技術論文

異物混入潤滑下における表面硬化鋼の転動疲労特性
平岡

和彦*1 ・ 桂

隆之*2 ・ 山縣裕*3 ・ 小池俊勝*3

Rolling contact fatigue properties of surface hardened steel under contaminated lubricant enviroment
Kazuhiko Hiraoka, Takayuki Katsura, Hiroshi Yamagata and Toshikatsu Koike

Synopsis: In this study, factors which affect the rolling contact fatigue life of surface hardened steel under the contaminatedlubricant environment were investigated. The most suitable method for a long service life was also examined.
Consequently, it was confirmed that stress concentration relief on a trash impression mark by the optimization ofretained austenite quantity was effective for longer life. In addition, effects of chemical compositions and heat treatment were also observed, it was found that reinforcement of temper softening resistance with silicon content
increase or the super carbonitriding was effective for longer rolling contact fatigue life.
Key words: surface hardened steel; rolling contact fatigue life; contaminated lubricant environment; retained austenite; temper
softening resistance; silicon; super carbonitriding.
←Ball moving direction

１．緒言
軸受や軸受機能を持つ各種転動部品の基本的な長寿命化
対策は，剥離起点となり得る鋼中非金属介在物の低減であり，従来から継続してその努力がなされてきている 1）。一Indentation

方，最近では使用環境の過酷化やメンテナンスフリーの傾向に伴ない不良潤滑により引起こされたとみられる表面起点型の剥離損傷が多く見受けられる。その中でも潤滑油中Crackに混入する異物の圧痕を起因とするものは頻度が高く，また自動車のトランスミッションやデファレンシャル軸受等

50 µ m

Fig.1. The crack generation from the indentationedge.

のように部品の機構上そのような環境が避けられない場合が多いので，特に材料面での対策が期待される分野である。
異物圧痕による剥離のメカニズムは，圧痕周縁部への応力を適切に含有させることがキーテクノロジーとなってい集中により，表面き裂を生じ，引続き剥離に至るものと考る。一方，実際の異物混入潤滑下で使用される転動部品にえられている 。筆者もそれを裏付ける事例として本研究は，様々な事情から種々の鋼種が用いられ，かつ種々の表に先立ち異物混入潤滑下のスラスト型寿命試験において面硬化熱処理が採用されている。その結果，硬さや残留オ

Fig.1に示す様な圧痕周縁部からのき裂を観察している3）。

ーステナイト量がほぼ同じであっても，種々のミクロ組織

また，このメカニズムに基づいた剥離対策については，既を呈したり，成分系が異なったりすることがある。ここで，に多くの報告がある。例えば村上らは，圧痕への応力集中果たしてこれらは同じ寿命を有するかという疑問が生ず

緩和の観点から，材料硬さを高く保ち，かつ残留オーステ

る。すなわち，異物圧痕の形状を左右する硬さと残留オーナイトを多く存在させるための熱処理と材料との組合せにステナイト量のみが指標となって寿命が決まり，熱処理方よる新しい軸受の開発を紹介しているし ，戸田らは，圧法によるミクロ組織の差異や成分の影響は直接受けていな痕周縁の盛り上がりの転動中の経時変化を考慮した残留オ

いのだろうかという疑問である。本研究では，まず従来かーステナイト量の適正化について報告している 。いずれ

ら面疲労対策として効果が高いとされている浸炭窒化焼入の報告も，硬さを高く保つことを基本に，応力集中緩和のれ6），高濃度浸炭焼入れ7）等の熱処理対策や，焼戻し軟化ためにクッションとしての役割を荷う残留オーステナイト

抵抗を上げることを狙ったSiとMo添加による成分対策 8）

2）

4）

5）

*1 技術研究所 軸受・構造用鋼グループ長*2 技術研究所 軸受・構造用鋼グループ*3 ヤマハ発動機株式会社 研究創発センター

35

Sanyo Technical Report Vol.9 (2002) No.1

異物混入潤滑下における表面硬化鋼の転動疲労特性

Table1. Chemical composition（mass%）
Steel

C

Si

Mn

P

S

Ni

Cr

Mo

SCM420

0.20

0.23

0.81

0.012

0.007

0.08

1.14

0.15

Steel A

0.23

1.01

0.78

0.015

0.007

0.06

1.49

0.98

（a）C treatment
1203K（b）CN treatment
1213K
1123K

1133K

Carburizing

453K

Carburizing

5.4ks

15.6ks

463K

OQ
21.6ks

1.8ks

OQ
3.6ks

2.4ks

With NH3 gas（c）SC treatment
1203K
1123K

1093K

Carburizing

463K
OQ

14.4ks

1.8ks

9ks

OQ

3.6ks

（d）SCN treatment
1203K
1123K

1093K

Carburizing

463K
OQ

OQ
14.4ks

9ks

1.8ks

3.6ks

With NH3 gas
Fig.2. Heat treatment conditions of C, CN, SC and SCN treatment

あるいはそれらの組合せ対策を施したものについて異物混により溶製したインゴットを，外径65mmに熱間鍛造して入潤滑による転動疲労寿命試験を行なった。そして，それ供試した。各々の供試材から機械加工により外径60mm，

らの結果を基に当該環境の寿命を左右する要因についての

内径20mm，厚み9mmの後述のスラスト型寿命試験片の検証を行ない，最適な長寿命化方法を模索した。

粗加工を行なった。さらに表面硬化のために次の各種表面硬化熱処理を行った。その内容は，浸炭焼入焼戻し（略号２．実験方法C），浸炭窒化焼入焼戻し（略号CN），高濃度浸炭焼入焼戻し（略号SC）ならびに高濃度浸炭窒化焼入焼戻し（略号

2・1

供試材

SCN）である。なお，これらの処理でいう窒化とは，表面

供試材は，Table1に成分を示すJIS SCM420（以下硬化のための浸炭と同時に窒素の表面への侵入を狙ったもSCM420と略）とSteel Aを用いた。Steel AはSCM420のであり，高濃度は，浸炭処理の炭素濃度を共析点以上とに対し，SiとMoを各々1mass％添加している点が特徴でして，表面への炭化物析出を狙ったものである。各々の熱ある。SCM420は90ton電気炉にて出鋼し，連続鋳造材

処理は以下の本文や図表においては前述の略号で示す。熱により製造した鋳片を外径65mmに圧延した量産工程材で処理条件の詳細はFig.2に示す。なお，試験の都合によりある。Steel Aは，試験溶解炉（100kg真空誘導溶解炉）

Steel AのC処理は実施していない。各表面硬化処理の後，

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Sanyo Technical Report Vol.9 (2002) No.1

異物混入潤滑下における表面硬化鋼の転動疲労特性

表面から50 µ mの削り代で平面研磨を行ない，表面粗さするために，HRC硬さ試験の円錐型圧子による圧痕形状のがRa＝0.05〜0.1 µ mの範囲に入るようにラッピング処測定を実施した。評価値は，表面粗さ計の測定チャートか理により寿命試験片を仕上げた。試験片の確性調査は，表ら圧痕の左右の盛り上がり量を読取り，両値を足して2で面直下のミクロ組織観察，表面から深さ方向へのミクロビ除した値とした。盛り上がり量測定の要領をFig.4に示す。

ッカース硬さ分布，最表面から0.1mm深さまで電解研磨

測定回数は各条件について，1つの試験片を用いて寿命試した状態でのCuターゲットX線回折による残留オーステナ

験面内を任意に場所を変えて5回行なった。

イト量測定ならびに最表面のX線残留応力測定を実施した。
なお残留応力は，試験片の円周方向を測定した。
2・2

異物混入潤滑転動疲労試験

H2

H1

転動疲労試験は，森式スラスト型試験機にて実施した。
試験機の概念図と詳細条件をFig.3に示している。本試験では，異物圧痕による表面起点型の剥離寿命を評価するた
めに、潤滑油中に異物を混入させて試験を行なっている。
異物は，ガスアトマイズにより作成した硬さ750HVの球状ハイス粉末を100〜150 µ mに分級したものを用いた。
その混入量は潤滑油中1リットルに対し1gである。

Ridge height＝（H1＋H2）/2
Fig.4. Measuring method of Ridge height.

Rotating shaft

Lubricant

３．実験結果Washer3・1
Specimen

寿命試験片の確性調査結果

各試験片表面直下のミクロ組織をFig.5に示す。ここで，Ball

CならびにCN処理材は地の組織観察を主眼とするために3％ナイタールによる腐食により観察を行なっている。またSCならびにSCN処理材は，高濃度浸炭による析出炭化物の状態を観察するために，ピクラール腐食により観察を

Loading

行なっている。まず，CならびにCN処理材は，SCM420
ならびにSteel Aともにマルテンサイトを主体に残留オー

Test conditions
Contact stress

Pmax＝5.3GPa

Loading speed

1800cpm（3 Ball）

Ball

SUJ2

Lubricant

PURESAFTY 10（COSMO）

Contaminant

Gass atomized powders of

ステナイトを含んだ組織である。但し、SCM420のC処理
材は，全体的に白っぽい腐食組織であり残留オーステナイ
ト量が多く，かつマルテンサイト組織が若干CN処理材に3/8inch.

比べて粗く見受けられる。これは，特に狙ったものではな
いが一般の浸炭に対し，若干表面炭素量が高くなったこと

high speed steel

によるものと考えられる。一方，SCならびにSCN処理材

diameter：100〜150 µ mは，いずれの鋼種でも高濃度に浸炭した結果，炭化物の析Hardness：750HV

出が認められる。またその形状は，良好な球状を呈し，ネAmount：1gram per 1liter

ット状のものは認められない。炭化物の大きさは，
SCM420の両処理で1〜2 µ m程度，Steel Aは両処理とFig.3. Schematic of thrust type RCF tester and thetest conditions.

もに1 µ m程度であり，Steel Aの方が炭化物が小さくなる傾向がある。また，Steel AのSCN処理材は，残留オース
テナイトと見られる腐食されずに白く見られる部分が，2・3

20 µ m程度の大きさで塊状に存在している。Fig.6に試験

圧痕形状評価試験

異物圧痕による剥離は，基本的には圧痕周縁部への応力片の深さ方向の硬さ分布を示す。SCM420のCならびに集中によるき裂から生じるものと考えられる。そこで各条

CN処理材は，表面から0.2mm程度までの最表面部におい件の寿命試験片について，圧痕形状の特徴を定量的に評価て内部と比べて硬さが低下する傾向が認められる。また

37

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異物混入潤滑下における表面硬化鋼の転動疲労特性

Heat Treatment

C

CN

SC

SCN

SCM420

Steel A

20 µ m
Fig.5. Optical micrograkphs of specimens

800

800

Steel ASCM420CN
700
C

Vickers Hardness / HV

Vickers Hardness / HV

700
CN
600

SC
SCN

500

SC
SCN

600

500

400

400

300

300
0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

0.0

3.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

Distance from Surface / mm

Distance from Surface / mm
Fig.6. Hardness of specimens

CN処理は，他の処理条件と比べて最表面硬さが低く，測処理条件で比較した場合，残留オーステナイト量は多い傾

定最表面の50 µ m深さの部位で690HVである。一方高濃向がある。最表面残留応力は，何れも600〜700MPa程度に浸炭したSCとSCN処理材は，表面硬さの低下はなく

度の圧縮の値であり，特に熱処理による傾向は認められな最表面が最高硬さを示している。Steel AもSCM420と類い。

似した傾向であり，CN処理材は測定最表面である50 µ m

3・2

異物混入潤滑転動疲労試験結果

深さ位置では675HVまで硬さ低下している。Table 2には，得られた寿命試験結果のワイブルプロットをFig.7に示

各条件材の表面硬さ（Fig.6の測定最表面である50 µ m深す。各条件のプロットは，寿命の優劣にかかわらず勾配がさの値），残留オーステナイトならびに残留応力値を示す。

ほぼ同じであり，単一のモードで剥離が起こったと考えら

残留オーステナイト量は，各鋼種内においては，高濃度にれる。本実験の場合は，狙いとした混入異物による圧痕起

浸炭されたSCとSCN処理が高い値を得ている。また鋼種点の剥離が起こっていると解釈される。各条件の50％破間の比較では，SCM420の方がSteel Aに比べて，同じ熱損寿命（L50寿命）をFig.8に示す。SCM420では，SCN

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異物混入潤滑下における表面硬化鋼の転動疲労特性

Table2. Hardness, retained ausutenite and residual stress of life test specimens
Steel grade

SCM420

Steel A

Heat treatment

C

CN

SC

SCN

CN

SC

SCN

※1

Hardness of surface/HV

730

690

755

749

675

720

746

※2

Retained ausutenite /vol%※3

Residual stress/MPa

27.6

22.7

31.3

28.3

19.5

26.7

25.1

−605

−651

−630

−630

−696

−615

−716

※1：Measured at 0.05mm depth from specimens' surface※2：Measured at 0.1mm depth from specimens' surface※3：Measured at specimens' surface
15.0
SCM42080
SCM420-C
SCM420-CN
SCM420-SC
SCM420-SCN
Steel A-CN
Steel A-SC
Steel A-SCN

50
20
10

Ridge height/ µ m

Percent Failed / ％

99

5

12.5

10.0

7.5
＊：Average

1
105

5.0

106

C

Stress cycles to failure
Fig.7. Weibull plot of the Life test.

CN

SC SCN CN
Heat treatment

SC

SCN

Fig.9. Comparison of Ridge height.

2.0×106

なお，ここで得られた圧痕盛り上り量は，実際の転動疲労
SCM420
Steel A

試験における異物による初期の圧痕の形状評価を代用していることになる。実際の転動疲労試験における圧痕は，試1.5×106
L50 Life/cycle

Steel A

験途中や試験後に測定を行なった場合，経時的な変化を含んでおり，各条件材を公平に評価できないと考えたため，
1.0×106

当該の代用試験を初期圧痕評価とした。

４．考察

5.0×105

4・1
0.0
C

CN

SC

寿命結果についての考察

Fig.10に圧痕盛り上り量とL50寿命との関係を示す。全

SCN

体的には，圧痕盛り上り量の値が小さいほど寿命が長い傾Heat treatment

向であり，異物圧痕の周縁部への応力集中が大きく寿命に

Fig.8. Comparison of L50 Life

影響していることが裏付けられる。またSCM420とSi，Moを添加したSteel Aとでは同結果は層別され，同じ圧痕処理材が最も長寿命であった。またC，CNならびにSC処

盛り上り量に対しては，Steel Aが長寿命となる傾向が見

理材は大差はないが，その中ではC処理がCNやSC処理材られる。このことから，本実験の条件下において，寿命値よりは若干長寿命であった。Steel Aは，SCM420とは異は圧痕周縁への応力集中だけではなく，SiならびにMo添なり，SC処理が最高を示し，SCN処理ではそれより若干加による成分の影響を独立で受けていると解釈される。そ寿命は低下した。

の理由として，転動体と圧痕周縁の盛り上り部との間の微

3・3

小な滑りの存在5）の関与が挙げられる。滑りの存在により，圧痕形状評価試験結果

HRC硬さ試験圧痕の評価により得られた各条件材の圧痕

最大せん断応力深さは，より表面に近づきかつその値は大盛り上り量をFig.9に示す。比較的L50寿命が良好であった

きくなると考えられ，表面からのき裂生成が助長されるこSCM420のSCN処理材や，Steel AのSCならびにSCN処とになる。すなわち，本試験の異物圧痕からの剥離寿命は，理材は，低い圧痕盛り上り量となっていることがわかる。

圧痕周縁部への応力集中のみで説明されるものではなく，

39

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異物混入潤滑下における表面硬化鋼の転動疲労特性

くなっており，そのことが窒化自体の効果を上回ったとす

SCN

SCM420
Steel A

L50 Life/cycle

1.5×106

れば解釈ができる。またSC処理材の圧痕盛り上がり量がC
処理材より小さいにもかかわらず寿命が低くなっているのSCは解釈が困難である。同条件材の特徴は残留オーステナイ

SCN

ト量が他の条件材とは異なり30％を越えている点である。
戸田らは，残留オーステナイトが多くなれば圧痕の初期の

1.0×106

盛り上がり量は減ずることができるが，一方で加工硬化のCNC助長により転動体の通過によるその減少を阻害してしまうことを指摘し，最適な残留オーステナイト量の上限は20SC
CN〜30％であるとしている5）。本報告の同条件材の残留オー
ステナイト量は31.3％であり，戸田らの指摘理由により
圧痕盛り上がり量が小さい割に寿命が延びなかったことが5.0×105
8

9

10

11

12

考えられる。一方Steel Aの寿命結果において，今までのRidge height,h/ µ m

考察内容からすれば，SCN処理材が全条件中最高の寿命を有してもよさそうであるが，結果的にはそうではなく，同Fig.10. Relation between Ridge height and L50 Life

鋼種中ではSC処理材が最長寿命であった。この理由は，Fig.5に示すミクロ組織の特徴に求めることができる。こ微小滑りによるき裂発生への抵抗からも影響を受けている

こでSteel AのSCN処理材は，前述のように20 µ m程度のと考えられるのである。これらの添加元素が寿命延長に寄大きさで塊状の残留オーステナイトを形成している。すな

与した推定メカニズムとして次の2点が挙げられる。一つわち残留オーステナイトの局在化のために圧痕盛り上がり

は，SiとMoがいずれも焼戻し軟化抵抗を上げる元素であ

量が小さくならなかったことか，あるいは残留オーステナることから，微小滑り部の温度上昇による素材強度低下を

イトはマルテンサイトと比べて硬さが低いことからその塊抑えたと考えることである。もう一つは，これらの添加元状の存在部自体が欠陥として働き，き裂の生成を助長した素が微小滑りに伴う局所的な凝着を抑え，それに伴う温度ことなどが予測に反して寿命が延びなかった理由であると上昇自体を抑えたと考えることである。さらなる詳細な試考えられる。なお，Steel AのSCN処理材とSCM420の同験片観察や，添加元素を変えた寿命試験の追加によりメカ

条件材は同時に処理されているので，このミクロ組織の特

ニズムは特定されるものと考えられるが，本研究の範囲で徴は成分に起因するものと考えられるが詳細な理由は特定は特定できない。

できていない。

さらに，Fig.10において熱処理方法自体と寿命との関係

4・2

圧痕盛り上り量に対する影響因子

をみると，着眼すべき点がある。まず，SCM420におい

前述のように熱処理や成分の影響は存在するものの，圧て，C，CNならびにSC処理材の間で，圧痕盛り上り量に痕盛り上り量が抑えられたものが異物圧痕剥離に有利であ差は生じているものの寿命に大差は生じておらず，SCN処ることは明らかである。ここでは，圧痕盛り上り量に対し理材のみがずば抜けて長寿命を得ている点である。同鋼種ては，どのような因子が影響をしているかを検討した。

のSCとSCN処理材とでは残留オーステナイト量ならびにFig.11は表面硬さと圧痕盛り上り量との関係である。

表面硬さ（前述Table 2参照）にほとんど差はなく，さらFig.12は残留オーステナイト量と同値との関係である。こに圧痕盛り上がり量もSCN処理材が1 µ m程度小さいのみ

れらから表面硬さ，残留オーステナイト量ともに圧痕盛りでありFig.10の全体的な傾向においては大差があるとはい

上り量とよく相関しており，表面硬さが高いほど，また残えない。またFig.3に示すミクロ組織においても高濃度浸

留オーステナイト量が多いほど圧痕盛り上り量は少なくな炭に伴う球状炭化物組織であり両者に差異はない。そこでっている。そこでどちらの寄与が大きいかを見極めるため着眼されるのが，窒化がされているかどうかという熱処理に，サブゼロ処理により残留オーステナイト量を減じた場

方法自体の両者間の違いである。窒化は，焼戻し軟化抵抗

合の圧痕盛り上り量の変化を調べた。供試材は，を上げる効果があり，前述のSiとMo添加と同じ効果によSCM420のC処理による寿命試験片である。同材に−り寿命向上効果をもたらしたことが考えられる。一方同鋼

203Kにて3.6ksec．保持のサブゼロ処理を付与し，処理

種SCM420のC処理材とCN処理材にも窒化がされている前後の圧痕盛り上り量とHRC硬さの変化を調査した。圧痕

かいないかの差があるが，むしろ窒化がされていないC処

盛り上り量の測定は，前述のFig.4に示す方法と同じであ理材の方が長寿命である。この点は，前述のように結果的る。Fig.13にその結果を示すが，サブゼロ処理により残留にC処理材の方がCN処理材よりも残留オーステナイト量がオーステナイトを減じた結果，圧痕盛り上り量は，10 µ m

多く，かつ表面硬さが高くなり，圧痕盛り上がり量も小さから15 µ mに変化して1.5倍の値となった。また同処理

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Sanyo Technical Report Vol.9 (2002) No.1

異物混入潤滑下における表面硬化鋼の転動疲労特性1313CN（22.7%）

12

11

Ridge height/µ m

Ridge height/ µ m

12SCM420
Steel A

CN（19.5%）
C（27.6%）10SCN（25.1%）
9SC（31.3%）

SC（26.5%）

SCM420
Steel A

CN（690HV）

11
CN（675HV）C（730HV）
10
SCN（746HV）

9

SC（755HV）SC（720HV）
8

8（Retained austnite vf%）

SCN（28.3%）

SCN（749HV）
7

7
660

680

700

720

740

760

18

780

20

22

26

28

30

32

34

Retained austenite/vf%

Surface Hardness（0.05mm depth）/HV
Fig.11. Relation between Surface hardness andRidge height.

Fig.12. Relation between Retained austenite andRidge height.

Befor Subzero treatment
50 µ m24

After Subzero treatment

200 µ m50 µ mHardness：59.8HRC

200 µ mHardness：62.2HRC

Rige height：
Average＝10.0 µ m（R＝1.7，n＝5）Rige height：
Average＝15.0 µ m（R＝0.5，n＝5）

Fig.13. Comparison of Ridg height before and after Subzero treatment（Steel：SCM420 Heat treatment：C）

により硬さは59.8HRCから62.2HRCに上昇していること

上り量が小さいほど寿命は長くなる傾向は認められ，従来から，硬さよりも残留オーステナイト量が支配的に圧痕盛から述べられている圧痕周縁への応力集中緩和は有効な長り上り量に寄与していると推定される。

寿命化対策であるといえる。
2）SCM420浸炭焼入焼戻し材のサブゼロ処理前後の初期

５．結論

圧痕形状評価により，盛り上り量は，残留オーステナイトの増加により軽減されていることが確認できた。

SCM420ならびにSiとMo添加を特徴とするSteel Aに

3）初期圧痕周縁の盛り上り量と寿命との関係の中で素材種々の条件の表面硬化処理を施したものについて，初期圧

成分の影響は層別され，同じ盛り上り量の場合SiとMoを痕の形状，ミクロ組織，残留オーステナイト量ならびに残増量添加したSteel Aの方が，SCM420より長寿命が得ら

留応力を評価し，異物混入潤滑下の転動疲労寿命試験を実れた。このことから，寿命値に対しては，単なる圧痕周縁施した。それらの結果から以下のことが結論づけられる。

への応力集中だけではなく成分の影響があるとみられ，本1）初期圧痕周縁の盛り上り量と異物混入潤滑下の転動疲

研究の供試材であるSiとMoの増量添加は，圧痕周縁部で労寿命との関係について調査した結果，圧痕周縁部の盛りの微小滑りによるき裂発生に抵抗を示したと推定される。

41

Sanyo Technical Report Vol.9 (2002) No.1

異物混入潤滑下における表面硬化鋼の転動疲労特性

4）表面硬化熱処理方法の影響については，特にSCM420

5） 戸田一寿，三上

ベースにおいて高濃度浸炭窒化焼入焼戻し処理が当該環境

剛，星野照男：日本金属学会誌，58（1994），1473

における長寿命化に有効であることがわかった。その理由

6） 渡辺陽一，成田直樹，吉田は，炭化物析出により表面硬さが高く保たれることと残留

誠，蔵本廣志，安部聡，松島義武：CAMP-ISIJ，12（1999）1394

オーステナイトを多く含むことの両立と，窒化の効果によ

7） 安部るものとの複合効果によると考えられる。なお，Steel A

796

ベースの高濃度浸炭窒化焼入焼戻し処理材が，SCM4208） 沖田滋：ベースの同処理材より短寿命であった理由は，残留オース聡，幸岡強，松島義武，中村守文：CAMP-ISIJ，7（1994）

99モーション・エンジニアリングシンポジウム

セッシ

ョン6テキスト（1999）6-3-1

テナイトの局在により，それ自体が欠陥として働いたかあ■著者

るいは初期圧痕周縁への盛り上り量緩和に有効に作用しなかったためと考えられる。

文献1） 上杉年一：鉄と鋼，71（1985），1631
2） Y.P.CHIU，J.Y.LIU：Transaction of ASME，92（1970），2583） 平岡和彦：特殊鋼，49（2000）
，1-44

平岡

4） 村上保夫，三田村宣晶，古村恭三郎：NSK Technical Journal

和彦

桂 隆之

（1992），652-9

42

Sanyo Technical Report Vol.9 (2002) No.1