(57)【要約】【課題】外側継手部材のステム部の雄スプライン部での引張応力とせん断応力の双方の応力集中を緩和させて雄スプライン部の疲労強度を高める【解決手段】外側継手部材のステム部の外周に雄スプライン部Ｓｍを形成する。雄スプライン部Ｓｍの谷部２１のうち、反軸端側の部分に、外径寸法を反軸端側に向けて徐々に拡径させた拡径部２１ｂを設ける。拡径部２１ｂの円周方向両側に断面円弧状のアール部２１ｂ１を設け、このアール部２１ｂ１の曲率半径を反軸端側に向けて徐々に大きくする。【選択図】図２
2009121502.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
マウス部及びステム部の端面同士を接合して成り、ステム部の外周に雄スプライン部が形成され、雄スプライン部の谷部の軸方向一端側にその外径寸法を徐々に拡径させた拡径部が設けられた外側継手部材と、マウス部の内周に収容された内側継手部材とを備えた等速自在継手において、
雄スプライン部の拡径部の円周方向両側にアール部を設け、アール部の曲率半径を軸方向一端側に向けて徐々に大きくしたことを特徴とする等速自在継手。
【請求項２】
トルクＴが負荷されたときに、雄スプライン部の拡径部に作用する第１主応力、および軸方向のせん断応力の最大値をそれぞれσ1max、τθzmaxとし、トルクＴ、雄スプライン部の谷部の直径ｄo、雄スプライン部の内径ｄiに対し、１）式で与えられる基準応力τ0とするとき、下記２）式と３）式を同時に満たす請求項１記載の等速自在継手。
τ0＝１６Ｔｄo／［π（ｄo4−ｄi4）］         …１）
σ1max≦２．７τo                            …２）
τθzmax≦２．１τ0                          …３）
【請求項３】
アール部の曲率半径の増加率をｄＲ／ｄＬ、拡径部の軸方向断面の小径端と大径端を結ぶ直線の角度をθとするとき、それぞれの値が
０．０５≦ｄＲ／ｄＬ≦０．６０、
５°≦θ≦２０°
の範囲にある請求項２記載の等速自在継手。
【請求項４】
ステム部を、マウス部との接合部において最大径とした請求項１記載の等速自在継手。
【請求項５】
ステム部のうち、雄スプライン部の一端側に外径寸法が最小となる最小平滑部を設け、この最小平滑部の直径Ｄと雄スプライン部のピッチ円直径Ｄ0とがＤ／Ｄ0≦０．９４を満たす請求項１記載の等速自在継手。
【請求項６】
マウス部及びステム部を形成する鋼のＣの含有量を０．４０〜０．４５％の範囲内とした請求項１記載の等速自在継手。
【請求項７】
マウス部及びステム部を形成する鋼のＳの含有量を０．０１〜０．０３５％の範囲内とした請求項１記載の等速自在継手。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、二軸間の角度変位を許容しながらトルクを等速伝達する等速自在継手に関する。
【背景技術】
【０００２】
近年、環境問題に対する関心の高まりから、例えば自動車では排ガス規制の強化や燃費向上等が強く求められており、それらの対策の一環として、ドライブシャフト、プロペラシャフト等に使用される等速自在継手にもさらなる軽量化・強度向上が強く求められている。この種の等速自在継手は、外側継手部材のマウス部から延びたステム部の外周に雄側のスプラインが形成されると共に、雌側部材（例えばデファレンシャルギヤ）の内周に雌側のスプラインが形成される。このステム部の外周の雄スプライン部と雌側部材の内周の雌スプライン部とが嵌合することにより、等速自在継手と雌側部材とがトルク伝達可能に結合される。このような外側継手部材は、例えば別体に形成したマウス部及びステム部の端面同士を接合することにより形成される（例えば特許文献１参照）。
【０００３】
雄スプライン部を有する外側継手部材のステム部には強度が要求されるため、通常は、素材として鋼を用い、雄スプライン部を転造加工やプレス加工などによって成形した後、少なくとも雄スプライン部を焼入れ硬化させて使用される。成形後の焼入れ硬化の方法としては、高周波焼入れによることが多いが、ずぶ焼入れや浸炭焼入れによる場合もある。
【０００４】
図８は、谷部１００の反軸端側（図面左側）の端部を、外径寸法を徐々に拡径させた拡径部１０２を介して外周面（平滑部）１０１につなげた、いわゆる切上がりタイプの雄スプライン部を示す平面図である。この形態の雄スプライン部の疲労破壊は、通常、谷部１００と拡径部１０２のつなぎ目付近もしくは拡径部１０２で生じる。その際のき裂発生モードは２つあり、１つはＡ部に集中する引張応力によるもの、もう一つはＢ部に集中するせん断応力によるものである。鋼の場合、目安としてビッカース硬さ７００を境に、それ以下ではき裂発生が主としてせん断応力支配となり、それ以上でかつ片振り捩り疲労の場合は引張応力支配となる。
【０００５】
これまで、雄スプライン部の疲労強度を向上させるための手段として、いくつかの方法が提案されている。例えば特許文献２では、拡径部と歯面の境界を鈍化させて応力集中を緩和する技術が開示されている。また、特許文献３では、通常は一つの拡径部を軸方向に２つ以上並べて設けた高強度化技術が開示されている。
【特許文献１】特開２００６−６４０６０号公報
【特許文献２】特開２００５−１４７３６７号公報
【特許文献３】特表平１１−５１４０７９号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００６】
しかしながら、特許文献２に記載された技術では、引張応力集中の緩和には効果が認められるが、せん断応力集中の緩和効果は不充分である。また、特許文献３の技術では、せん断応力集中の緩和はできるが、引張応力集中の緩和効果は不充分である。このように、き裂発生を支配する２つの応力のどちらか一方を緩和できる技術は存在するが、双方を同時に緩和する技術は存在せず、さらなる疲労強度向上を実現するためには改良の余地があった。
【０００７】
そこで、本発明では、等速自在継手のステム部の雄スプライン部での引張応力とせん断応力の双方の応力集中を緩和させて、雄スプライン部の疲労強度の向上させることを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【０００８】
本発明者らは、平行部に切欠きを有する試験片を製作し、これを回転曲げ疲労試験と捩り疲労試験にそれぞれ供して、応力集中係数と疲労強度との関係を求めた。
【０００９】
試験片としては、図９に示す化学成分の同一ロットの中炭素鋼を用い、図１０ａおよび図１１ａに示す形状および寸法（単位ｍｍ）の試験片を製作した。図１０ａは回転曲げ疲労試験の試験片であり、図１１ａは捩り疲労試験の試験片である。回転曲げ疲労試験の試験片では、切欠き先端の曲率半径を０．１０、０．１５、０．２５、０．５０、１．４０の５水準とし、それぞれの応力集中係数αを３．５、３．０、２．５、２．０、１．５に設定した（図１０ｃ参照）。捩り疲労試験の試験片では、切欠き先端の曲率半径を０．１５、０．２５、０．５０、１．４０の４水準とし、それぞれの応力集中係数αを３．０、２．５、２．０、１．５に設定した（図１１ｃ参照）。これら全ての試験片に対し、切欠きを含む平行部に高周波焼入れを施した後に低温焼戻しを施した。何れの試験片も熱処理後の表面硬度は約ＨＶ６５０であった。
【００１０】
先ず、回転曲げ疲労試験は、小野式回転曲げ疲労試験機により、常温大気中で負荷周波数５０Ｈｚにて行った。
【００１１】
回転曲げ疲労試験の結果、切欠きの水準によらず、切欠き底に沿ってき裂が発生して破断に至った。この場合のき裂発生モードは引張応力支配となる。破断に至るまでの負荷回数が１０5を越える辺りまでは、応力振幅の減少に伴って疲労曲線が降下し、応力振幅が一定値を下回ると破断しなくなる明瞭な疲労限現象を示した。なお、ここでの応力振幅は、切欠きの水準によらない公称応力振幅のことで、切欠き底直径（φ６．５ｍｍ）を有する平滑丸棒に疲労試験と同じ大きさの曲げモーメントを与えた時に表面に作用する最大引張応力振幅を意味する。
【００１２】
図１２に、上記回転曲げ疲労試験で得られた応力集中係数ασと疲労限強度との関係を示す。図示のように、ασの減少に伴って疲労強度は向上したが、図中に破線で示すように、ασ≦２．７では疲労曲線の勾配が大きく、ασを減少させた時の疲労強度の向上がより顕著に現れることが判明した。
【００１３】
次に、捩り疲労試験は、電気式油圧サーボ疲労試験機により、トルク制御にて、常温大気中で負荷周波数２Ｈｚ、完全両振り（応力比Ｒ＝−１）の条件で行った。
【００１４】
捩り疲労試験の結果、切欠きの水準によらず、切欠き底に沿ってき裂が発生して破断に至った。この場合のき裂発生モードはせん断応力支配となる。両振り捩り疲労試験は負荷回数が最大で１０6回近くになるまで行ったが、その範囲では応力振幅の減少に伴って、疲労曲線が降下した。なお、ここでの応力振幅は、切欠きの水準によらない公称応力振幅のことで、切欠き底直径（φ１７ｍｍ）を有する平滑丸棒に疲労試験と同じ大きさの捩りトルクを与えた時に表面に作用する最大せん断応力振幅を意味する。
【００１５】
図１３に、上記両振り捩り疲労試験で得られた応力集中係数ατと１０5回における疲労強度との関係を示す。図示のように、ατの減少に伴って疲労強度は向上したが、図中に破線で示すように、ατ≦２．１では疲労曲線の勾配が大きく、ατを減少させた時の疲労強度の向上がより顕著に現れることが判明した。
【００１６】
以上から、き裂発生が引張応力、せん断応力のどちらに支配される場合であっても応力集中緩和によって疲労強度が向上し、特に引張応力に対してはασ≦２．７で、また、せん断応力に対してはατ≦２．１でより応力集中の緩和効果が高まることが判明した。従って、双方の破損モードで疲労破壊する雄スプライン部の拡径部においては、そこに集中する第１主応力の最大値σ1maxを基準応力τ0の２．７倍以下（σ1max≦２．７τo）、軸方向のせん断応力の最大値τθzmaxを基準応力τ0の２．１倍以下（τθzmax≦２．１τ0）となるよう形状をチューニングすることが望ましい。ここで、基準応力τ0は、トルクＴと、図６に示す雄スプライン部の谷部底の直径ｄoと、雄スプライン部の内径ｄi（雄スプライン部が中空の場合。中実の時はｄi＝０となる）とに対し、以下で与えられる値である。
【００１７】
τ0＝１６Ｔｄo／［π（ｄo4−ｄi4）］
【００１８】
本発明者らが拡径部の形状を種々チューニングした結果、雄スプライン部の拡径部の円周方向両側にアール部を設け、アール部の曲率半径を反軸端側に向けて徐々に大きくすれば、σ1max≦２．７τo、およびτθzmax≦２．１τ0を満足できることが判明した。
【００１９】
次に、図１０（ａ）および図１１（ａ）の切欠き疲労試験片と同じ成分（図９参照）の素材を用いて、両軸端に雄スプライン部を有するシャフト形状試験片を製作し（図１７ａ参照）、この試験片を用いて両振り捩り疲労試験および片振り捩り疲労試験を行った。試験片は、図１７ｂに示すインボリュートスプライン諸元に準じ、拡径部の形状を本発明品相当と従来品相当とした２種類を製作した。これら試験片には、その全体に大気中の同一条件で高周波焼入れおよび焼戻しが施されている。両振り捩り疲労試験は８５０〜１３００Ｎｍの範囲の４水準の捩りトルク振幅で行い、片振り捩り疲労試験は１２５０〜２０００Ｎｍの範囲の４水準の最大捩りトルクを付与している。図１８に両振り捩り疲労試験で得られたＴ／Ｎ線図、図１９に片振り捩り疲労試験で得られたＴ／Ｎ線図を示す。両図からも明らかなように、本発明品では、従来品に対して両振り捩り疲労および片振り捩り疲労の双方で大幅な疲労強度の向上を達成することができる。
【００２０】
さらに、図３０に示す外側継手部材を模擬したシャフト状試験片を用いて、片振り捩り疲労試験を行った。この試験片は、Ｓ５３Ｃの素材からなるマウス部相当部分Ｍ１と、Ｓ４５Ｃの素材からなるステム部相当部分Ｍ２とからなる。マウス部相当部分Ｍ１の外周には図３１に示すインボリュートスプライン諸元に準じた雄スプライン部Ｘが形成され、この雄スプライン部Ｘのピッチ円直径をステム部に対して大きくすることで強度余裕のある形状としている。ステム部相当部分Ｍ２の一端の外周には、図１７ｂに示すインボリュートスプライン諸元に準じた雄スプライン部Ｙが形成され、他端は直径２５ｍｍの円筒形状としている。この試験片の雄スプライン部Ｙの拡径部の形状を本発明品相当とした実施品１〜４と、従来品相当とした比較品１〜４とを用意した（図３２参照）。このうち実施品１及び比較品１に係る試験片のステム部は中央部を直径２２ｍｍの一定径とし、実施品２〜４及び比較品２〜４に係る試験片のステム部の中央部には直径Ｄの最小平滑部を設け、この最小平滑部の直径Ｄと雄スプライン部Ｙのピッチ円直径Ｄ0との比Ｄ／Ｄ0を０．９２、０．９４、及び０．９６の３水準とした。各試験片は、転造ラックを用いて雄スプライン部Ｘ及びＹを成形した後、マウス部相当部分Ｍ１及びステム部相当部分Ｍ２の端面同士を摩擦圧接により接合し（接合部を図３０にＱで示す）、さらに高周波焼入れ焼戻しが施されている。この片振り捩り疲労試験は、１２５０〜２０００Ｎｍの範囲の４水準の最大捩りトルクを付与し、トルク制御で行った。負荷波形はサイン波とし、負荷周波数は負荷トルク振幅に応じて０．５〜３．０Ｈｚの範囲で行った。
【００２１】
この試験で得られたＴ／Ｎ線図を、図３３及び図３４に示す。図３３は、ステム部中央に最小平滑部を設けなかった実施品１及び比較品１の結果を示す図である。この図から、比較品１は全て雄スプライン部Ｙから破断が生じたのに対し、実施品１は全て雄スプライン部Ｙの横の平坦部から破断が生じ、且つ比較品よりも高強度を示した。図３４は、最小平滑部の直径Ｄの異なる実施品２〜４及び比較品２〜４の結果を示す図である。この図から、比較品２〜４は全て雄スプライン部Ｙから破断が生じたのに対し、実施品２及び３は最小平滑部から、実施品４は実施品１と同様に雄スプライン部Ｙの横の平坦部から破断が生じた。以上より、雄スプライン部の拡径部を本発明品相当の形状とすることにより、雄スプライン部からの破断を抑制し、この雄スプライン部と嵌合する雌側部材（例えばデファレンシャルギヤ）に損傷を与える恐れを回避できる。また、ステム部の中央に設けた最小平滑部の直径Ｄと雄スプライン部Ｙのピッチ円直径Ｄ0との比Ｄ／Ｄ0が０．９４以下（実施品２及び３）であれば、この最小平滑部で最初の破断を生じさせることができるため、最小平滑部の位置を調整することで外側継手部材の最初の破断を任意の位置で生じさせることができる。
【００２２】
以上から、本発明は、以下の事項によって特徴付けられるものである。
【００２３】
（Ｉ）マウス部及びステム部の端面同士を接合して成り、ステム部の外周に雄スプライン部が形成され、雄スプライン部の谷部の軸方向一端側にその外径寸法を徐々に拡径させた拡径部が設けられた外側継手部材と、マウス部の内周に収容された内側継手部材とを備えた等速自在継手において、前記雄スプライン部の拡径部の円周方向両側にアール部を設け、アール部の曲率半径を軸方向一端側に向けて徐々に大きくする。
【００２４】
（ＩＩ）トルクＴが負荷されたときに、雄スプライン部の拡径部に作用する第１主応力、および軸方向のせん断応力の最大値をそれぞれσ1max、τθzmaxとし、トルクＴ、雄スプライン部の谷部の直径ｄo、雄スプライン部の内径ｄiに対し、１）式で与えられる基準応力τ0とするとき、下記２）式と３）式を同時に満たすようにする。
【００２５】
τ0＝１６Ｔｄo／［π（ｄo4−ｄi4）］  …１）
【００２６】
σ1max≦２．７τo                        …２）
【００２７】
τθzmax≦２．１τ0                      …３）
【００２８】
本発明者が検証したところ、以上の構成においては、アール部の曲率半径の増加率をｄＲ／ｄＬ、拡径部の軸方向断面の小径端と大径端を結ぶ直線の角度をθとするとき、それぞれの値を０．０５≦ｄＲ／ｄＬ≦０．６０、および５°≦θ≦２０°の範囲に設定すれば上記２）式と３）式を満たすことが判明した。
【００２９】
また、マウス部及びステム部の端面同士を接合して外側継手部材を形成した場合、マウス部及びステム部の接合部は他の部分に比べてトルク負荷に対する強度が低いため、雄スプライン部を上記の形状とすることで雄スプライン部の疲労強度が高められることにより、前記接合部にき裂等の疲労破断が生じる恐れがある。この点に鑑み、ステム部を、マウス部との接合部において最大径とすれば、接合部の面積を大きくすることができ、接合部の強度を確保することができる。また、このように接合部の面積を大きくして強度を向上させることで、強度向上のための焼入れ処理を施す部分を縮小することができるため、焼入れ処理に要する時間が短縮され、生産効率の向上を図ることができる。
【００３０】
また、上記の試験結果より、ステム部のうち、雄スプライン部の一端側に外径寸法が最小となる最小平滑部を設け、この最小平滑部の直径Ｄと雄スプライン部のピッチ円直径Ｄ0とがＤ／Ｄ0≦０．９４を満たすようにすると、ステム部の最小平滑部で最初の破断を生じさせることができる。従って、最小平滑部の形成箇所を変更することで、外側継手部材の最初の破断が生じる位置を調整することができる。
【００３１】
また、外側継手部材のマウス部及びステム部を形成する鋼のＣの含有量は、以下の範囲内であることが好ましい。すなわち、Ｃは焼入性への影響が最も大きい元素であり、高周波焼入後の硬化層の硬さ及び深さを高めて強度向上に有効に寄与する。しかしながら、炭素の含有量が０．４０％に満たないと、必要とされる強度を確保するために硬化層比（熱処理後の硬化層深さの軸半径に対する比）をかなり大きくしなければならず、焼き割れの発生が顕著となる等の不具合が生じるおそれがある。一方、炭素を０．５５％を超えて含有させると粒界強度が低下し、さらに切削性、冷間鍛造性、及び耐焼割れ性も低下する。以上より、Ｃの含有量は０．４０％〜０．５５％の範囲内であることが望ましい。
【００３２】
また、外側継手部材のマウス部及びステム部を形成する鋼のＳの含有量は、以下の範囲内であることが好ましい。すなわち、Ｓは鋼中でＭｎＳを形成して切削性を向上させる有用元素であり、Ｓの含有量が０．０１％に満たないと切削性が不足する。一方、Ｓを０．０３５％を超えて含有させると、溶接割れが発生するなどマウス部とステム部との接合性が悪化する。以上より、Ｓの含有量は０．０１〜０．０３５％の範囲内であることが望ましい。
【発明の効果】
【００３３】
以上のように、本発明によれば、外側継手部材のステム部の雄スプライン部での引張応力とせん断応力の双方の応力集中を緩和させて雄スプライン部の疲労強度を高めることができる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００３４】
以下、本発明の実施の形態を、添付図面を参照して説明する。
【００３５】
図１（ａ）に、本発明に係る等速自在継手としてのトリポード型等速自在継手１を示す。このトリポード型等速自在継手１は、例えば自動車のリアのデファレンシャルギヤ（図示省略）と動力伝達シャフト２との間に装着され、これらの角度変位及び軸方向変位を許容しながらトルクを等速伝達するものである。
【００３６】
トリポード型等速自在継手１は、動力伝達シャフト２に結合される内側継手部材３と、内周に内側継手部材３を収容する外側継手部材４と、内側継手部材３と外側継手部材４との間でトルクを伝達する転動体としてのローラ５とを主要構成要素とする。内側継手部材３の円周方向三箇所には、脚軸３ａが突設されている。外側継手部材４のマウス部４ａの内周の円周方向三等分位置には軸方向に延びるトラック溝４ａ１が形成され、このトラック溝４ａ１をローラ５が転動する。外側継手部材４のステム部４ｂの先端は、デファレンシャルギヤ（図示省略）と結合される。尚、等速自在継手１の転動体の数を、動力伝達シャフト２の反対側の端部に装着される等速自在継手（図示省略）の転動体の数と互いに素となるようにすると、自動車のＮＶＨ特性を向上させることができる。
【００３７】
図１（ｂ）に、トリポード型等速自在継手１の外側継手部材４を示す。外側継手部材４は、Ｃの含有量が０．４０〜０．５５％、Ｓの含有量が０．０１〜０．０３５％の範囲内である鋼を用いて形成され、内周に内側継手部材３を収容するマウス部４ａと、マウス部４ａから延びたステム部４ｂとを有する。この外側継手部材４は、ステム部４ｂ及びマウス部４ａの端面同士を接合して形成され、具体的には、マウス部４ａから突出した突出部４ａ２の端面とステム部４ｂの端面とが、例えば摩擦圧接あるいは溶接により接合される（図１（ｂ）に接合部をＱで示す）。本実施形態では、突出部４ａ２及びステム部４ｂは共に中実に形成され、図１（ｂ）のクロスハッチングで示す領域、すなわちマウス部４ａとステム部４ｂとの接合部Ｑを含む領域に焼入れ処理が施されている。尚、図１（ｂ）では焼入れ処理が突出部４ａ２及びステム部４ｂの表面部のみに施されているが、内部まで硬化させてもよい。また、図示は省略するが、マウス部４ａの内周にも焼入れ処理が施されている。ステム部４ｂの端部には雄スプライン部Ｓｍが形成され、この雄スプライン部ＳｍがデファレンシャルギヤＤｅの内周に設けられた雌スプライン部Ｓｆとトルク伝達可能に結合される（図３参照）。
【００３８】
外側継手部材４は図１（ｂ）に示すものに限らず、例えば図２８に示すようにマウス部４ａの突出部４ａ２の端部を中空とすると共に、ステム部４ｂを全長に亘って中空としてもよい。この場合、大幅な軽量化を図ることができると共に、ステム部４ｂの外径を拡大することで剛性を高めることができる。中空のステム部４ｂは、例えば板材から成形する電縫管や、素材に穴を空けてその穴を広げるシームレス管から形成することができる。ステム部４ｂを電縫管から形成すれば、寸法制度が良く比較的安価であるが、管に継目部が形成され、ステム部４ｂをシームレス管から形成すれば、継目部は形成されないが、肉厚を均一にすることが難しくなる。
【００３９】
また、図２９に示すように、ステム部４ｂのうち、マウス部４ａの突出部４ａ２との接合部Ｑにおいてその外径寸法を最大径とすると、接合部Ｑにおける接合面積が大きくなり、マウス部４ａとステム部４ｂの接合強度を高めることができる。これにより、接合部Ｑの外周部における焼入れ効果処理を省略することができるため、図１（ｂ）や図２８に示す場合と比べて焼入れ処理を施す範囲が縮小され、処理に要するサイクルタイムを短縮することができる。また、上記の例ではステム部４ｂが一体に形成されているが、例えば雄スプライン部Ｓｍが形成される部分を別体に形成した後、摩擦圧接等で接合することもできる（図示省略）。
【００４０】
また、図１（ｂ）、図２８、及び図２９に示す例では、ステム部４ｂが雄スプライン部Ｓｍにおいて外径寸法が最小となっているが、例えばステム部４ｂの中央に外径寸法が最小となる最小平滑部を設けてもよい（図３０参照）。このとき、最小平滑部の直径Ｄと雄スプライン部Ｓｍのピッチ円直径Ｄ0との比Ｄ／Ｄ0を０．９４以下とすることにより、最小平滑部において最初の破断を生じさせる。従って、この最小平滑部の形成位置を変更することで、デフケースの外側で最初の破断を生じさせることができ、メンテナンスを容易化することができる。
【００４１】
図２、図３、および図６に示すように、外側継手部材４のステム部４ｂに形成された雄スプライン部Ｓｍは、軸方向に延びる谷部２１と山部２２とを円周方向に交互に有する。この実施形態の雄スプライン部Ｓｍは、転造加工で形成されたいわゆる切上りタイプで、各谷部２１は、軸方向で同径寸法のストレート部２１ａと、その反軸端側に形成された拡径部２１ｂとで構成される。各山部２２も同様に、軸方向で同径寸法のストレート部２２ａと、その反軸端側に形成された縮径部２２ｂとで構成される。図４に示すように、拡径部２１ｂと縮径部２２ｂの始端は軸方向で同じ位置にあり、かつその終端も軸方向で同じ位置にある。この雄スプライン部Ｓｍは冷間鍛造で成形することもでき、この場合は、通常、山部２２の縮径部２２ｂは形成されず、山部２２の反軸端側は全体が同一外径寸法となる。成形後の雄スプライン部Ｓｍには、高周波焼入れ等による熱処理が施される。
【００４２】
図３に示すように、雌スプライン部Ｓｆの谷部３１は、同径寸法で反軸端側の端部まで形成されている。一方、山部３２は、小径部３２ａ、大径部３２ｂ、小径部３２ａと大径部３２ｂの間の立ち上り部３２ｃを有する。大径部３２ｂの内径寸法は、雄スプライン部Ｓｍの山部２２の最大外径寸法（ストレート部２２ａの外径寸法）よりも小さく、雄スプライン部Ｓｍの反軸端側に形成されたステム部４ｂの平滑部２５の外径寸法よりも大きい。
【００４３】
雄スプライン部Ｓｍと雌スプライン部Ｓｆとを互いに嵌合させると、雄スプライン部Ｓｍの歯面２３と、雌スプライン部Ｓｆの歯面（図示省略）とが強く圧接する。この時の両歯面の嵌合部（散点模様で表す）は、図３に示すように、拡径部２１ｂの外径側領域にも及んでいる。
【００４４】
なお、図３では、拡径部２１ｂおよび縮径部２２ｂの軸方向断面を何れも直線的なテーパ状に形成した場合を例示しているが、両者の軸方向断面を曲線状に形成することもできる。また、直線状と曲線状の複合形状とすることもできる。
【００４５】
図２に示すように、本発明において雄スプライン部Ｓｍの拡径部２１ｂは、その円周方向両側に形成されたアール部２１ｂ１（散点模様で示す）と、アール部２１ｂ１の間に形成された平面状の平坦部２１ｂ２とで構成される。アール部２１ｂ１は半径方向断面が円弧状をなし、その円周方向両側は歯面２３および平坦部２１ｂ２に滑らかにつながっている。
【００４６】
図４は、雄スプライン部Ｓｍのうち、拡径部２１ｂ付近を示す平面図、図５ａ〜図５ｄは、図４におけるＡ−Ａ線、Ｂ−Ｂ線、Ｃ−Ｃ線、Ｄ−Ｄ線の各断面図である。図５ａに示すように、谷部２１のストレート部２１ａと歯面２３とをつなぐアール部の曲率半径ＲAは、拡径部２１ｂとの境界部に至るまで一定である。図５ｂ〜図５ｄに示すように、拡径部２１ｂでは、アール部２１ｂ１の曲率半径が、境界部の曲率半径ＲAよりも大きく、かつ反軸端側ほど徐々に大きくなっている（ＲA＜ＲB＜ＲC＜ＲD）。また、図４に示すように、アール部２１ｂ１の境界線が山部の稜線と交わって歯面２３が無くなる位置までは、アール部２１ｂ１の円周方向の幅寸法は反軸端側（図面上方）に向けて徐々に拡大し、これを超えると幅寸法は徐々に縮小している。平坦部２１ｂ２の円周方向の幅寸法も反軸端側に向けて徐々に拡大している。
【００４７】
図４中のＬは、拡径部２１ｂのアール部２１ｂ１において、その曲率半径の中心を通る線の方向にとった座標を示す。アール部２１ｂ１の曲率半径の増加率は、ｄＲ／ｄＬで表され、本実施形態ではｄＲ／ｄＬ＝０．１８に設定している。また、図４中のθは、拡径部２１ｂの軸方向断面の小径端と大径端を結ぶ直線の傾斜角を表し、本実施形態ではθ＝８．３°に設定している。
【００４８】
図１４〜図１６に、上記特許文献１（特開２００５−１４７３６７号公報）に記載された雄スプライン部Ｓｍ’、すなわち、拡径部２１ｂ’と歯面２３’の境界にアール部２１ｂ１’を形成し、かつアール部２１ｂ１’の曲率半径を軸方向全長にわたって一定とした雄スプライン部Ｓｍ’を示す（なお、図１４〜図１６では、図２〜図４に表された部位と対応する部位に（’）を加えた同一符号を付している）。
【００４９】
図２に示す雄スプライン部Ｓｍ（本発明品）と図１４に示す雄スプライン部Ｓｍ’（従来品）のそれぞれについてＦＥＭ解析を行い、それぞれについて第１主応力の最大値σ1maxとせん断応力の最大値τθzmaxを求め、これらを上記基準応力τ0で除した値を算出した。
【００５０】
このＦＥＭ解析は、３次元線形弾性解析であり、解析ソフトとして “I-deas Ver.10"を使用した。解析モデルは、図２０に示すように、雄スプライン部Ｓｍ、Ｓｍ'の１つの谷部２１、２１'を含む線形弾性体で、モデル長は１００ｍｍである。図２１に、この解析モデルに付したメッシュを示す。各要素は４面体二次要素で、総要素数は約２０万個、総接点数は約３０万個である。要素長は、主要部分Ｐ（雄スプライン部Ｓｍ、Ｓｍ'を含む部分で）で０．２ｍｍ以下とし（最小要素長は０．０５ｍｍ）、主要部分Ｐ以外で０．５ｍｍとした。図２２は、主要部分Ｐのメッシュを拡大して示す図であり、同図（ａ）が図２に対応した本発明品を表し、同図（ｂ）が図１４に対応した従来品を表す。図２３に示すように、解析モデルの反軸端側端面ＭにRigid要素を作成し、この端面Ｍの中心軸Ｏ上にトルクＴを負荷した。但し、モデルとして、１／歯数モデルを使用しているので、負荷トルクは、実際のトルクの１／歯数である。図２４に示すように、解析モデルは、谷部２１の中心を通る半径方向軸を対称軸とした形状で、円周方向の両側面Ｗの全節点を周期対称としている。なお、図２５に示すように、解析モデルの相手部材との接触面（散点模様で示す）では、その法線方向の変位が拘束されている。
【００５１】
第１主応力σ1の解析結果を図２６に示し、軸方向せん断応力τθzの解析結果を図２７に示す。なお、図２６および図２７の何れでも、（ａ）図が本発明品モデルを表し、（ｂ）図が従来品モデルを示す。なお、両図中の基準応力τ0は、トルクＴ、雄スプライン部Ｓｍの谷部の直径ｄo、雄スプライン部の内径ｄiに対し、τ0＝１６Ｔｄo／［π（ｄo4−ｄi4）］なる式で与えられる。
【００５２】
以上の解析結果から、従来品では、σ1max／τ0＝３．０３であるのに対し、本発明品では、σ1max／τ0＝２．４８となり、従来品より引張応力に対する応力集中の緩和効果が高まることが判明した。これは、本発明品では、歯面２３の終端近傍におけるアール部２１ｂ１の曲率半径が、従来品の対応部位での曲率半径よりも大きくなるためと考えられる。先に説明したように、引張応力に対する応力集中係数ασが２．７以下であれば、応力集中の緩和効果が顕著となるので、σ1max／τ0≦２．７の本発明品であれば、従来品に比べ、引張り応力に対する疲労強度を大幅に増大させることが可能である。
【００５３】
また、従来品では、τθzmax／τ0＝２．２８であるのに対し、本発明品ではτθzmax／τ0＝１．７４となり、従来品より軸方向のせん断応力に対する応力集中の緩和効果も高まることが判明した。上記のとおり、せん断応力に対する応力集中係数ατが２．１以下であれば、応力集中の緩和効果が顕著となるので、τθzmax／τ0≦２．１である本発明品は、従来品に比べ、せん断応力に対する疲労強度を大幅に向上させることができる。このように本発明によれば、雄スプライン部Ｓｍで引張応力およびせん断応力の双方に対して高い応力集中緩和効果を得ることができる。従って、外側継手部材４のステム部４ｂの疲労強度を高めることができる。
【００５４】
本発明者がさらに解析したところ、図４に示すアール部２１ｂ１の曲率半径の増加率ｄＲ／ｄＬが０．０５≦ｄＲ／ｄＬ≦０．６０であり、かつ拡径部２１ｂの傾斜角θが５°≦θ≦２０°の範囲であれば、σ1max／τ0≦２．７、τθzmax／τ0≦２．１を満足できることが判明した。
【００５５】
図１４に示すように、従来品では、最大せん断応力τθzmaxが拡径部２１ｂ’の起点の中心線上で生じる。このように、中心線上で最大せん断応力が発生すると、外側継手部材４のステム部４ｂが正逆両方向のトルクを伝達する際、正逆何れの回転時にも同じ部位に最大せん断応力が生じるため、それだけ疲労破壊が進展し易くなる。これに対し、本発明品では、最大せん断応力τθzmaxは、図２に示すように、拡径部２１ｂの起点よりも反軸端側の双方のアール部２１ｂ１で生じる。そのため、正回転時と逆回転時で最大せん断応力の発生部位が異なり、従って、疲労破壊の進展速度も抑制することが可能となる。以上から、本発明品は、トルクの伝達方向が頻繁に切り替わる用途、例えば車両の前進・後退に応じてトルク伝達方向が反転するような用途に特に好適なものとなる。
【００５６】
以上に述べたアール部２１ｂ１を有する拡径部２１ｂは、転造加工時に使用する転造ラックに、当該拡径部２１ｂに対応した形状の成形部を形成することにより、雄スプライン部Ｓｍの歯と同時に形成することができる。雄スプライン部をプレス加工で冷間鍛造する場合も同様に、プレス加工用のダイスに拡径部２１ｂの形状に対応した成形部を予め形成することにより、雄スプライン部Ｓｍの歯と同時にアール部２１ｂ１を成形することができる。
【００５７】
図７に本発明の他の実施形態を示す。この実施形態は、雄スプライン部Ｓｍもしくは雌スプライン部Ｓｆ（図面では雄スプライン部Ｓｍ）のうち、何れか一方の歯に軸心方向に対して捩れ角βを持たせた実施形態であり、嵌合後の両スプライン部Ｓｍ、Ｓｆ間のガタ詰めに有効な手法である。捩れ角βを設けた場合、トルク伝達側の歯面同士の接触圧力が高まり、これに伴って拡径部に集中する引張応力、せん断応力も高くなるため、疲労強度の低下を招く。この観点から、従来品では、捩れ角βは実質１５°が限度とされてきた。これに対し、本発明品では、上記のとおり動力伝達スプラインの疲労強度を大幅に高めることができるので、１５°以上の捩れ角βをとることができ、高いガタ詰め効果を得ることが可能である。
【００５８】
上述の実施形態では、雄スプライン部Ｓｍとして、拡径部２１ｂの円周方向幅を反軸端側で徐々に拡大させたいわゆる「槍形タイプ」を例示しているが、これに限らず、拡径部２１ｂの円周方向幅を一定にしたいわゆる「舟形タイプ」の雄スプライン部Ｓｍに本発明を適用することもできる。この場合も、拡径部２１ｂの円周方向両側にアール部を設け、かつアール部の曲率半径を反軸端側ほど徐々に大きくすることにより、本発明と同様の効果が得られる。
【００５９】
また、上述の実施形態では、本発明がトリポード型等速自在継手に適用される場合を示しているが、これに限らず、例えばクロスグルーブ型、ダブルオフセット型等の摺動型等速自在継手や、ツェッパ型等の固定型等速自在継手に本発明を適用することもできる。
【図面の簡単な説明】
【００６０】
【図１ａ】本発明にかかる等速自在継手の部分断面図である。
【図１ｂ】外側継手部材の部分断面図である。
【図２】外側継手部材に形成された雄スプライン部のうち、反軸端側部分（図１符号Ｘ部）を示す斜視図である。
【図３】図１の符号Ｘ部を拡大して示す断面図である。
【図４】（ａ）図は雄スプライン部の反軸端側部分を示す平面図であり、（ｂ）図は（ａ）図中のＹ−Ｙ線断面図である。
【図５】（ａ）図は、図４（ａ）中のＡ−Ａ線断面図、（ｂ）図は同Ｂ−Ｂ線断面図、（ｃ）図は同Ｃ−Ｃ線断面図、（ｄ）図は同Ｄ−Ｄ線断面図である。
【図６】雄スプライン部の周方向断面図である。
【図７】捩れ角を有する雄スプライン部の概略構成を示す平面図である。
【図８】雄スプライン部の平面図である。
【図９】疲労試験で使用する試験片の化学組成を示す表である。
【図１０ａ】回転曲げ疲労試験の試験片を示す側面図である。
【図１０ｂ】上記試験片の切欠き部Ａを拡大した側面図である。
【図１０ｃ】切欠き部の寸法と応力集中係数の関係を示す表である。
【図１１ａ】捩り疲労試験の試験片を示す側面図である。
【図１１ｂ】上記試験片の切欠き部Ａを拡大した側面図である。
【図１１ｃ】切欠き部の寸法と応力集中係数の関係を示す表である。
【図１２】回転曲げ疲労試験で求めた疲労限強度の測定結果を示す図である。
【図１３】捩り疲労試験で求めた１０5回における捩り疲労強度の測定結果を示す図である。
【図１４】従来の雄スプライン部の反軸端側部分を示す斜視図である
【図１５】従来の雄スプライン部の反軸端側部分を示す断面図である。
【図１６】従来の雄スプライン部の反軸端側部分を示す平面図である。
【図１７ａ】試験片を示す側面図である。
【図１７ｂ】試験片のインボリュートスプライン緒元を示す表である。
【図１８】両振り捩り疲労試験で得られたＴ／Ｎ線図である。
【図１９】片振り捩り疲労試験で得られたＴ／Ｎ線図である。
【図２０】ＦＥＭ解析モデルを示す斜視図である。
【図２１】メッシュを付した解析モデルを示す斜視図である。
【図２２】（ａ）図は、メッシュを付した本発明品の主要部分Ｐの斜視図であり、同図（ｂ）が同じく従来品の主要部分Ｐの斜視図である。
【図２３】解析モデルの反軸端側の端部の斜視図である。
【図２４】図２０の矢印方向から見た解析モデルの正面図である。
【図２５】解析モデルの斜視図である。
【図２６】第１主応力の解析結果を示す図である。
【図２７】軸方向せん断応力の解析結果を示す図である。
【図２８】外側継手部材の他の例を示す部分断面図である。
【図２９】外側継手部材の他の例を示す部分断面図である。
【図３０】試験片を示す側面図である。
【図３１】試験片のインボリュートスプライン緒元を示す表である。
【図３２】試験片の形状を示す表である。
【図３３】片振り捩り疲労試験で得られたＴ／Ｎ線図である。
【図３４】片振り捩り疲労試験で得られたＴ／Ｎ線図である。
【符号の説明】
【００６１】
１     トリポード型等速自在継手
２     動力伝達シャフト
３     内側継手部材
４     外側継手部材
４ａ   マウス部
４ａ１ トラック溝
４ａ２ 突出部
４ｂ   ステム部
５     ローラ
２１   谷部
２１ａ ストレート部
２１ｂ 拡径部
２１ｂ１      アール部
２１ｂ２      平坦部
２２   山部
２２ａ ストレート部
２２ｂ 縮径部
２３   歯面
２５   平滑部
Ｄｅ   デファレンシャルギヤ
Ｑ     接合部
Ｍ１   マウス部相当部分
Ｍ２   ステム部相当部分
Ｓｆ   雌スプライン部
Ｓｍ   雄スプライン部
【図１ａ】
2009121502.tif 000003
【図１ｂ】
2009121502.tif 000004
【図２】
2009121502.tif 000005
【図３】
2009121502.tif 000006
【図４】
2009121502.tif 000007
【図５】
2009121502.tif 000008
【図６】
2009121502.tif 000009
【図７】
2009121502.tif 000010
【図８】
2009121502.tif 000011
【図９】
2009121502.tif 000012
【図１０ａ】
2009121502.tif 000013
【図１０ｂ】
2009121502.tif 000014
【図１０ｃ】
2009121502.tif 000015
【図１１ａ】
2009121502.tif 000016
【図１１ｂ】
2009121502.tif 000017
【図１１ｃ】
2009121502.tif 000018
【図１２】
2009121502.tif 000019
【図１３】
2009121502.tif 000020
【図１４】
2009121502.tif 000021
【図１５】
2009121502.tif 000022
【図１６】
2009121502.tif 000023
【図１７ａ】
2009121502.tif 000024
【図１７ｂ】
2009121502.tif 000025
【図１８】
2009121502.tif 000026
【図１９】
2009121502.tif 000027
【図２０】
2009121502.tif 000028
【図２１】
2009121502.tif 000029
【図２２】
2009121502.tif 000030
【図２３】
2009121502.tif 000031
【図２４】
2009121502.tif 000032
【図２５】
2009121502.tif 000033
【図２８】
2009121502.tif 000034
【図２９】
2009121502.tif 000035
【図３０】
2009121502.tif 000036
【図３１】
2009121502.tif 000037
【図３２】
2009121502.tif 000038
【図３３】
2009121502.tif 000039
【図３４】
2009121502.tif 000040
【図２６】
2009121502.tif 000041
【図２７】
2009121502.tif 000042