JP2009019639A - Manufacturing process of roller cam follower for engine - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は自動車用エンジンのインテイクバルブやエグゾーストバルブの開閉に用いられるエンジンのローラ付きカムフォロアの製造方法に関し、より具体的には耐久性を高め長寿命を実現したエンジンのローラ付きカムフォロアの製造方法に関するものである。 The present invention relates to a method for manufacturing a cam follower with a roller of an engine used for opening and closing an intake valve and an exhaust valve of an automobile engine. More specifically, the present invention relates to a method of manufacturing a cam follower with a roller of an engine that has improved durability and realized a long life. Is.
最近の転がり軸受の中には、たとえばエンジンのローラ付きカムフォロア軸受に用いられる軸受のように、総ころタイプでありながら、高速、高荷重用途で使用されるものも多い。保持器のない総ころタイプの軸受では、ころ同士の干渉が生じたり、潤滑剤が軸受内部にうまく供給されない事態が生じる。このため、高速になるところに表面損傷が生じたり、スムーズにころ位置が制御されずスキューを起こしやすい。この結果、滑り発熱や局部的な面圧上昇が起こり、計算上は大きな負荷容量を持つにもかかわらず、表面損傷（ピーリング、スミアリング、表面起点型剥離）や内部起点型剥離が生じやすかった。 Many of the recent rolling bearings are used for high-speed and high-load applications even though they are full-roller types, such as bearings used in cam follower bearings with rollers for engines. In a full-roller type bearing without a cage, the rollers may interfere with each other or the lubricant may not be supplied well into the bearing. For this reason, surface damage occurs at high speeds, and the roller position is not controlled smoothly and skew is likely to occur. As a result, sliding heat generation and local surface pressure increase occurred, and surface damage (peeling, smearing, surface-origin separation) and internal origin-type delamination were likely to occur despite a large load capacity in the calculation. .
エンジンのローラ付きカムフォロアなどのように、その外輪の外径がカムと転がり接触する用途では、従来は、主に外輪の外径の改良を目的とした改良が多かった。たとえばショットピーニングなどの加工による圧縮の残留応力、高濃度浸炭窒化処理による高硬度（加工効果）による長寿命化などは主に相手カムと転動接触する外輪外径の改良のために行なわれてきた。 In applications where the outer diameter of the outer ring is in rolling contact with the cam, such as a cam follower with a roller of an engine, there have been many improvements mainly for the purpose of improving the outer diameter of the outer ring. For example, compression residual stress due to processing such as shot peening, and long life due to high hardness (machining effect) due to high-concentration carbonitriding have been made mainly to improve the outer diameter of the outer ring that is in rolling contact with the mating cam. It was.
内輪に相当するローラ軸、ころ、また軸受全体の転がり寿命を延ばすための改良は少ないものの、次に示すように材質面からは浸炭窒化処理による耐熱性やミクロ組織安定性の付与、高硬度化などによって軸受の長寿命化を図った例がある。これまでのエンジンのローラ付きカムフォロアに関連する寿命向上に関する公知技術は次のとおりである。 Although there are few improvements to extend the rolling life of the roller shaft, rollers, and the entire bearing corresponding to the inner ring, as shown below, heat resistance and microstructure stability are imparted by carbonitriding treatment, and hardness is increased as shown below There is an example in which the life of the bearing is extended by, for example. The conventional techniques related to the life enhancement related to the cam follower with a roller of the engine so far are as follows.
（ｄ１） エンジンの動弁機構用カムフォロワ装置用軸受において、エンジンの定格回転数での軸受の計算寿命を１０００時間以上とするもの（特許文献１）。 (D1) A bearing for a cam follower device for a valve operating mechanism of an engine having a calculation life of 1000 hours or more at a rated engine speed (Patent Document 1).
（ｄ２） 炭化物の比率：１０〜２５％、残留オーステナイトの初期値に対する分解率：１／１０〜３／１０、端面硬度：ＨＶ８３０〜９６０、表面粗さの平均波長：２５μｍ以下としたカムフォロワ装置用軸受軸を実現するために軸受鋼に浸炭窒化処理とハードショットピーニングを施したもの（特許文献２）。 (D2) Carbide ratio: 10 to 25%, decomposition ratio with respect to initial value of retained austenite: 1/10 to 3/10, end face hardness: HV830 to 960, average surface roughness wavelength: 25 μm or less for cam follower device A bearing steel that has been subjected to carbonitriding and hard shot peening to realize a bearing shaft (Patent Document 2).
（ｄ３） 軸の耐摩耗性向上のため、軸に高分子化合物などの固体潤滑膜を形成したカムフォロワ軸（特許文献３）。 (D3) A cam follower shaft in which a solid lubricating film such as a polymer compound is formed on the shaft to improve the shaft wear resistance (Patent Document 3).
（ｄ４） 工具鋼などにより形成し、焼戻し温度よりも低い温度でイオン窒化やイオンプレーティングで高硬度にしたカムフォロワ軸（特許文献４）。 (D4) A cam follower shaft formed of tool steel or the like and made hard by ion nitriding or ion plating at a temperature lower than the tempering temperature (Patent Document 4).
（ｄ５） 軸に対する曲げ応力を１５０ＭＰａ以下にしたエンジンの動弁機構用カムフォロワ装置用軸受（特許文献５）。 (D5) A bearing for a cam follower device for a valve mechanism of an engine in which a bending stress with respect to a shaft is 150 MPa or less (Patent Document 5).
（ｄ６） 軸受構成部品の転走面に潤滑油保持性に優れたリン酸塩皮膜を付けたエンジンの動弁機構用カムフォロワ（特許文献６）。 (D6) A cam follower for a valve operating mechanism of an engine in which a phosphate coating excellent in lubricating oil retention is attached to a rolling surface of a bearing component (Patent Document 6).
（ｄ７） 軸のころ転動領域にクラウニングを付けたエンジンの動弁機構用カムフォロワ（特許文献７）。 (D7) A cam follower for a valve mechanism of an engine in which crowning is provided in the roller rolling region of the shaft (Patent Document 7).
（ｄ８） 軸の転走面表層の炭素濃度を１．２％〜１．７％Ｃにした高濃度浸炭処理、または浸炭窒化処理を行ない、内部硬度はＨＶ３００にした浸炭軸（特許文献８）。 (D8) Carburized shaft with high-concentration carburizing treatment or carbonitriding treatment in which the carbon concentration in the surface of the rolling surface of the shaft is 1.2% to 1.7% C, and the internal hardness is HV300 (Patent Document 8) .
ロッカーアームに付随する別の問題として、ローラ軸両端部にかしめ成形を施してローラ支持部材にかしめる場合がある。この場合、ローラ軸の転走面は高硬度を必要とするが、端部はかしめ成形が可能となるように軟質である必要がある。また、かしめ固定した後、使用中に緩みを生じないほどの強度（硬度）が必要である。ローラロッカーのローラ軸両端部に対してかしめ成形を可能にするものでは、次の開示がなされている。 As another problem associated with the rocker arm, there is a case where both ends of the roller shaft are caulked to be caulked on the roller support member. In this case, the rolling surface of the roller shaft requires high hardness, but the end portion needs to be soft so that it can be crimped. Moreover, after caulking and fixing, strength (hardness) is required so as not to loosen during use. The following disclosure is made with respect to one that enables caulking to both ends of the roller shaft of the roller rocker.
（ｄ９） ローラ軸の外周面を均一に高周波焼入れし、焼戻しをした後、両端部のみ高周波焼なましをして、両端部を軟化する方法（特許文献９）。
今後、エンジンのローラ付きカムフォロアにおいても、通常の軸受同様、使用時の高速化と大荷重化、潤滑油の低粘度化が進むと予想される。このような条件での転動寿命の長寿命化は、通常の荷重依存型の転動疲れ寿命に加えて、滑りや油膜切れが原因で生じる金属接触による表面損傷寿命に対しても長寿命化の必要がある。しかし、両方の寿命をともに大幅に延長させる技術はこれまでになされていなかった。また、総ころ軸受特有のころの干渉やスキューによる短寿命も発生する問題がある。 In the future, in the case of cam followers with rollers for engines, it is expected that, as with ordinary bearings, the speed and load during use will increase and the viscosity of lubricating oil will decrease. In addition to the usual load-dependent rolling fatigue life, the life of the rolling contact life under these conditions is longer than the surface damage life due to metal contact caused by slipping or oil film breakage. There is a need for. However, no technology has been made to extend both lifetimes significantly. In addition, there is a problem that a short life due to roller interference and skew specific to the full roller bearing also occurs.
これまでの公知の技術は、高硬度、高い圧縮応力により転動寿命を向上させるものや、相手部材との転動面を改良するものが主体であった。これらを実際に評価すると、外輪のような曲げが作用する用途の長寿命化には効果があるものの、総ころ軸受の内輪やころの長寿命化には、この技術だけでは必ずしも大きな効果を得ることができなかった。 Conventionally known techniques have mainly been those that improve the rolling life by high hardness and high compressive stress, and those that improve the rolling surface with the mating member. When these are actually evaluated, this technique alone is effective in extending the service life of inner rings and rollers of full-roller bearings, although it is effective in extending the life of applications where bending acts like an outer ring. I couldn't.
本発明は、長寿命化をはかったエンジンのローラ付きカムフォロアの製造方法を提供することを目的とする。 An object of this invention is to provide the manufacturing method of the cam follower with a roller of the engine which aimed at lifetime improvement.
本発明のローラ付きカムフォロアの製造方法は、エンジンのカムと転がり接触するローラと、ローラの内側に位置し、カムフォロア本体に固定されたローラ軸と、ローラとローラ軸との間に介在する軸受とを備えたローラ付きカムフォロアの製造方法である。Ａ1変態点を超える浸炭窒化処理温度で鋼を浸炭窒化処理した後、Ａ1変態点未満の温度に冷却し、その後、Ａ1変態点以上で浸炭窒化処理の温度未満の焼入れ温度域に再加熱し、焼入れを行なうことにより、ローラ、ローラ軸、および軸受のうち少なくとも１つの部材が製造される。 A method of manufacturing a cam follower with a roller according to the present invention includes a roller that is in rolling contact with a cam of an engine, a roller shaft that is positioned inside the roller and is fixed to the cam follower body, and a bearing that is interposed between the roller and the roller shaft. Is a manufacturing method of a cam follower with a roller. After carbonitriding the steel at a carbonitriding temperature exceeding the A1 transformation point, the steel is cooled to a temperature below the A1 transformation point, and then reheated to a quenching temperature range above the A1 transformation point and below the carbonitriding temperature, By performing quenching, at least one member of a roller, a roller shaft, and a bearing is manufactured.
本発明のエンジンのローラ付きカムフォロアは、エンジンのカム軸と転がり接触するローラと、ローラの内側に位置し、カムフォロア本体に固定されたローラ軸と、ローラとローラ軸との間に介在する軸受とを備えたローラ付きカムフォロアにおいて、ローラ、ローラ軸、および軸受の少なくとも一つの部材が窒素富化層を備え、少なくとも表層部のオーステナイト結晶粒がその粒度番号が１０番を超えるほど微細化されている。 The cam follower with a roller of the engine of the present invention includes a roller that is in rolling contact with the cam shaft of the engine, a roller shaft that is positioned inside the roller and is fixed to the cam follower body, and a bearing that is interposed between the roller and the roller shaft. In the cam follower with a roller, at least one member of the roller, the roller shaft, and the bearing is provided with a nitrogen-enriched layer, and at least the austenite crystal grains in the surface layer portion are refined so that the grain size number exceeds 10 .
上記の部材のオーステナイト粒の粒度番号を１０番を超えるほど微細化することにより、転動疲労寿命を大幅に改良することができる。オーステナイト粒径の粒度番号が１０番以下では、転動疲労寿命は大きく改善されないので、１０番を超える範囲とする。通常、１１番以上とするのがよい。オーステナイト粒径は細かいほど望ましいが、通常、１３番を超える粒度番号を得ることは難しい。 By reducing the grain size number of the austenite grains of the above-mentioned member to exceed 10, the rolling fatigue life can be greatly improved. When the particle size number of the austenite particle size is 10 or less, the rolling fatigue life is not greatly improved. Usually, it should be 11 or more. Although it is desirable that the austenite particle size is finer, it is usually difficult to obtain a particle size number exceeding # 13.
上記のオーステナイト結晶粒度は、ＪＩＳに規定されている通常の方法で求めてもよいし、上記結晶粒度番号に対応する平均粒径を切片法などにより求めて換算してもよい。上記のオーステナイト結晶粒径は微細なほど望ましく、オーステナイト結晶粒度番号１１番以上であればより好ましい。また、平均結晶粒径を６μｍ以下としてもよい。上記のオーステナイト結晶粒度番号は、窒素富化層において満たされればよい。しかし、通常の場合、窒素富化層より内側の鋼材本体においても、上記のオーステナイト結晶粒微細化の基準は満たされる。 The austenite crystal grain size may be obtained by an ordinary method defined in JIS, or may be converted by obtaining an average grain size corresponding to the crystal grain size number by an intercept method or the like. The above-mentioned austenite crystal grain size is preferably as fine as possible, and more preferably austenite crystal grain size number 11 or more. The average crystal grain size may be 6 μm or less. The austenite grain size number may be satisfied in the nitrogen-enriched layer. However, in the usual case, the above-mentioned standard for austenite grain refinement is also satisfied in the steel body inside the nitrogen-enriched layer.
なお、オーステナイト結晶粒とは、焼入加熱中に相変態したオーステナイトの結晶粒のことであり、これは、冷却によりマルテンサイトに変態した後も、過去の履歴として残存しているものをいう。上記オーステナイト結晶粒は、対象とする部材の金相試料に対してエッチングなど、粒界を顕出する処理を施して観察することができる粒界であればよい。低温焼入れ直前の加熱された時点での粒界という意味で、旧オーステナイト粒と呼ぶ場合がある。測定は、上述のようにＪＩＳ規格の粒度番号の平均値から平均粒径に換算して求めてもよいし、切片法などにより金相組織に重ねたランダム方向の直線が粒界と会合する間の間隔長さの平均値をとり、補正係数をかけて２次元から３次元の間隔長さにしてもよい。 The austenite crystal grains are austenite crystal grains that have undergone phase transformation during quenching and heating, and that remain as past history even after transformation to martensite by cooling. The austenite crystal grain may be a grain boundary that can be observed by performing a process of revealing the grain boundary, such as etching, on the gold phase sample of the target member. In the sense that it is a grain boundary at the time of heating just before low-temperature quenching, it may be referred to as prior austenite grains. The measurement may be obtained by converting the average value of the JIS standard particle size number to the average particle size as described above, or while the random direction straight line superimposed on the metal phase structure by the intercept method or the like is associated with the grain boundary. An average value of the interval lengths may be taken, and a two-dimensional to three-dimensional interval length may be obtained by applying a correction coefficient.
なお、上記窒素富化層は、あとで説明するように、浸炭窒化処理により形成されるが、上記窒素富化層に炭素が富化されていてもよいし、富化されていなくてもよい。 The nitrogen-enriched layer is formed by carbonitriding as will be described later, but the nitrogen-enriched layer may be enriched with carbon or may not be enriched. .
本発明の別のエンジンのローラ付きカムフォロアでは、ローラ、ローラ軸、および軸受のうちの少なくとも一つが窒素富化層を有し、その部材の破壊応力値が２６５０ＭＰａ以上である。 In the cam follower with a roller of another engine of the present invention, at least one of the roller, the roller shaft, and the bearing has a nitrogen-enriched layer, and the fracture stress value of the member is 2650 MPa or more.
本願発明者らは、後で説明する熱処理方法により、浸炭窒化処理層を有する鋼の破壊応力値を、従来では得られなかった２６５０ＭＰａ以上にできることを見出した。これにより、強度の高い転がり軸受を得ることができ、ローラ付きカムフォロアにおける荷重形態に対して優れた耐久性を得ることができる。 The inventors of the present application have found that the fracture stress value of a steel having a carbonitriding layer can be increased to 2650 MPa or more, which has not been obtained conventionally, by a heat treatment method described later. Thereby, a high-strength rolling bearing can be obtained and excellent durability can be obtained with respect to the load form in the cam follower with roller.
本発明のさらに別のエンジンのローラ付きカムフォロアは、ローラ、ローラ軸、および軸受のうちの少なくとも一つが窒素富化層を有し、その部材の水素含有率が０．５ｐｐｍ以下である。 In the cam follower with a roller of still another engine of the present invention, at least one of the roller, the roller shaft, and the bearing has a nitrogen-enriched layer, and the hydrogen content of the member is 0.5 ppm or less.
上記の熱処理方法（低温２次焼入れ方法）、カムフォロアに組み込む前の部材が含有する水素含有率を低くすることができる。このため、鋼に侵入する水素が亀裂発生の臨界値に達するまでの時間を長くすることができ、その結果、未解明の理由と重なって、耐久性を高めることができる。 The above-mentioned heat treatment method (low-temperature secondary quenching method) and the hydrogen content contained in the member before being incorporated into the cam follower can be lowered. For this reason, it is possible to lengthen the time required for hydrogen entering the steel to reach the critical value for crack generation, and as a result, the durability can be enhanced by overlapping with unexplained reasons.
水素量は低いほうが望ましい。しかし、０．３ｐｐｍ未満に減らすためには、長時間の加熱が必要になり、オーステナイト粒径が粗大化し、かえって靭性が劣化してしまう。このため、より望ましい水素水素量は０．３〜０．５ｐｐｍの範囲である。さらに望ましくは、０．３５〜０．４５ｐｐｍの範囲である。 A lower hydrogen content is desirable. However, in order to reduce it to less than 0.3 ppm, heating for a long time is required, the austenite grain size becomes coarse and the toughness deteriorates. For this reason, the more desirable amount of hydrogen is in the range of 0.3 to 0.5 ppm. More desirably, it is in the range of 0.35 to 0.45 ppm.
なお、上記の水素含有率は、拡散性水素は測定の対象にはせず、所定温度以上で鋼から放出される非拡散性水素のみを測定の対象とするものである。拡散性水素量は、サンプルサイズが小さければ、常温でもサンプルから放出され散逸してしまうので、測定の対象から外している。非拡散性水素は、鋼中の欠陥部などにトラップされており、所定の加熱温度以上ではじめてサンプルから放出される水素である。この非拡散性水素に限定しても、水素含有率は、測定方法によって大きく変動する。上記の水素含有率範囲は熱伝導度法による測定方法による範囲である。さらに、後記するように、ＬＥＣＯ社製ＤＨ−１０３型水素分析装置またはそれに準じる測定装置を用いて測定することが望ましい。 Note that the above hydrogen content does not measure diffusible hydrogen, but only measures non-diffusible hydrogen released from steel at a predetermined temperature or higher. The amount of diffusible hydrogen is excluded from the measurement because it is released from the sample and dissipates even at room temperature if the sample size is small. Non-diffusible hydrogen is trapped in a defective portion or the like in steel and is released from a sample only after a predetermined heating temperature or higher. Even when limited to this non-diffusible hydrogen, the hydrogen content varies greatly depending on the measurement method. The above hydrogen content range is a range determined by a measurement method using a thermal conductivity method. Furthermore, as will be described later, it is desirable to measure using a DH-103 type hydrogen analyzer manufactured by LECO or a measuring device according to it.
（ｃ1）上記のカムフォロア本体は、その一方の端部と他方の端部との間に位置する回転軸に回動自由に取り付けられ、その一方の端部にエンジンの開閉用バルブの端部が当接し、他方の端部は二股状のローラ支持部を有し、その二股状のローラ支持部にローラ軸が固定されていてもよい。 (C1) The cam follower body is rotatably attached to a rotating shaft located between one end and the other end, and an end of an engine opening / closing valve is attached to one end thereof. The other end may have a bifurcated roller support, and the roller shaft may be fixed to the bifurcated roller support.
また、（ｃ2）上記のカムフォロア本体は、その一方の端部と他方の端部との間に設けられ、２つの側壁の間にわたるローラ孔にローラ軸を固定し、一方の端部にエンジンの開閉用バルブの端部が当接し、他方の端部にピボットが当接するようにしてもよい。 (C2) The cam follower body is provided between one end and the other end, and a roller shaft is fixed to a roller hole extending between the two side walls, and the engine follower is connected to one end. The end of the opening / closing valve may be in contact with the other end, and the pivot may be in contact with the other end.
（ｃ3）さらに、上記のカムフォロア本体は、その一方の端部と他方の端部との間に位置する回転軸に回動自由に取り付けられ、その一方の端部にエンジンの開閉用バルブの端部が当接し、他方の端部は、カム軸からの応力を伝達する連動棒のカムフォロア本体側の端部に当接し、連動棒の他方の端部であるカム側の端部にローラ軸が取り付けられ、カムと当接してもよい。 (C3) Further, the cam follower body is rotatably attached to a rotating shaft located between one end portion and the other end portion, and an end of an opening / closing valve for the engine is attached to the one end portion. The other end is in contact with the cam follower body side end of the interlocking rod that transmits the stress from the camshaft, and the roller shaft is on the cam end that is the other end of the interlocking rod. It may be attached and contact the cam.
上記の（ｃ1）、（ｃ2）、（ｃ3）のカムフォロア本体は、カムからの駆動力をエンジンのバルブに伝える点で共通するが、その構造が異なっており、異なるエンジンの型式にそれぞれ対応できるようになっている。 The cam follower bodies (c1), (c2), and (c3) above are common in that the driving force from the cam is transmitted to the valve of the engine, but the structure thereof is different and can correspond to different engine types. It is like that.
上記のエンジンのローラ付きカムフォロアにおいて、軸受が総ころ形式のニードル軸受であってもよい。また、ローラ軸の端部では中央部より硬度が低くなっていてもよい。このように、ローラ軸の中央部では転走面として必要な硬度を備え、端部では軟質にすることにより、転動疲労寿命などの耐久性を確保した上で、かしめ加工などが可能になる。この結果、上記のすべての転がり軸受において、ローラ軸の端部がかしめ成形されていてもよい。 In the cam follower with a roller of the engine described above, the bearing may be a full roller type needle bearing. Further, the hardness of the end portion of the roller shaft may be lower than that of the central portion. In this way, the center part of the roller shaft has the necessary hardness as a rolling surface and is soft at the end part, so that it is possible to perform caulking processing while ensuring durability such as rolling fatigue life. . As a result, in all the rolling bearings described above, the end of the roller shaft may be crimped.
また、カムフォロア本体がプレス成形されていてもよい。プレス成形加工により生産能率を向上することができる。 Moreover, the cam follower main body may be press-molded. Production efficiency can be improved by press molding.
本発明の鋼部材は、ロッカーアームに当接する鋼部材であって、その鋼部材のロッカーアームと当接する表層部に窒素富化層を有し、その窒素富化層におけるオーステナイト結晶粒度が１１番以上である。 The steel member of the present invention is a steel member that abuts against the rocker arm, and has a nitrogen-enriched layer in the surface layer portion that abuts against the rocker arm of the steel member, and the austenite grain size in the nitrogen-enriched layer is No. 11 That's it.
この構成により、上記鋼部材、たとえばカムフォロアのローラと当接するカムの表層部において、表面起点剥離などの表面損傷および内部起点剥離を抑制して長寿命を実現することができる。上記鋼部材としてはロッカーアームのどこかの部品に当接するものであれば何でもよく、たとえばアジャストねじと当接するバルブ部材などの鋼部材であってもよい。 With this configuration, it is possible to realize a long life by suppressing surface damage such as surface-origin separation and internal origin delamination in the surface layer portion of the cam contacting the steel member, for example, a cam follower roller. The steel member may be anything as long as it abuts on any part of the rocker arm, and may be a steel member such as a valve member that abuts an adjustment screw.
次に図面を用いて本発明の実施の形態について説明する。図１は、本発明の実施の形態におけるエンジンのローラ付きカムフォロアの構成を示す概略正面図であり、図２は図１のＩＩ−ＩＩ線に沿う断面に対応する図である。図１および図２を参照して、回動部材であるロッカーアーム１は、中央部において軸受メタルなどを介してロッカーアーム軸５に回転自在に支持されている。
Next, embodiments of the present invention will be described with reference to the drawings. FIG. 1 is a schematic front view showing a configuration of a cam follower with a roller of an engine according to an embodiment of the present invention, and FIG. 2 is a view corresponding to a cross section taken along line II-II of FIG. Referring to FIGS. 1 and 2, a
このロッカーアーム１の他の端部１ｂには、アジャストねじ７が螺挿されている。このアジャストねじ７はロックナット８により固定され、その下端において内燃機関の給気弁もしくは排気弁のバルブ９の上端と当接している。このバルブ９はばね１０の弾発力で付勢されている。
An adjustment screw 7 is screwed into the
ロッカーアーム１は、一の端部１ａにカムフォロア本体５０が設けられ、カムフォロア本体５０は二股状に形成されたローラ支持部１４を一体に有している。この二股状のローラ支持部１４に、内輪に相当するローラ軸２の両端が圧入もしくは止め輪により固定されている。このローラ軸２の外周面中央部には、ころ３を介して回転自在に、外輪を構成するローラ４が支持されている。ローラ軸２とローラ４との間に介在する軸受を構成するのはころ３である。すなわち、ローラ軸２とローラ４との間に介在する軸受はころと言い換えることができる。ころ３の軸線方向は、ローラ軸の軸線に平行に配置されている。このローラ４の外周面は、ばね１０の付勢力によりカム軸に設けられたカム６のカム面に当接されている。一方と他方との間にはとくに区別はなく、説明の順序で早く説明する端部を一方の端部とする意味しかない。
The
ここで、ローラ軸２と、ころ３よりなる転動体と、ローラ４よりなる外輪とにより構成されるころがり軸受がロッカーアーム用総ころ軸受として用いられている。一般に、保持器が用いられない場合、総ころ軸受と呼称される。上記のロッカーアーム用総ころ軸受は、カム６と接触しながら回転するものであるため、外輪４にはカム６の押付け力と衝撃力とが作用する。本発明の実施の形態のエンジンのローラ付きカムフォロアは、上記ロッカーアーム用総ころ軸受、カムフォロア本体を備える部材である。
Here, a roller bearing composed of a
図３は、本発明の他の実施の形態におけるエンジンのローラ付きカムフォロアを示す図である。このカムフォロアでは、カムフォロア本体５０は、ロッカーアーム１の一方の端部１ｂと他方の端部１ａとの間に開けられ２つの側壁の間にわたるローラ孔（図示せず）にローラ軸２を固定し、一方の端にエンジンの開閉用バルブ９の端部が当接し、他方の端に図示しないピボットが当接する。ピボット孔１５を設けたカムフォロア本体５０は、ピボットの周り所定の向きにばね１０によって付勢され、カム６から伝達される駆動力をローラ４で受けて、前記ばねの付勢力に抗してバルブ９を動かす。
FIG. 3 is a view showing a cam follower with a roller of an engine according to another embodiment of the present invention. In this cam follower, the
また、図４は、本発明のさらに別の実施の形態におけるエンジンのローラ付きカムフォロアを示す図である。図５は、図４のロッカーアーム転がり軸受を含む部分を拡大した図である。図４において、ロッカーアーム１の中央部に回転軸５が配置され、その周りにロッカーアーム１が回動する。ロッカーアーム１の一方の腕の端部１ｂは、エンジンバルブ９の端と当接し、他方の腕の端部１ａは、連動棒１６の端と当接する。アジャストねじ８はロッカーアームの端部１ａと連動棒１６との当接位置を調節する機能を有する。
FIG. 4 is a view showing a cam follower with a roller of an engine according to still another embodiment of the present invention. FIG. 5 is an enlarged view of a portion including the rocker arm rolling bearing of FIG. In FIG. 4, the
連動棒１６の下端に位置する中空の軸受取付部１６ａに、カムフォロア本体５０が設けられ、取付部材１７によりロッカーアーム用総ころ軸受が取り付けられる。カム６はこの総ころ軸受のローラ４に当接して駆動力を連結棒に伝達する。
A
上記エンジンのローラ付きカムフォロアの総ころ軸受を構成する部材のうち、ころ３、ローラ軸２および外輪のローラ４のうち少なくとも１つの部材は、これから説明する低温２次焼入れ法の熱処理を施され、微細オーステナイト粒とされている。
Among the members constituting the roller bearing of the engine cam follower with the roller, at least one member of the
次に、これら転がり軸受の外輪（ローラ）、内輪（ローラ軸）および転動体の少なくとも１つの軸受部品に行なう浸炭窒化処理を含む熱処理について説明する。図６は、本発明の実施の形態における熱処理方法を説明する図である。また、図７は、本発明の実施の形態における熱処理方法の変形例を説明する図である。図６は１次焼入れおよび２次焼入れを行なう方法を示す熱処理パターンであり、図７は焼入れ途中で材料をＡ1変態点温度未満に冷却し、その後、再加熱して最終的に焼入れる方法を示す熱処理パターンである。どちらも本発明の実施の態様例である。これらの図において、処理Ｔ1では鋼の素地に炭素や窒素を拡散させまた炭素の溶け込みを十分に行なった後、Ａ1変態点未満に冷却する。次に、図中の処理Ｔ2において、処理Ｔ1よりも低温に再加熱し、そこから油焼入れを施す。 Next, heat treatment including carbonitriding performed on at least one bearing part of the outer ring (roller), inner ring (roller shaft) and rolling element of the rolling bearing will be described. FIG. 6 is a diagram for explaining a heat treatment method according to the embodiment of the present invention. Moreover, FIG. 7 is a figure explaining the modification of the heat processing method in embodiment of this invention. FIG. 6 is a heat treatment pattern showing a method of performing primary quenching and secondary quenching. FIG. 7 shows a method of cooling the material to below the A1 transformation point temperature during quenching, and then reheating and finally quenching. It is the heat processing pattern shown. Both are exemplary embodiments of the present invention. In these figures, in the treatment T1, carbon and nitrogen are diffused in the steel base and the carbon is sufficiently dissolved, and then cooled to below the A1 transformation point. Next, in process T2 in the figure, reheating is performed at a temperature lower than that of process T1, and oil quenching is performed therefrom.
上記のいずれかの熱処理を軸受部品のローラ、ローラ軸、転動体（ころ）およびカムに施すことができる。 Any of the above heat treatments can be applied to the roller, roller shaft, rolling element (roller) and cam of the bearing component.
上記の熱処理を普通焼入れ、すなわち浸炭窒化処理に引き続いてそのまま１回焼入れするよりも、表層部分を浸炭窒化しつつ、割れ強度を向上させ、経年寸法変化率を減少することができる。上述したように、上記の熱処理方法によれば、オーステナイト結晶粒の粒径を従来の２分の１以下となるミクロ組織を得ることができる。上記の熱処理を受けた軸受部品は、転動疲労特性が長寿命であり、割れ強度を向上させ、経年寸法変化率も減少させることができる。 Rather than performing normal quenching, that is, carbonitriding once after the carbonitriding treatment, the crack strength can be improved and the aging change rate can be reduced while carbonitriding the surface layer portion. As described above, according to the above heat treatment method, it is possible to obtain a microstructure in which the grain size of austenite crystal grains is ½ or less of the conventional one. The bearing parts subjected to the above heat treatment have a long rolling fatigue characteristic, can improve the cracking strength, and can also reduce the rate of dimensional change over time.
上記の２つの熱処理のいずれによっても、その中の浸炭窒化処理によって、「浸炭窒化処理層」である窒素富化層が形成される。浸炭窒化処理において素材となる鋼の炭素濃度が高いため、通常の浸炭窒化処理の雰囲気から炭素が鋼の表面に侵入しにくい場合がある。たとえば炭素濃度が高い鋼の場合（１ｗｔ％程度の鋼）、それ以上高い炭素濃度の浸炭層が生成する場合もあるし、それ以上高い炭素濃度の浸炭層は生成しにくい場合がある。しかし、窒素濃度は、Ｃｒ濃度などにも依存するが、通常の鋼では最大限０.０２５ｗｔ％程度以下と低いので、素材の鋼の炭素濃度によらず窒素富化層が明瞭に生成される。上記窒素富化層には炭素が富化されていてもよいことはいうまでもない。 In either of the two heat treatments described above, a nitrogen-enriched layer that is a “carbonitriding layer” is formed by carbonitriding in it. Since the carbon concentration of steel used as a material in the carbonitriding process is high, carbon may not easily enter the steel surface from the normal carbonitriding process atmosphere. For example, in the case of steel with a high carbon concentration (steel of about 1 wt%), a carburized layer with a higher carbon concentration may be generated, or a carburized layer with a higher carbon concentration may be difficult to generate. However, although the nitrogen concentration depends on the Cr concentration and the like, it is as low as about 0.025 wt% or less in normal steel, so a nitrogen-enriched layer is clearly generated regardless of the carbon concentration of the raw steel. . Needless to say, the nitrogen-enriched layer may be enriched with carbon.
図８は軸受部品のミクロ組織、とくにオーステナイト粒を示す図である。図８(ａ)は本発明例の軸受部品であり、図８（ｂ）は従来の軸受部品である。すなわち、上記図７に示す熱処理パターンを適用した軸受鋼のオーステナイト結晶粒度を図８（ａ）に示す。また、比較のため、従来の熱処理方法による軸受鋼のオーステナイト結晶粒度を図８（ｂ）に示す。また、図９（ａ）および図９（ｂ）は、上記図８（ａ）および図８（ｂ）を図解したオーステナイト結晶粒界を示す図である。これらオーステナイト結晶粒度を示す組織より、従来のオーステナイト粒径はＪＩＳ規格の粒度番号で１０番以下の番号であり、また本発明による熱処理方法によれば１２番の細粒を得ることができる。また、図８（ａ）の平均粒径は、切片法で測定した結果、５．６μｍであった。 FIG. 8 is a view showing the microstructure of the bearing part, particularly austenite grains. FIG. 8A shows a bearing part of the present invention example, and FIG. 8B shows a conventional bearing part. That is, FIG. 8A shows the austenite grain size of the bearing steel to which the heat treatment pattern shown in FIG. 7 is applied. For comparison, FIG. 8B shows the austenite grain size of the bearing steel obtained by the conventional heat treatment method. FIGS. 9A and 9B are diagrams showing the austenite grain boundaries illustrated in FIGS. 8A and 8B. From the structure showing the austenite crystal grain size, the conventional austenite grain size is a JIS standard grain size number of 10 or less, and according to the heat treatment method of the present invention, the 12th fine grain can be obtained. Moreover, the average particle diameter of Fig.8 (a) was 5.6 micrometers as a result of measuring by the intercept method.
次に本発明の実施例について説明する。
（実施例１）
表１に示す材質の軸受を用意した。これらの軸受は，エンジンのローラ付きカムフォロアに含まれる総ころ形式のニードル軸受である。内輪（ローラ軸）は外径１４．６４ｍｍ×幅１７．３ｍｍであり、外輪は内径１８．６４ｍｍ×外径２４ｍｍ×幅６．９ｍｍである。ころは外径２ｍｍ×長さ６．８ｍｍを２６本用い、保持器を用いない総ころ形式の構成とした。この軸受の基本動定格荷重は８．６ｋＮ、基本静定格荷重は１２．９ｋＮである。ここで、軸受はすべて同じ材質の組合せを基本としたが、一部の軸受ではいくつかの材質を組合せたり、加工を追加して製作したものもある。製作した軸受の一覧を表１に示す。
Next, examples of the present invention will be described.
(Example 1)
Bearings of the materials shown in Table 1 were prepared. These bearings are full-roller needle bearings included in cam followers with rollers of engines. The inner ring (roller shaft) has an outer diameter of 14.64 mm × width of 17.3 mm, and the outer ring has an inner diameter of 18.64 mm × outer diameter of 24 mm × width of 6.9 mm. Twenty-six rollers having an outer diameter of 2 mm and a length of 6.8 mm were used for the rollers, and the configuration was a full-roller type without using a cage. The basic dynamic load rating of this bearing is 8.6 kN, and the basic static load rating is 12.9 kN. Here, all the bearings are based on the same combination of materials, but some bearings may be manufactured by combining several materials or adding processing. Table 1 shows a list of manufactured bearings.
表１に示すサンプルの内訳は次のとおりである。
Ｎｏ．１：軸受鋼に予め強冷間加工を加え、熱処理後の結晶粒を微細にしたものに浸炭窒化処理を施したもの。
Ｎｏ．２：軸受鋼を浸炭窒化後、浸炭窒化処理温度より低い温度で２次焼入れを施したもの。
Ｎｏ．３：浸炭鋼に浸炭処理後に、浸炭窒化処理を行ない、より低い温度で２次焼入れを施したもの、すなわち浸炭処理後に低温２次焼入れを適用したもの。
The breakdown of the samples shown in Table 1 is as follows.
No. 1: A bearing steel that has been subjected to strong cold working in advance and refined the crystal grains after heat treatment and then carbonitrided.
No. 2: The bearing steel was subjected to secondary quenching at a temperature lower than the carbonitriding temperature after carbonitriding.
No. 3: Carburized steel subjected to carbonitriding after carburizing treatment and subjected to secondary quenching at a lower temperature, that is, applied with low-temperature secondary quenching after carburizing treatment.
Ｎｏ.１〜３のオーステナイト結晶粒度はＮｏ．１１以上であった。これらのものをベースに表層に圧縮応力を形成するため、加工を施したものとして次のサンプルを用意した。
Ｎｏ．４：Ｎｏ．１の内外輪にショットピーニングを施し、ころにバレル加工を施したもの。
Ｎｏ．５：Ｎｏ．２の内外輪にショットピーニングを施し、ころにバレル加工を施したもの。
Ｎｏ．６：Ｎｏ．３の内外輪にショットピーニングを施し、ころにバレル加工を施したもの。
The austenite grain size of Nos. 1 to 3 is No. 1. 11 or more. In order to form a compressive stress on the surface layer based on these materials, the following samples were prepared as processed materials.
No. 4: No. Shot peening is applied to the inner and outer rings of 1, and barrel processing is applied to the rollers.
No. 5: No. Shot peening is applied to the inner and outer rings of No. 2 and barrel processing is applied to the rollers.
No. 6: No. Shot peening is applied to the inner and outer rings of 3, and barrel processing is applied to the rollers.
また、表層硬度を高めたサンプルとして次のものを用意した。
Ｎｏ．７：Ｎｏ．１の内外輪にサブゼロ（−１９６℃）処理を追加したもの。
Ｎｏ．８：Ｎｏ．１の内外輪にサブゼロ（−１９６℃）処理を追加した後、内外輪にショットピーニングを施し、ころにバレル加工を施したもの。
Moreover, the following were prepared as samples with increased surface hardness.
No. 7: No. Sub-zero (-196 ° C) treatment added to 1 inner and outer rings.
No. 8: No. Sub-zero (-196 ° C) treatment was added to the inner and outer rings of No. 1, shot peening was applied to the inner and outer rings, and the rollers were barrel processed.
さらに、内外輪、ころの各要素、特に転動寿命が問題となる内輪ところとに上記の方法を適用したものとして、次のサンプルを用意した。
Ｎｏ．９：内輪およびころに浸炭窒化後、浸炭窒化処理温度より低い温度で２次焼入れを施したものを用い、外輪には標準的な熱処理を用いたものを用いた。
Ｎｏ．１０：内外輪に対し、浸炭鋼を用い浸炭処理の後、浸炭窒化処理し冷却し、次いでより低い温度で２次焼入れを施したものを用い、ころには軸受鋼に対して浸炭窒化処理を施した。
Furthermore, the following samples were prepared assuming that the above method was applied to each element of the inner and outer rings and rollers, particularly the inner ring where the rolling life is a problem.
No. 9: After carbonitriding the inner ring and the rollers, those subjected to secondary quenching at a temperature lower than the carbonitriding temperature, and those using standard heat treatment for the outer ring were used.
No. 10: Carburized steel is used for the inner and outer rings, and after carburizing and cooling, carbonitriding and cooling, and then subjected to secondary quenching at a lower temperature, the roller is subjected to carbonitriding for bearing steel. gave.
比較例として、表１の下欄に示す５種類のサンプルＮｏ.１１〜１５を製作した。
Ｎｏ．１１：内外輪およびころ、ともに軸受鋼の標準熱処理品。
Ｎｏ．１２：内外輪およびころ、ともに軸受鋼の浸炭窒化品。
Ｎｏ．１３：浸炭鋼の標準浸炭品を内外輪に用い、ころは軸受鋼の標準熱処理品。
Ｎｏ．１４：浸炭鋼の２次焼入れ品。
Ｎｏ．１５：Ｎｏ．１１のサンプルの内外輪ショットピーニングを施し、ころにバレル加工を施したもの。
As comparative examples, five types of sample Nos. 11 to 15 shown in the lower column of Table 1 were manufactured.
No. 11: Both inner and outer rings and rollers are standard heat-treated products of bearing steel.
No. 12: Carbonitrided products of bearing steel for both inner and outer rings and rollers.
No. 13: Standard carburized steel of carburized steel is used for inner and outer rings, and rollers are standard heat treated products of bearing steel.
No. 14: Secondary quenching of carburized steel.
No. 15: No. 11 samples with inner and outer ring shot peening and roller barrel processing.
これらのサンプルについて、結晶粒度、硬度、５００℃焼戻し硬度（耐熱性の指標）を測定した。結果を表１に示す。 With respect to these samples, crystal grain size, hardness, and tempering hardness at 500 ° C. (heat resistance index) were measured. The results are shown in Table 1.
まず、転動寿命評価および表面損傷強度評価の各試験について説明する。
（転動寿命評価）： 外輪（内径１８．６４ｍｍ×外径２４ｍｍ×幅６．９ｍｍ）と、２６本のころ（外径２ｍｍ×長さ６．８ｍｍ）と、ローラ軸（外径１４．６４ｍｍ×幅１７．３ｍｍ）とを組合せ、荷重２．５８ｋＮで転動疲労試験を行なった。試験装置を図１０に示す。また、試験条件を表２に示す。この試験は外輪回転の試験である。図１０を参照して、試験機に組み込まれたローラ軸５２（２）と外輪５４（４）との間に複数個の針状ころ５３（３）を転動可能に配置した構成のものを用い、この外輪５４を部材５５，５６によりラジアル荷重をかけながら所定の速度で回転させることにより寿命試験を行なった。このとき、基本動定格荷重８．６ｋＮの３０％の荷重で試験を行なった。この試験結果を表３に示す。
First, each test of rolling life evaluation and surface damage strength evaluation will be described.
(Rolling life evaluation): Outer ring (inner diameter 18.64 mm × outer diameter 24 mm × width 6.9 mm), 26 rollers (
表３に示す試験結果において、主にころまたは内輪が剥離したが、Ｎｏ．９では一部外輪剥離も認められた。表２より、本発明例のものは比較例に比べ長寿命であり、いずれも標準品の約３倍、浸炭窒化処理品の約１．５倍の長寿命を示すことが分った。 In the test results shown in Table 3, the roller or inner ring peeled off. In No. 9, some outer ring peeling was also observed. From Table 2, it was found that the examples of the present invention had a longer life than the comparative examples, and all of them exhibited a life that was about 3 times that of the standard product and about 1.5 times that of the carbonitrided product.
（ピーリング試験）： ピーリング試験を含めた試験サンプルの一覧およびその試験結果を表４に、またピーリング試験の試験条件を表５に示す。本発明例のＮｏ．１〜３およびこれらにショットピーニングやサブゼロ処理を施したものの計８種類（Ｎｏ．１〜８）、比較例として５種類（Ｎｏ．１１〜１５）の計１３種類についてピーリング試験を行なった。 (Peeling test): Table 4 shows a list of test samples including the peeling test and the test results, and Table 5 shows the test conditions of the peeling test. No. of the example of the present invention. 1 to 3 and those subjected to shot peening and sub-zero treatment, a total of 8 types (Nos. 1 to 8) and 5 types (Nos. 11 to 15) as comparative examples were subjected to a peeling test.
１３種類の試験サンプルの直径４０ｍｍの試験片（鏡面仕上げ）をＳＵＪ製の粗面試験片を相手に一定条件で転動接触させ、一定時間後にサンプル（鏡面）試験片上に発生したピーリング（微小な剥離の集合体）の面積率を測定した。この面積率の逆数をここではピーリング強度と定義し、標準品である比較例Ｎｏ．１１のピーリング強度を１にした場合の比率で表わした。 Thirteen kinds of test samples having a diameter of 40 mm (mirror finish) were brought into rolling contact with SUJ rough surface test pieces under certain conditions, and peeling (microscopic) generated on the sample (mirror surface) test pieces after a certain period of time. The area ratio of the peeled aggregate) was measured. Here, the reciprocal of the area ratio is defined as the peeling strength, and the comparative example No. It was expressed as a ratio when the peeling strength of 11 was 1.
結果を表４中に示す。本発明例の試験体は比較例のものに比べ１．５倍以上のピーリング強度を示している。粒度番号１０番を超える微細なオーステナイト結晶粒と適度の残留オーステナイトが靭性を高め、亀裂の発生および進展に対する抵抗を高めているといえる。また、サブゼロ処理や加工により圧縮の残留応力を付与したもの（Ｎｏ．４〜８）は、いずれも強度が向上している。高硬度や圧縮の残留応力がピーリング亀裂の発生や進展の抑制に有効に作用すると考えられる。 The results are shown in Table 4. The specimens of the examples of the present invention have a peeling strength 1.5 times or more that of the comparative examples. It can be said that fine austenite crystal grains having a grain size number of 10 and moderate retained austenite increase toughness and increase resistance to crack initiation and propagation. Moreover, as for the thing (No. 4-8) which gave the compressive residual stress by the subzero process or the process, intensity | strength has improved all. It is considered that high hardness and compressive residual stress effectively act to suppress the generation and propagation of peeling cracks.
（スミアリング試験）： ピーリング試験片と同様の材質の試験片を用い（表４参照）、スミアリング発生強度を調べた。試験条件を表６に示す。試験片も相手試験片も同一材質の組合せで試験を行なった。 (Smearing test): Using a test piece of the same material as the peeling test piece (see Table 4), the smearing strength was examined. Table 6 shows the test conditions. The test piece and the counterpart test piece were tested with the same material combination.
結果は表４に示すとおりである。ここで、評価は、スミアリングが発生したときの相手試験片の回転速度について、標準品（比較例Ｎｏ．１１）との比で表わしている。スミアリングに関しても、本発明例のものは比較例の標準品に比べ１．５倍以上の発生強度（発生までの回転速度）であり、他の比較例のものよりも高めである。粒度番号１１番以上の結晶粒の細かさと適度の残留オーステナイト量および微細な炭化物の存在のバランスが大きな滑り条件での表層の組成粒度を抑え、耐焼付け性を高めているといえる。加工を与えたものは加工なしのものより若干強度が向上している。 The results are as shown in Table 4. Here, the evaluation represents the rotational speed of the mating test piece when smearing occurs as a ratio with the standard product (Comparative Example No. 11). Regarding smearing, the example of the present invention has a generated strength (rotational speed until generation) of 1.5 times or more compared to the standard product of the comparative example, which is higher than those of the other comparative examples. It can be said that the compositional grain size of the surface layer under a large sliding condition is suppressed and the seizure resistance is improved by the balance between the fineness of the crystal grains having the grain size number 11 or more, the appropriate amount of retained austenite and the presence of fine carbides. The one that has been processed is slightly stronger than the one that has not been processed.
（静的割れ強度試験）： 表４に示した試験体について、外輪（内径１８．６４ｍｍ×外径２４ｍｍ×幅６．９ｍｍ）単体にアムスラー試験機で荷重をかけ割れ強度を測定した。結果を表４に示す。割れ起点はリング内径部（転走面）表面である。表４より、通常、浸炭窒化を施すと比較例のＮｏ．１２のように静的割れ強度が低下する。一方、本発明例Ｎｏ．１〜３は標準熱処理品と同じかやや向上しており、静的割れ強度の低下は認められない。これらに加工を加えた本発明例Ｎｏ．４〜６のものは一律に割れ強度が向上している。また、本発明例Ｎｏ．７のサブゼロ処理品では、Ｎｏ．１のサブゼロ処理なしに比べやや静的割れ強度が低下しているが、これに加工を加えた本発明例Ｎｏ．８では静的割れ強度が向上している。 (Static crack strength test) About the test body shown in Table 4, the load was applied to the outer ring (inner diameter 18.64 mm x outer diameter 24 mm x width 6.9 mm) alone with an Amsler tester, and the crack strength was measured. The results are shown in Table 4. The crack starting point is the ring inner surface (rolling surface) surface. According to Table 4, when carbonitriding is generally performed, the comparative example No. As shown in FIG. 12, the static crack strength is lowered. On the other hand, Invention Example No. 1-3 are the same or slightly improved as the standard heat-treated products, and no reduction in static crack strength is observed. Invention Example No. in which these were processed. In the case of 4-6, the cracking strength is uniformly improved. In addition, Invention Example No. No. 7 sub-zero treated product, no. Although the static cracking strength is slightly lower than that in the case of No. 1 sub-zero treatment, the invention example No. In 8, the static crack strength is improved.
比較例Ｎｏ．１２の強度低下は、浸炭窒化処理の拡散処理における長時間の加熱の結果、オーステナイト結晶粒の粗大化が起こること、また残留オーステナイト量が増えることのために局部的に引張強度が低い組織が形成されているためと考えられる。比較例Ｎｏ．１３も同様の理由で強度が低下している。 Comparative Example No. The decrease in strength of 12 is due to the fact that the austenite crystal grains become coarse as a result of long-time heating in the carbonitriding process, and the amount of retained austenite increases, resulting in the formation of a locally low tensile strength structure. It is thought that it is. Comparative Example No. No. 13 has a reduced strength for the same reason.
（割れ疲労強度試験）： 割れ疲労強度を調べるために、表４の試験体の外輪に表７の条件で荷重を繰返し付加し、割れ疲労強度を求めた。すなわち、外輪に下限９８Ｎ、上限３０００〜５０００Ｎの範囲内の繰返し荷重をかけ、割れが発生するまでの繰返し数を比較した。ここでは荷重条件を変えたＳ−Ｎ線図を求め、１０5回の繰返しに耐える荷重を
求めた。
(Crack fatigue strength test): In order to investigate the crack fatigue strength, a load was repeatedly applied to the outer ring of the test body of Table 4 under the conditions of Table 7 to determine the crack fatigue strength. That is, the outer ring was subjected to a repeated load within a range of a lower limit of 98 N and an upper limit of 3000 to 5000 N, and the number of repetitions until cracking was compared. Here, an SN diagram with different load conditions was obtained, and a load that could withstand 10 5 repetitions was obtained.
結果を表４に示す。割れ疲労強度試験の試験結果は、比較例の標準熱処理品の強度に対する比で表わしたが、本発明例のものはいずれも割れ疲労強度が比較例に比べて大幅に改善されている。割れ疲労強度に関しては、浸炭鋼をベースにした本発明例Ｎｏ．３やこれに圧縮の残留応力を組み合わせた本発明例Ｎｏ.６が良好な結果となっている。 The results are shown in Table 4. Although the test result of the crack fatigue strength test was expressed as a ratio to the strength of the standard heat-treated product of the comparative example, the crack fatigue strength of each of the examples of the present invention was significantly improved compared to the comparative example. Regarding crack fatigue strength, the present invention example No. based on carburized steel. Example No. 6 of the present invention combining No. 3 and this with compressive residual stress gives good results.
（ローラ軸端部の軟化処理）： ローラ軸の両端面の高周波焼なましは、適切な処理を施した後のローラ軸素材の一端部のみを高周波コイルの端部開口部に近接させ、またはわずかに挿入させた状態で保持して、高周波誘導電流により端部をごく短時間加熱し、次いで放冷する。また、高周波加熱後、短時間の放冷後に表面への注水または素材の水中投入により急冷する方法を用いてもよい。この方法によって得られる硬度分布を図１１および表８に示す。 (Roller shaft end softening treatment): For induction annealing of both ends of the roller shaft, only one end of the roller shaft material after appropriate processing is brought close to the end opening of the high frequency coil, or The end portion is held in a slightly inserted state, the end portion is heated for a very short time by a high-frequency induced current, and then allowed to cool. Alternatively, after high-frequency heating, a method of rapid cooling by pouring water on the surface or charging the material into the water after cooling for a short time may be used. The hardness distribution obtained by this method is shown in FIG.
図１１および表８に示すように、転動体が通過する中央部であるＡ部およびそれより端のＢ部には適切な高強度が得られている。一方、かしめ成形を行なうときに重要な外周面端面側のＣ部および端面であるＤ部の硬度は、かしめ成形するために必要な軟質な硬度が確保されている。 As shown in FIG. 11 and Table 8, appropriate high strength is obtained in the A portion which is the central portion through which the rolling elements pass and the B portion at the end thereof. On the other hand, the hardness of the C part on the end face side of the outer peripheral surface and the D part which is the end face, which are important when performing caulking, is ensured to be soft enough for caulking.
以上の結果から、潤滑条件が悪く、またころのスキューやころ同士の干渉による短寿命が発生しやすいロッカーアーム用転がり軸受の耐久性を向上させることを確認することができた。上記の耐久性の向上は、結晶粒度が細かくかつ耐熱性のある材質とすることにより、表面損傷（ピーリング、スミアリングなどの表面起点型剥離）寿命、内部起点剥離寿命ともに向上させることによりもたらされた。具体的には、素材の加工または熱処理パターンにより、一定値以上のオーステナイト結晶粒度を確保した浸炭窒化組織にすることで、亀裂に対する発生、伸展抵抗性が非常に大きくなることによっている。これにより、滑りによる表層発熱や接線力による表面亀裂の発生を抑えることができるとともに、外部起点型剥離の亀裂に対しても、相当な長寿命化が図れることを見出した。これらをベースに、さらに加工や熱処理を加え、表層に圧縮の残留応力を与えたり、硬度上昇させることによりさらに長寿命化することができる。これらの熱処理および加工処理には、ショットピーニングやバレル加工、ローリング加工、バニッシュ加工、浸炭および浸炭窒化処理、浸炭窒化およびサブゼロ処理、浸炭窒化、２次焼入れ処理およびサブゼロ処理のような手法がある。 From the above results, it was confirmed that the durability of the rolling bearing for rocker arm was improved because the lubrication conditions were poor and the short life due to roller skew and roller interference was likely to occur. The above-mentioned improvement in durability is brought about by improving the surface damage (surface-origin type peeling such as peeling and smearing) life and internal origin peeling life by using a material with fine grain size and heat resistance. It was done. Specifically, the formation of a carbonitriding structure that secures an austenite grain size of a certain value or more by processing or heat treatment pattern of the material greatly increases the generation of cracks and the resistance to extension. As a result, it has been found that the generation of surface cracks due to surface layer heat generation and tangential force due to slipping can be suppressed, and that the life can be extended considerably even against cracks caused by external origin peeling. Based on these, further processing or heat treatment can be applied to impart compressive residual stress to the surface layer or increase the hardness, thereby further extending the life. These heat treatments and processings include techniques such as shot peening, barrel processing, rolling processing, burnishing, carburizing and carbonitriding, carbonitriding and subzero processing, carbonitriding, secondary quenching and subzero processing.
また、かしめ加工が行なわれる場合、軸受要素である内輪の役割をするローラ軸においては、ローラ軸端の外周縁部および端面外周面の端縁部とがともにかしめの際に塑性変形可能な限度に軟質であることが要求される。一方、ローラ支持部材にかしめ固定されたローラ軸が、カムフォロワの長期間使用中に緩み、がたつきにより軸穴から抜け落ちるおそれがあるので、ローラ軸端部は一定以上の硬度が要求される。上記の熱処理および加工処理で得た特性のローラ軸に、ローラ軸両端面のみ高周波焼なましの加熱条件および冷却条件を調節し、端面硬さを調整することにより、かしめ成形の可能な耐久性に優れたローラ軸が可能になる。すなわち、上記の熱処理および加工処理は、従来の浸炭窒化のように割れ強度を損なうことはないので、高強度、長寿命の総ころ転がり軸受にすることができ、さらに、その軸受要素であるローラ軸に両端面に高周波焼なましを施し、硬度を調整することにより、かしめ成形が可能となる。 In addition, when caulking is performed, the roller shaft serving as an inner ring as a bearing element has a limit that allows the outer peripheral edge of the roller shaft end and the edge of the outer peripheral surface of the roller shaft to be plastically deformed together. It is required to be soft. On the other hand, the roller shaft that is caulked and fixed to the roller support member may be loosened during long-term use of the cam follower and may fall out of the shaft hole due to rattling. Durability that can be caulked by adjusting the end surface hardness by adjusting the heating and cooling conditions of induction annealing on both ends of the roller shaft on the roller shaft with the characteristics obtained by the heat treatment and processing described above. An excellent roller shaft is possible. That is, since the above heat treatment and processing do not impair the cracking strength unlike conventional carbonitriding, a high-strength, long-life all-roller rolling bearing can be obtained. The shaft can be crimped by subjecting both end faces to induction annealing and adjusting the hardness.
この結果、自動車エンジンのインテイクバルブやエグゾーストバルブの開閉に用いられるロッカーアーム用軸受で、たとえば軸受幅寸法５ｍｍ〜１２ｍｍの範囲の小サイズの総ころ仕様の軸受に対して耐久性を高めた上で、かしめ成形が可能となる。 As a result, in bearings for rocker arms used for opening and closing of intake valves and exhaust valves of automobile engines, for example, with increased durability compared to bearings with small full-roller specifications with a bearing width of 5 mm to 12 mm. , And caulking can be performed.
（実施例２）
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、本発明の実施例２を行なった。表９に示した各試料の製造履歴を以下に示す。
(Example 2)
Example 2 of the present invention was performed using JIS standard SUJ2 material (1.0 wt% C-0.25 wt% Si-0.4 wt% Mn-1.5 wt% Cr). The manufacturing history of each sample shown in Table 9 is shown below.
（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６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１次焼入れを行ない、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２次焼入れを行なった。ただし、２次焼入温度７８０℃の試料Ａは焼入不足のため試験の対象から外した。 (Samples A to D; examples of the present invention): Carbonitriding 850 ° C., holding time 150 minutes. The atmosphere was a mixed gas of RX gas and ammonia gas. In the heat treatment pattern shown in FIG. 6, primary quenching was performed from a carbonitriding temperature of 850 ° C., and then secondary quenching was performed by heating to a temperature range of 780 ° C. to 830 ° C. lower than the carbonitriding temperature. However, Sample A having a secondary quenching temperature of 780 ° C. was excluded from the test due to insufficient quenching.
（試料Ｅ、Ｆ；比較例）： 浸炭窒化処理は、本発明例Ａ〜Ｄと同じ履歴で行ない、２次焼入れ温度を浸炭窒素処理温度８５０℃以上の８５０℃〜８７０℃で行なった。 (Samples E and F; Comparative Examples): The carbonitriding treatment was performed with the same history as the inventive examples A to D, and the secondary quenching temperature was 850 ° C. to 870 ° C., which is a carburizing nitrogen treatment temperature of 850 ° C. or more.
（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ない、２次焼入れは行わなかった。 (Conventional carbonitriding product; comparative example): Carbonitriding 850 ° C., holding time 150 minutes. The atmosphere was a mixed gas of RX gas and ammonia gas. Quenching was performed as it was from the carbonitriding temperature, and secondary quenching was not performed.
（普通焼入れ品；比較例）： 浸炭窒化処理を行なわずに、８５０℃に加熱して焼き入れた。２次焼入れは行わなかった。 (Normally hardened product; comparative example): It was heated to 850 ° C. and quenched without performing carbonitriding. Secondary quenching was not performed.
上記の試料に対して、（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、の各試験を行なった。次にこれらの試験方法について説明する。 (1) Measurement of hydrogen content, (2) Measurement of crystal grain size, (3) Charpy impact test, (4) Measurement of fracture stress value, (5) Rolling fatigue test Was done. Next, these test methods will be described.
Ｉ 実施例２の試験方法
（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ない。このＬＥＣＯ社製ＤＨ−１０３型水素分析装置の仕様を下記に示す。
分析範囲：０．０１〜５０．００ｐｐｍ
分析精度：±０．１ｐｐｍまたは±３％Ｈ（いずれか大なるほう）
分析感度：０．０１ｐｐｍ
検出方式：熱伝導度法
試料重量サイス゛：１０ｍｇ〜３５ｇ（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）である。
I Test Method of Example 2 (1) Measurement of hydrogen amount The amount of hydrogen was analyzed for the amount of non-diffusible hydrogen in the steel using a DH-103 type hydrogen analyzer manufactured by LECO. The amount of diffusible hydrogen is not measured. The specification of this LECO DH-103 type hydrogen analyzer is shown below.
Analysis range: 0.01 to 50.00 ppm
Analysis accuracy: ± 0.1 ppm or ± 3% H (whichever is greater)
Analysis sensitivity: 0.01ppm
Detection method: Thermal conductivity method Sample weight size: 10 mg to 35 g (maximum: diameter 12 mm × length 100 mm)
Heating furnace temperature range: 50 ° C to 1100 ° C
Reagents: Anhydrone Mg (ClO 4 ) 2 , Ascarite NaOH
Carrier gas: nitrogen gas, gas dosing gas: hydrogen gas, both gases have a purity of 99.99% or more and a pressure of 40 PSI (2.8 kgf / cm 2 ).
測定手順の概要は以下のとおりである。専用のサンプラーで採取した試料をサンプラーごと上記の水素分析装置に挿入する。内部の拡散性水素は窒素キャリアガスによって熱伝導度検出器に導かれる。この拡散性性水素は本実施例では測定しない。次に、サンプラーから試料を取出し抵抗加熱炉内で加熱し、非拡散性水素を窒素キャリアガスによって熱伝導度検出器に導く。熱伝導度検出器において熱伝導度を測定することによって非拡散性水素量を知ることができる。 The outline of the measurement procedure is as follows. A sample collected with a dedicated sampler is inserted into the hydrogen analyzer together with the sampler. Internal diffusible hydrogen is directed to the thermal conductivity detector by a nitrogen carrier gas. This diffusible hydrogen is not measured in this example. Next, the sample is taken out from the sampler and heated in a resistance heating furnace, and non-diffusible hydrogen is guided to the thermal conductivity detector by nitrogen carrier gas. The amount of non-diffusible hydrogen can be known by measuring the thermal conductivity with a thermal conductivity detector.
（２）結晶粒度の測定
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なった。
(2) Measurement of crystal grain size The crystal grain size was measured based on the JIS G 0551 steel austenite grain size test method.
（３）シャルピー衝撃試験
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なった。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。
(3) Charpy impact test The Charpy impact test was performed based on the Charpy impact test method of the metal material of JISZ2242. As a test piece, a U-notch test piece (JIS No. 3 test piece) shown in JIS Z 2202 was used.
（４）破壊応力値の測定
図１２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、下記に示す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１２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。
(4) Measurement of Fracture Stress Value FIG. 12 is a view showing a test piece of a static crush strength test (measurement of a fracture stress value). The load until it is broken by applying a load in the P direction in the figure is measured. Thereafter, the obtained fracture load is converted into a stress value by the following bending beam stress calculation formula. In addition, a test piece is not restricted to the test piece shown in FIG. 12, You may use the test piece of another shape.
図１２の試験片の凸表面における繊維応力をσ1、凹表面における繊維応力をσ2とすると、σ1およびσ2は下記の式によって求められる（機械工学便覧Ａ４編材料力学Ａ４−４０）。ここで、Ｎは円環状試験片の軸を含む断面の軸力、Ａは横断面積、ｅ1は外半径、ｅ2は内半径を表す。また、κは曲がり梁の断面係数である。 Assuming that the fiber stress on the convex surface of the test piece of FIG. 12 is σ 1 and the fiber stress on the concave surface is σ 2 , σ 1 and σ 2 are obtained by the following formulas (Mechanical Engineering Handbook A4 Knitting Material Dynamics A4-40) . Here, N is the axial force of the cross section including the axis of the annular test piece, A is the cross-sectional area, e 1 is the outer radius, and e 2 is the inner radius. Further, κ is a section modulus of the curved beam.
σ1＝（Ｎ／Ａ）＋｛Ｍ／（Ａρo）｝［１＋ｅ1／｛κ（ρo＋ｅ1）｝］
σ2＝（Ｎ／Ａ）＋｛Ｍ／（Ａρo）｝［１−ｅ2／｛κ（ρo−ｅ2）｝］
κ＝−（１／Ａ）∫A｛η／（ρo＋η）｝ｄＡ
（５）転動疲労試験
転動疲労寿命試験の試験条件を表１０に示す。また、図１３は、転動疲労寿命試験機の概略図である。図１３(ａ)は正面図であり、図１３(ｂ)は側面図である。図１３（ａ）および（ｂ）において、転動疲労寿命試験片３１は、駆動ロール２１によって駆動され、ボール２３と接触して回転している。ボール２３は、（3/4）”のボールであり、案内ロールにガイドされて、転動疲労寿命試験片３１との間で高い面圧を及ぼし合いながら転動する。
σ 1 = (N / A) + {M / (Aρ o )} [1 + e 1 / {κ (ρ o + e 1 )}]
σ 2 = (N / A) + {M / (Aρ o )} [1-e 2 / {κ (ρ o −e 2 )}]
κ = − (1 / A) ∫ A {η / (ρ o + η)} dA
(5) Rolling fatigue test Table 10 shows the test conditions for the rolling fatigue life test. FIG. 13 is a schematic view of a rolling fatigue life tester. FIG. 13A is a front view, and FIG. 13B is a side view. 13 (a) and 13 (b), the rolling fatigue
ＩＩ 実施例２の試験結果
（１）水素量の測定
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侵入したためと考えられる。これに対して、試料Ｂ〜Ｄは、水素量は０．３７〜０．４０ｐｐｍと半分近くにまで減少している。この水素量は普通焼入れ品と同じレベルである。
II Test Results of Example 2 (1) Measurement of Hydrogen Content The conventional carbonitrided product that has been carbonitrided has a very high value of 0.72 ppm. This is presumably because ammonia (NH 3 ) contained in the carbonitriding atmosphere decomposed and hydrogen entered the steel. On the other hand, in Samples B to D, the amount of hydrogen is reduced to almost half of 0.37 to 0.40 ppm. This amount of hydrogen is at the same level as that of ordinary quenched products.
上記の水素量の低減により、水素の固溶に起因する鋼の脆化を軽減することができる。すなわち、水素量の低減により、本発明例の試料Ｂ〜Ｄのシャルピー衝撃値は大きく改善されている。 By reducing the amount of hydrogen described above, embrittlement of steel due to hydrogen solid solution can be reduced. That is, the reduction in the amount of hydrogen greatly improves the Charpy impact value of Samples B to D of the present invention example.
（２）結晶粒度の測定
結晶粒度は２次焼入れ温度が、浸炭窒化処理時の焼入れ（１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。
(2) Measurement of crystal grain size When the secondary quenching temperature is lower than the quenching (primary quenching) temperature during the carbonitriding process, that is, in the case of Samples B to D, the austenite grains have grain size numbers 11 to 11. 12 is remarkably miniaturized. The austenite grains of Samples E and F, the conventional carbonitrided product, and the normal quenching product have a crystal
（３）シャルピー衝撃試験
表９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であるのに比して、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、２次焼入れ温度が低いほうがシャルピー衝撃値が高くなる傾向を示す。普通焼入品のシャルピー衝撃値は６．７０Ｊ／ｃｍ2と高い。
(3) Charpy impact test According to Table 9, the Charpy impact value of the samples B to D of the example of the present invention is 6 compared to the Charpy impact value of the conventional carbonitrided product being 5.33 J / cm 2. A high value of .30 to 6.65 J / cm 2 is obtained. Among these, the lower the secondary quenching temperature, the higher the Charpy impact value tends to be. Charpy impact value of the normal quenched product is high and 6.70J / cm 2.
（４）破壊応力値の測定
上記破壊応力値は、耐割れ強度に相当する。表９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る。普通焼入品の破壊応力値は２７７０ＭＰａであり、試料Ｂ〜Ｆの破壊応力値と同等である。このような、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。
(4) Measurement of fracture stress value The fracture stress value corresponds to the crack resistance strength. According to Table 9, the conventional carbonitrided product has a fracture stress value of 2330 MPa. Compared to this, the fracture stress values of Samples B to D are improved to 2650 to 2840 MPa. The fracture stress value of the normally quenched product is 2770 MPa, which is equivalent to the fracture stress values of Samples B to F. Such improved cracking resistance strengths of Samples B to D are presumed to have a great effect by reducing the hydrogen content, along with the refinement of austenite crystal grains.
（５）転動疲労試験
表９によれば、普通焼入品は窒素富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。本発明の試料Ｅ，Ｆは、従来浸炭窒化処理品とほぼ同等である。
(5) According to the rolling contact fatigue test Table 9, usually sintered Irihin is reflecting that no has a nitriding layer on the surface layer portion, the rolling fatigue life L 10 is the lowest. Compared to this, the rolling fatigue life of the conventional carbonitrided product is 3.1 times. The rolling fatigue life of Samples B to D is significantly improved as compared with the conventional carbonitrided product. Samples E and F of the present invention are substantially equivalent to conventional carbonitrided products.
上記をまとめると、本発明例の試料Ｂ〜Ｄは、水素含有率が低下し、オーステナイト結晶粒度が１１番以上に微細化され、シャルピー衝撃値、耐割れ強度および転動疲労寿命も改善される。 In summary, Samples B to D of the present invention have a reduced hydrogen content, an austenite crystal grain size of 11 or more, and improved Charpy impact value, crack resistance strength and rolling fatigue life. .
（実施例３）
次に本発明の実施例３について説明する。下記のＡ材、Ｂ材およびＣ材について、一連の試験を行なった。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、Ａ材〜Ｃ材に共通とした。Ａ材〜Ｃ材の製造履歴は次のとおりである。
（Ａ材：比較例）：普通焼入れのみ（浸炭窒化処理せず）。
（Ｂ材：比較例）：浸炭窒化処理後にそのまま焼き入れる（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。
（Ｃ材：本発明例）：図６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。
(Example 3)
Next, a third embodiment of the present invention will be described. A series of tests were performed on the following A material, B material, and C material. JIS standard SUJ2 material (1.0% by weight C-0.25% by weight Si-0.4% by weight Mn-1.5% by weight Cr) is used for the material for heat treatment, which is common to materials A to C. did. The manufacturing histories of the A material to the C material are as follows.
(A material: comparative example): Only normal quenching (without carbonitriding).
(B material: comparative example): quenching as it is after carbonitriding (conventional carbonitriding quenching). Carbonitriding temperature 845 ° C, holding time 150 minutes. The atmosphere of the carbonitriding process was RX gas + ammonia gas.
(C material: Example of the present invention): Bearing steel subjected to the heat treatment pattern of FIG. Carbonitriding temperature 845 ° C, holding time 150 minutes. The atmosphere of the carbonitriding process was RX gas + ammonia gas. The final quenching temperature was 800 ° C.
（１）転動疲労寿命
転動疲労寿命試験の試験条件および試験装置は、上述したように、表１０および図１３に示すとおりである。この転動疲労寿命試験結果を表１１に示す。
(1) Rolling fatigue life Test conditions and test equipment for the rolling fatigue life test are as shown in Table 10 and FIG. 13 as described above. The rolling fatigue life test results are shown in Table 11.
表１１によれば、比較例のＢ材は、同じく比較例で普通焼入れのみを施したＡ材のＬ10寿命（試験片１０個中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Ｃ材は、Ｂ材の１．７４倍、またＡ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。 According to Table 11, the B material of the comparative example shows 3.1 times the L 10 life of the A material which has been subjected only to normal quenching in the comparative example (the life that one of the 10 test pieces breaks), The effect of extending the life by carbonitriding is recognized. On the other hand, the C material of the present invention example has a long life of 1.74 times that of the B material and 5.4 times that of the A material. The main reason for this improvement is thought to be the refinement of the microstructure.
（２）シャルピー衝撃試験
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なった。試験結果を表１２に示す。
(2) Charpy impact test The Charpy impact test was performed by the method according to the above-mentioned JISZ2242 using the U notch test piece. The test results are shown in Table 12.
浸炭窒化処理を行なったＢ材（比較例）のシャルピー衝撃値は、普通焼入れのＡ材（比較例）より高くないが、Ｃ材はＡ材と同等の値が得られた。 The Charpy impact value of the B material (comparative example) subjected to carbonitriding was not higher than that of the normally quenched A material (comparative example), but the C material had the same value as the A material.
（３）静的破壊靭性値の試験
図１４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、予き裂を約１ｍｍ導入した後に、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（ＫIc値）の算出には次に示す（Ｉ）式を用いた。また、試験結果を表１３に示す。
ＫIc＝（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）
(3) Test of Static Fracture Toughness Value FIG. 14 is a diagram showing a test piece of a static fracture toughness test. After introducing a precrack about 1 mm into the notch portion of this test piece, a static load by three-point bending was applied to determine the fracture load P. The following formula (I) was used for calculation of the fracture toughness value (KIc value). The test results are shown in Table 13.
KI c = (PL√a / BW 2 ) {5.8−9.2 (a / W) +43.6 (a / W) 2 −75.3 (a / W) 3 +77.5 (a / W 4 }… (I)
予き亀裂深さが窒素富化層深さよりも大きくなったため、比較例のＡ材とＢ材とには違いはない。しかし、本発明例のＣ材は比較例に対して約１．２倍の値を得ることができた。 Since the pre-crack depth is greater than the nitrogen-enriched layer depth, there is no difference between the A material and B material of the comparative example. However, the C material of the present invention example was able to obtain a value about 1.2 times that of the comparative example.
（４）静圧壊強度試験（破壊応力値の測定）
静圧壊強度試験片は、上述のように図１２に示す形状のものを用いた。図中、Ｐ方向に荷重を付加して、静圧壊強度試験を行なった。試験結果を表１４に示す。
(4) Static crushing strength test (measurement of fracture stress value)
As described above, the static crushing strength test piece had the shape shown in FIG. In the figure, a static crushing strength test was performed by applying a load in the P direction. The test results are shown in Table 14.
浸炭窒化処理を行なっているＢ材は普通焼入れのＡ材よりもやや低い値である。しかしながら、本発明のＣ材は、Ｂ材よりも静圧壊強度が向上し、Ａ材と遜色ないレベルが得られている。 The B material subjected to the carbonitriding process has a slightly lower value than the A material subjected to normal quenching. However, the C material of the present invention has higher static crushing strength than the B material, and a level comparable to that of the A material is obtained.
（５）経年寸法変化率
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（０．１ｍｍ深さ）と併せて表１５に示す。
(5) Aged dimensional change rate The measurement results of the aged dimensional change rate at a holding temperature of 130 ° C. and a holding time of 500 hours are shown in Table 15 together with the surface hardness and the amount of retained austenite (0.1 mm depth).
残留オーステナイト量の多いＢ材の寸法変化率に比べて、本発明例のＣ材は２分の１以下に抑制されていることがわかる。 It can be seen that the C material of the example of the present invention is suppressed to half or less compared to the dimensional change rate of the B material having a large amount of retained austenite.
（６）異物混入潤滑下における寿命試験
玉軸受６２０６を用い、標準異物を所定量混入させた異物混入潤滑下での転動疲労寿命を評価した。試験条件を表１６に、また試験結果を表１７に示す。
(6) Life test under lubrication mixed with foreign matter Using a ball bearing 6206, the rolling fatigue life under the lubrication mixed with a foreign matter in which a predetermined amount of standard foreign matter was mixed was evaluated. The test conditions are shown in Table 16, and the test results are shown in Table 17.
Ａ材に比べ、従来の浸炭窒化処理を施したＢ材は約２．５倍になり、また、本発明例のＣ材は約２．３倍の長寿命が得られた。本発明例のＣ材は、比較例のＢ材に比べて残留オーステナイトが少ないものの、窒素の侵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。 Compared to the A material, the B material subjected to the conventional carbonitriding treatment was about 2.5 times longer, and the C material of the example of the present invention had a long life of about 2.3 times. Although the C material of the present invention has less retained austenite than the B material of the comparative example, it has a substantially equivalent long life due to the intrusion of nitrogen and the influence of the refined microstructure.
上記の結果より、本発明例のＣ材、すなわち本発明の熱処理方法によって製造された軸受部品は、従来の浸炭窒化処理では困難であった転動疲労寿命の長寿命化、割れ強度の向上、経年寸法変化率の低減の３項目を同時に満足することができることがわかった。 From the above results, the material C of the example of the present invention, that is, the bearing part produced by the heat treatment method of the present invention, has a long rolling fatigue life, which is difficult with the conventional carbonitriding process, and an improved crack strength. It was found that the three items of reduction of the aging dimensional change rate can be satisfied simultaneously.
今回開示された実施の形態および実施例はすべての点で例示であって制限的なものではないと考えられるべきである。たとえば、軸受は総ころ形式のニードル軸受に限るものではなく、リング状のすべり軸受であってもよい。本発明の範囲は上記した説明ではなくて特許請求の範囲によって示され、特許請求の範囲と均等の意味および範囲内でのすべての変更が含まれることが意図される。 It should be understood that the embodiments and examples disclosed herein are illustrative and non-restrictive in every respect. For example, the bearing is not limited to a full roller type needle bearing, and may be a ring-shaped sliding bearing. The scope of the present invention is defined by the terms of the claims, rather than the description above, and is intended to include any modifications within the scope and meaning equivalent to the terms of the claims.
本発明のエンジンのローラ付きカムフォロアおよび鋼部材を用いることにより、浸炭窒化処理層と、軸受部品のオーステナイト粒径を粒度番号で１０番を超える範囲に微細化されたミクロ組織を有し、転動疲労寿命が大きく改善され、優れた耐割れ強度や耐経年寸法変化を得ることができる。さらに、両端部を軟質にすることによりかしめ成形が可能になり、また、破壊強度または水素含有率が従来から離れた範囲とされた部材を含む軸受についても同様の効果を得ることができる。このため、この分野の部品に広く用いられることが期待される。 By using the cam follower with a roller of the engine of the present invention and a steel member, the carbonitrided layer and the microstructure of the austenite grain size of the bearing parts that are refined in a range exceeding the particle size number of 10 are used. Fatigue life is greatly improved, and excellent crack strength and aging resistance can be obtained. Furthermore, by making both ends soft, it is possible to perform caulking molding, and the same effect can be obtained for a bearing including a member whose fracture strength or hydrogen content is in a range far from the conventional range. For this reason, it is expected to be widely used for parts in this field.
１ ロッカーアーム、１ａ，１ｂ カムフォロア本体の端部、２ ローラ軸（内輪）、３ ころ（転動体）、４ ローラ（外輪）、５ カムフォロア軸、６ カム、７ アジャストねじ、８ ロックナット、９ バルブ、１０ ばね、１４ ローラ支持部、１５ ピボット、１６ 連動棒、１６ａ 軸受取付部、１７ 取付部材、２１ 駆動ロール、２２ 案内ロール、２３ （3/4）”ボール、３１ 転動疲労寿命試験片、５０ カムフォロア本体、５２ ローラ軸、５３ 転動体、５４ 外輪、５５，５６ 試験機部材、Ｔ1 浸炭窒化処理温度、Ｔ2 焼入れ加熱温度。
1 Rocker arm, 1a, 1b End of
Claims (1)
前記ローラの内側に位置し、カムフォロア本体に固定されたローラ軸と、
前記ローラとローラ軸との間に介在する軸受とを備えたローラ付きカムフォロアの製造方法であって、
Ａ1変態点を超える浸炭窒化処理温度で鋼を浸炭窒化処理した後、前記Ａ1変態点未満の温度に冷却し、その後、前記Ａ1変態点以上で前記浸炭窒化処理の温度未満の焼入れ温度域に再加熱し、焼入れを行なうことにより、前記ローラ、前記ローラ軸、および前記軸受のうち少なくとも１つの部材が製造されることを特徴とする、ローラ付きカムフォロアの製造方法。 A roller in rolling contact with the engine cam;
A roller shaft located inside the roller and fixed to the cam follower body;
A method for producing a cam follower with a roller comprising a bearing interposed between the roller and a roller shaft,
After carbonitriding the steel at a carbonitriding temperature exceeding the A1 transformation point, cooling the steel to a temperature below the A1 transformation point, and then re-entering the quenching temperature range above the A1 transformation point and below the carbonitriding temperature. A method of manufacturing a cam follower with a roller, wherein at least one member of the roller, the roller shaft, and the bearing is manufactured by heating and quenching.
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| JP2008280144A Expired - Lifetime JP5318528B2 (en) | 2003-02-28 | 2008-10-30 | Manufacturing method of cam follower with roller of engine |
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| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP5318528B2 (en) |
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2011077904A1 (en) * | 2009-12-24 | 2011-06-30 | ヤマハ発動機株式会社 | Connecting rod, single-cylinder internal combustion engine comprising same, and saddle type vehicle |
| WO2017099071A1 (en) * | 2015-12-09 | 2017-06-15 | Ntn株式会社 | Shaft for bearing, and bearing |
| JP2017106534A (en) * | 2015-12-09 | 2017-06-15 | Ntn株式会社 | Shaft for bearing |
| CN112639430A (en) * | 2018-11-30 | 2021-04-09 | 日本精工株式会社 | Hydrogen environment degree determination method and white tissue damage possibility prediction method |
Citations (9)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH03126858A (en) * | 1989-10-12 | 1991-05-30 | Sumitomo Metal Ind Ltd | Carburizing and heat treating method for high-carbon chromium bearing steel |
| JPH06341441A (en) * | 1993-05-31 | 1994-12-13 | Nippon Seiko Kk | Rolling bearing |
| JPH0727139A (en) * | 1993-05-13 | 1995-01-27 | Nippon Seiko Kk | Rolling bearing |
| JPH0881737A (en) * | 1994-09-14 | 1996-03-26 | Daido Steel Co Ltd | Rocker arm excellent in sliding property and production thereof |
| JP2000313950A (en) * | 1999-04-27 | 2000-11-14 | Yamaha Motor Co Ltd | Iron alloy parts |
| JP2002115521A (en) * | 2000-10-04 | 2002-04-19 | Tanaka Seimitsu Kogyo Kk | Valve system of internal combustion engine |
| JP2003027144A (en) * | 2001-07-09 | 2003-01-29 | Sanyo Special Steel Co Ltd | Recarburizing method of ring cut out of high-carbon chromium bearing steel tube |
| JP2003226918A (en) * | 2001-11-29 | 2003-08-15 | Ntn Corp | Bearing part, heat treatment method therefor and roll bearing |
| JP2004137605A (en) * | 2001-11-29 | 2004-05-13 | Ntn Corp | Heat treatment method of steel, and steel |
-
2008
- 2008-10-30 JP JP2008280144A patent/JP5318528B2/en not_active Expired - Lifetime
Patent Citations (9)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH03126858A (en) * | 1989-10-12 | 1991-05-30 | Sumitomo Metal Ind Ltd | Carburizing and heat treating method for high-carbon chromium bearing steel |
| JPH0727139A (en) * | 1993-05-13 | 1995-01-27 | Nippon Seiko Kk | Rolling bearing |
| JPH06341441A (en) * | 1993-05-31 | 1994-12-13 | Nippon Seiko Kk | Rolling bearing |
| JPH0881737A (en) * | 1994-09-14 | 1996-03-26 | Daido Steel Co Ltd | Rocker arm excellent in sliding property and production thereof |
| JP2000313950A (en) * | 1999-04-27 | 2000-11-14 | Yamaha Motor Co Ltd | Iron alloy parts |
| JP2002115521A (en) * | 2000-10-04 | 2002-04-19 | Tanaka Seimitsu Kogyo Kk | Valve system of internal combustion engine |
| JP2003027144A (en) * | 2001-07-09 | 2003-01-29 | Sanyo Special Steel Co Ltd | Recarburizing method of ring cut out of high-carbon chromium bearing steel tube |
| JP2003226918A (en) * | 2001-11-29 | 2003-08-15 | Ntn Corp | Bearing part, heat treatment method therefor and roll bearing |
| JP2004137605A (en) * | 2001-11-29 | 2004-05-13 | Ntn Corp | Heat treatment method of steel, and steel |
Cited By (8)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2011077904A1 (en) * | 2009-12-24 | 2011-06-30 | ヤマハ発動機株式会社 | Connecting rod, single-cylinder internal combustion engine comprising same, and saddle type vehicle |
| JP5342655B2 (en) * | 2009-12-24 | 2013-11-13 | ヤマハ発動機株式会社 | Connecting rod, single-cylinder internal combustion engine equipped with the same, and saddle riding type vehicle |
| WO2017099071A1 (en) * | 2015-12-09 | 2017-06-15 | Ntn株式会社 | Shaft for bearing, and bearing |
| JP2017106534A (en) * | 2015-12-09 | 2017-06-15 | Ntn株式会社 | Shaft for bearing |
| US10458461B2 (en) | 2015-12-09 | 2019-10-29 | Ntn Corporation | Bearing shaft and bearing |
| CN112639430A (en) * | 2018-11-30 | 2021-04-09 | 日本精工株式会社 | Hydrogen environment degree determination method and white tissue damage possibility prediction method |
| EP3889569A4 (en) * | 2018-11-30 | 2021-10-06 | NSK Ltd. | Ambient-hydrogen-level assessment method and white-structure-damage-likelihood prediction method |
| US11828698B2 (en) | 2018-11-30 | 2023-11-28 | Nsk Ltd. | Ambient-hydrogen-level assessment method and white-structure-damage-likelihood prediction method |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
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