JP2023038823A - 摺動部材及び摺動部材の製造方法 - Google Patents

Abstract

【課題】軸部材と軸受部材との間の焼き付きを抑制できる摺動部材を提供する。【解決手段】本発明の一態様に係る摺動部材は、軸径が１８０ｍｍ以上の軸部材と、上記軸部材の外周面を摺動可能に支持する内周面を有する軸受部材とを備える摺動部材であって、上記外周面の算術平均粗さをＲａ１［μｍ］とした場合に、上記外周面と上記内周面との接触率Ａａｔが下記式１を満たす。TIFF2023038823000011.tif10165【選択図】図１

Description

本発明は、摺動部材及び摺動部材の製造方法に関する。

船用のクランク軸、中間軸、推進軸等の軸部材は、すべり軸受等の軸受部材によって摺動可能に支持される。また、軸部材及び軸受部材の間の隙間には、潤滑液が供給されている。この潤滑液は、軸部材と軸受部材との間に潤滑膜を形成することで、両部材の間の焼き付きを抑制する。一方で、潤滑膜の厚さに比べ軸部材及び軸受部材の表面粗さが大きいと、両部材の間に焼き付きが生じやすくなる。

摺動部材の焼き付きを抑制する技術として、軸部材の表面等の摺動面を平滑化する方法が知られている。例えば特許文献１には、内燃機関の低フリクション化に対応可能な表面特性を有する組合せ摺動部材が記載されている。

特許文献１には、ピストンリングの摺動面の表面粗さＲｚを０．５～１．０μｍとし、かつシリンダライナの摺動面の表面粗さＲｚを０．５～１．５μｍ、初期摩耗高さＲｐｋを０．０５～０．２μｍ、有効負荷粗さＲｋを０．２～０．６μｍ、油溜まり深さＲｖｋを０．１０～０．３５μｍとすることで、低フリクション化を図ることができることが記載されている。

特開２００４－１１６７０７号公報

船用の大型の摺動部材の製造においては、機械加工中に軸部材にたわみが生じること等に起因して、軸部材の真円度及び円筒度の高精度化を図り難いことがある。そのため、この摺動部材は、機械加工のみでは十分な寸法精度を実現することが困難となる場合がある。

このような事情から、船用の大型の摺動部材を製造するに際しては、機械加工後に摺動面を手動で研磨することが考えられる。しかしながら、このような大型の摺動部材の摺動面の表面形状を特許文献１に記載されているように緻密に制御することは製造コスト等の観点から現実的ではない。また、船用の摺動部材等にあっては、軸受部材の硬度が高くない場合があり、この軸受部材の摺動面を研磨加工すること自体が容易でないこともある。

本発明は、このような事情に基づいてなされたものであり、製造コストの増加を抑えつつ、軸部材と軸受部材との間の焼き付きを抑制できる摺動部材を提供することを目的とする。

上記課題を解決するためになされた本発明の一態様に係る摺動部材は、軸径が１８０ｍｍ以上の軸部材と、上記軸部材の外周面を摺動可能に支持する内周面を有する軸受部材と
を備える摺動部材であって、上記外周面の算術平均粗さをＲａ_１［μｍ］とした場合に、上記外周面と上記内周面との接触率Ａ_ａｔが下記式１を満たす。

本発明の一態様に係る摺動部材は、製造コストの増加を抑えつつ、軸部材と軸受部材との間の焼き付きを抑制できる。

図１は、本発明の一実施形態に係る摺動部材における軸部材の軸方向と垂直な切断面を示す模式的断面図である。 図２は、本発明の一実施形態に係る摺動部材の製造方法を示すフロー図である。 図３は、Ｎｏ．１０、Ｎｏ．１１及びＮｏ．１２における最小膜厚比と軸受部材の受ける面圧との関係を表すグラフである。 図４は、Ｎｏ．６、Ｎｏ．７及びＮｏ．９における最小膜厚比と軸受部材の受ける面圧との関係を表すグラフである。 図５は、Ｎｏ．８、Ｎｏ．１３及びＮｏ．１４における最小膜厚比と軸受部材の受ける面圧との関係を表すグラフである。 図６は、Ｎｏ．６からＮｏ．１４における最小膜厚比と最大接触圧力との関係を表すグラフである。 図７は、Ｎｏ．６からＮｏ．９における軸部材の中心軸を含む切断面を示す模式的断面図である。 図８は、Ｎｏ．１３における軸部材の中心軸を含む切断面を示す模式的断面図である。 図９は、Ｎｏ．１４における軸部材の中心軸を含む切断面を示す模式的断面図である。 図１０は、軸部材の算術平均粗さと焼き付き限界面圧との関係を表すグラフである。 図１１は、軸部材と軸受部材との接触率と焼き付き限界面圧との関係を表すグラフである。

［本発明の実施形態の説明］
最初に本発明の実施態様を列記して説明する。

本発明の一態様に係る摺動部材は、軸径が１８０ｍｍ以上の軸部材と、上記軸部材の外周面を摺動可能に支持する内周面を有する軸受部材とを備える摺動部材であって、上記外周面の算術平均粗さをＲａ_１［μｍ］とした場合に、上記外周面と上記内周面との接触率Ａ_ａｔが下記式１を満たす。

一般に軸部材の外周面と軸受部材の内周面との接触率が高い場合、軸受部材の内周面が受ける面圧は低くなるため、両部材の間の焼き付きを抑制しやすい。当該摺動部材は、上記式１を満たすことで、焼き付きを抑制可能な限界値以上となるように上記接触率を制御できる。また、当該摺動部材は、上記式１を用いることで、摺動面の表面形状を緻密に制御することを要しないので、製造コストの増加を抑制できる。

上記算術平均粗さＲａ_１としては、０．２０μｍ以下が好ましい。このように、上記算術平均粗さＲａ_１が上記上限以下であることによって、軸部材と軸受部材との間の焼き付きをより確実に抑制できる。

上記軸部材がクランク軸のクランクジャーナル又はクランクピンであるとよい。クランク軸は互いに偏心している部位を有するため機械加工の際にたわみが生じやすい。このため、機械加工のみでは寸法精度を高め難く、機械加工後に手動で研磨することを特に要しやすい。一方で、当該摺動部材は、上記式１を用いることで、摺動面の表面形状を緻密に制御することを要しないので、上記軸部材がクランク軸のクランクジャーナル又はクランクピンである場合に製造コストの増加を効果的に抑制できる。

本発明の他の一態様に係る摺動部材の製造方法は、軸径が１８０ｍｍ以上の軸部材と、上記軸部材の外周面を摺動可能に支持する内周面を有する軸受部材とを備える摺動部材の製造方法であって、上記外周面の算術平均粗さをＲａ_１［μｍ］とした場合に、上記外周面と上記内周面との接触率Ａ_ａｔが上記式１を満たすように上記外周面を手研磨する研磨工程を備える。

当該摺動部材の製造方法は、上記研磨工程で上記式１を満たすように上記外周面を手研磨することによって、焼き付きを抑制可能な限界値以上となるように上記接触率を制御できる。また、当該摺動部材の製造方法は、上記研磨工程で上記式１を用いることで、摺動面の表面形状を緻密に制御することを要しないので、製造コストの増加を抑制できる。

なお、本発明において、「軸径」とは軸部材の外周面の直径を意味し、「算術平均粗さ」とはＪＩＳ－Ｂ０６０１（２０１３）に準拠して、高域カットオフ値（λｃ）０．８ｍｍ、低域カットオフ値（λｓ）２．５μｍで測定される値を意味する。

本発明において、「接触率」とは、軸部材の半径方向に任意の角度でこの軸部材の外周面を軸受部材の内周面に押し付けながら軸部材をその中心軸回りに回転させた場合において、軸部材の外周面の全摺動面積のうち軸受部材と接触した部分の面積の割合を意味する。

［本発明の実施形態の詳細］
以下、図面を参照しつつ、本発明の実施の形態を詳説する。

［摺動部材］
図１の摺動部材は、軸径Ｄが１８０ｍｍ以上の軸部材１と、軸部材１の外周面１１を摺動可能に支持する内周面２１を有する軸受部材２と、潤滑油３とを備える。軸部材１の中心軸Ｐは水平方向（図１のＹ方向）に延びている。軸受部材２の内周面２１は、軸部材１の外周面１１を周方向に沿って取り囲んでいる。潤滑油３は、軸部材１の外周面１１と軸受部材２の内周面２１との間の隙間に供給されている。また、潤滑油３は油膜３１を形成している。このように内周面２１は、油膜３１を介して外周面１１に対向することで、外周面１１を摺動可能に支持している。

１８０ｍｍ以上の軸径を有する軸部材１にあっては、機械加工のみでは外周面１１の寸法精度を高め難いため、この外周面１１の一部分又は全部分は機械加工後に手動で研磨されている。ここで、「手動で研磨する」とは、サンドペーパー等を用いて手動で研磨することを意味する。

外周面１１の算術平均粗さ（より詳しくは、外周面１１を手動で研磨した後の算術平均粗さ）をＲａ_１［μｍ］とした場合に、外周面１１と内周面２１との接触率Ａ_ａｔは下記式１を満たす。なお、「算術平均粗さＲａ_１」としては、以下の手順で求められる値を採用することができる。まず、外周面１１の周方向に沿って９０ｄｅｇ間隔で４つの周方向位置を決める。次に、これらの各周方向位置において、軸方向に位置の異なる２つの測定箇所を定める。そして、これらの測定箇所において、評価長さ４ｍｍで測定される算術平均粗さを平均し、この値を外周面１１の算術平均粗さＲａ_１として求める。また、上記評価長さは、手動で研磨した方向と直交する方向に沿って定めることができる。例えば、外周面１１を周方向に沿って研磨した場合、軸部材１の軸方向に沿って上記評価長さを定めることができる。

接触率Ａ_ａｔの上限としては、特に限定されるものではないが、例えば０．９０が好ましく、０．８５がより好ましく、０．８０がさらに好ましい。接触率Ａ_ａｔが上記上限を超えると、手動で研磨する場合における研磨量が増大することによって製造コストを抑制できないおそれがある。なお、「接触率Ａ_ａｔ」は、例えば軸部材１の軸方向と平行に延びる平面を有するストレッチ、又は軸部材１の外周面１１を部分的に取り囲む内周面を有するシェル形状の軸受模範材を用いて求めることができる。これらの接触率Ａ_ａｔの測定方法では、上記平面又は上記内周面にインクを塗布した後、上記平面又は上記内周面を軸部材１の外周面１１の全体に渡って押し付けてインクを転写する。その後、インクの転写部分を外周面１１における内周面２１との接触部分とし、インクの転写率によって接触率Ａ_ａを判定する。上記ストレッチを用いる手法又は上記軸受模範材を用いる手法を実施する際は、希釈剤によって希釈したインクを用いるとよい。例えば、（株）ダイゾー製のレッドタッチペーストを、ＪＩＳ－Ｋ２２２０（２０１３）で規定されるちょう度が２５０以上３００以下となるように希釈して用いるとよい。上記ちょう度は、上記接触率Ａ_ａｔの測定時におけるインクの温度に対応してインクの濃度を調整することで制御できる。具体的には、上記測定時におけるインクの温度が０℃以上１４℃以下の場合には、インクの濃度を６５％、上記温度が１４℃超２４℃以下の場合には、インクの濃度を７０％、上記温度が２４℃超４０℃以下の場合には、インクの濃度を７５％とすることで制御可能である。このように希釈したインクを上記ストレッチ又は上記軸受模範材に塗布することによって、インクを転写した際に外周面１１の微小な凹凸を適切に判定しやすい。

＜軸部材＞
軸部材１は、軸受部材２に対して周方向に回転する回転体である。軸部材１としては、例えば船に配置される船用のクランク軸、中間軸、推進軸等が挙げられる。軸部材１の材質としては、例えば炭素鋼、低合金鋼、アルミニウム合金等が挙げられる。

軸部材１は、クランク軸のクランクジャーナル又はクランクピンであるとよい。クランク軸は互いに偏心している部位が多いため機械加工の際にたわみが生じやすい。このため、機械加工のみでは寸法精度を高め難く、機械加工後に軸部材１の外周面１１を手動で研磨することを特に要しやすい。一方で、当該摺動部材は上記式１を用いることで、摺動面の表面特性を緻密に制御することを要しない。したがって、当該摺動部材は、軸部材１がクランク軸のクランクジャーナル又はクランクピンである場合に製造コストの増加を効果的に抑制できる。

軸部材１の軸径Ｄの下限としては、上述のように１８０ｍｍであり、２８０ｍｍであってもよく、３６０ｍｍであってもよい。軸部材１の軸径Ｄが上記下限以上の場合、機械加工のみでは寸法精度を高め難く、機械加工後に軸部材１の外周面１１を手動で研磨することを要しやすい。一方で、大径の軸部材１の外周面１１の表面形状を手動の研磨によって厳密に制御することは製造コスト等の観点から現実的とは言い難い。この点に関し、当該摺動部材は上記式１を用いることで、摺動面の表面形状を緻密に制御することを要しない。このため、軸部材１の軸径Ｄが上記下限以上であっても製造コストの増加を抑制できる。

軸部材１の軸径Ｄの上限としては、１５００ｍｍが好ましく、１４００ｍｍがより好ましく、１３００ｍｍがさらに好ましい。軸径Ｄが上記上限を超えると、当該摺動部材が大きくなり過ぎて、装置の小型化等の要請に反するおそれがある。

軸部材１のヤング率の下限としては、１９０ＧＰａが好ましく、２００ＧＰａがより好ましく、２１０ＧＰａがさらに好ましい。軸部材１のヤング率が上記下限に満たないと、機械加工時に軸部材１のたわみが大きくなるおそれがある。その結果、手動での研磨に要する時間が増加し、製造コストを十分に抑制し難くなるおそれがある。一方、当該摺動部材は、軸部材１に多少のたわみが生じるような場合において特に優れた効果を奏する。このような観点から、軸部材１のヤング率の上限としては、特に限定されないが、例えば２２０ＧＰａとすることができる。

外周面１１の算術平均粗さＲａ_１の上限としては、０．２０μｍが好ましく、０．１６μｍがより好ましく、０．０８μｍがさらに好ましい。算術平均粗さＲａ_１が上記上限を超えると、外周面１１と内周面２１との間の焼き付きを抑制し難くなるおそれがある。一方、算術平均粗さＲａ_１の下限としては、手動での研磨によって外周面１１の表面形状を容易に調整できる観点から０．０１μｍとすることができ、０．０４μｍであってもよい。

軸部材１は、その軸方向の両端に軸受部材２と接触しないあたり抜け部分を有していてもよい。つまり、軸部材１の外周面１１には、軸方向の両端に、上述の接触率Ａ_ａｔの測定方法によって接触しない非接触部分が設けられていてもよい。軸部材１は、上述のクランクジャーナル又はクランクピンである場合に、このあたり抜け部分が生じやすい。当該摺動部材は、軸部材１がこのようなあたり抜け部分を有する構成において、軸部材１と軸受部材２との間の焼き付きを容易に抑制することができる。

軸部材１の外周面１１には、以下の手順で算出される複数の粗さ突起頂点が存在していてもよい。まず、ＪＩＳ－Ｂ０６０１（２０１３）に準拠してカットオフ値０．２５ｍｍで測定される測定長４．０ｍｍの粗さ曲線を基に、粗さ曲線の平均線をＪＩＳ－Ｂ０６０１（２０１３）に準じて設定する。この平均線を基準にこの平均線よりも上部に位置する測定点の高さを正の値とし、この平均線よりも下部に位置する測定点の高さを負の値として定義する。高さが正となるすべての測定点の高さの平均値をＴｈｒ０とする。次に、粗さ曲線上の各測定点うち、両側に隣接する測定点よりも高く、かつ高さが－Ｔｈｒ０よりも大きい測定点を仮の頂点とする。隣接する仮の頂点の間に位置する測定点のうち高さが最小となる（隣接する仮の頂点からの深さが最大となる）測定点を谷とする。そして、すべての仮の頂点について、仮の頂点と、その仮の頂点の両側に隣接する谷との高低差をそれぞれ求め、この高低差の大きい方の値が０．２×Ｔｈｒ０未満の頂点を除外する。この結果、残った仮の頂点を粗さ突起頂点として求める。

軸部材１の外周面１１に上記粗さ突起頂点が存在している場合、外周面１１における粗さ突起の曲率半径の下限としては、５５μｍであってもよく、５８μｍであってもよい。上述の手動での研磨を行うと、粗さ突起の曲率半径が大きくなりやすい。粗さ突起の曲率半径が大きいと、外周面１１と内周面２１との間で焼き付きが発生しやすくなる。当該摺動部材は、このような構成においても外周面１１と内周面２１との間の焼き付きを容易に抑制できる。

なお、上記「粗さ突起の曲率半径」とは、以下の手順で算出される値を意味する。まず、上記粗さ突起頂点とその粗さ突起頂点の両側に隣接する谷との間に位置する全ての測定点からその粗さ突起頂点に向かって直線を引き、その直線の勾配が最大となる測定点をその粗さ突起の端部と定める。各粗さ突起の両端部間の粗さ曲線を最小２乗法によって近似して得られた２次関数の２次係数をａとし、各粗さ突起の曲率半径を－０．５／ａによって求める。上記粗さ曲線上における全ての粗さ突起の曲率半径の中央値を粗さ突起の曲率半径として求める。

手動での研磨を行うと、上述の通り軸部材１の外周面１１における粗さ突起の曲率半径が大きくなりやすい。また、外周面１１の他の粗さ特性についても粗度が大きくなりやすい。この場合、番手の十分大きいサンドペーパーを用いることによって、外周面１１の算術平均粗さＲａ_１を低減できる。例えば、粗さが２００番手以上のサンドペーパーを用いて研磨することによって、算術平均粗さＲａ_１を０．２０μｍ以下にまで低減することができる。上記サンドペーパーの番手としては、５００番手超であってもよく、６００番手超であってもよい。サンドペーパーによる研磨手順としては、例えば軸部材１を回転させつつ外周面１１にサンドペーパーを手で押し付けることによって、外周面１１の周方向に沿って外周面１１を研磨する方法が挙げられる。また、船用のクランク軸等のように軸部材１を回転させつつ研磨することが困難な場合は、サンドペーパーを用いて外周面１１の周方向に沿って外周面１１を手動で擦る方法が挙げられる。

＜軸受部材＞
軸受部材２としては、例えば船に配置される船用のクランク軸受、中間軸受、推進軸受等が挙げられる。軸受部材２の材質としては、例えばホワイトメタル、アルミニウム合金、トリメタル、ケルメット等が挙げられる。

軸部材１の硬度Ｈ_１［ＨＶ］は軸受部材２の硬度Ｈ_２［ＨＶ］よりも大きいことが好ましい。一般に、軸受部材２は硬度Ｈ_２が小さいため、内周面２１の表面粗さを機械加工等によって意図的に制御することは困難である。このような場合でも、軸部材１の硬度Ｈ_１を軸受部材２の硬度Ｈ_２よりも大きくすることで、軸部材１との摺動に起因して軸受部材２の内周面２１を研磨することができる。その結果、軸受部材２の内周面２１の表面粗さを低下させ、外周面１１と内周面２１との接触率Ａ_ａｔを制御しやすい。軸受部材２の硬度Ｈ_２に対する軸部材１の硬度Ｈ_１の比（Ｈ_１／Ｈ_２）の下限としては、４．１が好ましく、５．０がより好ましく、６．０がさらに好ましく、８．０が特に好ましい。上記比が上記下限に満たないと、軸部材１の回転によって内周面２１の表面粗さを低下させることが困難となるおそれがある。逆に、上記比の上限としては、特に限定されないが、軸部材１及び軸受部材２の材質の選定を容易にする観点等から、例えば２０とすることができる。

＜潤滑油＞
潤滑油３としては、例えばパラフィン系ベースオイル等が挙げられる。潤滑油３は、油膜３１を形成することによって、外周面１１と内周面２１との間を流体潤滑状態に維持することを容易にする。

潤滑油３の粘度の下限としては、４．８×１０^－３Ｐａ・秒が好ましく、９．８×１０^－３Ｐａ・秒がより好ましい。上記粘度が上記下限に満たないと、外周面１１と内周面２１との間の焼き付きを十分に抑制できないおそれがある。逆に、潤滑油３の粘度の上限としては、１．１×１０^－１Ｐａ・秒が好ましく、８．１×１０^－２Ｐａ・秒がより好ましい。上記粘度が上記上限を超えると、外周面１１と内周面２１との間の摩擦損失を十分に抑制できないおそれがある。なお、上記粘度は軸部材１の定常駆動時における油膜３１の温度を基に算出される粘度を意味する。また、「定常駆動時」とは軸部材１の回転の開始時及び回転の終了時を除き、軸部材１の回転が一定に保たれている時点を意味する。

＜利点＞
当該摺動部材は、上述の式１を満たすことで、焼き付きを抑制可能な限界値以上となるように接触率Ａ_ａｔを制御できる。また、当該摺動部材は、上述の式１を用いることで、算術平均粗さＲａ_１以外の粗さ特性を所定の範囲に制御することや、接触率Ａ_ａｔを過剰に大きくするように制御すること等、摺動面における表面形状の緻密な制御を要しない。このため、当該摺動部材は、軸部材１と軸受部材２との間の焼き付きを抑制できると共に、製造コストの増加を抑制できる。

［摺動部材の製造方法］
図２の摺動部材の製造方法では、図１の摺動部材を製造する。当該摺動部材の製造方法は、軸部材１の外周面１１を手研磨する研磨工程Ｓ１を備える。

＜研磨工程＞
研磨工程Ｓ１では、外周面１１と内周面２１との接触率Ａ_ａｔが上述の式１を満たすように外周面１１を手研磨する。研磨工程Ｓ１では、上述の式１を満たすことができるように、接触率Ａ_ａｔを高めるか、又は外周面１１の算術平均粗さＲａ_１を低減するように外周面１１を研磨する。

接触率Ａ_ａｔを高める方法としては、例えば上述のストレッチ、又はシェル形状の軸受模範材を用いて外周面１１の接触部分を特定したうえで、外周面１１及び内周面２１の全体の接触率が高められるように、この接触部分を部分的に研磨する方法が挙げられる。

外周面１１の算術平均粗さＲａ_１を低減する方法としては、例えば番手の高いサンドペーパーを用いて外周面１１を研磨することが挙げられる。サンドペーパーの番手としては、２００番手以上が好ましく、５００番手以上がより好ましく、６００番以上がさらに好ましい。このように番手の大きいサンドペーパーを用いることによって、上述の式１を満たすように外周面１１の算術平均粗さＲａ_１を低減しやすい。

＜利点＞
当該摺動部材の製造方法は、研磨工程Ｓ１で上述の式１を満たすように外周面１１を手研磨することで、焼き付きを抑制可能な限界値以上となるように接触率Ａ_ａｔを制御できる。また、当該摺動部材の製造方法は、研磨工程Ｓ１で上述の式１を用いることで、摺動面の表面形状を緻密に制御することを要しない。このため、当該摺動部材の製造方法は、軸部材１と軸受部材２との間の焼き付きを抑制できると共に、製造コストの増加を抑制できる。

［その他の実施形態］
上記実施形態は、本発明の構成を限定するものではない。したがって、上記実施形態は、本明細書の記載及び技術常識に基づいて上記実施形態各部の構成要素の省略、置換又は追加が可能であり、それらは全て本発明の範囲に属するものと解釈されるべきである。

上記実施形態において、軸部材の中心軸は水平方向に延びているが、この軸部材の中心軸は水平方向に対して傾斜していてもよい。

上記実施形態において、軸部材の外周面と軸受部材の内周面との間の隙間に潤滑油を供給しているが、当該摺動部材においては、上記潤滑油以外の潤滑液を用いることも可能である。例えば上記潤滑液として、海水等を用いることも可能である。

以下、実施例に基づき本発明を詳述するが、この実施例の記載に基づいて本発明が限定的に解釈されるものではない。本実施例では、焼き付き試験及びシミュレーション試験を行った。

［焼き付き試験］
神鋼造機（株）製の摩擦摩耗試験機に、軸部材及び軸部材の外周面を全周に亘って取り囲む内周面を有する軸受部材を固定した。上記摩擦摩耗試験機を用いて、以下の構成条件及び稼働条件の下で、軸部材の外周面に軸受部材の内周面を押し付けつつ軸部材を回転させ、Ｎｏ．１からＮｏ．５の焼き付き試験を行った。軸受部材から軸部材への荷重は、試験の開始時から段階的に最大荷重まで増大させた。軸部材及び軸受部材の間で焼き付きが発生した際は上記摩擦摩耗試験機を停止し、その時点の荷重の直前の段階の荷重を限界荷重とした。この焼き付き試験では、軸部材を回転させつつ軸部材の外周面にサンドペーパーを手で押し付けることで、軸部材の外周面を手動で研磨した。この手動による研磨によって軸部材の外周面の算術平均粗さＲａ_１、及び軸部材と軸受部材との接触率を制御した。この焼き付き試験では、試験用に比較的軸径の小さい軸部材を用いた関係上、以下のＮｏ．１からＮｏ．５のいずれに関しても、軸部材と軸受部材との接触率を実質的に１００％まで向上できた。この焼き付き試験における焼き付きの発生有無及び限界荷重を表１に示す。

＜Ｎｏ．１＞
Ｎｏ．１では、軸部材として、ヤング率が２１０ＧＰａ、ポアソン比が０．３０の炭素鋼を用い、軸径は４８．００ｍｍ（公差が－０．０９０ｍｍから－０．０７５ｍｍ）とした。軸部材の外周面の算術平均粗さは０．０７６５μｍに制御した。なお、Ｎｏ．１からＮｏ．５において、軸部材の外周面の算術平均粗さは、軸部材の外周面の軸方向に沿って評価長さを定め、上述した算術平均粗さＲａ_１の測定方法によって求めた。軸受部材としては、上側半割部材と下側半割部材とを組み合わせて構成される、大同メタル工業（株）製のすべり軸受を用いた。このすべり軸受は、ヤング率が５５ＧＰａ、ポアソン比が０．３３のＪＩＳ－Ｈ５４０１（１９５８）で規定されるＷＪ１相当のホワイトメタルを用いており、内周面の直径は４８．００ｍｍ（公差が０ｍｍから＋１．０５ｍｍ）、内周面の軸方向長さ（軸受幅）は１５．６ｍｍである。軸受部材の内周面の算術平均粗さは０．８０００μｍとした。軸部材の回転速度は３５００ｒｐｍで一定とした。また、軸部材を回転させる際は、潤滑油としてＥＮＥＯＳ（株）製の「ＦＢＫオイルＲＯ３２」を、軸部材の外周面と軸受部材の内周面との間に供給した。潤滑油の供給温度は７０℃とし、供給方法は循環式給油とした。軸受部材から軸部材への荷重は、試験の開始時に０．０ｋＮとし、５分間間隔で段階的に０．５ｋＮずつ最大荷重２０．０ｋＮまで増大させた。

＜Ｎｏ．２＞
Ｎｏ．２では、軸部材として、ヤング率が２１０ＧＰａ、ポアソン比が０．３０の低合金鋼を用い、軸径は４８．００ｍｍ（公差が－０．０９０ｍｍから－０．０７５ｍｍ）とした。軸部材の外周面の算術平均粗さは０．０６８０μｍに制御した。軸受部材はＮｏ．１と同様とした。軸部材の回転速度は３５００ｒｐｍで一定とした。また、軸部材の外周面と軸受部材の内周面との間にＮｏ．１と同様に潤滑油を供給した。軸受部材から軸部材への荷重は、試験の開始時に０．０ｋＮとし、５分間間隔で段階的に５．０ｋＮずつ最大荷重２０．０ｋＮまで増大させた。

＜Ｎｏ．３＞
Ｎｏ．３では、軸部材の外周面の算術平均粗さを０．１６００μｍに制御したことを除き、Ｎｏ．１と同様の構成条件及び稼働条件とした。

＜Ｎｏ．４＞
Ｎｏ．４では、軸部材の外周面の算術平均粗さを０．４２２５μｍに制御したことを除き、Ｎｏ．１と同様の構成条件及び稼働条件とした。

＜Ｎｏ．５＞
Ｎｏ．５では、軸部材の外周面の算術平均粗さを０．２４５０μｍに制御したことを除き、Ｎｏ．２と同様の構成条件及び稼働条件とした。

表１に示す通り、軸部材の外周面の算術平均粗さが０．４２２５μｍであるＮｏ．４では、限界荷重は８．５ｋＮである。これは荷重が９．０ｋＮの時点で焼き付きが発生したことを意味する。また、軸部材の外周面の算術平均粗さが０．２４５０μｍであるＮｏ．５では、限界荷重は５．０ｋＮである。これは荷重が１０．０ｋＮの時点で焼き付きが発生したことを意味する。焼き付きが発生しなかったＮｏ．１、Ｎｏ．２及びＮｏ．３は上述の式１を満たしている。一方で、焼き付きが発生したＮｏ．４及びＮｏ．５は上述の式１を満たしていない。

［シミュレーション試験］
シミュレーション試験では、ソフトウェアとしてＥｘｃｉｔｅ Ｐｏｗｅｒ Ｕｎｉｔ（ＥＸＣＩＴＥ ２０１９ Ｒ１、ＡＶＬ Ｌｉｓｔ ＧｍｂＨ社）を用い、以下の構成条件及び稼働条件を設定して軸部材と軸受部材との摺動状態を確認した。以下のＮｏ．６からＮｏ．１４の解析モデルとしては、いずれも単一軸受モデル（ジョイント：ＥＨＤ２）を用いた。軸部材の外周面と軸受部材の内周面との間には潤滑油を循環式給油で供給した。図３にＮｏ．１０、Ｎｏ．１１及びＮｏ．１２の最小膜厚比Λと上記内周面の受ける面圧との関係を、図４にＮｏ．６、Ｎｏ．７及びＮｏ．９の最小膜厚比Λと上記内周面の受ける面圧との関係を、図５にＮｏ．８、Ｎｏ．１３及びＮｏ．１４の最小膜厚比Λと上記内周面の受ける面圧との関係を、図６にＮｏ．６からＮｏ．１４の最小膜厚比Λと最大接触圧力との関係を示す。ただし、「最小膜厚比」とは、上記潤滑油の最小油膜厚さをｈ_ｍｉｎ［μｍ］、軸部材の外周面の算術平均粗さをＲａ_１［μｍ］、軸受部材の内周面の算術平均粗さをＲａ_２［μｍ］とした場合に下記式２で算出される値を意味し、「最大接触圧力」とは、軸部材の外周面と軸受部材の内周面とが固体接触した際の最大圧力を意味する。

＜Ｎｏ．６＞
Ｎｏ．６では、図７の軸部材１０２を用い、以下の構成条件及び稼働条件を設定した。

（構成条件）
軸部材：軸部材１０２として、軸方向長さＬ_１が１５．６ｍｍ、軸径Ｄ_１が４８．０ｍｍ、剛性が２０５０００Ｎ／ｍｍ^２、ポアソン比が０．３０の鋼を用いた。軸部材１０２の外周面における算術平均粗さＲａ_１を０．４０μｍ、２乗平均平方根粗さＲｑ_１をこの算術平均粗さＲａ_１に１．３を掛けることによって求められる０．５２０μｍとした。ソフトウェアに入力する粗さパラメータ（Ｓｕｍｍｉｔ Ｒｏｕｇｈｎｅｓｓ、Ｍｅａｎ Ｓｕｍｍｉｔ Ｈｅｉｇｈｔ及びＥｌａｓｔｉｃ Ｆａｃｔｏｒ）としては、以下の手順で上記算術平均粗さＲａ_１を変換した値を採用した。まず、小型軸部材（軸系３９．９６ｍｍ、軸方向長さ４２ｍｍ）を６個用意し、外周面の算術平均粗さＲａが約０．０７μｍから０．６０μｍの範囲で異なる値となるようにそれぞれの外周面を手動で研磨した。上記算術平均粗さＲａは、小型軸部材の外周面の軸方向に沿って評価長さを定め、上述した算術平均粗さＲａ_１の測定方法によって求めた。また、上記算術平均粗さＲａを測定する際に取得した波形データを元に、上記粗さパラメータをソフトウェアのマニュアルの定義に従って求めた。そして、上記算術平均粗さＲａと上記粗さパラメータとの関係を表す回帰式を導出し、この回帰式によって、所定の算術平均粗さＲａ_１を対応する上記粗さパラメータに変換した。以下のＮｏ．７からＮｏ．１４においても、ソフトウェアに入力する軸部材の粗さパラメータとして、上述の方法によって変換した値を採用した。軸部材１０２の外周面は、その周方向に延びる環状の凹部を１つ有する。この凹部は、幅（軸部材１０２の軸方向における長さ）がＬ_Ａ１［ｍｍ］で、深さがｄ_１［ｍｍ］の断面矩形状である。軸部材１０２の軸方向において、軸部材１０２の両端から上記凹部までの距離は等しい。上記凹部の深さｄ_１は１０μｍとした。上記凹部は軸部材１０２の回転時に軸受部材と接触することのないあたり抜け部分である。このため、軸部材１０２と軸受部材との接触率Ａ_ａｔは（Ｌ_１－Ｌ_Ａ１）／Ｌ_１で算出される。凹部の幅Ｌ_Ａ１は、接触率Ａ_ａｔが０．６となる値とした。

軸受部材：軸受部材として、内周面の軸方向長さ（軸受幅）が１５．６ｍｍ、軸部材との半径隙間が０．０４７ｍｍ、剛性が５０００Ｎ／ｍｍ^２、ポアソン比が０．３３のホワイトメタルを用いた。軸受部材の内周面の算術平均粗さＲａ_２を０．４０μｍ、２乗平均平方根粗さＲｑ_２をこの算術平均粗さＲａ_２に１．３を掛けることによって求められる０．５２０μｍとした。ソフトウェアに入力する粗さパラメータとしては、算術平均粗さＲａ_２を上述の回帰式によって対応する上記粗さパラメータに変換した値を採用した。以下のＮｏ．７からＮｏ．１４においても、ソフトウェアに入力する軸受部材の粗さパラメータとして、上述の方法によって変換した値を採用した。

（稼働条件）
回転速度：軸部材１０２の回転速度を３５００ｒｐｍとした。
荷重：軸受部材の内周面の受ける荷重を０．１ｋＮから２００ｋＮまで段階的に増大させた。
潤滑油：密度が８７１ｋｇ／ｍ^３、比熱が２０８３Ｊ／（ｋｇ・Ｋ）の潤滑油を用いた。また、潤滑油の粘度を９．８×１０^－３Ｐａ・秒で固定とした。この粘度は、ＥＮＥＯＳ社製ＦＢＫ－ＲＯ３２オイルの７０℃における粘度に相当する。
固体接触時のモデル：軸部材と軸受部材の固体接触時は、表面粗さ突起の塑性変形モデルとして降伏応力が２００ＭＰａの完全弾塑性体を用いた。

＜Ｎｏ．７＞
Ｎｏ．７では、図７の軸部材１０２を用い、以下の構成条件を設定した。また、稼働条件はＮｏ．６と同様とした。

（構成条件）
軸部材：外周面における算術平均粗さＲａ_１を０．０８μｍ、２乗平均平方根粗さＲｑ_１をこの算術平均粗さＲａ_１に１．３を掛けることによって求められる０．１０４μｍとし、凹部の幅Ｌ_Ａ１を、接触率Ａ_ａｔが０．７となる値としたことを除き、Ｎｏ．６と同様の構成とした。
軸受部材：内周面の算術平均粗さＲａ_２を０．０８μｍ、２乗平均平方根粗さＲｑ_２をこの算術平均粗さＲａ_２に１．３を掛けることによって求められる０．１０４μｍとしたことを除き、Ｎｏ．６と同様の構成とした。

＜Ｎｏ．８＞
Ｎｏ．８では、図７の軸部材１０２を用い、以下の構成条件を設定した。また、稼働条件はＮｏ．６と同様とした。

（構成条件）
軸部材：外周面における算術平均粗さＲａ_１を０．２０μｍ、２乗平均平方根粗さＲｑ_１をこの算術平均粗さＲａ_１に１．３を掛けることによって求められる０．２６０μｍとし、凹部の幅Ｌ_Ａ１を接触率Ａ_ａｔが０．７となる値としたことを除き、Ｎｏ．６と同様の構成とした。
軸受部材：内周面の算術平均粗さＲａ_２を０．２０μｍ、２乗平均平方根粗さＲｑ_２をこの算術平均粗さＲａ_２に１．３を掛けることによって求められる０．２６０μｍとしたことを除き、Ｎｏ．６と同様の構成とした。

＜Ｎｏ．９＞
Ｎｏ．９では、図７の軸部材１０２及びＮｏ．６と同様の軸受部材を用いた。また、稼働条件はＮｏ．６と同様とした。

（構成条件）
軸部材：凹部の幅Ｌ_Ａ１を、接触率Ａ_ａｔが０．７となる値としたことを除き、Ｎｏ．６と同様の構成とした。

＜Ｎｏ．１０＞
Ｎｏ．１０では、以下の構成条件を設定した。また、稼働条件はＮｏ．６と同様とした。

（構成条件）
軸部材：軸部材として、軸方向長さが１５．６ｍｍ、軸径が４８．０ｍｍ、剛性が２０５０００Ｎ／ｍｍ^２、ポアソン比が０．３０の鋼を用いた。軸部材の外周面における算術平均粗さＲａ_１を０．０８μｍ、２乗平均平方根粗さＲｑ_１をこの算術平均粗さＲａ_１に１．３を掛けることによって求められる０．１０４μｍとした。軸部材の外周面は、凹部を有さず、接触率Ａ_ａｔは１．０である。
軸受部材：内周面の算術平均粗さＲａ_２を０．０８μｍ、２乗平均平方根粗さＲｑ_２をこの算術平均粗さＲａ_２に１．３を掛けることによって求められる０．１０４μｍとしたことを除き、Ｎｏ．６と同様の構成とした。

＜Ｎｏ．１１＞
Ｎｏ．１１では、以下の構成条件を設定した。また、稼働条件はＮｏ．６と同様とした。

（構成条件）
軸部材：外周面における算術平均粗さＲａ_１を０．２０μｍ、２乗平均平方根粗さＲｑ_１をこの算術平均粗さＲａ_１に１．３を掛けることによって求められる０．２６０μｍとしたことを除き、Ｎｏ．１０と同様の構成とした。
軸受部材：内周面の算術平均粗さＲａ_２を０．２０μｍ、２乗平均平方根粗さＲｑ_２をこの算術平均粗さＲａ_２に１．３を掛けることによって求められる０．２６０μｍとしたことを除き、Ｎｏ．６と同様の構成とした。

＜Ｎｏ．１２＞
Ｎｏ．１２では、以下の構成条件を設定した。また、稼働条件はＮｏ．６と同様とした。

（構成条件）
軸部材：外周面における算術平均粗さＲａ_１を０．４０μｍ、２乗平均平方根粗さＲｑ_１をこの算術平均粗さＲａ_１に１．３を掛けることによって求められる０．５２０μｍとしたことを除き、Ｎｏ．１０と同様の構成とした。
軸受部材：Ｎｏ．６と同様の軸受部材を用いた。

＜Ｎｏ．１３＞
Ｎｏ．１３では、図８の軸部材１０３を用い、以下の構成条件を設定した。また、稼働条件はＮｏ．６と同様とした。

（構成条件）
軸部材：軸部材１０３として、軸方向長さＬ_２が１５．６ｍｍ、軸径Ｄ_２が４８．０ｍｍ、剛性が２０５０００Ｎ／ｍｍ^２、ポアソン比が０．３０の鋼を用いた。軸部材１０３の外周面における算術平均粗さＲａ_１を０．２０μｍ、２乗平均平方根粗さＲｑ_１をこの算術平均粗さＲａ_１に１．３を掛けることによって求められる０．２６０μｍとした。軸部材１０３の外周面は、その周方向に延びる環状の凹部を３つ有する。これらの凹部は、幅（軸部材１０３の軸方向における長さ）がそれぞれＬ_Ａ２１［ｍｍ］、Ｌ_Ａ２２［ｍｍ］、Ｌ_Ａ２３［ｍｍ］で、深さがいずれもｄ_２［ｍｍ］の断面矩形状である。凹部の幅Ｌ_Ａ２１、Ｌ_Ａ２２及びＬ_Ａ２３は互いに等しい。軸部材１０３の軸方向において、上記凹部は等間隔に配置されている。上記凹部の深さｄ_２は１０μｍとした。上記凹部は軸部材１０３の回転時に軸受部材と接触することのないあたり抜け部分である。このため、軸部材１０３と軸受部材との接触率Ａ_ａｔは、（Ｌ_２－Ｌ_Ａ２１－Ｌ_Ａ２２－Ｌ_Ａ２３）／Ｌ_２で算出される。凹部の幅Ｌ_Ａ２１、Ｌ_Ａ２２及びＬ_Ａ２３は、接触率Ａ_ａｔが０．７となる値とした。

軸受部材：内周面の算術平均粗さＲａ_２を０．２０μｍ、２乗平均平方根粗さＲｑ_２をこの算術平均粗さＲａ_２に１．３を掛けることによって求められる０．２６０μｍとしたことを除き、Ｎｏ．６と同様の構成とした。

＜Ｎｏ．１４＞
Ｎｏ．１４では、図９の軸部材１０４を用い、以下の構成条件を設定した。また、稼働条件はＮｏ．６と同様とした。

（構成条件）
軸部材：軸部材１０４は、その軸方向長さが、軸受部材の内周面の軸方向長さＬ_３（軸受幅Ｌ_３）よりも小さく制御されている。すなわち、軸部材１０４は、その両端で軸方向長さが上記内周面よりもそれぞれＬ_Ａ３１［ｍｍ］、Ｌ_Ａ３２［ｍｍ］ずつ短くなっている。短くした軸方向長さＬ_Ａ３１及びＬ_Ａ３２は等しい。軸部材１０４は、その両端にあたり抜け部分を有する軸部材を模している。軸部材１０４として、軸方向長さがＬ_３－Ｌ_Ａ３１－Ｌ_Ａ３２［ｍｍ］、軸径Ｄ_３が４８．０ｍｍ、剛性が２０５０００Ｎ／ｍｍ^２、ポアソン比が０．３０の鋼を用いた。軸部材１０４の外周面における算術平均粗さＲａ_１を０．２０μｍ、２乗平均平方根粗さＲｑ_１をこの算術平均粗さＲａ_１に１．３を掛けることによって求められる０．２６０μｍとした。軸部材１０４と軸受部材との接触率Ａ_ａｔは、（Ｌ_３－Ｌ_Ａ３１－Ｌ_Ａ３２）／Ｌ_３で算出される。また、Ｌ_Ａ３１及びＬ_Ａ３２は、接触率Ａ_ａｔが０．７となる値とした。

軸受部材：内周面の算術平均粗さＲａ_２を０．２０μｍ、２乗平均平方根粗さＲｑ_２をこの算術平均粗さＲａ_２に１．３を掛けることによって求められる０．２６０μｍとしたことを除き、Ｎｏ．６と同様の構成とした。すなわち、軸受部材の内周面の軸方向長さＬ_３を１５．６ｍｍとした。

図３に示す通り、接触率Ａ_ａｔが１．０で等しいＮｏ．１０、Ｎｏ．１１及びＮｏ．１２の比較では、同じ面圧に対しては算術平均粗さＲａ_１が小さいほど最小膜厚比Λが大きい。図４においても、同じ面圧に対しては、算術平均粗さＲａ_１の小さいＮｏ．７は、算術平均粗さＲａ_１の大きいＮｏ．６、Ｎｏ．９に比べて最小膜厚比Λが大きい。また、接触率Ａ_ａｔが０．６のＮｏ．６よりも接触率Ａ_ａｔが０．７のＮｏ．９の方が同じ面圧に対して最小膜厚比Λが大きい。図５においては、接触率Ａ_ａｔ及び算術平均粗さＲａ_１の等しいＮｏ．８、Ｎｏ．１３及びＮｏ．１４の比較では、あたり抜け部分の配置が異なることによって最小膜厚比Λに差異が生じることがわかる。

図６は、最大接触圧力が、接触率Ａ_ａｔ、算術平均粗さＲａ_１及びあたり抜け部分の配置に依存せず、最小膜厚比Λによって一意に決まる傾向を示している。このため、最小膜厚比Λの大きさは軸部材と軸受部材との間の焼き付き耐性を示す指標として用いることができる。また、上述の通り算術平均粗さＲａ_１が小さく、接触率Ａ_ａｔが大きいほど最小膜厚比Λが大きいため、本シミュレーション試験の摺動部材は算術平均粗さが小さく、接触率Ａ_ａｔが大きいほど焼き付き耐性に優れる。

焼き付き試験におけるＮｏ．４の限界荷重は８．５ｋＮであり、この限界荷重を面圧換算すると１１．４ＭＰａである。したがって、Ｎｏ．４では、面圧が約１２．０ＭＰａの条件で焼き付きが発生していると考えられる。一方で、Ｎｏ．４の条件は、軸部材の算術平均粗さＲａ_１が０．４０μｍで接触率Ａ_ａｔが１．０のＮｏ．１２に対応する。図３から、Ｎｏ．１２において面圧が１２．０ＭＰａときの最小膜厚比Λは２．２である。最小膜厚比Λが２．２の場合、一般に焼き付きが発生しうる最小膜厚比Λの範囲である３未満を満たしている。また、図６を参照すると、最小膜厚比Λが２．２付近にあるときに最大接触圧力が生じている。したがって、本シミュレーション試験では、最小膜厚比Λが２．２となるときの面圧において焼き付きが発生するものとした。すなわち、最小膜厚比Λが２．２となるときの面圧を焼き付き限界面圧Ｐ_ｌｉｍ［ＭＰａ］とした。

図１０は、図３、図４及び図５のそれぞれにおいて最小膜厚比Λが２．２となるときの面圧を焼き付き限界面圧として読み取り、横軸を算術平均粗さ、縦軸を焼き付き限界面圧Ｐ_ｌｉｍとしてプロットしたものである。また、図１０の曲線はプロットした値の累乗近似を意味する。軸部材１０２を用い接触率Ａ_ａｔが１．０の条件において、軸部材の外周面の算術平均粗さをＲａ_１［μｍ］とした場合に、焼き付き限界面圧Ｐ_ｌｉｍはＲａ_１の－１．４４乗で近似された。一方で、軸部材１０２を用い接触率Ａ_ａｔが０．７の条件において、焼き付き限界面圧Ｐ_ｌｉｍはＲａ_１の－１．３９乗で近似された。このことから、焼き付き限界面圧Ｐ_ｌｉｍは、接触率Ａ_ａｔの影響を受けずに算術平均粗さＲａ_１の約－１．４乗に比例することが示唆された。

図１１は、図３、図４及び図５のそれぞれにおいて最小膜厚比Λが２．２となるとき面圧を焼き付き限界面圧として読み取り、横軸を接触率Ａ_ａｔ、縦軸を焼き付き限界面圧Ｐ_ｌｉｍとしてプロットしたものである。また、図１０の曲線はプロットした値の累乗近似を意味する。軸部材１０２を用い算術平均粗さＲａ_１が０．０８μｍの条件において、焼き付き限界面圧Ｐ_ｌｉｍはＲａ_１の３．２４乗で近似された。軸部材１０２を用い算術平均粗さＲａ_１が０．２０μｍの条件において、焼き付き限界面圧Ｐ_ｌｉｍはＲａ_１の３．４４乗で近似された。軸部材１０２を用い算術平均粗さＲａ_１が０．４０μｍの条件において、焼き付き限界面圧Ｐ_ｌｉｍはＲａ_１の２．９１乗で近似された。このことから、軸部材１０２を用いた場合の焼き付き限界面圧Ｐ_ｌｉｍは、算術平均粗さＲａ_１の影響を受けずに接触率Ａ_ａｔの約３．２乗に比例することが示唆された。

一方で、軸部材１０３を用い算術平均粗さＲａ_１が０．２０μｍの条件において、焼き付き限界面圧Ｐ_ｌｉｍはＲａ_１の６．１０乗で近似された。また、軸部材１０４を用い算術平均粗さＲａ_１が０．２０μｍの条件において、焼き付き限界面圧Ｐ_ｌｉｍはＲａ_１の１．７７乗で近似された。

図１０及び図１１に関する上述の検討から、算術平均粗さＲａ_１［μｍ］及び接触率Ａ_ａｔは焼き付き限界面圧Ｐ_ｌｉｍ［ＭＰａ］に対して独立に寄与するものと考えられる。このため、焼き付き限界面圧Ｐ_ｌｉｍが下記式３で算出されるものと推測した。ただし、下記式３においてα、β及びγは軸部材の形状によって決まる定数である。

ミュレーション試験における焼き付き限界面圧Ｐ_ｌｉｍの値を基に、上記式３におけるα、β及びγの値を導出した。この結果、軸部材１０２を用いる場合は、上記式３でα＝３．６、β＝－１．４、γ＝３．２とすることができ、軸部材１０３を用いる場合は、上記式３でα＝３．６、β＝－１．４、γ＝６．１とすることができ、軸部材１０４を用いる場合は、上記式３でα＝３．６、β＝－１．４、γ＝１．８とすることができる。

上記式３の焼き付き限界面圧Ｐ_ｌｉｍが十分大きい条件において、軸部材と軸受部材との焼き付きが抑制されるものと考えられる。例えば、焼き付き試験における最大荷重２０ｋＮを面圧に換算した２６．７１ＭＰａを用いて、Ｐ_ｌｉｍ≧２６．７１を焼き付きが抑制される条件とすることができる。この条件は、上記式３を用いて下記式４として得られる。

船舶のクランク軸の製造工程において、機械加工後に軸部材と軸受部材との接触状態が不良となる場合、軸部材の両端部においてあたり抜けが発生することが多い。このため、上記式４に、軸部材１０４を用いる場合のパラメータであるα＝３．６、β＝－１．４、γ＝１．８を代入し、上述の式１を得た。

本発明の一態様に係る摺動部材は、製造コストを抑制しつつ、軸部材と軸受部材との間の焼き付きを抑制できるため、例えば船用の摺動部材に適用できる。

１、１０２、１０３、１０４ 軸部材
１１ 外周面
２ 軸受部材
２１ 内周面
３ 潤滑油
３１ 油膜
Ｄ、Ｄ_１、Ｄ_２、Ｄ_３ 軸径
Ｐ、Ｐ_１、Ｐ_２、Ｐ_３ 軸部材の中心軸
Ｌ_１、Ｌ_２ 軸部材の軸方向長さ
Ｌ_３ 軸受部材の軸方向長さ
Ｌ_Ａ１、Ｌ_Ａ２１、Ｌ_Ａ２２、Ｌ_Ａ２３ 凹部の幅
Ｌ_Ａ３１、Ｌ_Ａ３２ 軸部材の軸方向長さの短縮量
ｄ_１、ｄ_２ 凹部の深さ

Claims (4)

1. 軸径が１８０ｍｍ以上の軸部材と、
   上記軸部材の外周面を摺動可能に支持する内周面を有する軸受部材と
   を備える摺動部材であって、
   上記外周面の算術平均粗さをＲａ_１［μｍ］とした場合に、上記外周面と上記内周面との接触率Ａ_ａｔが下記式１を満たす摺動部材。
   

   
2. 上記算術平均粗さＲａ_１が０．２０μｍ以下である請求項１に記載の摺動部材。
3. 上記軸部材がクランク軸のクランクジャーナル又はクランクピンである請求項１又は請求項２に記載の摺動部材。
4. 軸径が１８０ｍｍ以上の軸部材と、上記軸部材の外周面を摺動可能に支持する内周面を有する軸受部材とを備える摺動部材の製造方法であって、
   上記外周面の算術平均粗さをＲａ_１［μｍ］とした場合に、上記外周面と上記内周面との接触率Ａ_ａｔが下記式１を満たすように上記外周面を手研磨する研磨工程を備える摺動部材の製造方法。
   

   

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