技術論文
カーボンニュートラルにつながる予測技術特集

表面に現出した介在物を起点とする
転がり疲れはく離機構の解明
Clarification of the Flaking Mechanism Caused by the Inclusion, Partially - Appeared on the Surface,under Rolling Contact Fatigue
眞鍋亮太*1

藤松威史*2

MANABE Ryota and FUJIMATSU Takeshi

Synopsis: In recent years, carbon neutrality is strongly desired in worldwide. Expansion of ecoproducts, e.g., wind power
generation and electric vehicles, is expected to meet the needs. In order to improve the reliability and lifetimeof bearings used for them, we ought to clarify the mechanism of flaking originated from non-metallic inclusion insteel, especially for the inclusion located near the surface of raceway. Because contact stress by rolling element
is act near the surface.
Our newly-developed Rolling Contact Fatigue (RCF) test method is valuable for the observation of the crack
behavior around the inclusion near the surface. The test piece for the RCF test have inclusion with gap isartificially introduced in the steel and finished to appear the part of inclusion on the surface.
As a result of this study using a newly-developed method, it is clarified that flaking type from the inclusion
appeared on the surface is similar to the internal-originated fracture type. Estimated crack model based on
the observation is also similar to the internal inclusion with gap. Moreover, it was clearly found that the crack
propagation behavior is strongly influenced by the mode II stress intensity factor.
Keywords: rolling contact fatigue; non-metallic inclusion; stress intensity factor; crack model; laminography.

1. 緒言

有され，転がり疲れに悪影響を及ぼす非金属介在物（以下，介在物と略す）に関し，比較的大きいものも危険体積中に近年，地球環境保全のためのカーボンニュートラル社会

含まれやすいことを意味する．したがって，長期安定稼働の実現が世界的に望まれており，主要各国から具体的目標の実現に対し，介在物の有害性の考慮が必要である．

の表明が行われている．その実現に向けた柱の一つとして，

自動車電動化に対しては，駆動系部品の動力損失低減

風力発電や電気自動車といったエコプロダクトの活用拡大

や，駆動用モーターの高速回転化への対応から，低粘度潤が挙げられる．今後，風力発電の増加や風車サイズの大型滑油の採用が進み，軸受の使用環境が過酷化することが予化，自動車電動化のさらなる加速が進むとみられ，それら想される．また，軸受部品の小型化は駆動ユニットの小型の駆動部の機能を下支えする軸受に対する信頼性はいっそ軽量化に有効であるが，その実現にあたって軸受への必然う重視される．

的な負荷増大が生じるため，寿命信頼性の向上が必要不可

例えば，風力発電は洋上への設置拡大が確実視されて欠である．

おり，その設置場所の観点や大掛かりな高所作業が必要な

当社は，軸受用鋼の主要サプライヤーとしてエコプロ

ことによるメンテナンスの困難さをカバーするために長期

ダクトの拡大に寄与する軸受部品のニーズに応えていくたに渡る安定稼働が求められる．風発用の軸受はサイズが非め，近年，介在物を起点とする軸受のはく離機構に改めて

常に大きく，外径が数メートルに及ぶものもある．したがっ着目し，その全容解明に向けて転がり疲れに関する研究高て，使用中に転がり疲れを受ける体積（危険体積と称する）

度化を図っている．その成果として，従来困難であった内も必然的に大きい．このことは，軸受用鋼に不可避的に含部介在物からのき裂の直接観察を可能とするための人工欠*1*2

研究・開発センター
研究・開発センター

基盤研究室 材料研究グループ
基盤研究室長 博士（工学）22Sanyo Technical Report Vol.29 (2022) No.1

表面に現出した介在物を起点とする転がり疲れはく離機構の解明

装置では少なくとも数 mm φの円形領域をプラズマによっの観察結果に基づいて内部介在物起点はく離のモデル化て局所加工することが可能である．この装置の特長を活用

や，長寿命化に向けた有効方策の見出しを行っている 2-5)．

することで，介在物埋設箇所に限定した深さ方向の迅速な一方，上記取組みによって明らかになりつつある内部加工と介在物表出検知とを同時に行うことができる．

介在物のき裂挙動に対し，軸受軌道表面に現出した介在物

Fig.1 に鋼中介在物の模擬として人工球形 Al2O3 をスラ（以下，表出介在物と略す）のき裂挙動は明らかではなく，

スト試験片に埋設後，その埋設箇所上を直径約 2mm の

その有害性について不明な点が多くある．エコプロダクト

Ar プラズマでスパッタリングした際の様相を示す．また，の拡大に伴い軸受使用の長期化や，軌道表面近傍での軸受

Fig.2 には，スパッタリング中の Al 元素の発光強度変化

使用環境の過酷化が想定される中，表出介在物の転がり疲に注目して表出を検知した Al2O3 の観察結果を示す．ス

れき裂挙動ならびにき裂モデルを解明することは重要な課

パッタ面上に観察された Al2O3 の表出径は 20 μ m 程度

題であり，本報で取組みを行った．

であり，このようにごくわずかな表出状態でも表出前後

具体的な取組みとして，当社で開発済みの介在物人工において Al 元素の発光強度に明瞭な変化が見られており，埋設による転がり疲れ試験方法をさらに発展させて表出介

同装置を用いて精密な介在物表出検知が実現可能なことを在物を対象とする転がり疲れ試験方法を開発した．また，見出した．

それを用いることにより介在物周囲のき裂挙動の観察を

以上の通り，介在物人工埋設手法と新たに開発した介行った．その結果に基づき，き裂モデルの提案と長寿命化

在物表出手法との組み合わせによって介在物の表出状態を方策の提示を行った．

精密に制御し，介在物表出転がり疲れ試験片をより確実に作製するための方法を確立した．

2. 介在物表出転がり疲れ試験片の作製方法の開発
高清浄度が求められる軸受用鋼において，はく離に関与するような比較的大型の介在物の存在頻度は通常低い．

6SXWWHUHGDUHD

したがって，表出介在物を対象とした転がり疲れ試験を確実に行うにあたっては，人工的な手段による試験片の作製手段が必要になる．そこで，当社において開発済みの介在物人工埋設手法（方法の詳細は既報告 1,2）を参照）を応用することにより介在物表出試験片の作製方法の開発を行った．
前記の開発済みの方法は，平板リング状のスラスト型転
がり疲れ試験片の内部に介在物を模擬した球形 Al2O3 単粒ȝP

子を埋設する方法である．それを利用し，介在物の埋設深

さを超音波探傷によって把握し，その深さを目安として介Fig.1 Optical micrograph of the plasma-sputtered area.

在物が表出するように試験片を研削して作製する方法がまず想定される．ただし，その方法では試験片加工の成否が介在物深さの検出精度や研削精度に依存することになり，加工後に介在物が表出していない，あるいは削り過ぎといった状態が生じうる．そこで，介在物を埋設した箇所付
近を部分的に削ることで介在物を表面に表出させたのち，$O2

その表出深さを目安に試験片を仕上げる方法を新たに開発した．ここで，部分的な加工の手段として，高周波グロー
放電発光表面分析装置 GD-OES(Glow Discharge OpticalEmission Spectrometry，㈱堀場製作所製 GD-Ploﬁler2）の利用を考案した．同装置は，Ar ガスを高周波グロー放電によりプラズマ化し，そのプラズマにより試料表面を高ȝP

速でスパッタリングして深さ方向に掘り進めながら，ス

パッタされた原子の原子発光を利用して発光スペクトルによる元素分析を同時に行う表面分析機器であり，ppm オー

Fig.2 Optical micrograph of Al2O3 appeared on the plasmasputtered surface.

ダーからの高感度元素検出が可能となっている．また，同

23

Sanyo Technical Report Vol.29 (2022) No.1

カーボンニュートラルにつながる予測技術特集

陥を利用した独自の転がり疲れ試験方法を確立し 1,2)，そ表面に現出した介在物を起点とする転がり疲れはく離機構の解明

カーボンニュートラルにつながる予測技術特集

3. 表出介在物のき裂挙動観察のための実験方法

で本報では，工学的観点から重要視される介在物に関し有害性が高い状態における転がり疲れ挙動の把握のために隙

上記方法を利用した転がり疲れ試験片の作製工程ならSputtered area

間の付与を行った．なお，工程④において隙間は Fig.42)

びに転がり疲れ試験の一連のフローを Fig.3 にまとめた．

に模式的に示すように引張方向に対して垂直な Al2O3 －母

試験片の母材として，Table 1 の化学成分を有する SUJ2

相界面付近に部分的に形成される．

のφ 70 圧延材ならびに SCM420 のφ 65 圧延材を用意

Fig.3 の⑤の工程では，50MHzUT の超音波探傷によした．SUJ2 には，865℃で 1h 保持後に空冷する焼ならり Al2O3 の埋設位置ならびに深さを特定し，研削によってしを施した後，球状化焼なましを行った．SCM420 につAl2O3 の深さを調整した（工程⑥）．ここでの深さ調整は，

いては，925℃で 1.45h 保持後に空冷する焼ならしを施以降で行う Ar プラズマスパッタにおける加工深さ限界よ

した後，720℃での焼なましを行った．その後，両鋼種

りも浅い位置に Al2O3 を配置する目的で行った．その後，500μmの棒材をいったん外径 60mm，内径 20mm で厚さ 8mm

転がり疲れ試験片に必要な硬さに調整する目的で，SUJ2のスラスト型転がり疲れ試験片の形状に加工した（Fig.3

に対しては 835℃での焼入れと 170℃での焼戻しを施しの工程①，②）．

た（工程⑦）．SCM420 に対しては 930℃での浸炭焼入

Fig. 1 Optical micrograph of the plasma-sputtered area.

続いて鋼中への介在物を模擬した球形 Al2O3 の導入（工れと 180℃での焼戻しを施した．それにより試験片表面

程③）ならびに埋設した Al2O3 周囲への人工的な隙間形

硬さとしてロックウェル硬さで 62HRC 程度に調整した．

成（工程④，平板リング状に再加工してから実施），につ以降では，Fig.3 の工程⑧（介在物を表出させるためのいて当社開発の方法
Al2O3

1,2)

に従って行った．ここで，工程③工程）について説明する．工程⑧では前述の高周波グローで試験片内に埋設する Al2O3 の直径は 77 μm，145 μm，放電発光表面分析装置 GD-OES を利用した．同装置の試151 μm，171 μm の 4 種類とした．鋼種や，埋設する料室内のプラズマ発生部に試験片の Al2O3 埋設箇所が重な

Al2O3 径に変化をつけるのはそれらがき裂挙動やはく離にるようにしてセットし，Ar プラズマにより試験片の深さ

及ぼす影響を確認する狙いである．また，工程④では試験方向にスパッタリングしながら Al 元素の発光強度の変化

片に引張加工を加えることを通じ，実鋼材において介在物をリアルタイムでモニタリングし，発光強度が上昇傾向に

20μm－母相界面に観察されることがある隙間を人工的に付与し転じた時点でスパッタを停止することで Al2O3 がわずかにTable 1 Chemical compositions of the steels (mass%
表出した状態にとどめた．続いて，介在物が表出していた．これまでの当社研究

1-6)から，介在物周囲の隙間は転Fig. 2 Optical micrograph of Al2O3 appeared on the plasma-sputteredsurface. C
Grade
Si
Mn
P
S
Ni
Cr
がり疲れに有害な影響を与えることが判明している．そこるスパッタ面の試験片表面からの深さを測定顕微鏡（㈱
1.00

0.26

0.36

0.015

0.006

0.06

1.41

0.02

SCM420

0.22

0.29

0.82

0.018

0.012

0.11

1.08

0.15

①Normalizing and Annealing of steel bar②Preparing the thrust type test piece③Introducing a globular Al2O3 particle into the test piece④Introducing the gaps around the Al2O3 particle⑤Detection of the position of Al2O3 by 50MHz UT⑥Adjusting the depth of the Al2O3 by precise machining⑦Quenching and Tempering for the test piece⑧Ar plasma sputtering and Detecting of Al2O3 by GD-OES

2) 2)
Fig. 4 Schematic
Schematicdiagram
diagramofof
forcedgap-introducing
process
Fig.4
forcedgap-introducing
process. .

⑨Thrust type Rolling Contact Fatigue (RCF) test
Diameter of Al2O3
appeared on the surface

Fig.3 F low chart of the newly-developed rolling contact fatigue
Fig. 3 testFlow
chart of the newly-developed rolling contact fatigue test method.Surface of the test piece
method.

Depth from the surface tothe maximum diameter of Al O

Al2O3 diameter

Depth from the surface tothe bottom of Al2O3

2 3
Table11 Chemical
Chemicalcompositions
the steels(mass%).
Table
compositionsof theof
steels(mass%).

Grade

C

Si

Mn

P

S

Ni

Cr

Mo

Al

O

SUJ2

1.00

0.26

0.36

0.015

0.006

0.06

1.41

0.02

0.019

0.0005

SCM420

0.22

0.29

0.82

0.018

0.012

24

Mo

SUJ2

0.11
1.08
0.15
0.029 0.0006
Fig. 5 Schematic view of the Al2O3 in the test piece for this study.

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Al2O3 appeared on the surface of test piece表面に現出した介在物を起点とする転がり疲れはく離機構の解明

途中止めを行った（鋼種：SUJ2，
埋設 Al2O3 径：145 μ m）．

測し，その深さを考慮した研削を行い，最終的に試験片全続いて，破壊に至るき裂挙動を観察するためにはく離直前，

体をバフ研磨により鏡面状態に仕上げた．このとき，表出

およびはく離までの試験も行った．なお，はく離直前の状Al2O3 の脱落が起こらないようにして転がり疲れ試験を行態で止める場合には，スラスト試験中に振動値のモニタリ

うために，Fig.5 に模式図を示すように球形 Al2O3 の直径ングを行い，振動値が急激に増加した時点での試験停止を部分が試験片内部に位置するように表出状態の調整を行っ行った．

た．Fig.6 はバフ研磨後の表出 Al2O3 の観察事例である．

続いて，介在物周囲のき裂挙動の観察方法を示す．本報で用いた試験片は，介在物が表出しているため，その位

置の特定は容易である．試験後にはそれを利用して介在物'LDPHWHURI$O2
DSSHDUHGRQWKHVXUIDFHの存在箇所において軌道面の観察を行った．また，軌道面

6XUIDFHRIWKHWHVWSLHFH

に対して垂直な断面に対し，鏡面研磨を行ったのち研磨ま'HSWKIURPWKHVXUIDFHWR
WKHPD[LPXPGLDPHWHURI$O2



$O2GLDPHWHU

ま，もしくはエッチングを施してき裂の直接観察を行っ'HSWKIURPWKHVXUIDFHWR
WKHERWWRPRI$O2

た．観察には光学顕微鏡や FE-SEM（㈱エリオニクス製

ERA-8900FE）を使用した．また，き裂の三次元可視化を通じてはく離過程をより明確化することを狙い，放射光Fig. 5 Schematic view of the Al2O3 in the test piece for thisstudy.

を 利 用 し た CT 観 察（CT：Computed Tomography， コ
ンピュータ断層撮影）も行った．観察には大型放射光施設
SPring-8 のビームライン BL24XU を利用した．なお，本
実験ではラミノグラフィー法による CT 撮影を行うため，
放射光 X 線透過強度が十分に得られるように観察用試験片の厚さは 0.3mm 程度に調整した．その厚みの範囲内に
軌道上の表出 Al2O3 およびその周辺（部分的なはく離部を$O2DSSHDUHGRQWKHVXUIDFHRIWHVWSLHFH

含む）を内包するようにして 10mm 角× 0.3mm の薄片に仕上げた．CT 観察は，ビームエネルギーを 37keV，試料−検出器間距離を 40mm とし，実効画素サイズ（空間分解能）が 0.65 μ m の条件下で実施した．CT 像の取得
は，介在物を中心とした視野 1.3mm 内に対し，露光時間0.2s，投影像撮影枚数 1500 枚 /360°の条件で撮影する
ことにより行った．取得した透過画像データにフィルターȝP

処理（Convolution Back-Projection 法による）を行い，



二次元断層像として再構成した．CT 観察においては試料

Fig. 6 Optical micrograph of the Al2O3 appeared on the surfaceof test piece.

中で密度の異なる部分を高輝度 X 線が透過する際にコントラストの差が現れ，それは二次元断層像に反映される．
これを利用して Al2O3 やき裂の部分と母相部分との識別を続いてスラスト型転がり疲れ試験の方法（工程⑨）に行った．続いて取得した二次元断層像を元にして，さらについて示す．試験には，森式スラスト型転動疲労試験機を画像解析ソフト（Thermo Fisher 社 Avizo ver 2021.1）

用い，準備した試験片（平板リング状）を下板に，型番を用いて三次元画像を構築し，Al2O3 周囲のき裂形状を立51305 の単式スラスト型軸受のレースを上板にして，そ

体的に可視化した．また，得られた 3 次元き裂画像の検れらの間に転動体を挟むように配置した．転動体には直径証のため，介在物埋設箇所におけるき裂の二次元断面観察9.525mm の鋼球 3 個を用い，それらを保持器により試による実態の確認も併せて行った．

験片上で 120°の角度で等配分されるように配置した．ス
ラスト試験は，最大ヘルツ接触応力 Pmax を 4.5GPa とし，
油浴潤滑とした条件のもと，表出した Al2O3 直上を転動体の転がり軌道幅の中央が通るようにして試験を行った．この場合の潤滑油には，転動体と試験片との間の油膜が保持されやすいように比較的粘度の高い VG68 のグレードのものを使用した．上記試験に関し，先ず，表出介在物周囲のき裂の初期段階を観察する目的で 1,500 サイクルでの25

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OLYMPUS 製 STM6）の Z 軸方向距離測定機能により計

表面に現出した介在物を起点とする転がり疲れはく離機構の解明

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4. 実験結果および考察

4.2

4.1

製試験片に対し，寿命に対して極早期の段階とみなせる

表出介在物周囲に生じる初期段階のき裂の特徴

隙間を伴う 145 μ mAl2O3 の一部を表出させた SUJ2
介在物の表出状態の確認結果

本実験に用いたスラスト型転がり疲れ試験片の介在物

1,500 サイクルでの途中止めスラスト試験を行い，Al2O3

表出状態を確認するため，試験片に埋設した Al2O3 径と観周囲の観察を行った．以下では，試験後の表出 Al2O3 の外察によって求めた表出 Al2O3 径をもとにして，表出介在物

観，および断面の観察結果を示す．

の表面から底までの深さ（Fig.5 に示した深さ）を算出しFig.7 は試験後の軌道面上の表出 Al2O3 の光学顕微鏡観た．Table 2 に本報で用いた 4 種類の Al2O3 径に対する試

察結果である．表出 Al2O3 の周囲母相には転動体の移動方

験片表面の表出径，および表面から底までの深さを示した．

向（Fig.7 の写真では左から右）と直交するしわ状の起伏

表出介在物の表面から底までの深さは埋設した Al2O3 の半が確認され，微小なき裂も観察された．したがって，後述

径をいずれも超えていることから，狙い通り介在物の直径

するはく離寿命からみて疲労の極初期の段階である 103

部分が試験片内部に位置した試験片を作製できていること

サイクルオーダーで明らかな疲労の痕跡が認められていが確認された．

る．
Fig.8 には，軌道に平行な方向における Al2O3 中心付近の垂直断面の FE-SEM 観察結果を示す．Fig.8(A) より，
Table 2 Detail of the Al2O3 artiﬁcially introduced into each test piece.

*UDGH

68-

6&0

'HSWKIURPWKHVXUIDFHWR 'HSWKIURPWKH
'LDPHWHURI$O2
DSSHDUHGRQWKHVXUIDFH WKHPD[LPXPGLDPHWHURI VXUIDFHWRWKHERWWRP
$O2
RI$O2
RIWHVWSLHFH

$O2SDUWLFOH
GLDPHWHU
ȝP

ȝP

ȝP

ȝP

ȝP

ȝP

ȝP

ȝP

ȝP

ȝP

ȝP

ȝP

ȝP

ȝP

ȝP

ȝP

%DOOPRYLQJGLUHFWLRQ&UDFNV$O2

:ULQNOHGVXUIDFHȝPFig. 7 Optical micrograph of Al2O3 appeared on the rolling track of SUJ2 test piece. Diameter of the artiﬁcially introduced Al2O3 is 145μm. RCF test was interrupted at 1500 cycles under 4.5 GPa of Pmax.

$

6XUIDFHRIWHVWSLHFH

&UDFN

*DS

%DOOPRYLQJGLUHFWLRQ

&

%

*DS
$O2

&UDFN&UDFN
ȝP

ȝP

ȝP



Fig. 8 Scanning electron micrographs of Al2O3 and the surrounding matrix at the cross section of SUJ2 test piece perpendicular to the
raceway. Diameter of the artiﬁcially introduced Al2O3 is 145μm. RCF test was interrupted at 1500 cycles under 4.5 GPa of Pmax.
(A) low magniﬁcation image, (B) high magniﬁcation image near the surface region and (C) the right side of Al2O3.

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表面に現出した介在物を起点とする転がり疲れはく離機構の解明

周囲から軌道面に対して浅い角度でのき裂発生を確認して向からみれば介在物の前後）に残存している様子が明瞭にいる．また，転がり疲れが圧縮応力下の現象であるにもか確認できる．これは以降で示すき裂挙動が隙間の存在を前かわらず CAE 解析から空洞周囲に高い引張主応力（モー提として生じていることを示す．また，Fig.8(B) のようド I）の作用が予想され，その応力作用面の向きは軌道面に表面付近には，Fig.7 で観察された表出 Al2O3 周囲母相に対して浅い角度になることが見出されている．両結果ののしわ，き裂に対応するとみられる微小な凹凸や，深さ方

対応をもとに，隙間を伴う介在物周囲からは転がり疲れに向のき裂が見られるが，これらの損傷は軽微であっては伴って生じる引張応力の作用でき裂が発生すると推定して

く離につながる可能性は低いと考えている．一方，内部にいる．ここで Table 36) に著者らが以前に実施した平板とおいて Fig.8(C) のように Al2O3 周囲の母相表面から複数

3/8 インチの玉とのヘルツ接触（Pmax は 3.95GPa）を想の転がり疲れき裂が発生していた．それらのき裂は軌道面定した表面下の直径 20 μ m の空洞周囲の二次元弾塑性

を基準として見ると水平に近い向きを示した．また，き裂

応力解析結果を示す．表より，引張主応力の作用面の向き

は Al2O3 の最大径付近で発生したものが最も長くなっておは空洞が表面に近いほど水平により近くなることが示されり，最長のもので 23 μ m であった．

る．この特徴は，表出 Al2O3 周囲に生じた水平に近いき裂

著者らは，以前の研究において，隙間を伴う鋼中介在物の特徴と良く合致する．したがって，表出介在物（介在物を人工的に再現して行った転がり疲れ実験におけるき裂挙

周囲に隙間あり）の場合も，隙間を伴う内部介在物の場合

動と，転がり接触条件下での内部の空洞欠陥周囲の CAEと同様にモード I の引張応力の作用によって周囲にき裂が2)による応力解析結果との対比を行っている ．その際にも，発生することが推定された．

軌道表面下の隙間を伴う Al2O3（内部の介在物を模擬）のTable 3 Stress analysis results around cavity6). Pmax is 3.95GPa.






3ODQHRIWKHPD[LPXPSULQFLSDOWHQVLOHVWUHVV 







4.3

表出介在物を起点とするはく離の特徴

はく離の特徴を明らかにするため，短寿命はく離に関与しうる比較的大型の介在物を用いて転がり疲れ試験を行った結果を以下に示す．ここでは，周囲に隙間を伴う直径 171 μ m の Al2O3 の一部を表面に表出させた SUJ2 製試験片を使用した．この実験でははく離直前で試験を停止しており，停止サイクル数は 1.07 × 106 サイクルであった．それに対して，上述したように 1,500 サイクル時点$O2

で表出 Al2O3 周囲にき裂が認められる状況からみて，き裂発生は寿命の極早期の段階で起こり，寿命の大半はき裂伝ȝP



ぱ過程で占められることが明らかである．これらの特徴は内部介在物に関する他の研究例においても同様に認められFig. 9 Optical micrograph of the crack around the Al2O3 on therolling track of SUJ2 test piece. Diameter of the artiﬁciallyintroduced Al2O3 is 171 μm. RCF test was interrupted
at 1.07×106 cycles under 4.5 GPa of Pmax. Ball moving
direction is left to right.

ている 7,8)．
Fig.9 は軌道面上の観察結果であり，試験片内部から表面に向かって到達したとみられるき裂が表出 Al2O3 を取り

27

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カーボンニュートラルにつながる予測技術特集

事前に付与していた隙間が Al2O3 の左右（転動体の移動方

表面に現出した介在物を起点とする転がり疲れはく離機構の解明

カーボンニュートラルにつながる予測技術特集

囲むようにして観察された．また，転動体の移動方向から

一部を表出させた SCM420 製試験片に対して，はく離す

みて表出 Al2O3 後方にある表面き裂は，軌道幅全体に渡っるまで転がり疲れ試験を行った結果について示す．このとて広がっている様子が認められた．Fig.10 は軌道に平行

きのはく離は 6.1 × 105 サイクル時点で生じた．Fig.11な方向の垂直断面を観察したものであり，Al2O3 のほぼ中の軌道面の光学顕微鏡観察結果において，表出 Al2O3 を囲心付近の断面である．き裂は Al2O3 の最大径付近において

むようにき裂が表面に現れている様子は SUJ2 における挙転動体の移動方向前後にほぼ水平に母相中を大きく伝ぱし動（Fig.9 参照）と類似していた．また，はく離はそれらたのち，表面に向かって伝ぱ方向を徐々に変え，表面に到のき裂と連結するように一部において生じていた．

達している様子が明瞭に観察された．

次に，上記の SCM420 製試験片に対して，き裂挙動

続いて，SUJ2 との鋼種の違いによるき裂挙動への影響

を立体的に捉えるために放射光 CT 観察をもとに作成しを見るために周囲に隙間を伴う直径 151 μ m の Al2O3 のた表出 Al2O3 周辺のき裂の三次元画像を Fig.12 に示す．

$

%DOOPRYLQJGLUHFWLRQ$O2

ȝP


%

ȝP


Fig. 10 Scanning electron micrographs of Al2O3 and the surrounding matrix at the cross section of SUJ2 test piece perpendicular to the
raceway. Diameter of the artiﬁcially introduced Al2O3 is 171 μm. RCF test was interrupted at 1.07×106 cycles under 4.5 GPaof Pmax. (A) low magniﬁcation image, (B) high magniﬁcation image.

%DOOPRYLQJGLUHFWLRQ)ODNLQJ

&UDFN$O2
$O2

ȝP

ȝP

Fig. 11 Optical micrograph of the ﬂaking from Al2O3 appeared on
the rolling track of SCM420 test piece. Diameter of theartiﬁcially introduced Al2O3 is 151 μm. Flaking occured
at 6.1×105 cycles under 4.5 GPa of Pmax. Ball moving
direction is left to right.

Fig. 12 3-Dimensional CT image of Al2O3 and surrounding crack
in the matrix of SCM420 test piece. Diameter of theartiﬁcially introduced Al2O3 is 151 μm. Flaking occured
at 6.1×105 cycles under 4.5 GPa of Pmax. Ball moving
direction is left to right.

28

Sanyo Technical Report Vol.29 (2022) No.1

表面に現出した介在物を起点とする転がり疲れはく離機構の解明察した結果である．両者を対比すると，部分的にはく離が子を見ることができた．Fig.13(B) に示す軌道直交方向で生じている部分は母相が存在しないために三次元画像上の垂直断面画像は，やや鮮明さには欠くものの全体的に見ではき裂と同様の明るいコントラストで観察されているて軌道平行方向断面に類似したき裂挙動となっていた．

ことが分かる．また，Fig.11 で表出して見られたき裂は，

Fig.14 に は 軌 道 に 平 行 な 方 向 で の Al2O3 中 心 付 近Fig.12 の三次元画像において可視化された内部のき裂との垂直断面から見た場合のき裂の直接観察結果を示す．

つながっている様子が確認される．さらに，主要なき裂面SCM420 浸炭焼入れ材における内部の Al2O3 周辺のき裂は，表出 Al2O3 を中心として転がり方向前後ならびに軌道

挙動はズブ焼きによる SUJ2 材と同様であり，Al2O3 の最幅方向に同程度に広がっている様子も見られる．続いて，大断面付近の母相から発生したき裂が概ね水平に母相中をそのき裂の向きを確かめるため三次元画像をもとに Al2O3

伝ぱした後，き裂がその方向を連続的に変えながら表面にの中心付近を通る垂直断面で見た場合の画像を作成した．

向かって伝ぱし，はく離をもたらしていることが確認さ

なお，画像は紙面の奥行方向に複数枚分の透過画像を合成れた．これは，CT で三次元的に観察した傾向とも一致しして作成しており厳密な二次元画像ではない．Fig.13(A)た．このようにはく離に関与した主要なき裂の伝ぱ挙動をに示す軌道に平行な方向の垂直断面画像から，表出 Al2O3

三次元的に可視化するうえで，CT 観察手法は極めて有力の最大直径付近からの内部でのき裂発生とその概ね水平方な手段として利用できる．一方で，断面観察においてはく
6SHFLPHQVXUIDFH%DOOPRYLQJGLUHFWLRQ

$

&UDFN

&UDFN
$O2

ȝP


%
)ODNLQJ

$O2

ȝP

&UDFN)ODNLQJERWWRPFig. 13 Cross sectional image of perpendicular to the raceway of Fig. 12. (A) parallel to the overrolling direction and (B) radial direction.
Ball moving direction is left to right for (A) and front to back for (B).

%

%DOOPRYLQJGLUHFWLRQ$$O2

ȝP

ȝP

Fig.14 Scanning electron micrographs at the cross section perpendicular to the raceway of SCM420 test piece. Diameter of the artiﬁciallyintroduced Al2O3 is 151 μm. Flaking occured at 6.1×105cycles under 4.5 GPa of Pmax. (A) low magniﬁcation image of Al2O3 andthe surrounding cracks and (B) high magniﬁcation image.

29

Sanyo Technical Report Vol.29 (2022) No.1

カーボンニュートラルにつながる予測技術特集

向への伝ぱ，およびそれに続く表面に向かうき裂伝ぱの様

Fig.11 と Fig.12 はいずれも試験を行った面を上から観表面に現出した介在物を起点とする転がり疲れはく離機構の解明

カーボンニュートラルにつながる予測技術特集

離に繋がる主き裂以外にもき裂は散見されているが，CT4.4 転がり疲れに及ぼす表出介在物の大きさ，および深さ

像ではそれらの多くは可視化できていなかった．その理由の影響は，FE-SEM でのき裂詳細観察に基づくと，き裂面間がこれまでの検討から，表出介在物のき裂発生過程や，は閉じているか，またはき裂面間隔が小さいために，いずれく離に至るき裂伝ぱ過程は内部介在物の場合と類似した機も CT 観察の空間分解能（0.65 μ m）以下となったため構であることを見出せた．以下では，寿命の大半を占めると推定される．

き裂伝ぱ過程の支配因子についてさらに検証を行った．

次に表出介在物とのき裂挙動の対比のため，鋼材内部

内部起点型転がり疲れでは，き裂挙動に対してモードに隙間を伴う Al2O3 を人工的に配置した場合の転がり疲れ

II の水平せん断応力（τ0）が関与するとの見方は従来から2)き裂について筆者らの以前の観察事例を Fig.15 に示す．

根強くある．当社も，き裂伝ぱに関し，介在物周囲のき裂実験に使用した Al2O3 径は 201 μ m で，試験条件は本報が水平に近い伝ぱを経てはく離に至る挙動からみて，水平と同様にして行っており，試験停止サイクル数は 1.74 ×

せん断応力の関与を想定している．また，転がり疲れ寿命

610 サイクルである．Fig.15(A) の軌道面の観察，およびを破壊力学的指標を用いて整理する試みも過去に行われFig.15(B) の軌道に平行な方向での Al2O3 中心付近の垂直ており，下限寿命が水平せん断応力と，き裂とみなしうる

断面観察の結果からみて，はく離寸前の段階とみなせる．

欠陥の大きさ（介在物や人工的に導入した空洞欠陥）の試験片内部に位置し，試験に先立ち周囲に隙間を付与した双方に影響を受けると推定されている 9-11)．今回開発した

Al2O3 からは，転がり方向前後の介在物最大径付近で発生実験方法は，短寿命はく離に関与しうる比較的大きな介在した母相内のき裂が長く伝ぱする様子が見られている．こ物についてその表出深さを制御した実験を可能にする．この挙動は，本報の表出 Al2O3（周囲に隙間を伴う）からのれを利用すれば，試験片内部でτ0 が最大になる深さよりき裂発生状況，およびき裂伝ぱ過程と良く似ている．すなも浅い位置に介在物を配置することが可能となり，それにわち，表出介在物からのはく離は，表面を起点として起こ

よって介在物への作用応力を低下させることができる．そるのではなく，内部起点型はく離と実質的に同様のメカニのような実験を行い，き裂が伝ぱする深さと欠陥との関係

ズムによって起こることが強く推定された．

を探ることにより，破壊力学的観点を交えたき裂伝ぱ支配

なお，内部介在物起点のき裂の事例に比べて，表出介因子の検証が可能と考えた．
以下では，周囲に隙間を伴う直径 77 μ m の Al2O3 の在物からのき裂の角度はより水平に近いが，これは Table
6)

3 で示した通り欠陥周囲の引張主応力の作用面の向きが一部を表出させた SUJ2 製試験片に関し，その表面から表面に近いほど水平に近づくことが関係していると推定す

底までの深さを 68 μ m に調整してスラスト型転がり疲る．実際，Fig.10，14 事例の表出介在物における軌道表

れ試験を行った結果を示す．試験時の Pmax を 4.5GPa と面から主き裂までの深さはそれぞれ 86 μ m ，87 μ m

した実験条件下でτ0 が最大になる深さは 100 μ m ほどであり，一方の Fig.15 の内部介在物の場合の深さは 106と求められ，同試験片の介在物の深さはそれよりも浅い

μ m であることから，表出介在物からのき裂の方がより位置にある．同試験片では 5.14 × 106 サイクルではく表面に近かったことを確認している．

離が生じており，Fig.16(A) の通り，はく離中央付近に表出 Al2O3（はく離に伴い脱落）が位置する状況から Al2O3

Fig.15 (A)Appearance of the rolling track of SUJ2 test piece and (B) its cross-sectional microgaraph. Flaking occurred at 1.74×106
cycles under 4.5 GPa of Pmax.2） The test piece included artiﬁcially introduced globular Al2O3 of diameter 201 μm. Ball moving
direction is left to right.

30

Sanyo Technical Report Vol.29 (2022) No.1

表面に現出した介在物を起点とする転がり疲れはく離機構の解明

る応力拡大係数幅（ΔK）のパラメータであることから，述したはく離直前で試験を停止した事例（埋設 Al2O3 径：

以降では破壊力学的観点からき裂挙動の検証を行った．こ171 μ m，停止サイクル：1.07 × 106）ならびにはく離の応力拡大係数幅は，き裂先端付近の応力分布を表す応力

した事例（埋設 Al2O3 径：151 μ m，はく離サイクル：6.1

拡大係数の変動幅を示し，き裂伝ぱ挙動と密接に関連する

5× 10 ）に比べて明らかに長く，欠陥サイズが小さいことことが知られる．ここでは，モード II の応力拡大係数幅とが長寿命化に関与した可能性がある．そこで，さらなる検してΔKII を (1) 式のように定義した．

ΔKII'=2τ0√(πa)…(1)証のため，はく離の詳細観察を行った．Fig.16(B) は，転がり方向に平行な Al2O3 中心付近の垂直断面の観察結果である．はく離をもたらした主き裂は，Al2O3 の直径部より(1) 式は本報独自のものではなく，既に過去の転がり疲も深い位置で伝ぱしている様子が見られた．このことは，

れの研究 9) において検討に用いられている．その考え方

Al2O3 周囲に事前に付与した隙間も含めて欠陥大きさが最の前提として，き裂伝ぱ関与応力としてモード II の両振り大となる深さで主き裂が伝ぱしていないことを示す．このの水平せん断応力振幅 2τ0 が想定されている．また，a は特徴から，欠陥大きさの影響に加え，主き裂深さにおける疲労の初期に介在物から発生したき裂長さと介在物寸法

作用応力の影響があり，それら双方の兼ね合いによってきとを足し合わせた大きさ 2a の半分の値とするのが適切で

裂伝ぱ挙動が決まることが予想される．

あるものの，その特定は容易でないため，代わりに欠陥の半径を a として用いている．さらに，伝ぱに伴いき裂長作用応力と欠陥大きさは，いずれも破壊力学指標であ%$%DOOPRYLQJGLUHFWLRQȝP

ȝP



Fig. 16 (A) Appearance of the ﬂaking originated from the Al2O3, 77 μm in diameter, appeared on the rolling track of SUJ2 test piece and(B) its cross-sectional microgaraph. Dotted circle in (A) indicates the diameter of the artiﬁcially-introduced Al2O3. Flaking occurred
at 5.14×106 cycles under 4.5 GPa of Pmax. Ball moving direction is left to right.

さが変化することに応じたΔK の変化は考慮しないことと





ǻ.ჟ 03D¥P






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Ǽ.,, 



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





し，本来のΔK とは区別してΔK と表記して取り扱ってい



Ĳ


$UWLILFLDOO\LQWURGXFHG $O2SDUWLFOHGLDPHWHUȝPȝP
ȝP

2UWKRJRQDOVKHDUVWUHVVUDQJHĲ 03D

る．以下，本報の表出介在物の転がり疲れ実験結果をもとに，応力拡大係数幅の考え方を導入して主き裂が伝ぱした深さに関する検証を行った．
検証にあたり，応力拡大係数幅ΔKII を次の要領で計算した．まず，ヘルツの弾性接触理論に基づき，転がり接触をしている表面からの各深さにおける 2τ0を算出した．
Pmax は実験に合わせて 4.5GPa として計算した．続いて，軌道面に対し垂直方向から見た場合の表面からの各深さにおける Al2O3 の二次元投影径を計算によって求めた．本
検討では，便宜的にその投影径の半分の値を a として用





'HSWKIURP VXUIDFH PPいることとした．これは本来は介在物周囲に発生するき裂

の長さを加味する必要があるものの，その把握が困難なことによる．最終的に上記要領で求めた 2τ0 と a の値から

Fig. 17 Relationship between the ΔKII', the orthogonal shear stressrange (2τ0) and the depth from the surface of the test
pieces in this study. 2τ0 at 4.5 GPa of Pmax is calculated
based on Hertzian contact theory. Arrows indicate thedepth of main crack around Al2O3 in this study.

ΔKII を算出した．
Fig.17 に本報における 3 種類の Al2O3 表出転がり疲れ
試験片（1,500 サイクル途中止めの試験片は除く）に関

31

Sanyo Technical Report Vol.29 (2022) No.1

カーボンニュートラルにつながる予測技術特集

を起点としたはく離とみなされる．寿命のオーダーは，上表面に現出した介在物を起点とする転がり疲れはく離機構の解明

カーボンニュートラルにつながる予測技術特集

するΔKII と軌道表面からの深さとの関係を示す．同図に〜 0.1mm の微小ドリル穴周囲のき裂の停留挙動をもとには，併せて各試験片における主き裂の伝ぱしている深さを

ΔKIIth を求めた事例では，6 〜 8MPa √ m の値が示され矢印で示し，またヘルツの弾性接触理論から計算した2τ0ている 15)．また，高精度 UT により予め位置と寸法が特の深さ方向変化についても示した．ここで，主き裂は転動定された鋼中介在物に対する転がり疲れ試験が行われた事

体の移動方向からみて Al2O3 の前後の母相において見られ例では 9)，ΔKII が 6.6MPa √ m 以下ではく離が生じなており，それらが伝ぱしている平均深さを主き裂の深さといことが推定されている．これらの報告値との対比においした．結果として，主き裂の深さはΔKII が最大となる深ても，ΔKII が 17MPa √ m 程度の場合にき裂の伝ぱが生さと極めて良く一致し，ΔKII が表出介在物周囲の母相でじた本報の結果は妥当と考えられる．部品の信頼性確保に生じたき裂挙動の支配因子であることを見出した．特に，向けて望まれている転がり疲れ寿命予測や，寿命信頼性向

表面に表出させた直径 77 μ m の Al2O3 における主き裂

上対策の考え方の根拠として，介在物に対するΔKIIth を明

深さは，2τ0 が最大となる深さよりも明らかに浅く，き裂らかにすることは重要な課題であり，本報で示した実験方伝ぱ挙動がモード II の応力成分 2τ0 のみならず，欠陥の法はその検証の有力手段として利用できる．

大きさの影響を受けることを強く裏付けている．また，こ最後に，表出介在物に関する長寿命化方策や有害性軽の挙動から，同試験片が長寿命を示した理由が介在物径が減の考え方について検討を行った．表出介在物のき裂挙

小さいことのみに起因したものではなく，き裂が伝ぱした

動は上述の通り，ΔKII の影響を強く受けることが示され深さにおける作用応力が小さいことも影響を及ぼしたとた．また，転がり疲れによるモード II の繰返し応力環境下みることができる．

でΔKIIth が存在しうることは既に示されている．したがっ

周囲に隙間を伴う表出介在物について，推定されたきて，長寿命化に対して応力拡大係数のパラメータである欠裂モデルを当社で既に見出している内部介在物のき裂モ

陥の大きさと作用応力の両視点からのアプローチを考える

2)とともに Fig.18 に示す．両モデルは概ね類似してことができる．まず，従来から長寿命化対策として有効とおり，表出介在物の方がより水平に近いき裂発生と伝ぱをされてきた鋼中の介在物小径化は，表出介在物に対しては，

デル経てはく離に至ると推定している．また，き裂は応力拡大

欠陥を小さくする効果に加え，水平せん断応力τ0 の特徴

係数幅ΔKII が最大となる深さ付近で生じたものが優先伝（τ0 が最大となる深さ以下では表面に近いほどτ0 が低下）

ぱすると推定され，本報の実験範囲では少なくともΔKII

からみて欠陥周囲の作用応力を低減する効果も得られる．

が 17MPa √ m 程度であれば伝ぱしてはく離に至ることそれによるΔKII の低下を通じて長寿命化に対して特に有が示された．この値は，従来報告されているモードⅡの応効な方策になると考えられる．表面の介在物を模擬した微力拡大係数幅の下限界値ΔKIIth（3 〜 15MPa √ m の範囲

小ドリル穴を活用した他社研究事例では，表面への圧縮残）の最大値を上回るレベルであった．

留応力付与が寿命向上に有効との報告もあり 16)，実部品

ただし，前記のΔKIIth は転がり疲れ環境下で求められたもに適用可能であれば介在物小径化との相乗的な効果が期待のではない．一方，転がり疲れ環境下に対してもφ 0.05

できる．また，作用応力に関し，本報のスラスト型転がりでの報告例有り12-14）

,QWHUQDOGHIHFW7\SH!

5&)PRGHO!

2EVHUYDWLRQFDVHV!

$

&UDFN
&UDFN

Â6KDOORZLQFOLQHGPRGH,FUDFNLQLWLDWLRQE\SULQFLSDOWHQVLOHVWUHVV
DQGKRUL]RQWDOPRGH,,SURSDJDWLRQE\RUWKRJRQDOVKHDUVWUHVV 6XUIDFH

 %



&UDFN

$O2



&UDFN

*DS


Fig. 18 Estimated RCF models and their observation cases for (A) an inclusion with gaps2) and (B) an inclusion accompanied by gaps andpartially appeared on the surface.

32

Sanyo Technical Report Vol.29 (2022) No.1

表面に現出した介在物を起点とする転がり疲れはく離機構の解明

2UWKRJRQDOVKHDUVWUHVVUDQJHĲ 03D




・表出介在物の深さを制御した実験から，同介在物周囲の

主き裂の伝ぱの挙動が破壊力学指標である応力拡大係数

（本報ではΔKII ）の影響を強く受けることを明らかにした．これよりΔKII における水平せん断応力の分布や欠

陥の大きさの影響を考慮すると，表出介在物の存在を想%DOOGLDPHWHU
PP
PP
PP
PP
PP






定した場合の長寿命化や有害性軽減に対して軸受用鋼中の介在物小径化は特に有効な対策になると推定された．
・本報で調査した SUJ2 鋼（ズブ焼き材）と SCM420 鋼
（浸







'HSWKIURP VXUIDFH PP

炭焼入れ材）の結果から，鋼種や熱処理が異なる場合にも，共通した転がり疲れき裂挙動を示すことを明らかにした．

Fig. 19 Relationship between the depth from the surface andthe calculated orthogonal shear stress range for theballs of various diameters under 4.5GPa of Pmax.

謝辞

疲れ試験のような転動体（玉）と平板とのヘルツ接触を想本報で示した放射光を利用した CT 観察の結果は，大型

定し，Pmax を 4.5GPa で一定として転動体の大きさを変放射光施設 SPring-8 の兵庫県ビームライン BL24XU の化させた場合の 2τ0 の計算結果を Fig.19 に示す．図より利用成果であり，観察を実施して頂いた公益財団法人ひょ前述したτ0 の特徴と相まって，転動体が大きい場合ほど

うご科学技術協会放射光研究センターの漆原良昌氏に謹ん同一のヘルツ接触応力のもとで表面付近の 2τ0 が低下すで感謝を申し上げます．

ると予測される．したがって，風発用等の大型の軸受にお

参考文献

いては，大型介在物が十分に低減されていることを前提として，介在物が軌道上に表出しているような場合でも表面付近におけるΔKII が低くなり，寿命に有害な欠陥として

1 ) 藤松威史 : 山陽特殊製鋼技報 , 25 (2018) 1, 31-

作用しにくいことが推定される．

37.
2 ) T. Fujimatsu,

5. 結言

Investigation of Fatigue Behavioraround Nonmetallic Inclusion Using a Newly Developed Rolling Contact Fatigue Test Method, in

本報において，昨今の軸受使用環境の過酷化の傾向を念Bearing Steel Technologies: 12th Volume, Progress

頭におき，軌道に表出した介在物の影響を明らかにするたin Bearing Steel Metallurgical Testing and Quality

め，介在物周囲のき裂挙動の直接観察を行った．観察の実

Assurance, ed. J. Beswick (West Conshohocken,

現のため，当社開発済みの介在物人工埋設技術に高周波グ

PA: ASTM International, 2020), 103‒130, https://

ロー放電スパッタ手法を組み合わせることで介在物表出転

doi.org/10.1520/STP162320190100.
3 ) 藤松威史 : 山陽特殊製鋼技報 , 28 (2021) 1, 43-

がり疲れ試験片を作製する方法を新たに確立した．それを48.

活用した実験とき裂の観察に基づき，表出介在物のき裂挙

4 ) 平岡和彦 : 大阪大学工業会誌 Techno Net,（一社）大動を解明し，さらにそのき裂モデルの推定のもと長寿命化

阪大学工業会 , 565 (2014), 11-12.

や有害性軽減のための考え方を提示した．以下に得られた5 ) 藤松威史 , 眞鍋亮太：山陽特殊製鋼技報 , 26 (2019)

主要な結論について示す．

1, 41-50.
6 ) 藤松威史 , 平岡和彦 , 山本厚之 : 鉄と鋼 , 94 (2008)

・表出介在物（母相との界面に隙間を伴う）におけるはく1, 13-20.

離は，表面起点型ではなく内部起点型になることを見出

7 ) D. Nelias, M. L. Dumont, F. Champiot, A. Vincent,

した．

D. Girodin, R. Fougeres and L. Flamand： Trans・はく離に至るき裂モデルは，隙間を付与した内部介在物

actions of the ASME Journal of Tribology, 121

起点のき裂モデルと類似することを明らかにし，表出介(1999) 2, 240-251.

在物周囲からの概ね水平のき裂の発生・伝ぱを経てはく8 ) 宇田川毅志 , 管 勝徳 , 松田 剛 , 西川友章： CAMP-

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カーボンニュートラルにつながる予測技術特集

離に至ることを示した．

表面に現出した介在物を起点とする転がり疲れはく離機構の解明

カーボンニュートラルにつながる予測技術特集

ISIJ, 21 (2008), 1398.
9 ) 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.
10) T. Fujimatsu, T. Nakamizo, M. Nakasaki, N.
Tsunekage：ASTM Spec Tech Publ, 1580 (2015),
147-172.
11) 藤松威史 , 中溝利尚 , 中崎盛彦 , 常陰典正：山陽特殊
製鋼技報 , 23 (2016) 1, 47-61.
12) 藤井幸生 , 前田喜久男 , 大塚昭夫：材料 , 50 (2001)
10, 1108-1113.
13) 村上敬宜 , 福原健人 , 濱田 繁：材料 , 51 (2002) 8,
918-925.
14) 松永久生 , 村本諭始 , 庄村直哉 , 遠藤正浩：材料 ,58 (2009) 9, 773-780.
15) 橋本翔 , 小俣弘樹 , 松永久生：日本機械学会論文集 ,83 (2017)852, 16-00585.
16) 伊藤博史，下地いずみ，名取理嗣，宮本祐司，飛鷹秀幸：トライボロジー会議予稿集 , 伊勢 2018-11 (2018),
B3.

■著者

眞鍋

亮太

藤松

威史

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