JP2007120548A - 円すいころ軸受 - Google Patents
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Abstract
【解決手段】円すいころ軸受は、内輪2と、外輪3と、内輪2と外輪3との間に転動自在に配された複数の円すいころ4と、円すいころ4を円周所定間隔に保持する保持器5とを備え、ころ係数γが0.94を越え、内輪2、外輪3および転動体4のうち少なくともいずれか一つの部材が窒素富化層を有し、かつ、窒素富化層におけるオーステナイト結晶粒の粒度番号が10番を越える範囲にあり、保持器5が、円すいころ4の小端面側で連なる小環状部6と、円すいころ4の大端面側で連なる大環状部7と、これらの環状部を連結する複数の柱部8とからなり、隣接する柱部8間に、円すいころ4の小径側を収納する部分が狭幅側、大径側を収納する部分が広幅側となる台形状のポケット9が形成され、ポケット9の狭幅側の柱部8に切欠き10a,10b,10cが設けてある。
【選択図】図1
Description
ころ係数γ=(Z・DA)/(π・PCD)
ここに、
Z:ころ本数
DA:ころ平均径
PCD:ころピッチ径。
アキシアル荷重:300kgf
回転速度:300〜2000rpm(100rpmピッチ)
潤滑条件:油浴潤滑(潤滑油:75W−90)
(実施例1)
JIS規格SUJ2材(1.0重量%C−0.25重量%Si−0.4重量%Mn−1.5重量%Cr)を用いて、(1)水素量の測定、(2)結晶粒度の測定、(3)シャルピー衝撃試験、(4)破壊応力値の測定、(5)転動疲労試験の各試験を行った。表1にその結果を示す。
試料A〜D(本発明例):浸炭窒化処理850℃、保持時間150分間。雰囲気は、RXガスとアンモニアガスとの混合ガスとした。図14に示す熱処理パターンにおいて、浸炭窒化処理温度850℃から一次焼入れを行い、次いで浸炭窒化処理温度より低い温度域780℃〜830℃に加熱して二次焼入れを行った。ただし、二次焼入れ温度780℃の試料Aは焼入れ不足のため試験の対象から外した。
試料E,F(比較例):浸炭窒化処理は、本発明例A〜Dと同じ履歴で行い、二次焼入れ温度を浸炭窒化処理温度850℃以上の850℃〜870℃で行った。
従来浸炭窒化処理品(比較例):浸炭窒化処理850℃、保持時間150分間。雰囲気は、RXガスとアンモニアガスとの混合ガスとした。浸炭窒化処理温度からそのまま焼入れを行い、二次焼入れは行わなかった。
普通焼入れ品(比較例):浸炭窒化処理を行わずに、850℃に加熱して焼入れした。二次焼入れは行わなかった。
(1)水素量の測定
水素量は、LECO社製DH−103型水素分析装置により、鋼中の非拡散性水素量を分析した。拡散性水素量は測定していない。このLECO社製DH−103型水素分析装置の仕様は次のとおりである。
分析範囲:0.01〜50.00ppm
分析精度:±0.1ppmまたは±3%H(いずれか大なる方)
分析感度:0.01ppm
検出方式:熱伝導度法
試料重量サイズ:10mg〜35mg(最大:直径12mm×長さ100mm)
加熱炉温度範囲:50℃〜1100℃
試薬:アンハイドロン Mg(ClO4)2、 アスカライト NaOH
キャリアガス:窒素ガス、ガスドージングガス:水素ガス、いずれのガスも純度99.99%以上、圧力40psi(2.8kgf/cm2)
結晶粒度の測定は、JIS G 0551の鋼のオーステナイト結晶粒度試験方法に基づいて行った。
シャルピー衝撃試験は、JIS Z 2242の金属材料のシャルピー衝撃試験方法に基づいて行った。試験片は、JIS Z 2202に示されたUノッチ試験片(JIS3号試験片)を用いた。
図18は、静圧壊強度試験(破壊応力値の測定)の試験片を示す図である。図中のP方向に荷重を負荷して破壊されるまでの荷重を測定する。その後、得られた破壊荷重を、下記の曲がり梁の応力計算式により応力値に換算する。なお、試験片は図18に示す試験片に限られず、他の形状の試験片を用いてもよい。
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
転動疲労寿命試験の試験条件を表2に示す。また、図19は、転動疲労寿命試験機の概略図であって、図19(A)は正面図、図19(B)は側面図である。図19(A)および図19(B)において、転動疲労寿命試験片18は、駆動ロール12によって駆動され、ボール16と接触して回転する。ボール16は3/4インチのボールであり、案内ロール14にガイドされて転動疲労寿命試験片18との間で高い面圧を及ぼし合いながら転動する。
・ 水素量
浸炭窒化処理したままの従来浸炭窒化処理品は、0.72ppmと非常に高い値となっている。これは、浸炭窒化処理の雰囲気に含まれるアンモニア(NH3)が分解して水素が鋼中に浸入したためと考えられる。これに対し、試料B〜Dは、水素量は0.37〜0.40ppmと半分近くまで減少している。この水素量は普通焼入れ品と同レベルである。
結晶粒度は二次焼入れ温度が、浸炭窒化処理時の焼入れ(一次焼入れ)の温度より低い場合、すなわち試料B〜Dの場合、オーステナイト粒は、結晶粒度番号11〜12と顕著に微細化されている。試料EおよびFならびに従来浸炭窒化処理品および普通焼入れ品のオーステナイト粒は、結晶粒度番号10であり、本発明例の試料B〜Dより粗大な結晶粒となっている。
表1によれば、従来浸炭窒化処理品のシャルピー衝撃値は5.33J/cm2であるのに対して、本発明例の試料B〜Dのシャルピー衝撃値は6.30〜6.65J/cm2と高い値が得られている。この中でも、二次焼入れ温度が低い方がシャルピー衝撃値が高くなる傾向を示す。普通焼入れ品のシャルピー衝撃値は6.70J/cm2と高い。
上記破壊応力値は、耐割れ強度に相当する。表1によれば、従来浸炭窒化処理品は2330MPaの破壊応力値となっている。これに比して、試料B〜Dの破壊応力値は2650〜2840MPaと改善された値が得られている。普通焼入れ品の破壊応力値は2770MPaであり、試料B〜Dの改良された耐割れ強度は、オーステナイト結晶粒の微細化と並んで、水素含有率の低減による効果が大きいと推定される。
表1によれば、普通焼入れ品は浸炭窒化層を表層部に有しないことを反映して、転動疲労寿命L10は最も低い。これに比して従来浸炭窒化処理品の転動疲労寿命は3.1倍となる。試料B〜Dの転動疲労寿命は従来浸炭窒化処理品より大幅に向上する。試料E,Fは、従来浸炭窒化処理品とほぼ同等である。
次に、実施例IIについて説明する。下記のX材、Y材およびZ材について、一連の試験を行った。熱処理用素材には、JIS規格SUJ2材(1.0重量%C−0.25重量%Si−0.4重量%Mn−1.5重量%Cr)を用い、X材〜Z材に共通とした。X材〜Z材の製造履歴は次のとおりである。
X材(比較例):普通焼入れのみ(浸炭窒化処理せず)
Y材(比較例):浸炭窒化処理後にそのまま焼入れ(従来の浸炭窒化焼入れ)。浸炭窒化処理温度845℃、保持時間150分間。浸炭窒化処理の雰囲気は、RXガス+アンモニアガスとした。
Z材(本発明例):図14の熱処理パターンを施した軸受鋼。浸炭窒化処理温度845℃、保持時間150分間。浸炭窒化処理の雰囲気は、RXガス+アンモニアガスとした。最終焼入れ温度は800℃とした。
転動疲労寿命の試験条件および試験装置は、上述したように、表2および図19に示すとおりである。この転動疲労寿命試験の結果を表3に示す。表3によれば、比較例のY材は、同じく比較例で普通焼入れのみを施したX材のL10寿命(試験片10個中の1個が破損する寿命)の3.1倍を示し、浸炭窒化処理による長寿命化の効果が認められる。これに対して、本発明例のZ材は、B材の1.74倍、またX材の5.4倍の長寿命を示している。この改良の主因はミクロ組織の微細化によるものと考えられる。
シャルピー衝撃試験は、Uノッチ試験片を用いて、上述のJISZ2242に準じた方法により行った。試験結果を表4に示す。浸炭窒化処理を行ったY材(比較例)のシャルピー衝撃値は、普通焼入れのX材(比較例)より高くないが、Z材はX材と同等の値が得られた。
図20は、静的破壊靭性試験の試験片を示す図である。この試験片のノッチ部に、予き列を約1mm導入した後、3点曲げによる静的荷重を加え、破壊荷重Pを求めた。破壊靭性値(K1c値)の算出には次に示す(I)式を用いた。また、試験結果を表5に示す。予き裂深さが浸炭窒化層深さよりも大きくなったため、比較例のX材とY材とには違いはない。しかし、本発明例のZ材は比較例に対して約1.2倍の値を得ることができた。
K1c=(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)
静圧壊強度試験は、上述のように図20に示す形状のものを用いた。図中、P方向に荷重を負荷して、静圧壊強度試験を行った。試験結果を表6に示す。浸炭窒化処理を行っているY材は普通焼入れのX材よりもやや低い値である。しかしながら、本発明例のZ材は、Y材よりも静圧壊強度が向上し、X材と遜色ないレベルが得られている。
保持温度130℃、保持時間500時間における経年寸法変化率の測定結果を、表面硬度、残留オーステナイト量(50μm深さ)と併せて表7に示す。残留オーステナイト量の多いY材の寸法変化率に比べて、本発明例のZ材は2分の1以下に抑制されていることがわかる。
玉軸受6206を用い、標準異物を所定量混入させた異物混入下での転動疲労寿命を評価した。試験条件を表8に、試験結果を表9に示す。X材に比べ、従来の浸炭窒化処理を施したY材は約2.5倍になり、また、本発明例のZ材は約2.3倍の長寿命が得られた。本発明例のZ材は、比較例のY材に比べて残留オーステナイト量が少ないものの、窒素の浸入と微細化されたミクロ組織の影響でほぼ同等の長寿命が得られている。
表10に、窒素含有量と異物混入条件下の転動寿命との関係について行った試験の結果を示す。なお、比較例1は標準焼入れ品、比較例2は標準の浸炭窒化品である。比較例3はこの発明実施例と同様の処理を施したものの窒素量のみ過多の場合である。試験条件は次のとおりである。
供試軸受:円すいころ軸受30206(内/外輪、ころ共にJISによる高炭素クロム軸受鋼2種(SUJ2)製)
ラジアル荷重:17.64kN
アキシアル荷重:1.47kN
回転速度:2000rpm
硬質の異物混入1g/L
2 内輪
2a 軌道面
2b 小つば
2c 大つば
3 外輪
3a 軌道面
4 円すいころ
5 保持器
6 小環状部
7 大環状部
8 柱部
9 ポケット
10a,10b,10c 切欠き
11 つば
Claims (10)
- 内輪と、外輪と、内輪と外輪との間に転動自在に配された複数の円すいころと、円すいころを円周所定間隔に保持する保持器とからなり、
ころ係数γが0.94を越え、
前記内輪、外輪および転動体のうち少なくともいずれか一つの部材が、窒素富化層を有し、かつ、前記窒素富化層におけるオーステナイト結晶粒の粒度番号が10番を越える範囲にあり、
前記保持器が、円すいころの小端面側で連なる小環状部と、円すいころの大端面側で連なる大環状部と、これらの環状部を連結する複数の柱部とからなり、隣接する柱部間に、円すいころの小径側を収納する部分が狭幅側、大径側を収納する部分が広幅側となる台形状のポケットが形成してあり、ポケットの狭幅側の柱部に切欠きが設けてある円すいころ軸受。 - 窒素富化層における窒素含有量が0.1%〜0.7%の範囲である請求項1の円すいころ軸受。
- ポケットの窓角が55°以上80°以下である請求項1または2の円すいころ軸受。
- 前記保持器が機械的強度、耐油性および耐熱性に優れたエンジニアリング・プラスチックで形成してある請求項1ないし3のいずれかの円すいころ軸受。
- ポケットの狭幅側の小環状部にも切欠きが設けてある請求項1ないし4のいずれかの円すいころ軸受。
- ポケットの広幅側の少なくとも柱部に切欠きが設けてある請求項1ないし5のいずれかの円すいころ軸受。
- ポケットの狭幅側に設けた切欠きの合計面積が、ポケットの広幅側に設けた切欠きの合計面積よりも広い請求項6の円すいころ軸受。
- 保持器の小環状部の軸方向外側に、内輪の小つばの外径面に対向させた径方向内向きのつばが設けてあり、前記つばの内径面と内輪の小つばの外径面との間のすきまの上限が小つばの外径寸法の2.0%である請求項1ないし7のいずれかの円すいころ軸受。
- 少なくとも円すいころの表面に、無数の微小凹形状のくぼみがランダムに設けてあり、このくぼみを設けた表面の面粗さパラメータRyniが0.4μm≦Ryni≦1.0μmで、かつ、Sk値が−1.6以下である請求項1ないし8のいずれかの円すいころ軸受。
- 自走車両の動力伝達軸を支持する請求項1ないし9のいずれかの円すいころ軸受。
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