JP7123098B2

JP7123098B2 - Differential hypoid gears, pinion gears, and hypoid gear pairs that combine these

Info

Publication number: JP7123098B2
Application number: JP2020152519A
Authority: JP
Inventors: 孝佳杉浦; 侑大岩本; 直樹福田; 康弘福田; 正顕近藤
Original assignee: Toyota Motor Corp; Aichi Steel Corp
Current assignee: Toyota Motor Corp; Aichi Steel Corp
Priority date: 2019-12-13
Filing date: 2020-09-11
Publication date: 2022-08-22
Anticipated expiration: 2040-09-11
Also published as: JP2021095627A

Description

本発明は、ディファレンシャル・ハイポイドギヤ、ピニオンギヤ、およびこれらを組み合わせてなるハイポイドギヤ対に関する。 The present invention relates to differential hypoid gears, pinion gears, and hypoid gear pairs combining these.

自動車に用いられるディファレンシャル・ハイポイドギヤは、主にＦＲ車において用いられるエンジンの出力をタイヤに伝えるための最終伝達装置であり、突発的な過大入力により、高面圧、高曲げ応力が負荷される。そのため、ディファレンシャル・ハイポイドギヤには、高強度化と、極低サイクル域での疲労破壊が生じないようにすることが求められている。 The differential hypoid gear used in automobiles is the final transmission device for transmitting the output of the engine mainly used in FR vehicles to the tires, and is subjected to high surface pressure and high bending stress due to sudden excessive input. Therefore, differential hypoid gears are required to have high strength and to prevent fatigue fracture in the extremely low cycle region.

また、ディファレンシャル・ハイポイドギヤは、比較的大型で歯幅が広く加速面・減速面が非対称な形状であるため、製造時において、浸炭歪みの悪化が発生しやすいという問題がある。高強度化のためにはＢ添加による粒界強化が有効であるが、Ｂを添加すると、浸炭歪により歯面性状のバラツキ及び背面形状の変形が大きくなって適切な歪制御が困難となる。歯面性状のバラツキ及び背面形状の変形は、ＮＶ（騒音・振動）の悪化につながり、大きな問題となる。 In addition, since the differential hypoid gear is relatively large, has a wide tooth width, and has an asymmetrical shape on the acceleration and deceleration surfaces, there is a problem that carburization distortion is likely to occur during manufacturing. Grain boundary strengthening by adding B is effective for increasing the strength, but when B is added, carburization strain causes greater variation in tooth flank properties and deformation of the back surface shape, making appropriate strain control difficult. Variations in tooth flank properties and deformation of the back surface shape lead to deterioration of NV (noise and vibration), which poses a serious problem.

このように、Ｂ添加による粒界強化は、浸炭歪の悪化を招くため、比較的大型のディファレンシャル・ハイポイドギヤに対しては、単純にＢを添加して高強度化を図るだけでは、高い品質を得ることができなくなる。一方において、Ｂを添加せず、歪制御可能な範囲において内部硬度を向上させるだけでは、十分な高強度化が達成できない。 In this way, grain boundary strengthening by the addition of B causes worsening of carburization distortion, so for relatively large differential hypoid gears, simply adding B to increase strength does not result in high quality. can no longer be obtained. On the other hand, a sufficient increase in strength cannot be achieved only by improving the internal hardness within a range in which strain control is possible without adding B.

Ｂを添加した肌焼鋼に関する先行技術としては、特許文献１～３に記載の技術がある。しかし、これらには、高強度化に関する記載はほとんどなく、また、浸炭後の歪が比較的大型の歯車であるディファレンシャル・ハイポイドギヤにおいて問題のない程度に抑制できているかは不明である。 Patent Documents 1 to 3 disclose prior art related to B-added case-hardened steel. However, there is almost no description about high strength in these, and it is unclear whether the strain after carburizing can be suppressed to the extent that there is no problem in differential hypoid gears, which are relatively large gears.

また、特許文献４には、差動サイドギヤ・ピニオンギヤといった比較的小さい歯車について、Ｂ添加鋼を用い、高周波等の高密度エネルギー加熱による焼き入れ処理を施す製造方法の記載がある。しかし、高密度エネルギー加熱による焼き入れ処理では、内部硬度を十分に高めることができず、高強度化が強く求められているディファレンシャル・ハイポイドギヤにおいては、この製造方法を適用することは困難であり、部品全体に焼き入れ処理を施す必要がある。 Patent Document 4 describes a method of manufacturing relatively small gears, such as differential side gears and pinion gears, by using B-added steel and quenching the gears by heating with high-density energy such as high frequency. However, the quenching process using high-density energy heating cannot sufficiently increase the internal hardness, and it is difficult to apply this manufacturing method to differential hypoid gears, which are strongly required to have high strength. It is necessary to apply quenching treatment to the entire part.

特開昭５８－１１７６４Japanese Patent Laid-Open No. 58-11764 特開昭６１－２１７５５３Japanese Patent Laid-Open No. 61-217553 特開平９－２４１７５０Japanese Patent Laid-Open No. 9-241750 ＷＯ２０１４／２０３６１０WO2014/203610

本発明は、かかる背景に鑑みてなされたものであり、Ｂ添加による高強度化を図ったうえで、浸炭処理後全体焼入れにより内部硬度を十分に高め、高強度を図った場合であっても、ＮＶを大きく悪化させない適切な歪制御が可能となるディファレンシャル・ハイポイドギヤを提供しようとするもの、さらには、当該ディファレンシャル・ハイポイドギヤに組み合わせるのに適したピニオンギヤ、及び両者を組み合わせたハイポイドギヤ対を提供しようとするものである。 The present invention has been made in view of this background. , to provide a differential hypoid gear that enables appropriate strain control that does not greatly deteriorate NV, furthermore, to provide a pinion gear suitable for combination with the differential hypoid gear, and a hypoid gear pair combining both. It is something to do.

本発明の一態様は、リング状の本体部と、該本体部の軸方向の一方の表面に、中心軸から離れるほど後退するよう傾斜して設けられた歯形成面とを有し、
質量％において、Ｃ：０．１５～０．３０％、Ｓｉ：０．５５～１．００％、Ｍｎ：０．５０～１．２０％、Ｃｒ：０．５０～１．５０％、Ａｌ：０．０２０～０．０８０％、Ｂ：０．０００５～０．００５０％、Ｔｉ：０．０１～０．０８％、Ｎ：０．００２０～０．０１００、Ｍｏ：０．２５％以下（０％の場合を含む）、Ｎｂ：０．１０％未満（０％の場合を含む）、を含み、残部がＦｅ及び不可避的不純物からなる化学成分組成を有し、
式１：４０５≦－６８４［Ｃ］－７５［Ｍｎ］－２２［Ｃｒ］－２７［Ｍｏ］－１１４７９［Ｂ］＋６８０≦４４５、（但し、式１中における［Ｃ］、［Ｍｎ］、［Ｃｒ］、［Ｍｏ］及び［Ｂ］は、それぞれ、Ｃ、Ｍｎ、Ｃｒ、Ｍｏ及びＢの含有率（質量％）を示す）及び
式２：５５≦５３６［Ｃ］＋５６．２［Ｓｉ］－３３［Ｍｎ］＋２０．１［Ｃｒ］－１１５［Ｍｏ］＋６６１５［Ｂ］－９３、（但し、式２中における［Ｃ］、［Ｓｉ］、［Ｍｎ］、［Ｃｒ］、［Ｍｏ］及び［Ｂ］は、それぞれ、Ｃ、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｃｒ、Ｍｏ及びＢの含有率（質量％）を示す）、を満たし、
焼き戻しマルテンサイト主体の金属組織からなり、
上記歯形成面に形成された歯の歯端部と歯中央部とにおける歯元内部のマルテンサイト率の差が１５％以下であり、
歯中央部の歯元内部硬さが３５０ＨＶ～５００ＨＶである、ディファレンシャル・ハイポイドギヤにある。 One aspect of the present invention has a ring-shaped main body, and a tooth forming surface provided on one surface in the axial direction of the main body so as to recede with distance from the central axis,
In mass%, C: 0.15 to 0.30%, Si: 0.55 to 1.00%, Mn: 0.50 to 1.20%, Cr: 0.50 to 1.50%, Al: 0.020-0.080%, B: 0.0005-0.0050%, Ti: 0.01-0.08%, N: 0.0020-0.0100, Mo: 0.25% or less (0 %), Nb: less than 0.10% (including the case of 0%), with the balance consisting of Fe and unavoidable impurities,
Formula 1: 405 ≤ −684 [C] −75 [Mn] −22 [Cr] −27 [Mo] −11479 [B] + 680 ≤ 445 (provided that [C], [Mn], [ Cr], [Mo] and [B] represent the contents (% by mass) of C, Mn, Cr, Mo and B, respectively) and Formula 2: 55≦536 [C]+56.2 [Si]− 33 [Mn] + 20.1 [Cr] - 115 [Mo] + 6615 [B] - 93, (provided that [C], [Si], [Mn], [Cr], [Mo] and [ B] represents the content (% by mass) of C, Si, Mn, Cr, Mo and B),
It consists of a metal structure mainly composed of tempered martensite,
The difference in martensite ratio inside the tooth root between the tooth end portion and the tooth center portion of the tooth formed on the tooth forming surface is 15% or less,
It is a differential hypoid gear in which the hardness inside the root of the tooth center is 350HV to 500HV.

本発明の他の態様は、上記ディファレンシャル・ハイポイドギヤと組み合わせて使用される、表面に浸炭層を有する歯形成面を備えたピニオンギヤであって、
質量％において、Ｃ：０．１５～０．３０％、Ｓｉ：０．５５～１．００％、Ｍｎ：０．５０～１．２０％、Ｃｒ：０．５０～１．５０％、Ａｌ：０．０２０～０．０８０％、Ｂ：０．０００５～０．００５０％、Ｔｉ：０．０１～０．０８％、Ｎ：０．００２０～０．０１００、Ｍｏ：０．２５％以下（０％の場合を含む）、Ｎｂ：０．１０％未満（０％の場合を含む）、を含み、残部がＦｅ及び不可避的不純物からなる化学成分組成を有し、
式１：４０５≦－６８４［Ｃ］－７５［Ｍｎ］－２２［Ｃｒ］－２７［Ｍｏ］－１１４７９［Ｂ］＋６８０≦４４５、（但し、式１中における［Ｃ］、［Ｍｎ］、［Ｃｒ］、［Ｍｏ］及び［Ｂ］は、それぞれ、Ｃ、Ｍｎ、Ｃｒ、Ｍｏ及びＢの含有率（質量％）を示す）及び
式２：５５≦５３６［Ｃ］＋５６．２［Ｓｉ］－３３［Ｍｎ］＋２０．１［Ｃｒ］－１１５［Ｍｏ］＋６６１５［Ｂ］－９３、（但し、式２中における［Ｃ］、［Ｓｉ］、［Ｍｎ］、［Ｃｒ］、［Ｍｏ］及び［Ｂ］は、それぞれ、Ｃ、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｃｒ、Ｍｏ及びＢの含有率（質量％）を示す）、を満たし、
焼き戻しマルテンサイト主体の金属組織からなり、
上記歯形成面に形成された歯の歯端部と歯中央部とにおける歯元内部の焼き戻しマルテンサイト率の差が１５％以下であり、
歯中央部の歯元内部硬さが３５０ＨＶ～５００ＨＶである、ピニオンギヤにある。 Another aspect of the present invention is a pinion gear provided with a tooth forming surface having a carburized layer on the surface, which is used in combination with the differential hypoid gear,
In mass%, C: 0.15 to 0.30%, Si: 0.55 to 1.00%, Mn: 0.50 to 1.20%, Cr: 0.50 to 1.50%, Al: 0.020-0.080%, B: 0.0005-0.0050%, Ti: 0.01-0.08%, N: 0.0020-0.0100, Mo: 0.25% or less (0 %), Nb: less than 0.10% (including the case of 0%), with the balance consisting of Fe and unavoidable impurities,
Formula 1: 405 ≤ −684 [C] −75 [Mn] −22 [Cr] −27 [Mo] −11479 [B] + 680 ≤ 445 (provided that [C], [Mn], [ Cr], [Mo] and [B] represent the contents (% by mass) of C, Mn, Cr, Mo and B, respectively) and Formula 2: 55≦536 [C]+56.2 [Si]− 33 [Mn] + 20.1 [Cr] - 115 [Mo] + 6615 [B] - 93, (provided that [C], [Si], [Mn], [Cr], [Mo] and [ B] respectively indicate the content (% by mass) of C, Si, Mn, Cr, Mo and B),
It consists of a metal structure mainly composed of tempered martensite,
The difference in the rate of tempered martensite inside the tooth root between the tooth end portion and the tooth center portion of the tooth formed on the tooth forming surface is 15% or less,
The pinion gear has a root internal hardness of 350 HV to 500 HV at the tooth central portion.

Ｂの添加による粒界強度の改善自体は、従来から良く知られていた。しかし、Ｂの添加は、浸炭歪を悪化させるため、本願で対象とするディファレンシャル・ハイポイドギヤのように比較的大型の歯車の場合、浸炭歪の影響が特に顕著となることから、Ｂを添加しない鋼が使用されていた。しかし、その場合、期待する強度改善を図ることができず、問題となっていた。そこで、本発明者等は、鋭意検討を行った結果、浸炭歪は浸炭焼入の冷却時に、部品位置による温度バラツキを原因とする変態の時間的タイミングのずれが、歪悪化の原因と考えた。そして、特に表面の浸炭層は、Ｍｓ点が非常に低いため、成分の最適化により、未浸炭層のＭｓ点をできるだけ浸炭層のＭｓ点に近づけて、浸炭層と未浸炭層の間の変態時期のタイミングのずれをより小さくするために、成分の最適化を図った。 The improvement of grain boundary strength itself by adding B has been well known in the past. However, the addition of B aggravates the carburization strain, so in the case of a relatively large gear such as the differential hypoid gear targeted in this application, the effect of the carburization strain is particularly pronounced. was used. However, in that case, the expected strength improvement could not be achieved, which was a problem. Therefore, as a result of extensive studies, the inventors of the present invention considered that the deterioration of carburizing strain was caused by the shift in the timing of transformation caused by the temperature variation depending on the position of the part during cooling during carburizing and quenching. . In particular, the carburized layer on the surface has a very low Ms point. In order to reduce the time lag, we optimized the ingredients.

さらに、変態時にマルテンサイト変態ではなくベイナイト変態が起き、部品の位置によってマルテンサイト率に差異が生じると、浸炭歪が悪化することが考えられる。そこで、Ｂｓ点が長時間側となるよう成分の最適化を図った。
以上の対策の結果、Ｂ添加による粒界強度向上効果を十分に得つつ、高い歪低減効果を得ることが可能となる本発明の完成に至った。 Furthermore, if bainite transformation instead of martensite transformation occurs during transformation and a difference in martensite ratio occurs depending on the position of the part, the carburization strain is considered to worsen. Therefore, the components were optimized so that the Bs point was on the long-time side.
As a result of the above measures, the inventors have completed the present invention in which it is possible to obtain a high effect of reducing strain while sufficiently obtaining the effect of improving the grain boundary strength by adding B.

上記ディファレンシャル・ハイポイドギヤは、上記特定の化学成分組成を具備し、式１及び式２を満足し、金属組織状態を上記特定の状態となるよう調整し、歯中央部の歯元内部硬さを上記特定の範囲に高めてある。このような必須構成要件を全て具備することによって、Ｂ添加による高強度化を図ったうえで、浸炭処理後全体焼入れによる歪発生を抑制したディファレンシャル・ハイポイドギヤを得ることができる。各構成要件の技術的意義については、後述する。 The differential hypoid gear has the specific chemical component composition, satisfies the formulas 1 and 2, adjusts the metal structure state to the specific state, and has the tooth root internal hardness of the tooth central portion as described above. Elevated to a certain extent. By having all of these essential constituent elements, it is possible to obtain a differential hypoid gear that has high strength due to the addition of B and that suppresses the generation of distortion due to overall quenching after carburizing treatment. The technical significance of each component will be described later.

また、上記ピニオンギヤは、上記特定の化学成分組成を具備し、式１及び式２を満足し、金属組織状態を上記特定の状態となるよう調整することによって、上記特定のディファレンシャル・ハイポイドギヤと組み合わせてハイポイドギヤ対として用いた場合に、ディファレンシャル・ハイポイドギヤの特性向上と相俟って、従来よりも優れた強度、耐久性を発揮するハイポイドギヤ対を得ることができる。 In addition, the pinion gear has the specific chemical composition, satisfies the formulas 1 and 2, and adjusts the metal structure state to the specific state, so that the pinion gear is combined with the specific differential hypoid gear. When used as a hypoid gear pair, it is possible to obtain a hypoid gear pair exhibiting strength and durability superior to those of conventional gears in combination with the improved characteristics of the differential hypoid gear.

実施例における、（ａ）ディファレンシャル・ハイポイドギヤの平面図、（ｂ）ディファレンシャル・ハイポイドギヤの正面図。(a) A plan view of a differential hypoid gear and (b) a front view of a differential hypoid gear in an embodiment. 実施例における、３点曲げ試験の試験方法を示す説明図。Explanatory drawing which shows the test method of the three-point bending test in an Example. 実施例における、３点曲げ試験の試験片に設けたノッチの形状を示す説明図。FIG. 4 is an explanatory view showing the shape of notches provided in a test piece for a three-point bending test in Examples. 実施例における、歯面のクラウニング変形量の測定位置を示す説明図。FIG. 5 is an explanatory view showing measurement positions of the amount of crowning deformation of the tooth surface in the example. 実施例における、背面変形量の測定位置を示す説明図。FIG. 4 is an explanatory diagram showing the measurement position of the back surface deformation amount in the example. 実施例における、マルテンサイト率差の測定位置を示す説明図。Explanatory drawing which shows the measurement position of the martensite ratio difference in an Example. 実施例における、式１と式２を具備することの有効性を示す説明図。FIG. 10 is an explanatory diagram showing the effectiveness of having formulas 1 and 2 in the embodiment; 実施例における、ディファレンシャル・ハイポイドギヤとピニオンギヤを組合わせて使用した場合の状態を示す説明図。FIG. 5 is an explanatory view showing a state in which a differential hypoid gear and a pinion gear are used in combination in the embodiment;

上記ディファレンシャル・ハイポイドギヤは、リング状の本体部と、該本体部の軸方向の一方の表面に、中心軸から離れるほど後退するよう傾斜して設けられた歯形成面とを有するリングギヤとも呼ばれる傘歯車の一種である。通常、ピニオンギヤと組み合わせた状態で用いられる比較的大型の歯車である。 The differential hypoid gear is also called a ring gear, which has a ring-shaped main body and a tooth forming surface provided on one surface of the main body in the axial direction so as to recede with distance from the central axis. is a kind of A relatively large gear usually used in combination with a pinion gear.

上記ディファレンシャル・ハイポイドギヤの化学成分は、まず、以下の化学成分組成を具備する。 The chemical components of the differential hypoid gear first have the following chemical composition.

Ｃ：０．１５～０．３０％；
Ｃ（炭素）は、内部硬さを確保するために０．１５％以上含有させる。一方、Ｃ含有率が高すぎると、被削性の劣化や冷鍛性の劣化を招くおそれがあるため、０．３０％以下とする。 C: 0.15-0.30%;
C (carbon) is contained in an amount of 0.15% or more to ensure internal hardness. On the other hand, if the C content is too high, it may lead to deterioration of machinability and cold forgeability, so it is made 0.30% or less.

Ｓｉ：０．５５～１．００％；
Ｓｉ（ケイ素）は、粒界強化の効果を得るために０．５５％以上含有させる。一方、Ｓｉ含有率が高すぎると、加工性の劣化や浸炭性の低下を招くおそれがあるため、１．００％以下とする。 Si: 0.55-1.00%;
Si (silicon) is contained in an amount of 0.55% or more in order to obtain the effect of grain boundary strengthening. On the other hand, if the Si content is too high, there is a risk of deterioration in workability and carburization, so the Si content is made 1.00% or less.

Ｍｎ：０．５０～１．２０％；
Ｍｎ（マンガン）は、内部硬さ（強度）を確保するために０．５０％以上含有させる。一方、Ｍｎ含有率が高すぎると、被削性の劣化等を招くおそれがあるため、１．２０％以下とすることが好ましい。 Mn: 0.50-1.20%;
Mn (manganese) is contained in an amount of 0.50% or more to ensure internal hardness (strength). On the other hand, if the Mn content is too high, the machinability may deteriorate, so it is preferably 1.20% or less.

Ｃｒ：０．５０～１．５０％；
Ｃｒ（クロム）は、焼入れ性の向上による内部硬さ（強度）の確保に有効であるため、その効果を得るために０．５０％以上含有させる。一方、Ｃｒ含有率が高すぎると、浸炭処理を施した場合に、Ｃｒ炭化物が増加して疲労破壊の起点となる可能性があるため、上限を１．５０％とする。 Cr: 0.50-1.50%;
Cr (chromium) is effective in securing internal hardness (strength) by improving hardenability, so it is contained in an amount of 0.50% or more to obtain this effect. On the other hand, if the Cr content is too high, when carburizing treatment is performed, Cr carbides may increase and cause fatigue fracture, so the upper limit is made 1.50%.

Ａｌ：０．０２０～０．０８０％；
Ａｌ（アルミニウム）は、ＡｌＮとして鋼中に存在し、ピン止め効果により、結晶粒粗大化を抑制する効果があると共にＢＮ生成抑制効果があるため、０．０２０％以上含有させる。一方、Ａｌ含有率が高すぎてもその効果が飽和するとともに、アルミナ系介在物が増加して、疲労強度低下に繋がるおそれがあるため、０．０８０％以下とする。 Al: 0.020-0.080%;
Al (aluminum) is present in steel as AlN and has the effect of suppressing coarsening of grains and the effect of suppressing BN formation due to the pinning effect. On the other hand, if the Al content is too high, the effect will be saturated and the amount of alumina-based inclusions will increase, leading to a decrease in fatigue strength.

Ｂ：０．０００５～０．００５０％；
Ｂ（ホウ素）は、粒界強化による低サイクル強度等の強度向上効果及び焼入れ性改善効果を得るため、０．０００５％以上含有させる。一方、Ｂ含有率が高くなりすぎても、前述の効果が飽和するため、上限を０．００５０％とする。 B: 0.0005 to 0.0050%;
B (boron) is contained in an amount of 0.0005% or more in order to obtain strength improvement effects such as low cycle strength and hardenability improvement effects by strengthening grain boundaries. On the other hand, if the B content is too high, the above-mentioned effects are saturated, so the upper limit is made 0.0050%.

Ｔｉ：０．０１～０．０８％；
Ｔｉ（チタン）は、結晶粒の微細化に有効であると共にＢＮ生成抑制によるＢの焼入性向上効果があるため、０．０１％以上含有させる。一方、Ｔｉは過剰に添加すると靱性低下（強度低下）のおそれがあるため、上限を０．０８％とする。 Ti: 0.01-0.08%;
Ti (titanium) is effective in refining crystal grains and has an effect of improving the hardenability of B by suppressing the formation of BN. On the other hand, if Ti is added excessively, there is a risk of a decrease in toughness (a decrease in strength), so the upper limit is made 0.08%.

Ｎ：０．００２０～０．０１００；
Ｎ（窒素）は、ＡｌＮとなって、ピン止め効果により結晶粒粗大化を抑制する効果があるため、０．００２０％以上含有させる。一方、Ｎ含有率が高すぎてもその効果が飽和するとともに、加工性が悪化するおそれがあるため、０．０１００％以下とする。 N: 0.0020 to 0.0100;
N (nitrogen) turns into AlN and has the effect of suppressing grain coarsening due to the pinning effect, so it is contained in an amount of 0.0020% or more. On the other hand, if the N content is too high, the effect will saturate and workability may deteriorate.

Ｍｏ：０．２５％以下（０％場合を含む）；
Ｍｏ（モリブデン）は、任意添加元素であり、積極的に含有させる必要はなく、含有率０％でもよいが、不純物として少量含有する場合もある。そして、Ｍｏは、その含有により、強度向上に有効な元素であるので、必要に応じ少量添加することができる。一方、Ｍｏ含有率が高すぎると、コストアップ及び切削加工性劣化のおそれがあるため、０．２５％以下に制限する。 Mo: 0.25% or less (including 0%);
Mo (molybdenum) is an optional additive element, and it is not necessary to actively contain it, and the content may be 0%, but it may be contained in a small amount as an impurity. Mo is an element effective in improving the strength due to its inclusion, so it can be added in a small amount as necessary. On the other hand, if the Mo content is too high, there is a risk of cost increase and machinability deterioration, so it is limited to 0.25% or less.

Ｎｂ：０．１０％未満（０％の場合を含む）；
Ｎｂ（ニオブ）は、任意添加元素であり、積極的に含有させる必要はないが、含有することによって結晶粒微細化の効果を得ることができる。一方、Ｎｂ含有率が高すぎると、浸炭性悪化のおそれがあるため、０．１０％未満に制限する。 Nb: less than 0.10% (including 0%);
Nb (niobium) is an optional additive element, and although it is not necessary to actively contain it, the effect of grain refinement can be obtained by containing it. On the other hand, if the Nb content is too high, carburization may deteriorate, so it is limited to less than 0.10%.

次に、上記化学成分組成を具備することを前提として、次の式１及び式２の両方を具備するように、化学成分を調整することが重要である。すなわち、前記したように、式を満足するように成分を最適化することによって、Ｂ添加による粒界強度向上効果を確実に得つつ、ＮＶを大きく悪化させない歪低減効果が得られるものである。以下、詳細に説明する。 Next, on the premise of having the above chemical composition, it is important to adjust the chemical composition so as to satisfy both the following formulas 1 and 2. That is, as described above, by optimizing the components so as to satisfy the formula, the effect of improving the grain boundary strength by adding B can be reliably obtained, and the effect of reducing strain without greatly deteriorating NV can be obtained. A detailed description will be given below.

式１：４０５≦－６８４［Ｃ］－７５［Ｍｎ］－２２［Ｃｒ］－２７［Ｍｏ］－１１４７９［Ｂ］＋６８０≦４４５、（但し、式１中における［Ｃ］、［Ｍｎ］、［Ｃｒ］、［Ｍｏ］及び［Ｂ］は、それぞれ、Ｃ、Ｍｎ、Ｃｒ、Ｍｏ及びＢの含有率（質量％）を示す）；
式１は、内部におけるマルテンサイト変態点（以下、適宜、「Ｍｓ点」という。）を適度に低下させて、浸炭層におけるＭｓ点に近づけ、これにより、浸炭後の焼入れ処理時の歪発生を抑制するために必要な要件である。式１が上限値（４４５）を上回れば、歪発生の抑制が困難となる。また、式１の値は、低いほど内部の未浸炭層のＭｓ点を低くできるが、一方で、下限値（４０５）を下回る、内部硬度が高くなりすぎるという問題が生じるので、下限値を設定した。 Formula 1: 405 ≤ −684 [C] −75 [Mn] −22 [Cr] −27 [Mo] −11479 [B] + 680 ≤ 445 (provided that [C], [Mn], [ Cr], [Mo] and [B] indicate the contents (% by mass) of C, Mn, Cr, Mo and B, respectively);
Formula 1 moderately lowers the martensite transformation point (hereinafter referred to as “Ms point”) in the interior to bring it closer to the Ms point in the carburized layer, thereby reducing the strain generated during the quenching treatment after carburization. This is a necessary requirement for suppression. If Equation 1 exceeds the upper limit (445), it becomes difficult to suppress the occurrence of distortion. In addition, the lower the value of Formula 1, the lower the Ms point of the internal uncarburized layer can be, but on the other hand, the lower limit value (405) is below the lower limit value (405), so the problem of the internal hardness becoming too high occurs. did.

式２：５５≦５３６［Ｃ］＋５６．２［Ｓｉ］－３３［Ｍｎ］＋２０．１［Ｃｒ］－１１５［Ｍｏ］＋６６１５［Ｂ］－９３、（但し、式２中における［Ｃ］、［Ｓｉ］、［Ｍｎ］、［Ｃｒ］、［Ｍｏ］及び［Ｂ］は、それぞれ、Ｃ、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｃｒ、Ｍｏ及びＢの含有率（質量％）を示す）；
式２は、歯端部と歯中央部の歯元内部におけるマルテンサイト率の差が大きいことによる歪発生を抑制するために必要な要件である。式１を満たすだけでは、歯端部と歯中央部の歯元内部におけるマルテンサイト率の差を小さくすることが十分にできないため、式１を満足することに加えて、式２を満足するよう成分設計することにより、歯車の部位によるマルテンサイト率の差異を小さくすることができ、その結果、浸炭歪をより小さく抑えることができる。 Formula 2: 55 ≤ 536 [C] + 56.2 [Si] - 33 [Mn] + 20.1 [Cr] - 115 [Mo] + 6615 [B] - 93, (wherein [C], [ Si], [Mn], [Cr], [Mo] and [B] indicate the content (% by mass) of C, Si, Mn, Cr, Mo and B, respectively);
Formula 2 is a requirement necessary to suppress the occurrence of strain due to a large difference in martensite ratio inside the tooth root between the tooth end portion and the tooth center portion. Merely satisfying Equation 1 cannot sufficiently reduce the difference in martensite ratio inside the tooth root between the tooth end portion and the tooth center portion. By designing the components, it is possible to reduce the difference in the ratio of martensite depending on the part of the gear, and as a result, it is possible to further suppress the carburization strain.

上述した式１及び式２の意義について、さらに、説明を付加する。
発明者らの研究によって、歯面表層のマルテンサイト変態と内部のマルテンサイト変態の開始タイミングの差（Ｍｓ点の差）が大きい方が、ＮＶの原因となる歯面の歪（歯面凹み量の増加）が生じやすいことがわかった。この対策としては、表層（浸炭層）と内部のＭｓ点をできるだけ近づけることが有効であるが、Ｍｓ点は炭素含有率による影響が最も大きく、高い炭素含有率となる浸炭層である表層のＭｓ点を変えることは容易ではないため、内部のＭｓ点を極力低くすることで、浸炭層のＭｓ点との差を小さくすることが必要である。 A further explanation will be added about the significance of the formulas 1 and 2 described above.
According to the research of the inventors, the greater the difference between the start timings of the martensitic transformation of the tooth surface layer and the inner martensitic transformation (difference in Ms point), the more the distortion of the tooth surface (the amount of tooth surface recession) that causes NV. increase) was found to occur easily. As a countermeasure, it is effective to bring the Ms point of the surface layer (carburized layer) and the interior as close as possible. Since it is not easy to change the point, it is necessary to reduce the difference from the Ms point of the carburized layer by making the internal Ms point as low as possible.

Ｂ添加の場合、Ｃ添加率を低くすることで焼入性を調整する場合が多いが、高強度化のためには後述するような最適な内部硬度があることが見出されたため、狙いの内部硬度が得られるＣ含有率の範囲を定め、かつ、ディファレンシャル・ハイポイドギヤが比較的大型の歯車であることを考慮して、トルースタイト組織を抑制、加工しやすくするために焼準、焼鈍後の硬さを低くするという観点も考慮し、上述した基本的な化学成分組成の範囲を定めた。 In the case of B addition, the hardenability is often adjusted by lowering the C addition rate. Considering that the range of C content that can obtain internal hardness is determined, and that the differential hypoid gear is a relatively large gear, the troostite structure is suppressed and the normalization after annealing is performed to make it easier to work. Considering the viewpoint of lowering the hardness, the range of the basic chemical composition described above was determined.

そして、さらに、式１を満足するように各成分含有率を調整することにより、内部のＭｓ点を低めに制御することとした。但し、内部Ｍｓ点を低温側に移行させるため、式１の値を低くするということは、傾向としてＭｓ点に最も影響が大きい炭素含有率を高めることになる。式１の値が低くなれば、内部の硬度はさらに上昇するが、上昇させ過ぎると部品内部の靭性が低下して、かえって重要な強度特性である曲げの低サイクル強度が低下することが判明した。そのため、式１の値の下限値を設定した。 Further, by adjusting the content of each component so as to satisfy Equation 1, the internal Ms point is controlled to be low. However, lowering the value of Formula 1 in order to shift the internal Ms point to the low temperature side tends to increase the carbon content, which has the greatest effect on the Ms point. It has been found that lower values of Equation 1 further increase the internal hardness, but too much increases the internal toughness of the part, which in turn reduces the low cycle strength in flexure, an important strength property. . Therefore, the lower limit of the value of Formula 1 was set.

さらに、ディファレンシャル・ハイポイドギヤは比較的歯幅が広いため、歯端部と中央部の内部組織（マルテンサイト率）に差異が生じ、その結果、浸炭焼入れ後の歪みが顕在化しやすい。この対策として、式２を満足する化学成分に調整する。これにより、ベイナイトスタート点（以下、適宜「Ｂｓ点」という。）を長時間側にする材料設計とする（式２の値が大きいほどＢｓ点が長時間側となる。）。Ｂｓ点が長時間側となるように成分設計すると、ベイナイトの生成を抑制することができ、歯車の部位によるベイナイト率のばらつきを小さく抑えることができる。マルテンサイト率が低い部位とは、言い換えればベイナイト率が高い部位のことを意味するので、結果的に、歯端部と歯中央部の歯元内部のマルテンサイト率の差異を小さくすることができ、その結果浸炭焼入れ後の歪を改善できることが見出された。 Furthermore, since the differential hypoid gear has a relatively wide tooth width, there is a difference in the internal structure (martensite ratio) between the tooth ends and the center, and as a result, distortion after carburizing and quenching tends to become apparent. As a countermeasure for this, the chemical composition is adjusted to satisfy the formula (2). As a result, the material is designed so that the bainite start point (hereinafter referred to as "Bs point" as appropriate) is on the long-time side (as the value of Equation 2 increases, the Bs point is on the long-time side). If the composition is designed so that the Bs point is on the long-time side, the generation of bainite can be suppressed, and the variation in the bainite ratio depending on the part of the gear can be suppressed. A portion with a low martensite ratio means, in other words, a portion with a high bainite ratio. As a result, the difference in martensite ratio inside the tooth root between the tooth end and the tooth center can be reduced. As a result, it was found that the strain after carburizing and quenching can be improved.

そして、上記ディファレンシャル・ハイポイドギヤにおいては、歯形成面に形成された歯の歯端部と歯中央部とにおける歯元内部のマルテンサイト率の差が１５％以下とする。ここで、マルテンサイト率は、歯端部の歯元内部と歯中央部の歯元内部との測定値で比較する。歯端部の歯元内部とは、歯元近傍を通る面に沿って歯を除去するように切断し、その切断面における、ディファレンシャル・ハイポイドギヤの内周端面近傍の浸炭層よりも内部の位置と定義する。歯中央部の歯元内部とは、上記の切断面における、ディファレンシャル・ハイポイドギヤの内周端面と外周端面の中間点の位置と定義する。具体的なマルテンサイト率の測定は、後述する実施例に示す方法により行う。 In the differential hypoid gear, the difference in martensite rate inside the tooth root between the tooth end portion and the tooth center portion of the tooth formed on the tooth forming surface is set to 15% or less. Here, the ratio of martensite is compared between the measured values inside the dedendum of the tooth end portion and the inside of the dedendum of the tooth central portion. The inside of the tooth root of the tooth end refers to the position inside the carburized layer near the inner peripheral end surface of the differential hypoid gear on the cut surface that is cut along the plane passing through the vicinity of the tooth root so as to remove the tooth. Define. The inside of the tooth dedendum of the tooth central portion is defined as the position of the intermediate point between the inner peripheral end face and the outer peripheral end face of the differential hypoid gear on the above cut surface. A specific measurement of the martensite ratio is performed by the method shown in Examples described later.

マルテンサイト率は、上記歯形成面に形成された歯の歯端部と歯中央部とにおける歯元内部のマルテンサイト率の差が１５％以下であることが必要である。この要件を具備することによって、浸炭焼入れ後の歪発生を抑制することができ、歯面性状のバラツキ及び背面形状の変形を抑制することが可能となる。 As for the martensite ratio, it is necessary that the difference in martensite ratio inside the tooth root between the tooth end portion and the tooth center portion of the tooth formed on the tooth forming surface is 15% or less. By satisfying this requirement, it is possible to suppress the occurrence of strain after carburizing and quenching, and it is possible to suppress variations in tooth flank properties and deformation of the back surface shape.

なお、浸炭焼入れ後に生じる歪は、モジュール（歯の大きさ）が大きくなるほど顕著になり、特にモジュールが３以上の場合には、式１及び式２を満足させる対策なしでは、歪を狙いの範囲内に抑制することが難しくなる。上述したように、式１及び式２に記載の通り成分を最適化することで、比較的大きな歯車部品であるディファレンシャル・ハイポイドギヤに対しても、Ｂ添加で強度を高めつつＮＶが大きく悪化しないという効果を得ることが可能となる。 The strain generated after carburizing and quenching becomes more conspicuous as the module (tooth size) increases. Especially when the module is 3 or more, without measures to satisfy Equations 1 and 2, the strain is within the target range. It becomes difficult to keep inside. As mentioned above, by optimizing the components as described in formulas 1 and 2, even for differential hypoid gears, which are relatively large gear parts, the strength is increased by adding B, while the NV does not deteriorate significantly. effect can be obtained.

また、上記ディファレンシャル・ハイポイドギヤの内部組織は、焼き戻しマルテンサイト主体の金属組織からなることが必要である。すなわち、浸炭後焼入れ処理を行ってマルテンサイト主体の組織を得たのち、１００℃～２００℃程度の温度で焼き戻しを行って焼き戻しマルテンサイト主体の金属組織とすることが必要である。 Further, the internal structure of the differential hypoid gear must consist of a metal structure mainly composed of tempered martensite. That is, it is necessary to obtain a martensite-based structure by quenching after carburizing, and then temper at a temperature of about 100° C. to 200° C. to obtain a tempered martensite-based metal structure.

ここで、焼き戻しマルテンサイト主体の金属組織とは、面積率でみて、少なくとも８０％以上の組織が焼き戻しマルテンサイトであり、一部に、ベイナイトの混在を許容するものである。ベイナイトの面積率は低いほど好ましい。なお、浸炭焼入れ後にマルテンサイト主体の組織とするには、浸炭後の焼入時に４００～５００℃の温度域を７．５℃／秒以上の速度となるように冷却することが好ましい。本発明では、上記の通りＢｓ点が長時間側となるよう成分設計しているので、上記範囲の化学成分組成からなる鋼を用いて焼入した際に、ベイナイトが生成することを極力抑制することができ、マルテンサイトの生成率を高めることができる。 Here, the metal structure mainly composed of tempered martensite means that at least 80% or more of the structure is tempered martensite in terms of area ratio, and bainite is allowed to coexist in part. The lower the area ratio of bainite, the better. In order to obtain a structure mainly composed of martensite after carburizing and quenching, it is preferable to cool the temperature range of 400 to 500° C. at a rate of 7.5° C./second or more during quenching after carburizing and quenching. In the present invention, as described above, the composition is designed so that the Bs point is on the long-time side, so when steel having a chemical composition within the above range is quenched, the formation of bainite is suppressed as much as possible. and the rate of martensite formation can be increased.

また、上記ディファレンシャル・ハイポイドギヤにおいては、歯中央部の歯元内部硬さが３５０ＨＶ～５００ＨＶであることが必要である。歯中央部の歯元内部硬さが３５０ＨＶ未満の場合には、狙いとする低サイクル強度が得られなくなるおそれがあり、一方、５００ＨＶを超える場合には、靭性が低下して亀裂が進展しやすくなり、かえって低サイクル強度が低下する恐れがある。 Further, in the above differential hypoid gear, it is necessary that the dedendum internal hardness of the tooth central portion is 350 HV to 500 HV. If the dedendum internal hardness of the tooth central portion is less than 350 HV, the targeted low cycle strength may not be obtained. There is a possibility that the low cycle strength may decrease.

次に、上記ピニオンギヤの化学成分は、質量％において、Ｃ：０．１５～０．３０％、Ｓｉ：０．５５～１．００％、Ｍｎ：０．５０～１．２０％、Ｃｒ：０．５０～１．５０％、Ａｌ：０．０２０～０．０８０％、Ｂ：０．０００５～０．００５０％、Ｔｉ：０．０１～０．０８％、Ｎ：０．００２０～０．０１００、Ｍｏ：０．２５％以下（０％の場合を含む）、Ｎｂ：０．１０％未満（０％の場合を含む）、を含み、残部がＦｅ及び不可避的不純物からなる化学成分組成とする。そして、式１：４０５≦－６８４［Ｃ］－７５［Ｍｎ］－２２［Ｃｒ］－２７［Ｍｏ］－１１４７９［Ｂ］＋６８０≦４４５、（但し、式１中における［Ｃ］、［Ｍｎ］、［Ｃｒ］、［Ｍｏ］及び［Ｂ］は、それぞれ、Ｃ、Ｍｎ、Ｃｒ、Ｍｏ及びＢの含有率（質量％）を示す）及び式２：５５≦５３６［Ｃ］＋５６．２［Ｓｉ］－３３［Ｍｎ］＋２０．１［Ｃｒ］－１１５［Ｍｏ］＋６６１５［Ｂ］－９３、（但し、式２中における［Ｃ］、［Ｓｉ］、［Ｍｎ］、［Ｃｒ］、［Ｍｏ］及び［Ｂ］は、それぞれ、Ｃ、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｃｒ、Ｍｏ及びＢの含有率（質量％）を示す）、を満たすことを必要とする。 Next, the chemical components of the pinion gear are, in mass %, C: 0.15 to 0.30%, Si: 0.55 to 1.00%, Mn: 0.50 to 1.20%, Cr: 0 .50-1.50%, Al: 0.020-0.080%, B: 0.0005-0.0050%, Ti: 0.01-0.08%, N: 0.0020-0.0100 , Mo: 0.25% or less (including the case of 0%), Nb: less than 0.10% (including the case of 0%), with the balance being Fe and unavoidable impurities. . And formula 1: 405 ≤ -684 [C] - 75 [Mn] - 22 [Cr] - 27 [Mo] - 11479 [B] + 680 ≤ 445, (where [C], [Mn] in formula 1 , [Cr], [Mo] and [B] indicate the contents (% by mass) of C, Mn, Cr, Mo and B, respectively) and Formula 2: 55 ≤ 536 [C] + 56.2 [Si ] −33 [Mn] + 20.1 [Cr] −115 [Mo] + 6615 [B] −93, (provided that [C], [Si], [Mn], [Cr], [Mo] in formula 2 and [B] indicate the contents (% by mass) of C, Si, Mn, Cr, Mo and B) must be satisfied.

さらに、上記ピニオンギヤは、焼き戻しマルテンサイト主体の金属組織からなり、上記歯形成面に形成された歯の歯端部と歯中央部とにおける歯元内部のマルテンサイト率の差が１５％以下であり、歯中央部の歯元内部硬さが３５０ＨＶ～５００ＨＶであることも必要である。 Further, the pinion gear is composed of a metallographic structure mainly composed of tempered martensite, and the difference in the ratio of martensite inside the tooth root between the tooth end portion and the tooth center portion of the tooth formed on the tooth forming surface is 15% or less. It is also necessary that the dedendum internal hardness of the tooth central portion is 350HV to 500HV.

上記ピニオンギヤは、上記ディファレンシャル・ハイポイドギヤと同じ化学成分範囲、組織、硬さの範囲を採用し、上記のごとく特性が向上したディファレンシャル・ハイポイドギヤと組み合わせたハイポイドギヤ対として使用した際に、従来鋼を用いたピニオンギヤと組合わせて使用する場合と比較して、強度、耐久性を大きく向上することができる。なお、化学成分組成の範囲は、ディファレンシャル・ハイポイドギヤと同じ範囲内に設定するが、具体的な化学成分等が全く同一であることは必要としない。ディファレンシャル・ハイポイドギヤとピニオンギヤの両者が、上記特定の同じ化学成分範囲、組織、硬さの範囲内に入っていれば、具体的な化学成分、組織、硬さが完全に一致していなくても、優れた強度、耐久性を得ることが可能である。 The pinion gear adopts the same chemical composition range, structure, and hardness range as the differential hypoid gear, and when used as a hypoid gear pair in combination with the differential hypoid gear with improved characteristics as described above, conventional steel is used. The strength and durability can be greatly improved compared to when used in combination with a pinion gear. The range of the chemical component composition is set within the same range as the differential hypoid gear, but it is not necessary that the specific chemical components and the like are exactly the same. If both the differential hypoid gear and the pinion gear are within the same specific chemical composition range, structure, and hardness range, even if the specific chemical composition, structure, and hardness do not completely match, It is possible to obtain excellent strength and durability.

（実施例１）
上記ディファレンシャル・ハイポイドギヤに係る実施例について説明する。
本例では、表１に示すごとく、化学成分が異なる２３種類の鋼材（鋼種１～２３）を用いて試験用のディファレンシャル・ハイポイドギヤを作製するとともに、低サイクル強度評価用にディファレンシャル・ハイポイドギヤを想定した３点曲げ試験片を作製し、評価した。なお、表１に示す鋼材のうち、鋼種１～１１が、本発明の成分の条件を満足する鋼であり、鋼種１２～２３は、本発明の一部の条件が満足しない鋼である。また、Ｐ、Ｓは、添加していないが不純物として含有していた分析値を示したものであり、Ｍｏが０．０１％以下の鋼とＮｂが０．００％の鋼は、不純物として含有した分析値を示す。 (Example 1)
An embodiment relating to the differential hypoid gear will be described.
In this example, as shown in Table 1, 23 types of steel materials (steel grades 1 to 23) with different chemical compositions were used to produce differential hypoid gears for testing, and differential hypoid gears were assumed for low cycle strength evaluation. Three-point bending test specimens were produced and evaluated. Of the steel materials shown in Table 1, steel types 1 to 11 are steels that satisfy the conditions of the composition of the present invention, and steel types 12 to 23 are steels that partially do not satisfy the conditions of the present invention. In addition, P and S are the analytical values that were not added but contained as impurities, and the steel containing 0.01% or less Mo and the steel containing 0.00% Nb contained as impurities Analytical values are shown.

試験用のディファレンシャル・ハイポイドギヤ１は、電気炉にて溶解して作製した鋳造片を鍛造して歯車形状とした後焼鈍し、粗加工し、浸炭熱処理を施し、その後、仕上げ加工を行って、図１（ａ）（ｂ）に示す形状とした。ディファレンシャル・ハイポイドギヤ１は、同図に示す如く、リング状の本体部１０と、本体部１０の軸方向の一方の表面に、中心軸から離れるほど後退するよう傾斜して設けられた歯形成面２とを有する。歯形成面２には、所定のモジュールとなるよう複数の歯２０が立設した状態となっている。本例では、モジュール３．９９、モジュール４．８４、モジュール６．０１の３種類のものを作製した。 The differential hypoid gear 1 for testing was produced by forging a cast piece produced by melting in an electric furnace into a gear shape, then annealing, rough machining, carburizing heat treatment, and then finishing machining. 1(a) and 1(b). As shown in the figure, the differential hypoid gear 1 includes a ring-shaped body portion 10 and a tooth forming surface 2 provided on one surface of the body portion 10 in the axial direction so as to recede as the distance from the central axis increases. and A plurality of teeth 20 are erected on the tooth forming surface 2 so as to form a predetermined module. In this example, three types of module 3.99, module 4.84, and module 6.01 were produced.

強度評価用の試験片５は、図２及び図３に示すように、後述する３点曲げ試験に用いるものである。試験片５は、電気炉にて溶解して作製した鋳造片を鍛伸して棒鋼を作製し、棒鋼を焼鈍した後、粗加工し、浸炭熱処理を施し、ノッチ形成面５１の０．２ｍｍ研削及びノッチ加工を行う仕上げ加工を行って、断面がＴｍｍ角の角柱状のものとした。具体的には、サイズが１８ｍｍ×１８ｍｍ×２２０ｍｍのモジュール３．９９相当の試験片５と、サイサイズが２５ｍｍ×２５ｍｍ×２２０ｍｍのモジュール４．８４相当の試験片５と、サイズが３０ｍｍ×３０ｍｍ×２２０ｍｍのモジュール６．０１相当の試験片５の３種類を作製した。サイズを変化させたのは、歯車サイズが変化すると、焼入時の冷却速度が変化し、組織に影響が生じるので、実際の歯車の焼入時に冷却速度ができるだけ同程度となるように寸法を調整したものである。ノッチ５５は、すべての試験片５において、図２及び図３に示すごとく、長手方向中央に、開口角度６０°の深さ２．５ｍｍの丸底を有するノッチとした。 As shown in FIGS. 2 and 3, the test piece 5 for strength evaluation is used for a three-point bending test, which will be described later. The test piece 5 is prepared by forging a cast piece produced by melting in an electric furnace to produce a steel bar. Then, finishing processing was performed to perform notching, so that the cross section was made into a prism shape with a T mm square. Specifically, a test piece 5 equivalent to module 3.99 with a size of 18 mm × 18 mm × 220 mm, a test piece 5 equivalent to module 4.84 with a size of 25 mm × 25 mm × 220 mm, and a size of 30 mm × 30 mm × Three types of test pieces 5 corresponding to module 6.01 of 220 mm were produced. The reason for changing the size is that if the gear size changes, the cooling rate during quenching will change, affecting the structure. It is adjusted. As shown in FIGS. 2 and 3, the notch 55 in all the test pieces 5 was a notch having a round bottom with an opening angle of 60° and a depth of 2.5 mm at the center in the longitudinal direction.

浸炭熱処理としては、粗加工したディファレンシャル・ハイポイドギヤ又は試験片に対し、９３０℃に３０分保持する予熱、９５０℃に７５分保持する浸炭期、９５０℃に７５分保持する拡散期、８５０℃に３０分保持する均熱を経て、少なくとも４００～５００℃の温度域を７．５℃／秒以上の冷却速度となるよう、１３０℃の油中に投入して急冷する焼入れを行い、その後、１５０℃に６０分保持する焼き戻しを行った。 Carburizing heat treatments include preheating at 930°C for 30 minutes, carburizing phase at 950°C for 75 minutes, diffusion phase at 950°C for 75 minutes, and 850°C for 30 minutes. After holding soaking for 1 minute, quenching is performed by putting in at least 400 to 500°C temperature range at a cooling rate of 7.5°C/second or more in oil at 130°C and quenching, and then quenching at 150°C. was tempered for 60 minutes.

得られた試験用のディファレンシャル・ハイポイドギヤ１に対しては、歯面形状に関するクラウニング変化量、背面変形量、歯端部と歯中央部とにおける歯元内部のマルテンサイト率の差の測定、及び内部金属組織状態の観察行った。試験片に対しては３点曲げ試験による強度評価を行った。以下に、各評価の条件等を説明する。 For the obtained differential hypoid gear 1 for testing, the amount of crowning change, the amount of back surface deformation, and the difference in the martensite ratio inside the tooth root between the tooth end and the tooth center. Observation of the state of the metallographic structure was carried out. The test piece was subjected to strength evaluation by a three-point bending test. The conditions and the like for each evaluation are described below.

＜クラウニング変化量＞
図４に示すように、ディファレンシャル・ハイポイドギヤ１の歯２０の歯面２１におけるピッチ点位置の設計形状Ｇ１に対し、ピッチ円上において実際の成形形状Ｇ２がずれているずれ量ΔＧを測定した。そして、基準として、Ｂの含有量が不可避的不純物レベルであって、実質的にＢが含有されていない鋼種２３におけるずれ量を基準（１．００）として、これとの比率をクラウニング変化量として算出した。そして、基準に対する比率が１．２５までを合格とした。 <Crowning variation>
As shown in FIG. 4, the amount of deviation .DELTA.G in which the actual formed shape G2 on the pitch circle deviates from the design shape G1 of the pitch point position on the tooth surface 21 of the tooth 20 of the differential hypoid gear 1 was measured. Then, as a reference, the amount of deviation in steel type 23 in which the content of B is at the level of unavoidable impurities and substantially does not contain B is set as the reference (1.00), and the ratio with this is taken as the amount of crowning change. Calculated. Then, the ratio to the reference was regarded as passing up to 1.25.

＜背面変形量＞
図５に示すように、ディファレンシャル・ハイポイドギヤ１は、その軸方向において歯面２１と反対側の背面平坦面部２５が、設計上は一平面（平面Ｓ１）上に位置するようになっているところ、浸炭焼入れ後において内周側が歯面２１側に変形することが起こりやすい。本例では、背面平坦面部２５の内周端２５１の、設計上の平面Ｓ１からのずれ量ΔＳを測定して、背面変形量とした。背面変形量は、ディファレンシャル・ハイポイドギヤ１の全周において等間隔で４箇所測定し、その平均値を用いた。そして、基準として、鋼種２３におけるずれ量を基準（１．００）として、これとの比率が３．００未満を合格（〇）、３．００以上を不合格（×）として評価した。 <Back deformation amount>
As shown in FIG. 5, in the differential hypoid gear 1, the back flat surface portion 25 on the side opposite to the tooth surface 21 in the axial direction is designed to lie on one plane (plane S1). After carburizing and quenching, the inner peripheral side tends to be deformed toward the tooth surface 21 side. In this example, the amount of deviation ΔS of the inner peripheral end 251 of the flat back surface portion 25 from the design plane S1 was measured and used as the back deformation amount. The amount of deformation of the back surface was measured at four points on the entire circumference of the differential hypoid gear 1 at equal intervals, and the average value thereof was used. Then, as a standard, the amount of deviation in steel type 23 was used as a standard (1.00), and a ratio of less than 3.00 was evaluated as pass (o), and a ratio of 3.00 or more was evaluated as disqualified (x).

＜マルテンサイト率差＞
マルテンサイト（焼き戻しマルテンサイト）率の測定は、図６に示すように、歯元近傍を通る面に沿って歯を除去するように切断し、その切断面Ｐ上の歯端部Ｐ１と歯中央部Ｐ２とにおいて行った。歯端部Ｐ１は、内周端面近傍の浸炭層よりも内部の位置とした。また、歯中央部Ｐ２は、切断面Ｐにおける、内周端面と外周端面の中間点の位置とした。 <Martensite rate difference>
The martensite (tempered martensite) rate is measured by cutting the tooth along a plane passing through the vicinity of the tooth root so as to remove the tooth, and measuring the tooth end P1 on the cutting plane P and the tooth It was performed in the central part P2. The tooth end portion P1 was located inside the carburized layer in the vicinity of the inner peripheral end face. Further, the tooth central portion P2 is positioned at the midpoint between the inner peripheral end face and the outer peripheral end face on the cutting plane P. As shown in FIG.

マルテンサイト率の測定は、切断面Ｐを研磨後ナイタールで腐食し、光学顕微鏡を介して撮影した写真を用いて行う。具体的には、得られた写真に対し、等間隔の格子状の線（縦１０本、横１０本）を引き、１００個の格子点位置における組織を観察し、組織がマルテンサイト（焼き戻しマルテンサイト）であった格子点の割合により求める。このように求めたマルテンサイト率については、その差が１５％以下である場合を合格、１６％以上を不合格とする。 The ratio of martensite is measured by using a photograph taken through an optical microscope after the cut surface P is polished and corroded with nital. Specifically, grid-like lines (10 vertical lines, 10 horizontal lines) are drawn at equal intervals on the obtained photograph, and the structure at 100 grid point positions is observed. martensite). With respect to the martensite ratio obtained in this manner, a case where the difference is 15% or less is accepted, and a case where the difference is 16% or more is rejected.

＜歯元内部硬さ＞
歯中央部の歯元内部硬さについては、図６に示す切断面Ｐ上の歯中央部Ｐ２の硬さを測定することにより行った。歯中央部の歯元内部硬さは、３５０ＨＶ～５００ＨＶの範囲であれば合格、この範囲から外れる場合を不合格とした。 <Hardness inside root>
Root internal hardness of the tooth central portion was measured by measuring the hardness of the tooth central portion P2 on the cutting plane P shown in FIG. If the dedendum internal hardness of the tooth central portion was in the range of 350HV to 500HV, it was judged to be acceptable, and if it was out of this range, it was judged to be unsatisfactory.

＜内部金属組織状態の観察＞
上記マルテンサイト率の測定に加えて、ベイナイトの面積率を測定した。具体的には、切断面Ｐを研磨した後ナイタールで腐食し、光学顕微鏡を介して撮影した写真を用いて行う。具体的には、得られた写真に対し、等間隔の格子状の線（縦１０本、横１０本）を引き、１００個の格子点位置における組織を観察し、組織がベイナイトであった格子点の割合からベイナイトの面積率を算出した。ベイナイト面積率が２０％以下の場合はマルテンサイト（焼き戻しマルテンサイト）の面積率が８０％以上と判断する。なお、今回作製した鋼種のうち、本発明の条件を満足している１～１１は、すべて、ベイナイト面積率が２０％以下であって、焼き戻しマルテンサイト主体の金属組織であったことが確認できた。 <Observation of internal metal structure>
In addition to the measurement of the martensite ratio, the area ratio of bainite was measured. Specifically, the cut surface P is polished, then corroded with nital, and photographed through an optical microscope. Specifically, grid-like lines at equal intervals (10 vertical lines and 10 horizontal lines) were drawn on the obtained photograph, and the structure at 100 grid point positions was observed. The area ratio of bainite was calculated from the ratio of dots. When the bainite area ratio is 20% or less, it is determined that the martensite (tempered martensite) area ratio is 80% or more. Among the steel types produced this time, all of the steel types 1 to 11 that satisfy the conditions of the present invention had a bainite area ratio of 20% or less and were confirmed to have a metal structure mainly composed of tempered martensite. did it.

＜３点曲げ試験＞
ディファレンシャル・ハイポイドギヤ１の強度を評価するために、上述した試験片５を用いて、３点曲げ試験を行った。図２に示すように、ノッチ５５を設けたノッチ形成面５１を、２００ｍｍ間隔をあけて配置された２つの支点７１上に配置し、圧子７２により、試験片５の上面５２のノッチ５５に対向する位置を押圧し、試験片５に曲げ応力を加えた。そして、押圧する力を変化させて、複数条件の応力値で実験し、寿命が１００回となる時の曲げ応力を求め、表２に記載した。そして、求めた値が１２００ＭＰａ以上の場合を合格、それ未満の場合を不合格とした。なお、以下、この低サイクル曲げ強度のことを略して強度と記載する。 <Three-point bending test>
In order to evaluate the strength of the differential hypoid gear 1, a three-point bending test was performed using the test piece 5 described above. As shown in FIG. 2, the notch forming surface 51 provided with the notch 55 is placed on two fulcrums 71 arranged at an interval of 200 mm, and is opposed to the notch 55 on the upper surface 52 of the test piece 5 by an indenter 72. A bending stress was applied to the test piece 5 by pressing the position to be bent. Then, by changing the pressing force, experiments were conducted with stress values under a plurality of conditions, and the bending stress at the time when the life reached 100 times was obtained. Then, when the obtained value was 1200 MPa or more, it was accepted, and when it was less than 1200 MPa, it was rejected. Hereinafter, this low cycle bending strength is abbreviated as strength.

なお、応力は、ノッチ形状を考慮した断面係数から求めたノッチ底表面曲げ応力の値で評価した。ここで、ノッチ形状を考慮した断面係数とは、図２において、試験片高さＴからノッチ深さである０．２５ｍｍ（図３参照）を差し引いた長さの四角形断面の断面係数のことを意味する。 The stress was evaluated by the value of the notch bottom surface bending stress obtained from the section modulus in consideration of the notch shape. Here, the section modulus considering the notch shape is the section modulus of the square section of the length obtained by subtracting the notch depth of 0.25 mm (see FIG. 3) from the test piece height T in FIG. means.

上述したすべての評価の結果は表２に示す。そして、すべての評価結果が合格の場合には、総合判定が合格（〇）と示し、一つでも不合格があった場合には、総合判定が不合格（×）として示した。 The results of all the evaluations described above are shown in Table 2. When all the evaluation results were acceptable, the comprehensive judgment was indicated as pass (O), and when even one of the evaluation results was unacceptable, the comprehensive judgment was indicated as unacceptable (×).

表１及び表２からわかるように、本発明の条件を満足している鋼種番号１～１１は、強度、クラウニング、歯面変形の評価を含めたすべての評価項目において合格し、Ｂ添加による高強度化を図ったうえで、浸炭後全体焼入れによる歪発生を抑制することが実現できたことが理解できる。 As can be seen from Tables 1 and 2, steel grade numbers 1 to 11, which satisfy the conditions of the present invention, passed all evaluation items including strength, crowning, and tooth surface deformation. It can be understood that it was possible to suppress the occurrence of strain due to overall quenching after carburizing after strengthening the steel.

一方、鋼種番号１２及び１３は、基本的化学成分組成は所望の範囲にあるものの、式１は上限を超えたため歪抑制が困難となると共に内部硬度が上がらず、式２を満たさなかったため歯端部と歯中央部の内部のマルテンサイトの差が大きくなり、結果として、クラウニング変化量及び背面変形並びに強度もすべて不合格となった。 On the other hand, in steel grade numbers 12 and 13, although the basic chemical composition was within the desired range, the upper limit of formula 1 was exceeded, making it difficult to suppress distortion and the internal hardness did not increase, and formula 2 was not satisfied. The difference in martensite in the interior of the tooth and the center of the tooth became large, and as a result, the crowning variation and back surface deformation and strength also all failed.

鋼種番号１４～１６は、基本的化学成分組成は所望の範囲にあり、式１は満たしたものの、式２を満たさなかったため、内部硬度が低くなるとともに、歯端部と歯中央部の内部のマルテンサイトの差が大きくなり、結果として、背面変形及び強度が不合格となった。 Steel grade numbers 14 to 16 have basic chemical compositions within the desired range and satisfy formula 1, but do not satisfy formula 2. The difference in martensite increased, resulting in backside deformation and strength failure.

鋼種番号１７及び１８は、基本的化学成分組成は所望の範囲にあるものの、式１は下限を超えて小さくなりすぎたため、内部硬度が高くなりすぎ、強度が劣る結果となった。 Steel grade numbers 17 and 18 had basic chemical compositions within the desired range, but the formula 1 was too small, exceeding the lower limit, resulting in excessively high internal hardness and poor strength.

鋼種番号１９及び２０は、基本的化学成分組成は所望の範囲にあるものの、式１が上限を超えたため歪抑制が困難となり、クラウニング変化量が不合格となった。 Steel Nos. 19 and 20 had basic chemical compositions within the desired range, but the upper limit of Equation 1 was exceeded, making it difficult to suppress strain, and the amount of change in crowning was disqualified.

鋼種番号２１は、基本的化学成分組成のうちＣ（炭素）の添加率が低すぎたため、内部硬度が低くなりすぎ、強度も低くなった。 In steel type number 21, the addition rate of C (carbon) in the basic chemical composition was too low, so the internal hardness was too low and the strength was also low.

鋼種番号２２は、基本的化学成分組成のうちＳｉ（ケイ素）の添加率が低すぎたため、粒界強度向上効果が小さくなり、強度が低くなった。 In steel type number 22, the addition rate of Si (silicon) in the basic chemical composition was too low, so the grain boundary strength improvement effect was reduced, and the strength was reduced.

鋼種番号２３は、基本的化学成分組成のうちＢ（ホウ素）の添加率が低すぎたため、粒界強化の効果が十分に得られず、歪については問題がなかったものの、強度が低くなった。 In steel type number 23, the addition rate of B (boron) in the basic chemical composition was too low, so the effect of grain boundary strengthening was not sufficiently obtained, and although there was no problem with strain, the strength was low. .

図７には、鋼種１～２３における式１を横軸に、式２を縦軸として、各評価項目等の合格不合格の違いに応じて符号を７種類に区別してプロットした。区別の内容は、以下の通りである。 In FIG. 7, formula 1 for steel grades 1 to 23 is plotted on the horizontal axis and formula 2 is plotted on the vertical axis, with seven types of symbols plotted according to the difference in pass/fail for each evaluation item. The details of the distinction are as follows.

（１）クラウニング変化量、背面変形、歯元硬度及び強度の４評価項目すべてにおいて合格のものを「ａ」、（２）クラウニング変化量不合格、背面変形不合格、歯元硬度不合格（低すぎ）及び強度不合格であり、４評価項目すべてにおいて不合格のものを「ｂ」、（３）クラウニング変化量は合格、背面変形は不合格、歯元硬度は不合格（低すぎ）及び強度は不合格のものを「ｃ」、（４）クラウニング変化量及び背面変形は合格、歯元硬度は不合格（高過ぎ）及び強度は不合格のものを「ｄ」、（５）クラウニング変化量は不合格、背面変形は合格、歯元硬度及び強度は合格のものを「ｅ」、（６）Ｃ含有量が低すぎであり、クラウニング変化量及び背面変形は合格、歯元硬度は不合格（低すぎ）及び強度は不合格のものを「ｆ」、（７）Ｓｉ又はＢ含有量が低すぎであり、クラウニング変化量及び背面変形は合格、歯元硬度は合格、強度は不合格のものを「ｇ」、とした。 (1) "a" for all four evaluation items of crowning change amount, back surface deformation, tooth root hardness and strength, (2) crowning change amount failure, back surface deformation failure, tooth root hardness failure (low Too low) and strength failure, "b" for failure in all 4 evaluation items, (3) crowning change amount passed, back surface deformation failed, tooth root hardness failed (too low) and strength is "c" for the rejected one, (4) the crowning change amount and the back surface deformation are passed, the root hardness is rejected (too high) and the strength is rejected "d", (5) crowning change amount is rejected, back surface deformation is passed, tooth root hardness and strength are passed, "e", (6) C content is too low, crowning change amount and back surface deformation are passed, tooth root hardness is unsatisfactory (too low) and strength is "f", (7) Si or B content is too low, crowning change amount and back surface deformation are acceptable, tooth root hardness is acceptable, strength is unacceptable A thing was made into "g".

図７からわかるように、上述した基本的な化学成分組成を満足し、それだけではなく、式１及び式２を満足することによって、はじめて、クラウニング変化量、背面変形、歯元硬度及び強度の４評価項目すべてにおいて合格する優れたディファレンシャル・ハイポイドギヤを得ることができることがわかる。 As can be seen from FIG. 7, by satisfying the above-mentioned basic chemical composition, and also by satisfying Equations 1 and 2, the 4 factors of crowning variation, back surface deformation, tooth root hardness and strength are achieved for the first time. It can be seen that an excellent differential hypoid gear that passes all evaluation items can be obtained.

（実施例２）
本例では、ディファレンシャル・ハイポイドギヤと組み合わせるピニオンギヤも準備し、ハイポイドギヤ対としての特性を評価した。具体的には、実施例１に示した鋼種１及び２の他に、表３に示す従来鋼である鋼種２４及び２５を用いて、ディファレンシャル・ハイポイドギヤ及びピニオンギヤを作製し、ハイポイドギヤ対での試験を行った。 (Example 2)
In this example, a pinion gear combined with a differential hypoid gear was also prepared, and the characteristics as a hypoid gear pair were evaluated. Specifically, in addition to steel grades 1 and 2 shown in Example 1, steel grades 24 and 25, which are conventional steels shown in Table 3, were used to produce differential hypoid gears and pinion gears, and a hypoid gear pair was tested. gone.

なお、鋼種２４は、従来鋼であるＪＩＳＧ４０５３のＳＣＭ４２０のＣ上限材であり、鋼種２５は、さらにＣ、Ｍｏを若干増量して内硬を高め、強度向上を図ったＪＩＳのＳＣＭ４２５である。 Steel type 24 is a C upper limit material of SCM420 of JIS G4053, which is a conventional steel, and steel type 25 is JIS SCM425 in which the amount of C and Mo is slightly increased to increase internal hardening and improve strength.

本例では、実施例１の図１（ａ）（ｂ）において示したモジュールが４．８４のリング状のディファレンシャル・ハイポイドギヤ（以下、適宜、「リングギヤ」という。）１と同形状のものを、前述した鋼種１、２、２４及び２５を用いて作製した。さらに、図８に示すように、このリングギヤ１に組み合わせ可能なピニオンギヤ３を、鋼種１、２、２４及び２５を用いて作製した。 In this example, a ring-shaped differential hypoid gear (hereinafter referred to as a "ring gear" as appropriate) 1 having the same shape as the 4.84 module shown in FIGS. It was produced using steel grades 1, 2, 24 and 25 described above. Furthermore, as shown in FIG. 8, a pinion gear 3 that can be combined with this ring gear 1 was produced using steel grades 1, 2, 24 and 25.

作製したピニオンギヤのうち、本発明の成分の条件を満足する鋼種１、２については、前記したリングギヤの場合と同様に歯中央部の内部硬さと歯の歯端部と歯中央部における歯元内部のマルテンサイト率の差を測定し、表４に示した。鋼種１、２を用いたピニオンギヤは、いずれも、焼き戻しマルテンサイトの面積率が８０％以上であるとともに、上記のマルテンサイト率の差が１５％以下となっていた。また、ピニオンギヤは、リングギヤに比べ、サイズが小さくなるため、鍛造後の冷却速度の違いから、リングギヤに比べて若干高めの硬さとなるが、表４に示す通り、全て好適な範囲内となっていた。 Among the produced pinion gears, for steel grades 1 and 2 that satisfy the conditions of the composition of the present invention, the internal hardness of the tooth central portion and the inside of the tooth root at the tooth end and tooth central portion are measured as in the case of the ring gear described above. was measured and shown in Table 4. The pinion gears using steel types 1 and 2 both had a tempered martensite area ratio of 80% or more and a difference in martensite ratio of 15% or less. Also, since the pinion gear is smaller in size than the ring gear, it has a slightly higher hardness than the ring gear due to the difference in the cooling rate after forging. rice field.

ピニオンギヤ３は、図８に示すように、軸部３２の先端に設けられた歯形成面３０を有する一般的な形状を有するものである。歯形成面３０は、中心軸から離れるほど後退するよう傾斜して設けられており、歯形成面３０には、リングギヤ１と同じモジュールとなるよう複数の歯３１が立設した状態となっている。 The pinion gear 3 has a general shape having a tooth forming surface 30 provided at the tip of a shaft portion 32, as shown in FIG. The tooth forming surface 30 is provided so as to recede with distance from the central axis, and a plurality of teeth 31 are erected on the tooth forming surface 30 so as to form the same module as the ring gear 1. .

本例のディファレンシャル・ハイポイドギヤ（リングギヤ）１及びピニオンギヤ３は、いずれも、電気炉にて溶解して作製した鋳造片を鍛造して歯車形状とした後焼鈍し、粗加工し、歯切加工を行い、浸炭焼き入れ焼き戻し処理を施し、仕上げ加工及びラッピング研磨を行って作製した。 Both the differential hypoid gear (ring gear) 1 and the pinion gear 3 of this example are produced by forging a cast piece melted in an electric furnace into a gear shape, followed by annealing, rough machining, and gear cutting. , carburizing, quenching and tempering, finishing and lapping.

＜ハイポイドギヤ対試験＞
表４に示すように、試験は、リングギヤ及びピニオンギヤを構成する鋼種の組み合わせを変更したＴ１～Ｔ７の７種類の試験を行った。各試験は、図８に示すように組み合わせたハイポイドギヤ対を、油温８０℃のデフオイルを潤滑油として、回転数５０ｒｐｍにて回転させ、極低サイクル疲労強度評価を実施した。 <Hypoid gear pair test>
As shown in Table 4, seven types of tests, T1 to T7, were performed with different combinations of steel grades composing the ring gear and the pinion gear. In each test, hypoid gear pairs combined as shown in FIG. 8 were rotated at a rotation speed of 50 rpm with differential oil having an oil temperature of 80° C. as lubricating oil to evaluate extreme low cycle fatigue strength.

各試験において、Ｔ－Ｎ線図を求め、３００回破断強度によって評価した。評価は、試験Ｔ１の従来鋼（ＳＣＭ４２０）である鋼材２４同士の組み合わせの場合に得られた３００回転における破断強度を基準とし、３００回転における破断強度の向上率が、５％以上１０％未満の場合は「△」、１０％以上２０％未満の場合は「〇」、２０％以上の場合は「◎」として、強度アップ率の値と共に表４に示した。 In each test, a TN diagram was obtained and evaluated by 300 times breaking strength. The evaluation was based on the breaking strength at 300 rotations obtained in the case of the combination of steel materials 24, which are conventional steel (SCM420) in test T1, and the rate of improvement in breaking strength at 300 rotations was 5% or more and less than 10%. The results are shown in Table 4 together with the value of the strength increase rate.

なお、上記Ｔ－Ｎ線図は、試験時の負荷トルクＴと、ハイポイドギヤの回転数Ｎとの関係を示す線図であり、複数水準の負荷トルクＴで試験（１回の試験中は負荷トルク一定で実施）し、各負荷トルクＴ毎に破断するまでの回転数Ｎを求めた結果を示すものである。上記ハイポイドギヤ対試験の評価は、得られたＴ－Ｎ線図において、回転数Ｎが３００回転のときのトルクＴによって評価した。 The above TN diagram is a diagram showing the relationship between the load torque T during the test and the rotational speed N of the hypoid gear. The figure shows the results obtained by determining the number of rotations N until breakage for each load torque T. The above hypoid gear pair test was evaluated by the torque T when the rotational speed N was 300 rpm in the obtained TN diagram.

試験Ｔ２の結果から、鋼種２４よりも炭素（Ｃ）及びモリブデン（Ｍｏ）の含有率を高め、従来鋼の成分範囲内で内硬を高め、強度向上を図った鋼種２５を、リングギヤとピニオンギヤの両方に採用した場合には、試験Ｔ１の鋼種２４同士の組み合わせの場合よりも若干極低サイクル疲労強度が向上することがわかったが、Ｂによる粒界強化を図った鋼材を用いていないため、リングギヤ側の破損により、その強度改善は、わずか６％のアップにすぎず、目標レベルには届かないレベルであった。 From the results of test T2, steel type 25, which has a higher content of carbon (C) and molybdenum (Mo) than steel type 24, has a higher internal hardness within the composition range of conventional steel, and has improved strength, is used for ring gears and pinion gears. When used in both, it was found that the ultra-low cycle fatigue strength was slightly improved compared to the combination of steel types 24 in test T1, but since the steel material that was intended to strengthen the grain boundary with B was not used, Due to the breakage on the ring gear side, the strength improvement was only 6%, falling short of the target level.

試験Ｔ３は、ピニオンギヤは鋼種２５のままとし、リングギヤを好適な範囲の化学成分を有する鋼種１に変更したものである。試験Ｔ３においては、試験Ｔ２に比べてさらに性能が向上したが、試験Ｔ２とは異なりピニオンギヤ側がリングギヤの強度に負けて破損し、強度アップは１０％以上、２０％未満の向上（１６％のアップ）に止まった。 In test T3, the pinion gear was made of steel grade 25, and the ring gear was changed to steel grade 1 having a chemical composition within a suitable range. In test T3, the performance was further improved compared to test T2, but unlike test T2, the pinion gear side was damaged due to the strength of the ring gear, and the strength increase was 10% or more and less than 20% (16% increase). ).

試験Ｔ４～Ｔ７においては、リングギヤとピニオンギヤの両方を好適な範囲の化学成分を有する鋼種１または鋼種２としたものであるが、いずれの試験においても２０％以上（２３～２７％のアップ）の性能向上が見られた。試験Ｔ３の結果と比べることにより、リングギヤだけでなく、組合わせて使用する相手の歯車であるピニオンギヤも同時に、上述した好適な化学成分範囲の鋼材により作製することが、ハイポイドギヤ対の総合的な疲労強度向上につながることが理解できる。 In tests T4 to T7, both the ring gear and the pinion gear were made of steel type 1 or steel type 2 having chemical compositions within a suitable range, but in any test, the steel was 20% or more (23 to 27% increase). Improved performance was observed. By comparing the results of test T3, it can be seen that not only the ring gear but also the pinion gear, which is a mating gear used in combination, can be made of steel materials having the above-mentioned suitable chemical composition range, and the total fatigue of the hypoid gear pair can be improved. It can be understood that it leads to strength improvement.

１ディファレンシャル・ハイポイドギヤ（リングギヤ）
１０本体部
２歯形成面
２０歯
２１歯面
３ピニオンギヤ
３０歯形成面
３１歯
３２軸部
５試験片 1 Differential hypoid gear (ring gear)
REFERENCE SIGNS LIST 10 main body 2 tooth forming surface 20 tooth 21 tooth surface 3 pinion gear 30 tooth forming surface 31 tooth 32 shaft 5 test piece

Claims

リング状の本体部と、該本体部の軸方向の一方の表面に、中心軸から離れるほど後退するよう傾斜して設けられ、表面に浸炭層を有する歯形成面とを有し、
質量％において、Ｃ：０．１５～０．３０％、Ｓｉ：０．５５～１．００％、Ｍｎ：０．５０～１．２０％、Ｃｒ：０．５０～１．５０％、Ａｌ：０．０２０～０．０８０％、Ｂ：０．０００５～０．００５０％、Ｔｉ：０．０１～０．０８％、Ｎ：０．００２０～０．０１００、Ｍｏ：０．２５％以下（０％の場合を含む）、Ｎｂ：０．１０％未満（０％の場合を含む）、を含み、残部がＦｅ及び不可避的不純物からなる化学成分組成を有し、
式１：４０５≦－６８４［Ｃ］－７５［Ｍｎ］－２２［Ｃｒ］－２７［Ｍｏ］－１１４７９［Ｂ］＋６８０≦４４５、（但し、式１中における［Ｃ］、［Ｍｎ］、［Ｃｒ］、［Ｍｏ］及び［Ｂ］は、それぞれ、Ｃ、Ｍｎ、Ｃｒ、Ｍｏ及びＢの含有率（質量％）を示す）及び
式２：５５≦５３６［Ｃ］＋５６．２［Ｓｉ］－３３［Ｍｎ］＋２０．１［Ｃｒ］－１１５［Ｍｏ］＋６６１５［Ｂ］－９３、（但し、式２中における［Ｃ］、［Ｓｉ］、［Ｍｎ］、［Ｃｒ］、［Ｍｏ］及び［Ｂ］は、それぞれ、Ｃ、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｃｒ、Ｍｏ及びＢの含有率（質量％）を示す）、を満たし、
焼き戻しマルテンサイト主体の金属組織からなり、
上記歯形成面に形成された歯の歯端部と歯中央部とにおける歯元内部の焼き戻しマルテンサイト率の差が１５％以下であり、
歯中央部の歯元内部硬さが３５０ＨＶ～５００ＨＶである、ディファレンシャル・ハイポイドギヤ。 a ring-shaped main body, and a tooth-forming surface provided on one axial surface of the main body so as to recede with increasing distance from the central axis , and having a carburized layer on the surface ,
In mass%, C: 0.15 to 0.30%, Si: 0.55 to 1.00%, Mn: 0.50 to 1.20%, Cr: 0.50 to 1.50%, Al: 0.020-0.080%, B: 0.0005-0.0050%, Ti: 0.01-0.08%, N: 0.0020-0.0100, Mo: 0.25% or less (0 %), Nb: less than 0.10% (including the case of 0%), with the balance consisting of Fe and unavoidable impurities,
Formula 1: 405 ≤ −684 [C] −75 [Mn] −22 [Cr] −27 [Mo] −11479 [B] + 680 ≤ 445 (provided that [C], [Mn], [ Cr], [Mo] and [B] represent the contents (% by mass) of C, Mn, Cr, Mo and B, respectively) and Formula 2: 55≦536 [C]+56.2 [Si]− 33 [Mn] + 20.1 [Cr] - 115 [Mo] + 6615 [B] - 93, (provided that [C], [Si], [Mn], [Cr], [Mo] and [ B] represents the content (% by mass) of C, Si, Mn, Cr, Mo and B),
It consists of a metal structure mainly composed of tempered martensite,
The difference in the rate of tempered martensite inside the tooth root between the tooth end portion and the tooth center portion of the tooth formed on the tooth forming surface is 15% or less,
A differential hypoid gear having a dedendum internal hardness of 350HV to 500HV at the tooth central portion.

請求項１に記載のディファレンシャル・ハイポイドギヤと組み合わせて使用される、表面に浸炭層を有する歯形成面を備えたピニオンギヤであって、
質量％において、Ｃ：０．１５～０．３０％、Ｓｉ：０．５５～１．００％、Ｍｎ：０．５０～１．２０％、Ｃｒ：０．５０～１．５０％、Ａｌ：０．０２０～０．０８０％、Ｂ：０．０００５～０．００５０％、Ｔｉ：０．０１～０．０８％、Ｎ：０．００２０～０．０１００、Ｍｏ：０．２５％以下（０％の場合を含む）、Ｎｂ：０．１０％未満（０％の場合を含む）、を含み、残部がＦｅ及び不可避的不純物からなる化学成分組成を有し、
式１：４０５≦－６８４［Ｃ］－７５［Ｍｎ］－２２［Ｃｒ］－２７［Ｍｏ］－１１４７９［Ｂ］＋６８０≦４４５、（但し、式１中における［Ｃ］、［Ｍｎ］、［Ｃｒ］、［Ｍｏ］及び［Ｂ］は、それぞれ、Ｃ、Ｍｎ、Ｃｒ、Ｍｏ及びＢの含有率（質量％）を示す）及び
式２：５５≦５３６［Ｃ］＋５６．２［Ｓｉ］－３３［Ｍｎ］＋２０．１［Ｃｒ］－１１５［Ｍｏ］＋６６１５［Ｂ］－９３、（但し、式２中における［Ｃ］、［Ｓｉ］、［Ｍｎ］、［Ｃｒ］、［Ｍｏ］及び［Ｂ］は、それぞれ、Ｃ、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｃｒ、Ｍｏ及びＢの含有率（質量％）を示す）、を満たし、
焼き戻しマルテンサイト主体の金属組織からなり、
上記歯形成面に形成された歯の歯端部と歯中央部とにおける歯元内部の焼き戻しマルテンサイト率の差が１５％以下であり、
歯中央部の歯元内部硬さが３５０ＨＶ～５００ＨＶである、ピニオンギヤ。 A pinion gear provided with a tooth forming surface having a carburized layer on the surface, which is used in combination with the differential hypoid gear according to claim 1,
In mass%, C: 0.15 to 0.30%, Si: 0.55 to 1.00%, Mn: 0.50 to 1.20%, Cr: 0.50 to 1.50%, Al: 0.020-0.080%, B: 0.0005-0.0050%, Ti: 0.01-0.08%, N: 0.0020-0.0100, Mo: 0.25% or less (0 %), Nb: less than 0.10% (including the case of 0%), with the balance consisting of Fe and unavoidable impurities,
Formula 1: 405 ≤ −684 [C] −75 [Mn] −22 [Cr] −27 [Mo] −11479 [B] + 680 ≤ 445 (provided that [C], [Mn], [ Cr], [Mo] and [B] represent the contents (% by mass) of C, Mn, Cr, Mo and B, respectively) and Formula 2: 55≦536 [C]+56.2 [Si]− 33 [Mn] + 20.1 [Cr] - 115 [Mo] + 6615 [B] - 93, (provided that [C], [Si], [Mn], [Cr], [Mo] and [ B] represents the content (% by mass) of C, Si, Mn, Cr, Mo and B),
It consists of a metal structure mainly composed of tempered martensite,
The difference in the rate of tempered martensite inside the tooth root between the tooth end portion and the tooth center portion of the tooth formed on the tooth forming surface is 15% or less,
A pinion gear having a root internal hardness of 350 HV to 500 HV at a tooth central portion.

請求項１に記載のディファレンシャル・ハイポイドギヤと請求項２に記載のピニオンギヤとを組み合わせてなる、ハイポイドギヤ対。 A hypoid gear pair comprising the differential hypoid gear according to claim 1 and the pinion gear according to claim 2 in combination.