JP6869071B2 - 円錐ころ軸受 - Google Patents

Description

本発明は、円錐ころ軸受に関し、特に自動車用円錐ころ軸受に関する。

特開２００３−２２６９１８号公報には、軸受部品の鋼をＡ₁変態点を超える浸炭窒化処理温度で浸炭窒化処理後、Ａ₁変態点未満の温度に冷却した後、Ａ₁変態点以上で浸炭窒化処理の温度未満の焼入れ温度に再加熱する軸受部品の熱処理方法が開示されている。このような熱処理方法により得られた軸受部品は、転動疲労に対して長寿命であり、かつ高い割れ強度を有し、かつ経年寸法変化率の増大が抑制されている。

特開２００９−１９７９０４号公報には、潤滑が希薄な転がり機械要素においても、特殊な材料の使用や、特殊な熱処理や表面処理等の加工を施すことなく、接触面の表面損傷を容易かつ効果的に防止できる転がり機械要素が開示されている。

特開２０１０−２５５７３０号公報には、面圧や接触部の応力を低減し軸受の長寿命化を図ると共に、軌道面の加工不良を未然に解消しつつ、ころの両端部のドロップ量の低減を図り、加工効率の向上を図ることができる円錐ころ軸受が開示されている。

自動車のトランスミッションやデファレンシャルなどに組み込まれる円錐ころ軸受については、トランスミッションの多段化や運転空間の拡大のために与えられるスペースが縮小される傾向がある。これに伴い軸受に対し負荷される単位面積当たりの負荷荷重は大きくなっている。

また、自動車のトランスミッションやデファレンシャルなどにおいては、構成材料にアルミニウムを含むハウジングが採用される傾向がある。この場合、ケースの剛性が低下して主軸の傾きが大きくなる。そのため、主軸をハウジングに対して回転可能に支持する円錐ころ軸受は、軸受の取付誤差（ミスアライメント）が生じやすい環境下、すなわちいわゆる高ミスアライメント環境下に置かれる。そのため、このような円錐ころ軸受は、高ミスアライメント環境下でも高い耐久性が要求されている。

特開２００３−２２６９１８号公報 特開２００９−１９７９０４号公報 特開２０１０−２５５７３０号公報

本発明の主たる目的は、高ミスアライメント環境でも高い耐久性を有し、転動疲労寿命の向上と耐焼き付き性の向上と両立した円錐ころ軸受を提供することにある。

本発明に係る円錐ころ軸受は、内周面において外輪軌道面を有する外輪と、外周面において内輪軌道面と内輪軌道面よりも大径側に配置された大鍔面とを有し、外輪の内側に配置された内輪と、外輪軌道面と内輪軌道面との間に配列され、外輪軌道面および内輪軌道面と接触する転動面と大鍔面と接触する大端面とを有し、外輪軌道面と内輪軌道面との間に配列された複数の円錐ころと、周方向に所定の間隔で配置されている複数のポケットを含み、複数の円錐ころの各々を複数のポケットの各々に収容保持している保持器とを備える。

ころ係数γが０．９０を越えている。
上記保持器は、円錐ころの小径端面側で連なる小環状部と、円錐ころの大径端面側で連なる大環状部と、これらの環状部を連結する複数の柱部とを含む。

ポケットが、円錐ころの小径側を収納する部分が狭幅側となり、かつ大径側を収納する部分が広幅側となる台形状に形成されている。

上記保持器のポケットの狭幅側の柱部に切欠きを小環状部と柱部との境界から大環状部の方へ幅をもたせて設けたことにより、保持器の内径側から内輪側へ流入する潤滑油が切欠きから外径側の外輪側へ速やかに逃げるようにし、小環状部のポケット側の縁を、ポケットの狭幅側の底辺部分が柱部まで延びた形状としている。

上記外輪、内輪および複数の円錐ころのうちの少なくともいずれか１つは、外輪軌道面、内輪軌道面または転動面の表面層に形成された窒素富化層を含む。上記表面層の最表面から窒素富化層の底部までの距離は０．２ｍｍ以上である。

上記円錐ころの転動面にはクラウニングが形成され、クラウニングのドロップ量の和は、円錐ころの転動面の母線をｙ軸とし、母線直交方向をｚ軸とするｙ−ｚ座標系において、Ｋ１，Ｋ２，ｚｍを設計パラメータ、Ｑを荷重、Ｌを円錐ころにおける転動面の有効接触部の母線方向長さ、Ｅ’を等価弾性係数、ａを円錐ころの転動面の母線上にとった原点から有効接触部の端部までの長さ、Ａ＝２Ｋ１Ｑ／πＬＥ’としたときに、式（１）で表される。

本発明によれば、高ミスアライメント環境でも高い耐久性を有し、転動疲労に対して長寿命である円錐ころ軸受を提供することができる。

実施の形態１に係る円錐ころ軸受を示す縦断面図である。 実施の形態１に係る円錐ころ軸受において、窒素富化層を説明するための部分断面図である。 実施の形態１に係る円錐ころ軸受のころのクラウニング部および中央部での窒素富化層の形状を説明するための図である。 実施の形態１に係る円錐ころ軸受のころの対数クラウニングの形状を説明するための図である。 クラウニング形状の一例を示すｙ−ｚ座標図である。 実施の形態１に係る円錐ころ軸受を示す横断面図である。 実施の形態１に係る円錐ころ軸受の保持器の展開平面図である。 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を示す図である。 部分円弧のクラウニングとストレート部を設けたころの輪郭線と、ころの転動面における接触面圧を重ねて示した図である。 実施の形態１に係る円錐ころ軸受の製造方法のフローチャートである。 実施の形態１における熱処理方法を説明するための図である。 実施の形態１における熱処理方法の変形例を説明するための図である。 実施の形態１に係る軸受部品のオーステナイト粒界を示す図である。 従来の軸受部品のオーステナイト粒界を示す図である。 実施の形態２に係る円錐ころ軸受の設計仕様を示す断面図である。 実施の形態２に係る円錐ころ軸受においてころの基準曲率半径を説明するための断面図である。 図１６において点線で囲まれた領域を示す部分断面図である。 実施の形態２に係る円錐ころ軸受においてころの実曲率半径を説明するための断面図である。 実施の形態２に係る円錐ころ軸受において、軌道面と転動面との当たり位置の変更方法の一例を示す断面図である。 実施の形態２に係る円錐ころ軸受において、軌道面と転動面との当たり位置の変更方法の他の一例を示す断面図である。 実施の形態２に係る円錐ころ軸受のころの大端面の曲率半径と油膜厚さとの関係を示すグラフである。 実施の形態２に係る円錐ころ軸受のころの大端面の曲率半径と最大ヘルツ応力との関係を示すグラフである。 実施の形態３に係る円錐ころ軸受の部分断面図である。 図２３に示される円錐ころ軸受のころのクラウニング形状を示す図である。 図２３に示される円錐ころ軸受の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。 Ｍｉｓｅｓの相当応力の最大値と対数クラウニングパラメータとの関係を表す図である。 実施の形態３に係る円錐ころ軸受の変形例を示す図である。 実施の形態３に係る円錐ころ軸受の他の変形例を示す図である。 実施の形態４に係る円錐ころ軸受の保持器の展開平面図である。 実施の形態４に係る円錐ころ軸受の保持器の変形例の展開平面図である。 図３３中の円錐ころ軸受の軸受内部への潤滑油の流れを示す断面図である。 トルク測定試験の結果を示すグラフである。 実施の形態４に係る円錐ころ軸受を備えるデファレンシャルを示す縦断面図である。 実施の形態１に係る円錐ころ軸受を備えるトランスミッションを示す縦断面図である。

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。

（実施の形態１）
＜円錐ころ軸受の構成＞
図１は、本発明の実施の形態に係る円錐ころ軸受の断面模式図である。図２は、図１に示した円錐ころ軸受の部分断面模式図である。図３は、図１に示した円錐ころ軸受の円錐ころの部分断面模式図である。図４は、図３に示した円錐ころの拡大部分断面模式図である。図１〜図４を用いて本実施の形態に係る円錐ころ軸受を説明する。

図１に示す円錐ころ軸受１０は、外輪１１と、内輪１３と、複数のころ１２と、保持器１４とを主に備えている。外輪１１は、環形状を有し、内周面に外輪軌道面１１Ａを有している。内輪１３は、環形状を有し、外周面に内輪軌道面１３Ａを有している。内輪１３は、内輪軌道面１３Ａが外輪軌道面１１Ａに対向するように外輪１１の内周側に配置されている。

ころ１２は、外輪１１の内周面上に配置されている。ころ１２はころ転動面１２Ａを有し、当該ころ転動面１２Ａにおいて内輪軌道面１３Ａおよび外輪軌道面１１Ａに接触する。複数のころ１２は合成樹脂からなる保持器１４により周方向に所定のピッチで配置されている。これにより、ころ１２は、外輪１１および内輪１３の円環状の軌道上に転動自在に保持されている。また、円錐ころ軸受１０は、外輪軌道面１１Ａを含む円錐、内輪軌道面１３Ａを含む円錐、およびころ１２が転動した場合の回転軸の軌跡を含む円錐のそれぞれの頂点が軸受の中心線上の１点で交わるように構成されている。このような構成により、円錐ころ軸受１０の外輪１１および内輪１３は、互いに相対的に回転可能となっている。

外輪１１、内輪１３、ころ１２を構成する材料は鋼であってもよい。当該鋼は、窒素富化層１１Ｂ、１２Ｂ、１３Ｂ以外の部分で、少なくとも炭素を０．６質量％以上１．２質量％以下、珪素を０．１５質量％以上１．１質量％以下、マンガンを０．３質量％以上１．５質量％以下含む。上記鋼は、さらに２．０質量％以下のクロムを含んでいてもよい。

上記の構成において、炭素が１．２質量％を超えると、球状化焼鈍を行なっても素材硬度が高いので冷間加工性を阻害し、冷間加工を行なう場合に十分な冷間加工量と、加工精度を得ることができない。また、浸炭窒化処理時に過浸炭組織になりやすく、割れ強度が低下する危険性がある。他方、炭素含有量が０．６質量％未満の場合には、所要の表面硬さと残留オーステナイト量を確保するのに長時間を必要としたり、再加熱後の焼入れで必要な内部硬さが得られにくくなる。

Ｓｉ含有率を０．１５〜１．１質量％とするのは、Ｓｉが耐焼戻し軟化抵抗を高めて耐熱性を確保し、異物混入潤滑下での転がり疲労寿命特性を改善することができるからである。Ｓｉ含有率が０．１５質量％未満では異物混入潤滑下での転がり疲労寿命特性が改善されず、一方、Ｓｉ含有率が１．１質量％を超えると焼きならし後の硬度を高くしすぎて冷間加工性を阻害する。

Ｍｎは浸炭窒化層と芯部の焼入れ硬化能を確保するのに有効である。Ｍｎ含有率が０．３質量％未満では、十分な焼入れ硬化能を得ることができず、芯部において十分な強度を確保することができない。一方、Ｍｎ含有率が１．５質量％を超えると、硬化能が過大になりすぎ、焼きならし後の硬度が高くなり冷間加工性が阻害される。また、オーステナイトを安定化しすぎて芯部の残留オーステナイト量を過大にして経年寸法変化を助長する。さらに、鋼が２．０質量％以下のクロムを含むことにより、表層部においてクロムの炭化物や窒化物を析出して表層部の硬度を向上しやすくなる。Ｃｒ含有率を２．０質量％以下としたのは、２．０質量％を超えると冷間加工性が著しく低下したり、２．０質量％を超えて含有しても上記表層部の硬度向上の効果が小さいからである。

なお、本開示の鋼は、言うまでもなくＦｅを主成分とし、上記の元素の他に不可避的不純物を含んでいてもよい。不可避的不純物としては、リン（Ｐ）、硫黄（Ｓ）、窒素（Ｎ）、酸素（Ｏ）、アルミ（Ａｌ）などがある。これらの不可避的不純物元素の量は、それぞれ０．１質量％以下である。

また異なる観点から言えば、外輪１１および内輪１３は、軸受用材料の一例である鋼材、たとえばＪＩＳ規格ＳＵＪ２からなるものであることが好ましい。ころ１２は、軸受用材料の一例である鋼材、たとえばＪＩＳ規格ＳＵＪ２により構成されてもよい。また、ころ１２は、他の材料、たとえばサイアロン焼結体により構成されていてもよい。

図２に示すように、外輪１１の軌道面１１Ａおよび内輪１３の軌道面１３Ａには窒素富化層１１Ｂ、１３Ｂが形成されている。内輪１３では、窒素富化層１３Ｂが軌道面１３Ａから小鍔面および大鍔面にまで延在している。窒素富化層１１Ｂ、１３Ｂは、それぞれ外輪１１の未窒化部１１Ｃまたは内輪１３の未窒化部１３Ｃより窒素濃度が高くなっている領域である。また、ころ１２の転動面１２Ａを含む表面には窒素富化層１２Ｂが形成されている。ころ１２の窒素富化層１２Ｂは、ころ１２の未窒化部１２Ｃより窒素濃度が高くなっている領域である。窒素富化層１１Ｂ、１２Ｂ、１３Ｂは、たとえば浸炭窒化処理、窒化処理など従来周知の任意の方法により形成できる。

なお、ころ１２のみに窒素富化層１２Ｂを形成してもよいし、外輪１１のみに窒素富化層１１Ｂを形成してもよいし、内輪１３のみに窒素富化層１３Ｂを形成してもよい。あるいは、外輪１１、内輪１３、ころ１２のうちの２つに窒素富化層を形成してもよい。

図３に示すように、ころ１２の転動面１２Ａ（図２参照）は、両端部に位置し、クラウニングが形成されたクラウニング部２２、２４と、このクラウニング部２２、２４の間を繋ぐ中央部２３とを含む。中央部２３にはクラウニングは形成されておらず、ころ１２の回転軸である中心線２６に沿った方向での断面における中央部２３の形状は直線状である。ころ１２の端面１７とクラウニング部２２との間には面取り部２１が形成されている。端面１６とクラウニング部２４との間にも面取り部２５が形成されている。

ここで、ころ１２の製造方法において、窒素富化層１２Ｂを形成する処理（浸炭窒化処理）を実施するときには、ころ１２にはクラウニングが形成されておらず、ころ１２の外形は図４の点線で示される加工前表面１２Ｅとなっている。この状態で窒素富化層が形成された後、仕上げ加工として図４の矢印に示すようにころ１２の側面が加工され、クラウニングが形成されたクラウニング部２２、２４が得られる。

窒素富化層の厚さ：
ころ１２における窒素富化層１２Ｂの深さ、すなわち窒素富化層１２Ｂの最表面から窒素富化層１２Ｂの底部までの距離は、０．２ｍｍ以上となっている。具体的には、面取り部２１とクラウニング部２２との境界点である第１測定点３１、端面１７から距離Ｗが１．５ｍｍの位置である第２測定点３２、ころの転動面の中央である測定点３３において、それぞれの位置での窒素富化層１２Ｂの深さＴ１、Ｔ２、Ｔ３が０．２ｍｍ以上となっている。ここで、上記窒素富化層１２Ｂの深さとは、ころ１２の中心線２６に直交するとともに外周側に向かう径方向における窒素富化層１２Ｂの厚さを意味する。なお、窒素富化層１２Ｂの深さＴ１、Ｔ２、Ｔ３の値は、面取り部２１、２５の形状やサイズ、さらに窒素富化層１２Ｂを形成する処理および上記仕上げ加工の条件などのプロセス条件に応じて適宜変更可能である。たとえば、図４に示した構成例では、上述のように窒素富化層１２Ｂが形成された後にクラウニング２２Ａが形成されたことに起因して、窒素富化層１２Ｂの深さＴ２は他の深さＴ１、Ｔ３より小さくなっているが、上述したプロセス条件を変更することで、上記窒素富化層１２Ｂの深さＴ１、Ｔ２、Ｔ３の値の大小関係は適宜変更することができる。

また、外輪１１および内輪１３における窒素富化層１１Ｂ、１３Ｂについても、その最表面から窒素富化層１１Ｂ、１３Ｂの底部までの距離である窒素富化層１１Ｂ、１３Ｂの厚さは０．２ｍｍ以上である。ここで、窒素富化層１１Ｂ、１３Ｂの厚さは、窒素富化層１１Ｂ、１３Ｂの最表面に対して垂直な方向における窒素富化層１１Ｂ，１３Ｂまでの距離を意味する。

クラウニングの形状：
ころ１２のクラウニング部２２、２４に形成されたクラウニングの形状は、以下のように規定される。すなわち、クラウニングのドロップ量の和は、ころ１２の転動面１２Ａの母線をｙ軸とし、母線直交方向をｚ軸とするｙ−ｚ座標系において、Ｋ_１，Ｋ_２，ｚ_ｍ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＝２Ｋ_１Ｑ／πＬＥ’としたときに、下記の式（１）で表される。

図５は、クラウニング形状の一例を示すｙ−ｚ座標図である。図５では、ころ１２の母線をｙ軸とし、ころ１２の母線上であって内輪１３又は外輪１１ところ１２の有効接触部の中央部に原点Ｏをとると共に、母線直交方向（半径方向）にｚ軸をとったｙ−ｚ座標系に、上記式（１）で表されるクラウニングの一例を示している。図５において縦軸はｚ軸、横軸はｙ軸である。有効接触部は、ころ１２にクラウニングを形成していない場合の内輪１３又は外輪１１ところ１２との接触部位である。また、円錐ころ軸受１０を構成する複数のころ１２の各クラウニングは、通常、有効接触部の中央部を通るｚ軸に関して線対称に形成されるので、図５では、一方のクラウニング２２Ａのみを示している。

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。

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−Ｋ_２ａ，０）であるから、式（１）におけるｙの範囲は、ｙ＞（ａ−Ｋ_２ａ）である。また、図５では、原点Ｏを有効接触部の中央部にとっているので、ａ＝Ｌ／２となる。さらに、原点Ｏからクラウニング２２Ａの始点Ｏ１までの領域は、クラウニングが形成されていない中央部（ストレート部）であるから、０≦ｙ≦（ａ−Ｋ_２ａ）のとき、ｚ（ｙ）＝０となる。

設計パラメータＫ_１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Ｋ_２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（Ｋ_２＝ｙｍ／ａ）。設計パラメータｚ_ｍ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。

ここで、後述する図８に示したころのクラウニングは、設計パラメータＫ_２＝１であってストレート部の無いフルクラウニングであり、エッジロードが発生しない十分なドロップ量が確保されている。しかしながら、ドロップ量が過大であると、加工時に、材料取りされた素材から生じる取代が大きくなり、コスト増大を招くこととなる。そこで、以下のように、設計パラメータＫ_１，Ｋ_２，ｚ_ｍの最適化を行う。

設計パラメータＫ_１，Ｋ_２，ｚ_ｍ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。

また、ころに対数クラウニングを施す場合、ころの加工精度を確保するためには転動面の中央部分に全長の１／２以上の長さのストレート部（中央部２３）を設けるのが好ましい。この場合は、Ｋ_２を一定の値とし、Ｋ_１，ｚ_ｍについて最適化すればよい。

ころ係数：
図１および図６に示すように、内輪１３は、円すい状の軌道面１３Ａを有し、この軌道面１３Ａの大径側に大つば部４１、小径側に小つば部４２を有する。ここで、円錐ころ軸受１０は、ころ係数γ＞０．９０となっている。ここで、ころ係数γは、ころ本数Ｚ、ころ平均径ＤＡ、ころピッチ円径ＰＣＤとして、関係式γ＝（Ｚ・ＤＡ）／（π・ＰＣＤ）で定義される。

保持器の形状：
図７に示すように、上記保持器１４は、円錐ころ１２の小径端面側で連なる小環状部１０６と、円錐ころ１２の大径端面側で連なる大環状部１０７と、これらの小環状部１０６と大環状部１０７を連結する複数の柱部１０８とからなり、円錐ころ１２の小径側を収納する部分が狭幅側、大径側を収納する部分が広幅側となる台形状のポケット１０９が形成されている。ポケット１０９の狭幅側と広幅側には、それぞれ両側の柱部１０８に２つずつ切欠き１１０ａ、１１０ｂが設けられており、各切欠き１１０ａ、１１０ｂの寸法は、いずれも深さ１．０ｍｍ、幅４．６ｍｍとされている。

窒素富化層の結晶組織：
図１３は、本実施の形態に係る円錐ころ軸受を構成する軸受部品のミクロ組織、特に旧オーステナイト結晶粒界を図解した模式図である。図１３は、窒素富化層１２Ｂにおけるミクロ組織を示している。本実施の形態における窒素富化層１２Ｂにおける旧オーステナイト結晶粒径はＪＩＳ規格の粒度番号が１０以上となっており、従来の一般的な焼入れ加工品と比べても十分に微細化されている。

＜各種特性の測定方法＞
窒素濃度の測定方法：
外輪１１、ころ１２、内輪１３などの軸受部品について、それぞれ窒素富化層１１Ｂ，１２Ｂ、１３Ｂが形成された領域の表面に垂直な断面について、ＥＰＭＡ（Ｅｌｅｃｔｒｏｎ Ｐｒｏｂｅ Ｍｉｃｒｏ Ａｎａｌｙｓｉｓ）により深さ方向で線分析を行う。測定は、各軸受部品を測定位置から表面に垂直な方向に切断することで切断面を露出させ、当該切断面において測定を行う。たとえば、ころ１２については、図３に示した第１測定点３１〜第３測定点３３のそれぞれの位置から、中心線２６と垂直な方向にころ１２を切断することで切断面を露出させる。当該切断面において、ころ１２の表面から内部に向かって０．０５ｍｍの位置となる複数の測定位置にて、上記ＥＰＭＡにより窒素濃度について分析を行う。たとえば、上記測定位置を５か所決定し、当該５か所での測定データの平均値をころ１２の窒素濃度とする。

また、外輪１１および内輪１３については、軌道面１１Ａ、１３Ａにおいて軸受の中心軸方向における中央部を測定位置として、中心軸および当該中心軸に直交する径方向に沿った断面を露出させた後、当該断面について上記と同様の手法により窒素濃度の測定を行う。

最表面から窒素富化層の底部までの距離の測定方法：
外輪１１および内輪１３については、上記窒素濃度の測定方法において測定対象とした断面につき、表面から深さ方向において硬度分布を測定する。測定装置としてはビッカース硬さ測定機を用いることができる。５００℃×１ｈの焼き戻し処理後の円錐ころ軸受１０において、深さ方向に並ぶ複数の測定点、たとえば０．０２ｍｍ間隔に配置された測定点において硬度測定を実施する。そして、ビッカース硬さがＨＶ４７５以上の領域を窒素富化層とする。

また、ころ１２については、図３に示した第１測定点３１での断面において、上記のように深さ方向での硬度分布を測定し、窒素富化層の領域を決定する。

粒度番号の測定方法：
旧オーステナイト結晶粒径の測定方法は、ＪＩＳ規格Ｇ０５５１：２０１３に規定された方法を用いる。測定を行う断面は、窒素富化層の底部までの距離の測定方法において測定を行った断面とする。

クラウニング形状の測定方法：
ころ１２のクラウニング形状について、任意の方法により測定できる。たとえば、ころ１２の形状を３次元形状測定器により測定することにより、クラウニング形状を測定してもよい。

＜円錐ころ軸受の作用効果＞
以下一部重複する部分もあるが、上述した円錐ころ軸受の特徴的な構成を列挙する。

本開示に従った円錐ころ軸受１０は、外輪１１と内輪１３と複数の円錐ころであるころ１２とを備える。外輪１１は、内周面において外輪軌道面１１Ａを有する。内輪１３は、外周面において内輪軌道面１３Ａを有し、外輪１１の内側に配置される。複数のころ１２は、外輪軌道面１１Ａと内輪軌道面１３Ａとの間に配列され、外輪軌道面１１Ａおよび内輪軌道面１３Ａと接触する転動面１２Ａを有する。外輪１１、内輪１３および複数のころ１２のうちの少なくともいずれか１つは、外輪軌道面１１Ａ、内輪軌道面１３Ａまたは転動面１２Ａの表面層に形成された窒素富化層１１Ｂ、１３Ｂ、１２Ｂを含む。窒素富化層１１Ｂ、１２Ｂ、１３Ｂにおける旧オーステナイト結晶粒径はＪＩＳ規格の粒度番号が１０以上である。表面層の最表面から窒素富化層１１Ｂ、１２Ｂ、１３Ｂの底部までの距離Ｔ１は０．２ｍｍ以上である。ころ１２の転動面１２Ｂにはクラウニング２２Ａが形成されている。クラウニング２２Ａのドロップ量の和は、ころ１２の転動面１２Ｂの母線をｙ軸とし、母線直交方向をｚ軸とするｙ−ｚ座標系において、Ｋ_１，Ｋ_２，ｚ_ｍ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＝２Ｋ_１Ｑ／πＬＥ’としたときに、下記の式（１）で表される。

なお、荷重Ｑ、有効接触部の母線方向長さＬ、および等価弾性係数Ｅ’は設計条件として与えられ、原点から有効接触部の端部までの長さａは原点の位置に応じて定められる値である。

このようにすれば、外輪１１、内輪１３、円錐ころとしてのころ１２の少なくともいずれか１つにおいて旧オーステナイト結晶粒径が十分微細化された窒素富化層１１Ｂ、１２Ｂ、１３Ｂが形成されているので、高い転動疲労寿命を有した上で、シャルピー衝撃値、破壊靭性値、圧壊強度などを向上させることができる。

また、ころ１２の転動面１２Ａに上記式（１）によりドロップ量の和が表されるような、輪郭線が対数関数で表されるクラウニング（いわゆる対数クラウニング）を設けているので、従来の部分円弧で表されるクラウニングを形成した場合より局所的な面圧の上昇を抑制でき、ころの転動面における摩耗の発生を抑制できる。

ここで、上述した対数クラウニングの効果についてより詳細に説明する。図８は、輪郭線が対数関数で表されるクラウニングを設けたころの輪郭線と、ころの転動面における接触面圧を重ねて示した図である。図９は、部分円弧のクラウニングとストレート部を設けたころの輪郭線と、ころの転動面における接触面圧を重ねて示した図である。図８および図９の左側の縦軸は、クラウニングのドロップ量(単位：ｍｍ）を示している。図８および図９の横軸は、ころにおける軸方向での位置（単位：ｍｍ）を示している。図８および図９の右側の縦軸は、接触面圧（単位：ＧＰａ）を示している。

円錐ころの転動面の輪郭線を部分円弧のクラウニングとストレート部とを有する形状に形成した場合、図９に示すように、クラウニング部とストレート部との境界で接触面圧が増加する。そのため、十分な膜厚の潤滑膜が形成されていないと、金属接触による摩耗が生じやすくなる。接触面に部分的に摩耗が生じると、その近辺で、より金属接触が生じやすい状態となるため、接触面の摩耗が促進され、円錐ころが損傷に至る不都合が生じる。

そこで、接触面としての円錐ころの転動面に、輪郭線が対数関数で表されるクラウニングを設けた場合、例えば図８に示すように、図９の部分円弧で表されるクラウニングを設けた場合と比べて局所的な面圧が低くなり、接触面に摩耗を生じ難くすることができる。したがって、円錐ころの転動面上に存在する潤滑剤の微量化や低粘度化により潤滑膜の膜厚が薄くなる場合においても、接触面の摩耗を防止し、円錐ころの損傷を防止することができる。なお、図８及び図９には、ころの母線方向を横軸とすると共に母線直交方向を縦軸とする直交座標系に、内輪又は外輪ところの有効接触部の中央部に横軸の原点Ｏを設定してころの輪郭線を示すと共に、面圧を縦軸として接触面圧を重ねて示している。このように、上述のような構成を採用することで長寿命かつ高い耐久性を示す円錐ころ軸受１０を実現できる。

上記円錐ころ軸受１０において、最表面から０．０５ｍｍの深さ位置での窒素富化層１１Ｂ、１２Ｂ、１３Ｂにおける窒素濃度が０．１質量％以上である。この場合、窒素富化層１１Ｂ、１２Ｂ，１３Ｂの最表面における窒素濃度を十分な値とできることから、窒素富化層１１Ｂ、１２Ｂ、１３Ｂの最表面の硬度を十分高くすることができる。また、上述した旧オーステナイト結晶粒径の粒度、窒素富化層の底部までの距離、窒素濃度といった条件は、図３の第１測定点３１において少なくとも満足されていることが好ましい。

上記円錐ころ軸受１０において、窒素富化層１１Ｂ、１２Ｂ、１３Ｂが形成された外輪１１、内輪１３、およびころ１２のうちの少なくともいずれか１つは鋼により構成される。当該鋼は、窒素富化層１１Ｂ、１２Ｂ、１３Ｂ以外の部分、つまり未窒化部１１Ｃ、１２Ｃ、１３Ｃにおいて、少なくとも炭素（Ｃ）を０．６質量％以上１．２質量％以下、珪素（Ｓｉ）を０．１５質量％以上１．１質量％以下、マンガン（Ｍｎ）を０．３質量％以上１．５質量％以下含む。上記円錐ころ軸受において、鋼は、さらに２．０質量％以下のクロムを含んでいてもよい。この場合、本実施の形態において規定する構成の窒素富化層１１Ｂ、１２Ｂ、１３Ｂを後述する熱処理などを用いて容易に形成できる。

上記円錐ころ軸受１０において、上記式（１）における設計パラメータＫ_１，Ｋ_２，ｚ_ｍのうちの少なくとも１つが、円錐ころと外輪または内輪との接触面圧を目的関数として最適化されている。

上記設計パラメータＫ₁，Ｋ₂，ｚ_mは、接触面圧、応力及び寿命のうちのいずれかを目的関数として最適化して定められるところ、表面起点の損傷は接触面圧に依存する。ここで、上記実施の形態によれば、接触面圧を目的関数として最適化して設計パラメータＫ₁，Ｋ₂，ｚ_mを設定するので、潤滑剤が希薄な条件においても接触面の摩耗を防止できるクラウニングが得られる。

上記円錐ころ軸受１０において、外輪１１または内輪１３の少なくともいずれか１つは、窒素富化層１１Ｂ、１３Ｂを含む。この場合、外輪１１または内輪１３の少なくともいずれかにおいて、結晶組織が微細化された窒素富化層１１Ｂ、１３Ｂが形成されることで、長寿命かつ高耐久性を有する外輪１１または内輪１３を得ることができる。

上記円錐ころ軸受１０において、ころ１２は窒素富化層１２Ｂを含む。この場合、ころ１２において、結晶組織が微細化された窒素富化層１２Ｂが形成されることで、長寿命かつ高耐久性を有するころ１２を得ることができる。

＜円錐ころ軸受の製造方法＞
図１０は、図１に示した円錐ころ軸受の製造方法を説明するためのフローチャートである。図１１は、図１０の熱処理工程における熱処理パターンを示す模式図である。図１２は、図１１に示した熱処理パターンの変形例を示す模式図である。図１４は、比較例としての軸受部品のミクロ組織、特に旧オーステナイト結晶粒界を図解した模式図である。以下、円錐ころ軸受の製造方法を説明する。

図１０に示すように、まず部品準備工程（Ｓ１００）を実施する。この工程（Ｓ１００）では、外輪１１、内輪１３、ころ１２、保持器１４などの軸受部品となるべき部材を準備する。なお、ころ１２となるべき部材には、まだクラウニングは形成されておらず、当該部材の表面は図４の点線で示した加工前表面１２Ｅとなっている。

次に、熱処理工程（Ｓ２００）を実施する。この工程（Ｓ２００）では、上記軸受部品の特性を制御するため、所定の熱処理を実施する。たとえば、外輪１１、ころ１２、内輪１３、のすくなくともいずれか１つにおいて本実施形態に係る窒素富化層１１Ｂ、１２Ｂ、１３Ｂを形成するため、浸炭窒化処理または窒化処理と、焼入れ処理、焼戻処理などを行う。この工程（Ｓ２００）における熱処理パターンの一例を図１１に示す。図１１は、１次焼入れおよび２次焼入れを行う方法を示す熱処理パターンを示す。図１２は、焼入れ途中で材料をＡ₁変態点温度未満に冷却し、その後、再加熱して最終的に焼入れる方法を示す熱処理パターンを示す。これらの図において、処理Ｔ₁では鋼の素地に炭素や窒素を拡散させまた炭素の溶け込みを十分に行なった後、Ａ₁変態点未満に冷却する。次に、図中の処理Ｔ₂において、処理Ｔ₁よりも低温に再加熱し、そこから油焼入れを施す。その後、たとえば加熱温度１８０℃の焼き戻し処理を実施する。

上記の熱処理によれば、普通焼入れ、すなわち浸炭窒化処理に引き続いてそのまま１回焼入れするよりも、軸受部品の表層部分を浸炭窒化しつつ、割れ強度を向上させ、経年寸法変化率を減少することができる。上記熱処理工程（Ｓ２００）によれば、焼入れ組織となっている窒素富化層１１Ｂ、１２Ｂ、１３Ｂにおいて、旧オーステナイト結晶粒の粒径が、図１４に示した従来の焼入れ組織におけるミクロ組織と比較して２分の１以下となる、図１３に示したようなミクロ組織を得ることができる。上記の熱処理を受けた軸受部品は、転動疲労に対して長寿命であり、割れ強度を向上させ、経年寸法変化率も減少させることができる。

次に、加工工程（Ｓ３００）を実施する。この工程（Ｓ３００）では、各軸受部品の最終的な形状となるように、仕上げ加工を行う。ころ１２については、図４に示したように切削加工などの機械加工によりクラウニング２２Ａおよび面取り部２１を形成する。

次に、組立工程（Ｓ４００）を実施する。この工程（Ｓ４００）では、上記のように準備された軸受部品を組み立てることにより、図１に示した円錐ころ軸受１０を得る。このようにして、図１に示した円錐ころ軸受１０を製造することができる。
（実験例１）
＜試料＞
試料として、試料Ｎｏ．１〜４までの４種類の円錐ころを試料として準備した。円錐ころの型番は３０２０６とした。円錐ころの材質としてはＪＩＳ規格ＳＵＪ２材（１．０質量％Ｃ−０．２５質量％Ｓｉ−０．４質量％Ｍｎ−１．５質量％Ｃｒ）を用いた。

試料Ｎｏ．１については、浸炭窒化焼入れを実施した後、図５に示した本実施の形態に係る対数クラウニングを両端部に形成した。浸炭窒化処理温度を８４５℃、保持時間を１５０分間とした。浸炭窒化処理の雰囲気はＲＸガス＋アンモニアガスとした。試料Ｎｏ．２については、試料Ｎｏ．１と同様に浸炭窒化焼入れを実施した後、図９に示した部分円弧クラウニングを形成した。

試料Ｎｏ．３については、図１１に示した熱処理パターンを実施した後、図５に示した本実施の形態に係る対数クラウニングを両端部に形成した。浸炭窒化処理温度を８４５℃、保持時間を１５０分間とした。浸炭窒化処理の雰囲気は、ＲＸガス＋アンモニアガスとした。最終焼入れ温度は８００℃とした。

試料Ｎｏ．４については、図１１に示した熱処理パターンを実施した後、図５に示した本実施の形態に係る対数クラウニングを両端部に形成した。最終焼入れ温度は８００℃とした。試料の最表面から０．０５ｍｍの深さ位置での窒化富化層における窒素濃度を０．１質量％以上とするため、浸炭窒化処理温度を８４５℃、保持時間を１５０分間とした。浸炭窒化処理の雰囲気は、ＲＸガス＋アンモニアガスとした。更に、炉内雰囲気を厳密に管理した。具体的には、炉内温度のムラ及びアンモニアガスの雰囲気ムラを抑えた。上述した試料Ｎｏ．３および試料Ｎｏ．４が本発明の実施例に対応する。試料Ｎｏ．１および試料Ｎｏ．２は比較例に対応する。

＜実験内容＞
実験１：寿命試験
寿命試験装置を用いた。試験条件としては、試験荷重：Ｆｒ＝１８ｋＮ、Ｆａ＝２ｋＮ、潤滑油：タービン油５６、潤滑方式：油浴潤滑、という条件を用いた。寿命試験装置では、被試験体としての２つの円錐ころ軸受は、支持軸の両端を支持するように配置されている。該支持軸の延在方向の中央部、すなわち２つの円錐ころ軸受の中央部には、該支持軸を介して円錐ころ軸受にラジアル荷重を負荷するための円筒ころ軸受が配置されている。そして、荷重負荷用の円筒ころ軸受にラジアル荷重を負荷することで、被試験体としての円錐ころ軸受にラジアル荷重を負荷する。また、アキシアル荷重は、寿命試験装置のハウジングを介して一方の円錐ころ軸受から支持軸に伝わり、他方の円錐ころ軸受にアキシアル荷重が負荷される。これにより、円錐ころ軸受の寿命試験が行われる。

実験２：偏荷重時の寿命試験
上記実験１の寿命試験と同様の試験装置を用いた。試験条件としては、基本的に上記実験１での条件と同様であるが、ころの中心軸について２／１０００ｒａｄの軸傾きを負荷した状態とし、偏荷重が印加された状態で試験を行った。

実験３：回転トルク試験
試料Ｎｏ．１〜４について、縦型トルク試験機を用いたトルク測定試験を行った。試験条件としては、試験荷重：Ｆａ＝７０００Ｎ、潤滑油：タービン油５６、潤滑方式：油浴潤滑、回転数：５０００ｒｐｍ、という条件を用いた。

＜結果＞
実験１：寿命試験
試料Ｎｏ．４が最も良好な結果を示し、長寿命であると考えられた。試料Ｎｏ．２および試料Ｎｏ．３は、試料Ｎｏ．４の結果には及ばないものの、良好な結果を示し、十分実用に耐え得ると判断された。一方、試料Ｎｏ．１については、最も短い寿命を示す結果となった。

実験２：偏荷重時の寿命試験
試料Ｎｏ．４および試料Ｎｏ．３が最も良好な結果を示し、長寿命であると考えられた。次に、試料Ｎｏ．１が試料Ｎｏ．４および試料Ｎｏ．３には及ばないものの、比較的良好な結果を示した。一方、試料Ｎｏ．２は上記実験１の時の結果より悪い結果を示し、偏荷重条件により短寿命化したものと考えられる。

実験３：回転トルク試験
試料Ｎｏ．１、試料Ｎｏ．３、試料Ｎｏ．４が十分小さな回転トルクを示し良好な結果となった。一方、試料Ｎｏ．２は回転トルクが他の試料より大きくなっていた。

以上の結果から、総合的に試料Ｎｏ．４がいずれの試験においても良好な結果を示し、総合的に最も優れた結果となった。また、試料Ｎｏ．３も、試料Ｎｏ．１および試料Ｎｏ．２と比べて良好な結果を示した。
（実験例２）
＜試料＞
上記の実験例１における試料Ｎｏ．４を用いた。

＜実験内容＞
表面から０．０５ｍｍの深さ位置での窒素濃度測定：
試料Ｎｏ．４について、窒素濃度の測定と窒素富化層の深さ測定を実施した。測定方法としては、以下のような方法を用いた。すなわち、図３に示した第１〜第３測定点において、中心線と垂直な方向に試料としての円錐ころを切断することで切断面を露出させる。当該切断面において、試料の表面から内部に向かって０．０５ｍｍの位置となる複数の測定位置にて、上記ＥＰＭＡにより窒素濃度について分析を行う。第１〜第３測定点における断面のそれぞれにて、上記測定位置を５か所決定し、当該５か所での測定データの平均値を各測定点での窒素濃度とした。

窒素富化層の底部までの距離の測定：
５００℃×１ｈの焼き戻し処理後の円錐ころの上記第１〜第３測定点での断面において、深さ方向に０．５ｍｍ間隔で並ぶ複数の測定点において硬度測定を実施した。そして、ビッカース硬さがＨＶ４５０以上の領域を窒素富化層とし、当該硬度がＨＶ４５０となった位置の深さを窒素富化層の底部とした。

＜結果＞
表面から０．０５ｍｍの深さ位置での窒素濃度測定：
第１測定点については、窒素濃度が０．２質量％となり、第２測定点については窒素濃度が０．２５質量％となり、第３測定点については窒素濃度が０．３質量％となった。いずれの測定点でも、測定結果は本願発明の範囲に入るものとなった。

窒素富化層の底部までの距離の測定：
第１測定点については、窒素富化層の底部までの距離が０．３ｍｍとなり、第２測定点については当該距離が０．３５ｍｍとなり、第３測定点については当該距離が０．３ｍｍとなった。いずれの測定点でも、測定結果は本願発明の範囲に入るものとなった。

（実験例３）
＜実施例試料＞
図１５に示した、円錐ころの大端面の曲率半径Ｒが、Ｒ／Ｒ_BASE＝０．７５以上０．８７以下の範囲に入り、内輪の大鍔面の表面粗さＲaが０．１２μｍで、小鍔面が円錐ころの小端面と平行な研削加工面で形成され、第１隙間が０．４ｍｍ以下の寸法規制範囲内に入れられた円錐ころ軸受（表１中の試料Ｎｏ．５〜８）を用意した。軸受の寸法は、いずれも内径４０ｍｍ、外径６８ｍｍである。

＜比較例試料＞
Ｒ／Ｒ_BASEの値が本願の範囲を外れ、かつ内輪の小鍔面が円錐ころの小端面に対して外側に傾斜し、第１隙間が０．４ｍｍを越える円錐ころ軸受（表１中の試料Ｎｏ．９〜１１）を用意した。各軸受の寸法は実施例と同じである。

上記実施例および比較例の円錐ころ軸受に対して、回転試験機を用いた耐焼付き試験を実施した。また、試料Ｎｏ．６と試料Ｎｏ．１０の円錐ころ軸受に対しては、馴らし運転試験も行った。馴らし運転試験のサンプル数は、試料Ｎｏ．６に対しては６６個、試料Ｎｏ．１０に対しては１０個とした。耐焼付き試験の試験条件は以下の通りである。負荷荷重：１９．６１ｋＮ回転数 ：１０００〜３５００ｒｐｍ潤滑油 ：タービンＶＧ５６（給油量４０ミリリットル／分、給油温度４０℃±３℃）。

各試験結果を表１に示す。耐焼付き試験における焼付きは、内輪の大鍔面と円錐ころの大端面の間で生じたものである。

実施例の円錐ころ軸受は、いずれも耐焼付き試験における焼付き発生の限界回転数が２７００ｒｐｍ以上になっており、内輪大鍔面と円錐ころ大端面間の摩擦抵抗が少ないことがわかる。一方、比較例の円錐ころ軸受は、焼付き発生の限界回転数が２５００ｒｐｍ以下になっており、デファレンシャル等の通常の使用条件下で問題となることがある。大鍔面の表面粗さＲaが粗い試料１１は、同じ曲率半径Ｒの試料Ｎｏ．１０よりも低い焼付き発生限界回転数を示している。

また、馴らし運転試験の結果は、比較例では円錐ころが正規の位置に落ち着くまでの回転回数の平均値が６回であるのに対して、実施例では約半分の２．９６回になっている。実施例は回転回数のばらつきの標準偏差も小さくなっており、馴らし運転時間を安定して短縮できることがわかる。

以上のように、この発明の円錐ころ軸受は、円錐ころの大端面の曲率半径Ｒを、Ｒ／Ｒ_BASE＝０．７５以上０．８７以下の範囲の値とするとともに、内輪の小鍔面を円錐ころの小端面と平行な面で形成したので、内輪大鍔面と円錐ころ大端面間での辷り摩擦によるトルクロスと発熱を低減して焼付きの発生を防止でき、かつ馴らし運転時間を短縮して軸受取り付け作業を効率化することができる。また、車両用歯車軸支持装置の耐久性を向上させることができる。

さらに、実施の形態１に係る円錐ころ軸受１０では、保持器１４は、円錐ころ１２の小径端面側で連なる小環状部１０６と、円錐ころ１２の大径端面側で連なる大環状部１０７と、これらの環状部を連結する複数の柱部１０８とを含む。ポケット１０９が、円錐ころ１２の小径側を収納する部分が狭幅側となり、かつ大径側を収納する部分が広幅側となる台形状に形成されている。保持器１４のポケット１０９の狭幅側の柱部に切欠きを小環状部１０６と柱部との境界から大環状部１０７の方へ幅をもたせて設けたことにより、保持器１４の内径側から内輪側へ流入する潤滑油が切欠きから外径側の外輪側へ速やかに逃げるようにし、小環状部１０６のポケット１０９側の縁を、ポケット１０９の狭幅側の底辺部分が柱部まで延びた形状としている。

潤滑油が外部から流入する部位に使用される円錐ころ軸受には、保持器のポケットに切欠きを設けて、保持器の外径側と内径側とに分かれて流入する潤滑油がこの切欠きを通過するようにし、軸受内部での潤滑油の流通を向上させるようにしたものがある。しかし、潤滑油が保持器の外径側と内径側とに分かれて軸受内部へ流入する円錐ころ軸受では、保持器の内径側から内輪側へ流入する潤滑油の割合が多くなると、トルク損失が大きくなることが分かった。この理由は、以下のように考えられる。

すなわち、保持器の外径側から外輪側へ流入する潤滑油は、外輪の内径面には障害物がないので、その軌道面に沿って円錐ころの大径側へスムーズに通過して軸受内部から流出するが、保持器の内径側から内輪側へ流入する潤滑油は、内輪の外径面には大鍔があるので、その軌道面に沿って円錐ころの大径側へ通過したときに大鍔で堰き止められ、軸受内部に滞留しやすくなる。このため、保持器の内径側から内輪側へ流入する潤滑油の割合が多くなると、軸受内部に滞留する潤滑油の量が多くなり、この滞留する潤滑油が軸受回転に対する流動抵抗となってトルク損失が増大するものと考えられる。

そこで、実施の形態１に係る円錐ころ軸受１０では、保持器の台形状ポケットの狭幅側の柱部に切欠きを設けることにより、保持器の内径側から内輪側へ流入する潤滑油を、円錐ころの小径側を収納するポケットの狭幅側で切欠きから外輪側へ速やかに逃がし、内輪の軌道面に沿って大鍔まで到る潤滑油の量を少なくして、軸受内部に滞留する潤滑油の量を減らし、潤滑油の流動抵抗によるトルク損失を低減できるようにした。

（実施の形態２）
図１５〜図１８を参照して、実施の形態２に係る円錐ころ軸受は、基本的に実施の形態１に係る円錐ころ軸受１０と同様の構成を備えるが、円錐ころ１２の大端面１６の曲率半径Ｒと、Ｏ点から内輪１３の大鍔面１８までの距離Ｒ_BASEとの比Ｒ／Ｒ_BASEが、０．７５以上０．８７以下であること、および内輪１３の小鍔面は、軌道面１３Ａに配列された円錐ころ１２の小端面１７と平行な研削加工面に仕上げられている。

図１５に示すように、円錐ころ１２と、外輪１１および内輪１３の各軌道面１１Ａ、１３Ａの各円錐角頂点は、円錐ころ軸受１０の中心線上の一点Ｏで一致し、円錐ころ１２の大端面１６の曲率半径Ｒと、Ｏ点から内輪１３の大鍔面１８までの距離Ｒ_BASEとの比Ｒ／Ｒ_BASEは、０．７５以上０．８７以下の範囲となるように製造されている。また、大鍔面１８は、例えば０．１２μｍ以下の表面粗さＲａに研削加工されている。

円錐ころの大端面の曲率半径Ｒと円錐ころの円錐角の頂点から内輪大鍔面までの距離Ｒ_BASEとの比Ｒ／Ｒ_BASEを０．７５以上０．８７以下の範囲としたのは、以下の理由による。

図２１は、内輪大鍔面と円錐ころ大端面の間に形成される油膜厚さｔを、Ｋａｒｎａの式を用いて計算した結果を示す。縦軸は、Ｒ／Ｒ_BASE＝０．７６のときの油膜厚さｔ0に対する比ｔ／ｔ0で示す。油膜厚さｔはＲ／Ｒ_BASE＝０．７６のとき最大となり、Ｒ／Ｒ_BASEが０．９を越えると急激に減少する。

図２２は、内輪大鍔面と円錐ころ大端面間の最大ヘルツ応力ｐを計算した結果を示す。縦軸は、図２１と同様に、Ｒ／Ｒ_BASE＝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／Ｒ_BASEの増大に伴って単調に減少する。

内輪大鍔面と円錐ころ大端面間の辷り摩擦によるトルクロスと発熱を低減するためには、油膜厚さｔを厚く、最大ヘルツ応力ｐを小さくすることが望ましい。本発明者らは、図２１および図２２の計算結果を参考とし、後の表１に示す耐焼付き試験結果に基づいて、Ｒ／Ｒ_BASEの適正範囲を０．７５以上０．８７以下に決定した。なお、従来の円錐ころ軸受では、Ｒ／Ｒ_BASEの値は０．９０以上０．９７以下の範囲に設計されている。

さらに、実施の形態２に係る円錐ころ軸受は、円錐ころの大端面の加工後の実曲率半径をＲprocessとしたとき、実曲率半径Ｒprocess（図１６を参照）と基準曲率半径Ｒ（図１７を参照）との比率Ｒprocess/Ｒが０．８以上であることが特定されている点で異なる。

図１６および図１７は、研削加工が理想的に施された場合に得られる円錐ころの転動軸に沿った断面模式図である。研削加工が理想的に施された場合、得られる円錐ころの大端面は、円錐ころ１２の円錐角の頂点Ｏ（図８参照）を中心とする球面の一部となる。図１６および図１７に示されるように、凸部１６Ａの一部を残すような研削加工が理想的に施された場合には、凸部１６Ａの端面を有するころ１２の大端面１６は、ころ１２の円錐角の頂点を中心とする１つの球面の一部となる。この場合、ころ１２の転動軸（自転軸）を中心とする径方向における上記凸部の内周端は上記凹部と点Ｃ２，Ｃ３を介して接続されている。上記凸部の外周端は面取り部と点Ｃ１，Ｃ４を介して接続されている。理想的な大端面では、点Ｃ１〜Ｃ４は、上述のように１つの球面上に配置されている。

一般的に、円錐ころは、円柱状のころ素形材に対し、圧造加工、クラウニング加工を含む研削加工が順に施されることにより、製造される。圧造加工により得られた成形体の大端面となるべき面の中央部には、圧造装置のパンチの形状に起因した凹部が形成されている。当該凹部の平面形状は例えば円形状である。異なる観点から言えば、圧造加工により得られた成形体の大端面となるべき面の外周部には、圧造装置のパンチに起因した凸部が形成されている。当該凸部の平面形状は例えば円環形状である。当該成形体の凸部の少なくとも一部は、その後に実施される研削加工により除去される。

ここで、ころ１２の大端面１６の曲率半径Ｒは、図１６に示すころ１２の大端面１６が設定した理想的な球面であるときのＲ寸法である。具体的には、図１７に示すように、ころ１２の大端面１６の端部の点Ｃ１、Ｃ２、Ｃ３、Ｃ４、点Ｃ１、Ｃ２の中間点Ｐ５、Ｃ３、Ｃ４の中間点Ｐ６とした場合、点Ｃ１、Ｐ５、Ｃ２を通る曲率半径Ｒ１５２、点Ｃ３、Ｐ６、Ｃ４を通る曲率半径Ｒ３６４及び点Ｃ１、Ｐ５、Ｐ６、Ｃ４を通る曲率半径Ｃ１５６４が、Ｒ１５２＝Ｒ３６４＝Ｒ１５６４が成り立つ理想的な単一円弧曲線である。なお、点Ｃ１、Ｃ４は、凸部１６Ａと面取り部１６Ｃとの接続点であり、点Ｃ２、Ｃ３は、凸部１６Ａと凹部１６Ｂとの接続点である。ここで、Ｒ＝Ｒ１５２＝Ｒ３６４＝Ｒ１５６４が成り立つ理想的な単一円弧曲線を基準曲率半径と呼ぶ。なお、基準曲率半径Ｒは、後述のように実際の研削加工により得られた円錐ころの大端面の曲率半径として測定される実曲率半径Ｒprocessとは異なるものである。 図１８は、実際の研削加工により得られる円錐ころの転動軸に沿った断面模式図である。図１８では、図１７に示される理想的な大端面は点線で示されている。図１８に示されるように、上記のような凹部および凸部が形成されている成形体を研削加工して、実際に得られる円錐ころの大端面は、円錐ころの円錐角の頂点を中心とする１つの球面の一部とならない。実際に得られる円錐ころの上記凸部の点Ｃ１〜Ｃ４は、図１７に示される上記凸部と比べて、各点Ｃ１〜Ｃ４がだれた形状を有している。すなわち、図１８に示される点Ｃ１，Ｃ４は、図１７に示される点Ｃ１，Ｃ４と比べて、転動軸の中心に対する径方向において外周側に配置されているとともに、転動軸の延在方向において内側に配置されている（大端面１６全体のＲ１５６４に対する片側のＲ１５２が同一ではなく、小さくできてしまう）。図１８に示される点Ｃ２，Ｃ３は、図１７に示される点Ｃ２，Ｃ３と比べて、転動軸の中心に対する径方向において内周側に配置されているとともに、転動軸の延在方向において内側に配置されている（大端面１６全体のＲ１５６４に対する片側のＲ３６４が同一ではなく、小さくできてしまう）。なお、図１８に示される中間点Ｐ５，Ｐ６は、例えば図１７に示される中間点Ｐ５，Ｐ６と略等しい位置に形成されている。 図１８に示されるように、研削加工により実際に形成される大端面では、頂点Ｃ１および頂点Ｃ２が１つの球面上に配置されており、かつ頂点Ｃ３および頂点Ｃ４が他の１つの球面上に配置されている。一般的な研削加工によっては、一方の凸部上に形成された大端面の一部が成す１つの円弧の曲率半径は、他方の凸部上に形成された大端面の一部が成す円弧の曲率半径と、同等程度となる。すなわち、図１８に示されるころ１２の大端面１６の加工後の一方側のＲ１５２は、他方側のＲ３６４に略等しい。ここで、ころ１２の大端面１６の加工後の片側のＲ１５２、Ｒ３６４を実曲率半径Ｒprocessと呼ぶ。上記実曲率半径Ｒprocessは上記基準曲率半径Ｒ以下となる。

本実施の形態に係る円錐ころ軸受の円錐ころは、上記基準曲率半径Ｒに対する上記実曲率半径Ｒprocessの比率Ｒprocess/Ｒが０．８以上である。

なお、図１８に示されるように、研削加工により実際に形成される大端面において、頂点Ｃ１，中間点Ｐ５、中間点Ｐ６、および頂点Ｃ４を通る仮想円弧の曲率半径Ｒvirtual（以下、仮想曲率半径という）は、上記基準曲率半径Ｒ以下となる。つまり、本実施の形態に係る円錐ころ軸受の円錐ころは、当該仮想曲率半径Ｒvirtualに対する上記実曲率半径Ｒprocessの比率Ｒprocess/Ｒvirtualが０．８以上である。

上記実曲率半径Ｒprocessおよび上記仮想曲率半径Ｒvirtualは、研削加工により実際に形成された円錐ころに対して任意の方法により測定され得るが、例えば表面粗さ測定器（例えばミツトヨ製表面粗さ測定器サーフテストＳＶ‐１００）を用いて測定され得る。表面粗さ測定器を用いた場合には、まず転動軸を中心とする径方向に沿って測定軸を設定し、大端面の表面形状を測定する。得られた大端面プロファイルに、上記頂点Ｃ１〜Ｃ４および中間点Ｐ５およびＰ６をプロットする。上記実曲率半径Ｒprocessは、プロットされた頂点Ｃ１、中間点Ｐ５および頂点Ｃ２を通る円弧の曲率半径として算出される。上記仮想曲率半径Ｒvirtualは、プロットされた頂点Ｃ１、中間点Ｐ５，Ｐ６および頂点Ｃ４を通る円弧の曲率半径として算出される。

一方で、基準曲率半径Ｒは、実際の研削加工により得られた円錐ころの各寸法等から、例えばＪＩＳ規格等の工業規格に基づいて見積もられる。

好ましくは、大端面の表面粗さＲａは０．１０μｍ以下である。好ましくは、大鍔面の表面粗さＲａが０．０６３μｍ以下である。

好ましくは、図１９および図２０に示されるように、転動軸の延在方向におけるころの転動面の幅Ｌに対する、内輪および外輪１１の軌道面１１Ａ，１３Ａと転動面との当たり位置の当該延在方向における転動面の中点からのずれ量αの比率α／Ｌが０％以上２０％未満である。さらに、該比率α／Ｌが０％超えであるときの当該当たり位置が転動軸の延在方向における転動面の中央位置または該中央位置よりも大端面側にある。

比率α／Ｌが０％超えとなる構成は、図１９に示されるように、ころの転動面に形成されたのクラウニング、および内輪および外輪１１の軌道面１１Ａ，１３Ａに形成されたクラウニングの各頂点の位置を相対的にずらすことにより、実現され得る。

また、比率α／Ｌが０％超えとなる構成は、図２０に示されるように、内輪の軌道面１３Ａが内輪の軸方向に対して成す角度と、外輪１１の軌道面１１Ａが外輪１１の軸方向に対して成す角度とを相対的に変えることより、実現され得る。具体的には、図２０中に点線で示される上記当たり位置のずれ量αがゼロである場合と比べて、内輪の軌道面１３Ａが内輪の軸方向に対して成す角度を大きくする、および外輪１１の軌道面１１Ａが外輪１１の軸方向に対して成す角度を小さくする、の少なくともいずれかの方法により、比率α／Ｌが０％超えとなる構成は実現され得る。

＜作用効果＞
本実施の形態２に係る円錐ころ軸受は、実施の形態１に係る円錐ころ軸受１０と基本的に同等の構成を備えているため、実施の形態１に係る円錐ころ軸受１０と同様の効果を奏することができる。

さらに、本実施の形態２に係る円錐ころ軸受は、上記基準曲率半径Ｒに対する上記実曲率半径Ｒprocessの比率Ｒprocess/Ｒが０．８以上である。本発明者らは、当該比率Ｒprocess/Ｒが０．８以上である円錐ころ軸受は、Ｒprocess/Ｒが０．８未満である円錐ころ軸受と比べて、耐焼き付き性を向上できることを確認した。

円錘ころ軸受ではころの大端面と内輪の大鍔面とがすべり接触することで、一定のアキシアル荷重を受けることができる。すべり接触であるために、大端面と大鍔面との間の潤滑環境が不十分になると、大端面と大鍔面との間の接触面圧が増加して金属接触が生じる。その結果、発熱により焼き付きが生じ、最終的には軸受ロックに至る。

また、上記円錐ころ軸受のように、円錐ころの転動面にクラウニングが形成されている場合、ころの転動面と内外輪の軌道面１１Ａ，１３Ａとの間の接触面圧の増加を抑制することができるが、スキューが生じるという問題がある。スキューが生じると、大端面と大鍔面との間に印加される接線力が増大し、摩擦トルクが増加する。また、スキュー角が増大すると、大端面と大鍔面とはいわゆるエッジ当たりとなるため、両面間で金属接触が生じ、発熱により焼き付きが生じる。

そのため、上記円錐ころ軸受の耐焼き付き性をさらに向上するためには、ころの大端面と内輪の大鍔面との接点での摩擦による回転トルクの増大を抑制しかつ発熱を低減する必要がある。

ころの大端面と内輪の大鍔面の金属接触を抑制して発熱を低減するためには、両面間に十分な油膜厚さを確保する必要がある。

上述のように、上記円錐ころの円錐角の頂点から内輪の大鍔面までの距離Ｒ_BASEに対する円錐ころの大端面の基準曲率半径Ｒの比率Ｒ／Ｒ_BASEの値が０．７５以上０．８７以下であるため、図２１および図２２に基づいて油膜厚さｔを厚く、最大ヘルツ応力ｐを小さくすることができ、大端面と大鍔面との間のすべり摩擦によるトルクロスと発熱を低減することができる。

さらに、実施の形態２に係る円錐ころ軸受は、比率Ｒprocess/Ｒが０．８以上であるため、比率Ｒprocess/Ｒが０．８未満である円錐ころ軸受と比べて、大端面と大鍔面との接触面圧を低減することができ、かつスキュー角の増加を抑制することができる。その結果、大端面と大鍔面との間の接触面圧の増加を抑制することができ、両面間に十分な油膜厚さを確保することができる。このことは、以下の計算結果から確認されている。

表２に、比率Ｒprocess/Ｒが１であるときの大端面と大鍔面との間の接触面圧ｐ０、スキュー角θ０、油膜パラメータΛ０に対する、比率Ｒprocess/Ｒを変化させたときの接触面圧ｐ、スキュー角θ、油膜パラメータΛの各比率の計算結果を示す。

表２に示されるように、比率Ｒprocess／Ｒが０．７以下であると、大端面と大鍔面との間の接触面圧比ｐ／ｐ０が１．６以上、スキュー角比θ／θ０が３以上となり、かつ油膜パラメータの比率Λ／Λ０が０．５以下となる。このような円錐ころ軸受が例えば油膜パラメータΛが２未満であるような潤滑状態が良好でない環境下で使用された場合、油膜パラメータΛは１未満となり、大端面と大鍔面との接触状態は金属接触が生じる境界潤滑領域となる。これに対し、比率Ｒprocess/Ｒが０．８以上であると、接触面圧比ｐ／ｐ０が１．４以下、スキュー角比θ／θ０が１．５以下となり、油膜パラメータの比率Λ／Λ０が０．８以上となる。よって、比率Ｒprocess/Ｒが０．８以上である円錐ころ軸受が、比率Ｒprocess/Ｒが０．８未満である円錐ころ軸受と比べて大端面と大鍔面との間の油膜厚さを確保することができることは、上記計算結果により確認された。

好ましくは、実施の形態２に係る円錐ころ軸受では、大端面の表面粗さＲａが０．１０μｍ以下であり、かつ大鍔面の表面粗さＲａが０．０６３μｍ以下である。このようにすれば、ころの大端面と内輪の大鍔面間により十分な油膜厚さを確保することができる。具体的には、大端面の表面粗さＲａおよび大鍔面の表面粗さＲａ大鍔面の表面粗さＲａを上記数値範囲内とした場合、各表面粗さが上記数値範囲外とした場合と比べて、「弾性流体潤滑理論により求まる油膜厚さｈと、大端面および大鍔面の二乗平均粗さの合成粗さσとの比」で定義される油膜パラメータΛ（＝ｈ／σ）を高めることができる。そのため、大端面と大鍔面との間に十分な油膜厚さを確保することができる。

好ましくは、実施の形態２に係る円錐ころ軸受では、転動軸の延在方向におけるころの転動面の幅Ｌに対する内輪および外輪１１の軌道面１１Ａ，１３Ａと転動面との当たり位置の上記延在方向における転動面の中点からのずれ量αの比率α／Ｌが、０％以上２０％未満であり、かつ、当該当たり位置が、転動軸の延在方向における転動面の中央位置または該中央位置よりも大端面側にある。本発明者らは、上記比率α／Ｌが０％以上２０％未満であり、かつ、該比率α／Ｌが０％超えであるときの当該当たり位置が転動軸の延在方向における転動面の中央位置または該中央位置よりも大端面側にあることにより、該比率α／Ｌが０％超えであるときの当該当たり位置が転動軸の延在方向における転動面の中央位置または該中央位置よりも小端面側にある場合と比べて、スキュー角を低減し、回転トルクの増大を抑制し得ることを確認した。

表３に、上記ずれ量αが０であるとき、すなわち内輪および外輪１１の軌道面１１Ａ，１３Ａと転動面との当たり位置が転動軸の延在方向における転動面の中点に位置しているときのスキュー角θ０、回転トルクＭ０に対する、ずれ量αを変化させたときのスキュー角θ、回転トルクＭの各比率の計算結果を示す。なお、表３において、上記当たり位置が上記中点よりも小端面側にずれているときのずれ量を負の値で示す。回転トルク比Ｍ／Ｍ０が１．１以下であるものを良（表３中○）と評価し、回転トルク比Ｍ／Ｍ０が１．１超えであるものを不良（表３中×）と評価した。

表３に示されるように、上記当たり位置が上記中点よりも小端面側に比較的大きくずれているとき、すなわちずれ量αが−５％未満であるときには、スキュー角比θ／θ０が２以上と大きく、ずれ量のわずかな増加が回転トルクの大幅な増加を引き起こす。

これに対し、上記当たり位置が上記中点よりも小端面側に比較的小さくずれているとき、すなわちずれ量αが−５％以上０％未満であるときには、ずれ量αが−５％未満であるときと比べて、スキュー角比θ／θ０が小さく、ずれ量の増加に対する回転トルクの増加率が小さい。

さらに、上記ずれ量αが０％以上２０％以下であれば、スキュー角比θ／θ０が１以下となり、またずれ量のわずかな増加が回転トルクの大幅な増加を引き起こさない。

なお、表３には記していないか、上記ずれ量αが２０％超えであれば、ピーリング等他の不具合が引き起こされる程度に高い回転トルクとなるため、好ましくない。よって、上記比率α／Ｌが０％以上２０％未満であり、かつ、該比率α／Ｌが０％超えであるときの当該当たり位置が転動軸の延在方向における転動面の中央位置または該中央位置よりも大端面側にあることにより、スキュー角を低減し得ることは、上記計算結果により確認された。

（実施の形態３）
実施の形態３に係る円錐ころ軸受は、基本的に実施の形態１に係る円錐ころ軸受１０と同様の構成を備えるが、ころ転動面のクラウニング形成部分において内輪軌道面１３Ａに非接触である非接触部クラウニング部分２８の母線の曲率Ｒ８が、内輪軌道面１３Ａに接触する接触部クラウニング部分２７の母線の曲率Ｒ７よりも小さく設定している点で異なる。

実施の形態３に係る円錐ころ軸受は、図１に示すように、内輪１３と、外輪１１と、これら内外輪間に介在する複数個のころ１２とを備えている。内輪１３の外周には内輪軌道面１３Ａが形成され、この内輪軌道面１３Ａの大径側および小径側に大つば部４１および小つば部４２をそれぞれ有する。内輪軌道面１３Ａと大つば部４１とが交わる隅部には、研削逃げ部４３が形成され、内輪軌道面１３Ａと小つば部４２との隅部には、研削逃げ部４４が形成されている。上記内輪軌道面１３Ａは、内輪軸方向に延びる母線が直線となっている。外輪１１の内周には、内輪軌道面１３Ａに対向する外輪軌道面１１Ａが形成され、鍔無しとされ、外輪軌道面１１Ａは外輪軸方向に延びる母線が直線となっている。

図１、図２および図２４に示すように、ころ１２の外周のころ転動面にはクラウニングを形成し、ころ１２の両端には面取り部２１，２５が施されている。ころ転動面のクラウニング形成部分を、接触部クラウニング部分２７と、非接触部クラウニング部分２８とに形成している。これらのうち接触部クラウニング部分２７は、内輪軌道面１３Ａの軸方向範囲にあって内輪軌道面１３Ａに接する。非接触部クラウニング部分２８は、内輪軌道面１３Ａの軸方向範囲から外れて内輪軌道面１３Ａに非接触となる。

これら接触部クラウニング部分２７と非接触部クラウニング部分２８は、ころ軸方向に延びる母線が、互いに異なる関数で表されかつ互いに接続点Ｐ１で滑らかに連続する線である。上記接続点Ｐ１の近傍において、非接触部クラウニング部分２８の母線の曲率Ｒ８を、接触部クラウニング部分２７の母線の曲率Ｒ７よりも小さく設定している。

ところで、円錐ころ軸受においては、内輪１３側の接触部と外輪１１側の接触部とでは、内輪１３側の方が周方向の等価半径が小さいから面圧が高くなる。したがって、クラウニングの設計においては、内輪１３側の接触について検討すれば良い。

円錐ころ軸受、呼び番号３０３１６に基本動定格荷重の３５％のラジアル荷重が作用し、ミスアライメントが１／６００である場合について検討する。このとき、ミスアライメントは、ころ１２の小径側でなく大径側で面圧が高くなる方向に傾くとする。上記基本動定格荷重とは、内輪１３を回転させ外輪１１を静止させた条件で、一群の同じ軸受を個々に運転したとき、低格寿命が１００万回転になるような、方向と大きさが変動しない荷重をいう。上記ミスアライメントは、外輪１１を嵌合した図示外のハウジングと、内輪１３を嵌合した軸との心ずれであり、傾き量として上記のような分数にて表記する。

上記接触部クラウニング部分２７の母線は、上記式（１）で表される対数クラウニングの対数曲線により形成されている。

クラウニングの加工精度を確保するためには、ころ１２の外周に、ころ全長Ｌ１の１／２以上のストレート部分が存在することが望ましい。そこで、ころ全長Ｌ１の１／２をストレート部分とし、ころ軸方向中央を基準として、小径側の部分と大径側の部分とで対称のクラウニングであるとすれば、対数クラウニング式（１）中の設計パラメータのうち、K2は固定され、K₁とz_mが設計の対象となる。

ところで、後述の数理的最適化手法を用いてクラウニングを最適化すると、本条件では、図２５の「対数」のようなクラウニングとなる。このとき、ころ１２のクラウニングの最大ドロップ量は６９μｍである。ところが、図２５中のＧの領域は、図２３の内輪１３の研削逃げ部４３，４４と相対するＥの領域であり内輪１３とは接触しない。このため、ころ１２の上記Ｇの領域は、対数クラウニングである必要はなく、直線もしくは円弧あるいはその他の関数としても差し支えない。ころ１２の上記Ｇの領域が直線、円弧、その他の関数であっても、ころ全体が対数クラウニングの場合と同一の面圧分布となり、機能上何ら遜色はない。

対数クラウニングの数理的最適化手法について説明する。
対数クラウニングを表す関数式（１）中のK₁，z_m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。

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，z_mを選択する。

K₁，z_m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，z_mの最適値を求める。

円錐ころ軸受、呼び番号３０３１６に基本動定格荷重の３５％のラジアル荷重が作用し、ミスアライメントが１／６００である場合では、Misesの相当応力の最大値sMises_maxと対数クラウニングパラメータK₁，z_mは図２６のような関係にある。K₁，z_mに適当な初期値を与え，Rosenbrok法の規則にしたがってK₁，z_mを修正していくと，図２６中の最適値の組合せに到達し，sMises_maxは最小となる。

ころ１２と内輪１３との接触を考える限りにおいては、図２５におけるＧの領域のクラウニングは、どのような形状でも良いが、外輪１１との接触や加工時の砥石の成形性を考慮すれば、対数クラウニング部との接続点Ｐ１において、対数クラウニング部の勾配より小さな勾配となることは望ましくない。Ｇの領域のクラウニングについて、対数クラウニング部の勾配より大きな勾配を与えることは、ドロップ量が大きくなるため、これも望ましくない。すなわち、Ｇの領域のクラウニングと対数クラウニングは、その接続点Ｐ１で勾配が一致して滑らかに繋がるように設計されることが望ましい。図２５において、ころ１２のＧの領域のクラウニングを、直線とした場合を点線にて例示し、円弧とした場合を太実線にて例示する。Ｇの領域のクラウニングを直線とした場合、ころ１２のクラウニングのドロップ量Ｄｐは例えば３６μｍとなる。Ｇの領域のクラウニングを円弧とした場合、ころ１２のクラウニングのドロップ量Ｄｐは例えば４０μｍとなる。

以上説明した円錐ころ軸受によると、ころ１２の外周のころ転動面にクラウニングを形成したため、内輪軌道面１３Ａのみにクラウニングを形成する場合よりも、ころ転動面に砥石を必要十分に作用させ得る。よって転動面に対する加工不良を未然に防止できる。ころ転動面に形成したクラウニングにより、面圧や接触部の応力を低減し円錐ころ軸受の長寿命化を図ることができる。さらに、接触部クラウニング部分２７と、非接触部クラウニング部分２８との接続点Ｐ１の近傍において、非接触部クラウニング部分２８の母線の曲率Ｒ8が、接触部クラウニング部分２７の母線の曲率Ｒ７よりも小さいため、ころ１２の両端部のドロップ量Ｄｐの低減を図ることができる。したがって、例えば従来の単一円弧クラウニングのものより研削量を抑え、ころ１２の加工効率の向上を図り、製造コストの低減を図ることができる。

非接触部クラウニング部分２８の母線は、大径側の部分および小径側の部分のいずれか一方または両方が円弧であっても良い。この場合、ころ転動面全体の母線を例えば対数曲線で表すものより、ドロップ量Ｄｐの低減を図ることができる。したがって、研削量の低減を図れる。図２７に示すように、上記非接触部クラウニング部分２８の母線は、大径側の部分および小径側の部分のいずれか一方または両方が直線であっても良い（図２７の例では大径側の部分のみ直線）。この場合、非接触部クラウニング部分２８の母線を円弧とする場合よりもさらにドロップ量Ｄｐの低減を図ることができる。

接触部クラウニング部分２７の母線の一部または全部が対数クラウニングで表されても良い。この対数クラウニングで表される接触部クラウニング部分２７により、面圧や接触部の応力を低減し円錐ころ軸受の長寿命化を図ることができる。図２８に示すように、接触部クラウニング部分２７の母線が、ころ軸方向に沿って平坦に形成されたストレート部分２７Ａと、対数クラウニングの対数曲線で形成された部分２７Ｂとによって表されても良い。

この発明の他の実施形態として、円錐ころ軸受において、クラウニングを、ころ１２に設けると共に内輪１３にも設けても良い。この場合、ころ１２のドロップ量と内輪１３のドロップ量との和が、上記の最適化されたドロップ量と等しくなるようにする。これらクラウニングにより、面圧や接触部の応力を低減し円錐ころ軸受の長寿命化を図ることができる。さらに、従来の単一円弧クラウニングのものより研削量を抑え、ころ１２の加工効率の向上を図り、製造コストの低減を図ることができる。

（作用効果）
この発明の円錐ころ軸受は、内外輪およびころを含む円錐ころ軸受であって、少なくともころの外周のころ転動面にクラウニングを形成し、ころ転動面のクラウニング形成部分を、内輪軌道面の軸方向範囲にあって内輪軌道面に接する接触部クラウニング部分と、内輪軌道面の軸方向範囲から外れて内輪軌道面に非接触となる非接触部クラウニング部分とに形成し、これら接触部クラウニング部分と非接触部クラウニング部分は、ころ軸方向に延びる母線が、互いに異なる関数で表されかつ互いに接続点で滑らかに連続する線であり、上記接続点の近傍において、非接触部クラウニング部分の母線の曲率が、接触部クラウニング部分の母線の曲率よりも小さいことを特徴とする。

上記「滑らかに連続する」とは、角を生じずに連続することであり、理想的には、接触部クラウニング部分の母線と、非接触部クラウニング部分の母線とが、互いの連続点において、共通の接線を持つように続くことで、すなわち上記母線が上記連続点で連続的微分可能な関数であることである。

この構成によると、ころの外周のころ転動面にクラウニングを形成したため、内輪軌道面のみにクラウニングを形成する場合よりも、ころ転動面に砥石を必要十分に作用させ得る。よって転動面に対する加工不良を未然に防止できる。ころ転動面に形成したクラウニングにより、面圧や接触部の応力を低減し円錐ころ軸受の長寿命化を図ることができる。さらに、接触部クラウニング部分と、非接触部クラウニング部分との接続点の近傍において、非接触部クラウニング部分の母線の曲率が、接触部クラウニング部分の母線の曲率よりも小さいため、ころの両端部のドロップ量の低減を図ることができる。したがって、例えば従来の単一円弧クラウニングのものより研削量を抑え、ころの加工効率の向上を図り、製造コストの低減を図ることができる。

上記非接触部クラウニング部分の母線は、大径側の部分および小径側の部分のいずれか一方または両方が円弧であっても良い。この場合、ころ転動面全体の母線を例えば対数曲線で表すものより、ドロップ量の低減を図ることができる。したがって、研削量の低減を図れる。

上記非接触部クラウニング部分の母線は、大径側の部分および小径側の部分のいずれか一方または両方が直線であっても良い。この場合、非接触部クラウニング部分の母線を円弧とする場合よりもさらにドロップ量の低減を図ることができる。

上記接触部クラウニング部分の母線の一部または全部が対数クラウニングで表されても良い。この対数クラウニングで表される接触部クラウニング部分により、面圧や接触部の応力を低減し円錐ころ軸受の長寿命化を図ることができる。

上記接触部クラウニング部分の母線が、ころ軸方向に沿って平坦に形成されたストレート部分と、対数クラウニングの対数曲線で形成された部分とによって表されても良い。

上記非接触部クラウニング部分の母線のうち、対数クラウニングの対数曲線で形成された部分との接続部を、同対数曲線の勾配と一致させても良い。この場合、接触部クラウニング部分の母線と非接触部クラウニング部分の母線とを、接続点でより滑らかに連続させ得る。

上記接触部クラウニング部分の母線を、上記式（１）で表される対数クラウニングの対数曲線により形成しても良い。

上記式（１）のうち、少なくともK₁，z_mについて数理的最適化手法を利用して最適設計しても良い。

内輪軌道面にクラウニングが施されており、この内輪軌道面のクラウニングのドロップ量と、ころの外周のクラウニングのドロップ量との和が所定の値となるものであっても良い。

この発明の円錐ころ軸受の設計方法は、内外輪およびころを含む円錐ころ軸受の設計方法であって、少なくともころの外周のころ転動面にクラウニングを形成し、ころ転動面のクラウニング形成部分を、内輪軌道面の軸方向範囲にあって内輪軌道面に接する接触部クラウニング部分と、内輪軌道面の軸方向範囲から外れて内輪軌道面に非接触となる非接触部クラウニング部分とに形成し、これら接触部クラウニング部分と非接触部クラウニング部分は、ころ軸方向に延びる母線が、互いに異なる関数で表されかつ互いに接続点で滑らかに連続する線とし、上記接触部クラウニング部分の母線を、上記式（１）で表される対数クラウニングの対数曲線により形成し、上記接続点の近傍において、非接触部クラウニング部分の母線の曲率を、接触部クラウニング部分の母線の曲率よりも小さく設計することを特徴とする。

この発明の設計方法により、面圧や接触部の応力を低減し長寿命化を図れる円錐ころ軸受を簡単に設計し得る。また、ころのドロップ量の低減を図り、製造コストの低減を図れる円錐ころ軸受を設計可能である。
（実施の形態４）
実施の形態４に係る円錐ころ軸受は、実施の形態１に係る円錐ころ軸受１０と基本的に同様の構成を備えるが、保持器１４の切欠きの構成が異なっている。

図２９に示されるように、ポケット１０９の狭幅側の小環状部１０６にも切欠き１１０ｃが設けられ、狭幅側の３つの切欠き１０ａ、１０ｃの合計面積が、広幅側の２つの切欠き１０ｂの合計面積よりも広くなっている。なお、切欠き１１０ｃは深さ１．０ｍｍ、幅５．７ｍｍとされている。

図３０に示した変形例は、狭幅側の柱部１０８の各切欠き１０ａの深さが１．５ｍｍと広幅側の柱部１０８の各切欠き１０ｂよりも深く形成され、狭幅側の各切欠き１０ａの合計面積が、広幅側の各切欠き１０ｂの合計面積よりも広くなっている。

保持器１４の小環状部１０６の軸方向外側には、図３１に示すように、内輪１３の小つば部４２の外径面に対向させた径方向内向きの鍔５０が設けられ、この対向させた小環状部１０６の鍔５０の内径面と内輪１３の小つば部４２の外径面との第２隙間δは、小つば部４２の外径寸法の２．０％以下に狭く設定されている。

図３３は、上述した円錐ころ軸受１０を使用した自動車のデファレンシャルを示す。このデファレンシャルは、プロペラシャフト（図示省略）に連結され、デファレンシャルケース１２１に挿通されたドライブピニオン１２２が、差動歯車ケース１２３に取り付けられたリングギヤ１２４と噛み合わされ、差動歯車ケース１２３の内部に取り付けられたピニオンギヤ１２５が、差動歯車ケース１２３に左右から挿通されるドライブシャフト（図示省略）に連結されるサイドギヤ１２６と噛み合わされて、エンジンの駆動力がプロペラシャフトから左右のドライブシャフトに伝達されるようになっている。このデファレンシャルでは、動力伝達軸であるドライブピニオン１２２と差動歯車ケース１２３が、それぞれ一対の円錐ころ軸受１０ａ、１０ｂで支持されている。

各円錐ころ軸受１０ａ、１０ｂが高速で回転してその下部が油浴に漬かると、図３１に矢印で示すように、油浴の潤滑油が円錐ころ１２の小径側から保持器１４の外径側と内径側とに分かれて軸受内部へ流入し、保持器１４の外径側から外輪１１へ流入した潤滑油は、外輪１１の軌道面１１Ａに沿って円錐ころ１２の大径側へ通過して軸受内部から流出する。一方、保持器１４の内径側から内輪１３側へ流入する潤滑油は、保持器１４の小環状部１０６の鍔５０と内輪１３の小つば部４２との第２隙間δが狭く設定されているので、保持器１４の外径側から流入する潤滑油よりも遥かに少なく、かつ、この第２隙間δから流入する潤滑油の大半は、ポケット１０９の狭幅側の柱部１０８に設けた切欠き１０ａを通過して、保持器１４の外径側へ移動する。したがって、そのまま内輪１３の軌道面１３Ａに沿って大つば部４１まで到る潤滑油の量は非常に少なくなり、軸受内部に滞留する潤滑油の量を減らすことができる。

本実施の形態４に係る円錐ころ軸受では、台形状ポケットの狭幅側の小環状部にも切欠きを設けることにより、保持器の内径側から内輪側へ流入する潤滑油をこの小環状部の切欠きからも外輪側へ逃がし、内輪の軌道面に沿って大鍔まで到る潤滑油の量をより少なくして、潤滑油の流動抵抗によるトルク損失をさらに低減することができる。

台形状ポケットの広幅側の少なくとも柱部に切欠きを設けることにより、円錐ころをバランスよく柱部に摺接させることができる。

台形状ポケットの狭幅側に設けた切欠きの合計面積を、台形状ポケットの広幅側に設けた切欠きの合計面積よりも広くすることによっても、内輪の軌道面に沿って大鍔まで到る潤滑油の量をより少なくして、潤滑油の流動抵抗によるトルク損失をさらに低減することができる。

保持器の小環状部の軸方向外側に、内輪の小鍔の外径面に対向させた径方向内向きの鍔を設け、この対向させた小環状部の鍔の内径面と内輪の小鍔の外径面との隙間を、内輪の小鍔の外径寸法の２．０％以下とすることにより、保持器の内径側から内輪側へ流入する潤滑油の量を少なくし、潤滑油の流動抵抗によるトルク損失をより低減することができる。

（実験例４）
実施例として、図７に示した保持器を用いた円錐ころ軸受（実施例１）と、図２９に示した保持器を用いた円錐ころ軸受（実施例２）を用意した。また、比較例として、ポケットに切欠きのない保持器を用いた円錐ころ軸受（比較例１）と、保持器のポケット間の柱部の中央部に切欠きを設けている円錐ころ軸受（比較例２）と、保持器のポケットの軸方向両端の小環状部と大環状部に切欠きを設けている円錐ころ軸受（比較例３）を用意した。なお、各円錐ころ軸受は、寸法が外径１００ｍｍ、内径４５ｍｍ、幅２７．２５ｍｍであり、ポケットの切欠き以外の部分は同じである。

上記実施例と比較例の円錐ころ軸受について、縦型トルク試験機を用いたトルク測定試験を行った。試験条件は以下の通りである。
・アキシアル荷重：３００ｋｇｆ
・回転速度 ：３００〜２０００ｒｐｍ（１００ｒｐｍピッチ）
・潤滑条件 ：油浴潤滑（潤滑油：７５Ｗ−９０）
図３２は、上記トルク測定試験の結果を示す。図３２のグラフの縦軸は、ポケットに切欠きのない保持器を用いた比較例１のトルクに対するトルク低減率を表す。ポケットの柱部中央部に切欠きを設けた比較例２や、ポケットの小環状部と大環状部に切欠きを設けた比較例３も、トルク低減効果が認められるが、ポケットの狭幅側の柱部に切欠きを設けた実施例１は、これらの比較例よりも優れたトルク低減効果が認められ、狭幅側の小環状部にも切欠きを設け、狭幅側の切欠きの合計面積を広幅側のそれよりも広くした実施例２は、さらに優れたトルク低減効果が認められる。

また、試験の最高回転速度である２０００ｒｐｍにおけるトルク低減率は、実施例１が９．５％、実施例２が１１．５％であり、デファレンシャルやトランスミッション等における高速回転での使用条件でも優れたトルク低減効果を得ることができる。なお、比較例２と比較例３の回転速度２０００ｒｐｍにおけるトルク低減率は、それぞれ８．０％と６．５％である。

（実施の形態５）
実施の形態５に係る円錐ころ軸受は、実施の形態１に係る円錐ころ軸受１０と基本的に同様の構成を備えるが、図６に示される柱面１４ｄの窓角θが４６度以上６５度以下であることが特定されている点で、異なる。柱面１４ｄは、柱部１０８において、上記切欠きが形成されていない部分のポケット１０９に面している面である。

下限窓角θｍｉｎを４６度以上としたのは、ころとの良好な接触状態を確保するためであり、窓角４６度未満ではころとの接触状態が悪くなる。すなわち、窓角を４６度以上とすると、保持器強度を確保した上でγ＞０．９０として、かつ、良好な接触状態を確保できるのである。また、上限窓角θｍａｘを６５度以下としたのは、これ以上大きくなると半径方向への押し付け力が大きくなり、自己潤滑性の樹脂材であっても円滑な回転が得られなくなる危険性が生じるからである。なお、窓角は、保持器が外輪から離間している典型的な保持器付き円錐ころ軸受では、大きくて約５０度である。

表４に軸受の寿命試験の結果を示す。表４中、「軸受」欄の「試料Ｎｏ．１４」が保持器と外輪とが離れた典型的な従来の円錐ころ軸受、「試料Ｎｏ．１２」が本発明の円錐ころ軸受のうち従来品に対してころ係数γのみを０．９０超えとした円錐ころ軸受、「試料Ｎｏ．１３」がころ係数γを０．９０超えとし、かつ、窓角を４６度以上６５度以下の範囲にした本発明の円錐ころ軸受である。試験は、過酷潤滑、過大負荷条件下で行なった。表４より明らかなように、「試料Ｎｏ．１２」は「試料Ｎｏ．１４」の２倍以上の長寿命となる。さらに、「試料Ｎｏ．１３」の軸受はころ係数が「試料Ｎｏ．１２」と同じ０．９６であるが、寿命時間は「試料Ｎｏ．１２」の約５倍以上にもなる。なお、「試料Ｎｏ．１４」、「試料Ｎｏ．１２」および「試料Ｎｏ．１３」の寸法はφ４５×φ８１×１６（単位ｍｍ）、ころ本数は２４本（「試料Ｎｏ．１４」）、２７本（「試料Ｎｏ．１２」、「試料Ｎｏ．１３」）、油膜パラメータΛ＝０．２である。

＜円錐ころ軸受の適用例＞
上記実施の形態１〜５に係る円錐ころ軸受１Ａ，１Ｂの用途の一例について説明する。上述したように、実施の形態１〜５に係る円錐ころ軸受は、デファレンシャルおよびトランスミッションに好適である。すなわち、実施の形態１〜５に係る円錐ころ軸受を自動車用円錐ころ軸受として用いると好適である。ここでは、図３３に示したデファレンシャルへの適用例以外の、実施の形態１〜５に係る円錐ころ軸受の他の適用例について説明する。

図３４を参照して、マニュアルトランスミッション１００は、常時噛合い式のマニュアルトランスミッションであって、入力シャフト１１１と、出力シャフト１１２と、カウンターシャフト１１３と、ギア（歯車）１１４ａ〜１１４ｋと、ハウジング１１５とを備えている。

入力シャフト１１１は、円錐ころ軸受１Ａ，１Ｂによりハウジング１１５に対して回転可能に支持されている。この入力シャフト１１１の外周にはギア１１４ａが形成され、内周にはギア１１４ｂが形成されている。

一方、出力シャフト１１２は、一方側（図中右側）において円錐ころ軸受１Ａ，１Ｂによりハウジング１１５に回転可能に支持されているとともに、他方側（図中左側）において転がり軸受１２０Ａにより入力シャフト１１１に回転可能に支持されている。この出力シャフト１１２には、ギア１１４ｃ〜１１４ｇが取り付けられている。

ギア１１４ｃおよびギア１１４ｄはそれぞれ同一部材の外周と内周に形成されている。ギア１１４ｃおよびギア１１４ｄが形成される部材は、転がり軸受１２０Ｂにより出力シャフト１１２に対して回転可能に支持されている。ギア１１４ｅは、出力シャフト１１２と一体に回転するように、かつ出力シャフト１１２の軸方向にスライド可能なように、出力シャフト１１２に取り付けられている。

また、ギア１１４ｆおよびギア１１４ｇの各々は同一部材の外周に形成されている。ギア１１４ｆおよびギア１１４ｇが形成されている部材は、出力シャフト１１２と一体に回転するように、かつ出力シャフト１１２の軸方向にスライド可能なように、出力シャフト１１２に取り付けられている。ギア１１４ｆおよびギア１１４ｇが形成されている部材が図中左側にスライドした場合には、ギア１１４ｆはギア１１４ｂと噛合い可能であり、図中右側にスライドした場合にはギア１１４ｇとギア１１４ｄとが噛合い可能である。

カウンターシャフト１１３には、ギア１１４ｈ〜１１４ｋが形成されている。カウンターシャフト１１３とハウジング１１５との間には、２つのスラストニードルころ軸受１３０が配置され、これによってカウンターシャフト１１３の軸方向の荷重（スラスト荷重）が支持されている。ギア１１４ｈは、ギア１１４ａと常時噛合っており、かつギア１１４ｉはギア１１４ｃと常時噛合っている。また、ギア１１４ｊは、ギア１１４ｅが図中左側にスライドした場合に、ギア１１４ｅと噛合い可能である。さらに、ギア１１４ｋは、ギア１１４ｅが図中右側にスライドした場合に、ギア１１４ｅと噛合い可能である。

次に、マニュアルトランスミッション１００の変速動作について説明する。マニュアルトランスミッション１００においては、入力シャフト１１１に形成されたギア１１４ａと、カウンターシャフト１１３に形成されたギア１１４ｈとの噛み合わせによって、入力シャフト１１１の回転がカウンターシャフト１１３へ伝達される。そして、カウンターシャフト１１３に形成されたギア１１４ｉ〜１１４ｋと出力シャフト１１２に取り付けられたギア１１４ｃ、１１４ｅとの噛み合わせ等によって、カウンターシャフト１１３の回転が出力シャフト１１２へ伝達される。これにより、入力シャフト１１１の回転が出力シャフト１１２へ伝達される。

入力シャフト１１１の回転が出力シャフト１１２へ伝達される際には、入力シャフト１１１およびカウンターシャフト１１３の間で噛合うギアと、カウンターシャフト１１３および出力シャフト１１２の間で噛合うギアとを変えることによって、入力シャフト１１１の回転速度に対して出力シャフト１１２の回転速度を段階的に変化させることができる。また、カウンターシャフト１１３を介さずに入力シャフト１１１のギア１１４ｂと出力シャフト１１２のギア１１４ｆとを直接噛合わせることによって、入力シャフト１１１の回転を出力シャフト１１２へ直接伝達することもできる。

以下に、マニュアルトランスミッション１００の変速動作をより具体的に説明する。ギア１１４ｆがギア１１４ｂと噛合わず、ギア１１４ｇがギア１１４ｄと噛合わず、かつギア１１４ｅがギア１１４ｊと噛合う場合には、入力シャフト１１１の駆動力は、ギア１１４ａ、ギア１１４ｈ、ギア１１４ｊおよびギア１１４ｅを介して出力シャフト１１２に伝達される。これが、たとえば第１速とされる。

ギア１１４ｇがギア１１４ｄと噛合い、ギア１１４ｅがギア１１４ｊと噛合わない場合には、入力シャフト１１１の駆動力は、ギア１１４ａ、ギア１１４ｈ、ギア１１４ｉ、ギア１１４ｃ、ギア１１４ｄおよびギア１１４ｇを介して出力シャフト１１２に伝達される。これが、たとえば第２速とされる。

ギア１１４ｆがギア１１４ｂと噛合い、ギア１１４ｅがギア１１４ｊと噛合わない場合には、入力シャフト１１１はギア１１４ｂおよびギア１１４ｆとの噛合いにより出力シャフト１１２に直結され、入力シャフト１１１の駆動力は直接出力シャフト１１２に伝達される。これが、たとえば第３速とされる。

上述のように、マニュアルトランスミッション１００は、回転部材としての入力シャフト１１１および出力シャフト１１２をこれに隣接して配置されるハウジング１１５に対して回転可能に支持するために、円錐ころ軸受１Ａ，１Ｂを備えている。このように、上記実施の形態１および２に係る円錐ころ軸受１Ａ，１Ｂは、マニュアルトランスミッション１００内において使用することができる。そして、トルク損失が低減され、かつ耐焼付き性および寿命が向上した円錐ころ軸受１Ａ，１Ｂは、転動体と軌道部材との間に高い面圧が付与されるマニュアルトランスミッション１００内での使用に好適である。

ところで、自動車の動力伝達装置であるトランスミッション又はデファレンシャル等においては、省燃費化のために、低粘度の潤滑油を使用したり、少油量化を図る傾向にあり、円錐ころ軸受において、十分な油膜が形成され難いことがある。また、トランスミッション又はデファレンシャルが低温環境下（例えば、−４０℃〜−３０℃）で使用されると、潤滑油の粘度が上がるため、特に始動時には、ギアの回転によるはね掛け潤滑等によって、当該潤滑油が円錐ころ軸受に十分に供給されないことがある。このため、自動車用の円錐ころ軸受では、耐焼き付き性および寿命の向上が要求されている。よって、耐焼き付き性および寿命が向上した上記の円錐ころ軸受１０をトランスミッション又はデファレンシャルに組み込むことで上記要求を満たすことができる。

今回開示された実施の形態と実施例はすべての点で例示であって制限的なものではないと考慮されるべきである。本発明の範囲は以上の実施の形態と実施例ではなく、特許請求の範囲によって示され、特許請求の範囲と均等の意味および範囲内でのすべての修正と変形を含むものであることが意図される。

１０，１０ａ 軸受、１１ 外輪、１１Ａ，１３Ａ 軌道面、１２Ａ 転動面、１１Ｂ，１２Ｂ，１３Ｂ 窒素富化層、 １１Ｃ，１２Ｃ，１３Ｃ 未窒化部、 １２Ｅ 加工前表面、１３ 内輪、１４ 保持器、１４ｄ 柱面、１６ 大端面、１７ 小端面、１８ 大鍔面、１９ 小鍔面、 ２１ 面取り部、 ２２，２４ クラウニング部、 ２３ 中央部、 ２６ 中心線、 ３１ 第１測定点、 ３２ 第２測定点、 ３３ 第３測定点、４１ 大つば部、４２ 小つば部、５０ 鍔、１０６ 小環状部、１０７ 大環状部、１０８ 柱部、１０９ ポケット、１２１ デファレンシャルケース、１２２ ドライブピニオン、１２３ 差動歯車ケース、１２４ リングギヤ、１２５ ピニオンギヤ、１２６ サイドギヤ。

Claims (10)

1. 内周面において外輪軌道面を有する外輪と、
   外周面において内輪軌道面と前記内輪軌道面よりも大径側に配置された大鍔面とを有し、前記外輪の内側に配置された内輪と、
   前記外輪軌道面および前記内輪軌道面と接触する転動面と前記大鍔面と接触する大端面とを有し、前記外輪軌道面と前記内輪軌道面との間に配列される複数の円錐ころと、
   周方向に所定の間隔で配置されている複数のポケットを含み、前記複数の円錐ころの各々を前記複数のポケットの各々に収容保持している保持器とを備え、
   ころ係数γが０．９０を越えており、
   前記保持器は、前記円錐ころの小径端面側で連なる小環状部と、前記円錐ころの大径端面側で連なる大環状部と、これらの環状部を連結する複数の柱部とを含み、
   前記ポケットが、前記円錐ころの小径側を収納する部分が狭幅側となり、かつ大径側を収納する部分が広幅側となる台形状に形成されており、
   前記保持器の前記ポケットの前記狭幅側の前記柱部に切欠きを前記小環状部と前記柱部との境界から前記大環状部の方へ幅をもたせて設けたことにより、前記保持器の内径側から前記内輪側へ流入する潤滑油が前記切欠きから外径側の前記外輪側へ速やかに逃げるようにし、前記小環状部の前記ポケット側の縁を、前記ポケットの狭幅側の底辺部分が前記柱部まで延びた形状とし、
   前記外輪、前記内輪および前記複数の円錐ころのうちの少なくともいずれか１つは、前記外輪軌道面、前記内輪軌道面または前記転動面の表面層に形成された窒素富化層を含み、
   前記表面層の最表面から前記窒素富化層の底部までの距離は０．２ｍｍ以上であり、
   前記円錐ころの前記転動面にはクラウニングが形成され、
   前記クラウニングのドロップ量の和は、前記円錐ころの前記転動面の母線をｙ軸とし、母線直交方向をｚ軸とするｙ−ｚ座標系において、Ｋ_１，Ｋ_２，ｚ_ｍ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＝２Ｋ_１Ｑ／πＬＥ’としたときに、式（１）で表され、
   前記円錐ころの前記大端面と前記クラウニングとの間には面取り部が形成されており、
   前記大端面の中央部には、凹部が形成されており、
   前記大端面の外周部には、前記凹部と接続されている内周端および前記面取り部と接続されている外周端を有する凸部が形成されており、
   前記円錐ころの前記大端面の研削加工後の曲率半径を実曲率半径Ｒ _process としたとき、前記実曲率半径Ｒ _process と基準曲率半径Ｒとの比率Ｒ _process /Ｒが０．８以上である、円錐ころ軸受。
   

   
2. 内周面において外輪軌道面を有する外輪と、
   外周面において内輪軌道面と前記内輪軌道面よりも大径側に配置された大鍔面とを有し、前記外輪の内側に配置された内輪と、
   前記外輪軌道面および前記内輪軌道面と接触する転動面と前記大鍔面と接触する大端面とを有し、前記外輪軌道面と前記内輪軌道面との間に配列される複数の円錐ころと、
   周方向に所定の間隔で配置されている複数のポケットを含み、前記複数の円錐ころの各々を前記複数のポケットの各々に収容保持している保持器とを備え、
   ころ係数γが０．９０を越えており、
   前記保持器は、前記円錐ころの小径端面側で連なる小環状部と、前記円錐ころの大径端面側で連なる大環状部と、これらの環状部を連結する複数の柱部とを含み、
   前記ポケットが、前記円錐ころの小径側を収納する部分が狭幅側となり、かつ大径側を収納する部分が広幅側となる台形状に形成されており、
   前記保持器の前記ポケットの前記狭幅側の前記柱部に切欠きを前記小環状部と前記柱部との境界から前記大環状部の方へ幅をもたせて設けたことにより、前記保持器の内径側から前記内輪側へ流入する潤滑油が前記切欠きから外径側の前記外輪側へ速やかに逃げるようにし、前記小環状部の前記ポケット側の縁を、前記ポケットの狭幅側の底辺部分が前記柱部まで延びた形状とし、
   前記外輪、前記内輪および前記複数の円錐ころのうちの少なくともいずれか１つは、前記外輪軌道面、前記内輪軌道面または前記転動面の表面層に形成された窒素富化層を含み、
   前記表面層の最表面から前記窒素富化層の底部までの距離は０．２ｍｍ以上であり、
   前記円錐ころの前記転動面にはクラウニングが形成され、
   前記クラウニングのドロップ量の和は、前記円錐ころの前記転動面の母線をｙ軸とし、母線直交方向をｚ軸とするｙ−ｚ座標系において、Ｋ _１ ，Ｋ _２ ，ｚ _ｍ 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＝２Ｋ _１ Ｑ／πＬＥ’としたときに、式（１）で表され、
   前記円錐ころの前記大端面と前記クラウニングとの間には面取り部が形成されており、
   前記大端面の中央部には、凹部が形成されており、
   前記大端面の外周部には、前記凹部と接続されている内周端および前記面取り部と接続されている外周端を有する凸部が形成されており、
   前記円錐ころの転動軸に沿った断面において、前記円錐ころの前記大端面は、前記凸部の前記外周端と前記面取り部とを接続している点Ｃ１、Ｃ４、前記凸部の前記内周端と前記凹部とを接続している点Ｃ２、Ｃ３、前記大端面上の前記点Ｃ１と前記点Ｃ２との中間点Ｐ５、および前記大端面上の前記点Ｃ３と前記点Ｃ４との中間点Ｐ６を含み、
   前記断面において、前記点Ｃ１、前記中間点Ｐ５、前記点Ｃ２を通る円弧の曲率半径を実曲率半径Ｒ _process 、前記点Ｃ１、前記中間点Ｐ５、前記中間点Ｐ６、および前記点Ｃ４を通る仮想円弧の曲率半径を仮想曲率半径Ｒ _virtual としたとき、前記実曲率半径Ｒ _process と前記仮想曲率半径Ｒ _virtual との比率Ｒ _process /Ｒ _virtual が０．８以上である、円錐ころ軸受。
3. 前記窒素富化層における旧オーステナイト結晶粒径はＪＩＳ規格の粒度番号が１０以上である、請求項１または２に記載の円錐ころ軸受。
4. 前記最表面から０．０５ｍｍの深さ位置での前記窒素富化層における窒素濃度が０．１質量％以上である、請求項１〜３のいずれか１項に記載の円錐ころ軸受。
5. 前記式（１）のＫ₁，Ｋ₂，ｚmの少なくとも１つが、面圧を目的関数として最適化されている、請求項１〜４のいずれか１項に記載の円錐ころ軸受。
6. 前記円錐ころの前記転動面において前記クラウニングが形成されたクラウニング形成部分は、前記内輪軌道面の軸方向範囲にあって前記内輪軌道面に接する接触部クラウニング部分と、前記内輪軌道面の軸方向範囲から外れて前記内輪軌道面に非接触となる非接触部クラウニング部分とを含み、
   前記接触部クラウニング部分と前記非接触部クラウニング部分とにおいては、ころ軸方向に延びる母線が、互いに異なる関数で表されかつ互いに接続点で滑らかに連続する線であり、
   前記接続点の近傍において、前記非接触部クラウニング部分の母線の曲率が、前記接触部クラウニング部分の母線の曲率よりも小さい、請求項１〜５のいずれか１項に記載の円錐ころ軸受。
7. 前記非接触部クラウニング部分の母線は、大径側の部分および小径側の部分のいずれか一方または両方が円弧である、請求項６に記載の円錐ころ軸受。
8. 前記非接触部クラウニング部分の母線は、大径側の部分および小径側の部分のいずれか一方または両方が直線である、請求項６または７に記載の円錐ころ軸受。
9. 前記ポケットの前記狭幅側の前記小環状部にも切欠きが設けられている、請求項１〜８のいずれか１項に記載の円錐ころ軸受。
10. 前記大端面の表面粗さＲａが０．１０μｍ以下であり、前記大鍔面の表面粗さＲａが０．０６３μｍ以下である、請求項１〜９のいずれか１項に記載の円錐ころ軸受。

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