滚动接触金属材料的剪切疲劳特性的评价方法、采用它的疲劳极限面压力的推算方法和装置

相关申请

本申请要求申请日为2010年3月16日，申请号为日本特愿 2010-059357号，日本特愿2010-059358号，日本特愿2010-059359 号与申请日为2011年3月11日，申请号为日本特愿2011-054484 号，日本特愿2011-054485号，日本特愿2011-054486号，日本特 愿2011-054487号，日本特愿2011-054488号，日本特愿 2011-054489号，日本特愿2011-054490号，日本特愿2011-054491 号的申请的优先权，通过参照其整体，作为构成本申请的一部分 的内容而援引。

技术领域

本发明涉及滚动接触金属材料的剪切疲劳特性的评价方法， 采用它的疲劳极限面压力的推算方法以及装置，本发明涉及比如， 快速地评价轴承用钢这样的滚动轴承用的高强度金属材料的剪切 疲劳特性的方法和装置。

背景技术

在剪切疲劳特性的评价中，具有液压伺服型扭转疲劳试验机， シエンク式扭转疲劳试验机。对于负荷频率，前者最高为10Hz程 度，后者为30Hz程度，在求出疲劳极限的场合等的情况下，为了 评价到超长寿命区域处的的剪切疲劳特性，需要许多的时间。作 为滚动轴承用的高强度金属材料，目前最常使用的是高碳素铬轴 承钢JIS-SUJ2，在还原气氛中，加热到A1转变点以上的温度 (850℃程度)，然后淬火，在较低的温度(180℃程度)回火，硬度为 750HV程度。

在滚动轴承的场合，人们认为，对于在良好的润滑条件下确 保寿命的内部起点型剥离，因在表层内部，振幅最大的交替剪切 应力(基本为双振)的反复，产生裂缝，该裂缝进展，由此产生上述 剥离。在张拉压缩疲劳试验(轴荷载疲劳试验，旋转弯曲疲劳试验) 的场合，习惯上将10⁷次的疲劳强度作为疲劳极限。相对该情况， 对于滚动轴承，在润滑条件良好的场合，即使施加非常高的负荷， 在10⁷次程度的负荷次数的场合，仍不产生内部起点型剥离。作为 通过剪切应力而产生疲劳破坏的试验，具有扭转疲劳试验，但液 压伺服型扭转疲劳试验的负荷频率最高为10Hz，比如，为了达到 10⁹次的负荷次数，需要3年以上的时间。为此，求出到超长寿命 区域时的剪切疲劳特性这一点实质上是不可能的。

代替上述方式，由于非金属夹杂物处于内部起点型剥离的起 点的状态的观点，所述非金属夹杂物是钢中不可避免地包含的， 成为了体系的不连续的蓄积应力集中源，故考虑了通过极限值统 计分析，推算任意的体积中包含的非金属夹杂物的最大尺寸的方 法，形成将非金属夹杂物的最大尺寸作为钢的品质的指标的方法 (比如，专利文献1～4)。

现有技术文献

特许文献

专利文献1：日本特开2004-251898号公报

专利文献2：日本特开2005-105363号公报

专利文献3：日本特开2006-138865号公报

专利文献4：日本特开2006-349698号公报

专利文献5：日本特开2004-176156号公报

专利文献6：日本特开2005-133768号公报

专利文献7：日本特开2006-308019号公报

专利文献8：日本特开2008-008419号公报

专利文献9：日本特开2006-138376号公报

非特许文献

非专利文献1：藤井幸生，前田喜久男，大塚昭夫，NTN Technical  Review，69(2001)53—60。

非专利文献2：ワイ.ムラカミ、シ一.サカエ、エス.ハマダ 著(Y.Murakami，C.Sakae and S.Hamada)，疲劳工学(Engineering Against  Fatigue)，Univ.ofSheffield，UK，(1997)，473p.

非专利文献3：テイ.エ一.ハリス(T.A.Harris)，滚动轴承解 析(Rolling B earing Analysis)(Third Edition)，Wiley-Interscience，New York， (1991)，147p

非专利文献4：日本材料学会，修订材料强度学，日本材料 学会，京都，(2006)，94p.

非专利文献5：日本材料学会，修订材料强度学，日本材料 学会，京都，(2006)，211p.

非专利文献6：ワイ.マツバラ、エツチ.ハマダ著(Y.Matsubara  and H.Hamada)，轴承钢技术(Bearing Steel Technology)，ASTM STP1465， J.M.Beswick Ed.，(2007)，153-166.

非专利文献7：M.A.Devanathan and Z.Stachurski，Proc.Royal Soc.， A270(1962)90-102.

发明内容

本发明要解决的课题

在内部起点型剥离之前，滚动接触面表层中的疲劳裂缝的进 展样式视为模式II型。作为根据上述非金属夹杂物的最大尺寸， 推算不产生内部起点型剥离的最大接触面压力的疲劳极限面压力 的方法，具有在非专利文献1的考察中记载的想法。人们认为， 像非专利文献1的图13那样，对于赫茨(Herz)接触压力移动的场 合，在交替剪切应力振幅基本最大的深度b/2(b为接触椭圆的短轴 半径)处，存在直径2a的圆板状裂缝。判断该裂缝为最大夹杂物的 直径。

在非专利文献1中，进行独自的模式II疲劳裂缝进展实验， 将疲劳裂缝不再进展的应力扩大系数的下限值求解为 在非专利文献1的图14中，对于的 场合，将裂缝面之间的摩擦系数假定为0.5，则呈现最大接触面压 力和疲劳裂缝是否进展的临界裂缝直径2a的关系。比如，如果 2a=50μm，则经过推算，疲劳极限面压力P_maxlim＝2.5GPa。但是， 在该方法中，裂缝之间的摩擦系数是未知的，必须假定为某值。 另外，在非专利文献2中，进行独自的模式II疲劳裂缝进展实验， 将疲劳裂缝不再进展的应力扩大系数的下限值求解为 大大不同于非专利文献1中的ΔK_11th。

但是，如果滚动轴承在混入水的条件下、伴随有滑动的条件 下、产生通电的条件下等的场合使用，则水或润滑剂分解，产生 氢，其侵入钢中，由此有早期产生剥离的情况。由于氢显著地降 低钢的疲劳强度，故即使在接触要素之间由油膜分隔的良好的润 滑条件下，仍在交替剪切应力大的表层内部产生裂缝，该裂缝进 展，在提前导致剥离。

于是，作为评价滚动轴承的耐氢性的方法，人们提出快速对 滚动轴承进行加减速的试验(专利文献5)；在对滚动轴承进行盐水 喷雾的同时，进行运转的试验(专利文献6)；在水混入润滑油中时， 使滚动轴承运转的试验(专利文献7)；在流过一定电流的同时，使 滚动轴承运转的试验(专利文献8)；进行在氢的充入后，可实现极 极高速的垂直荷载的负荷的超声波轴荷载疲劳试验(交变振动)，在 氢消散过程中发生疲劳的耐氢性评价方法(专利文献9)等。

另外，作为在改变电流密度，对轴承钢SUJ2制的试验片，按 照一定时间进行阴极电解氢的充入后，进行超声波轴荷载疲劳试 验的结果，还报告到：伴随扩散性氢量的增加，10⁷次的疲劳强度 降低，在两者之间具有直线关系(参照非专利文献6)。该情况意味 着扩散性氢量是疲劳强度降低的支配因素，表明控制侵入氢量的 原来的耐氢性评价必须作为第1步骤。

本发明的目的在于提供一种可通过试验，快速而以良好的精 度评价滚动接触的金属材料的剪切疲劳特性的方法和装置。

用于解决课题的技术方案

本发明的滚动接触金属材料的剪切疲劳强度的评价方法包括 试验过程，其中，通过超声波扭转疲劳试验求出金属材料的剪切 应力振幅和负荷次数的关系；剪切疲劳强度确定过程，其中，根 据该已求出的剪切应力振幅和负荷次数的关系，按照已确定的基 准确定超长寿命区域的剪切疲劳强度τ_lim。

在这里，上述“超长寿命区域的剪切疲劳强度”与“剪切疲 劳极限”同义，但是，在本说明书中，作为“超长寿命区域的剪 切疲劳强度”而说明。

在上述剪切疲劳强度确定过程中采用的上述“已确定的基准” 指：求出在比如，表示剪切疲劳强度的确立的理论曲线中适用试 验结果的剪切应力振幅和负荷次数的关系的曲线，根据该曲线， 求出剪切疲劳强度的处理。具体来说，可采用符合日本材料学会 的金属材料疲劳可靠性评价标准JSMS-SD-6-02的疲劳极限型 折线模型而求出的S-N曲线图(破坏概率50%的疲劳强度曲线 图)。并不限于疲劳极限型折线模型，也可符合连续降低型曲线模 型而求出S-N曲线图。其中，在此场合，τ_lim必须作为比如，“10¹⁰次的S-N曲线图上的值”等而定义。

按照该方法，由于进行加振频率在超声波区域的极高速的超 声波扭转疲劳试验，故关于滚动接触金属材料的剪切疲劳特性的 评价，可在短时间达到必要的负荷次数，快速地评价剪切疲劳特 性。比如，如果按照20000Hz而连续加振，则以仅半天多一点的 时间，达到10⁹次的负荷次数。另外，实际上由于进行产生剪切疲 劳破坏的试验，故与过去的非金属夹杂物的最大尺寸为钢的品质 的指标的方法相比较，可以良好的精度求出剪切疲劳特性。

支配材料的疲劳破坏的应力为垂直应力、剪切应力中的某者。 为了高速地评价垂直应力的疲劳特性，从市场上开始销售超声波 轴荷载疲劳试验机(交变振动)计算，已过了数年。相对该情况，用 于高速地评价剪切疲劳特性的超声波扭转疲劳试验的研究几乎没 有进行，到目前为止，评价的材料为最大剪切应力振幅(交变振动) 在250MPa以下的发生疲劳破坏的软钢和铝合金。本发明在这样的 技术水平下，针对滚动轴承的轨道圈或滚动体的金属材料，可通 过成为超声波区域的加振频率的扭转振动的施加，发生剪切疲劳 破坏，实现快速的剪切疲劳特性的评价。

上述超声波扭转疲劳试验为交变扭转疲劳试验，在该试验中， 相对试验片施加正旋转方向和反旋转方向的扭转为对称的扭转振 动。上述金属材料可为构成滚动轴承的轨道圈或滚动体的滚动轴 承用钢。

也可在该评价方法中按照下述方式确定上述超长寿命区域中 的剪切疲劳强度τ_lim，该方式为在上述试验过程中，进行多次的 上述超声波扭转疲劳试验，多次求出金属材料的剪切应力振幅和 负荷次数的关系，在上述剪切疲劳强度确定过程中，根据在上述 多次的试验过程中求出的剪切应力振幅和负荷次数的关系而求出 任意的破坏概率的P―S―N曲线图，根据该P―S―N曲线图，确 定上述超长寿命区域中的剪切疲劳强度τ_lim。在具有上述应力梯 度的疲劳试验中出现的尺寸效果因应力梯度的力学上的因素，承 受大的负荷的体积(危险体积)增加减少的统计因素而造成。可根据 统计的因素的观点，以多个应力水平进行多次的评价，获得P―S― N曲线图。

也可在该场合，在上述剪切疲劳强度确定过程中，将根据上 述P―S―N曲线图确定的上述超长寿命区域中的剪切疲劳强度的 85%的值，作为在上述疲劳极限面压力计算过程中采用的剪切疲劳 强度τ_lim的值。为了最安全地评估，与上述情况相同，最好将根 据上述P―S―N曲线图确定的上述超长寿命区域中的剪切疲劳强 度的85%的值，进一步地将80%的值作为在上述疲劳极限面压力 计算过程中采用的剪切疲劳强度τ_lim的值。

在该评价方法中，为了安全地评估剪切疲劳强度的绝对值， 在上述试验过程中进行了多次的上述超声波扭转疲劳试验，多次 地求出金属材料的剪切应力振幅和负荷次数的关系，可组合下述3 个补偿中的任意2个以上的补偿视求出的剪切疲劳强度τ_lim为绝 对值，该下述3个补偿包括：破坏概率补偿，该补偿指在上述剪 切疲劳强度确定过程中，根据上述多次的试验过程获得的剪切应 力振幅和负荷次数的关系而求出任意的破坏概率的P-S-N曲线 图，根据该P-S-N曲线图确定上述超长寿命区域的剪切疲劳强 度τ_lim的补偿；过大评价补偿，该补偿指在上述剪切疲劳强度确 定过程中，将按照上述已确定的基准而确定的剪切疲劳强度的 85%的值，作为在上述疲劳极限面压力计算过程中采用的剪切疲劳 强度τ_lim的值的补偿；尺寸效果补偿，该补偿指将在上述剪切疲 劳强度确定过程中确定的上述超长寿命区域的剪切疲劳强度的 80%的值，作为在上述疲劳极限面压力计算过程中使用的剪切疲劳 强度τ_lim的值的补偿。像这样，将2个以上的补偿组合，通过安 全地评估剪切疲劳强度，可更加安全地推算疲劳极限面压力。

本发明采用可高速负荷的超声波扭转疲劳试验，比如，进行 加振频率为20000Hz，极高速的超声波扭转疲劳试验。由此，如 果连续加振，则以仅半天多一点的时间，达到10⁹次的负荷次数。 但是，如果按照某种程度高的剪切应力振幅连续加振，则试验片 发热，无法求出精度良好的剪切应力振幅和负荷次数的关系。由 此，最好对试验片进行强制空气冷却。在仅仅通过强制空气冷却， 试验片的发热抑制不充分的场合，最好交替地反复进行加振和停 顿。通过停顿，实质的负荷频率变小，但是如果采用加振频率为 20000Hz的超声波振动扭转疲劳试验机，则即使停顿时间为加振 时间的10倍，依然是高速的，达到2000Hz，如果具有1周时间， 可达到10⁹次的负荷次数。

在该评价方法中，上述超声波扭转疲劳试验比如，通过下述 方式进行，该方式为：采用扭转振动变频器，其通过外加交流电 力，产生构成围绕旋转中心轴的正反的旋转的扭转振动；振幅放 大喇叭，该振幅放大喇叭的前端具有同心地安装试验片的安装部， 该振幅放大喇叭通过基端被固定于扭转振动变频器上，将提供给 基端的上述振幅变频器的扭转振动的振幅放大，将上述试验片的 形状、尺寸设为由上述扭转振动变频器的驱动而来的与振幅放大 喇叭的振动共振的形状、尺寸，在超声波区域的频率范围驱动上 述扭转振动变频器，使上述试验片与上述振幅放大喇叭的振动共 振，使试验片发生剪切疲劳破坏。上述放大器的输出的值和导通、 截止也可通过来自外部的输入而控制。另外，在本说明书中，“超 声波区域的频率范围”指广义的大于16000Hz的音波的频率区域。

驱动上述扭转振动变频器的频率的下限值为(20000-500+ α)Hz，上限值为(20000+500)Hz，其中，α表示相对试验片的试 验中的性能的变化的缓冲值，为200Hz以下。在像这样，频率的 下限值为(20000-500+α)Hz，上限值为(20000+500)Hz，以可实 施的最大输出对扭转振动变频器进行试验的场合，可不产生共振 不稳定。

在上述频率的下限值和上限值为上述频率的场合，上述缓冲 值可为200Hz。另外，在进行使上述试验片与上述振幅放大喇叭 的振动共振，发生剪切疲劳破坏的试验时，最好使上述振幅放大 喇叭与上述扭转振动变频器的振动共振。在该场合，上述振幅放 大喇叭的横截面形状为圆形，除了基端部以外的部分的纵截面形 状为前端尖细形。通过形成该形状，有效地进行振幅放大。

最好，在该评价方法中，上述试验片为哑铃状，由两端的圆 柱形状的肩部与中细部构成，该中细部与两侧的肩部连接，沿轴 向的截面形状为圆弧曲线。如果为上述哑铃状，则容易在中细部， 产生剪切疲劳破坏。必须使试验片共振，由此，必须适当地设计 各部分的形状、尺寸。

在可设计、制作可共振的适合的形状、尺寸时，最好为下述 的方法。

试验片的上述肩部的长度设为L₁，作为上述中细部的一半的 长度的半弦长度设为L₂，上述肩部的半径设为R₂，上述中细部的 最小半径设为R₁，上述圆弧曲线的半径设为R(它们的单位均为m， R根据R₁、R₂、L₂而求出)，共振频率设为f(单位为Hz)，杨式模 量设为E(单位为Pa)，泊松比设为ν(无次元)，密度设为ρ(单位 为kg/m³)；

上述L₂、R₁、R₂为任意值，上述共振频率f为上述振动变频 器可驱动的频率范围20000±500Hz的任意值，通过下述式(1)～ (6)，用上述共振频率f将L₁作为理论解而求出试验片进行扭转共 振的肩部的长度，制作稍稍缩短上述L₂、R₁、R₂、R和作为理论 解而求出的L₁的多个试验片形状模型；

针对这些形状模型，将E、ν、ρ作为构成试验片的金属材料 的实测物理性质值，通过基于有限元分析的自由扭转共振的固有 值分析，求出按照上述共振频率f而进行扭转共振的分析值L_IN， 制作上述L₂、R₁、R₂、R、L_IN的尺寸的试验片，用于试验：

(数学式1)

$E=\frac{G}{2(1+v)}......\left(1\right)$

ω＝2πf                ……(2)

$\alpha =\frac{1}{L_2}\mathrm{Arc}\cosh \left(\frac{{R_2}^2}{{R_1}^2}\right)......\left(3\right)$

$k=\omega \sqrt{\frac{\rho }{G}}......\left(4\right)$

$\beta =\sqrt{{\alpha }^2-k^2}......\left(5\right)$

$L_1=\frac{1}{k}\mathrm{Arc}\tan \left[\frac{1}{k}\right\{\beta \coth \left(\beta L_2\right)-\alpha \tanh \left(\alpha L_2\right)\left\}\right]......\left(6\right)$

也可制作下述的试验片而进行试验，该试验片指作为理论解 而求出的肩部长度L₁和该解的计算所采用的上述各部分的尺寸 L₂、R₁、R₂、R的试验片，但是具有不共振的场合。在该场合，制 作稍稍缩短作为上述理论解而求出的L₁的多个试验片形状模型， 针对这些各形状的模型，将E、ν、ρ作为构成试验片的金属材料 的实际测量物理性质值，通过有限元分析的自由扭转共振的固有 值分析，求出按照上述共振频率f而扭转共振的分析解L_1N，制作 上述L₂、R₁、R₂、R、L_1N的尺寸的试验片，用于试验。通过形成 这样的试验片的形状、尺寸，产生试验片的共振。

还可使上述扭转振动变频器的额定输出为300W，除了上述试 验片中的安装于上述振幅放大喇叭前端上的外螺纹部、以及对于 试验片的加工来说必要的相反安装部端面的中心孔部以外的体积 为1.2×10^-6m³以下。

在此场合，也可在上述试验片的端面扭转角为0.01rad时，对 于下述部分的试验片形状模型，将物理性质值中设定为E＝2.04× 10¹¹Pa、ν＝0.29、ρ＝7800kg/m³时，通过有限元分析的自由扭 转共振固有值分析而求出的作用于试验片最小直径部的表面的最 大剪切应力为520Mpa以上，该部分的试验片形状模型为除了安装 于上述振幅放大喇叭前端上的外螺纹部、以及对于试验片的加工 来说必要的相反安装部端面的中心孔部以外的试验片形状模型。

在该评价方法中，在采用像上述那样，通过有限元分析的自 由扭转共振的固有值分析求出的各部分的尺寸L₁、L₂、R₂、R₁、 R的试验片，而进行试验的场合，上述共振频率f在20000±500Hz 的范围内，在上述扭转振动变频器的最大输出为300W的场合， 除了由上述试验片中的安装于振幅放大喇叭上的安装用的外螺纹 部形成的安装用突部以外的重量最好为9.36g以下。即使试验片为 可共振的形状、尺寸，仍有发生共振不稳定的情况。作为研究的 结果而知道，试验片重量对共振不稳定有较大影响。另外，在对 上述形状、尺寸的试验片进行共振频率在20000±500Hz的范围内， 扭转振动变频器的最大输出为300W的试验场合，如果试验片重 量为9.36g以下，则可确认不产生共振不稳定。

另外，在像上述那样，试验片重量为9.36g以下的场合，上述 放大器的输出为90%，试验片的端面扭转角的实际测量值 为0.018rad以上，通过有限元分析的自由扭转共振的固有值分析 而求出的端面扭转角为0.018rad时的试验片最小直径部的表面上 作用的最大剪切应力最好为951MPa以上。

在本发明的评价方法中，在对试验片进行氢的充入后，针对 该试验片通过上述超声波扭转疲劳试验，可评价上述金属材料的 氢侵入下的剪切疲劳特性。

按照上述氢侵入下的剪切疲劳特性评价方法，由于对试验片 进行扭转疲劳试验，该扭转疲劳试验加振频率在超声波区域的超 声波扭转振动，故进行反复施加极高速的负荷的扭转疲劳试验。 由此，可在充入的氢消散的过程中，使作为评价对象的金属材料 的试验片产生剪切疲劳，可合理而快速地评价氢侵入下的剪切疲 劳特性。比如，如果按照20000Hz而连续加振，则以不足9分钟 的时间，达到10⁷次的负荷次数。

对于上述氢的充入，也可通过对氢阴极电解充入而进行。该 阴极电解充入还可采用稀硫酸水溶液。在该场合，为了提高氢的 充入效率，也可在稀硫酸水溶液中添加作为催化剂毒物的硫代尿 素。该硫代尿素的添加量的上限可为1.4g/L。

也可在通过阴极电解充入而进行氢的充入的场合，该阴极电 解充入采用氯化钠水溶液。在该场合，为了提高氢的充入效率， 可在氯化钠水溶液中添加作为催化剂毒物的硫氰酸铵。该硫氰酸 铵的添加量上限可为3g/L。

也可在通过阴极电解充入而进行氢的充入的场合，该阴极电 解充入采用氢氧化钠水溶液。在该场合，为了提高氢的充入效率， 可在氢氧化钠水溶液中添加作为催化剂毒物的九水硫化钠。该九 水硫化钠的添加量上限可为1g/L。

也可将氢浸渍于水溶液中，进行充入。在该场合，还可浸渍 于硫氰酸铵水溶液中，进行氢的充入。硫氰酸铵水溶液的浓度的 上限可为20mass%。

本发明的滚动接触金属材料的剪切疲劳特性的推算装置包括 输入机构，其中，通过超声波扭转疲劳试验而求出的金属材料的 剪切应力振幅和负荷次数的关系存储于已确定的存储区域；剪切 疲劳强度确定机构，其中，根据该已存储的剪切应力振幅和负荷 次数的关系，按照已确定的基准确定超长寿命区域的剪切疲劳强 度τ_lim。通过采用该结构的剪切疲劳特性的推算装置。可实施前 述的本发明的剪切疲劳特性评价方法。

也可在该推算装置中，上述金属材料为构成滚动轴承的轨道 圈或滚动体的滚动轴承用钢。上述输入机构为下述的机构，其中， 采用进行键盘那样的手输入的输入装置、存储媒体的读出装置、 通信网络等，比如，为了进行后面的计算，按照在已确定的存储 区域或可确定该存储位置的方式，存储记录上述金属材料的剪切 应力振幅和负荷次数的关系的文件。

最好，该推算装置包括扭转振动变频器，其通过外加交流电 力，产生构成围绕旋转中心轴的正反旋转的扭转振动；振幅放大 喇叭，其具有安装部，在其前端同心地安装有试验片，该振幅放 大喇叭通过基端，固定于扭转振动变频器上，将提供给基端的上 述振幅变频器的扭转角放大；振荡器；放大器，其将该振荡器的 输出放大，将其外加于上述扭转振动变频器上；控制、数据采取 机构，该机构将上述控制的输入提供给该放大器，并且采取包括 试验中的加振频率、上述放大器的状态、以及负荷次数的数据， 上述振幅放大喇叭的形状、尺寸为与上述扭转振动变频器的驱动 的扭转振动共振的形状、尺寸，上述试验片的形状、尺寸为与上 述振幅放大喇叭的扭转振动共振的形状、尺寸，在超声波区域的 频率范围，驱动上述扭转振动变频器，使上述振幅放大喇叭和上 述试验片共振，使试验片发生剪切疲劳破坏。

驱动上述扭转振动变频器的频率的下限值为(20000-500+ α)Hz，上限值为(20000+500)Hz，其中，α表示相对试验片的试 验中的性能变化的缓冲值，也可为200Hz以下。

在上述扭转振动变频器中，产生的扭转振动最好为作为正旋 转方向和反旋转方向对称的振动的交变振动。另外，最好上述振 幅放大喇叭与扭转振动变频器的试验中的加振频率的振动共振。 可在该场合，上述振幅放大喇叭的横截面形状呈圆形，除了基端 部以外的部分的纵向截面形状通过指数函数表示呈前端尖细状。 通过形成该形状，有效地进行振幅放大。

滚动接触金属材料的疲劳极限面压力的推算方法为采用本发 明的评价方法，推算疲劳极限面压力的方法，该方法包括疲劳极 限面压力计算过程，在该过程中，求出作用于上述金属材料的物 体的表层内部的最大交替剪切应力振幅τ₀，其根据下述而确定： 通过上述金属材料制造的物体和与该物体滚动接触的物体的相互 接触的面的形状、尺寸和提供接触面压力的负荷，该τ₀为通过计 算式而求出，该计算式中，确定与通过上述评价方法而求出的剪 切疲劳强度τ_lim相等的上述负荷被作用时的最大接触面压力 P_max，将该最大接触面压P_max作为疲劳极限面压力P_max lim的推算 值。

在上述疲劳极限面压力计算过程中采用的“已确定的计算式” 在非专利文献3中记载。非专利文献3的图5.13是在线接触状态， 在接触面下作用的交替剪切应力为最大的深度的交替剪切应力的 周向分布，表明最大交替剪切应力τ_o的4倍等于最大接触面压力 P_max。于是，在视为线接触状态的金属材料的场合

(疲劳极限面压力P_max lim)＝4×(剪切疲劳强度τ_lim)。

在滚动轴承的场合，如果可进行使用材料的购买处、每个批 次等的扭转疲劳试验而进行疲劳极限面压力的推算，则对于提高 可靠性是有效的。但是，在现有技术中，像前述那样，扭转疲劳 试验要求较长期间，使用材料的疲劳极限面压力的推算实质上是 不可能的。由此，没有采用疲劳极限面压力作为轴承材料的试验 项目之一的想法。

但是，按照该推算方法，由于通过超声波扭转疲劳试验进行 疲劳试验，故可进行极高速的负荷，可短时间地求出金属材料的 剪切应力振幅和负荷次数的关系。由于根据像这样而求出的关系 确定超长寿命区域的剪切疲劳强度τ_lim，根据金属材料的接触尺 寸各元素，作用于表层内部的最大交替剪切应力振幅τ₀等于上述 剪切疲劳强度τ_lim的负荷作用时的最大接触面压力P_max作为疲劳 极限面压力P_max lim而推算，故可根据扭转疲劳试验的结果以良好 的精度推算疲劳极限面压力P_max lim。由此，在作为上述剪切疲劳 强度τ_lim强的材料的滚动轴承钢用钢的疲劳极限面压力P_maxlim进 行推算的场合，更进一步有效地发挥通过该短时间的试验而完成 的效果。

另外，像上述那样，可以大的最大剪切应力振幅评价的超声 波扭转疲劳试验机在过去是没有的，而本发明是根据超声波扭转 疲劳试验机的开发，与下述的观点的综合研究而得出的，该下述 的观点指可将作用于表层内部的最大交替剪切应力振幅τ₀等于 上述剪切疲劳强度τ_lim的负荷作用时的最大接触面压力P_max作为 疲劳极限面压力P_max lim而推算。

本发明的滚动接触金属材料的疲劳极限面压力的推算装置为 采用本发明的推算装置推算疲劳极限面压力的装置，其中，该疲 劳极限面压力的推算装置还包括疲劳极限面压力计算机构，在该 机构中，作用于上述金属材料的物体的表层内部的最大交替剪切 应力振幅τ₀根据下述而确定：通过上述金属材料制造的物体和与 该物体滚动接触的物体的相互接触的面的形状、尺寸和提供接触 面压力的负荷，该τ₀为通过计算式而求出，该计算式中，确定与 上述剪切疲劳强度τ_lim相等的上述负荷被作用时的最大接触面压 力P_max，将该最大接触面压力P_max作为疲劳极限面压力P_max lim的 推算值。

按照该推算装置，与针对上述疲劳极限面压力的推算方法而 进行的说明相同，可采用极高速的负荷的超声波扭转疲劳试验， 可短时间地求出滚动轴承用钢的剪切应力振幅和负荷次数的关 系，以良好的精度推算疲劳极限面压力P_max lim。

在视为线接触的场合，上述疲劳极限面压力计算机构中的上 述已确定的计算式为下述式：

(疲劳极限面压力P_maxlim)＝4×(剪切疲劳强度τ_lim)。

附图说明

根据参照附图的下面的优选的实施方式的说明，会更清楚地 理解本发明。但是，实施方式和附图仅用于图示和说明，不应用 于确定本发明的范围。本发明的范围由后附的权利要求书确定。 在附图中，多个附图中的同一部件标号表示同一部分。

图1(A)为表示本发明的第1实施方式的剪切疲劳特性的评价 方法的流程图，图1(B)为表示该剪切疲劳特性的推算系统的概况 图，图1(C)为表示疲劳强度曲线图和表示剪切疲劳强度τ_lim的说 明图，图1(D)为通过构成试验对象的金属材料制造的物体和与其 接触的物体的剖视图；

图2为该剪切疲劳特性的推算系统的方框图；

图3为该剪切疲劳特性的推算系统中的试验机控制装置兼疲 劳极限面压力的推算装置的概念图；

图4为表示剪切疲劳特性的推算装置的构思方案的方框图；

图5为超声波扭转疲劳试验机的主体的主视图；

图6为试验片的示意图；

图7为试验片的主视图；

图8为表示扭转角θ和表面的剪切应力τ(端面的扭转角θ_end为0.01rad的场合)的轴向分布的曲线图；

图9为表示静止时的试验片肩部圆筒面底端的显微镜照片；

图10为表示加振时的试验片肩部圆筒面底端的显微镜照片；

图11为表示图10的范围2a和端面扭转角θ_end的关系的说明 图；

图12为表示放大器输出P和端面扭转角θ_end的关系的曲线 图；

图13为发生扭转疲劳破坏的试验片的例子的显微镜照片和试 验片整体的说明图；

图14为通过液压伺服型扭转疲劳试验机而评价的试验片的主 视图；

图15为表示通过超声波扭转疲劳试验获得的剪切应力振幅和 负荷次数的关系与S-N曲线图(实线)的曲线图；

图16为表示根据图15的关系求出的破坏概率10%的P-S- N曲线图(虚线)与原始的S-N曲线图(实线)的曲线图；

图17为在线接触状态，作用P_max＝1500MPa的场合的接触面 底周方向截面的交替剪切应力τ_yz和深度方向的垂直应力σ_z的分 布(y：周向，z：深度方向)的说明图；

图18为表示在交替剪切应力的绝对值为最大的深边处观看的 与表面平行的微小裂缝的周向剖面的显微镜照片；

图19为表示超声波扭转疲劳试验机的控制装置的试验条件输 入画面例子的说明图；

图20为试验过程的具体的流程图；

图21为涉及疲劳极限的确定方法的疲劳试验结果的示意图；

图22为表示任意的负荷次数的强度分布符合正态分布，标准 差相同的示意图；

图23为P-S-N曲线图的解法(在连续降低型曲线模型的场 合，破坏概率为100%)；

图24为表示SUJ2标准的试验片的剪切疲劳特性的图；

图25为表示SUJ2浸碳氮化的试验片的剪切疲劳特性的图；

图26为表示SCr420浸碳的试验片的剪切疲劳特性的图；

图27为表示M50标准的试验片的剪切疲劳特性的图；

图28为表示M50NiL浸碳的试验片的剪切疲劳特性的图；

图29为表示SNCM420浸碳的试验片的剪切疲劳特性的图；

图30为表示SUJ3标准的试验片的剪切疲劳特性的图；

图31(A)为表示S 53C的原材料的高频淬火的加热曲线的图， 图31(B)为表示该原材料的回火的加热曲线的图；

图32(A)为以示意方式表示高频淬火图形的试验片的主视图， 图32(B)为该试验片的侧视图；

图33为表示S 53C的高频淬火的试验片的剪切疲劳特性的图；

图34为用于本发明的第2实施方式的剪切疲劳特性评价方法 的剪切疲劳特性评价装置的试验机主体的主视图，与其控制系统 的方框图组合的说明图；

图35为表示该剪切疲劳特性评价装置的构思方案的方框图；

图36为初始设定过程的流程图；

图37为试验条件的输入过程的流程图；

图38为试验准备过程的流程图；

图39为将用于本发明的第3实施方式的滚动接触类材料的氢 侵入下的剪切疲劳特性的评价方法的装置的主视图，与该控制系 统的方框图和氢的充入机构的方框图组合的说明图；

图40为该评价方法的概况的流程图；

图41为表示试验片最小直径部的相对氢浓度的伴随时间的变 化的曲线图；

图42为表示通过常温大气中和氢侵入下的超声波扭转疲劳试 验获得的剪切应力振幅和负荷次数的关系与S-N曲线图(实线)的 曲线图；

图43为根据图42的关系而求出的破坏概率10%的P-S-N 曲线图；

图44为将氢进行阴极电解填充的方法的一个例子的说明图；

图45为表示试验片的剪切疲劳特性的图。

具体实施方式

下面结合附图，对本发明的第1实施方式进行说明。下面的 说明还包括滚动接触金属材料的选定方法的说明。该滚动接触金 属材料的剪切疲劳特性的评价方法为推算滚动接触的金属材料的 剪切疲劳强度τ_lim的方法，像图1(A)那样，该方法包括试验过程 (S1)与剪切疲劳强度确定过程(S2)。在第1实施方式中，作为还包 括根据通过滚动接触金属材料的剪切疲劳特性的评价方法求出的 剪切疲劳强度τ_lim而推算滚动接触的金属材料的疲劳极限面压力 P_maxlim的疲劳极限面压力计算过程(S3)的疲劳极限面压力的推算 方法而说明。上述“滚动接触的金属材料”比如，为构成滚动轴 承的轨道圈或滚动体的金属材料。作为该金属材料，列举有日本 工业规格：简称JIS的SUJ2、SCr420、M50、M50NiL、SNCM420、 SUJ3、SCr420、S 53C、SUS440C等。另外，SUJ2按照美国AISI 规格，相当于SAE52100。

试验过程(S1)为通过交变振动的超声波扭转疲劳试验，求出金 属材料的剪切应力振幅与负荷次数的关系的过程。该试验对图1(B) 所示的金属材料的试验片1采用施加交变振动的超声波扭转振动 的超声波扭转疲劳试验机2。该超声波扭转疲劳试验机2用于采用 振动频率为20000Hz的极高速的超声波扭转疲劳试验(交变振动)。 该超声波扭转疲劳试验机2是不是原样地采用市场上销售的产品， 而是进行了各种改良的设备。

剪切疲劳强度确定过程(S2)按照已确定的基准，根据通过试验 过程(S1)而求出的剪切应力振幅和负荷次数的关系，确定超长寿命 区域的剪切疲劳强度τ_lim。另外，上述的“超长寿命区域的剪切 疲劳强度”为“剪切疲劳极限”，但是在本说明书中，作为“超长 寿命区域的剪切疲劳强度”而说明。在剪切疲劳强度确定过程(S2) 中所说的上述“已确定的基准”为比如，在表示剪切疲劳强度的 确立的理论的曲线中，求出适用试验结果的剪切应力振幅和负荷 次数的关系而得到的曲线，根据该曲线，求出剪切疲劳强度的处 理。具体来说，可采用符合日本材料学会的金属材料疲劳可靠性 评价标准JSMS-SD-6-02的疲劳极限型折线模型而求出的S- N曲线图(破坏概率50%的疲劳强度曲线图)(参照图1(C))。并不限 于疲劳极限型折线模型，也可符合连续降低型曲线模型而求出S -N曲线图。其中，在该场合，比如，必须定义“τ_lim为10¹⁰次 中的S-N曲线图上的值”等。

日本材料学会的金属材料疲劳可靠性评价标准JSMS-SD-6 -02的疲劳极限型折线模型符合下述式而回归。

σ＝-Alog ₁₀N+B(N＜N _W)

σ＝E(N≥N _w)

在这里，A、B、E、N _w为常数。疲劳极限(上述式中的E)在 N＝5×10⁶以上的负荷次数的中断数据存在1点以上的场合，按照 下述的方式推算。将断裂数据应力最小值σ_fmin与应力低于它的中 断数据应力最大值σ_rmax的平均值作为疲劳极限(参照图21)。另 外，在与σ_fmin相同的应力程度中，具有中断数据，并且在按照低 于该应力水平不存在中断数据的场合，将该σ_fmin作为疲劳极限。 在像这样确定疲劳极限之后，将该值固定，仅根据断裂数据推算 上述式中的其它的参数。连续降低型曲线模型符合作为Stromeyer 的基础式的下述式而回归。

[数学式2]

$\sigma ={10}^{-A{\log }_{10}N+B}+D$

在这里，A、B、D为常数。

疲劳强度、疲劳寿命具有偏差。本来，对于概率疲劳特性， 通过多个应力振幅评价多个试验片，求出某破坏概率的P-S-N 曲线图而进行评价(参照非专利文献5)。但是，为了求出P-S-N 曲线图，要求许多的工时和时间。在金属材料疲劳可靠性评价标 准JSMS-SD-6-04中，提出根据S-N曲线图，求出任意的破 坏概率的P-S-N曲线图的方法。其假定：像图22那样，任意的 疲劳寿命的强度分布按照正态分布，其标准差σ是一定的。

已获得的S-N曲线图设为破坏概率50%的疲劳强度曲线。在 疲劳极限型折线模型中，以时间强度部(倾斜直线部)的破损数据为 对象，在连续降低型曲线模型中，以全范围的破损数据为对象。 图23为连续降低型曲线模型的例子。沿直线或曲线，将每个破损 数据在任意的疲劳寿命中平行移动，它们为正态分布，求出标准 差。比如，如果已获得的标准差为s，则在1.282s的条件下平行移 动破坏概率50%的疲劳强度曲线而得到的为破坏概率10%的P-S -N曲线图。

在疲劳极限面压力计算过程(S3)中，求出作用于上述金属材料 的物体M1的表层内部的最大交替剪切应力振幅τ₀，其根据下述 而确定：通过金属材料制造的物体M1(该图1(D))和与该物体M1 滚动接触的物体M2的相互接触的面的接触尺寸各元素(形状和尺 寸)和提供接触面压力的负荷，该τ₀为通过计算式而求出，该计 算式中，确定与上述剪切疲劳强度τ_lim相等的上述负荷作用时的 最大接触面压力P_max，将该最大接触面压力P_max作为该疲劳极限 面压力P_max lim的推算值。通过金属材料制造的物体M1在金属材 料为滚动轴承用钢的场合，为滚动轴承的轨道圈或滚动体。该滚 动轴承既可为滚珠轴承，也可为滚子轴承。

在疲劳极限面压力计算过程(S3)中采用的上述“已确定的计算 式”记载于上述非专利文献3中。非专利文献3的图5.13为在线 接触状态，作用于接触面下的交替剪切应力为最大的深度的交替 剪切应力的周向分布，表明最大交替剪切应力τ₀的4倍等于最大 接触面压力P_max。于是，在线接触状态的场合，则

(疲劳极限面压力P_max lim)＝4×(剪切疲劳强度τ_lim) 成立。在接触椭圆的长轴半径为a，单轴半径为b时，线接触状态 b/a＝0，在该场合，像上述那样，τ₀的4倍等于P_max。在b/a≠0 的场合的τ₀和P_max的比例常数在非专利文献3的图5.14中给出。

按照本实施方式的推算方法，由于通过超声波扭转疲劳试验， 进行疲劳试验，故可实现极高速的负荷，可在短时间，求出金属 材料的剪切应力振幅和负荷次数的关系。由于根据像这样求出的 关系，确定超长寿命区域的剪切疲劳强度τ_lim，根据金属材料的 接触尺寸各元素，将金属材料的接触尺寸各元素作用于表层内部 的最大交替剪切应力振幅τ₀等于上述剪切疲劳强度τ_lim的负荷 作用时的最大接触面压力P_max作为疲劳极限面压力P_max lim而推 算，故可根据扭转疲劳试验的结果，以良好的精度推算疲劳极限 面压力P_max lim。由此，在进行作为上述剪切疲劳强度τ_lim强的材 料的滚动轴承用钢的疲劳极限面压力P_max lim的推算的场合，更进 一步有效地发挥通过短时间的试验完成的效果。

在本实施方式中，像上述那样，通过加振频率为20000Hz的 极高速的交变振动的超声波扭转疲劳试验，在短时间求出滚动轴 承用钢的剪切应力振幅和负荷次数的关系，确定超长寿命区域的 剪切疲劳强度(或剪切疲劳极限)τ_lim，根据滚动轴承接触尺寸各元 素，将作用于表层内部的交替剪切应力振幅τ₀等于剪切疲劳强度 τ_lim的负荷作用时的最大接触面压力P_max作为疲劳极限面压力 P_max lim而推算。比如，如果按照20000Hz连续加振，则以仅半天 多一点的时间到达10⁹的负荷次数。但是，如果按照某程度高的剪 切应力振幅连续加振，由于试验片1发热，故必须对试验片1进 行冷却，进行强制空气冷却。在仅通过强制空气冷却，试验片1 的发热抑制不充分的场合，交替反复地进行加振和停顿。通过停 顿，实质的负荷频率变小，但是，如果为振动频率是20000Hz的 试验机2，则即使在停顿时间为振动时间的10倍的情况下，速度 依然是高的，达到2000Hz，如果有1周时间，则达到10⁹的负荷 次数。

对于支配材料的疲劳破坏的应力，到底为垂直应力、剪切应 力中的哪一者。为了高速地评价垂直应力的疲劳特性，从市场上 开始销售超声波轴荷载疲劳试验机(交变振动)计算，已过了数年。 相对该情况，用于高速地评价剪切应力的疲劳特性的超声波扭转 疲劳试验的研究几乎没有进行，到目前为止，评价的材料为最大 剪切应力振幅(交变振动)在250MPa以下的发生疲劳破坏的软钢和 铝合金。

对于该情况，按照作为滚动轴承的动态额定荷载和额定寿命 的规格的ISO-281：2007确定的滚动轴承的疲劳极限面压力为 1500MPa，如果考虑线接触状态，则此时作用于表层内部的最大交 替剪切应力振幅τ₀＝375MPa。于是，必须要求可按照375MPa以 上的最大剪切应力振幅而进行评价的超声波扭转疲劳试验机，但 是，对于这样大的可按照最大剪切应力振幅而进行评价的超声波 扭转疲劳试验机，在过去是没有先例的。由此，本发明根据超声 波扭转疲劳试验机的开发，与下述的观点的综合研究而得出的， 该下述的观点指可将作用于表层内部的最大交替剪切应力振幅 τ₀等于上述剪切疲劳强度τ_lim的负荷作用时的最大接触面压力 P _max作为疲劳极限面压力P_max lim而推算图2表示用于上述评价方 法的剪切疲劳特性的推算系统和包括它的的用于上述疲劳极限面 压力推算方法的疲劳极限面压力的推算系统的构思方案。在这里， 以疲劳极限面压力的推算系统为中心而进行说明，关于剪切疲劳 特性的推算系统，仅对与疲劳极限面压力的推算系统的区别点进 行描述。该推算系统由超声波扭转疲劳试验机2，进行图1的剪切 疲劳强度确定过程(S2)和疲劳极限面压计算过程(S3)的处理的疲 劳极限面压力的推算装置5构成。

在图2中，超声波扭转疲劳试验机2由试验机主体3和试验 机控制装置4构成。在试验机主体3中，在设置于支架6的顶部 的扭转振动变频器7上，安装向下突出的振幅放大喇叭8，在振幅 放大喇叭8前端，以可装卸的方式安装试验片1，将通过扭转振动 变频器7产生的超声波振动作为围绕振动放大喇叭8的轴线的正 反旋转方向的振动而放大，传递给试验片1。

试验机控制装置4由计算机10和可通过计算机10执行的试 验机控制程序11构成。计算机10为桌面型的个人计算机，包括 中央处理器12；存储器等的存储机构13；输入输出界面14。在存 储机构13中存储上述试验机控制程序11，存储机构13中的剩余 的存储区域为数据存储区域13a、作业区域。此外，键盘、鼠标等 的输入装置15；显示液晶显示装置等的图像的显示器、打印机等 的输出装置16，按照作为计算机10的一部分，可与计算机10连 接的方式设置。

试验机控制装置4为对试验机主体3的扭转振动变频器7进 行控制的装置，控制输出从输入输出界面14，经由放大器17，提 供给振动变频器7。该试验机控制装置4按照试验机控制程序11 进行下述的处理。首先，像图19表示的画面例子那样，如果将进 行试验条件(输出，间歇运转和连续运转中的任意者，试验结束条 件，数据采取条件等)输入的画面输出给构成输出装置16的显示 器，从输入装置15输入上述试验条件，输入试验开始命令，则按 照已输入的条件驱动而控制试验机主体3。另外，最大剪切应力振 幅的值相对已输入的输出P，通过后述的式(9)而换算表示。

在图2中，疲劳极限面压力的推算装置5由计算机10与可通 过该计算机10执行的疲劳极限面压力推算程序19构成。计算机 10既可为与构成试验机控制装置4的计算机相同的类型，也可为 另外的类型，包括中央处理器12；存储器等的存储机构13；输入 输出界面14。另外，给出下述的例子，其中，上述输入装置15 和输出装置16按照作为计算机10的一部分，可与计算机10连接 的方式设置。图3表示试验机控制程序11和疲劳极限面压力推算 程序19存储于该计算机10中，构成试验机控制装置兼疲劳极限 面压力的推算装置29。

在疲劳极限面压力的推算装置5中，通过计算机10和上述疲 劳极限面压力推算程序19，构成由图4的构思方案表示的各机构。 该疲劳极限面压力的推算装置5为推算滚动接触的金属材料的疲 劳极限面压力P_max lim的装置，包括输入机构22；剪切疲劳强度确 定机构23；疲劳极限面压力计算机构24，另外构成有存储机构13， 输出机构28。在这里，除了疲劳极限面压力计算机构24以外的装 置构成剪切疲劳特性的推算装置。

输入机构22为下述的机构，其将通过交变振动的超声波扭转 疲劳试验而求出的金属材料的剪切应力振幅和负荷次数的关系， 存储于存储机构13中的确定的存储区域。输入机构22具体来说， 为下述的机构，其采用键盘等进行手输入的输入装置；存储媒体 的读取装置；通信网络等，比如，为了进行后面的计算，按照在 已确定的存储区域或可确定其存储位置的方式，存储记录上述金 属材料的剪切应力振幅和负荷次数的关系的文件。

剪切疲劳强度确定机构23为下述的机构，其按照已确定的基 准，根据存储于上述存储区域中的剪切应力振幅和负荷次数的关 系，确定超长寿命区域的剪切疲劳强度τ_lim。通过剪切疲劳强度 确定机构23而进行的具体的处理内容如针对图1的剪切疲劳强度 确定过程(S2)描述的那样。

疲劳极限面压力计算机构24为下述的机构，其中，求出作用 于上述金属材料的物体M1的表层内部的最大交替剪切应力振幅 τ₀，其根据下述而确定：通过上述金属材料制造的物体M 1和与 该物体M 1滚动接触的物体M2的相互接触的面的形状、尺寸和提 供接触面压力的负荷，该τ₀为通过计算式而求出，该计算式中， 确定上述剪切疲劳强度τ_lim相等的上述负荷被作用时的最大接触 面压力P_max，将该最大接触面压力P_max作为疲劳极限面压力P_max lim的推算值。通过疲劳极限面压力计算机构24进行的具体的处理内 容如针对图1的疲劳极限面压力计算过程(S3)而说明的那样。

下面对超声波扭转疲劳试验机2的具体内容以及该疲劳极限 面压力的推算方法的具体内容进行说明。该超声波扭转疲劳试验 机2作为使滚动轴承用钢，极高速地产生剪切疲劳的交变振动的 超声波扭转疲劳试验机而设计。该扭转振动变频器7的加振频率 范围为20000±500Hz。另外，相对用于超声波轴荷载疲劳试验的 纵向振动变频器具有多种输出的类型的情况，市场上销售的扭转 振动变频器不仅为低输出，而且实际上自制也是不可能的。于是， 必须对振幅放大喇叭8和试验片1的形状进行最佳处理，使高强 度的滚动轴承用钢发生扭转疲劳。

振幅放大喇叭8为指数函数型，固定于扭转振动变频器7上 的大直径侧端面的直径为38mm，固定试验片1的小直径侧端面的 直径为13mm。振幅放大喇叭8像后述的第2实施方式中具体描述 的那样，按照尽可能地增加扩大率(小直径侧的扭转角相对大直径 侧的扭转角的比)，并且在20000Hz附近共振的方式进行设计与调 整。另外，在振幅放大喇叭8的大直径侧的端面上，固定于扭转 振动变频器上用的外螺纹部按照沿轴向突出的方式设置，在小直 径侧的端面上，开设固定试验片用的内螺纹。振幅放大喇叭8的 材料为钛合金。作为实际测定的杨氏模量E、泊松比ν、密度ρ的 结果，杨氏模量E＝1.16×10¹¹Pa、泊松比ν＝0.27、密度ρ＝ 4460kg/m³。采用FEM分析软件(Marc Mentat 2008r1)(注册商标)， 将上述E、ν、ρ作为物理性质值，进行自由扭转共振的固有值分 析。其结果是，扩大率为43.1倍。

图6表示试验片的示意图。在实际的试验片1的一端，设置 用于固定于振幅放大喇叭8的前端的外螺纹部。在图6中，试验 片1为哑铃形，其由两端的圆柱形状的肩部1a、1a与和该两侧的 肩部1a、1a连接而沿轴向的截面形状为圆弧曲线1ba的中细部1b 构成。该试验片1的形状、尺寸由肩部1a的长度L₁，作为中细部 1b的一半长度的半弦长度L₂，肩部1a的半径R₂，中细部1b的最 小半径R₁，上述圆弧曲线1ba的半径R(各参数的单位均为m)而确 定。

在试验片1的设计中，如果适当地提供半弦长度L₂、肩部半 径R₂、最小半径R₁，将其与共振频率数f(=20000Hz)、杨氏模量E、 泊松比ν、密度ρ(对于经过标准热处理的轴承钢SUJ2的实测值， E=2.04×10¹¹Pa，ν=0.29，ρ=7800kg/m³)一起，代入下述式(1)～ (6)中，则求出肩部长度L₁。圆弧半径R根据R₁、R₂、L₂而求出。

[数学式3]

$E=\frac{G}{2(1+v)}......\left(1\right)$

ω＝2πf                        ……(2)

$\alpha =\frac{1}{L_2}\mathrm{Arc}\cosh \left(\frac{{R_2}^2}{{R_1}^2}\right)......\left(3\right)$

$k=\omega \sqrt{\frac{\rho }{G}}......\left(4\right)$

$\beta =\sqrt{{\alpha }^2-k^2}......\left(5\right)$

$L_1=\frac{1}{k}\mathrm{Arc}\tan \left[\frac{1}{k}\right\{\beta \coth \left(\beta L_2\right)-\alpha \tanh \left(\alpha L_2\right)\left\}\right]......\left(6\right)$

在这里，如果按照将尽可能大的剪切应力作用于试验片最小 直径部的表面上的方式，事先讨论的L₂＝0.0065m、R₂＝0.0045m、 R₁＝0.002m与上述f、E、ν、ρ一起，代入(1)～(6)式中，则L₁＝0.00753m。但是，通过经过标准淬火回火处理的轴承钢SUJ2制 作L₁＝0.00753m的试验片无法共振。于是，采用FEM分析软件 (Marc Mentat 2008r1)(注册商标)，将上述f、E、ν、ρ作为物理 性质值，进行自由扭转共振的固有值分析。其结果是，L₁＝0.00753m时扭转共振的频率为19076Hz，脱离作为扭转振动变 频器的振动频率范围的20000±500Hz。由此，作为求出按照 20000Hz而扭转共振的L₁的结果为L₁＝0.00677m。在通过经过标 准淬火回火处理的轴承钢SUJ2制作L₁＝0.00677m的试验片时， 在20000Hz附近处共振。图7表示试验片图(单位为mm)。

图8为通过图7的试验片模型，进行自由扭转共振的固有值 分析而获得的扭转角θ与表面的剪切应力τ。图8为端面扭转角 θ_end为0.01rad的场合，作用于此时的试验片最小直径部的表面上 的最大剪切应力τ_max为526.18MPa。即，在线性弹性的范畴，端 面扭转角θ_end和试验片最小直径部的表面的最大剪切应力τ_max的关系像(7)式那样。其中，τ_max的单位为MPa，θ_end的单位为 rad。

τ_max＝52618θ_end                (7)

采用3个试验片1，其为图7的形状，由经过标准淬火回火处 理的轴承钢SUJ2制成，改变放大器输出P(%)，测定端面扭转角 θ_end。表1表示试验片原材料的合金成分。硬度为722HV。

[表1]

试验片原材料的合成成分(wt%、Ti和O为ppm)

通过数字显微镜(キ-エンス制VHX-900)，按照200倍对振 动中的试验片肩部底端的照片进行摄影。在此之前，通过钻机对 试验片肩部进行金刚砂研磨(#500，#2000)和金刚石抛光(1μm)， 处于镜面状态。在将试验片安装于试验机上后，在肩部涂敷彩色 检查的显影剂。图9为静止时的照片，形成了各处没有涂敷显影 剂的部位。观察这些没有涂敷的部位的振动时的特性。在图9的 场合，着眼于带有箭头的部位的变化。按照放大器输出P从10% 到90%，按照5%的刻度而改变的方式，加振1秒，在此期间，按 照快门速度1/15sec进行照片拍摄。图10为P＝50%，在加振中拍 摄的照片，范围2a为图9的关注部位的轨迹。

根据改变放大器输出P(%)而测定的范围2a，像图11那样， 求出端面扭转角θ_end。其结果是，像图12那样，对于3个试验片 1，均在P和θ_end之间呈现基本相同的直线关系，作为回归直线， 获得(8)式。

根据(8)式，则P＝90%，θ_end＝0.018rad。根据(7)式和(8)式， 放大器输出P和试验片最小直径部的表面上的最大剪切应力振幅 τ_max的关系变为像(9)式那样。根据(9)式，P＝90%，τ_max＝ 951MPa，充分地估计到使高强度的滚动轴承钢产生扭转疲劳。

[数学式4]

θ_end＝(1.96×10^-4)P+4.35×10^-4        ……(8)

τ_max＝52618{(1.96×10^-4)P+4.35×10^-4} ……(9)

在制作的超声波扭转疲劳试验机2中，通过由与图2一起描 述的个人计算机10和试验机控制程序11构成的试验机控制装置 4，对放大器17进行控制。图19表示输入超声波扭转疲劳试验机 2的试验条件的画面。图20为试验过程的具体的流程图，在试验 过程中，按照已输入的试验条件，进行像该图那样的放大器输出 的控制，选择了连续振荡或间歇振荡的控制，信息获得(频率和放 大器状态的获得)，试验的结束等的控制等。

在图19的输入画面例子中，在测量准备的栏中共振频率显示 为19.97的情况表明在输出10%时，试验片按照19.97kHz共振， 基本等于目标的20000Hz。按照该试验机控制装置4，如果在测量 条件的栏中输入放大器输出，则根据预先输入到初始设定画面中 的(9)式的直线的倾斜度和截距，变换到最大剪切应力振幅。在该 栏中，对连续加振的连续运转，交替地反复进行加振和停顿的间 歇运转中的一者进行选择。

如果产生裂缝，其按照某程度的尺寸成长，则试验片1的共 振频率降低。在该栏的频率改变幅度输入为50.00的目的在于：如 果共振频率比试验时降低50Hz以上的程度，则产生疲劳破坏，停 止试验。另外，该值是可改变的，应当对应于试验片材质输入适 合的值。图13表示发生扭转疲劳破坏的试验片的例子。其表示在 产生轴向的剪切裂缝，并按照某程度的长度成长后，转换到张拉 型，沿倾斜方向脱离。

通过交替反复进行加振和停顿的间歇运转，对在常温大气中 进行标准淬火回火的轴承钢SUJ2进行评价。不依据于最大剪切应 力振幅的大小，始终地加振时间为110msec，停顿时间为1100msec。 试验片为与用于上述端面扭转角测定的片相同的批次。如果到10¹⁰次时不产生损伤，则中断试验。

图15表示通过超声波扭转疲劳试验获得的剪切应力振幅和负 荷次数的关系。图15中的实线为符合日本材料学会的金属材料疲 劳可靠性评价标准JSM S-SD-6-02的疲劳极限型折线模型而求 出的S-N曲线图(破坏概率50%的疲劳强度曲线图)，剪切疲劳极 限τ_lim＝564MPa。如果考虑线接触状态，τ_lim＝564MPa，其等于 最大交替剪切应力振幅τ₀，在按照下述式，

(疲劳极限面压力P_max lim)＝4×(剪切疲劳强度τ_lim)

进行计算的场合，经推算，疲劳极限面压力P_max lim＝2256MPa。 另外，也可不为疲劳极限型折线模型，而符合连续降低曲线模型 而求出S-N曲线图。其中，在该场合，必须作为比如“τ_lim为 10¹⁰次的S-N曲线图上的值”等而定义。

将表1的轴承钢SUJ2用做原材料，像图14那样，制作扭转 疲劳试验片(标准淬火回火)，该扭转疲劳试验片在直径为10mm的 平行部设置了最小直径为4mm的与超声波扭转疲劳试验片相同的 中细部(图中的尺寸的单位为mm)。设置中细部的目的在于使危险 体积基本相等。另外，在图14的扭转疲劳试验片中，R＝11.4mm， 而在超声波扭转疲劳试验片中，R＝9.7mm。改变R的理由在于使 应力集中系数一致。在扭转疲劳试验之前，为了不产生表面粗糙 度的影响，对中细部进行金刚砂研磨(#500、#2000)和金刚石抛 光(粒径为1μm)。

扭转疲劳试验通过液压伺服型扭转疲劳试验机，以交变振动， 按照负荷频率10Hz而进行。其结果是，成为像图15中的白圈标 绘曲线那样，液压伺服型扭转疲劳试验结果的时间强度与超声波 扭转疲劳试验结果的场合相比较，约低15%。超声波扭转疲劳试 验具有与过去的扭转疲劳试验相比较，将剪切疲劳强度评价为较 高程度的倾向。于是，作为通过超声波扭转疲劳试验获得的剪切 疲劳极限564MPa的85%的479MPa(图15中的虚线)为τ_lim。在该 场合，如果考虑线接触状态，τ_lim＝479MPa等于最大交替剪切应 力振幅τ₀，则经推算，疲劳极限面压力P_max lim＝1916MPa。

在扭转疲劳试验中，剪切应力在试验片表面为最大，在轴芯 为0。即，为具有应力梯度的疲劳试验。在这里，人们知道，在张 拉压缩疲劳试验中的，轴荷载疲劳试验中，平滑部截面内的垂直 应力均匀，不依据于平滑部直径，呈现一定的疲劳极限。人们知 道，相对该情况，在具有应力梯度的旋转弯曲疲劳试验中，呈现 伴随平滑部直径的增加疲劳极限降低，逐渐接近轴荷载疲劳试验 的疲劳极限的尺寸效果。关于张拉强度不同的3个钢种，具有进 行轴荷载疲劳试验和按照各种方式改变平滑部直径的旋转疲劳试 验，求出相应的疲劳极限的报告(参照上述的非专利文献4)。按照 该方式，不依据于钢种，轴荷载疲劳试验的疲劳极限为平滑部直 径为4mm的旋转弯曲疲劳试验的疲劳极限的约80%。

在张拉压缩疲劳试验中，不具有应力梯度的轴荷载疲劳试验 的疲劳极限为安全方面的基准，但是在扭转疲劳试验中，无论多 大地增加平滑部直径，由于具有应力梯度故仍不存在基准。既然 具有应力梯度，即使在扭转疲劳试验中仍无法避免尺寸效果。于 是，同样对于扭转疲劳试验，仍假定可原样地采用张拉压缩疲劳 试验的基准。即，由于超声波扭转疲劳试验片的最小直径为4mm， 故将进行了上述超声波扭转疲劳试验的过大评价补偿的剪切疲劳 强度479MPa的80%的383MPa(图15中的点线)作为τ_lim。在该场 合，如果考虑线接触状态，τ_lim＝383MPa等于最大交替剪切应力 振幅τ₀，则经推算，疲劳极限面压力P_max lim＝1532MPa。

在具有上述应力梯度的疲劳试验中出现的尺寸效果是由应力 梯度的力学上的因素与承受大的负荷的体积(危险体积)增减的统 计上的因素而造成的。从统计上的因素的观点来说，可按照多个 应力水平进行多个评价，获得P―S―N曲线图。但是，因时间的 限制，实施困难的情况较多。图15中，在用于求出剪切疲劳极限 τ_lim的场合，使用了日本材料学会的金属材料疲劳可靠性评价标 准JSMS-SD-6-02，。其中，具有通过较少的数据数量获得P― S―N曲线图的功能。

图16为通过它获得的破坏概率10%的P-S-N曲线图(图16 中的虚线)，10%剪切疲劳极限为500MPa。如果相对该值，进行上 述超声波扭转疲劳试验的过大评价补偿，则为500×0.85＝ 425MPa(图16中的点线)。此外，如果进行上述尺寸效果补偿，则 为425×0.8＝340MPa(图16中的点划线)。该值称为最安全的τ_lim的评估。如果考虑线接触状态，τ_lim＝340MPa，其等于最大交替 剪切应力振幅τ₀，则经推算，疲劳极限面压力P_max lim＝1360MPa。 在这里，适合的破坏概率为10%，但是，应当对超声波扭转疲劳 试验片的危险体积和实际的滚动轴承的危险体积进行比较，考虑 妥当的破坏概率。

像上述那样，给出下述的方法，其中，通过超声波扭转疲劳 试验(交变振动)，求出滚动轴承用钢的剪切应力振幅和负荷次数的 关系，由此，确定超长寿命区域的剪切疲劳强度(或剪切疲劳强度) τ_lim，根据滚动轴承的接触尺寸各元素，将作用于表层内部的最 大交替剪切应力振幅τ₀等于剪切疲劳强度τ_lim的负荷作用时的 最大接触面压力P_max作为疲劳极限面压力P_maxlim而推算。

但是，图17表示：在线接触状态，作用P_max＝1500MPa的场 合的接触面下的周向截面的交替剪切应力τ_yz和深度方向的垂直 应力σ_z的分布(y：周向，z：深度方向)。坐标为接触椭圆的单轴 半径b，进行无次元化处理。交替剪切应力τ_yz在点线的深度，绝 对值最大。图18为在产生剥离之前中止滚动疲劳试验，观察周向 剖面时，在交替剪切应力的绝对值为最大的深度附近处观看到的 与表面平行的微小裂缝。与表面平行地进展的驱动力视为交替剪 切应力。即，裂缝的进展样式为模式II型(面内剪切型)。像图17 所示的那样，由于与裂缝面相垂直的方向的垂直应力σ_z是压缩性 的，故不可能是模式I型(张拉型)，并且由于σ_z使裂缝面之间干 扰，故按照妨碍模式II型进展的方式作用。

另一方面，关于在超声波扭转疲劳试验中产生而进展的模式 II裂缝(图13中的剪切裂缝)，没有作用与裂缝裂面相垂直的压缩 应力。于是，根据通过超声波扭转疲劳试验而求出的超长寿命区 域中的剪切疲劳强度τ_lim而推算的疲劳极限面压力P_maxlim提供低 于实际的值，安全侧的值。

在本实施方式的滚动轴承材料的选定方法中，将通过上述结 构的滚动轴承材料的特性评价方法评价的剪切疲劳特性值大于已 确定的剪切疲劳特性值的金属材料，用作滚动轴承的轨道圈或滚 动体的材料。

按照本实施方式的特征评价方法，可根据短时间的疲劳试验 的结果，以良好的精度推算滚动轴承用的金属材料的剪切疲劳特 性。由此，作为用于滚动轴承的轨道圈或滚动体的材料的试验项 目的一个，可采用剪切疲劳特性。仅仅将实际上进行疲劳试验而 求出的剪切疲劳特性值大于已确定的剪切疲劳特性值的材料用作 轴承材料，由此，大大有助于滚动轴承的可靠性的提高。将剪切 疲劳特性作为使用材料的试验项目的一个，在过去试验需花费数 年，是过于与实际情况脱离的想法，但是按照该方法可实现实用 化，通过采用该方法可有助于轴承的可靠性的提高。另外，构成 判定基准的“已确定的剪切疲劳特性值”可根据目的等而适当设 定。另外，剪切疲劳特性值的推算针对比如，每批材料，每次购 买的量，每个购买处等而进行。

另外，代替该方式，在本实施方式的滚动轴承材料的选定方 法中，还可将通过上述任意者的方案的疲劳极限面压力的推算方 法推算的疲劳极限面压力大于已确定的疲劳极限面压力的金属材 料，用作滚动轴承的轨道圈或滚动体的材料。

本场合也同样地，大大有助于滚动轴承的可靠性的提高。将 疲劳极限面压力作为使用材料的试验项目的一个，在过去试验需 花费数年，是过于与实际情况脱离的想法，但是按照该滚动轴承 材料的选定方法，可实现实用化，通过使用该方法，可有助于轴 承的可靠性的提高。构成判定基准的“已确定的疲劳极限面压力” 可根据目的等而适当设定。另外，疲劳极限面压力的推算针对比 如，每批材料，每次购买的量，每个购买处等而进行。

实施例

(实施例1)：推算构成在仅仅作用有弹性极限内的应力的条件 下使用的滚动轴承的轨道圈或滚动圈的金属材料的疲劳极限面压 力P_max lim。

上述“在仅仅作用有弹性极限内的应力的条件下”指对金属 材料施加负荷，在没有负荷后，作用于金属材料上的应力和形变 返回到“0”的条件下。

构成在仅仅作用有弹性极限内的应力的条件下使用的滚动轴 承的轨道圈或滚动圈的金属材料，考虑采用各种轴承用钢。作为 代表性的轴承用钢，列举有日本工业规格：简称为JIS的SUJ2、 SCr420等。另外，SUJ2按照美国AISI规格，相当于SAE52100。 在实施例1中，通过超声波扭转疲劳试验(双振)，求出(1)对SUJ2 原材料进行淬火和回火的热处理的“SUJ2标准”；(2)对SUJ2原材 料进行浸碳氮化淬火和回火的热处理的“SUJ2浸碳氮化”；(3)对 SCr420原材料进行浸碳淬火和回火的热处理的“SCr420浸碳”的 各试验片的剪切疲劳特性，根据该剪切疲劳特性推算疲劳极限面 压力。各试验片采用图7所示的试验片。

表2表示用于试验片的SUJ2原材料的合金成分。

[表2]

表2用于试验片的SUJ2原材料的合金成分(wt%、Ti和O为ppm)

对上述表2的SUJ2原材料，依次进行车削→热处理→精研磨， 制作下述的(1)，(2)的试验片。

(1)在“SUJ2标准”的试验片的热处理中，对SUJ2原材料整 体进行淬火的完全淬火和回火(加热：830℃×80min，RX气体气 氛→油淬火→回火：180℃×180min)。

(2)关于“SUJ2浸碳氮化”的试验片，对SUJ2原材料进行浸 碳氮化淬火和回火(加热：850℃×150min，RX气体气氛，NH₃气 体按照6.5L/min添加→油淬火→回火：180℃×120min)。

上述RX气体气氛指以在将空气混合于丁烷、甲烷等的烃类气 体中后，填充催化剂，进行高温加热的CO、H₂、N₂为主成分的 气氛气体。

表3表示用于试验片的SCr420原材料的合金成分。

[表3]

表3用于试验片的SCr420原材料的合金成分(wt%、O和N为ppm)

对上述表3的SCr420原材料，依次进行车削→热处理→精研 磨，制作(3)的试验片。

(3)针对“SCr420浸碳”的试验片，进行浸碳淬火和回火(浸 碳：920℃×4h，RX气体气氛，将碳势保持在1.2扩散920℃× 3h，RX气体气氛→油淬火→回火：180℃×120min)。

图24为表示“SUJ2标准”的试验片的剪切疲劳特性的图。 该图中的实线为符合日本材料学会的金属材料疲劳可靠性评价标 准JSMS-SD-6-02的疲劳极限型折线模型而求出的S-N曲线 图，剪切疲劳极限τ_w0为577MPa。相对该剪切疲劳极限τ_w0，分 别进行破坏概率补偿(破坏概率10%)、尺寸效果补偿、过大评价补 偿，求出线接触状态的疲劳极限面压力P_max lim。表4表示该疲劳 极限面压力P_max lim的推算结果。

[表4]

表4完全淬火的SUJ2的疲劳极限面压力的推算结果

1)线接触状态：P_maxlim＝4×(剪切疲劳极限)

图25为表示“SUJ2浸碳氮化”的试验片的剪切疲劳特性的 图。该图中的实线为按照与图24的场合相同的方式求出的S-N 曲线图，剪切疲劳极限τ_w0为524MPa。相对该剪切疲劳极限τ_w0， 分别进行破坏概率补偿(破坏概率10%)、尺寸效果补偿、过大评价 补偿，求出线接触状态的疲劳极限面压力P_max lim。表5表示该疲 劳极限面压力P_max lim的推算结果。

[表5]

表5浸碳氮化淬火的SUJ2的疲劳极限面压力的推算结果

1)线接触状态：P_maxlim＝4×(剪切疲劳极限)

图26为表示“SCr420浸碳”的试验片的剪切疲劳特性的图。 该图中的实线为按照与图24的场合相同的方式求出的S-N曲线 图，剪切疲劳极限τ_w0为500MPa。相对该剪切疲劳极限τ_w0，分 别进行破坏概率补偿(破坏概率10%)、尺寸效果补偿、过大评价补 偿，求出线接触状态的疲劳极限面压力P_max lim。表6表示该疲劳 极限面压力P_max lim的推算结果。

[表6]

表6浸碳淬火的SCr420的疲劳极限面压力的推算结果

1)线接触状态：P_maxlim＝4×(剪切疲劳极限)

只作用有巨大的弹性应力的轻负荷荷载，即，仅仅作用有弹 性极限内的应力的条件下使用的滚动轴承中，如果在该条件下使 用，则轴承寿命视为半永久性的。由此，通过试验而求出不产生 内部起点型剥离的最大接触面压力这一点在选定轨道圈、滚动体 的材料方面，或在确定轴承的使用条件方面，是重要的。

按照实施例1，同样对于仅仅作用有弹性极限内的应力的条件 下使用的滚动轴承用钢，借助超声波扭转疲劳试验进行疲劳试验， 由此，可进行极高速的负荷，可在短时间(比如，半天～1周)求出 各滚动轴承用钢的剪切应力振幅和负荷次数的关系。可根据该关 系，以良好的精度推算疲劳极限面压力P_max lim。由此，用于仅仅 作用有弹性极限内的应力的条件下使用的滚动轴承的轨道圈或滚 动体的材料的试验项目的一个，可采用疲劳极限面压力。通过仅 仅将实际上进行疲劳试验而求出的疲劳极限面压力大于已确定的 疲劳极限面压力的材料用作轴承材料，大大有助于滚动轴承的可 靠性的提高。将疲劳极限面压力作为使用材料的试验项目的一个， 在过去，试验需花费数年，是过于与实际情况脱离的想法，但是 按照该方法，可实现实用化，通过采用该方法，可有助于轴承的 可靠性的提高。

(实施例2)：推算构成航空器用的滚动轴承的轨道圈或滚动体 的金属材料的疲劳极限面压力P_max lim。该滚动轴承比如，用于支 承航空器的引擎的燃气轮机的主轴的轴承等。上述“航空器用” 包括航天用。

作为上述金属材料，列举有M50、M50NiL等。在实施例2 中，采用对M50原材料进行热处理等的试验片与对M50NiL原材 料进行热处理等的试验片，求出各试验片的剪切疲劳特性，根据 该剪切疲劳特性，求出剪切疲劳极限面压力。各试验片采用图7 所示的试验片。

表7表示用于试验片的M50原材料、M50NiL原材料的合金 成分。

[表7]

表7用于试验片的M50原材料、M50NiL原材料的合金成分 (wt%)

对上述表7的M50原材料，依次进行车削→热处理→精研磨， 制作试验片。在该场合的热处理中，对M50原材料整体进行淬火 的所谓的完全淬火，冰冻处理，回火(加热：850℃×80min+1090℃ ×20min，真空→油淬火→冰冻处理：-60℃×90min→回火：450℃ ×60min+550℃×180min。

另外，对上述表7的M50Ni原材料，依次进行车削→热处理 →精研磨，制作试验片。在该场合的热处理中，浸碳淬火，中间 退火，淬火，冰冻处理，回火(浸碳：960℃×15h，RX气体气氛， 将碳势保持在1.2→扩散：960℃×74h，RX气体气氛→中间退火： 650℃×6h→加热：850℃×40min+1090℃×25min，真空→油淬 火→冰冻处理：-80℃×180min→回火：450℃×60min+550℃× 180min。

图27为表示M50试验片的剪切疲劳特性的图。该图中的实线 为符合日本材料学会的金属材料疲劳可靠性评价标准JSMS-SD -6-02的疲劳极限型折线模型而求出的S-N曲线图，剪切疲劳 极限τ_w0为551MPa。相对该剪切疲劳极限τ_w0，分别进行破坏概 率补偿(破坏概率10%)、尺寸效果补偿、过大评价补偿，求出线接 触状态的疲劳极限面压力P_maxlim。表8表示该疲劳极限面压力P_maxlim的推算结果。

[表8]

表8完全淬火的M50的疲劳极限面压力的推算结果

1)线接触状态：P_maxlim＝4×(剪切疲劳极限)

在图28中，M50NiL浸碳的试验片的该图中的实线为符合日 本材料学会的金属材料疲劳可靠性评价标准JSMS-SD-6-02的 疲劳极限型折线模型而求出的S-N曲线图，剪切疲劳极限τ_w0为678MPa。相对该剪切疲劳极限τ_w0，分别进行破坏概率补偿(破 坏概率10%)、尺寸效果补偿、过大评价补偿，求出线接触状态的 疲劳极限面压力P_max lim。表9表示该疲劳极限面压力P_max lim的推 算结果。

[表9]

表9浸碳淬火的M50NiL的疲劳极限面压力的推算结果

1)线接触状态：P_maxlim＝4×(剪切疲劳极限)

在航空器用的机械产品中，与普通的产业用的机械产品相比 较，高度地要求可靠性。如果采用实施例2，同样对于构成航空器 用的滚动轴承的轨道圈或滚动体的金属材料，通过超声波扭转疲 劳试验进行疲劳试验，由此，可进行极高速的负荷，可在短时间(比 如，半天～1周)求出各金属材料的剪切应力振幅和负荷次数的关 系。可根据该关系，以良好的精度推算疲劳极限面压力P_max lim。 由此，作为用于航空器用的滚动轴承的轨道圈或滚动体的材料的 试验项目的一个，可采用疲劳极限面压力。通过仅仅将实际上进 行疲劳试验而求出的疲劳极限面压力大于已确定的疲劳极限面压 力的材料用作轴承材料，大大有助于航空器用轴承的可靠性的提 高。将疲劳极限面压力作为使用材料的试验项目的一个，在过去 试验需花费数年，是过于与实际情况脱离的想法，但是按照该方 法可实现实用化，通过采用该方法可有助于轴承的可靠性的提高。

(实施例3)：推算构成铁路车辆用的滚动轴承的轨道圈或滚动 体的金属材料的疲劳极限面压力P_max lim。该铁路车辆的滚动轴承 比如，为支承铁路车辆的车轴的轴承。

作为上述金属材料，列举有SNCM420、SUJ2、SUJ3、S Cr420 等。在实施例3中，采用对SNCM420原材料进行热处理等的试验 片与对SUJ3原材料进行热处理等的试验片，求出各试验片的剪切 疲劳特性，根据该剪切疲劳特性求出剪切疲劳极限面压力。各试 验片采用图7所示的试验片。

表10表示用于试验片的SNCM420原材料，SUJ3原材料的合 金成分。

[表10]

表10用于试验片的SNCM420原材料，SUJ3原材料的合金 成分(wt%、O为ppm)

对上述表10的SNCM420原材料，依次进行车削→热处理→ 精研磨，制作试验片。在该场合的热处理中，浸碳淬火，2次淬火， 回火(浸碳：920℃×4h，RX气体气氛，将碳势保持在1.2→扩散： 920℃×3h，RX气体气氛→加热：800℃×70min→油淬火→回火： 180℃×120min)。

另外，对上述表10的SUJ3原材料，依次进行车削→热处理 →精研磨，制作试验片。在该场合的热处理中，对SUJ3原材料整 体进行淬火的所谓的完全淬火和回火(加热：810℃×80min→油淬 火→回火：180℃×180min)。

图29为表示SNCM420浸碳的试验片的剪切疲劳特性的图。 该图中的实线为符合日本材料学会的金属材料疲劳可靠性评价标 准JSMS-SD-6-02的疲劳极限型折线模型而求出的S-N曲线 图，剪切疲劳极限τ_w0为526MPa。相对该剪切疲劳极限τ_w0，分 别进行破坏概率补偿(破坏概率10%)、尺寸效果补偿、过大评价补 偿，求出线接触状态的疲劳极限面压力P_max lim。表11表示该疲劳 极限面压力P_max lim的推算结果。

[表11]

表11浸碳淬火的SNCM420的疲劳极限面压力的推算结果

1)线接触状态：P_maxlim＝4×(剪切疲劳极限)

图30为表示SUJ3的试验片的剪切疲劳特性的图。该图中的 实线为符合日本材料学会的金属材料疲劳可靠性评价标准JSMS -SD-6-02的疲劳极限型折线模型而求出的S-N曲线图，剪切 疲劳极限τ_w0为547MPa。相对该剪切疲劳极限τ_w0，分别进行破 坏概率补偿(破坏概率10%)、尺寸效果补偿、过大评价补偿，求出 线接触状态的疲劳极限面压力P_max lim。表12表示该疲劳极限面压 力P_max lim的推算结果。

[表12]

表12完全淬火的SUJ3的疲劳极限面压力的推算结果

1)线接触状态：P_maxlim＝4×(剪切疲劳极限)

在铁路车辆用的滚动轴承，由于运送较多乘客而行驶，另外 高频度地长年使用，故要求高度的可靠性。按照实施例3，同样对 于构成铁路车辆用的滚动轴承的轨道圈或滚动体的金属材料，通 过超声波扭转疲劳试验进行疲劳试验，由此，可进行极高速的负 荷，可短时间地(比如，半天~1周)求出各金属材料的剪切应力振 幅和负荷次数的关系。可根据该关系，以良好的精度推算疲劳极 限面压力P_max lim。由此，作为用于铁路车辆用的滚动轴承的轨道 圈或滚动体的材料的试验项目的一个，可采用疲劳极限面压力。 仅仅将实际上进行疲劳试验而求出的疲劳极限面压力大于已确定 的疲劳极限面压力的材料用作轴承材料，由此，大大有助于铁路 车辆用的滚动轴承的可靠性的提高。将疲劳极限面压力作为使用 材料的试验项目的一个，在过去试验需花费数年，是过于与实际 情况脱离的想法，但是按照该方法可实现实用化，通过采用该方 法可有助于轴承的可靠性的提高。

(实施例4)：推算构成汽车的车轮用轴承的滚动轴承的轨道圈 或滚动体的金属材料的疲劳极限面压力P_max lim。

在第1代的车轮用轴承中，采用对SUJ2原材料等进行淬火和 回火的热处理的轴承用钢。在第2代的车轮用轴承中，外圈(轮毂 圈)采用对S53C原材料进行高频淬火的热处理的钢，内圈和滚动 体采用对SUJ2原材料等进行淬火和回火的热处理的钢。在第3代 的车轮用轴承中，内圈(轮毂圈)的外侧轨道与固定于转向节上的外 圈，采用对S53C原材料进行高频淬火的热处理的钢，内圈的内侧 轨道和滚动体采用对SUJ2原材料等进行淬火和回火的热处理的 钢。根据以上情况，在本实施例4中，求出对S53C原材料进行热 处理等的试验片的剪切疲劳特性，根据该剪切疲劳特性推算疲劳 极限面压力。各试验片采用图7所示的试验片。

表13表示用于试验片的S53C原材料的合金成分。

[表13]

表13用于试验片的S53C原材料的合金成分(wt%、O为ppm)

对上述表13的S53C原材料，依次进行车削→热处理→精研 磨，制作试验片。该场合的热处理为高频淬火和回火。图31(A) 为表示S53C原材料的高频淬火的加热曲线的图，图31(B)为表示 该原材料的高频回火的加热曲线的图。图32(A)为以示意方式表示 高频淬火图形的主视图，图32(B)为该试验片的侧视图。图32(A) 的影线部为概略的高频淬火图形。像图32(A)所示的那样，对最小 直径部φdmin(φdmin为4mm)的全部进行硬化处理。部分淬火宽 度W(4个角部)为3mm以下。即使完全淬火到端面也没有关系。 最小直径部φdmin的旧γ晶体粒度为#8。

图33为表示S 53C的高频淬火的试验片的剪切疲劳特性的图。 该图中的实线为符合日本材料学会的金属材料疲劳可靠性评价标 准JSMS-SD-6-02的疲劳极限型折线模型而求出的S-N曲线 图，剪切疲劳极限τ_w0为442MPa。相对该剪切疲劳极限τ_w0，分别 进行破坏概率补偿(破坏概率10%)、尺寸效果补偿、过大评价补偿， 求出线接触状态的疲劳极限面压力P_max lim。表14表示该疲劳极限 面压力P_max lim的推算结果。

[表14]

表14高频淬火的S53C的疲劳极限面压力的推算结果

1)线接触状态：P_maxlim＝4×(剪切疲劳极限)

在汽车的车轮用滚动轴承中，因在严酷的条件下长年使用， 另外燃料费用上升等，要求重量减轻，紧凑化，由此，要求可靠 性的提高。按照实施例4，同样对构成作为汽车的车轮用轴承的滚 动轴承的轨道圈或滚动体的金属材料，通过超声波扭转疲劳试验 而进行疲劳试验，由此，可进行极高速的负荷，可短时间地(比如， 半天~1周)求出各金属材料的剪切应力振幅和负荷次数的关系。可 根据该关系，以良好的精度推算疲劳极限面压力P_max lim。由此， 作为用于汽车的车轮用轴承的滚动轴承的轨道圈或滚动体的材料 的试验项目的一个，可采用疲劳极限面压力。仅仅将实际上进行 疲劳试验而求出的疲劳极限面压力大于已确定的疲劳极限面压力 的材料用作轴承材料，由此，大大有助于车辆用轴承的可靠性的 提高。将疲劳极限面压力作为使用材料的试验项目的一个，在过 去试验需花费数年，是过于与实际情况脱离的想法，但是按照该 方法可实现实用化，通过采用该方法可有助于轴承的可靠性的提 高。

根据图34、图35，对本发明的第2实施方式进行说明。在本 实施方式中，给出用于滚动接触的金属材料的剪切疲劳特性评价 方法的剪切疲劳特性评价装置的一个例子。在第2实施方式中， 仅仅对与前述第1实施方式的区别部位进行说明，共同的部件采 用相同标号，共同部分的说明省略。该剪切疲劳特性评价装置包 括具有扭转振动变频器7和振动放大喇叭8的试验机主体3A；振 荡器20；放大器17；控制、数据采取机构4A。控制、数据采取 机构4A相当于第1实施方式的试验机控制装置4。

在试验机主体3A中，在设置于支架6的顶部的扭转振动变频 器7上，安装向下突出的振幅放大喇叭8，在振幅放大喇叭8前端， 以可装卸的方式安装有试验片1。将由扭转振动变频器7产生的超 声波振动作为围绕振幅放大喇叭8的轴线O的正反旋转方向的振 动而放大，传递给试验片1。试验机主体3A包括进行试验片1的 强制空气冷却的试验片空气冷却机构9。试验片空气冷却机构9 由比如，喷嘴等构成，该喷嘴通过管等与鼓风机等的压缩空气发 生源(图中未示出)连接，对试验片1吹拂空气，可通过电磁阀(图 中未示出)或上述压缩空气发生源的开关，切换空气的吹拂和吹拂 的停止。

扭转振动变频器7为下述的装置，其中，通过外加2相的交 流电，按照该交流电的频率，产生构成围绕旋转中心轴O的正反 旋转的扭转振动。提供给扭转振动变频器7的交流电为电压是正 弦波等的正负对称的交流电，产生的扭转振动为交变振动，即为 正旋转方向和反旋转方向对称的振动。

振幅放大喇叭8具有由内螺纹孔形成的安装部，该安装部呈 前端尖细状，在前端面上同心地安装试验片，振幅放大喇叭8通 过基端固定于扭转振动变频器上。该振幅放大喇叭8将由基端施 加的扭转振动变频器7的扭转振动的振幅作为在前端部放大的振 幅。振幅放大喇叭8的原材料为比如，钛合金。

振荡器20由下述的电子设备构成，其产生构成使振幅放大喇 叭8振动的频率的超声波区域的频率的电压信号。振荡器20的振 荡频率在比如，±500Hz的范围，为固定的频率，或可进行频率调 整。

放大器17为下述的电子设备，其将振荡器20的输出放大， 将超声波区域的频率的交流电外加于扭转振动变频器7上。放大 器17的上述交流电的输出的值，与导通、截止，可通过外部的输 入而控制。放大器17的最大输出在本实施方式中为300W。

控制、数据采取机构4A为下述的机构，其将上述输出的值和 导通、截止等的控制的输入提供给上述放大器17，并且由放大器 17，采取包含试验中的加振频率、放大器17的输出等的状态、以 及负荷次数的数据。此外，控制、数据采取机构4A具有控制试验 片冷却机构9的功能。控制、数据采取机构4A由个人计算机等的 计算机与由其执行的程序(图中未示出)构成，键盘、鼠标等的输入 装置15A，以及液晶显示装置等的通过画面显示图像的图像显示 装置18连接，或作为上述计算机的一部分而设置。

控制、数据采取机构4A通过上述计算机和程序，构成在图 35中由块表示构思方案的各部分。即，控制、数据采取机构4A 包括试验条件设定部21；试验条件、采取数据存储部13A；试验 控制部12A。试验条件、采取数据存储部13A和试验控制部12A 分别相当于第1实施方式的存储机构13和中央处理器12。试验条 件设定部21为下述的机构，其中，如果从输入装置15A输入包含 驱动扭转振动变频器7的条件，与采取数据的条件的试验条件， 则作为将其存储于试验条件、采取数据存储部13A中的处理，即， 控制的条件而设定。试验条件设定部21具体来说，为下述的机构， 该机构将图19所示的输入画面显示于图像显示装置18中，并且 进行图37的流程图所示的处理。

试验控制部12A为下述的机构，该机构按照通过试验条件设 定部21设定的试验条件，进行上述扭转振动变频器7的驱动，与 上述数据的采取。试验控制部12A由基本控制部25；连续振荡控 制部26；间歇振荡控制部27构成。试验控制部12A为进行图20 的流程图所示的处理的机构。进行该图的步骤R8～R13的处理的 机构为连续振荡控制部26，进行步骤R14～R24的处理的机构为 间歇振荡控制部27，进行剩余的各步骤的处理的机构为基本控制 部25。

对本实施方式的剪切疲劳特性评价方法进行说明。该评价方 法为采用图34的剪切疲劳特性评价装置，应用由上述金属材料形 成的试验片1而试验，对滚动接触的金属材料的剪切疲劳特性进 行评价的方法，该方法进行下述的试验，在该试验中，试验片1 的形状、尺寸为与扭转振动变频器7的驱动的振幅放大喇叭8的 振动共振的形状、尺寸，按照超声波区域的频率(在本例中，20000 ±500Hz的范围)驱动扭转振动变频器7，使试验片1与振幅放大 喇叭8的振动共振，使其发生剪切疲劳破坏。驱动扭转振动变频 器7的频率范围的下限值也可为(20000-500+α)Hz。其中，符 号α表示试验片的试验中的性质改变的缓冲值，也可为200Hz以 下。在该试验期间，采取各种数据，采用已获得的剪切应力振幅 和负荷次数的关系，评价上述金属材料的剪切疲劳特性。上述金 属材料作为滚动轴承用的高强度金属材料，为比如，高碳铬轴承 钢(JIS-SUJ2)等的轴承钢。

按照该剪切疲劳特性评价方法，由于进行振动频率在超声波 区域的极高的超声波扭转疲劳试验，故关于滚动接触的金属材料 的剪切疲劳特性的评价，可短时间地达到必要的负荷次数，快速 地评价剪切疲劳特性。如果比如，按照20000Hz而连续振动，则 以仅半天多一点的时间，达到10⁹次的负荷次数。另外，由于进行 实际上产生剪切疲劳破坏的试验，故与过去的将非金属夹杂物的 最大尺寸作为钢的品质的指标的方法相比较，可以良好的精度求 出剪切疲劳特性。由于试验片共振，故可以仅仅一点的能量的投 入，以良好的效率产生剪切疲劳破坏。

下面，对该剪切疲劳特性评价方法和评价装置的具体内容进 行说明。由于对于扭转振动变频器7，在在市场上的销售的在调查 的范围内的可进行放大器控制的类型仅为1种，没有选择的余地， 故设法设计振幅放大喇叭8、试验片1的形状而进行最佳处理，使 高强度金属材料产生剪切疲劳。

对振幅放大喇叭8的设计进行说明。在与上述市场上销售的 扭转振动变频器7一起销售的标准振幅放大喇叭(指数函数型)中， 固定于扭转振动变频器7上的大直径侧端面的直径为38mm，固定 试验片1的小直径侧端面的直径为15mm。该振幅放大喇叭按照在 20000Hz附近共振的方式进行设计、调整。另外，在振幅放大喇 叭的大直径侧的端面的中间，突出地设置用于固定于扭转振动变 频器上的作为安装部的外螺纹部，在小直径侧的端面，具有用于 固定试验片的由内螺纹构成的安装部的空间。振幅放大喇叭8的 原材料为钛合金。作为实际测量杨氏模量E、泊松比ν、密度ρ的 结果，则E＝1.16×10¹¹Pa、ν＝0.27、ρ＝4460kg/m³。采用FEM 分析软件(Marc Mentat 2008r 1)(注册商标)，将上述E、ν、ρ作 为物理性质值，进行自由扭转共振的固有值分析。其结果是，放 大率(小直径侧的扭转角与大直径侧的扭转角的比)为25.8倍。

试验片1的形状与第1实施方式的图6所示的相同，在该试 验片1中，如果将L₂＝0.0070m、R₂＝0.0060m、R₁＝0.0030m与 上述f、E、ν、ρ一起，代入(1)～(6)式中，则L₁＝0.01012m。但 是，通过经过标准淬火回火处理的轴承钢SUJ2(合金成分参照前述 的表1)制作L₁＝0.01012m的试验片1，无法共振。于是，采用FEM 分析软件(Marc Mentat 2008r1)(注册商标)，将上述E、ν、ρ作 为物理性质值，进行自由扭转共振的固有值分析。其结果是，L₁＝0.01012m，扭转共振的频率f＝19076Hz，脱离作为扭转振动变频 器7的振动频率范围的20000±500Hz。作为按照该分析而求出按 照f＝20000Hz的扭转共振的L₁的结果，L₁＝0.00915m。在制作 L₁＝0.00915m的试验片1时，在20000Hz附近共振。作为在常温 大气中，按照放大器输出100%，通过交替反复进行加振和停顿的 间歇运转(振动时间：110msec，停顿时间：1100msec)评价的结果， 按照负荷次数为10⁷次的程度而破裂(参照图13)。使高强度金属材 料发生剪切疲劳破坏，但是，为了以更低的周期产生剪切疲劳破 坏，必须要求效率的提高。

进行大直径侧的端面的直径为Φ38mm，小直径侧的端面的直 径为Φ13mm的振幅放大喇叭8的制作，以增加振幅放大喇叭8 的扭转振幅。高效率振幅放大喇叭(指数函数型)按照在20000Hz 附近共振的方式进行设计、调整。高效率振幅放大喇叭的原材料 为钛合金。作为实际测量杨氏模量E、泊松比ν、密度ρ的结果， 则E＝1.16×10¹¹Pa、ν＝0.27、ρ＝4460kg/m³。采用FEM分析 软件(Marc Mentat 2008r1)(注册商标)，将上述E、ν、ρ作为物 理性质值，进行自由扭转共振的固有值分析。其结果是，放大率(小 直径侧的扭转角与大直径侧的扭转角的比)为43.1倍。于是，高效 率振幅放大喇叭相对标准振幅放大喇叭，放大率提高67%。但是， 在常温大气中，按照放大器17的输出50%，安装上述尺寸的SUJ2 制的试验片1，按照上述的间歇运转条件开始评价，此时，产生不 久之后共振便不稳定的现象。

为了不产生共振不稳定现象，进行试验片1的形状的评估。 作用于试验片最小直径部的表面上的最大剪切应力振幅τ_max的理 论解按照下述(10)式表达：

[数学式5]

${\tau }_{\max }=G{\theta }_{\mathrm{end}}{R}_1\beta \frac{\cos \left({\mathrm{kL}}_1\right)\cosh \left(\alpha L_2\right)}{\sinh \left(\beta L_2\right)}......\left(10\right)$

其中，R₁、L₁、L₂如前面所述，分别表示试验片1的最小半 径，肩部长度，半弦长度(单位均为m)。g、α、k、β分别通过上 述(1)、(3)、(4)、(5)式而求出。θ_end表示试验片1的端面扭转角(单 位为rad)。在该端面扭转角θ_end的场合，试验片越大，基本上作 用于试验片最小直径部的最大剪切应力τ_max越大，试验片越小， 基本上该τ_max越小。在这里，用在扭转角的放大率(小直径侧的扭 转角与大直径侧的扭转角的比)提高的上述高效率振幅放大喇叭 8，将试验片形状改变而没有产生共振不稳定现象的试验片1，产 生剪切疲劳破坏为方针，考虑下述的2个方案。

(1)增大试验片，即使为小的放大器输出，仍在试验片最小直 径部表面上作用大的最大剪切应力τ_max。

(2)像上述那样，高效率振幅放大喇叭相对标准品，扭转角的 放大率提高67%。如果减小试验片，则作用于试验片最小直径部 表面上的最大剪切应力τ_max变小，但是试验片减小。

在上述2方针的条件下，表15的A～E的试验片采用前述的 表1的轴承钢SUJ2而制作。试验片A呈上述的初次形状，除了固 定于振幅放大喇叭8上的由螺纹部构成的安装用突部以外的重量 为21.7g。试验片B、C为按照方针(1)而试验片增大的片，在同一 端面扭转角的τ_max比(对A)增加，重量比(对A)也增加。另一方面， 试验片D、E为按照方针(2)，试验片减小的片，在同一端面扭转 角的场合，τ_max比(对A)减小，重量比(对A)也减小。另外，表 15中的肩部长度L₁不是通过上述(6)式求出的理论解，其为按照像 上述那样，通过FEM的自由扭转共振的固有值分析，以20000Hz 而进行扭转共振的方式求出的值。

[表15]

各种试验片的尺寸，τ_max比(同一端面扭转角)，重量比

*1)除了螺纹部以外的重量比，试验片A的除了螺纹部以外的重量为21.7g

将各试验片1安装于上述高效率振幅放大喇叭8上，在常温 大气中，在上述间歇运转条件下进行评价。其结果是，符合方针 (1)的试验片B在放大器输出50%的场合，产生共振不稳定现象。 对于试验片C，即使放大器输出为10%，仍不共振。另一方面， 符合方针(2)的试验片D在放大器输出80%的场合，产生共振不稳 定现象。对于试验片E，在放大器输出90%之前，不产生共振不 稳定现象。在放大器输出90%的场合，在负荷次数为10⁵次的程度 的低周期区域，产生剪切疲劳破坏。由于上述情况，可知道，试 验片重量紧密的与共振不稳定现象相关。如果扭转振动变频器7 的最大输出为300W，则视为不足。决定将E用于评价试验片。

像上述那样，试验片A的除了固定于振幅放大喇叭8上的螺 纹部以外的重量为21.7g。相对该情况，试验片E的除了螺纹部以 外的重量为9.36g。另外，在实际的试验片的自由端(相反螺纹侧)， 为了使研磨加工精度良好，必须通过车削加工设置中心孔，除了 安装用突部以外的重量稍小于9.36g。该试验片E与第1实施方式 的试验片1相同，该试验片E的形状、尺寸和评价结果如第1实 施方式的图7～图16所示的那样。

关于图34、图35的控制、数据采取机构4A，经过整理，结 合图19、图20和图36～图38而进行说明。在图35的试验条件 设定部21中，画面显示器18显示图19所示的，与第1实施方式 相同的试验条件的输入画面。在该输入画面中，显示有试验片材 料的材料名的输入栏；内容的输入栏；驱动扭转振动变频器7的 条件的放大器输出的输入栏；选择是间歇运转还是连续运转的选 择输入栏；间歇运转的场合的1次的振动时间和停顿时间的输入 栏；结束试验条件的输入栏(结束试验的负荷次数，与频率变动宽 度)；显示构成数据获得条件的初始周期、结束周期、周期间隔的 输入栏；另外显示文件名的输入栏。试验条件设定部21将通过图 19的输入画面输入的试验条件的信息作为一个试验文件，存储于 试验条件、采取数据存储部13A中，给予已输入的文件名。输入 的顺序按照比如，图37的流程图的顺序进行。

图35的试验条件设定部21在图像显示装置18中不但显示图 19的输入画面，而且显示初始设定的输入画面，像图36的流程图 所示的那样，促进通过放大器17输出的电压值，物理量的输入， 剪切振幅应力系数的输入，按照已输入的值进行电压和物理量的 初始设定，将其记录于上述试验文件等中。在这里所说的“物理 量”指下面的振幅IN、振幅OUT、超声波功率、频率、存储器频 率等的量。在下述的各事项的说明中，构成“控制器(PC)”的为 控制、数据采取机构4A。

振幅IN：通过放大器输出振幅，借助控制器(PC)，按照-10V～ +10V控制0～100%。

振幅OUT：通过与实际的放大器输出振幅成比例的电压输出， 借助控制器(PC)，按照0V～+10V控制0～100%。

超声波功率：通过与超声波功率的输出成比例的电压输出， 借助控制器(PC)，按照0V～+10V控制0～100%。

频率：通过与放大器运转频率输出成比例的电压输出，借助 控制器(PC)，按照-10V～+10V控制19.50～20.50kHz。

存储器频率：通过与记录于放大器存储器内的相对频率的输 出成比例的电压输出，借助控制器(PC)，按照-10V～+10V控制 19.50～20.50kHz。

如果按压图19的输入画面中的“振荡开始”按钮，则按照10% 的输出，检索共振频率(参照图38)。如果确认共振，则移到“试 验信息”的图标的画面，如果按压“试验开始”按钮，则给出开 始命令，图35的试验控制部12A开始试验。

图35的试验控制部12A按照像上述那样输入，按照存储为试 验文件的试验条件，进行放大器17和试验片冷却机构9的控制， 并且从放大器17，采取数据。如果概略说明，则像第1实施方式 的图20所示的那样，在试验开始(R1)后，确定振幅输出(R3)，判 定是连续运转还是间歇运转的试验条件(R4)，在连续运转的场合 进行步骤R5～R13的处理，在间歇运转的场合进行步骤R14～R24 的处理。在任意的场合，均采取振动频率和放大器的输出状态(R6、 R18)，通过已采取的数据更新上述试验文件(R12、R22)。如果满 足试验条件，则停止超声波输出(R26)，结束试验。

在本实施方式的滚动轴承材料的选定方法中，将通过上述方 案的滚动轴承材料的特性评价方法评价的剪切疲劳特性值大于已 确定的剪切疲劳特性值的金属材料用作滚动轴承的轨道圈或滚动 体的材料。同样通过该方式，实现与第1实施方式相同的效果。

结合图39～图44，对本发明的第3实施方式进行说明。在第 3实施方式中，仅仅对与上述第2实施方式的区别部位进行说明， 对于共同部件，采用相同的标号，共同部分的说明省略。该滚动 轴承接触、扭转负荷作用金属材料的氢侵入下的剪切疲劳特性的 评价方法在下述的方面，与第2实施方式不同，其它的方案是相 同的，该下述的方面指：像图39(A)所示的那样，在通过图39(B) 的试验装置进行超声波扭转疲劳试验之前，具有对金属材料的试 验片1进行氢的充入的氢的充入过程(图40的步骤S 1)。在紧接图 40的氢的充入过程的试验过程(S2)，采取氢的充入下的剪切应力 振幅和负荷次数的关系的数据等，在评价过程(S 3)，根据该已采取 的剪切应力振幅和负荷次数的关系，评价剪切疲劳极限等的剪切 疲劳特性。

图39(A)的氢的充入机构30为通过下述的任意的方法，对试 验片1进行氢的充入的机构。其为比如，对氢进行阴极电解充入 的机构，或将氢浸渍于水溶液中进行充入的机构。阴极电解氢的 充入通过下述方式进行，该方式为：比如，像图44所示的那样， 将铂的电极34和试验片33浸渍于容器31内的电解液32中，试 验片33为负，电极34为正，外加电压。关于这些氢的充入，将 在后面具体地说明。其它的方案与第2实施方式相同。

按照该试验方法，由于进行对试验片，加振频率在超声波区 域的超声波扭转振动的超声波扭转疲劳试验，故进行反复施加极 高速的负荷的扭转疲劳试验。由此，在经过充入的氢不飞散开时， 使评价对象的金属材料的试验片产生剪切疲劳，可合理而快速地 评价氢侵入下的剪切疲劳特性。比如，如果按照20000Hz而连续 振动，则以仅8.3min的时间，达到10⁷次的负荷次数，由于试验 片共振，故可通过少量的能量的投入，可以良好的效率产生剪切 疲劳破坏。

通过交替反复进行加振和停顿的间歇运转，对在常温大气中 和氢侵入下进行标准淬火回火的轴承钢SUJ2制的试验片进行评 价。对试验片节部，进行金刚砂研磨(#500、#2000)和金刚石抛光(粒 径为1μm)。不依据于最大剪切应力振幅的大小，始终地，加振时 间为110msec，停顿时间为1100msec。试验片为与上述端面扭转 角测定所采用的试验片相同的批次。如果在10⁸次之前不产生损 伤，则中断试验。

在氢侵入下的评价中，在试验前对试验片，进行正好为20h(h 为小时)的阴极电解氢的充入，电解液采用下述的类型，其中， 在0.05mol/L的稀硫酸水溶液中，添加1.4g/L的硫代尿素。电流 密度为0.2mA/cm²。在该氢的充入条件下，约3.5mass-ppm的扩散 性氢侵入。如果在稀硫酸水溶液中进行氢的充入，由于为薄的腐 蚀生成物覆盖，故再次对试验片节部进行金刚石抛光(粒径为1 μm)，去除腐蚀生成物，并且还必须要求改善表面粗糙度。在氢 的充入结束后，刚好在10分钟后，在常温大气中开始试验，但是， 在此间隙期，进行金刚石抛光。

在电化学氢透过试验(参照非专利文献7)中测定的常温大气中 的经过标准淬火回火处理的轴承钢SUJ2中的氢的扩散系数为3.76 ×10^-11m²/sec。超声波扭转疲劳试验片的最小直径为4mm。图41 表示采用上述扩散系数而计算的试验片最小直径部的相对氢浓度 的伴随时间的变化。表明以20h，在基本到芯部前发生饱和。其为 氢的充入时间刚好为20小时的依据。

作为其它的阴极电解氢的充入的电解液，虽然附着有若干的 腐蚀生成物，但是具有中性而安全的氯化钠水溶液。一般，调整 到3mass%程度的浓度。其中，越是上述酸性水溶液，氢的充入效 率越不好。作为在氯化钠水溶液中进一步提高氢的充入的催化剂 毒物，具有硫氰酸铵。其效能的上限为3g/L。在不希望腐蚀生成 物的场合有必须注意处理，但是，具有碱性的氧化钠水溶液。一 般，将浓度调整到1mol/L。与上述中性水溶液相比较，氢的充入 效率不好。作为在氧化钠水溶液中进一步提高氢的充入效率的催 化剂毒物，具有九水硫化钠。其效能的上限为1g/L。

相对以上的各种水溶液中的阴极电解氢的充入，具有仅仅浸 渍于水溶液中的浸渍氢的充入。用于它的类型包括硫氰酸铵水溶 液。其效能的浓度上限为20mass%。

图42表示通过超声波扭转疲劳试验获得的氢的充入有无的剪 切应力振幅和负荷次数的关系。图42中的曲线(实线)为符合日本 材料学会的金属材料疲劳可靠性评价标准JSMS-SD-6-02的连 续降低型曲线模型而求出的S-N曲线图(破坏概率50%的疲劳强 度曲线图)。10⁷次的剪切疲劳强度在没有氢的充入的场合，为 789MPa，在氢的充入的场合，为559MPa，在氢侵入下，剪切疲 劳强度明显降低。

将前述的表1的轴承钢SUJ2用于原材料，与第1实施方式相 同，制作图14那样的扭转疲劳试验片(标准淬火回火)，在与第1 实施方式相同的条件下进行扭转疲劳试验。其结果是，处于图42 中的黑三角标绘曲线的那样的状态，液压伺服扭转疲劳试验结果 的时间强度与超声波扭转疲劳试验结果的场合相比较，降低约 15%。超声波扭转疲劳试验具有与过去的扭转疲劳试验相比较，将 剪切疲劳强度评价为较高程度的倾向。于是，可将以为无氢的充 入和有氢的充入的10⁷次的剪切疲劳极限789MPa、559MPa的相 应值的85%的671MPa、475MPa作为按照绝对值讨论的场合的目 标。

另外，由于与第1实施方式相同的理由，照原样地采用张拉 压缩疲劳试验的基准，可将以为无氢的充入和有氢的充入的10⁷次的剪切疲劳极限789MPa、559MPa的相应值的80%的631MPa、 447MPa作为按照绝对值讨论的场合的目标。

在本实施方式中，在图42中，采用用于求出10⁷次的剪切疲 劳强度的日本材料学会的金属材料疲劳可靠性评价标准JSMS- SD-6-02。其中，具有以少量的数据获得P-S-N曲线图的功 能。图43为根据它而获得的破坏概率10%的P-S-N曲线图(虚 线)，氢的充入和没有氢的充入的10⁷次的10%的剪切疲劳极限分 别为736MPa、512MPa。可将它们作为按照绝对值讨论的场合的 目标。

如果最安全地进行绝对值的分析，则将上述3个组合。即， 在考虑破坏概率的方面，超声波扭转疲劳试验与过去的扭转疲劳 试验相比较，将剪切疲劳强度评价为较高程度的情况进行补偿， 另外采用张拉压缩疲劳试验的基准。可作为是没有氢的充入的场 合的10⁷次的10%的剪切疲劳极限736MPa的85%的626MPa的 80%的501MPa作为分析的目标，将作为是氢的充入的场合的10⁷次的10%的剪切疲劳极限512MPa的85%的435MPa的80%的 348MPa作为分析的目标。

在上述第1～第3实施方式中，对滚动接触金属材料的剪切疲 劳特性或疲劳极限面压力的评价方法进行了说明，但是，这些评 价方法也可用于滚动接触金属材料以外的材料。下面对本发明的 应用例进行说明。该应用例代替滚动接触金属材料，采用动力传 递轴用的高强度金属材料，其以外的方案与第2实施方式相同。

作为用于评价扭转疲劳特性的试验机，包括液压伺服型扭转 疲劳试验机、シエンク式扭转疲劳试验机，但是，对于负荷频率， 前者最高为10Hz程度，后者为30Hz程度，为了评价到高负荷次 数时的扭转疲劳特性，要求许多的时间。作为动力传递轴用的高 强度金属材料，目前最常用的是在碳素钢JIS-S40C基体中添加 作为淬火性提高元素的Mn的含量的材料，另外还为进一步添加B 的材料，像表层的JI S规定的旧γ粒度在8～10号的范围内的方式 进行高频淬火，在较低温(150℃程度)回火，硬度为650HV程度。

像前述那样，过去的扭转疲劳试验机是低负荷频率，由此， 对于动力传递轴的扭转疲劳特性，直到负荷次数为10⁶次的程度才 进行评价。但是，动力传递轴在长期使用中承受的负荷次数不为 10⁶次的程度，必须要求到高负荷次数的扭转疲劳特性评价。但是， 比如，在负荷频率为10Hz的液压伺服型扭转疲劳试验机中，为了 达到10⁸次的负荷次数，需要约4个月。

按照该应用例的方法，由于进行加振频率在超声波区域的极 高速的超声波扭转疲劳试验，故关于评价动力传递轴用的高强度 金属的材料的剪切疲劳特性，可短时间地到达必要的负荷次数， 可快速地评价剪切疲劳特性。比如，按照以20000Hz而进行连续 加振，则以仅半天多一点的时间，达到10⁹次的负荷次数。由于试 验片共振，故可通过少量的能量的投入，以良好的效率产生剪切 疲劳破坏。

(应用例1)

作为动力传递轴，列举有等速接头(简称为CVJ)的中间轴钢。 采用该中间轴钢中的，于细径件内提高Mn含量的X钢，在大直 径件中相对S40C添加B，提高Mn含量，并且使用减少Si的Y 钢。在这里，分别给出该2种钢的试验片X、Y的热处理条件、 剪切疲劳特性。

表16表示用于试验片的X钢、Y钢的合金成分。

[表16]

表16用于试验片的X钢，Y钢的合金成分(wt%、Ti、N、B、 O为ppm)

对用于上述表16的试验片X、Y的原材料分别进行车削→热 处理→精研磨，制作试验片。该场合的热处理为高频淬火和回火。 用于试验片的原材料的高频淬火的加热曲线和高频淬火的图形与 第1实施方式的图31(A)、图31(B)和图32(A)、图32(B)相同。

图45为表示试验片XY的剪切疲劳特性的图。该图中的实线、 虚线为符合日本材料学会的金属材料疲劳可靠性评价标准JSMS -SD-6-02的连续降低型曲线模型而求出的S-N曲线图，两种 钢的剪切疲劳极限τ_w0基本相同。按照应用例1，关于动力传递轴 用的高强度金属材料的剪切疲劳特性的评价，进行振动频率在超 声波区域的极高速的超声波扭转疲劳试验，由此，可短时间达到 必要的负荷次数，快速地评价剪切疲劳特性。比如，如果按照 20000Hz而进行连续加振，以仅半天多一点的时间，达到10⁹次的 负荷次数。

如果汇总上面描述的应用例的优选方式，则如下面所述。

采用上述应用例的各方式的基本方案的动力传递轴用的高强 度金属材料的剪切疲劳特性的推算方法，为对动力传递轴用的高 强度金属材料的剪切疲劳特性，采用由上述金属材料形成的试验 片进行试验而评价的方法，该方法采用扭转振动变频器，其通过 外加交流电力，产生构成围绕旋转中心轴的正反旋转的扭转振动； 振幅放大喇叭，其具有安装部，在其前端同心地安装有试验片， 该振幅放大喇叭通过基端，固定于扭转振动变频器上，将提供给 基端的上述振幅变频器的扭转振动的振幅放大；振荡器；放大器， 其将该振荡器的输出放大，将其外加于上述扭转振动变频器上； 控制机构，该机构将上述控制的输入提供给该放大器，进行下述 的试验，其中，上述振幅放大喇叭的形状、尺寸为与上述扭转振 动变频器的驱动的扭转振动共振的形状、尺寸，上述试验片的形 状、尺寸为与上述振幅放大喇叭的扭转振动共振的形状、尺寸， 进行试验，在该试验中，在超声波区域的频率范围，驱动上述扭 转振动变频器，使上述振幅放大喇叭和上述试验片共振，使试验 片发生剪切疲劳破坏，采用通过试验获得的剪切应力振幅和负荷 次数的关系，评价上述金属材料的剪切疲劳强度。

(应用方式1)

针对上述基本方案，最好为通过上述扭转振动变频器而产生 的扭转振动作为正旋转方向和反旋转方向对称的振动的交变振 动。

(应用方式2)

针对上述基本方案，最好，驱动上述扭转振动变频器的频率 的下限值为(20000-500+α)Hz，上限值为(20000+500)Hz，其中， α表示相对试验片的试验中的性能变化的缓冲值，为200Hz以下。

(应用方式3)

针对上述基本方案，最好，上述上述振幅放大喇叭的材质为 钛合金。

(应用方式4)

最好，针对应用方式3，在上述振幅放大喇叭中，就从其基端 部的端面的中间而突出，安装于上述扭转振动变频器上的安装部， 与除了前端的安装上述试验片的内螺纹部以外的振幅放大喇叭形 状模型来说，在将物理性质值E＝1.16×10¹¹Pa、ν＝0.27、ρ＝ 4460kg/m³作为物理性质值时，通过有限元分析的自由扭转共振的 固有值分析而求出的，小直径侧端面的扭转角相对大直径侧端面 的扭转角的比的放大率为43倍以上，前端的扭转角为0.018rad的 场合，作用于前端尖部表面上的最大剪切应力为180MPa以下。

(应用方式5)

针对上述基本方案，最好，上述试验片为哑铃形，由两端的 圆柱形状的肩部与中细部构成，该中细部与两侧的肩部连接，沿 轴向的截面形状为圆弧曲线，上述肩部的长度为L₁，作为上述中 细部的一半的长度的半弦长度设为L₂，上述肩部的半径为R₃，上 述中细部的最小半径为R₁，上述圆弧曲线的半径设为R(它们的单 位均为m，R根据R₁、R₂、R₃而求出)，共振频率设为f(单位为 Hz)，杨氏模量设为E(单位为Pa)，泊松比设为ν(无次元)，密度 设为ρ(单位为kg/m³)，上述L₂、R₁、R₂为任意值，上述共振频率 f为上述扭转振动变频器可驱动的频率范围20000±500Hz的任意 值，根据下述式(1)～(6)，用上述共振频率f将L₁作为理论解而求 出试验片进行共振的肩部的长度，制作稍稍缩短上述L₂、R₁、R₂、 R和作为理论解而求出的L₁的多个试验片形状模型，针对这些形 状模型，将E、ν、ρ作为构成试验片的金属材料的实际测定物理 性质值，通过基于有限元分析的自由扭转共振的固有值分析，求 出按照上述共振频率f而进行扭转共振的分析值L_IN，制作上述L₂、 R₁、R₂、R、L_IN的尺寸的试验片，用于试验。

[数学式6]

$E=\frac{G}{2(1+v)}......\left(1\right)$

ω＝2πf                    ……(2)

$\alpha =\frac{1}{L_2}\mathrm{Arc}\cosh \left(\frac{{R_2}^2}{{R_1}^2}\right)......\left(3\right)$

$k=\omega \sqrt{\frac{\rho }{G}}......\left(4\right)$

$\beta =\sqrt{{\alpha }^2-k^2}......\left(5\right)$

$L_1=\frac{1}{k}\mathrm{Arc}\tan \left[\frac{1}{k}\right\{\beta \coth \left(\beta L_2\right)-\alpha \tanh \left(\alpha L_2\right)\left\}\right]......\left(6\right)$

(应用方式6)

针对上述基本方案，为了抑制试验片的发热，最好对试验片 进行强制空气冷却。

(应用方式7)

针对上述基本方案，为了抑制试验片的温度上升，最好交替 地反复上述扭转振动变频器的试验片的扭转振动的负荷和停顿。

上述应用例的动力传递轴用的高强度金属材料的剪切疲劳特 性的推算装置为采用由上述金属材料形成的试验片，进行试验， 对动力传递轴用的高强度金属材料的剪切疲劳特性进行评价的装 置，该推算装置包括扭转振动变频器，其通过外加交流电力，产 生构成围绕旋转中心轴的正反旋转的扭转振动；振幅放大喇叭， 其具有安装部，在其前端同心地安装有试验片，该振幅放大喇叭 通过基端，固定于扭转振动变频器上，将提供给基端的上述振幅 变频器的扭转角放大；振荡器；放大器，其将该振荡器的输出放 大，将其外加于上述扭转振动变频器上；控制、数据采取机构， 该机构将上述控制的输入提供给该放大器，并且采取包括试验中 的加振频率、上述放大器的状态、以及负荷次数的数据，上述振 幅放大喇叭的形状、尺寸为与上述扭转振动变频器的驱动的扭转 振动共振的形状、尺寸，上述试验片的形状、尺寸为与上述振幅 放大喇叭的扭转振动共振的形状、尺寸，在超声波区域的频率范 围，驱动上述扭转振动变频器，使上述振幅放大喇叭和上述试验 片共振，使试验片发生剪切疲劳破坏。

如上所述，参照附图，对本发明的优选的实施方式进行了说 明，但是，可在不脱离本发明的实质的范围内进行各种的追加、 变更或删除。于是，这样的方式本身也包含在本发明的范围内。

标号的说明：

标号1表示试验片；

标号1a表示肩部；

标号1b表示中细部；

标号2表示超声波扭转疲劳试验机；

标号3、3A表示超声波扭转疲劳试验机主体；

标号4表示试验机控制装置；

标号4A表示控制、数据采取机构；

标号5表示疲劳极限面压力的推算装置；

标号6表示支架；

标号7表示扭转振动变频器；

标号8表示振幅放大喇叭；

标号9表示试验片冷却机构；

标号10表示计算机；

标号11表示试验机控制程序；

标号17表示放大器；

标号19表示疲劳极限面压力推算程序；

标号20表示振荡器；

标号21表示试验条件设定部；

标号22表示输入机构；

标号23表示剪切疲劳强度确定机构；

标号24表示疲劳极限面压力计算机构；

标号27表示间歇振荡控制部；

标号30表示氢的充入机构；

符号M 1表示由金属材料制造的物体；

符号M2表示所接触的物体。