在最近的滚动轴承中，例如像在用于对引擎的进气阀或排气阀进行开闭的 摇臂上使用的轴承那样，虽然是满装滚子(日文：総ころ)型但有许多在高速、 高载荷用途中使用的轴承。尤其是在没有保持器的满装滚子型轴承中，由于滚 子彼此间产生干扰，或不能顺利地控制滚子位置，从而容易引起滚子的歪斜。 另外，在润滑油不能良好地向轴承内部供给时，容易产生润滑条件差的情况。 结果是，引起滑移发热和局部表面压力的上升，尽管计算上具有大的载荷容量， 但还是容易产生表面损伤(剥落、擦伤、表面起点型剥离)和内部起点型剥离。
像在用于对引擎的进气阀或排气阀进行开闭的摇臂上使用的轴承那样，在 其外圈的外径与凸轮滚动接触的用途中，以往有很多主要是对外圈的外径进行 改良的改良技术。例如，喷丸硬化等加工带来的压缩的残留应力、高浓度渗碳 氮化带来的高硬度(加工效果)而实现的长寿命化等都是主要为了改良与对象 凸轮滚动接触的外圈外径而进行的。
在以往的公知技术中，采取下述措施。
(1)为了提高滚动疲劳寿命，对轴承部件的套圈实施喷丸硬化，从表面 向内部依次设有强化层、含残留奥氏体层、淬火硬化层的轴承部件(日本专利 特开平2-168022号公报(专利文献1))。
(2)通过喷丸硬化对马氏体组织中碳化物的大小、面积率、残留奥氏体 量及硬度进行高效调整的技术(日本专利特开2001-065576号公报(专利文献 2))。
(3)为了提高滚动疲劳寿命，使喷丸硬化引起的残留压缩应力峰值高度 及分布与使用时作用的最大剪断应力及作用深度一致的技术(日本专利特开平 3-199716号公报(专利文献3))。
(4)在浸碳轴承中，为了实现长寿命化而实施喷丸硬化，在施加完最终 表面精加工的表面上使残留压缩应力σ(MPa)与残留奥氏体γ(％)的组合满 足0.001σ+0.3γ≥1.0的条件的控制方法。
(5)使凸轮从动件外圈的外径的硬度与对象凸轮基本相同，且使外圈的 内径的硬度高于外径的硬度的凸轮从动件装置(摇臂用轴承)(日本专利实开 平3-119508号公报(专利文献4))。
(6)在与相对的另一部件滚动接触或滚动滑移接触的部件中，通过喷丸 硬化使距离表面0～50μm深度的表层部的最大压缩应力为50～110kgf/mm2， 硬度为HV830～960，残留奥氏体在7％以上，表面粗糙度的平均波长在25μm 以下的技术(日本特许第3125434号公报(专利文献5))。
虽然为了延长相当于内圈的辊轴、滚子或轴承整体的滚动寿命的改良很 少，但如下所述，也有从材质方面通过进行渗碳氮化来提高耐热性、显微组织 稳定性、高硬度化等来实现轴承的长寿命化的例子。
(7)在引擎的气门机构用凸轮从动件装置用轴承(摇臂用轴承)中，使 轴承在引擎的额定转速下的计算寿命在1000小时以上的技术(日本专利特开 2000-038907号公报(专利文献6))。
(8)为了实现碳化物的比率为10～25％、残留奥氏体相对于初始值的分 解率为1/10～3/10、端面硬度为HV830～960、表面粗糙度的平均波长为25μm 以下的凸轮从动件装置用轴承轴(摇臂用轴承)，而对轴承钢实施渗碳氮化和 硬喷丸硬化的技术(日本专利特开平10-047334号公报(专利文献7))。
(9)为了提高轴的耐磨损性，在轴上形成有高分子化合物等固体润滑膜 的凸轮从动件轴(摇臂用轴承部件)(日本专利特开平10-103339号公报(专 利文献8))。
(10)由工具钢等形成、在低于回火温度的温度下通过离子氮化或离子镀 得到高硬度的凸轮从动件轴(摇臂用轴承部件)(日本专利特开平10-110720 号公报(专利文献9))。
(11)对轴的弯曲应力为150MPa以下的引擎的气门机构用凸轮从动件装 置用轴承(摇臂用轴承部件)(日本专利特开2000-038906号公报(专利文献 10))。
(12)在轴承构成部件的滚道面上形成有润滑油保持性良好的磷酸盐涂膜 的引擎的气门机构用凸轮从动件(气门机构用滚动轴承)(日本专利特开 2002-031212号公报(专利文献11))。
(13)在轴的滚子滚动区域形成有隆起面的气门机构用凸轮从动件(气门 机构用滚动轴承)(日本专利实开昭63-185917号公报(专利文献12))。
(14)进行使轴的滚道面表层的碳浓度为1.2％～1.7％C的高浓度浸碳处理 或渗碳氮化处理、使内部硬度为HV300的浸碳轴(日本专利特开2002-194438 号公报(专利文献13))。
作为摇臂产生的其他问题，有时对辊轴两端部实施铆接成形，从而铆接在 辊支撑构件上。此时，辊轴的滚道面需要有高硬度，但端部需要具有可进行铆 接成形的柔软性。另外，需要有铆接固定后、使用中不产生松弛的强度(硬度)。 在可对摇臂的辊轴两端部进行铆接成形的装置中公开有下述技术。
(15)对辊轴的外周面均匀地进行高频淬火，回火后，仅对两端部进行高 频退火而使两端部软化的方法(日本专利特开平5-179350号公报(专利文献 14))。
但是，近年来，环境问题被广泛关注，对汽车也开始制定法律强烈要求低 燃耗化。同时，对于构成引擎的各部件，也要求轻量化、紧凑化。因此，对于 用于对引擎的进气阀或排气阀进行开闭的摇臂，也要求轻量化、紧凑化，自然 地对于摇臂用轴承也要求轻量化、紧凑化。
作为使轴承轻量化的方法，例如在美国特许第4,727,832号(专利文献 15)中公开了一种将内圈形成为中空的圆筒形状(管)的方法，另外，作为轴 承的紧凑化方法有减小轴承尺寸的方法。但是，轴承的尺寸减小会受到凸轮的 形状和阀门开闭的扬程量的限制，因此，不能简单地减小直径，大多是减小宽 度方向(轴向)的尺寸。由此，作为轴承的轻量化、紧凑化方法大多都是将内 圈形成为中空圆筒形状和减小宽度方向的尺寸。
在此，在实施轴承的轻量化、紧凑化之际，存在的问题是外圈或内圈的断 裂疲劳强度、以及滚子或内圈的滚动疲劳寿命下降。
在此之前，本申请人通过改良热处理技术，成功地对外圈、滚子及通过压 入或销固定等(铆接加工以外)固定在摇臂上的内圈(整体硬化的内圈)进行 了断裂疲劳强度和滚动疲劳寿命的改善。由此，对于通过铆接加工固定在摇臂 上的内圈，需要改善断裂疲劳强度和滚动疲劳寿命。
本申请人也成功地对通过铆接加工固定在摇臂上的内圈进行了滚动疲劳 寿命的改善，但残留的技术问题是中空圆筒形状的内圈的断裂疲劳强度的改 善。
以往，对于通过铆接加工固定在摇臂上的内圈，因加工工序增加，故不使 用中空的圆筒形状，而是使用实心的圆筒形状，为了可对端面进行铆接加工而 通过高频热处理仅对作为滚动体的滚子的滚道面进行表面硬化。这种技术例如 公开在日本专利特开昭62-007908号公报(专利文献16)、日本专利特开平 5-321616号公报(专利文献17)等中。
同样地，在使用中空的圆筒形状的内圈时，以往为了可对端面进行铆接加 工也通过高频热处理仅对作为滚动体的滚子的滚道面进行表面硬化。这种技术 例如公开在日本专利特开平3-031503号公报(专利文献18)、日本专利特开 2000-038906号公报(专利文献10)等中。
尤其是，与实心的圆筒形状的内圈相比，中空的圆筒形状的内圈的形状引 起的弯曲应力较大，因此有一种使该弯曲应力在15kgf/mm2以下以防止破损的 方法(参照日本专利特开2000-038906号公报)。但是，该方法会使形状受到 限制，从而妨碍轴承的轻量化、紧凑化。
另外，单纯的中空圆筒形状的内圈因上述理由而存在强度不足的问题，因 此有一种对内径部附加补强材料的方法(参照日本专利实开平3-063703号公 报(专利文献19))。但是，该方法会使加工工序增加，且较为复杂，故存在 轴承的价格上升的缺点。
专利文献1：日本专利特开平2-168022号公报
专利文献2：日本专利特开2001-065576号公报
专利文献3：日本专利特开平3-199716号公报
专利文献4：日本专利实开平3-119508号公报
专利文献5：日本特许第3125434号公报
专利文献6：日本专利特开2000-038907号公报
专利文献7：日本专利特开平10-47334号公报
专利文献8：日本专利特开平10-103339号公报
专利文献9：日本专利特开平10-110720号公报
专利文献10：日本专利特开2000-038906号公报
专利文献11：日本专利特开2002-031212号公报
专利文献12：日本专利实开昭63-185917号公报
专利文献13：日本专利特开2002-194438号公报
专利文献14：日本专利特开平5-179350号公报
专利文献15：美国特许第4,727,832号说明书
专利文献16：日本专利特开昭62-007908号公报
专利文献17：日本专利特开平5-321616号公报
专利文献18：日本专利特开平3-031503号公报
专利文献19：日本专利实开平3-063703号公报
发明公开
发明所要解决的技术问题
今后，用于对引擎的进气阀或排气阀进行开闭的摇臂用滚动轴承也会与通 常的轴承一样，不断推进使用时的高速化、大载荷化、润滑油的低粘度化。支 配在这种条件下使用的轴承的寿命的主要因素除通常的依赖载荷型的滚动疲 劳寿命外，还有针对因滑移或油膜不足而产生的金属接触的表面损伤寿命。为 了实现摇臂用滚动轴承的长寿命化就需要延长这些寿命，但现今还没有同时使 两个寿命大幅延长的技术。另外，还会产生满装滚子型轴承所特有的滚子的干 扰和歪斜引起的寿命减短。
以往的公知技术主要是利用高硬度、高压缩应力来提高滚动寿命，或改良 与对象构件的滚动面。当将这些技术实际应用在轴承上时，虽然对外圈这种作 用有弯曲应力的用途的疲劳强度和外圈外径面的耐磨损性有效，并得到了良好 的效果，但仅通过这些技术未必能对相当于轴承内圈的轴和滚子的滚动疲劳寿 命的延长起到大的效果。
因此，本发明的第一目的在于提供一种可实现长寿命化的摇臂用滚动轴 承。另外，本发明的第二目的在于提供一种用于对引擎的进气阀或排气阀进行 开闭、可在高速化、大载荷化、润滑油低粘度化的使用条件下延长滚动疲劳寿 命、以及针对金属接触引起的表面损伤的表面损伤寿命的摇臂用滚动轴承。
另外，近年来，由于采用了阀扬程量可变机构和阀时间可变机构，从而气 门机构不断复杂化。另外，不断要求可动部件和引擎自身的轻量化。由于这些 理由，摇臂在气门机构内所占的空间受到限制。因此，也要求装在摇臂上的滚 动轴承比以往紧凑化。
但是，若使摇臂用滚动轴承紧凑化，则单位面积所施加的载荷增加，从而 存在寿命下降的问题。因此，不能在实现摇臂用滚动轴承的紧凑化的同时抑制 寿命的降低。
因此，本发明的第三目的在于提供一种可在实现紧凑化的同时抑制寿命降 低的摇臂用滚动轴承。
再者，如上所述，对于在用于对引擎的进气阀或排气阀进行开闭的摇臂上 使用的轴承，也要求轻量化、紧凑化，但通过上述说明可知，没有改善中空圆 筒形状的内圈的断裂疲劳强度的方案。
因此，本发明的第四目的在于：针对用于对引擎的进气阀或排气阀进行开 闭的摇臂上使用的轴承，提供一种可将内圈形成为中空圆筒形状来实现轻量 化、紧凑化、且可改善断裂疲劳强度及滚动疲劳寿命的摇臂用滚动轴承。
用于解决技术问题的技术方案
本发明的摇臂用滚动轴承，包括：与引擎的凸轮轴滚动接触的外圈、位于 外圈的内侧的内圈、以及夹设在外圈与内圈之间的多个滚动体，其特征在于， 内圈由含有0.50质量％以上的碳的钢构成，具有中空的圆筒形状，端面具有 HV200以上且HV300以下的硬度，且在从转动体滚动的内圈的滚动面表面到内 径面的整个径向上具有硬化层。
采用本发明的摇臂用滚动轴承，由于在从转动体滚动的内圈的滚动面表面 到其内径的整个径向上形成有硬化层，故可改善静态断裂强度及断裂疲劳强 度。另外，由于内圈是中空圆筒形状，故可使滚动轴承轻量化、紧凑化。
由于进行高频热处理，使作为滚动体的滚子的滚动面、即内圈的外径表面 硬化成适度的硬度(HV653以上)，因此构成内圈的钢的碳量需要在0.5质量％ 以上。
由于通过对内圈端面进行铆接加工来将其固定在摇臂等上，因此，内圈端 面的硬度在可进行铆接加工的HV200以上且HV300以下的范围内。
本发明的摇臂用滚动轴承最好构成为：内圈的滚动面表层部的奥氏体结晶 粒的粒度等级在超过10级的范围内，该奥氏体结晶粒的粒度等级是磨削后滚 动面的表层50μm处的值。
由于奥氏体结晶粒的粒度等级超过10级，奥氏体结晶粒的粒径非常微细， 因此可大幅改良滚动疲劳寿命。若奥氏体结晶粒的粒度等级在10级以下，则 不能大幅改善断裂疲劳寿命、滚动疲劳寿命，因此使其在超过10级的范围内。 通常，为11级以上。
在此，奥氏体结晶粒是指在进行淬火处理后仍残留着淬火将要进行前的奥 氏体晶界的痕迹、基于该痕迹的结晶粒。
本发明的摇臂用滚动轴承最好构成为：内圈在表层部具有富氮层。
本发明第一方面的摇臂用滚动轴承最好构成为：内圈的滚动面表层部的残 留奥氏体量在11体积％以上且40体积％以下的范围内，该残留奥氏体量是磨削 后滚动面的表层50μm处的值。
若残留奥氏体量为11体积％左右，则表面损伤寿命降低，若不到11体积％ 则有更低的倾向。另一方面，若残留奥氏体量多于40体积％，则会引起表面硬 度的降低，导致滚动疲劳寿命恶化。
本发明的摇臂用滚动轴承最好构成为：富氮层的含氮量在0.1质量％以上 且0.7质量％以下的范围内，该含氮量是磨削后滚动面的表层50μm处的值。
富氮层是使形成在内圈的表层的含氮量增加的层，例如可通过渗碳氮化、 氮化、浸氮等处理来形成。若含氮量少于0.1质量％，则没有效果，尤其是表 面损伤寿命会降低。若含氮量多于0.7质量％，则会出现称为缩孔的空孔，或 因残留奥氏体量过多而没有表现出硬度，从而寿命较短。
本发明的摇臂用滚动轴承最好构成为：内圈的滚动面的表面硬度在HV653 以上。
由于表面硬度较高，在HV653以上，因此可大幅改良滚动疲劳寿命。若表 面硬度不到HV653，则不能大幅改善滚动疲劳寿命，反而使其恶化。通常，表 面硬度的范围为HV720以上且HV800以下。虽然表面硬度越高越好，但通常很 难得到超过HV900的表面硬度。
本发明的摇臂用滚动轴承最好构成为：内圈的滚动面表层部的富氮层的球 状化碳化物的面积率在10％以上，该球状化碳化物的面积率是磨削后滚动面的 表层50μm处的值。
由于球状化碳化物的面积率在10％以上，因此可大幅改良滚动疲劳寿命。 若球状化碳化物的面积率不到10％，则不能大幅改善滚动疲劳寿命，因此在10％ 以上的范围内。虽然球状化碳化物的面积率越大越好，但通常若面积率超过 25％，则会因碳化物的粗大化和凝聚而导致材料的韧性劣化，因此最好在10％ 以上且25％以下的范围内。球状化碳化物的面积率是磨削后滚动面的表层50μ m处的值，在用苦味酸醇溶液(苦味醇液)进行腐蚀后，可用光学显微镜(400 倍)观察。
在此，简单地称为球状化碳化物，但实际上是碳化物/氮化物的组合。
上述的残留奥氏体量、富氮层中的含氮量、硬化层的硬度及球状化碳化物 的面积率这些各个特性可通过改善内圈的断裂强度来改善滚动疲劳寿命。
(e1)上述摇臂用滚动轴承最好构成为：摇臂安装在位于一方端部与另一 方端部之间的摇臂轴上，在摇臂的一方端部设有两叉状的内圈支撑部，另一方 端部与引擎的开闭用阀门的端部抵接，内圈固定在两叉状的内圈支撑部上。
(e2)上述摇臂用滚动轴承最好构成为：摇臂的一方端部与枢轴抵接，滚 动轴承设在摇臂本体的一方端部与另一方端部之间，另一方端部与引擎的开闭 用阀门的端部抵接。
(e3)上述摇臂用滚动轴承最好构成为：摇臂安装在位于一方端部与另一 方端部之间的摇臂轴上，摇臂的一方端部与传递来自凸轮轴的力的连动杆的一 方端部抵接，另一方端部与引擎的开闭用阀门的端部抵接，滚动轴承设在连动 杆的另一方端部上。
上述(e1)、(e2)(e3)各个形态的相同点在于将来自凸轮的驱动力向 引擎的阀传递，但其结构不同，可分别对应不同的引擎型号。
上述摇臂用滚动轴承最好构成为：滚动轴承是满装滚子形式的滚针轴承。
本发明的摇臂用滚动轴承最好构成为：外圈、内圈及滚动体中的至少一个 构件具有富氮层(日文：窒素富化層)，该构件的奥氏体结晶粒的粒度等级在 超过10级的范围内，且表面硬度Hv在653以上。
对上述构件的奥氏体晶粒进行微细化，使其粒度等级超过10级，因此可 大幅改良滚动疲劳寿命。若奥氏体粒径的粒度等级在10级以下，则不能大幅 改善滚动疲劳寿命，因此使其在超过10级的范围内。通常，最好为11级以上。 另外，也可使平均结晶粒径在6μm以下。虽然奥氏体粒径越小越好，但通常 很难得到超过13级的粒度等级。
上述奥氏体结晶粒度可以通过JIS规定的通常的方法求得，也可通过切片 法等求得对应上述结晶粒度等级的平均粒径然后换算求得。上述奥氏体结晶粒 度等级只要在富氮层中满足即可。但是，通常情况下，处于渗碳氮化层内侧的 钢材本体也满足上述的奥氏体结晶粒微细化的基准。
另外，所谓奥氏体结晶粒是指在淬火加热中发生了相变的奥氏体的结晶 粒，其在因冷却而相变成马氏体后仍以过去的形态(日文：履歴)残存。另外， 在本说明书中，所谓“内圈”是包含实心的轴及中空的轴的意思。
另外，由于表面硬度Hv在653以上，因此可大幅改良滚动疲劳寿命。若 表面硬度Hv不到653，则尤其是异物混入条件下的寿命降低。最好使表面硬度 Hv在720以上且800以下。虽然表面硬度Hv越高越好，但若表面硬度Hv超过 800，则碳化物容易变大，可能成为应力集中源。
(a1)上述摇臂用滚动轴承可以构成为：摇臂旋转自如地安装在位于其一 方端部与另一方端部之间的旋转轴上，一方端部与引擎的开闭用阀门的端部抵 接，摇臂在另一方端部具有两叉状的内圈支撑部，本发明的摇臂用滚动轴承的 内圈固定在该两叉状的内圈支撑部上。
(a2)上述摇臂用滚动轴承可以构成为：摇臂用滚动轴承设在摇臂的一方 端部与另一方端部之间，内圈固定在处于摇臂的两个侧壁之间的内圈孔中，摇 臂的一方端部与引擎的开闭用阀门的端部抵接，摇臂的另一方端部与枢轴抵 接。
(a3)上述摇臂用滚动轴承可以构成为：摇臂可以具有摇臂本体和传递来 自凸轮轴的应力的连动杆，摇臂本体旋转自如地安装在位于摇臂本体的一方端 部与另一方端部之间的旋转轴上，摇臂本体的一方端部与引擎的开闭用阀门的 端部抵接，摇臂本体的另一方端部与连动杆的一方端部抵接，本发明的滚动轴 承的内圈固定在连动杆的另一方端部上。
上述(a1)、(a2)(a3)的摇臂的相同点在于将来自凸轮的驱动力向引 擎的阀传递，但其结构不同，可分别对应不同的引擎型号。
另外，摇臂用滚动轴承可以是满装滚子形式的滚针轴承。
本发明的摇臂用滚动轴承最好构成为：外圈、内圈及滚动体中的至少一个 构件具有富氮层，该富氮层中的奥氏体结晶粒的粒度等级在超过10级的范围 内，且富氮层的残留奥氏体量在磨削后滚动面的表层50μm处处于11～25体 积％的范围内。
上述相当于内圈的轴可以是实心的轴，也可以是中空的轴。将这些相当于 内圈的轴称为内圈。
所述外圈、内圈或滚动体的奥氏体结晶粒在存在富氮层的表层部和处于表 层部内侧的内部都不变化。因此，符合上述结晶粒度等级的范围的位置为表层 部及/或内部。在此，奥氏体结晶粒是指在进行淬火处理后仍残留着淬火将要 进行前的奥氏体晶界的痕迹、基于该痕迹的结晶粒。其粒度等级如实施形态所 述可基于JIS规格等测定。
在上述本发明的构成中，若残留奥氏体量在11体积％以上，则会生成压缩 应力，即使施加产生局部损伤程度的应力及/或应变，也不会因残留奥氏体相 变成马氏体的体积膨胀而产生损伤。因此，表面损伤寿命提高。若残留奥氏体 量不到11体积％，则表面损伤寿命的提高较小。另一方面，当残留奥氏体量大 于25体积％时，则残留奥氏体量与通常的渗碳氮化处理没有差异，从上述残留 奥氏体向马氏体相变引起的体积膨胀过度，时效尺寸变化增大，故不佳。因此， 残留奥氏体为11体积％～25体积％。优选的范围为15体积％～25体积％。
残留奥氏体量11体积％～25体积％、或15体积％～25体积％是磨削后滚动 面的表层部的值。
所述富氮层的含氮量最好在0.1重量％～0.7重量％的范围内。富氮层是使 形成在所述外圈、内圈或滚动体的表层的含氮量增加的层，例如可通过渗碳氮 化、氮化、浸氮等处理来形成。富氮层的含氮量最好在0.1重量％～0.7重量％ 的范围内。若含氮量少于0.1重量％，则对残留奥氏体的生成、高硬度化等的 效果小，尤其是表面损伤寿命会降低。若含氮量多于0.7重量％，则会出现称 为缩孔的空孔，或因残留奥氏体量过多而没有表现出硬度，从而寿命较短。富 氮层的含氮量是磨削后滚动面的表层部的值。另外，含氮量也可称为含氮率。
(b1)上述摇臂用滚动轴承可以构成为：摇臂旋转自如地支撑在位于其一 方端部与另一方端部之间的旋转轴上，一方端部具有两叉状的内圈支撑部，内 圈固定在该两叉状的内圈支撑部上，另一方端部与引擎的阀门的端部抵接。
(b2)上述摇臂用滚动轴承可以构成为：摇臂的一方端部与引擎的阀门的 端部抵接，在另一方端部配合有枢轴，内圈固定在处于摇臂的一方端部与另一 方端部之间的相对的两个侧壁的内圈用孔中。
(b3)上述摇臂用滚动轴承可以构成为：摇臂旋转自如地支撑在位于其一 方端部与另一方端部之间的旋转轴上，该一方端部与引擎的阀门的端部抵接， 另一方端部与传递来自凸轮轴的应力的连动杆的一方端部抵接，摇臂用滚动轴 承的内圈固定在连动杆的另一方端部上，其外圈与凸轮接触。
上述(b1)、(b2)(b3)的摇臂与滚动轴承的组合的相同点在于将来自 凸轮的驱动力向引擎的阀传递，但其结构不同，可分别对应不同的引擎型号。
本发明的摇臂用滚动轴承最好构成为：外圈、内圈及滚动体全部具有富氮 层，内圈及滚动体中的至少一个构件的富氮层的奥氏体结晶粒的粒度等级在超 过10级的范围内，且所述构件的残留奥氏体量在11体积％以上且25体积％以 下，所述构件的含氮量在0.1质量％以上且0.7质量％以下。
奥氏体结晶粒在存在富氮层的表层部和处于表层部内侧的内部都不变化。 因此，成为上述结晶粒度等级的范围的对象的位置为表层部及内部。在此，奥 氏体结晶粒是指在淬火加热中产生了相变的奥氏体的结晶粒，其在因冷却而相 变成马氏体后仍以过去的形态残存。
若残留奥氏体量不到11体积％，则表面损伤寿命有大幅下降的倾向，若残 留奥氏体量多于25体积％，则残留奥氏体量与进行通常的渗碳氮化处理的场合 没有差异，从而时效尺寸变化较差。
残留奥氏体量是磨削后滚动面的表层50μm处的值，例如可通过比较X 射线衍射时马氏体α(211)与残留奥氏体γ(220)的衍射强度来测定。另外， 由于奥氏体相是非磁性体，铁素体相是强磁性体，故也可利用磁力天平等求得 磁化力来进行测定。再者，也可使用市场上销售的测定装置来简单地测定。
富氮层是使形成在表层的含氮量增加的层，例如可通过渗碳氮化、氮化、 浸氮等处理来形成。若富氮层的含氮量少于0.1质量％，则没有效果，尤其是 表面损伤寿命会降低。若含氮量多于0.7质量％，则会出现称为缩孔的空孔， 或因残留奥氏体量过多而没有表现出硬度，从而寿命较短。富氮层的含氮量是 磨削后滚动面的表层50μm处的值，例如可通过EPMA(Electron Probe Micro-Analysis：波长分散型X射线显微分析仪)测定。
如上所述，采用本发明的摇臂用滚动轴承可实现长寿命化，因此，即使紧 凑化也不会使轴承的寿命比以往低。由此，可实现紧凑化，抑制寿命的降低。
(c1)上述摇臂用滚动轴承可以构成为：摇臂安装在位于其一方端部与另 一方端部之间的摇臂轴上，一方端部与引擎的开闭用阀门的端部抵接，摇臂在 另一方端部具有两叉状的内圈支撑部，本发明的摇臂用滚动轴承的内圈固定在 该两叉状的内圈支撑部上。
(c2)上述摇臂用滚动轴承可以构成为：本发明的摇臂用滚动轴承设在摇 臂的一方端部与另一方端部之间，内圈固定在处于摇臂的两个侧壁之间的内圈 孔中，摇臂的一方端部与引擎的开闭用阀门的端部抵接，摇臂的另一方端部与 枢轴抵接。
(c3)上述摇臂用滚动轴承可以构成为：摇臂具有摇臂本体和传递来自凸 轮轴的应力的连动杆，摇臂本体安装在位于摇臂本体的一方端部与另一方端部 之间的摇臂轴上，摇臂本体的一方端部与引擎的开闭用阀门的端部抵接，摇臂 本体的另一方端部与连动杆的一方端部抵接，本发明的摇臂用滚动轴承的内圈 固定在连动杆的另一方端部上。
上述(c1)、(c2)(c3)的摇臂的相同点在于将来自凸轮的驱动力向引 擎的阀传递，但其结构不同，可分别对应不同的引擎型号。
另外，在本说明书中，所谓“内圈”是包含实心的轴及中空的轴的意思。
本发明的摇臂用滚动轴承最好构成为：外圈、内圈及滚动体中的至少一个 构件具有富氮层，具有富氮层的构件的奥氏体结晶粒的粒度等级在超过10级 的范围内，且具有富氮层的构件的球状化碳化物的面积率在10％以上。
上述奥氏体结晶粒度可以通过JIS规定的通常的方法求得，也可通过切片 法等求得对应上述结晶粒度等级的平均粒径然后换算求得。上述奥氏体结晶粒 度等级只要在渗碳氮化层中满足即可。但是，通常情况下，处于渗碳氮化层内 侧的钢材本体也满足上述的奥氏体结晶粒微细化的基准。
另外，所谓奥氏体结晶粒是指在淬火加热中发生了相变的奥氏体的结晶 粒，其在因冷却而相变成马氏体后仍以过去的形态残存。另外，在本说明书中， 所谓“内圈”是包含实心的轴及中空的轴的意思。
另外，由于具有富氮层的构件的球状化碳化物的面积率在10％以上，因此 可大幅改良滚动疲劳寿命。若球状化碳化物的面积率不到10％，则不能大幅改 善滚动疲劳寿命，因此在10％以上的范围内。虽然球状化碳化物的面积率越大 越好，但通常若面积率超过25％，则会因碳化物的粗大化和凝聚而导致材料的 韧性劣化，因此最好在10％以上且25％以下的范围内。
(d1)上述摇臂用滚动轴承可以构成为：摇臂旋转自如地安装在位于其一 方端部与另一方端部之间的旋转轴上，一方端部与引擎的开闭用阀门的端部抵 接，摇臂在另一方端部具有两叉状的内圈支撑部，本发明的摇臂用滚动轴承的 内圈固定在该两叉状的内圈支撑部上。
(d2)上述摇臂用滚动轴承可以构成为：摇臂用滚动轴承设在摇臂的一方 端部与另一方端部之间，内圈固定在处于摇臂的两个侧壁之间的内圈孔中，摇 臂的一方端部与引擎的开闭用阀门的端部抵接，摇臂的另一方端部与枢轴抵 接。
(d3)上述摇臂用滚动轴承可以构成为：摇臂具有摇臂本体和传递来自凸 轮轴的应力的连动杆，摇臂本体旋转自如地安装在位于摇臂本体的一方端部与 另一方端部之间的旋转轴上，摇臂本体的一方端部与引擎的开闭用阀门的端部 抵接，摇臂本体的另一方端部与连动杆的一方端部抵接，本发明的摇臂用滚动 轴承的内圈固定在连动杆的另一方端部上。
上述(d1)、(d2)(d3)的摇臂的相同点在于将来自凸轮的驱动力向引 擎的阀传递，但其结构不同，可分别对应不同的引擎型号。
另外，摇臂用滚动轴承可以是满装滚子形式的滚针轴承。
发明效果
采用本发明的摇臂用滚动轴承，由于从内圈的供转动体滚动的滚动面表面 到其内径的整个径向上形成有硬化层，故可改善静态断裂强度及断裂疲劳强 度。另外，由于内圈是中空圆筒形状，故可使滚动轴承轻量化、紧凑化。另外， 在表层部具有富氮层，奥氏体结晶被微细化成粒度等级超过10级，并具有适 量的残留奥氏体量，具有适度的表面硬度，球状化碳化物的面积率高，因此， 可同时改善通常的依赖载荷型的滚动疲劳寿命、以及针对因滑移或油膜不足而 产生的金属接触的表面损伤寿命。
采用本发明的摇臂用滚动轴承对奥氏体晶粒进行微细化以使其粒度等级 超过10级，且具有653以上的表面硬度Hv，因此，滚动疲劳寿命大幅改善， 可得到优良的耐断裂强度和耐时效尺寸变化。
采用本发明的摇臂用滚动轴承，在高速化、大载荷化、润滑油低粘度化的 使用条件下，不仅可延长滚动疲劳寿命，还可延长针对金属接触引起的表面损 伤的表面损伤寿命。
采用本发明的摇臂用滚动轴承，可实现紧凑化，抑制寿命的降低。
采用本发明的摇臂用滚动轴承，对奥氏体晶粒进行微细化以使其粒度等级 超过10级，且球状化碳化物的面积率在10％以上，因此，滚动疲劳寿命大幅改 善，可得到优良的耐断裂强度和耐时效尺寸变化。
附图说明
图1是表示本发明实施形态1的摇臂用滚动轴承的使用状态的概略主视 图。
图2是沿图1的II-II线的剖视图。
图3是表示本发明实施形态1的另一摇臂用滚动轴承的使用状态的概略主 视图。
图4是表示本发明实施形态1的又一摇臂用滚动轴承的使用状态的概略主 视图。
图5是包含图4的摇臂用滚动轴承在内的部分的放大图。
图6是说明本发明实施形态1的热处理方法的图。
图7是说明本发明实施形态1的热处理方法的变形例的图。
图8是表示轴承部件的显微组织、尤其是奥氏体晶粒的图，(a)是本发 明例的轴承部件，(b)是以往的轴承部件。
图9(a)是表示图解图8(a)后的奥氏体晶界的图，图9(b)是表示图 解图8(b)后的奥氏体晶界的图。
图10是用于说明以往的硬化层的图案的剖视立体图。
图11是用于说明本发明实施形态2的硬化层的图案的剖视立体图。
图12是说明本发明实施形态2的热处理方法的图。
图13是说明本发明实施形态2的另一热处理方法的图。
图14是对图12的加热曲线H1附加了具体条件的图。
图15是对图13的加热曲线H2附加了具体条件的图。
图16是表示外圈旋转的滚动疲劳试验机的图。
图17是表示静压破坏强度试验(破坏应力值的测定)的试验片的图。
图18是滚动疲劳寿命试验机的概略图，(a)是主视图，(b)是侧视图。
图19是表示静态破坏韧性试验的试验片的图。
图20是表示实施例5的试料1～试料6的结构(尺寸)的剖视图。
图21是表示实施例5的试料7～试料11的结构(尺寸)的剖视图。
图22是表示剥离寿命试验装置的主要部分的主视图。
图23是沿图22的XXIII-XXIII线的剖视图。
(符号说明)
1摇臂                   1a、1b摇臂端部
1c侧壁                  2、52辊轴(内圈)
2a硬化层                2b外径面
2c内径面                2d端面
3、53滚子(针状滚子)     4、54辊(外圈)
5摇臂轴(旋转轴)         6凸轮
7调整螺钉               8锁定螺母
9阀门                   9a阀门上端
10弹簧                  11摇臂本体
11a、11b摇臂本体端部    14内圈支撑部(辊支撑部)
15枢轴孔                16连动杆
16a轴承安装部           16b连动杆上端部
17安装构件     50滚动轴承
55、56构件     101驱动滚筒
111驱动滚筒    112引导滚筒
113滚珠        121滚动疲劳寿命试验片

下面参照附图对本发明的实施形态进行说明。
(实施形态1)
图1是表示本发明实施形态1的摇臂用滚动轴承的使用状态的概略主视 图，图2是沿图1的II-II线的剖视图。如图1及图2所示，作为转动构件的 摇臂1在位于一方端部1a与另一方端部1b之间的中央部通过轴承衬瓦等自由 旋转地支撑在摇臂轴5上。摇臂1以摇臂轴5为中心进行摆动运动。在该摇臂 1的一方端部1b上旋入有调整螺钉7。该调整螺钉7通过锁定螺母8固定，其 下端与内燃机的供气阀或排气阀的阀门(引擎的开闭用阀门)9的上端部9a 抵接。该阀门9被弹簧10的弹力施力。
摇臂1一体地具有以两叉状形成在另一方端部1a上的内圈支撑部(辊支 撑部)14。在开设在该两叉状的内圈支撑部14上的辊轴孔中铆接、压入或通 过挡圈固定有相当于内圈的辊轴2的两端。辊轴2具有中空的圆筒形状。在该 辊轴2的外周面中央部通过多个作为滚动体的滚子3自由旋转地支撑有构成外 圈的辊4。即，在辊轴2与辊4之间夹设有多个滚子3。即，在该两叉状的辊 支撑部14上配置有包括相当于内圈的辊轴2、作为滚动体的滚子3及相当于外 圈的辊4的满装滚子型的滚动轴承(滚针轴承)50。滚子3的轴线方向与辊轴 2的轴线平行地配置。该辊4的外周面因弹簧10的施力而与设于凸轮轴的凸轮 6的凸轮面抵接。换言之，凸轮6与辊4滚动接触。
凸轮6旋转时，摇臂1被凸轮6推压而沿上下方向振动，该振动以摇臂轴 5为支点向阀门9传递，阀门9进行开闭动作。本实施形态的摇臂用滚动轴承 50是不使用保持器的满装滚子轴承，由辊轴2、多个滚子3及辊4构成。摇臂 用滚动轴承50起到减小摇臂1与凸轮6之间的摩擦、提高耐磨损性的作用。 由于摇臂用滚动轴承50一边与凸轮6接触一边旋转，故在辊4上作用有凸轮6 的推压力和冲击力。
图3是表示本发明实施形态1的另一摇臂用滚动轴承的使用状态的概略主 视图。如图3所示，在摇臂1的一方端部1b与另一方端部1a之间设置有摇臂 用滚动轴承50。另外，在摇臂1的两个侧壁1c之间形成有作为内圈孔的辊孔 (未图示)。并且，在该辊孔内固定有辊轴2。
辊轴2具有中空的圆筒形状，通过将两端插入开设在摇臂1两侧的各个侧 壁上的辊轴孔(未图示)中并进行铆接加工来加以固定。在该辊轴2的外径面 中央部通过滚子3自由旋转地支撑有辊4。滚子3的轴线方向与辊轴2的轴线 平行地配置。该辊4的外径面因弹簧10的施力而与设于凸轮轴的凸轮6的凸 轮面抵接。
摇臂1的一方端部1b与引擎的开闭用阀门9的上端部9a抵接，在摇臂1 的另一方端部1a上设置有枢轴孔15。枢轴孔15与未图示的枢轴抵接。设有枢 轴孔15的摇臂1被弹簧10向枢轴周围的规定方向施力。从凸轮6传来的驱动 力由辊4接受，使阀门9克服弹簧10的施力运动。
图4是表示本发明实施形态1的又一摇臂用滚动轴承的使用状态的概略主 视图。图5是包含图4的摇臂用滚动轴承在内的部分的放大图。
如图4及图5所示，摇臂1具有摇臂本体11和传递来自凸轮6的应力的 连动杆16。在摇臂本体11的一方端部11b与另一方端部11a之间、即在摇臂 本体11的中央部配置有摇臂轴(旋转轴)5，摇臂本体11在其周围转动。摇 臂本体11的一方端部11b与阀门9的上端部9a抵接，阀门9被弹簧10的弹 力施力。另外，摇臂本体11的另一方端部11a与连动杆16的上端部16b抵接。 在摇臂本体11的另一方端部11a上安装有调整螺钉7。调整螺钉7具有调节摇 臂本体11与连动杆16的抵接位置的功能。在位于连动杆16下端部的中空的 轴承安装部16a上通过安装构件17安装有摇臂用滚动轴承50的辊轴2。凸轮 6与摇臂用滚动轴承50的辊4抵接，将驱动力传递给连动杆16。
滚动轴承50包括相当于内圈的辊轴2、作为滚动体的滚子3及相当于外 圈的辊4。辊轴2具有中空的圆筒形状。该辊轴2的两端通过铆接加工固定在 安装构件17上。在该辊轴2的外周径中央部通过滚子3自由旋转地支撑有辊4。 滚子3的轴线方向与辊轴2的轴线平行地配置。
辊4的外径面因弹簧10的施力而与凸轮6的凸轮面抵接，凸轮6与滚动 轴承50的辊4抵接，将驱动力传递给连动杆16。利用该连动杆16将具有凸轮 6的凸轮轴的驱动力传递给摇臂1。
在图1～图5中，对一方与另一方之间不作特殊区别，只是在说明的顺序 上将较早说明的端部称为一方端部。
在构成上述摇臂用滚动轴承50的构件中，对滚子3、辊轴2及作为外圈 的辊4中的至少一个构件实施后述的低温二次淬火法的热处理，从而成为微细 奥氏体晶粒。结果是，上述图1～图5中的作为内圈的辊轴2、作为滚动体的 滚子3及作为外圈的辊4中的至少一个构件具有富氮层，对其表层部实施高频 淬火，成为奥氏体结晶粒度在11级以上(基于JIS规格)的超微细状态，且 硬度在HV653以上。
另外，在构成上述引擎的摇臂用轴承的构件中，对滚子3、辊轴2及辊4 中的至少一个构件实施后述的低温二次淬火法的热处理，从而奥氏体结晶粒的 粒度等级在超过10级的范围内，且富氮层的残留奥氏体量在磨削后的滚动面 的表层部中占11体积％～25体积％。
另外，在构成上述摇臂用滚动轴承50的构件中，辊4、辊轴2及滚子3 全部具有富氮层。另外，对辊轴2及滚子3中的至少一个构件实施后述的低温 二次淬火法的热处理，从而辊轴2及滚子3中的至少一个构件的富氮层的奥氏 体结晶粒的粒度等级在超过10级的范围内，且残留奥氏体量在11体积％以上 且25体积％以下，含氮量在0.1质量％以上且0.7质量％以下。
另外，在构成上述摇臂用滚动轴承50的构件中，对滚子3、辊轴2及作 为外圈的辊4中的至少一个构件实施后述的低温二次淬火法的热处理，从而奥 氏体结晶粒的粒度等级在超过10级的范围内，且球状化碳化物的面积率在10％ 以上。
下面对这些滚动轴承的外圈(辊4)、内圈(辊轴2)及滚动体(滚子3) 中的至少一个轴承部件所进行的包含渗碳氮化处理在内的热处理进行说明。图 6是说明本发明实施形态1的热处理方法的图。图7是说明本发明实施形态1 的热处理方法的变形例的图。图6是表示进行一次淬火及二次淬火的方法的热 处理曲线，图7是表示在淬火途中将材料冷却到不到A1相变点的温度、然后重 新加热而进行最终淬火的方法的热处理曲线。两者都是本发明的实施形态例。 在这些图的处理T1中，使碳和氮扩散到钢的基体中，且在碳的溶解充分进行后， 冷却到不到A1相变点的温度。接着，在图中的处理T2中，重新加热到比处理 T1低的温度，之后实施油淬火。
与进行普通淬火、即在渗碳氮化处理后直接进行一次淬火的情况相比，上 述处理可对表层部分进行渗碳氮化，且可提高断裂强度，减小时效尺寸变化率。 如上所述，采用上述热处理方法，可得到奥氏体结晶粒的粒径在以往的二分之 一以下的显微组织。进行了上述热处理的轴承部件可得到长寿命的滚动疲劳特 性，且可提高断裂强度，减小时效尺寸变化率。
图8是表示轴承部件的显微组织、尤其是奥氏体晶粒的图。图8(a)是 本发明例的轴承部件，图8(b)是以往的轴承部件。即，图8(a)表示应用 了上述图6所示热处理曲线的轴承钢的奥氏体结晶粒度。另外，为了进行比较， 图8(b)表示采用了以往热处理方法的轴承钢的奥氏体结晶粒度。图9(a) 及图9(b)分别是表示图解上述图8(a)及图8(b)后的奥氏体晶界的图。 通过这些表示奥氏体结晶粒度的组织可知，以JIS规格的粒度等级来说，以往 的奥氏体粒径为10级以下的等级，采用本发明的热处理方法则可得到12级的 细粒。用切片法测定的图8(a)的平均粒径为5.6μm。
(实施形态2)
如图1～图5所示，本实施形态的摇臂用滚动轴承50的内圈2由含有0.50 质量％以上的碳的钢构成，具有中空的圆筒形状，端面具有HV200以上且HV300 以下的硬度。如图11(a)、(b)所示，各滚动轴承50的内圈2在从滚子(转 动体)3滚动的内圈2的滚动面表面到内径面2c的整个径向上具有硬化层。这 种硬化层最好形成在内圈2的整个圆周方向上。
作为该硬化层的图案，在日本专利特开2000-38906号公报中，如图10 所示，仅内圈2的外径面2b的滚动面表层部为硬化层2a，内径面2c的表层部 及端面2d的表层部为未硬化层。采用该硬化层2a的图案时，若轴承受到载荷， 则与全部为硬化层2a的内圈2相比，混合有硬化层2a和未硬化层的内圈2的 强度小、容易变形，因此，在内径面2c的中央部产生大的拉伸应力。并且， 在反复施加载荷时，由于内径面2c的表层部是未硬化层，与硬化层2a相比疲 劳强度小，因此，很多时候会因小的拉伸应力的作用而产生裂缝，导致内圈破 损。
另一方面，如图11(a)、(b)所示，在本实施形态的硬化层2a的图案 中，从内圈2的外径面2b的滚动面表层部到内径面2c的整个径向上都是硬化 层2a，未硬化层的部分仅在端面2d的表层部附近。采用该硬化层2a的图案时， 与图10所示的内圈2相比，由于硬化层2a的区域多，故强度大、不易变形。 即使在反复施加载荷时，由于内径面2c的中央部是硬化层2a，疲劳强度大， 因此，可防止产生裂缝，导致内圈2破损的可能性低。
与图11(a)相比，在图11(b)的硬化层图案中，内径面2c中的硬化层 2a的区域大，对强度较为有利。另外，对于反复施加载荷时产生的拉伸应力， 可在内径面2c的大区域内防止产生裂缝，从而与仅在内径面2c的中央部防止 产生裂缝的情况相比，在因摇臂1的不稳定动作而受到偏心载荷时也较为有利。
硬化层2a的硬度在HV653以上，内圈2的包含端面2d在内的未硬化层的 硬度在HV200以上且HV300以下。在硬化层2a与未硬化层之间存在中间层(硬 度在HV300以上且HV653以下)。
最好是内圈2在表层部具有富氮层，对其表层部实施高频淬火，成为奥氏 体结晶粒度超过10级(基于JIS规格)的超微细状态。
内圈2的滚动面的表面硬度在HV653以上。由于对内圈2的表层部实施了 高频淬火，故最好残留奥氏体量占11体积％以上且40体积％以下。另外，富氮 层中的含氮量最好在0.1质量％以上且0.7质量％以下。这些残留奥氏体量和含 氮量是磨削后滚动面的表层50μm处的值。结果是，在表层部不易产生表面损 伤和内部起点型剥离，另一方面，在其他部位由于硬度较低故容易进行铆接加 工。因此，虽未图示，但对辊轴的两端进行铆接加工，在辊轴支撑部的倒角部 形成有铆接加工固定部。
下面对这些滚动轴承50的内圈2所进行的包含渗碳氮化处理在内的热处 理进行说明。
图12是说明本发明实施形态2的热处理方法的图。图13是说明本发明实 施形态2的另一热处理方法的图。图12是在A1点以上进行渗碳氮化处理后、 直接慢冷却的热处理曲线，图13是在A1点以上进行渗碳氮化处理后急冷、然 后在不到A1点的温度下进行调质处理即回火处理的热处理曲线。图12的热处 理曲线中的慢冷却处理或图13中的调质处理互相对应，以使表层部以外的部 分的硬度降低。图12及图13的热处理曲线都是在之后对具有滚动面的表层部 实施高频淬火，然后实施低温回火。
下面对图12及图13的各处理如何生成显微组织进行说明。首先，在图 12及图13的加热曲线中，均对由含有0.50质量％以上的碳的钢构成的中空圆 筒形状的钢材例如在A1点以上进行渗碳氮化处理。在该渗碳氮化处理中，在 滚动轴承的对象构件(内圈)上形成有富氮层。在该富氮层中，相对于铁原子 Fe为进入型元素的C、N过共析地进入，例如在奥氏体中析出碳化物(两相共 存)。即，在富氮层形成过共析钢。另外，在不进行渗碳氮化处理的内部，由 于是作为原材料的原始钢材的组成，从而为奥氏体相。另外，也可在作为原材 料的钢材处于铁素体和奥氏体这两相或奥氏体和渗碳体这两相共存的状态的 温度下进行渗碳氮化处理。
接着，在进行冷却时，在图12的加热曲线(称为加热曲线H1)中，从渗 碳氮化处理温度开始慢冷却。该慢冷却的目的在于使组织软化、提高加工性。 在该慢冷却中，内部从上述奥氏体生成由铁素体和渗碳体构成的珠光体，但由 于不使珠光体中的渗碳体层状化而是使其凝聚粗大化，从而可促进软化。因此， 慢冷却的温度区域可以到渗碳氮化处理温度～(A1点-100℃)左右。即使慢 冷却到比该温度低的温度，也不能实现渗碳体的凝聚粗大化，只是浪费时间、 降低效率。作为标准可以到620℃左右。然后，为了缩短时间，可以进行空冷， 也可以进行水冷或油冷。
在富氮层中，从碳化物+奥氏体的奥氏体生成珠光体，其中的碳化物凝聚 粗大化。
在图13的加热曲线(称为加热曲线H2)中，从渗碳氮化处理温度开始例 如通过油冷等进行淬火。此时，内部通过初始的钢材组成从奥氏体生成马氏体 等。该马氏体组织较硬。在此状态下，由于铆接加工困难，故进行上述回火处 理(调质处理)。回火处理在A1点以下且尽量接近A1点的温度下迅速地进行。 即，进行高温回火。因此，回火可以在A1点～650℃范围内、更好为A1点～ 680℃范围内进行。通过该回火，马氏体组织中较高的位错密度消失，得到位 错密度较低的铁素体和凝聚粗大化后的渗碳体的组织。
另外，在渗碳氮化层中，通过油冷等淬火从(碳化物+奥氏体)的奥氏体 生成马氏体。马氏体通过上述的回火，与内部生成的马氏体同样地被软化。初 始具有的碳化物产生凝聚。
在上述的显微组织的说明中，为了便于理解，如上所述，忽视了氮和较为 复杂的实际显微组织中的次要因素。
接着，在加热曲线H1及H2中都进行高频淬火。在该高频淬火前的阶段， 富氮层是混合有凝聚的碳化物(比例较大)和铁素体的组织。在高频淬火中被 迅速加热，此时，碳化物一边固溶一边成核产生奥氏体。由于分散的碳化物的 密度非常高，故奥氏体成核密度非常高，产生的奥氏体互相汇合形成的奥氏体 组织的结晶粒是超微细状态。另外，由于富氮层是过共析钢，故碳化物共存， 只因该碳化物的出现从而阻止超微细的奥氏体晶粒的成长。因此，在富氮层中， 可得到超微细的奥氏体晶粒。随着迅速加热的温度升高，碳化物固溶，大量的 碳固溶到超微细奥氏体中。
接着，当在迅速加热后进行淬火时，超微细奥氏体相变成马氏体。此时， 由于大量固溶有碳，奥氏体比较稳定，故在马氏体间的微细区域残留有未相变 的奥氏体。这就是残留奥氏体。该残留奥氏体形成在马氏体之间，故非常微细。 以体积率来说，残留奥氏体占11～40体积％。
然后，在180℃左右进行硬度不太下降的回火。在该180℃左右的回火中， 维持在高密度的位错几乎不消失的状态。该回火是为了使组织稳定化而进行 的。在该回火中，不产生渗碳体的凝聚，也几乎不产生软化。根据钢材不同也 可以省去该回火。
含有上述残留奥氏体的高频淬火组织比较强韧，即使在严酷的使用条件下 也可实现长寿命。
通过进行上述热处理，可使表层部的奥氏体粒度成为11级以上(超过10 级的范围)的超细微粒，且可使内部的显微组织成为铁素体和碳化物的混合组 织。另外，可使表层部的硬度在HV635以上，使残留奥氏体占11～40体积％。 另外，如图11(a)或图11(b)所示，可将硬化层(硬度在HV635以上)形 成在从内圈的滚动面表面到内径面的整个径向上。
另一方面，可使硬化层以外的未硬化层的部分(包括内圈的端面)的硬度 在HV200以上且HV300以下。因此，进行了上述热处理的内圈具有长寿命的滚 动疲劳特性，且容易进行铆接加工。
另外，可使富氮层中的含氮量在0.1质量％以上且0.7质量％以下，使富氮 层中的球状化碳化物的面积率在10％以上。
下面对图12及图13所示的加热曲线H1、H2中的各个具体条件进行说明。
图14是对图12的加热曲线H1附加了具体条件的图，图15是对图13的 加热曲线H2附加了具体条件的图。如图14所示，渗碳氮化处理例如在850℃ ×90分钟的条件下进行。渗碳氮化处理后的慢冷却例如通过从渗碳氮化处理温 度炉冷到650℃后、从650℃炉冷到500℃、然后进行空冷来进行。高频淬火例 如通过迅速加热到800～1000℃的温度后进行水冷来进行。回火例如在180℃ ×120分钟的条件下进行，然后进行空冷。
如图15所示，渗碳氮化处理例如在850℃×90分钟的条件下进行。在渗 碳氮化处理后例如通过油冷冷却到100℃。回火处理(调质处理)例如在700 ℃×120分钟的条件下进行，然后进行空冷。高频淬火例如通过迅速加热到 800～1000℃的温度后进行水冷来进行。回火例如在180℃×120分钟的条件下 进行，然后进行空冷。
下面对本发明的实施例进行说明。
(实施例1)
使用JIS规格SUJ2制作了滚动疲劳试验用的摇臂用滚动轴承。轴承是在 摇臂上使用的满装滚子型的滚针轴承。内圈的尺寸为外径φ14.64mm×宽 L17.3mm，外圈的尺寸为内径φ18.64mm×外径φ24mm×宽L6.9mm。滚子的尺寸 为外径φ2mm×长L6.8mm，使用26根滚子。另外，构成为不使用保持器的满装 滚子型。该轴承的基本动态额定载荷为8.6kN，基本静态额定载荷为12.9kN。
各试验轴承的制造过程如下所述。
试验轴承No.1～No.3(本发明实施例)：在渗碳氮化处理温度为850℃、 持续时间为150分钟的条件下进行渗碳氮化处理。渗碳氮化处理在RX气体与 氨气的混合气体的环境中进行。此时，对应于各个试验轴承No.1～No.3，分别 变更RX气体与氨气的混合比后进行渗碳氮化处理。然后，根据图6所示的热 处理曲线，从850℃的渗碳氮化处理温度开始进行一次淬火，接着以低于渗碳 氮化处理温度的800℃加热20分钟进行二次淬火，然后以180℃进行90分钟 回火。
试验轴承No.4：进行标准热处理。即，在RX气体环境中，以840℃的加 热温度、20分钟的持续时间进行加热后，进行淬火，然后以180℃进行90分 钟回火。
试验轴承No.5、6：在渗碳氮化处理温度为850℃、持续时间为150分钟 的条件下进行渗碳氮化处理。渗碳氮化处理在RX气体与氨气的混合气体的环 境中进行。此时，对应于各个试验轴承No.5、No.6，分别变更RX气体与氨气 的混合比后进行渗碳氮化处理。然后，从850℃开始进行淬火，接着以180℃ 进行90分钟回火。
表1表示用上述制造方法制作的试验轴承No.1～No.6的内圈的材质调查 结果及功能评价试验结果。

下面对材质调查方法及功能评价试验方法进行说明。
(1)奥氏体结晶粒度：奥氏体结晶粒度的测定基于JIS G 0551中钢的奥 氏体结晶粒度试验方法进行。
(2)残留奥氏体量：残留奥氏体量的测定通过比较X射线衍射时马氏体 α(211)与残留奥氏体γ(220)的衍射强度来进行。残留奥氏体量采用磨削 后滚动面的表层50μm处的值。
(3)含氮量：含氮量的测定使用EPMA进行。含氮量采用磨削后滚动面的 表层50μm处的值。
(4)表面硬度：表面硬度的测定使用维氏硬度计(1kgf)来进行。
(5)球状化碳化物的面积率：球状化碳化物的面积率通过使用苦味酸醇 溶液(苦味醇液)进行腐蚀后、用光学显微镜(400倍)观察来测定。球状化 碳化物的面积率采用磨削后滚动面的表层50μm处的值。
(6)滚动疲劳寿命试验：滚动疲劳寿命试验装置如图16所示，试验条件 如表2所示。该试验装置是外圈旋转型的试验装置。如图16所示，在装在试 验机上的辊轴52与辊54之间可滚动地配置有多个针状滚子53，使该辊54在 由构件55、56施加径向载荷的情况下以规定速度旋转，由此进行滚动疲劳试 验。
表2：
轴承的滚动寿命试验条件
  试验机   外圈旋转型寿命试验机   试验片   摇臂轴承组件   载荷(N)   2580N(0.3C)   外圈旋转速度   7000rpm   润滑   引擎润滑油10W-30   油温   100℃   寿命   剥离寿命
(7)静态断裂强度试验：使用试验轴承的外圈，以单体的形态用阿姆斯 拉试验机施加载荷，进行静态断裂强度试验。
(8)断裂疲劳强度试验：使用试验轴承的外圈，在表3所示的试验条件 下进行断裂疲劳强度试验。
表3：
环状物断裂疲劳试验条件
  试验机   油压伺服型励振机   试验片   φ18.64×φ24×L6.9   载荷(N)   在3000～5000之间进行各种变化   负载频率(Hz)   20～50(根据载荷变化)   评价   S/N线图中的105次强度
对于(6)滚动疲劳寿命试验、(7)静态断裂强度试验及(8)断裂疲劳 强度试验的结果，将标准热处理产品No.4设为1，将各试验轴承的结果以比率 的形态表示。
下面对表1所示的试验结果进行说明。
(1)奥氏体结晶粒度：本发明产品No.1～No.3的结晶粒度等级为11～ 12，被显著地微细化。标准热处理产品及以往的渗碳氮化处理产品No.4～No.6 的结晶粒度等级为8～9，是比本发明产品粗大的奥氏体结晶粒。
(2)残留奥氏体量：本发明产品No.1～No.3为12～24％，存在适度的奥 氏体。标准热处理产品No.4为8％，比本发明产品少。以往的渗碳氮化处理产 品No.5、No.6为29～36％，比本发明产品多。本发明产品的奥氏体量是处于标 准热处理产品与以往的渗碳氮化处理产品之间的残留奥氏体量。
(3)含氮量：本发明产品No.1～No.3为0.12～0.62％。标准热处理产品 No.4由于不进行渗碳氮化处理，故含氮量为0％。以往的渗碳氮化处理产品 No.5、No.6为0.31～0.70％。与以往的渗碳氮化处理产品相比，本发明产品的 含氮量稍低。可以认为这是由于本发明产品在以往的渗碳氮化处理后以低于渗 碳氮化处理温度的800℃进行二次淬火的缘故。
(4)表面硬度：本发明产品No.1～No.3为HV730～780。标准热处理产 品No.4为HV740。以往的渗碳氮化处理产品No.5、No.6分别为HV760、HV650， 对于No.6是由于残留奥氏体量过多而没有表现出硬度。
(5)球状化碳化物的面积率：本发明产品No.1～No.3为11.4～13.6％。 标准热处理产品及以往的渗碳氮化处理产品No.4～No.6为7.9～9.6％。与标准 热处理产品及以往的渗碳氮化处理产品相比，本发明产品的球状化碳化物的面 积率大，并被微细化，量也多。可以认为这是由于本发明产品在以往的渗碳氮 化处理后以低于渗碳氮化处理温度的800℃进行二次淬火的缘故。
(6)滚动疲劳寿命试验：与标准热处理产品No.4相比，本发明产品No.1～ No.3具有3倍以上的滚动疲劳寿命，即便与以往的渗碳氮化处理产品No.5、 No.6相比，本发明产品No.1～No.3也具有1.5倍以上的滚动疲劳寿命。另外， 与标准热处理产品No.4相比，渗碳氮化处理产品No.5、No.6具有不到2倍的 滚动疲劳寿命。
(7)静态断裂强度试验：本发明产品No.1～No.3与标准热处理产品No.4 相比基本相同或稍有改善。另外，与标准热处理产品No.4相比，渗碳氮化处 理产品No.5、No.6的静态断裂强度下降。可以认为这是由于表层部的富氮层 和奥氏体结晶粒的粗大化引起的。
(8)断裂疲劳强度试验：与标准热处理产品No.4相比，本发明产品No.1～ No.3改善了20％以上。另外，与标准热处理产品No.4相比，渗碳氮化处理产 品No.5、No.6也改善了20％以上。可以认为这是由于氮向表面进入而在表层部 形成压缩残留应力的缘故。
综上所述，本发明产品No.1～No.3在表层部具有富氮层，奥氏体结晶被 微细化成粒度等级在11级以上，并具有适量的残留奥氏体量，具有适度的表 面硬度，球状化碳化物的面积率高，因此，可改善通常的依赖载荷型的滚动疲 劳寿命、断裂疲劳强度。
(实施例2)
使用JIS规格SUJ2制作了剥落、擦伤试验片。试验片的尺寸为外径φ40mm ×宽L12mm。各试验轴承的制造过程如下所述。
试验轴承No.1(本发明实施例1)：在渗碳氮化处理温度为850℃、持续 时间为150分钟的条件下进行渗碳氮化处理。渗碳氮化处理在RX气体与氨气 的混合气体的环境中进行。然后，根据图6所示的热处理曲线，从850℃的渗 碳氮化处理温度开始进行一次淬火，接着以低于渗碳氮化处理温度的800℃加 热20分钟进行二次淬火，然后以180℃进行90分钟回火。
试验轴承No.2(比较例1)：进行标准热处理。即，在RX气体环境中， 以840℃的加热温度、20分钟的持续时间进行加热后，进行淬火，然后以180 ℃进行90分钟回火。
试验轴承No.3(比较例2)：在渗碳氮化处理温度为850℃、持续时间为 150分钟的条件下进行渗碳氮化处理。渗碳氮化处理在RX气体与氨气的混合气 体的环境中进行。然后，从850℃开始进行淬火，接着以180℃进行90分钟回 火。
表4表示用上述制造方法制作的试验片No.1～No.3的材质调查结果、剥 落试验结果及擦伤试验结果。

下面对剥落试验方法及擦伤试验方法进行说明。对于材质调查结果以与实 施例1相同的方法进行。
(1)剥落试验：在表5所示的试验条件下，将表面粗糙度较粗糙的JIS 规格SUJ2的标准热处理产品为对象试验片，在使试验片与对象试验片滚动接 触时，测定在试验片上产生的剥落(微细剥离的集合体)的面积率，得到剥落 强度。对于剥落强度比，将标准热处理产品No.2设为1，将各试验轴承的结果 以比率的倒数表示。
表5：
剥落试验条件
  试验机   双圆筒型试验机   试验片   φ40直线表面粗糙度(Rt)0.2μm   对象试验片   φ40×R60表面粗糙度(Rt)3.0μm(SUJ2制)   接触面压力   Pmax 2.3Gpa   润滑油   涡轮机油VG46   对象试验片旋转速度   2000rpm(实验片从动滚动)   总载荷次数   4.8×105次
(2)擦伤试验：在表6所示的试验条件下，以试验片和对象试验片都为 同一材质的组合的形态，使试验片相互间滚动接触，在仅使试验片的转速以一 定比例增速时，将发出的声音比某一值大的瞬间的试验片相互间的相对旋转速 度设为擦伤强度。对于擦伤强度比，将标准热处理产品No.2设为1，将各试验 轴承的结果以比率的形态表示。
表6：
擦伤试验条件
  试验机   双圆筒型试验机   试验片   φ40×R60表面粗糙度(Rt)3.0μm   对象试验片   φ40×R60表面粗糙度(Rt)3.0μm   接触面压力   Pmax 2.1GPa   润滑油   涡轮机油VG46   对象试验片旋转速度   从200rpm开始每30秒增加100rpm   试验片旋转速度   200rpm
下面对表4所示的试验结果进行说明。
(1)剥落试验：与标准热处理产品No.2相比，本发明产品No.1具有1.5 倍以上的剥落强度，与渗碳氮化处理产品No.3相比基本相同或稍有改善。可 以认为这是由于在表层部具有富氮层，奥氏体结晶被微细化成粒度等级在11 级以上，并具有适量的残留奥氏体量，具有适度的表面硬度，球状化碳化物的 面积率高，因此，韧性提高，对抗龟裂的产生及发展的抵抗力提高。
(2)擦伤试验：与标准热处理产品No.2相比，本发明产品No.1具有1.5 倍以上的擦伤强度，与渗碳氮化处理产品No.3相比基本相同或稍有改善。可 以认为这是由于在表层部具有富氮层，奥氏体结晶被微细化成粒度等级在11 级以上，并具有适量的残留奥氏体量，具有适度的表面硬度，球状化碳化物的 面积率高，因此，可抑制表层在大的滑移条件下产生塑性流动，提高耐烧结性。
综上所述，在剥落试验和擦伤试验中，本发明产品No.1都比以往的轴承 材质好。另外，还可改善润滑条件差而在滚子彼此间产生干扰、或不能顺利地 控制滚子位置而产生滚子的歪斜所引起的表面损伤寿命。
本发明产品在表层部具有富氮层，奥氏体结晶被微细化成粒度等级在11 级以上，并具有适量的残留奥氏体量，具有适度的表面硬度，球状化碳化物的 面积率高，因此，对抗龟裂的产生及发展的抵抗力非常大，可抑制滑移时产生 的表面发热和切向力所导致的表面龟裂的产生。
(实施例3)
使用JIS规格SUJ2材料(1.0重量％的C-0.25重量％的Si-0.4重量％的 Mn-1.5重量％的Cr)来进行(1)氢量的测定、(2)结晶粒度的测定、(3) 摆锤式冲击试验、(4)破坏应力值的测定、(5)滚动疲劳试验。其结果表示 在表7中。
表7：
  试料   A   B   C   D   E   F   以往渗碳   氮化处理   产品   普通淬   火产品   二次淬火温度   (℃)   7801)   800   815   830   850   870   -   -   氢量(ppm)   -   0.37   0.40   0.38   0.42   0.40   0.72   0.38   结晶粒度   (JIS)   -   12   11.5   11   10   10   10   10   摆锤式冲击值   (J/cm2)   -   6.65   6.40   6.30   6.20   6.30   5.33   6.70   破坏应力值   (MPa)   -   2840   2780   2650   2650   2700   2330   2770   滚动疲劳寿命   比(L10)   -   5.4   4.2   3.5   2.9   2.8   3.1   1
1)这次因淬火不足而不能评价
各试料的制造过程如下所述。
试料A～D(本发明例)：渗碳氮化处理的温度为850℃、持续时间为150 分钟。环境为RX气体与氨气的混合气体。根据图6所示的热处理曲线，从850 ℃的渗碳氮化处理温度开始进行一次淬火，接着加热到低于渗碳氮化处理温度 的780℃～830℃温度区域进行二次淬火。不过，二次淬火温度为780℃的试料 A因淬火不足而没有作为试验对象。
试料E、F(比较例)：渗碳氮化处理以与本发明例A～D相同的过程进行， 二次淬火在850℃的渗碳氮化处理温度以上的850℃～870℃的温度下进行。
以往的渗碳氮化处理产品(比较例)：渗碳氮化处理的温度为850℃、持 续时间为150分钟。环境为RX气体与氨气的混合气体。从渗碳氮化处理温度 开始直接进行淬火，不进行二次淬火。
普通淬火产品(比较例)：不进行渗碳氮化处理，加热到850℃后进行淬 火。不进行二次淬火。
下面对试验方法进行说明。
(1)氢量的测定
对于氢量，利用LECO公司生产的DH-103型氢分析装置对钢中的非扩散性 氢量进行分析。不测定扩散性氢量。该LECO公司生产的DH-103型氢分析装置 的规格如下所述。
分析范围：0.01～50.00ppm
分析精度：±0.1ppm或±3％H(两者中的大者)
分析灵敏度：0.01ppm
检测方式：热导率法
试料重量尺寸：10mg～35mg(最大：直径12mm×长度100mm)
加热炉温度范围：50℃～1100℃
试剂：无水高氯酸镁Mg(ClO4)2、烧碱石棉NaOH
输运气体为氮气，气体定量给料气体(日文：がスド一ジングガス)为氢 气，各气体均是纯度在99.99％以上，压力为40psi(2.8kgf/cm2)。
测定步骤的概要如下所述。将使用专用的取样器采取的试料对应各取样器 地插入到上述的氢分析装置中。内部的扩散性氢通过氮输运气体向热导率检测 器导入。该扩散性氢在本实施例中不测定。接着，从取样器中取出试料，在电 阻加热炉内加热，将非扩散性氢通过氮输运气体导入热导率检测器内。在热导 率检测器中测定热导率，从而求得非扩散性氢量。
(2)结晶粒度的测定
结晶粒度的测定基于JIS G 0551的钢的奥氏体结晶粒度试验方法进行。
(3)摆锤式冲击试验
摆锤式冲击试验基于JIS Z 2242的金属材料的摆锤式冲击试验方法进行。 试验片使用JIS Z 2202所示的U字形缺口试验片(JIS3号试验片)。
(4)破坏应力值的测定
图17是表示静压破坏强度试验(破坏应力值的测定)的试验片的图。沿 图中的P方向施加载荷，测定至破坏为止的载荷。然后，将得到的破坏载荷通 过下述的弯曲梁的应力计算式换算成应力值。另外，试验片并不限定于图17 所示的试验片，也可使用其他形状的试验片。
将图17的试验片的凸表面的纤维应力设为σ1，将凹表面的纤维应力设为 σ2，则σ1及σ2通过下式求得(機械工学便覧A4編材料力学A4-40)。在此， N表示包含圆环状试验片的轴在内的截面的轴力，A表示横截面积，e1表示外 半径，e2表示内半径。另外，κ是弯曲梁的截面系数。
σ1＝(N/A)+{M/(Aρ0)}[1+e1/{κ(ρ0+e1)}]
σ2＝(N/A)+{M/(Aρ0)}[1-e2/{κ(ρ0-e2)}]
$\kappa =-(1/A)\underset{A}{\int }\{\eta /({\rho }_0+\eta )\}\mathrm{dA}$
(5)滚动疲劳寿命
滚动疲劳寿命试验的试验条件如表8所示。另外，图18是滚动疲劳寿命 试验机的概略图。图18(a)是主视图，图18(b)是侧视图。如图18(a)及 图18(b)所示，滚动疲劳寿命试验片121由驱动滚筒111驱动，与滚珠113 接触地旋转。滚珠113是3/4英寸的滚珠，由引导滚筒112引导，在与滚动疲 劳寿命试验片121之间一边施加高的表面压力一边滚动。
表8：
  试验片   φ12×L22圆筒试验片   试验数   10个   对象钢球   3/4英寸(19.05mm)   接触面压力   5.88GPa   负载速度   46240cpm   润滑油   涡轮机油VG68强制循环供油
下面对表7所示的试验结果进行说明。
(1)氢量
只进行了渗碳氮化处理的以往的渗碳氮化处理产品为0.72ppm这样的非 常高的值。可以认为这是由于渗碳氮化处理的环境中含有的氨(NH3)分解而氢 进入到钢中的缘故。然而，试料B～D的氢量为0.37～0.40ppm，减少一半左右。 该氢量与普通淬火产品基本相同。
由于上述的氢量减少，可减轻氢的固溶所引起的钢的脆化。即，由于氢量 的减少，本发明例的试料B～D的摆锤式冲击值得到很大的改善。
(2)结晶粒度
对于结晶粒度，当二次淬火温度比渗碳氮化处理时淬火(一次淬火)的温 度低时、即为试料B～D时，奥氏体晶粒的结晶粒度等级为11～12，被显著地 微细化。试料E、F、以往的渗碳氮化处理产品及普通淬火产品的奥氏体晶粒的 结晶粒度等级为10，是比本发明例的试料B～D粗大的结晶粒。
(3)摆锤式冲击试验
根据表7，以往的渗碳氮化处理产品的摆锤式冲击值为5.33J/cm2，而本 发明例的试料B～D的摆锤式冲击值为6.30～6.65J/cm2，是比较高的值。其中， 也表现出二次淬火温度低则摆锤式冲击值高的倾向。普通淬火产品的摆锤式冲 击值为6.70J/cm2。
(4)破坏应力值的测定
上述破坏应力值相当于耐断裂强度。根据表7，以往的渗碳氮化处理产品 的破坏应力值为2330MPa。与以往的渗碳氮化处理产品相比，试料B～D的破坏 应力值为2650～2840Mpa，是得到改善的值。普通淬火产品的破坏应力值为 2770Mpa，可以推定为：试料B～D的得到改良的耐断裂强度以及奥氏体结晶粒 的微细化主要是由于含氢率的降低所引起的。
(5)滚动疲劳试验
根据表7，普通淬火产品由于表层部不具有富氮层，从而滚动疲劳寿命L10 最低。以往的渗碳氮化处理产品的滚动疲劳寿命是普通淬火产品的3.1倍。试 料B～D的滚动疲劳寿命比以往的渗碳氮化处理产品大幅提高。本发明的试料 E、F与以往的渗碳氮化处理产品基本相同。
综上所述，本发明例的试料B～D的含氢率下降，奥氏体结晶粒度被微细 化成在11级以上，摆锤式冲击值、耐断裂强度及滚动疲劳寿命也得到改善。
(实施例4)
下面对实施例4进行说明。对下述的X材料、Y材料及Z材料进行一系列 的试验。热处理用原材料使用JIS规格SUJ2材料(1.0重量％的C-0.25重量％ 的Si-0.4重量％的Mn-1.5重量％的Cr)，X材料～Z材料相同。X材料～Z 材料的制造过程如下所述。
(X材料：比较例)：仅进行普通淬火(不进行渗碳氮化处理)
(Y材料：比较例)：在渗碳氮化处理后直接进行淬火(以往的渗碳氮化 淬火)。渗碳氮化处理的温度为845℃，持续时间为150分钟。渗碳氮化处理 的环境为RX气体+氨气。
(Z材料：本发明例)：实施了图6的热处理曲线的轴承钢。渗碳氮化处 理的温度为845℃，持续时间为150分钟。渗碳氮化处理的环境为RX气体+氨 气。最终淬火温度为800℃。
(1)滚动疲劳寿命
如上所述，滚动疲劳寿命试验的试验条件及试验装置如表8及图16所示。 该滚动疲劳寿命试验结果如表9所示。
表9：

根据表9，比较例的Y材料的L10寿命(10个试验片中的一个破损的寿命) 是同样为比较例的只实施了普通淬火的X材料的3.1倍，从而可知渗碳氮化处 理起到了延长寿命的效果。然而，本发明例的Z材料是Y材料的1.74倍，是X 材料的5.4倍，表现出长寿命。可以认为该改良的主因是显微组织的微细化。
(2)摆锤式冲击试验
摆锤式冲击试验使用U字形缺口试验片，通过上述的基于JIS Z 2242的 方法进行。试验结果如表10所示。
表10：
  材质   摆锤式冲击值(J/cm2)   冲击值之比   X材料   6.7   1.0   Y材料   5.3   0.8   Z材料   6.7   1.0
进行了渗碳氮化处理的Y材料(比较例)的摆锤式冲击值不比普通淬火的 X材料(比较例)高，但Z材料得到与X材料基本相同的值。
(3)静态破坏韧性值的试验
图19是表示静态破坏韧性试验的试验片的图。在该试验片的缺口部预先 设有约1mm的裂缝后，施加三点弯曲引起的静态载荷，求得破坏载荷P。破坏 韧性值(KIc值)使用下述的(I)式算出。另外，试验结果如表11所示。
$K_{\mathrm{Ic}}=(\mathrm{PL}\sqrt{a}/{\mathrm{BW}}^2)\{5.8-9.2(a/W)+43.6{(a/W)}^2-75.3{(a/W)}^3+77.5{(a/W)}^4\}···\left(I\right)$
表11：

由于预先设有的龟裂深度大于富氮层深度，因此，比较例的X材料和Y 材料没有不同。但是，本发明例的Z材料可得到比较例的约1.2倍的值。
(4)静压破坏强度试验(破坏应力值的测定)
如上所述，静压破坏强度试验片使用图17所示的形状。图中，沿P方向 施加载荷，进行静压破坏强度试验。试验结果如表12所示。
表12：
  材质   试验数  静压破坏强度(Kgf)   静压破坏强度之比   X材料   3个  4200   1.00   Y材料   3个  3500   0.84   Z材料   3个  4300   1.03
进行渗碳氮化处理的Y材料是比普通淬火的X材料稍低的值。但是，本发 明的Z材料的静压破坏强度比Y材料高，得到与X材料基本相同的水平。
(5)时效尺寸变化率
将持续温度为130℃、持续时间为500小时条件下的时效尺寸变化率的测 定结果与表面硬度、残留奥氏体量(0.1mm深度)一起表示在表13中。
表13：
  材质   试验数   表面硬度   (HRC)   残留γ量   (体积％)   尺寸变化率   (×10-5)   尺寸变化率之比*)   X材料   3个   62.5   8.8   18   1.0   Y材料   3个   63.6   30.5   35   1.9   Z材料   3个   60.0   11.8   22   1.2
*：越小越好
与残留奥氏体量较多的Y材料的尺寸变化率相比，本发明例的Z材料可抑 制在其二分之一以下。
(6)异物混入润滑下的寿命试验
使用滚珠轴承6206，对混入规定量标准异物的异物混入润滑下的滚动疲 劳寿命进行评价。试验条件如表14所示，试验结果如表15所示。
表14：
  载荷   Fr＝6.86kN   接触面压力   Pmax＝3.2Gpa   旋转速度   2000rpm   润滑   涡轮机56油浴供油   异物量   0.4g/1000cc   异物   粒径100～180μm、硬度Hv800
表15：
  材质   L10寿命(h)   L10寿命之比   X材料   20.0   1.0   Y材料   50.2   2.5   Z材料   45.8   2.3
实施了以往的渗碳氮化处理的Y材料是X材料的约2.5倍，本发明例的Z 材料是X材料的约2.3倍，可得到长寿命。本发明例的Z材料虽然与比较例的 Y材料相比残留奥氏体少，但由于氮的进入和微细化的显微组织的影响，可得 到Y材料以上的长寿命。
从上述结果可知，本发明例的Z材料、即通过本发明的热处理方法制造的 轴承部件可同时满足以往的渗碳氮化处理难以实现的滚动疲劳寿命的长寿命 化、断裂强度的提高、时效尺寸变化率的降低这三方面的要求。
(实施例5)
使用标准热处理、渗碳氮化处理及本发明的热处理这三种热处理方法来制 造摇臂用滚动轴承的辊、辊轴及滚子。此处的标准热处理、渗碳氮化处理及本 发明的热处理表示以下的热处理方法。
标准热处理：在RX气体环境中，以840℃的加热温度、20分钟的持续时 间进行加热后，进行淬火，然后以180℃进行90分钟回火。
渗碳氮化处理：在RX气体与氨气的混合气体的环境中，在温度为850℃、 持续时间为150分钟的条件下进行加热后，从850℃的温度开始进行淬火，接 着以180℃进行90分钟回火。
本发明的热处理：在渗碳氮化处理温度为850℃、持续时间为150分钟的 条件下进行渗碳氮化处理。渗碳氮化处理在RX气体与氨气的混合气体的环境 中进行。然后，根据图6所示的热处理曲线，从850℃的渗碳氮化处理温度开 始进行一次淬火，接着以低于渗碳氮化处理温度的800℃加热20分钟进行二次 淬火，然后以180℃进行90分钟回火。
通过这些热处理方法得到的构件的材质如表16所示。
表16：
  热处理方法   奥氏体结晶粒度   (JIS)   残留奥氏体量   (体积％)   含氮量   (质量％)   标准热处理   9   7   0   渗碳氮化处理   8   29   0.31   本发明热处理   12   21   0.30
下面对材质调查方法进行说明。
(1)奥氏体结晶粒度：奥氏体结晶粒度的测定基于JIS G 0551中钢的奥 氏体结晶粒度试验方法进行。
(2)残留奥氏体量：残留奥氏体量的测定通过比较X射线衍射时马氏体 α(211)与残留奥氏体γ(220)的衍射强度来进行。残留奥氏体量采用磨削 后滚动面的表层50μm处的值。
(3)含氮量：含氮量的测定使用EPMA进行。含氮量采用磨削后滚动面的 表层50μm处的值。
下面对表16所示的试验结果进行说明。
(1)奥氏体结晶粒度：本发明热处理构件的结晶粒度等级为12，被显著 地微细化。标准热处理构件及渗碳氮化处理构件的结晶粒度等级为9及8，是 比本发明热处理构件粗大的奥氏体结晶粒。
(2)残留奥氏体量：本发明热处理构件的残留奥氏体量为21体积％，存 在适度的奥氏体。标准热处理构件的残留奥氏体量为7体积％，比本发明热处 理构件少。渗碳氮化处理构件的残留奥氏体量为29体积％，比本发明热处理构 件多。由此可知，本发明热处理构件的残留奥氏体量处于标准热处理构件与渗 碳氮化处理构件之间。
(3)含氮量：本发明热处理构件的含氮量为0.30％。标准热处理构件由 于不进行渗碳氮化处理，故含氮量为0％。渗碳氮化处理构件的含氮量为0.31％。 与渗碳氮化处理构件的含氮量相比，本发明热处理构件的含氮量稍低。可以认 为这是由于本发明的热处理在渗碳氮化处理后以低于渗碳氮化处理温度的800 ℃进行二次淬火的缘故。
接着，将使用上述三种热处理方法制造的辊、辊轴及滚子以各种组合方式 进行组合来制造摇臂用滚动轴承，得到试料1～试料11。其中，表示试料1～ 试料6的结构(尺寸)的剖视图如图20所示，表示试料7～试料11的结构(尺 寸)的剖视图如图21所示。如图20所示，在试料1～试料6中，辊4及滚子 3的宽度为6.9mm，辊轴2的宽度为17.3mm。另一方面，如图21所示，在试料 7～试料11中，辊4及滚子3的宽度为5.5mm，辊轴2的宽度为15.9mm。即， 试料7～试料11比试料1～试料6紧凑化20％左右。
接着，通过下述方法对试料1～试料11进行剥离寿命试验。图22是表示 剥离寿命试验装置的主要部分的主视图，图23是沿图22的XXIII-XXIII线的 剖视图。如图22及图23所示，以剥离寿命试验装置的驱动滚筒101与辊4接 触的形态配置摇臂用滚动轴承50，固定辊轴2。接着，在从剥离寿命试验装置 的驱动滚筒101向摇臂用滚动轴承50施加径向载荷的状态下，使驱动滚筒101 沿图22中的箭头方向旋转，从而使辊4旋转。测定辊4、辊轴2及滚子3中的 任一个产生剥离的时间(寿命)。另外，从驱动滚筒101向摇臂用滚动轴承50 施加的载荷为2.58kN，辊4的旋转速度为7000r/min。另外，滚子与辊及辊轴 之间的润滑油使用10W-30的引擎润滑油，润滑油的温度为100℃。
各试料中构件的组合和各试料的剥离寿命如表17及表18所示。本发明产 品是试料6、试料9、试料10及试料11。另外，各试料的剥离寿命以试料1 的剥离寿命为1时的比率形态表示。
表17：

表18：

如表17所示，可知对辊、辊轴及滚子全部构件都进行本发明热处理的试 料6的剥离寿命是对全部构件都进行标准热处理的试料1的3.5倍。另外，如 表18所示，可知即使在将轴承紧凑化时，对辊及辊轴进行渗碳氮化处理、对 滚子进行本发明热处理的试料9的剥离寿命也是试料1的1.2倍。另外，可知 对辊及滚子进行渗碳氮化处理、对辊轴进行本发明热处理的试料10的剥离寿 命是试料1的1.5倍。再者，可知对辊进行渗碳氮化处理、对滚子及辊轴进行 本发明热处理的试料11的剥离寿命是试料1的1.7倍。从以上的结果可知， 通过使辊、辊轴及滚子都具有富氮层，并对辊轴及滚子中的至少一个构件进行 本发明的热处理，可实现轴承的紧凑化，且可抑制寿命的降低。
(实施例6)
使用JIS规格SUJ2来制作滚动疲劳试验用的轴承。轴承是在摇臂上使用 的满装滚子型的滚针轴承。内圈的尺寸为内径φ10mm×外径φ14.64mm×宽 L15mm，外圈的尺寸为内径φ18.64mm×外径φ24mm×宽L7mm。滚子的尺寸为外 径φ2mm×长L6.8mm，使用26根，构成为不使用保持器的满装滚子型。该轴承 的基本动态额定载荷为8.6kN，基本静态额定载荷为12.9kN。
各试验轴承的内圈的制造过程如下所述。
试验轴承No.1(本发明例1)：进行使硬化层图案成为图11(b)所示的 图案的高频热处理。
试验轴承No.2、3(本发明例2、3)：进行图14所示的加热曲线H1的工 序的热处理。另外，进行使硬化层图案成为图11(b)所示的图案的高频热处 理。
试验轴承No.4(比较例1)：进行使硬化层图案成为图10所示的图案的 高频热处理。
试验轴承No.5(比较例2)：进行图14所示的加热曲线H1的工序的热处 理。另外，进行使硬化层图案成为图10所示的图案的高频热处理。
各试验轴承的外圈使用标准热处理产品(淬火、回火)。各试验轴承的滚 子的制造过程如下所述。
试验轴承No.1、4：标准热处理产品(淬火、回火)
试验轴承No.2、3、5：渗碳氮化处理产品
用上述制造方法制作的试验轴承的内圈的材质调查结果及功能评价试验 结果如表19所示。

下面对材质调查方法及功能评价试验方法进行说明。
(1)奥氏体结晶粒度
奥氏体结晶粒度的测定基于JIS G 0551中钢的奥氏体结晶粒度试验方法 进行。奥氏体结晶粒度采用磨削后滚动面中央部的表层50μm处的值。
(2)残留奥氏体量
残留奥氏体量的测定通过比较X射线衍射时马氏体α(211)与残留奥氏 体γ(220)的衍射强度来进行。残留奥氏体量采用磨削后滚动面中央部的表 层50μm处的值。
(3)含氮量
含氮量的测定使用EPMA进行。含氮量采用磨削后滚动面中央部的表层50 μm处的值。
(4)表面硬度
测定磨削后滚动面中央部的表面硬度。该测定使用维氏硬度计(1kgf)来 进行。
(5)球状化碳化物的面积率
球状化碳化物的面积率通过使用苦味酸醇溶液(苦味醇液)进行腐蚀后、 用光学显微镜(400倍)观察来测定。球状化碳化物的面积率采用磨削后滚动 面中央部的表层50μm处的值。
(6)静态断裂强度试验
使用试验轴承的内圈，以单体的形态用阿姆斯拉试验机施加载荷，进行静 态断裂强度试验。
(7)断裂疲劳强度试验
使用试验轴承的内圈，在表3所示的试验条件下进行断裂疲劳强度试验。
(8)滚动疲劳寿命
滚动疲劳寿命使用图16所示的试验装置，在表2所示的试验条件下进行。 图16所示的试验装置是外圈旋转型的试验装置。如图16所示，在装在试验机 上的内圈52(2)与外圈54(4)之间可滚动地配置有多个针状滚子53(3)， 使该外圈54在由构件55、56施加径向载荷的情况下以规定速度旋转，由此进 行滚动疲劳试验。
另外，在表19中，滚动疲劳寿命试验、静态断裂强度试验及断裂疲劳强 度试验的结果，将标准热处理产品No.4的值设为1，将各试验轴承的结果以比 率的形态表示。
下面对表1所示的试验结果进行说明。
(1)奥氏体结晶粒度
本发明产品No.1～3的结晶粒度等级为11～12，被显著地微细化。标准 热处理产品及渗碳氮化处理产品No.4、5的结晶粒度等级为9，是比本发明产 品粗大的奥氏体结晶粒。
(2)残留奥氏体量
本发明产品No.2、3的残留奥氏体量为20～35体积％，在这些试料中存在 适度的奥氏体。
(3)含氮量
本发明产品No.2、3的含氮量为0.12～0.28质量％，含有氮。
(4)表面硬度
本发明产品No.2、3的表面硬度为HV770～780。
(5)球状化碳化物的面积率
本发明产品No.2、3的球状化碳化物的面积率为13.0～13.6％。
(6)静态断裂强度试验
本发明产品No.1～3的静态断裂强度比比较产品No.4、5高，得到了改善。 可以认为这是由于当向轴承施加载荷时，与图11(a)、(b)所示的从外形面 到内径面全部为硬化层的内圈(本发明产品)相比，图10所示的混合有硬化 层和未硬化层的内圈(比较产品)的强度较小，易于变形，因此，在内径面的 中央部会产生较大的拉伸应力。
(7)断裂疲劳强度试验
与比较产品No.4相比，本发明产品No.1的断裂疲劳强度改善了2倍以上。 另外，与比较产品No.5相比，本发明产品No.2、3的断裂疲劳强度也改善了3 倍左右。可以认为这是由于当向轴承施加载荷时，与图11(a)、(b)所示的 从外形面到内径面全部为硬化层的内圈(本发明产品)相比，图10所示的混 合有硬化层和未硬化层的内圈(比较产品)的强度较小，易于变形，因此，在 内径面的中央部会产生较大的拉伸应力的缘故。
(8)滚动疲劳寿命试验
与比较产品No.4相比，本发明产品No.1的滚动疲劳寿命得到了稍许改善。 另外，与比较产品No.5相比，本发明产品No.2、3的滚动疲劳寿命也得到了 稍许改善。与试料No.1、4相比，试料No.2、3、5的滚动疲劳寿命较佳的原 因是在于富氮层。可以认为富氮层影响滚动疲劳寿命的主要因素有残留奥氏体 量、含氮量、球状化碳化物的面积率等。
综上所述，通过像本发明产品No.1～3那样，采用如图11(a)、(b) 所示的硬化层图案，从内圈外径的滚动面表层部到内径面都形成硬化层，可改 善静态断裂强度、断裂疲劳强度。另外，若像本发明产品No.2、3那样，在表 层部具有富氮层，奥氏体结晶被微细化成粒度等级超过10级，并具有适量的 残留奥氏体量，具有适度的表面硬度，球状化碳化物的面积率高，则可改善通 常的依赖载荷型的滚动疲劳寿命、断裂疲劳强度。
应当知道，上面公开的实施形态及实施例仅仅是例示，并不限定本发明。 本发明的范围并不局限于上述的说明，而由权利要求书说明，与权利要求等同 的意思及在权利要求范围内的所有变更都包含在本发明的范围内。
工业上的可利用性：
本发明可尤其有效地应用在用于对汽车引擎的进气阀或排气阀进行开闭 的摇臂所使用的摇臂用滚动轴承上。