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WO2017030129A1 - ベルト式無段変速機に用いるプランジャ部材 - Google Patents

ベルト式無段変速機に用いるプランジャ部材 Download PDF

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WO2017030129A1
WO2017030129A1 PCT/JP2016/073944 JP2016073944W WO2017030129A1 WO 2017030129 A1 WO2017030129 A1 WO 2017030129A1 JP 2016073944 W JP2016073944 W JP 2016073944W WO 2017030129 A1 WO2017030129 A1 WO 2017030129A1
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WO
WIPO (PCT)
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plunger member
belt
hardened layer
continuously variable
variable transmission
Prior art date
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Ceased
Application number
PCT/JP2016/073944
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English (en)
French (fr)
Inventor
正道 三輪
克代 福本
竜太 森
洋介 杉澤
輝樹 林田
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
Nippon Steel Corp
Unipres Corp
Original Assignee
Nippon Steel and Sumitomo Metal Corp
Unipres Corp
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Publication date
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Priority to MX2018002119A priority patent/MX2018002119A/es
Priority to CN201680048198.8A priority patent/CN107923499B/zh
Publication of WO2017030129A1 publication Critical patent/WO2017030129A1/ja
Priority to US15/897,167 priority patent/US20180172034A1/en
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    • F16H9/12—Gearings for conveying rotary motion with variable gear ratio, or for reversing rotary motion, by endless flexible members without members having orbital motion using belts, V-belts, or ropes engaging a pulley built-up out of relatively axially-adjustable parts in which the belt engages the opposite flanges of the pulley directly without interposed belt-supporting members
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    • F16H9/16—Gearings for conveying rotary motion with variable gear ratio, or for reversing rotary motion, by endless flexible members without members having orbital motion using belts, V-belts, or ropes engaging a pulley built-up out of relatively axially-adjustable parts in which the belt engages the opposite flanges of the pulley directly without interposed belt-supporting members using two pulleys, both built-up out of adjustable conical parts
    • F16H9/18—Gearings for conveying rotary motion with variable gear ratio, or for reversing rotary motion, by endless flexible members without members having orbital motion using belts, V-belts, or ropes engaging a pulley built-up out of relatively axially-adjustable parts in which the belt engages the opposite flanges of the pulley directly without interposed belt-supporting members using two pulleys, both built-up out of adjustable conical parts only one flange of each pulley being adjustable

Definitions

  • This invention relates to a plunger member (also referred to as a “piston member”) that is fixed to a shaft so as to face a movable pulley half in a belt type continuously variable transmission and defines a pulley oil chamber.
  • a plunger member also referred to as a “piston member”
  • This type of belt-type continuously variable transmission includes, for example, a drive pulley provided on an input shaft with a fixed pulley half and a movable pulley half having a variable groove width, as described in Patent Document 1.
  • An endless belt is wound around a driven pulley provided on an output shaft (shaft) with a fixed pulley half and a movable pulley half having a variable groove width, and the movable pulley half is operated.
  • a pulley oil chamber and a canceller oil chamber adjacent to the pulley oil chamber are provided.
  • the pulley oil chamber and the canceller oil chamber are an oil chamber constituted by a cylinder member fixed to the movable pulley half and a plunger member installed so as to face the movable pulley half. It is composed by defining.
  • the plunger member has a large-diameter expanded flange portion that slidably contacts the cylinder member on one end side, and a small-diameter sleeve portion fitted to the shaft on the other end side, and One or more step-like formation portions are formed so as to have a small diameter stepwise from the expanded flange portion and continue to the sleeve portion.
  • One of the step-like forming portions constitutes a spring seating step portion on which a spring in a contracted state is seated to urge the movable pulley toward the fixed pulley.
  • the sleeve portion is fixed by being sandwiched between a step portion formed in the middle of the output shaft and a ball bearing fixed to the output shaft.
  • the plunger member used in the belt-type continuously variable transmission configured as described above may be formed of a forged product. However, under the demand for weight reduction and cost reduction of modern automobile parts, It is manufactured by press forming a hot-rolled steel sheet material (JIS standard: SAPH440) (see Patent Documents 2 to 4 as the conventional hot-rolled steel sheet material).
  • press molding of the plunger member is performed by cold-drawing a disc-shaped blank made of the hot-rolled steel plate material with a press molding machine.
  • the plunger member is designed to increase the strength by forming an internal hardened layer by performing deep drawing multiple times in the cold with such a press molding machine, and in addition, after press molding, In a gas atmosphere containing ammonia, a soft nitriding treatment is performed in a high-temperature (580 ° C.) heat treatment tank to form a hardened surface layer to improve wear resistance.
  • the plunger member configured by performing the soft nitriding treatment in this manner has a surface hardened layer, a diffusion layer, and an internal hardened layer formed sequentially from the surface in the plate thickness direction.
  • the surface hardened layer and the diffusion layer are layers formed by diffusion by diffusing nitrogen from the surface of the plunger member by soft nitriding
  • the internal hardened layer is a layer formed by curing the material by press molding. It is.
  • the sleeve is substantially fixed to the output shaft.
  • a force that expands outward by the oil pressure in the pulley oil chamber is applied to the bent corner portion. Therefore, the bent corner portion is permanently deformed even though it has a surface hardened layer having a Vickers hardness of 400 Hv or more. Thereby, it is considered that such a crack phenomenon occurs.
  • the inventors of the present application have sought the cause of permanent deformation of the plunger member despite the fact that it has an internal hardened layer.
  • the inventors of the present application in order to form a hardened surface layer by applying a soft nitriding treatment to a plunger member manufactured by a deep drawing press molding of a disk-shaped blank made of a hot rolled steel plate material, In a gas atmosphere containing ammonia, the nitriding temperature was set to 580 ° C., and the heat treatment was performed in the heat treatment tank for 60 to 240 minutes. In this case, the inventors of the present application have found that the internally hardened layer formed by deep drawing press forming is soft regardless of the heat treatment time.
  • the hardness of the internal hardened layer of the plunger member was measured. As a result, it has been found that there is a portion where the hardness obtained by the deep drawing is less than 180 Hv.
  • the inventors of the present application eagerly pursued a factor of softening the hardness of the internal hardened layer. As a result, it was investigated that such softening occurred by nitriding at a high temperature of 580 ° C.
  • the softening phenomenon of the internal hardened layer is caused by the movement and disappearance of the dislocation of the hardening factor of the internal hardened layer formed by the plastic deformation by deep drawing press forming, and is caused by the material component constituting the plunger member.
  • the present inventors have found out.
  • Patent Document 3 discloses a technique for preventing softening of the internal hardened layer hardness due to soft nitriding in a hot rolled steel sheet for nitriding.
  • Patent Document 3 contains a large amount of Cu, which is a noble metal, the material cost is greatly increased.
  • the hot-rolled steel sheet for nitriding treatment disclosed in Patent Document 3 is an embodiment disclosed in Table 1 in Patent Document 3 in order to keep the surface quality high and prevent hot brittleness.
  • Ni must be added in a mass range of 0.15 to 0.7%, and this also causes an increase in cost.
  • the plunger member when configured using the hot-rolled steel sheet for nitriding disclosed in Patent Document 3, at least, it cannot be applied to automobile parts or the like that are required to reduce costs as much as possible. .
  • Patent Document 4 discloses a nitriding steel plate intended to make the hardness in the thickness direction uniform.
  • the steel sheet for nitriding treatment is made of at least one selected from Ti, V, and Zr with a total content of 0.05% or less and as a specific range, and further with Cr and / or Mo.
  • the total content is 0.1, and the content of Cr, Si, Cr, Mn, and Mo satisfies a specific relationship.
  • the steel sheet for nitriding treatment disclosed in Patent Document 4 has a thickness of about 3 mm in order to effectively utilize the feature of “giving nitride with a uniform thickness direction hardness distribution after nitriding”.
  • the applied plate thickness is limited.
  • the hardness distribution in the thickness direction of the steel sheet for nitriding treatment disclosed in Patent Document 4 is the hardness distribution in a steel sheet having a thickness of 1.0 mm (see FIGS. 1 and 2 of Patent Document 4). reference).
  • the depth of the nitrided diffusion layer in soft nitriding is about 0.5 mm in the plate thickness direction. Therefore, it can be estimated that the hardening by the nitriding diffusion layers on both the front and back surfaces in the steel sheet for nitriding disclosed in Patent Document 4 increases the hardness in the thickness direction of 1 mm in total.
  • Patent Document 4 In the steel sheet for nitriding treatment disclosed in Patent Document 4, it is difficult to increase the internal hardness of a steel sheet having a larger thickness, for example, a thickness of 4 mm or more. There is no description about such demonstration in Patent Document 4.
  • Patent Document 4 has rigidity and strength that can withstand the high pressure hydraulic pressure applied from the pulley oil chamber and withstand repeated gear shifting operations as in the belt type continuously variable transmission described above. It cannot be applied to a plunger member configured using a steel plate having a thickness of 4 mm or more necessary for the above.
  • the present invention provides an internal structure obtained by applying a soft nitriding treatment to form a hardened surface layer even if a hot-rolled steel sheet material having a desired thickness is used. Suppresses the softening phenomenon of the hardened layer.
  • the plunger member used for the tough and inexpensive belt type continuously variable transmission in which the hardness of the internal hardened layer is 180 Hv or more in terms of Vickers hardness is provided.
  • the plunger member according to the embodiment of the present invention is fixed to the shaft so as to face the movable pulley half constituting the pulley together with the fixed pulley half in the belt-type continuously variable transmission, thereby forming the cylinder member.
  • the oil chamber is defined as a pulley oil chamber and a canceller oil chamber.
  • the plunger member is fitted to a large-diameter expanded flange portion that is slidably abutted on the cylinder member, formed on one end side by press-molding a blank material, and the shaft formed on the other end side. It has a small-diameter sleeve portion that is fixed together.
  • the plunger member has one or more step-like formation portions that have a small diameter stepwise from the expanded flange portion and continue to the sleeve portion.
  • the plunger member is formed by deep drawing of the blank material and cold press molding by closed forging, compression molding or a composite molding thereof, and at least the sleeve portion and the stepped shape are formed during the cold press molding.
  • the surface hardened layer is applied to the entire front and back surfaces of the plunger member by applying a soft nitriding treatment after increasing the thickness of the bent corner portion that makes the portion continuous with the thickness of the blank material by 30% or more. Is formed.
  • the plunger member is constituted by deep drawing of a blank material and cold press molding by closed forging, compression molding or composite molding thereof.
  • a surface hardened layer is formed.
  • the surface hardened layer is configured to have a thickness of 4 ⁇ m or more with respect to both the front and back surfaces of the plunger member.
  • the surface hardened layer has a thickness of 4 ⁇ m or more with respect to both the front and back surfaces of the plunger member.
  • the internal hardened layer at the bent corner after the soft nitriding treatment is configured to have a Vickers hardness of 180 Hv or more. Therefore, it is possible to suppress the force that expands outward by the oil pressure of the pulley oil chamber at the bent corner portion, and to improve the wear resistance of the spring seating portion against the biasing force by the spring.
  • the surfaced layer formed by soft nitriding is configured to have a Vickers hardness of 400 Hv or more. Therefore, it is possible to improve the wear resistance of the spring seating portion against the urging force of the spring.
  • the entire plunger member is formed to have an equivalent plastic strain amount of 0.4 or more.
  • the internal hardened layer of the plunger member is sufficiently hardened.
  • the equivalent material strain amount of the entire plunger member is set to 0.4 or more. This is advantageous when thickening is performed by deep drawing, closed forging, compression molding, or a composite molding of these at the bent corner.
  • a configuration is made such that an equivalent plastic strain amount of 1.0 or more is applied to the bent corner portion where the sleeve portion and the step-like formation portion are continuous. is doing.
  • an equivalent plastic strain amount of 1.0 or more is applied to the bent corner portion where the sleeve portion and the step-like formation portion are continuous.
  • the equivalent plastic strain amount is a numerical value represented by the following formula (1).
  • Equivalent plastic strain ⁇ [(EX-eY) 2 + (eY-eZ) 2 + (eZ-eX) 2 ] 0.5 ⁇ / 2 Formula (1)
  • Lx0, Lx1, Ly0, Ly1, Lz0, and Lz1 are as follows.
  • Lx0 length in the main stress direction in the plate surface before processing
  • Lx1 length in the main stress direction in the plate surface after processing
  • Ly0 length before processing in the plate surface in the direction orthogonal to Lx0
  • Ly1 length before processing in the plate surface in the direction orthogonal to Lx0
  • Ly1 length before processing in the plate surface in the direction orthogonal to Lx0
  • Lx0 length before processing in the plate surface in the direction orthogonal to Lx0 Ly1: Lx0
  • Lz0 Length before processing in the plate thickness direction
  • Lz1 Length after processing in the plate thickness direction
  • the internal hardened layer existing in the inner layer portion of the plunger member is 180 Vv or more in terms of the Vickers hardness, the pulley in the bent corner portion is formed. While suppressing the force which expands outward by the oil pressure of an oil chamber, the abrasion resistance in the spring seating part with respect to the urging
  • the plunger member according to the present invention is formed by deep drawing of a blank material and cold press molding by closed forging, compression molding or composite molding thereof.
  • the thickness of the bent corner portion where the sleeve portion and the stepped formation portion are continuous is increased by 30% or more with respect to the thickness of the blank material.
  • a hardened surface layer is formed by applying a soft nitriding treatment to the entire front and back surfaces of the plunger member.
  • FIG. 3 is an explanatory diagram in which the inside of a one-dot chain line circle in FIG. 6 is a component table of chemical compositions of prototype materials a to c constituting a plunger member according to an example. The mechanical characteristics of each of material codes a to c as prototype materials constituting the plunger member according to the embodiment are shown. The gas component per unit in the gas furnace which soft-nitrides the plunger member comprised from the materials for trial manufacture a to c concerning one example is shown.
  • the gas furnace temperature (° C.) and processing time (min) in the case of soft nitriding a plunger member composed of prototype material codes a to c according to an example are shown. It is a graph which shows the relationship between the abrasion amount (mm) of the spring seating part inner surface of the plunger member comprised from the prototype material code
  • 6 is a table showing a comparison between hardness (Hv) and thickness ( ⁇ m) of a surface hardened layer in a plunger member constituted by material symbols a to c according to an example. It is the graph which showed the relationship between the plate
  • FIG. 6 is a table describing processing temperatures and processing times for different soft nitriding conditions T1 to T13 in plunger members manufactured using prototype materials a, b, and c according to an example.
  • 4 is a table describing soft nitriding treatment conditions 1 to 3 for each of plunger members prototyped with prototype materials a to c according to an example. Relationship between the Vickers hardness of the internally hardened layer and the amount of strain measured by the strain gauge at the bent corner of the plunger member that was prototyped using the prototype material a under the soft nitriding conditions described in FIG. It is the graph which showed.
  • FIG. 6 is a graph showing the equivalent plastic strain amounts at portions A to I of FIG. 2 in a plunger member 3 that was prototyped using prototype materials a to c under the soft nitriding treatment conditions shown in FIG. 16-2. 16-2.
  • FIG. 7 is an explanatory diagram illustrating a method of performing a thickness reduction process at room temperature on the prototype materials a to c in FIG. 6.
  • FIG. 7 is an explanatory diagram illustrating a method of performing a thickening process on the prototype materials a to c in FIG. 6 by a compression process using a press.
  • the plunger member used in the belt-type continuously variable transmission is configured by using a hot-rolled steel plate material having a desired plate thickness, a soft nitriding treatment for forming a hardened surface layer is performed. Suppresses the softening phenomenon of the internally hardened layer. Thereby, the hardness of an internal hardened layer can provide a tough and low-priced plunger member whose Vickers hardness is 180 Hv or more.
  • a belt type continuously variable transmission that employs a plunger member according to one embodiment is configured as shown in FIG. 1, for example.
  • the output shaft 1 of the belt-type continuously variable transmission has an axially intermediate portion supported by a central casing 11 via a roller bearing 12, and a right end portion in FIG. It is supported via a ball bearing 13.
  • a fixed-side pulley half 21 of the driven pulley 2 is integrally formed on the outer periphery of the output shaft 1, and a movable-side pulley half 22 facing the right side surface of the fixed-side pulley half 21 is not shown.
  • a ball spline is supported so as to be slidable in the axial direction of the output shaft 1 and not relatively rotatable.
  • the plunger member 3 is installed on the outer periphery of the output shaft 1 so as to face the side surface (right side surface in FIG. 1) of the movable pulley half 22.
  • the cylinder member 4 is fixed to the right side surface of the movable pulley half 22 in FIG. 1, and the seal member 3 a provided on the outer periphery of the plunger member 3 is slidably in contact with the cylinder member 4. Accordingly, the pulley oil chamber 5 is formed by the movable pulley half 22, the plunger member 3, and the output shaft 1.
  • a canceller oil chamber 6 is formed between the plunger member 3 and the cylinder member 4.
  • the plunger member 3 defines a pulley oil chamber 5 and a canceller oil chamber 6.
  • the spring 7 that biases the movable pulley half 22 toward the fixed pulley half 21 is stored in a contracted state.
  • the plunger member 3 has a large-diameter expanded flange portion 3b that slidably contacts the cylinder member 4 via the seal member 3a on the left end side (one end side). And has a small diameter sleeve portion 3c fitted to the output shaft 1 on the right end side (the other end side), and has a small diameter stepped from the expanded flange portion 3b so as to continue to the sleeve portion 3c.
  • two or more step forming portions 3d and 3e are provided.
  • the step-like formation portion 3d existing on the side of the expanded flange portion 3b constitutes a spring seating step portion on which the spring 7 is seated.
  • the bent corner portion 3f that connects the other stepped formation portion 3e and the sleeve portion 3c of the plunger member 3 abuts on the step portion 22a of the movable pulley half 22,
  • the plunger member 3 is fixedly installed on the output shaft 1 by the end surface of the sleeve portion 3 c coming into contact with the ball bearing 13 screwed onto the output shaft 1.
  • an oil passage 8 that opens to the pulley oil chamber 5 is formed in the output shaft 1.
  • the oil passage 8 is configured to supply control oil from a hydraulic supply device (not shown) to the pulley oil chamber 5 to control the sliding operation of the movable pulley half.
  • the intermediate member 31 is formed by the press forming step shown in FIG. 3-2.
  • the raw material of the hot-rolled steel plate material is cut and formed by a press machine (not shown).
  • FIG. 3-2 by using a molding die with another press machine (none of which is shown), a blank material 32 is deep-drawn through a plurality of deep drawing steps, The intermediate member 31 having the expanded flange portion 3b, the sleeve portion 3c, and the step-like formation portions 3d and 3e existing therebetween is formed.
  • composite molding includes any combination of deep drawing and closed forging, deep drawing and compression, or deep drawing, closed forging and compression.
  • the closed forging and compression molding of the intermediate member 31 are performed using a cold molding die 90 including a lower die 91 and an upper die 92 shown in FIGS. 4-1 to 4-3, respectively.
  • the lower mold 91 has a molding surface 91 a corresponding to the inner surface shape of the plunger member 3.
  • the upper die 92 includes a side surface rolling die 92A having a side surface rolling surface 92a corresponding to the outer side surface of the stepped portions 3d and 3e of the plunger member 3, and an end surface corresponding to the end surface of the sleeve portion 3c of the plunger member 3.
  • An end surface direction rolling die 92B having a rolling surface 92b and a pressing die 92C for pressing the side direction rolling die 92A from above are configured.
  • the intermediate member 31 that has been deep drawn by the deep drawing step shown in FIG. 3B is set on the molding surface 91a of the lower die 91 as shown in FIG.
  • the side surface rolling die 92A and the end surface direction rolling die 92B are brought into contact with the intermediate member 31.
  • the side surface rolling die 92A is press-molded using the pressing die 92C.
  • the side surface rolling die 92A presses the step-shaped forming portion 3e and the spring seating portion 3d, and the end surface direction rolling die 92B presses the end surface 3c-1, whereby the intermediate member 31 is pressed.
  • the sleeve portion 3c is cold-closed, forged, compression molded, or a composite molding of these to obtain a plunger member 3 to which processing hardness is added by densification.
  • a bent corner portion 3f that connects the sleeve portion 3c and one of the step-like forming portions 3e is a space portion formed by the molding surface 91a of the lower die 91 and the end face rolling surface 92a of the upper die 92 (see FIG. It is formed thick by filling up (see 4-2).
  • the internal hardened layer 3A obtained by the closed forging, compression molding, or composite molding of the blank material 32 is formed thick around the bent corner portion 3f of the plunger member 3, as shown in FIG. It is possible to reduce the stress around the bent corner portion 3f and improve the durability.
  • the stepped portions 3d and 3e of the plunger member 3 is movable side
  • deformation due to a large deformation stress that expands outward due to the restoring operation of the spring 7 and the oil pressure of the pulley oil chamber 5 is suppressed.
  • the plunger member 3 is configured by using, for example, three raw materials described below. “%” For each component constituting these raw materials means mass%.
  • the first raw material constituting the plunger member 3 uses a hot-rolled steel plate material having a chemical composition containing the following mass% components.
  • the reason for limiting the chemical composition of the hot-rolled steel sheet material according to the first raw material is as follows.
  • C 0.030-0.20%
  • C is an element necessary for ensuring the strength of the hot-rolled steel sheet material. In order to exhibit the effect, 0.030% or more is necessary. However, as the amount of C increases, the press formability decreases, and cracks and cracks are likely to occur in component molding. In order to prevent this, the C amount must be 0.20% or less. Preferably it is 0.15% or less.
  • Si 0.50% or less
  • Si is added when ensuring the strength of the hot rolled steel sheet material.
  • Si combines with nitrogen that has penetrated into the steel by soft nitriding to form nitrides. Since the nitride of Si has little contribution to the hardening of the surface, the upper limit is made 0.5% or less.
  • Mn is an element necessary for ensuring the strength of the hot-rolled steel sheet material, and further for preventing hot rolling cracks due to S remaining in the steel.
  • 0.10% or more is necessary. However, if it exceeds 1.80%, the effect is saturated. Therefore, the upper limit is 1.80%.
  • P is an impurity element contained in manufacturing a hot-rolled steel sheet material, but is an element that can increase the strength of the hot-rolled steel sheet material in a small amount. However, adding over 0.050% reduces the ductility of the hot-rolled steel sheet material. Therefore, the upper limit of addition was made 0.050%.
  • S is an impurity element contained when manufacturing a hot-rolled steel sheet material. If this amount exceeds 0.020%, it will cause cracks in the hot-rolled steel sheet material during hot rolling, and will also cause a decrease in the ductility of the hot-rolled steel sheet material after annealing. Therefore, the upper limit was made 0.020%.
  • Al 0.01-0.30
  • Al is necessary as a deoxidizing element excluding oxygen in molten steel. At that time, in order to perform sufficient deoxidation, it is necessary to add more than the oxygen equivalent amount, and it is effective to leave 0.01% or more. However, if it exceeds 0.30%, ductility is lowered. Therefore, Al is made 0.02 to 0.30%.
  • N is an element that forms a nitride compound and contributes to an increase in the strength of the steel sheet, but if it is contained in a large amount at the material stage of the hot-rolled steel sheet, it causes a decrease in press workability. Since the nitride compound can be refined by nitrogen supplied from the surface of the member formed by soft nitriding, it is not necessarily an element necessary at the material stage. Therefore, it was made 0.0060% or less.
  • the 2nd raw material which comprises the plunger member 3 which concerns on one Example is the hot-rolled steel plate raw material which has a chemical composition containing the mass% component of the following description.
  • the second raw material further contains Nb: 0.008 to 0.09% as compared with the first raw material, and the remainder is configured as Fe and inevitable impurities.
  • Nb contained in the second raw material is an element necessary for combining with C to form NbC and maintaining work hardening by the recrystallization suppressing function of the processed part.
  • the inventors of the present application investigated whether or not there was a decrease in hardness when a hot rolled steel sheet material having various Nb amounts was pressed and subjected to soft nitriding.
  • the hot rolled steel sheet material having Nb of 0.008% or more is subjected to deep drawing according to the present invention, and press working by closed forging, compression molding or composite molding thereof, thereby providing the effect of maintaining the hardness. I found it big.
  • the Nb amount is set to 0.008 to 0.09%.
  • the third raw material has a chemical composition further containing the following mass% components as compared with the second raw material, and the hot-rolled steel plate material is composed of the remainder as Fe and inevitable impurities. It is.
  • the reason why the third raw material is configured to contain the above chemical composition is as follows.
  • the third raw material as the hot-rolled steel material can contain 0.09% or less of Ti as necessary to ensure strength. In order to avoid problems due to anisotropy, the upper limit is made 0.09%.
  • the third raw material can contain 0.10% or less of Cu as necessary to ensure strength.
  • Cu precipitates in the hot-rolled steel sheet material at the nitriding temperature, and has the effect of increasing the strength.
  • the upper limit was made 0.10%.
  • the third raw material can reliably exhibit a crack preventing function during hot rolling by adding Ni.
  • the addition amount is preferably 0.5 or more, more preferably equal to the Cu amount.
  • the upper limit is set to 0.10% because it increases the material cost.
  • the third raw material can contain 0.02% or less of Cr as necessary in order to ensure strength. In order to suppress an increase in material costs, the upper limit was made 0.02%.
  • the third raw material can contain 0.02% or less of Mo as required in order to ensure strength. In order to suppress an increase in material costs, the upper limit was made 0.02%.
  • the third raw material can contain 0.02% or less of V as necessary in order to ensure strength. In order to suppress an increase in material costs, the upper limit was made 0.02%.
  • MnS (Ca: 0.01% or less) Further, S contained in the third raw material combines with Mn to form a precipitate of MnS. This MnS may be extended by hot rolling and cause press cracks. By adding Ca, CaS that is difficult to extend by hot rolling can be formed. Ca is added as necessary, but its effect is saturated at 0.01%, so the upper limit is made 0.010%.
  • B contained in the third raw material has an action of preventing excessive solute nitrogen from remaining by combining with N in the steel. Therefore, it adds as needed. However, if it exceeds 0.0050%, the mechanical properties are lowered and the anisotropy is increased. Therefore, the upper limit is made 0.0050%.
  • the inventors of the present application manufactured the plunger member 3 for the prototype materials a to c composed of the hot rolled steel sheet material containing the mass% component shown in FIG. 6 among the first to third raw materials. Various experiments were conducted.
  • the soft nitriding treatment was performed according to the gas furnace temperature and treatment time shown in FIG.
  • a plunger member 3 that was not subjected to soft nitriding treatment as it was manufactured by the above press molding and therefore did not have a surface hardened layer was prepared as a comparative sample.
  • a friction test was performed.
  • the spring 7 was fixed with a holder (not shown), and a surface pressure of 10 MPa was applied to the inner surface of the spring seating portion 3d of the plunger member 3 (the inner surface of the A portion in FIG. 2) by the spring 7. Then, after rotating the plunger member 3 million times, the amount of wear on the inner surface of the symbol A portion of the spring seating portion 3d was measured.
  • FIG. 10-1, FIG. 10-2, and FIG. 10-3 respectively show a surface hardened layer that affects the friction amount (mm) of the spring seat portion 3d in the prototype materials a to c.
  • a Vickers hardness (Hv) of 3B was shown.
  • FIG. 10-1, FIG. 10-2, and FIG. 10-3 are data when the depth of the hard layer is 4 ⁇ m or more in the case of “with hard layer”, and provide wear resistance. Therefore, the hardness of the surface hardened layer 3B indicates that 400 Hv or more is necessary.
  • the spring seating portion 3d in each of the prototype materials a to c showed the wear amount (mm) with respect to the depth ( ⁇ m) of the surface hardened layer 3B as shown in FIGS. .
  • the plunger member 3 having a surface hardened layer 3B depth of less than 4 ⁇ m has a large wear amount (mm) by the spring 7 in the spring seating portion 3d.
  • the spring seating portion 3d of the plunger member 3 configured by forming the surface hardened layer 3B having a Vickers hardness of 400 Hv or more and a depth of 4 ⁇ m or more by performing soft nitriding treatment, It won't wear out enough to be measured
  • the spring 7 seated on the spring seat portion 3d also has high hardness. Therefore, in the abrasion test assuming actual vehicle running, if the surface hardened layer 3B is thin, the surface hardened layer 3B is easily cracked by the surface pressure received from the spring 7. If the spring seat 3b continues to contact the spring 7 repeatedly in the thrust direction, the surface hardened layer 3B is removed starting from the crack of the surface hardened layer 3B. If the surface hardened layer 3B is removed, the progress of wear increases and the product function cannot be satisfied. Therefore, in order not to remove the hardened surface layer 3B, the thickness of the hardened surface layer 3B is preferably 4 ⁇ m or more.
  • the surface hardened layer 3B is peeled off and internal wear occurs.
  • FIG. 14 compares the Vickers hardness (Hv) and thickness ( ⁇ m) in the surface hardened layer 3B of the spring seating portion 3d of the blank 3.
  • the inventors of the present application used a blank material 32 made of prototype materials a to c, which are hot-rolled steel plate materials having the composition shown in FIG. 6 and the mechanical properties shown in FIG.
  • cold press molding in addition to deep drawing as shown in FIG. 3-2, deep drawing as shown in FIG. 3-3, and inner hardened layer 3A by closed forging, compression molding or composite molding thereof are formed. I made a prototype for the case of having it.
  • the plate thickness dimension of the plunger member 3 according to the prototype was increased by 2% to 80% with respect to the blank plate 32.
  • the plunger member 3 in which the surface hardening layer 3B was formed by performing soft nitriding treatment under the conditions shown in FIGS. 8 and 9 was produced.
  • the soft nitriding time shown in FIG. 9 was set to 200 minutes (min) for the material code a and 100 minutes (min) for the material codes b and c.
  • the plunger member 3 has a thickness of 8 to 14 ⁇ m on the front and back surfaces of the surface hardening layer 3B formed by soft nitriding as shown in FIG. A component having a hardness of 509 to 583 Hv could be constructed.
  • the internal hardened layer 3A formed inside the front and back surfaces of the surface hardened layer 3B of the plunger member 3 had a Vickers hardness and a hardness of 180 Hv or more.
  • NH 3 is 5 to 13 m 3 / hour
  • N 2 is 1 It may be performed in a range of ⁇ 5 m 3 / hour, and a gas having a different composition may be injected as an alternative to CO 2 .
  • the inventors of the present invention apply a strain gauge to the bent corner portion 3f of the plunger member configured as described above, and then inject oil into the pulley oil chamber 5, and then add 9 MPa to the oil. An experiment was conducted to apply hydraulic pressure.
  • the plate thickness of the bent corner portion 3f (corresponding to “A portion” in FIG. 2) of the plunger member 3 should be 30% or more thicker than the plate thickness of the raw materials of the prototype materials a to c.
  • the strain amount of the bent corner portion 3f becomes extremely small, and when the hydraulic pressure in the pulley oil chamber 5 is unloaded, the permanent strain can be eliminated (right side in FIG. 15). (See description in margin).
  • the inventors of the present application applied the 9 MPa hydraulic pressure to the plunger member 3 to form a hardened layer 3 ⁇ / b> A of the plunger member 3 for preventing permanent set from remaining when deep drawing is performed. The hardness was examined.
  • the inventors of the present invention use the raw material of the hot rolled steel sheet material described in the prototype materials a to c shown in FIG.
  • the closed forging after molding, compression molding, or composite molding of these is also performed by press molding with different molding conditions, and the thickness of the bent corner portion 3f (corresponding to “A portion” in FIG. 2) is changed to the thickness of the raw material.
  • several prototypes with a thickness of 60% were manufactured.
  • the Vickers hardness of the inner hardened layer 3A of the plunger member 3 immediately after the press molding was 255Hv, 261Hv, and 265Hv in the prototype materials a, b, and c, respectively.
  • the inventors of the present application first performed the soft nitriding treatment shown in FIG. 16-1 on the plunger member 3 that was prototyped using the prototype materials a, b, and c, respectively, and the bent corner portion 3f. Prototypes having various hardnesses of the internal hardened layer 3A (corresponding to “A part” in FIG. 2) were produced.
  • Each of the prototype plunger members 3 has a surface hardened layer 3B having a thickness of 8 to 20 ⁇ m on both front and back surfaces, a Vickers hardness of 450 to 650 Hv, and a Vickers hardness of 180 to 270 Hv.
  • a strain gauge was attached to the bent corner portion 3f (corresponding to “A portion” in FIG. 2), and then oil was injected into the pulley oil chamber 5. Then, a pressure of 9 MPa was applied to this oil.
  • the plunger member 3 according to the prototype using the prototype materials a, b, and c has the Vickers hardness of the internal hardened layer 3A at the bent corner portion 3f (“A portion” in FIG. 2) and the above strain.
  • the relationship between the strain amounts measured by the gauges is as shown in FIGS. 17-1 to 17-3, respectively.
  • the hardness of the internal hardened layer 3A at the bent corner portion 3f (“A portion” in FIG. 2) is 180 Hv or more, so that the amount of strain is reduced when hydraulic pressure is applied to the pulley oil chamber 5. Has been.
  • the internal hardened layer 3A in the A part to the I part shows a Vickers hardness of 180 Hv or more.
  • the plunger member 3 according to the prototype using the prototype material a has an internal hardened layer 3A of 180 Hv or more in all parts including the A part. It was found that even when a hydraulic pressure of 9 MPa was applied, generation of permanent strain could be prevented.
  • FIG. 19 shows the relationship between the Vickers hardness (Hv) of the internal hardened layer 3A of the bent corner portion A and the strain amount (%) of the bent corner portion A when hydraulic pressure is applied.
  • FIG. 20 shows the equivalent plastic strain amount in the A to I portions of FIG. 2 of the plunger member 3 as a prototype using the prototype materials a to c.
  • FIGS. 21 and 22 show the plunger member 3 when the soft nitriding conditions shown in FIG. 16-2 are applied to the plunger member 3 using the materials of the prototype materials b and c. This shows the hardness of the internal hardened layer 3A at the I site.
  • the plunger member 3 using the materials of the prototype materials b and c is shown in the sections A to I of FIG. 2 under any of the soft nitriding conditions 1 to 3 of FIG.
  • the internal hardened layer 3A in FIG. 2 has a Vickers hardness of 180 Hv or higher.
  • the plunger member 3 according to the prototype using the material codes b and c is subjected to any of the soft nitriding conditions 1 to 3 to form the inner hardened layer 3A at all the portions A to I shown in FIG. It was found that it can be set to 180 Hv or more, and even if a 9 MPa hydraulic pressure is applied, the occurrence of permanent strain can be prevented.
  • NH 3 is 5 to 13 m 3 /
  • the time and N 2 may be set in the range of 1 to 5 m 3 / hour or the like, and gas having a different composition may be injected as an alternative to CO 2 .
  • the inventors of the present invention who have obtained such a result investigated the hardness of the internal hardened layer 3A to withstand higher hydraulic pressure with respect to the plunger member 3 according to the prototype using the prototype material a.
  • the inventors of the present application perform press molding by changing the conditions of closed forging, compression molding or complex molding after deep drawing, and the part A is a prototype.
  • Plural plunger members 3 having a thickness further increased by 70% with respect to the thickness of the material a were manufactured.
  • the Vickers hardness of the internal hardened layer of the A part was 265 Hv.
  • the inventors of the present application tried to manufacture prototypes having different hardnesses of part A by subjecting the plurality of plunger members 3 to soft nitriding treatment having different treatment temperatures and treatment times.
  • the surface hardened layer 3B having a thickness of 8 to 20 ⁇ m on both front and back surfaces of the plunger member 3 according to these prototypes and having a Vickers hardness of 450 to 650 Hv, and a Vickers hardness of 180 to 270 Hv. It was possible to obtain an internal hardened layer 3A having the same.
  • a strain gauge is attached to the portion A, and then the oil injected into the pulley oil chamber 5 is given a hydraulic pressure of 10PMa.
  • the inventors of the present invention tried to give the experiment.
  • FIG. 23 shows the relationship between the Vickers hardness in the part A of the plunger member and the equivalent plastic strain amount measured by the strain gauge in the experimental result.
  • the equivalent plastic strain amount can be 1.0 or more
  • the Vickers hardness can be 230 Hv or more.
  • the A The part can ensure a hardness of 230 Hv or more.
  • the inventors of the present application have, as the plunger member 3, a hot rolled steel material having the composition shown in FIG. 6 and the tensile strength TS (MPa) shown in FIG. 7 and having a material thickness of 5.6 mm. It is manufactured using a prototype material.
  • the inventors of the present application investigate the relationship between the hardness increase due to press working and the degree of processing so that the equivalent plastic strain amount is 0.4 or more. It has been found that, by processing, the target value 180Hv or more satisfying the strength of the plunger member 3 can be achieved (see FIG. 23).
  • the above investigation is performed by a method of reducing the thickness of a hot-rolled steel sheet, which is a prototype material, between two rolls at room temperature as shown in FIG. 24, and by a press as shown in FIG.
  • the compression molding process was performed by a method of increasing the thickness so that T (T> t) with respect to the initial sheet thickness t.
  • the equivalent plastic strain amount is It has been found that the Vickers hardness target value of 180 Hv can be achieved by setting it to 0.4 or more.
  • the plunger member 3 in any of the embodiments is configured by forming the blank material 32 by deep drawing, cold forging by closed forging, compression molding, or composite molding thereof.
  • the thickness of the bent corner portion 3f that connects the sleeve portion 3c and the stepped formation portion (spring seating portion) 3d is increased by 30% or more with respect to the thickness of the blank member 32.
  • the hardened surface 3B is formed by performing a soft nitriding process on the entire front and back surfaces of the plunger member 3.
  • the tough and inexpensive plunger member 3 can be provided.
  • the plunger member 3 is configured so that the surface hardened layer 3B has a thickness of 4 ⁇ m or more with respect to both the front and back surfaces of the plunger member 3. Therefore, the internal hardened layer 3A in the bent corner portion 3f after the soft nitriding treatment has a Vickers hardness of 180 Hv or more. Thereby, while suppressing the force expand
  • the inner hardened layer 3A of the plunger member 3 is sufficiently hardened by forming the entire plunger member 3 so as to have an equivalent plastic strain amount of 0.4 or more. Therefore, even if the surface nitrided layer 3B is formed by applying appropriate soft nitriding treatment conditions, the softening phenomenon of the internal hardened layer 3A can be suppressed.
  • the amount of strain of the entire plunger member 3 is set to 0.4 or more. This is advantageous when thickening the bent corner portion 3f by deep drawing, closed forging, compression molding, or a combination of these.
  • an equivalent plastic strain amount of 1.0 or more is applied to the bent corner portion 3f that connects the sleeve portion 3c and the step-like formation portion (spring seating portion) 3d. .
  • the hard portion by the internal hardened layer 3A is held to suppress the force of expanding outward by the oil pressure of the pulley oil chamber 5, and the spring against the biasing force by the spring 7
  • the wear resistance in the seating portion 3d can be improved.
  • the internal hardened layer 3A existing in the inner layer portion than the surface hardened layer 3B in the plunger member 3 is formed to have a Vickers hardness of 180 Hv or more.
  • the present invention is not limited to this, and can also be applied to a plunger member on the input shaft side.
  • the present invention described above has a predetermined hardness of the internal hardened layer even when soft nitriding is performed in a nitriding tank set at a high temperature without reducing the hardness of the internal hardened layer obtained by deep drawing. Since a secured strong and inexpensive plunger member can be obtained, the plunger member is fixed to the shaft so as to face the movable pulley half in the belt-type continuously variable transmission, and so on. It can be said that it is preferable.

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Abstract

所望の板厚を有する熱間圧延鋼板素材を使用して構成したとしても、表面硬化層を形成させるための軟窒化処理を施すことによる内部硬化層の軟化現象を抑制して、内部硬化層の硬さがビッカース硬さで１８０Ｈｖ以上となる強靭かつ安価なプランジャ部材を提供する。ベルト式無段変速に用いるプランジャ部材３が、ブランク材３２を深絞り成形、および閉塞鍛造、圧縮成形或いはこれらの複合成形による冷間プレス成形により構成され、かかる冷間プレス成形の際に少なくともスリーブ部３ｃと階段状形成部（スプリング着座部）３ｄとを連続させる折曲角部３ｆの厚みをブランク材３２の厚みに対して３０％以上増加して構成した上で、軟窒化処理を施すことにより表面硬化層３Ｂを前記プランジャ部材の表裏両面全体に形成して構成した。

Description

ベルト式無段変速機に用いるプランジャ部材
　この発明は、ベルト式無段変速機における可動側プーリ半体に対向するようにシャフトに固定されて、プーリ油室を画成するプランジャ部材（「ピストン部材」とも称される）に関する。
　この種のベルト式無段変速機は、例えば特許文献１に記載のように、溝幅が可変の固定側プーリ半体および可動側プーリ半体を備えてインプットシャフトに設けられたドライブプーリと、溝幅が可変の固定側プーリ半体および可動側プーリ半体を備えてアウトプットシャフト（シャフト）に設けられたドリブンプーリとに無端ベルトを巻き掛けてなり、且つ前記可動側プーリ半体を作動させるプーリ油室と、該プーリ油室に隣接するキャンセラー油室とを備えて、構成している。
　そして、前記プーリ油室とキャンセラー油室とは、前記可動側プーリ半体に固定されたシリンダ部材により構成された油室を、前記可動側プーリ半体に対向するように設置されたプランジャ部材により画成することにより、構成されている。
　かかるプランジャ部材は、一端側に前記シリンダ部材に摺動可能に当接する大径の拡開フランジ部を有すると共に他端側に前記シャフトに嵌合される小径のスリーブ部を有し、且つ、前記拡開フランジ部から階段的に小径となって前記スリーブ部に連続するように一以上の階段状形成部を有して構成されている。該階段状形成部の一つは、前記固定側プーリに向かって前記可動側プーリを付勢すべく縮んだ状態のスプリングが着座するスプリング着座段部を構成している。
　また、前記スリーブ部は、前記アウトプットシャフトの中途に形成した段部と該アウトプットシャフトに固着されたボールベアリングとの間に挟まれることにより固定されている。
　このように構成するベルト式無段変速機に用いるプランジャ部材は、鍛造品にて構成される場合もあるが、近代の自動車部品の軽量化およびコスト軽減の要請の下に、熱間圧延鋼板素材（ＪＩＳ規格：ＳＡＰＨ４４０）からなる熱間圧延鋼板素材をプレス成形することにより製作している（従来の熱間圧延鋼板素材として、特許文献２から４の記載を参照）。
　従って、プランジャ部材のプレス成形は、当該熱間圧延鋼板素材からなる円板状のブランク材をプレス成形機により、冷間で深絞り成形することによって製作している。
　そして、プランジャ部材は、かかるプレス成形機によりブランク材を冷間で複数回の深絞り成形を行うことにより、内部硬化層を形成して高強度化を図ると共に、加えて、プレス成形後には、アンモニアを含むガス雰囲気で、高温（５８０℃）の熱処理槽内において軟窒化処理を施して表面硬化層を形成して耐摩耗性の向上を図ることにより構成されている。
　このように軟窒化処理を施されて構成されたプランジャ部材は、その表面から板厚方向に順次、表面硬化層、拡散層および内部硬化層が形成されることになる。そのうち、表面硬化層および拡散層は、軟窒化処理によるプランジャ部材表面からの窒素が拡散することにより拡散形成された層であり、内部硬化層は、プレス成形により素材が硬化して形成された層である。
特許第３２２３２４１号公報 特開２０１２－１７７１６７号公報 特許第２７４２９５１号公報 特開２００７－３３２４１７号公報
　上記ベルト式無段変速機において前記プーリ油室内部に高圧の油圧が付与される状態において、内部硬化層を有して構成するプランジャ部材における前記スリーブ部と前記階段状形成部との連続部位に形成されている折曲角部に亀裂が発生してしまうことを防止する必要がある。
　前記スリーブは前記アウトプットシャフトに実質的に固定されている。固定側プーリ半体に対する可動側プーリ半体のアウトプットシャフト上の移動による変速動作に伴い、前記プーリ油室の油圧力により外方に膨張させる力が前記折曲角部に加わる。よって、前記折曲角部は、ビッカース硬さで４００Ｈｖ以上の表面硬化層を有しているにもかかわらず、永久変形してしまう。これにより、かかる亀裂現象が発生するものと考えられる。
　そこで、本願発明者達は、内部硬化層を有して構成しているにもかかわらず、プランジャ部材にかかる永久変形が発生する原因を追及した。
　その結果、上記の熱間圧延鋼板素材を用いて製作したプランジャ部材について高温の熱処理槽内での軟窒化処理を施して表面硬化層を形成する過程において、ブランク材の冷間下におけるプレス成形機による深絞り成形によって形成された内部硬化層が軟化して強度低下を来してしまうことを、鋭意研究の中で突き止めた。
　すなわち、本願発明者達は、熱間圧延鋼板素材からなる円板状のブランク材を複数回の深絞りプレス成形によって製作したプランジャ部材について、軟窒化処理を施して表面硬化層を形成すべく、アンモニアを含むガス雰囲気で、窒化処理温度を５８０℃にして、熱処理槽内において処理時間６０～２４０分の熱処理を行った。この場合に、熱処理時間に関係なく深絞りプレス成形によって形成された内部硬化層が、軟化してしまうことを本願発明者達は突き止めた。
　当該プランジャ部材の内部硬化層の硬度を測定した。その結果、深絞り成形によって折角得た硬度が、１８０Ｈｖ未満となっている部分があることが判明した。
　そこで、本願発明者達は、内部硬化層の硬度の軟化の要因を鋭意追及した。その結果、５８０℃という高温下で窒化処理が行われることにより、かかる軟化が発生していることを究明した。
　すなわち、５８０℃という高温下で窒化処理を行うことにより、プレス成形によって形成された内部硬化層の内部組織の転位の移動が早められてしまう。
　かかる内部硬化層の軟化現象は、深絞りプレス成形による塑性変形によって形成された内部硬化層の硬化因子の転位の移動および消滅によって発生することと、プランジャ部材を構成する材料成分によって発生することを、本願発明者たちは突き止めた。
　そこで、本願発明者たちは、上記内部硬化層における軟窒化処理による内部硬化層の軟化の要因をもとに、改めて、上記特許文献のうち、軟窒化処理による内部硬化層硬度の軟化現象に着目している、特許献３および４に記載の発明を検討した。
　先ず、特許文献３には、窒化処理用熱延鋼板における軟窒化処理による内部硬化層硬度の軟化を防止する技術が開示されている。
　これによれば、窒化処理用熱延鋼板中の化学成分として、質量：０．８～１．７％のＣｕを含有させて構成するものが提案されている。
　このことは、窒化処理用熱延鋼板中にＣｕを含有させることにより、軟窒化処理によって加工硬度が消滅してまった場合でも、当該Ｃｕが持っている別のメカニズムによって、鋼板内部の硬度を上昇させようと意図したものである。
　しかしながら、特許文献３に開示の窒化処理用熱延鋼板は、貴金属であるＣｕを多量に含有することから、素材コストを大幅アップしてしまうことになる。
　加えて、特許文献３に開示の窒化処理用熱延鋼板は、表面品質を高品質に保ち、熱間脆性を防止するために、特許文献３おける〔表１〕において開示されている実施例のように、質量：０．１５～０．７％の範囲で、Ｎｉを添加しなければならず、この点からもコストアップを招く因にもなっている。
　従って、特許文献３に開示された窒化処理用熱延鋼板を使用して、プランジャ部材を構成した場合、少なくとも、限りなくコストダウンが求められている自動車部品などに俄かに適用することはできない。
　また、特許文献４には、板厚方向の硬さの均一化を意図した窒化処理用鋼板が開示されている。これによれば、当該窒化処理用鋼板は、Ｔｉ、Ｖ，Ｚｒから選ばれた少なくとも１種を、合計含量が０．０５％以下として、且つ特定の範囲として、更に、Ｃｒおよび／またはＭｏの合計含有量が０．１、更に、Ｃｒ、Ｓｉ、Ｃｒ、Ｍｎ、Ｍｏの含有量が特定の関係を満たすものとして構成している。
　しかしながら、かかる特許文献４に開示された窒化処理用鋼板は、「窒化処理後に均一な板厚方向硬さ分布の窒化物を与え」という特徴をより有効に生かすには、「板厚が３ｍｍ程度以下、好ましくは２．５ｍｍ程度以下のものを使用するのがよい」とされている（特許文献４の段落００２４などの記載を参照）。
　かかることから、実用的な処理時間内で鋼板の内部硬さを上昇させるには、適用される板厚が制限されることになる。
　さらに、特許文献４に開示された窒化処理用鋼板における板厚方向の硬さ分布は、板厚が１．０ｍｍの鋼板における硬さ分布である（特許文献４の図１および図２の記載を参照）。
　一般的に、軟窒化処理における窒化拡散層の深さは、板厚方向に０．５ｍｍ程度である。よって、特許文献４に開示された窒化処理用鋼板における表裏両面の窒化拡散層による硬化は、合計して１ｍｍの板厚方向の硬さが上昇するものと推定できる。
　特許文献４に開示された窒化処理用鋼板においては、より板厚の厚い、たとえば板厚が４ｍｍ以上の鋼板における内部の硬さまで上昇させることは困難である。かかる実証についての記載は、特許文献４にはない。
　従って、特許文献４に記載の発明は、上記したベルト式無段変速機のように、プーリ油室内部から付与される高圧の油圧に耐えると共に度重なる変速動作に耐え得る剛性および強度を有するために必要な板厚４ｍｍ以上の鋼板を使用して構成するプランジャ部材に適用することはできない。
　そこで、この発明は、上記従来の技術課題に鑑み、所望の板厚を有する熱間圧延鋼板素材を使用して構成したとしても、表面硬化層を形成させるための軟窒化処理を施すことによる内部硬化層の軟化現象を抑制する。これにより、内部硬化層の硬さがビッカース硬さで１８０Ｈｖ以上となる強靭かつ安価なベルト式無段変速機に使用するプランジャ部材を提供する。
　この発明の実施の形態に係るプランジャ部材は、ベルト式無段変速機における固定側プーリ半体と共にプーリを構成する可動側プーリ半体に対向するようにシャフトに固定されて、シリンダ部材が形成した油室をプーリ油室とキャンセラー油室とに画成する。前記プランジャ部材は、ブランク材をプレス成形することによって一端側に形成された、前記シリンダ部材に摺動可能に当接する大径の拡開フランジ部、及び他端側に形成された前記シャフトに嵌合固定される小径のスリーブ部を有する。前記プランジャ部材は、前記拡開フランジ部から階段的に小径となって前記スリーブ部に連続する一以上の階段状形成部を有する。前記プランジャ部材は、前記ブランク材を深絞り成形、および閉塞鍛造、圧縮成形或いはこれらの複合成形による冷間プレス成形により構成され、かかる冷間プレス成形の際に少なくとも前記スリーブ部と前記階段状形成部とを連続させる折曲角部の厚みを前記ブランク材の厚みに対して３０％以上増加して構成した上で、軟窒化処理を施すことにより表面硬化層が前記プランジャ部材の表裏両面全体に形成されている。
　前記プランジャ部材は、ブランク材を深絞り成形、および閉塞鍛造、圧縮成形或いはこれらの複合成形による冷間プレス成形により構成する。スリーブ部と階段状形成部とを連続させる折曲角部の厚みをブランク材の厚みに対して３０％以上増加させて構成した上で、プランジャ部材の表裏両面全体に軟窒化処理を施すことにより表面硬化層が形成される。これにより、かかる軟窒化処理を施して表面硬化層を形成したとしても、当該軟窒化処理時における表面硬化層より内部に存する内部硬化層に発生する転位による軟化現象を抑制することができて、強靭かつ安価なプランジャ部材を提供することができる。
　また、この発明の実施の形態に係るプランジャ部材によれば、表面硬化層をプランジャ部材の最表裏両面に対して４μｍ以上の厚みを有して構成している。
　この発明の実施の形態に係るプランジャ部材は、表面硬化層がプランジャ部材の最表裏両面に対して４μｍ以上の厚みを有して構成されている。これにより、軟窒化処理後の折曲角部における内部硬化層が、ビッカース硬さで１８０Ｈｖ以上の硬度を有して構成される。よって、当該折曲角部におけるプーリ油室の油圧力により外方に膨張させる力を抑制すると共に、スプリングによる付勢力に対するスプリング着座部における耐摩耗性を向上させることができる。
　また、この発明に係る他の実施の形態に係るプランジャ部材によれば、軟窒化処理により形成した表面化層がビッカース硬さで４００Ｈｖ以上を有して構成されている。よって、スプリングによる付勢力に対するスプリング着座部における耐摩耗性を向上させることができる。
　また、この発明に係る他の実施の形態に係るプランジャ部材によれば、プランジャ部材の全体を相当塑性ひずみ量０．４以上に形成して構成される。これにより、プランジャ部材の内部硬化層を十分硬質化している。これに適切な軟窒化処理条件を付与することにより内部硬化層の軟化現象を抑制することができる。
　しかも、プレス成形品としては比較的小型のプランジャ部材をプレス成形加工により製造するに当って、プランジャ部材全体の相当素材ひずみ量を０．４以上に設定する。これにより、折曲角部に深絞り成形、および閉塞鍛造、圧縮成形或いはこれらの複合成形により増厚加工を施す際に、有利となる。
　また、この発明に係る他の実施の形態に係るプランジャ部材によれば、スリーブ部と階段状形成部とを連続させる折曲角部に、１．０以上の相当塑性ひずみ量を付与して構成している。これにより、特に、折曲角部において、内部硬化層による硬質部分を保持して、プーリ油室の油圧力により外方に膨張させる力を抑制すると共に、スプリングによる付勢力に対するスプリング着座部における耐摩耗性を向上させることができる。
　なお相当塑性ひずみ量とは、下式（１）で表される数値である。
　相当塑性ひずみ量＝
　{[（ｅＸ－ｅＹ）２＋（ｅＹ－ｅＺ）２＋（ｅＺ－ｅＸ）２] 0.5}/2・・・式（１）
　ただし、ｅｘ、ｅｙ及びｅｚは、次式のとおりである。
　ｅｘ＝ｌｎ［１＋（Ｌｘ１－Ｌｘ０）／Ｌｘ０］　　　・・・式（２）
　ｅｙ＝ｌｎ［１＋（Ｌｙ１－Ｌｙ０）／Ｌｙ０］　　　・・・式（３）
　ｅｚ＝ｌｎ［１＋（Ｌｚ１－Ｌｚ０）／Ｌｚ０］　　　・・・式（４）
　また、Ｌｘ０、Ｌｘ１、Ｌｙ０、Ｌｙ１、Ｌｚ０及びＬｚ１は次の通りである。
　Ｌｘ０：加工前の板面内の主応力方向の長さ
　Ｌｘ１：加工後の板面内の主応力方向の長さ
　Ｌｙ０：Ｌｘ０に直交する方向の板面内の加工前の長さ
　Ｌｙ１：Ｌｘ０に直交する方向の板面内の加工後の長さ
　Ｌｚ０：板厚方向の加工前の長さ
　Ｌｚ１：板厚方向の加工後の長さ
　また、この発明に係る他の実施の形態は、プランジャ部材における表面硬化層よりも内層部に存する内部硬化層を、ビッカース硬さで１８０Ｈｖ以上に形成していることから、折曲角部におけるプーリ油室の油圧力により外方に膨張させる力を抑制すると共に、スプリングによる付勢力に対するスプリング着座部における耐摩耗性を向上させることができる。
　この発明に係るプランジャ部材は、ブランク材を深絞り成形、および閉塞鍛造、圧縮成形或いはこれらの複合成形による冷間プレス成形により構成する。スリーブ部と階段状形成部とを連続させる折曲角部の厚みをブランク材の厚みに対して３０％以上増加させて構成する。さらに、プランジャ部材の表裏両面全体に軟窒化処理を施すことにより表面硬化層を形成する。これにより、かかる軟窒化処理を施して表面硬化層を形成したとしても、当該軟窒化処理時における表面硬化層より内部に存する内部硬化層に生起する転位による軟化現象を抑制することができて、強靭かつ安価なプランジャ部材を提供することができる。
一実施例を採用したベルト式無段変速機の従動側を描画した縦断面図である。 図１に示すプランジャ部材を拡大して描画した一部破断斜視図である。 図２に示すプランジャ部材のプレスによる成形工程の説明図であり、ブランク材の斜視図である。 プレスによる冷間絞り成形工程の説明図である。 プレスによる閉塞鍛造、圧縮成形或いはこれらの複合成形による冷間圧延加工工程の説明図である。 図３－３に示す冷間圧延加工工程を詳細に描画した説明図で、一実施例に係るプランジャ部材の中間部材を冷間圧延加工用金型にセットした状態を示す図である。 中間部材の階段状形成部を側面方向から圧延している状態を示す図である。 中間部材の階段状形成部を端面方向から圧延している状態を示す図である。 図２の一点鎖線円内を拡大して描画した説明図である。 一実施例に係るプランジャ部材を構成する試作用材料ａ～ｃについての化学組成の成分表である。 一実施例に係るプランジャ部材を構成する試作用材料としての材料符号ａ～ｃそれぞれについての機械的特性を示している。 一実施例に係る試作用材料ａ～ｃから構成するプランジャ部材を軟窒化処理するガス炉内における単位当りのガス成分を示している。 一実施例に係る試作用材料符号ａ～ｃから構成するプランジャ部材を軟窒化処理する場合のガス炉温度（℃）および処理時間（ｍｉｎ）を示している。 一実施例に係る試作用材料符号ａから構成するプランジャ部材のスプリング着座部内面の摩耗量(ｍｍ)と表面硬化層のビッカース硬さ(Ｈｖ)と0の関係を示すグラフである。 一実施例に係る試作用材料符号ｂから構成するプランジャ部材のスプリング着座部内面の摩耗量(ｍｍ)と表面硬化層のビッカース硬さ(Ｈｖ)と0の関係を示すグラフである。 一実施例に係る試作用材料符号ｃから構成するプランジャ部材のスプリング着座部内面の摩耗量(ｍｍ)と表面硬化層のビッカース硬さ(Ｈｖ)と0の関係を示すグラフである。 一実施例に係る材料符号ａから構成するブランク部材のスプリング着座部内面における摩耗量（ｍｍ）に及ぼす表面硬化層の深さ（μｍ）の関係を示すグラフである。 一実施例に係る材料符号ｂから構成するブランク部材のスプリング着座部内面における摩耗量（ｍｍ）に及ぼす表面硬化層の深さ（μｍ）の関係を示すグラフである。 一実施例に係る材料符号ｃから構成するブランク部材のスプリング着座部内面における摩耗量（ｍｍ）に及ぼす表面硬化層の深さ（μｍ）の関係を示すグラフである。 一実施例に係る材料符号ａ～ｃにより構成したプランジャ部材における表面硬化層の硬度（Ｈｖ）と厚み（μｍ）とを対比して示した表である。 一実施例に係る材料符号ａ～ｃにより構成したプランジャ部材の折曲角部Ａにおける板厚増加率（％）とひずみ量（％）との関係を示したグラフである。図の右枠外には、プーリ油室に付与した油圧を除荷した際のプランジャ部材の永久ひずみ残存有無を記載している。 一実施例に係る試作用材料ａ、ｂ、ｃを使用して試作したプランジャ部材におけるそれぞれ異なる軟窒化処理条件Ｔ１～Ｔ１３に係る各処理温度および処理時間を記載した表である。 一実施例に係る試作用材料ａ～ｃによりそれぞれ試作したプランジャ部材における軟窒化処理条件１～３を記載した表である。 図１６－２に記載した軟窒化処理条件のもとに試作用材料ａを用いて試作したプランジャ部材の折曲角部における内部硬化層のビッカース硬さとひずみゲージにより計測されたひずみ量との関係を示したグラフである。 図１６－２に記載した軟窒化処理条件のもとに試作用材料ｂを用いて試作したプランジャ部材の折曲角部における内部硬化層のビッカース硬さとひずみゲージにより計測されたひずみ量との関係を示したグラフである。 図１６－２に記載した軟窒化処理条件のもとに材料符号ｃを用いて試作したプランジャ部材の折曲角部における内部硬化層のビッカース硬さとひずみゲージにより計測されたひずみ量との関係を示したグラフである。 図１６－２に記載した軟窒化処理条件のもとに材料符号ａを用いて試作したプランジャ部材における図２のＡ～Ｉ部における内部硬化層のビッカース硬さとひずみゲージにより計測されたひずみ量との関係を示したグラフである。 図１６－２に記載した軟窒化処理条件のもとに材料符号ａを用いて試作したプランジャ部材に１０ＭＰａの油圧を付与した際、折曲角部における内部硬化層のビッカース硬さとひずみゲージにより計測されたひずみ量との関係を示したグラフである。 図１６－２に記載した軟窒化処理条件のもとに試作用材料ａ～ｃを用いて試作したプランジャ部材３における図２のＡ～Ｉ部における相当塑性ひずみ量を記載したグラフである。 図１６－２に記載した軟窒化処理条件のもとに試作用材料ｂを用いて試作したプランジャ部材における図２のＡ～Ｉ部における内部硬化層のビッカース硬さとひずみゲージにより計測されたひずみ量との関係を示したグラフである。 図１６－２に記載した軟窒化処理条件のもとに試作用材料ｃを用いて試作したプランジャ部材における図２のＡ～Ｉ部における内部硬化層のビッカース硬さとひずみゲージにより計測されたひずみ量との関係を示したグラフである。 図６に示す組成を有すると共に図７に示す引張強度ＴＳ（ＭＰａ）を有し、且つ素材厚み５．６ｍｍの熱間圧延鋼材である試作用材料を使用して、プランジャ部材を製造した場合の、相当塑性ひずみ量とビッカース硬さ（Ｈｖ）との関係を記載したグラフである。 図６における試作用材料ａ～ｃについて、室温下における減厚加工を行う方法を記載した説明図である。 図６における試作用材料ａ～ｃについて、プレス機による圧縮加工により増厚加工を行う方法を記載した説明図である。
　一実施例に係るベルト式無段変速機に使用するプランジャ部材は、所望の板厚を有する熱間圧延鋼板素材を使用して構成したとしても、表面硬化層を形成させるための軟窒化処理を施すことによる内部硬化層の軟化現象を抑制する。これにより、内部硬化層の硬さがビッカース硬さで１８０Ｈｖ以上となる強靭でかつ安価にプランジャ部材を提供できる。
　以下、一実施例に係るプランジャ部材について、図を用いて、説明する。
　一実施例に係るプランジャ部材を採用したベルト式無段変速機は、例えば、図１に示すように構成されている。
　すなわち、図１において、ベルト式無段変速機のアウトプットシャフト１は、その軸方向中間部が中央ケーシング１１にローラベアリング１２を介して支持されると共に、図１において右端部が不図示のケーシングにボールベアリング１３を介して支持されている。
　アウトプットシャフト１の外周には、ドリブンプーリ２の固定側プーリ半体２１が一体に形成されており、固定側プーリ半体２１の図において右側面に対向する可動側プーリ半体２２が不図示のボールスプラインを介してアウトプットシャフト１の軸方向に摺動可能かつ相対回転不能に支持される。
　可動側プーリ半体２２の側面（図１において右側面）に対向するように、アウトプットシャフト１の外周にプランジャ部材３が設置されている。
　可動側プーリ半体２２の図１において右側面には、シリンダ部材４が固定されており、プランジャ部材３の外周に設けたシール部材３ａがシリンダ部材４に摺動可能に当接する。これにより、可動側プーリ半体２２、プランジャ部材３およびアウトプットシャフト１によって、プーリ油室５が形成される。
　また、プランジャ部材３とシリンダ部材４との間には、キャンセラー油室６が形成されている。この結果、プランジャ部材３は、プーリ油室５とキャンセラー油室６とを画成していることになる。
　プーリ油室５には、可動側プーリ半体２２を固定側プーリ半体２１に向かって付勢するスプリング７が縮んだ状態で収納される。
　かかることから、プランジャ部材３は、図２に明確に示すように、その左端側(一端側)にシリンダ部材４にシール部材３ａを介して摺動可能に当接する大径の拡開フランジ部３ｂを有すると共に、右端側(他端側)にアウトプットシャフト１に嵌合する小径のスリーブ部３ｃを有し、且つ、拡開フランジ部３ｂから階段状に小径となってスリーブ部３ｃに連続するように一以上、図示する場合においては２つの階段状形成部３ｄ、３ｅを有して構成している。
　かかる２つの階段状形成部３ｄ、３ｅのうち、拡開フランジ部３ｂ側に存する階段状形成部３ｄは、スプリング７を着座させるスプリング着座段部を構成している。
　また、図１に示すように、プランジャ部材３の他方の階段状形成部３ｅとスリーブ部３ｃとを連続させる折曲角部３ｆが、可動側プーリ半体２２の段部２２ａに当接すると共に、スリーブ部３ｃの端面が、アウトプットシャフト１に螺着したボールベアリング１３に当接することにより、プランジャ部材３は、アウトプットシャフト１に固着設置されていることになる。
　更に、アウトプットシャフト１の内部には、プーリ油室５に開口する油路８が穿設されている。油路８は、不図示の油圧供給装置からの制御油をプーリ油室５に供給して、可動側プーリ半体の摺動動作を制御するように構成されている。
　そして、この発明に係る図示するプランジャ部材３を製作するには、図３－２に示すプレス成形工程により、中間部材３１を成形しておく。
　即ち、図３－１に示すように、先ず、熱間圧延鋼板素材の原材料を不図示のプレス機により、円板状のブランク材３２を切断形成しておく。
　次に、図３－２に示すように、別のプレス機により成形金型を用いて(何れも不図示)、複数回の深絞り工程を経て、ブランク材３２を深絞り成形することにより、拡開フランジ部３ｂ、スリーブ部３ｃおよびその間に存する階段状形成部３ｄ、３ｅを有する中間部材３１を成形する。
　次に、図３－２に示す中間部材３１について、図３－３において矢印で示すように、スリーブ部３ｃの端面方向(厚さ方向)および階段状形成部３ｄ、３ｅの側面方向(面方向)を、不図示の金型を用いて、さらに他のプレス機により、上記深絞り成形に加えて、冷間による閉塞鍛造および圧縮成形或いはこれらの複合成形を施している。
　なお、この発明における「複合成形」とは、深絞り成形と閉塞鍛造、或いは、深絞り成形と圧縮成形、或いは、深絞り成形と閉塞鍛造と圧縮成形のいずれか一の組み合わせを含むものである。
　そこで、かかる中間部材３１の閉塞鍛造と圧縮成形は、図４－１から図４－３に示す工程において行われる。
　すなわち、中間部材３１の閉塞鍛造と圧縮成形は、図４－１から図４－３においてそれぞれ示す下型９１と上型９２とからなる冷間成形金型９０を用いて行われる。
　下型９１は、プランジャ部材３の内面形状に対応する成形面９１ａを有して構成している。
　また、上型９２は、プランジャ部材３の階段状形成部３ｄ、３ｅの外側面に対応する側面圧延面９２ａを有する側面方向圧延型９２Ａと、プランジャ部材３のスリーブ部３ｃの端面に対応する端面圧延面９２ｂを有する端面方向圧延型９２Ｂと、側面方向圧延型９２Ａを上部から押圧する押圧型９２Ｃと、を有して構成している。
　かかる構成において、先ず、図３－２に示す深絞り工程によって深絞り成形した中間部材３１を、図４－１に示すように、下型９１の成形面９１ａ上にセットした後、上型９２の側面方向圧延型９２Ａおよび端面方向圧延型９２Ｂを中間部材３１に当接させておく。
　次に、図４－２に示すように、押圧型９２Ｃを用いて、側面方向圧延型９２Ａを押圧成形している。
　さらに、図４－３に示すように、側面方向圧延型９２Ａが階段状形成部３ｅおよびスプリング着座部３ｄを押圧し、端面方向圧延型９２Ｂが端面３ｃ－１を押圧することにより、中間部材３１のスリーブ部３ｃを冷間にて閉塞鍛造、圧縮成形或いはこれらの複合成形を施こして、高密度化による加工硬度を付加したプランジャ部材３を得ている。
　この際、スリーブ部３ｃと一方の階段状形成部３ｅとを連続させる折曲角部３ｆが、下型９１の成形面９１ａと上型９２の端面圧延面９２ａとにより形成される空間部（図４－２参照）を埋め尽くすことによって、肉厚に形成されている。
　この結果、ブランク材３２の上記閉塞鍛造、圧縮成形或いはこれらの複合成形によって得た内部硬化層３Ａは、図５に示すように、プランジャ部材３の折曲角部３ｆ周辺を厚肉に形成させることができて、折曲角部３ｆ周辺における応力を低下させて、耐久性を向上させることができる。
　かかる冷間による上記閉塞鍛造、圧縮成形或いはこれらの複合成形を行って加工硬度を付加することによって、プランジャ部材３の階段状形成部３ｄ、３ｅ特に折曲角部３ｆの周辺部は、可動側プーリ半体２２のアウトプットシャフト１上の摺動動作の際に、スプリング７の復元動作やプーリ油室５の油圧による外方に向かって膨張するような大きな変形応力による変形を抑制されることになる。
　次に、一実施例に係るプランジャ部材３を構成する原材料について説明する。
　一実施例に係るプランジャ部材３は、たとえば、次に説明する３つの原材料を使用して構成している。これら原材料を構成する各成分についての「％」は質量％を意味する。
　先ず、一実施例に係るプランジャ部材３を構成する第１原材料は、次に記載の質量％の成分を含有した化学組成を有する熱間圧延鋼板素材を使用している。
　Ｃ：０.０３～０．２０％、　　　　Ｓｉ：０．５％以下、
　Ｍｎ：０．１０～２．０％、　　　　   Ｐ：０．０５０以下、
　Ｓ：０．０２０％以下　　　　　　　Ａｌ：０．０１～０．３０％
　Ｎ：０．０６０％以下　　　　　　　残部：Ｆｅおよび不可避的不純物
　次に、上記第１原材料に係る熱間圧延鋼板素材の化学成分限定の理由は、次のとおりである。
　（Ｃ：０．０３０～０．２０％）
　Ｃは、熱間圧延鋼板素材の強度を確保するために必要な元素である。その効果を発揮するためには、０．０３０％以上が必要である。しかし、Ｃ量が多くなるにつれて、プレス成形性が低下し、部品成形における亀裂や割れが生じやすくなる。これを防ぐにはＣ量は０．２０％以下でなければならない。好ましくは０．１５％以下である。
　（Ｓｉ：０．５０％以下）
　Ｓｉは、熱間圧延鋼板素材の強度を確保する際に添加する。しかし、Ｓｉは軟窒化処理によって鋼中に侵入した窒素と結合し、窒化物を形成する。Ｓｉの窒化物は表面の硬質化への寄与が少ないため、上限は０．５％以下とする。
　（Ｍｎ：０．１０～１．８０％）
　Ｍｎは、熱間圧延鋼板素材の強度を確保するために必要であり、さらには鋼中に残存するＳによる熱延割れの防止のために必要な元素である。この発明で添加されるＳによる熱延熱間圧延鋼板素材の割れ防止のためには０．１０％以上は必要である。しかし、１．８０％を超えるとその効果が飽和する。そのため、１．８０％を上限とする。
　（Ｐ：０．０５０％以下）
　Ｐは、熱間圧延鋼板素材を製造する際に含まれる不純物元素であるが、少量で熱間圧延鋼板素材の強度を上昇させることができる元素である。しかし、０．０５０％を超えて添加すると熱間圧延鋼板素材の延性を低下させる。そのため、添加上限を０．０５０％とした。
　（Ｓ：０．０２０％以下）
　Ｓは、熱間圧延鋼板素材を製造する際に含まれる不純物元素である。この量が０．０２０％を超えると熱延中に熱間圧延鋼板素材に割れが発生する原因となり、焼鈍後の熱間圧延鋼板素材の延性低下の原因ともなる。そのため、上限を０．０２０％とした。
　（Ａl：０．０１～０．３０）
　Ａｌは、溶鋼中の酸素を除く脱酸元素として必要なものである。その際、十分な脱酸を行うために酸素等量よりも多く添加する必要があり、０．０１％以上残存させることで効果がある。しかし、０．３０％を超えると延性の低下を起こす。したがって、Ａｌは０．０２～０．３０％とする。
　（Ｎ：０．００６０％以下）
　Ｎは、窒化化合物を形成して鋼板の強度上昇に寄与する元素であるが、熱延鋼板の素材段階で多量に含有されているとプレス加工性の低下をもたらす。窒化化合物は、軟窒化処理により成形された部材の表面より供給された窒素により精整させることができるため、素材段階で必ずしも必要な元素ではない。そのため、０．００６０％以下とした。
　また、一実施例に係るプランジャ部材３を構成する第２原材料は、次に記載の質量％の成分を含有した化学組成を有する熱間圧延鋼板素材である。
　Ｃ：０.０３～０．２０％、　　　　Ｓｉ：０．５％以下、
　Ｍｎ：０．１０～２．０％、　　　　   Ｐ：０．０５０以下、
　Ｓ：０．０２０％以下　　　　　　　Ａｌ：０．０１～０．３０％
　Ｎ：０．０６０％以下　　　　　　　Ｎｂ：０．００８～０．０９％
　残部：Ｆｅおよび不可避的不純物
　したがって、かかる第２原材料は、上記第１原材料に比較して、Ｎｂ：０．００８～０．０９％を更に含有させて、残部をＦｅおよび不可避的不純物として構成するものである。
　（Ｎｂ：０．００８～０．０９％）
　第２原材料において含有させたＮｂは、Ｃと化合してＮbＣを生成させ、加工部品の再結晶抑制機能による加工硬化を保持するために必要な元素である。
　本願発明達は、様々なＮｂ量を持つ熱間圧延鋼板素材をプレス加工し、軟窒化処理を行った際の硬さ低下の有無を調査した。その結果、０．００８％以上のＮｂを有する熱間圧延鋼板素材にこの発明による深絞り成形、および閉塞鍛造、圧縮成形或いはこれらの複合成形によるプレス加工を施すことにより、硬さ保持の効果が大きいことを見出した。
　しかし、０．０９％を超えると異方性が大きくなり部品の形状精度に影響を及ぼす場合がある。かかる理由から、Ｎｂ量は、０．００８～０．０９％とした。
　また、上記第３原材料は、上記第２原材料に比較して、次に記載の質量％の成分を更に含有した化学組成を有し、残部をＦｅおよび不可避的不純物として構成する熱間圧延鋼板素材である。
　Ｔｉ：０．０９％以下　　　Ｃｕ：０．１％以下
　Ｎｉ：０．１０％以下　　　Ｃｒ：０．０２％以下
　Ｍｏ：０．０２％以下　　　　Ｖ：０．０２％以下
　Ｂ：０．０５％
　かかる第３原材料が、上記化学組成を含有して構成した理由は、次の通りである。
　（Ｔｉ：０．０９％以下）
　即ち、熱間圧延鋼材としての第３原材料は、強度を確保するために必要に応じてＴｉを０．０９％以下含有することができる。異方性による問題を回避するために、上限を０．０９％とする。
　（Ｃｕ：０．１０％以下）
　と共に、かかる第３原材料は、強度を確保するために必要に応じてＣｕを０．１０％以下含有することができる。Ｃｕは、窒化処理温度において熱間圧延鋼板素材中に析出し、強度を高める効果がある。しかし、Ｃｕは熱間圧延鋼材を熱延で製造する際に熱間圧延鋼板素材の亀裂の原因となるため、同時にＮｉの添加も必要となり、素材コストアップの原因となる。そのため、上限を０．１０％とした。
　（Ｎｉ：０．１０％以下）
　また、第３原材料は、Ｎｉを添加することによって、熱延時の亀裂防止機能を確実に発揮することができる。添加量はＣｕ量に対し０．５以上が好ましく、より好ましくは等量である。素材コストアップの原因となるため、上限を０．１０％とした。
　（Ｃｒ：０．０２％以下）
　また、第３原材料は、強度を確保するために必要に応じてＣｒを０．０２％以下含有することができる。素材コストアップを抑えるため、上限を０．０２％とした。
　（Ｍｏ：０．０２％以下）
　また、第３原材料は、強度を確保するために必要に応じてＭｏを０．０２％以下含有することができる。素材コストアップを抑えるため、上限を０．０２％とした。
　（Ｖ：０．０２％以下）
　また、第３原材料は、強度を確保するために必要に応じてＶを０．０２％以下含有することができる。素材コストアップを抑えるため、上限を０．０２％とした。
　（Ｃａ：０．０１％以下）
　また、第３原材料中に含まれるＳは、Ｍｎと化合してＭｎＳなる析出物を形成する。このＭｎＳは、熱延により伸展し、プレス割れの原因となる場合がある。Ｃａの添加により熱延で伸展しにくいＣａＳを形成させることができる。Ｃａは必要に応じて添加するが、０．０１％でその効果が飽和するため、上限を０．０１０％としている。
　（Ｂ：０．００５０％以下）
　加えて、第３原材料に含有させたＢは、鋼中でＮと結合することで固溶窒素が過剰に残存することを防ぐ作用がある。そのために、必要に応じて添加する。しかし０．００５０％を超えると機械的特性を低下させ、異方性が大きくなる。そのため、上限を０．００５０％としている。
　本願発明者たちは、上記第１～第３原材料のうち、図６に示す質量％の成分を含有した熱間圧延鋼板素材により構成した試作用材料ａ～ｃについて、プランジャ部材３を製作して、各種実験を行った。
　かかる各種実験は、試作用材料ａ～ｃとしてそれぞれ図７に示す降伏強度ＹＳ（ＭＰａ）、引張強度ＴＳ（ＭＰａ）および伸びＥＬ（％）の機械的特性を有する板厚５．６ｍｍの熱間圧延鋼板素材を使用することにより、上述のプレス成形により成形した後、図８に示すガス組成の炉内で、軟窒化処理を施すことによって、プランジャ部材３を製作することによって行った。
　また、上記軟窒化処理は、図９に示すガス炉温度および処理時間により行った。併せて、上記プレス成形により製作したまま軟窒化処理を行わず、従って表面硬化層を有さないプランジャ部材３を、比較サンプルとして準備した。
　先ず、摩擦試験を行った。この摩擦試験は、スプリング７を不図示の保持具にて固定し、プランジャ部材３のスプリング着座部３ｄの内面（図２のＡ部内面）にスプリング７により１０ＭＰａとなるような面圧を付与したうえで、当該プランジャ部材３を１００万回回転させた後、スプリング着座部３ｄの符号Ａ部内面の摩耗量を測定することによって、行った。
　このような摩擦試験の結果、先ず、図１０－１、図１０－２及び図１０－３に、それぞれ、試作用材料ａ～ｃにおけるスプリング着座部３ｄの摩擦量(ｍｍ)に及ぼす表面硬化層３Ｂのビッカース硬さ(Ｈｖ)を示した。かかる図１０－１、図１０－２及び図１０－３は、「硬質層あり」の場合、硬質層の深さは、４μｍ以上となっている場合のデータであり、耐摩耗性を持たせるためには、表面硬化層３Ｂの硬さは、４００Ｈｖ以上必要であるということを示している。
　また、上記摩耗試験の結果、各試作用材料ａ～ｃにおけるスプリング着座部３ｄは、図１１から図１３に示すような表面硬化層３Ｂの深さ（μｍ）に対する摩耗量（ｍｍ）を示した。
　図１１から図１３に示すように、表面硬化層３Ｂの深さが、４μｍ未満のプランジャ部材３は、スプリング着座部３ｄにおいて、スプリング７による摩耗量（ｍｍ）が大きくなっている。
　これに対して、軟窒化処理を施すことによってビッカース硬さ４００Ｈｖ以上の硬さで４μｍ以上の深さを有して表面硬化層３Ｂを形成して構成したプランジャ部材３のスプリング着座部３ｄは、計測できるほどに摩耗することはない。スプリング着座部３ｄに着座しているスプリング７も高い硬度を有している。したがって、実車走行を想定した摩耗試験では、表面硬化層３Ｂが薄いとスプリング７から受ける面圧により、表面硬化層３Ｂに亀裂が入りやすくなる。スプリング着座部３ｂがスプリング７とスラスト方向で繰り返し接触し続けると、表面硬化層３Ｂの亀裂を起点として表面硬化層３Ｂが除去されてしまう。表面硬化層３Ｂが除去されてしまうと摩耗の進行が速くなり、製品機能を満足する事ができない。よって、表面硬化層３Ｂが除去されないためには、表面硬化層３Ｂの厚さは、４μｍ以上であることが好ましい。
　但し、ビッカース硬さが４００Ｈｖに満たない場合には、表面硬化層３Ｂが剥離し、内部への摩耗が発生している。
　更に、図１４は、ブランク材３のスプリング着座部３ｄの表面硬化層３Ｂにおけるビッカース硬さ（Ｈｖ）と厚み（μｍ）とを対比している。
　次に、本願発明者たちは、プランジャ部材３について、図６に示す組成および図７に示す機械的特性を有する熱延鋼板素材である試作用材料ａ～ｃからなるブランク材３２を用いて、冷間プレス成形により、図３－２に示すような深絞り成形に加えて、図３－３に示すような深絞り成形、および閉塞鍛造、圧縮成形或いはこれらの複合成形による内部硬化層３Ａを有して構成した場合について、試作してみた。
　かかる試作によるプランジャ部材３の板厚寸法は、ブランク材３２の素材板厚に対して、２％～８０％の増加となっていた。
　このように構成する試作品について、図８および図９に示す条件で、軟窒化処理を施して、表面硬化層３Ｂを形成したプランジャ部材３を製作してみた。この場合、図９に示す軟窒化処理時間は、材料符号ａが２００分（ｍｉｎ）、材料符号ｂおよびｃはいずれも１００分（ｍｉｎ）とした。
　かかる結果、当該プランジャ部材３は、試作用材料ａ～ｃそれぞれについて、図１４に示すように、軟窒化処理により形成された表面硬化層３Ｂについて、表裏面に８～１４μｍの厚みを持ち、ビッカース硬度硬さ５０９～５８３Ｈｖを有する部品に構成できた。
　また、当該プランジャ部材３の表面硬化層３Ｂの表裏面内部に形成される内部硬化層３Ａは、ビッカース硬さで、１８０Ｈｖ以上の硬度を有していた。
　なお、軟窒化により表面硬化層３Ｂを形成するためには、図８に示す軟窒化処理ガスの条件に記載したものに限定されず、例えばＮＨ３は５～１３ｍ３／時間、Ｎ２は１～５ｍ３／時間などの範囲で行ってもよく、さらにＣＯ２の代替として異なる組成のガスを注入することもできる。
　次に、本願発明者たちは、このように構成したプランジャ部材における折曲角部３ｆにひずみゲージを貼り付けた後、プーリ油室５の中に油を注入したうえで、この油に９ＭＰａの油圧を付与する実験をした。
　この結果、プランジャ部材３における折曲角部３ｆ（図２においては、「Ａ部」に相当）の板厚と、ひずみゲージで計測されたひずみ量との関係は、図１５に示す通りである。
　加えて、上記油圧を除荷した際のプランジャ部材３の永久ひずみ残存有無は、図１５の右枠外に記載した通りである。
　したがって、プランジャ部材３における折曲角部３ｆ（図２においては、「Ａ部」に相当）の板厚を、試作用材料ａ～ｃの原材料の板厚に対して、３０％以上厚くすることによって、折曲角部３ｆのひずみ量が、きわめて小さくなり、さらに、プーリ油室５の油圧を除荷した際には、永久ひずみの残存を無くすことができたことになる（図１５の右欄外の記載を参照）。
　本願発明者たちは、次に、プランジャ部材３の成形にあたって、９ＭＰａの油圧を付加することによって深絞り成形を行う際に、永久ひずみが残存させないようにするためのプランジャ部材３の内部硬化層３Ａの硬度について、検討した。
　すなわち、本願発明者たちは、プランジャ部材３を冷間によるプレス成形にて製造する際に、図６に示す試作用材料ａ～ｃに記載の熱間圧延鋼板素材の原材料を使用し、深絞り成形後の閉塞鍛造、圧縮成形或いはこれらの複合成形も成形条件を変えたプレス成形を行い、折曲角部３ｆ（図２において「Ａ部」に相当）の板厚を前記原材料の板厚に対して６０％の厚みとなる試作品を複数製造してみた。
　この結果、上記プレス成形直後のプランジャ部材３の内部硬化層３Ａのビッカース硬度は、試作用材料ａ、ｂ、ｃそれぞれにおいて、２５５Ｈｖ、２６１Ｈｖ、２６５Ｈｖであった。
　そこで、次に本願発明者たちは、先ず、試作用材料ａ、ｂ、ｃを使用して試作したプランジャ部材３について、それぞれ、図１６－１に示す軟窒化処理を施し、折曲角部３ｆ（図２において「Ａ部」に相当）の内部硬化層３Ａの硬さが種々となる試作品を製造した。
　かかるいずれの試作によるプランジャ部材３には、各表裏両面に８～２０μｍの厚みを持つと共に、ビッカース硬さが４５０～６５０Ｈｖの硬度を有する表面硬化層３Ｂと、ビッカース硬さが１８０～２７０Ｈｖの硬度を有する内部硬化層３Ａとが形成されていた。
　このように構成されたプランジャ部材３の試作品について、折曲角部３ｆ（図２において「Ａ部」に相当）にひずみゲージを貼り付けた後、プーリ油室５の中に油を注入したうえで、この油に９ＭＰａの圧力を付与してみた。
　この結果、上記試作用材料ａ、ｂ、ｃを用いた試作品に係るプランジャ部材３は、その折曲角部３ｆ（図２において「Ａ部」）における内部硬化層３Ａのビッカース硬さと上記ひずみゲージで計測されたひずみ量の関係がそれぞれ図１７－１から図１７－３に示すものとなった。
　図１７－１の記載によれば、折曲角部３ｆ（図２において「Ａ部」）における内部硬化層３Ａの硬さが１８０Ｈｖに満たない場合は、マイナス側に大きなひずみが発生している。
　これに対して、折曲角部３ｆ（図２において「Ａ部」）における内部硬化層３Ａの硬さが１８０Ｈｖ以上とすることで、プーリ油室５に油圧を付与した場合にひずみ量が軽減されている。
　なお、材料符号ｂおよびｃを用いた同様の調査結果は、それぞれ図１７－２及び図１７－３に示されているように折曲角部３ｆ（図２において「Ａ部」に相当）における内部硬化層３Ａの硬さは全ての熱処理条件において１８０Ｈｖ以上となっており、プーリ油室５に油圧を付与した場合のひずみ量が極めて軽微なものとなっている。
　そして、かかるプーリ油室５の油圧を除荷した際のプランジャ部材３の永久ひずみ残存有無を調べたところ、図１７－１から図１７－３のいずれからも、折曲角部３ｆ（図２において「Ａ部」に相当）のビッカース硬さを１８０Ｈｖ以上とすることによって、永久ひずみの残存をなくすことができることが見出された。
　次に、図１６－２に示す軟窒化処理条件を付与した場合の試作用材料ａを用いた試作品に係るプランジャ部材３における図２に示すＡ～Ｉ部位における内部硬化層３Ａの硬さを図１８に示す。
　図１８によれば、図１６－２に示す軟窒化条件２または３を行うことにより、Ａ部～Ｉ部における内部硬化層３Ａは、ビッカース硬さ１８０Ｈｖ以上の硬さを示している。
　かかることから、軟窒化条件２または３を行うことにより、試作用材料ａを用いた試作品に係るプランジャ部材３は、当該Ａ部を含む全部位において、内部硬化層３Ａを１８０Ｈｖ以上とすることができ、９ＭＰａの油圧を付与したとしても、永久ひずみの発生を防止できることを見出した。
　図１９は、折曲角部Ａ部の内部硬化層３Ａのビッカース硬度（Ｈｖ）と油圧加圧時の折曲角部Ａ部のひずみ量（％）との関係を示す。また、図２０は、試作用材料ａ～ｃを用いた試作品としてのプランジャ部材３の図２のＡ～Ｉ部における相当塑性ひずみ量を表している。
　同様に、図２１および図２２は、試作用材料ｂ、ｃの材料を用いたプランジャ部材３に、図１６－２に示す軟窒化処理条件を付与した場合のプランジャ部材３における図２に示すＡ～Ｉ部位における内部硬化層３Ａの硬さを示したものである。
　図２１および図２２から、試作用材料ｂ、ｃの材料を用いたプランジャ部材３は、図１６－２の軟窒化処理条件１～３のいずれの条件であっても図２のＡ～Ｉ部における内部硬化層３Ａは、ビッカース硬さ１８０Ｈｖ以上の硬さを示している。
　かかることから、材料符号ｂ、ｃを用いた試作品に係るプランジャ部材３は、軟窒化条件１～３のいずれを行って図２に示すＡ～Ｉ部の全部位において、内部硬化層３Ａを１８０Ｈｖ以上とすることができ、９ＭＰａの油圧を付与したとしても、永久ひずみの発生を防止できることを見出した。
　なお、軟窒化により表面硬化層を形成するためには、図１６－１、図１６－２に示す軟窒化処理ガスの条件に記載したものに限定されず、例えばＮＨ３は５～１３ｍ３／時間、Ｎ２は１～５ｍ３／時間などの範囲で行ってもよく、さらにＣＯ２の代替として異なる組成のガスを注入することもできる。
　このような結果を獲得した本願発明者たちは、試作用材料ａを用いた試作品に係るプランジャ部材３について、さらに高い油圧に耐えるための内部硬化層３Ａの硬さを調査した。
　即ち、本願発明者たちは、プランジャ部材３をプレス成形により製造する際、深絞り成形後の閉塞鍛造や圧縮成形或いはこれらの複合成形の条件を変えたプレス成形を行い、上記Ａ部が、試作用材料ａの板厚に対して、さらに板厚が７０％増加した厚みとなるプランジャ部材３を複数製造した。この結果、当該Ａ部の内部硬化層のビッカース硬さは、２６５Ｈｖであった。
　そして、本願発明者たちは、これら複数のプランジャ部材３に、処理温度と処理時間の異なる軟窒化処理を施すことによって、当該Ａ部の硬さが種々異なる試作品を製造してみた。
　この結果、これら試作品に係るプランジャ部材３の表裏両面に８～２０μｍの厚みを持ち、ビッカース硬さが４５０～６５０Ｈｖの硬度を有する表面硬化層３Ｂと、ビッカース硬さが１８０～２７０Ｈｖの硬度を有する内部硬化層３Ａを得ることができた。
　このような表面硬化層３Ｂおよび内部硬化層３Ａを有して構成するプランジャ部材３において、当該Ａ部にひずみゲージを貼り付けた後、プーリ油室５の中に注入した油に１０ＰＭａの油圧を付与する実験を本願発明者たちはしてみた。
　かかる実験結果におけるプランジャ部材の上記Ａ部におけるビッカース硬さとひずみゲージで計測された相当塑性ひずみ量の関係を図２３に示す。
　図２３によれば、プランジャ部材３の上記Ａ部における内部硬化層３Ａのビッカース硬さが、２３０Ｈｖ以上であれば、１０ＭＰａの油圧が付与された場合においても、当該Ａ部の永久変形の発生を防止できることが判明した。
　なお、図２３に示すように、相当塑性ひずみ量を１．０以上にできれば、ビッカース硬さを２３０Ｈｖ以上とすることができる。
　そして、プランジャ部材３における閉塞鍛造や圧縮成形或いはこれらの複合成形のプレス機による成形を行う際、プランジャ部材３のＡ部に１．０以上の相当塑性ひずみ量を付与することができれば、当該Ａ部は、２３０Ｈｖ以上の硬さを確保することができる。
　これによって、更に高い油圧である１０ＭＰａを付与しても、永久ひずみの残存を防止できる高耐圧なプランジャ部材３を製造することができる。
　次に、プランジャ部材３を構成する試作用材料として、図６に示す材料符号ｂおよびｃを用いた場合におけるプランジャ部材３の図２に示す各部位Ａ～Ｉにおける内部硬化層３Ａのビッカース硬さを測定すると、それぞれ図２１および図２２に示す結果を得た。
　したがって、図２１および図２２に示すように材料符号ｂ或いはｃを使用して構成したとしても、プランジャ部材３のＡ部～Ｉ部におけるビッカース硬さが、２３０Ｈｖ以上であれば、１０ＭＰａの油圧が付与された場合においても、当該Ａ部～Ｉ部に永久変形の発生を防止できている。
　次に、本願発明者たちは、プランジャ部材３の相当ひずみ量を、０．４以上に設定することの理由について解明した。
　このために、本願発明者たちは、かかるプランジャ部材３として、やはり図６に示す組成を有すると共に図７に示す引張強度ＴＳ（ＭＰａ）を有し、且つ素材厚み５．６ｍｍの熱間圧延鋼材である試作用材料を使用して、製造している。
　このような試作用材料により製造されたプランジャ部材３について、本願発明者たちは、プレス加工による硬さ上昇と加工程度との関係について調査し、相当塑性ひずみ量を０．４以上となるように加工することで、プランジャ部材３の強度を満たす目標値１８０Ｈｖ以上にすることができることを見出した（図２３を参照）。
　上記の調査は、試作用材料である熱間圧延鋼板を、図２４に示すように、２本のロール間で室温下において減厚加工する方法、および、図２５に示すように、プレス機による圧縮成形加工により、初期板厚ｔに対してＴ（Ｔ＞ｔ）となる増厚加工を行う方により実施した。
　かかる調査から、加工硬さは加工手段によらず、相当塑性ひずみ量と相関があることから、深絞り成形、および閉塞鍛造、圧縮成形或いはこれらの複合成形を行った場合、相当塑性ひずみ量を０．４以上とすることで、ビッカース硬さの目標値１８０Ｈｖを達成することを見出している。
　以上説明したように、いずれの実施例におけるプランジャ部材３は、ブランク材３２を深絞り成形、および閉塞鍛造、圧縮成形或いはこれらの複合成形による冷間プレス成形により構成する。スリーブ部３ｃと階段状形成部（スプリング着座部）３ｄとを連続させる折曲角部３ｆの厚みをブランク材３２の厚みに対して３０％以上増加させる。さらに、プランジャ部材３の表裏両面全体に軟窒化処理を施すことにより表面硬化層３Ｂを形成する。これにより、かかる軟窒化処理を施して表面硬化層３Ｂを形成したとしても、当該軟窒化処理時における表面硬化層３Ｂより内部に存する内部硬化層３Ａに発生する転位による軟化現象を抑制することができて、強靭かつ安価なプランジャ部材３を提供することができる。
　上記いずれの実施例に係るプランジャ部材３は、表面硬化層３Ｂがプランジャ部材３の最表裏両面に対して４μｍ以上の厚みを有して構成されている。よって、軟窒化処理後の折曲角部３ｆにおける内部硬化層３Ａが、ビッカース硬さで１８０Ｈｖ以上の硬度を有して構成される。これにより、折曲角部３ｆにおけるプーリ油室５の油圧力により外方に膨張させる力を抑制すると共に、スプリング７による付勢力に対するスプリング着座部３ｄにおける耐摩耗性を向上させることができる。
　また、上記いずれの実施例によれば、プランジャ部材３の全体を相当塑性ひずみ量０．４以上に形成して構成することによって、プランジャ部材３の内部硬化層３Ａを十分硬質化している。これにより、適切な軟窒化処理条件を付与することにより表面窒化層３Ｂを形成したとしても、内部硬化層３Ａの軟化現象を抑制することができる。
　しかも、プレス成形品としては比較的小型のプランジャ部材３をプレス成形加工により製造するに当って、プランジャ部材３全体のひずみ量を０．４以上に設定する。これにより、折曲角部３ｆに深絞り成形、および閉塞鍛造、圧縮成形或いはこれらの複合成形により増厚加工を施す際に、有利となる。
　また、上記いずれの実施例によれば、スリーブ部３ｃと階段状形成部（スプリング着座部）３ｄとを連続させる折曲角部３ｆに、１．０以上の相当塑性ひずみ量を付与している。これにより、特に、折曲角部３ｆにおいて、内部硬化層３Ａによる硬質部分を保持して、プーリ油室５の油圧力により外方に膨張させる力を抑制すると共に、スプリング７による付勢力に対するスプリング着座部３ｄにおける耐摩耗性を向上させることができる。
　更に、上記いずれの実施例によれば、プランジャ部材３における表面硬化層３Ｂよりも内層部に存する内部硬化層３Ａを、ビッカース硬さで１８０Ｈｖ以上に形成している。これにより、折曲角部３ｆにおけるプーリ油室５の油圧力により外方に膨張させる力を抑制すると共に、スプリング７による付勢力に対するスプリング着座部３ｄにおける耐摩耗性を向上させることができる。
　上記いずれの実施例においては、ベルト式無段自動変速機におけるアウトプットシャフト１側のプランジャ部材３に適用した場合として説明した。しかし、この発明は、これに限定されるものではなく、インプットシャフト側のプランジャ部材にも適用できるものである。
　以上説明したこの発明は、深絞り成形加工で得た内部硬化層の硬度を低下させることなく、高温に設定された窒化処理槽内で軟窒化処理を施しても、内部硬化層の所定硬度を確保した強靭でしかも安価なプランジャ部材を得ることができることから、ベルト式無段変速機における可動側プーリ半体に対向するようにシャフトに固定されて、プーリ油室を画成するプランジャ部材等に好適であるといえる。
　１　アウトプットシャフト（シャフト）
　２　ドリブンプーリ（プーリ）
　２１　固定側プーリ半体
　２２　可動側プーリ半体
　３　プランジャ部材
　３Ａ　内部硬化層
　３Ｂ　表面硬化層
　３ｂ　拡開フランジ部
　３ｃ　スリーブ部
　３ｄ　階段状形成部（スプリング着座段部）
　３ｅ　階段状形成部
　３ｆ　折曲角部
　５　プーリ油室
　６　キャンセラー油室

Claims (7)

  1. 　ベルト式無段変速機に用いるプランジャ部材であって、
    　前記プランジャ部材は、ベルト式無段変速機における固定側プーリ半体と共にプーリを構成する可動側プーリ半体に対向するようにシャフトに固定されて、シリンダ部材が形成した油室をプーリ油室とキャンセラー油室とに画成し、
    　前記プランジャ部材は、
    　ブランク材をプレス成形することにより一端側に形成された、前記シリンダ部材に摺動可能に当接する大径の拡開フランジ部、及び他端側に形成された、前記シャフトに嵌合固定される小径のスリーブ部と、
    　前記拡開フランジ部から段階的に小径となって前記スリーブ部に連続する一以上の階段状形成部とを有し、
    　前記プランジャ部材が、前記ブランク材を深絞り成形、および閉塞鍛造、圧縮成形或いはこれらの複合成形による冷間プレス成形により構成され、かかる冷間プレス成形の際に少なくとも前記スリーブ部と前記階段状形成部とを連続させる折曲角部の厚みを前記ブランク材の厚みに対して３０％以上増加して構成した上で、軟窒化処理を施すことにより表面硬化層が前記プランジャ部材の表裏両面全体に形成された、ベルト式無段変速機に用いるプランジャ部材。
  2. 　前記表面硬化層が、前記プランジャ部材の最表裏両面に対して４μｍ以上の厚みを有する、請求項１に記載のベルト式無段変速機に用いるプランジャ部材。
  3. 　前記表面硬化層が、軟窒化処理によりビッカース硬さで４００ＨＶ以上を有する、請求項１又は請求項２に記載のベルト式無段変速機に用いるプランジャ部材。
  4. 　前記プランジャ部材の全体が、相当塑性ひずみ量０．４以上に形成されている、請求項１から請求項３のいずれか一に記載のベルト式無段変速機に用いるプランジャ部材。
  5. 　前記プランジャ部材における少なくとも前記スリーブ部と前記階段状形成部とを連続させる折曲角部に、１．０以上の相当塑性ひずみ量を付与して構成した、請求項１から請求項４のいずれか一に記載のベルト式無段変速機に用いるプランジャ部材。
  6. 　前記プランジャ部材における前記表面硬化層よりも内層部に存する内部硬化層が、ビッカース硬さで１８０Ｈｖ以上に形成されている、請求項１から請求項５のいずれか一に記載のベルト式無段変速機に用いるプランジャ部材。
  7. 　ベルト式無段変速機に用いるプランジャ部材の製造方法であって、
    　前記プランジャ部材は、ベルト式無段変速機における固定側プーリ半体と共にプーリを構成する可動側プーリ半体に対向するようにシャフトに固定されて、シリンダ部材が形成した油室をプーリ油室とキャンセラー油室とに画成し、
    　前記プランジャ部材は、ブランク材をプレス成形することにより一端側に形成された、前記シリンダ部材に摺動可能に当接する大径の拡開フランジ部、及び他端側に形成された、前記シャフトに嵌合固定される小径のスリーブ部と、前記拡開フランジ部から段階的に小径となって前記スリーブ部に連続する一以上の階段状形成部とを有し、
    　前記プランジャ部材が、前記ブランク材を深絞り成形、および閉塞鍛造、圧縮成形或いはこれらの複合成形による冷間プレス成形により構成され、かかる冷間プレス成形の際に少なくとも前記スリーブ部と前記階段状形成部とを連続させる折曲角部の厚みを前記ブランク材の厚みに対して３０％以上増加して構成した上で、軟窒化処理を施すことにより表面硬化層を前記プランジャ部材の表裏両面全体に形成する、ベルト式無段変速機に用いるプランジャ部材の製造方法。
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