受賞技術紹介

一般社団法人 日本鉄鋼協会 学術記念賞（西山記念賞）受賞報告「軸受鋼の転がり疲れに関する研究手法の高度化とメカニズム提示」
藤松 威史*
FUJIMATSU Takeshi

る3)。

このたびの同賞受賞にあたり、関係する皆様方からの多くのご指導、ご協力を賜りました。ここに深く御礼を申し

介在物は鋼の精錬過程に由来して不可避的に含有される上げます。以下では、受賞理由となりました「軸受鋼の転異物であり、酸化物、硫化物、窒化物等がある。介在物

がり疲れに関する研究手法の高度化とメカニズム提示」には、その周囲に応力集中が起こり、き裂を発生させやすく

ついて、その研究の概要をご紹介します。

する作用を持つ。特に酸化物は有害性が高いとされ、酸素含有量を低減する高清浄度鋼の造り込み技術の進歩により大幅な軸受寿命向上が実現されている4)。ただし、冒頭の軸受使用環境変化への対応から、介在物起因はく離への対策がいっそう必要になる。特に工業的にみて、想定寿命より短期間でのはく離を抑制する有効策の見出しや、下限寿命の定量的予測技術の確立が望まれている。
その実現に向けて、転がり疲れのはく離メカニズムを知り、介在物大きさと寿命の関係を明らかにする必要がある。介在物の影響に関し、例えば、き裂の発生・伝ぱに引張応力が関与するモードⅠ型疲労（回転曲げ疲労や引張圧
縮疲労など）では、介在物大きさが疲労強度の支配因子の一つであることが明らかにされている5)。一方、モードⅡ

1.

はじめに

のせん断応力支配とされてきた転がり疲れの場合、介在物
大きさと寿命との間に相関は見られるものの 6,7)、寿命ば世界的な地球環境保全の機運の高まりから、CO2排出量

らつきは無視できない程に大きく、両者の関係性は明確で抑制に有利な風力発電の拡大や自動車電動化の流れが加速はなかった。転がり疲れが部品内部で進行し、その直接観している。そのため従来にも増して部品の小型軽量化や伝察が困難であることが転がり疲れの現象解明を妨げてお達効率向上が望まれ、それに応じて部品に組み込まれる転り、それをブレークスルーするために研究手法の高度化をがり軸受の使用環境の過酷化（接触面圧の上昇、低粘度潤図った。そして、それを用いた研究のもと、介在物起点は滑化等）が予想されている。対する我々鋼材メーカーにく離の推定メカニズムを提示することができている。以下は、それに耐えうる鋼材を提供して製品実現に寄与するこに研究の主な内容を示す。

とが求められている。

2.

転がり軸受において、その基本構成要素である転動体とメカニズム解明に向けた課題の抽出

軌道輪との転がり接触領域内にはギガパスカル（GPa）
オーダーの高面圧が加わる。そして、その影響から、軌道転がり疲れによるはく離は疲労破壊に他ならず、そのメ輪の表面から少し内部に入った所に高い応力（接触面圧にカニズムに迫るには疲労破壊を支配するき裂の発生・伝ぱ

応じたせん断応力）が繰り返し作用し、転がり疲れが進行挙動の検証が欠かせない。以下、き裂挙動に関する従来研する。これに伴い部品内部でき裂が発生・伝ぱし、軌道表究を参考としてメカニズム解明のために取り組むべき課題

面に到達してはく離するのが軸受の代表的な破損モードでを抽出した。

。このとき、軸受用鋼中に含まれる非金属介在物

転がり疲れのき裂発生挙動に関して、Neliasら8) や宇田（以下、介在物と略す）がき裂起点になると考えられてい川ら 9) の研究がある。Neliasらは、最大ヘルツ接触応力

ある

*

1,2)

研究・開発センター

基盤研究室

材料研究グループ長

博士（工学）

90

Sanyo Technical Report Vol.27 (2020) No.1

軸受鋼の転がり疲れに関する研究手法の高度化とメカニズム提示

P maxを3.5 GPaとした条件のもとM50鋼の転がり疲れ試

1.0E+09

験を行い、き裂挙動を精密超音波探傷(UT)のエコー情報<Origin of crack>●: Inclusion○: Artificial defect

1.0E+08
Life （cycles）

により調べている。それによれば、105 サイクル時点で内部の欠陥からき裂が発生しているとみられている。一方、より高面圧（Pmax＝4.2 GPa）での同鋼のはく離サイ
7

クル数は5.7×10 サイクルであり、その対比から、き裂

1.0E+07
1.0E+06

L=1.0×108/(⊿KⅡ’)2

1.0E+05発生時期は少なくとも全寿命の1/500以下とみなせる。

1.0E+04

つまり、転がり疲れのき裂発生は疲労の極早期に起こり、寿命の大半はき裂伝ぱの期間が占めると考えられる。宇

⊿KⅡ’=6.6

1

10

100

⊿KⅡ '（MPa√m）

田川らの研究でも、寿命の極早期にあたる104 サイクル

Fig.1
S UJ2鋼中の非金属介在物および人工欠陥（ドリルホー
Fig.1 SUJ2
鋼中の非金属介在物および人工欠陥（ドリルホール）の大きさをもとに算出したル）の大きさをもとに算出した
き裂伝ぱに着目した研究として、当社は独立行政法人
応力拡大係数幅（ΔKⅡ'）と転がり疲れ寿命の関係 7)
応力拡大係数幅（ΔKⅡ'）と転がり疲れ寿命の関係7)

オーダーでのき裂発生が報告されている。

（現・国立研究開発法人）新エネルギー・産業技術総合開3.

発機構（NEDO）の助成事業「鉄鋼材料の革新的高強度・

転がり疲れに関する研究手法の高度化

高機能化基盤研究開発プロジェクト7)」に参画し、介在物

Ball moving direction

転がり疲れのき裂は鋼材内部の局所で生じ、その観察は(b)(c)

寸法と寿命の関係を破壊力学的見地から検証し、疲労過程(a)をモデル化することを狙い、主導的に研究を行った。同研困難であった。また、はく離後の観察からき裂挙動を探る

究では、SUJ2鋼を用い、UTで寸法を評価した介在物ならことも、破面の磨滅が生じているために効果的では無かっびに大型介在物を模擬して付与したドリルホール欠陥に対た。これらの課題を解決し、内部のき裂挙動を直接的に観する転がり疲れ試験（Pmaxは4.0～5.3 GPa）が行われ、

5µm
5µm
5µm
察・検証するにあたり、転がり疲れの研究手法を実験・理Fig.17) の結果を得ている。同図では、き裂伝ぱ速度を支論の両面から高度化する必要があった。そのために、新配する破壊力学指標である応力拡大係数（ΔKII' と表記）

Fig.2たな転がり疲れ試験方法を考案して実験を行うとともに空洞周囲に発生した転がり疲れき裂（Pmax=3.95 GPa、5×104 サイクル後）10)7)を横軸に用いてある 。ここではΔKII'＝2τ0√（πa）とCAEの応力シミュレーションによる理論的アプローチも※転動面からの空洞の深さ：(a) 0.06 mm、(b) 0.1 mm、(c) 0.1 mm

定義されている。2τ 0はモードⅡの水平せん断応力振幅

行い、現象解明に挑んだ。

であり、aは本来の定義であるき裂長さの1/2を用いる代

まず、研究初期段階として試験片内部のき裂の観察を容わりに介在物やドリルホールの半径が用いられている。

易にする工夫を行った。その目的のため、粉末冶金法を利Fig.1においてΔKII'値が低いほど、つまり2τ0を一定と用して多数の空洞欠陥を人工的に内包させたSUJ2鋼試料

すれば介在物径やドリルホール径が小さいほど長寿命化しを作製し、それらの空洞を介在物に代わってき裂起点としている。このことは介在物小径化が有効な長寿命化方策でて作用させる試験方法を考案した 10)。この方法によってあることを裏付けている。また、図中の実線付近で寿命は疲労の比較的早期の時点でのき裂観察を数多く実施し、き下限値を示し、この場合の寿命とΔKII'値には負の相関関裂の角度やき裂を伴う空洞の頻度を調べることでき裂発生係が見られる。このような関係性があることは、工業上重に関わる応力の推定を行った。

視される部品の下限寿命の定量予測の実現に期待を抱かせFig.210) は、Pmaxを3.95 GPaとしたスラスト型転がりる。一方で、図中の介在物小径側（低ΔKII'側）で顕著な疲れ試験を5×104 サイクルで途中止めした時点で空洞周ように、同様の介在物径に対して寿命は長寿命側に大きく囲に発生していたき裂の観察例である。このサイクル数

ばらつく特徴があり、その原因は明らかとはなっていな

は、同条件下のSUJ2量産鋼の寿命が108 サイクル以上でい。

あることからみて寿命の極早期に相当する。この段階で空以上に関し、き裂発生時期を寿命の極早期とみれば、寿洞の側方から比較的水平に近いき裂が発生しやすい傾向を命はき裂の伝ぱに律速されるはずである。しかし、上記の捉えた。また、データは割愛するが、き裂を伴う空洞は、通り、寿命が下限値を示す場合を除いて介在物径と寿命の表面付近から所定の深さ（0.2 mm程度）まで60%を超間に単純な関係性は見られない。したがって、介在物からえる高頻度で観察され、それより深い位置では見られてい発生したき裂の伝ぱ過程には、何らかの原因によりバリない 10)。空洞周囲の水平に近いき裂は、一見して転がり

エーションがあるものと予想される。また、その伝ぱ過程

疲れの支配応力とされる両振りの水平せん断応力（モードのバリエーションに対し、伝ぱに先立つき裂発生の状況がⅡ）の作用で発生したことを想像させる。しかし、軌道表影響を及ぼしている可能性が高い。したがって、転がり疲面付近での水平せん断応力の作用は小さい。したがって、

れはく離のメカニズムに迫るためには内部のき裂発生・伝空洞周囲のき裂が表面付近にも高頻度に見られることは、

ぱ挙動を直接的に観察してその挙動を検証することが不可

水平せん断応力の作用では合理的に説明することができな

欠の課題であると考えた。

い。

91

Sanyo Technical Report Vol.27 (2020) No.1

Ｖol.19 の受賞技術
紹介の pdf を添付します。
同じレイアウトになるよう、トリミング願います。
キャプションは不要。

軸受鋼の転がり疲れに関する研究手法の高度化とメカニズム提示

そこで CAE により転がり接触下の内部の空洞（直径20は低ΔKII'側で向上し、この傾向はFig.1と同様であった。

μ m）を模擬した二次元モデルを作成し、実験と同様の一方、両図の対比から介在物起点の場合の寿命に対し、

Pmax のもとで弾塑性解析を行い、空洞周囲に特に強く作用

空洞起点の場合の寿命のばらつきは非常に小さいことがする応力成分を調べた。その結果、空洞周囲にはモードⅠ分かる。さらに、空洞起点の場合、その大きさを反映さ型の応力成分である最大引張主応力が強く作用することをせたΔK II '値と寿命には明瞭な負の相関関係が認められ10)に後述結果と併せて表示）。そのる。このことから、疲労の極早期にモードⅠ型のき裂化

作用箇所は Fig.4に示すように空洞の側方にある。また、過程を経るとみられる“空洞”は、実質的にそれと同等の解析結果において、直径20μm の空洞周囲の同応力は表
1.0E+09

大きさの“き裂”として振る舞い、その大きさと水平せん

見出している（Fig.3

断応力の値に応じたモードⅡ型き裂伝ぱの速度によって転引張応力の作用深さと空洞周りのき裂発生深さには良い一

周囲のモードⅠ型き裂は、その角度が水平せん断応力の向致が見られている。また、同応力成分の作用面角度は表面

きに近いためにき裂伝ぱを妨げられにくいと考えている。

1.0E+06から深さ0.05～0.20 mm の範囲において概ね水平に近い
82

続いて、空洞欠陥での検証結果を足掛かりとして介在物2500が転がり疲れに及ぼす作用の類推を試みた。そのためにLife （cycles）<Origin of crack>
面 か ら0.2 mm の 深 さ ま で は 高 い 値（2000
MPa 以 上）●: Inclusion
1.0E+08○:
Artificial
defectを示し、それより深い位置では大きく低下する。この高いがり疲れ寿命が定量的に決まると言える。このとき、空洞

1.0E+07

L=1.0×10 /(⊿KⅡ’)

1.0E+05

致する10)。このように圧縮応力下で進行する転がり疲れのき裂発生に対し、空洞周囲の局所的な引張応力の関与を強
1.0E+041

く示唆する結果を得ている。

The maximum principal stress (MPa)14～30°の角度を有し、空洞周囲のき裂角度の特徴と合Stress analysis around circular
CAEで母相と密着状態の介在物のモデルを作成し、それ⊿K
Ⅱ’=6.6
defect of diameter 20 μm
2000に対して転がり疲れを模擬した負荷を与え、介在物周囲のunder 3.95 GPa
10)
10 引張主応力の作用状況を空洞の場合と対比した。Fig.3
100

1500
に示した結果において、空洞周囲に比べて鋼中に含まれる
さらに、空洞がはく離起点になった場合にその痕跡の確⊿KⅡ '（MPa√m）
代表的酸化物であるAl2O3やCaO-Al2O3の周囲の主応力は認が容易なことを利用し、寿命と空洞大きさの関係の検11) Fig.1 SUJ2 鋼中の非金属介在物および人工欠陥（ドリルホール）の大きさをもとに算出した
7)1000
非常に低いことが分かる。その他介在物周囲の主応力も同証を行った 。空洞を起点とする寿命結果を前述研究 に
12)7)ならい、ΔKII'で整理したものをFig.5
様に低く、やや高めの主応力値となったMnSの場合でも応力拡大係数幅（ΔKⅡに示す。用いた'）と転がり疲れ寿命の関係
500
データはP を3.43～4.41 GPaとした条件下で直径54空洞の場合の半分以下の値に過ぎない。すなわち、これら
max～91μmの空洞からはく離した場合のものである。寿命の結果からみれば母相と密着した介在物周囲にはき裂が発
0direction
AlBallTiN
CaO-Al2O3 MnS
Pore
2O3 moving(b) Fig.3 空洞・介在物（直径 20(c)μm、深さ 0.12 mm 配置）と母相の境界部に作用する最大主応力 1

(a)

5µm

5µm

5µm

10)
空洞周囲に発生した転がり疲れき裂（Pmax=3.95 GPa、5×104 サイクル後）4※転動面からの空洞の深さ：(a) 0.06
mm、(b) 0.1 mm、(c)0.1 mm10)
Fig.2 空洞周囲に発生した転がり疲れき裂（Pmax=3.95 GPa、5×10 サイクル後）Fig.2※転動面からの空洞の深さ：(a) 0.06 mm、(b) 0.1(MPa)mm、(c) 0.1 mm

The maximum principal stress (MPa)

2500
2000

2450

Stress analysis around circular
defect of diameter 20 μm
under 3.95 GPa

1215

1500
1000

-20

500

-843

0

-1666

Al2O3

TiN CaO-Al2O3

MnS

Pore

Fig.4
空洞（直径
20 μm、深さ0.12 mm 配置）周囲の主応力の状態
10)Fig.3 空洞・介在物（直径20mm配置）と母
Fig.4
空洞（直径20μm、深さ0.12mm配置）周囲の主応力
Fig.3 空洞・介在物（直径20 μm、深さ 0.12 mmμm、深さ0.12配置）と母相の境界部に作用する最大主応力10)相の境界部に作用する最大主応力の状態（転動体の移動方向は左から右、図示時点の転動体は空洞
直上よりやや前方）（転動体の移動方向は左から右、図示時点の転動体は空洞直上よりやや前

92

Sanyo Technical Report Vol.27 (2020) No.1

10

100

50
⊿K
'（MPa√m）
ΔKⅡⅡ'(MPa√m)

Fig.5 空洞を起点とする転がり疲れ寿命とΔKⅡ'との関係 12)軸受鋼の転がり疲れに関する研究手法の高度化とメカニズム提示

1.0E+09
Pmax (GPa): 3.43(●), 3.92(○), 4.41(▲)
Range of cavity size as flaking origin (µm): 54 to 91
Range of the maximum flaking depth (mm):0.068 to 0.110

Life (cycles)

1.0E+08
1.0E+07
1.0E+06
1.0E+05
1.0E+041050'（MPa√m）⊿K
ΔKⅡⅡ'(MPa√m)

100
12)

12)
Fig.5 空洞を起点とする転がり疲れ寿命とΔK
空洞を起点とする転がり疲れ寿命と ΔKⅡ'との関係
Fig.5
Ⅱ'との関係Fig.6HIP
HIP付与による転がり疲れ寿命の変化
Fig.6
付与による転がり疲れ寿命の変化 15)
15)

Low carbon steel case
Low carbon steel case
Low carbon steel case
生しにくく、寿命に及ぼす有害性が低いとの解釈をとりう
それを確認するために密着介在物のき裂挙動を直接的にる。しかしながら、その挙動は転がり疲れにおける介在物

観察・検証することを試みた。ただし、溶製した鋼試料中の有害性の実状とは乖離している。

Hot isostaticに偶発的に含まれる介在物を利用する方法では、それらのpressing
介在物周囲の隙間の有無を事前に知ることが難しいという Final closing pa

独自の仮説を立てた。実鋼材中の介在物－母相界面にはSUJ2“隙間”が見られることが報告されている 13,14)。これら課題があった。そこで、人工的な手段により介在物－母相

は熱間加工温度域での介在物と母相の鋼との変形し易さのな新たな研究手法を考案した。

Drilled hole
そこで介在物の有害性の実状を合理的に説明可能とする間の状態を制御した状態でき裂挙動を検証することが可能

違いに起因して形成されるものと考えられる。このような
Al2O3“隙間”の存在が空洞に類似した作用をもたらすことで引張主応力の作用による介在物周囲のモードⅠ型き裂の発生考案したのは、大きさ、種類、形状が予め判明している
介在物を鋼中に人工的に埋設する試験片作製方法と、そのを促し、介在物からのはく離を起こし易くするとの仮説で介在物を対象として転がり疲れ試験を行う方法からなる一Fig.7 人工的な介在物埋設過程の模式図 16)連の手法である。この実験手法を用いることで母相と密着ある。

した介在物のき裂挙動の詳細観察に成功している。その人

Fig.6 HIP 付与による転がり疲れ寿命の変化 15)
この仮説を介在物周囲の隙間有無による転がり疲れ挙動

工的な介在物埋設方法をFig.716) に模式的に示した。そのの変化を見ることで検証した。そのためにSUJ2鋼材に熱間要点は、Al2O3（介在物の模擬として人工化合物で代用）

Low carbon
steel case
Low carbon
steel case
Low carbon steel case をSUJ2製試験片上に付与した微小穴内に投入したのち、等方圧加圧（HotIsostatic
Pressing：HIP）を実施して介在

Drilled hole
SUJ2物を母相に隙間なく密着させ、その場合の寿命挙動をHIP

続くHIP処理で微小穴を閉塞させてAl 2O 3を周囲母相と密未実施の場合と対比した。その結果、HIPで介在物周囲のHot isostatic

着状態で内包させることにある。事例にAl2O3を用いたのはく離寿命の向上がもたらされている（Fig.615)）。同一母られることを考慮している。その後、所定の熱処理、研磨

pressing
は、酸化物が他の種類の介在物に比べて有害性が高いとみ隙間を消失させることでHIP未実施の場合に比べて大幅なFinal closing part

等を経て完成させた試験片についてAlInterfacial
bonding
2O 3埋設箇所上を転
betweenAlO
andmatrix23動体の軌道が通るようにスラスト試験を行っている。この大きな違いは無いはずである。したがって、この寿命変化
材からHIP有無により作り分けた両試験片の介在物分布に
Al2O3 は介在物周囲の隙間の有無が寿命に対して支配的な影響を手法は、介在物－母相界面を密着状態に制御できること

及ぼすことを示唆する。さらには、介在物周囲の隙間を無や、試験片内の介在物分布に左右されずに任意の大きさ・くすことが決定的な寿命向上方策になることも見出せる。
Fig.7 人工的な介在物埋設過程の模式図 16)

種類・形状の介在物のき裂挙動を自在に検証可能なこと等の優れた特長を有している。

このように隙間の影響を考慮することで、Fig.1において介在物起点の寿命が下限値に対して長寿命側にばらつく

本手法を用いることにより、軸受の短寿命はく離に関与理由が説明される。そして、寿命に変化が生じることからしうるような比較的大型の介在物に対し、介在物と周囲母

みて介在物－母相間の隙間の有無はき裂挙動に変化をもた相が密着した状態での転がり疲れ試験を行った。その一例

らしているはずである。介在物周囲に隙間が有る場合にはとして、母相と密着した直径80μ m の球形 Al2O3からのき

上述のモードⅠ型き裂が発生しやすく、寿命に対して最悪裂を観察した結果を Fig.8、Fig.916) に示す。スラスト試の影響をもたらす状態となり、隙間が無い場合にはそれと験は Pmax を4.0 GPa として行い、試験打ち切り目安となるは異なるき裂のタイプになることが推定される。

1×108 サイクルを超えた2×108 サイクル時点で未はく

93

Sanyo Technical Report Vol.27 (2020) No.1

Interfacial b
between Al2O3

軸受鋼の転がり疲れに関する研究手法の高度化とメカニズム提示

離のまま試験を中断した。Al2O3周囲の母相には45°に近い

伝ぱが起こり難い理由として、き裂伝ぱに関与する水平せ

角度の転がり疲れき裂が発生していることを見出した。まん断応力の向きと45°き裂の角度のずれが大きいこと、そた、き裂周辺には Becker17) の報告にあるバタフライ型ののために転がり接触の繰り返しに伴って投入されるエネル

白色組織変化（Fig.9の microstructural change）が生じてギーがき裂伝ぱよりもき裂周辺の白色組織変化に消費されいた。き裂長さは最長でも40μ m 程度と短く留まり、試験やすいことを仮説の一つとして考えている。これに関して

片に十分な高サイクル疲労を付与した状況からみてき裂ははさらなる検証が必要と考えられる。

停留しているとみている。すなわち、周囲母相と密着した

さらに、45°方向のき裂発生に関与した応力を知るため、介在物からおよそ45°方向に発生するき裂は、伝ぱが起こ

CAE により母相と密着した Al2O3周囲の応力解析を行っ

り難く、寿命に対する有害性が低いものと考えられる。こた。その結果、Al2O3－母相界面上の Fig1016) に示す向きのようなき裂の停留が生じることにより、HIP で介在物周と位置（対称的な位置関係で4か所あり、いずれも45°方

囲の隙間を消失させた場合に寿命が向上することを合理的向）で主せん断応力が最大に近い値を示すことが見出され15)た。それらの向きや位置は
Fig.8、Fig.9のき裂の状況と良に説明することができる。なお、密着介在物周囲のき裂のFig.6 HIP 付与による転がり疲れ寿命の変化

Low carbon steel case

Low carbon steel case

Low carbon steel case

Hot isostaticpressing

Drilled hole

Final closing part

SUJ2

Interfacial bonding
between Al2O3 and matrix

Al2O3
Specimen surface(a)Ball moving direction

16)
Fig.7
Fig.7 人工的な介在物埋設過程の模式図
人工的な介在物埋設過程の模式図16)
Crack

Silicate particles
precipitated during HIP
(a)

25μm

(b)

0.071mmBall moving direction

Specimen surface

Silicate particles
precipitated during HIP

25μm

(b)

Crack

0.071mmCrack

Spherical Al2O3

50μm
Crack

Spherical
Al2O3
Fig.8 人工埋設した
80 μm 級 Al2O3 周囲の転がり疲れき裂状況 16)

50μm（Pmax= 4.0 GPa、2×108 サイクルで試験を中断）

16)

16)
Fig.8 人工埋設した802O3周囲の転がり疲れき裂状況
Fig.8 人工埋設した
80 μm 級 Alμm級Al
2O3 周囲の転がり疲れき裂状況
8（Pmax= 4.0 GPa、2×10 サイクルで試験を中断）（Pmax= 4.0 GPa、2×108 サイクルで試験を中断）

Microstructuralchange

Crack
Al2O3

Crack

Crack
Al2O3
20μm

Crack

Microstructuralchange

45°
45°

10μm

5μm

2μm

16)
Fig.9 人工埋設した80μm級Al
2O3周囲の転がり疲れき裂状況（高倍率観察）
Fig. 9 人工埋設した
80 μm 級 Al2O
3 周囲の転がり疲れき裂状況（高倍率観察）

16)

20μm

10μm

5μm

2μm

16)

Fig. 9 人工埋設した 80 μm 級 Al2O3 周囲の転がり疲れき裂状況（高倍率観察）
94

Sanyo Technical Report Vol.27 (2020) No.1

Al2O3

Crack
45°

20μm

10μm

5μm

2μm
軸受鋼の転がり疲れに関する研究手法の高度化とメカニズム提示

Fig. 9 人工埋設した 80 μm 級 Al2O3 周囲の転がり疲れき裂状況（高倍率観察）16)

く合致する。したがって、45°方向の主せん断応力が密着命との関係性を明らかにし、実用性の高い寿命定量予測の介在物周囲のき裂発生に関与している可能性が高い。

実現を目指す。そのために、本手法を応用した介在物周囲への隙間付与技術の確立のもと、隙間の影響を考慮した寿命検証を進めている。

45°

もう一つのき裂発生のタイプは、介在物が周囲母相と密Fig.11
周囲に隙間を伴う介在物の周囲における推定き裂モデル 18)
着している場合の主せん断応力関与によるモードⅡ型のき45°

裂発生であり、き裂は概ね45°方向に発生する。このタイ
プのき裂は、停留しやすいために実用上問題となる短寿命

Al2O3

はく離を引き起こしにくい。き裂モデルは Fig.1212) のよInterface

Matrix

うに推定している。この知見に基づき、介在物小径化を図る以外にも工業的手段により介在物を周囲の母相と密着化

45°

45°

させることによって、大幅な部品の寿命向上による高信頼性化が期待できる。

Fig.10
周囲の最大せん断応力の方向16) 16)
2O3O
Fig.10AlAl
2 3 周囲の最大せん断応力の方向（転動体はAl2O3直上に位置、応力表示範囲は1024～
（転動体は
1040
MPa）Al2O3 直上に位置、応力表示範囲は 1024～1040 MPa）

主せん断応力型き裂生成

白色組織変化

4．内部介在物起点はく離の推定メカニズム

き裂の停留

本研究を通じて、転がり疲れのき裂挙動は介在物周囲に隙間を伴う場合（空洞に類似したき裂挙動をとると推定）

介在物

き裂の停留

白色組織変化主せん断応力型き裂生成

12)
Fig.12
周囲母相と密着した介在物の周囲における推定き裂モデル
Fig.12
周 囲母相と密着した介在物の周囲における推定き裂モと母相と密着している場合とで異なり、少なくとも2通り

デル12)のタイプがあることが推測された。そして、「非金属介在

5．おわりに物の大きさ」と「母相との密着性」が転がり疲れ寿命を左右する主たる因子であることが見出された。これらの知見により、本研究の狙いとして挙げた軸受用鋼の寿命定量予

軸受使用環境の過酷化が予想されるなか、研究手法の高測の実現や、有効性の高い寿命向上方策の立案が期待でき度化を武器として、改めて転がり疲れのはく離について再る。

検証し、その根幹となる介在物周囲のき裂の発生・伝ぱ挙

き裂発生挙動のタイプの一つは、介在物周囲に隙間が動の検証を行った。その成果として、鋼中の介在物周囲のある場合の主応力関与によるモードⅠ型のき裂発生であ隙間の有無によってき裂挙動が変化することを突き止め、る。このタイプのき裂は軌道面に対して水平に近い角度

き裂挙動のモデル化のもと、介在物周囲に隙間がある場合で発生するためにき裂が伝ぱしやすく、下限寿命でのはくを前提としたはく離のメカニズムを提示することができ離をもたらしうるものである。推定されるき裂モデルはた。この場合のはく離寿命は、介在物が最悪の有害性をも18)のようになる。このモデルにより介在物が寿命たらす場合を想定したものであり、軸受設計の視点で重視

に対して最悪の有害性をもたらす場合を想定した転がり疲されるものである。そして、隙間の存在を前提に介在物のれのはく離メカニズムが示される。その場合の寿命は、介大きさに対し、破壊力学指標を用いた下限寿命の予測が可在物とその周囲の隙間を考慮した欠陥の大きさで決まると能とみられることを示せた。また、このモデルに基づき、考えている。今後、さらなる検証によって介在物寸法と寿介在物周囲の密着性の改善が将来に向けた有望な長寿命化

Fig.11の方策となることを見出している。

参考文献
1) 曽田範宗: 軸受，岩波書店， (1964), 146-154.
2) 岡本純三，角田和雄: トライボロジー叢書4

転がり軸受－その特性と実用設計－, 幸 書房, (1981), 59.
3) 曽田範宗: 軸受，岩波書店， (1964), 157-159.
Fig.11
周囲に隙間を伴う介在物の周囲における推定き裂モデル
Fig.11
周 囲に隙間を伴う介在物の周囲における推定き裂モデ

18)

18)

ル

4) 瀬戸浩蔵: 軸受用鋼, 日本鉄鋼協会, (1999), 3738.

95

Sanyo Technical Report Vol.27 (2020) No.1

軸受鋼の転がり疲れに関する研究手法の高度化とメカニズム提示

5) 村上敬宜: 金属疲労 微小欠陥と介在物の影響, 養賢堂, (1993), 104-107.
6) 長尾実佐樹，平岡和彦，雲丹亀泰和: 山陽特殊製鋼技報, 12 (2005)1, 38-45.
7) 常陰典正, 平岡和彦： 鉄鋼材料の革新的高強度・高機能化基盤研究開発プロジェクト 第2回シンポジウ
ム講演予稿集, (2012), 119-120.
8) D.Nelias, M.L.Dumont, F.Champiot, A.Vincent,D.Girodin, R.Fougeres and L.Flamand：
Transactions of the ASME Journal of Tribology,
121 (1999), 240.
9) 宇田川毅志, 管 勝徳, 松田 剛, 西川友章： CAMPISIJ, 21(2008), 1398.
10) 藤松威史, 平岡和彦, 山本厚之: 鉄と鋼, 94(2008)1,
13-20.
11) T. Fujimatsu, T. Nakamizo, M. Nakasaki, and
N. Tsunekage: Bearing Steel Technologies 10,
ASTM STP 1580, ASTM International, WestConshohocken, PA, (2015), 147-172.
12) 藤松威史, 眞鍋亮太： 山陽特殊製鋼技報,
26(2019)1, 41-50.
13) P. H. Frith： JISI, 180(1955), 26-33.
14) 上杉年一: 鉄と鋼, 74(1988)10, 1889-1894.
15) 橋本和弥, 藤松威史, 常陰典正, 平岡和彦, 木田勝之:
CAMP-ISIJ, 22(2009), 1297.
16) 藤松威史: 山陽特殊製鋼技報, 25(2018)1, 31-37.
17) P. C. Becker: Metals Technology, 8(1981), 234243.
18) 平岡和彦: 大阪大学工業会誌Techno Net, （一社）
大阪大学工業会, 565(2014), 11-12.

96

Sanyo Technical Report Vol.27 (2020) No.1