WO2006013696A1 - ロッカーアーム用転がり軸受 - Google Patents

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rolling
rolling bearing
bearing
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Yasuyuki Watanabe
Akihiko Katayama
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NTN Corp
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    • Y10T74/20576—Elements
    • Y10T74/20882—Rocker arms

Definitions

  • the present invention relates to a rocker arm rolling bearing used for opening and closing an engine engine intake valve and an exhaust valve, and more particularly to a rocker arm rolling bearing with a longer life. It is.
  • Some recent rolling bearings are full-roller types, such as those used for rocker arms used to open and close engine intake valves and exhaust valves. Many bearings are used.
  • the rollers are likely to be skewed due to interference between the rollers or due to the force that the roller position is not controlled smoothly.
  • the lubricating oil is not supplied well into the bearing, the situation where the lubrication conditions are poor is likely to occur.
  • sliding heat generation and local surface pressure increase occur, and surface damage (peeling, smearing, surface-origin type delamination) and internal-origin type delamination are likely to occur despite a large load capacity in the calculation. I helped.
  • a bearing component in which shot-peening is applied to the bearing ring of the bearing component to improve the rolling fatigue life, and a reinforcing layer, a retained austenite-containing layer, and a hardened hardened layer are sequentially provided inside the surface force. — 168022 (Patent Document 1)).
  • Patent Document 2 Japanese Patent Laid-Open No. 2001-0655
  • a cam follower device (a rocker arm bearing) in which the hardness of the outer diameter of the cam follower outer ring is the same as that of the counterpart cam and the inner ring has a higher hardness than the outer diameter.
  • the maximum compressive stress of the surface layer at a depth of 0 to 50 / zm from the surface is 50 to: LlOkgfZmm 2
  • the hardness was set to HV830 to 960, retained austenite was set to 7% or more, the average wavelength of surface roughness was set to 25 ⁇ m or less, and these were achieved by shot peening (Patent No. 3125434 (Patent Document 5)) .
  • a bearing for a cam follower device for a valve operating mechanism of an engine (bearer for a rocker arm) having a calculated service life of 1000 hours or more at a rated engine speed (Japanese Patent Laid-Open No. 2000-038907) No. (Patent Document 6)).
  • a cam follower shaft (a rocker arm bearing component) made of tool steel, etc., which is lower than the tempering temperature and made hard by ion nitriding and ion plating at a temperature (Japanese Patent Laid-Open No. 10 110720 (Patent Document) 9)).
  • Patent Document 15 describes a method of making an inner ring into a hollow cylindrical shape (pipe).
  • reducing the size of the bearing is limited by the shape of the cam and the lift amount for opening and closing the valve. Therefore, the diameter cannot be simply reduced, and downsizing in the width (axis) direction is the mainstream. Therefore, as a lightweight and compact method of bearings, the mainstream is the hollow cylinder of the inner ring and the size reduction in the width direction.
  • the applicant has so far improved the heat treatment technology to improve the outer ring, rollers, and the inner ring that is fixed to the rocker arm by press-fitting, pinning, etc. (other than caulking) (the inner ring is entirely cured).
  • the inner ring that is fixed to the rocker arm by performing the crimping process increases the machining process. Therefore, a hollow cylindrical shape is not used, but a solid cylindrical shape is used, and the end face is crimped.
  • a hollow cylindrical shape is not used, but a solid cylindrical shape is used, and the end face is crimped.
  • only the rolling surfaces of the rollers, which are rolling elements, are surface hardened by induction heat treatment. This is disclosed in, for example, Japanese Patent Application Laid-Open No. 62-007908 (Patent Document 16) and Japanese Patent Application Laid-Open No. 5-321616 (Patent Document 17).
  • a hollow cylindrical inner ring has a curved shape as compared to a solid cylindrical inner ring. Since the bending stress increases, there is a method for preventing this damage by making this bending stress 15 kgfZmm 2 or less (see Japanese Patent Laid-Open No. 2000-038906). However, this method imposes shape restrictions and hinders the light weight and compactness of the bearing.
  • Patent Document 1 Japanese Patent Laid-Open No. 2-168022
  • Patent Document 2 Japanese Patent Laid-Open No. 2001-065576
  • Patent Document 3 JP-A-3-199716
  • Patent Document 4 Japanese Utility Model Publication No. 3-119508
  • Patent Document 5 Japanese Patent No. 3125434
  • Patent Document 6 Japanese Patent Laid-Open No. 2000-038907
  • Patent Document 7 Japanese Patent Laid-Open No. 10-47334
  • Patent Document 8 JP-A-10-103339
  • Patent Document 9 Japanese Patent Laid-Open No. 10-110720
  • Patent Document 10 Japanese Patent Laid-Open No. 2000-038906
  • Patent Document 11 Japanese Unexamined Patent Publication No. 2002-031212
  • Patent Document 12 Japanese Utility Model Publication No. 63-185917
  • Patent Document 13 Japanese Unexamined Patent Application Publication No. 2002-194438
  • Patent Document 14 Japanese Patent Application Laid-Open No. 5-179350
  • Patent Document 15 U.S. Pat.No. 4,727,832
  • Patent Document 16 Japanese Patent Laid-Open No. 62-007908
  • Patent Document 17 Japanese Patent Laid-Open No. 5-321616
  • Patent Document 18 JP-A-3-031503
  • Patent Document 19 Japanese Utility Model Publication No. 3-0663703
  • a first object of the present invention is to provide a rocker arm rolling bearing with a long life.
  • the second object of the present invention is used to open and close an engine intake valve and an exhaust valve, and in addition to rolling fatigue life under conditions of high speed, large load, and low viscosity of lubricating oil.
  • Another object of the present invention is to provide a rolling bearing for a rocker arm that has a long surface damage life against surface damage caused by metal contact.
  • the third object of the present invention is to suppress a reduction in life while achieving compactness. It is to provide a rolling bearing for a rocker arm.
  • the fourth object of the present invention is to provide a lightweight 'compact type bearing having a hollow cylindrical inner ring in a bearing used for a rocker arm used for opening and closing an engine intake valve or an exhaust valve.
  • the object is to provide a rocker arm rolling bearing that meets the demands of dredging and has improved crack fatigue strength and rolling fatigue life.
  • the rocker arm rolling bearing according to the first aspect of the present invention includes an outer ring that is in contact with the cam shaft of the engine in a rolling force S, an inner ring that is positioned inside the outer ring and is fixed to the rocker arm, and an outer ring.
  • a rocker arm rolling bearing having a plurality of rolling elements interposed between the inner ring and the inner ring, at least one member of the outer ring, the inner ring, and the rolling element has a nitrogen-enriched layer, and The grain size number of the austenite grains is in the range exceeding 10 and the surface hardness Hv is 653 or more.
  • the rolling fatigue life can be greatly improved by making the austenite grains of the above members finer as the grain size number exceeds 10. If the austenite grain size number is 10 or less, the rolling fatigue life is not greatly improved. Normally, it should be 11 or higher.
  • the average crystal grain size may be 6 m or less. Although the austenite grain size is preferably finer, it is usually difficult to obtain a grain size number exceeding # 13.
  • the austenite grain size may be obtained by a normal method defined in JIS, or may be converted by obtaining an average grain size corresponding to the grain size number by the intercept method or the like.
  • the austenite grain size number may be satisfied in the nitrogen-enriched layer.
  • the above-mentioned standard for austenite grain refinement is also satisfied in the steel body inside the carbonitrided layer.
  • the austenite crystal grains are austenite crystals that have undergone phase transformation during quenching and heating. This refers to the grains that remain in the past history even after being transformed into martensite by cooling.
  • the “inner ring” includes a solid shaft and a hollow shaft.
  • the rolling fatigue life can be greatly improved. If the surface hardness Hv is less than 653, the service life will be reduced, especially under conditions of contamination.
  • the surface hardness Hv is 720 or more and 800 or less. Higher surface hardness Hv is more desirable, but if the surface hardness Hv exceeds 800, carbides can become large and can quickly become a source of stress concentration.
  • the rocker arm described above 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.
  • the rocker arm may have a bifurcated inner ring support at the other end, and the inner ring of the rocker arm rolling bearing of the present invention may be fixed to the bifurcated inner ring support.
  • a rocker arm rolling bearing S is provided between one end of the rocker arm and the other end, and the inner ring is formed in the inner ring hole extending between the two side walls of the rocker arm.
  • the end of the valve for opening and closing the engine may be in contact with one end of the rocker arm, and the pivot may be in contact with the other end of the rocker arm.
  • the rocker arm includes a rocker arm main body and an interlocking rod that transmits stress from the cam shaft, and the rocker arm main body has one end and the other end of the rocker arm main body.
  • the end of the valve for engine opening / closing comes into contact with one end of the rocker arm main body, and the interlocking rod is attached to one end of the rocker arm main body.
  • One end may abut and the inner ring of the rolling bearing of the present invention may be fixed to the other end of the interlocking rod.
  • rocker arms (al), (a2), and (a3) above have a common force in that the driving force from the cam is transmitted to the engine valve, and the structure is different. Now we can handle each! / Speak.
  • rocker arm rolling bearing may be a full-roller-one-dollar bearing.
  • the rolling bearing for a rocker arm corresponds to an inner ring fixed to a rocker arm that adjusts intake and exhaust by being interposed between an engine noble and a force drum.
  • a shaft an outer ring positioned outside the inner ring and in contact with the cam, and a plurality of rolling elements positioned between the outer ring and the inner ring.
  • At least one member of the outer ring, the inner ring, and the rolling element has a nitrogen-enriched layer, the austenite grain size number in the nitrogen-enriched layer is in the range exceeding 10th, and the nitrogen-enriched layer residual austenite amount is in the range of 11 to 25 volume 0/0 at the surface 50 m of the rolling surface after grinding.
  • the shaft corresponding to the inner ring may be a solid shaft or a hollow shaft.
  • the axis corresponding to these inner rings is expressed as an inner ring.
  • the austenite crystal grains of the outer ring, inner ring or rolling element do not change in the surface layer portion where the nitrogen-enriched layer exists or in the inside thereof. Therefore, the target position of the above-mentioned range of crystal grain number is the surface layer and Z or inside.
  • the austenite crystal grain is a crystal grain based on the trace of the austenite crystal grain boundary immediately before quenching after the quenching treatment.
  • the particle size number can be measured according to JIS standards and the like as described in the embodiment.
  • the retained austenite when the amount of retained austenite is 11% by volume or more, the retained austenite is martensite even when stress and Z or strain that cause local damage are applied. Compressive stress is generated so that damage does not occur due to volume expansion due to transformation. For this reason, the surface damage life is improved. When the amount of retained austenite is less than 11%, the improvement of the surface damage life is small. On the other hand, if the amount of retained austenite is more than 25% by volume, the amount of retained austenite is no different from that of normal carbonitriding, and the volume expansion associated with the transformation from retained austenite to martensite becomes excessive. This is not preferable because the dimensional change increases. For this reason, the retained austenite is 11 vol% to 25 vol%. A more preferred range is 15% to 25% by volume.
  • Residual austenite amount 11 vol% to 25 vol 0/0 or 15 vol% to 25 vol 0/0 is the value of the surface layer portion of the rolling surface of Ken Kezunochi.
  • the nitrogen content in the nitrogen-enriched layer is preferably in the range of 0.1 wt% to 0.7 wt%.
  • the nitrogen-enriched layer is a layer with an increased nitrogen content formed on the outer ring, the inner ring or the surface of the rolling element, for example, by treatment such as carbonitriding, nitriding, or nitriding. Can be formed.
  • the nitrogen content in the nitrogen-enriched layer is preferably in the range of 0.1% by weight to 0.7% by weight. When the nitrogen content is less than 0.1% by weight, the effect on the formation of retained austenite and the increase in hardness is small, and in particular, the surface damage life is reduced.
  • the nitrogen content of the nitrogen-enriched layer is a value in the surface layer portion of the rolling surface after grinding. Nitrogen content can be rephrased as nitrogen content.
  • the rocker arm is rotatably supported by a rotating shaft located between one end and the other end, and one end is bifurcated.
  • the inner ring is fixed to the bifurcated inner ring support, and the end of the valve of the engine is in contact with the other end.
  • a rocker arm rolling bearing includes an outer ring that is in rolling contact with a cam shaft of an engine, an inner ring that is positioned inside the outer ring and is fixed to the rocker arm, and an outer ring.
  • a rocker arm rolling bearing including a plurality of rolling elements interposed between the inner ring and the inner ring, all of the outer ring, the inner ring, and the rolling element have a nitrogen-enriched layer.
  • the austenite grains of the nitrogen-enriched layer in at least one of the inner ring and rolling element is in the range exceeding 10 and the amount of retained austenite of the member is 11 volume% or more and 25 volume% or less, and the nitrogen content of the member is 0.1 mass% or more and 0.7 mass% It is as follows.
  • the austenite crystal grains do not change either in the surface layer portion where the nitrogen-enriched layer exists or in the inside thereof. Therefore, the target positions in the above range of the grain size number are the surface layer and the inside.
  • the austenite crystal grains are austenite crystal grains transformed during quenching heating, and this is what remains as a past history even after transformation to martensite by cooling. Say.
  • the amount of retained austenite is less than 11% volume, the surface damage life tends to be greatly reduced.
  • the amount of retained austenite is more than 25% by volume, the amount of retained austenite is a normal carbonitriding process. As the difference disappears, the aging change becomes worse.
  • the amount of retained austenite is a value at a surface layer of 50 ⁇ m of the rolling surface after grinding.
  • the bending strength of martensite ⁇ (211) and retained austenite ⁇ (220) by X-ray diffraction method. Can be measured by comparison.
  • it can be measured by obtaining the magnetic repulsive force using a magnetic balance etc. by utilizing the fact that the austenite phase is a non-magnetic material and the ferrite phase is a ferromagnetic material.
  • it can be easily measured using a commercially available measuring device.
  • the nitrogen-enriched layer is a layer having an increased nitrogen content formed on the surface layer, and can be formed by a process such as carbonitriding, nitriding, or nitriding. If the nitrogen content of the nitrogen-enriched layer is less than 0.1% by mass, the effect will be lost, especially the surface damage life will be reduced. When the nitrogen content is more than 0.7% by mass, voids called voids are formed, and the residual austenite becomes too much to harden, resulting in a short life.
  • the nitrogen content of the nitrogen-enriched layer is the value at the surface layer of 50 ⁇ m of the rolling surface after grinding. For example, it can be measured with EPMA (Electron Probe Micro-Analysis). it can.
  • the rocker arm is attached to a rocker arm shaft positioned between one end and the other end, and the end of the engine opening / closing valve abuts on one end.
  • the rocker arm may have a bifurcated inner ring support at the other end, and the inner ring of the rocker arm rolling bearing of the present invention may be fixed to the bifurcated inner ring support.
  • the rocker arm rolling bearing of the present invention is provided between one end of the rocker arm and the other end, and the inner ring hole between the two side walls of the rocker arm is provided in the inner ring hole.
  • the wheel may be fixed, the end of the opening / closing valve of the engine may be in contact with one end of the rocker arm, and the pivot may be in contact with the other end of the rocker arm.
  • the rocker arm includes a rocker arm main body and an interlocking rod that transmits stress from the cam shaft, and the rocker arm main body has one end and the other end of the rocker arm main body.
  • the end of the valve for engine opening / closing comes into contact with one end of the rocker arm body, and one end of the interlocking rod is attached to one end of the rocker arm body.
  • the end part abuts and the inner ring of the rocker arm rolling bearing of the present invention may be fixed to the other end part of the interlocking rod.
  • the “inner ring” includes a solid shaft and a hollow shaft.
  • a rocker arm rolling bearing includes an outer ring that is in contact with the cam shaft of the engine in a rolling force S, an inner ring that is positioned inside the outer ring and is fixed to the rocker arm, and an outer ring and an inner ring.
  • a rocker arm rolling bearing including a plurality of rolling elements interposed between the outer ring, the inner ring, and the rolling elements, at least one member has a nitrogen-enriched layer and has a nitrogen-enriched layer
  • the austenite grain size number of the member is in the range exceeding 10 and the area ratio of the spherical carbonized carbide of the member having the nitrogen-enriched layer is 10% or more.
  • the austenite crystal grain size may be obtained by a normal method prescribed in JIS, or the average grain size corresponding to the crystal grain size number may be obtained by a section method or the like and converted. Good.
  • the austenite grain size number may be satisfied in the carbonitriding layer.
  • the above-mentioned standard for austenite grain refinement is also satisfied in the steel body inside the carbonitrided layer.
  • the austenite crystal grains are crystal grains of austenite that has undergone phase transformation during quenching heating, and this remains as a past history even after transformation to martensite by cooling.
  • the “inner ring” includes a solid shaft and a hollow shaft.
  • the rolling fatigue life can be greatly improved by setting the area ratio of the spheroidized carbide of the member having the nitrogen-enriched layer to 10% or more. If the area ratio of the spherical carbide is less than 10%, the rolling fatigue life is not greatly improved, so the range should be 10% or more.
  • Spherical ⁇ The area ratio of carbide is preferably as large as possible, but usually when the area ratio exceeds 25%, the toughness of the material deteriorates due to carbide enlargement and agglomeration, so it is preferably in the range of 10% to 25%.
  • the rocker arm 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.
  • the rocker arm may have a bifurcated inner ring support at the other end, and the inner ring of the rocker arm rolling bearing of the present invention may be fixed to the bifurcated inner ring support.
  • a rocker arm rolling bearing S is provided between one end of the rocker arm and the other end, and the inner ring is formed in the inner ring hole extending between the two side walls of the rocker arm.
  • the end of the valve for opening and closing the engine may be in contact with one end of the rocker arm, and the pivot may be in contact with the other end of the rocker arm.
  • the rocker arm includes a rocker arm main body and an interlocking rod that transmits stress from the cam shaft, and the rocker arm main body has one end and the other end of the rocker arm main body.
  • the end of the valve for engine opening / closing comes into contact with one end of the rocker arm main body, and the interlocking rod is attached to one end of the rocker arm main body.
  • One end may abut and the inner ring of the rolling bearing of the present invention may be fixed to the other end of the interlocking rod.
  • rocker arms (dl), (d2), and (d3) described above use the driving force from the cam to The common force in terms of transmitting to the lube
  • the structure is different, so that it can handle different engine types.
  • rocker arm rolling bearing may be a full-roller type single-roller bearing.
  • a rocker arm rolling bearing includes a plurality of outer rings that are in rolling contact with an engine camshaft, an inner ring located inside the outer ring, and a plurality of intermediate rings interposed between the outer ring and the inner ring.
  • the inner ring is made of steel containing 0.5% by mass or more of carbon, has a hollow cylindrical shape, and has a hardness of HV200 or more and HV300 or less at the end face. And having a hardened layer over the entire radial direction from the rolling surface to the inner diameter surface of the inner ring on which the rolling element rolls.
  • the hardened layer is formed on the entire surface in the radial direction up to the inner diameter of the rolling surface of the inner ring on which the rolling element rolls. Static crack strength and crack fatigue strength can be improved.
  • the inner ring has a hollow cylindrical shape, the rolling bearing can be made lighter and more compact.
  • the amount of carbon in the steel constituting the inner ring is hardened to an appropriate hardness (HV653 or higher) by performing high-frequency heat treatment on the outer diameter surface of the inner ring, which is the rolling surface of the roller, which is a rolling element. 0.5% by mass or more is required.
  • the hardness of the end face of the inner ring is within the range of HV200 or more and HV300 or less that can be caulked.
  • the grain number number of the austenite crystal grains in the surface layer portion of the rolling surface of the inner ring is in the range exceeding 10, and the grain size of the austenite crystal grains The number is the value at the surface layer of 50 ⁇ m of the rolling surface after grinding.
  • the rolling fatigue life can be greatly improved by the fact that the austenite grain size number exceeds 10 and the austenite grain size is fine. If the austenite grain size number is 10 or less, the crack fatigue strength and rolling fatigue life are not greatly improved. Usually 11 or higher.
  • the austenite crystal grains are austenite immediately after quenching and immediately before quenching.
  • the trace of the night crystal grain boundary remains, and the crystal grain is based on the trace.
  • the inner ring has a nitrogen-enriched layer in the surface layer portion.
  • the amount of retained austenite of the inner ring rolling surface surface layer is in the range of 11% by volume to 40% by volume, and the amount of retained austenite is ground. It is the value at the surface layer 50 m of the later rolling surface.
  • the amount of retained austenite is about 11% by volume, the surface damage life tends to decrease, and when it is less than 11% by volume, it tends to decrease further.
  • the amount of retained austenite is more than 40% by volume, the surface hardness is lowered and the rolling fatigue life is deteriorated.
  • the nitrogen content in the nitrogen-enriched layer is preferably in the range of 0.1% by mass to 0.7% by mass, and the nitrogen content thereof Is the value at the surface layer of 50 m of the rolling surface after grinding.
  • the nitrogen-enriched layer is a layer having an increased nitrogen content formed on the surface layer of the inner ring, and can be formed by, for example, carbonitriding, nitriding, nitriding, or the like. If the nitrogen content is less than 0.1% by mass, the effect is not obtained, and the surface damage life is particularly reduced. When the nitrogen content is more than 0.7% by mass, voids called voids are formed, or the amount of retained austenite becomes too large to cause hardness, resulting in a short life.
  • the surface hardness of the rolling surface of the inner ring is preferably HV653 or more.
  • the surface hardness is as high as HV653 or more, the rolling fatigue life can be greatly improved. If the surface hardness is less than HV653, the rolling fatigue life will not be greatly improved, but it will worsen.
  • the surface hardness range is HV720 to HV800. Higher surface hardness is desirable, but it is usually difficult to obtain surface hardness exceeding HV900.
  • the area ratio of the spherical carbide in the nitrogen-enriched layer on the surface of the rolling surface of the inner ring is 10% or more.
  • the area ratio of carbide is the value at the surface layer of 50 m of the rolling surface after grinding.
  • the rolling fatigue life can be greatly improved. If the area ratio of spherical carbide is less than 10%, the rolling fatigue life is large. It will not be improved, so it should be 10% or more.
  • the larger the area ratio of spherical carbide the better, but usually, if an area ratio exceeding 25% is obtained, the toughness of the material deteriorates due to coarsening and agglomeration of the carbide, so it is preferably in the range of 10% to 25%.
  • the area ratio of the spheroidized carbide is a value at the surface layer of 50 m of the rolling surface after grinding, and can be observed with an optical microscope (400 times) after corrosion using a picric alcohol solution (picral).
  • the rocker arm is attached to a rocker arm shaft positioned between one end and the other end, and one of the rocker arms
  • An end portion is provided with a bifurcated inner ring support portion, the other end portion is in contact with an end portion of an engine opening / closing valve, and an inner ring is fixed to the bifurcated inner ring support portion.
  • a pivot is in contact with one end of the rocker arm, so that one end of the rocker arm and the other end A rolling bearing is provided between them, and the end of the valve for opening and closing the engine is in contact with the other end.
  • the rocker arm is attached to a rocker arm shaft positioned between one end and the other end, and one of the rocker arms
  • One end of the interlocking rod that transmits the force from the camshaft is in contact with the end, and the end of the valve for opening and closing the engine is in contact with the other end.
  • the other end of the interlocking rod Is provided with a rolling bearing.
  • each aspect of the above (el), (e2), and (e3) is common in that the driving force from the cam is transmitted to the valve of the engine, but the structure is different, and different engine types are used. Can be adapted to each.
  • the rolling bearing is preferably a full-roller type. -One dollar bearing.
  • the rolling bearing for rocker arm according to the first aspect of the present invention has austenite grains refined to have a grain size number exceeding 10, and further has a surface hardness Hv of 653 or more, so that rolling fatigue The service life is greatly improved, and excellent cracking strength and aging resistance can be obtained.
  • the rolling bearing for rocker arm according to the fourth aspect of the present invention has fine austenite grains so that the particle size number exceeds 10, and the area ratio of the spheroidized carbide is 10% or more.
  • the rolling fatigue life is greatly improved, and excellent cracking resistance and aging resistance can be obtained.
  • the surface force of the rolling surface on which the rolling elements of the inner ring roll is formed by forming a hardened layer over the entire radial direction up to the inner diameter. Crack strength and crack fatigue strength can be improved. In addition, since the inner ring has a hollow cylindrical shape, the rolling bearing can be made lighter and more compact.
  • the austenite crystals are refined to a particle size number exceeding 10, the amount of retained austenite is moderate, the surface hardness is appropriate, and the area of spheroidized carbide Because of the high rate, both the normal load-dependent rolling fatigue life and the surface damage life due to metal contact caused by slippage and oil film breakage can be improved.
  • FIG. 1 is a schematic front view showing a usage state of a rocker arm rolling bearing according to Embodiment 1 of the present invention.
  • FIG. 2 is a cross-sectional view taken along line II-II in FIG.
  • FIG. 3 Usage of other rocker arm rolling bearings according to the first embodiment of the present invention. It is a schematic front view shown.
  • FIG. 4 is a schematic front view showing a usage state of still another rocker arm rolling bearing according to the first embodiment of the present invention.
  • FIG. 5 is an enlarged view of a portion including the rocker arm rolling bearing of FIG.
  • ⁇ 6 A diagram for explaining a heat treatment method in Embodiment 1 of the present invention.
  • FIG. 7 is a diagram for explaining a modification of the heat treatment method according to the first embodiment of the present invention.
  • This is a diagram showing the microstructure of bearing parts, especially austenite grains.
  • (A) is a bearing part of the present invention example, and (b) is a conventional bearing part.
  • FIG. 8 (a) is a diagram illustrating an austenite grain boundary illustrated in FIG. 8 (a), and (b) is a diagram illustrating an austenite grain boundary illustrated in FIG. 8 (b).
  • FIG. 11 is a cross-sectional perspective view for describing a pattern of a hardened layer in the second embodiment of the present invention.
  • FIG. 12 A diagram illustrating a heat treatment method according to the second embodiment of the present invention.
  • FIG. 13 A diagram for explaining another heat treatment method according to the second embodiment of the present invention.
  • FIG. 14 is a diagram in which specific conditions are added to the heat pattern HI in FIG.
  • FIG. 15 is a diagram in which specific conditions are added to the heat pattern H2 of FIG.
  • FIG. 16 is a view showing a rolling fatigue testing machine for rotating an outer ring.
  • FIG. 17 is a view showing a test piece of a static crushing strength test (measurement of a breaking stress value).
  • FIG. 18 is a schematic view of a rolling fatigue life tester.
  • (A) is a front view and
  • (b) is a side view.
  • ⁇ 19] A view showing a specimen for a static fracture toughness test.
  • ⁇ 22 It is a front view showing a main part of the peeling life test apparatus.
  • FIG. 23 is a cross-sectional view taken along the line ⁇ - ⁇ in FIG.
  • FIG. 1 is a schematic front view showing a usage state of a rocker arm rolling bearing according to Embodiment 1 of the present invention
  • FIG. 2 is a cross-sectional view taken along line II-II in FIG.
  • the rocker arm 1 which is a rotating member has a rocker arm shaft 5 via a bearing metal or the like at a central portion located between one end la and the other end lb. It is supported by the rotation itself.
  • the rocker arm 1 swings around the rocker arm shaft 5.
  • An adjustment screw 7 is screwed into one end lb of the rocker arm 1.
  • the adjustment screw 7 is fixed by a lock nut 8 and is in contact with an upper end portion 9a of an air supply valve or exhaust valve (engine opening / closing valve) 9 of the internal combustion engine at the lower end thereof.
  • This valve 9 is biased by the repulsive force of the spring 10.
  • the rocker arm 1 integrally has an inner ring support portion (roller support portion) 14 formed in a bifurcated shape at the other end la.
  • the roller shaft hole formed in the bifurcated inner ring support portion 14 is fixed by force caulking, press-fitting, or retaining rings of the roller shaft 2 corresponding to the inner ring.
  • the roller shaft 2 has a hollow cylindrical shape.
  • a roller 4 constituting an outer ring is supported at the center of the outer peripheral surface of the roller shaft 2 through a plurality of rollers 3 as rolling elements. That is, a plurality of rollers 3 are interposed between the roller shaft 2 and the roller 4.
  • the bifurcated roller support portion 14 includes a roller shaft 2 corresponding to an inner ring, a roller 3 serving as a rolling element, and a roller 4 corresponding to an outer ring, and a roller type roller bearing (needle bearing) 50. Is arranged.
  • the axial direction of roller 3 is arranged parallel to the axis of roller shaft 2. It is.
  • the outer peripheral surface of the roller 4 is in contact with the cam surface of the cam 6 provided on the cam shaft by the biasing force of the spring 10. In other words, the cam 6 and the roller 4 are in rolling contact.
  • the rocker arm rolling bearing 50 is a full roller bearing that does not use a cage, and includes a roller shaft 2, a plurality of rollers 3, and a roller 4.
  • the rocker arm rolling bearing 50 plays a role of reducing friction between the rocker arm 1 and the cam 6 and improving wear resistance. Since the rocker arm rolling bearing 50 rotates with a force S that does not come into contact with the cam 6, the pressing force and impact force of the cam 6 act on the roller 4.
  • FIG. 3 is a schematic front view showing a usage state of another rocker arm rolling bearing according to Embodiment 1 of the present invention.
  • rocker arm rolling bearing 50 is provided between one end lb of rocker arm 1 and the other end la.
  • a roller hole (not shown) as an inner ring hole is formed between the two side walls lc of the rocker arm 1.
  • the roller shaft 2 is fixed to the roller hole.
  • the roller shaft 2 has a hollow cylindrical shape, and both ends thereof are inserted into a roller shaft hole (not shown) formed in each of the side walls on both sides of the rocker arm 1 so as to be force-processed. This is fixed.
  • a roller 4 is supported at the center of the outer diameter surface of the roller shaft 2 through rollers 3 so as to be rotatable.
  • the axial direction of the roller 3 is arranged parallel to the axis of the roller shaft 2.
  • the outer diameter surface of the roller 4 is brought into contact with the force surface of the cam 6 provided on the cam shaft by the biasing force of the spring 10.
  • one end lb of the rocker arm 1 is in contact with the upper end 9a of the engine opening / closing nove 9 and the other end la of the rocker arm 1 is provided with a pivot hole 15. ing.
  • the pivot hole 15 abuts on a pivot (not shown).
  • the rocker arm 1 provided with the pivot hole 15 is biased by a spring 10 in a predetermined direction around the pivot. The driving force transmitted from the cam 6 is received by the roller 4, and the valve 9 is moved against the biasing force of the spring 10.
  • FIG. 4 is a schematic front view showing a usage state of still another rocker arm rolling bearing according to Embodiment 1 of the present invention.
  • FIG. 5 is an enlarged view of a portion including the rocker arm rolling bearing of FIG.
  • rocker arm 1 has rocker arm body 11 and interlocking bar 16 that transmits stress from cam 6 force.
  • a rocker arm shaft (rotating shaft) 5 is arranged between one end lib of the rocker arm main body 11 and the other end 11a, that is, at the center of the rocker arm main body 11, and around the rocker arm main body. 11 rotates.
  • the upper end 9a of the valve 9 is in contact with one end lib of the rocker arm body 11, and the valve 9 is biased by the spring force of the spring 10. Further, the upper end portion 16 b of the interlocking rod 16 is in contact with the other end portion 11 a of the rocker arm body 11.
  • An adjustment screw 7 is attached to the other end 11 a of the rocker arm body 11.
  • the adjustment screw 7 has a function of adjusting the contact position between the rocker arm body 11 and the interlocking rod 16.
  • the roller shaft 2 of the rocker arm rolling bearing 50 is attached to the hollow bearing mounting portion 16a located at the lower end portion of the interlocking rod 16 by the mounting member 17! /.
  • the cam 6 abuts against the roller 4 of the rocker arm rolling bearing 50 and transmits the driving force to the interlocking rod 16.
  • the rolling bearing 50 includes a roller shaft 2 corresponding to an inner ring, a roller 3 serving as a rolling element, and a roller 4 corresponding to an outer ring.
  • the roller shaft 2 has a hollow cylindrical shape. Both ends of the roller shaft 2 are fixed to the mounting member 17 by crimping.
  • a roller 4 is supported rotatably at the center of the outer peripheral diameter of the roller shaft 2 via a roller 3. The axial direction of the roller 3 is arranged parallel to the axis of the roller shaft 2.
  • At least one member of the roller 3, the roller shaft 2 and the outer ring roller 4 is subjected to a heat treatment of a low-temperature secondary quenching method to be described. And fine austenite grains.
  • at least one member of the roller shaft 2, which is the inner ring, the roller 3, which is the rolling element, and the roller 4, which is the outer ring in FIGS. Induction hardening and austenite grain size of 11 or more (according to CFIS standard) and ultra-fine and hardness HV65 3 or more.
  • the roller 3 is subjected to a heat treatment of a low-temperature secondary quenching method to be described below.
  • the grain size number of the austenite crystal grains is in the range exceeding # 10
  • the amount of residual austenite of the nitrogen-enriched layer is in the range of 11% to 25% by volume in the surface layer portion of the rolling surface after grinding. It has been.
  • the roller 4, the roller shaft 2, and the roller 3 all have a nitrogen-enriched layer. Further, the nitrogen-enriched layer of at least one of the roller shaft 2 and the roller 3 is subjected to a low-temperature secondary quenching heat treatment described below on at least one of the roller shaft 2 and the roller 3.
  • the austenite grain size number is in the range exceeding # 10, the retained austenite content is 11 volume% or more and 25 volume% or less, and the nitrogen content is 0.1 mass% or more and 0.7 mass% or less. Become.
  • the grain size number of the austenite crystal grains is set to a range exceeding 10 and the area ratio of the spherical carbonized carbide is set to 10% or more.
  • FIG. 6 is a diagram for explaining a heat treatment method according to Embodiment 1 of the present invention.
  • FIG. 7 is a diagram for explaining a modification of the heat treatment method according to Embodiment 1 of the present invention.
  • Fig. 6 is a heat treatment pattern showing the method of primary quenching and secondary quenching, and Fig. 7 shows that the material is cooled below the A transformation point temperature during quenching, and then re-heated and finally quenched.
  • treatment ⁇ diffuses carbon and nitrogen into the steel substrate and dissolves carbon.
  • the above-mentioned heat treatment is normally quenched, that is, after the carbonitriding treatment, it is tempered once as it is. It is possible to improve the cracking strength and reduce the aging rate of dimensional change while carbonitriding the surface layer portion rather than adding it. 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 less than half 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 aging rate of dimensional change.
  • FIG. 8 is a diagram showing the microstructure of bearing parts, particularly austenite grains.
  • FIG. 8 (a) shows a bearing component of the present invention example
  • FIG. 8 (b) shows a conventional bearing component. That is, FIG. 8 (a) shows the austenite grain size of the bearing steel to which the heat treatment pattern shown in FIG. 6 is applied.
  • Fig. 8 (b) shows the austenite grain size of the bearing steel by the conventional heat treatment method.
  • FIGS. 9 (a) and 9 (b) are diagrams showing austenite grain boundaries illustrated in FIGS. 8 (a) and 8 (b).
  • the conventional austenite grain size is a number of 10 or less in the JIS standard grain size number, and according to the heat treatment method of the present invention, the 12th fine grain can be obtained. Further, the average particle diameter in FIG. 8 (a) was 5.6 m as a result of measurement by the intercept method.
  • inner ring 2 of rocker arm rolling bearing 50 of the present embodiment is made of steel containing 0.5% by mass or more of carbon, has a hollow cylindrical shape, and has an end face It has a hardness of HV200 or more and HV300 or less.
  • the inner ring 2 of each rolling bearing 50 has a radial direction from the rolling surface surface of the inner ring 2 on which the roller (rolling element) 3 rolls to the inner diameter surface 2c. It has a hardened layer as a whole. It is preferable that such a hardened layer is formed over the entire circumference of the inner ring 2 in the circumferential direction.
  • the pattern of this hardened layer disclosed in Japanese Patent Application Laid-Open No. 2000-38906 is that the hardened layer 2a is only the rolling surface surface layer portion of the outer diameter surface 2b of the inner ring 2 as shown in FIG.
  • the surface layer portion of the inner diameter surface 2c and the surface layer portion of the end surface 2d are uncured layers.
  • the inner ring 2 in which the hardened layer 2a and the uncured layer are mixed has a lower strength than the inner ring 2 in which the whole is the hardened layer 2a. Since it is easily deformed, a large tensile stress is generated at the center of the inner surface 2c.
  • the surface layer portion of the inner diameter surface 2c is an uncured layer and has a lower fatigue strength than the cured layer 2a. Cracks are generated by the action of tensile stress, often leading to inner ring damage.
  • the inner surface 2c from the rolling surface surface layer portion of the outer surface 2b of the inner ring 2 The entire radial direction is the hardened layer 2a, and the portion of the uncured layer is only near the surface layer portion of the end face 2d.
  • the hardened layer 2a has a larger area than the inner ring 2 shown in FIG. Even when the load is repeatedly applied, the central portion of the inner diameter surface 2c is the hardened layer 2a, and the fatigue strength is high, so that the occurrence of cracks can be prevented and the possibility of causing damage to the inner ring 2 is reduced.
  • the hardened layer pattern of Fig. 11 (b) is more advantageous in strength than Fig. 11 (a) because the region of the hardened layer 2a on the inner diameter surface 2c is wide.
  • the inner diameter surface 2c is wide against the tensile stress generated by repeated loading, but it prevents cracks from occurring across the area. It is also advantageous when receiving an unbalanced load due to the unstable behavior of the rocker arm 1.
  • the hardness of the hardened layer 2a is HV653 or higher, and the hardness of the unhardened layer including the end face 2d of the inner ring 2 is HV200 or higher and HV300 or lower.
  • An intermediate layer (hardness HV300 or more and HV653 or less) exists between the cured layer 2a and the uncured layer.
  • the inner ring 2 has a nitrogen-enriched layer in the surface layer portion, and the surface layer portion is subjected to induction hardening, and the austenite grain size is in the range exceeding # 10 and is ultrafine (according to the CFIS standard). It is preferable.
  • the surface hardness of the rolling surface of the inner ring 2 is HV653 or more. Further, since the surface layer portion of the inner ring 2 has been induction hardened, it is preferable that the amount of retained austenite occupies 11 volume% or more and 40 volume% or less. Further, the nitrogen content in the nitrogen-enriched layer is preferably in the range of 0.1% by mass or more and 0.7% by mass or less. These amounts of retained austenite and nitrogen are the values at the surface layer of 50 m of the rolling surface after grinding. As a result, surface damage and internal origin-type delamination are less likely to occur in the surface layer portion, while other portions are easily caulked due to their low hardness. For this reason, although not shown, both ends of the roller shaft are caulked to form a crimping fixing portion on the chamfered portion of the roller shaft support portion.
  • FIG. 12 is a diagram for explaining a heat treatment method according to Embodiment 2 of the present invention.
  • FIG. 13 is a diagram for explaining another heat treatment method according to Embodiment 2 of the present invention.
  • Fig. 12 shows a heat treatment pattern in which carbonitriding is performed at a point A1 or higher and then gradually cooled
  • Fig. 13 is a carbonitriding treatment at point A1 or higher, followed by rapid cooling and then adjustment at less than A1.
  • It is a heat treatment pattern for performing quality treatment, that is, tempering treatment.
  • the slow cooling treatment in the heat treatment pattern of FIG. 12 or the tempering treatment in FIG. 13 corresponds to each other, and contributes to lowering the hardness of the portion other than the surface layer portion.
  • induction hardening is performed on the surface layer portion having the rolling surface, and then low temperature tempering is performed.
  • any of the heat pattern of FIG. 12 and FIG. 13 is also a hollow cylindrical steel composed of 0.50 mass 0/0 or more steel containing carbon, performs carbonitride process immersion, for example A1 or more points.
  • a nitrogen-enriched layer is formed on the target member (inner ring) of the rolling bearing.
  • C and N which are interstitial elements for the iron atom Fe, invade the prayers and, for example, carbide precipitates in austenite (two-phase coexistence). That is, the nitrogen-enriched layer is hypereutectoid steel.
  • the austenite phase is formed due to the composition of the original steel material.
  • the carbonitriding process may be performed at a temperature where the steel material is a phase of two phases of flite and austenite, or two phases of austenite and cementite! /.
  • the temperature range for slow cooling should be from the carbonitriding temperature to about (A1 point 100 ° C). Lower than this, even if it is gradually cooled to a temperature, it cannot be expected that the cementite is coarsened and coarsened. As a guideline, it can be up to 620 ° C. After that, it may be air-cooled to save time. Water cooling or oil cooling may be performed.
  • heat pattern H2 quenching is performed from the carbonitriding temperature, for example, by oil cooling.
  • martensite and the like are produced from austenite inside due to the original composition of the steel material. This martensite organization is hard.
  • the tempering process tempering process
  • Tempering proceeds rapidly at a temperature as close as possible to the A1 point just below the A1 point. That is, high temperature tempering is performed. Therefore, tempering is preferably performed in the range of A1 point to 650 ° C, more preferably in the range of A1 point to 680 ° C.
  • martensite is generated from austenite (carbide + austenite) by quenching such as oil cooling. Martensite is softened in the same way as martensite generated inside by tempering. The original carbides agglomerate.
  • the nitrogen-enriched layer is a structure in which agglomerated carbides (large ratio) and flites are mixed.
  • rapid heating is performed, and at this time, austenite is nucleated while the carbide is dissolved.
  • the density of carbides dispersed is very high! Therefore, the austenite nucleation density is so high that the austenite structure grains formed by associating the generated austenite with each other are very fine.
  • the nitrogen-enriched layer is a hypereutectoid steel, carbides coexist and the growth of these carbides prevents the growth of ultrafine austenite grains. For this reason, ultrafine austenite grains can be obtained in the nitrogen-enriched layer.
  • the carbides dissolve, and a large amount of carbon dissolves in the ultrafine austenite.
  • tempering is performed at a temperature of about 180 ° C so as not to reduce the hardness. In this tempering at about 180 ° C, high-density dislocations are maintained with almost no loss. This tempering is performed to stabilize the tissue. This tempering does not cause cementite aggregation and hardly causes softness. Depending on the steel material, this tempering may be omitted.
  • the induction-quenched structure containing the retained austenite is tough and can realize a long life under severe use conditions.
  • the austenite grain size of the surface layer is made to be ultrafine grain of 11 or more (exceeding 10), and the internal microstructure is made to be a mixed structure of ferrite and carbide. Can do. Further, the hardness of the surface layer portion can be HV635 or more, and the retained austenite can be 11 to 40% by volume. In addition, as shown in Fig. 11 (a) or (b), a hardened layer (hardness HV635 or higher) can be formed in the entire radial direction from the rolling surface to the inner surface of the inner ring.
  • the hardness of the portion of the uncured layer other than the cured layer (including the end face of the inner ring) is Hv200 or more H
  • the inner ring that has been subjected to the heat treatment has a long rolling fatigue characteristic and is easy to crimp.
  • the nitrogen content in the nitrogen-enriched layer can be made 0.1 mass% or more and 0.7 mass% or less, and the area ratio of the spherical carbonized carbide in the nitrogen-enriched layer can be made 10% or more.
  • FIG. 14 is a diagram in which specific conditions are added to the heat pattern HI in FIG. 12, and FIG. 15 is a diagram in which specific conditions are added to the heat pattern H2 in FIG.
  • the carbonitriding process is performed, for example, under the condition of 850 ° CX 90 minutes.
  • Slow cooling after carbonitriding is performed, for example, by cooling the carbonitriding temperature to 650 ° C, then cooling from 650 ° C to 500 ° C, and then air cooling.
  • Induction hardening is, for example, 800 to 10 It is carried out by rapidly heating to a temperature of oo ° C and then cooling with water. Tempering is performed, for example, at 180 ° CX for 120 minutes, and then air-cooled.
  • the carbonitriding process is performed, for example, under conditions of 850 ° C. ⁇ 90 minutes. After carbonitriding, it is cooled to 100 ° C by oil cooling, for example. Tempering (tempering) is performed, for example, at 700 ° C X I for 20 minutes, and then air-cooled. Induction hardening is performed, for example, by rapid heating to a temperature of 800 to 1000 ° C. and then water cooling. Tempering is performed, for example, under conditions of 180 ° C. ⁇ 120 minutes, and then air-cooled.
  • the bearing is a full-roller-one dollar bearing used for rocker arms.
  • the inner ring has an outer diameter of ⁇ 14.64mmX width L17.3 mm
  • the outer ring has an inner diameter of ⁇ 18.64mm X outer diameter of ⁇ 24 ⁇ m X width L6.9 mm.
  • the rollers had an outer diameter of 2 mm and a length of L6.8 mm, and 26 rollers were used. Moreover, it was set as the all roller type structure which does not use a holder
  • This bearing has a basic dynamic load rating of 8.6 kN and a basic static load rating of 12.9 kN.
  • Test bearings No. 1 to No. 3 (Examples of the present invention): Carbonitriding was performed under conditions of carbonitriding temperature 850 ° C and holding time 1 50 minutes. During the carbonitriding process, a mixed gas atmosphere of RX gas and ammonia gas was used. At that time, carbonitriding was performed on each of test bearings No. 1 to No. 3 by changing the mixing ratio of RX gas and ammonia gas. After that, according to the heat treatment pattern shown in Fig. 6, the carbonitriding temperature is 850 ° C, the primary quenching is performed, and the carbonitriding temperature is lower than the carbonitriding temperature at V,,, and! And then tempered at 180 ° C for 90 minutes.
  • Test bearing No. 4 Standard heat treatment was performed. That is, after heating in an RX gas atmosphere at a heating temperature of 840 ° C. and a holding time of 20 minutes, quenching was performed, followed by tempering at 180 ° C. for 90 minutes.
  • Test bearing No. 5, 6 Carbonitriding was performed under conditions of carbonitriding temperature of 850 ° C and holding time of 150 minutes. During carbonitriding, the mixed gas of RX gas and ammonia gas The atmosphere. At that time, carbonitriding was performed on each of test bearings No. 5 and No. 6 by changing the mixing ratio of RX gas and ammonia gas. After that, quench at 850 ° C
  • Tempering was performed at 180 ° C for 90 minutes.
  • Table 1 shows the results of the material investigation and the function evaluation test of the inner rings of test bearings No. 1 to No. 6 manufactured by the above manufacturing method.
  • the present invention is a.
  • Example 1 The present invention
  • Austenite grain size The austenite grain size was measured based on the JIS G 0551 steel austenite grain size test method.
  • Amount of retained austenite The amount of retained austenite was measured by comparing the diffraction intensities of martensite ⁇ (211) and retained austenite ⁇ (220) by X-ray diffraction. As the amount of retained austenite, the value at the surface layer of 50 m of the rolling surface after grinding was adopted.
  • Nitrogen content The nitrogen content was measured using EPMA. For the nitrogen content, the value at the surface layer of 50 m of the rolling surface after grinding was adopted.
  • the surface hardness was measured using a Vickers hardness meter (lkgf).
  • Fig. 16 shows the rolling fatigue life test equipment and Table 2 shows the test conditions.
  • This test apparatus is an outer ring rotation test apparatus. Referring to FIG. 16, a roller having a configuration in which a plurality of needle rollers 53 are rotatably arranged between a roller shaft 52 and a roller 54 incorporated in the test machine. 56, a rolling fatigue test was performed by rotating at a predetermined speed while applying a radial load.
  • Austenite grain size The products No. 1 to No. 3 of the present invention are remarkably refined with a grain size number of 11 to 12. Standard heat-treated products and conventional carbonitrided products No. 4 to No. 6 have a grain size number of 8 to 9 and coarser austenite grains than the product of the present invention.
  • Amount of retained austenite Nos. 1 to 3 of the present invention are 12 to 24%, and moderate austenite exists. Standard heat-treated product No. 4 is 8%, less than the invention product. In addition, the conventional carbonitrided products No. 5 and No. 6 are 29 to 36%, more than the invention products. The amount of austenite of the invention is the amount of retained austenite between the standard heat treated product and the conventional carbonitrided product.
  • Invention products Nos. 1 to 3 are HV730 to 780.
  • Standard heat treatment No 4 is HV740.
  • Conventional carbonitrided products No. 5 and No. 6 are HV760 and HV650, and for No. 6, the amount of retained austenite is excessive and the hardness does not come out.
  • the present invention products No. 1 to No. 3 have a nitrogen-enriched layer in the surface layer portion, and the austenite crystals are refined to a grain size number of 11 or more, and retained austenite. Since the amount is moderate, the surface hardness is appropriate, and the area ratio of the spheroidized carbide is large, the normal load-dependent rolling fatigue life and crack fatigue strength are improved.
  • Peeling and smearing specimens were manufactured using JIS standard SUJ2.
  • the specimen has an outer diameter of ⁇ 40mm x width L12.
  • the manufacturing history of each test bearing is as follows.
  • Test Bearing No. 1 Carbonitriding temperature 850 ° C, holding time 150 minutes The carbonitriding process was performed under the following conditions. During the carbonitriding process, the atmosphere was a mixed gas of RX gas and ammonia gas. After that, according to the heat treatment pattern shown in Fig. 6, the primary quenching is performed from the carbonitriding temperature of 850 ° C! /, The following !, lower than the carbonitriding temperature! Heated at 800 ° C for 20 minutes. Secondary quenching was performed, followed by tempering at 180 ° C for 90 minutes.
  • Test Bearing No. 2 (Comparative Example 1): Standard heat treatment was performed. That is, after heating in a RX gas atmosphere at a heating temperature of 840 ° C. and a holding time of 20 minutes, quenching was performed, followed by tempering at 180 ° C. for 90 minutes.
  • Test Bearing No. 3 (Comparative Example 2): Carbonitriding was performed under conditions of carbonitriding temperature of 850 ° C and holding time of 150 minutes. During the carbonitriding process, the atmosphere was a mixed gas of RX gas and ammonia gas. After that, quenching was performed at 850 ° C, followed by tempering at 180 ° C for 90 minutes.
  • Table 4 shows the material survey results, peeling test, and smearing test results of test pieces No. 1 to No. 3 manufactured by the above manufacturing method.
  • Peeling test The product No. 1 of the present invention has a peeling strength 1.5 times higher than that of the standard heat-treated product No. 2, and the same or slightly higher than the carbonitrided product No. 3. It is improving. This is because the surface layer portion has a nitrogen-enriched layer, the austenite crystal is refined to a grain size number of 11 or more, the amount of retained austenite is moderate, the surface hardness is appropriate, and the spheroidized carbide A large area ratio is considered to have improved toughness and resistance to crack initiation and propagation. [0187] (2) Smearing test: The product No. 1 of the present invention has a peeling strength 1.5 times higher than that of the standard heat-treated product No. 2, compared with the carbonitrided product No. 3.
  • the surface layer portion has a nitrogen-enriched layer
  • the austenite crystal is refined to a grain size number of 11 or more
  • the amount of retained austenite is moderate
  • the surface hardness is appropriate
  • the spheroidized carbide A large area ratio is considered to suppress the plastic flow of the surface layer under large sliding conditions and to improve the seizure resistance.
  • the product No. 1 of the present invention is better than the conventional bearing material in both the peeling test and the smearing test.
  • the roller damage is poor and the roller position is not controlled smoothly, and the life of surface damage due to roller skew is improved.
  • the product of the present invention has a nitrogen-enriched layer in the surface layer portion, the austenite crystal is refined to a particle size number of 11 or more, the amount of retained austenite is moderately, and has an appropriate surface hardness. Since the area ratio of spheroidized carbides is large, the resistance to cracking and propagation is very large, and surface heating due to slip and surface cracking due to tangential force can be suppressed.
  • Grain size 1 12 11. 5 11 10 10 10 10
  • Fracture stress value-2840 2780 2650 2650 2700 2330 2770 (MPa)
  • 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.
  • the primary quenching is performed from the carbonitriding temperature of 850 ° C! /, Next !, lower than the carbonitriding temperature, and heated to a temperature range of 780 ° C to 830 ° C. Next quenching was performed. However, the secondary quenching temperature
  • Samples E and F (comparative example): Carbonitriding is performed with the same history as the inventive examples A to D, and the secondary quenching temperature is 850 ° C to 870 ° C, which is 850 ° C or higher. It was done in.
  • the amount of hydrogen is determined by LECO's DH-103 hydrogen analyzer. Was analyzed. The amount of diffusible hydrogen is not measured. The specifications of this LECO DH-103 hydrogen analyzer are shown below.
  • Sample weight size 1 Omg to 35 mg (Maximum: Diameter 12mm X Length 1 OOmm)
  • 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 kgfZcm 2 ).
  • the outline of the measurement procedure is as follows.
  • the sample collected by the dedicated sampler is inserted into the hydrogen analyzer with the sampler.
  • the internal diffusible hydrogen is led to the thermal conductivity detector by the nitrogen carrier gas. This diffusible hydrogen is not measured in this example.
  • the sample is taken out from the sampler, heated in a resistance heating furnace, and non-diffusible hydrogen is led to the thermal conductivity detector by nitrogen carrier gas.
  • the amount of non-diffusible hydrogen can be determined by measuring the thermal conductivity with a thermal conductivity detector.
  • the grain size was measured based on the JIS G 0551 steel austenite grain size test method.
  • the Charpy impact test was performed based on the Charpy impact test method for metal materials of JIS Z 2242.
  • a U-notch test piece (JIS No. 3 test piece) shown in JIS Z 2202 was used as the test piece.
  • FIG. 17 is a view showing a test piece of a static crushing strength test (measurement of a breaking stress value). Measure the load until it breaks by applying a load in the P direction in the figure. After that, the obtained fracture load is converted into a stress value by the bending beam stress calculation formula shown below.
  • the test piece is The test piece is not limited to the test piece shown in FIG. 17, and a test piece having another shape may be used.
  • ⁇ is the axial force of the cross section including the axis of the annular specimen
  • ⁇ is the cross-sectional area
  • e is the outer radius
  • e is the inner radius
  • ⁇ is the section modulus of the curved beam.
  • ⁇ (N / A) + ⁇ M / (A) ⁇ [l + el / ⁇ ( ⁇ + e) ⁇ ]
  • FIG. 18 is a schematic diagram of a rolling fatigue life tester.
  • FIG. 18 (a) is a front view
  • FIG. 18 (b) is a side view.
  • the rolling fatigue life test piece 121 is driven by the drive roll 111 and rotates in contact with the ball 113.
  • the Bonore 113 is a 3Z4 inch ball, and is guided by the in-house roll 112 and rolls while applying high surface pressure to the rolling fatigue life test piece 121.
  • the austenite grains are remarkably refined to a grain size number of 11 to 12. Talk!
  • the austenite grains of Samples E and F, as well as the conventional carbonitrided and conventional quenched products have a grain size number of 10, and are coarser than those of Samples B to D of the inventive examples.
  • the Charpy impact value of the conventional carbonitrided product is 5.33 jZcm 2
  • the Charpy impact value of Samples B to D of the present invention example is 6.30 to 6.65 jZcm 2 .
  • a high value is obtained.
  • the Charpy impact value tends to increase as the secondary quenching temperature decreases.
  • Charpy impact value of the normal quenched product is high and 6. 70jZcm 2.
  • the fracture stress value corresponds to the crack resistance strength.
  • the conventional carbonitrided product has a fracture stress value of 2330 MPa.
  • the fracture stress values of samples B to D are improved to 2650 to 2840 MPa.
  • the normal stressed product has a fracture stress value of 2770 MPa, and the improved cracking resistance of Samples B to D, along with the fineness of austenite crystal grains, has a significant effect on reducing the hydrogen content! Presumed.
  • the normal fatigue-hardened product has the lowest rolling fatigue life L, reflecting that it does not have a nitrogen-enriched layer in the surface layer. Compared to this, the rolling fatigue life of conventional carbonitrided products is 3.1.
  • Samples B to D Doubled.
  • the rolling fatigue life of Samples B to D is significantly improved compared to the conventional carbonitrided products.
  • Samples E and F of the present invention are almost the same as conventional carbonitrided products.
  • Samples B to D of the present invention had a reduced hydrogen content, austenite grain size refined to 11th or more, Charpy impact value, crack resistance strength and rolling fatigue. Work life is also improved.
  • Example 4 A series of tests were conducted on the following X, Y and Z materials.
  • JIS standard SUJ2 material (1.0 wt% 0.25 wt% Si 0.4 wt% Mn—l. 5 wt% Cr) was used as the heat treatment material, and was common to the X to Z materials.
  • the manufacturing history of materials X to Z is as follows.
  • Y material comparative example: quenching as it is after carbonitriding (conventional carbonitriding quenching). Carbonitriding temperature 845 ° C, holding time 150 minutes. The atmosphere of carbonitriding was RX gas + ammonia gas.
  • the atmosphere of carbonitriding was RX gas + ammonia gas.
  • the final quenching temperature was 800 ° C.
  • test conditions and test equipment for the rolling fatigue life test are shown in Table 8 and Figure 1 as described above.
  • the Y material of the comparative example is 3.1 times as long as the L life of the X material that was subjected only to normal quenching in the comparative example (the life that one of the 10 test pieces breaks). The effect of extending the service life by carbonitriding is shown.
  • the Z material of the present invention example has a long life of 1.74 times that of the Y material and 5.4 times that of the X material. The main reason for this improvement is thought to be the refinement of the microstructure.
  • FIG. 19 is a diagram showing a test piece for a static fracture toughness test. After introducing a pre-crack about 1 mm into the notch of this test piece, the static load by three-point bending was measured and the fracture load P was obtained. The following formula (I) was used to calculate the fracture toughness value (K value). The test results are shown in Table 11.
  • K (PL ⁇ a / BW 2) ⁇ 5. 8- 9. 2 (a / W) +43 6 (a / W) 2 -. 75. 3 (a / W) 3 + 77 lc
  • the static crushing strength test piece had the shape shown in FIG. In the figure, direction P A static crushing strength test was performed with a load applied in the direction. The test results are shown in Table 12.
  • the Y material subjected to carbonitriding has a slightly lower value than the normal quenching X material.
  • the Z material of the present invention has a higher static crushing strength than the Y material, and a level comparable to that of the X material.
  • Table 13 shows the measurement results of the dimensional change over time at a holding temperature of 130 ° C and a holding time of 500 hours, together with the surface hardness and the amount of retained austenite (0.1 mm depth).
  • the Z material of the present invention example is 2 minutes
  • the Y material subjected to the conventional carbonitriding treatment was about 2.5 times longer, and the Z material of the present invention example was about 2.3 times longer in life.
  • the Z material of the present invention has less retained austenite than the Y material of the comparative example, but it has a longer life than the Y material due to the intrusion of nitrogen and the effect of the refined microstructure! .
  • the Z material of the example of the present invention that is, the bearing component manufactured by the heat treatment method of the present invention, has a long rolling fatigue life and crack strength, which was difficult with the conventional carbonitriding process. We were able to satisfy the three items of improvement and reduction of aging rate of change at the same time.
  • Rollers, roller shafts, and rollers for rocker arm rolling bearings were manufactured using three types of heat treatment methods: standard heat treatment, carbonitriding treatment, and heat treatment of the present invention.
  • standard heat treatment, carbonitriding treatment, and heat treatment of the present invention refer to the following heat treatment methods.
  • Standard heat treatment After heating in RX gas atmosphere at a heating temperature of 840 ° C and a holding time of 20 minutes
  • Carbonitriding After heating under the condition of a mixed gas of RX gas and ammonia gas at a temperature of 850 ° C and a holding time of 150 minutes, quenching is also performed at a temperature of 850 ° C, Tempering was performed at 180 ° C for 90 minutes.
  • Heat treatment of the present invention carbonitriding was performed under conditions of carbonitriding temperature of 850 ° C and holding time of 150 minutes. During carbonitriding, the atmosphere was a mixed gas of RX gas and ammonia gas. After that, in accordance with the heat treatment pattern shown in Fig. 6, the primary quenching is performed from the carbonitriding temperature of 850 ° C! The temperature is lower than the carbonitriding temperature at the temperature of 800 ° C! Next quenching was performed, followed by tempering at 180 ° C for 90 minutes.
  • Table 16 shows the materials of the members obtained by these heat treatment methods.
  • Austenite grain size The austenite grain size was measured based on the JIS G 0551 steel austenite grain size test method.
  • Amount of retained austenite The amount of retained austenite was measured by comparing the diffraction intensities of martensite ⁇ (211) and retained austenite ⁇ (220) by X-ray diffraction. As the amount of retained austenite, the value at the surface layer of 50 m of the rolling surface after grinding was adopted.
  • Nitrogen content The nitrogen content was measured using EPMA. For the nitrogen content, the value at the surface layer of 50 m after rolling was adopted.
  • Austenite grain size The heat-treated member of the present invention is remarkably refined with a grain size number of 12.
  • the standard heat-treated member and the carbonitrided member have crystal grain size numbers 9 and 8, and are austenite crystal grains coarser than the heat-treated member of the present invention.
  • the heat-treated member of the present invention has a residual austenite content of 21% by volume, and appropriate austenite is present.
  • the standard heat-treated member has a residual austenite amount of 7% by volume, which is less than the heat-treated member of the present invention.
  • the carbonitriding member is The amount of retained austenite is 29% by volume, which is higher than that of the heat-treated member of the present invention. From the above, it can be seen that the heat-treated member of the present invention is the amount of retained austenite between the standard heat-treated member and the carbonitrided member.
  • the nitrogen content of the heat-treated member of the present invention is 0.30%. Since the standard heat-treated member was not carbonitrided, the nitrogen content was 0%. Further, the nitrogen content of the carbonitrided member was 0.31%. The nitrogen content of the heat-treated member of the present invention tended to be slightly lower than the nitrogen content of the carbonitrided member. This is thought to be because the heat treatment of the present invention performs secondary quenching at a temperature of 800 ° C., which is lower than the carbonitriding temperature, after the carbonitriding process.
  • FIG. 20 shows a cross-sectional view showing the structures (dimensions) of Sample 1 to Sample 6
  • FIG. 21 shows a cross-sectional view showing the structures (dimensions) of Sample 7 to Sample 11.
  • the width of roller 4 and roller 3 was 6.9 mm
  • the width of roller shaft 2 was 17.3 mm
  • the width of roller 4 and roller 3 was 5.5 mm
  • the width of roller shaft 2 was 15.9 mm.
  • Samples 7 to 11 were about 20% more compact than Samples 1 to 6.
  • FIG. 22 is a front view showing the main part of the peel life test apparatus
  • FIG. 23 is a cross-sectional view taken along line ⁇ - ⁇ in FIG.
  • the rocker arm rolling bearing 50 is arranged so that the driving tool 101 and the roller 4 of the peeling life test apparatus are in contact with each other, and the roller shaft 2 is fixed. Then, the roller 4 was rotated by rotating the drive roll 101 in the direction of the arrow in FIG. 22 with a radial load being applied from the drive roll 101 of the peel life test apparatus to the rocker arm rolling bearing 50.
  • sample 6 in which the heat treatment of the present invention was performed on all members of the roller, roller shaft, and roller was peeled off 3.5 times compared to sample 1 in which all members were subjected to standard heat treatment. It can be seen that it has a lifetime.
  • sample 9 in which the roller and roller shaft were subjected to carbonitriding and the rollers were heat-treated according to the present invention was compared to sample 1. 1. It can be seen that it has twice the peel life. Also, carbonitriding is performed on the rollers and rollers, and the heat treatment of the present invention is performed on the roller shafts. It can be seen that Sample 10 has a 1.5 times longer peel life than Sample 1.
  • Sample 11 in which the roller was subjected to carbonitriding and the roller and roller shaft were heat-treated according to the present invention had 1.7 times longer peeling life than Sample 1. From the above results, all of the rollers, roller shafts, and rollers have a nitrogen-enriched layer. By performing the heat treatment of the present invention on at least one member of the roller shafts and rollers, the bearing con- It can be seen that the decrease in lifespan can be suppressed while aiming for knock toys.
  • a bearing for rolling fatigue test was manufactured using JIS standard SUJ2.
  • the bearing is a full-roller-one-dollar bearing used for a rocker arm.
  • the inner ring has an inner diameter ⁇ lOmm X outer diameter ⁇ 1 4. 64 mm X width LI 5 mm, and the outer ring has an inner diameter ⁇ 18. 64 mm X outer diameter ⁇ 24 mm X width L 7 mm.
  • the rollers used were 26 rollers with an outer diameter of ⁇ 2mm X length L6. 8mm, and a full roller type configuration without a cage.
  • the basic dynamic load rating of this bearing is 8.6kN and the basic static load rating is 12.9kN.
  • Test bearing No. 1 Invention example 1: Induction heat treatment was performed so that the hardened layer pattern was as shown in FIG. 11 (b).
  • Test bearing Nos. 2 and 3 (Invention Examples 2 and 3): The heat treatment of the heat pattern HI shown in Fig. 14 was performed. In addition, high frequency heat treatment was performed so that the hardened layer pattern was as shown in FIG. 11 (b).
  • Test bearing No. 4 (Comparative example 1): Induction heat treatment was performed so that the hardened layer pattern was as shown in FIG.
  • Test Bearing No. 5 (Comparative Example 2): Heat treatment was performed in the process of heat pattern HI shown in FIG. In addition, induction heat treatment was performed so that the hardened layer pattern was as shown in Fig. 10.
  • Test bearings No. 1 and 4 Standard heat-treated products (quenched / tempered)
  • Test bearing No. 2, 3, 5 Carbonitrided product Table 19 shows the results of the material investigation and the function evaluation test of the inner ring of the test bearing manufactured by the above manufacturing method.
  • the austenite grain size was measured based on the JIS G 0551 steel austenite grain size test method.
  • the value at the surface layer of 50 ⁇ m at the center of the rolling surface after grinding was adopted.
  • the amount of retained austenite was measured by comparing the diffraction intensities of martensite a (211) and retained austenite ⁇ (220) by X-ray diffraction.
  • the amount of retained austenite was the value at the surface layer of 50 m at the center of the rolling surface after grinding.
  • the nitrogen content was measured using EPMA.
  • the value at the surface layer of 50 ⁇ m in the center of the rolling surface after grinding was adopted.
  • the surface hardness at the center of the rolling surface after grinding was measured.
  • the measurement was performed using a Vickers hardness meter (1 kgf).
  • the area ratio of the spherical carbonized carbide was measured by observing with an optical microscope (400 times) after corrosion using a picric alcohol solution (picral).
  • picral a picric alcohol solution
  • the rolling fatigue life was performed under the test conditions shown in Table 2 using the test test equipment shown in FIG.
  • the test apparatus shown in Fig. 16 is an outer ring rotating test apparatus. Referring to Fig. 16, a plurality of needle rollers 53 (3) are inserted between the inner ring 52 (2) and the outer ring 54 (4) incorporated in the test machine. A rolling fatigue test was conducted by rotating the outer ring 54 at a predetermined speed while applying a radial load by the members 55 and 56 using a structure arranged so as to be able to roll.
  • the product Nos. 1 to 3 of the present invention are remarkably refined with a grain size number of 11 to 12.
  • Standard heat-treated products and carbonitrided products Nos. 4 and 5 have a grain size number of 9 and are coarser austenite grains than the products of the present invention.
  • the amount of retained austenite of the present invention products No. 2 and 3 is 20 to 35% by volume, and moderate austenite is present in these samples.
  • the nitrogen content of the present invention products No. 2 and 3 is 0.12 to 0.28% by mass and contains nitrogen.
  • the surface hardness of the product Nos. 2 and 3 of the present invention is HV770 to 780.
  • the area ratio of the spherical carbonized carbide in the products No. 2 and 3 of the present invention is 13.0 to 13.6%.
  • the static cracking strength of the products No. 1 to 3 of the present invention is greatly improved compared to the comparative products No. 4 and No. 5. This is because, when a load is applied to the bearing, the inner ring (comparative product) with a mixture of hardened and uncured layers as shown in Fig. 10 has an outer surface as shown in Fig. 11 (a) and (b). Compared to the inner ring (the product of the present invention) in which the entire surface from the inner diameter surface to the inner diameter surface is a hardened layer, the strength is small and it is easy to deform, so a large tensile stress is generated at the center of the inner diameter surface.
  • the crack fatigue strength of the product No. 1 of the present invention has improved more than twice compared with the comparative product No. 4.
  • the crack fatigue strength of the products No. 2 and 3 of the present invention is improved to about 3 times that of the comparative product No. 5.
  • the inner ring (comparative product) in which a hardened layer and an uncured layer are mixed as shown in Fig. 10 has an outer surface as shown in Fig. 11 (a) and (b).
  • the inner ring the product of the present invention
  • the entire inner surface is a hardened layer
  • the rolling fatigue life of the product No. 1 of the present invention is slightly improved compared to the comparative product No. 4.
  • the rolling fatigue life of the inventive products Nos. 2 and 3 is also slightly improved compared to the comparative product No. 5.
  • the rolling fatigue life of Samples Nos. 2, 3, and 5 is better than Samples Nos. 1 and 4 because of the nitrogen-enriched layer.
  • Factors that the nitrogen-enriched layer has on the rolling fatigue life can be the amount of retained austenite, the nitrogen content, the area ratio of spheroidized carbides, and the like.
  • the hardened layer pattern is from the inner surface to the inner surface of the inner ring outer diameter rolling surface as shown in FIGS.
  • a hardened layer By using a hardened layer, static crack strength and crack fatigue strength can be improved.
  • the surface layer portion has a nitrogen-enriched layer, the austenite crystals are refined to a particle size number exceeding # 10, the amount of retained austenite is moderate, and appropriate. Since it has surface hardness and the area ratio of spheroidized carbide is large, the normal load-dependent rolling fatigue life and crack fatigue strength are improved.
  • the present invention can be particularly advantageously applied to a rocker arm rolling bearing used for a rocker arm used for opening and closing an intake valve and an exhaust valve of an automobile engine.

Landscapes

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  • General Engineering & Computer Science (AREA)
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Abstract

　ロッカーアーム用転がり軸受（５０）は、エンジンのカム（６）と転がり接触するローラ（４）と、ローラ（４）の内側に位置し、ロッカーアーム（１）に固定されたローラ軸（２）と、ローラ（４）とローラ軸（２）との間に介在する複数のころ（３）とを備えたロッカーアーム用転がり軸受において、ローラ（４）、ローラ軸（２）、およびころ（３）のうち少なくとも１つの部材が窒素富化層を有し、その部材のオーステナイト結晶粒の粒度番号が１０番を超える範囲にあり、かつ表面硬さＨｖが６５３以上である。これにより、長寿命化を図ることができる。

Description

ロッカーアーム用転がり軸受
技術分野
[0001] 本発明は、自動車用エンジンのインテイクノ レブやェグゾ一ストバルブの開閉に用 いられるロッカーアーム用転がり軸受に関し、より特定的には、長寿命化を図ったロッ カーアーム用転がり軸受に関するものである。
背景技術
[0002] 最近の転がり軸受の中には、たとえばエンジンのインテイクバルブやェグゾ一ストバ ルブの開閉に用いられるロッカーアームに使用する軸受のように、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軸受が多い。特に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、スムーズにころ位置が制御されな力つたり することで、ころのスキューが起こりやすい。また、潤滑油が軸受内部にうまく供給さ れないと、潤滑条件が悪い事態が生じやすい。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力つた。
[0003] エンジンのインテイクバルブやェグゾ一ストバルブの開閉に用いられるロッカーァー ムに使用する軸受のように、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力つた。たとえばショットピーユング などの加工による圧縮の残留応力、高濃度浸炭窒化による高硬度 (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。
[0004] これまでの公知技術では、次の対応をとつてきた。
(1)転動疲労寿命向上のため、軸受部品の軌道輪にショットピーユングを適用し、 強化層、残留オーステナイト含有層、焼入れ硬化層を表面力 内部に順に設けた軸 受部品 (特開平 2— 168022号公報 (特許文献 1) )。
[0005] (2)マルテンサイト組織中の炭化物の大きさ、面積率、残留オーステナイト量および 硬さを、ショットピーユングすることにより効率的に調整する技術 (特開 2001— 0655 76号公報 (特許文献 2) )。
[0006] (3)転動疲労寿命向上のため、ショットピーユングによる残留圧縮応力ピーク高さお よび分布を、使用時に作用する最大剪断応力および作用深さに一致させる技術 (特 開平 3— 199716号公報 (特許文献 3) )。
[0007] (4)浸炭軸受において、長寿命化のためにショットピーニングを施し、最終表面仕 上げ加工を施した後の表面において、残留圧縮応力 σ (MPa)と残留オーステナイト γ (%)の組合せを、 0. 001 σ +0. 3 γ≥1. 0を満足するようにする制御方法。
[0008] (5)カムフォロア外輪の外径の硬度を相手カムと同等の硬度とし、かつ外輪の内径 の硬度を外径の硬度よりも高くしたカムフォロア装置（ロッカーアーム用軸受）（実開 平 3 - 119508号公報 (特許文献 4) )。
[0009] (6)対向する他の部品と転がり接触または転がりすベり接触する部品において、表 面から 0〜50 /z mの深さの表層部の最大圧縮応力を 50〜： LlOkgfZmm2とし、硬度 を HV830〜960とし、残留オーステナイトを 7%以上とし、表面粗さの平均波長を 25 μ m以下とし、これらをショットピーユングにより達成したもの（特許第 3125434号公 報 (特許文献 5) )。
[0010] 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。
[0011] (7)エンジンの動弁機構用カムフォロワ装置用軸受（ロッカーアーム用軸受）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（特開 2 000— 038907号公報（特許文献 6) )。
[0012] (8)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： 1Z
10〜3ZlO、端面硬度： HV830〜960、表面粗さの平均波長：25 m以下とした力 ムフォロワ装置用軸受軸（ロッカーアーム用軸受）を実現するために軸受鋼に浸炭窒 化とハードショットピー-ングを施したもの（特開平 10— 047334号公報 (特許文献 7
) )。
[0013] (9)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力 ムフォロワ軸（ロッカーアーム用軸受部品）（特開平 10— 103339号公報 (特許文献 8 ) )。
[0014] (10)工具鋼などにより形成し、焼戻し温度よりも低 、温度でイオン窒化ゃイオンプ レーティングで高硬度にしたカムフォロワ軸（ロッカーアーム用軸受部品）（特開平 10 110720号公報 (特許文献 9) )。
[0015] (11)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 ヮ装置用軸受（ロッカーアーム用軸受）（特開 2000— 038906号公報 (特許文献 10)
) o
[0016] (12)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ェン ジンの動弁機構用カムフォロワ（動弁機構用転がり軸受）（特開 2002— 031212号 公報 (特許文献 11) )。
[0017] (13)軸のころ転動領域にクラウユングを付けたエンジンの動弁機構用カムフォロワ
(動弁機構用軸受）（実開昭 63— 185917号公報 (特許文献 12) )。
[0018] (14)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 (特開 2002— 1944 38号公報 (特許文献 13) )。
[0019] ロッカーアームに付随する別の問題として、ローラ軸両端部に力しめ成形を施して ローラ支持部材に力しめる場合がある。この場合、ローラ軸の転走面は高硬度を必要 とするが、端部は力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、力しめ 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 一のローラ軸両端部に対して力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。
[0020] (15)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、両端部を軟ィ匕する方法 (特開平 5— 179350号公報 (特許文献 14) )。
[0021] ところで、近年、環境問題がクローズアップされ、自動車に対しても低燃費化が法的 に義務付けられ、強く要求され始めている。これに伴い、エンジンを構成する各部品 に対し、軽量 'コンパクトィ匕が要求されている。従って、エンジンのインテイクバルブや ェグゾ一ストバルブの開閉に用いられるロッカーアームに対しても軽量 'コンパクトィ匕 が要求され、自ずとロッカーアーム用軸受に対しても軽量 'コンパクトィ匕の要求がされ ている。
[0022] 軸受の軽量化の方法として、内輪を中空の円筒形状 (パイプ）にする方法がたとえ ば米国特許第 4, 727, 832号 (特許文献 15)に記載されており、また軸受のコンパク ト化の方法として軸受のサイズダウンがある。し力し、軸受のサイズダウンは、カムの 形状やバルブ開閉のリフト量に制約があるため、単純に小径化できず、幅 (軸)方向 のサイズダウンが主流となる。よって、軸受の軽量 'コンパクトィ匕の方法としては、内輪 の中空円筒化と幅方向のサイズダウンが主流となる。
[0023] ここで、軸受の軽量 'コンパクトィ匕を実施するうえで、問題となる項目としては、外輪 または内輪の割れ疲労強度、ころまたは内輪の転動疲労寿命の低下がある。
[0024] 本出願人は、これまでに熱処理技術の改良により、外輪、ころ、および圧入やピン 止め等 (かしめ加工以外)を行うことでロッカーアームに固定する内輪 (全体が硬化し た内輪）に対しては、割れ疲労強度、転動疲労寿命を改善することに成功している。 よって、力しめ加工を行うことでロッカーアームに固定する内輪について、割れ疲労 強度、転動疲労寿命を改善する必要がある。
[0025] 本出願人は、力しめ加工を行うことでロッカーアームに固定する内輪について転動 疲労寿命を改善することにも成功しており、残る課題は中空円筒形状の内輪の割れ 疲労強度の改善である。
[0026] 従来、力しめ加工を行うことでロッカーアームに固定する内輪については、加工ェ 程が増えるため、中空の円筒形状は使用されず、中実の円筒形状が使用され、端面 の力しめ加工を可能にするために高周波熱処理により転動体であるころの転走面の みが表面硬化されている。このことは、たとえば特開昭 62— 007908号公報 (特許文 献 16)、特開平 5— 321616号公報 (特許文献 17)などに開示されている。
[0027] 同様に、中空の円筒形状の内輪を使用した場合でも、従来、端面の力しめ加工を 可能にするために、高周波熱処理を用いて転動体であるころの転走面のみが表面 硬化されている。このことは、たとえば特開平 3— 031503号公報 (特許文献 18)、特 開 2000— 038906号公報（特許文献 10)などに開示されている。
[0028] 特に、中空の円筒形状の内輪では、中実の円筒形状の内輪に比べ、形状による曲 げ応力が大きくなるため、この曲げ応力を 15kgfZmm2以下にし、破損を防止する方 法 (特開 2000— 038906号公報参照）がある。しかし、この方法は形状の制約を付 けてしまうことになり、軸受の軽量 'コンパクトィ匕の妨げとなる。
また、単純な中空の円筒形状の内輪では、前記の理由のため強度不足になるため 、補強材を内径部につける方法 (実開平 3— 063703号公報 (特許文献 19)参照）が ある。しかし、この方法では、加工工程が増えたり、複雑なため、軸受の価格が上がる というデメリットがある。
特許文献 1 :特開平 2— 168022号公報
特許文献 2：特開 2001— 065576号公報
特許文献 3 :特開平 3— 199716号公報
特許文献 4：実開平 3— 119508号公報
特許文献 5：特許第 3125434号公報
特許文献 6：特開 2000— 038907号公報
特許文献 7：特開平 10—47334号公報
特許文献 8：特開平 10— 103339号公報
特許文献 9：特開平 10— 110720号公報
特許文献 10 :特開 2000— 038906号公報
特許文献 11：特開 2002— 031212号公報
特許文献 12 :実開昭 63— 185917号公報
特許文献 13 :特開 2002— 194438号公報
特許文献 14：特開平 5— 179350号公報
特許文献 15 :米国特許第 4, 727, 832号明細書
特許文献 16：特開昭 62— 007908号公報
特許文献 17：特開平 5— 321616号公報
特許文献 18 :特開平 3— 031503号公報
特許文献 19 :実開平 3— 063703号公報
発明の開示
発明が解決しょうとする課題 [0030] 今後、エンジンのインテイクバルブやェグゾ一ストバルブの開閉に用いられるロッカ 一アーム用転がり軸受においても、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。このような条件で使用される軸受の寿命を 支配する要因は、通常の荷重依存型の転動疲れ寿命の他に、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がある。ロッカーアーム用転がり軸受の長 寿命化のためにはこれらの寿命を長寿命化する必要がある力 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確立されていな力つた。また、総ころ軸受特有の ころの干渉ゃスキューによる短寿命も発生する問題がある。
[0031] これまでの公知の技術は、高硬度、高 、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。これらを実際に軸受として 評価すると、外輪のような曲げが作用する用途の疲労強度や外輪外径面の耐摩耗 性については効果があり、良好な結果が得られるものの、軸受の内輪に相当する軸 やころの転動疲労寿命の長寿命化には、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。
[0032] したがって、本発明の第 1の目的は、長寿命化を図ったロッカーアーム用転がり軸 受を提供することである。また、本発明の第 2の目的は、エンジンのインテイクバルブ やェグゾ一ストバルブの開閉に用いられ、高速化と大荷重化、潤滑油の低粘度化の 使用条件下で、転動疲労寿命に加え、金属接触による表面損傷に対する表面損傷 寿命を長寿命化したロッカーアーム用転がり軸受を提供することである。
[0033] また、近年、バルブリフト量可変機構やバルブタイミング可変機構の採用による動弁 機構の複雑ィ匕が進んでいる。また、可動部品やエンジン自体の軽量ィ匕が求められて いる。これらの理由により、動弁機構内でロッカーアームの占めるスペースが限られて きている。このため、ロッカーアームに組み込まれる転がり軸受についても、従来より コンパクトにすることが求められている。
[0034] しかし、ロッカーアーム用転がり軸受をコンパクトにすると、単位面積当たり加わる荷 重が増加するので、寿命が低下するという問題があった。このため、ロッカーアーム用 転がり軸受のコンパクトィ匕を図りつつ、寿命の低下を抑止することはできな力つた。
[0035] したがって、本発明の第 3の目的は、コンパクトィ匕を図りつつ、寿命の低下を抑止す ることのできるロッカーアーム用転がり軸受を提供することである。
[0036] さらに、上述したように、エンジンのインテイクバルブやェグゾ一ストバルブの開閉に 用いられるロッカーアームに使用する軸受に対しても軽量 'コンパクトィ匕の要求がされ ているが、上記説明より、中空円筒形状の内輪の割れ疲労強度の改善が確立されて いない。
[0037] それゆえ本発明の第 4の目的は、エンジンのインテイクバルブやェグゾ一ストバル ブの開閉に用いられるロッカーアームに使用される軸受において、中空円筒形状の 内輪を有することで軽量 'コンパクトィ匕の要求に対応し、かつ割れ疲労強度および転 動疲労寿命を改善したロッカーアーム用転がり軸受を提供することである。
課題を解決するための手段
[0038] 本発明の第 1の局面に従うロッカーアーム用転がり軸受は、エンジンのカム軸と転 力 Sり接触する外輪と、外輪の内側に位置し、ロッカーアームに固定された内輪と、外 輪と内輪との間に介在する複数の転動体とを備えたロッカーアーム用転がり軸受に おいて、外輪、内輪、および転動体のうち少なくとも 1つの部材が窒素富化層を有し、 その部材のオーステナイト結晶粒の粒度番号が 10番を超える範囲にあり、かつ表面 硬さ Hvが 653以上である。
[0039] 粒度番号が 10番を超えるほど上記の部材のオーステナイト粒を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。また、平均結晶粒径を 6 m以下としてもよい。ォ 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。
[0040] 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、浸炭窒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。
[0041] 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。また、本明細書中において「内輪」とは、中実の軸および中 空の軸を含む意味である。
[0042] また、表面硬さ Hvを 653以上とすることにより、転動疲労寿命を大幅に改良するこ とができる。表面硬さ Hvが 653未満では、特に異物混入条件での寿命が低下する。 好ましくは、表面硬さ Hvを 720以上 800以下とする。表面硬さ Hvは高いほど望まし いが、表面硬さ Hvが 800を超えると炭化物が大きくなりやすぐ応力集中源になる可 能性がある。
[0043] (al)上記のロッカーアームはその一方の端部と他方の端部との間に位置する回転 軸に回転自在に取り付けられ、一方の端部にエンジンの開閉用バルブの端部が当 接し、ロッカーアームは他方の端部に二股状の内輪支持部を有し、その二股状の内 輪支持部に本発明のロッカーアーム用転がり軸受の内輪が固定されていてもよい。
[0044] また、（a2)ロッカーアームの一方の端部と他方の端部との間にロッカーアーム用転 力 Sり軸受が設けられ、ロッカーアームの 2つの側壁の間にわたる内輪孔に内輪が固 定され、ロッカーアーム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、口 ッカーアームの他方の端部にピボットが当接していてもよい。
[0045] さらに、（a3)上記のロッカーアームは、ロッカーアーム本体と、カム軸からの応力を 伝達する連動棒とを有し、ロッカーアーム本体はロッカーアーム本体の一方の端部と 他方の端部との間に位置する回転軸に回転自在に取り付けられ、ロッカーアーム本 体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、ロッカーアーム本体の 一方の端部に連動棒の一方の端部が当接し、連動棒の他方の端部に本発明の転が り軸受の内輪が固定されて ヽてもよ ヽ。
[0046] 上記の（al)、 (a2)、 (a3)のロッカーアームは、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力 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！/ヽる。
[0047] また、ロッカーアーム用転がり軸受が総ころ形式の-一ドル軸受であってもよい。
本発明の第 2の局面に従うロッカーアーム用転がり軸受は、エンジンのノ レブと力 ムとの間に介在して吸排気を調節するロッカーアームに固定された内輪に相当する 軸と、内輪の外方に位置してカムと接触する外輪と、外輪と内輪との間に位置する複 数の転動体とを備える。そして、外輪、内輪および転動体の少なくとも一つの部材が 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の粒度番号が 1 0番を超える範囲にあり、かつ窒素富化層の残留オーステナイト量が研削後の転動 面の表層 50 mで 11〜25体積0 /0の範囲にある。
[0048] 上記内輪に相当する軸は、中実の軸でも中空の軸でもよい。これら内輪に相当す る軸を、内輪と表現する。
[0049] なお、前記外輪、内輪または転動体のオーステナイト結晶粒は、窒素富化層が存 在する表層部でも、それより内側の内部でも変化しない。したがって、上記の結晶粒 度番号の範囲の対象となる位置は、表層部及び Z又は内部とする。ここで、オーステ ナイト結晶粒は、焼入れ処理を行った後も焼入れ直前のオーステナイト結晶粒界の 痕跡が残っており、その痕跡に基づいた結晶粒をいう。その粒度番号は実施の形態 で説明するように JIS規格等にしたがって測定することができる。
[0050] 上記本発明の第 2の局面に従う構成において、残留オーステナイト量を 11体積％ 以上にすると、局所的に損傷を生成するほどの応力及び Z又はひずみが印加され ても残留オーステナイトがマルテンサイトに変態して体積膨張するため損傷が発生し ないように圧縮応力が生成する。このため表面損傷寿命が向上する。残留オーステ ナイト量が、 11%未満では表面損傷寿命の向上は小さい。一方、残留オーステナイ ト量が 25体積％より多 、と、残留オーステナイト量が通常の浸炭窒化処理と差異が なくなり、上記の残留オーステナイトからマルテンサイトへの変態に伴なう体積膨張が 過度になり経年寸法変化が増大するため好ましくない。このため残留オーステナイト は 11体積％〜25体積％とする。より好ましい範囲は、 15体積％〜25体積％である
[0051] 残留オーステナイト量 11体積％〜25体積0 /0、または 15体積％〜25体積0 /0は、研 削後の転動面の表層部の値である。
[0052] また、前記窒素富化層における窒素含有量が 0. 1重量％〜0. 7重量％の範囲で あることが好ましい。窒素富化層は、前記外輪、内輪または転動体の表層に形成され た窒素含有量を増加した層であって、例えば浸炭窒化、窒化、浸窒などの処理によ つて形成することができる。窒素富化層における窒素含有量は、好ましくは 0. 1重量 %〜0. 7重量％の範囲である。窒素含有量が 0. 1重量％より少ないと、残留オース テナイトの生成、高硬度化などへの効果が小さぐ特に表面損傷寿命が低下する。窒 素含有量が 0. 7重量％より多いと、ボイドと呼ばれる空孔ができたり、残留オーステ ナイト量が多くなりすぎて硬度が出なくなつたりして短寿命になる。窒素富化層の窒 素含有量は、研削後の転動面の表層部における値である。なお、窒素含有量は窒 素含有率と言 ヽ換えることもできる。
[0053] (bl)上記のロッカーアーム用転がり軸受では、ロッカーアーム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転自在に支持され、一方の端部は二股状 の内輪支持部を有し、その二股状の内輪支持部に内輪が固定され、他方の端部に は、エンジンのバルブの端部が当接するようにできる。
[0054] また、（b2)上記のロッカーアーム用転がり軸受では、ロッカーアームの一方の端部 にエンジンのバルブの端部が当接し、他方の端部にピボットが適合し、ロッカーァー ムの一方の端部と他方の端部との間の、対向する 2つの側壁の内輪用孔にわたつて 内輪が固定されるようにしてもょ 、。
[0055] さらに、（b3)上記のロッカーアーム用転がり軸受では、ロッカーアームがその一方 の端部と他方の端部との間に位置する回転軸に回転自由に支持され、その一方の 端部にエンジンのバルブの端部が当接し、他方の端部に、カム軸からの応力を伝達 する連動棒の一方の端が当接し、連動棒の他方の端部にロッカーアーム用軸受の 内輪が固定され、その外輪がカムと接触する構成としてもよい。
[0056] 上記の（bl)、 (b2)、 (b3)ロッカーアームと転がり軸受との組み合わせは、カムから の駆動力をエンジンのノ レブに伝える点で共通する力 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!/、る。
[0057] 本発明の第 3の局面に従うロッカーアーム用転がり軸受は、エンジンのカム軸と転 力 Sり接触する外輪と、外輪の内側に位置し、ロッカーアームに固定された内輪と、外 輪と内輪との間に介在する複数の転動体とを備えたロッカーアーム用転がり軸受に おいて、外輪、内輪、および転動体の全てが窒素富化層を有している。内輪および 転動体のうち少なくとも一方の部材における窒素富化層のオーステナイト結晶粒の 粒度番号が 10番を超える範囲にあり、かつ前記部材の残留オーステナイト量が 11体 積％以上 25体積％以下であり、かつ前記部材の窒素含有量が 0. 1質量％以上 0. 7質量％以下である。
[0058] なお、オーステナイト結晶粒は、窒素富化層が存在する表層部でも、それより内側 の内部でも変化しない。したがって、上記の結晶粒度番号の範囲の対象となる位置 は、表層部および内部とする。ここで、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。
[0059] 残留オーステナイト量が 11%体積未満となると表面損傷寿命が大きく低下する傾 向があり、残留オーステナイト量が 25体積％より多いと、残留オーステナイト量が通 常の浸炭窒化処理を行なった場合と差異がなくなってしまうため、経年寸法変化が 悪くなる。
[0060] 残留オーステナイト量は、研削後の転動面の表層 50 μ mにおける値であって、たと えば X線回折法によるマルテンサイト α (211)と残留オーステナイト γ (220)との回 折強度の比較で測定することができる。その他、オーステナイト相が非磁性体であり、 フェライト相が強磁性体であることを利用して、磁気天秤などにより磁ィ匕力を求めるこ とによっても測定できる。その他、市販の測定装置を用いて簡単に測定することがで きる。
[0061] 窒素富化層は、表層に形成された窒素含有量を増加した層であって、たとえば浸 炭窒化、窒化、浸窒などの処理によって形成することができる。窒素富化層の窒素含 有量が 0. 1質量％より少ないと効果がなぐ特に表面損傷寿命が低下する。窒素含 有量が 0. 7質量％より多いと、ボイドと呼ばれる空孔ができたり、残留オーステナイト が多くなりすぎて硬度が出なくなったりして短寿命になる。窒素富化層の窒素含有量 は、研削後の転動面の表層 50 μ mにおける値であって、例えば EPMA (Electron P robe Micro-Analysis：波長分散型 X線マイクロアナライザ）で測定することができる。
[0062] 以上のように、本発明のロッカーアーム用転がり軸受によれば長寿命化を実現する ことができるので、コンパクトィ匕を図っても軸受の寿命が従来より低下することはな 、。 したがって、コンパクトィ匕を図りつつ、寿命の低下を抑止することができる。 [0063] (cl)上記のロッカーアームはその一方の端部と他方の端部との間に位置するロッ カーアーム軸に取り付けられ、一方の端部にエンジンの開閉用バルブの端部が当接 し、ロッカーアームは他方の端部に二股状の内輪支持部を有し、その二股状の内輪 支持部に本発明のロッカーアーム用転がり軸受の内輪が固定されていてもよい。
[0064] また、（c2)ロッカーアームの一方の端部と他方の端部との間に本発明のロッカーァ ーム用転がり軸受が設けられ、ロッカーアームの 2つの側壁の間にわたる内輪孔に内 輪が固定され、ロッカーアーム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、ロッカーアームの他方の端部にピボットが当接していてもよい。
[0065] さらに、（c3)上記のロッカーアームは、ロッカーアーム本体と、カム軸からの応力を 伝達する連動棒とを有し、ロッカーアーム本体はロッカーアーム本体の一方の端部と 他方の端部との間に位置するロッカーアーム軸に取り付けられ、ロッカーアーム本体 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、ロッカーアーム本体の一 方の端部に連動棒の一方の端部が当接し、本発明のロッカーアーム用転がり軸受の 内輪が連動棒の他方の端部に固定されて 、てもよ 、。
[0066] 上記の（cl)、 (c2)、 (c3)のロッカーアームは、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力 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！/ヽる。
[0067] なお、本明細書中において「内輪」とは、中実の軸および中空の軸を含む意味であ る。
本発明の第 4の局面に従うロッカーアーム用転がり軸受は、エンジンのカム軸と転 力 Sり接触する外輪と、外輪の内側に位置し、ロッカーアームに固定された内輪と、外 輪と内輪との間に介在する複数の転動体とを備えたロッカーアーム用転がり軸受に おいて、外輪、内輪、および転動体のうち少なくとも 1つの部材が窒素富化層を有し、 窒素富化層を有する部材のオーステナイト結晶粒の粒度番号が 10番を超える範囲 にあり、かつ窒素富化層を有する部材の球状ィ匕炭化物の面積率が 10%以上である
[0068] 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度番号は、浸炭窒化層において満たされればよ い。しかし、通常の場合、浸炭窒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。
[0069] 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。また、本明細書中において「内輪」とは、中実の軸および中 空の軸を含む意味である。
[0070] また、窒素富化層を有する部材の球状化炭化物の面積率を 10%以上とすることに より、転動疲労寿命を大幅に改良することができる。球状ィ匕炭化物の面積率が 10% 未満では転動疲労寿命は大きく改善されないので、 10%以上の範囲とする。球状ィ匕 炭化物の面積率は大きいほど望ましいが、通常、面積率が 25%を超えると炭化物の 租大化 ·凝集により材料の靭性が劣化するので、望ましくは 10%以上 25%以下の範 囲とする。
[0071] (dl)上記のロッカーアームはその一方の端部と他方の端部との間に位置する回転 軸に回転自在に取り付けられ、一方の端部にエンジンの開閉用バルブの端部が当 接し、ロッカーアームは他方の端部に二股状の内輪支持部を有し、その二股状の内 輪支持部に本発明のロッカーアーム用転がり軸受の内輪が固定されていてもよい。
[0072] また、（d2)ロッカーアームの一方の端部と他方の端部との間にロッカーアーム用転 力 Sり軸受が設けられ、ロッカーアームの 2つの側壁の間にわたる内輪孔に内輪が固 定され、ロッカーアーム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、口 ッカーアームの他方の端部にピボットが当接していてもよい。
[0073] さらに、（d3)上記のロッカーアームは、ロッカーアーム本体と、カム軸からの応力を 伝達する連動棒とを有し、ロッカーアーム本体はロッカーアーム本体の一方の端部と 他方の端部との間に位置する回転軸に回転自在に取り付けられ、ロッカーアーム本 体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、ロッカーアーム本体の 一方の端部に連動棒の一方の端部が当接し、連動棒の他方の端部に本発明の転が り軸受の内輪が固定されて ヽてもよ ヽ。
[0074] 上記の（dl)、 (d2)、 (d3)のロッカーアームは、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力 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つている。
[0075] また、ロッカーアーム用転がり軸受が総ころ形式の-一ドル軸受であってもよい。
本発明の第 5の局面に従うロッカーアーム用転がり軸受は、エンジンのカム軸と転 力 Sり接触する外輪と、外輪の内側に位置する内輪と、外輪と内輪との間に介在する複 数の転動体とを備えた、ロッカーアーム用転がり軸受において、内輪は、 0. 50質量 %以上の炭素を含む鋼で構成され、中空の円筒形状を有し、端面において HV200 以上 HV300以下の硬さを有し、かつ転動体が転動する内輪の転動面表面から内径 面までの径方向全体に硬化層を有することを特徴とするものである。
[0076] 本発明の第 5の局面に従うロッカーアーム用転がり軸受によれば、転動体が転動す る内輪の転動面表面力 その内径までの径方向全体に硬化層を形成したことにより 、静的割れ強度および割れ疲労強度を改善することができる。また内輪が中空円筒 形状であるため、転がり軸受を軽量 'コンパクトィ匕することができる。
[0077] 内輪を構成する鋼の炭素量は、高周波熱処理を行うことにより、転動体であるころ の転動面である内輪の外径表面を適度な硬さ（HV653以上）に硬化するため、 0. 5 質量％以上必要である。
[0078] 内輪端面に力しめ加工を行うことにより、ロッカーアームなどに固定するため、内輪 の端面の硬さはかしめ加工を行えることができる HV200以上 HV300以下の範囲で ある。
[0079] 本発明の第 5の局面に従うロッカーアーム用転がり軸受において好ましくは、内輪 の転動面表層部のオーステナイト結晶粒の粒度番号が 10番を超える範囲にあり、そ のオーステナイト結晶粒の粒度番号が研削後の転動面の表層 50 μ mにおける値で ある。
[0080] オーステナイト結晶粒の粒度番号が 10番を超え、オーステナイト結晶粒の粒径が 微細であることにより、転動疲労寿命が大幅に改良することができる。オーステナイト 結晶粒の粒度番号が 10番以下では、割れ疲労強度、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。
[0081] ここで、オーステナイト結晶粒は、焼入れ処理を行った後も焼入れ直前のオーステ ナイト結晶粒界の痕跡が残っており、その痕跡に基づいた結晶粒をいう。
[0082] 本発明の第 5の局面に従うロッカーアーム用転がり軸受において好ましくは、内輪 は、表層部に窒素富化層を有する。
[0083] 本発明の第 5の局面に従うロッカーアーム用転がり軸受において好ましくは、内輪 転動面表層部の残留オーステナイト量が 11体積％以上 40体積％以下の範囲であり 、その残留オーステナイト量が研削後の転動面の表層 50 mにおける値である。
[0084] 残留オーステナイト量が 11体積％程度になると表面損傷寿命が低下し、 11体積％ 未満になると更に低下する傾向がある。一方、残留オーステナイト量が 40体積％より 多 、と、表面硬さの低下が起こり転動疲労寿命が悪くなる。
[0085] 本発明の第 5の局面に従うロッカーアーム用転がり軸受において好ましくは、窒素 富化層における窒素含有量が 0. 1質量％以上 0. 7質量％以下の範囲であり、その 窒素含有量が研削後の転動面の表層 50 mにおける値である。
[0086] 窒素富化層は、内輪の表層に形成された窒素含有量を増加した層であって、例え ば浸炭窒化、窒化、浸窒などの処理によって形成することができる。窒素含有量が 0 . 1質量％より少ないと効果が無ぐ特に表面損傷寿命が低下する。窒素含有量が 0 . 7質量％より多いと、ボイドと呼ばれる空孔ができたり、残留オーステナイト量が多く なりすぎて硬度が出なくなったりして短寿命になる。
[0087] 本発明の第 5の局面に従うロッカーアーム用転がり軸受において好ましくは、内輪 の転動面の表面硬さが HV653以上である。
[0088] 表面硬さが HV653以上と高いことにより、転動疲労寿命を大幅に改良することがで きる。表面硬さが HV653未満では、転動疲労寿命は大きく改善せず、力えって悪く なる。通常、表面硬さの範囲は HV720以上 HV800以下とする。表面硬さは高いほ ど望ましいが、通常、 HV900を超える表面硬さを得ることは難しい。
[0089] 本発明の第 5の局面に従うロッカーアーム用転がり軸受において好ましくは、内輪 の転動面表層部の窒素富化層における球状ィヒ炭化物の面積率が 10%以上であり、 その球状ィ匕炭化物の面積率が研削後の転動面の表層 50 mにおける値である。
[0090] 球状化炭化物の面積率が 10%以上であることにより、転動疲労寿命が大幅に改良 することができる。球状ィ匕炭化物の面積率が 10%未満では、転動疲労寿命は大きく 改善されないので、 10%以上とする。球状ィ匕炭化物の面積率は多いほど望ましいが 、通常、 25%を超える面積率を得ると炭化物の粗大化 ·凝集により材料の靭性が劣 化するため、望ましくは 10%以上 25%以下の範囲とする。球状化炭化物の面積率 は、研削後の転動面の表層 50 mにおける値であって、ピクリン酸アルコール溶液（ ピクラル)を用い腐食した後に、光学顕微鏡 (400倍)で観察することができる。
[0091] ここで、簡易的に球状ィ匕炭化物と表現しているが、実際は、炭化物 Z窒化物を合わ せたものである。
[0092] 上記の残留オーステナイト量、窒素富化層における窒素含有量、硬化層の硬さお よび球状化炭化物の面積率の各特性は、内輪の割れ強度改善より、転動疲労寿命 の改善への寄与率が大き 、。
[0093] (el)上記のロッカーアームに使用する転がり軸受において好ましくは、ロッカーァ ームは一方の端部と他方の端部との間に位置するロッカーアーム軸に取り付けられ、 ロッカーアームの一方の端部には二股状の内輪支持部が設けられ、他方の端部に はエンジンの開閉用バルブの端部が当接し、二股状の内輪支持部には内輪が固定 されている。
[0094] (e2)上記のロッカーアームに使用する転がり軸受において好ましくは、ロッカーァ ームの一方の端部にはピボットが当接しており、ロッカーアームの一方の端部と他方 の端部との間に転がり軸受が設けられ、他方の端部にはエンジンの開閉用バルブの 端部が当接している。
[0095] (e3)上記のロッカーアームに使用する転がり軸受において好ましくは、ロッカーァ ームは一方の端部と他方の端部との間に位置するロッカーアーム軸に取り付けられ、 ロッカーアームの一方の端部にはカム軸からの力を伝達する連動棒の一方端部が当 接しており、他方の端部にはエンジンの開閉用バルブの端部が当接しており、連動 棒の他方端部には転がり軸受が設けられている。
[0096] 上記の（el)、 (e2)、 (e3)の各態様は、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 応できるようになつている。
[0097] 上記のロッカーアーム用転がり軸受において好ましくは、転がり軸受が総ころ形式 の-一ドル軸受である。 発明の効果
[0098] 本発明の第 1の局面に従うロッカーアーム用転がり軸受は、粒度番号で 10番を超 えるようにオーステナイト粒を微細化し、さらに、 653以上の表面硬さ Hvを有するため 、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。
[0099] 本発明の第 2の局面に従うロッカーアーム用転がり軸受によれば、高速化と大荷重 ィ匕、潤滑油の低粘度化の使用条件下で、転動疲労寿命に加え、金属接触による表 面損傷に対する表面損傷寿命を長寿命化することができる。
[0100] 本発明の第 3の局面に従うロッカーアーム用転がり軸受によれば、コンパクトィ匕を図 りつつ、寿命の低下を抑止することができる。
[0101] 本発明の第 4の局面に従うロッカーアーム用転がり軸受は、粒度番号で 10番を超 えるようにオーステナイト粒を微細化し、かつ、球状化炭化物の面積率が 10%以上 であるため、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。
[0102] 本発明の第 5の局面に従うロッカーアーム用転がり軸受によれば、内輪の転動体が 転動する転動面表面力 その内径までの径方向全体に硬化層を形成したことにより 、静的割れ強度および割れ疲労強度を改善することができる。また内輪が中空円筒 形状であるため、転がり軸受を軽量 'コンパクトィ匕することができる。また表層部に窒 素富化層を有し、オーステナイト結晶が粒度番号で 10番を超えて微細化され、残留 オーステナイト量が適度に有り、適正な表面硬さを有し、球状化炭化物の面積率が 多いため、通常の荷重依存型の転動疲労寿命と、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の両方を改善することができる。
図面の簡単な説明
[0103] [図 1]本発明の実施の形態 1におけるロッカーアーム用転がり軸受の使用状態を示す 概略正面図である。
[図 2]図 1の II II線に沿う断面図である。
[図 3]本発明の実施の形態 1における他のロッカーアーム用転がり軸受の使用状態を 示す概略正面図である。
[図 4]本発明の実施の形態 1におけるさらに他のロッカーアーム用転がり軸受の使用 状態を示す概略正面図である。
[図 5]図 4のロッカーアーム用転がり軸受を含む部分を拡大した図である。
圆 6]本発明の実施の形態 1における熱処理方法を説明する図である。
圆 7]本発明の実施の形態 1における熱処理方法の変形例を説明する図である。 圆 8]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。（a)は本発明例 の軸受部品であり、 (b)は従来の軸受部品である。
圆 9] (a)は図 8 (a)を図解したオーステナイト粒界を示す図であり、 (b)は図 8 (b)を図 解したオーステナイト粒界を示す図である。
圆 10]従来の硬化層のパターンを説明するための断面斜視図である。
圆 11]本発明の実施の形態 2における硬化層のパターンを説明するための断面斜視 図である。
圆 12]本発明の実施の形態 2における熱処理方法を説明する図である。
圆 13]本発明の実施の形態 2における別の熱処理方法を説明する図である。
[図 14]図 12のヒートパターン HIに具体的な条件を付記した図である。
[図 15]図 13のヒートパターン H2に具体的な条件を付記した図である。
圆 16]外輪回転の転動疲労試験機を示す図である。
[図 17]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 18]転動疲労寿命試験機の概略図である。（a)は正面図であり、（b)は側面図である 圆 19]静的破壊靭性試験の試験片を示す図である。
圆 20]実施例 5の試料 1〜試料 6の構造 (寸法)を示す断面図である。
圆 21]実施例 5の試料 7〜試料 11の構造 (寸法)を示す断面図である。
圆 22]剥離寿命試験装置の要部を示す正面図である。
[図 23]図 22の ΧΧΙΠ— ΧΧΙΠ線に沿った断面図である。
符号の説明
1 ロッカーアーム、 la, lb ロッカーアーム端部、 lc 側壁、 2, 52 ローラ軸（内 輪)、 2a 硬化層、 2b 外径面、 2c 内径面、 2d 端面、 3, 53 ころ (針状ころ）、 4, 54 ローラ（外輪）、 5 ロッカーアーム軸（回転軸）、 6 カム、 7 アジャストねじ、 8 口 ックナット、 9 ノ レブ、 9a バルブ上端、 10 ばね、 11 ロッカーアーム本体、 11a, l ib ロッカーアーム本体端部、 14 内輪支持部（ローラ支持部）、 15 ピボット孔、 1 6 連動棒、 16a 軸受取付部、 16b 連動棒上端部、 17 取付部材、 50 転がり軸 受、 55, 56 部材、 101 駆動ロール、 111 駆動ロール、 112 案内ロール、 113 ボール、 121 転動疲労寿命試験片。
発明を実施するための最良の形態
[0105] 以下、本発明の実施の形態について、図に基づいて説明する。
(実施の形態 1)
図 1は、本発明の実施の形態 1におけるロッカーアーム用転がり軸受の使用状態を 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、一方の端部 laと他方の端部 lbとの 間に位置する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。ロッカーアーム 1はロッカーアーム軸 5を中心に揺動運動する。
[0106] このロッカーアーム 1の一方の端部 lbには、アジャストねじ 7が螺揷されている。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 (エンジンの開閉用バルブ） 9の上端部 9aと当接している。こ のバルブ 9はばね 10の弹発力で付勢されている。
[0107] ロッカーアーム 1は、他方の端部 laに二股状に形成された内輪支持部（ローラ支持 部） 14を一体に有している。この二股状の内輪支持部 14に開けられたローラ軸孔に 、内輪に相当するローラ軸 2の両端力かしめ、圧入、もしくは止め輪により固定されて いる。ローラ軸 2は中空の円筒形状を有している。このローラ軸 2の外周面中央部に は、転動体としてのころ 3を複数個介して回転自在に、外輪を構成するローラ 4が支 持されている。すなわち、ローラ軸 2とローラ 4との間に複数のころ 3が介在している。 つまり、この二股状のローラ支持部 14には、内輪に相当するローラ軸 2と、転動体で あるころ 3と、外輪に相当するローラ 4とを有する総ころタイプの転がり軸受（ニードル 軸受） 50が配置されている。ころ 3の軸線方向は、ローラ軸 2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。言い換えれば、カム 6とローラ 4とは転がり接触している。
[0108] カム 6が回転すると、カム 6に押されてロッカーアーム 1が上下方向に振動し、この振 動がロッカーアーム軸 5を支点としてバルブ 9に伝わり、バルブ 9が開閉動作を行なう 。本実施の形態のロッカーアーム用転がり軸受 50は、保持器が用いられない総ころ 軸受であり、ローラ軸 2と、複数のころ 3と、ローラ 4とにより構成されている。ロッカーァ ーム用転がり軸受 50は、ロッカーアーム 1とカム 6との間の摩擦を低減し、耐磨耗性を 向上させる役割を果たしている。ロッカーアーム用転がり軸受 50は、カム 6と接触しな 力 Sら回転するものであるため、ローラ 4にはカム 6の押付け力と衝撃力とが作用する。
[0109] 図 3は、本発明の実施の形態 1における他のロッカーアーム用転がり軸受の使用状 態を示す概略正面図である。図 3を参照して、ロッカーアーム 1の一方の端部 lbと他 方の端部 laとの間にロッカーアーム用転がり軸受 50が設けられている。また、ロッカ 一アーム 1の 2つの側壁 lcの間にわたって、内輪孔としてのローラ孔（図示せず）が 形成されている。そして、このローラ孔にローラ軸 2が固定されている。
[0110] ローラ軸 2は、中空の円筒形状を有しており、ロッカーアーム 1の両側の側壁の各々 に開けられたローラ軸孔（図示せず）に両端を差し込まれて力しめ加工されることによ り固定されている。このローラ軸 2の外径面中央部には、ころ 3を介して回転自在に口 ーラ 4が支持されている。ころ 3の軸線方向は、ローラ軸 2の軸線に平行に配置されて いる。このローラ 4の外径面は、ばね 10の付勢力によりカム軸に設けられたカム 6の力 ム面に当接されている。
[0111] さらに、ロッカーアーム 1の一方の端部 lbにはエンジンの開閉用ノ レブ 9の上端部 9aが当接しており、ロッカーアーム 1の他方の端部 laにはピボット孔 15が設けられて いる。ピボット孔 15は、図示しないピボットと当接する。ピボット孔 15を設けたロッカー アーム 1は、ピボットの周り所定の向きにばね 10によって付勢されている。カム 6から 伝達される駆動力をローラ 4で受けて、ばね 10の付勢力に抗してバルブ 9を動かす。
[0112] 図 4は、本発明の実施の形態 1におけるさらに他のロッカーアーム用転がり軸受の 使用状態を示す概略正面図である。図 5は、図 4のロッカーアーム用転がり軸受を含 む部分を拡大した図である。 [0113] 図 4および図 5を参照して、ロッカーアーム 1は、ロッカーアーム本体 11と、カム 6力 らの応力を伝達する連動棒 16とを有している。ロッカーアーム本体 11の一方の端部 libと他方の端部 11aとの間、すなわちロッカーアーム本体 11の中央部にロッカーァ ーム軸（回転軸） 5が配置されており、その周りにロッカーアーム本体 11が回動する。 ロッカーアーム本体 11の一方の端部 libにバルブ 9の上端部 9aが当接しており、バ ルブ 9はばね 10の弹発力で付勢されている。また、ロッカーアーム本体 11の他方の 端部 11aに連動棒 16の上端部 16bが当接している。ロッカーアーム本体 11の他方 の端部 11aにはアジャストねじ 7が取付けられている。アジャストねじ 7はロッカーァー ム本体 11と連動棒 16との当接位置を調節する機能を有する。連動棒 16の下端部に 位置する中空の軸受取付部 16aに、取付部材 17によりロッカーアーム用転がり軸受 50のローラ軸 2が取り付けられて!/、る。カム 6はこのロッカーアーム用転がり軸受 50の ローラ 4に当接して駆動力を連動棒 16に伝達する。
[0114] 転がり軸受 50は、内輪に相当するローラ軸 2と、転動体であるころ 3と、外輪に相当 するローラ 4とを有している。ローラ軸 2は、中空の円筒形状を有している。このローラ 軸 2の両端は、力しめ加工されることにより取付部材 17に固定されている。このローラ 軸 2の外周径中央部には、ころ 3を介して回転自在にローラ 4が支持されている。ころ 3の軸線方向は、ローラ軸 2の軸線に平行に配置されている。
[0115] ローラ 4の外径面は、ばね 10の付勢力によりカム 6のカム面に当接しており、カム 6 はこの転がり軸受 50のローラ 4に当接して駆動力を連動棒 16に伝達する。この連動 棒 16によりカム 6を有するカム軸の駆動力がロッカーアーム 1に伝達される。
[0116] なお、図 1〜図 5において、一方と他方との間には特に区別はなぐ説明の順序で 早く説明する端部を一方の端部とする意味し力な 、。
[0117] 上記ロッカーアーム用転がり軸受 50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。その結果、上記の図 1〜図 5 における内輪であるローラ軸 2、転動体であるころ 3および外輪であるローラ 4の少な くとも 1つの部材が窒素富化層を有し、その表層部に高周波焼入れが施されてォー ステナイト結晶粒度が 11番以上 CFIS規格による）と超微細であり、かつ硬度が HV65 3以上である。
[0118] また、上記エンジンのロッカーアーム用軸受を構成する部材のうち、ころ 3、ローラ輪 2およびローラ 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 の熱処理を施されることにより、オーステナイト結晶粒の粒度番号が 10番を超える範 囲とされ、かつ窒素富化層の残留オーステナイト量が研削後の転動面の表層部で 1 1体積％〜25体積％の範囲とされて 、る。
[0119] また、上記ロッカーアーム用転がり軸受 50を構成する部材のうち、ローラ 4、ローラ 軸 2、およびころ 3の全てが窒素富化層を有している。また、ローラ軸 2およびころ 3の うち少なくとも一方の部材に対して、これから説明する低温 2次焼入れ法の熱処理を 施すことにより、ローラ軸 2およびころ 3のうち少なくとも一方の部材の窒素富化層のォ ーステナイト結晶粒の粒度番号が 10番を超える範囲にあり、かつ残留オーステナイト 量が 11体積％以上 25体積％以下となり、かつ窒素含有量が 0. 1質量％以上 0. 7 質量％以下となる。
[0120] さらに、上記ロッカーアーム用転がり軸受 50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、これ力 説明する低温 2次 焼入れ法の熱処理を施されることにより、オーステナイト結晶粒の粒度番号が 10番を 超える範囲とされ、かつ球状ィ匕炭化物の面積率が 10%以上とされている。
[0121] 次に、これら転がり軸受の外輪 (ローラ 4)、内輪 (ローラ軸 2)および転動体 (ころ 3) 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 1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 1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 A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
1
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 τ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
1
みを十分に行なった後、 A変態点未満に冷却する。次に、図中の処理 Tにおいて、
1 2 処理 τよりも低温に再加熱し、そこから油焼入れを施す。
1
[0122] 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。
[0123] 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 6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)を図解したォ 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 «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. 6 mであった。
[0124] (実施の形態 2)
図 1〜図 5を参照して、本実施の形態のロッカーアーム用転がり軸受 50の内輪 2は 、 0. 50質量％以上の炭素を含む鋼で構成され、中空の円筒形状を有し、端面にお いて HV200以上 HV300以下の硬さを有している。また各転がり軸受 50の内輪 2は 、図 l l (a)、 （b)に示すように、ころ (転動体） 3が転動する内輪 2の転動面表面から内 径面 2cまでの径方向全体に硬化層を有している。このような硬化層が内輪 2の円周 方向全周にわたつて形成されて 、ることが好ま U、。
[0125] この硬化層のパターンとして特開 2000— 38906号公報に開示されたものは、図 1 0に示すように内輪 2の外径面 2bの転動面表層部のみが硬化層 2aであり、内径面 2 cの表層部および端面 2dの表層部は未硬化層である。この硬化層 2aのパターンの 場合、軸受に荷重が負荷されると、硬化層 2aと未硬化層とが混在する内輪 2は、全 体が硬化層 2aとされた内輪 2と比べ、強度が小さぐ変形しやすいため、内径面 2cの 中央部に大きな引張応力が発生する。そして、荷重が繰り返し負荷されると、内径面 2cの表層部は未硬化層であり硬化層 2aと比べて疲労強度が小さいため、小さい引 張応力の作用でクラックが発生し、内輪破損へつながる場合が多い。
[0126] 一方、図 11 (a)、（b)を参照して、本実施の形態の硬化層 2aのパターンの場合、内 輪 2の外径面 2bの転動面表層部から内径面 2cまで径方向全体が硬化層 2aであり、 未硬化層の部分は端面 2dの表層部付近だけである。この硬化層 2aのパターンの場 合、図 10に示す内輪 2と比べ、硬化層 2aの領域が多いため、強度が大きぐ変形し 難い。また、荷重が繰り返し負荷されても、内径面 2cの中央部は硬化層 2aであり、疲 労強度が大きいため、クラックの発生を防止でき、内輪 2の破損へつながる可能性が 低くなる。
[0127] 望ましくは図 11 (a)よりも図 11 (b)の硬化層パターンの方が、内径面 2cにおける硬 化層 2aの領域が広ぐ強度的に有利である。また、荷重が繰り返し負荷されることに より発生する引張応力に対して内径面 2cの広 、領域に渡ってクラックの発生を防止 するものの方力 内径面 2cの中央部のみで防止するものよりも、ロッカーアーム 1の 不安定挙動による偏荷重を受けた場合にも有利である。
[0128] また硬化層 2aの硬度は HV653以上であり、内輪 2の端面 2dを含む未硬化層の硬 度は HV200以上 HV300以下である。また硬化層 2aと未硬化層との間には、中間 層（硬度 HV300以上 HV653以下）が存在する。
[0129] また、内輪 2は、表層部に窒素富化層を有し、その表層部に高周波焼入れが施さ れてオーステナイト結晶粒度が 10番を超える範囲にあり CFIS規格による)超微細であ ることが好ましい。
[0130] また、内輪 2の転動面の表面硬さは HV653以上である。また内輪 2の表層部では 高周波焼入れが施されたために、残留オーステナイト量が 11体積％以上 40体積％ 以下を占めることが好ましい。また窒素富化層における窒素含有量が 0. 1質量％以 上 0. 7質量％以下の範囲であることが好ましい。これらの残留オーステナイト量と窒 素含有量とは、研削後の転動面の表層 50 mにおける値である。この結果、表層部 では表面損傷および内部起点型剥離ともに生成しにくぐ一方、他の部位では硬度 が低いためにかしめ加工しやすい。このため、図示していないが、ローラ軸の両端は かしめ加工され、ローラ軸支持部の面取り部に力しめ加工固定部を形成している。
[0131] 次に、これら転がり軸受 50の内輪 2に行なう浸炭窒化処理を含む熱処理について 説明する。
[0132] 図 12は、本発明の実施の形態 2における熱処理方法を説明する図である。また、 図 13は、本発明の実施の形態 2における別の熱処理方法を説明する図である。図 1 2は A1点以上で浸炭窒化処理を行なった後、そのまま徐冷する熱処理パターンであ り、図 13は A1点以上で浸炭窒化処理を行なった後、急冷し、次いで A1点未満で調 質処理すなわち焼戻し処理を行なう熱処理パターンである。図 12の熱処理パターン における徐冷処理または図 13における調質処理は、互いに対応しており、表層部以 外の部分の硬度を低くすることに寄与して 、る。図 12および図 13の熱処理パターン のどちらもその後で、転動面のある表層部に高周波焼入れを施し、その後、低温焼 戻しを施す。
[0133] 次に、図 12および図 13の各処理ごとにミクロ組織がどのように生成されてゆくか説 明する。まず図 12および図 13のヒートパターンのいずれにおいても、 0. 50質量0 /0 以上の炭素を含む鋼で構成された中空円筒形状の鋼材に、たとえば A1点以上で浸 炭窒化処理を行なう。この浸炭窒化処理おいて、転がり軸受の対象部材（内輪）に窒 素富化層を形成する。この窒素富化層では、鉄原子 Feに対する侵入型元素である C 、 Nが過共祈に侵入し、たとえばオーステナイト中に炭化物が析出している（2相共存 )。すなわち、窒素富化層では過共析鋼となっている。また、浸炭窒化処理されない 内部では、素材である元々の鋼材の組成により、オーステナイト相となっている。また 、素材である鋼材がフ ライトとオーステナイトとの 2相、またはオーステナイトとセメン タイトとの 2相、が共存する温度で浸炭窒化処理を行なってもよ!/、。
[0134] 次いで、冷却する際に、図 12のヒートパターン（ヒートパターン HIとする）では、浸 炭窒化処理温度から徐冷する。この徐冷の目的は、組織を軟化し加工性を向上する ためである。この徐冷中に、内部では上記のオーステナイトから、フェライトとセメンタ イトとで構成されるパーライトが生成するが、パーライト中のセメンタイトを層状化させ ずに凝集粗大化させることにより、軟化を推進する。したがって、徐冷する温度域は 浸炭窒化処理温度〜 (A1点 100°C)程度まででよ 、。これより低!、温度まで徐冷 してもセメンタイトの凝集粗大化は期待できず、時間ばかりかかり能率を低下させる。 目安としては 620°C程度まででよい。その後は、時間短縮のために空冷してもよいし 、水冷や油冷を行なってもよい。
[0135] 窒素富化層では、炭化物 +オーステナイトのオーステナイトからパーライトが生成し 、その中の炭化物が凝集粗大化する。
[0136] また、図 13のヒートパターン (ヒートパターン H2とする）では、浸炭窒化処理温度か ら、たとえば油冷などして焼き入れる。この場合、内部では、もともとの鋼材の組成に よりオーステナイトからマルテンサイトなどが生成する。このマルテンサイト組織は硬 ヽ 。このままでは、力しめ加工は困難なので、上記焼戻処理 (調質処理)を行なう。焼戻 しは A1点直下で A1点にできるだけ近い温度で急速に進行する。すなわち、高温焼 戻しを行なう。したがって、焼戻しは A1点〜 650°Cの範囲、またより好ましくは A1点 〜680°Cの範囲で行なうことが望ましい。この焼戻しにより、マルテンサイト組織にお ける高 ヽ転位密度は消失し、転位密度の低 ヽフェライトと凝集粗大化したセメンタイト との組織が得られる。
[0137] また、浸炭窒化層では、油冷などの焼入れによって (炭化物 +オーステナイト）のォ ーステナイトからマルテンサイトが生成する。マルテンサイトは、上記の焼戻しにより、 内部に生成したマルテンサイトと同様に軟ィ匕される。元々あった炭化物は凝集する。
[0138] なお、上記のミクロ組織の説明は、分りやすさを優先させているので、上述したよう に、窒素やより複雑な実際のミクロ組織における副次的な要因は無視している。
[0139] 次に、ヒートパターン HIおよび H2の双方に、高周波焼入れを行なう。この高周波 焼入れの前段階では、窒素富化層は、凝集した炭化物 (比率大)と、フ ライトとが混 在した組織である。高周波焼入れでは急速加熱され、このとき、炭化物が固溶しなが らオーステナイトを核発生させる。分散して 、る炭化物の密度は非常に高!、ために、 オーステナイト核発生密度は非常に高ぐ発生したオーステナイトが互いに会合して 形成されるオーステナイト組織の結晶粒は超微細である。また、窒素富化層は過共 析鋼なので、炭化物が共存し、この炭化物ができたば力りで超微細なオーステナイト 粒の成長を阻止する。このため、窒素富化層において、超微細なオーステナイト粒を 得ることができる。急速加熱の温度が高くなるにつれ炭化物は固溶し、超微細オース テナイトに多くの炭素が固溶される。
[0140] 次に、急速加熱した後に焼入れを行なうと、超微細オーステナイトはマルテンサイト に変態する。このとき炭素を多く固溶しているためにオーステナイトが安定ィ匕され、マ ルテンサイトの間の微細な領域に未変態のオーステナイトが取り残される。これが残 留オーステナイトである。この残留オーステナイトはマルテンサイトの間に形成される ため非常に微細である。体積率にして残留オーステナイトは 11〜40体積％となる。
[0141] この後、 180°C程度で硬度をあまり落とさない程度の焼戻しを行なう。この 180°C程 度の焼戻しでは、高密度の転位はほとんど消失しないで維持される。この焼戻しは組 織を安定ィ匕するために行なう。この焼戻しでは、セメンタイトの凝集は生じないし、軟 ィ匕もほとんど生じない。鋼材によっては、この焼戻しは省略してもよい。
[0142] 上記の残留オーステナイトを含んだ高周波焼入れ組織は、強靭であり、苛酷な使 用条件下で長寿命を実現することができる。
[0143] 上記の熱処理を行なうことにより、表層部のオーステナイト粒度を 11番以上（10番 を超える範囲）の超細粒にし、また内部のミクロ組織をフェライトと炭化物との混合組 織にすることができる。また、表層部の硬度を HV635以上とし、残留オーステナイト を 11〜40体積％とすることができる。また図 11 (a)または (b)に示すように硬化層（ 硬度 HV635以上）を内輪の転動面表面から内径面までの径方向全体に形成するこ とがでさる。
[0144] 一方、硬化層以外の未硬化層の部分（内輪の端面を含む）の硬度を Hv200以上 H
V300以下とすることができる。したがって、上記の熱処理を受けた内輪は、転動疲 労特性が長寿命であり、力しめ加工が容易である。
[0145] また窒素富化層における窒素含有量を 0. 1質量％以上 0. 7質量％以下にでき、 窒素富化層における球状ィ匕炭化物の面積率を 10%以上にすることができる。
[0146] 次に、図 12および図 13に示したヒートパターン Hl、 H2の各々の具体的な条件に ついて説明する。
[0147] 図 14は図 12のヒートパターン HIに具体的な条件を付記した図であり、図 15は図 1 3のヒートパターン H2に具体的な条件を付記した図である。図 14を参照して、浸炭 窒化処理はたとえば 850°C X 90分の条件で行なわれる。浸炭窒化処理後の徐冷は たとえば浸炭窒化処理温度力も 650°Cまで炉冷した後に、 650°Cから 500°Cまで炉 冷し、その後に空冷することにより行なわれる。高周波焼入れは、たとえば 800〜10 oo°cの温度まで急速加熱した後に水冷することにより行なわれる。焼戻しはたとえば 180°C X 120分の条件で行なわれ、その後に空冷される。
[0148] 図 15を参照して、浸炭窒化処理はたとえば 850°C X 90分の条件で行なわれる。浸 炭窒化処理後にたとえば油冷により 100°Cまで冷却される。焼戻処理 (調質処理）は たとえば 700°C X I 20分の条件で行なわれ、その後に空冷される。高周波焼入れは 、たとえば 800〜1000°Cの温度まで急速加熱した後に水冷することにより行なわれ る。焼戻しはたとえば 180°C X 120分の条件で行なわれ、その後に空冷される。
[0149] 以下、本発明の実施例について説明する。
(実施例 1)
JIS規格 SUJ2を用いて、転動疲労試験用のロッカーアーム用転がり軸受を製作し た。軸受はロッカーアームに使用する総ころタイプの-一ドル軸受である。内輪は、 外径 Φ 14. 64mmX幅 L17. 3mmであり、外輪は内径 φ 18. 64mm X外径 φ 24πι m X幅 L6. 9mmである。ころは外径 φ 2mm X長さ L6. 8mmであり、 26本のころを 用いた。また、保持器を用いない総ころタイプの構成とした。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。
[0150] 各試験軸受の製造履歴は次の通りである。
試験軸受 No. l〜No. 3 (本発明実施例）：浸炭窒化処理温度 850°C、保持時間 1 50分間の条件で浸炭窒化処理を行なった。浸炭窒化処理中は、 RXガスとアンモニ ァガスとの混合ガスの雰囲気とした。その際、試験軸受 No. l〜No. 3の各々で、 R Xガスとアンモニアガスとの混合比を変更して浸炭窒化処理を行なった。その後、図 6 に示す熱処理パターンに従って、浸炭窒化処理温度 850°C力 一次焼入れを行な V、、次 、で浸炭窒化処理温度より低!、温度 800°Cで 20分間加熱して二次焼入を行 ない、次いで、 180°Cで 90分間焼戻を行なった。
[0151] 試験軸受 No. 4 :標準熱処理を行なった。すなわち、 RXガス雰囲気中で、加熱温 度 840°C、保持時間 20分で加熱した後、焼入れを行ない、次いで 180°Cで 90分間 焼戻を行なった。
[0152] 試験軸受 No. 5, 6 :浸炭窒化処理温度 850°C、保持時間 150分間の条件で浸炭 窒化処理を行なった。浸炭窒化処理中は、 RXガスとアンモニアガスとの混合ガスの 雰囲気とした。その際、試験軸受 No. 5, No. 6の各々で、 RXガスとアンモニアガス との混合比を変更して浸炭窒化処理を行なった。その後、 850°C力も焼入れを行な
V、、次 、で 180°Cで 90分間焼戻を行なった。
[0153] 以上の製造方法で製作した試験軸受 No. l〜No. 6の内輪の材質調査結果およ び機能評価試験結果を表 1に示す。
[0154] [表 1]
オーステナイ ト 残留オース 球状化炭化物
窒素含有量 表面硬さ 転動疲労 割れ 割れ疲労
No. 結晶粒度 丁ナイ ト里 の面積率 備考
(質量 W (HV) 寿命比 強度比 強度比
(J1S) (体積 ¾) (%)
本発明
1 12 12 0.12 780 13.6 3.2 1.1 1.2
実施例 1 本発明
2 12 20 0.28 770 13.0 3.5 1.1 1.2
実施例 2 本発明
3 11 24 0.62 730 11.4 3.3 1.1 1.3
実施例 3
4 9 8 0 740 7.9 1 1 1 比較例 1
5 8 29 0.31 760 9.6 1.9 0.8 1.2 比較例 2
6 8 36 0.70 650 8.8 1.2 0.8 1.3 比較例 3
[0155] 次に材質調査方法及び、機能評価試験方法につ!、て説明する。
(1)オーステナイト結晶粒度:オーステナイト結晶粒度の測定は、 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。
[0156] (2)残留オーステナイト量：残留オーステナイト量の測定は、 X線回折によるマルテ ンサイト α (211)と残留オーステナイト γ (220)の回折強度の比較で行なった。残留 オーステナイト量としては、研削後の転動面の表層 50 mにおける値を採用した。
[0157] (3)窒素含有量:窒素含有量の測定は、 EPMAを用いて行なった。窒素含有量は 研削後の転動面の表層 50 mにおける値を採用した。
[0158] (4)表面硬さ：表面硬さの測定は、ビッカース硬度計（lkgf)を用いて行なった。
[0159] (5)球状ィ匕炭化物の面積率:球状ィ匕炭化物の面積率は、ピクリン酸アルコール溶 液 (ピクラル)を用い腐食した後、光学顕微鏡 (400倍)で観察することにより測定した 。球状ィ匕炭化物の面積率は、研削後の転動面の表層 50 mにおける値を採用した
[0160] (6)転動疲労寿命試験:転動疲労寿命試験装置を図 16に、試験条件を表 2に示す 。この試験装置は外輪回転の試験装置である。図 16を参照して、試験機に組み込ま れたローラ軸 52とローラ 54との間に複数個の針状ころ 53を転動可能に配置した構 成のものを用い、このローラ 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転動疲労試験を行なった。
[0161] [表 2] 軸受の転動寿命試験条件
Figure imgf000033_0001
[0162] (7)静的割れ強度試験:試験軸受の外輪を用いて、単体にてァムスラー試験機で 荷重を力 4ナ静的割れ強度試験を行なった。 [0163] (8)割れ疲労強度試験:試験軸受の外輪を用いて、表 3に示す試験条件で割れ疲 労強度試験を行なった。
[0164] [表 3] リング割れ疲労試験条件
Figure imgf000034_0001
[0165] なお、（6)転動疲労寿命試験、（7)静的割れ強度試験、および (8)割れ疲労強度 試験結果は、標準熱処理品 No. 4を 1として、各試験軸受の結果を比率で表わした。
[0166] 次に、表 1に示した試験結果を説明する。
(1)オーステナイト結晶粒度:本発明品 No. l〜No. 3は結晶粒度番号が 11〜12 と顕著に微細化されている。標準熱処理品及び従来の浸炭窒化処理品 No. 4〜No . 6は、結晶粒度番号が 8〜9と本発明品より粗大なオーステナイト結晶粒となってい る。
[0167] (2)残留オーステナイト量:本発明品 No. l〜No. 3は 12〜24%であり、適度なォ ーステナイトが存在する。標準熱処理品 No. 4は 8%であり、発明品より少ない。また 、従来の浸炭窒化処理品 No. 5, No. 6は 29〜36%であり、発明品より多い。発明 品のオーステナイト量は標準熱処理品と従来の浸炭窒化処理品の間の残留オース テナイト量である。
[0168] (3)窒素含有量:本発明品 No. l〜No. 3は 0. 12-0. 62%である。標準熱処理 品 No. 4は浸炭窒化処理を行なっていないため窒素含有量は 0%であった。また、 従来の浸炭窒化処理品 No. 5, No. 6は 0. 31-0. 70%であった。発明品の窒素 含有量は、従来の浸炭窒化処理品と比べ、若干低い傾向であった。これは、発明品 が従来の浸炭窒化処理後に浸炭窒化処理温度より低い温度 800°Cで 2次焼入れを 行なうためだと考える。
[0169] (4)表面硬さ：本発明品 No. l〜No. 3は HV730〜780である。標準熱処理品 No . 4は HV740である。また、従来の浸炭窒化処理品 No. 5, No. 6は HV760, HV6 50であり、 No. 6に関しては、残留オーステナイト量が多くなりすぎて硬度が出なくな つている。
[0170] (5)球状化炭化物の面積率:本発明品 No. l〜No. 3は、 11. 4-13. 6%である 。標準熱処理品及び従来の浸炭窒化処理品 No. 4〜No. 6は 7. 9〜9. 6%である 。発明品は標準熱処理品及び従来の浸炭窒化処理品と比べると、球状化炭化物の 面積率が多ぐ微細化されており、量も多い。これは、発明品が従来の浸炭窒化処理 後に浸炭窒化処理温度より低い温度 800°Cで 2次焼入れを行なうためだと考える。
[0171] (6)転動疲労寿命試験:本発明品 No. l〜No. 3は、標準熱処理品 No. 4と比べ、 3倍以上の転動疲労寿命を有しており、浸炭窒化処理品 No. 5, No. 6と比べても 1 . 5倍以上の転動疲労寿命を有している。また、浸炭窒化処理品 No. 5, No. 6は標 準熱処理品 No. 4と比べ 2倍弱の転動疲労寿命を有している。
[0172] (7)静的割れ強度試験:本発明品 No. l〜No. 3は、標準熱処理品 No. 4と比べ、 同等もしくはやや改善している。また、浸炭窒化処理品 No. 5, No. 6は標準熱処理 品 No. 4と比べ静的割れ強度が低下している。これは、表層部の窒素富化層とォー ステナイト結晶粒の粗大化に原因であると考える。
[0173] (8)割れ疲労強度試験:本発明品 No. l〜No. 3は、標準熱処理品 No. 4と比べ、 20%以上改善している。また、浸炭窒化処理品 No. 5, No. 6も標準熱処理品 No. 4と比べ 20%以上改善している。これは、表面への窒素の浸入により、表層部に圧縮 残留応力が形成したことが原因であると考える。
[0174] 上記をまとめると、本発明品本発明品 No. l〜No. 3は、表層部に窒素富化層を 有し、オーステナイト結晶が粒度番号で 11番以上に微細化され、残留オーステナイト 量が適度に有り、適正な表面硬さを有し、球状化炭化物の面積率が多いため、通常 の荷重依存型の転動疲労寿命、割れ疲労強度が改善する。
[0175] (実施例 2)
JIS規格 SUJ2を用いて、ピーリング、スミアリング試験片を製作した。試験片は外径 φ 40mm X幅 L 12の寸法である。各試験軸受の製造履歴は次の通りである。
[0176] 試験軸受 No. 1 (本発明実施例 1)：浸炭窒化処理温度 850°C、保持時間 150分間 の条件で浸炭窒化処理を行なった。浸炭窒化処理中は、 RXガスとアンモニアガスと の混合ガスの雰囲気とした。その後、図 6に示す熱処理パターンに従って、浸炭窒化 処理温度 850°Cから一次焼入れを行な!/、、次!、で浸炭窒化処理温度より低!、温度 8 00°Cで 20分間加熱して二次焼入を行ない、次いで、 180°Cで 90分間焼戻を行なつ た。
[0177] 試験軸受 No. 2 (比較例 1)：標準熱処理を行なった。すなわち、 RXガス雰囲気中 で、加熱温度 840°C、保持時間 20分で加熱した後、焼入れを行ない、次いで 180°C で 90分間焼戻を行なった。
[0178] 試験軸受 No. 3 (比較例 2)：浸炭窒化処理温度 850°C、保持時間 150分間の条件 で浸炭窒化処理を行なった。浸炭窒化処理中は、 RXガスとアンモニアガスとの混合 ガスの雰囲気とした。その後、 850°C力も焼入れを行ない、次いで 180°Cで 90分間 焼戻を行なった。
[0179] 以上の製造方法で製作した試験片 No. l〜No. 3の材質調査結果、ピーリング試 験、およびスミアリング試験結果を表 4に示す。
[0180] [表 4]
Figure imgf000036_0001
[0181] 次に、ピーリング試験方法、およびスミアリング試験方法について説明する。なお、 材質調査結果につ ヽては実施例 1と同様の方法で行なった。
[0182] (1)ピーリング試験：表 5に示す試験条件で、面粗さの粗!、JIS規格 SUJ2の標準熱 処理品を相手試験片として、試験片と相手試験片を転動接触させた場合に試験片 上に発生するピーリング (微細な剥離の集合体)の面積率を測定し、ピーリング強度と した。ピーリング強度比は標準熱処理品 No. 2を 1として各試験軸受の結果を比率の 逆数で表わした。
[0183] [表 5] ピーリング試験条件
Figure imgf000037_0001
[0184] (2)スミアリング試験：表 6に示す試験条件で、試験片も相手試験片も同一材質の 組合せで、試験片同士を転動接触させ、試験片のみ回転数を一定の割合で増速さ せた場合に、発生する音がある値より大きくなつた瞬間の試験片同士の相対回転速 度をスミアリング強度とした。スミアリング強度比は標準熱処理品 No. 2を 1として各試 験軸受の結果を比率で表わした。
[0185] [表 6] スミアリング試験条件
Figure imgf000037_0002
次に、表 4に示した試験結果を説明する。
(1)ピーリング試験:本発明品 No. 1は、標準熱処理品 No. 2と比べ、 1. 5倍以上 のピーリング強度を有しており、浸炭窒化処理品 No. 3と比べて同じかやや改善して いる。これは、表層部に窒素富化層を有し、オーステナイト結晶が粒度番号で 11番 以上に微細化され、残留オーステナイト量が適度に有り、適正な表面硬さを有し、球 状化炭化物の面積率が多いことが、靭性を高め、亀裂の発生および進展に対する抵 抗カを高めたと考える。 [0187] (2)スミアリング試験:本発明品 No. 1は、標準熱処理品 No. 2と比べ、 1. 5倍以上 のピーリング強度を有しており、浸炭窒化処理品 No. 3と比べて同じかやや改善して いる。これは、表層部に窒素富化層を有し、オーステナイト結晶が粒度番号で 11番 以上に微細化され、残留オーステナイト量が適度に有り、適正な表面硬さを有し、球 状化炭化物の面積率が多いことが、大きなすべり条件での表層の塑性流動を抑え、 耐焼き付き性を高めたと考える。
[0188] 上記をまとめると、本発明品 No. 1はピーリング試験、スミアリング試験ともに従来の 軸受材質よりも良好である。また、潤滑条件が悪ぐころ同士の干渉が生じたり、スム ーズにころ位置が制御されず、ころのスキューが発生することによる表面損傷寿命も 改善する。
[0189] 本発明品は、表層部に窒素富化層を有し、オーステナイト結晶が粒度番号で 11番 以上に微細化され、残留オーステナイト量が適度に有り、適正な表面硬さを有し、球 状化炭化物の面積率が多いため、亀裂の発生、進展に対する抵抗力が非常に大き く、すべりによる表面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。
[0190] (実施例 3)
JIS規格 SUJ2材（1. 0重量％C— 0. 25重量％Si— 0. 4重量％Mn— 1. 5重量％ Cr)を用いて、（1)水素量の測定、（2)結晶粒度の測定、（3)シャルピー衝撃試験、 ( 4)破壊応力値の測定、（5)転動疲労試験、の各試験を行なった。表 7にその結果を 示す。
[0191] [表 7]
試料 A 8 C D E F 従来浸炭 普通
窒化処理品 焼入品 二次焼入
7801) 800 815 830 850 870 - - 温度 (¾)
水素量
- 0. 37 0. 40 0. 38 0. 42 0.40 0. 72 0. 38
(ppm)
結晶粒度 一 12 11. 5 11 10 10 10 10
CJIS)
シャルヒ' -衝撃
- 6. 65 6. 40 6. 30 6. 20 6. 30 5. 33 6. 70 値 (J/cm2)
破壊応力値 - 2840 2780 2650 2650 2700 2330 2770 (MPa)
転動疲労 - 5. 4 4. 2 3. 5 2. 9 2.8 3. 1 1 寿命比 (L10)
1) 今回は、 焼入不足のため評価できなかった
[0192] 各試料の製造履歴は次のとおりである。
試料 A〜D (本発明例）：浸炭窒化処理 850°C、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°Cから一次焼入れを行な!/、、次!、で浸炭窒化処理温度より低 、 温度域 780°C〜830°Cに加熱して二次焼入れを行なった。ただし、二次焼入れ温度
780°Cの試料 Aは焼入れ不足のため試験の対象力 外した。
[0193] 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、二次 焼入れ温度を浸炭窒化処理温度 850°C以上の 850°C〜870°Cで行なった。
[0194] 従来浸炭窒化処理品（比較例）：浸炭窒化処理 850°C、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 焼入れを行なレ、、二次焼入れは行なわな力つた。
[0195] 普通焼入れ品（比較例）：浸炭窒化処理を行なわずに、 850°Cに加熱して焼入れし た。二次焼入れは行なわな力つた。
[0196] 次に、試験方法について説明する。
(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。
[0197] 分析範囲： 0. 01〜50. OOppm
分析精度： ±0. lppmまたは ± 3%H (いずれか大なるほう）
分析感度：0. Olppm
検出方式:熱伝導度法
試料重量サイズ： 1 Omg〜 35mg (最大：直径 12mm X長さ 1 OOmm)
加熱炉温度範囲： 50°C〜1100°C
試薬：アンノヽイドロン Mg (ClO )、ァスカライト NaOH
4 2
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. 8kgfZcm2)である。
[0198] 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り出し、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。
[0199] (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。
[0200] (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 (JIS 3号試 験片)を用いた。
[0201] (4)破壊応力値の測定
図 17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 17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。
[0202] 図 17の試験片の凸表面における繊維応力を σ 、凹表面における繊維応力を σ と
1 2 すると、 σ および σ は下記の式によって求められる (機械工学便覧 Α4編材料力学
1 2
Α4— 40)。ここで、 Νは円環状試験片の軸を含む断面の軸力、 Αは横断面積、 eは 外半径、 eは内半径を表わす。また、 κは曲がり梁の断面係数である。
2
[0203] σ =(N/A) + {M/(A )}[l + el/{ κ (ρ +e )}]
1 ο ο 1
σ =(Ν/Α) + {Μ/(Α )}[l-e2/{ κ (ρ — e )}]
2 ο ο 2
K =-(l/A) J { 77/(ρθ+ 7?)}άΑ
A
(5)転動疲労寿命
転動疲労寿命試験の試験条件を表 8に示す。また、図 18は、転動疲労寿命試験 機の概略図である。図 18(a)は正面図であり、図 18(b)は側面図である。図 18 (a)およ び (b)を参照して、転動疲労寿命試験片 121は、駆動ロール 111によって駆動され、 ボール 113と接触して回転している。ボーノレ 113は、 3Z4インチのボールであり、案 内ロール 112にガイドされて、転動疲労寿命試験片 121との間で高 、面圧を及ぼし 合いながら転動する。
[0204] [表 8]
Figure imgf000041_0001
表 7に示した試験結果を説明するならば次のとおりである。
(1)水素量
浸炭窒化処理したままの従来浸炭窒化処理品は、 0. 72ppmと非常に高い値とな つている。これは、浸炭窒化処理の雰囲気に含まれるアンモニア (NH )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。
[0206] 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ィ匕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。
[0207] (2)結晶粒度
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!/ヽる。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 ヽる。
[0208] (3)シャルピー衝撃試験
表 7によれば、従来浸炭窒化処理品のシャルピー衝撃値は 5. 33jZcm2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. 65jZcm2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. 70jZcm2と高い。
[0209] (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 7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 2770 MPaであり、試料 B〜Dの改良された耐割れ強度は、オーステナイト結晶粒の微細 ィ匕と並んで、水素含有率の低減による効果が大き!、と推定される。
[0210] (5)転動疲労試験
表 7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 L 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
10
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。
[0211] 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。
[0212] (実施例 4)
次に実施例 4について説明する。下記の X材、 Y材および Z材について、一連の試 験を行なった。熱処理用素材には、 JIS規格 SUJ2材（1. 0重量％じ 0. 25重量％ Si 0. 4重量％Mn—l. 5重量％Cr)を用い、 X材〜 Z材に共通とした。 X材〜 Z材 の製造履歴は次のとおりである。
(X材：比較例）：普通焼入れのみ (浸炭窒化処理せず)。
(Y材：比較例）：浸炭窒化処理後にそのまま焼き入れる (従来の浸炭窒化焼入れ)。 浸炭窒化処理温度 845°C、保持時間 150分間。浸炭窒化処理の雰囲気は、 RXガス +アンモニアガスとした。
(Z材:本発明例）：図 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°C
、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°Cとした。
[0213] (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 8および図 1
6に示すとおりである。この転動疲労寿命試験結果を表 9に示す。
[0214] [表 9]
Figure imgf000043_0001
[0215] 表 9によれば、比較例の Y材は、同じく比較例で普通焼入れのみを施した X材の L 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 Z材は、 Y材の 1. 74倍、ま た X材の 5. 4倍の長寿命を示している。この改良の主因はミクロ組織の微細化による ものと考えられる。
[0216] (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 10に示す。
[表 10]
Figure imgf000044_0002
[0218] 浸炭窒化処理を行なった Y材 (比較例）のシャルピー衝撃値は、普通焼入れの X材
(比較例)より高くな L、が、 Z材は X材と同等の値が得られた。
[0219] (3)静的破壊靭性値の試験
図 19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 lmm導入した後に、 3点曲げによる静的荷重をカ卩え、破壊荷重 Pを求め た。破壊靭性値 (K値)の算出には次に示す (I)式を用いた。また、試験結果を表 11
Ic
に示す。
K = (PL^a/BW2) { 5. 8— 9. 2 (a/W) +43. 6 (a/W)2- 75. 3 (a/W)3 + 77 lc
Figure imgf000044_0001
[0220] [表 11]
Figure imgf000044_0003
[0221] 予め導入した亀裂深さが窒素富化層深さよりも大きくなつたため、比較例の X材と Y 材とに違いはない。しかし、本発明例の Z材は比較例に対して約 1. 2倍の値を得るこ とができた。
[0222] (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 17に示す形状のものを用いた。図中、 P方 向に荷重を負荷して、静圧壊強度試験を行なった。試験結果を表 12に示す。
[0223] [表 12]
Figure imgf000045_0001
[0224] 浸炭窒化処理を行なっている Y材は普通焼入れの X材よりもやや低い値である。し 力 ながら、本発明の Z材は、 Y材よりも静圧壊強度が向上し、 X材と遜色ないレベル が得られている。
[0225] (5)経年寸法変化率
保持温度 130°C、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 13に示す。
[0226] [表 13]
Figure imgf000045_0002
*：小さい方が優れている
[0227] 残留オーステナイト量の多い Y材の寸法変化率に比べて、本発明例の Z材は 2分の
1以下に抑制されていることがわかる。
[0228] (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 14に、また試験結果を表 15に示す。
[0229] [表 14] 荷重 Fr=6. 86kN
接触面圧 Pmax=3. 2Gpa
回転速度 2000rpm
潤滑 タービン 56 油浴給油
異物量 0. 4g/1000cc
異物 粒径 100~ 180 ju m、 硬さ HvSOO
[0230] [表 15]
Figure imgf000046_0001
[0231] X材に比べ、従来の浸炭窒化処理を施した Y材は約 2. 5倍になり、また、本発明例 の Z材は約 2. 3倍の長寿命が得られた。本発明例の Z材は、比較例の Y材に比べて 残留オーステナイトが少な 、ものの、窒素の侵入と微細化されたミクロ組織の影響で Y材以上の長寿命が得られて!/ヽる。
[0232] 上記の結果より、本発明例の Z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 とがわカゝつた。
[0233] (実施例 5)
標準熱処理、浸炭窒化処理、および本発明熱処理の 3種類の熱処理方法を用い て、ロッカーアーム用転がり軸受のローラ、ローラ軸、およびころを製造した。ここでい う標準熱処理、浸炭窒化処理、および本発明熱処理とは、以下の熱処理方法を示し ている。
[0234] 標準熱処理: RXガス雰囲気中で、加熱温度 840°C、保持時間 20分で加熱した後
、焼入れを行ない、次いで 180°Cで 90分間焼戻を行なった。
[0235] 浸炭窒化処理: RXガスとアンモニアガスとの混合ガスの雰囲気中で、温度 850°C、 保持時間 150分間の条件で加熱した後、温度 850°C力も焼入れを行ない、次いで、 180°Cで 90分間焼戻を行なった。
[0236] 本発明熱処理:浸炭窒化処理温度 850°C、保持時間 150分間の条件で浸炭窒化 処理を行なった。浸炭窒化処理中は、 RXガスとアンモニアガスとの混合ガスの雰囲 気とした。その後、図 6に示す熱処理パターンに従って、浸炭窒化処理温度 850°Cか ら一次焼入れを行な!、、次!、で浸炭窒化処理温度より低!、温度 800°Cで 20分間加 熱して二次焼入を行ない、次いで、 180°Cで 90分間焼戻を行なった。
[0237] これらの熱処理方法により得られた部材の材質について表 16に示す。
[0238] [表 16]
Figure imgf000047_0001
[0239] 次に材質調査方法について説明する。
(1)オーステナイト結晶粒度:オーステナイト結晶粒度の測定は、 JIS G 0551の 鋼のオーステナイト結晶粒度試験方法に基づいて行った。
[0240] (2)残留オーステナイト量：残留オーステナイト量の測定は、 X線回折によるマルテ ンサイト α (211)と残留オーステナイト γ (220)の回折強度の比較で行った。残留ォ ーステナイト量としては、研削後の転動面の表層 50 mにおける値を採用した。
[0241] (3)窒素含有量:窒素含有量の測定は、 EPMAを用いて行った。窒素含有量は研 削後の転動面の表層 50 mにおける値を採用した。
[0242] 次に、表 16に示した試験結果を説明する。
(1)オーステナイト結晶粒度:本発明熱処理部材は、結晶粒度番号が 12と顕著に 微細化されている。標準熱処理部材および浸炭窒化処理部材は、結晶粒度番号が 9および 8であり、本発明熱処理部材より粗大なオーステナイト結晶粒となって 、る。
[0243] (2)残留オーステナイト量:本発明熱処理部材は、残留オーステナイト量が 21体積 %であり、適度なオーステナイトが存在する。標準熱処理部材は、残留オーステナイ ト量が 7体積％であり、本発明熱処理部材より少ない。また、浸炭窒化処理部材は、 残留オーステナイト量が 29体積％であり、本発明熱処理部材より多い。以上のことか ら、本発明熱処理部材は、標準熱処理部材と浸炭窒化処理部材との間の残留ォー ステナイト量であることが分かる。
[0244] (3)窒素含有量:本発明熱処理部材の窒素含有量は 0. 30%である。標準熱処理 部材は、浸炭窒化処理を行っていないため窒素含有量は 0%であった。また、浸炭 窒化処理部材の窒素含有量は、 0. 31%であった。本発明熱処理部材の窒素含有 量は、浸炭窒化処理部材の窒素含有量と比べ、若干低い傾向であった。これは、本 発明熱処理が浸炭窒化処理後に浸炭窒化処理温度より低い温度 800°Cで 2次焼入 れを行なうためだと考えられる。
[0245] 続、て、上記 3種類の熱処理方法を用いて製造されたローラ、ローラ軸、およびころ を様々な組合せで組み合わせてロッカーアーム用転がり軸受を製造し、試料 1〜試 料 11とした。このうち、試料 1〜試料 6の構造 (寸法)を示す断面図を図 20に示し、試 料 7〜試料 11の構造 (寸法)を示す断面図を図 21に示す。図 20に示すように、試料 1〜試料 6については、ローラ 4およびころ 3の幅を 6.9mmとし、ローラ軸 2の幅を 17 . 3mmとした。一方、図 21に示すように、試料 7〜試料 11については、ローラ 4およ びころ 3の幅を 5. 5mmとし、ローラ軸 2の幅を 15. 9mmとした。すなわち、試料 7〜 試料 11については、試料 1〜試料 6よりも 20%程度コンパクトィ匕した。
[0246] 次に、試料 1〜試料 11について以下の方法により剥離寿命試験を行なった。図 22 は剥離寿命試験装置の要部を示す正面図であり、図 23は図 22の ΧΧΙΠ— ΧΧΙΠ線 に沿った断面図である。図 22および図 23に示すように、剥離寿命試験装置の駆動口 ール 101とローラ 4とが接触するようにロッカーアーム用転がり軸受 50を配置し、ロー ラ軸 2を固定する。そして、剥離寿命試験装置の駆動ロール 101からロッカーアーム 用転がり軸受 50へラジアル荷重をカ卩えた状態で、駆動ロール 101を図 22中矢印方 向に回転させることで、ローラ 4を回転させた。ローラ 4、ローラ軸 2、およびころ 3のう ちいずれかに剥離が生じるまでの時間 (寿命)を測定した。なお、駆動ロール 101から ロッカーアーム用転がり軸受 50にカ卩える荷重を 2. 58kNとし、ローラ 4の回転速度は 7000rZminとした。また、ころと、ローラおよびローラ軸との間の潤滑油として、 10W 30のエンジンオイルを用い、潤滑油の温度を 100°Cとした。 [0247] 各試料における部材の組合せと、各試料の剥離寿命とを表 17および表 18に示す 。本発明品は試料 6、試料 9、試料 10、および試料 11である。なお、各試料の剥離寿 命は、試料 1の剥離寿命を 1とした場合の比で表わしている。
[0248] [表 17]
Figure imgf000049_0001
[0249] [表 18]
Figure imgf000049_0002
表 17に示すように、ローラ、ローラ軸、およびころの全ての部材に本発明熱処理を 行なった試料 6は、全ての部材に標準熱処理を行なった試料 1に比べて 3. 5倍の剥 離寿命を有していることが分かる。また、表 18に示すように、軸受をコンパクトィ匕した 場合であっても、ローラおよびローラ軸に浸炭窒化処理を行ない、ころに本発明熱処 理を行なった試料 9は、試料 1に比べて 1. 2倍の剥離寿命を有していることがわかる 。また、ローラおよびころに浸炭窒化処理を行ない、ローラ軸に本発明熱処理を行な つた試料 10は、試料 1に比べて 1. 5倍の剥離寿命を有していることがわかる。さらに 、ローラに浸炭窒化処理を行ない、ころおよびローラ軸に本発明熱処理を行なった試 料 11は、試料 1に比べて 1. 7倍の剥離寿命を有していることがわかる。以上の結果 から、ローラ、ローラ軸、およびころの全てが窒素富化層を有しており、ローラ軸およ びころのうち少なくとも一方の部材に本発明の熱処理を行なうことにより、軸受のコン ノ クトイ匕を図りつつ、寿命の低下を抑止できることが分かる。
[0251] (実施例 6)
JIS規格 SUJ2を用いて、転動疲労試験用の軸受を製作した。軸受はロッカーァー ムに使用する総ころタイプの-一ドル軸受である。内輪は、内径 φ lOmm X外径 φ 1 4. 64mm X幅 LI 5mmであり、外輪は内径 φ 18. 64mm X外径 φ 24mm X幅 L 7 mmである。ころは外径 φ 2mm X長さ L6. 8mmを 26本用い、保持器を用いない総 ころタイプの構成とした。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。
[0252] 各試験軸受の内輪の製造履歴は次の通りである。
試験軸受 No. 1 (本発明例 1)：硬化層パターンが図 11 (b)に示すようなパターンに なるよう高周波熱処理を行った。
[0253] 試験軸受 No. 2、 3 (本発明例 2、 3)：図 14に示すヒートパターン HIの工程の熱処 理を行った。また、硬化層パターンが図 11 (b)に示すようなパターンになるよう高周 波熱処理を行った。
[0254] 試験軸受 No. 4 (比較例 1)：硬化層パターンが図 10に示すようなパターンになるよ う高周波熱処理を行った。
[0255] 試験軸受 No. 5 (比較例 2)：図 14に示すヒートパターン HIの工程の熱処理を行つ た。また、硬化層パターンが図 10に示すようなパターンになるよう高周波熱処理を行 つた o
[0256] 各試験軸受の外輪は、標準熱処理品 (焼入'焼戻)を使用した。各試験軸受のころ の製造履歴は次の通りである。
[0257] 試験軸受 No. 1、 4 :標準熱処理品 (焼入 ·焼戻）
試験軸受 No. 2、 3、 5 :浸炭窒化処理品 上記の製造方法で製作した試験軸受の内輪の材質調査結果および機能評価試験 結果を表 19に示す。
[表 19]
才-ステナイト 残留
窒素含有量 表面硬さ 球状化 ft化物 硬化層 静的割れ 割れ疲労 転動疲労
No. 結晶粒度 才-ステナ仆量 備考
(質量 ¾) (HV) の面積率 (¾) 1 タ―ン 強度比 強度比 寿命比
(JiS) (体積 W
1 11 10 0 760 10.2 図 11 (b) 1.7 2.4 1.2 本発明例 1
2 12 20 0.12 780 13.6 図 11 (b) 1.6 3.2 3.2 本発明例 2
3 12 35 0.28 770 13.0 図 11 (b) 1.6 3.3 3.5 本発明例 3
4 9 8 0 740 8.9 図 10 1 1 1 比較例 1
5 9 29 0.31 760 9.6 図 10 0.9 1.2 2.9 比較例 2
[0259] 次に材質調査方法および機能評価試験方法につ!、て説明する。
( 1)オーステナイト結晶粒度
オーステナイト結晶粒度の測定は、 JIS G 0551の鋼のオーステナイト結晶粒度 試験方法に基づいて行った。オーステナイト結晶粒度は研削後の転動面中央部の 表層 50 μ mにおける値を採用した。
[0260] (2)残留オーステナイト量
残留オーステナイト量の測定は、 X線回折によるマルテンサイト a (211)と残留ォ ーステナイト γ (220)の回折強度の比較で行った。残留オーステナイト量は研削後 の転動面中央部の表層 50 mにおける値を採用した。
[0261] (3)窒素含有量
窒素含有量の測定は、 EPMAを用いて行った。窒素含有量は研削後の転動面中 央部の表層 50 μ mにおける値を採用した。
[0262] (4)表面硬さ
研削後の転動面中央部の表面硬さを測定した。その測定は、ビッカース硬度計（1 kgf)を用いて行った。
[0263] (5)球状化炭化物の面積率
球状ィ匕炭化物の面積率は、ピクリン酸アルコール溶液 (ピクラル)を用い腐食した後 、光学顕微鏡 (400倍)で観察し測定を行った。球状ィ匕炭化物の面積率は研削後の 転動面中央部の表層 50 mにおける値を採用した。
[0264] (6)静的割れ強度試験
試験軸受の内輪を用いて、単体にてァムスラー試験機で荷重をかけ静的割れ強度 試験を行った。
[0265] (7)割れ疲労強度試験
試験軸受の内輪を用いて、表 3に示す試験条件で割れ疲労強度試験を行った。
[0266] (8)転動疲労寿命
転動疲労寿命は、図 16に示す試験試験装置を用いて、表 2に示す試験条件で行 なった。図 16に示す試験装置は外輪回転の試験装置である。図 16を参照して、試 験機に組み込まれた内輪 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転動疲労試験を行った。
[0267] なお、表 19には、転動疲労寿命試験、静的割れ強度試験、および割れ疲労強度 試験結果は、標準熱処理品 No. 4の値を 1として各試験軸受の結果を比率で表した
[0268] 表 1に示した試験結果を説明する。
(1)オーステナイト結晶粒度
本発明品 No. 1〜3は結晶粒度番号が 11〜12と顕著に微細化されている。標準 熱処理品および浸炭窒化処理品 No. 4、 5は、結晶粒度番号が 9と本発明品より粗 大なオーステナイト結晶粒となって 、る。
[0269] (2)残留オーステナイト量
本発明品 No. 2、 3の残留オーステナイト量は 20〜35体積％であり、これらの試料 では適度なオーステナイトが存在する。
[0270] (3)窒素含有量
本発明品 No. 2、 3の窒素含有量は 0. 12〜0. 28質量％で窒素が含有されている
[0271] (4)表面硬さ
本発明品 No. 2、 3の表面硬さは HV770〜780である。
[0272] (5)球状化炭化物の面積率
本発明品 No. 2、 3における球状ィ匕炭化物の面積率は、 13. 0〜13. 6%である。
[0273] (6)静的割れ強度試験
本発明品 No. 1〜3の静的割れ強度は、比較品 No. 4、 5と比べて高ぐ改善して いる。これは、軸受に荷重が負荷されると、図 10に示すように硬化層と未硬化層とが 混在する内輪 (比較品）は、図 11 (a)、（b)に示すように外形面から内径面までの全 体が硬化層とされた内輪 (本発明品）と比べ、強度が小さぐ変形しやすいため、内径 面の中央部に大きな引張応力が発生するからであると考える。
[0274] (7)割れ疲労強度試験
本発明品 No. 1の割れ疲労強度は、比較品 No. 4と比べ、 2倍以上に改善してい る。また、本発明品 No. 2、 3の割れ疲労強度も比較品 No. 5と比べ 3倍程度に改善 している。これは、軸受に荷重が負荷されると、図 10に示すように硬化層と未硬化層 とが混在する内輪 (比較品）は、図 11 (a)、（b)に示すように外形面力も内径面までの 全体が硬化層とされた内輪 (本発明品）と比べ、強度が小さぐ変形しやすいため、内 径中央部に大きな引張応力が発生するからであると考える。
[0275] (8)転動疲労寿命試験
本発明品 No. 1の転動疲労寿命は、比較品 No. 4と比べ若干改善している。また、 本発明品 No. 2、 3の転動疲労寿命も、比較品 No. 5と比べ若干改善している。試料 No. 1、 4と比べて試料 No. 2、 3、 5の転動疲労寿命が良いのは窒素富化層によるも のと考える。窒素富化層が転動疲労寿命に効く要因としては、残留オーステナイト量 、窒素含有量、球状化炭化物の面積率などが考えられる。
[0276] 上記をまとめると、本発明品 No. 1〜3のように、硬化層パターンが図 11 (a)、 (b) に示すように内輪外径の転動面表層部から内径面まで硬化層であることにより、静的 割れ強度、割れ疲労強度を改善することができる。また、本発明品 No. 2、 3のように 、表層部に窒素富化層を有し、オーステナイト結晶が粒度番号で 10番を超えて微細 化され、残留オーステナイト量が適度に有り、適正な表面硬さを有し、球状化炭化物 の面積率が多いため、通常の荷重依存型の転動疲労寿命、割れ疲労強度が改善す る。
[0277] 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。本発明の範囲は上記した説明ではなくて請求 の範囲によって示され、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。
産業上の利用可能性
[0278] 本発明は、自動車用のエンジンのインテイクバルブやェグゾ一ストバルブの開閉に 用いられるロッカーアームに使用するロッカーアーム用転がり軸受に特に有利に適 用され得る。

Claims

請求の範囲
[1] エンジンのカム軸 (6)と転がり接触する外輪 (4)と、
前記外輪 (4)の内側に位置し、ロッカーアーム（1)に固定された内輪 (2)と、 前記外輪 (4)と前記内輪 (2)との間に介在する複数の転動体 (3)とを備えたロッカ 一アーム用転がり軸受において、
前記外輪 (4)、前記内輪 (2)、および前記転動体 (3)のうち少なくとも 1つの部材が 窒素富化層を有し、その部材のオーステナイト結晶粒の粒度番号が 10番を超える範 囲にあり、かつ表面硬さ Hvが 653以上である、ロッカーアーム用転がり軸受（50)。
[2] 前記表面硬さ Hvが 720以上 800以下である、請求の範囲第 1項に記載のロッカー アーム用転がり軸受（50)。
[3] 前記ロッカーアーム（1)は前記一方の端部（lb)と前記他方の端部（la)との間に位 置する回転軸（5)に回転自在に取り付けられ、前記一方の端部（lb)に前記エンジン の開閉用バルブ（9)の端部（9a)が当接し、前記ロッカーアーム（1)は前記他方の端 部（la)に二股状の内輪支持部（14)を有し、その二股状の内輪支持部（14)に前記 内輪 (2)が固定されている、請求の範囲第 1項に記載のロッカーアーム用転がり軸受 (50)。
[4] 前記ロッカーアーム（1)の一方の端部（lb)と他方の端部（la)との間に設けられ、 前記ロッカーアーム（1)の 2つの側壁（lc)の間にわたる内輪孔に前記内輪 (2)が 固定され、前記ロッカーアーム（1)の一方の端部（lb)に前記エンジンの開閉用バル ブ（9)の端部（9a)が当接し、前記ロッカーアーム（1)の他方の端部（la)にピボットが 当接する、請求の範囲第 1項に記載のロッカーアーム用転がり軸受（50)。
[5] 前記ロッカーアーム（1)は、ロッカーアーム本体（11)と、前記カム軸（6)からの応力 を伝達する連動棒（16)とを有し、前記ロッカーアーム本体（11)は前記ロッカーァー ム本体（11)の一方の端部（ 1 lb)と他方の端部（11a)との間に位置する回転軸（5) に回動自在に取り付けられ、前記ロッカーアーム本体（11)の前記一方の端部（1 lb )に前記エンジンの開閉用バルブ（9)の端部（9a)が当接し、前記ロッカーアーム本 体（ 11 )の前記他方の端部（11a)に前記連動棒（ 16)の一方の端部（ 16b)が当接し 、前記連動棒（16)の他方の端部（16a)に前記内輪 (2)が固定されている、請求の 範囲第 1項に記載のロッカーアーム用転がり軸受（50)。
[6] 総ころ形式の-一ドル軸受である、請求の範囲第 1項に記載のロッカーアーム用転 力 Sり軸受（50)。
[7] エンジンのノ レブ（9)とカム（6)との間に介在して吸排気を調節するロッカーアーム
(1)に固定された内輪 (2)と、前記内輪 (2)の外方に位置して前記カム (6)と接触す る外輪 (4)と、前記外輪 (4)と内輪 (2)との間に位置する複数の転動体 (3)とを備え たロッカーアーム用転がり軸受（50)において、
前記外輪 (4)、内輪 (2)および転動体 (3)の少なくとも一つの部材が窒素富化層を 有し、その窒素富化層におけるオーステナイト結晶粒の粒度番号が 10番を超える範 囲にあり、かつ前記窒素富化層の残留オーステナイト量が研削後の転動面の表層部 で 11体積％〜25体積％の範囲にある、ロッカーアーム用転がり軸受（50)。
[8] 前記窒素富化層の窒素含有量が研削後の転動面の表層部で 0. 1重量％〜0. 7 重量％の範囲にある、請求の範囲第 7項に記載のロッカーアーム用転がり軸受（50)
[9] 前記ロッカーアーム（1)はその一方の端部（la)と他方の端部（lb)との間に位置す る回転軸（5)に回転自在に支持され、前記一方の端部（la)は二股状の内輪支持部 (14)を有し、その二股状の内輪支持部（14)に前記内輪 (2)が固定され、前記他方 の端部（lb)には、前記エンジンのバルブ（9)の端部（9a)が当接する、請求の範囲 第 7項に記載のロッカーアーム用転がり軸受（50)。
[10] 前記ロッカーアーム（1)の一方の端部（lb)に前記エンジンのバルブ（9)の端部（9 a)が当接し、前記他方の端部（la)にピボットが適合し、前記ロッカーアーム（1)の一 方の端部（lb)と他方の端部（la)との間の、対向する 2つの側壁（lc)の内輪用孔に わたって前記内輪 (2)が固定される、請求の範囲第 7項に記載のロッカーアーム用 転がり軸受（50)。
[11] ロッカーアーム（1)がその一方の端部（l ib)と他方の端部（11a)との間に位置する 回転軸（5)に回転自由に支持され、その一方の端部（l ib)に前記エンジンのバルブ (9)の端部（9a)が当接し、前記他方の端部（11a)に、前記カム軸（6)からの応力を 伝達する連動棒（16)の一方の端部（16b)が当接し、前記連動棒の他方の端部（16 a)に前記ロッカーアーム用転がり軸受（50)の内輪 (2)が固定され、その外輪 (4)が 前記カム（6)と接触する、請求の範囲第 7項に記載のロッカーアーム用転がり軸受（5 0)。
[12] 前記ロッカーアーム用転がり軸受が総ころ形式の-一ドル軸受である、請求の範囲 第 7項に記載のロッカーアーム用転がり軸受（50)。
[13] エンジンのカム軸 (6)と転がり接触する外輪 (4)と、
前記外輪 (4)の内側に位置し、ロッカーアーム（1)に固定された内輪 (2)と、 前記外輪 (4)と前記内輪 (2)との間に介在する複数の転動体 (3)とを備えたロッカ 一アーム用転がり軸受において、
前記外輪 (4)、前記内輪 (2)、および前記転動体 (3)の全てが窒素富化層を有し、 前記内輪および前記転動体のうち少なくとも一方の部材における前記窒素富化層 のオーステナイト結晶粒の粒度番号が 10番を超える範囲にあり、かつ前記部材の残 留オーステナイト量が 11体積％以上 25体積％以下であり、かつ前記部材の窒素含 有量が 0. 1質量％以上 0. 7質量％以下である、ロッカーアーム用転がり軸受（50)。
[14] 前記ロッカーアーム（1)は一方の端部（lb)と他方の端部（la)との間に位置する口 ッカーアーム軸（5)に取り付けられ、前記一方の端部（lb)に前記エンジンの開閉用 バルブ（9)の端部（9a)が当接し、前記ロッカーアーム（1)は前記他方の端部（la)に 二股状の内輪支持部（14)を有し、その二股状の内輪支持部（14)に前記内輪 (2) が固定されている、請求の範囲第 13項に記載のロッカーアーム用転がり軸受（50)。
[15] 前記ロッカーアームの一方の端部（lb)と他方の端部（la)との間に設けられ、 前記ロッカーアームの 2つの側壁（lc)の間にわたる内輪孔に前記内輪 (2)が固定 され、前記ロッカーアーム（1)の一方の端部（lb)に前記エンジンの開閉用バルブ（9 )の端部（9a)が当接し、前記ロッカーアーム（1)の他方の端部（la)にピボットが当接 する、請求の範囲第 13項に記載のロッカーアーム用転がり軸受（50)。
[16] 前記ロッカーアーム（1)は、ロッカーアーム本体（11)と、前記カム軸（6)からの応力 を伝達する連動棒（16)とを有し、前記ロッカーアーム本体（11)は前記ロッカーァー ム本体（11)の一方の端部（ 1 lb)と他方の端部（11a)との間に位置するロッカーァー ム軸（5)に取り付けられ、前記ロッカーアーム本体（11)の前記一方の端部（ 1 lb)に 前記エンジンの開閉用バルブ（9)の端部（9a)が当接し、前記ロッカーアーム本体（1 1)の前記他方の端部（11a)に前記連動棒（16)の一方の端部（16b)が当接し、前 記連動棒（16)の他方の端部（ 16a)に前記内輪 (2)が固定されて 、る、請求の範囲 第 13項に記載のロッカーアーム用転がり軸受（50)。
[17] エンジンのカム軸 (6)と転がり接触する外輪 (4)と、
前記外輪 (4)の内側に位置し、ロッカーアーム（1)に固定された内輪 (2)と、 前記外輪 (4)と前記内輪 (2)との間に介在する複数の転動体 (3)とを備えたロッカ 一アーム用転がり軸受において、
前記外輪 (4)、前記内輪 (2)、および前記転動体 (3)のうち少なくとも 1つの部材が 窒素富化層を有し、前記窒素富化層を有する部材のオーステナイト結晶粒の粒度番 号が 10番を超える範囲にあり、かつ前記窒素富化層を有する部材の球状ィ匕炭化物 の面積率が 10%以上である、ロッカーアーム用転がり軸受（50)。
[18] 前記窒素富化層を有する部材の球状化炭化物の面積率が 10%以上 25%以下で ある、請求項 17に記載のロッカーアーム用転がり軸受（50)。
[19] 前記ロッカーアーム（1)は前記一方の端部（lb)と前記他方の端部（la)との間に位 置する回転軸（5)に回転自在に取り付けられ、前記一方の端部（lb)に前記エンジン の開閉用バルブ（9)の端部（9a)が当接し、前記ロッカーアーム（1)は前記他方の端 部（la)に二股状の内輪支持部（14)を有し、その二股状の内輪支持部（14)に前記 内輪 (2)が固定されている、請求の範囲第 17項に記載のロッカーアーム用転がり軸 受（50)。
[20] 前記ロッカーアーム（1)の一方の端部（lb)と他方の端部（la)との間に設けられ、 前記ロッカーアーム（1)の 2つの側壁（lc)の間にわたる内輪孔に前記内輪 (2)が 固定され、前記ロッカーアーム（1)の一方の端部（lb)に前記エンジンの開閉用バル ブ（9)の端部（9a)が当接し、前記ロッカーアーム（1)の他方の端部（la)にピボットが 当接する、請求の範囲第 17項に記載のロッカーアーム用転がり軸受（50)。
[21] 前記ロッカーアーム（1)は、ロッカーアーム本体（11)と、前記カム軸（6)からの応力 を伝達する連動棒（16)とを有し、前記ロッカーアーム本体（11)は前記ロッカーァー ム本体（11)の一方の端部（ 1 lb)と他方の端部（11a)との間に位置する回転軸（5) に回動自在に取り付けられ、前記ロッカーアーム本体（11)の前記一方の端部（1 lb )に前記エンジンの開閉用バルブ（9)の端部（9a)が当接し、前記ロッカーアーム本 体（ 11 )の前記他方の端部（11a)に前記連動棒（ 16)の一方の端部（ 16b)が当接し 、前記連動棒（16)の他方の端部（16a)に前記内輪 (2)が固定されている、請求の 範囲第 17項に記載のロッカーアーム用転がり軸受（50)。
[22] 総ころ形式の-一ドル軸受である、請求の範囲第 17項に記載のロッカーアーム用 転がり軸受（50)。
[23] エンジンのカム軸（6)と転がり接触する外輪 (4)と、前記外輪 (4)の内側に位置する 内輪 (2)と、前記外輪 (4)と前記内輪 (2)との間に介在する複数の転動体 (3)とを備 えた、ロッカーアーム用転がり軸受において、
前記内輪 (2)は、 0. 50質量％以上の炭素を含む鋼で構成され、中空の円筒形状 を有し、端面において HV200以上 HV300以下の硬さを有し、かつ前記転動体（3) が転動する前記内輪 (2)の転動面表面から内径面（2c)までの径方向全体に硬化層 (2a)を有して 、ることを特徴とする、ロッカーアーム用転がり軸受（50)。
[24] 前記内輪 (2)の転動面表層部のオーステナイト結晶粒の粒度番号が 10番を超える 範囲にあり、前記オーステナイト結晶粒の粒度番号が研削後の転動面の表層 50 μ mにおける値であることを特徴とする、請求の範囲第 23項に記載のロッカーアーム用 転がり軸受（50)。
[25] 前記内輪 (2)は、表層部に窒素富化層を有することを特徴とする、請求の範囲第 2
3項に記載のロッカーアーム用転がり軸受（50)。
[26] 前記内輪 (2)の転動面表層部の残留オーステナイト量が 11体積％以上 40体積％ 以下の範囲であり、前記残留オーステナイト量が研削後の転動面の表層 50 mに おける値であることを特徴とする、請求の範囲第 25項に記載のロッカーアーム用転 力 Sり軸受（50)。
[27] 前記窒素富化層における窒素含有量が 0. 1質量％以上 0. 7質量％以下の範囲 であり、前記窒素含有量が研削後の転動面の表層 50 mにおける値であることを特 徴とする、請求の範囲第 25項に記載のロッカーアーム用転がり軸受（50)。
[28] 前記内輪 (2)の転動面の表面硬さが HV653以上であることを特徴とする、請求の 範囲第 25項に記載のロッカーアーム用転がり軸受（50)。
前記内輪 (2)の転動面表層部の窒素富化層における球状化炭化物の面積率が 1 0%以上であり、前記球状ィ匕炭化物の面積率が研削後の転動面の表層 50 mにお ける値であることを特徴とする、請求の範囲第 25項に記載のロッカーアーム用転がり 軸受（50)。
前記ロッカーアーム（1)は一方の端部（lb)と他方の端部（la)との間に位置する口 ッカーアーム軸（5)に取り付けられ、前記ロッカーアーム（5)の前記一方の端部（la) には二股状の内輪支持部（14)が設けられ、前記他方の端部（lb)には前記ェンジ ンの開閉用バルブ (9)の端部 (9a)が当接し、前記二股状の内輪支持部（14)には前 記内輪 (2)が固定されていることを特徴とする、請求の範囲第 23項に記載のロッカー アーム用転がり軸受（50)。
前記ロッカーアーム（1)の一方の端部（la)にはピボットが当接しており、前記ロッカ 一アーム（1)の前記一方の端部（la)と他方の端部（lb)との間に前記転がり軸受（5 0)が設けられ、前記他方の端部（lb)には前記エンジンの開閉用バルブ（9)の端部（ 9a)が当接していることを特徴とする、請求の範囲第 23項に記載のロッカーアーム用 転がり軸受（50)。
前記ロッカーアーム（1)は一方の端部（11a)と他方の端部（ 1 lb)との間に位置す るロッカーアーム軸（5)に取り付けられ、前記ロッカーアーム（1)の前記一方の端部（ 11a)には前記カム軸（6)からの力を伝達する連動棒（16)の一方端部（16b)が当接 しており、前記他方の端部（l ib)には前記エンジンの開閉用バルブ（9)の端部（9a) が当接しており、前記連動棒（16)の他方端部（16a)には前記転がり軸受（50)が設 けられていることを特徴とする、請求の範囲第 23項に記載のロッカーアーム用転がり 軸受（50)。
前記転がり軸受が総ころ形式の-一ドル軸受であることを特徴とする、請求の範囲 第 23項に記載のロッカーアーム用転がり軸受（50)。
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