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WO2018139460A1 - 転動部品、軸受および転動部品の製造方法 - Google Patents

転動部品、軸受および転動部品の製造方法 Download PDF

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Publication number
WO2018139460A1
WO2018139460A1 PCT/JP2018/002012 JP2018002012W WO2018139460A1 WO 2018139460 A1 WO2018139460 A1 WO 2018139460A1 JP 2018002012 W JP2018002012 W JP 2018002012W WO 2018139460 A1 WO2018139460 A1 WO 2018139460A1
Authority
WO
WIPO (PCT)
Prior art keywords
rolling
residual stress
bearing
mpa
compressive residual
Prior art date
Application number
PCT/JP2018/002012
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
直哉 嘉村
工 藤田
Original Assignee
Ntn株式会社
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Priority claimed from JP2017011463A external-priority patent/JP6817086B2/ja
Priority claimed from JP2017011464A external-priority patent/JP2018119610A/ja
Application filed by Ntn株式会社 filed Critical Ntn株式会社
Publication of WO2018139460A1 publication Critical patent/WO2018139460A1/ja

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    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D1/00—General methods or devices for heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering
    • C21D1/06—Surface hardening
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D9/00—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor
    • C21D9/40—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor for rings; for bearing races
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F16—ENGINEERING ELEMENTS AND UNITS; GENERAL MEASURES FOR PRODUCING AND MAINTAINING EFFECTIVE FUNCTIONING OF MACHINES OR INSTALLATIONS; THERMAL INSULATION IN GENERAL
    • F16C—SHAFTS; FLEXIBLE SHAFTS; ELEMENTS OR CRANKSHAFT MECHANISMS; ROTARY BODIES OTHER THAN GEARING ELEMENTS; BEARINGS
    • F16C19/00—Bearings with rolling contact, for exclusively rotary movement
    • F16C19/02—Bearings with rolling contact, for exclusively rotary movement with bearing balls essentially of the same size in one or more circular rows
    • F16C19/04—Bearings with rolling contact, for exclusively rotary movement with bearing balls essentially of the same size in one or more circular rows for radial load mainly
    • F16C19/06—Bearings with rolling contact, for exclusively rotary movement with bearing balls essentially of the same size in one or more circular rows for radial load mainly with a single row or balls
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F16—ENGINEERING ELEMENTS AND UNITS; GENERAL MEASURES FOR PRODUCING AND MAINTAINING EFFECTIVE FUNCTIONING OF MACHINES OR INSTALLATIONS; THERMAL INSULATION IN GENERAL
    • F16C—SHAFTS; FLEXIBLE SHAFTS; ELEMENTS OR CRANKSHAFT MECHANISMS; ROTARY BODIES OTHER THAN GEARING ELEMENTS; BEARINGS
    • F16C33/00—Parts of bearings; Special methods for making bearings or parts thereof
    • F16C33/30—Parts of ball or roller bearings
    • F16C33/58—Raceways; Race rings
    • F16C33/64—Special methods of manufacture

Definitions

  • the present invention relates to a rolling part, a bearing and a method for manufacturing the rolling part.
  • a rolling bearing (hereinafter, also referred to as a bearing), if an indentation having a depth of 1 / 10,000 or more with respect to the diameter of the rolling element is formed on a bearing ring or a rolling element constituting the bearing, the smoothness of the bearing is reduced. Rotation is impeded. Therefore, there is a load standard called a static load rating from the viewpoint of suppressing the generation of such indentations. In order to prevent a decrease in rotational accuracy and acoustic characteristics due to indentation, it is necessary to pay attention to the bearing as much as possible so as not to apply a load higher than the static load rating. However, an indentation with a depth of 1 / 10,000 or more of the diameter of the rolling element may be formed depending on the use condition of the bearing.
  • the indentation formed by the high load acting on the bearing is caused by plastic deformation of the material that occurs at a depth similar to the minor axis radius of the contact ellipse. Therefore, in order to improve the static load rating (that is, suppression of formation of indentation), it is necessary to suppress plastic deformation of the material at the depth.
  • the short axis radius of the contact ellipse when a high load is applied to the bearing is in the order of mm, but there are limited means for modifying the material at a depth of the order of mm by surface modification of the material. Yes.
  • Patent Document 1 Japanese Patent Laid-Open No. 11-201168 (hereinafter also referred to as Patent Document 1), there is a method for improving the pressure resistance by improving the static strength of the material itself by using a nitride or the like produced by carbonitriding on bearing steel. It is shown.
  • Patent Document 2 Japanese Patent Application Laid-Open No. 2001-200851 discloses a method for suppressing indentation formation by controlling the compressive residual stress and residual austenite amount formed on the surface layer when carburizing and quenching.
  • Patent Document 3 Japanese Unexamined Patent Application Publication No. 2008-297620 (hereinafter also referred to as Patent Document 3), in the quenching method in which the bearing steel is quenched twice, water is used as the refrigerant in the second quenching, and By increasing the flow rate of water, strain after quenching is improved, Rockwell hardness is improved, and the structure after quenching is improved.
  • JP-A-11-201168 Japanese Patent Laid-Open No. 2001-200851 JP 2008-297620 A
  • the depth of the nitride layer that can be generated on the bearing steel is at most 0.5 mm. Therefore, the method disclosed in Patent Document 1 has a problem that plastic deformation at a deep position in the bearing material cannot be sufficiently suppressed. Further, the method disclosed in Patent Document 2 has a restriction that carburized steel must be adopted as a material. In addition, the method disclosed in Patent Document 3 is premised on a process of quenching once and then quenching with running water for the second time, and there is a problem that the manufacturing process is complicated and expensive. .
  • the present invention has been made to solve the above-described problems, and an object of the present invention is to provide a rolling part in which formation of indentation is suppressed and a bearing using the rolling part. is there.
  • the rolling component according to the present disclosure is a rolling component made of bearing steel, having a surface, and a thickness of 10 mm or more.
  • the rolling component has a first condition that the compressive residual stress at a position where the depth is 0.5 mm from the surface is 100 MPa or more, and the compressive residual stress at a position where the depth is 0.3 mm from the surface is 50 MPa or more. Either one of the second conditions is satisfied.
  • the bearing according to the present disclosure includes a raceway member and a plurality of rolling elements.
  • the plurality of rolling elements are in contact with the raceway member and disposed on an annular raceway. At least one of the race member and the rolling element is the rolling component.
  • the rolling component manufacturing method includes a heating step and a cooling step.
  • the heating step the molded body is heated so that the temperature of the surface of the molded body becomes A 1 point or higher.
  • the formed body is made of bearing steel, has a surface, and has a thickness of 10 mm or more.
  • the cooling step the molded body is cooled to a temperature below the Ms point.
  • the cooling step the molded body is cooled by bringing the molded body into contact with running water.
  • the flow rate of running water is 3 m / s or more.
  • Example 2 is a graph showing a relationship between a tempering temperature and a residual stress in Example 1.
  • 4 is a graph showing the relationship between the thickness of a sample and residual stress in Example 1.
  • 6 is a graph showing a residual stress distribution before tempering in Example 2.
  • 6 is a graph showing a residual stress distribution before and after tempering in Example 2. It is a graph which shows the relationship between the tempering temperature in Example 2, and a residual stress. It is a graph which shows the relationship between the thickness of the sample in Example 2, and a residual stress.
  • FIG. 1 is a schematic sectional view of a bearing according to the present embodiment.
  • a rolling bearing which is an example of a bearing according to the present embodiment will be described with reference to FIG.
  • a deep groove ball bearing 1 as an example of a rolling bearing according to the present embodiment mainly includes an outer ring 10, an inner ring 11, a plurality of balls 12, and a cage 13.
  • the outer ring 10 has an annular shape and has an outer ring rolling surface 10A on the inner peripheral surface.
  • the inner ring 11 is ring-shaped and has an inner ring rolling surface 11A on the outer peripheral surface.
  • the inner ring 11 is disposed on the inner peripheral side of the outer ring 10 so that the inner ring rolling surface 11A faces the outer ring rolling surface 10A.
  • the outer diameter of the outer ring 10 and the inner ring 11 is, for example, 150 mm or less.
  • the outer ring 10 and the inner ring 11 are made of bearing steel.
  • the ball 12 is disposed on the inner peripheral surface of the outer ring 10.
  • the balls 12 are arranged at a predetermined pitch on an annular track along the circumferential direction of the outer ring 10 and the inner ring 11 by a cage 13 made of synthetic resin, for example.
  • the balls 12 are held by the cage 13 so as to roll on the track.
  • the ball 12 has a ball rolling surface 12A and is in contact with the outer ring rolling surface 10A and the inner ring rolling surface 11A on the ball rolling surface 12A.
  • the ball 12 is made of bearing steel. With such a configuration, the outer ring 10 and the inner ring 11 of the deep groove ball bearing 1 are rotatable relative to each other.
  • Hardened layers 10B and 11B are formed on the surfaces of the outer ring 10 and the inner ring 11 by quenching, respectively.
  • a hardened layer 12 ⁇ / b> B is formed on the surface of the ball 12 by quenching.
  • the compressive residual stress at a position at a depth of 0.5 mm from the ball rolling surface 12A as the surface of the ball 12 is 100 MPa or more.
  • the compressive residual stress at a position at a depth of 0.5 mm from the outer ring rolling surface 10A and the inner ring rolling surface 11A as the respective surfaces is 100 MPa or more.
  • the diameter of the ball 12 is 10 mm or more.
  • wheel 10 to an outer peripheral surface is 10 mm or more.
  • the thickness from the inner ring rolling surface 11A of the inner ring 11 to the inner peripheral surface is 10 mm or more.
  • the outer ring 10, the inner ring 11, and the ball 12 are examples of rolling parts according to the present embodiment, respectively, and may be configured according to JIS standard SUJ2. Further, in the deep groove ball bearing 1 shown in FIG. 1, the outer ring 10, the inner ring 11, and the ball 12 each have a compressive residual stress of 100 MPa or more at a position at a depth of 0.5 mm from the surface. 10, at least one of the inner ring 11 and the ball 12 may have the compressive residual stress as described above.
  • the compressive residual stress at a position where the depth is 0.3 mm from the ball rolling surface 12A as the surface of the ball 12 may be 50 MPa or more.
  • the compressive residual stress at a position where the depth is 0.3 mm from the outer ring rolling surface 10A and the inner ring rolling surface 11A as the respective surfaces may be 50 MPa or more.
  • the outer ring 10, the inner ring 11, and the ball 12 are examples of rolling parts according to the present embodiment, respectively, and may be configured according to JIS standard SUJ3. Further, in the deep groove ball bearing 1 described above, the compressive residual stress at the position where the depth is 0.3 mm from the surface of each of the outer ring 10, the inner ring 11 and the ball 12 is 50 MPa or more. 11, at least one of the balls 12 may have the compressive residual stress as described above. Further, the diameter of the ball 12, the thickness from the outer ring rolling surface 10A to the outer circumferential surface of the outer ring 10, and the thickness from the inner ring rolling surface 11A to the inner circumferential surface of the inner ring 11 are each 10 mm or more, but 30 mm or more. It may be.
  • only the outer ring 10 may have the compressive residual stress as described above, only the inner ring 11 may have the compressive residual stress as described above, or the ball 12 Only the above-described compressive residual stress may be provided. Further, only the outer ring 10 and the inner ring 11 may have the compressive residual stress as described above.
  • the grain size number according to the austenite grain size test method of steel specified in JIS G 0551 may be 9 or more, or 10 or more.
  • the particle number may be less than 12 or less than 11.
  • the outer ring 10, the inner ring 11, and the ball 12 that are examples of the rolling component according to the present disclosure are made of bearing steel, have a surface, and have a thickness of 10 mm or more. Furthermore, the outer ring 10, the inner ring 11, and the ball 12 have a first condition that the compressive residual stress at a position where the depth is 0.5 mm from the surface is 100 MPa or more, and a position where the depth is 0.3 mm from the surface. Either one of the second conditions that the compressive residual stress is 50 MPa or more is satisfied.
  • the deep groove ball bearing 1 as a bearing includes an outer ring 10 and an inner ring 11 as raceway members, and balls 12 as a plurality of rolling elements, and the plurality of balls 12 includes an outer ring 10 and an inner ring. 11 is arranged on an annular track. At least one of the outer ring 10, the inner ring 11 and the ball 12 is the rolling component. With such a configuration, since compressive residual stress is applied to a sufficiently deep region from the surface, formation of indentations in the outer ring 10, the inner ring 11, and the ball 12 is suppressed. For this reason, the static load rating of the deep groove ball bearing 1 can be improved as compared with the prior art.
  • the bearing steel means a high carbon chromium bearing steel defined in JIS standards.
  • the thickness of the rolling part represented by the outer ring 10, the inner ring 11 and the ball 12 is the surface of the rolling part (for example, the outer ring rolling surface 10A, the inner ring rolling surface 11A, or the ball rolling surface 12A). It means the thickness in the direction that intersects.
  • the rolling component is spherical like the ball 12 shown in FIG. 1, the thickness means the diameter of the spherical ball 12.
  • the rolling component is, for example, a cylindrical roller, the thickness means the distance between the side surfaces of the cylindrical roller.
  • the position where the compressive residual stress is evaluated is the position where the depth is 0.5 mm or 0.3 mm from the surface (for example, the outer ring rolling surface 10A, the inner ring rolling surface 11A, or the ball rolling surface 12A).
  • the position is a region that affects the formation of indentation when a high load is applied to the deep groove ball bearing 1, and applying compressive residual stress at the position of the depth is effective in suppressing the formation of the indentation. It is.
  • the compressive residual stress at the position where the depth is 0.5 mm from the surface under the first condition is 100 MPa or more
  • the compressive residual stress at the position where the depth is 0.3 mm from the surface is the second condition is 50 MPa or more.
  • the lower limit of the value of the compressive residual stress at the position may be 150 MPa, 200 MPa, 250 MPa, or 300 MPa.
  • the upper limit of the compressive residual stress may be 1500 MPa, 1400 MPa, 1300 MPa, 1000 MPa, or 500 MPa.
  • the lower limit of the value of the compressive residual stress at the position may be 100 MPa, 150 MPa, 200 MPa, or 250 MPa.
  • the upper limit of the compressive residual stress may be 1500 MPa, 1400 MPa, 1300 MPa, 1000 MPa, or 500 MPa.
  • the material constituting the outer ring 10, inner ring 11, and ball 12 may be JIS standard SUJ2. Further, the outer ring 10, the inner ring 11, and the ball 12 may satisfy the first condition. In this case, since JIS standard SUJ2 is a typical steel type used for the members constituting the bearing, the outer ring 10, the inner ring 11, and the ball 12 according to the present disclosure can be used as steel members for various types of bearings.
  • the material constituting the outer ring 10, the inner ring 11 and the ball 12 may be JIS standard SUJ3.
  • the outer ring 10, the inner ring 11, and the ball 12 may satisfy the second condition.
  • JIS standard SUJ3 is a typical steel type used for the members constituting the bearing
  • the outer ring 10, the inner ring 11, and the balls 12 according to the present disclosure can be used as steel members of various types of bearings.
  • the thickness of the rolling parts such as the outer ring 10, the inner ring 11, and the balls 12 may be 30 mm or more.
  • the outer ring 10, the inner ring 11, and the ball 12 according to the present disclosure can be made in various sizes, and can be used as steel members for various bearings.
  • JIS standard SUJ3 is a steel with better hardenability than JIS standard SUJ2.
  • JIS standard SUJ3 is a steel with good hardenability, so even if the thickness is 30 mm or more, it is unlikely to be incompletely hardened, and is given compressive residual stress in the region that affects the formation of indentations. This is because that.
  • FIG. 2 is a graph showing the simulation result of the internal equivalent stress distribution in the rolling component.
  • the horizontal axis in FIG. 2 indicates the depth (unit: mm) from the surface of the rolling component, and the vertical axis indicates the equivalent stress (unit: MPa).
  • a graph indicated by a broken line shows a depth direction when a stress (Pmax) of 2.0 GPa is applied to the surface of the rolling component in a state where there is no compressive residual stress inside the rolling component. The distribution of equivalent stress is shown. Further, the graph shown by the solid line in FIG.
  • the residual stresses ⁇ x and ⁇ y are defined as follows. That is, XYZ coordinates are considered centering on rolling parts.
  • the application direction of the stress (Pmax) is the Z axis, and the rolling direction of the rolling component is the X axis.
  • a direction axis perpendicular to the X axis and the Z axis is taken as a Y axis.
  • the X-axis direction component of the residual stress was ⁇ x
  • the Y-axis direction component was ⁇ y.
  • the equivalent stress ⁇ eq also called Mises stress or von Mises stress
  • the yield strength of quenched and tempered bearing steel is about 1200 MPa. Therefore, as shown in the broken line graph of FIG. 2, when there is no residual stress, the stress Pmax is about 2 GPa, so that the equivalent stress inside the rolling part reaches the yield strength, and indentation starts to be generated. On the other hand, as shown by the solid line graph in FIG. 2, when a residual stress of ⁇ 500 MPa exists in the rolling part, the maximum equivalent stress finally reaches about 1200 MPa when the stress Pmax becomes 3.0 GPa or more. Exceed. This means that the indentation is not formed until the stress Pmax applied to the surface of the rolling component reaches 3.0 GPa.
  • the application of compressive stress brings about improvement in pressure-proof scar resistance. That is, like the deep groove ball bearing 1 according to the present embodiment described above, the compressive residual stress at a position where the depth is 0.5 mm from the surface of the ball 12 as an example of a rolling component is 100 MPa or more. Satisfaction resistance can be improved by satisfying one of the first condition and the second condition in which the compressive residual stress at a position where the depth is 0.3 mm from the surface is 50 MPa or more.
  • FIG. 3 is a flowchart for explaining a manufacturing process of the bearing shown in FIG.
  • a step of forming a molded body is performed.
  • molded bodies to be the outer ring 10, the inner ring 11, and the balls 12 are formed.
  • the molded body is formed by machining a member made of JIS standard SUJ2 to obtain a predetermined shape.
  • the thickness of the molded body is 10 mm or more.
  • any method such as cutting or pressing can be used.
  • a heating step (S20) is performed.
  • an arbitrary method such as a heating method using a heating furnace or an induction heating method using an induction heating coil can be used.
  • the molded body is heated so that the temperature of the surface of the molded body becomes A 1 point or higher.
  • a cooling step (S30) is performed.
  • the molded body is cooled to a temperature not higher than the Ms point.
  • the molded body is cooled by bringing the molded body into contact with running water.
  • the flow rate of running water is 3 m / s or more.
  • FIG. 4 is a schematic diagram showing a configuration of a cooling device used in the cooling step.
  • Drawing 5 is a mimetic diagram for explaining an example of the cooling conditions of the ring-shaped fabrication object in a cooling process.
  • the cooling device 20 shown in FIG. 4 mainly includes a heating chamber 21, a conveyance path 22, a connecting portion 23, a water tank 24, a pump 25, and a water conduit 26.
  • the water tank 24 holds water 29 as a cooling medium.
  • the heating chamber 21 for performing the heating step (S20) described above is arranged on the water tank 24, the heating chamber 21 for performing the heating step (S20) described above is arranged.
  • a conveyance path 22 for conveying the heated molded body to the quenching zone 27 of the water tank 24 is connected to the heating chamber 21.
  • the conveyance path 22 and the water tank 24 are connected by the connection part 23 which is a cylindrical body.
  • a pump 25 is disposed inside the water tank 24.
  • a partition wall 28 that is connected to the upper wall of the water tank 24 and partitions the introduction portion to be cooled is disposed.
  • a water conduit 26 is disposed so that water discharged from the pump 25 is sent to the introduction section partitioned by the partition wall 28.
  • the water conduit 26 connects the discharge port of the pump 25 and the introduction part.
  • a portion of the water conduit 26 adjacent to the introduction portion is configured to extend along the vertical direction as shown in FIG.
  • a portion configured to extend in the vertical direction in the water conduit 26 is a quenching zone 27 in which a cooling target is inserted and quenched as described later.
  • the partition wall 28 is formed with an opening for discharging the water flowing into the introduction portion from the water conduit 26 to the outside of the introduction portion in the water tank 24.
  • connection part 23 mentioned above is arrange
  • an opening is formed in the upper wall of the water tank 24 facing the introduction part, which is a region surrounded by the partition wall 28.
  • a connecting portion 23 is arranged so as to be continuous with the opening.
  • the connecting portion 23 is disposed immediately above the opening.
  • Water 29 for cooling the compact is discharged from the pump 25 through the water conduit 26 toward the introduction portion as indicated by an arrow 33.
  • the flow rate of water (speed of water flow) in the quenching zone 27 is, for example, 3 m / s or more and 6 m / s or less.
  • the flow rate of the water 29 passing through the quenching zone 27 is determined according to the volume of the quenching zone 27.
  • a molded object is heated in the heating chamber 21.
  • the molded body may be held by a holding tool 30 such as a basket. Further, a plurality of molded bodies may be arranged inside the holder 30.
  • the holder 30 holding the molded body is transferred from the heating chamber 21 to the conveyance path 22 as indicated by an arrow 31 after the molded body is heated to a predetermined temperature.
  • positioned on the connection part 23 in the conveyance path 22 is released.
  • the holder 30 falls into the quenching zone 27 through the connecting portion 23 and the introduction portion of the water tank 24 as indicated by an arrow 32. In this way, the molded body held inside the holder 30 can be cooled by running water. Thereafter, the holder 30 is removed from the quenching zone 27. In this way, the cooling step (S30) can be performed.
  • the holders 30 are spaced apart from each other so that the compacts that are simultaneously cooled do not come into contact with each other in the holder 30. It is preferable that it is arranged inside. It is also preferable that the contact area between the holder 30 and the molded body is as small as possible.
  • the surface of the portion of the holder 30 that holds the molded body may be a curved surface convex outward or a needle shape. If it does in this way, a contact area can be made small by making the contact part of the said holding
  • the shape of the holder 30 is preferably a shape that does not disturb the water flow.
  • a net-like structure made of as thin a wire as possible so as not to interfere with the water flow and having a space between the wires as wide as possible (for example, a space similar to the size of the molded body) may be used.
  • cooling water may be supplied from the axial direction of the molded body 40 as indicated by an arrow 41 in FIG.
  • the molded body 40 may be arranged inside the holder 30 so that the axial direction of the molded body 40 held by the holder 30 in the cooling device shown in FIG.
  • the shape of a molded object is a column shape like a cylindrical roller, you may make it supply cooling water to a molded object from the outer peripheral direction of the said column shape.
  • the molded body may be arranged inside the holder 30 so that the axial direction of the cylindrical molded body held by the holder 30 in the cooling device shown in FIG. .
  • the lower limit of the flow rate of the flowing water was set to 3 m / s because when the flow rate was less than 3 m / s, a portion where the surface of the molded body was covered with a vapor film was generated and the cooling conditions were deteriorated. This is because it becomes difficult to give the compressive residual stress.
  • the lower limit of the flow velocity may be 3.5 m / s or 4 m / s.
  • the upper limit of the flow velocity of running water may be 6 m / s.
  • the reason why the upper limit of the flow velocity is set to 6 m / s is that when the flow velocity exceeds 6 m / s, Karman vortices are generated downstream of the product and the product vibrates and uniform cooling becomes difficult.
  • the upper limit of the flow velocity may be 5.5 m / s or 5 m / s.
  • a tempering step (S40) is performed.
  • the molded body that has been subjected to the above-described quench-hardening step is inserted into a heating furnace and held at a temperature of A1 point or lower for a predetermined time.
  • a finishing step (S50) is performed.
  • a finishing process such as a polishing process is performed on the surface of the rolling component.
  • the outer ring 10, the inner ring 11, and the ball 12 that constitute the deep groove ball bearing 1 as a bearing are obtained by the process that is an example of the manufacturing method of the rolling component described above.
  • the deep groove ball bearing 1 shown in FIG. 1 is obtained by assembling the outer ring 10, the inner ring 11, the balls 12 and the separately prepared cage 13 described above. In this way, the deep groove ball bearing 1 shown in FIG. 1 can be manufactured.
  • FIG. 6 is a schematic cross-sectional view of the bearing according to the present embodiment.
  • the bearing shown in FIG. 6 is a deep groove ball bearing and basically has the same configuration as the deep groove ball bearing shown in FIG. 1, but includes the outer ring 10, the inner ring 11, and the surface of the ball 12 as rolling parts. 1 is different from the deep groove ball bearing 1 shown in FIG. 1 in that the hardened layers 10C, 11C, and 12C including the nitrogen-enriched layer are formed.
  • the same effect as that of the deep groove ball bearing 1 shown in FIG. 1 can be obtained, and the nitrogen-enriched layer is formed in the region including the surfaces of the outer ring 10, the inner ring 11, and the balls 12 in this way. Therefore, the amount of retained austenite in the region can be increased. Therefore, when the indentation is formed, the surface bulge around the indentation can be suppressed.
  • the manufacturing method of the deep groove ball bearing 1 shown in FIG. 6 is basically the same as the manufacturing method of the deep groove ball bearing shown in FIG. 1, but is partially different in the heating step (S20) shown in FIG.
  • the step (S ⁇ b> 20) of FIG. 3 includes performing nitriding treatment on the molded body.
  • the nitriding treatment any conventionally known treatment method can be used.
  • the deep groove ball bearing 1 shown in FIG. 6 can be manufactured by implementing the process similar to the manufacturing method of the deep groove ball bearing shown in FIG.
  • Example 1 Hereinafter, a first experiment performed to confirm the effects of the rolling component and the bearing according to the present disclosure will be described.
  • test pieces 1 to 3 made of JIS standard SUJ2 were prepared.
  • the test piece 1 is a thin ring having an outer diameter of 60 mm, an inner diameter of 55 mm, and a width of 15 mm in the central axis direction.
  • the test piece 2 is a thick ring having an outer diameter of 60 mm, an inner diameter of 30 mm, and a width of 15 mm.
  • the test piece 3 is a cylindrical roller having a solid body with an outer diameter of 25 mm and a height of 25 mm in a direction perpendicular to the central axis. For each test piece 1 to 3, five test pieces were prepared.
  • FIG. 7 is a graph showing a heat pattern in the quenching process.
  • the horizontal axis in FIG. 7 indicates time, and the vertical axis indicates the heating temperature.
  • each sample was heated at a predetermined heating rate in a vacuum atmosphere, and then first heat treatment was performed at a heating temperature of 750 ° C. and a heating time of 30 minutes. Thereafter, a second heat treatment was performed by further raising the temperature to a heating temperature of 800 ° C. and a heating time of 60 minutes.
  • And quenching processing was implemented by cooling each sample using flowing water with a flow velocity of 5.5 m / s as a refrigerant. Specifically, a water flow was generated by installing a pump having a water feeding capacity of 1.5 tons / second in a water tank having a length of 5 m, a width of 2 m, and a depth of 3 m. The dimensions of the quenching zone are 0.52 m long, 0.53 m wide and 0.8 m deep. Each sample was cooled using such equipment.
  • tempering process was implemented about the test piece 3 after the said quenching process.
  • the treatment conditions were a tempering temperature of 180 ° C. and a heating time of 2 hours, and the treatment was performed in the air.
  • Residual stress distribution measurement Residual stress distribution was measured after the above quenching treatment and before tempering treatment and after tempering treatment.
  • the ferrite phase ( ⁇ phase) or the martensite phase ( ⁇ ′ phase) was measured using an X-ray stress measuring device manufactured by Rigaku Corporation.
  • FIG. 8 is a graph showing a distribution of residual stress after quenching process and before tempering process.
  • the horizontal axis of FIG. 8 shows the depth (unit: ⁇ m) from the surface of the test piece, and the vertical axis shows the residual stress (unit: MPa) in the circumferential direction of each test piece.
  • minus ( ⁇ ) indicates compressive stress.
  • the test piece 1 is displayed as a thin ring
  • the test piece 2 is displayed as a thick ring
  • the test piece 3 is displayed as a roller.
  • the maximum compressive residual stress is obtained on the outermost surface of the roller which is the test piece 3.
  • the roller had a compressive stress from the surface to a depth of 900 ⁇ m.
  • the thickness of the test piece 1, the test piece 2, the test piece 3, and the test piece becomes thick, there existed a tendency for the value of the compressive residual stress in the outermost surface to be large, so that the said thickness was thick.
  • FIG. 9 is a graph showing the residual stress distribution before and after tempering.
  • the vertical axis and horizontal axis in FIG. 9 are the same as the vertical axis and horizontal axis in FIG.
  • the data after the tempering process and before the tempering process are displayed as “no tempering”, and the data after the tempering process is displayed as 180 ° C. ⁇ 2 h.
  • FIG. 9 shows data for the test piece 3.
  • the value of the compressive residual stress of the test piece is reduced by the tempering treatment. Specifically, the value of the compressive residual stress that was over ⁇ 1300 MPa before the tempering treatment on the outermost surface of the test piece became ⁇ 596 MPa by the tempering treatment.
  • a compressive residual stress of -374 MPa is obtained at a depth of 310 ⁇ m from the surface
  • a compressive residual stress of -250 MPa is obtained at a depth of approximately 500 ⁇ m from the surface
  • a depth of approximately 750 ⁇ m from the surface was obtained.
  • FIG. 10 is a graph showing the relationship between the tempering temperature and the residual stress.
  • FIG. 10 shows data for the test piece 3.
  • the horizontal axis indicates the tempering temperature (unit: ° C.)
  • the vertical axis indicates the residual stress (unit: MPa) at a position of 500 ⁇ m from the surface.
  • the value of the compressive residual stress before the tempering treatment in the test piece 3 is plotted in FIG. 10 as data of the tempering temperature of 0 ° C.
  • the value of the compressive residual stress after the tempering treatment of the test piece 3 was plotted in FIG. 10 as data when the tempering temperature was 180 ° C. Based on the above two data, the residual stress value was obtained by extrapolation in the region where the tempering temperature was 180 ° C. or higher.
  • the residual stress at a depth of 500 ⁇ m from the surface becomes almost zero when the tempering temperature is about 220 ° C.
  • FIG. 11 is a graph showing the relationship between the sample thickness and residual stress.
  • the horizontal axis of FIG. 11 indicates the thickness (unit: mm) of the test piece, and the vertical axis indicates the value of residual stress (unit: MPa) after quenching and before tempering.
  • the data of the test piece 1 is displayed as data at a wall thickness of 2.5 mm
  • the data of the test piece 2 is displayed as data at a wall thickness of 15 mm
  • the data of the test piece 3 is displayed as data of a wall thickness of 25 mm. It is displayed.
  • all of the test pieces 1 to 3 are configured in accordance with JIS standard SUJ2. Therefore, from the data shown in FIG. 11, it is estimated that a rolling residual part made of JIS standard SUJ2 can obtain a compressive residual stress of about 100 MPa at a depth of 500 ⁇ m from the surface if the thickness is 10 mm.
  • the indentation depth is increased with a roller or ball having a certain size (for example, a diameter of 20 mm or more). It is thought that the reduction effect is great.
  • compressive residual stress is applied to a depth of 500 ⁇ m from the surface where normal compressive residual stress cannot be introduced, so that not only indentation caused by foreign matter but also impact during production and transportation of the bearing. It is considered that there is an effect of reducing the occurrence of marks and the like.
  • Example 2 Hereinafter, a second experiment performed to confirm the effects of the rolling component and the bearing according to the present disclosure will be described.
  • Test specimens 4 to 6 made of JIS standard SUJ3 were prepared as experimental samples.
  • the test piece 4 is a thin ring similar to the test piece 1 of Example 1 described above, and its size is an outer diameter of 60 mm, an inner diameter of 55 mm, and a width in the central axis direction of 15 mm.
  • the test piece 5 is a thick ring having an outer diameter of 60 mm, an inner diameter of 30 mm, and a width of 15 mm.
  • the test piece 6 is a cylindrical roller having a solid body with an outer diameter of 25 mm and a height of 25 mm in a direction perpendicular to the central axis. For each test piece 4 to 6, five test pieces were prepared.
  • tempering process was implemented about the test piece 6 after the said quenching process.
  • the treatment conditions were the same as those for the tempering treatment on the test piece 3 in Example 1, and the treatment was performed in the atmosphere at a tempering temperature of 180 ° C. and a heating time of 2 hours.
  • Residual stress distribution measurement Residual stress distribution was measured after the above quenching treatment and before tempering treatment and after tempering treatment.
  • the ferrite phase ( ⁇ phase) or the martensite phase ( ⁇ ′ phase) was measured using an X-ray stress measuring device manufactured by Rigaku Corporation.
  • FIG. 12 is a graph showing a residual stress distribution after quenching process and before tempering process.
  • the horizontal axis of FIG. 12 indicates the depth (unit: ⁇ m) from the surface of the test piece, and the vertical axis indicates the residual stress (unit: MPa) in the circumferential direction of each test piece.
  • minus ( ⁇ ) indicates compressive stress.
  • the test piece 4 is displayed as a thin ring
  • the test piece 5 is displayed as a thick ring
  • the test piece 6 is displayed as a roller.
  • the maximum compressive residual stress is obtained on the outermost surface of the roller which is the test piece 6.
  • the roller had a compressive stress from the surface to a depth of 300 ⁇ m.
  • the thickness of the test piece 4, the test piece 5, the test piece 6, and the test piece became thick, there existed a tendency for the value of the compressive residual stress in the outermost surface to be large, so that the said thickness was thick.
  • FIG. 13 is a graph showing the residual stress distribution before and after tempering.
  • the vertical axis and horizontal axis in FIG. 13 are the same as the vertical axis and horizontal axis in FIG.
  • the data after the tempering process and before the tempering process are displayed as “no tempering”, and the data after the tempering process is displayed as 180 ° C. ⁇ 2 h.
  • FIG. 13 shows data for the test piece 6.
  • the value of the compressive residual stress of the test piece is lowered by the tempering treatment. Specifically, the value of the compressive residual stress that was over ⁇ 1100 MPa before the tempering treatment on the outermost surface of the test piece became ⁇ 392 MPa by the tempering treatment. Further, after the tempering treatment, a compressive residual stress of ⁇ 142 MPa was obtained at a depth of 290 ⁇ m from the surface.
  • FIG. 14 is a graph showing the relationship between the tempering temperature and residual stress.
  • FIG. 14 shows data for the test piece 6.
  • the horizontal axis indicates the tempering temperature (unit: ° C.)
  • the vertical axis indicates the residual stress (unit: MPa) at a position of 300 ⁇ m from the surface.
  • the value of the compressive residual stress before tempering treatment in the test piece 6 was plotted in FIG. 14 as data of tempering temperature of 0 ° C.
  • the value of the compressive residual stress after the tempering process of the test piece 6 was plotted in FIG. 14 as data when the tempering temperature was 180 ° C.
  • the residual stress value was obtained by extrapolation in the region where the tempering temperature was 180 ° C. or higher.
  • the test piece 6 made of JIS standard SUJ3 it is expected that the residual stress at a depth of 300 ⁇ m from the surface becomes almost zero when the tempering temperature is about 300 ° C.
  • FIG. 15 is a graph showing the relationship between the sample thickness and residual stress.
  • the horizontal axis of FIG. 15 shows the thickness (unit: mm) of the test piece, and the vertical axis shows the value of residual stress (unit: MPa) after quenching and before tempering.
  • the data of the test piece 4 is displayed as data with a thickness of 2.5 mm
  • the data of the test piece 5 is displayed as data with a thickness of 15 mm
  • the data of the test piece 6 is displayed as data with a thickness of 25 mm. It is displayed.
  • all of the test pieces 4 to 6 are configured in accordance with JIS standard SUJ3. Therefore, from the data shown in FIG. 15, it is presumed that a rolling residual part made of JIS standard SUJ3 can obtain a compressive residual stress of about 50 MPa at a depth of 300 ⁇ m from the surface if the thickness is 10 mm.
  • the compressive residual stress obtained when the depth from the surface is 300 ⁇ m is larger as the wall thickness is larger. Therefore, it is estimated that even if it is a test piece with a thickness of 30 mm, a compressive residual stress of 50 MPa can be obtained at a depth of 300 ⁇ m from the surface.
  • the indentation depth is increased with a roller or ball having a certain size (for example, a diameter of 10 mm or more). It is thought that the reduction effect is great.
  • the compressive residual stress is applied to a depth of 300 ⁇ m from the surface where normal compressive residual stress cannot be introduced, so that not only indentation caused by foreign matter but also the impact at the time of manufacturing and transporting the bearing. It is considered that there is an effect of reducing the occurrence of marks and the like.
  • This disclosure is particularly advantageously applied to rolling bearings.

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Abstract

圧痕の形成が抑制された転動部品および当該転動部品を用いた軸受を提供する。転動部品としての外輪（１０）、内輪（１１）、玉（１２）は、軸受鋼からなり、表面を有し、厚みが１０ｍｍ以上の転動部品である。外輪（１０）、内輪（１１）、玉（１２）は、表面から０．５ｍｍの深さとなる位置での圧縮残留応力は１００ＭＰａ以上であるという第１条件と、表面から０．３ｍｍの深さとなる位置での圧縮残留応力が５０ＭＰａ以上であるという第２条件とのいずれか一方を満足する。また、軸受（１）は、深溝玉軸受であって、軌道部材としての外輪（１０）および内輪（１１）と、複数の転動体としての玉（１２）とを備える、複数の玉（１２）は、外輪（１０）および内輪（１１）に接触し、円環状の軌道上に配置される。

Description

転動部品、軸受および転動部品の製造方法
　この発明は、転動部品、軸受および転動部品の製造方法に関する。
　転がり軸受（以下、軸受とも呼ぶ）では、軸受を構成する軌道輪や転動体などの部品に、転動体直径に対して１／１００００以上の深さの圧痕が形成されると、軸受の円滑な回転が妨げられる。そのため、このような圧痕の発生を抑制する観点から静定格荷重という荷重の基準がある。軸受では、圧痕による回転精度や音響特性の低下を防ぐために、静定格荷重以上の荷重を負荷として与えないよう、可能な限り注意を払う必要がある。しかし、軸受の使用状況によっては転動体直径の１／１００００以上の深さの圧痕が形成されてしまうことがある。
　軸受に高荷重が作用することによって形成される圧痕は、接触楕円の短軸半径と同程度の深さで生じる材料の塑性変形に起因している。そのため、静定格荷重の向上（すなわち圧痕の形成の抑制）には、上記深さでの材料の塑性変形を抑制する必要がある。一方、軸受に高荷重が作用する際の接触楕円の短軸半径はｍｍオーダになるものもあるが、材料の表面改質によってｍｍオーダの深さにおける材料の改質を行う手段は限られている。
　特開平１１－２０１１６８号公報（以下、特許文献１とも呼ぶ）では、軸受鋼に対する浸炭窒化処理により生成する窒化物等によって、材料そのものの静的強度を向上させて耐圧痕性を向上させる方法が示されている。
　特開２００１－２００８５１号（以下、特許文献２とも呼ぶ）では、浸炭焼入れした際に表層に形成される圧縮残留応力と残留オーステナイト量との制御によって圧痕形成を抑制する方法が示されている。一方、特開２００８－２９７６２０号公報（以下、特許文献３とも呼ぶ）では、軸受鋼に対して２回焼入を行う焼入方法において、２回目の焼入における冷媒に水を用い、さらに当該水の流速を高めることにより焼入後の歪低減、ロックウェル硬さの向上、焼入後組織の改善等を図っている。
特開平１１－２０１１６８号公報 特開２００１－２００８５１号公報 特開２００８－２９７６２０号公報
　上記特許文献１に開示された方法において、軸受鋼に生成できる窒化層の深さはせいぜい０．５ｍｍが限度である。そのため、特許文献１に開示された方法では軸受の材料における深い位置での塑性変形を十分に抑制できないという問題がある。また、上記特許文献２に開示された方法については、材料として浸炭鋼を採用しなければならないという制約がある。また、上記特許文献３に開示された方法については、一度焼入をした後、さらに流水で二回目の焼入をするプロセスを前提としており、製造プロセスの複雑化、高コスト化という課題がある。
　この発明は、上記のような課題を解決するためになされたものであり、この発明の目的は、圧痕の形成が抑制された転動部品および当該転動部品を用いた軸受を提供することである。
　本開示に従った転動部品は、軸受鋼からなり、表面を有し、厚みが１０ｍｍ以上の転動部品である。転動部品は、表面から０．５ｍｍの深さとなる位置での圧縮残留応力は１００ＭＰａ以上であるという第１条件と、表面から０．３ｍｍの深さとなる位置での圧縮残留応力が５０ＭＰａ以上であるという第２条件とのいずれか一方を満足する。
　本開示に従った軸受は、軌道部材と、複数の転動体とを備える、複数の転動体は、軌道部材に接触し、円環状の軌道上に配置される。軌道部材と転動体との少なくともいずれか１つは、上記転動部品である。
　本開示に従った転動部品の製造方法は、加熱する工程と冷却する工程とを備える。加熱する工程では、成形体を、当該成形体の表面の温度がＡ１点以上になるように加熱する。成形体は、軸受鋼からなり、表面を有し、厚みが１０ｍｍ以上である。冷却する工程では、成形体をＭｓ点以下の温度に冷却する。冷却する工程では、成形体を流水に接触させることにより成形体を冷却する。流水の流速は３ｍ／ｓ以上である。
　本開示によれば、圧痕の形成を抑制して静定格荷重が向上された転動部品および軸受を得ることができる。
本実施形態に係る軸受の断面模式図である。 内部相当応力の分布を示すグラフである。 図１に示した軸受の製造プロセスを説明するためのフローチャートである。 冷却工程において用いる冷却装置の構成を示す模式図である。 冷却工程におけるリング形状の成形体の冷却条件の一例を説明するための模式図である。 本実施形態に係る軸受の断面模式図である。 焼入処理におけるヒートパターンを示すグラフである。 実施例１における焼戻前の残留応力分布を示すグラフである。 実施例１における焼戻前後での残留応力分布を示すグラフである。 実施例１における焼戻温度と残留応力との関係を示すグラフである。 実施例１における試料の肉厚と残留応力との関係を示すグラフである。 実施例２における焼戻前の残留応力分布を示すグラフである。 実施例２における焼戻前後での残留応力分布を示すグラフである。 実施例２における焼戻温度と残留応力との関係を示すグラフである。 実施例２における試料の肉厚と残留応力との関係を示すグラフである。
　以下、図面に基づいて本発明の実施の形態を説明する。なお、以下の図面において同一または相当する部分には同一の参照番号を付しその説明は繰返さない。
　（実施の形態１）
　＜転動部品および軸受の構成＞
　図１は、本実施形態に係る軸受の断面模式図である。本実施の形態に係る軸受の一例である転がり軸受について、図１を用いて説明する。
　図１を参照して、本実施の形態に係る転がり軸受の一例としての深溝玉軸受１は、外輪１０と、内輪１１と、複数の玉１２と、保持器１３とを主に備えている。外輪１０は、環形状であって、内周面に外輪転走面１０Ａを有している。内輪１１は、環形状であって、外周面に内輪転走面１１Ａを有している。内輪１１は、内輪転走面１１Ａが外輪転走面１０Ａに対向するように外輪１０の内周側に配置されている。外輪１０および内輪１１の外径は、たとえば１５０ｍｍ以下となっている。外輪１０および内輪１１は軸受鋼により構成されている。
　玉１２は、外輪１０の内周面上に配置されている。玉１２は、たとえば合成樹脂からなる保持器１３により外輪１０および内輪１１の周方向に沿った円環状の軌道上において所定のピッチで並べて配置されている。玉１２は、保持器１３により当該軌道上を転動自在に保持されている。玉１２は、玉転動面１２Ａを有し、当該玉転動面１２Ａにおいて外輪転走面１０Ａおよび内輪転走面１１Ａに接触している。玉１２は軸受鋼により構成されている。このような構成により、深溝玉軸受１の外輪１０および内輪１１は、互いに相対的に回転可能となっている。
　外輪１０および内輪１１の表面には、それぞれ焼入による硬化層１０Ｂ、１１Ｂが形成されている。また、玉１２の表面にも焼入による硬化層１２Ｂが形成されている。玉１２の表面としての玉転動面１２Ａから０．５ｍｍの深さとなる位置での圧縮残留応力は１００ＭＰａ以上となっている。また、外輪１０および内輪１１では、それぞれの表面としての外輪転走面１０Ａおよび内輪転走面１１Ａから０．５ｍｍの深さとなる位置での圧縮残留応力は１００ＭＰａ以上となっている。玉１２の直径は１０ｍｍ以上である。また、外輪１０の外輪転走面１０Ａから外周面までの厚みは１０ｍｍ以上である。また、内輪１１の内輪転走面１１Ａから内周面までの厚みは１０ｍｍ以上である。
　なお、外輪１０、内輪１１、玉１２はそれぞれ本実施形態に係る転動部品の一例であって、ＪＩＳ規格ＳＵＪ２により構成されていてもよい。また、図１に示した深溝玉軸受１では、外輪１０、内輪１１、玉１２のそれぞれについて表面から０．５ｍｍの深さとなる位置での圧縮残留応力が１００ＭＰａ以上とされているが、上記外輪１０、内輪１１、玉１２の少なくとも１つについて上記のような圧縮残留応力を有するようにしてもよい。
　また、上記深溝玉軸受１においては、玉１２の表面としての玉転動面１２Ａから０．３ｍｍの深さとなる位置での圧縮残留応力を５０ＭＰａ以上としてもよい。また、外輪１０および内輪１１では、それぞれの表面としての外輪転走面１０Ａおよび内輪転走面１１Ａから０．３ｍｍの深さとなる位置での圧縮残留応力を５０ＭＰａ以上としてもよい。
　また、外輪１０、内輪１１、玉１２はそれぞれ本実施形態に係る転動部品の一例であって、ＪＩＳ規格ＳＵＪ３により構成されていてもよい。また、上述した深溝玉軸受１では、外輪１０、内輪１１、玉１２のそれぞれについて表面から０．３ｍｍの深さとなる位置での圧縮残留応力が５０ＭＰａ以上とされているが、上記外輪１０、内輪１１、玉１２の少なくとも１つについて上記のような圧縮残留応力を有するようにしてもよい。また、玉１２の直径、外輪１０の外輪転走面１０Ａから外周面までの厚み、および内輪１１の内輪転走面１１Ａから内周面までの厚みはそれぞれ１０ｍｍ以上であるとしたが、３０ｍｍ以上であってもよい。
　上記深溝玉軸受１においては、外輪１０のみについて上記のような圧縮残留応力を有するようにしてもよいし、内輪１１のみについて上記のような圧縮残留応力を有するようにしてもよいし、玉１２のみについて上記のような圧縮残留応力を有するようにしてもよい。また、外輪１０および内輪１１のみについて上記のような圧縮残留応力を有するようにしてもよい。
　また、外輪１０、内輪１１、玉１２のそれぞれについて、ＪＩＳ　Ｇ　０５５１に規定された鋼のオーステナイト結晶粒度試験方法による粒度番号が９以上であってもく、１０以上であってもよい。また、上記粒度番号は１２未満であってもよく、１１未満であってもよい。
　＜作用効果＞
　上述のように、本開示に従った転動部品の一例である外輪１０、内輪１１、玉１２は、軸受鋼からなり、表面を有し、厚みが１０ｍｍ以上である。さらに、外輪１０、内輪１１、玉１２は、表面から０．５ｍｍの深さとなる位置での圧縮残留応力が１００ＭＰａ以上であるという第１条件と、表面から０．３ｍｍの深さとなる位置での圧縮残留応力が５０ＭＰａ以上であるという第２条件とのいずれか一方を満足する。また、本実施形態に従った軸受としての深溝玉軸受１は、軌道部材としての外輪１０および内輪１１と、複数の転動体としての玉１２とを備える、複数の玉１２は、外輪１０および内輪１１に接触し、円環状の軌道上に配置される。外輪１０、内輪１１および玉１２の少なくともいずれか１つは、上記転動部品である。このような構成により、表面から十分深い領域に圧縮残留応力が付与されているため、外輪１０、内輪１１、玉１２において圧痕の形成が抑制される。このため、深溝玉軸受１の静定格荷重を従来より向上させることができる。
　なお、ここで軸受鋼とは、ＪＩＳ規格に規定される高炭素クロム軸受鋼を意味する。また、外輪１０、内輪１１および玉１２などに代表される転動部品の厚みとは、転動部品の表面（たとえば外輪転走面１０Ａ、内輪転走面１１Ａ、または玉転動面１２Ａ）に対して交差する方向における厚みを意味する。たとえば転動部品が図１に示す玉１２のように球形状であれば厚みとは球形状の玉１２の直径を意味する。転動部品がたとえば円筒ころであれば、厚みとは当該円筒ころの側面間の距離を意味する。
　圧縮残留応力を評価した位置を表面（たとえば外輪転走面１０Ａ、内輪転走面１１Ａ、または玉転動面１２Ａ）から０．５ｍｍの深さまたは０．３ｍｍの深さとなる位置としたのは、当該位置は深溝玉軸受１に高荷重が作用する際に圧痕の形成に影響を及ぼす領域であり、当該深さの位置について圧縮残留応力を付与することが圧痕形成の抑制に効果的なためである。
　また、第１条件において当該表面から０．５ｍｍの深さとなる位置での圧縮残留応力を１００ＭＰａ以上とし、第２条件において当該表面から０．３ｍｍの深さとなる位置での圧縮残留応力を５０ＭＰａ以上としたのは、当該位置での圧縮残留応力の値が上述した基準を満足すれば、上述した圧痕の形成を抑制する効果を確実に得られるためである。なお、第１条件において、当該位置での圧縮残留応力の値の下限は、１５０ＭＰａでもよく、２００ＭＰａでもよく、２５０ＭＰａでもよく、３００ＭＰａでもよい。また、当該圧縮残留応力の上限は、１５００ＭＰａでもよく、１４００ＭＰａでもよく、１３００ＭＰａでもよく、１０００ＭＰａでもよく、５００ＭＰａでもよい。また、第２条件において、当該位置での圧縮残留応力の値の下限は、１００ＭＰａでもよく、１５０ＭＰａでもよく、２００ＭＰａでもよく、２５０ＭＰａでもよい。また、当該圧縮残留応力の上限は、１５００ＭＰａでもよく、１４００ＭＰａでもよく、１３００ＭＰａでもよく、１０００ＭＰａでもよく、５００ＭＰａでもよい。
　上記外輪１０、内輪１１、玉１２を構成する材料はＪＩＳ規格ＳＵＪ２であってもよい。また、上記外輪１０、内輪１１、玉１２は上記第１条件を満足してもよい。この場合、ＪＩＳ規格ＳＵＪ２は軸受を構成する部材に用いられる代表的な鋼種であるため、本開示に係る外輪１０、内輪１１、玉１２を様々な種類の軸受の鋼製部材として利用できる。
　上記外輪１０、内輪１１、玉１２を構成する材料はＪＩＳ規格ＳＵＪ３であってもよい。また、上記外輪１０、内輪１１、玉１２は上記第２条件を満足してもよい。この場合、ＪＩＳ規格ＳＵＪ３は軸受を構成する部材に用いられる代表的な鋼種であるため、本開示に係る外輪１０、内輪１１、玉１２を様々な種類の軸受の鋼製部材として利用できる。
　また、外輪１０、内輪１１、玉１２といった転動部品の厚みは３０ｍｍ以上であってもよい。この場合、本開示に係る外輪１０、内輪１１、玉１２を様々な大きさで作ることができ、種々の軸受の鋼製部材として利用できる。
　特に、厚みが３０ｍｍ以上必要となるような軸受の鋼製部材としては、ＪＩＳ規格ＳＵＪ３を用いるが好ましい。その理由は、ＪＩＳ規格ＳＵＪ３がＪＩＳ規格ＳＵＪ２に比べて焼入性のよい鋼であることに起因する。ＪＩＳ規格ＳＵＪ３は焼入性のよい鋼であるため、厚みが３０ｍｍ以上であっても不完全焼入れになる可能性は低く、かつ、圧痕の形成に影響を及ぼす領域での圧縮残留応力が付与されるからである。
　ここで、上述した本開示の作用効果について、より詳細に説明する。図２は、転動部品における内部相当応力の分布のシミュレーション結果を示すグラフである。図２の横軸は転動部品の表面からの深さ（単位：ｍｍ）を示し、縦軸は相当応力（単位：ＭＰａ）を示す。図２において、破線で示されたグラフは、転動部品の内部に圧縮残留応力が無い状態で、当該転動部品の表面に応力（Ｐｍａｘ）を２．０ＧＰａ印加したときの、深さ方向における相当応力の分布を示している。また、図２において実線で示されたグラフは、転動部品の内部に圧縮残留応力が存在する場合（σx＝σy＝－５００ＭＰａ）で、当該転動部品の表面に応力（Ｐｍａｘ）を３．０ＧＰａ印加したときの、深さ方向における相当応力の分布を示している。なお、上記残留応力のσxおよびσyは以下のように定義される。すなわち、転動部品を中心にＸＹＺ座標を考える。そして、上記応力（Ｐｍａｘ）の印加方向をＺ軸とし、転動部品の転がり方向をＸ軸とする。また、Ｘ軸およびＺ軸に直交する方向軸をＹ軸とする。このときに残留応力のＸ軸方向成分をσxとし、Ｙ軸方向成分をσyとした。また、相当応力σeq（ミーゼス応力、あるいはフォン・ミーゼス応力とも呼ばれる）については、以下の数式（１）により定義される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000001
　図２からわかるように、残留応力が内部に存在する場合、転動部品の表面（接触面）下に発生する相当応力の分布は変化する。すなわち、圧縮残留応力が存在する場合、図２に示すように内部の最大相当応力を低下させることができる。
　一般に、焼入焼戻しした軸受鋼の降伏強度は１２００ＭＰａ程度である。そのため、図２の破線のグラフに示すように、残留応力が無い場合は応力Ｐｍａｘが２ＧＰａ程度となることで、転動部品の内部の相当応力が上記降伏強度に達し、圧痕が生成し始める。一方、図２の実線のグラフで示したように、転動部品の内部に－５００ＭＰａの残留応力が存在する場合、応力Ｐｍａｘが３．０ＧＰａ以上になったときにようやく最大相当応力が約１２００ＭＰａを超える。これは、転動部品の表面に印加される応力Ｐｍａｘが３．０ＧＰａとなるまで圧痕は形成されないことを意味している。すなわち、圧縮応力（圧縮残留応力）の付与が耐圧痕性の向上をもたらすことを示している。つまり、上述した本実施の形態に係る深溝玉軸受１のように、転動部品の例である玉１２などにおいて表面から０．５ｍｍの深さとなる位置での圧縮残留応力が１００ＭＰａ以上である第１条件と、当該表面から０．３ｍｍの深さとなる位置での圧縮残留応力が５０ＭＰａ以上である第２条件とのいずれか一方を満足することで、耐圧痕性を向上させることができる。
　＜転動部品および軸受の製造方法＞
　図１に示した深溝玉軸受１の製造方法を説明する。図３は、図１に示した軸受の製造プロセスを説明するためのフローチャートである。
　図３に示すように、まず成形体を形成する工程（Ｓ１０）を実施する。この工程（Ｓ１０）では、外輪１０、内輪１１、玉１２となるべき成形体をそれぞれ形成する。この工程（Ｓ１０）では、たとえばＪＩＳ規格ＳＵＪ２からなる部材を機械加工することにより、所定の形状とすることで上記成形体を形成する。成形体の厚みは１０ｍｍ以上である。機械加工方法としては、切削やプレス加工など任意の方法を用いることができる。なお、成形体の材料としてＪＩＳ規格ＳＵＪ３を用いてもよい。
　次に、加熱工程（Ｓ２０）が実施される。この工程（Ｓ２０）では、加熱炉を用いた加熱方法や誘導加熱用コイルを用いた誘導加熱方法など、任意の方法を用いることができる。加熱工程（Ｓ２０）では、成形体を、当該成形体の表面の温度がＡ１点以上になるように加熱する。
　次に、冷却工程（Ｓ３０）を実施する。この工程（Ｓ３０）では、成形体をＭｓ点以下の温度に冷却する。工程（Ｓ３０）では、成形体を流水に接触させることにより成形体を冷却する。流水の流速は３ｍ／ｓ以上である。
　このような冷却工程（Ｓ３０）では、成形体の冷却時に当該成形体表面に流水を連続的に供給できるので、成形体表面が蒸気膜により覆われる状況が発生することを抑制できる。この結果、成形体の冷却条件を良好に保つことができ、結果的に成形体の表面から０．３ｍｍ以上、さらには０．５ｍｍ以上という十分深い領域にまで圧縮残留応力を発生させることができる。ここで、本発明者は、上述のように１０ｍｍ以上の肉厚を有し軸受鋼からなる転動部品に高速流水焼入を適用すると、０．５ｍｍ以上の深さで圧縮残留応力が付与されることを発見した。このような圧縮残留応力が付与された転動部品を用いることで、上述のように軸受の静定格荷重を向上させることができる。上述した加熱工程（Ｓ２０）と冷却工程（Ｓ３０）とから焼入硬化工程が構成される。
　なお、流水を用いた冷却工程（Ｓ３０）では、任意の方法を用いることができる。たとえば、冷却工程（Ｓ３０）では、図４に示すような冷却装置を用いて成形体を冷却してもよい。ここで、図４は冷却工程において用いられる冷却装置の構成を示す模式図である。図５は、冷却工程におけるリング状の成形体の冷却条件の一例を説明するための模式図である。図４に示す冷却装置２０は、加熱室２１、搬送路２２、連結部２３、水槽２４、ポンプ２５および導水配管２６を主に備える。水槽２４の内部には冷却用の媒体である水２９が保持されている。
　水槽２４上には、上述した加熱工程（Ｓ２０）を実施する加熱室２１が配置されている。加熱室２１には、加熱された成形体を水槽２４の急冷ゾーン２７へ搬送するための搬送路２２が接続されている。搬送路２２と水槽２４とは筒状体である連結部２３により接続されている。
　水槽２４の内部にはポンプ２５が配置されている。水槽２４の内部には、水槽２４の上壁に接続され、冷却対象の導入部を区画する隔壁２８が配置されている。ポンプ２５から吐出された水を隔壁２８により区画された導入部へ送るように、導水配管２６が配置されている。導水配管２６はポンプ２５の吐出口と導入部とを繋ぐ。導水配管２６において導入部に隣接する部分は、図４に示すように鉛直方向に沿って延びるように構成されている。導水配管２６において鉛直方向に延びるように構成された部分は、後述するように冷却対象が挿入されて急冷される急冷ゾーン２７である。隔壁２８には、導水配管２６から導入部に流入した水を水槽２４中における導入部の外部へ排出するための開口部が形成されている。
　上述した連結部２３は、搬送路２２と水槽２４の導入部とを繋ぐように配置されている。具体的には、隔壁２８により囲まれた領域である導入部に面する水槽２４の上壁には開口部が形成されている。当該開口部に連なるように連結部２３が配置されている。連結部２３は開口部の直上に配置されている。
　次に、冷却装置２０の動作を説明する。成形体を冷却するための水２９は、ポンプ２５から導水配管２６を介して矢印３３に示すように導入部に向けて吐出される。急冷ゾーン２７での水の流速（水流の速度）はたとえば３ｍ／ｓ以上６ｍ／ｓ以下とする。急冷ゾーン２７を通過する水２９の流量は当該急冷ゾーン２７の容積に応じて決定される。
　そして、上述した加熱工程（Ｓ２０）として、加熱室２１において成形体が加熱される。このとき、成形体はバスケット等の保持具３０により保持された状態としてもよい。また、当該保持具３０の内部に、複数の成形体を配置してもよい。この成形体を保持した保持具３０は、成形体が所定の温度まで加熱された後、矢印３１に示すよう加熱室２１から搬送路２２に移送される。そして、搬送路２２において連結部２３上に保持具３０が配置された状態で、当該搬送路２２と連結部２３とを区画する隔壁が解放される。この結果、保持具３０は矢印３２に示すように連結部２３、水槽２４の導入部を介して急冷ゾーン２７に落下する。このようにして、保持具３０内部に保持されていた成形体を、流水により冷却することができる。その後、保持具３０を急冷ゾーン２７から取り出す。このようにして、冷却工程（Ｓ３０）を実施することができる。
　なお、成形体に対して冷却媒体である水を均一にあてるため、同時に冷却を行う成形体同士が保持具３０内部で接触しないように、個々の成形体が間隔を隔てた状態で保持具３０内部に配置されていることが好ましい。また、保持具３０と成形体との接触面積も極力少ないことが好ましい。たとえば、保持具３０において成形体を保持する部分の表面は外側に凸の曲面状、あるいは針状であってもよい。このようにすれば、上記保持する部分と成形体との接触部を点接触として、接触面積を小さくすることができる。また、保持具３０の形状についても、水流を妨げないような形状とすることが好ましい。たとえば、水流の妨げとならないようにできるだけ細い線材からなる網状構造であって、線材間の間隔をできるだけ広くしたもの（たとえば成形体のサイズと同程度の間隔としたもの）を用いてもよい。
　成形体がリング形状の場合、図５の矢印４１に示すように成形体４０の軸方向から冷却水を供給してもよい。具体的には、図４に示した冷却装置において保持具３０に保持される成形体４０の軸方向が鉛直方向となるように、成形体４０を保持具３０の内部に配置してもよい。また、成形体の形状が円筒ころのような円柱形状の場合は、当該円柱形状の外周方向から冷却水を成形体に供給するようにしてもよい。具体的には、図４に示した冷却装置において保持具３０に保持される円柱形状の成形体の軸方向が水平方向となるように、成形体を保持具３０の内部に配置してもよい。
　ここで、流水の流速の下限を３ｍ／ｓとしたのは、流速が３ｍ／ｓを下回ると成形体の表面が蒸気膜で覆わる部分が発生し、冷却条件が劣化することから深い位置での圧縮残留応力の付与が難しくなるためである。ここで、流速の下限は３．５ｍ／ｓとしてもよいし、４ｍ／ｓとしてもよい。
　また、流水の流速の上限は６ｍ／ｓとしてもよい。流速の上限を６ｍ／ｓとしたのは、流速が６ｍ／ｓを超えると製品の下流にカルマン渦が発生して製品が振動し、均一な冷却が困難になるという理由による。なお、流速の上限は５．５ｍ／ｓとしてもよいし、５ｍ／ｓとしてもよい。
　次に、焼戻工程（Ｓ４０）を実施する。この工程（Ｓ４０）では、たとえば上述した焼入硬化工程が実施された成形体を、加熱炉内に挿入し、Ａ１点以下の温度に加熱した状態で、所定の時間保持する。
　次に、仕上げ工程（Ｓ５０）を実施する。この工程（Ｓ５０）では、たとえば転動部品の表面に対して研磨加工などの仕上げ加工が実施される。上述した転動部品の製造方法の一例である工程により、軸受としての深溝玉軸受１を構成する外輪１０、内輪１１、玉１２が得られる。
　次に、組立工程（Ｓ６０）を実施する。この工程（Ｓ６０）では、上述した外輪１０、内輪１１、玉１２および別途準備した保持器１３を組み立てることにより、図１に示した深溝玉軸受１を得る。このようにして、図１に示した深溝玉軸受１を製造することができる。
　（実施の形態２）
　＜軸受の構成および作用効果＞
　図６は、本実施形態に係る軸受の断面模式図である。図６に示す軸受は深溝玉軸受であって、基本的に図１に示した深溝玉軸受と同様の構成を備えるが、転動部品としての外輪１０、内輪１１、玉１２の表面を含む領域に窒素富化層を含む硬化層１０Ｃ、１１Ｃ、１２Ｃが形成されている点が、図１に示した深溝玉軸受１と異なっている。
　図６に示した深溝玉軸受１では、図１に示した深溝玉軸受１と同様の効果を得られるとともに、このように外輪１０、内輪１１、玉１２の表面を含む領域に窒素富化層が形成されているため、当該領域における残留オーステナイト量を増加させることができる。そのため、圧痕が形成された場合に当該圧痕の周囲における表面の盛り上がりを抑制できる。
　＜転動部品および軸受の製造方法＞
　図６に示した深溝玉軸受１の製造方法は、基本的に図１に示した深溝玉軸受の製造方法と同様であるが、図３に示した加熱工程（Ｓ２０）において一部異なる。具体的には、図６に示した深溝玉軸受１の製造方法においては、図３の工程（Ｓ２０）が成形体に窒化処理を行うことを含む。窒化処理としては従来周知の任意の処理方法を用いることができる。また、工程（Ｓ２０）において浸炭窒化処理を行ってもよい。このようにすれば、外輪１０、内輪１１、玉１２となるべき成形体の表面を含む領域に窒素富化層を形成することができる。上記工程（Ｓ２０）以外の工程については、図１に示した深溝玉軸受の製造方法と同様の工程を実施することにより、図６に示した深溝玉軸受１を製造することができる。
　（実施例１）
　以下、本開示に係る転動部品および軸受の効果を確認するために行った第１の実験を説明する。
　＜試料＞
　実験用の試料として、ＪＩＳ規格ＳＵＪ２からなる試験片１～３を準備した。試験片１は、薄肉リングであって、そのサイズは外径６０ｍｍ、内径５５ｍｍ、中心軸方向での幅１５ｍｍである。試験片２は厚肉リングであって、そのサイズは外径６０ｍｍ、内径３０ｍｍ、幅１５ｍｍである。試験片３は、円柱状のコロであって、中心軸に垂直な方向での外径が２５ｍｍ、高さが２５ｍｍの中実体である。各試験片１～３について、それぞれ５個の試験片を準備した。
　＜実験方法＞
　（１）　焼入処理
　上記試験片１～３について、加熱後冷却することで焼入処理を行った。図７は、焼入処理におけるヒートパターンを示すグラフである。図７の横軸は時間を示し、縦軸は加熱温度を示す。図７からわかるように、各試料とも真空雰囲気中で所定の昇温速度で昇温した後、まず加熱温度７５０℃、加熱時間３０分とした第１熱処理を実施した。その後、さらに昇温して加熱温度８００℃、加熱時間６０分とした第２熱処理を実施した。そして、流速５．５ｍ／ｓの流水を冷媒として用いて、各試料を冷却することで焼入処理を実施した。具体的には、長さ５ｍ、幅２ｍ、深さ３ｍの水槽に１．５トン／秒の送水能力を持つポンプを設置して水流を発生させた。急冷ゾーンの寸法は長さ０．５２ｍ、幅０．５３ｍ、深さ０．８ｍである。このような設備を用いて各試料を冷却した。
　（２）　焼戻処理
　次に、上記焼入処理後の試験片３について、焼戻処理を実施した。処理条件は、焼戻温度１８０℃、加熱時間２時間とし、大気中で処理した。
　（３）　残留応力分布測定
　上記焼入処理後焼戻処理前と、焼戻処理後とにおいて、残留応力分布を測定した。測定では、株式会社リガク製のＸ線応力測定装置を用いてフェライト相（α相）あるいはマルテンサイト相（α’相）について測定を行った。
　＜結果＞
　（１）　焼入処理後の残留応力の分布
　図８は、焼入処理後焼戻処理前の残留応力分布を示すグラフである。図８の横軸は試験片表面からの深さ（単位：μｍ）を示し、縦軸は各試験片の周方向での残留応力（単位：ＭＰａ）を示す。なお、縦軸の残留応力においてマイナス（－）は圧縮応力を示す。図８では、試験片１が薄肉リングと表示され、試験片２が厚肉リングと表示され、試験片３がコロと表示されている。
　図８からわかるように、試験片３であるコロの最表面で最大の圧縮残留応力が得られている。また、コロについては表面から深さ９００μｍまで圧縮応力となっていた。また、試験片１、試験片２、試験片３と試験片の肉厚が厚くなるが、当該肉厚が厚いほど最表面での圧縮残留応力の値が大きい傾向があった。
　（２）　焼戻処理前後での残留応力の分布比較
　図９は、焼戻前後での残留応力分布を示すグラフである。図９の縦軸および横軸は図８の縦軸および横軸と同様である。図９においては、焼入処理後焼戻処理前のデータを焼戻なしと表示し、焼戻処理後のデータを１８０℃×２ｈと表示している。図９は、試験片３についてのデータを示している。
　図９に示すように、焼戻処理によって試験片の圧縮残留応力の値は低下する。具体的には、試験片の最表面で焼戻処理前に－１３００ＭＰａ超えであった圧縮残留応力の値が、焼戻処理により－５９６ＭＰａとなった。また、焼戻処理後において、表面から３１０μｍの深さで－３７４ＭＰａの圧縮残留応力が得られ、表面から約５００μｍの深さで－２５０ＭＰａの圧縮残留応力が得られ、表面から約７５０μｍの深さでも－２２０ＭＰａの圧縮残留応力が得られた。
　（３）　焼戻温度と残留応力との関係
　図１０は、焼戻温度と残留応力との関係を示すグラフである。図１０は、試験片３についてのデータを示している。図１０において横軸は焼戻温度（単位：℃）を示し、縦軸は表面から５００μｍの位置での残留応力（単位：ＭＰａ）を示す。
　ここで、焼戻処理後の圧縮残留応力の値の低下は、焼戻温度が高いほど著しいと考えられる。そこで、試験片３において焼戻処理前の圧縮残留応力の値を焼戻温度が０℃のデータとして図１０にプロットした。また、試験片３の焼戻処理後の圧縮残留応力の値を、焼戻温度が１８０℃の場合のデータとして図１０にプロットした。上記２つのデータに基づき、焼戻温度が１８０℃以上の領域については外挿によって残留応力の値を求めた。図１０からわかるように、ＪＩＳ規格ＳＵＪ２からなる試験片３では、焼戻温度が約２２０℃のときに表面から５００μｍの深さでの残留応力がほぼ０になることが予想される。
　（４）　試料の肉厚と残留応力との関係
　図１１は、試料の肉厚と残留応力との関係を示すグラフである。図１１の横軸は試験片の肉厚（単位：ｍｍ）を示し、縦軸は焼入処理後焼戻処理前の残留応力の値（単位：ＭＰａ）を示す。図１１では、試験片１のデータが肉厚２．５ｍｍでのデータとして表示され、試験片２のデータが肉厚１５ｍｍでのデータとして表示され、試験片３のデータが肉厚２５ｍｍのデータとして表示されている。ここで、試験片１～３は、いずれもＪＩＳ規格ＳＵＪ２により構成されている。そのため、図１１に示したデータから、ＪＩＳ規格ＳＵＪ２からなる転動部品では、肉厚が１０ｍｍあれば表面から５００μｍの深さで約１００ＭＰａの圧縮残留応力が得られると推測される。
　このように転動部品において表面から５００μｍの深さといった深い領域に圧縮残留応力を付与することで、当該圧縮残留応力の作用により、圧痕深さの減少が期待できる。また、上記のように転動部品の肉厚が厚いほど形成される圧縮残留応力が大きくなる傾向があることから、ある程度以上の大きさ（たとえば直径２０ｍｍ以上）のコロや玉などで圧痕深さ低減効果が大きいと考えられる。
　また、上記のように表面から５００μｍといった、通常のショットピーニングでは圧縮残留応力を導入できない深さまで圧縮残留応力が付与されるため、異物に起因する圧痕のみならず、軸受の製造・搬送時の打痕などの発生を低減する効果があると考えられる。
　（実施例２）
　以下、本開示に係る転動部品および軸受の効果を確認するために行った第２の実験を説明する。
　＜試料＞
　実験用の試料として、ＪＩＳ規格ＳＵＪ３からなる試験片４～６を準備した。試験片４は、上記実施例１の試験片１と同様に薄肉リングであって、そのサイズは外径６０ｍｍ、内径５５ｍｍ、中心軸方向での幅１５ｍｍである。試験片５は厚肉リングであって、そのサイズは外径６０ｍｍ、内径３０ｍｍ、幅１５ｍｍである。試験片６は、円柱状のコロであって、中心軸に垂直な方向での外径が２５ｍｍ、高さが２５ｍｍの中実体である。各試験片４～６について、それぞれ５個の試験片を準備した。
　＜実験方法＞
　（１）　焼入処理
　上記試験片４～６について、加熱後冷却することで焼入処理を行った。焼入処理の条件は、図７に示したヒートパターンに従っており、実施例１における焼入処理の条件と同様である。
　（２）　焼戻処理
　次に、上記焼入処理後の試験片６について、焼戻処理を実施した。処理条件は、実施例１における試験片３に対する焼戻処理の条件と同様であり、焼戻温度１８０℃、加熱時間２時間とし、大気中で処理した。
　（３）　残留応力分布測定
　上記焼入処理後焼戻処理前と、焼戻処理後とにおいて、残留応力分布を測定した。測定では、株式会社リガク製のＸ線応力測定装置を用いてフェライト相（α相）あるいはマルテンサイト相（α’相）について測定を行った。
　＜結果＞
　（１）　焼入処理後の残留応力の分布
　図１２は、焼入処理後焼戻処理前の残留応力分布を示すグラフである。図１２の横軸は試験片表面からの深さ（単位：μｍ）を示し、縦軸は各試験片の周方向での残留応力（単位：ＭＰａ）を示す。なお、縦軸の残留応力においてマイナス（－）は圧縮応力を示す。図１２では、試験片４が薄肉リングと表示され、試験片５が厚肉リングと表示され、試験片６がコロと表示されている。
　図１２からわかるように、試験片６であるコロの最表面で最大の圧縮残留応力が得られている。また、コロについては表面から深さ３００μｍまで圧縮応力となっていた。また、試験片４、試験片５、試験片６と試験片の肉厚が厚くなるが、当該肉厚が厚いほど最表面での圧縮残留応力の値が大きい傾向があった。
　（２）　焼戻処理前後での残留応力の分布比較
　図１３は、焼戻前後での残留応力分布を示すグラフである。図１３の縦軸および横軸は図１２の縦軸および横軸と同様である。図１３においては、焼入処理後焼戻処理前のデータを焼戻なしと表示し、焼戻処理後のデータを１８０℃×２ｈと表示している。図１３は、試験片６についてのデータを示している。
　図１３に示すように、焼戻処理によって試験片の圧縮残留応力の値は低下する。具体的には、試験片の最表面で焼戻処理前に－１１００ＭＰａ超えであった圧縮残留応力の値が、焼戻処理により－３９２ＭＰａとなった。また、焼戻処理後において、表面から２９０μｍの深さで－１４２ＭＰａの圧縮残留応力が得られた。
　（３）　焼戻温度と残留応力との関係
　図１４は、焼戻温度と残留応力との関係を示すグラフである。図１４は、試験片６についてのデータを示している。図１４において横軸は焼戻温度（単位：℃）を示し、縦軸は表面から３００μｍの位置での残留応力（単位：ＭＰａ）を示す。
　ここで、焼戻処理後の圧縮残留応力の値の低下は、焼戻温度が高いほど著しいと考えられる。そこで、試験片６において焼戻処理前の圧縮残留応力の値を焼戻温度が０℃のデータとして図１４にプロットした。また、試験片６の焼戻処理後の圧縮残留応力の値を、焼戻温度が１８０℃の場合のデータとして図１４にプロットした。上記２つのデータに基づき、焼戻温度が１８０℃以上の領域については外挿によって残留応力の値を求めた。図１４からわかるように、ＪＩＳ規格ＳＵＪ３からなる試験片６では、焼戻温度が約３００℃のときに表面から３００μｍの深さでの残留応力がほぼ０になることが予想される。
　（４）　試料の肉厚と残留応力との関係
　図１５は、試料の肉厚と残留応力との関係を示すグラフである。図１５の横軸は試験片の肉厚（単位：ｍｍ）を示し、縦軸は焼入処理後焼戻処理前の残留応力の値（単位：ＭＰａ）を示す。図１５では、試験片４のデータが肉厚２．５ｍｍでのデータとして表示され、試験片５のデータが肉厚１５ｍｍでのデータとして表示され、試験片６のデータが肉厚２５ｍｍのデータとして表示されている。ここで、試験片４～６は、いずれもＪＩＳ規格ＳＵＪ３により構成されている。そのため、図１５に示したデータから、ＪＩＳ規格ＳＵＪ３からなる転動部品では、肉厚が１０ｍｍあれば表面から３００μｍの深さで約５０ＭＰａの圧縮残留応力が得られると推測される。
　また、表面からの深さが３００μｍにおいて得られる圧縮残留応力は、肉厚が厚いほど大きい。そのため、肉厚が３０ｍｍの試験片であっても、表面から３００μｍの深さで５０ＭＰａの圧縮残留応力が得られると推測される。
　このように転動部品において表面から３００μｍの深さといった深い領域に圧縮残留応力を付与することで、当該圧縮残留応力の作用により、圧痕深さの減少が期待できる。また、上記のように転動部品の肉厚が厚いほど形成される圧縮残留応力が大きくなる傾向があることから、ある程度以上の大きさ（たとえば直径１０ｍｍ以上）のコロや玉などで圧痕深さ低減効果が大きいと考えられる。
　また、上記のように表面から３００μｍといった、通常のショットピーニングでは圧縮残留応力を導入できない深さまで圧縮残留応力が付与されるため、異物に起因する圧痕のみならず、軸受の製造・搬送時の打痕などの発生を低減する効果があると考えられる。
　以上のように本発明の実施の形態および実施例について説明を行ったが、上述の実施の形態を様々に変形することも可能である。また、本発明の範囲は上述の実施の形態および実施例に限定されるものではない。本発明の範囲は、請求の範囲によって示され、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を含むことが意図される。
　本開示は、転がり軸受に特に有利に適用される。
　１　深溝玉軸受、１０　外輪、１０Ａ　外輪転走面、１１　内輪、１１Ａ　内輪転走面、１０Ｂ，１０Ｃ，１１Ｂ，１１Ｃ，１２Ｂ，１２Ｃ　硬化層、１２　玉、１２Ａ　玉転動面、１３　保持器。

Claims (7)

  1. 　軸受鋼からなり、表面を有し、厚みが１０ｍｍ以上の転動部品であって、
    　前記表面から０．５ｍｍの深さとなる位置での圧縮残留応力が１００ＭＰａ以上であるという第１条件と、前記表面から０．３ｍｍの深さとなる位置での前記圧縮残留応力が５０ＭＰａ以上であるという第２条件とのいずれか一方を満足する、転動部品。
  2. 　前記表面を含む領域に窒素富化層が形成されている、請求項１に記載の転動部品。
  3. 　前記転動部品を構成する材料がＪＩＳ規格ＳＵＪ２であり、
    　前記第１条件を満足する、請求項１または請求項２に記載の転動部品。
  4. 　前記転動部品を構成する材料がＪＩＳ規格ＳＵＪ３であり、
    　前記第２条件を満足する、請求項１または請求項２に記載の転動部品。
  5. 　軌道部材と、
    　前記軌道部材に接触し、円環状の軌道上に配置される複数の転動体とを備え、
    　前記軌道部材と前記転動体との少なくともいずれか一方は、請求項１～４のいずれか１項に記載に転動部品である、軸受。
  6. 　軸受鋼からなり、表面を有し、厚みが１０ｍｍ以上の成形体を、前記成形体の前記表面の温度がＡ１点以上になるように加熱する工程と、
    　前記成形体をＭｓ点以下の温度に冷却する工程とを備え、
    　前記冷却する工程では、前記成形体を流水に接触させることにより前記成形体を冷却し、
    　前記流水の流速は３ｍ／ｓ以上である、転動部品の製造方法。
  7. 　前記加熱する工程は、前記成形体に窒化処理を行うことを含む、請求項６に記載の転動部品の製造方法。
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