專利名稱：：錐形滾柱軸承的制作方法
技術領域：
：本發明涉及錐形滾柱軸承，所述錐形滾柱軸承可以用作車輛的齒輪軸支持裝置比如機動車的差速器和變速器的軸承。
背景技術：
：錐形滾柱軸承包括以下主要部件內環，其徑向外表面上具有滾道面，并且在滾道面的軸向相對側上還具有錐形正面肋和錐形背面肋；外環，其徑向內表面具有滾道面；多個錐形滾柱，其置于內環和外環的滾道面之間；以及保持器(或稱作保持架)，其具有用于容納和保持錐形滾柱的凹槽(pocket)。保持器包括小環狀部，其在錐形滾柱的小端面側上是連續的；大環狀部，其在錐形滾柱的大端面側上是連續的；以及多個柱部(或稱作棒件)，其連接小環狀部和大環狀部。每一個凹槽都是在相鄰的柱部之間形成的，并且具有梯形形狀，所述梯形形狀的狹窄側容納錐形滾柱的小直徑側和其寬闊側容納錐形滾柱的大直徑側。用于支持機動車的動力傳動軸例如差速器和變速器的錐形滾柱軸承是在它們的下部浸在油浴中的情況下使用的，并且當軸承旋轉時，油浴中的油流入軸承中用作潤滑油。在用于這種用途的錐形滾柱軸承中，潤滑油從錐形滾柱的小直徑端流入軸承中。從保持器的徑向外側流動的潤滑油沿著外環的滾道面流動，并且經由該滾道面通向錐形滾柱的大直徑端。從保持器的徑向內側流動的潤滑油沿著內環的滾道面流動，并且經由該滾道面通向錐形滾柱的大直徑側。在一些用于潤滑油從外側流入的部位的錐形滾柱軸承中，在保持器的每一個凹槽中都設置有缺口，使得在保持器的徑向外側和內側上的潤滑油的分流(separateflow)通過各自的缺口。使用這種構造，在軸承中的潤滑油的循環得到提高(參考專利文件1和2)。在專利文件1中所述的軸承中，如圖21A中所示，在保持器5的凹槽9之間的柱部8的中部設置缺口10d，以防止在潤滑油中所含的異物停留在軸承內部。在專利文件2所述的軸承中，如圖21B中所示，在保持器5的每一個凹槽9的軸向相對側的小環狀部6和大環狀部7中設置缺口10e，以促使潤滑油從保持器的徑向外側朝內環側流動。注意在附圖中的凹槽9的尺寸是下面描述的轉矩測量試驗中用于比較例的值。日本專利申請公開平09-032858。日本專利申請公開平11-201149。日本專利申請公開平09-096352。日本專利申請公開平11-210765。日本專利申請公開2003-343552。
發明內容本發明所要解決的問題在上述的每一個錐形滾柱軸承中，潤滑油從保持器的徑向外側和內側流入軸承中。然而，已經發現，隨著從保持器的徑向內側流向內環的潤滑油的比率增加，轉矩損失增加。其原因可能如下。從保持器的徑向外側流向外環側的潤滑油沿著外環的滾道面流動，由于在外環的徑向內表面上不存在阻礙，因而經由該滾道面平穩地通向錐形滾柱的大直徑側，然后從軸承流出。然而，在內環的徑向外表面上設置有錐形背面肋。因此，當從保持器的徑向內側流向內環側的潤滑油沿著內環的滾道面流動，并且經由該滾道面通向錐形滾柱的大直徑側時，潤滑油的流動可能受到錐形背面肋的阻礙，并且趨向于停留在軸承中。因此，隨著從保持器的徑向內側流向內環側的潤滑油的比率的增加，停留在軸承中的潤滑油的量增加。停留在軸承中的潤滑油可能導致軸承旋轉的流動阻力，因此轉矩損失增加。因此，在其中流入潤滑油的錐形滾柱軸承中，必須降低由潤滑油的阻力引起的轉矩損失。上面是一種用于降低油的流動阻力以實現轉矩降低的方法。然而，為了顯著地降低轉矩，必須改變軸承的規格以降低滾動粘性阻力。不幸的是，使用常規的轉矩降低方法(專利文件3至5)，可以降低轉矩而不降低額定負荷，但是在某種程度上降低軸承剛性。本發明的主要目的是提供一種錐形滾柱軸承，所述錐形滾柱軸承可以實現轉矩的降低，并且具有優異的耐燒蝕性(seizingresistance),并且不降低軸承的剛性。解決問題的手段本發明通過在不降低滾柱的數量或者增加滾柱的數量的情況下降低滾柱的節圓直徑(PCD)解決所述問題。圖23顯示了當改變錐形滾柱軸承的PCD時的剛性比(實心圓)和轉矩比(空心圓)。滾柱的彈性形變量的計算結果表明，如圖23中所示，隨著PCD降低，軸承的轉矩顯著降低，但是軸承的剛性并沒有顯著降低。因此，通過在不降低滾柱的數量或增加滾柱的數量的情況下降低PCD，可以降低轉矩，而不降低剛性。因此，本發明的錐形滾柱軸承包括內環；外環；多個錐形滾柱，其被可滾動地設置在內環和外環之間；以及保持器，其用于使所述錐形滾柱保持預定的圓周間隔，其中滾柱系數Y大于0.94;內環、外環和滾動元件中的至少一個成員具有氮富含層，并且在所述氮富含層中的奧氏體晶粒的晶粒尺寸數大于10;所述內環具有錐形背面肋，所述錐形背面肋具有包括錐形表面和側面(flank)的表面，所述錐形表面與錐形滾柱的大端面接觸，所述側面從所述錐形表面向外平滑地延伸，并且在遠離錐形滾柱的大端面的方向上彎曲；所述保持器包括在錐形滾柱的小端面側上連續的小環狀部，在錐形滾柱的大端面側上連續的大環狀部，以及用于連接小環狀部和大環狀部的多個柱部；在所述柱部中的相鄰柱部之間形成梯形凹槽，每一個所述凹槽都具有容納一個錐形滾柱的小直徑側的狹窄側，以及容納該一個錐形滾柱的大直徑側的寬闊側；并且每一個所述柱部都在所述凹槽的狹窄側具有的缺口。滾柱系數Y(滾柱填充因子)是由(滾柱數量x滾柱平均直徑)/(兀xPCD)限定的參數。當滾柱平均直徑恒定時，滾柱數量隨著Y值增加而增加。配置有保持器的典型常規錐形滾柱軸承通常被設計成使得滾柱系數Y為0.94以下。超過0.94的滾柱系數Y意味著滾柱填充因子，因此，軸承的剛性，大于常規產品的那些。氮富含層是含有增加量的氮并且形成在軸承環(外環或內環)或每一個滾動元件的表面層上的層。可以通過比如碳氮共滲或滲氮的處理形成氮富含層。在氮富含層中的氮含量優選在0.1%至0.7%的范圍內。當氮含量小于0.1%時，沒有獲得有益的效果。特別是，在異物的存在下的滾動接觸壽命降低。當氮含量大于0.7%時，形成空隙，或者殘余奧氏體的量過大。在這種情況下，不可能獲得足夠的硬度，因此降低壽命。在軸承環中所形成的氮富含層中的氮含量是在磨削之后的滾道面的表面層中50pm深度處的值，并且nj以使用例如PMA(波長分散型X射線微量分析器)進行測量。通過將奧氏體晶粒的尺寸降低至奧氏體晶粒的晶粒尺寸數超過10的程度，可以顯著提高滾動接觸疲勞壽命。當奧氏體晶粒的晶粒尺寸數為10以下時，沒有顯著提高滾動接觸疲勞壽命。因此，將晶粒尺寸數調節至大于10。通常，將晶粒尺寸數調節至ll以上。奧氏體晶粒的尺寸越小越適宜。然而，通常難以獲得超過13的晶粒尺寸數。應當注意到在上述軸承部件中的奧氏體晶粒在具有氮富含層的表面層中沒有變化，并且在內部也沒有變化。因此，上述晶體的晶粒尺寸數的目標區域是表面層和內部。即使在進行例如淬火之后，也可以觀察到即將淬火前的奧氏體晶界的最初位置。奧氏體晶粒是指基于殘留的最初位置確定的晶粒。柱部在保持器的梯形凹槽的狹窄側具有缺口(或稱作切掉部分)。通過設置缺口，獲得了下列優點。即，允許從保持器的徑向內側流向內環側的潤滑油經由缺口快速流向外環側。因此，沿著內環的滾道面流動并且到達錐形背面肋的潤滑油的量降低，從而降低了停留在軸承中的潤滑油的量。因此，降低了由潤滑油的流動阻力所引起的轉矩損失。如上所述，內環的錐形背面肋的表面包括與錐形滾柱的大端面接觸的錐形表面，并且彎曲的側面平滑地連接到錐形表面上。另外，在每一個接觸區域的外周邊附近形成尖銳的楔形間隙。以這種方式，提高了對朝向接觸區域的潤滑油的吸引作用，并且可以形成足夠的油膜。此外，平滑地形成的側面可以防止在錐形滾柱歪斜時由于與內環的錐形背面肋的表面接觸所導致的缺陷的形成。側面可以具有弧狀的橫截面形狀。使用這樣的構造，可以容易地形成可以對潤滑油提供優異的吸引作用的側面。可以在錐形滾柱的每一個大端面的中部設置具有圓形形狀的凹口7(recess),并且凹口外周邊可以位于內環的錐形背面肋表面的錐形表面和側面之間的邊界附近。本發明是如上構造的。使用這種構造，可以將潤滑油引入到楔形間隙附近，以將足量的潤滑油供給到楔形間隙。另外，可以進-步增大錐形滾柱的容許傾斜角。在內環的錐形背面肋表面的錐形表面和側面之間的邊界可以位于最大接觸橢圓的外周邊附近，該最大接觸橢圓是通過在錐形滾柱的大端面和內環的錐形背面肋的表面之間的接觸而形成的。使用這種構造，可以適當地形成楔形間隙以在對錐形滾柱軸承的負荷的整個范圍內吸引潤滑油。內環可以具有這樣的錐形正面肋，即，該錐形正面肋的表面包含與錐形滾柱的小端面平行的表面的，并且R/R。可以落入0.75至0.87的范圍內，其中R為錐形滾柱的大端面的曲率半徑，并且Ro為從每--個錐形滾柱的錐角的頂點至內環的錐形背面肋的表面的距離。使用這種構造，可以防止由滾柱的傾斜引起的磨損的發生，因此提高了耐燒蝕性。內環的錐形正面肋的表面包括與錐形滾柱的小端面平行的表面的原因如下。如在圖26中放大所示，內環2的錐形正面肋2c的表面被形成為與設置在滾道面2a上的錐形滾柱4的小端面4c平行于。以這種方式，可以消除錐形滾柱4的小端面4c的斜切尺寸和形狀變化對介于錐形滾柱4的大端面4a和內環2的錐形背面肋2b的表面之間處于上述初始裝配狀態的間隙的影響。(注意當錐形滾柱4位于適當的位置時，上述處于初始裝配狀態的間隙的尺寸與介于小端面4c和內環2的錐形正面肋2c的表面之間的間隙的尺寸相同)。更具體地，在初始裝配狀態中，即使在小端面4c的斜切尺寸和形狀彼此不同時，彼此相互平行的小端面4c和錐形正面肋2c的表面中的每一個相互表面接觸，如圖26中由虛線所示。因此，在初始裝配狀態中，在大端面4a和錐形背面肋2b的表面之間的間隙始終恒定。因此，可以消除在錐形滾柱4位于適當位置之前的時間的變化，并且可以降低運轉周期。錐形滾柱的大端面的曲率半徑R與從每個錐形滾柱的錐角的頂點至內環的錐形背面肋的表面的距離Ro的比率R/Ro落入0.75至0.87的范圍內的原因如下。圖27顯示了使用Kama方程計算在內環的錐形背面肋的表面與錐形8滾柱的大端面之間形成的油膜的厚度t的結果。水平軸表示R/R。，并且縱軸表示在R/RQ=0.76時油膜厚度t與油膜厚度t。的比率t/t。。當R/R。=0.76時，油膜厚度t達到其最大值。當R/R。超過0.9時，油膜厚度t急劇降低。圖28顯示了在內環的錐形背面肋的表面和錐形滾柱的大端面之間的最大赫茲應力p的計算結果。與圖27中一樣，水平軸表示R/R。，并且縱軸表示在R/RQ二0.76時最大赫茲應力p與最大赫茲應力po的比率p/po。最大赫茲應力p隨著R/R。降低而單調地降低。為了降低轉矩損失和由內環的錐形背面肋的表面與錐形滾柱的大端面之間的滑動摩擦所引起的生成熱，適宜的是增加油膜厚度t以及降低最大赫茲應力p。參考圖27和28中所示的計算結果，基于后述表l中所示的耐燒蝕性試驗結果，將R/R()的適當范圍設定在0.75至0.87的范圍內。注意常規的錐形滾柱軸承被設計為具有0.90至0.97的R/R0D當將上述錐形滾柱軸承用于其中齒輪軸被容納有齒輪油的軸承座(housing)中的錐形滾柱軸承可旋轉地支持的車輛齒輪軸支持裝置時，不僅降低了轉矩損失以及在齒輪軸支持裝置中由摩擦引起的生成熱，由此提高了耐久性，而且還可以降低運轉周期。內環的錐形背面肋的表面可以具有0.05至0.20pm的表面粗糙度Ra。使用這種構造，根據與形成在錐形滾柱的錐形背面肋的表面和大端面之間的油膜厚度t的關系，可以將錐形滾柱的在內環的錐形背面肋的表面與大端面之間的潤滑保持在良好的狀態中。當將這種錐形滾柱軸承用于其中齒輪軸被容納有齒輪油的軸承座中的錐形滾柱軸承可旋轉地支持的車輛齒輪軸支持裝置時，可以將錐形滾柱的在內環的錐形背面肋的表面與大端面之間的潤滑保持在良好的狀態中，并且可以進一步提高齒輪軸支持裝置的耐久性。將內環的錐形背面肋的表面的表面粗糙度Ra的下限設定為0.05pm的原因如下。在安裝之后，在將軸向負荷施加到內環的端面上的同時，錐形滾柱軸承以約50至100r/min的低旋轉速度運轉。當表面粗糙度Ra小于0.05pm時，錐形軸承在旋轉周期過程中，內環的錐形背面肋的表面與大端面之間的潤滑狀態是流體潤滑和邊界潤滑的混合潤滑。因此，摩擦系數顯著改變，并且所測量的軸轉矩的變化增加。另外，損害預加負荷的控制精度。當表面粗糙度Ra為0.05pm以上時，潤滑狀態為邊界潤滑。在這種情況下，摩擦系數穩定，并且可以高精度地控制預加負荷。在其中旋轉速度大于100r/min的軸承的通常使用條件下，在錐形背面肋的表面和大端面之間形成足夠的油膜。因此，其間的潤滑狀態為流體潤滑，并且摩擦系數降低。將內環的錐形背面肋的表面的表面粗糙度Ra的上限設定為0.20)am的原因如下。當表面粗糙度Ra超過0.20^im時，在高旋轉區域中軸承的溫度升高，以致潤滑油的粘度降低。在這種情況下，油膜的厚度t變得不足，并且趨向于發生燒蝕。每一個凹槽的窗口角(windowangle)可以為55。以上并且在80。以下。窗口角是由與滾柱的滾動表面接觸的相鄰柱部的側表面所形成的角度。將窗口角設定為55。以上的原因是確保與滾柱的良好接觸狀態。將窗口角設定為80。以下的原因如下。當窗口角大于80。時，徑向擠壓力增大。在這種情況下，即使在使用具有自潤滑性的樹脂材料時，也不可能獲得平穩的旋轉。注意，在常規的保持器中，窗口角為25。至50。。保持器可以由機械強度、耐油性和耐熱性優異的工程塑料形成。與由鐵板制成的保持器相比，其中使用樹脂材料的保持器的特征在于具有更輕的保持器重量、更好的自潤滑性以及更小的摩擦系數。這些特性與存在于軸承中的潤滑油的作用結合，由此可以抑制由與外環接觸所引起的磨損的發生。這種樹脂材料具有比鋼板更輕的重量以及更低的摩擦系數，因此適于降低在軸承啟動時的轉矩損失以及保持器的磨損。每一個凹槽還可以具有被設置在其狹窄側上的小環狀部中的缺口。使用這種構造，允許從保持器的徑向內側流向內環側的潤滑油也經由缺口流向外環側。因此，沿著內環的滾道面流動并且到達錐形背面肋的潤滑油的量進一步降低，并且由潤滑油的流動阻力引起的轉矩損失進一步降低。每一個凹槽還可以具有被設置在其寬闊側的缺口，該缺口被設置在至少一個柱部中。使用這種構造，錐形滾柱可以與柱部以非常平衡的方式進行接觸。被設置在凹槽的狹窄側的缺口的總面積可以大于被設置在凹槽的寬闊側的缺口的總面積。使用這種構造，可以降低沿著內環的滾道面流動并10且到達錐形背面肋的潤滑油的量，并且可以進一步降低由潤滑油的流動阻力所引起的轉矩損失。保持器可以具有被設置在保持器的小環狀部的軸向外側的徑向向內肋，所述徑向向內肋面向內環的錐形正面肋的徑向外表面。另外，在徑向向內肋的徑向內表面與內環的錐形正面肋的徑向外表面之間的間隙的上限可以是錐形正面肋的外徑向尺寸的2.0%。使用這種構造，可以降低從保持器的徑向內側流向內環側的潤滑油的量，并且可以進一步降低由潤滑油的流動阻力所引起的轉矩損失。多個微凹陷凹痕可以無規地至少形成在錐形滾柱的表面上。具有凹痕的表面的表面粗糙度參數Ryni可以是0.4|imSRyniS1.0^m，并且具有凹痕的表面的Sk值可以是-1.6以下。使用這種構造，可以將潤滑油均勻地保持在錐形滾柱的表面上。因此，即使停留在軸承中的潤滑油的量被降低時，也可以充分地潤滑在錐形滾柱與內環和外環之間的接觸部分。參數Ryni是在具有基準長度的部分中最大高度的平均值。更具體地，從粗糙度曲線中取出在平均線方向上具有基準長度的部分，并且沿著粗糙度曲線的垂直放大方向測量在每一個取出部分中的峰線和基線之間的距離(ISO4287:1997)。Sk值表示粗糙度曲線的傾斜度，即不規則分布的不對稱性(ISO4287:1997)。對于對稱性分布比如高斯分布，Sk值接近于0。當從不規則處中除去突起部時，Sk值為負，而當從不規則處中消除凹部時，Sk值為正。通過選擇滾筒拋光設備的旋轉速度、加工時間、工件進料(workfed)的量，拋光晶片的種類和尺寸等，可以控制Sk值。通過將Sk值調節為-1.6以下，可以將潤滑油均勻地保持在大量的微凹陷凹痕中。錐形滾柱軸承適用于支持機動車的動力傳動軸的軸承。發明效果根據本發明，可以降低軸承的轉矩，而不降低軸承的剛性。更具體地，保持器的柱部具有被設置在梯形凹槽的狹窄側的缺口。每一個缺口從徑向外側至徑向內側貫穿柱部。以這種方式，允許從保持器的徑向內側流向內環側的潤滑油經由缺口快速流向外環側。因此，降低了沿著內環的滾道面流動并且到達錐形背面肋的潤滑油的量，并且降低了停留在軸承內部的潤滑油的量，因此降低由潤滑油的流動阻力引起的轉矩損失。而且，內環的錐形背面肋的表面具有與錐形滾柱的大端面接觸的錐形表面，并且彎曲的側面與錐形表面平滑地連接。另外，將錐形滾柱的大端面的曲率半徑R設定為在R/R。=0.75至0.87的范圍內的值。以這種方式，可以降低轉矩損失和由于在內環的錐形背面肋的表面和錐形滾柱的大端面之間的滑動摩擦所引起的生成熱，因此可以防止燒蝕的發生。通過將滾柱系數Y設定為大于0.94，可以防止剛性的降低。而且，通過將滾柱系數Y設定為大于0.94，不僅負荷能力增加，而且可以降低滾道面上的最大表面壓力。因此，可以防止在嚴格的潤滑條件下極短壽命的表面起點剝離的發生。另外，在本發明的錐形滾柱軸承中，形成氮富含層，并且降低奧氏體晶粒的尺寸使得奧氏體晶粒的晶粒尺寸數為11以上。因此，顯著提高滾動接觸疲勞壽命，并且可以獲得良好的抗龜裂強度和對尺寸隨時間變化的抵抗力。圖1A是本發明的一個實施方案的錐形滾柱軸承的水平橫截面圖。圖1B是軸承的垂直橫截面圖。圖2是圖1B中所示錐形滾柱軸承的保持器的展開平面圖。圖3是與圖2類似的展開平面圖，示出了保持器的一個變型實例。圖4是與圖2類似的展開平面圖，示出了保持器的另一個變型實例。圖5是圖1B的局部放大圖。圖6是顯示轉矩測量試驗的結果的圖。圖7是窗口角為下限的錐形滾柱軸承的局部放大橫截面圖。圖8是窗口角為上限的錐形滾柱軸承的局部放大橫截面圖。圖9是顯示軸承的壽命試驗的結果的表。圖IO是錐形滾柱軸承的局部水平橫截面圖，示出了保持器的一個變型實例。圖11是圖IO的局部放大圖。圖12是一般車輛變速器的橫截面圖。圖13是一般車輛差速器的橫截面圖。圖14是描述用于錐形滾柱軸承的熱處理方法的圖。圖15是說明用于錐形滾柱軸承的熱處理方法的另一個變型實例的圖。圖16A是示出本發明的--個實例的軸承部件的微結構，特別是奧氏體晶界的結構圖。圖16B是示出常規的軸承部件的微結構，特別是奧氏體晶界的結構圖。圖17A是示意性示出圖16A中所示的奧氏體晶界的結構圖。圖17B是示意性示出圖16B中所示的奧氏體晶界的結構圖。圖18是示出靜態抗碎強度試驗(斷裂應力值的測量)用試樣的圖。圖19A是滾動接觸疲勞壽命試驗機的示意圖。圖19B是滾動接觸疲勞壽命試驗機的側視圖。圖20是示出靜態斷裂韌性試驗用的試樣的圖。圖21A是保持器的展開平面圖，其顯示常規技術。圖21B是另一種保持器的展開平面圖，其顯示常規技術。圖22是錐形滾柱軸承的局部放大橫截面圖，其顯示常規技術。圖23是顯示當改變滾柱的節圓直徑(PCD)時錐形滾柱軸承的剛性比(實心圓)和轉矩比(空心圓)的變化的圖。圖24是用于描述錐形滾柱軸承的設計規格的橫截面圖。圖25是圖24中的滾柱大端面側的局部放大圖。圖26是圖24中的滾柱小端面側的局部放大圖。圖27是顯示在滾柱大端面的曲率半徑與油膜厚度之間的關系的圖。圖28是顯示在滾柱大端面的曲率半徑與最大赫茲應力之間的關系的圖。附圖標記的說明la，lb錐形滾柱軸承2內環2a滾道面2b錐形背面肋的表面2c錐形正面肋的表面3外環3a滾道面4錐形滾柱4a大端面4b凹口4c小端面5保持器6小環狀部7大環狀部'8柱部9凹槽10a,10b,10c缺口11肋具體實施例方式下面，將根據附圖描述本發明的實施方案。圖1A和1B中所示的錐形滾柱軸承1由內環2、外環3、錐形滾柱4和保持器5組成。內環2包括在其外圓周上的錐形滾道面2a，并且外環3包括在其內圓周上的錐形滾道面3a。多個錐形滾柱4可旋轉地置于內環2的滾道面2a與外環3的滾道面3a之間。每一個錐形滾柱4容納于形成在保持器5中的凹槽中，使得錐形滾柱4的軸向移動受到被設置在內環2的滾道面2a的相應側面上的錐形背面肋2b和錐形正面肋2c的限制。錐形滾柱軸承1具有大于0.94的滾柱系數Y。滾柱系數Y表示滾柱填充因子并且由下列方程定義滾柱系數y=(ZxDA)/(兀xPCD)這里，Z:滾柱數量，DA:滾柱平均直徑，以及PCD:滾柱的節圓直徑。為了比較，參考圖22描述了常規技術。圖22中所示的錐形滾柱軸承是典型的錐形滾柱軸承，其配置有與外環分隔開的保持器。這種錐形滾柱軸承被設計成確保保持器72有足夠的柱寬度，同時防止外環71接觸保持器72，并且被設計成滾柱系數Y為0.94以下，以獲得保持器72的平穩旋轉以及足夠的柱強度。在圖22中，附圖標記73、74和75分別表示錐形滾柱、柱表面和內環，并且符號e表示窗口角。如圖1B中所示，保持器5包括在錐形滾柱4的小端面側上連續的小環狀部6;在錐形滾柱4的大端面側上連續的大環狀部7;以及多個連接小環狀部6和大環狀部7的柱部8。如圖2中所示，在柱部8中的相鄰柱部之間形成凹槽9。保持器5的每一個凹槽9具有梯形形狀，該梯形形狀具有容納錐形滾柱4的小直徑側的狹窄側以及容納錐形滾柱4的大直徑側的寬闊側。每一個凹槽9在其狹窄側和寬闊側具有缺口。具體地，在柱部8的相對側的每一側上設置有兩個缺口10a和10b，并且每一個缺口從徑向外側至徑向內側貫穿柱部8。缺口10a和10b中的每一個都具有1.0mm深度和4.6mm寬度的尺寸。應當指出，在附圖中示例的缺口10a和10b具有在徑向上貫穿保持器5的溝槽形狀。然而，缺口可以具有任何形狀和尺寸，只要提供在保持器5的徑向內側和外側之間的連通以允許潤滑油平穩地通過即可。圖3和4顯示了保持器5的變型實例。在圖3所示的變型實例中，還在凹槽9的狹窄側上的小環狀部6中設置另一個缺口10c。而且，在狹窄側上的三個缺口10a和10c的總面積大于在寬闊側上的兩個缺口10b的總面積。注意缺口10c具有1.0mm深度和5.7mm寬度的尺寸。在圖4所示的變型實例中，在柱部8中的狹窄側缺口10a各自具有1.5mm的深度，該深度大于柱部8中的每一個寬闊側缺口10b的深度。另外，狹窄側邊緣10a的總面積大于寬闊側缺口10b的總面積。如圖5中所示，在保持器5的小環狀部6的軸向外側設置徑向向內肋11，使其面向內環2的錐形正面肋2c的徑向外表面。可以將介于肋11的徑向內表面與內環2的錐形正面肋2c的徑向外表面之間的間隙S設定為錐形正面肋2c的外徑向尺寸的2.0%以下。每一個錐形滾柱4具有大量的無規分布在其整個表面上的微凹陷凹痕(未顯示)。帶凹痕的表面具有0.4nm至1.0iam的表面粗糙度參數Ryni以15及-1.6以下的Sk值。制備使用圖2中所示的保持器的錐形滾柱軸承(實施例l)以及使用圖3中所示的保持器的錐形滾柱軸承(實施例2)。另外，作為比較例，制備了使用在凹槽中沒有缺口的保持器的錐形滾柱軸承(比較例l)以及使用圖21A和21B中所示的保持器的錐形滾柱軸承(比較例2和3)。應當指出，錐形滾柱軸承各自具有外徑為的100mm、內徑為45mm并且寬度為27.25mm的尺寸，并且其除凹槽中的缺口以外，其所有部分均相同。使用垂直轉矩試驗機，對實施例和比較例的每一個錐形滾柱軸承進行轉矩測量試驗。試驗條件如下軸向負荷2，940N，旋轉速度300至2,000r/min(100r/min節距)，以及潤滑條件油浴潤滑(潤滑油75W-90)。圖6顯示了試驗結果。圖6中的座標圖縱軸表示相對于其中使用在凹槽中沒有缺口的保持器的比較例1中所獲得轉矩的轉矩降低比率。在其中在凹槽的柱部的中部設置缺口的比較例2和其中在凹槽的小環狀部和大環狀部設置缺口的比較例3中，獲得了一些轉矩降低效果。然而，在其中在凹槽的柱部的狹窄側設置缺口的實施例1中，轉矩降低效果比在比較例中的轉矩降低效果更好。在其中在狹窄側的小環狀部設置其它缺口使得狹窄側缺口的總面積大于寬闊側缺口的總面積的實施例2中，轉矩降低效果甚至更好。在2,000r/min，即在試驗中的最大旋轉速度的轉矩降低比率對于實施例1為9.5%，而對于實施例2為11.5%。因此，在差速器、變速器等中的高旋轉速度條件下，可以獲得良好的轉矩降低效果。注意在2,000r/min的旋轉速度下的轉矩降低比率對于比較例2為8.0%，而對于比較例3為6.5%。保持器5是使用樹脂整體模塑的，并且包括小直徑側環狀部6、大直徑側環狀部7，以及許多連接小直徑側環狀部6和大直徑側環狀部7的柱部8。特級工程塑料比如PPS、PEEK、PA、PPA或PAI被用作保持器的材料。如果必要，可以使用通過將玻璃纖維或碳纖維加入到這樣的樹脂材料或其它工程塑料中以提高強度而制備的材料。工程塑料的實例包括通用工程塑料和特級工程塑料。下面列舉了工程塑料的代表性實例。然而，這些僅僅是作為實例，并且工程塑料不限于此。聚碳酸酯(PC)、聚酰胺6(PA6)、聚酰胺66(PA66)、聚縮醛(POM)、改性聚苯醚(m-PPE)、聚對苯二甲酸丁二醇酯(PBT)、GF-增強的聚對苯二甲酸乙二醇酯(GF-PET)以及超高分子量聚乙烯(UHMW-PE)。聚砜(PSF)、聚醚砜(PES)、聚苯硫醚(PPS)、聚芳酯(PAR)、聚酰胺酰亞胺(PAI)、聚醚酰亞胺(PEI)、聚醚醚酮(PEEK)、液晶聚合物(LCP)、熱塑性聚酰亞胺(TPI)、聚苯并咪唑(PBI)、聚甲基戊烯(TPX)、聚(對苯二甲酸1，4-環己烷二亞甲酯)(PCT)、聚酰胺46(PA46)、聚酰胺6T(PA6T)、聚酰胺9T(PA9T)、聚酰胺11,12(PA11,12)、氟樹脂以及聚鄰苯二甲酰胺(PPA)。參考圖7和8，給出窗口角e的描述，該窗口角e是由柱部5a形成的角。下限窗口角6min為55。(圖7)，而上限窗口角6max為80°(圖8)。在配置有與外環分隔開的保持器的典型錐形滾柱軸承(圖22)中，窗口角至多為約50°。將下限窗口角emin設定為55。的原因是為了確保與滾柱的良好接觸狀態。當窗口角小于55。時，損害與滾柱的接觸狀態。更具體地，當窗口角為55。以上時，y可以大于0.94，同時確保保持器的強度，并且可以確保良好的接觸狀態。而且，將上限窗口角emax設定為80。的原因是，在窗口角超過80°時，在徑向上的擠壓力增大，從而導致即使在使用自潤滑樹脂材料時也不能獲得平穩旋轉的風險。圖9顯示了軸承壽命試驗的結果。在圖9中，在"軸承"欄中的"比較例l"對應其中保持器與外環分隔開的常規的典型錐形滾柱軸承(圖22)。"比較例2"對應本發明的一個錐形滾柱軸承，該錐形滾柱軸承僅僅除滾柱系數Y變化為Y〉0.94以外，類似于常規錐形滾柱軸承。"實施例"對應本發明的錐形滾柱軸承，其具有yX).94的滾柱系數Y以及在55。至80°的范圍內的窗口角。在嚴格的潤滑和過度負荷的條件下進行試驗。如圖9中清楚地看出，在"比較例2"中，壽命至少為"比較例l"的壽命的2倍。"實施例"的軸承具有0.96的滾柱系數，其與"比較例2"中的滾柱系數相同。然而，在"實施例"中，壽命為"比較例2"中的壽命的5倍以上。注意在"比較例1"、17"比較例2"禾口"實施例"的每一個中，尺寸為())45x((>81x16(單位mm)，而滾柱數量對于"比較例l"為24，并且對于"比較例2"和"實施例"為27。另外，油膜參數A為0.2。在圖10和11所示的變型實例中，在由工程塑料整體形成的保持器5的毎一個柱部8的徑向外表面上形成朝外環3的滾道面3a突出的突起部5b。其余構造與上述保持器5的構造相同。如圖11中所示，突起部5b具有沿著橫穿柱部8的方向上所截取的弧狀橫截面外形。弧形的曲率半徑R2小于外環3的滾道面3a的半徑R,。其原因是為了在突起部5b和外環3的滾道面3a之間形成有利的楔狀油膜。適宜地，突起部5b形成的曲率半徑R2為外環3的滾道面3a的半徑R,的70至90%。當曲率半徑R2小于半徑&的70%時，楔狀油膜的開口角太大，并且這導致動態壓力降低。當曲率半徑R2超過半徑R,的卯。/。時，楔狀油膜的開口角太小，并且這也導致動態壓力的降低。適宜地，突起部5b形成的橫向寬度W2為柱部8的橫向寬度W,的至少50。/。(W2^0.5xW0。這是因為，當橫向寬度W2小于橫向寬度W,的50%時，突起部5b不能具有用于形成有利的楔狀油膜的足夠高度。外環3的滾道面3a的半徑R，從大直徑側至較小的直徑側連續變化。因此，突起部5b的曲率半徑R2從大環狀部7中的較大曲率半徑R2連續變化至在小環狀部6中的較小曲率半徑R2以遵循半徑R,的變化。如上所述構造圖10和11中示出的錐形滾柱軸承1。因此，當軸承1旋轉以致保持器5旋轉時，在外環的滾道面與保持器5的突起部5b之間形成楔狀油膜。這種楔狀油膜產生與軸承1的旋轉速度大致成比例的動態壓力。因此，即使在保持器5的節圓直徑(PCD)大于常規值以使保持器5更靠近外環3的滾道面3a時，也允許軸承l旋轉，而沒有過度的磨損和轉矩損失。因此，可以增加滾柱數量，而不導致任何缺點。圖12顯示了其中可以使用上述錐形滾柱軸承的車輛差速器的一種示例性構造。在這種差速器中，連接到傳動軸(未顯示)并且插入差速器箱21中的驅動小齒輪22與環形齒輪24嚙合，所述環形齒輪24連接到差速器齒輪箱23上。連接到差速器齒輪箱23內部的小齒輪25與側齒輪26嚙合，所述側齒輪26連接到從左側和右側插入差速器齒輪箱23中的驅動軸(未顯示)上，由此通過傳動軸將發動機的驅動力傳輸到左和右驅動軸上。在這種差速器中，用作動力傳動軸的驅動小齒輪22和差速器齒輪箱23分別由-一對錐形滾柱軸承la和-一對錐形滾柱軸承lb支持。差速器箱21是使用密封構件27a、27t和27c密封的，并且在其內部儲存潤滑油。錐形滾柱軸承la和lb的每一個在其下部浸入用于潤滑油的油浴中的情況下旋轉。當錐形滾柱軸承la和lb各自在高速下旋轉并且它們的下部浸入油浴中時，如由圖5中的箭頭所示，在油浴中的潤滑油從錐形滾柱4的小直徑側經由保持器5的徑向外側和內側上的獨立路徑流入軸承。從保持器5的徑向外側流入外環3的潤滑油沿著外環3的滾道面3a流動，經由滾道面3a通向錐形滾柱4的大直徑側，并且流出軸承。從保持器5的徑向內側流入內環2側的潤滑油的量顯著小于從保持器5的徑向外側流動的潤滑油的量。另外，從間隙5流出的大部分潤滑油通過被設置在柱部8中并且位于凹槽9的狹窄側的缺口10a，并且朝保持器5的徑向外側移動。因此，只有很少量的潤滑油沿著內環2的滾道面2a流動，并且到達錐形背面肋2c，因此可以降低停留在軸承中的潤滑油的量。圖13顯示了其中可以使用上述錐形滾柱軸承的車輛變速器的一種示例性構造。這種變速器是同步嚙合型變速器。在圖13中，左側是發動機側.，而右側是驅動輪側。錐形滾柱軸承43被設置在主軸41和主驅動齒輪42之間。在該實例中，在主驅動齒輪42的內圓周上直接形成錐形滾柱軸承43的外環的滾道面。主驅動齒輪42由錐形滾柱軸承44支持以使其相對于箱45可旋轉。主驅動齒輪42連接到離合器齒輪46上，并且同步器機構47被設置在離合器齒輪46附近。同步器機構47包括根據選擇器(未顯示)的操作在軸向(圖中的左右方向)上移動的軸套48;連接到軸套48的內圓周上使其可在軸向上移動的同步器鍵49;配合到主軸41的外圓周上的轂50;可滑動地連接到離合器齒輪46的外圓周(錐形部分)上的同步器環51;將同步器鍵49彈性地按壓到軸套48的內圓周上的按壓銷52;以及彈簧53。在圖13所示的狀態下，通過按壓銷52將軸套48和同歩器鍵49固定在空檔位置。在這種情形下，主驅動齒輪42在主軸41上空轉。當隨著選擇器的操作，軸套48從圖13所示的狀態朝例如軸向的左側移動時，同步器鍵49朝軸向的左側移動，由此遵循軸套48的移動，從而將同步器環5119按壓到離合器齒輪46的錐形部分的傾斜表面上。結果，降低離合器齒輪46的旋轉速度，相反增加同步器機構47的旋轉速度。當旋轉速度彼此同步時，軸套48移動到軸向上左方更遠處，并且與離合器齒輪46嚙合，使得主軸41和主驅動齒輪42通過同步器機構47相互連接。以這種方式，主軸41和主驅動齒輪42同步旋轉。在上述錐形滾柱軸承1中，包括內環2、外環3和滾動元件4的軸承部件中的至少一個具有氮富含層。對包括碳氮共滲處理的熱處理的描述是已知的。這種熱處理用作用于形成氮富含層的示例性熱處理。圖14是描述用于軋制本發明一個實施方案中的軸承的熱處理方法的圖，并且圖15是描述其一個變型實例的圖。圖14顯示了其中進行初次淬火和二次淬火的這種方法的熱處理模式。圖15顯示了其中將材料在淬火工序中冷卻到低于Al轉變點，然后再加熱并且最終淬火的這種方法的熱處理模式。在這些圖中的處理T1中，盡管允許碳和氮擴散到鋼基體中，但是碳在其中是充分溶解的，并且材料被冷卻到低于Al轉變點。接著，在附圖中的處理T2中，將材料再加熱至等于或高于Al轉變點并且低于在處理T1中所用溫度的溫度，然后進行油淬火。使用上述熱處理步驟，盡管表面層是碳氮共滲的，但是與通過常規的碳氮共滲淬火，即碳氮共滲處理，隨后進行單一淬火得到的那些相比，可以進一步提高抗碎強度，并且可以進一步降低隨時間的尺寸變化率。通過圖14或15中所示的熱處理模式制造的本發明滾柱軸承具有這樣的微組織，其中奧氏體晶粒的晶粒尺寸等于或小于常規產品的晶粒尺寸的一半。經過上述熱處理的軸承部件可以具有長的滾動接觸疲勞壽命、提高的抗碎強度以及降低的隨時間的尺寸變化率。由于使用在較低的二次淬火溫度的熱處理工序來降低晶粒的尺寸，因此降低了在表面層和內部區域中的殘余奧氏體的量。這導致良好的抗龜裂強度和對尺寸隨時間變化的抵抗力。圖16A禾B16B是示出軸承部件的微組織，特別是奧氏體晶粒的圖。圖16A顯示了本發明的一個示例性軸承部件，并且圖16B顯示了常規的軸承部件。更具體地，圖16A表示本發明的一個實施方案的滾柱軸承的軸承環的奧氏體晶粒尺寸，所述軸承環已經經過圖14所示的熱處理模式。為了比較，在圖16B中顯示了通過常規熱處理方法制造的軸承鋼的奧氏體晶粒尺寸。圖16A和16B中所示的奧氏體晶粒尺寸示意性地示出在圖17A和17B中。如從奧氏體晶粒尺寸的組織看出，常規的奧氏體晶粒的尺寸對應JIS品粒尺寸數10，并且可以通過圖14或15中所示的熱處理方法獲得晶粒尺寸數12的細晶粒。圖16A中通過斷面方法測量的平均晶粒尺寸為5.6jum。接著，給出實施例的描述。(實施例I)通過使用JISSUJ2材料(l.O重量°/。C-0.25重量％Si-0.4重量％Mn-1.5重量％Cr)進行下列試驗(l)測量氫的量，(2)測量晶粒尺寸，(3)卻貝沖擊實驗，(4)測量斷裂應力值以及(5)軋制接觸疲勞試驗。結果顯示于表1I-1=1表l樣品ABCDEF常規碳氮共滲普通淬火二次淬火溫度rc)780800815830850870--氫量(ppm)-0.370.400.380.420.400.720.38晶粒尺寸(JIS)-1211.51110101010卻貝沖擊值(J/cm2)-6.656.406306.206.305.336.70斷裂應力值(MPa)-2840278026502650270023302770滾動接觸疲勞壽命比率(U-5.44.23.52.92.83.11每--個樣品的制備歷程如下樣品A至D(本發明的實施例)在85(TC進行碳氮共滲處理，保持時間為150分鐘。使用RX氣體和氨氣的混合氣體氣氛。在圖14所示的熱處理模式中，從85(TC的碳氮共滲處理溫度進行初次淬火。隨后，將樣品加熱至在低于碳氮共滲處理溫度的78(TC至83(TC范圍內的溫度，并且進21行二次淬火。然而，已經經過在78(TC的二次淬火溫度的熱處理的樣品不被用于試驗，原因是淬火不足。樣品E和F(比較例):采用與本發明的實施例A至D相同的歷程進行碳氮共滲處理，但是二次淬火溫度為850'C至870°C，這樣的二次淬火溫度等于或高于850X:的碳氮共滲處理溫度。常規的碳氮共滲產品(比較例)在85(TC進行碳氮共滲處理，保持時間為150分鐘。使用RX氣體和氨氣的混合氣體氣氛。直接從碳氮共滲溫度進行淬火。不進行二次淬火。普通的淬火產品(比較例)不進行碳氮共滲處理。將樣品加熱至850°C，然后淬火。不進行二次淬火。接著，描述試驗方法。氫量的測量氫量通過使用由LECO制造的氫測定儀DH-103分析鋼中的非擴散氫的量進行測定。不測量擴散氫的量。由LECO制造的氫測定儀DH-103的規格如下。分析范圍0,01至50.00ppm分析精度±0,1ppm或士3。/oH(更大那一個)分析靈敏度0.01ppm檢測方法導熱率方法樣品重量和尺寸10至35mg(最大12mm直徑xl00mm長度)加熱爐溫度范圍50。C至I,IO(TC試劑無水高氯酸鎂Mg(C104)2、燒堿石棉NaOH載氣氮氣(99.99。/。以上的純度)，氣體配料氣體氫氣(99.99%以上的純度)，壓力40psi(0.27MPa)測量程序的概要如下。通過特別設計的采樣器取得樣品，并且將樣品與取樣器一起插入到上述氫測定儀中。通過氮載氣將在內部的擴散氫導入到導熱率檢測器中。在這個實施例中不測量擴散氫的量。接著，將樣品從取樣器中取出，并且在電阻加熱爐中加熱，并且通過氮載氣將非擴散氫導入到導熱率檢測器中。在導熱率檢測器中，測量導熱率，由此可以測定出非擴散氫的量。晶粒尺寸的測量根據在JISG0551中規定的用于鋼的奧氏體晶粒尺寸測試方法測量晶粒尺寸。卻貝沖擊試驗根據在JISZ2242中規定的用于金屬材料的卻貝沖擊測試方法進行卻貝沖擊試驗。使用在JISZ2202中規定的帶U形缺口的試樣(JISNo.3試樣)作為試樣。斷裂應力值的測量圖18顯示了用于靜態抗碎強度試驗(斷裂應力值測量)的試樣。在該圖的方向P上施加負荷，并且測量在斷裂時的負荷。隨后，采用用于下述曲梁的應力計算方程，將所得到的斷裂負荷換算為應力值。應當指出，試樣不限于圖18中所示的試樣，并且可以使用具有不同形狀的試樣。使A為圖18中所示的試樣的凸面中的纖維應力，并且為凹面中的纖維應力。然后，可以采用下面的方程(機械工程師手冊(MechanicalEngineers,Handbook)A4，材料和機械學(MaterialsandMechanics)A4-40)確定cj,和(J2。在該方程中，N為包括環形試樣軸的橫截面中的軸向力，A為橫截面面積，e,為外半徑，并且e2為內半徑。另外，k是曲梁的截面模量。cj,=(N/A)+{M/(Ap0)}[1+e,/(k(p。+e,)}]cj2=(N/A)+{M/(Ap0)}[l-e2/{k(p0-e2)}]滾動接觸疲勞壽命用于滾動接觸疲勞壽命試驗的條件顯示于表2中。圖19A和19B是滾動接觸疲勞壽命試驗機的示意圖。圖19A是正視圖，而圖19B是側視圖。在圖19A和19B中，滾動接觸疲勞壽命試樣18通過驅動輥12驅動，并且與球16接觸旋轉。球16是3/4英寸球，它通過導輥14導向，并且利用對滾動接觸疲勞壽命試樣18施加的高表面壓力旋轉。下面描述顯示于表1中的實施例I的試驗結果。在作為己經碳氮共滲的產品的常規碳氮共滲產品中，氫量高達0.72ppm。這可能是因為將通過在碳氮共滲處理所所用的氣氛中所含的氨(NH3)的分解產生的氫被引入到鋼中的緣故。在樣品B至D中，將氫量降低至0.37至0.40ppm，這約是常規產品的氫量的一半。這些氫量處于與通常淬火的產品的氫量相同的水平。晶粒的尺寸在二次淬火溫度低于在碳氮共滲處理中的淬火(初次淬火)溫度的情況下，即在樣品B至D中，奧氏體晶粒的尺寸顯著降低至11至12的晶粒尺寸數。在樣品E和F,即常規的碳氮共滲產品和普通淬火產品中，奧氏體晶粒的晶粒尺寸數為10，其比樣品B至D的那些更粗大。卻貝沖擊試驗如表1中所示，盡管常規碳氮共滲產品的卻貝沖擊值為5.33J/cm2，但是本發明的實施例的樣品B至D表現出6.30至6.65J/cm2的高卻貝沖擊值。這些樣品表現出二次淬火溫度越低而卻貝沖擊值越高的趨勢。普通淬火產品的卻貝沖擊值高達6.70J/cm2。斷裂應力值的測量上述斷裂應力值對應抗龜裂強度。如表l中所示，常規碳氮共滲產品的斷裂應力值為2,330MPa。在樣品B至D中，斷裂應力值為2,650至2,840MPa，這相比于常規產品的斷裂應力值得到了提高。普通淬火產品的斷裂應力值為2,770MPa。因此，據推測，在樣品B至D中獲得的被提高的抗龜裂強度可能不僅僅歸因于奧氏體晶粒的尺寸降低，而且極大可能地歸因于氫含量的降低。滾動接觸疲勞試驗如表1中所示，普通淬火產品的滾動接觸疲勞壽命L,。是最低的，原因是這種產品在表面層中不具有碳氮共滲層。然而，常規碳氮共滲產品的滾動接觸疲勞壽命為普通淬火產品的滾動接觸疲勞壽命的3.1倍。在樣品B至D中，與常規的碳氮共滲產品相比，顯著提高滾動接觸疲勞壽命。在樣品E和F中，滾動接觸疲勞壽命與常規碳氮共滲產品的滾動接觸疲勞壽命基本上相同。總之，在本發明的實施例的樣品B至D中，氫含量降低，并且奧氏體晶粒尺寸降低至11或更細的晶粒尺寸數。另外，還提高其卻貝沖擊值、抗龜裂強度和滾動接觸疲勞壽命。(實施例II)接著，給出實施例II的描述。對下述材料X、Y和Z進行一系列試驗。使用JISSUJ2材料(l.O重量％C-0.25重量％Si-0.4重量％Mn-1.5重量％Cr)作為熱處理之前的基體材料，并且對于材料X至Z，基體材料是一樣的。材料X至Z的制造歷程如下。材料X(比較例)只有普通淬火(沒有碳氮共滲)材料Y(比較例)在碳氮共滲之后進行淬火(常規的碳氮共滲和淬火)。在845。C進行碳氮共滲，保持時間為150分鐘。在碳氮共滲處理中的氣氛為RX氣體+氨氣。材料Z(本發明的實施例)經過圖14的熱處理模式的軸承鋼。在845。C進行碳氮共滲，保持時間為150分鐘。在碳氮共滲處理過程中的氣氛為RX氣體+氨氣。最終淬火的溫度為800°C。滾動接觸疲勞壽命用于滾動接觸疲勞壽命的試驗條件和試驗機是如上所述的，并且顯示于表2和圖19A和19B中。滾動接觸疲勞壽命試驗的結果顯示于表3中。如表3中所示，作為比較例的材料Y的Lw壽命(直至IO個試樣之一斷裂為止的壽命)比作為另一個比較例的只進行了普通淬火的材料X的壽命長3.1倍。這表明碳氮共滲處理有利地延長壽命。在本發明實施例的材料Z25中，壽命長于比較例的壽命，并且比材料B的壽命長1.74倍和比材料X的壽命長5.4倍。這種提高可能主要歸因于更細的微結構。表2<table>tableseeoriginaldocumentpage26</column></row><table>表3<table>tableseeoriginaldocumentpage26</column></row><table>卻貝沖擊試驗根據在JISZ2242中規定的上述方法，使用帶U形缺口的試樣進行卻貝沖擊試驗。試驗結果顯示于表4中。己經進行碳氮共滲處理的材料Y(比較例)的卻貝沖擊值不高于已經進行普通淬火的材料X(比較例)的卻貝沖擊值。然而，材料Z的卻貝沖擊值與材料X的卻貝沖擊值相當。表4<table>tableseeoriginaldocumentpage27</column></row><table>靜態斷裂韌性試驗圖20顯示了用于靜態斷裂韌性試驗的試樣。在試樣的缺口部分中形成約1mm的預先裂紋(pre-crack)，并且通過3點彎曲施加靜態負荷以測定斷裂負荷P。使用下列方程(l)計算斷裂韌性值(Klc)。試驗結果顯示于表5中。因為預先裂紋的深度大于碳氮共滲層的深度，因此比較例的材料X和Y的結果基本上相同。然而，本發明的實施例的材料Z的斷裂韌性值為比較例的那些的約1.2倍。Klc=(PlWa/BW2){5.8-9.2(a/W)+43.6(a/W)2-75.3(a/W)3+77.5(a/W)4}(I)表5<table>tableseeoriginaldocumentpage27</column></row><table>靜態抗碎強度試驗將具有圖20中所示形狀的上述試樣用于靜態抗碎強度試驗。在該圖中，在P方向上施加負荷以進行靜態抗碎強度試驗。該試驗的結果顯示于表6中。已經進行碳氮共滲處理的材料Y表現出比己經進行普通淬火的材料X的靜態抗碎強度略低的靜態抗碎強度。然而，在本發明實施例的材料Z中，靜態抗碎強度與材料Y的靜態抗碎強度相比得到提高，并且與材料X的靜態抗碎強度相當。6材料試驗次數靜態抗碎強度(kgf)靜態抗碎強度的比率材料x42001.00材料Y335000.84材料z343001.03隨時間的尺寸變化率表7顯示了在D(TC的保持溫度保持500小時的時間時所測量的隨時間的尺寸變化率，以及表面硬度和殘余奧氏體的量(在50nm深度處)的測量結果。從表7中可以看出，在本發明實施例的材料Z中，將尺寸變化率抑制到含有更大量的殘余奧氏體的材料Y的尺寸變化率的一半以下。表7材料試驗次數表面硬度(HRC)殘余Y的量(％)尺寸變化比率(x104)尺寸變化比率之比材料x62.58.8181.0材料Y63.630.5351.9材料z360.011.8221.228在異物存在下的滾動接觸疲勞壽命試驗使用滾珠軸承6206，在預定量的標準異物的存在下評價滾動接觸疲勞壽命。試驗條件顯示于表8中，并且試驗結果顯示于表9中。已經進行常規的碳氮共滲處理的材料Y的滾動接觸疲勞壽命比材料X的滾動接觸疲勞壽命長約2.5倍，并且本發明實施例的材料Z的滾動接觸疲勞壽命比材料X的滾動接觸疲勞壽命長約2.3倍。盡管在本發明的實施例的材料Z中的殘余奧氏體的量少于比較例的材料Y中的殘余奧氏體的量，但是材料Z的壽命長，并且相當于材料Y的壽命，原因在于氮以及精細微結構的引入。表8負荷Fr=6.86kN接觸表面壓力Pmax=3.2GPa旋轉速率2000rpm潤滑渦輪機56，油浴潤滑異物的量0.4g/1000ccB楊汁柳粒子尺寸為100至180pm，硬度為Hv800表9材料L10壽命(h)L。壽命的比率材料x20.01.0材料Y50.22.5材料z45.82.3上述結果表明，本發明的實施例的材料z同時滿足三個需求，g卩，滾動接觸疲勞壽命的延長、抗碎強度的提高以及隨時間的尺寸變化率的降低，這是在常規碳氮共滲處理的情況下難以實現的。(實施例III)表10顯示在異物的存在下，為確定氮含量和滾動接觸壽命之間的關系而進行的試驗的結果。應當指出，標準淬火產品用于比較例1，并且標準碳氮共滲產品用于比較例2。在比較例3中，進行與在本發明的實施例中相同的處理，但是氮量大于在實施例中的氮量。該試驗條件如下。樣品軸承錐形滾柱軸承30206(內環和外環以及滾柱均由高碳鉻軸承鋼等級2(JISSUJ2))制成。徑向負荷17.64kN軸向負荷1.47kN旋轉速度2,000r/min加入的硬質異物lg/L表10<table>tableseeoriginaldocumentpage30</column></row><table>從表10中可以看出，在實施例1至5中，在異物的存在下，氮含量與壽命基本上成比例。然而，在其中氮含量為0.72的比較例3中，顯著降低在異物的存在下的滾動接觸壽命。因此，適宜的是氮含量上限為0.7。接著，給出圖24和25中所示的實施方案的描述。如圖24中所示，錐形滾柱4的錐角的頂點、內環2的滾道面2a的錐角的頂點，以及外環3的滾道面3a的錐角的頂點與在錐形滾柱軸承4的中心線上的單點O重合。錐形滾柱4沿著相應的滾道面2a和3a滾動并且移動。如在圖25中放大的是，內環2的錐形背面肋2b的表面包括錐形表面a和側面b，所述側面b具有弧形橫截面并且朝錐形表面a的徑向外側平滑地延伸，并且將斜面c設置在側面b的徑向外側上。形成錐形表面a使得其中心位于圖24中所示的點O。錐形滾柱4的大端面4a由具有曲率半徑R的部分球面形成，該曲率半徑R適當地小于從點0至內環2的錐形背面肋2b的表面的距離R。。將具有圓形形狀的凹口4b設置在部分球面的中部。凹口4b的外周邊邊緣位于在錐形背面肋2b的表面的錐形表面a和側面b之間的邊界附近。如上所述，當軸承在使用中時，每一個錐形滾柱4在大端面4a按壓到錐形背面肋2b的表面上的情況下滾動。因此，構成大端面4a的部分球面的一部分與錐形表面a接觸，使得在它們之間形成接觸橢圓L(圖25顯示了接觸橢圓的橫截面)。在錐形表面a和側面b之間的邊界位于接觸橢圓L的外周邊附近，并且在接觸橢圓L附近形成由部分球面18a和側面b限定的尖銳的楔形間隙。在軸承使用時的軸向負荷越高，接觸橢圓L越大。因此，判斷在最大容許軸向負荷下的最大接觸橢圓的位置，并且在錐形表面a和側面b之間的邊界位于最大接觸橢圓的外周邊附近。以這種方式，形成吸引潤滑油的楔形間隙，使得其在使用時的整個負荷范圍上都是適當的。如上所述，在該實施方案的錐形滾柱軸承中，內環的錐形背面肋的表面具有與錐形滾柱的大端面接觸的錐形表面，并且彎曲的側面平滑地連接到錐形表面上。以這種方式，在接觸區域外部形成尖銳的楔形間隙，以提高對朝向接觸區域的潤滑油的吸引作用。因此，在錐形滾柱的大端面和錐形背面肋的表面的錐形表面之間形成足夠的油膜，并且平滑地形成的側面可以防止由在錐形滾柱傾斜時與內環的錐形背面肋的表面接觸所引起的缺陷的形成。另外，當使用該錐形滾柱軸承支持齒輪軸時，可以顯著增加齒輪軸支持裝置的維護循環。在圖26所示的示例性實施方案中，內環的錐形正面肋的表面與錐形31滾柱的小端面平行。更具體地，形成內環2的錐形正面肋2c的表面，使其與被設置在滾道面2a上的錐形滾柱4的小端面4c平行。以這種方式，可以消除錐形滾柱4的小端面4c的倒角(chamfering)尺寸和形狀變化對錐形滾柱4的大端面4a和處于初始裝配狀態的內環2的錐形背面肋2b的表面之間的間隙的影響。(注意在初始裝配狀態中的上述間隙的尺寸與在錐形滾柱4位于-適當位置時小端面4c和內環2的錐形正面肋2c的表面之間的間隙的尺寸相同)。更具體地，在初始裝配狀態中，錐形正面肋2c的表面和每-一個小端面4c相互平行，并且相互表面接觸。因此，即使在如圖26中的虛線所示，小端面4c.的倒角尺寸和形狀彼此不同時，在初始裝配狀態中，在大端面4a和錐形背面肋2b的表面之間的間隙始終是恒定的。因此，可以消除在錐形滾柱4位于適當位置之前的時間變化，并且可以降低運轉周期。如圖24中所示，使R為每一個錐形滾柱4的大端面4a的曲率中心，并且Ro為從點O至內環2的錐形背面肋2b的表面的距離。比率R/Ro被設定為在0.75至0.87的范圍內的值。而且，內環2的錐形背面肋2b的表面進行磨光，使其具有0.12pm的表面粗糙度Ra。內環的錐形正面肋的表面可以是磨光表面，或者為降低成本可以是車床車削的表面。制備出實施例(表ll中的實施例6至9)的錐形滾柱軸承。在這些錐形滾柱軸承的每一個中，錐形滾柱4的大端面4a的曲率半徑R在R/Ro=0.75至0.87的范圍內，并且內環2的錐形背面肋2b的表面的表面粗糙度Ra為0.12pm。另夕卜，錐形正面肋2c的表面是與錐形滾柱4的小端面4c平行的磨光表面。每一個軸承的尺寸為40mm內徑和60mm外徑。制備比較例(表11中的比較例4至6)的錐形滾柱軸承。在這些錐形滾柱軸承的每一個中，R/Ro的值在上述范圍以外，并且內環的錐形正面肋的表面相對于錐形滾柱的小端面向外傾斜。每一個軸承的尺寸與該實施例的那些相同。使用旋轉試驗機，對實施例和比較例的每一個錐形滾柱軸承進行耐燒蝕性試驗。另夕卜，對實施例7和比較例5的滾柱軸承進行運轉試驗。用于運轉試驗的樣品的數量對于實施例7為66，而對于比較例5為10。耐燒蝕性試驗的試驗條件如下。負荷19.61kN轉數1，000至3,500r/min潤滑油渦輪機VG56(加油量40mL/min，加油溫度40°C±3°C)表11<table>tableseeoriginaldocumentpage33</column></row><table>表11中示出了試驗結果。在該耐燒蝕性試驗中，在內環的錐形背面肋的表面和錐形滾柱的大端面之間發生燒蝕。在實施例的每一個錐形滾柱軸承中，在耐燒蝕性試驗過程中發生燒蝕時的轉數限度小于2,700r/min。因此，在差速器等的通常使用條件下，可能出現問題。在其中錐形背面肋表面的表面粗糙度Ra大的比較例6中，發生燒蝕的轉數限度低于其中曲率半徑R與比較例6中的曲率半徑R相同的比較例5的轉數限度。從運轉試驗的結果可以看出，在錐形滾柱位于適當位置之前的轉數的平均值對于比較例為6。然而，在實施例中，轉數的平均值為2.96，這約為比較例中的轉數平均值的一半。在實施例中，轉數的變化的標準偏差小，因此可以穩定地降低運轉時間。如上所述，在本實施方案的錐形滾柱軸承中，將錐形滾柱的大端面的曲率半徑R設定為在R/Ro二0.75至0.87的范圍內的值，并且內環的錐形正面肋的表面由與錐形滾柱的小端面平行的表面形成。因此，可以降低轉矩損失和由在內環的錐形背面肋表面和錐形滾柱的大端面之間的滑動摩擦所引起的生成熱，因而可以防止燒蝕的發生。另外，可以降低運轉周期使得可以提高軸承的連接操作的效率。而且，可以提高用于車輛的齒輪軸支持裝置的耐久性。應當將本文中公開的實施方案認為在所有方面中都是示例性，而非限制性的。本發明的范圍應當由權利要求的范圍限定，而非由上述實施方案的描述限定，并且在權利要求的范圍內以及在權利要求的等同含義和范圍內的所有修改意在被包括在本發明的范圍內。權利要求1.一種錐形滾柱軸承，所述錐形滾柱軸承包括內環；外環；多個錐形滾柱，所述多個錐形滾柱被可滾動地設置在所述內環和所述外環之間；以及保持器，所述保持器用于使所述錐形滾柱保持預定的圓周間隔，其中滾柱系數γ大于0.94；所述內環、所述外環和滾動元件中的至少一個成員具有氮富含層，并且在所述氮富含層中的奧氏體晶粒的晶粒尺寸數大于10；所述內環具有錐形背面肋，所述錐形背面肋具有包括錐形表面和側面的表面，所述錐形表面與所述錐形滾柱的大端面接觸，所述側面從所述錐形表面向外平滑地延伸，并且在遠離所述錐形滾柱的大端面的方向上彎曲；并且所述保持器包括在所述錐形滾柱的小端面側上連續的小環狀部，在所述錐形滾柱的大端面側上連續的大環狀部，以及多個用于連接所述小環狀部和所述大環狀部的柱部；在所述柱部中的相鄰柱部之間形成梯形凹槽，每一個所述凹槽都具有容納一個錐形滾柱的小直徑側的狹窄側以及容納所述一個錐形滾柱的大直徑側的寬闊側，每一個所述柱部都具有在所述凹槽的所述狹窄側的缺口。2.根據權利要求1所述的錐形滾柱軸承，其中所述側面具有弧狀橫截面形狀。3.根據權利要求1或2所述的錐形滾柱軸承，其中在所述錐形滾柱的每一個所述大端面的中部設置具有圓形形狀的凹口；并且所述凹口的外周邊位于所述內環的所述錐形背面肋的表面的錐形表面和所述側面之間的邊界附近。4.根據權利要求1至3中任一項所述的錐形滾柱軸承，其中在所述內環的所述錐形背面肋的表面的錐形表面和所述側面之間的所述邊界位于最大接觸橢圓的外周邊附近，所述最大接觸橢圓是通過在所述錐形滾柱的所述大端面與所述內環的所述錐形背面肋的表面之間的接觸而形成的。5.根據權利要求1至4中任一項所述的錐形滾柱軸承，其中所述內環具有錐形正面肋，所述錐形正面肋具有包括與所述錐形滾柱的小端面平行的表面的表面；并且R/R。落入0.75至0.87的范圍內，其中R為所述錐形滾柱的所述大端面的曲率半徑，并且RQ為從每一個所述錐形滾柱的錐角的頂點至所述內環的所述錐形背面肋的表面的距離。6.根據權利要求5所述的錐形滾柱軸承，其中所述內環的所述錐形背面肋的表面具有0.05至0.20)Lim的表面粗糙度Ra。7.根據權利要求1至6中任一項所述的錐形滾柱軸承，其中所述氮富含層中的氮含量在0.1%至0.7。/。的范圍內。8.根據權利要求1至7中任一項所述的錐形滾柱軸承，其中每一個所述凹槽的窗口角為55°以上并且在80°以下。9.根據權利要求1至8中任一項所述的錐形滾柱軸承，其中所述保持器由機械強度、耐油性和耐熱性優異的工程塑料形成。10.根據權利要求1至9中任一項所述的錐形滾柱軸承，其中每一個所述凹槽還具有被設置在其狹窄側的小環狀部中的缺口。11.根據權利要求1至10中任一項所述的錐形滾柱軸承，其中每一個所述凹槽具有被設置在其寬闊側的缺口，所述缺口被設置在至少一個所述柱部中。12.根據權利要求11所述的錐形滾柱軸承，其中被設置在所述凹槽的狹窄側上的缺口的總面積大于被設置在所述凹槽的寬闊側上的缺口的總面積。13.根據權利要求1至12中任一項所述的錐形滾柱軸承，其中所述保持器具有徑向向內肋，所述徑向向內肋被設置在所述保持器的小環狀部的軸向外側，所述徑向向內肋面向所述內環的所述錐形正面肋的徑向外表面；并且在所述徑向向內肋的徑向內表面與所述內環的所述錐形正面肋的徑向外表面之間的間隙的上限為所述錐形正面肋的外徑向尺寸的2.0%。14.根據權利要求1至13中任一項所述的錐形滾柱軸承，其中至少在所述錐形滾柱的表面上無規則地形成大量的微凹陷凹痕；所述具有所述凹痕的表面的表面粗糙度參數Ryni為0.4SRyniS1.0并且所述具有所述凹痕的表面的Sk值為-1.6以下。15.根據權利要求1至14中任一項所述的錐形滾柱軸承，所述錐形滾柱軸承用于支持機動車的動力傳動軸。全文摘要本發明提供一種錐形滾柱軸承，其滾柱系數γ大于0.94，其中內環(2)、外環(3)和滾動元件(4)中的至少任一個成員具有氮富含層，并且在所述氮富含層中的奧氏體晶粒的晶粒尺寸數大于10。所述內環(2)的錐形背面肋(2b)的表面包括與所述錐形滾柱的大端面(4a)接觸的錐形表面(a)；和側面(b)，所述側面(b)從所述錐形表面向外平滑地延伸，并且在遠離所述錐形滾柱的所述大端面(4a)的方向上彎曲。保持器(5)包括在所述錐形滾柱(4)的小端面側上連續的小環狀部(6)；在所述錐形滾柱(4)的大端面側上連續的大環狀部(7)；以及多個連接所述小環狀部和大環狀部的柱部(8)。所述保持器(5)具有在所述柱部(8)中的相鄰柱部之間的梯形凹槽(9)，并且所述凹槽(9)的每一個具有容納一個錐形滾柱(4)的小直徑側的狹窄側，以及容納所述一個錐形滾柱(4)的大直徑側的寬闊側。每一個所述柱部(8)都具有在所述凹槽(9)的狹窄側上的切口(10a、10b和10c)。文檔編號F16H57/021GK101495766SQ20078002849公開日2009年7月29日申請日期2007年4月25日優先權日2006年8月1日發明者上野崇申請人:Ntn株式會社