连续的小环状部，在所述锥形滚柱的大端面侧上连续的大环状部，以及多个用于连接所述小环状部和所述大环状部的柱部；在所述柱部中的相邻柱部之间形成梯形凹槽，每一个所述凹槽都具有容纳一个锥形滚柱的小直径侧的狭窄侧以及容纳所述一个锥形滚柱的大直径侧的宽阔侧，每一个所述柱部都具有在所述凹槽的所述狭窄侧的缺口以及在所述凹槽的所述宽阔侧的缺口；
被设置在所述凹槽的狭窄侧上的缺口的总面积大于被设置在所述凹槽的宽阔侧上的缺口的总面积。
2.根据权利要求1所述的锥形滚柱轴承，其中所述侧面具有弧状横截面形状。
3.根据权利要求1或2所述的锥形滚柱轴承，其中：在所述锥形滚柱的每一个所述大端面的中部设置具有圆形形状的凹口；并且所述凹口的外周边位于所述内环的所述锥形背面肋的表面的锥形表面和所述侧面之间的边界附近。
4.根据权利要求1或2所述的锥形滚柱轴承，其中：在所述内环的所述锥形背面肋的表面的锥形表面和所述侧面之间的边界位于最大接触椭圆的外周边附近，所述最大接触椭圆是通过在所述锥形滚柱的所述大端面与所述内环的所述锥形背面肋的表面之间的接触而形成的。
5.根据权利要求1或2所述的锥形滚柱轴承，其中：所述内环具有锥形正面肋，所述锥形正面肋具有包括与所述锥形滚柱的小端面平行的表面的表面；并且R/R0落入0.75至0.87的范围内，其中R为所述锥形滚柱的所述大端面的曲率半径，并且R0为从每一个所述锥形滚柱的锥角的顶点至所述内环的所述锥形背面肋的表面的距离。
6.根据权利要求5所述的锥形滚柱轴承，其中所述内环的所述锥形背面肋的表面具有0.05至0.20μm的表面粗糙度Ra。
7.根据权利要求1或2所述的锥形滚柱轴承，其中所述氮富含层中的氮含量在0.1％至0.7％的范围内。
8.根据权利要求1或2所述的锥形滚柱轴承，其中每一个所述凹槽的窗口角为55°以上并且在80°以下。
9.根据权利要求1或2所述的锥形滚柱轴承，其中所述保持器由机械强度、耐油性和耐热性优异的工程塑料形成。
10.根据权利要求1或2所述的锥形滚柱轴承，其中每一个所述凹槽还具有被设置在其狭窄侧的小环状部中的缺口。
11.根据权利要求1或2所述的锥形滚柱轴承，其中：所述保持器具有径向向内肋，所述径向向内肋被设置在所述保持器的小环状部的轴向外侧，所述径向向内肋面向所述内环的锥形正面肋的径向外表面；并且在所述径向向内肋的径向内表面与所述内环的所述锥形正面肋的径向外表面之间的间隙的上限为所述锥形正面肋的外径向尺寸的2.0％。
12.根据权利要求1或2所述的锥形滚柱轴承，其中至少在所述锥形滚柱的表面上无规则地形成大量的微凹陷凹痕；所述具有所述凹痕的表面的表面粗糙度参数Ryni为0.4μm≤Ryni≤1.0μm；并且所述具有所述凹痕的表面的Sk值为-1.6以下。
13.根据权利要求1或2所述的锥形滚柱轴承，所述锥形滚柱轴承用于支持机动车的动力传动轴。
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