JP2007146919A - Sliding bearing - Google Patents
Sliding bearing Download PDFInfo
- Publication number
- JP2007146919A JP2007146919A JP2005340244A JP2005340244A JP2007146919A JP 2007146919 A JP2007146919 A JP 2007146919A JP 2005340244 A JP2005340244 A JP 2005340244A JP 2005340244 A JP2005340244 A JP 2005340244A JP 2007146919 A JP2007146919 A JP 2007146919A
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- width
- bearing
- friction
- projecting
- protruding
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Pending
Links
Images
Classifications
-
- Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
- Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
- Y02T—CLIMATE CHANGE MITIGATION TECHNOLOGIES RELATED TO TRANSPORTATION
- Y02T10/00—Road transport of goods or passengers
- Y02T10/80—Technologies aiming to reduce greenhouse gasses emissions common to all road transportation technologies
- Y02T10/86—Optimisation of rolling resistance, e.g. weight reduction
Landscapes
- Sliding-Contact Bearings (AREA)
- Shafts, Cranks, Connecting Bars, And Related Bearings (AREA)
Abstract
Description
本発明は、断面円形の回転軸を回転自在に支持する円筒状のすべり軸受に関する。 The present invention relates to a cylindrical slide bearing that rotatably supports a rotary shaft having a circular cross section.
エンジンなどの動力機械のすべり軸受は、一般に軸受表面の円周方向に対して直角となる軸方向(軸受幅方向)に切削痕を持つことが多く、これが油の流れをさまたげ、摩擦の向上となじみの悪さの要因であった。
これを解決する目的で、軸受表面に潤滑油を供給するために、円周方向に狭いピッチで小さな溝を多く形成し、円周方向への潤滑油の流れを促進するようにしたものがある(特許文献1)。
また、すべり軸受の軸受表面の円周方向に細い突状の突筋を複数設け、各突筋の間の潤滑油通路を台形形状として、潤滑油量の増大を図ったものも提案されている(特許文献2の図7)。
In order to solve this problem, in order to supply the lubricating oil to the bearing surface, there are ones in which many small grooves are formed at a narrow pitch in the circumferential direction to promote the flow of the lubricating oil in the circumferential direction. (Patent Document 1).
There has also been proposed a structure in which a plurality of thin protruding bars are provided in the circumferential direction of the bearing surface of the slide bearing and the lubricating oil passage between each protruding bar is trapezoidal to increase the amount of lubricating oil (patent) Fig. 7 in
特許文献1のすべり軸受の場合、荷重を主に溝の突部の頂上面で受け持つことを前提としており、突部の頂上面の幅が比較的広く、溝に対して突部の頂上面の面積の割合が高い。溝の無い従来一般のすべり軸受より摩擦の低減を図ることができるが、摩耗の無い使用初期では、溝を挟む突部と回転軸との距離が近く、ここでの摩擦が主体であるため、比較的摩擦は大きい。
回転軸と軸受表面とのなじみによって突部の頂上面がけずれ、頂上面の幅が初期よりやや広くなると摩擦はさらに大きくなる。しかし、回転軸と軸受表面とのなじみがすすみ突部頂上面が摩耗して、頂上面の幅がさらに広くなると摩擦は徐々に低減する。摩耗の進行によって、滑らかな平面に漸近すると、摩擦は平面の状態にまで低減する可能性を有している。
In the case of the sliding bearing of
Friction is further increased when the top surface of the protrusion is displaced due to the familiarity between the rotating shaft and the bearing surface, and the width of the top surface is slightly larger than the initial width. However, if the familiarity between the rotating shaft and the bearing surface is worn out and the top surface of the protruding portion is worn and the width of the top surface is further increased, the friction is gradually reduced. As wear progresses asymptotically to a smooth plane, the friction has the potential to reduce to a flat state.
特許文献2の図7に記載されているすべり軸受においては、後の実験結果に示すように、溝の無い従来一般のすべり軸受や特許文献1に記載されたすべり軸受よりも摩擦の低減を図ることができる。
しかしながら特許文献2には、突筋と突筋間の底面幅と、各突筋の幅との比をどのように設定すべきかについては一切記載されておらず、上記底面幅と突筋幅との比をどの範囲に設定したら低い摩擦を得られるかは不明となっている。
エンジンなどの動力機械では、効率向上のためにすべり軸受の摩擦低減がさらに重要な課題となっている。本発明は、このために、従来に比較して摩擦をさらに低減できるように改良したすべり軸受を提供するものである。
In the slide bearing described in FIG. 7 of
However,
In power machines such as engines, reducing friction of sliding bearings has become an even more important issue in order to improve efficiency. For this reason, the present invention provides a sliding bearing improved so that the friction can be further reduced as compared with the prior art.
本発明は、すべり軸受の軸受表面の円周方向に細い突状の突筋を複数設け、突筋と突筋間のピッチをa、突筋と突筋間の底面幅をb、各突筋の幅をcとしたときに、上記底面幅bと突筋幅cとの比が、b/c>14となるように設定したことを特徴とするものである。 In the present invention, a plurality of thin projecting protrusions are provided in the circumferential direction of the bearing surface of the slide bearing, the pitch between the protrusions and the protrusions is a, the bottom width between the protrusions and the protrusions is b, and the width of each protrusion is c. In some cases, the ratio between the bottom surface width b and the protruding bar width c is set so that b / c> 14.
上記円周方向に形成した細い突状の突筋は、回転軸の表面と軸受表面との間を流れる潤滑油を円周方向に流れやすく、軸方向に流れにくくして、油膜を厚くする。また上記突筋は、荷重が作用して軸と軸受間のすき間が薄くなる側の主体となる潤滑面の油膜厚さを厚くして摩擦を低減し、かつ油膜圧力を高くして荷重に対する負荷容量を効果的に増すことに寄与する。
これは特許文献1のように流れを制御する溝の突部の頂上面を潤滑面として荷重を支えるものとは異なり、溝の底面を著しく広くして、この広く厚い油膜を利用して低摩擦と高荷重に対する負荷容量を達成するものである。
そして上記底面幅bと突筋幅cとの比を、b/c>14となるように設定することによって、従来に比較して、極めて低い摩擦を実現することができる。
The thin protruding bar formed in the circumferential direction makes the lubricating oil flowing between the surface of the rotating shaft and the bearing surface easy to flow in the circumferential direction, makes it difficult to flow in the axial direction, and thickens the oil film. In addition, the above-mentioned protruding bar increases the oil film thickness of the lubricating surface, which is the main part on the side where the gap between the shaft and the bearing becomes thin due to the load acting, thereby reducing friction and increasing the oil film pressure to increase the load capacity against the load. Contributes to effectively increasing.
Unlike the case of supporting the load by using the top surface of the protrusion of the groove for controlling the flow as a lubricating surface as in
By setting the ratio between the bottom surface width b and the protruding bar width c so as to satisfy b / c> 14, extremely low friction can be realized as compared with the conventional case.
以下図示実施例について本発明を説明すると、図1は本発明に係る半割すべり軸受1の斜視図で、すべり軸受1の軸受表面の円周方向に細い突状の突筋2を複数設けてある。同図においてLは軸受幅を示している。また、図示しない他方の半割すべり軸受も上記半割すべり軸受1と同一の構成を有している。 Hereinafter, the present invention will be described with reference to the illustrated embodiment. FIG. 1 is a perspective view of a half slide bearing 1 according to the present invention. . In the figure, L indicates the bearing width. The other half-slide bearing (not shown) has the same configuration as the half-slide bearing 1 described above.
図2、図3はそれぞれ図1のII−II線に沿った要部の拡大断面図で、図2は各部の寸法が分かりやすいように各突筋2を誇張して示してあり、また図3は実際の寸法に近い状態で表示してある。
各図において、aは突筋と突筋間のピッチ、bは突筋と突筋間の底面幅、cは各突筋の幅を示しており、突筋幅cは、ピッチa−底面幅bに相当する(c=a−b)。またhは突筋の高さを示している。
図2、図3から理解されるように、各突筋2は断面三角形状に形成してあり、特に図3から理解されるように、その頂部はかなりの鈍角となっている。上記各突筋2の頂上面の幅はできるだけ狭いほうが良く、これは突筋2の頂上面の幅が広くなると該頂上面に大きなせん断力が発生して摩擦を増大させるためである。
2 and 3 are enlarged cross-sectional views of the main part taken along the line II-II in FIG. 1, respectively, and FIG. 2 exaggerates each
In each figure, a is the pitch between the projecting muscles, b is the bottom surface width between the projecting muscles, and c is the width of each projecting muscle, and the projecting muscle width c corresponds to pitch a−bottom surface width b (c = Ab). H represents the height of the protruding muscle.
As can be understood from FIGS. 2 and 3, each
図4は、上記突筋2を軸受表面に形成し、上記底面幅bと突筋幅cとの比(b/c)を変化させて、エンジンのコンロッドに作用する変動荷重下の摩擦(パワーロスW)の変化を調べたものである。
同図において、○は上記構成を有する本発明品のすべり軸受についての試験結果を示しており、本試験においては突筋2の高さhは3μmに設定してある。また同図における点線は、軸受表面を完全に平坦に形成したすべり軸受の試験結果を示している。なお、一般に軸受表面の粗さを無くして完全に平坦に形成したすべり軸受を量産することは困難であるが、試験のために軸受表面を完全に平坦に形成したすべり軸受を製造した。
上記試験は、1000cc、直列4気筒エンジンを用い、5000rpm、全負荷で行なった。各すべり軸受は半径14mm、軸受幅12mmの大きさとした。またパワーロスは仕事率(W)で示してあり、各コンロッドの大端部1個当たりのパワーロスを示してある。
図4に示すように、上記○で示す本発明品のすべり軸受では、上記底面幅bと突筋幅cとの比(b/c)が5となると軸受表面が完全に平坦なすべり軸受の摩擦よりも低くなり、5を超えるに従って上記平坦なすべり軸受の摩擦よりも一層低い摩擦となり、14倍以上で安定した摩擦低減が図れる。
FIG. 4 shows the friction (power loss W) under variable load acting on the connecting rod of the engine by forming the
In the figure, ◯ indicates the test result of the slide bearing of the present invention having the above-described configuration. In this test, the height h of the
The test was conducted using a 1000 cc, in-line 4-cylinder engine at 5000 rpm and full load. Each plain bearing had a radius of 14 mm and a bearing width of 12 mm. Further, the power loss is indicated by the power (W), and the power loss per one large end of each connecting rod is indicated.
As shown in FIG. 4, in the sliding bearing of the present invention indicated by the above-mentioned circle, when the ratio (b / c) between the bottom surface width b and the protruding bar width c is 5, the friction of the sliding bearing with a completely flat bearing surface is obtained. As the value exceeds 5, the friction becomes lower than that of the flat sliding bearing, and stable friction reduction can be achieved at 14 times or more.
図5は比較のために、従来のすべり軸受について図4と同一の試験条件で行なった試験結果を示したものである。
同図における△は、軸受表面をブローチ加工によって加工した一般のすべり軸受における試験結果を、□は特許文献1の範疇に属するすべり軸受における試験結果をそれぞれ示している。また同図における点線は、図4と同様に、軸受表面を完全に平坦に形成したすべり軸受の試験結果を示している。
但し図5における突筋頂上幅eとは、図6に示すように、突筋2’の頂部を平坦に形成した場合のその平端部の幅を意味しており、また溝幅fとは、平坦部を含まない突筋2’と突筋2’との間の溝部の幅を示している。
上記△で示した一般のすべり軸受は、回転軸の円周方向と概ね直角の方向に削って表面加工するので、軸方向に突状の筋がつくことが多い。軸方向の筋は摩擦が大きく、摩耗やなじみによって頂上幅eが増大するとやや摩擦が低減する。
他方、上記□で示した特許文献1のすべり軸受では、突筋が円周方向の時、摩擦は軸方向の筋に比べて著しく低い。しかしながら摩耗やなじみによって頂上幅eが広がると、軸受表面を完全に平坦に形成したすべり軸受の摩擦に近づく。
このように、従来のすべり軸受では、頂上幅eを広げることによって摩擦が低減する傾向が示されている。
For comparison, FIG. 5 shows the test results of a conventional plain bearing performed under the same test conditions as those in FIG.
In the figure, Δ indicates a test result in a general slide bearing in which the bearing surface is processed by broaching, and □ indicates a test result in a slide bearing belonging to the category of
However, the protrusion top width e in FIG. 5 means the width of the flat end when the top of the protrusion 2 'is formed flat as shown in FIG. 6, and the groove width f is the flat section. The width of the groove portion between the protruding
The general sliding bearing indicated by Δ is surface-treated by cutting in a direction substantially perpendicular to the circumferential direction of the rotating shaft, and thus has a protruding streak in the axial direction in many cases. The axial streak has a large amount of friction, and when the top width e increases due to wear or familiarity, the friction slightly decreases.
On the other hand, in the plain bearing of
Thus, in the conventional slide bearing, the tendency for friction to reduce is shown by expanding the top width e.
図7は、上記底面幅bを変化させることによって該底面幅bと突筋幅cとの比(b/c)を大きく変化させた際の特性を調べたものである。同図において、○は本発明品を、点線は軸受表面を完全に平坦に形成したすべり軸受の試験結果を示している。
図7に示されているように、上記比が14以上となればかなりの摩擦低減となり、40から50で最小となり、それ以上では徐々に増える。
この試験結果から、本発明のすべり軸受における底面幅bと突筋幅cとの比(b/c)は、b/c>14の範囲となるように設定すると良好な低摩擦のすべり軸受を得ることができる。
FIG. 7 shows the characteristics when the ratio (b / c) between the bottom surface width b and the protruding bar width c is greatly changed by changing the bottom surface width b. In the figure, ○ indicates the product of the present invention, and the dotted line indicates the test result of the slide bearing in which the bearing surface is completely flat.
As shown in FIG. 7, if the ratio is 14 or more, there is a considerable friction reduction, minimum at 40 to 50, and gradually increase above that.
From this test result, when the ratio (b / c) between the bottom face width b and the protrusion width c in the slide bearing of the present invention is set to be in the range of b / c> 14, a good low friction slide bearing is obtained. be able to.
図8は、完全に平坦なすべり軸受の摩擦の大きさを基準として、これに対する各種のすべり軸受における摩擦の大きさの差を示したものである。
同図において、Aは軸受表面が完全に平坦なすべり軸受の摩擦の大きさを基準として示したもので、Bは従来一般のブローチ加工によって製造したすべり軸受の摩擦の大きさを、上記すべり軸受Aの摩擦の大きさからの差として示してある。同様に、Cは特許文献1に記載された条溝付きすべり軸受を、Dは特許文献2の図7に記載されたすべり軸受を、Eは底面幅bと突筋幅cとの比(b/c)を40に設定した本発明品のすべり軸受をそれぞれ示している。
なお、特許文献2の図7に関しては摩擦低減の効果についての定量的な記載はなく、底面幅bと突筋幅cとの比についての記載もない。そこで同図の寸法を実測したところ、その比は8であった。したがって上記符号Dは、底面幅bと突筋幅cとの比を8とした試験結果を示している。また、特許文献2の図7における突筋は鋭角となっており、特許文献2の本文中にも鋭角である旨の記載がある。これは本発明の図3の形状とは異なっている。
上記試験結果から理解されるように、一般のすべり軸受Bに対し、条溝付きすべり軸受Cは摩擦低減に効果があるが、完全に平坦なすべり軸受Aには及ばない。これに対し、底面幅bを大きくしたすべり軸受D、Eは摩擦低減に効果があり、なかでも上記比を40とした本発明品のすべり軸受Eは、その比を8としたすべり軸受Dに対しても2倍ほどの低減効果がある。
FIG. 8 shows the difference in the magnitude of friction in various sliding bearings with respect to the magnitude of friction in a completely flat sliding bearing.
In the figure, A shows the friction level of a plain bearing with a completely flat bearing surface, and B shows the friction level of a plain bearing manufactured by a conventional broaching process. It is shown as the difference from the magnitude of friction of A. Similarly, C is a sliding bearing with a groove described in
In addition, regarding FIG. 7 of
As understood from the above test results, the grooved slide bearing C is effective for reducing friction with respect to the general slide bearing B, but it does not reach the completely flat slide bearing A. On the other hand, the slide bearings D and E having a larger bottom width b are effective in reducing friction, and the slide bearing E of the present invention having the above ratio of 40 is particularly suitable for the slide bearing D having the ratio of 8. In contrast, there is a reduction effect of about twice.
図9は、摩擦低減の要因を示した図である。本発明の底面幅bが広いすべり軸受を太線で、完全に平坦なすべり軸受を細線で示してある。同図から理解されるように、本発明品は完全に平坦なすべり軸受に対して、約二倍の最小油膜厚さとなる潤滑期間がエンジンのサイクルに多くあり、これによって摩擦が下がる。
最小油膜厚さの増大は、突筋2により円周方向流れが主体となり、横方向の流れが抑制されることにより油の圧力上昇効果が生じるためである。
FIG. 9 is a diagram showing the factor of friction reduction. In the present invention, the plain bearing having a wide bottom width b is indicated by a thick line, and the completely flat slide bearing is indicated by a thin line. As understood from the figure, the product of the present invention has a lubrication period in which the minimum oil film thickness is about twice that of a completely flat plain bearing in the engine cycle, and this reduces friction.
The increase in the minimum oil film thickness is due to the fact that the circumferential flow is mainly caused by the
次に、上記突筋2の高さhや幅c、並びにピッチaの大きさについて述べる。
先ず上記突筋2の高さhについて述べると、各突筋の高さは、基準すき間幅(クリアランス)より低く、実働時の各位置の最小油膜厚さよりも小さくする必要がある。エンジンなどの変動荷重軸受では軸受の位置により異なり、だいたい軸受直径dの1/10000〜2/10000くらいであることが数値計算によりわかっている。
そこで、上記突筋2の高さhは、すべり軸受の直径をdとして、突筋2の高さh<軸受直径d×2/10000=2d/10000mm(h<2d/10000)とするのが望ましい。
Next, the height h, the width c, and the size of the pitch a will be described.
First, the height h of the projecting
Therefore, it is desirable that the height h of the protruding
次に、上記突筋2の高さhを考慮して、突筋2の幅cを設定することができる。
すべり軸受は表面に軟質材料を用いることが多く、最近では樹脂を用いる場合もある。よって、許容せん断力を基準に突筋2の最小幅を決めることになる。
エンジン用のすべり軸受などでは、油膜の圧力pは局所的には500MPa(剛体軸受の潤滑理論より)に到達することも十分想定しなければならない。許容せん断応力をτとして、軸受として安心して使用するためには、許容せん断応力τ×突筋幅c>油膜の圧力p×突筋の高さh(τc>ph)でなければならない。つまり、突筋幅c>油膜の圧力p×突筋の高さh/許容せん断応力τ(c>ph/τ)となる。
これに曲げによる応力、すなわち最大主応力=突筋2の根元のモーメント/突筋の根元の断面係数(=p×(h/c)2/12も作用する。
この最大主応力は、許容せん断応力τに比べ十分小さいが、多少余裕を持った突筋幅cとしなければならない。ここでは軸受材の降伏点応力を基準に、許容せん断応力を降伏点応力の半分と想定する。軸受表面材の引張り強さは300から370MPa、降伏点応力は100から150MPaである。
許容せん断応力を降伏点応力の半分で50から75MPaとすれば、低い方の値50MPaを用いて、かつh=d/10000、p=500MPaを用いると、c>ph/τであるから、
突筋幅c>500MPa×d/10000/50MPa=d/1000mm(c>d/1000)となる。
Next, the width c of the protruding
A plain bearing often uses a soft material for the surface, and recently, a resin may be used. Therefore, the minimum width of the protruding
In a sliding bearing for an engine or the like, it must be sufficiently assumed that the oil film pressure p locally reaches 500 MPa (from the lubrication theory of a rigid bearing). In order to use the bearing with an allowable shear stress τ, the allowable shear stress τ × the protrusion width c> the oil film pressure p × the protrusion height h (τc> ph) must be satisfied. That is, the protrusion width c> the pressure p of the oil film × the protrusion height h / the allowable shear stress τ (c> ph / τ).
Stress due to bending in this, that is, the maximum principal stress = root section modulus at the root of the moment /突筋of突筋2 (= p × (h / c) 2/12 also acts.
This maximum principal stress is sufficiently smaller than the allowable shear stress τ, but it must be a protruding bar width c with some margin. Here, based on the yield point stress of the bearing material, the allowable shear stress is assumed to be half of the yield point stress. The tensile strength of the bearing surface material is 300 to 370 MPa, and the yield point stress is 100 to 150 MPa.
If the allowable shear stress is 50 to 75 MPa, which is half of the yield point stress, then using the lower value of 50 MPa and h = d / 10000, p = 500 MPa, c> ph / τ,
The ridge width c> 500 MPa × d / 10000/50 MPa = d / 1000 mm (c> d / 1000).
ところで、実際上、すべり軸受の直径dが小さいときに突筋2の幅cを狭くすることは、加工上難しい。
切削加工では切削抵抗によるせん断応力が発生し、これが加工可能な形状にも影響する。切削抵抗は加工の速度を落とすなどによって低くできるが、せん断応力は純アルミで130MPaと紹介されている(機械工学便覧B2偏加工学・加工機器)。純アルミの降伏点応力は約180MPaで、許容応力の決定では許容せん断応力は許容応力の80%とすることが多い。
突筋2を三角形状とすれば、切削抵抗による突筋を三角形の底面のせん断応力が材料の許容せん断応力以下でなければならない。これは傾斜角δ(図3参照)の余弦(cosδ)<切削抵抗によるせん断応力/許容せん断応力となり、純アルミの場合角度δは25°以下(頂角130°以上)。さらに切削抵抗のエネルギーの95%は温度の上昇になる(機械工学便覧B2偏加工学・加工機器)と考えられていて熱の伝導のためにはδは25°よりかなり小さい値にして切削面から材料内部への熱の移動を容易にしなければならない。
また、切削加工を旋盤などで行う場合。送りの精度から加工できる最小幅すなわち突筋2の最小幅を決めなければならない。JIS B6202に精度検査について記されていて、精密旋盤でも精度の許容値は回転する主軸の主軸方向の動きと振れ10μm、親ねじの軸方向の動きに10μm、JIS B6331に刃物台の位置精度の許容値は5μmと記されている。
これらを合わせると精密旋盤の送り許容精度は25μm。精度記号Gの精密級のスローアウェイチップでも±25μmの寸法容差を持つ(機械工学便覧B2偏加工学・加工機器)。スローアウェイチップの精度は相対的なもので除外できるとしても、切削抵抗や精密旋盤の送り精度25μm以上の突筋2の幅cでないと切削加工上、突筋2の加工を保証できないと考えられる。
よって、上記突筋2の幅cは、25μm以上で、かつc>d/1000となるように設定するのが望ましい。
By the way, it is practically difficult to reduce the width c of the
In cutting, shear stress is generated by cutting resistance, which affects the shape that can be processed. The cutting resistance can be lowered by reducing the processing speed, etc., but the shear stress is introduced as 130 MPa in pure aluminum (Mechanical Engineering Handbook B2 Bias Processing and Processing Equipment). The yield point stress of pure aluminum is about 180 MPa, and in determining the allowable stress, the allowable shear stress is often 80% of the allowable stress.
If the
When cutting with a lathe. The minimum width that can be machined, that is, the minimum width of the
Together these, the precision lathe feed tolerance is 25 μm. Even the precision grade throw-away tip with accuracy symbol G has a dimensional difference of ± 25 μm (Mechanical Engineering Handbook B2: Partial Machining and Processing Equipment). Even if the accuracy of the throw-away tip is relative and can be excluded, it is considered that the machining of the protruding
Therefore, it is desirable to set the width c of the
さらに、突筋2のピッチaの好ましい最小値について述べる。
ピッチa=突筋幅c+底面幅bであり、底面幅bと突筋幅cとの比はb/c>14、すなわち底面幅b>14×突筋幅cなので、結局、ピッチa>突筋幅c+底面幅b=突筋幅c+14×突筋幅c=15×突筋幅cとなる(a>15c)。
上述したように、突筋2の幅cは25μm以上必要なので、ピッチaは、15×25=375μm以上必要となる。
他方、ピッチa>15×突筋幅c>15×軸受直径d×10-3なので、a>15d/1000となる。
Furthermore, a preferable minimum value of the pitch a of the
The pitch a = the protruding bar width c + the bottom surface width b, and the ratio of the bottom surface width b and the protruding bar width c is b / c> 14, that is, the bottom surface width b> 14 × the protruding bar width c. The width b = the protrusion width c + 14 × the protrusion width c = 15 × the protrusion width c (a> 15c).
As described above, since the width c of the
On the other hand, since pitch a> 15 × barrel width c> 15 × bearing diameter d × 10 −3 , a> 15d / 1000.
図10、図11はそれぞれピッチaと軸受直径dとの関係を図示したもので、図10は軸受直径dが小さい領域を示しており、図11は軸受直径dがそれよりも大きな領域を示している。
同図において、符号Xは特許文献1に記載された領域を示しており、線Yは上述した本発明に係る最小ピッチaを示している。本発明の領域は、その線Yよりも上側の領域である。また線Zは、本発明において底面幅b/突筋幅c=19となる線を示しており、その比が19以上であればより優れた摩擦低減効果が得られている。なお、図10の線Zにおいて、b/c=19としたときの最小のピッチaは、500μmである。すなわち、b=19c、かつa=b+cなので、a=20cとなり、またcは25μm以上必要なので、最小のピッチaは20×25=500μmとなる。
FIGS. 10 and 11 illustrate the relationship between the pitch a and the bearing diameter d, respectively. FIG. 10 shows a region where the bearing diameter d is small, and FIG. 11 shows a region where the bearing diameter d is larger than that. ing.
In the same figure, the code | symbol X has shown the area | region described in
さらに、すべり軸受外への軸方向の脇漏れを少なくし、荷重を支える軸受表面の油膜圧力を向上させて、油膜厚さを厚くし、摩擦低減と潤滑の性能改善をするためには、すべり軸受の軸方向両端部に突筋2を形成することが望ましい。そして、両端部の突筋に加え、軸受表面に最低2つの突筋2を形成すると、中央の油膜圧力を高くして油の流れを制御することができる。
よって本発明のピッチaの最大値は軸受幅をLとして、ピッチa<L/3に設定することが望ましい。
Furthermore, in order to reduce axial side leakage to the outside of the slide bearing, improve the oil film pressure on the bearing surface that supports the load, increase the oil film thickness, reduce friction and improve lubrication performance, It is desirable to form the protruding
Therefore, it is desirable that the maximum value of the pitch a of the present invention is set such that the bearing width is L and the pitch a <L / 3.
また、上記各突筋2は、すべり軸受の正確に円周方向に形成しても、螺旋状に所要の角度θだけ傾けて形成してもよい。突筋2を傾けて形成する場合には、軸受幅と軸受傾直径が等しい場合を想定すれば、tanθ<1/(3π)から6度以下となる。よって、本発明の突筋2の傾きの角度θは、軸受の円周方向に対して±6度以下に設定することが望ましい。
Further, each protruding
本発明のすべり軸受は、上記のピッチaの範囲内であれば均等なピッチでなくても良い。突筋2と直角方向の断面は概ね台形によって近似できるが、突筋2の斜面や頂上面や底面は多少曲がったり、ゆがんでいても良い。
また突筋の高さhは上記範囲内であれば、場所によって異なっても良い。特に大きな荷重がかかる方向に高さを低く、逆に荷重が小さいか軸受ハウジングがやわらかい方向は、突筋の高さを高くすると効果的である。
The plain bearing of the present invention may not have a uniform pitch as long as it is within the range of the pitch a. The cross section perpendicular to the projecting
Further, the height h of the protruding muscle may be different depending on the location as long as it is within the above range. In particular, when the height is low in the direction in which a large load is applied and the load is small or the bearing housing is soft, it is effective to increase the protrusion height.
1 すべり軸受 2 突筋
a ピッチ b 底面幅
c 突筋幅 d 軸受直径
h 突筋の高さ
1 Sliding
Claims (7)
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2005340244A JP2007146919A (en) | 2005-11-04 | 2005-11-25 | Sliding bearing |
Applications Claiming Priority (2)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2005320959 | 2005-11-04 | ||
JP2005340244A JP2007146919A (en) | 2005-11-04 | 2005-11-25 | Sliding bearing |
Publications (1)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JP2007146919A true JP2007146919A (en) | 2007-06-14 |
Family
ID=38208563
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP2005340244A Pending JP2007146919A (en) | 2005-11-04 | 2005-11-25 | Sliding bearing |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JP2007146919A (en) |
Cited By (3)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP2015010675A (en) * | 2013-06-28 | 2015-01-19 | 本田技研工業株式会社 | Balancer metal |
CN107061501A (en) * | 2017-06-06 | 2017-08-18 | 袁虹娣 | The miniature ladder bearing of abnormity |
WO2022223794A1 (en) * | 2021-04-22 | 2022-10-27 | Rolls-Royce Solutions GmbH | Bearing part for a plain bearing, bearing shell, plain bearing, machine, and method for manufacturing a bearing part for a plain bearing |
Citations (5)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JPS5973620A (en) * | 1982-09-20 | 1984-04-25 | ミバ・グライトラ−ゲル・アクチエンゲゼルシヤフト | Dynamic and hydraulic pressure slide bearing |
JPS6353922U (en) * | 1986-09-29 | 1988-04-11 | ||
JPH07259859A (en) * | 1994-03-18 | 1995-10-09 | Taiho Kogyo Co Ltd | Bearing device |
JPH07293567A (en) * | 1994-04-22 | 1995-11-07 | Taiho Kogyo Co Ltd | Slide bearing |
JP2003269454A (en) * | 2002-03-13 | 2003-09-25 | Mitsubishi Heavy Ind Ltd | Bearing metal and slide bearing using bearing metal |
-
2005
- 2005-11-25 JP JP2005340244A patent/JP2007146919A/en active Pending
Patent Citations (5)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JPS5973620A (en) * | 1982-09-20 | 1984-04-25 | ミバ・グライトラ−ゲル・アクチエンゲゼルシヤフト | Dynamic and hydraulic pressure slide bearing |
JPS6353922U (en) * | 1986-09-29 | 1988-04-11 | ||
JPH07259859A (en) * | 1994-03-18 | 1995-10-09 | Taiho Kogyo Co Ltd | Bearing device |
JPH07293567A (en) * | 1994-04-22 | 1995-11-07 | Taiho Kogyo Co Ltd | Slide bearing |
JP2003269454A (en) * | 2002-03-13 | 2003-09-25 | Mitsubishi Heavy Ind Ltd | Bearing metal and slide bearing using bearing metal |
Cited By (3)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP2015010675A (en) * | 2013-06-28 | 2015-01-19 | 本田技研工業株式会社 | Balancer metal |
CN107061501A (en) * | 2017-06-06 | 2017-08-18 | 袁虹娣 | The miniature ladder bearing of abnormity |
WO2022223794A1 (en) * | 2021-04-22 | 2022-10-27 | Rolls-Royce Solutions GmbH | Bearing part for a plain bearing, bearing shell, plain bearing, machine, and method for manufacturing a bearing part for a plain bearing |
Similar Documents
Publication | Publication Date | Title |
---|---|---|
KR101879475B1 (en) | Plain bearing shell with slide face surface geometry which is profiled in the axial direction | |
US8240917B2 (en) | Fluid dynamic bearing pattern and fluid dynamic bearing | |
JP6962398B2 (en) | Ball screw device | |
CN100425849C (en) | Fluid dynamic bearing device | |
US7150565B1 (en) | Cylindrical roller bearing | |
CN108884867B (en) | Double-row self-aligning roller bearing | |
JP2007177808A (en) | Hydrodynamic bearing unit | |
JP2008261474A (en) | Thrust washer | |
JP2007225079A (en) | Sliding bearing for diagonal split type connecting rod | |
JP2007146919A (en) | Sliding bearing | |
EP2787225A1 (en) | Roller bearing | |
US10024358B2 (en) | Crank-drive with bearings having micro-ramp structures of asymmetric form | |
KR20130031821A (en) | Sliding bearing shell | |
JP4884886B2 (en) | Roller bearing | |
JP5912413B2 (en) | Solid lubricant embedded bearing and manufacturing method thereof | |
US9188157B2 (en) | Axial sliding bearing | |
JP4483803B2 (en) | Thrust cylindrical roller bearing | |
JPWO2004081400A1 (en) | Hydrodynamic bearing device | |
JP2007192320A (en) | Shaft member for hydrodynamic bearing unit | |
JP4933081B2 (en) | Manufacturing method of meshing element of rotation / linear motion conversion mechanism | |
JP2001116046A (en) | Dynamic pressure bearing device | |
JP5356361B2 (en) | Roller bearing | |
US11821505B2 (en) | Sun gear for use in a planetary gear system, counter bearing part, bearing arrangement and planetary gear system | |
WO2016072305A1 (en) | Rotational sliding bearing | |
JP2007218379A (en) | Shaft member for hydrodynamic bearing device and its manufacturing method |
Legal Events
Date | Code | Title | Description |
---|---|---|---|
A621 | Written request for application examination |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A621 Effective date: 20081121 |
|
A131 | Notification of reasons for refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A131 Effective date: 20100518 |
|
A977 | Report on retrieval |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A971007 Effective date: 20100520 |
|
A02 | Decision of refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A02 Effective date: 20101005 |