JP6965007B2

JP6965007B2 - 円錐ころ軸受

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Publication number: JP6965007B2
Application number: JP2017063965A
Authority: JP
Inventors: 崇川井; 知樹松下
Original assignee: NTN Corp
Current assignee: NTN Corp
Priority date: 2017-03-28
Filing date: 2017-03-28
Publication date: 2021-11-10
Anticipated expiration: 2037-03-28
Also published as: JP2018165564A

Description

この発明は、円錐ころ軸受に関するものである。

近年の省燃費化取組みに伴い自動車用トランスミッションおよびデファレンシャルでは、軸受の小型化が進んでいる。これに伴い、軸受に許されるスペースは小さくなり、小型軸受で高荷重を受ける必要が生じている。更に、アルミニウム製のハウジングの採用により軸受に含まれるケースの剛性が低下し軸傾きが大きくなっているため、軸受は高ミスアライメント環境でも耐久性が求められる。以上の背景により、小型軸受でありながらミスアライメントを含む大きな荷重が受けられる円錐ころ軸受が用いられるケースが増えつつある。

このような省燃費化の一環として、たとえば特開２００９−１９７９０４号公報（特許文献１）に開示される軸受部品においては、対数関数で表されるクラウニングの輪郭線を得ることが提案されている。またたとえば特開２００３−２２６９１８号公報（特許文献２）においては、長寿命化を図るために、ＦＡ処理（結晶粒微細化強化処理）と呼ばれる特殊な熱処理により微細化された窒化層を含ませた構成を有する軸受部品が開示されている。

特開２００９−１９７９０４号公報特開２００３−２２６９１８号公報

しかしながら、対数関数で表されるクラウニングの輪郭線と、ＦＡ処理による微細化された窒化層とを併せ持つ構成はこれまで提案されていなかったため、自動車の省燃費化への貢献が十分とは言えなかった。

また円錐ころ軸受は、円錐ころの大端面が内輪の大鍔面と滑り接触するため、高速高負荷で回転するデファレンシャル等の歯車軸の指示に用いると、この滑り摩擦による摩擦トルクが大きくなり、更に摩擦発熱で軸受部が温度上昇して潤滑油としてのギヤオイルの粘度が低下し、油膜不足による問題が生じることがある。このような内輪大鍔面と円錐ころ大端面との間の滑り摩擦によるトルクロスと発熱を低減することにより、いっそう省燃費化を進める必要がある。

そこで、この発明の課題は、摩擦によるトルクロスと発熱が少なく、かつ馴らし運転時間を短縮できる円錐ころ軸受を提供することである。

本発明に係る円錐ころ軸受は、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、外輪に対して径方向内側に配置される。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、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。円錐ころの大端面の基準曲率半径を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Ｒ_BASEとしたとき、Ｒ／Ｒ_BASEの値が０．７５以上０．８７以下である。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。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。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、Ｋ_１，Ｋ_２，ｚ_ｍ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＝２Ｋ_１Ｑ／πＬＥ’としたときに、式（１）で表される。

本発明によれば、摩擦によるトルクロスと発熱が少なく、かつ馴らし運転時間を短縮できる円錐ころ軸受を提供することができる。

本実施の形態に係る円錐ころ軸受の大雑把な構成を示す概略断面図である。図１に示した円錐ころ軸受の要部の拡大断面図である。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３に示した円錐ころの拡大部分断面模式図である。クラウニング形状の一例を示すｙ−ｚ座標図である。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。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。本実施の形態の円錐ころ軸受の大鍔面および小鍔面を定義するために図１よりも詳細に示す概略断面図である。図９の要部の拡大断面図である。図９の円錐ころ軸受の設計仕様を説明する概略断面図である。本実施の形態の大鍔面のスキューネスＲｓｋを示す粗さ曲線である。本実施の形態の大鍔面のクルトシスＲｋｕを示す粗さ曲線である。図９の要部を、図１０よりもさらに拡大して示す断面図である。本実施の形態の円錐ころ軸受の大鍔、小鍔および逃げ部を定義するために図１よりも詳細に示す概略断面図である。図１５の円錐ころ軸受のクラウニング形状を示す図である。図１５の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。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示す図である。図１５に対する第１変形例に係る円錐ころ軸受に含まれる円錐ころのクラウニング形状を示す図である。図１５に対する第２変形例に係る円錐ころ軸受に含まれる円錐ころのクラウニング形状を示す図である。図９に対する変形例としての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２１の点線で囲まれた領域を示す部分断面図である。図９に対する変形例としての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。図９に対する変形例としての円錐ころ軸受において、転走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。図９に対する変形例としての円錐ころ軸受において、転走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。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２６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２７に示した熱処理パターンの変形例を示す模式図である。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。本実施の形態の円錐ころ軸受に対する回転トルク試験の結果を示すグラフである。本実施の形態の円錐ころ軸受を含む歯車軸支持装置が組み込まれたデファレンシャルの縦断面図である。本実施の形態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、この発明の実施形態を説明する。
以下、本実施の形態の円錐ころ軸受について、図１および後述の図９を中心に、段階的に説明する。まず図１〜図４を用いて、本実施の形態の円錐ころ軸受のうち、後述の図９にて初出する特徴を除く部分の特徴について説明する。

図１に示す円錐ころ軸受１０は、外輪１１と、内輪１３と、複数の円錐ころとしてのころ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としての軌道面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としての軌道面１３Ａを有している。内輪１３は、軌道面１３Ａが軌道面１１Ａに対向するように外輪１１の内径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。

ころ１２は、外輪１１の内周面上に配置されている。ころ１２はころ転動面としての転動面１２Ａを有し、当該転動面１２Ａにおいて軌道面１３Ａおよび軌道面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、軌道面１１Ａを含む円錐、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。なお、保持器１４は樹脂製に限らず、金属製であってもよい。

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、後述する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の左側の端面である小端面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。右側の端面である大端面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、図３および図４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。

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、小端面１７から距離Ｗが１．５ｍｍの位置である第２測定点３２、ころ１２の転動面１２Ａの中央である第３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。しかし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。

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（ストレート部分）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７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、式（１）の設計パラメータ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ストレート部分（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。

図６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。

ここで窒素濃度の測定方法について説明する。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（ＥｌｅｃｔｒｏｎＰｒｏｂｅＭｉｃｒｏＡｎａｌｙｓｉｓ）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０．５ｍｍ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ＨＶ４５０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。

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。これにより旧オーステナイト結晶の粒度番号が測定できる。

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の形状を表面性状測定機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。

以上のようにすれば、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１２の転動面１２Ａ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７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８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７および図８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７および図８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７および図８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８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。

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７に示すように、図８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７及び図８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。ここで、ころ１２の窒素富化層１２Ｂにおいて測定を行なうと、図３の第１測定点３１については窒素濃度が０．２質量％となり、第２測定点３２については窒素濃度が０．２５質量％となり、第３測定点３３については窒素濃度が０．３質量％となった。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、ころ１２の窒素富化層１２Ｂの底部までの距離を測定した。その結果、図３の第１測定点３１については、当該窒素富化層１２Ｂの底部までの距離が０．３ｍｍとなった。また第２測定点３２については当該距離が０．３５ｍｍとなり、第３測定点３３については当該距離が０．３ｍｍとなった。

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１０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、ころ１２と外輪１１またはころ１２と内輪１３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Ｋ_１，Ｋ_２，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Ｋ_１，Ｋ_２，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。

図９は図１の基本的構成を前提として、より本実施の形態に近い特徴を有する態様として図示している。図９を参照して、本実施の形態の円錐ころ軸受１０は、内輪１３の軌道面１３Ａの大径側に大鍔面１８、小径側に小鍔面１９が設けられている。ころ１２の大径側には大鍔面１８と接触する大端面１６が設けられ、ころ１２の小径側には小鍔面１９と接触する小端面１７が設けられている。

大鍔面１８は、軌道面１３Ａの大径側端部と研削ぬすみ部を介して形成されている。大鍔面１８は、円錐ころ軸受１０の使用時にころ１２の大端面１６と接触することで、当該ころ１２を案内する。小鍔面１９は、軌道面１３Ａの小径側端部と研削ぬすみ部を介して形成されている。

また図１０に拡大して示すように、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。

図１１に示すように、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。ころ１２の大端面１６の基準曲率半径をＲとし、ころ１２の円錐角の頂点であるＯ点から内輪１３の大鍔面１８までの距離をＲ_BASEとする。このとき、ＲとＲ_BASEとの比、すなわちＲ／Ｒ_BASEの値は、０．７５〜０．８７の範囲となるように製造されている。また、大鍔面１８は０．１２μｍの表面粗さＲa に研削加工されている。

Ｒ／Ｒ_BASEをこのような数値範囲とすることにより、内輪１３の大鍔面１８ところ１２の大端面１６との間の滑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。

以上をまとめると、たとえば図９に示す本実施の形態の円錐ころ軸受１０は、外輪１１と、内輪１３と、複数のころ１２とを備える。外輪１１は内周面において軌道面１１Ａを有する。内輪１３は外周面において軌道面１３Ａと軌道面１３Ａよりも大径側に配置された大鍔面１８とを有し、外輪１１に対して径方向内側に配置される。複数のころ１２は、軌道面１１Ａと軌道面１３Ａとの間に配列され、軌道面１１Ａおよび軌道面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。ころ１２の大端面１６の基準曲率半径をＲ、ころ１２の円錐角の頂点から内輪１３の大鍔面１８までの距離をＲ_BASEとしたとき、Ｒ／Ｒ_BASEの値が０．７５以上０．８７以下である。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、軌道面１１Ａ、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，１２Ｂ，１３Ｂを含む。表面層の最表面から窒素富化層１１Ｂ，１２Ｂ，１３Ｂの底部までの距離は０．２ｍｍ以上である。ころ１２の転動面１２Ａにはクラウニング部２２，２４が形成される。クラウニング部２２，２４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、Ｋ_１，Ｋ_２，ｚ_ｍ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＝２Ｋ_１Ｑ／πＬＥ’としたときに、上記の式（１）で表される。ここまでの説明およびこれ以降の説明ともにすべて、本実施の形態の円錐ころ軸受１０は本段落の上に記載した特徴を有することを前提としている。

本実施の形態の円錐ころ軸受１０においては、大鍔面１８の算術平均粗さＲａが０．１μｍ以上０．２μｍ以下であり、大鍔面１８の粗さ曲線のスキューネスＲｓｋが−１．０以上−０．３以下であり、大鍔面１８の粗さ曲線のクルトシスＲｋｕは３．０以上５．０以下である。ここで、粗さ曲線のスキューネスＲｓｋは、日本工業規格（ＪＩＳ）Ｂ０６０１：２０１３の４．２．３で規定される粗さ曲線のスキューネスＲｓｋのことであり、粗さ曲線のクルトシスＲｋｕは、日本工業規格（ＪＩＳ）Ｂ０６０１：２０１３の４．２．４で規定される粗さ曲線のクルトシスＲｋｕのことである。

円錐ころ軸受１０の外輪１１または内輪１３を低速度で回転させる条件、すなわち２００ｒ／ｍｉｎ以下の回転数の範囲内で回転トルクを安定化させるため、大鍔面１８の算術平均粗さＲａが０．１μｍ以上０．２μｍ以下とする。

粗さ曲線のスキューネスＲｓｋは、以下の式（２）に示すように、断面曲線の二乗平均平方根粗さＲｑの三乗によって無次元化した基準長さにおけるｚ（ｘ）の三乗平均である。粗さ曲線のスキューネスＲｓｋは、輪郭曲線の確率密度関数の非対称性の度合いを示す数値であり、突出した山または谷の影響を強く受けるパラメータである。

図１２に、スキューネスＲｓｋ＞０を満足する粗さ曲線と、スキューネスＲｓｋ＜０を満足する粗さ曲線とを示している。

これら両粗さ曲線の比較から明らかなように、スキューネスＲｓｋ＞０の場合、図１２の紙面上方へ急激に突出した山が多く、このような場合には大鍔面１８の耐焼付き性が超仕上げ水準の粗さよりも大きく劣ってしまう可能性がある。しかしスキューネスＲｓｋ＜０の場合、図１２の紙面上方へ急激に突出した山の尖りが比較的に少ない傾向の表面形状となるため、油膜が破れにくくなり、焼き付きの防止に有利である。スキューネスＲｓｋの負の値が大きくなるほど、谷の幅が図１２の紙面左右方向に広がり、突出した山の尖りが比較的に少ない傾向の表面（円錐ころ軸受１０においては、ころ１２の大端面１６と接触する内輪１３の大鍔面１８）の幅が狭くなる。このため当該表面と谷との境界部分で応力集中が生じてしまうので、油膜形成が阻害される。内輪１３の大鍔面１８の粗さ曲線のスキューネスＲｓｋを−１．０以上−０．３以下とすることにより、当該大鍔面１８が、突出した山の尖りが比較的に少なく滑らかな平面を図１２の幅方向に関して広く有する特性となり、油膜形成に有利に働く表面形状となる。

図１２の右方に示すように、Ｒｓｋの確率密度関数は、Ｒｓｋ＜０においては図中点線で横方向に延びる平均線よりも上側に偏在する。このためＲｓｋ＜０であり特にこれを−１．０以上−０．３以下とすることにより、大鍔面１８の表面は滑らかな山を広範囲に有する形状となる。

さらに、粗さ曲線のクルトシスＲｋｕは、以下の式（３）に示すように、断面曲線の二乗平均平方根粗さＲｑの四乗によって無次元化した基準長さにおけるｚ（ｘ）の四乗平均である。粗さ曲線のクルトシスＲｋｕは、輪郭曲線の確率密度関数のとがり（鋭さ）の度合いを示す数値であり、突出した山または谷の影響を強く受けるパラメータである。

図１３に、クルトシスＲｋｕ＞３を満足する粗さ曲線と、クルトシスＲｋｕ＜３を満足する粗さ曲線とを示している。

これら両粗さ曲線の比較から明らかなように、クルトシスＲｋｕ＜３の場合、曲線に急激に突出した山または谷の尖りが少なく、このような場合には回転トルクが安定しない可能性がある。しかしクルトシスＲｋｕ＞３の場合、図の上方および下方に山および谷が比較的急激に突出した尖りが多くなる傾向にある。これにより大鍔面１８は適度に金属と接触することができ、円錐ころ軸受１０の回転トルクを安定させることに有利となる。ただし、クルトシスＲｋｕの正の値が過剰に大きくなれば、大鍔面１８の過度な金属接触が起こり、耐焼付き性が低下する。そこで内輪１３の大鍔面１８の粗さ曲線のクルトシスＲｋｕを３．０以上５．０以下とすることにより、当該大鍔面１８は、低速回転時における回転トルクの安定化を図るための粗さの突起をもった表面性状となる。

以上のように大鍔面１８の算術平均粗さＲａ、粗さ曲線のスキューネスＲｓｋおよび粗さ曲線のクルトシスＲｋｕを調整することにより、円錐ころ軸受１０の回転トルクの安定化と耐焼付き性との両立を実現することができる。

以上に述べた粗さ特性を有する内輪１３の大鍔面１８を加工するために研削仕上げ加工を用いれば、粗さの規定範囲が細かすぎ加工抵抗が大きくなりすぎるため、大鍔面１８などに研削焼けなどの不具合が生じる可能性があり、当該加工を行なうことは困難である。そこで上記の粗さ特性を有する内輪１３の大鍔面１８を加工する際には、たとえば０．５秒以上２秒以下の超短時間で超仕上げ加工を施すことが好ましい。

一方、ころ１２の大端面１６の粗さは内輪１３の大鍔面１８の粗さよりも、円錐ころ軸受１０の機能に与える影響が少ない。このためころ１２の大端面１６の粗さの条件は大鍔面１８よりも緩やかである。具体的には、良好な潤滑油のくさび効果を得る観点から、ころ１２の大端面１６の算術平均粗さＲａが０．１μｍ以下とすればよい。また、ころ１２の大端面１６と内輪１３の大鍔面１８とは、理想的には、球面と平面との接触関係である時、特に良好な耐焼付き性を実現することができる。そのため、大鍔面１８が凹凸を有する母線形状である場合、当該大鍔面１８の凹凸の高さの最大値は１μｍ以下であることが好ましい。

次に、図１４に拡大して示すように、内輪１３の大鍔面１８は、円錐面１８ａと、この円錐面１８ａの外側に滑らかに接続された円弧断面の逃げ面１８ｂとで構成され、逃げ面１８ｂの外側に面取り１８ｃが設けられている。円錐面１８ａは、図１１に示したＯ点を中心として形成されたものである。また、ころ１２の大端面１６は、Ｏ点から内輪１３の大鍔面１８までの距離Ｒ_BASEの０．７５倍以上０．８７倍以下の曲率半径Ｒの球面１６ｓで形成され、この球面１６ｓの中央部に円形領域のぬすみ１９０が設けられている。このぬすみ１９０の外周端は、大鍔面１８の円錐面１８ａと逃げ面１８ｂの境界近傍まで延ばされている。

ころ１２は軸受使用時に大端面１６が大鍔面１８に押し付けられながら転動するため、球面１６ｓの一部が円錐面１８ａと接触し、図１４に断面で示すように、両曲面間に接触楕円２００が生じる。逃げ面１８ｂと円錐面１８ａの境界は接触楕円２００の外縁近傍に設けられ、逃げ面１８ｂと球面１６ｓとで接触楕円２００に近接する鋭角の楔形隙間が形成されるようになっている。

接触楕円２００は軸受使用時のアキシャル荷重が高いほど大きくなる。この円錐ころ軸受１０では、許容最大アキシャル荷重下での最大接触楕円を想定して、逃げ面１８ｂと円錐面１８ａの境界が、この最大接触楕円の外縁近傍となるように設計されており、潤滑油を引き込む楔形隙間を、全ての使用負荷レンジで適切に形成できるようになっている。

このように、本実施の形態においては、内輪１３の大鍔面１８が、ころ１２の大端面１６に接触する円錐面１８ａと、円錐面１８ａの外側に滑らかに連なりころ１２の大端面１６から離隔する方向に湾曲する逃げ面１８ｂとを有する。

すなわち、ころ１２の大端面１６と接触する内輪１３の大鍔面１８の円錐面１８ａに、湾曲した逃げ面１８ｂを滑らかに接続し、接触領域の外縁近傍に鋭角の楔形隙間を形成することにより、接触領域への潤滑油引き込み作用を高めて、十分な油膜を形成できるようにしたのである。また、この滑らかな逃げ面１８ｂの形成で、ころ１２のスキュー時の、内輪１３の大鍔面１８との当たりによる疵付きを防止することができる。

逃げ面１８ｂは円弧状の断面形状を有する。このため、潤滑油引き込み作用の優れた逃げ面１８ｂを容易に加工することができる。

また図１５および図１６に示すように、本実施の形態の円錐ころ軸受は、軌道面１３Ａと大鍔４１とが交わる隅部には、第１研削逃げ部４３が形成され、軌道面１３Ａと小鍔４２との隅部には、第２研削逃げ部４４が形成されている。上記軌道面１３Ａは、内輪軸方向に延びる母線が直線となっている。外輪２の内周には、軌道面１３Ａに対向する軌道面１１Ａが形成され、鍔無しとされ、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１５、図１６に示すように、ころ１２の外周の転動面１２Ａにはクラウニング部２２としてのクラウニング２２Ａ，２２Ｂと、クラウニング部２４としてのクラウニング２４Ａ，２４Ｂとを形成し、ころ１２の両端には面取り部２１，２５が施されている。転動面１２Ａのクラウニング部２２，２４を、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。ここでは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、軌道面１３Ａの軸方向範囲にあって軌道面１３Ａに接する。非接触部クラウニング部分２８は、軌道面１３Ａの軸方向範囲から外れて軌道面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。

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。

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。

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１０の長寿命化を図ることができる。

ところで、上記の式（１）のＫ_１、ｚ_ｍ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１７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１７中のＧの領域は、図１５の内輪１３の第１研削逃げ部４３および第２研削逃げ部４４と相対するクラウニング部２４Ｂ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。

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中のＫ_１，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Ｋ_１，ｚ_ｍを選択する。

Ｋ_１，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Ｋ_１，ｚ_ｍの最適値を求める。

上記条件、つまり円すいころ軸受、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Ｋ_１，ｚ_ｍは図１８のような関係にある。Ｋ_１，ｚ_ｍに適当な初期値を与え、Rosenbrok法の規則にしたがってＫ_１，ｚ_ｍを修正していくと、図１８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１７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２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１７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。

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。図１９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１９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。

図２０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３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。

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、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部２２，２４であるとすれば、対数クラウニング式（１）中の設計パラメータのうち、Ｋ2は固定され、Ｋ1とｚmが設計の対象となる。

図２１〜図２３を参照して、本実施の形態の円錐ころ軸受１０は、ころ１２の大端面１６の加工後の実曲率半径をＲprocessとしたとき、実曲率半径Ｒprocess（図２３を参照）と基準曲率半径Ｒ（図２２を参照）との比率Ｒprocess/Ｒが０．８以上であってもよい。

図２１および図２２は、研削加工が理想的に施された場合に得られるころ１２の自転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、得られるころ１２の大端面１６は、ころ１２の円錐角の頂点Ｏ（図１１参照）を中心とする球面の一部となる。図２１および図２２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の内周端は上記凹部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１６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。

ここで、ころ１２の大端面１６の曲率半径Ｒは、図２１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２２に示すように、ころ１２の大端面１６の端部の点をＣ１，Ｃ２，Ｃ３、Ｃ４とし、点Ｃ１，Ｃ２の中間点をＰ５とし、点Ｃ３，Ｃ４の中間点を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および点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。

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の一部は、その後に実施される研削加工により除去される。

図２３は、実際の研削加工により得られるころ１２の自転軸に沿った断面模式図である。図２３では、図２２に示される理想的な大端面は点線で示されている。図２３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２２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２３に示される点Ｃ１，Ｃ４は、図２２に示される点Ｃ１，Ｃ４と比べて、自転軸の中心に対する径方向（図の左右方向）において外周側（自転軸から離れた側）に配置されているとともに、自転軸の延在方向（図の上下方向）において内側（図の下側）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２３に示される点Ｃ２，Ｃ３は、図２２に示される点Ｃ２，Ｃ３と比べて、自転軸の中心に対する径方向において内周側（自転軸に近い側）に配置されているとともに、自転軸の延在方向において内側（図の下側）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２３に示される中間点Ｐ５，Ｐ６は、例えば図２２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２３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１６では、頂点Ｃ１および頂点Ｃ４が１つの球面上に配置されており、かつ頂点Ｃ２および頂点Ｃ３が他の１つの球面上に配置されている。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。実曲率半径Ｒprocess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１６Ｃに略等しい。一般的な研削加工によっては、一方の凸部１６Ａ上に形成された大端面の一部が成す１つの円弧１６Ｃの曲率半径は、他方の凸部１６Ａ上に形成された大端面の一部が成す円弧１６Ｃの曲率半径と、同等程度となる。すなわち、実曲率半径Ｒprocessは、上記頂点Ｃ３、中間点Ｐ６および頂点Ｃ４を通る円弧１６Ｃの曲率半径に略等しい。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ころ１２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２３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，頂点Ｃ１と頂点Ｃ２との中間点Ｐ５、頂点Ｃ３と頂点Ｃ４との中間点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１０のころ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０．８以上である。言い換えれば、上記Ｒvirtualは、自転軸に対し一方の側（図２３の左側）に位置する大端面の第１部分の中心点（中間点）Ｐ５と、自転軸に対し他方の側（図２３の右側）に位置する大端面の第２部分の中心点（中間点）Ｐ６とを通る曲率半径Ｒ１である。また上記Ｒprocessは、自転軸に対し一方の側（図２３の左側）に位置する大端面の第１部分である円弧１６Ｃの曲率半径Ｒ２である。このときＲ２／Ｒ１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ころ１２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、まず自転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１６の表面粗さＲａは０．１０μｍ以下である。

好ましくは、図２４および図２５に示されるように、自転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自転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２４に示されるように、ころ１２の転動面１２Ａに形成されたクラウニング、および内輪および外輪１１の軌道面１１Ａ、内輪１３の軌道面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２５に示されるように、内輪の軌道面１３Ａが内輪１３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２５中で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。

以上の図２１〜図２５の特徴を有する円錐ころ軸受は、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、後述する通り、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、一定のアキシャ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１１および図１２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、上記のように比率Ｒprocess/Ｒが０．８以上であれば、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１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１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。

上記のように、図２１〜図２５の構成において好ましくは、大端面の表面粗さＲａが０．１０μｍ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、図２１〜図２５の円錐ころ軸受では、自転軸の延在方向におけるころの転動面の幅Ｌに対する外輪１１および内輪１３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、自転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自転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自転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２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自転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２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。

表２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ずれているとき、スキュー角比θ／θ０が１．５以上と大きい。また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には、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２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自転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。

以下、図２６〜図２９を用いて、円錐ころ軸受の製造方法を説明する。
図２６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。また図９に示すような大端面１６および小端面１７を有するようにころ１２が形成され、かつ図９に示すような大鍔面１８および小鍔面１９を有するように内輪１３が形成される。

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、の少なくともいずれか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２７に示す。図２７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２８は、焼入れ途中で材料をＡ_１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Ｔ_１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、Ａ_１変態点未満に冷却する。次に、図中の処理Ｔ_２において、処理Ｔ_１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２９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６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９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。

回転駆動力を検証する観点から、内輪の大鍔面の異なる複数種類の円錐ころ軸受のそれぞれに対し、回転トルク試験を実施した。円錐ころ軸受１０の試験型番は３０３０７Ｄであり、防錆油は、４０℃での動粘度が１６．５ｍｍ^２／ｓであり、かつ、１００℃での動粘度が３．５ｍｍ^２／ｓであるものを使用した。

試験対象物である円錐ころ軸受としては、本実施の形態に係る、大鍔面１８の算術平均粗さＲａが０．１４９μｍであり、粗さ曲線のスキューネスＲｓｋが−０．９６であり、粗さ曲線のクルトシスＲｋｕが４．００５である円錐ころ軸受１０のサンプルが用いられた。一方、比較用の従来技術サンプルとして、大鍔面１８の算術平均粗さＲａが０．２μｍであるサンプルと、大鍔面の算術平均粗さＲａが０．０８μｍであるサンプルとの２種類が用いられた。なお大鍔面の算術平均粗さＲａ、スキューネスＲｓｋおよびクルトシスＲｋｕはいずれも、表面粗さ測定機によって測定可能である。

試験は、円錐ころ軸受の回転数を、０ｒ／ｍｉｎから２００ｒ／ｍｉｎまで変化させたときの回転トルクを測定することによりなされた。その測定結果を図３０に示す。

図３０に示すように、本実施の形態のサンプルである本件発明品は、Ｒａが０．２μｍである従来品とほぼ同等の安定したトルク特性を有する。これは、２００ｒ／ｍｉｎ以下の低回転速度の領域においては潤滑油の楔効果が小さく、潤滑油の油膜が薄く２００ｒ／ｍｉｎの条件まで境界潤滑となるためである。

一方、Ｒａが０．０８μｍである従来品は、５０ｒ／ｍｉｎ以下の回転速度においても急激に回転トルク値が低下する。これは大鍔面の粗さが他に比べて細かいために５０ｒ／ｍｉｎに達する前に十分な油膜厚さが形成された結果である。Ｒａが０．０８μｍである従来品においては、５０ｒ／ｍｉｎ以上の場合には転動面の転がり抵抗が支配的となる。

実機組立後の予圧管理（あるいはトルクチェック）は、１０ｒ／ｍｉｎ以上５０ｒ／ｍｉｎ以下の範囲の回転数の条件下で行なわれることが多い。この範囲でのトルクを安定化できる本件発明品は、実機組立性が良好であるといえる。

耐焼付き性を検証する観点から、回転トルク試験を実施した円錐ころ軸受と同一種類、すなわち同一ロットサンプルの試験対象物に対し、昇温試験を実施した。円錐ころ軸受１０の試験型番は３０３０７Ｄであり、ラジアル荷重を１７ｋＮ、ラジアル荷重を１．５ｋＮとした。また昇温用の湯浴としては、タービン油ＶＧ５６を用いた。そして各サンプルの外輪の温度を測定し、昇温を確認した。試験結果は以下の表３に示すとおりである。なお表中の「〇」印は外輪の温度が１２０℃以下であったことを示し、「△」印は外輪の温度が１２０℃以上１５０℃未満であったことを示す。さらに「×」印は外輪の温度が１５０℃以上であったことを示す。

表３より、本件発明品は、Ｒａが０．０８μｍの従来品と同等の耐焼付き性を有する結果となった。

なおこのような特性を有するためには、円錐ころの大端面と内輪の大鍔面との接触関係を「球と平面との接触関係」とすることが好ましい。この観点から、本実施の形態の内輪１３の大鍔面１８は、工業製品で得られる程度の概略ストレート平面であることが好ましい。

算術平均粗さＲａ、粗さ曲線のスキューネスＲｓｋ、及び粗さ曲線のクルトシスＲｋｕの様々な組み合わせにおいて、上述の昇温試験及び回転トルク試験に準じて評価した結果を表４〜表７に示す。なお各表中、「◎」印は非常に良好であることを示し、「〇」印は良好であることを、「△」印は良好ではないが不良ではないことを、「×」印は不良であることを示す。

表４に示すように、大鍔面における算術平均粗さＲａが０．０５μｍの場合、大鍔面が特に滑らかな表面性状に仕上げられているので、大鍔面における粗さ曲線のスキューネスＲｓｋが−１．０以上−０．３以下の範囲にあるか否かを問わず、また、粗さ曲線のクルトシスＲｋｕが３．０以上５．０以下の範囲にあるか否かを問わず、耐焼付き性が特に良好になる一方、トルクの安定性が特に悪くなることが分かる。

表５および表６に示すように、大鍔面における算術平均粗さＲａが０．１μｍ又は０．２μｍの場合、Ｒａ＝０．０５の場合に比べて、耐焼付き性が悪化傾向を示し、トルクの安定性が改善傾向を示す。ここで、大鍔面における粗さ曲線のスキューネスＲｓｋ＜−１．０の場合、油膜が形成されにくく、耐焼付き性に不利となることが分かる。一方、大鍔面における粗さ曲線のスキューネスＲｓｋ＞−０．３の場合、以下に示す大鍔面における粗さ曲線のクルトシスＲｋｕの特性との兼ね合いによって、耐焼き付き性とトルクの安定性とを両立することができない。また、大鍔面における粗さ曲線のクルトシスＲｋｕ＜３の場合、油膜が出来過ぎて、トルクの安定性に不利となることが分かる。一方、大鍔面における粗さ曲線のクルトシスＲｋｕ＞５の場合、表面の微小な山々が尖り過ぎてころ大端面と金属接触し易く、油膜が出来にくくなって、耐焼付き性に不利となることが分かる。

表７に示すように、大鍔面における算術平均粗さＲａが０．２５μｍの場合、表５および表６に比べてさらに耐焼付き性が悪く、トルクの安定性が良い結果となっている。具体的には、大鍔面における粗さ曲線のスキューネスＲｓｋが−１．０以上−０．３以下の範囲にあるか否かを問わず、また、粗さ曲線のクルトシスＲｋｕが３．０以上５．０以下の範囲にあるか否かを問わず、耐焼付き性が特に悪くなる一方、トルクの安定性が特に良好になることが分かる。

したがって上記のように、本件発明品は大鍔面１８の算術平均粗さＲａは０．１μｍ≦Ｒａ≦０．２μｍである場合、大鍔面１８の粗さ曲線のスキューネスＲｓｋが−１．０≦Ｒｓｋ≦−０．３であり、大鍔面１８の粗さ曲線のクルトシスＲｋｕが３．０≦Ｒｋｕ≦５．０であれば、耐焼付き性とトルクの安定性の両立を図ることが可能であると分かる。

＜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８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２７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２７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。試料の最表面から０．０５ｍｍの深さ位置での窒素富化層における窒素濃度を０．１質量％以上とするために、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制した。最終焼入れ温度は８００℃とした。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。

以下では、本実施の形態に係る円錐ころ軸受１０の用途の一例について説明する。上述した円錐ころ軸受１０は、たとえば、自動車のデファレンシャルまたはトランスミッションに好適である。すなわち円錐ころ軸受１０を自動車用円錐ころ軸受として用いると好適である。図３１を用いて、以上の本実施の形態の円錐ころ軸受１０を自動車用デファレンシャルに適用した例を示す。図３１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。

なお本実施の形態の円錐ころ軸受１０は、トランスミッション等の動力伝達装置の歯車軸支持用に組み込まれてもよい。図３２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１０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１０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１０を備えている。このように、上記実施の形態に係る円錐ころ軸受１０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１０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する他に、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かけ潤滑等によって、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。

以上に述べた実施の形態に含まれる各例に記載した特徴を、技術的に矛盾のない範囲で適宜組み合わせるように適用してもよい。

今回開示された実施の形態および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えられるべきである。本発明の範囲は上記した説明ではなくて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が含まれることが意図される。

１ハウジング、２，３円錐ころ軸受、４ドライブピニオン、５リングギヤ、７差動歯車ケース、８ピニオン、９サイドギヤ、１０円錐ころ軸受、１１外輪、１１Ａ，１３Ａ軌道面、１１Ｂ，１２Ｂ，１３Ｂ窒素富化層、１１Ｃ，１２Ｃ，１３Ｃ未窒化部、１２ころ、１２Ａ転動面、１２Ｅ加工前表面、１３内輪、１４保持器、１６大端面、１６Ａ凸部、１６Ｂ凹部、１６Ｃ円弧、１６ｓ球面、１７小端面、１８大鍔面、１８ａ円錐面、１８ｂ逃げ面、１８ｃ面取り、１９小鍔面、２１，２５面取り部、２２，２４クラウニング部、２２Ａクラウニング、２３中央部、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、４１大鍔、４２小鍔、４３第１研削逃げ部、４４第２研削逃げ部、１００マニュアルトランスミッション、１１１入力シャフト、１１２出力シャフト、１１３カウンターシャフト、１１４ａ〜１１４ｋギア、１１５ハウジング、１９０ぬすみ、２００接触楕円。

Claims

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、前記外輪に対して径方向内側に配置された内輪と、
前記外輪軌道面と前記内輪軌道面との間に配列され、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す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基準曲率半径をＲ、前記円錐ころの円錐角の頂点から前記内輪の前記大鍔面までの距離をＲ_BASEとしたとき、Ｒ／Ｒ_BASEの値が０．７５以上０．８７以下であり、
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、
前記窒素富化層は、前記表面層の最表面に垂直な断面について深さ方向においてビッカース硬さ測定機を用いて硬度分布を測定したときに、ビッカース硬さがＨＶ４５０以上の領域であり、
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、
前記基準曲率半径は、前記断面において、前記点Ｃ１、前記中間点Ｐ５、前記中間点Ｐ６、および前記点Ｃ４を通る単一円弧の曲率半径であり、
前記円錐ころの前記面取り部と、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との境界点である第１測定点における前記距離をＴ１とし、前記円錐ころの小端面から１．５ｍｍの位置である第２測定点における前記距離をＴ２とし、前記円錐ころの前記転動面の中央である第３測定点における前記距離をＴ３とすれば、前記Ｔ１、前記Ｔ２および前記Ｔ３は０．２ｍｍ以上である、円錐ころ軸受。
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に記載の円錐ころ軸受。
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または２に記載の円錐ころ軸受。
前記式（１）のＫ_１，Ｋ_２，ｚ_ｍ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１〜３のいずれか１項に記載の円錐ころ軸受。
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１〜４のいずれか１項に記載の円錐ころ軸受。
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５に記載の円錐ころ軸受。
前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る、請求項５または６に記載の円錐ころ軸受。
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である実曲率半径をＲprocessとしたとき、前記実曲率半径Ｒprocessと前記基準曲率半径Ｒとの比率Ｒprocess/Ｒが０．８以上である、請求項１〜７のいずれか１項に記載の円錐ころ軸受。
前記大端面の表面粗さＲａが０．１０μｍ以下である、請求項８に記載の円錐ころ軸受。
前記大鍔面の算術平均粗さＲａが０．１μｍ以上０．２μｍ以下であり、
前記大鍔面の粗さ曲線のスキューネスＲｓｋが−１．０以上−０．３以下であり、
前記大鍔面の粗さ曲線のクルトシスＲｋｕは３．０以上５．０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。
前記円錐ころの前記大端面の算術平均粗さＲａが０．１μｍ以下である、請求項１〜１０のいずれか１項に記載の円錐ころ軸受。
前記大鍔面の凹凸の高さの最大値は１μｍ以下である、請求項１０または１１に記載の円錐ころ軸受。