JP2018165551A - Tapered-roller bearing - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、円錐ころ軸受に関し、特に自動車用円錐ころ軸受に関する。 The present invention relates to a tapered roller bearing, and more particularly to a tapered roller bearing for an automobile.
特開2003−226918号公報には、軸受部品の鋼をA1変態点を超える浸炭窒化処理温度で浸炭窒化処理後、A1変態点未満の温度に冷却した後、A1変態点以上で浸炭窒化処理の温度未満の焼入れ温度に再加熱する軸受部品の熱処理方法が開示されている。このような熱処理方法により得られた軸受部品は、転動疲労に対して長寿命であり、かつ高い割れ強度を有し、かつ経年寸法変化率の増大が抑制されている。 JP-A-2003-226918 discloses, after carbonitriding a steel of the bearing components in the carbonitriding temperature exceeding the A 1 transformation point, after cooling to a temperature below the A 1 transformation point, carburizing at A 1 transformation point or more A heat treatment method for bearing parts is disclosed in which reheating is performed to a quenching temperature lower than the nitriding temperature. The bearing component obtained by such a heat treatment method has a long life against rolling fatigue, has a high cracking strength, and suppresses an increase in the dimensional change rate over time.
特開2009−197904号公報には、潤滑が希薄な転がり機械要素においても、特殊な材料の使用や、特殊な熱処理や表面処理等の加工を施すことなく、接触面の表面損傷を容易かつ効果的に防止できる転がり機械要素が開示されている。 Japanese Patent Application Laid-Open No. 2009-197904 discloses that, even in rolling machine elements with poor lubrication, surface damage on the contact surface can be easily and effectively performed without using special materials or processing such as special heat treatment or surface treatment. A rolling machine element is disclosed which can be prevented automatically.
特開2010−255730号公報には、面圧や接触部の応力を低減し軸受の長寿命化を図ると共に、軌道面の加工不良を未然に解消しつつ、ころの両端部のドロップ量の低減を図り、加工効率の向上を図ることができる円錐ころ軸受が開示されている。 Japanese Patent Application Laid-Open No. 2010-255730 reduces the contact pressure and stress at the contact portion to extend the life of the bearing, and reduces the drop amount at both ends of the roller while eliminating the processing failure of the raceway surface. Therefore, a tapered roller bearing that can improve the machining efficiency is disclosed.
自動車のトランスミッションやデファレンシャルなどに組み込まれる円錐ころ軸受については、トランスミッションの多段化や運転空間の拡大のために与えられるスペースが縮小される傾向がある。これに伴い軸受に対し負荷される単位面積当たりの負荷荷重は大きくなっている。 As for tapered roller bearings incorporated in automobile transmissions and differentials, there is a tendency that the space provided for the multistage transmission and the expansion of the operation space is reduced. As a result, the load applied to the bearing per unit area is increased.
また、自動車のトランスミッションやデファレンシャルなどにおいては、構成材料にアルミニウムを含むハウジングが採用される傾向がある。この場合、ケースの剛性が低下して主軸の傾きが大きくなる。そのため、主軸をハウジングに対して回転可能に支持する円錐ころ軸受は、軸受の取付誤差(ミスアライメント)が生じやすい環境下、すなわちいわゆる高ミスアライメント環境下に置かれる。そのため、このような円錐ころ軸受は、高ミスアライメント環境下でも高い耐久性が要求されている。 Further, in automobile transmissions and differentials, a housing containing aluminum as a constituent material tends to be employed. In this case, the rigidity of the case decreases and the inclination of the main shaft increases. Therefore, the tapered roller bearing that rotatably supports the main shaft with respect to the housing is placed in an environment in which a bearing mounting error (misalignment) is likely to occur, that is, a so-called high misalignment environment. Therefore, such a tapered roller bearing is required to have high durability even in a high misalignment environment.
本発明の主たる目的は、高ミスアライメント環境でも高い耐久性を有し、転動疲労寿命の向上と耐焼き付き性の向上と両立した円錐ころ軸受を提供することにある。 A main object of the present invention is to provide a tapered roller bearing which has high durability even in a high misalignment environment and is compatible with improvement in rolling fatigue life and improvement in seizure resistance.
本発明に係る円錐ころ軸受は、内周面において外輪軌道面を有する外輪と、外周面において内輪軌道面と内輪軌道面よりも大径側に配置された大鍔面とを有し、外輪の内側に配置された内輪と、外輪軌道面と内輪軌道面との間に配列され、外輪軌道面および内輪軌道面と接触する転動面と大鍔面と接触する大端面とを有し、外輪軌道面と内輪軌道面との間に配列された複数の円錐ころと、周方向に所定の間隔で配置されている複数のポケットを含み、複数の円錐ころの各々を複数のポケットの各々に収容保持している保持器とを備える。 A tapered roller bearing according to the present invention includes an outer ring having an outer ring raceway surface on an inner peripheral surface, an inner ring raceway surface and a large flange surface disposed on a larger diameter side than the inner ring raceway surface on the outer peripheral surface, An inner ring disposed on the inner side, an outer ring raceway surface arranged between the outer ring raceway surface and the inner ring raceway surface, a rolling surface in contact with the outer ring raceway surface and the inner ring raceway surface, and a large end surface in contact with the large collar surface; It includes a plurality of tapered rollers arranged between the raceway surface and the inner ring raceway surface and a plurality of pockets arranged at predetermined intervals in the circumferential direction, and each of the plurality of tapered rollers is accommodated in each of the plurality of pockets. Holding cage.
ころ係数γが0.90を越えている。
上記保持器は、円錐ころの小径端面側で連なる小環状部と、円錐ころの大径端面側で連なる大環状部と、これらの環状部を連結する複数の柱部とを含む。
The roller coefficient γ exceeds 0.90.
The cage includes a small annular portion that is continuous on the small diameter end surface side of the tapered roller, a large annular portion that is continuous on the large diameter end surface side of the tapered roller, and a plurality of column portions that connect these annular portions.
ポケットが、円錐ころの小径側を収納する部分が狭幅側となり、かつ大径側を収納する部分が広幅側となる台形状に形成されている。 The pocket is formed in a trapezoidal shape in which the portion that stores the small diameter side of the tapered roller is the narrow side, and the portion that stores the large diameter side is the wide side.
上記保持器のポケットの狭幅側の柱部に切欠きを小環状部と柱部との境界から大環状部の方へ幅をもたせて設けたことにより、保持器の内径側から内輪側へ流入する潤滑油が切欠きから外径側の外輪側へ速やかに逃げるようにし、小環状部のポケット側の縁を、ポケットの狭幅側の底辺部分が柱部まで延びた形状としている。 From the inner diameter side of the cage to the inner ring side by providing a notch in the column portion on the narrow side of the pocket of the cage with a width extending from the boundary between the small annular portion and the column portion toward the large annular portion The inflowing lubricating oil escapes quickly from the notch to the outer ring side on the outer diameter side, and the pocket-side edge of the small annular portion is shaped so that the bottom side portion of the pocket on the narrow side extends to the column portion.
上記外輪、内輪および複数の円錐ころのうちの少なくともいずれか1つは、外輪軌道面、内輪軌道面または転動面の表面層に形成された窒素富化層を含む。上記表面層の最表面から窒素富化層の底部までの距離は0.2mm以上である。 At least one of the outer ring, the inner ring, and the plurality of tapered rollers includes a nitrogen-enriched layer formed on a surface layer of the outer ring raceway surface, the inner ring raceway surface, or the rolling surface. The distance from the outermost surface of the surface layer to the bottom of the nitrogen-enriched layer is 0.2 mm or more.
上記円錐ころの転動面にはクラウニングが形成され、クラウニングのドロップ量の和は、円錐ころの転動面の母線をy軸とし、母線直交方向をz軸とするy−z座標系において、K1,K2,zmを設計パラメータ、Qを荷重、Lを円錐ころにおける転動面の有効接触部の母線方向長さ、E’を等価弾性係数、aを円錐ころの転動面の母線上にとった原点から有効接触部の端部までの長さ、A=2K1Q/πLE’としたときに、式(1)で表される。 Crowning is formed on the rolling surface of the tapered roller, and the sum of the crowning drop amounts is a y-z coordinate system in which the generatrix of the rolling surface of the tapered roller is the y-axis and the direction orthogonal to the generatrix is the z-axis. K1, K2, and zm are design parameters, Q is the load, L is the length of the effective contact portion of the rolling contact surface of the tapered roller in the direction of the generating line, E 'is the equivalent elastic modulus, and a is the generating surface of the tapered roller rolling surface. When the length from the taken origin to the end of the effective contact portion, A = 2K1Q / πLE ′, is expressed by Equation (1).
本発明によれば、高ミスアライメント環境でも高い耐久性を有し、転動疲労に対して長寿命である円錐ころ軸受を提供することができる。 According to the present invention, it is possible to provide a tapered roller bearing that has high durability even in a high misalignment environment and has a long life against rolling fatigue.
以下、図面に基づいて本発明の実施の形態を説明する。なお、以下の図面において同一または相当する部分には同一の参照番号を付しその説明は繰返さない。 Hereinafter, embodiments of the present invention will be described with reference to the drawings. In the following drawings, the same or corresponding parts are denoted by the same reference numerals, and description thereof will not be repeated.
(実施の形態1)
<円錐ころ軸受の構成>
図1は、本発明の実施の形態に係る円錐ころ軸受の断面模式図である。図2は、図1に示した円錐ころ軸受の部分断面模式図である。図3は、図1に示した円錐ころ軸受の円錐ころの部分断面模式図である。図4は、図3に示した円錐ころの拡大部分断面模式図である。図1〜図4を用いて本実施の形態に係る円錐ころ軸受を説明する。
(Embodiment 1)
<Configuration of tapered roller bearing>
FIG. 1 is a schematic cross-sectional view of a tapered roller bearing according to an embodiment of the present invention. FIG. 2 is a schematic partial sectional view of the tapered roller bearing shown in FIG. FIG. 3 is a partial cross-sectional schematic view of the tapered roller of the tapered roller bearing shown in FIG. FIG. 4 is an enlarged partial cross-sectional schematic diagram of the tapered roller shown in FIG. The tapered roller bearing according to the present embodiment will be described with reference to FIGS.
図1に示す円錐ころ軸受10は、外輪11と、内輪13と、複数のころ12と、保持器14とを主に備えている。外輪11は、環形状を有し、内周面に外輪軌道面11Aを有している。内輪13は、環形状を有し、外周面に内輪軌道面13Aを有している。内輪13は、内輪軌道面13Aが外輪軌道面11Aに対向するように外輪11の内周側に配置されている。
A tapered
ころ12は、外輪11の内周面上に配置されている。ころ12はころ転動面12Aを有し、当該ころ転動面12Aにおいて内輪軌道面13Aおよび外輪軌道面11Aに接触する。複数のころ12は合成樹脂からなる保持器14により周方向に所定のピッチで配置されている。これにより、ころ12は、外輪11および内輪13の円環状の軌道上に転動自在に保持されている。また、円錐ころ軸受10は、外輪軌道面11Aを含む円錐、内輪軌道面13Aを含む円錐、およびころ12が転動した場合の回転軸の軌跡を含む円錐のそれぞれの頂点が軸受の中心線上の1点で交わるように構成されている。このような構成により、円錐ころ軸受10の外輪11および内輪13は、互いに相対的に回転可能となっている。
The
外輪11、内輪13、ころ12を構成する材料は鋼であってもよい。当該鋼は、窒素富化層11B、12B、13B以外の部分で、少なくとも炭素を0.6質量%以上1.2質量%以下、珪素を0.15質量%以上1.1質量%以下、マンガンを0.3質量%以上1.5質量%以下含む。上記鋼は、さらに2.0質量%以下のクロムを含んでいてもよい。
The material constituting the
上記の構成において、炭素が1.2質量%を超えると、球状化焼鈍を行なっても素材硬度が高いので冷間加工性を阻害し、冷間加工を行なう場合に十分な冷間加工量と、加工精度を得ることができない。また、浸炭窒化処理時に過浸炭組織になりやすく、割れ強度が低下する危険性がある。他方、炭素含有量が0.6質量%未満の場合には、所要の表面硬さと残留オーステナイト量を確保するのに長時間を必要としたり、再加熱後の焼入れで必要な内部硬さが得られにくくなる。 In the above configuration, if the carbon content exceeds 1.2% by mass, the material hardness is high even if spheroidizing annealing is performed, so that cold workability is hindered and sufficient cold work amount is obtained when performing cold work. The processing accuracy cannot be obtained. In addition, the carbonitriding process tends to become an excessively carburized structure, and there is a risk that the cracking strength is reduced. On the other hand, when the carbon content is less than 0.6% by mass, it takes a long time to secure the required surface hardness and the amount of retained austenite, or the necessary internal hardness is obtained by quenching after reheating. It becomes difficult to be.
Si含有率を0.15〜1.1質量%とするのは、Siが耐焼戻し軟化抵抗を高めて耐熱性を確保し、異物混入潤滑下での転がり疲労寿命特性を改善することができるからである。Si含有率が0.15質量%未満では異物混入潤滑下での転がり疲労寿命特性が改善されず、一方、Si含有率が1.1質量%を超えると焼きならし後の硬度を高くしすぎて冷間加工性を阻害する。 The reason why the Si content is 0.15 to 1.1% by mass is that Si increases resistance to tempering softening to ensure heat resistance, and can improve rolling fatigue life characteristics under lubrication mixed with foreign matter. It is. When the Si content is less than 0.15% by mass, the rolling fatigue life characteristics under lubrication with foreign matters are not improved. On the other hand, when the Si content exceeds 1.1% by mass, the hardness after normalization is too high. Impairs cold workability.
Mnは浸炭窒化層と芯部の焼入れ硬化能を確保するのに有効である。Mn含有率が0.3質量%未満では、十分な焼入れ硬化能を得ることができず、芯部において十分な強度を確保することができない。一方、Mn含有率が1.5質量%を超えると、硬化能が過大になりすぎ、焼きならし後の硬度が高くなり冷間加工性が阻害される。また、オーステナイトを安定化しすぎて芯部の残留オーステナイト量を過大にして経年寸法変化を助長する。さらに、鋼が2.0質量%以下のクロムを含むことにより、表層部においてクロムの炭化物や窒化物を析出して表層部の硬度を向上しやすくなる。Cr含有率を2.0質量%以下としたのは、2.0質量%を超えると冷間加工性が著しく低下したり、2.0質量%を超えて含有しても上記表層部の硬度向上の効果が小さいからである。 Mn is effective for securing the quench hardening ability of the carbonitrided layer and the core. When the Mn content is less than 0.3% by mass, sufficient quenching and hardening ability cannot be obtained, and sufficient strength cannot be ensured in the core. On the other hand, if the Mn content exceeds 1.5% by mass, the curing ability becomes excessively high, the hardness after normalization becomes high, and the cold workability is hindered. In addition, the austenite is excessively stabilized and the amount of retained austenite in the core is excessively increased to promote a change in size over time. Further, when steel contains 2.0 mass% or less of chromium, chromium carbide and nitride are precipitated in the surface layer portion, and the hardness of the surface layer portion is easily improved. The Cr content is set to 2.0% by mass or less when the content exceeds 2.0% by mass, the cold workability is remarkably lowered, or even if the content exceeds 2.0% by mass, the hardness of the surface layer portion described above. This is because the improvement effect is small.
なお、本開示の鋼は、言うまでもなくFeを主成分とし、上記の元素の他に不可避的不純物を含んでいてもよい。不可避的不純物としては、リン(P)、硫黄(S)、窒素(N)、酸素(O)、アルミ(Al)などがある。これらの不可避的不純物元素の量は、それぞれ0.1質量%以下である。 Needless to say, the steel of the present disclosure may contain Fe as a main component and may contain inevitable impurities in addition to the above elements. Inevitable impurities include phosphorus (P), sulfur (S), nitrogen (N), oxygen (O), aluminum (Al), and the like. The amounts of these inevitable impurity elements are each 0.1% by mass or less.
また異なる観点から言えば、外輪11および内輪13は、軸受用材料の一例である鋼材、たとえばJIS規格SUJ2からなるものであることが好ましい。ころ12は、軸受用材料の一例である鋼材、たとえばJIS規格SUJ2により構成されてもよい。また、ころ12は、他の材料、たとえばサイアロン焼結体により構成されていてもよい。
From a different point of view, the
図2に示すように、外輪11の軌道面11Aおよび内輪13の軌道面13Aには窒素富化層11B、13Bが形成されている。内輪13では、窒素富化層13Bが軌道面13Aから小鍔面および大鍔面にまで延在している。窒素富化層11B、13Bは、それぞれ外輪11の未窒化部11Cまたは内輪13の未窒化部13Cより窒素濃度が高くなっている領域である。また、ころ12の転動面12Aを含む表面には窒素富化層12Bが形成されている。ころ12の窒素富化層12Bは、ころ12の未窒化部12Cより窒素濃度が高くなっている領域である。窒素富化層11B、12B、13Bは、たとえば浸炭窒化処理、窒化処理など従来周知の任意の方法により形成できる。
As shown in FIG. 2, nitrogen-enriched
なお、ころ12のみに窒素富化層12Bを形成してもよいし、外輪11のみに窒素富化層11Bを形成してもよいし、内輪13のみに窒素富化層13Bを形成してもよい。あるいは、外輪11、内輪13、ころ12のうちの2つに窒素富化層を形成してもよい。
Note that the nitrogen-enriched
図3に示すように、ころ12の転動面12A(図2参照)は、両端部に位置し、クラウニングが形成されたクラウニング部22、24と、このクラウニング部22、24の間を繋ぐ中央部23とを含む。中央部23にはクラウニングは形成されておらず、ころ12の回転軸である中心線26に沿った方向での断面における中央部23の形状は直線状である。ころ12の端面17とクラウニング部22との間には面取り部21が形成されている。端面16とクラウニング部24との間にも面取り部25が形成されている。
As shown in FIG. 3, the rolling
ここで、ころ12の製造方法において、窒素富化層12Bを形成する処理(浸炭窒化処理)を実施するときには、ころ12にはクラウニングが形成されておらず、ころ12の外形は図4の点線で示される加工前表面12Eとなっている。この状態で窒素富化層が形成された後、仕上げ加工として図4の矢印に示すようにころ12の側面が加工され、クラウニングが形成されたクラウニング部22、24が得られる。
Here, in the manufacturing method of the
窒素富化層の厚さ:
ころ12における窒素富化層12Bの深さ、すなわち窒素富化層12Bの最表面から窒素富化層12Bの底部までの距離は、0.2mm以上となっている。具体的には、面取り部21とクラウニング部22との境界点である第1測定点31、端面17から距離Wが1.5mmの位置である第2測定点32、ころの転動面の中央である測定点33において、それぞれの位置での窒素富化層12Bの深さT1、T2、T3が0.2mm以上となっている。ここで、上記窒素富化層12Bの深さとは、ころ12の中心線26に直交するとともに外周側に向かう径方向における窒素富化層12Bの厚さを意味する。なお、窒素富化層12Bの深さT1、T2、T3の値は、面取り部21、25の形状やサイズ、さらに窒素富化層12Bを形成する処理および上記仕上げ加工の条件などのプロセス条件に応じて適宜変更可能である。たとえば、図4に示した構成例では、上述のように窒素富化層12Bが形成された後にクラウニング22Aが形成されたことに起因して、窒素富化層12Bの深さT2は他の深さT1、T3より小さくなっているが、上述したプロセス条件を変更することで、上記窒素富化層12Bの深さT1、T2、T3の値の大小関係は適宜変更することができる。
Nitrogen enriched layer thickness:
The depth of the nitrogen-enriched
また、外輪11および内輪13における窒素富化層11B、13Bについても、その最表面から窒素富化層11B、13Bの底部までの距離である窒素富化層11B、13Bの厚さは0.2mm以上である。ここで、窒素富化層11B、13Bの厚さは、窒素富化層11B、13Bの最表面に対して垂直な方向における窒素富化層11B,13Bまでの距離を意味する。
Further, regarding the nitrogen-enriched
クラウニングの形状:
ころ12のクラウニング部22、24に形成されたクラウニングの形状は、以下のように規定される。すなわち、クラウニングのドロップ量の和は、ころ12の転動面12Aの母線をy軸とし、母線直交方向をz軸とするy−z座標系において、K1,K2,zmを設計パラメータ、Qを荷重、Lをころ12における転動面12Aの有効接触部の母線方向長さ、E’を等価弾性係数、aをころ12の転動面の母線上にとった原点から有効接触部の端部までの長さ、A=2K1Q/πLE’としたときに、下記の式(1)で表される。
Crowning shape:
The shape of the crowning formed on the crowning
図5は、クラウニング形状の一例を示すy−z座標図である。図5では、ころ12の母線をy軸とし、ころ12の母線上であって内輪13又は外輪11ところ12の有効接触部の中央部に原点Oをとると共に、母線直交方向(半径方向)にz軸をとったy−z座標系に、上記式(1)で表されるクラウニングの一例を示している。図5において縦軸はz軸、横軸はy軸である。有効接触部は、ころ12にクラウニングを形成していない場合の内輪13又は外輪11ところ12との接触部位である。また、円錐ころ軸受10を構成する複数のころ12の各クラウニングは、通常、有効接触部の中央部を通るz軸に関して線対称に形成されるので、図5では、一方のクラウニング22Aのみを示している。
FIG. 5 is a yz coordinate diagram showing an example of the crowning shape. In FIG. 5, the
荷重Q、有効接触部の母線方向長さL、および、等価弾性係数E’は、設計条件として与えられ、原点から有効接触部の端部までの長さaは、原点の位置によって定められる値である。 The load Q, the length L in the generatrix direction of the effective contact portion, and the equivalent elastic modulus E ′ are given as design conditions, and the length a from the origin to the end of the effective contact portion is a value determined by the position of the origin. It is.
上記式(1)において、z(y)は、ころ12の母線方向位置yにおけるクラウニング22Aのドロップ量を示しており、クラウニング22Aの始点O1の座標は(a−K2a,0)であるから、式(1)におけるyの範囲は、y>(a−K2a)である。また、図5では、原点Oを有効接触部の中央部にとっているので、a=L/2となる。さらに、原点Oからクラウニング22Aの始点O1までの領域は、クラウニングが形成されていない中央部(ストレート部)であるから、0≦y≦(a−K2a)のとき、z(y)=0となる。
In the above formula (1), z (y) indicates the drop amount of the crowning 22A at the position y in the generatrix direction of the
設計パラメータK1は荷重Qの倍率、幾何学的にはクラウニング22Aの曲率の程度を意味している。設計パラメータK2は、原点Oから有効接触部の端部までの母線方向長さaに対するクラウニング22Aの母線方向長さymの割合を意味している(K2=ym/a)。設計パラメータzmは、有効接触部の端部におけるドロップ量、即ちクラウニング22Aの最大ドロップ量を意味している。 Magnification design parameters K 1 is a load Q, the geometric means the degree of curvature of the crowning 22A. Design parameters K 2, which means the ratio of the generatrix direction length ym of the crowning 22A against generatrix direction length a from the origin O to the end of the effective contact portions (K 2 = ym / a) . The design parameter z m means the drop amount at the end of the effective contact portion, that is, the maximum drop amount of the crowning 22A.
ここで、後述する図8に示したころのクラウニングは、設計パラメータK2=1であってストレート部の無いフルクラウニングであり、エッジロードが発生しない十分なドロップ量が確保されている。しかしながら、ドロップ量が過大であると、加工時に、材料取りされた素材から生じる取代が大きくなり、コスト増大を招くこととなる。そこで、以下のように、設計パラメータK1,K2,zmの最適化を行う。 Here, the crowning of the roller shown in FIG. 8 to be described later is a full crowning with the design parameter K 2 = 1 and no straight portion, and a sufficient drop amount that does not cause an edge load is secured. However, if the drop amount is excessive, the machining allowance generated from the material that has been removed during processing increases, leading to an increase in cost. Therefore, the design parameters K 1 , K 2 , and z m are optimized as follows.
設計パラメータK1,K2,zmの最適化手法としては種々のものを採用することができ、例えば、Rosenbrock法等の直接探索法を採用することができる。ここで、ころの転動面における表面起点の損傷は面圧に依存するので、最適化の目的関数を面圧とすることにより、希薄潤滑下における接触面の油膜切れを防止するクラウニングを得ることができる。 Various optimization methods for the design parameters K 1 , K 2 , and z m can be adopted. For example, a direct search method such as Rosenblock method can be adopted. Here, since the damage at the rolling origin of the roller depends on the surface pressure, the crowning that prevents oil film breakage on the contact surface under dilute lubrication can be obtained by using the surface pressure as the optimization objective function. Can do.
また、ころに対数クラウニングを施す場合、ころの加工精度を確保するためには転動面の中央部分に全長の1/2以上の長さのストレート部(中央部23)を設けるのが好ましい。この場合は、K2を一定の値とし、K1,zmについて最適化すればよい。 In addition, when logarithmic crowning is applied to the roller, it is preferable to provide a straight portion (central portion 23) having a length of ½ or more of the total length in the central portion of the rolling surface in order to ensure the processing accuracy of the roller. In this case, K 2 may be a constant value, and K 1 and z m may be optimized.
ころ係数:
図1および図6に示すように、内輪13は、円すい状の軌道面13Aを有し、この軌道面13Aの大径側に大つば部41、小径側に小つば部42を有する。ここで、円錐ころ軸受10は、ころ係数γ>0.90となっている。ここで、ころ係数γは、ころ本数Z、ころ平均径DA、ころピッチ円径PCDとして、関係式γ=(Z・DA)/(π・PCD)で定義される。
Roller coefficient:
As shown in FIGS. 1 and 6, the
保持器の形状:
図7に示すように、上記保持器14は、円錐ころ12の小径端面側で連なる小環状部106と、円錐ころ12の大径端面側で連なる大環状部107と、これらの小環状部106と大環状部107を連結する複数の柱部108とからなり、円錐ころ12の小径側を収納する部分が狭幅側、大径側を収納する部分が広幅側となる台形状のポケット109が形成されている。ポケット109の狭幅側と広幅側には、それぞれ両側の柱部108に2つずつ切欠き110a、110bが設けられており、各切欠き110a、110bの寸法は、いずれも深さ1.0mm、幅4.6mmとされている。
Cage shape:
As shown in FIG. 7, the
窒素富化層の結晶組織:
図13は、本実施の形態に係る円錐ころ軸受を構成する軸受部品のミクロ組織、特に旧オーステナイト結晶粒界を図解した模式図である。図13は、窒素富化層12Bにおけるミクロ組織を示している。本実施の形態における窒素富化層12Bにおける旧オーステナイト結晶粒径はJIS規格の粒度番号が10以上となっており、従来の一般的な焼入れ加工品と比べても十分に微細化されている。
Crystal structure of the nitrogen-enriched layer:
FIG. 13 is a schematic view illustrating the microstructure of the bearing component constituting the tapered roller bearing according to the present embodiment, particularly the prior austenite grain boundary. FIG. 13 shows the microstructure in the nitrogen-enriched
<各種特性の測定方法>
窒素濃度の測定方法:
外輪11、ころ12、内輪13などの軸受部品について、それぞれ窒素富化層11B,12B、13Bが形成された領域の表面に垂直な断面について、EPMA(Electron Probe Micro Analysis)により深さ方向で線分析を行う。測定は、各軸受部品を測定位置から表面に垂直な方向に切断することで切断面を露出させ、当該切断面において測定を行う。たとえば、ころ12については、図3に示した第1測定点31〜第3測定点33のそれぞれの位置から、中心線26と垂直な方向にころ12を切断することで切断面を露出させる。当該切断面において、ころ12の表面から内部に向かって0.05mmの位置となる複数の測定位置にて、上記EPMAにより窒素濃度について分析を行う。たとえば、上記測定位置を5か所決定し、当該5か所での測定データの平均値をころ12の窒素濃度とする。
<Measuring method of various characteristics>
Measuring method of nitrogen concentration:
About bearing parts, such as the outer ring |
また、外輪11および内輪13については、軌道面11A、13Aにおいて軸受の中心軸方向における中央部を測定位置として、中心軸および当該中心軸に直交する径方向に沿った断面を露出させた後、当該断面について上記と同様の手法により窒素濃度の測定を行う。
Further, for the
最表面から窒素富化層の底部までの距離の測定方法:
外輪11および内輪13については、上記窒素濃度の測定方法において測定対象とした断面につき、表面から深さ方向において硬度分布を測定する。測定装置としてはビッカース硬さ測定機を用いることができる。500℃×1hの焼き戻し処理後の円錐ころ軸受10において、深さ方向に並ぶ複数の測定点、たとえば0.02mm間隔に配置された測定点において硬度測定を実施する。そして、ビッカース硬さがHV475以上の領域を窒素富化層とする。
Method for measuring the distance from the outermost surface to the bottom of the nitrogen-enriched layer:
About the outer ring |
また、ころ12については、図3に示した第1測定点31での断面において、上記のように深さ方向での硬度分布を測定し、窒素富化層の領域を決定する。
For the
粒度番号の測定方法:
旧オーステナイト結晶粒径の測定方法は、JIS規格G0551:2013に規定された方法を用いる。測定を行う断面は、窒素富化層の底部までの距離の測定方法において測定を行った断面とする。
Measuring method of particle number:
As a method for measuring the prior austenite crystal grain size, a method defined in JIS standard G0551: 2013 is used. The cross section to be measured is the cross section measured by the method for measuring the distance to the bottom of the nitrogen-enriched layer.
クラウニング形状の測定方法:
ころ12のクラウニング形状について、任意の方法により測定できる。たとえば、ころ12の形状を3次元形状測定器により測定することにより、クラウニング形状を測定してもよい。
Crowning shape measurement method:
The crowning shape of the
<円錐ころ軸受の作用効果>
以下一部重複する部分もあるが、上述した円錐ころ軸受の特徴的な構成を列挙する。
<Operational effect of tapered roller bearing>
Although there are some overlapping portions below, the characteristic configurations of the tapered roller bearing described above are listed.
本開示に従った円錐ころ軸受10は、外輪11と内輪13と複数の円錐ころであるころ12とを備える。外輪11は、内周面において外輪軌道面11Aを有する。内輪13は、外周面において内輪軌道面13Aを有し、外輪11の内側に配置される。複数のころ12は、外輪軌道面11Aと内輪軌道面13Aとの間に配列され、外輪軌道面11Aおよび内輪軌道面13Aと接触する転動面12Aを有する。外輪11、内輪13および複数のころ12のうちの少なくともいずれか1つは、外輪軌道面11A、内輪軌道面13Aまたは転動面12Aの表面層に形成された窒素富化層11B、13B、12Bを含む。窒素富化層11B、12B、13Bにおける旧オーステナイト結晶粒径はJIS規格の粒度番号が10以上である。表面層の最表面から窒素富化層11B、12B、13Bの底部までの距離T1は0.2mm以上である。ころ12の転動面12Bにはクラウニング22Aが形成されている。クラウニング22Aのドロップ量の和は、ころ12の転動面12Bの母線をy軸とし、母線直交方向をz軸とするy−z座標系において、K1,K2,zmを設計パラメータ、Qを荷重、Lをころ12における転動面12Aの有効接触部の母線方向長さ、E’を等価弾性係数、aをころ12の転動面の母線上にとった原点から有効接触部の端部までの長さ、A=2K1Q/πLE’としたときに、下記の式(1)で表される。
A tapered
なお、荷重Q、有効接触部の母線方向長さL、および等価弾性係数E’は設計条件として与えられ、原点から有効接触部の端部までの長さaは原点の位置に応じて定められる値である。 The load Q, the length L in the generatrix direction of the effective contact portion, and the equivalent elastic modulus E ′ are given as design conditions, and the length a from the origin to the end of the effective contact portion is determined according to the position of the origin. Value.
このようにすれば、外輪11、内輪13、円錐ころとしてのころ12の少なくともいずれか1つにおいて旧オーステナイト結晶粒径が十分微細化された窒素富化層11B、12B、13Bが形成されているので、高い転動疲労寿命を有した上で、シャルピー衝撃値、破壊靭性値、圧壊強度などを向上させることができる。
In this way, the nitrogen-enriched
また、ころ12の転動面12Aに上記式(1)によりドロップ量の和が表されるような、輪郭線が対数関数で表されるクラウニング(いわゆる対数クラウニング)を設けているので、従来の部分円弧で表されるクラウニングを形成した場合より局所的な面圧の上昇を抑制でき、ころの転動面における摩耗の発生を抑制できる。
Further, since the rolling
ここで、上述した対数クラウニングの効果についてより詳細に説明する。図8は、輪郭線が対数関数で表されるクラウニングを設けたころの輪郭線と、ころの転動面における接触面圧を重ねて示した図である。図9は、部分円弧のクラウニングとストレート部を設けたころの輪郭線と、ころの転動面における接触面圧を重ねて示した図である。図8および図9の左側の縦軸は、クラウニングのドロップ量(単位:mm)を示している。図8および図9の横軸は、ころにおける軸方向での位置(単位:mm)を示している。図8および図9の右側の縦軸は、接触面圧(単位:GPa)を示している。 Here, the effect of the logarithmic crowning described above will be described in more detail. FIG. 8 is a diagram in which the contour line of a roller provided with a crowning whose contour line is represented by a logarithmic function and the contact surface pressure on the rolling surface of the roller are overlapped. FIG. 9 is a diagram in which the contour line of the roller provided with the crowning of the partial arc and the straight portion and the contact surface pressure on the rolling surface of the roller are overlapped. The vertical axis on the left side of FIGS. 8 and 9 indicates the amount of crowning drop (unit: mm). The horizontal axis in FIGS. 8 and 9 indicates the position (unit: mm) in the axial direction of the roller. The vertical axis on the right side of FIGS. 8 and 9 represents the contact surface pressure (unit: GPa).
円錐ころの転動面の輪郭線を部分円弧のクラウニングとストレート部とを有する形状に形成した場合、図9に示すように、クラウニング部とストレート部との境界で接触面圧が増加する。そのため、十分な膜厚の潤滑膜が形成されていないと、金属接触による摩耗が生じやすくなる。接触面に部分的に摩耗が生じると、その近辺で、より金属接触が生じやすい状態となるため、接触面の摩耗が促進され、円錐ころが損傷に至る不都合が生じる。 When the contour line of the rolling surface of the tapered roller is formed in a shape having a partial arc crowning and a straight portion, the contact surface pressure increases at the boundary between the crowning portion and the straight portion, as shown in FIG. For this reason, if a lubricating film having a sufficient thickness is not formed, wear due to metal contact tends to occur. When wear occurs partially on the contact surface, metal contact is more likely to occur in the vicinity of the contact surface, so that wear on the contact surface is promoted and the tapered roller is damaged.
そこで、接触面としての円錐ころの転動面に、輪郭線が対数関数で表されるクラウニングを設けた場合、例えば図8に示すように、図9の部分円弧で表されるクラウニングを設けた場合と比べて局所的な面圧が低くなり、接触面に摩耗を生じ難くすることができる。したがって、円錐ころの転動面上に存在する潤滑剤の微量化や低粘度化により潤滑膜の膜厚が薄くなる場合においても、接触面の摩耗を防止し、円錐ころの損傷を防止することができる。なお、図8及び図9には、ころの母線方向を横軸とすると共に母線直交方向を縦軸とする直交座標系に、内輪又は外輪ところの有効接触部の中央部に横軸の原点Oを設定してころの輪郭線を示すと共に、面圧を縦軸として接触面圧を重ねて示している。このように、上述のような構成を採用することで長寿命かつ高い耐久性を示す円錐ころ軸受10を実現できる。
Therefore, when a crowning whose contour line is represented by a logarithmic function is provided on the rolling surface of the tapered roller as the contact surface, for example, as shown in FIG. 8, the crowning represented by the partial arc of FIG. 9 is provided. Compared to the case, the local surface pressure becomes lower, and the contact surface can be made less likely to be worn. Therefore, even when the lubricant film thickness is reduced by reducing the amount of lubricant present on the rolling surface of the tapered roller or by reducing the viscosity, wear of the contact surface is prevented and damage to the tapered roller is prevented. Can do. 8 and 9 show an orthogonal coordinate system in which the generatrix direction of the roller is the horizontal axis and the generatrix orthogonal direction is the vertical axis, the origin O of the horizontal axis at the center of the effective contact portion of the inner ring or the outer ring. Is set to indicate the contour line of the roller, and the contact pressure is shown with the contact pressure as the vertical axis. Thus, the tapered
上記円錐ころ軸受10において、最表面から0.05mmの深さ位置での窒素富化層11B、12B、13Bにおける窒素濃度が0.1質量%以上である。この場合、窒素富化層11B、12B,13Bの最表面における窒素濃度を十分な値とできることから、窒素富化層11B、12B、13Bの最表面の硬度を十分高くすることができる。また、上述した旧オーステナイト結晶粒径の粒度、窒素富化層の底部までの距離、窒素濃度といった条件は、図3の第1測定点31において少なくとも満足されていることが好ましい。
In the tapered
上記円錐ころ軸受10において、窒素富化層11B、12B、13Bが形成された外輪11、内輪13、およびころ12のうちの少なくともいずれか1つは鋼により構成される。当該鋼は、窒素富化層11B、12B、13B以外の部分、つまり未窒化部11C、12C、13Cにおいて、少なくとも炭素(C)を0.6質量%以上1.2質量%以下、珪素(Si)を0.15質量%以上1.1質量%以下、マンガン(Mn)を0.3質量%以上1.5質量%以下含む。上記円錐ころ軸受において、鋼は、さらに2.0質量%以下のクロムを含んでいてもよい。この場合、本実施の形態において規定する構成の窒素富化層11B、12B、13Bを後述する熱処理などを用いて容易に形成できる。
In the tapered
上記円錐ころ軸受10において、上記式(1)における設計パラメータK1,K2,zmのうちの少なくとも1つが、円錐ころと外輪または内輪との接触面圧を目的関数として最適化されている。
In the tapered
上記設計パラメータK1,K2,zmは、接触面圧、応力及び寿命のうちのいずれかを目的関数として最適化して定められるところ、表面起点の損傷は接触面圧に依存する。ここで、上記実施の形態によれば、接触面圧を目的関数として最適化して設計パラメータK1,K2,zmを設定するので、潤滑剤が希薄な条件においても接触面の摩耗を防止できるクラウニングが得られる。 The design parameters K 1 , K 2 , and z m are determined by optimizing any one of the contact surface pressure, stress, and life as an objective function, and the damage at the surface starting point depends on the contact surface pressure. Here, according to the above-described embodiment, the contact surface pressure is optimized as an objective function and the design parameters K 1 , K 2 , and z m are set, so that the contact surface is prevented from being worn even under conditions where the lubricant is lean. A possible crowning is obtained.
上記円錐ころ軸受10において、外輪11または内輪13の少なくともいずれか1つは、窒素富化層11B、13Bを含む。この場合、外輪11または内輪13の少なくともいずれかにおいて、結晶組織が微細化された窒素富化層11B、13Bが形成されることで、長寿命かつ高耐久性を有する外輪11または内輪13を得ることができる。
In the tapered
上記円錐ころ軸受10において、ころ12は窒素富化層12Bを含む。この場合、ころ12において、結晶組織が微細化された窒素富化層12Bが形成されることで、長寿命かつ高耐久性を有するころ12を得ることができる。
In the tapered
<円錐ころ軸受の製造方法>
図10は、図1に示した円錐ころ軸受の製造方法を説明するためのフローチャートである。図11は、図10の熱処理工程における熱処理パターンを示す模式図である。図12は、図11に示した熱処理パターンの変形例を示す模式図である。図14は、比較例としての軸受部品のミクロ組織、特に旧オーステナイト結晶粒界を図解した模式図である。以下、円錐ころ軸受の製造方法を説明する。
<Method of manufacturing tapered roller bearing>
FIG. 10 is a flowchart for explaining a method of manufacturing the tapered roller bearing shown in FIG. FIG. 11 is a schematic diagram showing a heat treatment pattern in the heat treatment step of FIG. FIG. 12 is a schematic diagram showing a modification of the heat treatment pattern shown in FIG. FIG. 14 is a schematic view illustrating a microstructure of a bearing component as a comparative example, particularly an old austenite grain boundary. Hereinafter, the manufacturing method of a tapered roller bearing is demonstrated.
図10に示すように、まず部品準備工程(S100)を実施する。この工程(S100)では、外輪11、内輪13、ころ12、保持器14などの軸受部品となるべき部材を準備する。なお、ころ12となるべき部材には、まだクラウニングは形成されておらず、当該部材の表面は図4の点線で示した加工前表面12Eとなっている。
As shown in FIG. 10, a component preparation step (S100) is first performed. In this step (S100), members to be bearing parts such as the
次に、熱処理工程(S200)を実施する。この工程(S200)では、上記軸受部品の特性を制御するため、所定の熱処理を実施する。たとえば、外輪11、ころ12、内輪13、のすくなくともいずれか1つにおいて本実施形態に係る窒素富化層11B、12B、13Bを形成するため、浸炭窒化処理または窒化処理と、焼入れ処理、焼戻処理などを行う。この工程(S200)における熱処理パターンの一例を図11に示す。図11は、1次焼入れおよび2次焼入れを行う方法を示す熱処理パターンを示す。図12は、焼入れ途中で材料をA1変態点温度未満に冷却し、その後、再加熱して最終的に焼入れる方法を示す熱処理パターンを示す。これらの図において、処理T1では鋼の素地に炭素や窒素を拡散させまた炭素の溶け込みを十分に行なった後、A1変態点未満に冷却する。次に、図中の処理T2において、処理T1よりも低温に再加熱し、そこから油焼入れを施す。その後、たとえば加熱温度180℃の焼き戻し処理を実施する。
Next, a heat treatment step (S200) is performed. In this step (S200), a predetermined heat treatment is performed to control the characteristics of the bearing component. For example, in order to form the nitrogen-enriched
上記の熱処理によれば、普通焼入れ、すなわち浸炭窒化処理に引き続いてそのまま1回焼入れするよりも、軸受部品の表層部分を浸炭窒化しつつ、割れ強度を向上させ、経年寸法変化率を減少することができる。上記熱処理工程(S200)によれば、焼入れ組織となっている窒素富化層11B、12B、13Bにおいて、旧オーステナイト結晶粒の粒径が、図14に示した従来の焼入れ組織におけるミクロ組織と比較して2分の1以下となる、図13に示したようなミクロ組織を得ることができる。上記の熱処理を受けた軸受部品は、転動疲労に対して長寿命であり、割れ強度を向上させ、経年寸法変化率も減少させることができる。
According to the above heat treatment, it is possible to improve the cracking strength and reduce the aging rate of dimensional change while carbonitriding the surface layer portion of the bearing component, rather than normal quenching, that is, carbonitriding once after the carbonitriding treatment. Can do. According to the heat treatment step (S200), in the nitrogen-enriched
次に、加工工程(S300)を実施する。この工程(S300)では、各軸受部品の最終的な形状となるように、仕上げ加工を行う。ころ12については、図4に示したように切削加工などの機械加工によりクラウニング22Aおよび面取り部21を形成する。
Next, a processing step (S300) is performed. In this step (S300), finishing is performed so that the final shape of each bearing component is obtained. For the
次に、組立工程(S400)を実施する。この工程(S400)では、上記のように準備された軸受部品を組み立てることにより、図1に示した円錐ころ軸受10を得る。このようにして、図1に示した円錐ころ軸受10を製造することができる。
(実験例1)
<試料>
試料として、試料No.1〜4までの4種類の円錐ころを試料として準備した。円錐ころの型番は30206とした。円錐ころの材質としてはJIS規格SUJ2材(1.0質量%C−0.25質量%Si−0.4質量%Mn−1.5質量%Cr)を用いた。
Next, an assembly process (S400) is performed. In this step (S400), the tapered
(Experimental example 1)
<Sample>
As a sample, Sample No. Four types of tapered
試料No.1については、浸炭窒化焼入れを実施した後、図5に示した本実施の形態に係る対数クラウニングを両端部に形成した。浸炭窒化処理温度を845℃、保持時間を150分間とした。浸炭窒化処理の雰囲気はRXガス+アンモニアガスとした。試料No.2については、試料No.1と同様に浸炭窒化焼入れを実施した後、図9に示した部分円弧クラウニングを形成した。
Sample No. For No. 1, after carbonitriding and quenching, logarithmic crowning according to the present embodiment shown in FIG. 5 was formed at both ends. The carbonitriding temperature was 845 ° C. and the holding time was 150 minutes. The atmosphere of the carbonitriding process was RX gas + ammonia gas. Sample No. For
試料No.3については、図11に示した熱処理パターンを実施した後、図5に示した本実施の形態に係る対数クラウニングを両端部に形成した。浸炭窒化処理温度を845℃、保持時間を150分間とした。浸炭窒化処理の雰囲気は、RXガス+アンモニアガスとした。最終焼入れ温度は800℃とした。 Sample No. For No. 3, after carrying out the heat treatment pattern shown in FIG. 11, logarithmic crowning according to the present embodiment shown in FIG. 5 was formed at both ends. The carbonitriding temperature was 845 ° C. and the holding time was 150 minutes. The atmosphere of the carbonitriding process was RX gas + ammonia gas. The final quenching temperature was 800 ° C.
試料No.4については、図11に示した熱処理パターンを実施した後、図5に示した本実施の形態に係る対数クラウニングを両端部に形成した。最終焼入れ温度は800℃とした。試料の最表面から0.05mmの深さ位置での窒化富化層における窒素濃度を0.1質量%以上とするため、浸炭窒化処理温度を845℃、保持時間を150分間とした。浸炭窒化処理の雰囲気は、RXガス+アンモニアガスとした。更に、炉内雰囲気を厳密に管理した。具体的には、炉内温度のムラ及びアンモニアガスの雰囲気ムラを抑えた。上述した試料No.3および試料No.4が本発明の実施例に対応する。試料No.1および試料No.2は比較例に対応する。 Sample No. For No. 4, after performing the heat treatment pattern shown in FIG. 11, logarithmic crowning according to the present embodiment shown in FIG. 5 was formed at both ends. The final quenching temperature was 800 ° C. In order to set the nitrogen concentration in the nitride-enriched layer at a depth of 0.05 mm from the outermost surface of the sample to 0.1% by mass or more, the carbonitriding temperature was 845 ° C. and the holding time was 150 minutes. The atmosphere of the carbonitriding process was RX gas + ammonia gas. Furthermore, the furnace atmosphere was strictly controlled. Specifically, the furnace temperature unevenness and the ammonia gas atmosphere unevenness were suppressed. Sample No. mentioned above. 3 and sample no. 4 corresponds to the embodiment of the present invention. Sample No. 1 and sample no. 2 corresponds to the comparative example.
<実験内容>
実験1:寿命試験
寿命試験装置を用いた。試験条件としては、試験荷重:Fr=18kN、Fa=2kN、潤滑油:タービン油56、潤滑方式:油浴潤滑、という条件を用いた。寿命試験装置では、被試験体としての2つの円錐ころ軸受は、支持軸の両端を支持するように配置されている。該支持軸の延在方向の中央部、すなわち2つの円錐ころ軸受の中央部には、該支持軸を介して円錐ころ軸受にラジアル荷重を負荷するための円筒ころ軸受が配置されている。そして、荷重負荷用の円筒ころ軸受にラジアル荷重を負荷することで、被試験体としての円錐ころ軸受にラジアル荷重を負荷する。また、アキシアル荷重は、寿命試験装置のハウジングを介して一方の円錐ころ軸受から支持軸に伝わり、他方の円錐ころ軸受にアキシアル荷重が負荷される。これにより、円錐ころ軸受の寿命試験が行われる。
<Experiment details>
Experiment 1: Life test A life test apparatus was used. As test conditions, test load: Fr = 18 kN, Fa = 2 kN, lubricating oil: turbine oil 56, lubrication method: oil bath lubrication were used. In the life test apparatus, two tapered roller bearings as test objects are arranged so as to support both ends of a support shaft. A cylindrical roller bearing for applying a radial load to the tapered roller bearing via the support shaft is disposed at the center in the extending direction of the support shaft, that is, the center of the two tapered roller bearings. A radial load is applied to the tapered roller bearing as a test object by applying a radial load to the cylindrical roller bearing for load application. The axial load is transmitted from one tapered roller bearing to the support shaft through the housing of the life test apparatus, and the other tapered roller bearing is loaded with the axial load. Thereby, the life test of the tapered roller bearing is performed.
実験2:偏荷重時の寿命試験
上記実験1の寿命試験と同様の試験装置を用いた。試験条件としては、基本的に上記実験1での条件と同様であるが、ころの中心軸について2/1000radの軸傾きを負荷した状態とし、偏荷重が印加された状態で試験を行った。
Experiment 2: Life test under uneven load The same test equipment as the life test of
実験3:回転トルク試験
試料No.1〜4について、縦型トルク試験機を用いたトルク測定試験を行った。試験条件としては、試験荷重:Fa=7000N、潤滑油:タービン油56、潤滑方式:油浴潤滑、回転数:5000rpm、という条件を用いた。
Experiment 3: Rotational torque test Sample No. About 1-4, the torque measurement test using the vertical torque tester was done. As test conditions, test load: Fa = 7000N, lubricating oil: turbine oil 56, lubrication method: oil bath lubrication, rotation speed: 5000 rpm were used.
<結果>
実験1:寿命試験
試料No.4が最も良好な結果を示し、長寿命であると考えられた。試料No.2および試料No.3は、試料No.4の結果には及ばないものの、良好な結果を示し、十分実用に耐え得ると判断された。一方、試料No.1については、最も短い寿命を示す結果となった。
<Result>
Experiment 1: Life test Sample No. 4 showed the best results and was considered to have a long life. Sample No. 2 and Sample No. 3 is sample No. Although it did not reach the result of 4, it showed a good result and was judged to be sufficiently practical. On the other hand, sample No. For 1, the result showed the shortest life.
実験2:偏荷重時の寿命試験
試料No.4および試料No.3が最も良好な結果を示し、長寿命であると考えられた。次に、試料No.1が試料No.4および試料No.3には及ばないものの、比較的良好な結果を示した。一方、試料No.2は上記実験1の時の結果より悪い結果を示し、偏荷重条件により短寿命化したものと考えられる。
Experiment 2: Life test under
実験3:回転トルク試験
試料No.1、試料No.3、試料No.4が十分小さな回転トルクを示し良好な結果となった。一方、試料No.2は回転トルクが他の試料より大きくなっていた。
Experiment 3: Rotational torque test Sample No. 1, sample no. 3, Sample No. No. 4 showed a sufficiently small rotational torque, which was a good result. On the other hand, sample No. No. 2 had a rotational torque greater than that of the other samples.
以上の結果から、総合的に試料No.4がいずれの試験においても良好な結果を示し、総合的に最も優れた結果となった。また、試料No.3も、試料No.1および試料No.2と比べて良好な結果を示した。
(実験例2)
<試料>
上記の実験例1における試料No.4を用いた。
From the above results, the sample No. No. 4 showed a good result in any test, and it was the best overall result. Sample No. 3 also sample No. 1 and sample no. The result was better than 2.
(Experimental example 2)
<Sample>
Sample No. in Experimental Example 1 above. 4 was used.
<実験内容>
表面から0.05mmの深さ位置での窒素濃度測定:
試料No.4について、窒素濃度の測定と窒素富化層の深さ測定を実施した。測定方法としては、以下のような方法を用いた。すなわち、図3に示した第1〜第3測定点において、中心線と垂直な方向に試料としての円錐ころを切断することで切断面を露出させる。当該切断面において、試料の表面から内部に向かって0.05mmの位置となる複数の測定位置にて、上記EPMAにより窒素濃度について分析を行う。第1〜第3測定点における断面のそれぞれにて、上記測定位置を5か所決定し、当該5か所での測定データの平均値を各測定点での窒素濃度とした。
<Experiment details>
Nitrogen concentration measurement at a depth of 0.05 mm from the surface:
Sample No. For No. 4, the measurement of the nitrogen concentration and the depth measurement of the nitrogen-enriched layer were carried out. As a measurement method, the following method was used. That is, at the first to third measurement points shown in FIG. 3, the cut surface is exposed by cutting the tapered roller as a sample in a direction perpendicular to the center line. On the cut surface, the nitrogen concentration is analyzed by the EPMA at a plurality of measurement positions that are 0.05 mm from the surface of the sample toward the inside. In each of the cross sections at the first to third measurement points, five measurement positions were determined, and the average value of the measurement data at the five points was defined as the nitrogen concentration at each measurement point.
窒素富化層の底部までの距離の測定:
500℃×1hの焼き戻し処理後の円錐ころの上記第1〜第3測定点での断面において、深さ方向に0.5mm間隔で並ぶ複数の測定点において硬度測定を実施した。そして、ビッカース硬さがHV450以上の領域を窒素富化層とし、当該硬度がHV450となった位置の深さを窒素富化層の底部とした。
Measuring the distance to the bottom of the nitrogen-enriched layer:
In the section at the first to third measurement points of the tapered roller after tempering at 500 ° C. × 1 h, hardness measurement was performed at a plurality of measurement points arranged at intervals of 0.5 mm in the depth direction. And the area | region where Vickers hardness was HV450 or more was made into the nitrogen enriched layer, and the depth of the position where the said hardness became HV450 was made into the bottom part of the nitrogen enriched layer.
<結果>
表面から0.05mmの深さ位置での窒素濃度測定:
第1測定点については、窒素濃度が0.2質量%となり、第2測定点については窒素濃度が0.25質量%となり、第3測定点については窒素濃度が0.3質量%となった。いずれの測定点でも、測定結果は本願発明の範囲に入るものとなった。
<Result>
Nitrogen concentration measurement at a depth of 0.05 mm from the surface:
For the first measurement point, the nitrogen concentration was 0.2% by mass, for the second measurement point, the nitrogen concentration was 0.25% by mass, and for the third measurement point, the nitrogen concentration was 0.3% by mass. . At any measurement point, the measurement result falls within the scope of the present invention.
窒素富化層の底部までの距離の測定:
第1測定点については、窒素富化層の底部までの距離が0.3mmとなり、第2測定点については当該距離が0.35mmとなり、第3測定点については当該距離が0.3mmとなった。いずれの測定点でも、測定結果は本願発明の範囲に入るものとなった。
Measuring the distance to the bottom of the nitrogen-enriched layer:
For the first measurement point, the distance to the bottom of the nitrogen-enriched layer is 0.3 mm, for the second measurement point, the distance is 0.35 mm, and for the third measurement point, the distance is 0.3 mm. It was. At any measurement point, the measurement result falls within the scope of the present invention.
(実験例3)
<実施例試料>
図15に示した、円錐ころの大端面の曲率半径Rが、R/RBASE=0.75以上0.87以下の範囲に入り、内輪の大鍔面の表面粗さRaが0.12μmで、小鍔面が円錐ころの小端面と平行な研削加工面で形成され、第1隙間が0.4mm以下の寸法規制範囲内に入れられた円錐ころ軸受(表1中の試料No.5〜8)を用意した。軸受の寸法は、いずれも内径40mm、外径68mmである。
(Experimental example 3)
<Example Sample>
The radius of curvature R of the large end surface of the tapered roller shown in FIG. 15 is in the range of R / R BASE = 0.75 to 0.87, and the surface roughness Ra of the large collar surface of the inner ring is 0.12 μm. A tapered roller bearing (sample Nos. 5 to 5 in Table 1) having a small flange surface formed by a ground surface parallel to the small end surface of the tapered roller and having a first gap within a size regulation range of 0.4 mm or less. 8) was prepared. The bearings have an inner diameter of 40 mm and an outer diameter of 68 mm.
<比較例試料>
R/RBASEの値が本願の範囲を外れ、かつ内輪の小鍔面が円錐ころの小端面に対して外側に傾斜し、第1隙間が0.4mmを越える円錐ころ軸受(表1中の試料No.9〜11)を用意した。各軸受の寸法は実施例と同じである。
<Comparative sample>
The value of R / R BASE is out of the scope of the present application, the small collar surface of the inner ring is inclined outward with respect to the small end surface of the tapered roller, and the first gap exceeds 0.4 mm (see Table 1). Sample Nos. 9 to 11) were prepared. The dimensions of each bearing are the same as in the example.
上記実施例および比較例の円錐ころ軸受に対して、回転試験機を用いた耐焼付き試験を実施した。また、試料No.6と試料No.10の円錐ころ軸受に対しては、馴らし運転試験も行った。馴らし運転試験のサンプル数は、試料No.6に対しては66個、試料No.10に対しては10個とした。耐焼付き試験の試験条件は以下の通りである。負荷荷重:19.61kN回転数 :1000〜3500rpm潤滑油 :タービンVG56(給油量40ミリリットル/分、給油温度40℃±3℃)。
An anti-seizure test using a rotation tester was performed on the tapered roller bearings of the above-described examples and comparative examples. Sample No. 6 and sample no. A habituation test was also performed on ten tapered roller bearings. The number of samples of the running-in test is the sample number. 66 for
各試験結果を表1に示す。耐焼付き試験における焼付きは、内輪の大鍔面と円錐ころの大端面の間で生じたものである。 The test results are shown in Table 1. Seizure in the seizure resistance test occurs between the large collar surface of the inner ring and the large end surface of the tapered roller.
実施例の円錐ころ軸受は、いずれも耐焼付き試験における焼付き発生の限界回転数が2700rpm以上になっており、内輪大鍔面と円錐ころ大端面間の摩擦抵抗が少ないことがわかる。一方、比較例の円錐ころ軸受は、焼付き発生の限界回転数が2500rpm以下になっており、デファレンシャル等の通常の使用条件下で問題となることがある。大鍔面の表面粗さRaが粗い試料11は、同じ曲率半径Rの試料No.10よりも低い焼付き発生限界回転数を示している。
In the tapered roller bearings of the examples, the limit rotational speed for occurrence of seizure in the seizure resistance test is 2700 rpm or more, and it can be seen that the friction resistance between the inner ring large collar surface and the tapered roller large end surface is small. On the other hand, the tapered roller bearing of the comparative example has a limit rotational speed of seizure occurrence of 2500 rpm or less, which may cause a problem under normal use conditions such as a differential. A
また、馴らし運転試験の結果は、比較例では円錐ころが正規の位置に落ち着くまでの回転回数の平均値が6回であるのに対して、実施例では約半分の2.96回になっている。実施例は回転回数のばらつきの標準偏差も小さくなっており、馴らし運転時間を安定して短縮できることがわかる。 In addition, in the comparative example, the average value of the number of rotations until the tapered roller settles in the normal position is 6 times in the comparative example, whereas the result is about 2.96 times that is about half in the example. Yes. In the embodiment, the standard deviation of the variation in the number of rotations is also small, and it can be seen that the habituation operation time can be stably reduced.
以上のように、この発明の円錐ころ軸受は、円錐ころの大端面の曲率半径Rを、R/RBASE=0.75以上0.87以下の範囲の値とするとともに、内輪の小鍔面を円錐ころの小端面と平行な面で形成したので、内輪大鍔面と円錐ころ大端面間での辷り摩擦によるトルクロスと発熱を低減して焼付きの発生を防止でき、かつ馴らし運転時間を短縮して軸受取り付け作業を効率化することができる。また、車両用歯車軸支持装置の耐久性を向上させることができる。 As described above, in the tapered roller bearing of the present invention, the radius of curvature R of the large end surface of the tapered roller is set to a value in the range of R / R BASE = 0.75 or more and 0.87 or less, and the small collar surface of the inner ring. Is formed with a surface parallel to the small end face of the tapered roller, so that it is possible to prevent the occurrence of seizure by reducing the torque loss and heat generation caused by the friction between the inner ring large collar face and the large end face of the tapered roller. The bearing mounting work can be made efficient by shortening. Further, the durability of the vehicle gear shaft support device can be improved.
さらに、実施の形態1に係る円錐ころ軸受10では、保持器14は、円錐ころ12の小径端面側で連なる小環状部106と、円錐ころ12の大径端面側で連なる大環状部107と、これらの環状部を連結する複数の柱部108とを含む。ポケット109が、円錐ころ12の小径側を収納する部分が狭幅側となり、かつ大径側を収納する部分が広幅側となる台形状に形成されている。保持器14のポケット109の狭幅側の柱部に切欠きを小環状部106と柱部との境界から大環状部107の方へ幅をもたせて設けたことにより、保持器14の内径側から内輪側へ流入する潤滑油が切欠きから外径側の外輪側へ速やかに逃げるようにし、小環状部106のポケット109側の縁を、ポケット109の狭幅側の底辺部分が柱部まで延びた形状としている。
Furthermore, in the tapered
潤滑油が外部から流入する部位に使用される円錐ころ軸受には、保持器のポケットに切欠きを設けて、保持器の外径側と内径側とに分かれて流入する潤滑油がこの切欠きを通過するようにし、軸受内部での潤滑油の流通を向上させるようにしたものがある。しかし、潤滑油が保持器の外径側と内径側とに分かれて軸受内部へ流入する円錐ころ軸受では、保持器の内径側から内輪側へ流入する潤滑油の割合が多くなると、トルク損失が大きくなることが分かった。この理由は、以下のように考えられる。 In tapered roller bearings used in areas where lubricating oil flows from the outside, a notch is provided in the pocket of the cage, and the lubricating oil that flows separately into the outer diameter side and the inner diameter side of the cage is notched. In order to improve the circulation of the lubricating oil inside the bearing. However, in tapered roller bearings in which lubricating oil is divided into the outer diameter side and inner diameter side of the cage and flows into the bearing, torque loss will increase if the proportion of lubricating oil flowing from the inner diameter side of the cage to the inner ring side increases. It turns out that it grows. The reason is considered as follows.
すなわち、保持器の外径側から外輪側へ流入する潤滑油は、外輪の内径面には障害物がないので、その軌道面に沿って円錐ころの大径側へスムーズに通過して軸受内部から流出するが、保持器の内径側から内輪側へ流入する潤滑油は、内輪の外径面には大鍔があるので、その軌道面に沿って円錐ころの大径側へ通過したときに大鍔で堰き止められ、軸受内部に滞留しやすくなる。このため、保持器の内径側から内輪側へ流入する潤滑油の割合が多くなると、軸受内部に滞留する潤滑油の量が多くなり、この滞留する潤滑油が軸受回転に対する流動抵抗となってトルク損失が増大するものと考えられる。 That is, the lubricating oil flowing from the outer diameter side of the cage to the outer ring side smoothly passes to the larger diameter side of the tapered roller along the raceway surface because there is no obstacle on the inner diameter surface of the outer ring. The lubricating oil that flows out from the inner diameter side of the cage to the inner ring side has a large flaw on the outer diameter surface of the inner ring, so when it passes along the raceway surface to the larger diameter side of the tapered roller It will be dammed up with a large spear and will easily stay inside the bearing. For this reason, when the ratio of the lubricating oil flowing from the inner diameter side to the inner ring side of the cage increases, the amount of the lubricating oil staying inside the bearing increases, and this staying lubricating oil becomes a flow resistance against the bearing rotation and generates torque. Loss is considered to increase.
そこで、実施の形態1に係る円錐ころ軸受10では、保持器の台形状ポケットの狭幅側の柱部に切欠きを設けることにより、保持器の内径側から内輪側へ流入する潤滑油を、円錐ころの小径側を収納するポケットの狭幅側で切欠きから外輪側へ速やかに逃がし、内輪の軌道面に沿って大鍔まで到る潤滑油の量を少なくして、軸受内部に滞留する潤滑油の量を減らし、潤滑油の流動抵抗によるトルク損失を低減できるようにした。
Therefore, in the tapered
(実施の形態2)
図15〜図18を参照して、実施の形態2に係る円錐ころ軸受は、基本的に実施の形態1に係る円錐ころ軸受10と同様の構成を備えるが、円錐ころ12の大端面16の曲率半径Rと、O点から内輪13の大鍔面18までの距離RBASEとの比R/RBASEが、0.75以上0.87以下であること、および内輪13の小鍔面は、軌道面13Aに配列された円錐ころ12の小端面17と平行な研削加工面に仕上げられている。
(Embodiment 2)
15 to 18, the tapered roller bearing according to the second embodiment basically has the same configuration as the tapered
図15に示すように、円錐ころ12と、外輪11および内輪13の各軌道面11A、13Aの各円錐角頂点は、円錐ころ軸受10の中心線上の一点Oで一致し、円錐ころ12の大端面16の曲率半径Rと、O点から内輪13の大鍔面18までの距離RBASEとの比R/RBASEは、0.75以上0.87以下の範囲となるように製造されている。また、大鍔面18は、例えば0.12μm以下の表面粗さRaに研削加工されている。
As shown in FIG. 15, the conical angle vertices of the tapered
円錐ころの大端面の曲率半径Rと円錐ころの円錐角の頂点から内輪大鍔面までの距離RBASEとの比R/RBASEを0.75以上0.87以下の範囲としたのは、以下の理由による。 The ratio R / R BASE between the radius of curvature R of the large end face of the tapered roller and the distance R BASE from the apex of the cone angle of the tapered roller to the inner ring large collar surface is set in the range of 0.75 to 0.87. For the following reasons.
図21は、内輪大鍔面と円錐ころ大端面の間に形成される油膜厚さtを、Karnaの式を用いて計算した結果を示す。縦軸は、R/RBASE=0.76のときの油膜厚さt0に対する比t/t0で示す。油膜厚さtはR/RBASE=0.76のとき最大となり、R/RBASEが0.9を越えると急激に減少する。 FIG. 21 shows the result of calculating the oil film thickness t formed between the inner ring large collar surface and the tapered roller large end surface using Karna's formula. The vertical axis represents the ratio t / t0 to the oil film thickness t0 when R / RBASE = 0.76. The oil film thickness t becomes maximum when R / R BASE = 0.76, and rapidly decreases when R / R BASE exceeds 0.9.
図22は、内輪大鍔面と円錐ころ大端面間の最大ヘルツ応力pを計算した結果を示す。縦軸は、図21と同様に、R/RBASE=0.76のときの最大ヘルツ応力p0に対する比p/p0で示す。最大ヘルツ応力pは、R/RBASEの増大に伴って単調に減少する。 FIG. 22 shows the result of calculating the maximum Hertz stress p between the inner ring large collar surface and the tapered roller large end surface. Similarly to FIG. 21, the vertical axis represents the ratio p / p0 to the maximum Hertz stress p0 when R / RBASE = 0.76. The maximum Hertz stress p decreases monotonically as R / R BASE increases.
内輪大鍔面と円錐ころ大端面間の辷り摩擦によるトルクロスと発熱を低減するためには、油膜厚さtを厚く、最大ヘルツ応力pを小さくすることが望ましい。本発明者らは、図21および図22の計算結果を参考とし、後の表1に示す耐焼付き試験結果に基づいて、R/RBASEの適正範囲を0.75以上0.87以下に決定した。なお、従来の円錐ころ軸受では、R/RBASEの値は0.90以上0.97以下の範囲に設計されている。 In order to reduce torque loss and heat generation due to rolling friction between the inner ring large collar surface and the tapered roller large end surface, it is desirable to increase the oil film thickness t and decrease the maximum Hertz stress p. The inventors determined the appropriate range of R / R BASE to be 0.75 or more and 0.87 or less based on the seizure resistance test results shown in Table 1 later with reference to the calculation results of FIGS. 21 and 22. did. In the conventional tapered roller bearing, the value of R / R BASE is designed in the range of 0.90 to 0.97.
さらに、実施の形態2に係る円錐ころ軸受は、円錐ころの大端面の加工後の実曲率半径をRprocessとしたとき、実曲率半径Rprocess(図16を参照)と基準曲率半径R(図17を参照)との比率Rprocess/Rが0.8以上であることが特定されている点で異なる。 Furthermore, the tapered roller bearing according to the second embodiment has an actual curvature radius Rprocess (see FIG. 16) and a reference curvature radius R (see FIG. 17), where Rprocess is the actual curvature radius after machining of the large end surface of the tapered roller. It is different in that the ratio Rprocess / R is specified to be 0.8 or more.
図16および図17は、研削加工が理想的に施された場合に得られる円錐ころの転動軸に沿った断面模式図である。研削加工が理想的に施された場合、得られる円錐ころの大端面は、円錐ころ12の円錐角の頂点O(図8参照)を中心とする球面の一部となる。図16および図17に示されるように、凸部16Aの一部を残すような研削加工が理想的に施された場合には、凸部16Aの端面を有するころ12の大端面16は、ころ12の円錐角の頂点を中心とする1つの球面の一部となる。この場合、ころ12の転動軸(自転軸)を中心とする径方向における上記凸部の内周端は上記凹部と点C2,C3を介して接続されている。上記凸部の外周端は面取り部と点C1,C4を介して接続されている。理想的な大端面では、点C1〜C4は、上述のように1つの球面上に配置されている。
16 and 17 are schematic cross-sectional views along the rolling axis of the tapered roller obtained when the grinding process is ideally performed. When grinding is ideally performed, the large end surface of the tapered roller obtained is a part of a spherical surface centered on the apex O (see FIG. 8) of the cone angle of the tapered
一般的に、円錐ころは、円柱状のころ素形材に対し、圧造加工、クラウニング加工を含む研削加工が順に施されることにより、製造される。圧造加工により得られた成形体の大端面となるべき面の中央部には、圧造装置のパンチの形状に起因した凹部が形成されている。当該凹部の平面形状は例えば円形状である。異なる観点から言えば、圧造加工により得られた成形体の大端面となるべき面の外周部には、圧造装置のパンチに起因した凸部が形成されている。当該凸部の平面形状は例えば円環形状である。当該成形体の凸部の少なくとも一部は、その後に実施される研削加工により除去される。 Generally, a tapered roller is manufactured by subjecting a cylindrical roller base material to grinding processing including forging and crowning in order. A concave portion resulting from the shape of the punch of the forging device is formed at the center of the surface to be the large end surface of the molded body obtained by the forging process. The planar shape of the concave portion is, for example, a circular shape. If it says from a different viewpoint, the convex part resulting from the punch of a forging apparatus is formed in the outer peripheral part of the surface which should become the big end surface of the molded object obtained by forging. The planar shape of the convex portion is, for example, an annular shape. At least a part of the convex portions of the molded body is removed by a grinding process performed thereafter.
ここで、ころ12の大端面16の曲率半径Rは、図16に示すころ12の大端面16が設定した理想的な球面であるときのR寸法である。具体的には、図17に示すように、ころ12の大端面16の端部の点C1、C2、C3、C4、点C1、C2の中間点P5、C3、C4の中間点P6とした場合、点C1、P5、C2を通る曲率半径R152、点C3、P6、C4を通る曲率半径R364及び点C1、P5、P6、C4を通る曲率半径C1564が、R152=R364=R1564が成り立つ理想的な単一円弧曲線である。なお、点C1、C4は、凸部16Aと面取り部16Cとの接続点であり、点C2、C3は、凸部16Aと凹部16Bとの接続点である。ここで、R=R152=R364=R1564が成り立つ理想的な単一円弧曲線を基準曲率半径と呼ぶ。なお、基準曲率半径Rは、後述のように実際の研削加工により得られた円錐ころの大端面の曲率半径として測定される実曲率半径Rprocessとは異なるものである。 図18は、実際の研削加工により得られる円錐ころの転動軸に沿った断面模式図である。図18では、図17に示される理想的な大端面は点線で示されている。図18に示されるように、上記のような凹部および凸部が形成されている成形体を研削加工して、実際に得られる円錐ころの大端面は、円錐ころの円錐角の頂点を中心とする1つの球面の一部とならない。実際に得られる円錐ころの上記凸部の点C1〜C4は、図17に示される上記凸部と比べて、各点C1〜C4がだれた形状を有している。すなわち、図18に示される点C1,C4は、図17に示される点C1,C4と比べて、転動軸の中心に対する径方向において外周側に配置されているとともに、転動軸の延在方向において内側に配置されている(大端面16全体のR1564に対する片側のR152が同一ではなく、小さくできてしまう)。図18に示される点C2,C3は、図17に示される点C2,C3と比べて、転動軸の中心に対する径方向において内周側に配置されているとともに、転動軸の延在方向において内側に配置されている(大端面16全体のR1564に対する片側のR364が同一ではなく、小さくできてしまう)。なお、図18に示される中間点P5,P6は、例えば図17に示される中間点P5,P6と略等しい位置に形成されている。 図18に示されるように、研削加工により実際に形成される大端面では、頂点C1および頂点C2が1つの球面上に配置されており、かつ頂点C3および頂点C4が他の1つの球面上に配置されている。一般的な研削加工によっては、一方の凸部上に形成された大端面の一部が成す1つの円弧の曲率半径は、他方の凸部上に形成された大端面の一部が成す円弧の曲率半径と、同等程度となる。すなわち、図18に示されるころ12の大端面16の加工後の一方側のR152は、他方側のR364に略等しい。ここで、ころ12の大端面16の加工後の片側のR152、R364を実曲率半径Rprocessと呼ぶ。上記実曲率半径Rprocessは上記基準曲率半径R以下となる。
Here, the radius of curvature R of the
本実施の形態に係る円錐ころ軸受の円錐ころは、上記基準曲率半径Rに対する上記実曲率半径Rprocessの比率Rprocess/Rが0.8以上である。 In the tapered roller of the tapered roller bearing according to the present embodiment, the ratio Rprocess / R of the actual curvature radius Rprocess to the reference curvature radius R is 0.8 or more.
なお、図18に示されるように、研削加工により実際に形成される大端面において、頂点C1,中間点P5、中間点P6、および頂点C4を通る仮想円弧の曲率半径Rvirtual(以下、仮想曲率半径という)は、上記基準曲率半径R以下となる。つまり、本実施の形態に係る円錐ころ軸受の円錐ころは、当該仮想曲率半径Rvirtualに対する上記実曲率半径Rprocessの比率Rprocess/Rvirtualが0.8以上である。 As shown in FIG. 18, on the large end surface actually formed by grinding, the radius of curvature Rvirtual (hereinafter referred to as the virtual radius of curvature) of the virtual arc passing through the vertex C1, the intermediate point P5, the intermediate point P6, and the vertex C4. Is equal to or less than the reference curvature radius R. That is, in the tapered roller of the tapered roller bearing according to the present embodiment, the ratio Rprocess / Rvirtual of the actual curvature radius Rprocess to the virtual curvature radius Rvirtual is 0.8 or more.
上記実曲率半径Rprocessおよび上記仮想曲率半径Rvirtualは、研削加工により実際に形成された円錐ころに対して任意の方法により測定され得るが、例えば表面粗さ測定器(例えばミツトヨ製表面粗さ測定器サーフテストSV‐100)を用いて測定され得る。表面粗さ測定器を用いた場合には、まず転動軸を中心とする径方向に沿って測定軸を設定し、大端面の表面形状を測定する。得られた大端面プロファイルに、上記頂点C1〜C4および中間点P5およびP6をプロットする。上記実曲率半径Rprocessは、プロットされた頂点C1、中間点P5および頂点C2を通る円弧の曲率半径として算出される。上記仮想曲率半径Rvirtualは、プロットされた頂点C1、中間点P5,P6および頂点C4を通る円弧の曲率半径として算出される。 The actual curvature radius Rprocess and the virtual curvature radius Rvirtual can be measured by any method with respect to the tapered roller actually formed by grinding, for example, a surface roughness measuring device (for example, a Mitutoyo surface roughness measuring device). It can be measured using the surf test SV-100). When a surface roughness measuring instrument is used, first, a measurement axis is set along the radial direction centered on the rolling axis, and the surface shape of the large end face is measured. The vertices C1 to C4 and intermediate points P5 and P6 are plotted on the obtained large end face profile. The actual curvature radius Rprocess is calculated as the curvature radius of the arc passing through the plotted vertex C1, intermediate point P5, and vertex C2. The virtual curvature radius Rvirtual is calculated as the curvature radius of the arc passing through the plotted vertex C1, intermediate points P5 and P6, and vertex C4.
一方で、基準曲率半径Rは、実際の研削加工により得られた円錐ころの各寸法等から、例えばJIS規格等の工業規格に基づいて見積もられる。 On the other hand, the reference radius of curvature R is estimated based on industrial standards such as JIS standards, for example, from the dimensions of tapered rollers obtained by actual grinding.
好ましくは、大端面の表面粗さRaは0.10μm以下である。好ましくは、大鍔面の表面粗さRaが0.063μm以下である。 Preferably, the surface roughness Ra of the large end face is 0.10 μm or less. Preferably, the surface roughness Ra of the large ridge surface is 0.063 μm or less.
好ましくは、図19および図20に示されるように、転動軸の延在方向におけるころの転動面の幅Lに対する、内輪および外輪11の軌道面11A,13Aと転動面との当たり位置の当該延在方向における転動面の中点からのずれ量αの比率α/Lが0%以上20%未満である。さらに、該比率α/Lが0%超えであるときの当該当たり位置が転動軸の延在方向における転動面の中央位置または該中央位置よりも大端面側にある。
Preferably, as shown in FIGS. 19 and 20, the contact positions of the raceway surfaces 11A and 13A of the inner ring and the
比率α/Lが0%超えとなる構成は、図19に示されるように、ころの転動面に形成されたのクラウニング、および内輪および外輪11の軌道面11A,13Aに形成されたクラウニングの各頂点の位置を相対的にずらすことにより、実現され得る。
As shown in FIG. 19, the configuration in which the ratio α / L exceeds 0% includes the crowning formed on the rolling surface of the roller and the crowning formed on the raceway surfaces 11A and 13A of the inner ring and the
また、比率α/Lが0%超えとなる構成は、図20に示されるように、内輪の軌道面13Aが内輪の軸方向に対して成す角度と、外輪11の軌道面11Aが外輪11の軸方向に対して成す角度とを相対的に変えることより、実現され得る。具体的には、図20中に点線で示される上記当たり位置のずれ量αがゼロである場合と比べて、内輪の軌道面13Aが内輪の軸方向に対して成す角度を大きくする、および外輪11の軌道面11Aが外輪11の軸方向に対して成す角度を小さくする、の少なくともいずれかの方法により、比率α/Lが0%超えとなる構成は実現され得る。
Further, as shown in FIG. 20, the configuration in which the ratio α / L exceeds 0% is that the angle formed by the inner
<作用効果>
本実施の形態2に係る円錐ころ軸受は、実施の形態1に係る円錐ころ軸受10と基本的に同等の構成を備えているため、実施の形態1に係る円錐ころ軸受10と同様の効果を奏することができる。
<Effect>
Since the tapered roller bearing according to the second embodiment has basically the same configuration as the tapered
さらに、本実施の形態2に係る円錐ころ軸受は、上記基準曲率半径Rに対する上記実曲率半径Rprocessの比率Rprocess/Rが0.8以上である。本発明者らは、当該比率Rprocess/Rが0.8以上である円錐ころ軸受は、Rprocess/Rが0.8未満である円錐ころ軸受と比べて、耐焼き付き性を向上できることを確認した。 Further, in the tapered roller bearing according to the second embodiment, the ratio Rprocess / R of the actual curvature radius Rprocess to the reference curvature radius R is 0.8 or more. The present inventors have confirmed that the tapered roller bearing with the ratio Rprocess / R of 0.8 or more can improve the seizure resistance as compared with the tapered roller bearing with Rprocess / R of less than 0.8.
円錘ころ軸受ではころの大端面と内輪の大鍔面とがすべり接触することで、一定のアキシアル荷重を受けることができる。すべり接触であるために、大端面と大鍔面との間の潤滑環境が不十分になると、大端面と大鍔面との間の接触面圧が増加して金属接触が生じる。その結果、発熱により焼き付きが生じ、最終的には軸受ロックに至る。 In a tapered roller bearing, a certain axial load can be received by sliding contact between the large end surface of the roller and the large collar surface of the inner ring. If the lubrication environment between the large end surface and the large ridge surface becomes insufficient due to the sliding contact, the contact surface pressure between the large end surface and the large ridge surface increases to cause metal contact. As a result, seizure occurs due to heat generation, and eventually the bearing lock is reached.
また、上記円錐ころ軸受のように、円錐ころの転動面にクラウニングが形成されている場合、ころの転動面と内外輪の軌道面11A,13Aとの間の接触面圧の増加を抑制することができるが、スキューが生じるという問題がある。スキューが生じると、大端面と大鍔面との間に印加される接線力が増大し、摩擦トルクが増加する。また、スキュー角が増大すると、大端面と大鍔面とはいわゆるエッジ当たりとなるため、両面間で金属接触が生じ、発熱により焼き付きが生じる。 Further, when the crowning is formed on the rolling surface of the tapered roller as in the tapered roller bearing, an increase in contact surface pressure between the rolling surface of the roller and the raceway surfaces 11A and 13A of the inner and outer rings is suppressed. However, there is a problem that skew occurs. When the skew occurs, the tangential force applied between the large end surface and the large collar surface increases, and the friction torque increases. Further, when the skew angle is increased, the large end surface and the large collar surface are in contact with each other, so that metal contact occurs between both surfaces, and seizure occurs due to heat generation.
そのため、上記円錐ころ軸受の耐焼き付き性をさらに向上するためには、ころの大端面と内輪の大鍔面との接点での摩擦による回転トルクの増大を抑制しかつ発熱を低減する必要がある。 Therefore, in order to further improve the seizure resistance of the tapered roller bearing, it is necessary to suppress an increase in rotational torque due to friction at the contact point between the large end surface of the roller and the large collar surface of the inner ring and to reduce heat generation. .
ころの大端面と内輪の大鍔面の金属接触を抑制して発熱を低減するためには、両面間に十分な油膜厚さを確保する必要がある。 In order to reduce the heat generation by suppressing the metal contact between the large end surface of the roller and the large collar surface of the inner ring, it is necessary to ensure a sufficient oil film thickness between both surfaces.
上述のように、上記円錐ころの円錐角の頂点から内輪の大鍔面までの距離RBASEに対する円錐ころの大端面の基準曲率半径Rの比率R/RBASEの値が0.75以上0.87以下であるため、図21および図22に基づいて油膜厚さtを厚く、最大ヘルツ応力pを小さくすることができ、大端面と大鍔面との間のすべり摩擦によるトルクロスと発熱を低減することができる。 As described above, the ratio R / R BASE of the reference curvature radius R of the large end face of the tapered roller to the distance R BASE from the top of the cone angle of the tapered roller to the large collar surface of the inner ring is not less than 0.75. Since it is 87 or less, the oil film thickness t can be increased based on FIGS. 21 and 22, the maximum Hertz stress p can be reduced, and the torque loss and heat generation due to the sliding friction between the large end surface and the large collar surface can be reduced. can do.
さらに、実施の形態2に係る円錐ころ軸受は、比率Rprocess/Rが0.8以上であるため、比率Rprocess/Rが0.8未満である円錐ころ軸受と比べて、大端面と大鍔面との接触面圧を低減することができ、かつスキュー角の増加を抑制することができる。その結果、大端面と大鍔面との間の接触面圧の増加を抑制することができ、両面間に十分な油膜厚さを確保することができる。このことは、以下の計算結果から確認されている。 Furthermore, since the ratio Rprocess / R is 0.8 or more, the tapered roller bearing according to the second embodiment has a large end surface and a large collar surface compared to a tapered roller bearing having a ratio Rprocess / R of less than 0.8. Can be reduced, and an increase in skew angle can be suppressed. As a result, an increase in contact surface pressure between the large end surface and the large collar surface can be suppressed, and a sufficient oil film thickness can be secured between both surfaces. This is confirmed from the following calculation results.
表2に、比率Rprocess/Rが1であるときの大端面と大鍔面との間の接触面圧p0、スキュー角θ0、油膜パラメータΛ0に対する、比率Rprocess/Rを変化させたときの接触面圧p、スキュー角θ、油膜パラメータΛの各比率の計算結果を示す。 Table 2 shows the contact surface when the ratio Rprocess / R is changed with respect to the contact surface pressure p0, the skew angle θ0, and the oil film parameter Λ0 between the large end surface and the large collar surface when the ratio Rprocess / R is 1. The calculation result of each ratio of the pressure p, the skew angle θ, and the oil film parameter Λ is shown.
表2に示されるように、比率Rprocess/Rが0.7以下であると、大端面と大鍔面との間の接触面圧比p/p0が1.6以上、スキュー角比θ/θ0が3以上となり、かつ油膜パラメータの比率Λ/Λ0が0.5以下となる。このような円錐ころ軸受が例えば油膜パラメータΛが2未満であるような潤滑状態が良好でない環境下で使用された場合、油膜パラメータΛは1未満となり、大端面と大鍔面との接触状態は金属接触が生じる境界潤滑領域となる。これに対し、比率Rprocess/Rが0.8以上であると、接触面圧比p/p0が1.4以下、スキュー角比θ/θ0が1.5以下となり、油膜パラメータの比率Λ/Λ0が0.8以上となる。よって、比率Rprocess/Rが0.8以上である円錐ころ軸受が、比率Rprocess/Rが0.8未満である円錐ころ軸受と比べて大端面と大鍔面との間の油膜厚さを確保することができることは、上記計算結果により確認された。 As shown in Table 2, when the ratio Rprocess / R is 0.7 or less, the contact surface pressure ratio p / p0 between the large end surface and the large collar surface is 1.6 or more, and the skew angle ratio θ / θ0 is The oil film parameter ratio Λ / Λ0 is 0.5 or less. When such a tapered roller bearing is used in an environment where the lubrication state is not good such that the oil film parameter Λ is less than 2, for example, the oil film parameter Λ is less than 1, and the contact state between the large end surface and the large collar surface is This is a boundary lubrication region where metal contact occurs. On the other hand, when the ratio Rprocess / R is 0.8 or more, the contact pressure ratio p / p0 is 1.4 or less, the skew angle ratio θ / θ0 is 1.5 or less, and the ratio Λ / Λ0 of the oil film parameter is 0.8 or more. Therefore, the tapered roller bearing with the ratio Rprocess / R of 0.8 or more ensures the oil film thickness between the large end surface and the large collar surface compared to the tapered roller bearing with the ratio Rprocess / R of less than 0.8. It was confirmed by the above calculation results that it could be done.
好ましくは、実施の形態2に係る円錐ころ軸受では、大端面の表面粗さRaが0.10μm以下であり、かつ大鍔面の表面粗さRaが0.063μm以下である。このようにすれば、ころの大端面と内輪の大鍔面間により十分な油膜厚さを確保することができる。具体的には、大端面の表面粗さRaおよび大鍔面の表面粗さRa大鍔面の表面粗さRaを上記数値範囲内とした場合、各表面粗さが上記数値範囲外とした場合と比べて、「弾性流体潤滑理論により求まる油膜厚さhと、大端面および大鍔面の二乗平均粗さの合成粗さσとの比」で定義される油膜パラメータΛ(=h/σ)を高めることができる。そのため、大端面と大鍔面との間に十分な油膜厚さを確保することができる。 Preferably, in the tapered roller bearing according to the second embodiment, the surface roughness Ra of the large end surface is 0.10 μm or less, and the surface roughness Ra of the large collar surface is 0.063 μm or less. In this way, a sufficient oil film thickness can be ensured between the large end surface of the roller and the large collar surface of the inner ring. Specifically, when the surface roughness Ra of the large end surface and the surface roughness Ra of the large ridge surface are within the above numerical range, and each surface roughness is outside the above numerical range Oil film parameter Λ (= h / σ) defined by “ratio of oil film thickness h determined by elastohydrodynamic lubrication theory to the combined roughness σ of the mean square roughness of the large end surface and large corrugated surface” Can be increased. Therefore, a sufficient oil film thickness can be ensured between the large end surface and the large collar surface.
好ましくは、実施の形態2に係る円錐ころ軸受では、転動軸の延在方向におけるころの転動面の幅Lに対する内輪および外輪11の軌道面11A,13Aと転動面との当たり位置の上記延在方向における転動面の中点からのずれ量αの比率α/Lが、0%以上20%未満であり、かつ、当該当たり位置が、転動軸の延在方向における転動面の中央位置または該中央位置よりも大端面側にある。本発明者らは、上記比率α/Lが0%以上20%未満であり、かつ、該比率α/Lが0%超えであるときの当該当たり位置が転動軸の延在方向における転動面の中央位置または該中央位置よりも大端面側にあることにより、該比率α/Lが0%超えであるときの当該当たり位置が転動軸の延在方向における転動面の中央位置または該中央位置よりも小端面側にある場合と比べて、スキュー角を低減し、回転トルクの増大を抑制し得ることを確認した。
Preferably, in the tapered roller bearing according to the second embodiment, the contact position between the raceway surfaces 11A and 13A of the inner ring and the
表3に、上記ずれ量αが0であるとき、すなわち内輪および外輪11の軌道面11A,13Aと転動面との当たり位置が転動軸の延在方向における転動面の中点に位置しているときのスキュー角θ0、回転トルクM0に対する、ずれ量αを変化させたときのスキュー角θ、回転トルクMの各比率の計算結果を示す。なお、表3において、上記当たり位置が上記中点よりも小端面側にずれているときのずれ量を負の値で示す。回転トルク比M/M0が1.1以下であるものを良(表3中○)と評価し、回転トルク比M/M0が1.1超えであるものを不良(表3中×)と評価した。
Table 3 shows that when the shift amount α is 0, that is, the contact position between the raceway surfaces 11A and 13A of the inner ring and the
表3に示されるように、上記当たり位置が上記中点よりも小端面側に比較的大きくずれているとき、すなわちずれ量αが−5%未満であるときには、スキュー角比θ/θ0が2以上と大きく、ずれ量のわずかな増加が回転トルクの大幅な増加を引き起こす。 As shown in Table 3, when the hit position is relatively largely shifted from the midpoint toward the small end face, that is, when the shift amount α is less than −5%, the skew angle ratio θ / θ0 is 2 As described above, a slight increase in the amount of deviation causes a significant increase in rotational torque.
これに対し、上記当たり位置が上記中点よりも小端面側に比較的小さくずれているとき、すなわちずれ量αが−5%以上0%未満であるときには、ずれ量αが−5%未満であるときと比べて、スキュー角比θ/θ0が小さく、ずれ量の増加に対する回転トルクの増加率が小さい。 On the other hand, when the hit position is shifted relatively small toward the small end face side from the midpoint, that is, when the shift amount α is −5% or more and less than 0%, the shift amount α is less than −5%. Compared to a certain case, the skew angle ratio θ / θ0 is small, and the rate of increase of the rotational torque with respect to the increase of the shift amount is small.
さらに、上記ずれ量αが0%以上20%以下であれば、スキュー角比θ/θ0が1以下となり、またずれ量のわずかな増加が回転トルクの大幅な増加を引き起こさない。 Further, if the deviation amount α is 0% or more and 20% or less, the skew angle ratio θ / θ0 is 1 or less, and a slight increase in the deviation amount does not cause a significant increase in rotational torque.
なお、表3には記していないか、上記ずれ量αが20%超えであれば、ピーリング等他の不具合が引き起こされる程度に高い回転トルクとなるため、好ましくない。よって、上記比率α/Lが0%以上20%未満であり、かつ、該比率α/Lが0%超えであるときの当該当たり位置が転動軸の延在方向における転動面の中央位置または該中央位置よりも大端面側にあることにより、スキュー角を低減し得ることは、上記計算結果により確認された。 In addition, if it is not described in Table 3 or if the deviation amount α exceeds 20%, the rotational torque becomes high enough to cause other problems such as peeling, which is not preferable. Therefore, when the ratio α / L is 0% or more and less than 20% and the ratio α / L is more than 0%, the hit position is the center position of the rolling surface in the extending direction of the rolling shaft. It was confirmed from the above calculation results that the skew angle can be reduced by being on the large end face side of the center position.
(実施の形態3)
実施の形態3に係る円錐ころ軸受は、基本的に実施の形態1に係る円錐ころ軸受10と同様の構成を備えるが、ころ転動面のクラウニング形成部分において内輪軌道面13Aに非接触である非接触部クラウニング部分28の母線の曲率R8が、内輪軌道面13Aに接触する接触部クラウニング部分27の母線の曲率R7よりも小さく設定している点で異なる。
(Embodiment 3)
The tapered roller bearing according to the third embodiment basically has the same configuration as the tapered
実施の形態3に係る円錐ころ軸受は、図1に示すように、内輪13と、外輪11と、これら内外輪間に介在する複数個のころ12とを備えている。内輪13の外周には内輪軌道面13Aが形成され、この内輪軌道面13Aの大径側および小径側に大つば部41および小つば部42をそれぞれ有する。内輪軌道面13Aと大つば部41とが交わる隅部には、研削逃げ部43が形成され、内輪軌道面13Aと小つば部42との隅部には、研削逃げ部44が形成されている。上記内輪軌道面13Aは、内輪軸方向に延びる母線が直線となっている。外輪11の内周には、内輪軌道面13Aに対向する外輪軌道面11Aが形成され、鍔無しとされ、外輪軌道面11Aは外輪軸方向に延びる母線が直線となっている。
As shown in FIG. 1, the tapered roller bearing according to
図1、図2および図24に示すように、ころ12の外周のころ転動面にはクラウニングを形成し、ころ12の両端には面取り部21,25が施されている。ころ転動面のクラウニング形成部分を、接触部クラウニング部分27と、非接触部クラウニング部分28とに形成している。これらのうち接触部クラウニング部分27は、内輪軌道面13Aの軸方向範囲にあって内輪軌道面13Aに接する。非接触部クラウニング部分28は、内輪軌道面13Aの軸方向範囲から外れて内輪軌道面13Aに非接触となる。
As shown in FIGS. 1, 2, and 24, crowning is formed on the roller rolling surface on the outer periphery of the
これら接触部クラウニング部分27と非接触部クラウニング部分28は、ころ軸方向に延びる母線が、互いに異なる関数で表されかつ互いに接続点P1で滑らかに連続する線である。上記接続点P1の近傍において、非接触部クラウニング部分28の母線の曲率R8を、接触部クラウニング部分27の母線の曲率R7よりも小さく設定している。
The contact
ところで、円錐ころ軸受においては、内輪13側の接触部と外輪11側の接触部とでは、内輪13側の方が周方向の等価半径が小さいから面圧が高くなる。したがって、クラウニングの設計においては、内輪13側の接触について検討すれば良い。
By the way, in the tapered roller bearing, the contact pressure on the
円錐ころ軸受、呼び番号30316に基本動定格荷重の35%のラジアル荷重が作用し、ミスアライメントが1/600である場合について検討する。このとき、ミスアライメントは、ころ12の小径側でなく大径側で面圧が高くなる方向に傾くとする。上記基本動定格荷重とは、内輪13を回転させ外輪11を静止させた条件で、一群の同じ軸受を個々に運転したとき、低格寿命が100万回転になるような、方向と大きさが変動しない荷重をいう。上記ミスアライメントは、外輪11を嵌合した図示外のハウジングと、内輪13を嵌合した軸との心ずれであり、傾き量として上記のような分数にて表記する。
Consider a case where a radial load of 35% of the basic dynamic load rating acts on the tapered roller bearing, nominal number 30316, and the misalignment is 1/600. At this time, it is assumed that misalignment is inclined in the direction in which the surface pressure increases on the large diameter side rather than the small diameter side of the
上記接触部クラウニング部分27の母線は、上記式(1)で表される対数クラウニングの対数曲線により形成されている。
The bus bar of the contact
クラウニングの加工精度を確保するためには、ころ12の外周に、ころ全長L1の1/2以上のストレート部分が存在することが望ましい。そこで、ころ全長L1の1/2をストレート部分とし、ころ軸方向中央を基準として、小径側の部分と大径側の部分とで対称のクラウニングであるとすれば、対数クラウニング式(1)中の設計パラメータのうち、K2は固定され、K1とzmが設計の対象となる。
In order to ensure the processing accuracy of the crowning, it is desirable that a straight portion having a length equal to or greater than ½ of the roller total length L1 exists on the outer periphery of the
ところで、後述の数理的最適化手法を用いてクラウニングを最適化すると、本条件では、図25の「対数」のようなクラウニングとなる。このとき、ころ12のクラウニングの最大ドロップ量は69μmである。ところが、図25中のGの領域は、図23の内輪13の研削逃げ部43,44と相対するEの領域であり内輪13とは接触しない。このため、ころ12の上記Gの領域は、対数クラウニングである必要はなく、直線もしくは円弧あるいはその他の関数としても差し支えない。ころ12の上記Gの領域が直線、円弧、その他の関数であっても、ころ全体が対数クラウニングの場合と同一の面圧分布となり、機能上何ら遜色はない。
By the way, when the crowning is optimized by using a mathematical optimization method to be described later, under this condition, a crowning like “logarithm” in FIG. 25 is obtained. At this time, the maximum drop amount of the crowning of the
対数クラウニングの数理的最適化手法について説明する。
対数クラウニングを表す関数式(1)中のK1,zmを適切に選択することによって,最適な対数クラウニングを設計することができる。
A mathematical optimization method for logarithmic crowning is described.
By appropriate selection of K 1, z m of the function formula (1) representing a logarithmic crowning it can be designed optimal logarithmic crowning.
クラウニングは一般的に接触部の面圧もしくは応力の最大値を低下させるように設計する。ここでは,転動疲労寿命はMisesの降伏条件にしたがって発生すると考え,Misesの相当応力の最大値を最小にするようにK1,zmを選択する。 Crowning is generally designed to reduce the maximum surface pressure or stress at the contact. Here, it is assumed that the rolling fatigue life occurs according to the yield condition of Mises, and K 1 and z m are selected so as to minimize the maximum value of the equivalent stress of Mises.
K1,zmは適当な数理的最適化手法を用いて選択することが可能である。数理的最適化手法のアルゴリズムには種々のものが提案されているが、その一つである直接探索法は、関数の微係数を使用せずに最適化を実行することが可能であり、目的関数と変数が数式によって直接的に表現できない場合に有用である。ここでは,直接探索法の一つであるRosenbrock法を用いてK1,zmの最適値を求める。 K 1 and z m can be selected using an appropriate mathematical optimization method. Various algorithms for mathematical optimization methods have been proposed. One of the direct search methods is that optimization can be performed without using the derivative of the function. Useful when functions and variables cannot be directly represented by mathematical expressions. Here, the optimal values of K 1 and z m are obtained using the Rosenbrock method, which is one of the direct search methods.
円錐ころ軸受、呼び番号30316に基本動定格荷重の35%のラジアル荷重が作用し、ミスアライメントが1/600である場合では、Misesの相当応力の最大値sMises_maxと対数クラウニングパラメータK1,zmは図26のような関係にある。K1,zmに適当な初期値を与え,Rosenbrok法の規則にしたがってK1,zmを修正していくと,図26中の最適値の組合せに到達し,sMises_maxは最小となる。 When a radial load of 35% of the basic dynamic load rating acts on the tapered roller bearing, nominal number 30316, and the misalignment is 1/600, the maximum value sMises_max of the Mises equivalent stress and the logarithmic crowning parameter K 1 , z m Are in a relationship as shown in FIG. Giving an appropriate initial value K 1, z m, As you modify the K 1, z m according to the rules of Rosenbrok method to reach the optimum combination of values in FIG. 26, SMises_max is minimized.
ころ12と内輪13との接触を考える限りにおいては、図25におけるGの領域のクラウニングは、どのような形状でも良いが、外輪11との接触や加工時の砥石の成形性を考慮すれば、対数クラウニング部との接続点P1において、対数クラウニング部の勾配より小さな勾配となることは望ましくない。Gの領域のクラウニングについて、対数クラウニング部の勾配より大きな勾配を与えることは、ドロップ量が大きくなるため、これも望ましくない。すなわち、Gの領域のクラウニングと対数クラウニングは、その接続点P1で勾配が一致して滑らかに繋がるように設計されることが望ましい。図25において、ころ12のGの領域のクラウニングを、直線とした場合を点線にて例示し、円弧とした場合を太実線にて例示する。Gの領域のクラウニングを直線とした場合、ころ12のクラウニングのドロップ量Dpは例えば36μmとなる。Gの領域のクラウニングを円弧とした場合、ころ12のクラウニングのドロップ量Dpは例えば40μmとなる。
As long as the contact between the
以上説明した円錐ころ軸受によると、ころ12の外周のころ転動面にクラウニングを形成したため、内輪軌道面13Aのみにクラウニングを形成する場合よりも、ころ転動面に砥石を必要十分に作用させ得る。よって転動面に対する加工不良を未然に防止できる。ころ転動面に形成したクラウニングにより、面圧や接触部の応力を低減し円錐ころ軸受の長寿命化を図ることができる。さらに、接触部クラウニング部分27と、非接触部クラウニング部分28との接続点P1の近傍において、非接触部クラウニング部分28の母線の曲率R8が、接触部クラウニング部分27の母線の曲率R7よりも小さいため、ころ12の両端部のドロップ量Dpの低減を図ることができる。したがって、例えば従来の単一円弧クラウニングのものより研削量を抑え、ころ12の加工効率の向上を図り、製造コストの低減を図ることができる。
According to the tapered roller bearing described above, since the crowning is formed on the roller rolling surface on the outer periphery of the
非接触部クラウニング部分28の母線は、大径側の部分および小径側の部分のいずれか一方または両方が円弧であっても良い。この場合、ころ転動面全体の母線を例えば対数曲線で表すものより、ドロップ量Dpの低減を図ることができる。したがって、研削量の低減を図れる。図27に示すように、上記非接触部クラウニング部分28の母線は、大径側の部分および小径側の部分のいずれか一方または両方が直線であっても良い(図27の例では大径側の部分のみ直線)。この場合、非接触部クラウニング部分28の母線を円弧とする場合よりもさらにドロップ量Dpの低減を図ることができる。
As for the bus line of the non-contact
接触部クラウニング部分27の母線の一部または全部が対数クラウニングで表されても良い。この対数クラウニングで表される接触部クラウニング部分27により、面圧や接触部の応力を低減し円錐ころ軸受の長寿命化を図ることができる。図28に示すように、接触部クラウニング部分27の母線が、ころ軸方向に沿って平坦に形成されたストレート部分27Aと、対数クラウニングの対数曲線で形成された部分27Bとによって表されても良い。
A part or all of the bus of the contact
この発明の他の実施形態として、円錐ころ軸受において、クラウニングを、ころ12に設けると共に内輪13にも設けても良い。この場合、ころ12のドロップ量と内輪13のドロップ量との和が、上記の最適化されたドロップ量と等しくなるようにする。これらクラウニングにより、面圧や接触部の応力を低減し円錐ころ軸受の長寿命化を図ることができる。さらに、従来の単一円弧クラウニングのものより研削量を抑え、ころ12の加工効率の向上を図り、製造コストの低減を図ることができる。
As another embodiment of the present invention, in the tapered roller bearing, the crowning may be provided not only on the
(作用効果)
この発明の円錐ころ軸受は、内外輪およびころを含む円錐ころ軸受であって、少なくともころの外周のころ転動面にクラウニングを形成し、ころ転動面のクラウニング形成部分を、内輪軌道面の軸方向範囲にあって内輪軌道面に接する接触部クラウニング部分と、内輪軌道面の軸方向範囲から外れて内輪軌道面に非接触となる非接触部クラウニング部分とに形成し、これら接触部クラウニング部分と非接触部クラウニング部分は、ころ軸方向に延びる母線が、互いに異なる関数で表されかつ互いに接続点で滑らかに連続する線であり、上記接続点の近傍において、非接触部クラウニング部分の母線の曲率が、接触部クラウニング部分の母線の曲率よりも小さいことを特徴とする。
(Function and effect)
The tapered roller bearing according to the present invention is a tapered roller bearing including inner and outer rings and rollers, wherein at least a roller rolling surface on the outer periphery of the roller is formed with a crowning, and a crowning formation portion of the roller rolling surface is formed on the inner ring raceway surface. A contact portion crowning portion that is in the axial range and is in contact with the inner ring raceway surface, and a non-contact portion crowning portion that is out of the axial range of the inner ring raceway surface and is not in contact with the inner ring raceway surface. The non-contact part crowning part is a line in which the buses extending in the roller axis direction are expressed by different functions and are continuously connected to each other at the connection point. In the vicinity of the connection point, the bus line of the non-contact part crowning part A curvature is smaller than the curvature of the bus-line of a contact part crowning part, It is characterized by the above-mentioned.
上記「滑らかに連続する」とは、角を生じずに連続することであり、理想的には、接触部クラウニング部分の母線と、非接触部クラウニング部分の母線とが、互いの連続点において、共通の接線を持つように続くことで、すなわち上記母線が上記連続点で連続的微分可能な関数であることである。 The above “smoothly continuous” means continuous without generating a corner, and ideally, the bus of the contact portion crowning portion and the bus bar of the non-contact portion crowning portion are at a continuous point of each other, By continuing so as to have a common tangent, that is, the bus is a function that can be continuously differentiated at the continuous point.
この構成によると、ころの外周のころ転動面にクラウニングを形成したため、内輪軌道面のみにクラウニングを形成する場合よりも、ころ転動面に砥石を必要十分に作用させ得る。よって転動面に対する加工不良を未然に防止できる。ころ転動面に形成したクラウニングにより、面圧や接触部の応力を低減し円錐ころ軸受の長寿命化を図ることができる。さらに、接触部クラウニング部分と、非接触部クラウニング部分との接続点の近傍において、非接触部クラウニング部分の母線の曲率が、接触部クラウニング部分の母線の曲率よりも小さいため、ころの両端部のドロップ量の低減を図ることができる。したがって、例えば従来の単一円弧クラウニングのものより研削量を抑え、ころの加工効率の向上を図り、製造コストの低減を図ることができる。 According to this configuration, since the crowning is formed on the roller rolling surface on the outer periphery of the roller, the grindstone can be applied to the roller rolling surface more and more than necessary when the crowning is formed only on the inner ring raceway surface. Therefore, the processing defect with respect to a rolling surface can be prevented beforehand. The crowning formed on the roller rolling surface can reduce the surface pressure and the stress at the contact portion, thereby extending the life of the tapered roller bearing. Further, in the vicinity of the connection point between the contact portion crowning portion and the non-contact portion crowning portion, the curvature of the busbar of the non-contact portion crowning portion is smaller than the curvature of the busbar of the contact portion crowning portion. The drop amount can be reduced. Therefore, for example, the amount of grinding can be suppressed from that of the conventional single arc crowning, the processing efficiency of the rollers can be improved, and the manufacturing cost can be reduced.
上記非接触部クラウニング部分の母線は、大径側の部分および小径側の部分のいずれか一方または両方が円弧であっても良い。この場合、ころ転動面全体の母線を例えば対数曲線で表すものより、ドロップ量の低減を図ることができる。したがって、研削量の低減を図れる。 The generatrix of the non-contact portion crowning portion may have one or both of a large-diameter portion and a small-diameter portion being an arc. In this case, the amount of drop can be reduced compared to the case where the generatrix of the entire roller rolling surface is represented by a logarithmic curve, for example. Therefore, the amount of grinding can be reduced.
上記非接触部クラウニング部分の母線は、大径側の部分および小径側の部分のいずれか一方または両方が直線であっても良い。この場合、非接触部クラウニング部分の母線を円弧とする場合よりもさらにドロップ量の低減を図ることができる。 The generatrix of the non-contact portion crowning portion may be such that either one or both of the large diameter side portion and the small diameter side portion are straight. In this case, the drop amount can be further reduced as compared with the case where the bus of the non-contact portion crowning portion is an arc.
上記接触部クラウニング部分の母線の一部または全部が対数クラウニングで表されても良い。この対数クラウニングで表される接触部クラウニング部分により、面圧や接触部の応力を低減し円錐ころ軸受の長寿命化を図ることができる。 A part or all of the bus of the contact portion crowning portion may be represented by logarithmic crowning. The contact portion crowning portion represented by the logarithmic crowning can reduce the surface pressure and the stress at the contact portion, thereby extending the life of the tapered roller bearing.
上記接触部クラウニング部分の母線が、ころ軸方向に沿って平坦に形成されたストレート部分と、対数クラウニングの対数曲線で形成された部分とによって表されても良い。 The generatrix of the contact portion crowning portion may be represented by a straight portion formed flat along the roller axis direction and a portion formed by a logarithmic curve of logarithmic crowning.
上記非接触部クラウニング部分の母線のうち、対数クラウニングの対数曲線で形成された部分との接続部を、同対数曲線の勾配と一致させても良い。この場合、接触部クラウニング部分の母線と非接触部クラウニング部分の母線とを、接続点でより滑らかに連続させ得る。 Of the buses of the non-contact portion crowning portion, a connection portion with a portion formed by a logarithmic curve of logarithmic crowning may be matched with the slope of the logarithmic curve. In this case, the bus bar of the contact portion crowning portion and the bus bar of the non-contact portion crowning portion can be continued more smoothly at the connection point.
上記接触部クラウニング部分の母線を、上記式(1)で表される対数クラウニングの対数曲線により形成しても良い。 The bus line of the contact portion crowning portion may be formed by a logarithmic curve of logarithmic crowning represented by the above formula (1).
上記式(1)のうち、少なくともK1,zmについて数理的最適化手法を利用して最適設計しても良い。 Of the above equation (1), at least K 1 and z m may be optimally designed using a mathematical optimization method.
内輪軌道面にクラウニングが施されており、この内輪軌道面のクラウニングのドロップ量と、ころの外周のクラウニングのドロップ量との和が所定の値となるものであっても良い。 The inner ring raceway surface may be crowned, and the sum of the crowning drop amount on the inner ring raceway surface and the crowning drop amount on the outer periphery of the roller may be a predetermined value.
この発明の円錐ころ軸受の設計方法は、内外輪およびころを含む円錐ころ軸受の設計方法であって、少なくともころの外周のころ転動面にクラウニングを形成し、ころ転動面のクラウニング形成部分を、内輪軌道面の軸方向範囲にあって内輪軌道面に接する接触部クラウニング部分と、内輪軌道面の軸方向範囲から外れて内輪軌道面に非接触となる非接触部クラウニング部分とに形成し、これら接触部クラウニング部分と非接触部クラウニング部分は、ころ軸方向に延びる母線が、互いに異なる関数で表されかつ互いに接続点で滑らかに連続する線とし、上記接触部クラウニング部分の母線を、上記式(1)で表される対数クラウニングの対数曲線により形成し、上記接続点の近傍において、非接触部クラウニング部分の母線の曲率を、接触部クラウニング部分の母線の曲率よりも小さく設計することを特徴とする。 The method for designing a tapered roller bearing according to the present invention is a method for designing a tapered roller bearing including inner and outer rings and rollers, and forms a crowning on at least the roller rolling surface of the outer periphery of the roller, and a crowning forming portion of the roller rolling surface Are formed into a contact portion crowning portion that is in the axial range of the inner ring raceway surface and is in contact with the inner ring raceway surface, and a non-contact portion crowning portion that is out of the axial range of the inner ring raceway surface and is not in contact with the inner ring raceway surface. The contact portion crowning portion and the non-contact portion crowning portion are such that the bus bars extending in the roller axis direction are represented by different functions and smoothly connected to each other at the connection points, and the bus bars of the contact portion crowning portion are It is formed by a logarithmic curve of logarithmic crowning expressed by the formula (1), and the curvature of the bus bar of the non-contacting part crowning part is determined in the vicinity of the connection point as Characterized by designing smaller than generatrix curvature of the crowning portion.
この発明の設計方法により、面圧や接触部の応力を低減し長寿命化を図れる円錐ころ軸受を簡単に設計し得る。また、ころのドロップ量の低減を図り、製造コストの低減を図れる円錐ころ軸受を設計可能である。
(実施の形態4)
実施の形態4に係る円錐ころ軸受は、実施の形態1に係る円錐ころ軸受10と基本的に同様の構成を備えるが、保持器14の切欠きの構成が異なっている。
According to the design method of the present invention, it is possible to easily design a tapered roller bearing capable of reducing the surface pressure and the stress at the contact portion and extending the life. Further, it is possible to design a tapered roller bearing that can reduce the drop amount of the roller and reduce the manufacturing cost.
(Embodiment 4)
The tapered roller bearing according to the fourth embodiment has basically the same configuration as the tapered
図29に示されるように、ポケット109の狭幅側の小環状部106にも切欠き110cが設けられ、狭幅側の3つの切欠き10a、10cの合計面積が、広幅側の2つの切欠き10bの合計面積よりも広くなっている。なお、切欠き110cは深さ1.0mm、幅5.7mmとされている。
As shown in FIG. 29, the small
図30に示した変形例は、狭幅側の柱部108の各切欠き10aの深さが1.5mmと広幅側の柱部108の各切欠き10bよりも深く形成され、狭幅側の各切欠き10aの合計面積が、広幅側の各切欠き10bの合計面積よりも広くなっている。
In the modified example shown in FIG. 30, the depth of each
保持器14の小環状部106の軸方向外側には、図31に示すように、内輪13の小つば部42の外径面に対向させた径方向内向きの鍔50が設けられ、この対向させた小環状部106の鍔50の内径面と内輪13の小つば部42の外径面との第2隙間δは、小つば部42の外径寸法の2.0%以下に狭く設定されている。
As shown in FIG. 31, a radially
図33は、上述した円錐ころ軸受10を使用した自動車のデファレンシャルを示す。このデファレンシャルは、プロペラシャフト(図示省略)に連結され、デファレンシャルケース121に挿通されたドライブピニオン122が、差動歯車ケース123に取り付けられたリングギヤ124と噛み合わされ、差動歯車ケース123の内部に取り付けられたピニオンギヤ125が、差動歯車ケース123に左右から挿通されるドライブシャフト(図示省略)に連結されるサイドギヤ126と噛み合わされて、エンジンの駆動力がプロペラシャフトから左右のドライブシャフトに伝達されるようになっている。このデファレンシャルでは、動力伝達軸であるドライブピニオン122と差動歯車ケース123が、それぞれ一対の円錐ころ軸受10a、10bで支持されている。
FIG. 33 shows a differential of an automobile using the tapered
各円錐ころ軸受10a、10bが高速で回転してその下部が油浴に漬かると、図31に矢印で示すように、油浴の潤滑油が円錐ころ12の小径側から保持器14の外径側と内径側とに分かれて軸受内部へ流入し、保持器14の外径側から外輪11へ流入した潤滑油は、外輪11の軌道面11Aに沿って円錐ころ12の大径側へ通過して軸受内部から流出する。一方、保持器14の内径側から内輪13側へ流入する潤滑油は、保持器14の小環状部106の鍔50と内輪13の小つば部42との第2隙間δが狭く設定されているので、保持器14の外径側から流入する潤滑油よりも遥かに少なく、かつ、この第2隙間δから流入する潤滑油の大半は、ポケット109の狭幅側の柱部108に設けた切欠き10aを通過して、保持器14の外径側へ移動する。したがって、そのまま内輪13の軌道面13Aに沿って大つば部41まで到る潤滑油の量は非常に少なくなり、軸受内部に滞留する潤滑油の量を減らすことができる。
When each
本実施の形態4に係る円錐ころ軸受では、台形状ポケットの狭幅側の小環状部にも切欠きを設けることにより、保持器の内径側から内輪側へ流入する潤滑油をこの小環状部の切欠きからも外輪側へ逃がし、内輪の軌道面に沿って大鍔まで到る潤滑油の量をより少なくして、潤滑油の流動抵抗によるトルク損失をさらに低減することができる。 In the tapered roller bearing according to the fourth embodiment, the small annular portion on the narrow side of the trapezoidal pocket is provided with a notch so that the lubricating oil flowing from the inner diameter side of the cage to the inner ring side can be supplied to the small annular portion. The amount of lubricating oil that escapes from the notch to the outer ring side and reaches the main ring along the raceway surface of the inner ring can be further reduced, and torque loss due to the flow resistance of the lubricating oil can be further reduced.
台形状ポケットの広幅側の少なくとも柱部に切欠きを設けることにより、円錐ころをバランスよく柱部に摺接させることができる。 By providing a notch in at least the column part on the wide side of the trapezoidal pocket, the tapered roller can be brought into sliding contact with the column part with a good balance.
台形状ポケットの狭幅側に設けた切欠きの合計面積を、台形状ポケットの広幅側に設けた切欠きの合計面積よりも広くすることによっても、内輪の軌道面に沿って大鍔まで到る潤滑油の量をより少なくして、潤滑油の流動抵抗によるトルク損失をさらに低減することができる。 By making the total area of the notches provided on the narrow side of the trapezoidal pocket larger than the total area of the notches provided on the wide side of the trapezoidal pocket, it can reach the surface along the raceway of the inner ring. The amount of lubricating oil to be reduced can be further reduced, and torque loss due to the flow resistance of the lubricating oil can be further reduced.
保持器の小環状部の軸方向外側に、内輪の小鍔の外径面に対向させた径方向内向きの鍔を設け、この対向させた小環状部の鍔の内径面と内輪の小鍔の外径面との隙間を、内輪の小鍔の外径寸法の2.0%以下とすることにより、保持器の内径側から内輪側へ流入する潤滑油の量を少なくし、潤滑油の流動抵抗によるトルク損失をより低減することができる。 A radially inward flange opposite to the outer ring surface of the inner ring is provided on the axially outer side of the small ring part of the cage. By making the clearance with the outer diameter surface of the inner ring 2.0% or less of the outer diameter of the inner ring, the amount of lubricating oil flowing from the inner diameter side of the cage to the inner ring side is reduced, Torque loss due to flow resistance can be further reduced.
(実験例4)
実施例として、図7に示した保持器を用いた円錐ころ軸受(実施例1)と、図29に示した保持器を用いた円錐ころ軸受(実施例2)を用意した。また、比較例として、ポケットに切欠きのない保持器を用いた円錐ころ軸受(比較例1)と、保持器のポケット間の柱部の中央部に切欠きを設けている円錐ころ軸受(比較例2)と、保持器のポケットの軸方向両端の小環状部と大環状部に切欠きを設けている円錐ころ軸受(比較例3)を用意した。なお、各円錐ころ軸受は、寸法が外径100mm、内径45mm、幅27.25mmであり、ポケットの切欠き以外の部分は同じである。
(Experimental example 4)
As examples, a tapered roller bearing (Example 1) using the cage shown in FIG. 7 and a tapered roller bearing (Example 2) using the cage shown in FIG. 29 were prepared. Moreover, as a comparative example, a tapered roller bearing using a cage having no notch in the pocket (Comparative Example 1) and a tapered roller bearing having a notch provided in the center of the column portion between the pockets of the cage (Comparison) Example 2) and a tapered roller bearing (Comparative Example 3) in which notches were provided in the small and large annular portions at both axial ends of the pocket of the cage were prepared. Each tapered roller bearing has an outer diameter of 100 mm, an inner diameter of 45 mm, and a width of 27.25 mm, and the portions other than the pocket notch are the same.
上記実施例と比較例の円錐ころ軸受について、縦型トルク試験機を用いたトルク測定試験を行った。試験条件は以下の通りである。
・アキシアル荷重:300kgf
・回転速度 :300〜2000rpm(100rpmピッチ)
・潤滑条件 :油浴潤滑(潤滑油:75W−90)
図32は、上記トルク測定試験の結果を示す。図32のグラフの縦軸は、ポケットに切欠きのない保持器を用いた比較例1のトルクに対するトルク低減率を表す。ポケットの柱部中央部に切欠きを設けた比較例2や、ポケットの小環状部と大環状部に切欠きを設けた比較例3も、トルク低減効果が認められるが、ポケットの狭幅側の柱部に切欠きを設けた実施例1は、これらの比較例よりも優れたトルク低減効果が認められ、狭幅側の小環状部にも切欠きを設け、狭幅側の切欠きの合計面積を広幅側のそれよりも広くした実施例2は、さらに優れたトルク低減効果が認められる。
About the tapered roller bearing of the said Example and the comparative example, the torque measurement test using the vertical torque tester was done. The test conditions are as follows.
・ Axial load: 300kgf
・ Rotation speed: 300-2000 rpm (100 rpm pitch)
・ Lubrication conditions: Oil bath lubrication (lubricating oil: 75W-90)
FIG. 32 shows the results of the torque measurement test. The vertical axis of the graph of FIG. 32 represents the torque reduction rate with respect to the torque of Comparative Example 1 using a cage that has no notch in the pocket. The comparative example 2 in which a notch is provided in the central part of the pocket column part and the comparative example 3 in which a notch is provided in the small annular part and the large annular part of the pocket also show a torque reducing effect, but the narrow side of the pocket In Example 1, in which a notch is provided in the column portion, a torque reduction effect superior to those of the comparative examples is recognized, a notch is provided in the narrow annular portion, and the notch on the narrow side is provided. In Example 2 in which the total area is wider than that on the wide side, a further excellent torque reduction effect is recognized.
また、試験の最高回転速度である2000rpmにおけるトルク低減率は、実施例1が9.5%、実施例2が11.5%であり、デファレンシャルやトランスミッション等における高速回転での使用条件でも優れたトルク低減効果を得ることができる。なお、比較例2と比較例3の回転速度2000rpmにおけるトルク低減率は、それぞれ8.0%と6.5%である。 In addition, the torque reduction rate at 2000 rpm, which is the maximum rotation speed of the test, was 9.5% in Example 1 and 11.5% in Example 2, which was excellent even under high-speed rotation conditions in a differential or transmission. A torque reduction effect can be obtained. In addition, the torque reduction rate in the rotational speed 2000rpm of the comparative example 2 and the comparative example 3 is 8.0% and 6.5%, respectively.
(実施の形態5)
実施の形態5に係る円錐ころ軸受は、実施の形態1に係る円錐ころ軸受10と基本的に同様の構成を備えるが、図6に示される柱面14dの窓角θが46度以上65度以下であることが特定されている点で、異なる。柱面14dは、柱部108において、上記切欠きが形成されていない部分のポケット109に面している面である。
(Embodiment 5)
The tapered roller bearing according to the fifth embodiment has basically the same configuration as the tapered
下限窓角θminを46度以上としたのは、ころとの良好な接触状態を確保するためであり、窓角46度未満ではころとの接触状態が悪くなる。すなわち、窓角を46度以上とすると、保持器強度を確保した上でγ>0.90として、かつ、良好な接触状態を確保できるのである。また、上限窓角θmaxを65度以下としたのは、これ以上大きくなると半径方向への押し付け力が大きくなり、自己潤滑性の樹脂材であっても円滑な回転が得られなくなる危険性が生じるからである。なお、窓角は、保持器が外輪から離間している典型的な保持器付き円錐ころ軸受では、大きくて約50度である。 The reason why the lower limit window angle θmin is set to 46 ° or more is to ensure a good contact state with the roller, and when the window angle is less than 46 °, the contact state with the roller is deteriorated. That is, when the window angle is 46 degrees or more, the strength of the cage is secured, γ> 0.90, and a good contact state can be secured. Further, the upper limit window angle θmax is set to 65 degrees or less. If the upper limit window angle θmax is larger than this, the pressing force in the radial direction increases, and there is a risk that smooth rotation cannot be obtained even with a self-lubricating resin material. Because. Note that the window angle is as large as about 50 degrees in a typical tapered roller bearing with a cage in which the cage is separated from the outer ring.
表4に軸受の寿命試験の結果を示す。表4中、「軸受」欄の「試料No.14」が保持器と外輪とが離れた典型的な従来の円錐ころ軸受、「試料No.12」が本発明の円錐ころ軸受のうち従来品に対してころ係数γのみを0.90超えとした円錐ころ軸受、「試料No.13」がころ係数γを0.90超えとし、かつ、窓角を46度以上65度以下の範囲にした本発明の円錐ころ軸受である。試験は、過酷潤滑、過大負荷条件下で行なった。表4より明らかなように、「試料No.12」は「試料No.14」の2倍以上の長寿命となる。さらに、「試料No.13」の軸受はころ係数が「試料No.12」と同じ0.96であるが、寿命時間は「試料No.12」の約5倍以上にもなる。なお、「試料No.14」、「試料No.12」および「試料No.13」の寸法はφ45×φ81×16(単位mm)、ころ本数は24本(「試料No.14」)、27本(「試料No.12」、「試料No.13」)、油膜パラメータΛ=0.2である。 Table 4 shows the results of bearing life tests. In Table 4, “Sample No. 14” in the “Bearing” column is a typical conventional tapered roller bearing in which the cage and the outer ring are separated, and “Sample No. 12” is a conventional product among the tapered roller bearings of the present invention. In contrast, the tapered roller bearing in which only the roller coefficient γ exceeds 0.90, “Sample No. 13” has the roller coefficient γ exceeding 0.90, and the window angle is in the range of 46 degrees to 65 degrees. It is a tapered roller bearing of the present invention. The test was conducted under severe lubrication and overload conditions. As is apparent from Table 4, “Sample No. 12” has a longer life than “Sample No. 14” twice or more. Further, the bearing of “Sample No. 13” has a roller coefficient of 0.96 which is the same as that of “Sample No. 12”, but the life time is about five times or more that of “Sample No. 12”. The dimensions of “Sample No. 14”, “Sample No. 12”, and “Sample No. 13” are φ45 × φ81 × 16 (unit mm), the number of rollers is 24 (“Sample No. 14”), 27 This (“Sample No. 12”, “Sample No. 13”) and the oil film parameter Λ = 0.2.
<円錐ころ軸受の適用例>
上記実施の形態1〜5に係る円錐ころ軸受1A,1Bの用途の一例について説明する。上述したように、実施の形態1〜5に係る円錐ころ軸受は、デファレンシャルおよびトランスミッションに好適である。すなわち、実施の形態1〜5に係る円錐ころ軸受を自動車用円錐ころ軸受として用いると好適である。ここでは、図33に示したデファレンシャルへの適用例以外の、実施の形態1〜5に係る円錐ころ軸受の他の適用例について説明する。
<Application example of tapered roller bearing>
An example of the use of the tapered roller bearings 1A and 1B according to the first to fifth embodiments will be described. As described above, the tapered roller bearing according to the first to fifth embodiments is suitable for a differential and a transmission. That is, it is preferable to use the tapered roller bearing according to
図34を参照して、マニュアルトランスミッション100は、常時噛合い式のマニュアルトランスミッションであって、入力シャフト111と、出力シャフト112と、カウンターシャフト113と、ギア(歯車)114a〜114kと、ハウジング115とを備えている。
Referring to FIG. 34,
入力シャフト111は、円錐ころ軸受1A,1Bによりハウジング115に対して回転可能に支持されている。この入力シャフト111の外周にはギア114aが形成され、内周にはギア114bが形成されている。
The
一方、出力シャフト112は、一方側(図中右側)において円錐ころ軸受1A,1Bによりハウジング115に回転可能に支持されているとともに、他方側(図中左側)において転がり軸受120Aにより入力シャフト111に回転可能に支持されている。この出力シャフト112には、ギア114c〜114gが取り付けられている。
On the other hand, the
ギア114cおよびギア114dはそれぞれ同一部材の外周と内周に形成されている。ギア114cおよびギア114dが形成される部材は、転がり軸受120Bにより出力シャフト112に対して回転可能に支持されている。ギア114eは、出力シャフト112と一体に回転するように、かつ出力シャフト112の軸方向にスライド可能なように、出力シャフト112に取り付けられている。
The
また、ギア114fおよびギア114gの各々は同一部材の外周に形成されている。ギア114fおよびギア114gが形成されている部材は、出力シャフト112と一体に回転するように、かつ出力シャフト112の軸方向にスライド可能なように、出力シャフト112に取り付けられている。ギア114fおよびギア114gが形成されている部材が図中左側にスライドした場合には、ギア114fはギア114bと噛合い可能であり、図中右側にスライドした場合にはギア114gとギア114dとが噛合い可能である。
Each of the gear 114f and the gear 114g is formed on the outer periphery of the same member. The member in which the gear 114f and the gear 114g are formed is attached to the
カウンターシャフト113には、ギア114h〜114kが形成されている。カウンターシャフト113とハウジング115との間には、2つのスラストニードルころ軸受130が配置され、これによってカウンターシャフト113の軸方向の荷重(スラスト荷重)が支持されている。ギア114hは、ギア114aと常時噛合っており、かつギア114iはギア114cと常時噛合っている。また、ギア114jは、ギア114eが図中左側にスライドした場合に、ギア114eと噛合い可能である。さらに、ギア114kは、ギア114eが図中右側にスライドした場合に、ギア114eと噛合い可能である。
次に、マニュアルトランスミッション100の変速動作について説明する。マニュアルトランスミッション100においては、入力シャフト111に形成されたギア114aと、カウンターシャフト113に形成されたギア114hとの噛み合わせによって、入力シャフト111の回転がカウンターシャフト113へ伝達される。そして、カウンターシャフト113に形成されたギア114i〜114kと出力シャフト112に取り付けられたギア114c、114eとの噛み合わせ等によって、カウンターシャフト113の回転が出力シャフト112へ伝達される。これにより、入力シャフト111の回転が出力シャフト112へ伝達される。
Next, the shifting operation of the
入力シャフト111の回転が出力シャフト112へ伝達される際には、入力シャフト111およびカウンターシャフト113の間で噛合うギアと、カウンターシャフト113および出力シャフト112の間で噛合うギアとを変えることによって、入力シャフト111の回転速度に対して出力シャフト112の回転速度を段階的に変化させることができる。また、カウンターシャフト113を介さずに入力シャフト111のギア114bと出力シャフト112のギア114fとを直接噛合わせることによって、入力シャフト111の回転を出力シャフト112へ直接伝達することもできる。
When the rotation of the
以下に、マニュアルトランスミッション100の変速動作をより具体的に説明する。ギア114fがギア114bと噛合わず、ギア114gがギア114dと噛合わず、かつギア114eがギア114jと噛合う場合には、入力シャフト111の駆動力は、ギア114a、ギア114h、ギア114jおよびギア114eを介して出力シャフト112に伝達される。これが、たとえば第1速とされる。
Hereinafter, the shifting operation of the
ギア114gがギア114dと噛合い、ギア114eがギア114jと噛合わない場合には、入力シャフト111の駆動力は、ギア114a、ギア114h、ギア114i、ギア114c、ギア114dおよびギア114gを介して出力シャフト112に伝達される。これが、たとえば第2速とされる。
When the gear 114g meshes with the
ギア114fがギア114bと噛合い、ギア114eがギア114jと噛合わない場合には、入力シャフト111はギア114bおよびギア114fとの噛合いにより出力シャフト112に直結され、入力シャフト111の駆動力は直接出力シャフト112に伝達される。これが、たとえば第3速とされる。
When the gear 114f meshes with the gear 114b and the
上述のように、マニュアルトランスミッション100は、回転部材としての入力シャフト111および出力シャフト112をこれに隣接して配置されるハウジング115に対して回転可能に支持するために、円錐ころ軸受1A,1Bを備えている。このように、上記実施の形態1および2に係る円錐ころ軸受1A,1Bは、マニュアルトランスミッション100内において使用することができる。そして、トルク損失が低減され、かつ耐焼付き性および寿命が向上した円錐ころ軸受1A,1Bは、転動体と軌道部材との間に高い面圧が付与されるマニュアルトランスミッション100内での使用に好適である。
As described above, the
ところで、自動車の動力伝達装置であるトランスミッション又はデファレンシャル等においては、省燃費化のために、低粘度の潤滑油を使用したり、少油量化を図る傾向にあり、円錐ころ軸受において、十分な油膜が形成され難いことがある。また、トランスミッション又はデファレンシャルが低温環境下(例えば、−40℃〜−30℃)で使用されると、潤滑油の粘度が上がるため、特に始動時には、ギアの回転によるはね掛け潤滑等によって、当該潤滑油が円錐ころ軸受に十分に供給されないことがある。このため、自動車用の円錐ころ軸受では、耐焼き付き性および寿命の向上が要求されている。よって、耐焼き付き性および寿命が向上した上記の円錐ころ軸受10をトランスミッション又はデファレンシャルに組み込むことで上記要求を満たすことができる。
By the way, in transmissions or differentials that are power transmission devices for automobiles, there is a tendency to use low-viscosity lubricating oil or to reduce the amount of oil in order to save fuel consumption. May be difficult to form. In addition, when the transmission or differential is used in a low temperature environment (for example, −40 ° C. to −30 ° C.), the viscosity of the lubricating oil increases. Lubricating oil may not be sufficiently supplied to the tapered roller bearing. For this reason, tapered roller bearings for automobiles are required to be improved in seizure resistance and life. Therefore, the above requirements can be satisfied by incorporating the tapered
今回開示された実施の形態と実施例はすべての点で例示であって制限的なものではないと考慮されるべきである。本発明の範囲は以上の実施の形態と実施例ではなく、特許請求の範囲によって示され、特許請求の範囲と均等の意味および範囲内でのすべての修正と変形を含むものであることが意図される。 It should be considered that the embodiments and examples disclosed herein are illustrative and non-restrictive in every respect. The scope of the present invention is shown not by the above embodiments and examples but by the scope of claims, and is intended to include all modifications and variations within the meaning and scope equivalent to the scope of claims. .
10,10a 軸受、11 外輪、11A,13A 軌道面、12A 転動面、11B,12B,13B 窒素富化層、 11C,12C,13C 未窒化部、 12E 加工前表面、13 内輪、14 保持器、14d 柱面、16 大端面、17 小端面、18 大鍔面、19 小鍔面、 21 面取り部、 22,24 クラウニング部、 23 中央部、 26 中心線、 31 第1測定点、 32 第2測定点、 33 第3測定点、41 大つば部、42 小つば部、50 鍔、106 小環状部、107 大環状部、108 柱部、109 ポケット、121 デファレンシャルケース、122 ドライブピニオン、123 差動歯車ケース、124 リングギヤ、125 ピニオンギヤ、126 サイドギヤ。 10, 10a bearing, 11 outer ring, 11A, 13A raceway surface, 12A rolling surface, 11B, 12B, 13B nitrogen-enriched layer, 11C, 12C, 13C non-nitrided portion, 12E surface before processing, 13 inner ring, 14 cage, 14d Column surface, 16 large end surface, 17 small end surface, 18 large ridge surface, 19 small ridge surface, 21 chamfered portion, 22, 24 crowning portion, 23 central portion, 26 center line, 31 first measurement point, 32 second measurement Point, 33 Third measurement point, 41 Large brim, 42 Small brim, 50 mm, 106 Small ring, 107 Large ring, 108 Column, 109 Pocket, 121 Differential case, 122 Drive pinion, 123 Differential gear Case, 124 ring gear, 125 pinion gear, 126 side gear.
Claims (10)
外周面において内輪軌道面と前記内輪軌道面よりも大径側に配置された大鍔面とを有し、前記外輪の内側に配置された内輪と、
前記外輪軌道面および前記内輪軌道面と接触する転動面と前記大鍔面と接触する大端面とを有し、前記外輪軌道面と前記内輪軌道面との間に配列される複数の円錐ころと、
周方向に所定の間隔で配置されている複数のポケットを含み、前記複数の円錐ころの各々を前記複数のポケットの各々に収容保持している保持器とを備え、
前記内輪の小鍔面が、前記円錐ころの小端面と平行な面で形成され、前記円錐ころの前記大端面の曲率半径をR、前記円錐ころの円錐角の頂点から前記内輪の前記大鍔面までの距離をRBASEとしたとき、R/RBASEの値が0.75以上0.87以下であり、
ころ係数γが0.90を越えており、
前記保持器は、前記円錐ころの小径端面側で連なる小環状部と、円錐ころの大径端面側で連なる大環状部と、これらの環状部を連結する複数の柱部とを含み、
前記ポケットが、前記円錐ころの小径側を収納する部分が狭幅側となり、かつ大径側を収納する部分が広幅側となる台形状に形成されており、
前記保持器の前記ポケットの前記狭幅側の前記柱部に切欠きを前記小環状部と前記柱部との境界から前記大環状部の方へ幅をもたせて設けたことにより、前記保持器の内径側から前記内輪側へ流入する潤滑油が前記切欠きから外径側の前記外輪側へ速やかに逃げるようにし、前記小環状部の前記ポケット側の縁を、前記ポケットの狭幅側の底辺部分が前記柱部まで延びた形状とし、
前記外輪、前記内輪および前記複数の円錐ころのうちの少なくともいずれか1つは、前記外輪軌道面、前記内輪軌道面または前記転動面の表面層に形成された窒素富化層を含み、
前記表面層の最表面から前記窒素富化層の底部までの距離は0.2mm以上であり、
前記円錐ころの前記転動面にはクラウニングが形成され、
前記クラウニングのドロップ量の和は、前記円錐ころの前記転動面の母線をy軸とし、母線直交方向をz軸とするy−z座標系において、K1,K2,zmを設計パラメータ、Qを荷重、Lを前記円錐ころにおける前記転動面の有効接触部の母線方向長さ、E’を等価弾性係数、aを前記円錐ころの前記転動面の母線上にとった原点から前記有効接触部の端部までの長さ、A=2K1Q/πLE’としたときに、式(1)で表される、円錐ころ軸受。
An outer ring having an inner ring raceway surface and a large collar surface disposed on a larger diameter side than the inner ring raceway surface, and an inner ring disposed on the inner side of the outer ring,
A plurality of tapered rollers having a rolling surface in contact with the outer ring raceway surface and the inner ring raceway surface and a large end surface in contact with the large collar surface and arranged between the outer ring raceway surface and the inner ring raceway surface. When,
Including a plurality of pockets arranged at predetermined intervals in the circumferential direction, and a cage for holding and holding each of the plurality of tapered rollers in each of the plurality of pockets,
The small ring surface of the inner ring is formed by a surface parallel to the small end surface of the tapered roller, the radius of curvature of the large end surface of the tapered roller is R, and the large ring of the inner ring from the apex of the cone angle of the tapered roller when the distance to the surface was R BASE, the value of R / R BASE is 0.75 or more 0.87 or less,
The roller coefficient γ exceeds 0.90,
The cage includes a small annular portion that is continuous on the small diameter end surface side of the tapered roller, a large annular portion that is continuous on the large diameter end surface side of the tapered roller, and a plurality of column portions that connect these annular portions,
The pocket is formed in a trapezoidal shape in which the portion that stores the small diameter side of the tapered roller is the narrow side, and the portion that stores the large diameter side is the wide side,
The retainer is provided with a notch in the column portion on the narrow side of the pocket of the retainer with a width extending from the boundary between the small annular portion and the column portion toward the large annular portion. The lubricating oil flowing from the inner diameter side to the inner ring side quickly escapes from the notch to the outer ring side on the outer diameter side, and the pocket side edge of the small annular portion is arranged on the narrow side of the pocket. The base part has a shape extending to the column part,
At least any one of the outer ring, the inner ring, and the plurality of tapered rollers includes a nitrogen-enriched layer formed on a surface layer of the outer ring raceway surface, the inner ring raceway surface, or the rolling surface,
The distance from the outermost surface of the surface layer to the bottom of the nitrogen-enriched layer is 0.2 mm or more,
Crowning is formed on the rolling surface of the tapered roller,
The sum of the amount of drop of the crowning is K 1 , K 2 , z m in the yz coordinate system in which the generatrix of the rolling surface of the tapered roller is the y axis and the z axis is the generatrix orthogonal direction. , Q is a load, L is a length in a generatrix direction of an effective contact portion of the rolling surface of the tapered roller, E ′ is an equivalent elastic modulus, and a is an origin on a generatrix of the rolling surface of the tapered roller A tapered roller bearing represented by the formula (1) when the length to the end of the effective contact portion is A = 2K 1 Q / πLE ′.
前記接触部クラウニング部分と前記非接触部クラウニング部分とにおいては、ころ軸方向に延びる母線が、互いに異なる関数で表されかつ互いに接続点で滑らかに連続する線であり、
前記接続点の近傍において、前記非接触部クラウニング部分の母線の曲率が、前記接触部クラウニング部分の母線の曲率よりも小さい、請求項1〜4のいずれか1項に記載の円錐ころ軸受。 The crowning forming portion in which the crowning is formed on the rolling surface of the tapered roller is a contact portion crowning portion that is in an axial range of the inner ring raceway surface and is in contact with the inner ring raceway surface, and an axial direction of the inner ring raceway surface. A non-contact portion crowning portion that is out of range and is non-contact with the inner ring raceway surface,
In the contact portion crowning portion and the non-contact portion crowning portion, the generatrix extending in the roller axis direction is a line that is represented by a function different from each other and smoothly connected to each other at a connection point,
The tapered roller bearing according to any one of claims 1 to 4, wherein a curvature of a bus of the non-contact portion crowning portion is smaller than a curvature of a bus of the contact portion crowning portion in the vicinity of the connection point.
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