JP3753849B2 - 一方向クラッチ - Google Patents
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
この発明は、一方向クラッチにおけるスプラグあるいはローラのクラウニング形状の改良に関する。
【０００２】
【従来の技術】
従来、内輪と外輪との相対的な一方向への回転を許容する一方、相対的な他方向への回転を阻止する一方向クラッチとして、図９に示すようなスプラグ式の一方向クラッチがある。この一方向クラッチ１は、一方が他方に対して相対的に回転する内輪２と外輪３とを有し、両輪２,３間には環状の外側保持器４と内側保持器５とに保持されたスプラグ６が複数介設されている。
【０００３】
上記スプラグ６は、１つまたは２以上の曲率半径で構成されて内輪２の外周面および外輪３の内周面に線接触する２つの摺接面６a,６bを有して、概略瓢箪型に形成されている。そして、上記両摺接面６a,６bには、上記両輪２,３の間隔よりの大きな直径の箇所(以下、大径部と言う)と小さな直径の箇所(以下、小径部と言う)とが設けられている。また、スプラグ６は、環状のリボンスプリング７に挿入されており、リボンスプリング７のばね作用によって上記大径部が両輪２,３の周面に摺接しようとする矢印Ｃの方向に付勢されている。
【０００４】
上記構成の一方向クラッチ１は、上記内輪２と外輪３とが相対的に矢印Ｄの方向に回転しようとすると、スプラグ６は両輪２,３との摩擦によって矢印Ｃとは反対方向に、つまり、上記大径部が両輪２,３の周面から離間する方向に転動される。その結果、両輪２,３は回転可能となる。一方、両輪２,３が相対的に矢印Ｄとは反対方向に回転しようとすると、スプラグ６は矢印Ｃの方向に、つまり、上記大径部が両輪２,３の周面に摺接する方向に転動される。その結果、スプラグ６は、両輪２,３の間に食い込むことになり、両輪２,３は回転不可能となる。こうして、内輪２と外輪３との相対的な一方向への回転が許容される一方、相対的な他方向への回転が阻止されるのである。
【０００５】
ところで、上記スプラグ式の一方向クラッチにおいては、内輪２と外輪３との間に配置されるスプラグ６の摺接面６a,６bにおける転動方向Ｃと直交する方向(以下、軸方向と言う)への断面形状には、図１０に示すように、接触圧力の集中を避けるためにクラウニングと呼ばれるわずかな膨らみを形成するようにしている。このようなクラウニングの形状として、ルンドベルグ(Ｌundberg)は、接触圧力を転動体の軸方向に均一にするようなクラウニング形状を提案しており、現在ではこのクラウニング形状が最適とされている。
【０００６】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、上記ルンドベルグのクラウニング形状によれば、確かにスプラグ６の軸方向へ均一な接触圧力分布を呈する。ところが、実際にスプラグ６が受けるダメージを評価すると、破壊,金属疲労や塑性変形等の材料が受けるダメージの軸方向への分布は一様でないという問題がある。ところで、スプラグ６と内輪２またはスプラグ６と外輪３のように互いに線接触して摩擦や滑りが生ずる２つの相互接触部材においては、両相互接触部材の接触面における最適間隔決定の問題を、図４に示すような有限幅円筒２５と半無限体(以下、単に平面と言う)２６との相対接近量(相対隙間)問題に置き換えることができる。図４において、Ｘ,Ｙ,Ｚは無次元座標であり、Ｘ軸はｘ/ｂ,Ｙ軸はｙ/ｂ,Ｚ軸はｚ/ｂである。但し、ｘ,ｙ,ｚは座標であり、ｂは回転方向へのヘルツ(Ｈertz)の接触幅の１/２である。
【０００７】
図１１は、上記ルンドベルグのクラウニング形状を適用した有限幅円筒２５に発生する軸方向に均一な接触圧力下での相当応力σEをヘルツの最大接触応力Ｐhで無次元化した無次元化相当応力ΣE(＝σE/Ｐh)の分布を示す。ここで、相当応力σEとは、金属材料の降伏条件の一種のフォン・ミーゼス(Ｖon Ｍises)の降伏条件に用いられる応力成分である。図１１より、上記有限幅円筒２５の内部における破壊や金属疲労や塑性変形等の材料が受けるダメージを評価する無次元化相当応力ΣEは、回転軸から半径方向に有効長さの０.８倍の箇所Ａに帯状に強くあらわれる。そして、特に、上記帯状箇所Ａのうちの側面近傍の領域Ｂで降伏応力(＝０.６０)を越える強い値を示し、領域Ｂから降伏が始まることが分かる。このように、例え、接触圧力分布を軸方向に均一にしたとしても、必ずしも３次元の相当応力分布は均一とはならず、相当応力σEが集中する箇所が存在する。そのために、上記スプラグ６に最大負荷能力を与えることができないという問題がある。
【０００８】
そこで、この発明の目的は、相当応力または最大剪断応力等で表される材料が受けるダメージの集中を無くして最大負荷能力を高めることができる一方向クラッチを提供することにある。
【０００９】
【課題を解決するための手段】
上記目的を達成するため、請求項１に係る発明は、内輪と,外輪と,上記内輪と外輪との間に配列されて上記内輪および外輪の相対的な一方向のみへの回転力を伝達するスプラグを有する一方向クラッチにおいて、上記スプラグと内輪との接触面の間隔,および,上記スプラグと外輪との接触面との間隔における上記スプラグの転動方向に直交する方向への変化が、接触圧力下での上記方向への相当応力分布または最大剪断応力分布等の材料が受けるダメージを評価する物理量が均一になるように設定されており、上記各接触面の間隔における上記方向への変化が、実質的に下記の式で表されることを特徴としている。
【数３】
ｈ cr (y) ＝ ( １２ . ８９ｋ・σ Emax 2 ・Ｒ /( Ｃ 1 ・Ｅ ' 2 ))
・ ln( １ /( １− ( ２ｙ /( Ｃ 1 ・Ｌ we )) 2 ))
あるいは
ｈ cr (y) ＝ ( ４４ . ４４ｋ・τ max 2 ・Ｒ /( Ｃ 1 ・Ｅ ' 2 ))
・ ln( １ /( １− ( ２ｙ /( Ｃ 1 Ｌ we )) 2 ))
尚、ｈ cr (y): 上記方向への位置ｙにおける２つの相互接触部材の接触面の間隔
ｋ : 加工公差に関する係数
Ｒ : 上記転動方向への等価半径
Ｃ 2 : 必要最大間隔の加工公差に関する係数
Ｅ ': 等価ヤング率
Ｌ we : 上記スプラグの有効長
σ Emax : 材料の圧縮に関する強度
τ max : 材料の最大剪断応力に関する強度
【００１０】
上記構成によれば、上記スプラグと内輪との接触面の間隔、および、上記スプラグと外輪との接触面の間隔における上記方向への変化は、接触圧力下での上記方向への相当応力分布または最大剪断応力分布等で表される材料が受けるダメージが均一になるように設定されている。したがって、上記相当応力または最大剪断応力等で表される材料が受けるダメージが集中する箇所が存在せず、その分だけ上記スプラグの最大負荷能力が高められる。
【００１１】
さらに、上記転動方向への等価半径Ｒ、等価ヤング率Ｅ ' 、上記スプラグの有効長Ｌ we 、材料の圧縮に関する強度σ Emax 、および、材料の最大剪断応力に関する強度τ max が分かれば、接触圧力下での上記方向への相当応力分布または最大剪断応力分布が均一になるような上記各接触面の間隔が容易に得られる。
【００１２】
また、請求項２に係る発明は、内輪と,外輪と,上記内輪と外輪との間に配列されて転動するローラを有すると共に,上記内輪の外周面および外輪の内周面の少なくとも一方に,上記両輪の間隔が周方向に一方向側が上記ローラの径より狭く他方向側が上記ローラの径より広くなるような曲面が形成されており,上記内輪および外輪の相対的な上記一方向へのみ回転力を伝達する一方向クラッチにおいて、上記ローラと内輪との接触面の間隔,および,上記ローラと外輪との接触面との間隔における上記ローラの軸方向への変化が、接触圧力下での上記方向への相当応力分布または最大剪断応力分布等の材料が受けるダメージを評価する物理量が均一になるように設定されており、上記各接触面の間隔における上記方向への変化が、実質的に下記の式で表されることを特徴としている。
【数４】
ｈ cr (y) ＝ ( １２ . ８９ｋ・σ Emax 2 ・Ｒ /( Ｃ 1 ・Ｅ ' 2 ))
・ ln( １ /( １− ( ２ｙ /( Ｃ 1 ・Ｌ we )) 2 ))
あるいは
ｈ cr (y) ＝ ( ４４ . ４４ｋ・τ max 2 ・Ｒ /( Ｃ 1 ・Ｅ ' 2 ))
・ ln( １ /( １− ( ２ｙ /( Ｃ 1 Ｌ we )) 2 ))
尚、ｈ cr (y): 上記方向への位置ｙにおける２つの相互接触部材の接触面の間隔
ｋ : 加工公差に関する係数
Ｒ : 上記転動方向への等価半径
Ｃ 2 : 必要最大間隔の加工公差に関する係数
Ｅ ': 等価ヤング率
Ｌ we : 上記ローラの有効長
σ Emax : 材料の圧縮に関する強度
τ max : 材料の最大剪断応力に関する強度
【００１３】
上記構成によれば、上記ローラと内輪との接触面の間隔、および、上記ローラと外輪との接触面の間隔における上記方向への変化は、接触圧力下での上記方向への相当応力分布または最大剪断応力分布等で表される材料が受けるダメージが均一になるように設定されている。したがって、上記相当応力または最大剪断応力等で表される材料が受けるダメージが集中する箇所が存在せず、その分だけ上記ローラの最大負荷能力が高められる。
【００１４】
さらに、上記転動方向への等価半径Ｒ、等価ヤング率Ｅ'、上記ローラの有効長Ｌwe、材料の圧縮に関する強度σEmax、および、材料の最大剪断応力に関する強度τmaxが分かれば、接触圧力下での上記方向への相当応力分布または最大剪断応力分布が均一になるような上記各接触面の間隔が容易に得られる。
【００１５】
【発明の実施の形態】
以下、この発明を図示の実施の形態により詳細に説明する。図１は、本実施の形態の一方向クラッチの一例としてのスプラグ式の一方向クラッチの部分縦断面図である。内輪１２,外輪１３,外側保持器１４,内側保持器１５およびリボンスプリング１７は、図９における内輪２,外輪３,外側保持器４,内側保持器５およびリボンスプリング７と同じ構成を有して、同様に動作する。また、スプラグ１６は、図９におけるスプラグ６と基本構造は同じであり、内輪１２と外輪１３との間に介装される。図２は、スプラグ１６の斜視図である。
【００１６】
上記スプラグ１６と内輪１２との接触面の相対隙間の問題は、図４に示すような有限幅円筒２５と平面２６の隙間の問題に置き換えることができる。同様に、スプラグ１６と外輪１３との接触面の相対隙間の問題も、図４に示す力学モデルに置き換えることができる。そこで、以下、スプラグ１６と内輪１２との接触面の相対隙間、および、スプラグ１６と外輪１３との接触面の相対隙間を、図４の力学モデルを用いて説明する。
【００１７】
上述したように、図４に示す有限幅円筒２５と平面２６との相対隙間においては、有限幅円筒２５に対する接触圧力分布を有限幅円筒２５の軸方向に均一にしたとしても、３次元の相当圧力分布は均一にはならない。そこで、本実施の形態においては、上述の点に着目して、有限幅円筒２５の軸方向への相当応力分布が均一になるように、有限幅円筒２５のクラウニング形状(つまり、スプラグ１６のクラウニング形状)を決定するのである。
【００１８】
先ず、上記有限幅円筒２５に任意のクラウニング形状与えて、乾燥接触問題における基礎式を用いて接触２物体間(つまり、有限幅円筒２５と平面２６との間)の相対距離Ｈを求め、接触圧力を求める。そして、得られた接触圧力の分布を用いて３次元の内部応力分布を得、この３次元内部応力分布から次式によって相当応力を求める。
σE＝[１/２{(σX−σY)2＋(σY−σZ)2＋(σZ−σX)2
＋６τXY 2＋６τYZ 2＋６τZX 2}0.5]
ここで、 σE：相当応力
σX：ＹＺ面に作用する垂直応力成分
σY：ＸＺ面に作用する垂直応力成分
σZ：ＸＹ面に作用する垂直応力成分
τXY：ＸＹ面に作用する剪断応力成分
τYZ：ＹＺ面に作用する剪断応力成分
τZX：ＺＸ面に作用する剪断応力成分
【００１９】
そして、こうして得られた相当応力σEの分布が有限幅円筒２５の軸方向に均一になるようにクラウニング形状を変更し、上述の解析を繰り返す。こうして、材料内部のダメージが軸方向に均一に分布するようにクラウニング形状を決定するのである。
【００２０】
上述のようにして導出されたクラウニング形状の式は、次のような式である。
【数５】
ｈcr(y)＝(１２.８９ｋ・σEmax 2・Ｒ/(Ｃ1・Ｅ'2))
・ln(１/(１−(２ｙ/(Ｃ1・Ｌwe))2))
あるいは
ｈcr(y)＝(４４.４４ｋ・τmax 2・Ｒ/(Ｃ1・Ｅ'2))
・ln(１/(１−(２ｙ/(Ｃ1Ｌwe))2))
尚、ｈcr(y):位置ｙにおけるクラウニング量
ｋ:加工公差に関する係数
(ｋ＝１.２〜１５：この範囲内で同等の効果を呈する)
Ｒ:相対移動方向への等価半径
１/Ｒ＝１/ｒ1＋１/ｒ2
ｒ1,ｒ2:相対移動方向への物体１,２の曲率半径
Ｃ2:必要最大間隔の加工公差に関する係数
(Ｃ2＝０.６〜８)
Ｅ':等価ヤング率
１/Ｅ'＝１/２{(１−ν1 2)/Ｅ1＋(１＋ν2 2)/Ｅ2}
Ｅ1,Ｅ2:物体１,２のヤング率
ν1,ν2:物体１,２のポアソン比
Ｌwe: 有限幅円筒２５の有効長
σEmax:材料の圧縮に関する強度(圧縮降伏応力または圧縮疲労限)
τmax:材料の最大剪断応力に関する強度(圧縮降伏応力または圧縮疲労限)
【００２１】
図３は、上記クラウニング形状の式によって算出された有限幅円筒２５のクラウニング量の一例を示す図である。また、図５は、上記クラウニング形状の式が適用された有限幅円筒２５における接触圧力ｐをヘルツの最大接触応力Ｐhで無次元化した無次元化接触圧力Ｐ(＝ｐ/Ｐh)の分布である。図５(a)はＹ＝０におけるＺＸ面の接触圧力分布であり、図５(b)はＸ＝０におけるＹＺ面の接触圧力分布である。また、図６は、図１１の場合と同じ荷重条件下での軸方向への無次元化相当応力ΣＥの分布を示す。
【００２２】
図５(b)から分かる様に、本実施の形態におけるクラウニング形状によれば、有限幅円筒２５の軸方向の接触圧力分布は、中央部から軸方向両端のエッジ部に向かって少しずつ減少し、上記エッジ部で曲線的に低下するようになっている。
【００２３】
したがって、図６に示すＹ軸方向への無次元化相当応力ΣＥの分布から分かるように、上記ルンドベルグのクラウニング形状を適用した場合の上記エッジ部での無次元化相当応力ΣEの上昇(図１１参照)が無くなり、そのまま曲線的に減少している。その結果、図１１に見られるような上記帯状領域Ａの側面近傍に現れる降伏応力を越える強い相当応力の集中が回避される。
【００２４】
通常、上記内輪１２の軌道面および外輪１３の軌道面は円筒状に形成されている。したがって、図２に示すように、スプラグ１６の摺接面１８における回動方向Ｃに直交する方向(以下、軸方向と言う)への断面形状を上記式で求められるクラウニング形状にすれば、上記軸方向への上記相当応力分布を均一にすることができ、材料内部のダメージが集中する箇所を無くすことがきるのである。尚、内輪１２の軌道面および外輪１３の軌道面が円筒状でない場合には、スプラグ１６と内輪１２との接触面の相対隙間、および、スプラグ１６と外輪１３との接触面の相対隙間が、上記式で求められる形状になるようにすればよい。
【００２５】
上述のように、本実施の形態においては、スプラグ式の一方向クラッチにおける上記スプラグ１６と内輪１２との接触面の隙間、および、スプラグ１６と外輪１３との接触面の隙間を、スプラグ１６の軸方向への無次元化相当応力ΣＥの分布を均一にするように決定している。したがって、スプラグ１６の軸方向両端エッジ部における無次元化相当応力ΣEの集中を防止できる。すなわち、本実施の形態によれば、無次元化相当応力ΣEの集中が無くなる分だけスプラグ１６の静的最大負荷容量及び動的最大負荷容量を高めることができるのである。したがって、何らかの原因で、スプラグ１６が内輪１２と外輪１３との間に食い込んだ場合におけるスプラグ１６の内部破壊や圧痕の発生が極力抑えられる。
【００２６】
尚、上記実施の形態においてはスプラグ式の一方向クラッチを例に説明しているが、この発明はこれに限定されるものではない。要は、内輪および外輪の軌道面と線接触する相互接触部材を有し、この相互接触部材によって両輪の一方向への相対的な回転が阻止される一方向クラッチであればよく、例えば、ローラ式の一方向クラッチ等にも適用可能である。
【００２７】
図７は、上記ローラ式の一方向クラッチの縦断面図である。この一方向クラッチ３１は、円周方向に一方を狭く他方を広く形成したカム溝３７と空間３８とが内周面に形成された外輪３２と内輪３３を有している。そして、外輪３２と内輪３３との間には、ポケット４０と外輪３２の空間３８内に挿入される凸部４１とが形成された環状の保持器３４が配置され、保持器３４のポケット４０内にはローラ３５が収納されて外輪３２のカム溝３７内に保持されている。外輪３２の空間３２内にはばね３６が縮装されて、保持器３４の凸部４１を矢印Ｅとは反対側に付勢している。上記構成において、通常はローラ３５が保持器３４によってカム溝１１の狭い方に押し付けられているので、外輪３２,保持器３４および内輪３３はロック状態にある。したがって、この状態で外輪３２が内輪３３に対して相対的に矢印Ｅ方向に回転すると、外輪３２,保持器３４および内輪３３は一体となって回転し、内輪３３も矢印Ｅの方向に回転する。これに対して、外輪３２が内輪３３に対して相対的に矢印Ｅとは反対方向にばね３６の付勢力に抗して回転した場合には、外輪３２,保持器３４および内輪３３のロックが解除され、ローラ３５はカム溝３７の広い方で空転する。したがって、内輪３３は回転しないのである。
【００２８】
図８は、上記保持器３４の展開平面図である。本実施の形態においては、ローラ３５の外周面３９の軸方向への断面形状を、上記式で求められるクラウニング形状にする。こうして、上記軸方向への上記相当応力分布を均一にして、材料内部のダメージが集中する箇所を無くすのである。尚、カム溝３７の内周面および内輪３３の軌道面が軸に平行な面でない場合には、ローラ３５とカム溝３７との接触面の相対隙間、および、ローラ３５と内輪３３との接触面の相対隙間におけるローラ３５の軸方向への変化が、上記式で求められる形状になるようにすればよい。
【００２９】
【発明の効果】
以上より明らかなように、請求項１に係る発明の一方向クラッチでは、スプラグと内輪との接触面の間隔、および、上記スプラグと外輪との接触面との間隔における上記スプラグの転動方向に直交する方向への変化を、接触圧力下での上記方向への相当応力分布または最大剪断応力分布等の材料が受けるダメージを評価する物理量が均一になるように設定したので、上記相当応力または最大剪断応力等で表される材料が受けるダメージが集中する箇所が存在せず、その分だけ上記スプラグの静的最大負荷容量および動的最大負荷容量を高めることができる。さらに、上記スプラグの耐圧痕性や寿命の向上を図ることができる。
【００３０】
さらに、上記各接触面の間隔における上記方向への変化を実質的に下記の式で表したので、転動方向への等価半径Ｒ、等価ヤング率Ｅ ' 、スプラグの有効長Ｌ we 、材料の圧縮に関する強度σ Emax 、および、材料の最大剪断応力に関する強度τ max が分かれば、接触圧力下での上記方向への相当応力分布または最大剪断応力分布が均一になるような上記各接触面の間隔を容易に得ることができる。
【数６】
ｈ cr (y) ＝ ( １２ . ８９ｋ・σ Emax 2 ・Ｒ /( Ｃ 1 ・Ｅ ' 2 ))
・ ln( １ /( １− ( ２ｙ /( Ｃ 1 ・Ｌ we )) 2 ))
あるいは
ｈ cr (y) ＝ ( ４４ . ４４ｋ・τ max 2 ・Ｒ /( Ｃ 1 ・Ｅ ' 2 ))
・ ln( １ /( １− ( ２ｙ /( Ｃ 1 Ｌ we )) 2 ))
尚、ｈ cr (y): 上記方向への位置ｙにおける２つの相互接触部材の接触面の間隔
ｋ : 加工公差に関する係数
Ｃ 2 : 必要最大間隔の加工公差に関する係数
【００３１】
また、請求項２に係る発明の一方向クラッチは、ローラと内輪との接触面の間隔、および、上記ローラと外輪との接触面との間隔における上記ローラの軸方向への変化を、接触圧力下での上記方向への相当応力分布または最大剪断応力分布等の材料が受けるダメージを評価する物理量が均一になるように設定したので、上記相当応力または最大剪断応力等で表される材料が受けるダメージが集中する箇所が存在せず、その分だけ上記ローラの静的最大負荷容量および動的最大負荷容量を高めることができる。さらに、上記ローラの耐圧痕性や寿命の向上を図ることができる。
【００３２】
さらに、上記各接触面の間隔における上記方向への変化を実質的に下記の式で表したので、転動方向への等価半径Ｒ、等価ヤング率Ｅ'、ローラの有効長Ｌwe、材料の圧縮に関する強度σEmax、および、材料の最大剪断応力に関する強度τmaxが分かれば、接触圧力下での上記方向への相当応力分布または最大剪断応力分布が均一になるような上記各接触面の間隔を容易に得ることができる。
【数７】
ｈcr(y)＝(１２.８９ｋ・σEmax 2・Ｒ/(Ｃ1・Ｅ'2))
・ln(１/(１−(２ｙ/(Ｃ1・Ｌwe))2))
あるいは
ｈcr(y)＝(４４.４４ｋ・τmax 2・Ｒ/(Ｃ1・Ｅ'2))
・ln(１/(１−(２ｙ/(Ｃ1Ｌwe))2))
尚、ｈcr(y):上記方向への位置ｙにおける２つの相互接触部材の接触面の間隔
ｋ:加工公差に関する係数
Ｃ2:必要最大間隔の加工公差に関する係数
【図面の簡単な説明】
【図１】 この発明の一方向クラッチの一例としてのスプラグ式一方向クラッチの部分縦断面図である。
【図２】 図１におけるスプラグの斜視図である。
【図３】 図１におけるスプラグに適用されるクラウニング量の一例を示す図である。
【図４】 図１におけるスプラグに関する力学モデルを示す図である。
【図５】 図４における有限幅円筒の接触圧力分布を示す図である。
【図６】 図４における有限幅円筒の無次元化相当応力分布を示す図である。
【図７】 ローラ式一方向クラッチの縦断面図である。
【図８】 図７における保持器の展開平面図である。
【図９】 従来のスプラグ式一方向クラッチの部分縦断面図である。
【図１０】 図９におけるスプラグの斜視図である。
【図１１】 ルンドベルグのクラウニング形状を適用した有限幅円筒における図６と同じ荷重条件下での無次元化相当応力分布を示す図である。
【符号の説明】
１１…スプラグ式一方向クラッチ、 １２,３３…内輪、
１３,３２…外輪、 １４…外側保持器、
１５…内側保持器、 １６…スプラグ、
１７…リボンスプリング、 １８,１９…摺接面、
３１…ローラ式一方向クラッチ、 ３４…保持器、
３５…ローラ、 ３６…ばね、
３７…カム溝、 ３９…外周面。
【発明の属する技術分野】
この発明は、一方向クラッチにおけるスプラグあるいはローラのクラウニング形状の改良に関する。
【０００２】
【従来の技術】
従来、内輪と外輪との相対的な一方向への回転を許容する一方、相対的な他方向への回転を阻止する一方向クラッチとして、図９に示すようなスプラグ式の一方向クラッチがある。この一方向クラッチ１は、一方が他方に対して相対的に回転する内輪２と外輪３とを有し、両輪２,３間には環状の外側保持器４と内側保持器５とに保持されたスプラグ６が複数介設されている。
【０００３】
上記スプラグ６は、１つまたは２以上の曲率半径で構成されて内輪２の外周面および外輪３の内周面に線接触する２つの摺接面６a,６bを有して、概略瓢箪型に形成されている。そして、上記両摺接面６a,６bには、上記両輪２,３の間隔よりの大きな直径の箇所(以下、大径部と言う)と小さな直径の箇所(以下、小径部と言う)とが設けられている。また、スプラグ６は、環状のリボンスプリング７に挿入されており、リボンスプリング７のばね作用によって上記大径部が両輪２,３の周面に摺接しようとする矢印Ｃの方向に付勢されている。
【０００４】
上記構成の一方向クラッチ１は、上記内輪２と外輪３とが相対的に矢印Ｄの方向に回転しようとすると、スプラグ６は両輪２,３との摩擦によって矢印Ｃとは反対方向に、つまり、上記大径部が両輪２,３の周面から離間する方向に転動される。その結果、両輪２,３は回転可能となる。一方、両輪２,３が相対的に矢印Ｄとは反対方向に回転しようとすると、スプラグ６は矢印Ｃの方向に、つまり、上記大径部が両輪２,３の周面に摺接する方向に転動される。その結果、スプラグ６は、両輪２,３の間に食い込むことになり、両輪２,３は回転不可能となる。こうして、内輪２と外輪３との相対的な一方向への回転が許容される一方、相対的な他方向への回転が阻止されるのである。
【０００５】
ところで、上記スプラグ式の一方向クラッチにおいては、内輪２と外輪３との間に配置されるスプラグ６の摺接面６a,６bにおける転動方向Ｃと直交する方向(以下、軸方向と言う)への断面形状には、図１０に示すように、接触圧力の集中を避けるためにクラウニングと呼ばれるわずかな膨らみを形成するようにしている。このようなクラウニングの形状として、ルンドベルグ(Ｌundberg)は、接触圧力を転動体の軸方向に均一にするようなクラウニング形状を提案しており、現在ではこのクラウニング形状が最適とされている。
【０００６】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、上記ルンドベルグのクラウニング形状によれば、確かにスプラグ６の軸方向へ均一な接触圧力分布を呈する。ところが、実際にスプラグ６が受けるダメージを評価すると、破壊,金属疲労や塑性変形等の材料が受けるダメージの軸方向への分布は一様でないという問題がある。ところで、スプラグ６と内輪２またはスプラグ６と外輪３のように互いに線接触して摩擦や滑りが生ずる２つの相互接触部材においては、両相互接触部材の接触面における最適間隔決定の問題を、図４に示すような有限幅円筒２５と半無限体(以下、単に平面と言う)２６との相対接近量(相対隙間)問題に置き換えることができる。図４において、Ｘ,Ｙ,Ｚは無次元座標であり、Ｘ軸はｘ/ｂ,Ｙ軸はｙ/ｂ,Ｚ軸はｚ/ｂである。但し、ｘ,ｙ,ｚは座標であり、ｂは回転方向へのヘルツ(Ｈertz)の接触幅の１/２である。
【０００７】
図１１は、上記ルンドベルグのクラウニング形状を適用した有限幅円筒２５に発生する軸方向に均一な接触圧力下での相当応力σEをヘルツの最大接触応力Ｐhで無次元化した無次元化相当応力ΣE(＝σE/Ｐh)の分布を示す。ここで、相当応力σEとは、金属材料の降伏条件の一種のフォン・ミーゼス(Ｖon Ｍises)の降伏条件に用いられる応力成分である。図１１より、上記有限幅円筒２５の内部における破壊や金属疲労や塑性変形等の材料が受けるダメージを評価する無次元化相当応力ΣEは、回転軸から半径方向に有効長さの０.８倍の箇所Ａに帯状に強くあらわれる。そして、特に、上記帯状箇所Ａのうちの側面近傍の領域Ｂで降伏応力(＝０.６０)を越える強い値を示し、領域Ｂから降伏が始まることが分かる。このように、例え、接触圧力分布を軸方向に均一にしたとしても、必ずしも３次元の相当応力分布は均一とはならず、相当応力σEが集中する箇所が存在する。そのために、上記スプラグ６に最大負荷能力を与えることができないという問題がある。
【０００８】
そこで、この発明の目的は、相当応力または最大剪断応力等で表される材料が受けるダメージの集中を無くして最大負荷能力を高めることができる一方向クラッチを提供することにある。
【０００９】
【課題を解決するための手段】
上記目的を達成するため、請求項１に係る発明は、内輪と,外輪と,上記内輪と外輪との間に配列されて上記内輪および外輪の相対的な一方向のみへの回転力を伝達するスプラグを有する一方向クラッチにおいて、上記スプラグと内輪との接触面の間隔,および,上記スプラグと外輪との接触面との間隔における上記スプラグの転動方向に直交する方向への変化が、接触圧力下での上記方向への相当応力分布または最大剪断応力分布等の材料が受けるダメージを評価する物理量が均一になるように設定されており、上記各接触面の間隔における上記方向への変化が、実質的に下記の式で表されることを特徴としている。
【数３】
ｈ cr (y) ＝ ( １２ . ８９ｋ・σ Emax 2 ・Ｒ /( Ｃ 1 ・Ｅ ' 2 ))
・ ln( １ /( １− ( ２ｙ /( Ｃ 1 ・Ｌ we )) 2 ))
あるいは
ｈ cr (y) ＝ ( ４４ . ４４ｋ・τ max 2 ・Ｒ /( Ｃ 1 ・Ｅ ' 2 ))
・ ln( １ /( １− ( ２ｙ /( Ｃ 1 Ｌ we )) 2 ))
尚、ｈ cr (y): 上記方向への位置ｙにおける２つの相互接触部材の接触面の間隔
ｋ : 加工公差に関する係数
Ｒ : 上記転動方向への等価半径
Ｅ ': 等価ヤング率
Ｌ we : 上記スプラグの有効長
σ Emax : 材料の圧縮に関する強度
τ max : 材料の最大剪断応力に関する強度
【００１０】
上記構成によれば、上記スプラグと内輪との接触面の間隔、および、上記スプラグと外輪との接触面の間隔における上記方向への変化は、接触圧力下での上記方向への相当応力分布または最大剪断応力分布等で表される材料が受けるダメージが均一になるように設定されている。したがって、上記相当応力または最大剪断応力等で表される材料が受けるダメージが集中する箇所が存在せず、その分だけ上記スプラグの最大負荷能力が高められる。
【００１１】
さらに、上記転動方向への等価半径Ｒ、等価ヤング率Ｅ ' 、上記スプラグの有効長Ｌ we 、材料の圧縮に関する強度σ Emax 、および、材料の最大剪断応力に関する強度τ max が分かれば、接触圧力下での上記方向への相当応力分布または最大剪断応力分布が均一になるような上記各接触面の間隔が容易に得られる。
【００１２】
また、請求項２に係る発明は、内輪と,外輪と,上記内輪と外輪との間に配列されて転動するローラを有すると共に,上記内輪の外周面および外輪の内周面の少なくとも一方に,上記両輪の間隔が周方向に一方向側が上記ローラの径より狭く他方向側が上記ローラの径より広くなるような曲面が形成されており,上記内輪および外輪の相対的な上記一方向へのみ回転力を伝達する一方向クラッチにおいて、上記ローラと内輪との接触面の間隔,および,上記ローラと外輪との接触面との間隔における上記ローラの軸方向への変化が、接触圧力下での上記方向への相当応力分布または最大剪断応力分布等の材料が受けるダメージを評価する物理量が均一になるように設定されており、上記各接触面の間隔における上記方向への変化が、実質的に下記の式で表されることを特徴としている。
【数４】
ｈ cr (y) ＝ ( １２ . ８９ｋ・σ Emax 2 ・Ｒ /( Ｃ 1 ・Ｅ ' 2 ))
・ ln( １ /( １− ( ２ｙ /( Ｃ 1 ・Ｌ we )) 2 ))
あるいは
ｈ cr (y) ＝ ( ４４ . ４４ｋ・τ max 2 ・Ｒ /( Ｃ 1 ・Ｅ ' 2 ))
・ ln( １ /( １− ( ２ｙ /( Ｃ 1 Ｌ we )) 2 ))
尚、ｈ cr (y): 上記方向への位置ｙにおける２つの相互接触部材の接触面の間隔
ｋ : 加工公差に関する係数
Ｒ : 上記転動方向への等価半径
Ｅ ': 等価ヤング率
Ｌ we : 上記ローラの有効長
σ Emax : 材料の圧縮に関する強度
τ max : 材料の最大剪断応力に関する強度
【００１３】
上記構成によれば、上記ローラと内輪との接触面の間隔、および、上記ローラと外輪との接触面の間隔における上記方向への変化は、接触圧力下での上記方向への相当応力分布または最大剪断応力分布等で表される材料が受けるダメージが均一になるように設定されている。したがって、上記相当応力または最大剪断応力等で表される材料が受けるダメージが集中する箇所が存在せず、その分だけ上記ローラの最大負荷能力が高められる。
【００１４】
さらに、上記転動方向への等価半径Ｒ、等価ヤング率Ｅ'、上記ローラの有効長Ｌwe、材料の圧縮に関する強度σEmax、および、材料の最大剪断応力に関する強度τmaxが分かれば、接触圧力下での上記方向への相当応力分布または最大剪断応力分布が均一になるような上記各接触面の間隔が容易に得られる。
【００１５】
【発明の実施の形態】
以下、この発明を図示の実施の形態により詳細に説明する。図１は、本実施の形態の一方向クラッチの一例としてのスプラグ式の一方向クラッチの部分縦断面図である。内輪１２,外輪１３,外側保持器１４,内側保持器１５およびリボンスプリング１７は、図９における内輪２,外輪３,外側保持器４,内側保持器５およびリボンスプリング７と同じ構成を有して、同様に動作する。また、スプラグ１６は、図９におけるスプラグ６と基本構造は同じであり、内輪１２と外輪１３との間に介装される。図２は、スプラグ１６の斜視図である。
【００１６】
上記スプラグ１６と内輪１２との接触面の相対隙間の問題は、図４に示すような有限幅円筒２５と平面２６の隙間の問題に置き換えることができる。同様に、スプラグ１６と外輪１３との接触面の相対隙間の問題も、図４に示す力学モデルに置き換えることができる。そこで、以下、スプラグ１６と内輪１２との接触面の相対隙間、および、スプラグ１６と外輪１３との接触面の相対隙間を、図４の力学モデルを用いて説明する。
【００１７】
上述したように、図４に示す有限幅円筒２５と平面２６との相対隙間においては、有限幅円筒２５に対する接触圧力分布を有限幅円筒２５の軸方向に均一にしたとしても、３次元の相当圧力分布は均一にはならない。そこで、本実施の形態においては、上述の点に着目して、有限幅円筒２５の軸方向への相当応力分布が均一になるように、有限幅円筒２５のクラウニング形状(つまり、スプラグ１６のクラウニング形状)を決定するのである。
【００１８】
先ず、上記有限幅円筒２５に任意のクラウニング形状与えて、乾燥接触問題における基礎式を用いて接触２物体間(つまり、有限幅円筒２５と平面２６との間)の相対距離Ｈを求め、接触圧力を求める。そして、得られた接触圧力の分布を用いて３次元の内部応力分布を得、この３次元内部応力分布から次式によって相当応力を求める。
σE＝[１/２{(σX−σY)2＋(σY−σZ)2＋(σZ−σX)2
＋６τXY 2＋６τYZ 2＋６τZX 2}0.5]
ここで、 σE：相当応力
σX：ＹＺ面に作用する垂直応力成分
σY：ＸＺ面に作用する垂直応力成分
σZ：ＸＹ面に作用する垂直応力成分
τXY：ＸＹ面に作用する剪断応力成分
τYZ：ＹＺ面に作用する剪断応力成分
τZX：ＺＸ面に作用する剪断応力成分
【００１９】
そして、こうして得られた相当応力σEの分布が有限幅円筒２５の軸方向に均一になるようにクラウニング形状を変更し、上述の解析を繰り返す。こうして、材料内部のダメージが軸方向に均一に分布するようにクラウニング形状を決定するのである。
【００２０】
上述のようにして導出されたクラウニング形状の式は、次のような式である。
【数５】
ｈcr(y)＝(１２.８９ｋ・σEmax 2・Ｒ/(Ｃ1・Ｅ'2))
・ln(１/(１−(２ｙ/(Ｃ1・Ｌwe))2))
あるいは
ｈcr(y)＝(４４.４４ｋ・τmax 2・Ｒ/(Ｃ1・Ｅ'2))
・ln(１/(１−(２ｙ/(Ｃ1Ｌwe))2))
尚、ｈcr(y):位置ｙにおけるクラウニング量
ｋ:加工公差に関する係数
(ｋ＝１.２〜１５：この範囲内で同等の効果を呈する)
Ｒ:相対移動方向への等価半径
１/Ｒ＝１/ｒ1＋１/ｒ2
ｒ1,ｒ2:相対移動方向への物体１,２の曲率半径
(Ｃ2＝０.６〜８)
Ｅ':等価ヤング率
１/Ｅ'＝１/２{(１−ν1 2)/Ｅ1＋(１＋ν2 2)/Ｅ2}
Ｅ1,Ｅ2:物体１,２のヤング率
ν1,ν2:物体１,２のポアソン比
Ｌwe: 有限幅円筒２５の有効長
σEmax:材料の圧縮に関する強度(圧縮降伏応力または圧縮疲労限)
τmax:材料の最大剪断応力に関する強度(圧縮降伏応力または圧縮疲労限)
【００２１】
図３は、上記クラウニング形状の式によって算出された有限幅円筒２５のクラウニング量の一例を示す図である。また、図５は、上記クラウニング形状の式が適用された有限幅円筒２５における接触圧力ｐをヘルツの最大接触応力Ｐhで無次元化した無次元化接触圧力Ｐ(＝ｐ/Ｐh)の分布である。図５(a)はＹ＝０におけるＺＸ面の接触圧力分布であり、図５(b)はＸ＝０におけるＹＺ面の接触圧力分布である。また、図６は、図１１の場合と同じ荷重条件下での軸方向への無次元化相当応力ΣＥの分布を示す。
【００２２】
図５(b)から分かる様に、本実施の形態におけるクラウニング形状によれば、有限幅円筒２５の軸方向の接触圧力分布は、中央部から軸方向両端のエッジ部に向かって少しずつ減少し、上記エッジ部で曲線的に低下するようになっている。
【００２３】
したがって、図６に示すＹ軸方向への無次元化相当応力ΣＥの分布から分かるように、上記ルンドベルグのクラウニング形状を適用した場合の上記エッジ部での無次元化相当応力ΣEの上昇(図１１参照)が無くなり、そのまま曲線的に減少している。その結果、図１１に見られるような上記帯状領域Ａの側面近傍に現れる降伏応力を越える強い相当応力の集中が回避される。
【００２４】
通常、上記内輪１２の軌道面および外輪１３の軌道面は円筒状に形成されている。したがって、図２に示すように、スプラグ１６の摺接面１８における回動方向Ｃに直交する方向(以下、軸方向と言う)への断面形状を上記式で求められるクラウニング形状にすれば、上記軸方向への上記相当応力分布を均一にすることができ、材料内部のダメージが集中する箇所を無くすことがきるのである。尚、内輪１２の軌道面および外輪１３の軌道面が円筒状でない場合には、スプラグ１６と内輪１２との接触面の相対隙間、および、スプラグ１６と外輪１３との接触面の相対隙間が、上記式で求められる形状になるようにすればよい。
【００２５】
上述のように、本実施の形態においては、スプラグ式の一方向クラッチにおける上記スプラグ１６と内輪１２との接触面の隙間、および、スプラグ１６と外輪１３との接触面の隙間を、スプラグ１６の軸方向への無次元化相当応力ΣＥの分布を均一にするように決定している。したがって、スプラグ１６の軸方向両端エッジ部における無次元化相当応力ΣEの集中を防止できる。すなわち、本実施の形態によれば、無次元化相当応力ΣEの集中が無くなる分だけスプラグ１６の静的最大負荷容量及び動的最大負荷容量を高めることができるのである。したがって、何らかの原因で、スプラグ１６が内輪１２と外輪１３との間に食い込んだ場合におけるスプラグ１６の内部破壊や圧痕の発生が極力抑えられる。
【００２６】
尚、上記実施の形態においてはスプラグ式の一方向クラッチを例に説明しているが、この発明はこれに限定されるものではない。要は、内輪および外輪の軌道面と線接触する相互接触部材を有し、この相互接触部材によって両輪の一方向への相対的な回転が阻止される一方向クラッチであればよく、例えば、ローラ式の一方向クラッチ等にも適用可能である。
【００２７】
図７は、上記ローラ式の一方向クラッチの縦断面図である。この一方向クラッチ３１は、円周方向に一方を狭く他方を広く形成したカム溝３７と空間３８とが内周面に形成された外輪３２と内輪３３を有している。そして、外輪３２と内輪３３との間には、ポケット４０と外輪３２の空間３８内に挿入される凸部４１とが形成された環状の保持器３４が配置され、保持器３４のポケット４０内にはローラ３５が収納されて外輪３２のカム溝３７内に保持されている。外輪３２の空間３２内にはばね３６が縮装されて、保持器３４の凸部４１を矢印Ｅとは反対側に付勢している。上記構成において、通常はローラ３５が保持器３４によってカム溝１１の狭い方に押し付けられているので、外輪３２,保持器３４および内輪３３はロック状態にある。したがって、この状態で外輪３２が内輪３３に対して相対的に矢印Ｅ方向に回転すると、外輪３２,保持器３４および内輪３３は一体となって回転し、内輪３３も矢印Ｅの方向に回転する。これに対して、外輪３２が内輪３３に対して相対的に矢印Ｅとは反対方向にばね３６の付勢力に抗して回転した場合には、外輪３２,保持器３４および内輪３３のロックが解除され、ローラ３５はカム溝３７の広い方で空転する。したがって、内輪３３は回転しないのである。
【００２８】
図８は、上記保持器３４の展開平面図である。本実施の形態においては、ローラ３５の外周面３９の軸方向への断面形状を、上記式で求められるクラウニング形状にする。こうして、上記軸方向への上記相当応力分布を均一にして、材料内部のダメージが集中する箇所を無くすのである。尚、カム溝３７の内周面および内輪３３の軌道面が軸に平行な面でない場合には、ローラ３５とカム溝３７との接触面の相対隙間、および、ローラ３５と内輪３３との接触面の相対隙間におけるローラ３５の軸方向への変化が、上記式で求められる形状になるようにすればよい。
【００２９】
【発明の効果】
以上より明らかなように、請求項１に係る発明の一方向クラッチでは、スプラグと内輪との接触面の間隔、および、上記スプラグと外輪との接触面との間隔における上記スプラグの転動方向に直交する方向への変化を、接触圧力下での上記方向への相当応力分布または最大剪断応力分布等の材料が受けるダメージを評価する物理量が均一になるように設定したので、上記相当応力または最大剪断応力等で表される材料が受けるダメージが集中する箇所が存在せず、その分だけ上記スプラグの静的最大負荷容量および動的最大負荷容量を高めることができる。さらに、上記スプラグの耐圧痕性や寿命の向上を図ることができる。
【００３０】
さらに、上記各接触面の間隔における上記方向への変化を実質的に下記の式で表したので、転動方向への等価半径Ｒ、等価ヤング率Ｅ ' 、スプラグの有効長Ｌ we 、材料の圧縮に関する強度σ Emax 、および、材料の最大剪断応力に関する強度τ max が分かれば、接触圧力下での上記方向への相当応力分布または最大剪断応力分布が均一になるような上記各接触面の間隔を容易に得ることができる。
【数６】
ｈ cr (y) ＝ ( １２ . ８９ｋ・σ Emax 2 ・Ｒ /( Ｃ 1 ・Ｅ ' 2 ))
・ ln( １ /( １− ( ２ｙ /( Ｃ 1 ・Ｌ we )) 2 ))
あるいは
ｈ cr (y) ＝ ( ４４ . ４４ｋ・τ max 2 ・Ｒ /( Ｃ 1 ・Ｅ ' 2 ))
・ ln( １ /( １− ( ２ｙ /( Ｃ 1 Ｌ we )) 2 ))
尚、ｈ cr (y): 上記方向への位置ｙにおける２つの相互接触部材の接触面の間隔
ｋ : 加工公差に関する係数
【００３１】
また、請求項２に係る発明の一方向クラッチは、ローラと内輪との接触面の間隔、および、上記ローラと外輪との接触面との間隔における上記ローラの軸方向への変化を、接触圧力下での上記方向への相当応力分布または最大剪断応力分布等の材料が受けるダメージを評価する物理量が均一になるように設定したので、上記相当応力または最大剪断応力等で表される材料が受けるダメージが集中する箇所が存在せず、その分だけ上記ローラの静的最大負荷容量および動的最大負荷容量を高めることができる。さらに、上記ローラの耐圧痕性や寿命の向上を図ることができる。
【００３２】
さらに、上記各接触面の間隔における上記方向への変化を実質的に下記の式で表したので、転動方向への等価半径Ｒ、等価ヤング率Ｅ'、ローラの有効長Ｌwe、材料の圧縮に関する強度σEmax、および、材料の最大剪断応力に関する強度τmaxが分かれば、接触圧力下での上記方向への相当応力分布または最大剪断応力分布が均一になるような上記各接触面の間隔を容易に得ることができる。
【数７】
ｈcr(y)＝(１２.８９ｋ・σEmax 2・Ｒ/(Ｃ1・Ｅ'2))
・ln(１/(１−(２ｙ/(Ｃ1・Ｌwe))2))
あるいは
ｈcr(y)＝(４４.４４ｋ・τmax 2・Ｒ/(Ｃ1・Ｅ'2))
・ln(１/(１−(２ｙ/(Ｃ1Ｌwe))2))
尚、ｈcr(y):上記方向への位置ｙにおける２つの相互接触部材の接触面の間隔
ｋ:加工公差に関する係数
【図面の簡単な説明】
【図１】 この発明の一方向クラッチの一例としてのスプラグ式一方向クラッチの部分縦断面図である。
【図２】 図１におけるスプラグの斜視図である。
【図３】 図１におけるスプラグに適用されるクラウニング量の一例を示す図である。
【図４】 図１におけるスプラグに関する力学モデルを示す図である。
【図５】 図４における有限幅円筒の接触圧力分布を示す図である。
【図６】 図４における有限幅円筒の無次元化相当応力分布を示す図である。
【図７】 ローラ式一方向クラッチの縦断面図である。
【図８】 図７における保持器の展開平面図である。
【図９】 従来のスプラグ式一方向クラッチの部分縦断面図である。
【図１０】 図９におけるスプラグの斜視図である。
【図１１】 ルンドベルグのクラウニング形状を適用した有限幅円筒における図６と同じ荷重条件下での無次元化相当応力分布を示す図である。
【符号の説明】
１１…スプラグ式一方向クラッチ、 １２,３３…内輪、
１３,３２…外輪、 １４…外側保持器、
１５…内側保持器、 １６…スプラグ、
１７…リボンスプリング、 １８,１９…摺接面、
３１…ローラ式一方向クラッチ、 ３４…保持器、
３５…ローラ、 ３６…ばね、
３７…カム溝、 ３９…外周面。
Claims (2)
- 内輪と、外輪と、上記内輪と外輪との間に配列されて上記内輪および外輪の相対的な一方向のみへの回転力を伝達するスプラグを有する一方向クラッチにおいて、
上記スプラグと内輪との接触面の間隔、および、上記スプラグと外輪との接触面との間隔における上記スプラグの転動方向に直交する方向への変化が、接触圧力下での上記方向への相当応力分布または最大剪断応力分布等の材料が受けるダメージを評価する物理量が均一になるように設定されており、
上記各接触面の間隔における上記方向への変化が、実質的に下記の式で表される
ことを特徴とする一方向クラッチ。
ｋ : 加工公差に関する係数
Ｒ : 上記転動方向への等価半径
Ｃ 2 : 必要最大間隔の加工公差に関する係数
Ｅ ': 等価ヤング率
Ｌ we : 上記スプラグの有効長
σ Emax : 材料の圧縮に関する強度
τ max : 材料の最大剪断応力に関する強度 - 内輪と、外輪と、上記内輪と外輪との間に配列されて転動するローラを有すると共に、上記内輪の外周面および外輪の内周面の少なくとも一方に、上記両輪の間隔が周方向に一方向側が上記ローラの径より狭く他方向側が上記ローラの径より広くなるような曲面が形成されており、上記内輪および外輪の相対的な上記一方向へのみ回転力を伝達する一方向クラッチにおいて、
上記ローラと内輪との接触面の間隔、及び、上記ローラと外輪との接触面との間隔における上記ローラの軸方向への変化が、接触圧力下での上記方向への相当応力分布または最大剪断応力分布等の材料が受けるダメージを評価する物理量が均一になるように設定されており、
上記各接触面の間隔における上記方向への変化が、実質的に下記の式で表される
ことを特徴とする一方向クラッチ。
ｋ : 加工公差に関する係数
Ｒ : 上記転動方向への等価半径
Ｃ 2 : 必要最大間隔の加工公差に関する係数
Ｅ ': 等価ヤング率
Ｌ we : 上記ローラの有効長
σ Emax : 材料の圧縮に関する強度
τ max : 材料の最大剪断応力に関する強度
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