JP2019066037A - Taper roller bearing - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、円錐ころ軸受に関する。 The present invention relates to a tapered roller bearing.
従来、軸受の一種として円錐ころ軸受が知られている。円錐ころ軸受は、たとえば自動車などの機械装置に適用される。円錐ころ軸受は、使用時、円すいころの大端面と内輪の大鍔面とが接触し、一定のアキシアル荷重を受けることができる。しかし、上述した円錐ころの大端面と内輪の大鍔面との接触は転がり接触ではなく、すべり接触となる。このため、上記円錐ころの大端面と内輪の大鍔面との接触部における潤滑環境が不十分であると、当該接触部において発熱し、軸受が急昇温する懸念がある。 DESCRIPTION OF RELATED ART Conventionally, the conical roller bearing is known as a kind of bearing. The tapered roller bearing is applied to, for example, a mechanical device such as an automobile. In use, the tapered roller bearing can receive a constant axial load because the large end face of the tapered roller and the large flange surface of the inner ring are in contact with each other. However, the contact between the large end face of the tapered roller described above and the large ridge surface of the inner ring is not rolling contact but sliding contact. For this reason, if the lubricating environment at the contact portion between the large end face of the tapered roller and the large ridge surface of the inner ring is insufficient, heat may be generated at the contact portion and the bearing may be rapidly heated.
上記問題点を解決するためには、円錐ころの大端面と内輪の大鍔面との接触部における摩擦によるトルクロスと発熱とを低減するとともに、当該接触部における油膜形成性を向上させる必要がある。 In order to solve the above problems, it is necessary to reduce torque loss and heat generation due to friction at the contact portion between the large end face of the tapered roller and the large ridge surface of the inner ring and to improve the oil film formability at the contact portion. .
たとえば、特開2000−170774号公報(以下、特許文献1とも呼ぶ)には、円錐ころの大端面の曲率半径をRとし、円錐ころの円錐角の頂点から内輪の大鍔面(円錐ころとの接触部)までの距離をRBASEとしたときに、比率R/RBASEを0.75〜0.87の範囲にすることが提案されている。これにより、円錐ころの大端面と内輪の大鍔面との接触部における油膜形成性を向上させている。 For example, in Japanese Patent Application Laid-Open No. 2000-170774 (hereinafter referred to as Patent Document 1), the radius of curvature of the large end face of the tapered roller is R, and the large ridge surface of the inner ring (conical roller and It is proposed that the ratio R / R BASE be in the range of 0.75 to 0.87, where R BASE is the distance to the contact portion of As a result, the oil film formability at the contact portion between the large end surface of the tapered roller and the large ridge surface of the inner ring is improved.
しかし、特許文献1では、円錐ころの大端面の加工後の実曲率半径について許容範囲が規定されていない。そのため、R/RBASEの値を0.75〜0.87の範囲内に設定しても、上記の実曲率半径が小さくなると、想定よりも大きなスキューを誘発する恐れがある。
However, in
また、上述した円錐ころ軸受が適用される機械装置の信頼性や性能の向上を図る観点から、円錐ころ軸受のさらなる長寿命化および耐久性の向上も求められている。 Further, from the viewpoint of improving the reliability and performance of a mechanical device to which the above-described tapered roller bearing is applied, there is also a demand for further prolonging the life and improving the durability of the tapered roller bearing.
この発明は、上記のような課題を解決するためになされたものであり、この発明の目的は、耐焼付き性に優れるとともに、長寿命かつ高い耐久性を有する円錐ころ軸受を提供することである。 The present invention has been made to solve the problems as described above, and an object of the present invention is to provide a tapered roller bearing which is excellent in seizure resistance and has a long life and high durability. .
本開示に従った円錐ころ軸受は、外輪と内輪と複数の円錐ころとを備える。外輪は、内周面において外輪軌道面を有する。内輪は、外周面において内輪軌道面と、当該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る。複数の円錐ころは、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する。複数の円錐ころは、外輪軌道面と内輪軌道面との間に配列される。円錐ころの大端面の設定曲率半径をR、円錐ころの円錐角の頂点から内輪の大鍔面までの距離をRBASEとしたとき、設定曲率半径Rと距離RBASEの比率R/RBASEの値を0.75以上0.87以下とする。円錐ころの大端面の研削加工後の実曲率半径をRprocessとしたとき、実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比率Rprocess/Rが0.5以上である。円錐ころの大端面において、大鍔面と接触する円周状の表面領域の算術平均粗さRaの最大値と最小値との差は0.02μmRa以下である。円錐ころの転動面にはクラウニングが形成される。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、後述の式(1)で表される。 The tapered roller bearing according to the present disclosure comprises an outer ring, an inner ring and a plurality of tapered rollers. The outer ring has an outer ring raceway surface on the inner circumferential surface. The inner ring has an inner ring raceway surface on the outer peripheral surface and a large weir surface arranged on the larger diameter side than the inner ring raceway surface, and is arranged inside the outer ring. The plurality of tapered rollers have 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 ridge surface. The plurality of tapered rollers are arranged between the outer ring raceway surface and the inner ring raceway surface. When setting the radius of curvature of the large end face of the tapered roller R, the distance from the apex of the cone angle of the tapered rollers to the large rib surface of the inner ring and the R BASE, the ratio R / R BASE setting the radius of curvature R and the distance R BASE The value is set to 0.75 or more and 0.87 or less. Assuming that the actual radius of curvature after grinding of the large end face of the tapered roller is R process , the ratio R process / R between the actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R is 0.5 or more. At the large end face of the tapered roller, the difference between the maximum value and the minimum value of the arithmetic average roughness Ra of the circumferential surface area in contact with the large ridge surface is 0.02 μmRa or less. Crownings are formed on the rolling surfaces of the tapered rollers. The sum of the drop amount of crowning sets K 1 , K 2 and z m as design parameters and Q in the yz coordinate system where the generating line of the rolling surface of the tapered roller is y-axis and the generating line orthogonal direction is z-axis Load, L from the origin along the generatrix direction length of the effective contact portion of the rolling surface of the tapered roller, E 'as equivalent elastic modulus, a from the origin of the rolling surface of the tapered roller to the end of the effective contact portion It is represented by the below-mentioned formula (1) when it is referred to as length of A, 2K 1 Q / πLE ′.
上記によれば、耐焼付き性に優れるとともに、長寿命かつ高い耐久性を有する円錐ころ軸受が得られる。 According to the above, it is possible to obtain a tapered roller bearing which is excellent in seizure resistance and has a long life and high durability.
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 based on the drawings. In the following drawings, the same or corresponding parts have the same reference characters allotted and description thereof will not be repeated.
<円錐ころ軸受の構成> <Configuration of conical roller bearing>
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に示した円錐ころのうち特に小端面17および小鍔面19の配置される領域およびその周囲の領域を拡大して示す断面図である。図3は、図1に示した円錐ころ軸受の設計仕様を示す断面模式図である。図1〜図3を用いて本実施の形態に係る円錐ころ軸受を説明する。
FIG. 1 is a cross-sectional schematic view of a tapered roller bearing according to an embodiment of the present invention. FIG. 2 is a cross-sectional view showing, in an enlarged manner, a region where the
図1に示す円錐ころ軸受10は、外輪11と、内輪13と、複数の円錐ころ(以下では単に、ころと呼ぶこともある)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、その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、その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。なお、以下の説明において、円錐ころ軸受10の中心軸に沿った方向を「軸方向」、中心軸に直交する方向を「径方向」、中心軸を中心とする円弧に沿った方向を「周方向」と呼ぶ。
The tapered roller bearing 10 shown in FIG. 1 mainly includes an
ころ12は、外輪11の内周面上に配置されている。ころ12は転動面としてのころ転動面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。すなわち複数のころ12は外輪軌道面11Aと内輪軌道面13Aとの間に配列される。複数のころ12は金属からなる保持器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(図3の点O)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。なお、保持器14は金属製に限らず、合成樹脂製であってもよい。
The
外輪11、内輪13、ころ12を構成する材料は、たとえばJIS規格に規定される高炭素クロム軸受鋼、より具体的にはJIS規格SUJ2である。
The material constituting the
内輪13の大鍔面18は、内輪軌道面13Aよりも大径側、すなわち図1の右側に配置されている。大鍔面18は、円錐ころ12の大端面16に沿って延びる研削加工面に仕上げられている。内輪13において、内輪軌道面13Aと大鍔面18とが交わる隅部には逃げ部が形成されている。大端面16はころ12の最も大径側の端面であり、大鍔面18と接触する。内輪13の小鍔面19は、内輪軌道面13Aよりも小径側、すなわち図1の左側に配置されている。小鍔面19は、円錐ころ12の小端面17に沿って延びる研削加工面に仕上げられている。内輪軌道面13Aと小鍔面19とが交わる隅部には逃げ部25Bが形成されている。なお、逃げ部25Bは、形成されていなくてもよい。小端面17はころ12の最も小径側の端面であり、小鍔面19と接触する。
The
図2の拡大図を参照して、内輪13の小鍔面19は、ころ12の小端面17と平行な研削加工面に仕上げられ、図中に一点鎖線で示す初期組立状態で、ころ12の小端面17と面接触している。小端面17は、ころ12の小鍔面19との間に隙間を有している。実線で示すころ12が正規の位置に落ち着いた状態、すなわち、ころ12の大端面16が内輪13の大鍔面18と接触した状態にて形成される、内輪13の小鍔面19ところ12の小端面17との隙間δが、δ≦0.4mmの寸法規制範囲内に入れられている。これにより、馴らし運転でのころ12が正規の位置に落ち着くまでに必要な回転回数を減らし、馴らし運転時間を短縮することができる。
With reference to the enlarged view of FIG. 2, the
なおころ12の転動面と、内輪軌道面13Aとの接触面は、直線状であるストレート部を有していることが好ましい。
The contact surface between the rolling surface of the
円錐ころ12の大端面16の曲率半径Rと、点Oから内輪13の大鍔面18までの距離RBASEとの比R/RBASE:
The ratio R / R BASE of the radius of curvature R of the
図3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で一致する。円錐ころ12の大端面16の曲率半径(設定曲率半径とも呼ぶ)Rと、点Oから内輪13の大鍔面18までの距離RBASEとの比率R/RBASEの値を0.75以上0.87以下とする。
As shown in FIG. 3, the conical angular apexes of the tapered
円錐ころ12の大端面16の形状:
Shape of
円錐ころ12の大端面16の研削加工後の実曲率半径をRprocessとしたとき、実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比率Rprocess/Rは0.5以上とされる。ただし上記比率は0.8以上であってもよい。以下、具体的に説明する。
When the actual radius of curvature after grinding of the
図4および図5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12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12の大端面16は、円錐ころ12の円錐角の頂点である点O(図3参照)を中心とする球面の一部となる。図4および図5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16Aの内周端は凹部16Bと点C2,C3を介して接続されている。上記凸部16Aの外周端は面取り部16C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。
FIGS. 4 and 5 are schematic cross sections along the rolling axis 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。 In general, a tapered roller is manufactured by sequentially performing a grinding process including a forming process and a crowning process on a cylindrical roller material. In the central portion of the surface to be the large end face of the molded body obtained by the forging process, a concave portion resulting from the shape of the punch of the forging device is formed. The planar shape of the said recessed part is circular shape, for example.
ここで、ころ12の大端面16の曲率半径(設定曲率半径)Rは、図4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5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、点C3、C4の中間点P6を考える。そして、大端面16が上記理想的な球面である場合、図5に示した断面において、大端面16は、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R1564についてR152=R364=R1564という条件が成り立つ、理想的な単一円弧曲線となる。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の曲率半径を設定曲率半径と呼ぶ。なお、設定曲率半径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12の大端面16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。なお、点C2、C3の位置は、図5の位置に限らない。たとえば、点C2は点C1側に、点C3は点C4側にわずかにずれた位置でもよい。
Here, the radius of curvature (set radius of curvature) R of the
図6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6では、図5に示される理想的な大端面は点線で示されている。図6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12の大端面16は、円錐ころ12の円錐角の頂点を中心とする1つの球面の一部とならない。実際に得られる円錐ころ12の上記凸部の点C1〜C4は、図5に示される上記凸部16Aと比べて、各点C1〜C4がダレた形状を有している。すなわち、図6に示される点C1,C4は、図5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に対して片側のR152が同一ではなく、小さくできてしまう)。
FIG. 6 is a schematic cross-sectional view along the rolling axis of the tapered roller obtained by actual grinding processing. In FIG. 6, the ideal large end face shown in FIG. 5 is shown by a dotted line. As shown in FIG. 6, the
図6に示される点C2,C3は、図5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に対して片側のR364が同一ではなく、小さくできてしまう)。なお、図6に示される中間点P5,P6は、例えば図5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。
The points C2 and C3 shown in FIG. 6 are arranged on the inner peripheral side in the radial direction with respect to the center of the rolling shaft as compared with the points C2 and C3 shown in FIG. 5, and the extending direction of the rolling shaft At one end (the R364 on one side is not identical to the R1564 of the entire
図6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6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は上記設定曲率半径R以下となる。
As shown in FIG. 6, in the large end face actually formed by grinding, the vertex C1 and the vertex C2 are disposed on one spherical surface, and the vertex C3 and the vertex C4 are disposed on another spherical surface. It is arranged. In a general grinding process, the radius of curvature of one arc formed by a part of the large end face formed on one protrusion is the arc of the part formed by a part of the large end surface formed on the other protrusion. It becomes equivalent to the radius of curvature. That is, R152 on one side after processing of the
本実施の形態に係る円錐ころ軸受の円錐ころ12は、上述したように設定曲率半径Rに対する上記実曲率半径Rprocessの比率Rprocess/Rが0.5以上である。
As described above, in the tapered
なお、図6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、上記設定曲率半径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12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0.5以上である。
As shown in FIG. 6, the curvature radius R virtual of the virtual arc passing through the vertex C1, the middle point P5, the middle point P6, and the vertex C4 on the large end face actually formed by grinding processing (hereinafter, virtual curvature The radius is less than or equal to the set radius of curvature R. That is, the tapered
円錐ころ12の大端面16の算術平均粗さ(表面粗さ):
Arithmetic mean roughness (surface roughness) of
大端面16の算術平均粗さRaは0.10μmRa以下であってもよい。図4に示すように、大端面16は凸部16Aと凹部16Bと面取り部16Cとを含む。大端面16では最外周に面取り部16Cが配置される。面取り部16Cの内周側に環状の凸部16Aが配置される。凸部16Aの内周側に凹部16Bが配置される。凸部16Aは凹部16Bより突出した面である。面取り部16Cは凸部16Aと円錐ころ12の側面である転動面とを繋ぐように形成されている。上述した大端面16の算術平均粗さRaは、実質的には凸部16Aの算術平均粗さを意味する。また、円錐ころ12の大端面16において、大鍔面18と接触する円周状の表面領域である凸部16Aの算術平均粗さRaの最大値と最小値との差は0.02μmRa以下である。これにより、大端面16の円周状の表面領域の算術平均粗さRaのばらつきを十分小さくできる。また上記比率R/RBASEの数値範囲と比率Rprocess/Rの数値範囲との相乗効果により、結果的に円錐ころ12の大端面16と内輪13の大鍔面18との接触部における十分な油膜厚さを確保できる。
Arithmetic mean roughness Ra of the
大鍔面18は、例えば0.12μmRa以下の算術平均粗さに研削加工されている。好ましくは、大鍔面18の算術平均粗さRaは0.063μmRa以下である。
The large-
円錐ころ12の転動面の形状: Shape of rolling surface of tapered roller 12:
図7に示すように、ころ12の転動面12A(図1参照)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の小端面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。ころ12の大端面16とクラウニング部24との間にも面取り部16Cが形成されている。
As shown in FIG. 7, 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8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8の矢印に示すようにころ12の側面が加工され、図7及び図8に示すように、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, when the process (carbonitriding process) for forming the nitrogen-rich layer 12B is performed in the method of manufacturing the
クラウニングの形状: Crowning shape:
ころ12のクラウニング部22、24に含まれる(中央部23に連なり内輪軌道面13Aに接触する部分である)接触部クラウニング部分27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。
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。 Load Q, length L of generatrix direction of effective contact, and equivalent elastic modulus E 'are given as design conditions, and length a from the origin to the end of effective contact 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、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 equation (1), z (y) indicates the drop amount of the crowning 22A at the generatrix position y 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。なおP1は、後述する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との境界に相当する。
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) . Design parameters z m is meant the maximum drop amount of drop amount, i.e. crowning 22A at the end of the effective contact portion. P1 corresponds to the boundary between the contact
ここで、ころ12のクラウニングとして、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を考えることができる。この場合、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、式(1)の設計パラメータK1,K2,zmの少なくとも1つが、接触面圧、応力および寿命のうちのいずれかを目的関数として最適化される。本実施の形態においては、以下のように、接触面圧(面圧)を目的関数として式(1)が最適化される。
Here, as crowning of the
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 the Rosenbrock method can be adopted. Here, since the damage of the surface starting point on the rolling surface of the roller depends on the contact pressure, obtain the crowning that prevents the oil film breakage of the contact surface under the lean lubrication by setting the objective function of the optimization as the contact pressure. Can.
また、ころ12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12A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 applying logarithmic crowning to the
ここで、円錐ころ12のクラウニング部22、24の形状は、上記の数式によって求められた対数曲線クラウニングとしている。しかし、上記の数式に限られるものではなく、他の対数クラウニング式を用いて対数曲線を求めてもよい。
Here, the shape of the crowning
図7に示す円錐ころ12のクラウニング部22、24には上記の数式で求められた対数クラウニングの対数曲線に近似する形状のクラウニングが形成されてもよい。円錐ころ12の大端面16側に形成されたクラウニング部24の詳細を説明する。以下ではクラウニング部24のドロップ量を理解しやすいように図8に示す円錐ころ12よりも更にドロップ量を誇張して考える。クラウニング部24は、ストレート部23に大きな曲率半径R1、R2、R3を持つ3つの円弧が滑らかに接続され複合的な円弧形状で構成されている。そして、クラウニング部24のドロップ量として、第1のゲートのドロップ量Dr1、中間の第2のゲートのドロップ量Dr2、最大の第3のゲートのドロップ量Dr3を規定することにより、対数曲線に近似したクラウニング形状となる。ドロップ量Dr3は前述した数式1中のzmに相当する。これにより、エッジ面圧を回避し軸方向の面圧分布を均一化できる。ドロップ量Drは、サイズや型番によって異なるが、最大でも50μm程度である。小端面17側に形成されたクラウニング部22の形状は、クラウニング部24と同様であるので、その説明は繰り返さない。本明細書における円錐ころ12の転動面の中央部23の形状が直線状であるとは、直線状の他、ドロップ量が数μm程度のクラウニングのある概略直線状のものを含む意味で用いる。
In the crowning
なおここでのP1も、上記のP1と同様に、後述する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との境界に相当する。再度図7を参照して、本実施の形態の円錐ころ軸受は、ころ12の外周の転動面12A(図1、図4参照)にはクラウニング部22が形成されており、これはクラウニングが形成されたクラウニング形成部分と考えることができる。転動面12Aにおいてクラウニング形成部分は具体的には、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として形成している。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。
P1 here also corresponds to the boundary between the contact
より具体的には、ころ12の転動面12Aはたとえば図9および図10に示される形状を有する。図9は本実施の形態の円錐ころ軸受に含まれる円錐ころのクラウニング形状の第1例を示す図である。図10は本実施の形態の円錐ころ軸受に含まれる円錐ころのクラウニング形状の第2例を示す図である。図9を参照して、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。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27の母線と、非接触部クラウニング部分28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。
More specifically, rolling
この構成によると、ころ12の外周の転動面12Aにクラウニング部を形成したため、軌道面13Aのみにクラウニング部を形成する場合よりも、転動面12Aに砥石を必要十分に作用させ得る。よって転動面12Aに対する加工不良を未然に防止できる。転動面12Aに形成したクラウニング部22,24により、面圧や接触部の応力を低減し円錐ころ軸受10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 this configuration, since the crowning portion is formed on the rolling
上記接触部クラウニング部分27の母線は、次式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。
図9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よい(図9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(図9参照)の低減を図ることができる。
As shown in FIG. 9, one or both of the large diameter side portion and the small diameter side portion of the generatrix of the noncontact
ただし、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よい。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。
However, the generatrix of the noncontact
接触部クラウニング部分27の母線の一部または全部が上記式(1)で示される対数クラウニングで表されてもよい。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すいころ軸受の長寿命化を図ることができる。
A part or all of the generatrix of the contact
すなわち、たとえば図10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(図7の中央部23と同義)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よい。この場合は、接触部クラウニング部分27の母線の一部のみが上記式(1)で示される対数クラウニングの対数曲線で表される。一方、接触部クラウニング部分27の全体が対数クラウニングの対数曲線で形成された部分27Bによって表されてもよい。
That is, for example, as shown in FIG. 10, the generatrix of the
非接触部クラウニング部分28の母線は、そのうちの接触部クラウニング部分27の対数クラウニングの対数曲線で形成された部分27Bとの接続部が、当該対数曲線の勾配と一致されるように形成されることが好ましい。このようにすれば、接触部クラウニング部分27の母線と非接触部クラウニング部分28の母線とを、接続点でより滑らかに連続させることができる。
The generatrix of the
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27A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27A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中の設計パラメータのうち、K2は固定され、K1とzmとが設計の対象となる。
In order to ensure the processing accuracy of the crowning, it is desirable that a
ところで、上記の式(1)のK1、zmについて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11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。なお図11は、本実施の形態の円錐ころ軸受に含まれる円錐ころの母線方向座標とドロップ量との関係を表す図である。ところが、図11中のGの領域は、図11の内輪13の大径側の逃げ部25Aおよび小径側の逃げ部25Bと相対するクラウニング部24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12の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 crowning is optimized by using a mathematical optimization method with respect to K 1 and z m of the above-mentioned formula (1), crowning like “log” in FIG. 11 is obtained under this condition. 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。 We will explain mathematical optimization method of logarithmic crowning.
対数クラウニングを表す関数式中の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。 By appropriately selecting K 1 and z m in a functional expression representing logarithmic crowning, optimal logarithmic crowning can be designed.
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 contact pressure or stress at the contact. Here, it is considered that 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. Although various algorithms have been proposed for mathematical optimization methods, one of them, the direct search method, is capable of performing optimization without using the derivative of the function. Useful when functions and variables can not be represented directly by mathematical expressions. Here, the optimal value of K 1 and z m is determined using the Rosenbrock method, which is one of direct search methods.
ころ12と内輪13との接触を考える限りにおいては、図11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よいが、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11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(図9、図10参照)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
内輪軌道面および外輪軌道面の形状: Shape of inner ring raceway surface and outer ring raceway surface:
次に、内輪軌道面13Aの母線方向の形状を図12〜図14に基づいて説明する。図12は内輪13の詳細形状を示す部分断面模式図である。図13は、図12の領域XIIIの拡大模式図である。図14は、図12に示した内輪軌道面13Aの母線方向の形状を示す模式図である。図12および図13では、円錐ころ12の大端面16側の一部輪郭を2点鎖線で示す。
Next, the shape of the inner
図12〜図14に示すように、内輪軌道面13Aは、緩やかな単一円弧のフルクラウニング形状に形成され、逃げ部25A、25Bに繋がっている。緩やかな単一円弧のフルクラウニングの曲率半径Rcは、内輪軌道面13Aの両端でたとえば5μm程度のドロップ量が生じる極めて大きなものである。図12に示すように、内輪軌道面13Aには逃げ部25A、25Bが設けられているので、内輪軌道面13Aの有効軌道面幅はLGとなる。
As shown in FIGS. 12 to 14, the inner
図13に示すように、大鍔面18の半径方向の外側には、大鍔面18に滑らかに接続する逃げ面18Aが形成されている。逃げ面18Aと円錐ころ12の大端面16との間に形成される楔形隙間によって、潤滑油の引き込み作用を高め、十分な油膜を形成することができる。内輪軌道面13Aの母線方向の形状は、緩やかな単一円弧のフルクラウニング形状を例示したが、これに限られず、ストレート形状としてもよい。
As shown in FIG. 13, a
以上では、内輪13の内輪軌道面13Aの母線方向の形状を説明したが、外輪軌道面11Aの母線方向の形状も同様であるので、説明は繰り返さない。以上を言い換えれば、内輪13の中心軸を通る断面において、内輪軌道面13Aおよび外輪軌道面11Aは直線状または円弧状である。
Although the shape of the inner
ここで、円錐ころ12の転動面12Aを対数クラウニング形状(中央部23はストレート形状)とすると共に、内輪軌道面13Aおよび外輪軌道面11Aをストレート形状又は緩やかな円弧のフルクラウニング形状とした本実施形態に至った検証結果を次に説明する。
Here, the rolling
自動車のトランスミッション用円錐ころ軸受(内径φ35mm、外径φ62mm、幅18mm)で、ミスアライメントがある低速条件(1速)の場合と、ミスアライメントがない高速条件(4速)の場合とにおける外輪軌道面11Aの接触面圧と、円錐ころ12の転動面12Aの有効転動面幅L(図7参照)に対する接触楕円の比を検証した。検証に用いた試料を表1に示す。
一方、ミスアライメントありで低速条件では、高荷重であるため、試料2では、ころ有効転動面幅Lに対する接触楕円の比は100%となり、外輪にはエッジ面圧が発生する。さらに、エッジ当りとなることで、円錐ころの小端面側で接触駆動されるようになることから、大きなスキューを誘発してしまい、実用不可(NG)とした。
On the other hand, in the low speed condition with misalignment, since the load is high, in the
以上より、スキューを抑制するためには、外輪に大きなドロップ量のフルクラウニングを施すことは好ましくないことが検証され、試料1の有意性が確認できた。
From the above, it was verified that it is not preferable to subject the outer ring to full crowning with a large drop amount in order to suppress the skew, and the significance of
円錐ころ12の転動面と内輪軌道面との当たり位置: (図17、22)
The contact position between the rolling surface of the tapered
図17に示すように、円錐ころ12の転動軸の延在方向における転動面12Aの幅をL、内輪軌道面13Aと転動面12Aとの当たり位置の中心Cの、延在方向における転動面12Aの中点Nから大端面16側へのずれ量をαとしたとき、円錐ころ軸受10では、幅Lとずれ量αとの比率α/Lが0%以上20%未満であってもよい。
As shown in FIG. 17, the width of the rolling
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の中心Cが転動軸の延在方向における転動面の中央Nまたは該中央Nよりも大端面16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の中心Cが転動軸の延在方向における転動面の中央Nよりも小端面17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。
The present inventors set the center C of the contact position where the ratio α / L is 0% or more and less than 20% and the ratio α / L is more than 0% in the extending direction of the rolling shaft. When the ratio α / L is more than 0%, the center C of the contact position in the extending direction of the rolling shaft is in the center N of the rolling surface at the side or the
表3に、上記ずれ量αが0であるとき、すなわち内輪軌道面13Aおよび外輪軌道面11Aと円錐ころ12の転動面12Aとの当たり位置の中心Cが転動軸の延在方向における転動面12Aの中央Nに位置しているときのスキュー角φ0、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φ、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、ずれ量αは、ころ12の転動面12Aの幅Lに対するずれ量αの比率(α/L)として示している。また、上記当たり位置が上記中央Nよりも小端面17側にずれているときのずれ量を負の値で示す。スキュー角φ0およびトルクM0は、ずれ量αが0の時の値である。
以上の結果より、スキュー角φと回転トルクMとを小さくするためには、ずれ量αに関する比率α/Lは0%以上20%未満であることが望ましい。また好ましくは、比率α/Lは0%を越える。さらに、比率α/Lは0%を越え15%未満であってもよい。 From the above results, in order to reduce the skew angle φ and the rotational torque M, it is desirable that the ratio α / L relating to the deviation amount α be 0% or more and less than 20%. Also preferably, the ratio α / L is greater than 0%. Furthermore, the ratio α / L may be more than 0% and less than 15%.
比率α/Lが0%超えとなる構成は、たとえば図17および図18に示される。図17および図18は、円錐ころ軸受において、内輪軌道面13Aと転動面12Aとの当たり位置の変更方法の例を示す断面模式図である。
The configuration in which the ratio α / L exceeds 0% is shown, for example, in FIG. 17 and FIG. FIGS. 17 and 18 are schematic sectional views showing an example of the method of changing the contact position between the inner
図17に示されるように、ころ12の転動面12Aに形成されたのクラウニング、および内輪軌道面13Aおよび外輪軌道面11A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. 17, by relatively shifting the positions of the crownings formed on the rolling
また、比率α/Lが0%超えとなる構成は、図18に示されるように、内輪軌道面13Aが内輪の軸方向に対して成す角度と、外輪軌道面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18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、内輪軌道面13Aが内輪13の軸方向に対して成す角度を大きくする、および外輪軌道面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. 18, in the configuration in which the ratio α / L exceeds 0%, the angle formed by the inner
<各種特性の測定方法> <Method of measuring various characteristics>
ころの大端面の曲率半径の測定方法: How to measure the radius of curvature of the large end face of the roller:
図6に示したころ12の大端面16における実曲率半径Rprocessおよび仮想曲率半径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機(例えばミツトヨ製表面粗さ測定機サーフテストSV‐3100)を用いて測定され得る。表面粗さ測定機を用いた場合には、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(母線方向の形状)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。あるいは、大端面16全体の仮想曲率半径Rvirtualは、「複数回入力」というコマンドを用いて4点を取った値で近似円弧曲線半径を算出することで決定してもよい。大端面16の母線方向の形状は、直径方向に1回の測定とした。
The actual radius of curvature R process and the virtual radius of curvature R virtual at the
一方で、設定曲率半径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 set radius of curvature R is estimated based on industrial standards such as JIS standards, for example, from the dimensions and the like of the tapered rollers obtained by actual grinding processing.
算術平均粗さ(表面粗さ)の測定方法: Measurement method of arithmetic mean roughness (surface roughness):
ころ12の大端面16の算術平均粗さRaは任意の方法により測定できるが、たとえば表面粗さ測定機(例えばミツトヨ製表面粗さ測定機サーフテストSV‐3100)を用いて測定され得る。大端面の算術平均粗さRaは、たとえば、上記測定機のスタイラスをころ12の大端面16に接触させるという方法により測定できる。また、大端面16において、大鍔面と接触する円周状の表面領域である凸部16Aの算術平均粗さRaの最大値と最小値との差は、当該凸部16Aの任意の4か所について表面粗さ測定機を用いて算術平均粗さRaを測定し、当該4か所の算術平均粗さの最大値と最小値との差を算出することにより求めることができる。
Arithmetic mean roughness Ra of
<円錐ころ軸受の作用効果> <Operation effect of conical roller bearing>
本発明者は、円錐ころ軸受に関する以下の事項に着目し、上述した円錐ころ軸受の構成に想到した。
(1)円錐ころの大端面の設定曲率半径と加工後の実曲率半径との比率
(2)円錐ころのスキューを抑制する内外輪の軌道面の形状
(3)円錐ころの転動面への対数クラウニングの適用
The inventor focused on the following matters regarding the tapered roller bearing, and considered the configuration of the above-described tapered roller bearing.
(1) The ratio of the setting radius of curvature of the large end face of the tapered roller to the actual radius of curvature after processing (2) The shape of the raceway surface of the inner and outer rings to suppress the skew of the conical roller (3) To the rolling surface of the tapered roller Apply logarithmic crowning
上記構成(1)〜構成(3)を組み合わせることで、耐焼付き性向上に関して相乗効果が期待できる。たとえば、構成(3)のように円錐ころの転動面に対数クラウニングを適用すると、局所的な面圧の上昇が防がれる。これにより、円錐ころの挙動が安定してスキューを抑制でき、円錐ころの大端面と内輪の大鍔面との接触部での油膜厚さが安定して確保されるため、耐焼付き性が向上する。ここで、構成(3)に対して、耐焼付き性向上に寄与する構成(1)および構成(2)を組み合わせることで、円錐ころ軸受において、耐焼付き性をさらに向上させることができる。 By combining the above configurations (1) to (3), a synergetic effect can be expected on the improvement of the seizure resistance. For example, if logarithmic crowning is applied to the rolling surface of the tapered roller as in configuration (3), the local pressure increase is prevented. As a result, the behavior of the tapered roller can be stably suppressed and the skew can be suppressed, and the oil film thickness at the contact portion between the large end face of the tapered roller and the large ridge surface of the inner ring is stably maintained, thus improving the seizure resistance. Do. Here, by combining the configuration (1) and the configuration (2) contributing to the improvement of the seizure resistance with respect to the configuration (3), the seizure resistance can be further improved in the tapered roller bearing.
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。 The characteristic configurations of the above-described tapered roller bearings will be listed, although there are some overlapping parts below.
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と、当該内輪軌道面13Aよりも大径側に配置された大鍔面18とを有し、外輪11の内側に配置される。複数の円錐ころ12は、外輪軌道面11Aおよび内輪軌道面13Aと接触する転動面12Aと、大鍔面18と接触する大端面16とを有する。複数の円錐ころ12は、外輪軌道面11Aと内輪軌道面13Aとの間に配列される。
The tapered
円錐ころ12の大端面16の設定曲率半径をR、円錐ころ12の円錐角の頂点である点O(図3参照)から内輪13の大鍔面18までの距離をRBASEとしたとき、設定曲率半径Rと距離RBASEの比率R/RBASEの値を0.75以上0.87以下とする。図6に示すように円錐ころ12の大端面16の研削加工後の実曲率半径をRprocessとしたとき、実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比率Rprocess/Rが0.5以上である。
Setting the radius of curvature of the
上述した円錐ころ軸受10によれば、設定曲率半径Rと距離RBASEの比率R/RBASEの値を0.5以上に設定することで、円錐ころ12の大端面16と内輪13の大鍔面18との接触部において十分な油膜厚さを確保して円錐ころ12と大鍔面18との接触および摩耗の発生を抑制し、当該接触部での発熱を抑制できる。
According to the tapered
なお、比率R/RBASEの値については、以下の知見を参考として決定した。図19は、内輪13の大鍔面18と円錐ころ12の大端面16と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に対する油膜厚さtの比t/t0である。油膜厚さtはR/RBASE=0.76のとき最大となり、R/RBASEが0.87を越えると急激に減少する。
The value of ratio R / R BASE was determined with reference to the following findings. FIG. 19 shows the result of calculation of the oil film thickness t formed between the
図20は、内輪13の大鍔面18と円錐ころ12の大端面16間の最大ヘルツ応力Pを計算した結果を示す。縦軸は、図19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。内輪13の大鍔面18と円錐ころ12の大端面16間の辷り摩擦によるトルクロスと発熱と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。
FIG. 20 shows the result of calculating the maximum Hertzian stress P between the
なお、ここでは図19に示したようにKarnaの式を用いて比率R/RBASEと油膜厚さとの関係を特定しているが、当該関係に影響を及ぼす因子としては軸受の回転速度や荷重、潤滑油の粘度などの軸受の使用条件が考えられる。発明者が検討したところ、このような他の因子を総合的に考慮すると比率R/RBASEの値が0.8程度であれば、平均的に最も油膜厚さが十分に維持できる。そのため、上述したように上記比率R/RBASEの値については0.8を中央値としてその範囲を決定している。 Here, as shown in FIG. 19, the relationship between the ratio R / R BASE and the oil film thickness is specified using Karna's equation, but the factors affecting the relationship are the rotational speed and load of the bearing. The conditions of use of the bearing, such as the viscosity of the lubricating oil, are conceivable. As a result of the inventor's investigation, if the value of the ratio R / R BASE is approximately 0.8, the oil film thickness can be most sufficiently maintained on average in consideration of such other factors as a whole. Therefore, as described above, the value of the ratio R / R BASE is determined with the range of 0.8 as the median value.
また、実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比率Rprocess/Rの値を上述のように設定することで、円錐ころ12の大端面16と内輪13の大鍔面18との接触面圧を低減できる。さらに、円錐ころ12のスキューを抑制し大端面16と大鍔面18との接触部での油膜厚さを安定して確保することができる。
Further, by setting the value of the ratio R process / R between the actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R as described above, the contact surface between the
さらに、円錐ころ12の大端面16において大鍔面18と接触する円周状の表面領域(凸部16A)の算術平均粗さRaの最大値と最小値との差を0.02μmRa以下とすることで、大端面16の円周状の表面領域の算術平均粗さRaのばらつきを十分小さくでき、上記比率R/RBASEの数値範囲および比率Rprocess/Rの数値範囲との相乗効果により、結果的に上記接触部における十分な油膜厚さを確保できる。このため、上記接触部における発熱を安定的に抑制でき耐焼付き性が向上された円錐ころ軸受10を得ることができる。
Furthermore, the difference between the maximum value and the minimum value of the arithmetic mean roughness Ra of the circumferential surface area (
上記円錐ころ軸受10では、内輪13の中心軸を通る断面において、内輪軌道面13Aおよび外輪軌道面11Aは直線状または円弧状であってもよい。円錐ころ12の転動面12Aにはクラウニングが形成されてもよい。クラウニングのドロップ量の和は、円錐ころ12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を円錐ころ12の転動面12A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)で表されてもよい。
また、内輪13の中心軸を通る断面において、内輪軌道面13Aおよび外輪軌道面11Aが直線状または円弧状となっており、円錐ころ12の転動面12Aは中央部がたとえばストレート面となっており当該ストレート面に連なっていわゆる対数クラウニングが設けられているので、円錐ころ12の転動面12Aと内輪軌道面13Aおよび外輪軌道面11Aとの接触領域の寸法(たとえば接触楕円の長軸寸法)を長くすることができ、結果的にスキューを抑制できる。さらに、内輪軌道面13Aまたは外輪軌道面11Aと転動面12Aとの当たり位置のばらつきを小さくできる。
Further, in a cross section passing through the central axis of the
また、上述のように転動面12Aと内輪軌道面13Aおよび外輪軌道面11Aとの接触領域の寸法(たとえば接触楕円の長軸寸法)を長くすると、モーメント荷重が作用するような使用条件ではころに従来のようなフルクラウニングを形成している場合、母線方向の端部においてエッジ面圧が発生する恐れがある。しかし上記円錐ころ軸受10では円錐ころ12に対数クラウニングが適用されているため、必要な接触領域の寸法を確保しつつ、このようなエッジ面圧の発生を抑制できる。
In addition, if the dimension (for example, the major axis dimension of the contact ellipse) of the contact area between 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21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22は、部分円弧のクラウニングとストレート部との間を補助円弧としたころの輪郭線と、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21および図22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21および図22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21および図22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 above-mentioned logarithmic crowning will be described in more detail. FIG. 21 is a diagram showing the contour of a roller provided with crowning whose contour is represented by a logarithmic function and the contact surface pressure on the rolling surface of the roller. FIG. 22 is a diagram showing an outline of a roller in which a portion between the crowning of the partial arc and the straight portion is an auxiliary arc and a contact surface pressure on the rolling surface of the roller. The left vertical axis in FIGS. 21 and 22 indicates the crowning drop amount (unit: mm). The horizontal axes in FIG. 21 and FIG. 22 indicate the position (unit: mm) in the axial direction of the roller. The vertical axes on the right side of FIGS. 21 and 22 indicate 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22に示すように、ストレート部、補助円弧及びクラウニング相互間の境界における勾配が連続であっても、曲率が不連続であると接触面圧が局所的に増加する。そのため、油膜切れや表面損傷を招く恐れがある。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 of the rolling surface of the tapered roller is formed to have a partial arc crowning and a straight portion, as shown in FIG. 22, the gradient at the boundary between the straight portion, the auxiliary arc and the crowning is continuous. Even if the curvature is discontinuous, the contact surface pressure increases locally. Therefore, there is a possibility that oil film breakage and surface damage may be caused. If a lubricating film having a sufficient thickness is not formed, abrasion due to metal contact is likely to occur. If the contact surface is partially worn away, metal contact is likely to occur in the vicinity of the contact surface, which accelerates the wear of the contact surface, resulting in a disadvantage that the tapered roller may be 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21に示すように、図22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21及び図22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 the rolling surface of the tapered roller as the contact surface is provided with a crowning whose contour is represented by a logarithmic function, for example, as shown in FIG. 21, the crowning represented by the partial arc of FIG. As compared with the case, the local contact pressure is lower, and the contact surface can be made less susceptible to wear. Therefore, even when the film thickness of the lubricating film becomes thin due to the reduction of the amount of the lubricant present on the rolling surface of the tapered roller and the viscosity reduction, the wear of the contact surface is prevented and the damage of the tapered roller is prevented. Can. In FIGS. 21 and 22, in an orthogonal coordinate system in which the generatrix direction of the roller is taken as the horizontal axis and the generatrix orthogonal direction is taken as the vertical axis, the origin O of the horizontal axis at the center of the effective contact portion of the inner or outer ring Is set to indicate the contour of the roller, and the contact pressure is superimposed on the surface pressure as the vertical axis. Thus, the tapered
上記円錐ころ軸受10では、円錐ころ12の転動軸の延在方向における転動面の幅をL、内輪軌道面13Aと転動面12Aとの当たり位置の、上記延在方向における転動面12Aの中点Nから大端面16側へのずれ量をαとしたとき、幅Lとずれ量αとの比率α/Lが0%以上20%未満であってもよい。異なる観点から言えば、当該当たり位置が、転動軸の延在方向における転動面12Aの中央位置または該中央位置よりも大端面16側にあることが好ましい。この場合、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よりも小端面側にある場合と比べて、ころにスキューを発生させる接線力の発生位置(大端面16と内輪13の大鍔面18との接点位置)から当該当たり位置までの距離を小さくできるので、ころのスキュー角を低減でき、回転トルクの増大を抑制し得る。
In the tapered
上記円錐ころ軸受10では、内輪13において、内輪軌道面13Aと大鍔面18とが交わる隅部には逃げ部25Aが形成されていてもよい。この場合、円錐ころ12の転動面12Aにおける大端面16側の端部が逃げ部25Aに位置することで、当該端部が内輪13と接触することを防止できる。
In the tapered
上記円錐ころ軸受10において、実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比率Rprocess/Rが0.8以上であってもよい。円錐ころ軸受10が極めて厳しい潤滑環境下で使用された場合、上記比率Rprocess/Rを0.8以上とすることで、円錐ころ12の大端面16と内輪13の大鍔面18との接触部における油膜厚さを十分に厚くできる。
In the tapered
上記円錐ころ軸受10において、円錐ころ12の大端面16の算術平均粗さRaが0.10μmRa以下であってもよい。この場合、円錐ころ12の大端面16と内輪13の大鍔面18との接触部における油膜厚さを十分に確保できる。
In the tapered
ここで、円錐ころ12のスキュー角と比率R/RBASEとの関係について検討する。比率R/RBASEは、円すいころ12の大端面16が、設定した理想的な球面(加工誤差を含まない)での接触状態であることを条件とする。比率R/RBASEと円錐ころ12のスキュー角との関係を表4に示す。
図6に示すようにころ12の大端面16における両端面がダレた場合、大端面16と内輪13の大鍔面18とは大端面16の片側(凸部16A)においてしか接触しない。このため、計算上の大端面16のR寸法はR152(図6の実曲率半径Rprocess)となり、理想的なR寸法(設定曲率半径R)に対して小さくなる(比率Rprocess/Rが小さくなる)。この結果、大鍔面18と大端面16との接触面圧が上昇すると同時にスキュー角も増加する。スキュー角が増大すると、ころ12と大鍔面18との接触部で生じる接触楕円が大鍔面18をはみ出すことで油膜が切れ、結果的にかじり疵や焼付きが発生す場合がある。
As shown in FIG. 6, when both end surfaces of the
ここで、潤滑状態が十分ではない環境下では、ころ12のスキュー角が増加し、更に大鍔面18と大端面16との接触部における接触面圧も上昇すると、ころ12と大鍔面18間の油膜パラメータΛが低下する。油膜パラメータΛが1を切ると金属接触が始まる境界潤滑となる。この結果、ころ12の大端面16と内輪の大鍔面18との接触部では摩耗が生じ始め、この状態が続くと更に摩耗が促進され、焼付きの発生の懸念が高まる。
Here, in an environment where the lubrication state is not sufficient, the skew angle of the
ここで、油膜パラメータΛとは「弾性流体潤滑理論により求まる油膜厚さhところの大端面および内輪の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。すなわち油膜パラメータΛ=h/σである。また、算術平均粗さRaと自乗平均粗さRqには一般にRq=1.25Raの関係があり、ころの大端面の自乗平均粗さをRq1と、大鍔面の自乗平均粗さをRq2とすると、合成粗さσはこのRqを用いて、σ=√((Rq1 2+Rq2 2)/2)と表せる。 Here, the oil film parameter Λ is defined by “the ratio of the large end face at the oil film thickness h determined by the elastic fluid lubrication theory to the combined roughness σ of the large-diameter surface of the inner ring and the mean surface roughness”. That is, the oil film parameter Λ = h / σ. The arithmetic mean roughness Ra and the root mean square roughness Rq generally have a relationship of Rq = 1.25 Ra, and the root mean square roughness of the large end face of the roller is Rq 1 and the root mean square roughness of the major surface is Rq Assuming that it is 2 , the synthetic roughness σ can be expressed as σ = √ ((Rq 1 2 + Rq 2 2 ) / 2) using this Rq.
油膜パラメータΛは合成粗さσに依存し、σの値が小さいほど油膜厚さを厚くすることができる。このため、ころ12の大端面16と内輪13の大鍔面18の算術平均粗さは超仕上げ相当の粗さであり、σの値は0.09μmRq以下であることが望ましい。
The oil film parameter Λ depends on the synthetic roughness σ, and the smaller the value of σ, the thicker the oil film thickness can be. For this reason, the arithmetic mean roughness of the
上述した研削加工に伴う、設定曲率半径Rと円錐ころの大端面の曲率半径(実曲率半径Rprocess)の差による影響についての検討結果より、実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比に着目し、大端面と大鍔面との接触面圧、油膜厚さ、スキュー角、油膜パラメータとの関係を検証した。さらに、実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比の実用可能な範囲の検証には、すべり接触となる内輪の大鍔面と円錐ころの大端面との間の潤滑油使用温度のピーク時における潤滑状態の厳しさのレベルが影響することが判明した。 The ratio of the actual radius of curvature R process to the set radius of curvature R from the examination result of the influence of the difference between the set radius of curvature R and the radius of curvature of the large end face of the tapered roller (actual radius of curvature R process ) The relationship between the contact pressure between the large end face and the large ridge surface, the oil film thickness, the skew angle, and the oil film parameters was verified. Furthermore, to verify the practicable range of the ratio between the actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R, the peak temperature of the lubricant used between the large ridge surface of the inner ring and the large end face of the tapered roller in sliding contact It has been found that the level of severity of the lubrication condition at times affects.
このため、内輪の大鍔面と円錐ころの大端面との間の潤滑油使用温度のピーク時における潤滑状態の厳しさのレベルを表す指標を次のように検討した。
(1)内輪の大鍔面と円錐ころの大端面との間の潤滑状態は、円錐ころの大端面の曲率半径(実曲率半径Rprocess)と潤滑油の使用温度により決まることに着目した。
(2)また、トランスミッションやデファレンシャル用途で想定される使用潤滑油粘度に着目し、実用使用を加味し検討した。
(3)そして、潤滑油使用温度のピーク時の最大条件として、120℃で3分(180秒)間継続する極めて厳しい温度条件を想定した。この温度条件は、ピーク時の最大条件であり、おおよそ3分を経過すれば、定常状態に戻るという意味を有し、この温度条件を本明細書において「想定ピーク温度条件」という。この「想定ピーク温度条件」に潤滑油の粘度特性を加味した潤滑状態において急昇温を生じない実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比を設定するための閾値が求められることを見出した。
For this reason, an index indicating the level of severity of the lubricating state at the peak of the lubricating oil use temperature between the large ridge face of the inner ring and the large end face of the tapered roller was examined as follows.
(1) The state of lubrication between the large ridge surface of the inner ring and the large end surface of the tapered roller is focused on the fact that it is determined by the radius of curvature (real radius of curvature R process ) of the large end surface of the tapered roller and the operating temperature of the lubricating oil.
(2) In addition, we focused on the viscosity of the lubricating oil used in transmission and differential applications and considered for practical use.
(3) And, as the maximum condition at the peak of lubricating oil use temperature, an extremely severe temperature condition lasting for 3 minutes (180 seconds) at 120 ° C. was assumed. This temperature condition is the maximum condition at the time of peak, and means that it will return to the steady state after approximately 3 minutes pass, and this temperature condition is referred to as "estimated peak temperature condition" in the present specification. It is found that the threshold value for setting the ratio between the actual curvature radius R process and the set curvature radius R which does not cause rapid temperature rise in the lubrication state in which the viscosity characteristics of the lubricating oil are added to this "assumed peak temperature condition" The
以上の知見に基づいて、「想定ピーク温度条件」に潤滑油の粘度を加味した潤滑状態により、潤滑状態の厳しさのレベルを表す指標が次式で求められることを考案した。この指標を本明細書において「つば部潤滑係数」という。
「つば部潤滑係数」=120℃粘度×(油膜厚さh)2/180秒
ここで、油膜厚さhは、たとえば、Karnaの以下の式から求められる。
次に、本発明の実施の形態の変形例に係る円錐ころ軸受を説明する。本実施の形態の変形例に係る円錐ころ軸受は、一般的な円錐ころ軸受に比べて、「想定ピーク温度条件」に潤滑油の粘度特性を加味した潤滑状態の厳しさのレベルが、若干緩和されたレベルで使用されることと、円錐ころの大端面の実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比の実用可能な範囲が拡大された点が異なる。その他の構成及び技術内容については、上述した実施の形態に係る円錐ころ軸受と同じであるので、上述した実施の形態に係る円錐ころ軸受に関する説明のすべての内容を準用し、相違する点のみ説明する。
Based on the above findings, it was devised that an index representing the level of severity of the lubricating state can be determined by the following equation, based on the lubricating state in which the viscosity of the lubricating oil is added to the "assumed peak temperature conditions". This index is referred to herein as the "spinal section lubrication coefficient".
"Flange portion lubricating Factor" = 120 ° C. Viscosity × (
Next, a tapered roller bearing according to a modification of the embodiment of the present invention will be described. In the tapered roller bearing according to the modification of the present embodiment, the level of severity of the lubrication state in which the viscosity characteristics of the lubricating oil are added to the "supposed peak temperature condition" is slightly relaxed compared to the general tapered roller bearing. It differs in that the practical range of the ratio of the actual curvature radius R process of the large end face of the tapered roller to the setting curvature radius R is expanded. The other configurations and technical contents are the same as the conical roller bearing according to the above-described embodiment, and therefore all the contents of the description regarding the conical roller bearing according to the above-described embodiment are applied mutatis mutandis and only different points are described Do.
本実施の形態の変形例に係る円錐ころ軸受では、デファレンシャルによく使用されるギヤオイルであるSAE 75W−90を試料とし、「つば部潤滑係数」を算出した。75W−90の120℃粘度は10.3cSt(=10.3mm2/s)で、式(2)より求めた油膜厚さhは、実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比の各値に対して表5のとおりである。
本発明の実施の形態の変形例に係る円錐ころ軸受について、回転試験機を用いた耐焼付き試験を実施した。耐焼付き試験の試験条件は以下のとおりである。
<試験条件>
・負荷荷重:ラジアル荷重4000N、アキシアル荷重7000N
・回転数:7000min−1
・潤滑油:SAE 75W−90
・供試軸受:円錐ころ軸受(内径φ35mm、外径φ74mm、幅18mm)
About the tapered roller bearing which concerns on the modification of embodiment of this invention, the anti-seizure test using the rotation tester was implemented. The test conditions of the seizure resistance test are as follows.
<Test conditions>
・ Loading load: Radial load 4000N, Axial load 7000N
・ Number of revolutions: 7000 min -1
· Lubricating oil: SAE 75W-90
・ Test bearing: Conical roller bearing (inner diameter φ 35 mm, outer diameter φ 74 mm,
実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比の各値に対して、大端面と大鍔面との接触面圧、油膜厚さ、スキュー角、油膜パラメータ、「つば部潤滑係数」の結果を表6に示す。表6は接触面圧、油膜厚さ、スキュー角、油膜パラメータのそれぞれを比で表しているが、基準となる分母は、実曲率半径Rprocessが設定曲率半径Rと同一寸法に加工できた場合の値とし、各符号に0を付加している。
実用可能な実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比を設定する際、閾値近辺のみを試験確認してもよい。これにより、設計工数を削減できる。なお、表6の「厳しい潤滑状態」では、実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比Rprocess/Rが0.4の場合でも十分な「つば部潤滑係数」が得られたが、表6よりも若干粘度の低い潤滑油を使用するような「厳しい潤滑状態」において、実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比Rprocess/Rが0.4の場合では、閾値8×10−9以上を満足しない可能性が考えられ、かつ、スキュー角も大きくなってしまうため、実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比Rprocess/Rとしては0.5以上が適正である。
When setting the ratio between the practicable actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R, only the vicinity of the threshold may be tested and confirmed. This can reduce the number of design steps. Incidentally, in the “severe lubrication condition” of Table 6, a sufficient “brim portion lubrication coefficient” was obtained even when the ratio R process / R between the actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R is 0.4. In a "severe lubrication state" where a lubricating oil having a viscosity slightly lower than that of Table 6 is used, the
また、本発明の実施の形態の他の変形例に係る円錐ころ軸受について、トランスミッションによく使用される潤滑油であるタービン油ISO粘度グレード VG32を試料とし、「つば部潤滑係数」を算出した。VG32の120℃粘度は7.7cSt(=7.7mm2/s)で、油膜厚さhは式(2)より求めた。実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比の各値に対して、油膜厚さhは表8のとおりである。
併せて、回転試験機を用いた耐焼付き試験を実施した。耐焼付き試験の試験条件は以下のとおりである。
<試験条件>
・負荷荷重:ラジアル荷重4000N、アキシアル荷重7000N
・回転速度:7000min−1
・潤滑油:タービン油ISO VG32
・供試軸受:円錐ころ軸受(内径φ35mm、外径φ74mm、幅18mm)
In addition, a seizure resistance test was performed using a rotation tester. The test conditions of the seizure resistance test are as follows.
<Test conditions>
・ Loading load: Radial load 4000N, Axial load 7000N
・ Speed of rotation: 7000 min -1
· Lubricating oil: Turbine oil ISO VG32
・ Test bearing: Conical roller bearing (inner diameter φ 35 mm, outer diameter φ 74 mm,
実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比の各値に対して、大端面と大鍔面との接触面圧、油膜厚さ、スキュー角、油膜パラメータ、「つば部潤滑係数」の結果を表9に示す。表9は接触面圧、油膜厚さ、スキュー角、油膜パラメータのそれぞれを比で表しているが、基準となる分母は、実曲率半径Rprocessが設定曲率半径Rと同一寸法に加工できた場合の値とし、各符号に0を付加している。
表9、表10の結果から次のことが判明した。算出した「つば部潤滑係数」と耐焼付き試験の結果を照合すると、「つば部潤滑係数」が8×10−9を超えるように実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比Rprocess/Rを設定すると実用可能であることが確認できた。これにより、実用可能な実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比Rprocess/Rを設定するための閾値として「つば部潤滑係数」=8×10−9を用いることができる。 The results shown in Table 9 and Table 10 revealed the following. When comparing the calculated “collar portion lubrication coefficient” with the result of the anti-seizure test, the ratio R process / R of the actual radius of curvature R process to the set radius of curvature R so that the “collar portion lubrication coefficient” exceeds 8 × 10 −9. It was confirmed that setting R was practical. As a result, as a threshold value for setting the ratio R process / R between the practicable actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R, it is possible to use "collar portion lubrication coefficient" = 8 10-9 .
<円錐ころ軸受の製造方法> <Method of manufacturing conical roller bearing>
図23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24は、図23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25は、図24に示した熱処理パターンの変形例を示す模式図である。以下、円錐ころ軸受10の製造方法を説明する。
FIG. 23 is a flow chart for explaining a method of manufacturing the tapered roller bearing shown in FIG. FIG. 24 is a schematic view showing a heat treatment pattern in the heat treatment step of FIG. FIG. 25 is a schematic view showing a modified example of the heat treatment pattern shown in FIG. Hereinafter, a method of manufacturing the tapered
図23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8の点線で示した加工前表面12Eとなっている。
As shown in FIG. 23, first, the component preparation step (S100) is 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24に示す。図24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25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, the 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-rich layers 11B, 12B, and 13B according to the present embodiment in at least one of the
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16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15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, the crack strength is improved and the dimensional change rate over time is reduced while carbonizing and nitriding the surface layer portion of the bearing component, as compared with ordinary hardening, that is, once hardening directly after carbonitriding treatment. Can. According to the heat treatment step (S200), the grain size of the prior austenite crystal grains in the nitrogen-enriched layers 11B, 12B, and 13B having the quenched structure is compared with the microstructure in the conventional quenched structure shown in FIG. Thus, it is possible to obtain a microstructure as shown in FIG. 15, which is less than half. The bearing component subjected to the above heat treatment has a long life against rolling fatigue, can improve the cracking strength, and can reduce the dimensional change rate over time.
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8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, the processing step (S300) is performed. In this step (S300), finish processing is performed to obtain the final shape of each bearing component. As 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。
Next, an assembly process (S400) is performed. In this step (S400), the tapered
<円錐ころ軸受の用途の例> <Example of application of conical roller bearing>
次に、本実施の形態に係る円錐ころ軸受の用途の一例について説明する。本実施形態に係る円錐ころ軸受は、デファレンシャル又はトランスミッション等の自動車の動力伝達装置に組み込まれると好適である。すなわち、本実施形態に係る円錐ころ軸受は、自動車用円錐ころ軸受として用いると好適である。図26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。なお円錐ころ軸受10a,10bは、自動車のデファレンシャルに限らず、トランスミッションに用いられてもよい。
Next, an example of application of the tapered roller bearing according to the present embodiment will be described. The tapered roller bearing according to the present embodiment is preferably incorporated in a power transmission device of a vehicle such as a differential or a transmission. That is, the tapered roller bearing according to the present embodiment is preferably used as a tapered roller bearing for an automobile. FIG. 26 shows a differential of a car using the tapered
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、潤滑油(オイル)の粘度を低下させたり、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。よって、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, etc., which are power transmission devices for automobiles, the viscosity of lubricating oil (oil) tends to be reduced or the amount of oil is reduced to save fuel consumption, and tapered roller bearings are sufficient Oil film may be difficult to form. Therefore, the above-mentioned demand can be satisfied by incorporating the above-mentioned
以上のように本発明の実施の形態について説明を行ったが、上述の実施の形態を様々に変形することも可能である。また、本発明の範囲は上述の実施の形態に限定されるものではない。本発明の範囲は、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変更を含むことが意図される。 Although the embodiments of the present invention have been described above, various modifications of the above-described embodiments are possible. Further, the scope of the present invention is not limited to the above-described embodiment. The scope of the present invention is defined by the terms of the claims, and is intended to include any modifications within the scope and meaning equivalent to the terms of the claims.
10,10a,10b 円錐ころ軸受、11 外輪、11A 外輪軌道面、11B,12B,13B 窒素富化層、12 ころ、12A ころ転動面、13 内輪、13A 内輪軌道面、14 保持器、16 大端面、16A 凸部、16B 凹部、16C,21 面取り部、17 小端面、18 大鍔面、18A 逃げ面、19 小鍔面、22,24 クラウニング部、22A クラウニング、23 ストレート部(中央部)、25A,25B 逃げ部、26 中心線、27 接触部クラウニング部分、27A ストレート部分、27B 対数曲線で形成された部分、28 非接触部クラウニング部分、31 第1測定点、32 第2測定点、33 第3測定点、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, 10b conical roller bearing, 11 outer ring, 11A outer ring raceway surface, 11B, 12B, 13B nitrogen enriched layer, 12 rollers, 12A roller rolling surface, 13 inner ring, 13A inner ring raceway surface, 14 cage, 16 large End face, 16A convex part, 16B concave part, 16C, 21 chamfered part, 17 small end face, 18 large surface, 18A flank surface, 19 small surface, 22, 24 crowning part, 22A crowning, 23 straight part (central part), 25A, 25B relief part, 26 center line, 27 contact part crowning part, 27A straight part, part formed by 27B logarithmic curve, 28 non contact part crowning part, 31 first measurement point, 32 second measurement point, 33 third 3 measurement points, 121 differential case, 122 drive pinion, 123 differential gear case, 124 Ring gear,
Claims (4)
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を備え、
前記円錐ころの前記大端面の設定曲率半径をR、前記円錐ころの円錐角の頂点から前記内輪の大鍔面までの距離をRBASEとしたとき、
前記設定曲率半径Rと前記距離RBASEの比率R/RBASEの値を0.75以上0.87以下とし、
前記円錐ころの前記大端面の研削加工後の実曲率半径をRprocessとしたとき、前記実曲率半径Rprocessと前記設定曲率半径Rとの比率Rprocess/Rが0.5以上であり、
前記円錐ころの前記大端面において、前記大鍔面と接触する円周状の表面領域の算術平均粗さRaの最大値と最小値との差は0.02μmRa以下であり、
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 inner ring having an inner ring raceway surface on the outer peripheral surface and a large weir surface arranged on the larger diameter side than the inner ring raceway surface, and arranged on the inner side of the outer ring;
A plurality of tapered rollers having rolling surfaces in contact with the outer ring raceway surface and the inner ring raceway surface and a large end surface in contact with the large ridge surface, and arranged between the outer ring raceway surface and the inner ring raceway surface Equipped with
Assuming that the set radius of curvature of the large end face of the tapered roller is R, and the distance from the apex of the conical angle of the tapered roller to the large ridge surface of the inner ring is R BASE
The value of the ratio R / R BASE of the said set the radius of curvature R distance R BASE and 0.75 or more 0.87 or less,
When an actual radius of curvature after grinding of the large end face of the tapered roller is R process , a ratio R process / R between the actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R is 0.5 or more.
At the large end face of the tapered roller, the difference between the maximum value and the minimum value of the arithmetic average roughness Ra of the circumferential surface area in contact with the large weir surface is 0.02 μmRa or less,
Crownings are formed on the rolling surface of the tapered rollers,
In the yz coordinate system in which the generating line of the rolling surface of the tapered roller is the y-axis and the generating line orthogonal to the generating line is the z-axis, the sum of the dropping amount of the crowning is K 1 , K 2 , z m as design parameters , Q as load, L as meridional length of the effective contact portion of the rolling surface in the tapered roller, E ′ as equivalent elastic modulus, and from the origin taken a on the generating surface of the rolling surface of the tapered roller the effective contact portion of the up edge length, when the a = 2K 1 Q / πLE ' , represented by the formula (1), tapered roller bearings.
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は、ころ軸方向に延びる前記母線が、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前記母線の曲率が、前記接触部クラウニング部分の前記母線の曲率よりも小さい、請求項1または2に記載の円錐ころ軸受。 The crowning formation portion in which the crowning is formed in the rolling surface of the tapered roller is in the axial direction range of the inner ring raceway surface and in contact with the inner ring raceway surface, and the axial direction of the inner ring raceway surface And a non-contacting crowning portion which is out of range and is not in contact with the inner ring raceway surface,
The contact crowning portion and the non-contact crowning portion are lines in which the generatrix extending in the roller axial direction are represented by functions different from each other and are smoothly continuous at connection points.
The tapered roller bearing according to claim 1, wherein a curvature of the bus bar of the noncontact portion crowning portion is smaller than a curvature of the bus bar of the contact portion crowning portion in the vicinity of the connection point.
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