(57)【要約】【課題】高度の耐割れ強度と寸法安定性を有し、疲労寿命に優れた円すいころ軸受を提供する。【解決手段】円すいころ軸受の内輪10、外輪20、円すいころ30のうち少なくとも一つの構成部品が表層部に窒素富化層を有し、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、内輪10の軌道面12の両端部にクラウニングを形成し、これらの各端部におけるクラウニングの幅Wcを、内輪10の軌道面幅Wの20％以下とし、円すいころ30の円すいの頂点から内輪10の大つば面18までの距離ＲBASEに対する円すいころ30の大端面32の曲率半径Ｒの比の値Ｒ/ＲBASEを0.75以上0.87以下とし、円すいころ30の大端面32の端面振れを3μｍ以下とした。【選択図】  図４
2006112558.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
外周に円すい面状の軌道を有するとともに軌道の両側に大つばと小つばを形成した内輪と、内周に円すい面状の軌道を有する外輪と、内輪の軌道と外輪の軌道との間に介在させた複数の円すいころと、円すいころを円周方向で所定間隔に保つための保持器とを具備し、
前記内輪、外輪、円すいころのうち少なくとも一つの構成部品が表層部に窒素富化層を有し、前記窒素富化層におけるオーステナイト結晶粒の粒度番号が１０番を超え、
前記内輪の軌道面の両端部にクラウニングを形成し、これらの各端部におけるクラウニングの幅を、内輪の軌道面幅の２０％以下とし、
前記円すいころの円すいの頂点から内輪の大つば面までの距離ＲBASEに対する円すいころの大端面の曲率半径Ｒの比の値Ｒ/ＲBASEを０．７５以上０．８７以下とし、
前記円すいころの大端面の端面振れを３μｍ以下としたことを特徴とする円すいころ軸受。
【請求項２】
前記構成部品の破壊応力値が２６５０ＭＰａ以上であることを特徴とする請求項１の円すいころ軸受。
【請求項３】
前記構成部品の水素含有量が０．５ｐｐｍ以下であることを特徴とする請求項１の円すいころ軸受。
【請求項４】
前記内輪軌道面のクラウニングが形成された両端部を除く部分に、緩やかな曲率のクラウニングが形成されていることを特徴とする請求項１の円すいころ軸受。
【請求項５】
前記円すいころの大端面の表面粗さを０．０２μｍＲａ以下としたことを特徴とする請求項１の円すいころ軸受。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
この発明は円すいころ軸受に関する。
【背景技術】
【０００２】
円すいころ軸受は転動体として円すいころを用いたラジアル軸受であって、図１に示すように、内輪１０と外輪２０と円すいころ３０と保持器４０とで構成される。内輪１０は外周に円すい面状の軌道１２を有し、軌道１２の両側に小つば１４と大つば１６を備えている。外輪２０は内周に円すい面状の軌道２２を有する。円すいころ３０は内外輪１０，２０の軌道１２，２２間に転動自在に介在させてある。保持器４０は円周方向に所定間隔に配置した複数のポケットを有し、各ポケットに円すいころ３０が収容される。
【０００３】
円すいころ軸受では円すいころ３０と内外輪１０，２０の軌道１２，２２とが線接触しており、図２に示すように、内外輪１０，２０の軌道１２，２２と円すいころ３０の円すいの頂点が、軸受中心軸上の一点Ｏに集まるように設計され、ラジアル荷重と一方向のアキシアル荷重を受けることができる。内輪１０の軌道１２と外輪２０の軌道２２では円すい角が違うため、各軌道から円すいころ３０に加わる荷重の合力が円すいころ３０を内輪１０の大つば１６に向けて押す方向に作用する。このため、円すいころ３０はその大端面３２が内輪１０の大つば１６に押し付けられた状態で案内され、ここで滑り接触をする。詳しくは、図１６に示すように、大つば面１８はその母線ｙが軸受の中心軸に対して所定角をなすフラット面とされ、このフラット面に円すいころ３０の大端面３２が滑り接触する。
【０００４】
円すいころ軸受は、ラジアル荷重とアキシアル荷重およびそれらの合成荷重を負荷するのに適した軸受で、負荷能力も大きいため、自動車や建設機械等におけるデファレンシャルやトランスミッション等の動力伝達装置においては、円すいころ軸受で歯車軸を支持した支持装置が使用されている。自動車のトランスミッションには大別するとマニュアルタイプとオートマチックタイプがあり、また、車両の駆動方式によって前輪駆動（ＦＷＤ）用トランスアクスル、後輪駆動（ＲＷＤ）用トランスミッション、四輪駆動（４ＷＤ）用トランスファ（副変速機）がある。いずれもエンジンからの駆動力を変速して駆動軸などへ伝達するものである。
【０００５】
図１７に自動車のトランスミッションの構成例を示す。このトランスミッションは同期かみ合い式のもので、同図の左方がエンジン側、右方が駆動車輪側である。メインシャフト４１とメインドライブギヤ４２との間に円すいころ軸受４３が介在させてある。この例では、メインドライブギヤ４２の内周に円すいころ軸受４３の外輪軌道面が直接形成してある。メインドライブギヤ４２は、円すいころ軸受４４でケーシング４５に対して回転自在に支持される。メインドライブギヤ４２にクラッチギヤ４６が係合連結され、クラッチギヤ４６に近接してシンクロ機構４７が配置してある。
【０００６】
シンクロ機構４７は、セレクタ（図示省略）の作動によって軸方向（図１７の左右方向）に移動するスリーブ４８と、スリーブ４８の内周に軸方向移動自在に装着したシンクロナイザーキー４９と、メインシャフト４１の外周に係合連結させたハブ５０と、クラッチギヤ４６の外周（コーン部）に摺動自在に装着したシンクロナイザーリング５１と、シンクロナイザーキー４９をスリーブ４８の内周に弾性的に押圧する押さえピン５２およびスプリング５３とを備えている。
【０００７】
図１７に示す状態では、スリーブ４８とシンクロナイザーキー４９が押さえピン５２によって中立位置に保持されている。このとき、メインドライブギヤ４２はメインシャフト４１に対して空転する。一方、セレクタの作動により、スリーブ４８が同図に示す状態からたとえば軸方向左側に移動すると、スリーブ４８に従動してシンクロナイザーキー４９が軸方向左側に移動し、シンクロナイザーリング５１をクラッチギヤ４６のコーン部の傾斜面に押し付ける。これにより、クラッチギヤ４６の回転速度が落ち、逆にシンクロ機構４７側の回転速度が高まる。そして、両者の回転速度が同期した頃、スリーブ４８がさらに軸方向左側に移動して、クラッチギヤ４６とかみ合い、メインシャフト４１とメインドライブギヤ４２との間がシンクロ機構４７を介して連結される。これにより、メインシャフト４１とメインドライブギヤ４２とが同期回転する。
【０００８】
ところで、自動車トランスミッションは、近年、ミッションのＡＴ化、ＣＶＴ化、低燃費化等のために低粘度の油が使われる傾向にある。低粘度オイルが使用される環境下では、油温が高い、油量が少ない、予圧抜けが発生する、などの悪条件が重なった場合に、潤滑不良に起因する非常に短寿命の表面起点型剥離が生じることがある。
【０００９】
軸受部品の転動疲労に対して長寿命を与える熱処理方法として、焼入れ加熱時の雰囲気ＲＸガス中にさらにアンモニアガスを添加するなどして、その軸受部品の表層部に浸炭窒化処理を施す方法がある（たとえば特開平８−４７７４号公報、特開平１１−１０１２４７号公報）。この浸炭窒化処理法を用いることにより、表層部を硬化させ、ミクロ組織中に残留オーステナイトを生成させ、転動疲労寿命を向上させることができる。
【特許文献１】特開平８−４７７４号公報
【特許文献２】特開平１１−１０１２４７号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【００１０】
しかしながら、上記の浸炭窒化処理方法は炭素および窒素を拡散させる拡散処理であるため、長時間高温に保持する必要がある。このため、組織が粗大化する等して耐割れ強度の向上を図ることは困難である。また、残留オーステナイトの増加による経年寸法変化率の増大も問題となる。
【００１１】
一方、転動疲労に対して長寿命を確保し、割れ強度を向上させ、経年寸法変化率の増大を防ぐために、鋼の合金設計により組織を調整することで対処することが可能である。しかし、合金設計によると原材料コストが高くなるなどの問題点が発生する。
【００１２】
今後のトランスミッションにおける軸受部品には、使用環境の高荷重化、高温化に伴い、また、トランスミッションの小型化・コンパクト化の要求に伴い、従来よりも、大きな荷重条件で、かつ、より高温で使用できる特性を備えることが要求される。このため、高強度で、転動疲労特性が長寿命で、高度の耐割れ強度と寸法安定性とを有する軸受部品が必要になる。
【００１３】
本発明の目的は、高度の耐割れ強度と寸法安定性とを有し、転動疲労寿命に優れた円すいころ軸受を提供することである。
【課題を解決するための手段】
【００１４】
本発明の円すいころ軸受は、外周に円すい面状の軌道を有するとともに軌道の両側に大つばと小つばを形成した内輪と、内周に円すい面状の軌道を有する外輪と、内輪の軌道と外輪の軌道との間に介在させた複数の円すいころと、円すいころを円周方向で所定間隔に保つための保持器とを具備し、前記内輪、外輪、円すいころのうち少なくとも一つの構成部品が表層部に窒素富化層を有し、前記窒素富化層におけるオーステナイト結晶粒の粒度番号が１０番を超え、前記内輪の軌道面の両端部にクラウニングを形成し、これらの各端部におけるクラウニングの幅を、内輪の軌道面幅の２０％以下とし、前記円すいころの円すいの頂点から内輪の大つば面までの距離ＲBASEに対する円すいころの大端面の曲率半径Ｒの比の値Ｒ/ＲBASEを０．７５以上０．８７以下とし、前記円すいころの大端面の端面振れを３μｍ以下としたことを特徴とするものである。
【００１５】
本発明によれば、内輪、外輪および円すいころのうち少なくともいずれか一つの部材のオーステナイト粒径が微細であることにより、耐割れ強度、寸法安定性および転動疲労寿命が大幅に改良される。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。オーステナイト粒径は細かいほど望ましいが、通常、１３番を超える粒度番号を得ることは難しい。なお、トランスミッションにおけるシャフトの支持構造の内輪、外輪および転動体のオーステナイト粒は、浸炭窒化処理の影響を大きく受けている表層部でも、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。
【００１６】
なお、本明細書における内輪または外輪は、シャフト、ハウジングなどの部材と一体化されたものであってもよく、また、別体で設けられたものであってもよい。
【００１７】
オーステナイト粒という場合、焼入れされた後のマルテンサイトやベイナイトなどのフェライト相にその痕跡を残している。焼入れ前のオーステナイト粒界を強調するために「旧」を付する場合もある。すなわち、オーステナイト粒と旧オーステナイト粒とは同じものを表現している。
【００１８】
オーステナイト結晶粒は、対象とする部材の金相試料に対してエッチングなど、粒界を顕出する処理を施して観察することができる粒界であればよい。低温焼入れ直前の加熱された時点での粒界という意味で、上記のように旧オーステナイト粒と呼ぶ場合がある。測定は、ＪＩＳ規格の粒度番号の平均値から平均粒径に換算して求めてもよいし、切片法などにより金相組織に重ねたランダム方向の直線が粒界と会合する間の間隔長さの平均値をとってもよい。
【００１９】
窒素富化層は、後に説明するように、浸炭窒化処理により形成されるが、窒素富化層に炭素が富化されてもよいし、富化されていなくてもよい。
【００２０】
上記のような窒素富化層を有する組織は、次のような熱処理工程で形成することができる。すなわち、軸受部品用の鋼をＡ1変態点を超える浸炭窒化処理温度で浸炭窒化処理した後、Ａ1変態点未満の温度に冷却し、その後、Ａ1変態点以上で浸炭窒化処理の温度未満の焼入れ温度域に再加熱し、焼入れを行なう。浸炭窒化処理後Ａ1変態点未満の温度に冷却した後に最終的な焼入れを行なうので、オーステナイト粒径を細かくすることができる。この結果、シャルピー衝撃値、破壊靭性値、割れ強度、疲労寿命（構成部品が転がり軸受または転がり軸受部品である場合には転動疲労寿命）などを向上させることができる。
【００２１】
さらに、たとえばオーステナイトが変態する温度にまで冷却することにより、浸炭窒化処理の際のオーステナイト粒界と最終焼入れの際のオーステナイト粒界とを無関係にすることができる。さらに、最終焼入れの際の加熱温度が浸炭窒化処理時の加熱温度よりも低いので、浸炭窒化処理の効果が及ぶ表層部における未溶解セメンタイト量は浸炭窒化処理のときよりも増大する。このため最終焼入れの加熱温度において、浸炭窒化処理のときより、未溶解セメンタイト量の比率が増大し、オーステナイト量の比率が低下する。しかも、鉄−炭素２元状態図から、セメンタイトとオーステナイトとの共存領域において、焼入れ温度の低下に伴いオーステナイトに固溶する炭素濃度も低くなる。
【００２２】
最終焼入れ温度に加熱したとき、オーステナイト粒の成長を妨げる未溶解セメンタイト量が多いために、オーステナイト粒は微細となる。また、焼入れによってオーステナイトからマルテンサイトやベイナイトに変態した組織は炭素濃度が低いので、浸炭窒化処理温度から焼入れした組織に比べて靭性に富んだ組織となる。
【００２３】
上記の円すいころ軸受の製造方法において好ましくは、焼入れ温度域が７９０℃〜８３０℃の温度域である。これにより、オーステナイト結晶粒の成長が生じにくい温度に再加熱して焼入れするので、オーステナイト粒径を細かくすることができる。
【００２４】
内輪の軌道面の両端部にクラウニングを形成したのは、ころと内輪の軌道面における過大なエッジロードの発生を防止するためであり、これらのクラウニングの幅を内輪の軌道面幅の２０％以下としたのは、２０％を越えると軌道面中央部の接触面圧が過大となるからである。
【００２５】
円すいころの大端面の曲率半径Ｒと円すいころの円すい角の頂点から内輪大つばまでの距離ＲBASEとの比の値Ｒ／ＲBASEを０．７５〜０．８７の範囲としたのは次の理由による。
ころ大端面の曲率半径Ｒは、従来、０．９０≦Ｒ／ＲBASE≦０．９７であったが、この場合、大つば面と円すいころ大端面との間の最小油膜厚さ比は０．９以下であって、高速回転のためには必ずしも満足のいく値ではなかった。本発明者等は、実験に基づき、前記最小油膜厚さ比を０．９５以上にできるＲの最適値が０．７５≦Ｒ／ＲBASE≦０．８７であることを見出し、これを具現化させたものである。
【００２６】
図５は、内輪大つば面と円すいころ大端面との間に形成される油膜厚さｔを、Karnaの式を用いて計算した結果を示す。同図において、横軸はＲ／ＲBASEを表し、縦軸はＲ／ＲBASE＝０．７６のときの油膜厚さｔ0に対する油膜厚さｔの比の値ｔ／ｔ0を表している。同図から明らかなように、油膜厚さｔはＲ／ＲBASE＝０．７６のとき最大となり、Ｒ／ＲBASEが０．９を超えると急激に減少する。
【００２７】
図６は、内輪大つば面と円すいころ大端面との間の最大ヘルツ応力ｐを計算した結果を示す。同図において、横軸はＲ／ＲBASEを表し、縦軸は、図４と同様に、Ｒ／ＲBASE＝０．７６のときの最大ヘルツ応力ｐ0に対する最大ヘルツ応力ｐの比の値ｐ／ｐ0を表している。同図から明らかなように、最大ヘルツ応力ｐはＲ／ＲBASEの増大に伴って単調に減少する。
【００２８】
内輪大つば面と円すいころ大端面との間の滑り摩擦によるトルクロスと発熱を低減させるためには、油膜厚さｔを厚く、最大ヘルツ応力ｐを小さくすることが望ましい。本発明者らは、図５および図６の計算結果を参考とし、後の表１に示す耐焼付き試験結果に基づいて、Ｒ／ＲBASEの適正範囲を０．７５〜０．８７に決定した。
【００２９】
また、従来、端面振れの許容値は、最も小さい等級１（円すいころの呼び直径Ｄｗが３ｍｍ以上１０ｍｍ以下）の場合でも４μｍとされていた。円すいころの大端面の端面振れを３μｍ以下としたことによって、円すいころ大端面と内輪大つば面の接触応力の変動が小さくなり、油膜形成を阻害する要因が低減する。
【００３０】
請求項２の発明は、請求項１の円すいころ軸受において、前記構成部品の破壊応力値が２６５０ＭＰａ以上であることを特徴とするものである。本願発明者らは、鋼をＡ1変態点を超える浸炭窒化処理温度で浸炭窒化処理した後、Ａ1変態点未満の温度に冷却し、その後にＡ1変態点以上の焼入れ温度域に再加熱し焼入れを行なうことにより、窒素富化層を有する鋼の破壊応力値を、従来では得られなかった２６５０ＭＰａ以上できることを見出した。これにより、従来と比較して破壊応力値に優れ、それにより強度の高い円すいころ軸受を得ることができる。
【００３１】
請求項３の発明は、請求項１の円すいころ軸受において、前記構成部品の水素含有量が０．５ｐｐｍ以下であることを特徴とするものである。これにより、水素に起因する鋼の脆化を軽減することができる。鋼の水素含有率が０．５ｐｐｍを超えると鋼の割れ強度は低下する。したがって、このような鋼は過酷な荷重が加わるハブの支持構造にはあまり適さなくなる。水素量は低いほうが望ましい。しかし、０．３ｐｐｍ未満に減らすためには長時間の加熱が必要になり、オーステナイト粒径が粗大化し、却って靭性が低下してしまう。このため、より望ましい水素含有率は０．３〜０．５ｐｐｍの範囲である。さらに望ましくは、０．３５〜０．４５ｐｐｍの範囲である。
【００３２】
なお、上記の水素含有率は、拡散性水素は測定の対象にはせず、所定温度以上で鋼から放出される非拡散性水素のみを測定の対象とするものである。サンプルサイズが小さければ、常温でもサンプルから放出され散逸してしまうので、拡散性水素量は測定の対象から外している。非拡散性水素は、鋼中の欠陥部などにトラップされており、所定の加熱温度以上ではじめてサンプルから放出される水素である。この非拡散性水素に限定しても、水素含有率は測定方法によって大きく変動する。上記の水素含有率範囲は熱伝導度法による測定方法による範囲である。さらに、後記するように、ＬＥＣＯ社製ＤＨ−１０３型水素分析装置またはそれに準じる測定装置を用いて測定することが望ましい。
【００３３】
請求項４の発明は、請求項１の円すいころ軸受において、前記内輪軌道面のクラウニングが形成された両端部を除く部分に、緩やかな曲率のクラウニングが形成されていることを特徴とするものである。このような構成を採用することにより、軌道面での面圧分布をより均一にすることができる。
【００３４】
請求項５の発明は、請求項１の円すいころ軸受において、円すいころの大端面の表面粗さを０．０２μｍＲａ以下としたことを特徴とするものである。このような構成を採用することによって、油膜厚さに対して面粗さが小さくなり、油膜形成を阻害する要因が低減する。より具体的に述べると、油膜厚さに対して面粗さが大きければ金属接触をすることになるが、面粗さが小さければ金属接触することがなく油膜を破断しない。
【発明の効果】
【００３５】
本発明の円すいころ軸受を用いることにより、窒素富化層を形成した上で、これまでにない優れた破壊応力値を得ることができるため、優れた耐割れ強度などを得ることができる。
【００３６】
また、内輪軌道面の両端部に、その幅が軌道面の幅の２０％以下のエッジクラウニングを形成し、軌道面での接触面圧を均一化して焼付きを防止し、かつ、部品表面の浸炭窒化層を適度な靭性を有する材質に安定して保ち、異物混入下での耐久寿命を著しく改善することができる。
【００３７】
さらに、円すいころの円すいの頂点から内輪の大つば面までの距離ＲBASEに対する円すいころの大端面の曲率半径Ｒの比の値Ｒ/ＲBASEを０．７５以上０．８７以下とし、かつ、円すいころの大端面の端面振れを３μｍ以下に抑えたことで、内輪の大つばと円すいころの大端面との間の最適油膜形成を促し、耐焼付き性および耐予圧抜け性を向上させたものである。予圧抜けとは、周知のとおり、摩耗等によって予圧が次第に減少する現象をいう。
【発明を実施するための最良の形態】
【００３８】
以下、図面に従って本発明の実施の形態を説明する。
【００３９】
図１に示すように、円すいころ軸受は内輪１０と外輪２０と円すいころ３０と保持器４０とで構成される。内輪１０は外周に円すい面状の軌道１２を有し、軌道１２の両側に小つば１４と大つば１６を備えている。符号１８は内輪１０の大つば面すなわち円すいころ３０の大端面３２と接する面を表している。外輪２０は内周に円すい面状の軌道２２を有する。円すいころ３０は内外輪１０，２０の軌道１２，２２間に転動自在に介在させてある。保持器４０は円周方向に所定間隔に配置した複数のポケットを有し、各ポケットに円すいころ３０が収容される。
【００４０】
図１および図２に示すように、円すいころ３０と内外輪１０，２０の軌道１２，２２とが線接触しており、内外輪１０，２０の軌道１２，２２と円すいころ３０の円すい（円すい角：β）の頂点（Ｏ）が軸受中心軸上の一点Ｏに集まるように設計されている。内輪１０の軌道１２と外輪２０の軌道２２では円すい角が違うため、各軌道１２，２２から円すいころ３０に加わる荷重の合力が円すいころ３０を内輪１０の大つば１６に向けて押す方向に作用する。このため、円すいころ３０はその大端面３２が内輪１０の大つば面１８に押し付けられた状態で案内され、両者は滑り接触をする。
【００４１】
図４に示すように、内輪１０の軌道面１２の両端部には、幅Ｗｃが軌道面１２の幅Ｗの２０％以下のエッジクラウニングＣ2が形成され、これらの各クラウニングＣ2の間の中央部には、非常に緩い曲率のセンタークラウニングＣ1が形成されている。なお、クラウニングＣ2のドロップ量ｄ2は２０μｍになっており、クラウニングＣ2部の外側にはぬすみ部１９が設けられている。
【００４２】
円すいころ３０の大端面３２の曲率半径Ｒは、円すいの頂点（Ｏ）から内輪１０の大つば面１８までの距離をＲBASEとすると、０．７５≦Ｒ／ＲBASE≦０．８７の範囲内に設定してある。言い換えれば、円すいの頂点（Ｏ）から内輪１０の大つば面１８までの距離ＲBASEに対する円すいころ３０の大端面３２の曲率半径Ｒの比の値Ｒ/ＲBASEを０．７５以上０．８７以下としてある。
【００４３】
図５は、上で既に触れたように円すいころ３０の大端面３２の曲率半径Ｒが油膜厚さに及ぼす影響をKARNAの式から求めてグラフにしたものである。同図から明らかなように、従来の０．９０≦Ｒ/ＲBASE≦０．９７の範囲では油膜が比較的薄いことが分かる。また、油膜厚さ比が０．９５以上となるのは０．６５≦Ｒ/ＲBASE≦０．８７の範囲であるが、この範囲の中でもＲ/ＲBASE＜０．７５では、大端面３２の接触面積が比較的小さくなるため、結果として接触面圧が高くなり、耐焼付き性にとって却って不利になることが実験によって確認された。このため、曲率半径Ｒの最適値は結局、０．７５≦Ｒ/ＲBASE≦０．８７の範囲であることが分かった。
【００４４】
図７は、Ｒ/ＲBASEの値が小さ過ぎても大き過ぎても、それぞれ耐焼付き性にとって不利であることを示す実験結果であって、この実験は、軸受（型番Ｍ８６６４９/１０）を使用し、円すいころ３０の曲率半径Ｒの値を４種類、つまり、Ｒ/ＲBASEで表したとき、０．７２、０．７８、０．９０、０．９７に異ならせた円すいころを、２個一組、合計８個の軸受に組み込み、回転数７０００ｒｐｍ、荷重６５０ｋｇｆの条件に置き、潤滑油の作用下で外輪外周面の温度上昇を測定したものである。実験の結果から、Ｒ/ＲBASE＜０．７５と、０．８７＜Ｒ/ＲBASEの範囲は、温度の上昇傾向がはっきりしてくる領域であり、耐焼付き性にとって不利であることが確認された。
【００４５】
図８は円すいころ軸受の焼付き試験における結果を示し、横軸はアキシアルすきま、縦軸は焼付き時間（分）を表している。この試験では円すいころ大端面の曲率半径Ｒの値を変えた軸受を使用している。すなわち、Ｒ/ＲBASEを比較例１は０．９７、比較例２は０．９０、実施例は０．７８としたものである。比較例１、２はアキシアルすきまを１００μｍ程度に増やしても５分以内に焼付きを生じたが、実施例の軸受はアキシアルすきま９０μｍ程度で温度が安定して焼付きは見られなかった。
【００４６】
円すいころ３０の大端面３２は端面振れを３μｍ以下、より好ましくは１μｍ以下とする。端面振れはＪＩＳ  Ｂ  １５０６に規定された方法によって測定する。具体的には、図９に示すように、円すいころ３０を支持台５に置き、大端面３２の周辺に近いところで当て金６に点接触させ、その端面でその接触点と円すいころ３０の中心軸に対して対称の位置に測定子７を当て、円すいころ３０を回転させて行う。円すいころ３０の端面振れは、円すいころ３０を１回転させたときの測定器の読みの最大値と最小値との差として求める。
【００４７】
さらに、円すいころ３０の大端面３２はホーニング仕上とし、表面粗さを０．０２０μｍＲａ以下とする。ちなみに従来は０．０６３μｍＲａ以下とされていた。なお、円すいころ３０の大端面３２の表面粗さは、たとえば加工限界として０．０１μｍを下限とする。
【００４８】
円すいころ３０の大端面３２の曲率半径Ｒが耐焼付き性に及ぼす影響を確認するため、焼付き試験を行なった。試験条件は次のとおりである。
試験軸受：３０２０６
Ｒ／ＲBASE（％）：８０（実施例）／９５（比較例）
端面振れ：１μｍ
面粗さ：０．０２μｍＲａ
回転速度：５０００ｒｐｍ（Ｖ＝６．２ｍ／ｓ）
焼付き試験の結果を表１に示す。なお、表１中、○は焼付きなし、×は焼付き発生、−は未試験を表す。
【００４９】
【表１】
2006112558.tif 000003
【００５０】
表１から明らかなとおり、Ｒ／ＲBASEが８０％のもの（実施例）は、内輪大つば面の接触面圧が７．０kgf/mm2でも焼付きが発生しなかった。一方、Ｒ／ＲBASEが９５％のもの（比較例）は内輪大つば面の接触面圧を５．５に下げても焼付きが発生した。このことから、Ｒ／ＲBASE０．７５以上０．８７以下の範囲内であれば、良好な耐焼付き性が得られることがわかる。
【００５１】
上記の円すいころ軸受の内輪、外輪、円すいころのうち少なくともいずれか一つの部材は表層部に窒素富化層を有する鋼を含み、かつ、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る。
【００５２】
また、円すいころ軸受の内輪、外輪、円すいころのうち少なくともいずれか一つの部材が、窒素富化層を有する鋼を含み、かつ、破壊応力値が２６５０ＭＰａ以上である。
【００５３】
また、円すいころ軸受の内輪、外輪、円すいころのうち少なくともいずれか一つの部材は、窒素富化層を有する鋼を含み、かつ、鋼中の水素含有率が０．５ｐｐｍ以下である。
次に、本実施の形態における円すいころ軸受の構成部品に行う浸炭窒化処理を含む熱処理について説明する。
【００５４】
図１０および図１１に、本発明の実施の形態における熱処理方法を示す。図１０は一次焼入れおよび二次焼入れを行なう方法を示す熱処理パターンであり、図１１は焼入れ途中で材料をＡ1変態点温度未満に冷却し、その後、再加熱して最終的に焼入れす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。
【００５５】
図１０を参照して、まず軸受部品用の鋼がＡ1変態点を超える浸炭窒化処理温度（８４５℃）に加熱され、その温度で軸受部品用の鋼に浸炭窒化処理が施される。処理Ｔ1では鋼の素地に炭素や窒素が拡散され、また、炭素が鋼に十分に溶け込まされる。この後、軸受部品用の鋼は、処理Ｔ1の温度から油焼入れを施されて、Ａ1変態点未満の温度に冷却される。次いで１８０℃で焼戻しが行われるが、この焼戻しは省略することができる。
【００５６】
この後、軸受部品用の鋼がＡ1変態点以上の温度で上記の浸炭窒化処理の温度未満の温度（たとえば８００℃）に再加熱され、その温度で保持することにより処理Ｔ2が施された後、処理Ｔ2の温度から油焼入れを施されて、Ａ1変態点未満の温度に冷却される。次いで１８０℃で焼戻しが行われる。
【００５７】
図１１を参照して、まず軸受部品用の鋼がＡ1変態点を超える浸炭窒化処理温度（８４５℃）に加熱され、その温度で軸受部品用の鋼に浸炭窒化処理が施される。処理Ｔ1では鋼の素地に炭素や窒素が拡散され、また、炭素が鋼に十分に溶け込まされる。この後、軸受部品用の鋼は焼入れされずにＡ1変態点以下の温度に冷却される。この後、軸受部品用の鋼がＡ1変態点以上の温度で上記の浸炭窒化処理の温度未満の温度（たとえば８００℃）に再加熱され、その温度で保持することにより処理Ｔ２が施された後、処理Ｔ２の温度から油焼入れを施されて、Ａ1変態点未満の温度に冷却される。次いで１８０℃で焼戻しが行われる。
【００５８】
上記の熱処理は、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が従来の二分の一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円すいころ軸受の構成部品は、疲労寿命特性（構成部品が転がり軸受または転がり軸受部品である場合には転動疲労寿命特性）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。
【００５９】
上記の熱処理のどちらによっても、その中の浸炭窒化処理により「浸炭窒化処理層」である窒素富化層が形成される。浸炭窒化処理において素材となる鋼の炭素濃度が高いため、通常の浸炭窒化処理の雰囲気から炭素が鋼の表面に侵入しにくい場合がある。たとえば炭素濃度が高い鋼の場合（１重量％程度の鋼）、それ以上高い炭素濃度の浸炭層が生成する場合もあるし、それ以上高い炭素濃度の浸炭層は生成しにくい場合もある。しかし、窒素濃度は、Ｃｒ濃度などにも依存するが、通常の鋼では最大限０．０２５重量％程度以下と低いので、素材の鋼の炭素濃度によらず窒素富化層が明瞭に生成される。上記窒素富化層には炭素が富化されていてもよいことはいうまでもない。
【００６０】
上記の図１０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１２（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１２（ｂ）に示す。また、図１３（ａ）および図１３（ｂ）に、上記図１２（ａ）および図１２（ｂ）を図解したオーステナイト結晶粒度を示す。これらオーステナイト結晶粒度を示す組織より、従来のオーステナイト粒径はＪＩＳ（Japanese Industrial Standard）規格の粒度番号で１０番であり、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１２（ａ）の平均粒径は、切断法で測定した結果、５．６μｍであった。
【００６１】
実施例
次に、本発明の実施例について説明する。
【００６２】
（実施例１）
ＪＩＳ規格ＳＵＪ２材（１．０重量％Ｃ−０．２５重量％Ｓｉ−０．４重量％Ｍｎ−１．５重量％Ｃｒ）を用いて、本発明の実施例１を行った。表２に示した各試料の製造履歴を以下に示す。
【００６３】
【表２】
2006112558.tif 000004
【００６４】
（試料Ａ〜Ｄ：本発明例）
温度８５０℃で１５０分間保持して浸炭窒化処理を施した。その浸炭窒化処理時の雰囲気は、ＲＸガスとアンモニアガスとの混合ガスとした。図１０に示す熱処理パターンにおいて、浸炭窒化処理温度８５０℃から一次焼入れを行ない、次いで浸炭窒化処理温度より低い温度域７８０度〜８３０℃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℃の試料Ａは焼入れ硬度不足のため試験の対象から外した。
（試料Ｅ，Ｆ：本発明例）
浸炭窒化処理は、本発明例の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℃）以上の８５０℃〜８７０℃で行なった。
（従来浸炭窒化処理品：比較例）
温度８５０℃で１５０分間保持して浸炭窒化処理を施した。その浸炭窒化処理時の雰囲気は、ＲＸガスとアンモニアガスとの混合ガスとした。その浸炭窒化処理時の温度からそのまま焼入れを行ない、二次焼入れは行なわなかった。
（普通焼入れ品：比較例）
浸炭窒化処理を行なわずに、８５０℃に加熱して焼入れした。二次焼入れは行なわなかった。
【００６５】
上記の各試料に対して、（１）水素量の測定、（２）結晶粒度の測定、（３）シャルピー衝撃試験、（４）破壊応力値の測定、（５）転動疲労試験、の各々を行なった。その結果を表１に合わせて示す。
【００６６】
次にこれらの測定方法および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いない。このＬＥＣＯ社製ＤＨ−１０３型水素分析装置の仕様を下記に示す。
分析範囲：０．０１〜５０．００ｐｐｍ
分析精度：±０．１ｐｐｍまたは±３％Ｈ（いずれか大なるほう）
分析感度：０．０１ｐｐｍ
検出方式：熱伝導度法
試料重量サイズ：１０ｍｇ〜３５ｇ（最大：直径１２ｍｍ×長さ１００ｍｍ）
加熱炉温度範囲：５０℃〜１１００℃
試薬：アンハイドロン（Mg(ClO4)2）、アスカライト（NaOH）
キャリアガス：窒素ガス、ガスドージングガス（水素ガス）、いずれのガスも純度９９．９９％以上、圧力４０PSI（２．８kgf・cm2）
【００６７】
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に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。
【００６８】
（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。
【００６９】
（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。試験片には、ＪＩＳ  Ｚ  ２２０２に示されたＵノッチ試験片（ＪＩＳ３号試験片）を用いた。なお、シャルピー衝撃値は、次式の吸収エネルギーＥを断面積（０．８ｃｍ2）で除した値である。
吸収エネルギー：Ｅ＝ＷｇＲ（cosβ−cosα）
Ｗ：ハンマー重量（＝２５．４３８ｋｇ）
ｇ：重力加速度（＝９．８０６６５ｍ／sec2）
Ｒ：ハンマー回転軸中心から重心までの距離（＝０．６５６９ｍ）
α：ハンマー持ち上げ角度（＝１４６°）
β：ハンマー降り上がり角度
【００７０】
（４）  破壊応力値の測定
図１４に破壊応力値の測定に用いた試験片を示す。アムスラー万能試験機を用いて図中のＰ方向に荷重を負荷して試験片が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１４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。
【００７１】
図１４の試験片の凸表面における繊維応力σ1、凹表面における繊維応力をσ2とすると、σ1およびσ2は下記の式によって求められる（機械工学便覧Ａ４編材料力学Ａ４−４０）。ここで、Ｎは円環状試験片の軸を含む断面の軸力、Ａは横断面積、ｅ1は外半径、ｅ2は内半径を表す。また、κは曲がり梁の断面係数である。
σ1＝（Ｎ／Ａ）＋｛Ｍ／（Ａρｏ）｝［１＋ｅ1／｛κ（ρｏ＋ｅ1）｝］
σ2＝（Ｎ／Ａ）＋｛Ｍ／（Ａρｏ）｝［１＋ｅ2／｛κ（ρｏ−ｅ2）｝］
κ＝−（１／Ａ）∫A｛η／（ρｏ＋η）｝ｄＡ
【００７２】
（５）転動疲労試験
転動疲労寿命試験の試験条件および試験装置の略図を、表２および図１５に示す。図１５において、転動疲労寿命試験片１１８は、駆動ロール１１２によって駆動され、ボール１１６と接触して回転している。ボール１１６は３／４インチのボールであり、案内ロール１１４にガイドされて、転動疲労寿命試験片１１８との間で高い面圧を及ぼし合いながら転動する。
【００７３】
次に上記の測定結果および試験結果について説明する。
【００７４】
（１）水素量
表２より、浸炭窒化処理したままの従来浸炭窒化処理品の鋼中水素量は、０．７２ｐｐｍと非常に高い値となっている。これは、浸炭窒化処理の雰囲気に含まれるアンモニア（NH3）が分解して水素が鋼中に侵入したためと考えられる。これに対して、試料Ｂ〜Ｆの鋼中水素量は０．３７〜０．４２ｐｐｍとなっており、従来浸炭窒化処理品の半分近くにまで減少している。この鋼中水素量は普通焼入れ品と同じレベルである。
【００７５】
上記の鋼中水素量の低減により、水素の固溶に起因する鋼の脆化を軽減することができる。すなわち、水素量の低減により、本発明例の試料Ｂ〜Ｆのシャルピー衝撃値および破壊応力値は大きく改善されている。
【００７６】
（２）結晶粒度
表２より、結晶粒度は、二次焼入れ温度が浸炭窒化処理時の焼入れ（一次焼入れ）の温度より低い場合、すなわち試料Ｂ〜Ｄの場合、オーステナイト粒は、結晶粒度番号１１〜１２と顕著に微細化されている。試料ＥおよびＦならびに従来浸炭窒化処理品および普通焼入れ品のオーステナイト粒は、結晶粒度番号１０であり、試料Ｂ〜Ｄより粗大な結晶粒となっている。
【００７７】
（３）シャルピー衝撃値
表２によれば、従来浸炭窒化処理品のシャルピー衝撃値は５．３３Ｊ／ｃｍ2であるのに比して、本発明例の試料Ｂ〜Ｆのシャルピー衝撃値は６．２０〜６．６５Ｊ／ｃｍ2と高い値が得られている。この中でも、二次焼入れ温度が低いほうがシャルピー衝撃値が高くなる傾向を示す。なお、普通焼入れ品のシャルピー衝撃値は６．７０Ｊ／ｃｍ2と高い。
【００７８】
（４）破壊応力値
上記破壊応力値は、耐割れ強度に相当する。表２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〜Ｆの破壊応力値は２６５０〜２８４０ＭＰａと改善されている。普通焼入れ品の破壊応力値は２７７０ＭＰａであり、試料Ｂ〜Ｆの破壊応力値と同等である。このような、試料Ｂ〜Ｆの改良された耐割れ強度は、オーステナイト結晶粒の微細化と並んで、水素含有率の低減による効果が大きいと推定される。
【００７９】
（５）転動疲労試験
表２によれば、普通焼入れ品は窒素富化層を表層部に有しないことを反映して、転動疲労寿命Ｌ10は最も低い。これに比して従来浸炭窒化処理品の転動疲労寿命は３．１倍となる。試料Ｂ〜Ｄの転動疲労寿命は従来浸炭窒化処理品より大幅に向上する。試料Ｅ，Ｆは従来浸炭窒化処理品とほぼ同等であった。
【００８０】
上記をまとめると、本発明例の試料Ｂ〜Ｆでは、鋼中水素量が低くなり、破壊応力値やシャルピー衝撃値が向上する。しかし、転動疲労寿命まで含めて改良しうるのは、さらにオーステナイト結晶粒度を粒度番号で１１番程度以上に微細化した試料Ｂ〜Ｄである。したがって、本発明例に該当するのは試料Ｂ〜Ｆであるが、より望ましい本発明の範囲は、二次焼入れ温度を浸炭窒化処理温度より低くして結晶粒の微細化をさらに図った試料Ｂ〜Ｄの範囲である。
【００８１】
（実施例２）
次に、実施例２について説明する。
【００８２】
下記のＡ材、Ｂ材、Ｃ材について、一連の試験を行なった。熱処理用素材には、ＪＩＳ規格ＳＵＪ２材（１．０重量％Ｃ−０．２５重量％Ｓｉ−０．４重量％Ｍｎ−１．５重量％Ｃｒ）を用い、Ａ材〜Ｃ材に共通とした。Ａ材〜Ｃ材の製造履歴は次のとおりである。
Ａ材（比較例）：普通焼入れのみを行なった（浸炭窒化処理せず）。
Ｂ材（比較例）：浸炭窒化処理後にそのまま焼入れした（従来の浸炭窒化焼入れ）。浸炭窒化処理の温度を８４５℃とし、保持時間を１５０分間とした。また、浸炭窒化処理の雰囲気を、ＲＸガス＋アンモニアガスとした。
Ｃ材（本発明例）：軸受鋼に図１１の熱処理パターンを施した。浸炭窒化処理の温度を８４５℃とし、保持時間を１５０分間とし、雰囲気をＲＸガス＋アンモニアガスとした。また、最終焼入れ温度を８００℃とした。
【００８３】
（１）転動疲労寿命
転動疲労寿命試験の試験装置には上述した図１５の装置を用い、試験条件は表３に示す条件とした。この転動疲労寿命試験の結果を表４に示す。
【００８４】
【表３】
2006112558.tif 000005
【００８５】
【表４】
2006112558.tif 000006
【００８６】
表４によれば、浸炭窒化処理を施したＢ材（比較例）のＬ10寿命は、普通焼入れのみを施したＡ材（比較例）のＬ10寿命（試験片１０個中１個が破損する寿命）の３．１倍を示し、浸炭窒化処理による長寿命化の効果が認められる。これに対して、本発明例のＣ材は、Ｂ材の１．７４倍、またＡ材の５．４倍の長寿命を示している。この改良の主因はミクロ組織の微細化によるものと考えられる。
【００８７】
（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ＪＩＳ  Ｚ  ２２４２に準じた方法により行なった。試験結果を表５に示す。
【００８８】
【表５】
2006112558.tif 000007
【００８９】
本発明例のＣ材では、普通焼きいれのみを施したＡ材（比較例）と同等で、かつ、浸炭窒化処理を施したＢ材（比較例）よりも高いシャルピー衝撃値が得られた。
【００９０】
（３）静的破壊靭性値の試験
静的破壊靭性試験の試験片には、図１６に示す試験体を用い、亀裂を予め約１ｍｍ導入した後に、３点曲げによる静的荷重Ｐを加え、破壊荷重を求めた。破壊靱性値（ＫIC値）の算出には次に示す式を用いた。また、試験結果を表６に示す。
ＫIC＝（ＰＬ√ａ／ＢＷ2）｛５．８−９．２（ａ／Ｗ）＋４３．６（ａ／Ｗ）2−７５．３（ａ／Ｗ）3＋７７．５（ａ／Ｗ）4｝
【００９１】
【表６】
2006112558.tif 000008
【００９２】
予め導入した亀裂の深さが窒素富化層深さよりも大きくなったため、比較例のＡ材とＢ材とに違いはない。しかし、本発明例のＣ材では比較例のＡ材およびＢ材に対して約１．２倍の破壊靭性値（ＫIC値）を得ることができた。
【００９３】
（４）静圧壊強度試験（破壊応力の測定）
静圧壊強度試験片には、上述のように図１６に示す形状のものを用いた。図中、Ｐ方向に荷重を付加して、上記と同様にして静圧壊強度試験を行なった。試験結果を表７に示す。
【００９４】
【表７】
2006112558.tif 000009
【００９５】
浸炭窒化処理を施したＢ材（比較例）の静圧壊強度は普通焼入れのみを施したＡ材（比較例）の静圧壊強度よりもやや低い値である。しかしながら、本発明例のＣ材の静圧壊強度は、Ｂ材の静圧壊強度よりも向上し、Ａ材の静圧壊強度よりもわずかに高いレベルになっている。
【００９６】
（５）経年寸法変化率
温度１３０℃で５００時間保持した場合の経年寸法変化率を測定した。その測定結果を、表面硬度、残留オーステナイト量（表面から０．１ｍｍ深さでの）とともに表８に示す。
【００９７】
【表８】
2006112558.tif 000010
【００９８】
残留オーステナイト量の多いＢ材の寸法変化率に比べて、本発明例のＣ材の寸法変化率は低く抑えられている。
【００９９】
（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９に、また、試験結果を表１０に示す。
【０１００】
【表９】
2006112558.tif 000011
【０１０１】
【表１０】
2006112558.tif 000012
【０１０２】
Ａ材に比べ、浸炭窒化処理を施したＢ材（比較例）では約２．５倍の、また、本発明例のＣ材では約３．７倍の長寿命が得られた。本発明例のＣ材では、比較例のＢ材に比べて残留オーステナイトが少ないものの、窒素の侵入と微細化されたミクロ組織の影響とにより長寿命が得られている。
【０１０３】
上記の結果より、本発明例のＣ材、すなわち本発明の熱処理方法によって製造されたトランスミッションにおける支持構造をなす軸受部品は、従来の浸炭窒化処理では困難であった転動疲労寿命の長寿命化、割れ強度の向上、経年寸法変化率の低減の３項目を同時に満足することができることがわかった。
【０１０４】
なお、本明細書におけるオーステナイト結晶粒とは、焼入れ加熱中に相変態したオーステナイト結晶粒のことであり、これは、冷却によりマルテンサイトへ変態した後も、過去の履歴として残存しているものをいう。
【０１０５】
以上、本発明の実施の形態を説明したが、本発明はこれに限定されることなく種々の変形が可能である。たとえば、本発明は２列以上の複列円すいころ軸受にも応用可能である。
【０１０６】
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特許請求の範囲によって示され、特許請求の範囲と均等の意味および範囲内でのすべての変更が含まれることが意図される。
【図面の簡単な説明】
【０１０７】
【図１】本発明の実施の形態を示す円すいころ軸受の縦断面図である。
【図２】円すいころ軸受の設計仕様を説明するための断面図である。
【図３】図１の円すいころ軸受における内輪の大つば面部分の拡大図である。
【図４】図１の円すいころ軸受における内輪の軌道面の拡大図である。
【図５】円すいころ大端面の曲率半径と油膜厚さの関係を示すグラフである。
【図６】円すいころ大端面の曲率半径と最大ヘルツ応力の関係を示すグラフである。
【図７】円すいころ大端面の曲率半径Ｒと軸受温度上昇の関係を示すグラフである。
【図８】アキシアルすきまと焼付き時間の関係を示すグラフである。
【図９】端面振れ測定装置を示し、（ａ）は正面図、（ｂ）は側面図である。
【図１０】本発明の実施の形態における熱処理パターンを示す線図である。
【図１１】本発明の実施の形態における熱処理パターンを示す線図である。
【図１２】鋼のミクロ組織とくにオーステナイト粒を示す図であって、（ａ）は本発明例、（ｂ）は従来である。
【図１３】（ａ）は図１２（ａ）の模式図、（ｂ）は図１２（ｂ）の模式図である。
【図１４】静圧壊強度試験（破壊応力値の測定）の試験片の断面図である。
【図１５】転動疲労寿命試験機の概略図であって、（ａ）は正面図、（ｂ）は側面図である。
【図１６】静的破壊靭性試験の試験要領を示す図である。
【図１７】トランスミッションの要部縦断面図である。
【符号の説明】
【０１０８】
１０  内輪
１２  軌道
１４  小つば
１６  大つば
１８  大つば面
１９  ぬすみ部
Ｃ1，Ｃ2  クラウニング
２０  外輪
２２  軌道
３０  円すいころ
３２  大端面
４０  保持器
【図１】
2006112558.tif 000013
【図２】
2006112558.tif 000014
【図３】
2006112558.tif 000015
【図４】
2006112558.tif 000016
【図５】
2006112558.tif 000017
【図６】
2006112558.tif 000018
【図７】
2006112558.tif 000019
【図８】
2006112558.tif 000020
【図９】
2006112558.tif 000021
【図１０】
2006112558.tif 000022
【図１１】
2006112558.tif 000023
【図１２】
2006112558.tif 000024
【図１３】
2006112558.tif 000025
【図１４】
2006112558.tif 000026
【図１５】
2006112558.tif 000027
【図１６】
2006112558.tif 000028
【図１７】
2006112558.tif 000029