JP7029371B2 - Conical roller bearing - Google Patents
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Description
本発明は、円錐ころ軸受に関する。 The present invention relates to conical roller bearings.
従来、軸受の一種として円錐ころ軸受が知られている。円錐ころ軸受は、たとえば自動車などの機械装置に適用される。円錐ころ軸受は、使用時、円すいころの大端面と内輪の大鍔面とが接触し、一定のアキシアル荷重を受けることができる。しかし、上述した円錐ころの大端面と内輪の大鍔面との接触は転がり接触ではなく、すべり接触となる。このため、上記円錐ころの大端面と内輪の大鍔面との接触部における潤滑環境が不十分であると、当該接触部において発熱し、急昇温する懸念がある。 Conventionally, a conical roller bearing is known as a kind of bearing. Conical roller bearings are applied to mechanical devices such as automobiles. When a conical roller bearing is used, the large end surface of the tapered roller and the large flange surface of the inner ring come into contact with each other and can receive a constant axial load. However, the contact between the large end surface of the conical roller and the large flange surface of the inner ring described above is not a rolling contact but a sliding contact. Therefore, if the lubrication environment at the contact portion between the large end surface of the conical roller and the large flange surface of the inner ring is insufficient, there is a concern that heat will be generated at the contact portion and the temperature will rise rapidly.
上記問題点を解決するためには、円錐ころの大端面と内輪の大鍔面との接触部における摩擦によるトルクロスと発熱とを低減するとともに、当該接触部における油膜形成性を向上させる必要がある。 In order to solve the above problems, it is necessary to reduce the torque crossing and heat generation due to friction at the contact portion between the large end surface of the conical roller and the large flange surface of the inner ring, and to improve the oil film forming property at the contact portion. ..
たとえば、特開2000-170774号公報(以下、特許文献1とも呼ぶ)には、円錐ころの大端面の曲率半径をRとし、円錐ころの円錐角の頂点から内輪の大鍔面(円錐ころとの接触部)までの距離をRBASEとしたときに、比率R/RBASEを0.75~0.87の範囲にすることが提案されている。これにより、円錐ころの大端面と内輪の大鍔面との接触部における油膜形成性を向上させている。 For example, in Japanese Patent Application Laid-Open No. 2000-170774 (hereinafter, also referred to as Patent Document 1), the radius of curvature of the large end surface of the conical roller is R, and the large flange surface of the inner ring (conical roller) from the apex of the conical angle of the conical roller. It has been proposed that the ratio R / R BASE be in the range of 0.75 to 0.87 when the distance to the contact portion) is R BASE . This improves the oil film forming property at the contact portion between the large end surface of the conical roller and the large flange surface of the inner ring.
しかし、特許文献1では、円錐ころの大端面の加工後の実曲率半径について許容範囲が規定されていない。そのため、R/RBASEの値を0.75~0.87の範囲内に設定しても、上記の実曲率半径が小さくなると、想定よりも大きなスキューを誘発する恐れがある。
However,
また、円錐ころ軸受の用途の1つである自動車のトランスミッション又はデファレンシャルでは、自動車の低燃費化のために低粘度の油が使われる傾向にある。低粘度の油が使われる環境下では、面圧が高い内輪軌道面において、潤滑不良に起因する短寿命の表面起点剥離が生じることがあり、円錐ころ軸受の長寿命化が望まれている。 Further, in the transmission or differential of an automobile, which is one of the uses of conical roller bearings, low-viscosity oil tends to be used in order to reduce the fuel consumption of the automobile. In an environment where low-viscosity oil is used, short-life surface origin peeling due to poor lubrication may occur on the inner ring raceway surface where the surface pressure is high, and it is desired to extend the life of the conical roller bearing.
この発明は、上記のような課題を解決するためになされたものであり、この発明の目的は、耐焼付き性に優れるとともに、長寿命の円錐ころ軸受を提供することである。 The present invention has been made to solve the above-mentioned problems, and an object of the present invention is to provide a conical roller bearing having excellent seizure resistance and a long life.
本開示に従った円錐ころ軸受は、外輪と内輪と複数の円錐ころと保持器とを備える。外輪は、内周面において外輪軌道面を有する。内輪は、外周面において内輪軌道面と、当該内輪軌道面よりも大径側に配置された大鍔面とを有し、外輪の内側に配置される。複数の円錐ころは、外輪軌道面および内輪軌道面と接触する転動面と、大鍔面と接触する大端面とを有する。複数の円錐ころは、外輪軌道面と内輪軌道面との間に配列される。保持器は、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。ころ係数γが0.90を越えている。 A conical roller bearing according to the present disclosure includes an outer ring, an inner ring, a plurality of conical rollers, and a cage. The outer ring has an outer ring raceway surface on the inner peripheral surface. The inner ring has an inner ring raceway surface on the outer peripheral surface and a large flange surface arranged on the larger diameter side of the inner ring raceway surface, and is arranged inside the outer ring. The plurality of conical rollers have a rolling surface in contact with the outer ring raceway surface and the inner ring raceway surface, and a large end surface in contact with the large flange surface. The plurality of conical rollers are arranged between the outer ring raceway plane and the inner ring raceway plane. The cage includes a plurality of pockets arranged at predetermined intervals in the circumferential direction, and each of the plurality of conical rollers is housed and held in each of the plurality of pockets. The roller coefficient γ exceeds 0.90.
円錐ころの大端面の設定曲率半径をR、円錐ころの円錐角の頂点から内輪の大鍔面までの距離をRBASEとしたとき、設定曲率半径Rと距離RBASEの比率R/RBASEの値を0.75以上0.87以下とする。円錐ころの大端面の研削加工後の実曲率半径をRprocessとしたとき、実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比率Rprocess/Rが0.5以上である。また、ころ係数(ころの充填率)が0.90を超えていることにより、軌道面の最大面圧を低下させることができるため、過酷潤滑環境下での短寿命での表面起点剥離を防止ることができる。 When the set radius of curvature of the large end face of the conical roller is R and the distance from the apex of the conical angle of the conical roller to the large flange surface of the inner ring is R BASE, the ratio of the set radius of curvature R and the distance R BASE R / R BASE The value is 0.75 or more and 0.87 or less. When the actual radius of curvature of the large end face of the conical roller after grinding is R process , the ratio R process / R of the actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R is 0.5 or more. In addition, since the roller coefficient (roll filling rate) exceeds 0.90, the maximum surface pressure of the raceway surface can be reduced, which prevents surface origin peeling in a short life in a harsh lubrication environment. Can be
上記によれば、耐焼付き性に優れるとともに、長寿命の円錐ころ軸受が得られる。 According to the above, a conical roller bearing having excellent seizure resistance and a long life can be obtained.
以下、図面に基づいて本発明の実施の形態を説明する。なお、以下の図面において同一または相当する部分には同一の参照番号を付しその説明は繰返さない。 Hereinafter, embodiments of the present invention will be described with reference to the drawings. In the following drawings, the same or corresponding parts will be given the same reference number and the explanation will not be repeated.
<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保持器の展開平面図である。図3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4は、図1および図3に示した円錐ころ軸受の設計仕様を示す断面模式図である。図5は、本発明の実施の形態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模式図である。図6は、図5に示される領域VIを示す部分断面模式図である。図7は、本発明の実施の形態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模式図である。図1~図7を用いて本実施の形態に係る円錐ころ軸受を説明する。
<Conical roller bearing configuration>
FIG. 1 is a schematic cross-sectional view of a conical roller bearing according to an embodiment of the present invention. FIG. 2 is a developed plan view of the cage of the conical roller bearing shown in FIG. FIG. 3 is a schematic partial cross-sectional view of the conical roller bearing shown in FIG. FIG. 4 is a schematic cross-sectional view showing the design specifications of the conical roller bearings shown in FIGS. 1 and 3. FIG. 5 is a schematic cross-sectional view for explaining a reference radius of curvature of a roller in a conical roller bearing according to an embodiment of the present invention. FIG. 6 is a schematic partial cross-sectional view showing the region VI shown in FIG. FIG. 7 is a schematic cross-sectional view for explaining the actual radius of curvature of the roller in the conical roller bearing according to the embodiment of the present invention. The conical roller bearing according to the present embodiment will be described with reference to FIGS. 1 to 7.
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12と、保持器14とを主に備えている。外輪11は、環形状を有し、その内周面に外輪軌道面11Aを有している。内輪13は、環形状を有し、その外周面に内輪軌道面13Aを有している。内輪13は、内輪軌道面13Aが外輪軌道面11Aに対向するように外輪11の内周側に配置されている。なお、以下の説明において、円錐ころ軸受10の中心軸に沿った方向を「軸方向」、中心軸に直交する方向を「径方向」、中心軸を中心とする円弧に沿った方向を「周方向」と呼ぶ。
円錐ころ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。複数の円錐ころ12は金属製の保持器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、円錐ころ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、および円錐ころ12が転動した場合の回転軸の軌跡を含む円錐のそれぞれの頂点が軸受の中心線上の1点(図4の点O)で交わるように構成されている。このような構成により、円錐ころ軸受10の外輪11および内輪13は、互いに相対的に回転可能となっている。内輪13は、内輪軌道面13Aの大径側に大鍔部41、小径側に小つば部42を有する。なお、保持器14は金属製に限らず、樹脂製であってもよい。
The conical roller bearing 10 shown in FIG. 1 mainly includes an
The
ころ係数:
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。
Roll coefficient:
The
保持器の形状:
図2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14aと、円錐ころ12の大径端面側で連なる大環状部14bと、これらの小環状部14aと大環状部14bを連結する複数の柱部14cとを含む。保持器14には、周方向に所定の間隔で配置されている複数のポケット14dが形成されている。複数のポケット14dは、複数の円錐ころ12を保持している。保持器14は、径方向において、内輪13よりも外輪11に近い位置に配置されている。
Cage shape:
As shown in FIG. 2, the
図3に示されるように、ポケット14dの窓角θ、すなわちポケット14dを挟んで隣り合う2つの柱部14cのポケット14dに面している各柱面が成す角度は、46°以上80°以下である。窓角θの下限値を46°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、窓角が46°未満とするところとの接触状態が悪くなる。すなわち、窓角を46°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。また、窓角θの上限値を80°以下としたのは、窓角が80°超えとす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。
As shown in FIG. 3, the window angle θ of the
本発明者らは、寿命試験を行い、ころ係数が寿命と関係することを確認した。表1に、本寿命試験の結果を示す。 The present inventors conducted a life test and confirmed that the roller coefficient is related to the life. Table 1 shows the results of this life test.
表1中、試料3が保持器と外輪とが離れており、ころ係数が0.90以下である典型的な従来の円錐ころ軸受、試料1が従来品としての試料3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2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1より明らかなように、試料1は試料3の2倍以上の長寿命であった。特に、近年のトランスミッション又はデファレンシャル等の自動車の動力伝達装置では、使用される潤滑油の粘度が低下しているため、円錐ころ軸受が従来に比べて過酷な潤滑環境下に置かれる傾向にある。そこで、ころ係数γが0.90を超える範囲に設定することで、上記のような低粘度の潤滑油が使用される装置に組み込まれたとしても、円錐ころ軸受10を長寿命化することができる。さらに、試料2の軸受はころ係数が試料1と同じ0.96であるが、寿命時間は試料1の約5倍以上であった。なお、試料3、試料1および試料2の寸法はφ45×φ81×16(単位mm)、ころ本数は24本(試料3)、27本(試料1、試料2)、油膜パラメータΛ=0.2である。
In Table 1,
外輪11、内輪13、円錐ころ12を構成する材料は、たとえばJIS規格に規定される高炭素クロム軸受鋼、より具体的にはJIS規格SUJ2により構成されている。
The material constituting the
図3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19および大鍔面18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。内輪13の小鍔面19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。内輪13の大鍔面18は、円錐ころ12の大端面16に沿って延びる研削加工面に仕上げられている。内輪軌道面13Aと大鍔面18とが交わる隅部には逃げ部25Aが形成されている。
As shown in FIG. 3, nitrogen-enriched
また、円錐ころ12の転動面12Aを含む表面、大端面16及び小端面17には窒素富化層12Bが形成されている。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。
Further, a nitrogen-enriched
なお、円錐ころ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、円錐ころ12のうちの2つに窒素富化層を形成してもよい。
The nitrogen-enriched
窒素富化層の厚さおよび窒素濃度:
窒素富化層11B、12B、13Bの厚さは0.2mm以上である。具体的には、外輪11の表面層の最表面としての外輪軌道面11Aから窒素富化層11Bの底部までの距離は0.2mm以上である。円錐ころ12の表面層の最表面の一部としての転動面12Aから窒素富化層12Bの底部までの距離は0.2mm以上であってもよい。円錐ころ12の表面層の最表面の一部としての大端面16または小端面17から窒素富化層12Bの底部までの距離は0.2mm以上である。内輪13の表面層の最表面の一部としての内輪軌道面13Aから窒素富化層13Bの底部までの距離は0.2mm以上である。内輪13の表面その最表面の一部としての大鍔面18から窒素富化層13Bの底部までの距離は0.2mm以上である。
Nitrogen-enriched layer thickness and nitrogen concentration:
The thickness of the nitrogen-enriched
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%以上であってもよい。
In the
円錐ころ12の大端面16の曲率半径Rと、点Oから内輪13の大鍔面18までの距離RBASEとの比R/RBASE:
図4に示すように、円錐ころ12と、外輪11および内輪13の各軌道面11A、13Aの各円錐角頂点は、円錐ころ軸受10の中心線上の一点Oで一致する。円錐ころ12の大端面16の曲率半径(設定曲率半径とも呼ぶ)Rと、点Oから内輪13の大鍔面18までの距離RBASEとの比率R/RBASEは、0.75以上0.87以下とする。
Ratio of radius of curvature R of the
As shown in FIG. 4, the
円錐ころ12の大端面16の形状:
円錐ころ12の大端面16の研削加工後の実曲率半径をRprocessとしたとき、実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比率Rprocess/Rは0.5以上とされる。以下、具体的に説明する。
Shape of
When the actual radius of curvature of the
図5および図6は、研削加工が理想的に施された場合に得られる円錐ころ12の転動軸に沿った断面模式図である。研削加工が理想的に施された場合、得られる円錐ころ12の大端面16は、円錐ころ12の円錐角の頂点である点O(図4参照)を中心とする球面の一部となる。図5および図6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の端面を有する円錐ころ12の大端面16は、円錐ころ12の円錐角の頂点を中心とする1つの球面の一部となる。この場合、円錐ころ12の転動軸(自転軸)を中心とする径方向における上記凸部16Aの内周端は凹部16Bと点C2,C3を介して接続されている。上記凸部16Aの外周端は面取り部16Cと点C1,C4を介して接続されている。理想的な大端面では、点C1~C4は、上述のように1つの球面上に配置されている。
5 and 6 are schematic cross-sectional views taken along the rolling axis of the
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。 Generally, a conical roller is manufactured by sequentially performing a grinding process including a heading process and a crowning process on a columnar roller shape material. A recess due to the shape of the punch of the squeezing device is formed in the central portion of the surface to be the large end surface of the molded body obtained by the squeezing process. The planar shape of the recess is, for example, a circular shape.
ここで、円錐ころ12の大端面16の曲率半径(設定曲率半径)Rは、図5に示す円錐ころ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6に示すように、円錐ころ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を考える。そして、大端面16が上記理想的な球面である場合、図6に示した断面において、大端面16は、点C1、P5、C2を通る曲率半径R152、点C3、P6、C4を通る曲率半径R364及び点C1、P5、P6、C4を通る曲率半径R1564についてR152=R364=R1564という条件が成り立つ、理想的な単一円弧曲線となる。なお、点C1、C4は、凸部16Aと面取り部16Cとの接続点であり、点C2、C3は、凸部16Aと凹部16Bとの接続点である。ここで、R=R152=R364=R1564が成り立つ理想的な単一円弧曲線の曲率半径を設定曲率半径と呼ぶ。なお、設定曲率半径Rは、後述のように実際の研削加工により得られた円錐ころ12の大端面16の曲率半径として測定される実曲率半径Rprocessとは異なるものである。なお、点C2,C3の位置は、図5の位置に限らない。例えば、点C2は点C1側に、点C3は点C4側にわずかにずれた位置でもよい。
Here, the radius of curvature (set radius of curvature) R of the
図7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7では、図6に示される理想的な大端面は点線で示されている。図7に示されるように、上記のような凹部および凸部が形成されている成形体を研削加工して、実際に得られる円錐ころ12の大端面16は、円錐ころ12の円錐角の頂点を中心とする1つの球面の一部とならない。実際に得られる円錐ころ12の上記凸部の点C1~C4は、図6に示される上記凸部16Aと比べて、各点C1~C4がダレた形状を有している。すなわち、図7に示される点C1,C4は、図6に示される点C1,C4と比べて、転動軸の中心に対する径方向において外周側に配置されているとともに、転動軸の延在方向において内側に配置されている(大端面16全体のR1564に対して片側のR152が同一ではなく、小さくできてしまう)。
FIG. 7 is a schematic cross-sectional view taken along the rolling axis of the conical roller obtained by actual grinding. In FIG. 7, the ideal large end face shown in FIG. 6 is shown by a dotted line. As shown in FIG. 7, the
図7に示される点C2,C3は、図6に示される点C2,C3と比べて、転動軸の中心に対する径方向において内周側に配置されているとともに、転動軸の延在方向において内側に配置されている(大端面16全体のR1564に対して片側のR364が同一ではなく、小さくできてしまう)。なお、図7に示される中間点P5,P6は、例えば図6に示される中間点P5,P6と略等しい位置に形成されている。
The points C2 and C3 shown in FIG. 7 are arranged on the inner peripheral side in the radial direction with respect to the center of the rolling shaft as compared with the points C2 and C3 shown in FIG. (R364 on one side is not the same as R1564 of the entire
図7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7に示される円錐ころ12の大端面16の加工後の一方側のR152は、他方側のR364に略等しい。ここで、ころ12の大端面16の加工後の片側のR152、R364を実曲率半径Rprocessと呼ぶ。上記実曲率半径Rprocessは上記設定曲率半径R以下となる。
As shown in FIG. 7, in the large end face actually formed by grinding, the vertices C1 and C2 are arranged on one spherical surface, and the vertices C3 and C4 are on the other spherical surface. Have been placed. Depending on the general grinding process, the radius of curvature of one arc formed by a part of the large end face formed on one convex part is the arc formed by a part of the large end face formed on the other convex part. It is about the same as the radius of curvature. That is, R152 on one side of the
本実施の形態に係る円錐ころ軸受の円錐ころ12は、上述したように設定曲率半径Rに対する上記実曲率半径Rprocessの比率Rprocess/Rが0.5以上である。
As described above, the
なお、図7に示されるように、研削加工により実際に形成される大端面において、頂点C1,中間点P5、中間点P6、および頂点C4を通る仮想円弧の曲率半径Rvirtual(以下、仮想曲率半径という)は、上記設定曲率半径R以下となる。つまり、本実施の形態に係る円錐ころ軸受の円錐ころ12は、当該仮想曲率半径Rvirtualに対する上記実曲率半径Rprocessの比率Rprocess/Rvirtualが0.8以上である。
As shown in FIG. 7, the radius of curvature R virtual of the virtual arc passing through the apex C1, the intermediate point P5, the intermediate point P6, and the apex C4 on the large end surface actually formed by the grinding process (hereinafter, virtual curvature). The radius) is equal to or less than the set radius of curvature R. That is, in the
円錐ころ12の大端面16の表面粗さ:
大端面16の算術平均粗さRaは0.10μmRa以下であってもよい。以下、図5を参照しながら説明する。大端面16は面取り部16Cと凸部16Aと凹部16Bとを含む。大端面16では最外周に面取り部16Cが配置される。面取り部16Cの内周側に環状の凸部16Aが配置される。凸部16Aの内周側に凹部16Bが配置される。凸部16Aは凹部16Bより突出した面である。面取り部16Cは凸部16Aと円錐ころ12の側面である転動面とを繋ぐように形成されている。上述した大端面16の算術平均粗さRaは、実質的には凸部16Aの表面粗さを意味する。また、円錐ころ12の大端面16において、大鍔面18と接触する円周状の表面領域である凸部16Aの算術平均粗さ算術平均粗さRaの最大値と最小値との差は0.02μm以下であってもよい。これにより、大端面16の円周状の表面領域の表面粗さRaのばらつきを十分小さくでき、上記比率R/RBASEの数値範囲および比率Rprocess/Rの数値範囲との相乗効果により、結果的に上記接触部における十分な油膜厚さを確保できる。
Surface roughness of the
The arithmetic average roughness Ra of the
大鍔面18は、例えば0.12μmRa以下の表面粗さに研削加工されている。好ましくは、大鍔面の算術平均粗さRaは0.063μmRa以下である。
The
窒素富化層の結晶組織:
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。ここで、図8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9は、従来の焼入れ加工された軸受部品の旧オーステナイト結晶粒界を図解した模式図である。図8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、図9に示される従来の一般的な焼入れ加工品の旧オーステナイト結晶粒径と比べても十分に微細化されている。
Crystal structure of nitrogen-enriched layer:
The particle size of the old austenite in the nitrogen-enriched
円錐ころ12の転動面と内輪軌道面との当たり位置:
図10に示すように、円錐ころ12の転動軸の延在方向における転動面12Aの幅をL、内輪軌道面13Aと転動面12Aとの当たり位置の中心Cの、延在方向における転動面12Aの中点Nから大端面16側へのずれ量をαとしたとき、円錐ころ軸受10では、幅Lとずれ量αとの比率α/Lが0%以上20%未満であってもよい。
Contact position between the rolling surface of the
As shown in FIG. 10, the width of the rolling
本発明者らは、上記比率α/Lが0%以上20%未満であり、かつ、該比率α/Lが0%超えであるときの当該当たり位置の中心Cが転動軸の延在方向における転動面の中点Nまたは該中点Nよりも大端面16側にあることにより、該比率α/Lが0%超えであるときの当該当たり位置の中心Cが転動軸の延在方向における転動面の中点Nよりも小端面17側にある場合と比べて、スキュー角を低減し、回転トルクの増大を抑制し得ることを確認した。
The present inventors have found that the center C of the contact position when the ratio α / L is 0% or more and less than 20% and the ratio α / L is more than 0% is the extending direction of the rolling axis. By being on the midpoint N of the rolling surface or on the
表2に、上記ずれ量αが0であるとき、すなわち内輪軌道面13Aおよび外輪軌道面11Aと円錐ころ12の転動面12Aとの当たり位置の中心Cが転動軸の延在方向における転動面12Aの中点Nに位置しているときのスキュー角φ0、回転トルクM0に対する、ずれ量αを変化させたときのスキュー角φ、回転トルクMの各比率の計算結果を示す。なお、表2において、ずれ量αは、円錐ころ12の転動面12Aの幅Lに対するずれ量αの比率(α/L)として示している。また、上記当たり位置が上記中点Nよりも小端面17側にずれているときのずれ量を負の値で示す。スキュー角φ0およびトルクM0は、ずれ量αが0の時の値である。
In Table 2, when the deviation amount α is 0, that is, the center C of the contact position between the inner
表2に示すように、スキュー角φは、ずれ量αに関する比率α/Lが0%のときよりも大径側当りとした方が小さいことが分かる。また、回転トルクMは、ずれ量αが大きくなる程増大するが、大径側当りよりも小径側当りの方がその影響が大きい。ずれ量αに関する上記比率α/Lが-5%でスキュー角は1.5倍と大きくなることから、発熱への影響が無視できなくなり、実用不可(NG)と判定した。また、上記比率α/Lが20%以上になると、円錐ころ12の転動面12Aにおけるすべりが大きくなることで回転トルクMが増大し、別のピーリング等の不具合を引き起こすため、実用不可(NG)と判定した。
As shown in Table 2, it can be seen that the skew angle φ is smaller when the ratio α / L with respect to the deviation amount α is set to the large diameter side than when the ratio α / L is 0%. Further, the rotational torque M increases as the deviation amount α increases, but the effect is greater on the small diameter side than on the large diameter side. Since the ratio α / L with respect to the deviation amount α was −5% and the skew angle was as large as 1.5 times, the influence on heat generation could not be ignored, and it was judged to be impractical (NG). Further, when the ratio α / L is 20% or more, the slip on the rolling
以上の結果より、スキュー角φと回転トルクMとを小さくするためには、ずれ量αに関する比率α/Lは0%以上20%未満であることが望ましい。また好ましくは、比率α/Lは0%を越える。さらに、比率α/Lは0%を越え15%未満であってもよい。 From the above results, in order to reduce the skew angle φ and the rotational torque M, it is desirable that the ratio α / L with respect to the deviation amount α is 0% or more and less than 20%. Further, preferably, the ratio α / L exceeds 0%. Further, the ratio α / L may be more than 0% and less than 15%.
比率α/Lが0%超えとなる構成は、たとえば図10および図11に示される。図10および図11は、円錐ころ軸受において、内輪軌道面13Aと転動面12Aとの当たり位置の変更方法の例を示す断面模式図である。
The configuration in which the ratio α / L exceeds 0% is shown in FIGS. 10 and 11, for example. 10 and 11 are schematic cross-sectional views showing an example of a method of changing the contact position between the inner
図10に示されるように、円錐ころ12の転動面12Aに形成されたのクラウニング、および内輪軌道面13Aおよび外輪軌道面11Aに形成されたクラウニングの各頂点の位置を相対的にずらすことにより、実現され得る。
As shown in FIG. 10, by relatively shifting the positions of the vertices of the crowning formed on the rolling
また、比率α/Lが0%超えとなる構成は、図11に示されるように、内輪軌道面13Aが内輪の軸方向に対して成す角度と、外輪軌道面11Aが外輪11の軸方向に対して成す角度とを相対的に変えることより、実現され得る。具体的には、図11中に点線で示される上記当たり位置のずれ量αがゼロである場合と比べて、内輪軌道面13Aが内輪13の軸方向に対して成す角度を大きくする、および外輪軌道面11Aが外輪11の軸方向に対して成す角度を小さくする、の少なくともいずれかの方法により、比率α/Lが0%超えとなる構成は実現され得る。
Further, in the configuration in which the ratio α / L exceeds 0%, as shown in FIG. 11, the angle formed by the inner
円錐ころ12の転動面の形状:
図12に示すように、円錐ころ12の転動面12A(図3参照)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、円錐ころ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。円錐ころ12の小端面17とクラウニング部22との間には面取り部21が形成されている。円錐ころ12の大端面16とクラウニング部24との間にも面取り部16Cが形成されている。
Shape of rolling surface of conical roller 12:
As shown in FIG. 12, the rolling
ここで、円錐ころ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、円錐ころ12にはクラウニングが形成されておらず、円錐ころ12の外形は図14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14の矢印に示すように円錐ころ12の側面が加工され、図12及び図14に示すように、クラウニングが形成されたクラウニング部22、24が得られる。
Here, in the method for manufacturing the
窒素富化層の厚さの具体例:
円錐ころ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、上述のように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、円錐ころ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、円錐ころ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、16C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14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が形成されるため、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。
Specific examples of the thickness of the nitrogen-enriched layer:
The depth of the nitrogen-enriched
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の厚さは上述したように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。
Regarding the nitrogen-enriched
クラウニングの形状:
円錐ころ12のクラウニング部22、24に含まれる(中央部23に連なり内輪軌道面13Aに接触する部分である)接触部クラウニング部分27に形成されたクラウニングの形状は、以下のように規定される。すなわち、クラウニングのドロップ量の和は、円錐ころ12の転動面12Aの母線をy軸とし、母線直交方向をz軸とするy-z座標系において、K1,K2,zmを設計パラメータ、Qを荷重、Lを円錐ころ12における転動面12Aの有効接触部の母線方向長さ、E’を等価弾性係数、aを円錐ころ12の転動面の母線上にとった原点から有効接触部の端部までの長さ、A=2K1Q/πLE’としたときに、下記の式(1)で表される。
Crowning shape:
The shape of the crowning formed in the contact
ここで、円錐ころ12のクラウニング部22、24の形状は、上記の数式によって求められた対数曲線クラウニングとしている。しかし、上記の数式に限られるものではなく、他の対数クラウニング式を用いて対数曲線を求めてもよい。
Here, the shapes of the crowning
内輪軌道面および外輪軌道面の形状:
次に、内輪軌道面13Aの母線方向の形状を図14~図16に基づいて説明する。図14は内輪13の詳細形状を示す部分断面模式図である。図15は、図14の領域XVの拡大模式図である。図16は、図14に示した内輪軌道面13Aの母線方向の形状を示す模式図である。図14および図15では、円錐ころ12の大端面16側の一部輪郭を2点鎖線で示す。
Shape of inner ring raceway surface and outer ring raceway surface:
Next, the shape of the inner
図14~図16に示すように、内輪軌道面13Aは、緩やかな円弧のフルクラウニング形状に形成され、逃げ部25A、25Bに繋がっている。緩やかな円弧のフルクラウニングの曲率半径Rcは、内輪軌道面13Aの両端でたとえば5μm程度のドロップ量が生じる極めて大きなものである。図14に示すように、内輪軌道面13Aには逃げ部25A、25Bが設けられているので、内輪軌道面13Aの有効軌道面幅はLGとなる。
As shown in FIGS. 14 to 16, the inner
図15に示すように、大鍔面18の半径方向の外側には、大鍔面18に滑らかに接続する逃げ面18Aが形成されている。逃げ面18Aと円錐ころ12の大端面16との間に形成される楔形隙間によって、潤滑油の引き込み作用を高め、十分な油膜を形成することができる。内輪軌道面13Aの母線方向の形状は、緩やかな円弧のフルクラウニング形状を例示したが、これに限られず、ストレート形状としてもよい。
As shown in FIG. 15, a
以上では、内輪13の内輪軌道面13Aの母線方向の形状を説明したが、外輪軌道面11Aの母線方向の形状も同様であるので、説明は繰り返さない。
In the above, the shape of the inner
ここで、円錐ころ12の転動面12Aを対数クラウニング形状(中央部23はストレート形状)とすると共に、内輪軌道面13Aおよび外輪軌道面11Aをストレート形状又は緩やかな円弧のフルクラウニング形状とした本実施形態に至った検証結果を次に説明する。
Here, the rolling
自動車のトランスミッション用円錐ころ軸受(内径φ35mm、外径φ62mm、幅18mm)で、ミスアライメントがある低速条件(1速)の場合と、ミスアライメントがない高速条件(4速)の場合とにおける外輪軌道面11Aの接触面圧と、円錐ころ12の転動面12Aの有効転動面幅L(図12参照)に対する接触楕円の比を検証した。検証に用いた試料を表3に示す。
Outer ring track for conical roller bearings for automobile transmissions (inner diameter φ35 mm, outer diameter φ62 mm,
検証結果を表4に示す。 The verification results are shown in Table 4.
ミスアライメント無しで高速条件では、荷重条件が比較的軽いため、表4に示すように、試料4、試料5のいずれもエッジ面圧(PEDGE)の発生はない。一方、試料5では、外輪のフルクラウニングのドロップ量が大きく、接触楕円(長軸半径)が短くなるので、接触領域が長い場合に比べて、当り位置の中心Cのばらつきが大きくなり、円錐ころのスキューを誘発しやすくなり、実用不可(NG)とした。
Under high-speed conditions without misalignment, the load conditions are relatively light, so as shown in Table 4, neither
一方、ミスアライメントありで低速条件では、高荷重であるため、試料5では、ころ有効転動面幅Lに対する接触楕円の比は100%となり、外輪にはエッジ面圧が発生する。さらに、エッジ当りとなることで、円錐ころの小端面側で接触駆動されるようになることから、大きなスキューを誘発してしまい、実用不可(NG)とした。 On the other hand, in the sample 5, the ratio of the contact ellipse to the effective roller rolling surface width L is 100% and the edge surface pressure is generated in the outer ring because the load is high under the low-speed condition with misalignment. Further, when it hits the edge, it is contact-driven on the small end surface side of the conical roller, which induces a large skew, which makes it impractical (NG).
以上より、スキューを抑制するためには、外輪に大きなドロップ量のフルクラウニングを施すことは好ましくないことが検証され、試料4の有意性が確認できた。
From the above, it was verified that it is not preferable to apply a large drop amount of full crowning to the outer ring in order to suppress skew, and the significance of
<各種特性の測定方法>
窒素濃度の測定方法:
外輪11、円錐ころ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、円錐ころ12については、図12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と垂直な方向に円錐ころ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、円錐ころ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円錐ころ12の窒素濃度とする。
<Measurement method of various characteristics>
Nitrogen concentration measurement method:
For bearing parts such as the
また、外輪11および内輪13については、たとえば軌道面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。
For the
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。加熱温度500℃×加熱時間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0.5mm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。
How to measure the distance from the outermost surface to the bottom of the nitrogen-enriched layer:
For the
また、円錐ころ12については、図12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。
Further, for the
ころの大端面の曲率半径の測定方法:
図7に示した円錐ころ12の大端面16における実曲率半径Rprocessおよび仮想曲率半径Rvirtualは、研削加工により実際に形成された円錐ころに対して任意の方法により測定され得るが、例えば表面粗さ測定機(例えばミツトヨ製表面粗さ測定機サーフテストSV‐3100)を用いて測定され得る。表面粗さ測定機を用いた場合には、まず転動軸を中心とする径方向に沿って測定軸を設定し、大端面の表面形状(母線方向の形状)を測定する。得られた大端面プロファイルに、上記頂点C1~C4および中間点P5およびP6をプロットする。上記実曲率半径Rprocessは、プロットされた頂点C1、中間点P5および頂点C2を通る円弧の曲率半径として算出される。上記仮想曲率半径Rvirtualは、プロットされた頂点C1、中間点P5,P6および頂点C4を通る円弧の曲率半径として算出される。あるいは、大端面16全体の仮想曲率半径Rvirtualは、「複数回入力」というコマンドを用いて4点を取った値で近似円弧曲線半径を算出することで決定してもよい。大端面16の母線方向の形状は、直径方向に1回の測定とした。
How to measure the radius of curvature of the large end face of a roller:
The actual radius of curvature R process and the virtual radius of curvature R virtual on the
一方で、設定曲率半径Rは、実際の研削加工により得られた円錐ころの各寸法等から、例えばJIS規格等の工業規格に基づいて見積もられる。 On the other hand, the set radius of curvature R is estimated from each dimension of the conical roller obtained by the actual grinding process, for example, based on an industrial standard such as a JIS standard.
表面粗さの測定方法:
円錐ころ12の大端面16の算術平均粗さRaは任意の方法により測定できるが、たとえば表面粗さ測定機(例えばミツトヨ製表面粗さ測定機サーフテストSV‐3100)を用いて測定され得る。大端面の算術平均粗さ算術平均粗さRaは、たとえば上記測定機のスタイラスを円錐ころ12の大端面16に接触させる方法により測定できる。また、大端面16において、大鍔面と接触する円周状の表面領域である凸部16Aの算術平均粗さRaの最大値と最小値との差は、当該凸部16Aの任意の4か所について表面粗さ測定機を用いて算術平均粗さRaを測定し、当該4か所の表面粗さの最大値と最小値との差を算出することにより求めることができる。
Surface roughness measurement method:
The arithmetic average roughness Ra of the
<円錐ころ軸受の作用効果>
本発明者は、円錐ころ軸受に関する以下の事項に着目し、上述した円錐ころ軸受の構成に想到した。
(1)円錐ころの大端面の設定曲率半径と加工後の実曲率半径との比率
(2)ころ係数γ
(3)円錐ころのスキューを抑制する内外輪の軌道面の形状
(4)円錐ころの転動面への対数クラウニングの適用
(5)円錐ころ、内輪および外輪への窒素富化層の適用
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。
<Effects of conical roller bearings>
The present inventor paid attention to the following matters concerning the conical roller bearing, and came up with the above-mentioned configuration of the conical roller bearing.
(1) Ratio of the set radius of curvature of the large end face of the conical roller to the actual radius of curvature after processing (2) Roller coefficient γ
(3) Shape of the raceway surface of the inner and outer rings that suppresses skew of the conical roller (4) Application of logarithmic crowning to the rolling surface of the conical roller (5) Application of the nitrogen-enriched layer to the conical roller, inner ring and outer ring The following Although there are some overlaps, the characteristic configurations of the above-mentioned conical roller bearings are listed.
設定曲率半径Rと距離RBASEの比率R/RBASEの値を上述のように設定することで、円錐ころ12の大端面16と内輪13の大鍔面18との接触部において十分な油膜厚さを確保して円錐ころ12と大鍔面18との接触および摩耗の発生を抑制し、当該接触部での発熱を抑制できる。
By setting the ratio R / R BASE value of the set radius of curvature R and the distance R BASE as described above, a sufficient oil film thickness is provided at the contact portion between the
なお、比率R/RBASEの値については、以下の知見を参考として決定した。図17は、内輪13の大鍔面18と円錐ころ12の大端面16との間に形成される油膜厚さtを、Karnaの式を用いて計算した結果を示す。縦軸は、R/RBASE=0.76のときの油膜厚さt0に対する油膜厚さtの比t/t0である。油膜厚さtはR/RBASE=0.76のとき最大となり、R/RBASEが0.87を越えると急激に減少する。
The value of the ratio R / R BASE was determined with reference to the following findings. FIG. 17 shows the result of calculating the oil film thickness t formed between the
図18は、内輪13の大鍔面18と円錐ころ12の大端面16間の最大ヘルツ応力Pを計算した結果を示す。縦軸は、図17と同様に、R/RBASE=0.76のときの最大ヘルツ応力P0に対する比P/P0で示す。最大ヘルツ応力Pは、R/RBASEの増大に伴って単調に減少する。内輪13の大鍔面18と円錐ころ12の大端面16間の辷り摩擦によるトルクロスと発熱とを低減するためには、油膜厚さtを厚く、最大ヘルツ応力Pを小さくすることが望ましい。本発明者らは、図17および図18の計算結果を参考とし、耐焼付き試験結果および製造時の交差レンジなどを考慮して上記比率R/RBASEの条件を決定した。
FIG. 18 shows the result of calculating the maximum Hertz stress P between the
ここで、図17に示すように設定曲率半径Rと距離RBASEとの関係は、Karnaの式により油膜厚さtとの関係が一義的に決定される。しかし、後述するようにRBASEが大きくなるにつれ、ころのスキュー角度が大きくなる傾向がある。そのため、当該スキュー角度の影響を考慮し、比率R/RBASEの数値範囲を設定した。 Here, as shown in FIG. 17, the relationship between the set radius of curvature R and the distance R BASE is uniquely determined by Karna's equation with respect to the oil film thickness t. However, as will be described later, as the R BASE increases, the skew angle of the rollers tends to increase. Therefore, the numerical range of the ratio R / R BASE was set in consideration of the influence of the skew angle.
なお、ここでは図17に示したようにKarnaの式を用いて比率R/RBASEと油膜厚さとの関係を特定しているが、当該関係に影響を及ぼす因子としては軸受の回転速度や荷重、潤滑油の粘度などの軸受の使用条件が考えられる。発明者が検討したところ、このような他の因子を総合的に考慮すると比率R/RBASEの値が0.8程度であれば、平均的に最も油膜厚さが十分に維持できる。そのため、上述したように上記比率R/RBASEの値については0.8を中央値としてその範囲を決定している。 Here, as shown in FIG. 17, the relationship between the ratio R / R BASE and the oil film thickness is specified using Karna's equation, but the factors that affect the relationship are the rotational speed and load of the bearing. , Bearing usage conditions such as the viscosity of lubricating oil can be considered. As a result of examination by the inventor, when the value of the ratio R / R BASE is about 0.8 when such other factors are comprehensively considered, the oil film thickness can be sufficiently maintained on average. Therefore, as described above, the range of the ratio R / R BASE value is determined with 0.8 as the median value.
また、実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比率Rprocess/Rの値を上述のように設定することで、円錐ころ12の大端面16と内輪13の大鍔面18との接触面圧を低減できる。さらに、円錐ころ12のスキューを抑制し大端面16と大鍔面18との接触部での油膜厚さを安定して確保することができる。
Further, by setting the value of the ratio R process / R of the actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R as described above, the contact surface between the
さらに、円錐ころ軸受10は、ころ係数が0.90を超えている。円すいころ軸受のころ係数γをγ>0.90にすることにより、負荷容量が向上するばかりでなく、軌道面の最大面圧を低下させることができるため、過酷潤滑条件下での極短寿命での表面起点剥離を防止することができる。
Further, the
上記円錐ころ軸受10では、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つにおいて窒素富化層11B、12B、13Bが形成されていてもよい。このような円錐ころ軸受10は、転動疲労寿命が向上して長寿命かつ高い耐久性を有する。さらに、当該窒素富化層11B、12B、13Bが形成されたことにより焼き戻し軟化抵抗性が向上することから、大端面16と大鍔面18との接触部が滑り接触により昇温された場合でも高い耐焼付き性を示すことができる。窒素富化層12B、13Bは大端面16と大鍔面18との両方に形成されてもよい。窒素富化層12Bは大端面16における上記円周状の表面領域(凸部16A)に形成されていてもよい。
In the
上記円錐ころ軸受10では、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以上であってもよい。この場合、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た円錐ころ軸受10を得ることができる。
In the
上記円錐ころ軸受10では、円錐ころ12の転動軸の延在方向における転動面の幅をL、内輪軌道面13Aと転動面12Aとの当たり位置の、上記延在方向における転動面12Aの中点Nから大端面16側へのずれ量をαとしたとき、幅Lとずれ量αとの比率α/Lが0%以上20%未満であってもよい。異なる観点から言えば、当該当たり位置が、転動軸の延在方向における転動面12Aの中央位置または該中央位置よりも大端面16側にあることが好ましい。この場合、当該当たり位置が転動軸の延在方向における転動面の中央位置よりも小端面側にある場合と比べて、ころにスキューを発生させる接線力の発生位置(大端面16と内輪13の大鍔面18との接点位置)から当該当たり位置までの距離を小さくできるので、ころのスキュー角を低減でき、回転トルクの増大を抑制し得る。
In the
上記円錐ころ軸受10では、内輪13において、内輪軌道面13Aと大鍔面18とが交わる隅部には逃げ部25Aが形成されていてもよい。この場合、円錐ころ12の転動面12Aにおける大端面16側の端部が逃げ部25Aに位置することで、当該端部が内輪13と接触することを防止できる。
In the
上記円錐ころ軸受10では、内輪13の中心軸を通る断面において、内輪軌道面13Aおよび外輪軌道面11Aは直線状または円弧状であってもよい。円錐ころ12の転動面12Aにはクラウニングが形成されてもよい。クラウニングのドロップ量の和は、円錐ころ12の転動面の母線をy軸とし、母線直交方向をz軸とするy-z座標系において、K1,K2,zmを設計パラメータ、Qを荷重、Lを円錐ころ12における転動面12Aの有効接触部の母線方向長さ、E’を等価弾性係数、aを円錐ころ12の転動面12Aの母線上にとった原点から有効接触部の端部までの長さ、A=2K1Q/πLE’としたときに、式(1)で表されてもよい。
In the
この場合、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、円錐ころ12の転動面12Aにおける摩耗の発生を抑制できる。
In this case, since the rolling
また、内輪13の中心軸を通る断面において、内輪軌道面13Aおよび外輪軌道面11Aが直線状または円弧状となっており、円錐ころ12の転動面12Aは中央部がたとえばストレート面となっており当該ストレート面に連なっていわゆる対数クラウニングが設けられているので、円錐ころ12の転動面12Aと内輪軌道面13Aおよび外輪軌道面11Aとの接触領域の寸法(たとえば接触楕円の長軸寸法)を長くすることができ、結果的にスキューを抑制できる。さらに、内輪軌道面13Aまたは外輪軌道面11Aと転動面12Aとの当たり位置のばらつきを小さくできる。
Further, in the cross section passing through the central axis of the
また、上述のように転動面12Aと内輪軌道面13Aおよび外輪軌道面11Aとの接触領域の寸法(たとえば接触楕円の長軸寸法)を長くすると、モーメント荷重が作用するような使用条件ではころに従来のようなフルクラウニングを形成している場合、母線方向の端部においてエッジ面圧が発生する恐れがある。しかし上記円錐ころ軸受10では円錐ころ12に対数クラウニングが適用されているため、必要な接触領域の寸法を確保しつつ、このようなエッジ面圧の発生を抑制できる。
Further, if the dimension of the contact region between the rolling
ここで、上述した対数クラウニングの効果についてより詳細に説明する。図19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20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19および図20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19および図20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19および図20の右側の縦軸は、接触面圧(単位:GPa)を示している。 Here, the effect of the logarithmic crowning described above will be described in more detail. FIG. 19 is a diagram showing the contour line of a roller whose contour line is represented by a logarithmic function and the contact surface pressure on the rolling surface of the roller superimposed. FIG. 20 is a diagram showing the contour line of a roller having an auxiliary arc between the crowning of the partial arc and the straight portion and the contact surface pressure on the rolling surface of the roller superimposed. The vertical axis on the left side of FIGS. 19 and 20 shows the drop amount (unit: mm) of crowning. The horizontal axis of FIGS. 19 and 20 indicates the position (unit: mm) in the axial direction of the roller. The vertical axis on the right side of FIGS. 19 and 20 shows the contact surface pressure (unit: GPa).
円錐ころの転動面の輪郭線を部分円弧のクラウニングとストレート部とを有する形状に形成した場合、図20に示すように、ストレート部、補助円弧及びクラウニング相互間の境界における勾配が連続であっても、曲率が不連続であると接触面圧が局所的に増加する。そのため、油膜切れや表面損傷を招く恐れがある。十分な膜厚の潤滑膜が形成されていないと、金属接触による摩耗が生じやすくなる。接触面に部分的に摩耗が生じると、その近辺で、より金属接触が生じやすい状態となるため、接触面の摩耗が促進され、円錐ころが損傷に至る不都合が生じる。 When the contour line of the rolling surface of the conical roller is formed into a shape having a crowning of a partial arc and a straight portion, as shown in FIG. 20, the gradient at the boundary between the straight portion, the auxiliary arc, and the crowning is continuous. However, if the curvature is discontinuous, the contact surface pressure will increase locally. Therefore, there is a risk of oil film shortage and surface damage. If a lubricating film having a sufficient film thickness is not formed, wear due to metal contact is likely to occur. When the contact surface is partially worn, metal contact is more likely to occur in the vicinity thereof, so that the wear of the contact surface is promoted and the conical roller is inconvenienced to be damaged.
そこで、接触面としての円錐ころの転動面に、輪郭線が対数関数で表されるクラウニングを設けた場合、例えば図19に示すように、図20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19及び図20には、ころの母線方向を横軸とすると共に母線直交方向を縦軸とする直交座標系に、内輪又は外輪ところの有効接触部の中央部に横軸の原点Oを設定してころの輪郭線を示すと共に、面圧を縦軸として接触面圧を重ねて示している。このように、上述のような構成を採用することで長寿命かつ高い耐久性を示す円錐ころ軸受10を実現できる。
Therefore, when the rolling surface of the conical roller as the contact surface is provided with crowning whose contour line is represented by a logarithmic function, for example, as shown in FIG. 19, crowning represented by a partial arc of FIG. 20 is provided. The local surface pressure is lower than in the case, and the contact surface can be less likely to be worn. Therefore, even when the thickness of the lubricating film becomes thin due to the reduction of the amount of lubricant existing on the rolling surface of the conical roller or the decrease in viscosity, the contact surface is prevented from being worn and the conical roller is prevented from being damaged. Can be done. In FIGS. 19 and 20, the origin O of the horizontal axis is located at the center of the effective contact portion of the inner ring or the outer ring in the Cartesian coordinate system in which the direction of the bus of the roller is the horizontal axis and the direction perpendicular to the bus is the vertical axis. Is set to show the outline of the roller, and the contact surface pressure is also shown with the surface pressure as the vertical axis. As described above, by adopting the above-mentioned configuration, it is possible to realize a
上記円錐ころ軸受10において、実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比率Rprocess/Rが0.8以上であってもよい。
In the
この場合、自動車のトランスミッションに適用された円錐ころ軸受10では他の機械装置(たとえばデファレンシャル装置など)に適用された場合より潤滑環境が良好ではないため、上記比率Rprocess/Rを0.8以上とすることで、円錐ころ12の大端面16と内輪13の大鍔面18との接触部における油膜厚さを十分に厚くできる。
In this case, the
上記円錐ころ軸受10において、円錐ころ12の大端面16の算術平均粗さ算術平均粗さRaが0.10μmRa以下であってもよい。この場合、円錐ころ12の大端面16と内輪13の大鍔面18との接触部における油膜厚さを十分に確保できる。
In the
ここで、円錐ころ12のスキュー角と比率R/RBASEとの関係について検討する。比率R/RBASEは、円すいころ12の大端面16が、設定した理想的な球面(加工誤差を含まない)での接触状態であることを条件とする。比率R/RBASEと円錐ころ12のスキュー角との関係を表5に示す。
Here, the relationship between the skew angle of the
表5に示すように、ころのR/RBASE比が小さくなる程、スキュー角は大きくなる。一方、すでに説明した図5に示した円錐ころ12の大端面16の曲率半径Rは大端面16が理想的な球面でできていた時の曲率半径であり、大端面16は図6に示すようにR152=R364=R1564という条件が成り立つ、理想的な単一円弧曲線となる。しかし、実際には図7に示すように円錐ころ12の大端面16は、円錐ころ12の円錐角の頂点を中心とする1つの球面の一部とならない。図7に示すように、大端面16全体のR1564に対して片側のR152は同一ではなく、R1564より小さくなる。
As shown in Table 5, the smaller the R / R BASE ratio of the rollers, the larger the skew angle. On the other hand, the radius of curvature R of the
図7に示すように円錐ころ12の大端面16における両端面がダレた場合、大端面16と内輪13の大鍔面18とは大端面16の片側(凸部16A)においてしか接触しない。このため、計算上の大端面16のR寸法はR152(図7の実曲率半径Rprocess)となり、理想的なR寸法(設定曲率半径R)に対して小さくなる(比率Rprocess/Rが小さくなる)。この結果、大鍔面18と大端面16との接触面圧が上昇すると同時にスキュー角も増加する。スキュー角が増大すると、円錐ころ12と大鍔面18との接触部で生じる接触楕円が大鍔面18をはみ出すことで油膜が切れ、結果的にかじり疵や焼付きが発生す場合がある。
As shown in FIG. 7, when both end faces of the
ここで、潤滑状態が十分ではない環境下では、円錐ころ12のスキュー角が増加し、更に大鍔面18と大端面16との接触部における接触面圧も上昇すると、円錐ころ12と大鍔面18間の油膜パラメータΛが低下する。油膜パラメータΛが1を切ると金属接触が始まる境界潤滑となる。この結果、円錐ころ12の大端面16と内輪の大鍔面18との接触部では摩耗が生じ始め、この状態が続くと更に摩耗が促進され、焼付きの発生の懸念が高まる。
Here, in an environment where the lubrication state is not sufficient, the skew angle of the
ここで、油膜パラメータΛとは「弾性流体潤滑理論により求まる油膜厚さhところの大端面および内輪の大鍔面の二乗平均粗さの合成粗さσとの比」で定義される。すなわち油膜パラメータΛ=h/σである。また、算術平均粗さRaと自乗平均粗さRqには一般にRq=1.25Raの関係があり、ころの大端面の自乗平均粗さをRq1と、大鍔面の自乗平均粗さをRq2とすると、合成粗さσはこのRqを用いて、σ=√((Rq1 2+Rq2 2)/2)と表せる。 Here, the oil film parameter Λ is defined by "the ratio of the root mean square roughness of the large end surface and the large flange surface of the inner ring where the oil film thickness h is obtained by the elastic fluid lubrication theory to the combined roughness σ". That is, the oil film parameter Λ = h / σ. Further, the arithmetic mean roughness Ra and the root mean square Rq generally have a relationship of Rq = 1.25Ra, and the root mean square roughness of the large end surface of the roller is Rq 1 and the root mean square roughness of the large flange surface is Rq. If it is 2 , the synthetic roughness σ can be expressed as σ = √ ((Rq 1 2 + Rq 2 2 ) / 2) using this Rq.
油膜パラメータΛは合成粗さσに依存し、σの値が小さいほど油膜厚さを厚くすることができる。このため、円錐ころ12の大端面16と内輪13の大鍔面18の表面粗さは超仕上げ相当の粗さであり、σの値は0.09μmRq以下であることが望ましい。
The oil film parameter Λ depends on the synthetic roughness σ, and the smaller the value of σ, the thicker the oil film thickness. Therefore, the surface roughness of the
上述した研削加工に伴う、設定曲率半径Rと円錐ころの大端面の曲率半径(実曲率半径Rprocess)の差による影響についての検討結果より、実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比に着目し、大端面と大鍔面との接触面圧、油膜厚さ、スキュー角、油膜パラメータとの関係を検証した。さらに、実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比の実用可能な範囲の検証には、すべり接触となる内輪の大鍔面と円錐ころの大端面との間の潤滑油使用温度のピーク時における潤滑状態の厳しさのレベルが影響することが判明した。 The ratio of the actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R based on the results of the examination of the effect of the difference between the set radius of curvature R and the radius of curvature of the large end face of the conical roller (actual radius of curvature R process ) due to the above-mentioned grinding process. We examined the relationship between the contact surface pressure between the large end surface and the large radius surface, the oil film thickness, the skew angle, and the oil film parameters. Furthermore, in order to verify the practical range of the ratio between the actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R, the peak of the lubricating oil operating temperature between the large flange surface of the inner ring and the large end surface of the conical roller, which is the sliding contact, is used. It has been found that the level of severity of lubrication at times has an effect.
このため、内輪の大鍔面と円錐ころの大端面との間の潤滑油使用温度のピーク時における潤滑状態の厳しさのレベルを表す指標を次のように検討した。(1)内輪の大鍔面と円錐ころの大端面との間の潤滑状態は、大鍔円錐ころの大端面の曲率半径(実曲率半径Rprocess)と潤滑油の使用温度により決まることに着目した。(2)また、トランスミッションやデファレンシャル用途で想定される使用潤滑油粘度に着目し、実用使用を加味し検討した。(3)そして、潤滑油使用温度のピーク時の最大条件として、120℃で3分(180秒)間継続する極めて厳しい温度条件を想定した。この温度条件は、ピーク時の最大条件であり、おおよそ3分を経過すれば、定常状態に戻るという意味を有し、この温度条件を本明細書において「想定ピーク温度条件」という。この「想定ピーク温度条件」に潤滑油の粘度特性を加味した潤滑状態において急昇温を生じない実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比を設定するための閾値が求められることを見出した。 Therefore, the index showing the level of severity of the lubrication state at the peak of the lubricating oil operating temperature between the large flange surface of the inner ring and the large end surface of the conical roller was examined as follows. (1) Note that the lubrication state between the large flange surface of the inner ring and the large end surface of the conical roller is determined by the radius of curvature (actual radius of curvature R process ) of the large end surface of the large flange cone roller and the operating temperature of the lubricating oil. did. (2) In addition, we focused on the viscosity of the lubricating oil used in transmissions and differential applications, and examined it in consideration of practical use. (3) Then, as the maximum condition at the peak of the lubricating oil operating temperature, an extremely severe temperature condition that continues for 3 minutes (180 seconds) at 120 ° C. was assumed. This temperature condition is the maximum condition at the peak time, and has the meaning of returning to the steady state after about 3 minutes, and this temperature condition is referred to as "assumed peak temperature condition" in the present specification. It was found that a threshold value for setting the ratio between the actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R that does not cause a rapid temperature rise in the lubricated state in which the viscosity characteristic of the lubricating oil is added to this "assumed peak temperature condition" is obtained. rice field.
以上の知見に基づいて、「想定ピーク温度条件」に潤滑油の粘度を加味した潤滑状態により、潤滑状態の厳しさのレベルを表す指標が次式で求められることを考案した。この指標を本明細書において「つば部潤滑係数」という。
「つば部潤滑係数」=120℃粘度×(油膜厚さh)2/180秒
ここで、油膜厚さhは、例えば、Karnaの以下の式から求められる。
Based on the above findings, it was devised that an index indicating the level of severity of the lubrication state can be obtained by the following equation according to the lubrication state in which the viscosity of the lubricating oil is added to the "assumed peak temperature condition". This index is referred to as "brimmed lubrication coefficient" in the present specification.
"Brim lubrication coefficient" = 120 ° C. viscosity x (oil film thickness h) 2/180 seconds Here, the oil film thickness h can be obtained from, for example, the following formula of Karna.
ここで、今回設定した「つば部潤滑係数」は、円錐ころ軸受のつば部潤滑限度を判明できる絶対評価指標値であると言える。自動車用途での上記とは別の条件での使用、または自動車用途以外の他の用途で使用される場合においては、潤滑油の最高温度、粘度又は想定ピーク温度条件を適宜変更して「つば部潤滑係数」を算出し、後述する閾値と比較し潤滑状態の厳しさを判別できる。更には、内輪の大鍔面が本発明のような概略直線ではなく曲面(中凹側)であったとしても、その曲面である大鍔面ところの大端面とで構成される幾何形状組合せにより算出される油膜厚さで「つば部潤滑係数」を導けば後述の閾値と比較し判別できる。すなわち、本明細書において、「つば部潤滑係数」は、油膜厚さ使用条件に基づいた絶対評価として表される円錐ころ軸受の潤滑状態の厳しさを評価した指標値である。本発明者は、円すいころ軸受の耐焼き付き性を向上するために、円すいころの大端面の最適な曲率半径と加工後の実曲率半径との比率を規定するとの新たな着想に至り、当該比率の最適化にあたっては、前述の通り実使用で絶対評価を可能とした「つば部潤滑係数」を導入して評価を行った。この評価によって、用途を限らない円すいころ軸受の耐焼き付き性向上に寄与する上記比率の規定を一般化し導き出すことができた。 Here, it can be said that the "brimmed lubrication coefficient" set this time is an absolute evaluation index value that can determine the brim lubrication limit of the conical roller bearing. When used under conditions other than the above in automobile applications, or when used in other applications other than automobile applications, the maximum temperature, viscosity, or assumed peak temperature conditions of the lubricating oil may be changed as appropriate to create a "brimmed part". The "lubrication coefficient" can be calculated and compared with the threshold value described later to determine the severity of the lubrication state. Further, even if the large flange surface of the inner ring is a curved surface (middle concave side) instead of a substantially straight line as in the present invention, the geometric shape combination composed of the large end surface of the large flange surface which is the curved surface is used. If the "brimmed lubrication coefficient" is derived from the calculated oil film thickness, it can be discriminated by comparing it with the threshold value described later. That is, in the present specification, the "brimmed lubrication coefficient" is an index value for evaluating the severity of the lubrication state of the conical roller bearing, which is expressed as an absolute evaluation based on the oil film thickness usage condition. The present inventor has come up with a new idea of defining the ratio between the optimum radius of curvature of the large end face of tapered rollers and the actual radius of curvature after processing in order to improve the seizure resistance of tapered roller bearings. In optimizing the bearing, the "brear lubrication coefficient", which enables absolute evaluation in actual use, was introduced and evaluated as described above. Through this evaluation, it was possible to generalize and derive the above-mentioned ratio specifications that contribute to the improvement of seizure resistance of tapered roller bearings that are not limited in use.
次に、本発明の実施の形態の変形例に係る円錐ころ軸受を説明する。本実施の形態の変形例に係る円錐ころ軸受は、一般的な円錐ころ軸受に比べて、「想定ピーク温度条件」に潤滑油の粘度特性を加味した潤滑状態の厳しさのレベルが、若干緩和されたレベルで使用されることと、円錐ころの大端面の実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比の実用可能な範囲が拡大された点が異なる。その他の構成及び技術内容については、上述した実施の形態に係る円錐ころ軸受と同じであるので、上述した実施の形態に係る円錐ころ軸受に関する説明のすべての内容を準用し、相違する点のみ説明する。 Next, a conical roller bearing according to a modified example of the embodiment of the present invention will be described. Compared to general conical roller bearings, the conical roller bearing according to the modified example of this embodiment has a slightly less severe level of lubrication in which the viscosity characteristics of the lubricating oil are added to the "assumed peak temperature conditions". The difference is that it is used at the specified level and the practical range of the ratio of the actual radius of curvature R process of the large end face of the conical roller to the set radius of curvature R is expanded. Since other configurations and technical contents are the same as those of the conical roller bearing according to the above-described embodiment, all the contents of the description of the conical roller bearing according to the above-described embodiment are applied mutatis mutandis, and only the differences are explained. do.
本実施の形態の変形例に係る円錐ころ軸受では、デファレンシャルによく使用されるギヤオイルであるSAE 75W-90を試料とし、「つば部潤滑係数」を算出した。75W-90の120℃粘度は10.3cSt(=10.3mm2/s)で、式(2)より求めた油膜厚さhは、実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比の各値に対して表6のとおりである。 In the conical roller bearing according to the modified example of the present embodiment, the "brimmed lubrication coefficient" was calculated using SAE 75W-90, which is a gear oil often used for differentials, as a sample. The viscosity of 75W-90 at 120 ° C. is 10.3 cSt (= 10.3 mm 2 / s), and the oil film thickness h obtained from the equation (2) is the ratio of the actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R, respectively. Table 6 shows the values.
75W-90の120℃粘度は、VG32に比べて若干高く、「想定ピーク温度条件」に潤滑油の粘度特性を加味した潤滑状態は、上述した実施の形態の場合に比べて若干緩和された条件となる。この潤滑状態を本明細書において「厳しい潤滑状態」という。 The viscosity of 75W-90 at 120 ° C. is slightly higher than that of VG32, and the lubrication state in which the viscosity characteristics of the lubricating oil are added to the "assumed peak temperature condition" is a condition that is slightly relaxed as compared with the case of the above-described embodiment. Will be. This lubrication state is referred to as a "severe lubrication state" in the present specification.
本発明の実施の形態の変形例に係る円錐ころ軸受について、回転試験機を用いた耐焼付き試験を実施した。耐焼付き試験の試験条件は以下のとおりである。
<試験条件>
・負荷荷重:ラジアル荷重4000N、アキシアル荷重7000N
・回転数:7000min-1
・潤滑油:SAE 75W-90
・供試軸受:円錐ころ軸受(内径φ35mm、外径φ74mm、幅18mm)
実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比の各値に対して、大端面と大鍔面との接触面圧、油膜厚さ、スキュー角、油膜パラメータ、「つば部潤滑係数」の結果を表7に示す。表7は接触面圧、油膜厚さ、スキュー角、油膜パラメータのそれぞれを比で表しているが、基準となる分母は、実曲率半径Rprocessが設定曲率半径Rと同一寸法に加工できた場合の値とし、各符号に0を付加している。
A seizure resistance test was carried out using a rotation tester for the conical roller bearing according to the modified example of the embodiment of the present invention. The test conditions for the seizure resistance test are as follows.
<Test conditions>
-Load load: Radial load 4000N, Axial load 7000N
・ Rotation speed: 7000min -1
-Lubricant: SAE 75W-90
-Test bearing: Conical roller bearing (inner diameter φ35 mm, outer diameter φ74 mm,
For each value of the ratio of the actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R, the contact surface pressure between the large end surface and the large flange surface, the oil film thickness, the skew angle, the oil film parameters, and the results of the "brimmed lubrication coefficient". Is shown in Table 7. Table 7 shows the contact surface pressure, oil film thickness, skew angle, and oil film parameter as ratios, but the reference denominator is when the actual radius of curvature R process can be processed to the same dimensions as the set radius of curvature R. The value is set to 0, and 0 is added to each code.
表7中の試験結果(1)~(6)、総合判定(1)~(6)の詳細を表8に示す。 Table 8 shows the details of the test results (1) to (6) and the comprehensive judgments (1) to (6) in Table 7.
表7および表8の結果より、デファレンシャル等のギヤオイルである75W-90が使用される「厳しい潤滑状態」では、実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比Rprocess/Rは、0.5以上であることが望ましいという結論に至った。したがって、本実施の形態は、実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比Rprocess/Rを0.5以上としている。このように、潤滑状態の厳しさのレベルを表す指標として「つば部潤滑係数」を導入することにより、実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比の実用可能な範囲を拡大することができる。これにより、使用条件に応じて、適正な軸受仕様を選定することができる。 From the results in Tables 7 and 8, in the "severe lubrication state" where 75W-90, which is a gear oil such as a differential, is used, the ratio R process / R of the actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R is 0. We came to the conclusion that 5 or more is desirable. Therefore, in this embodiment, the ratio R process / R of the actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R is set to 0.5 or more. In this way, by introducing the "brimmed lubrication coefficient" as an index showing the level of strictness of the lubrication state, it is possible to expand the practical range of the ratio between the actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R. can. This makes it possible to select appropriate bearing specifications according to the usage conditions.
実用可能な実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比を設定する際、閾値近辺のみを試験確認してもよい。これにより、設計工数を削減できる。なお、表7の「厳しい潤滑状態」では、実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比Rprocess/Rが0.4の場合でも十分な「つば部潤滑係数」が得られたが、表7よりも若干粘度の低い潤滑油を使用するような「厳しい潤滑状態」において、実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比Rprocess/Rが0.4の場合では、閾値8×10-9以上を満足しない可能性が考えられ、かつ、スキュー角も大きくなってしまうため、実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比Rprocess/Rとしては0.5以上が適正である。 When setting the ratio between the practical actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R, only the vicinity of the threshold may be tested and confirmed. This can reduce the design man-hours. In the "severe lubrication state" in Table 7, a sufficient "brimmed lubrication coefficient" was obtained even when the ratio R process / R of the actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R was 0.4. When the ratio R process / R of the actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R is 0.4 in a "severe lubrication state" in which a lubricating oil having a slightly lower viscosity than that in Table 7 is used, the threshold value is 8 ×. Since it is possible that 10-9 or more may not be satisfied and the skew angle becomes large, 0.5 or more is appropriate as the ratio R process / R of the actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R. be.
また、本発明の実施の形態の他の変形例に係る円錐ころ軸受について、トランスミッションによく使用される潤滑油であるタービン油ISO粘度グレード VG32を試料とし、「つば部潤滑係数」を算出した。VG32の120℃粘度は7.7cSt(=7.7mm2/s)で、油膜厚さhは式(2)より求めた。実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比の各値に対して、油膜厚さhは表9のとおりである。 Further, for the conical roller bearing according to another modification of the embodiment of the present invention, the "brimmed lubrication coefficient" was calculated using the turbine oil ISO viscosity grade VG32, which is a lubricating oil often used for transmission, as a sample. The viscosity of VG32 at 120 ° C. was 7.7 cSt (= 7.7 mm 2 / s), and the oil film thickness h was obtained from the formula (2). Table 9 shows the oil film thickness h for each value of the ratio of the actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R.
VG32の120℃粘度は低く、「想定ピーク温度条件」に潤滑油の粘度を加味した潤滑状態は極めて厳しい条件となる。この潤滑状態を本明細書において「極めて厳しい潤滑状態」という。 The viscosity of VG32 at 120 ° C. is low, and the lubrication state in which the viscosity of the lubricating oil is added to the "assumed peak temperature condition" is an extremely severe condition. This lubrication state is referred to as "extremely severe lubrication state" in the present specification.
併せて、回転試験機を用いた耐焼付き試験を実施した。耐焼付き試験の試験条件は以下のとおりである。
<試験条件>
・負荷荷重:ラジアル荷重4000N、アキシアル荷重7000N
・回転速度:7000min-1
・潤滑油:タービン油ISO VG32
・供試軸受:円錐ころ軸受(内径φ35mm、外径φ74mm、幅18mm)
実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比の各値に対して、大端面と大鍔面との接触面圧、油膜厚さ、スキュー角、油膜パラメータ、「つば部潤滑係数」の結果を表10に示す。表10は接触面圧、油膜厚さ、スキュー角、油膜パラメータのそれぞれを比で表しているが、基準となる分母は、実曲率半径Rprocessが設定曲率半径Rと同一寸法に加工できた場合の値とし、各符号に0を付加している。
At the same time, a seizure resistance test was conducted using a rotation tester. The test conditions for the seizure resistance test are as follows.
<Test conditions>
-Load load: Radial load 4000N, Axial load 7000N
・ Rotation speed: 7000min -1
-Lubricating oil: Turbine oil ISO VG32
-Test bearing: Conical roller bearing (inner diameter φ35 mm, outer diameter φ74 mm,
For each value of the ratio of the actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R, the contact surface pressure between the large end surface and the large flange surface, the oil film thickness, the skew angle, the oil film parameters, and the results of the "brimmed lubrication coefficient". Is shown in Table 10. Table 10 shows the contact surface pressure, oil film thickness, skew angle, and oil film parameter as ratios, but the reference denominator is when the actual radius of curvature R process can be processed to the same dimensions as the set radius of curvature R. The value is set to 0, and 0 is added to each code.
表10中の試験結果(1)~(6)、総合判定(1)~(6)の詳細を表11に示す。 The details of the test results (1) to (6) and the comprehensive judgment (1) to (6) in Table 10 are shown in Table 11.
表10、表11の結果より、トランスミッションオイルである低粘度のVG32が使用される「極めて厳しい潤滑状態」では、実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比Rprocess/Rは、0.8以上であることが望ましいという結論に至った。したがって、本実施の形態の他の変形例に係る円錐ころ軸受では、実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比Rprocess/Rを0.8以上としている。 From the results of Tables 10 and 11, in the "extremely severe lubrication state" in which the low viscosity VG32 which is the transmission oil is used, the ratio R process / R of the actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R is 0. We came to the conclusion that 8 or more is desirable. Therefore, in the conical roller bearing according to another modification of the present embodiment, the ratio R process / R of the actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R is set to 0.8 or more.
表10、表11の結果から次のことが判明した。算出した「つば部潤滑係数」と耐焼付き試験の結果を照合すると、「つば部潤滑係数」が8×10-9を超えるように実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比Rprocess/Rを設定すると実用可能であることが確認できた。これにより、実用可能な実曲率半径Rprocessと設定曲率半径Rとの比Rprocess/Rを設定するための閾値として「つば部潤滑係数」=8×10-9を用いることができる。 From the results in Tables 10 and 11, the following was found. Comparing the calculated "brimmed lubrication coefficient" with the result of the seizure resistance test, the ratio R process of the actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R so that the "brimmed lubrication coefficient" exceeds 8 × 10-9 . It was confirmed that it was practical to set R. Thereby, "brimmed lubrication coefficient" = 8 × 10 -9 can be used as a threshold for setting the ratio R process / R of the practical actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R.
<円錐ころ軸受の製造方法>
図21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22は、図21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23は、図22に示した熱処理パターンの変形例を示す模式図である。以下、円錐ころ軸受10の製造方法を説明する。
<Manufacturing method of conical roller bearings>
FIG. 21 is a flowchart for explaining a method for manufacturing the conical roller bearing shown in FIG. FIG. 22 is a schematic diagram showing a heat treatment pattern in the heat treatment step of FIG. 21. FIG. 23 is a schematic diagram showing a modified example of the heat treatment pattern shown in FIG. 22. Hereinafter, a method for manufacturing the
図21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、円錐ころ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、円錐ころ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13の点線で示した加工前表面12Eとなっている。
As shown in FIG. 21, first, the parts preparation step (S100) is carried out. In this step (S100), members to be bearing parts such as an
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、円錐ころ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22に示す。図22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23は、焼入れ途中で材料をA1変態点温度未満に冷却し、その後、再加熱して最終的に焼入れる方法を示す熱処理パターンを示す。これらの図において、処理T1では鋼の素地に炭素や窒素を拡散させまた炭素の溶け込みを十分に行なった後、A1変態点未満に冷却する。次に、図中の処理T2において、処理T1よりも低温に再加熱し、そこから油焼入れを施す。その後、たとえば加熱温度180℃の焼き戻し処理を実施する。
Next, the heat treatment step (S200) is carried out. In this step (S200), a predetermined heat treatment is performed in order to control the characteristics of the bearing component. For example, in order to form the nitrogen-enriched
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9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8に示したようなミクロ組織を得ることができる。上記の熱処理を受けた軸受部品は、転動疲労に対して長寿命であり、割れ強度を向上させ、経年寸法変化率も減少させることができる。
According to the above heat treatment, the crack strength is improved and the aging dimensional change rate is reduced while carburizing and nitriding the surface layer portion of the bearing component, rather than normal quenching, that is, carburizing and nitriding the surface layer portion of the bearing component once as it is. Can be done. According to the heat treatment step (S200), in the nitrogen-enriched
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。円錐ころ12については、図13に示したように切削加工などの機械加工によりクラウニング22Aおよび面取り部21を形成する。
Next, the processing step (S300) is carried out. In this step (S300), finishing is performed so that the final shape of each bearing component is obtained. As for the
次に、組立工程(S400)を実施する。この工程(S400)では、上記のように準備された軸受部品を組み立てることにより、図1に示した円錐ころ軸受10を得る。このようにして、図1に示した円錐ころ軸受10を製造することができる。
Next, the assembly step (S400) is carried out. In this step (S400), the
<円錐ころ軸受の用途の例>
次に、本実施の形態に係る円錐ころ軸受の用途の一例について説明する。本実施形態に係る円錐ころ軸受は、デファレンシャル又はトランスミッション等の自動車の動力伝達装置に組み込まれると好適である。すなわち、本実施形態に係る円錐ころ軸受は、自動車用円錐ころ軸受として用いると好適である。図24は、上述した円錐ころ軸受10を使用した自動車のデファレンシャルを示す。このデファレンシャルは、プロペラシャフト(図示省略)に連結され、デファレンシャルケース121に挿通されたドライブピニオン122が、差動歯車ケース123に取り付けられたリングギヤ124と噛み合わされ、差動歯車ケース123の内部に取り付けられたピニオンギヤ125が、差動歯車ケース123に左右から挿通されるドライブシャフト(図示省略)に連結されるサイドギヤ126と噛み合わされて、エンジンの駆動力がプロペラシャフトから左右のドライブシャフトに伝達されるようになっている。このデファレンシャルでは、動力伝達軸であるドライブピニオン122と差動歯車ケース123が、それぞれ一対の円錐ころ軸受10a、10bで支持されている。なお、円錐ころ軸受10は、自動車のデファレンシャルに限らず、トランスミッションに用いてもよい。
<Examples of applications for conical roller bearings>
Next, an example of the use of the conical roller bearing according to the present embodiment will be described. The conical roller bearing according to the present embodiment is preferably incorporated in a power transmission device of an automobile such as a differential or a transmission. That is, the conical roller bearing according to the present embodiment is suitable for use as a conical roller bearing for automobiles. FIG. 24 shows a differential of an automobile using the above-mentioned
ところで、自動車の動力伝達装置であるトランスミッション又はデファレンシャル等においては、省燃費化のために、潤滑油(オイル)の粘度を低下させたり、少油量化を図る傾向にあり、円錐ころ軸受において、十分な油膜が形成され難いことがある。よって、寿命が向上した上記の円錐ころ軸受10をトランスミッション又はデファレンシャルに組み込むことで上記要求を満たすことができる。
By the way, in transmissions or differentials, which are power transmission devices for automobiles, there is a tendency to reduce the viscosity of lubricating oil (oil) or reduce the amount of oil in order to reduce fuel consumption, which is sufficient for conical roller bearings. It may be difficult to form an oil film. Therefore, the above-mentioned requirements can be satisfied by incorporating the above-mentioned
以上のように本発明の実施の形態について説明を行ったが、上述の実施の形態を様々に変形することも可能である。また、本発明の範囲は上述の実施の形態に限定されるものではない。本発明の範囲は、特許請求の範囲によって示され、特許請求の範囲と均等の意味および範囲内でのすべての変更を含むことが意図される。 Although the embodiment of the present invention has been described above, it is possible to modify the above-described embodiment in various ways. Further, the scope of the present invention is not limited to the above-described embodiment. The scope of the present invention is indicated by the scope of claims and is intended to include all modifications within the meaning and scope equivalent to the scope of claims.
10,10a,120A,120B 軸受、11 外輪、11A 外輪軌道面、11B,12B,13B 窒素富化層、11C,12C,13C 未窒化部、12 円錐ころ、12A 転動面、12E 加工前表面、13 内輪、13A 内輪軌道面、14 保持器、16 大端面、16A 凸部、16B 凹部、16C,21 面取り部、17 小端面、18 大鍔面、18A 逃げ面、19 小鍔面、22,24 クラウニング部、22A クラウニング、23 ストレート部(中央部)、25A,25B 逃げ部、26 中心線、27 接触部クラウニング部分、31 第1測定点、32 第2測定点、33 第3測定点、41 大鍔部、42 小つば部、100 マニュアルトランスミッション、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。 10,10a, 120A, 120B bearing, 11 outer ring, 11A outer ring raceway surface, 11B, 12B, 13B nitrogen enriched layer, 11C, 12C, 13C unnitrided part, 12 conical rollers, 12A rolling surface, 12E unprocessed surface, 13 Inner ring, 13A Inner ring raceway surface, 14 Cage, 16 Large end surface, 16A convex part, 16B concave part, 16C, 21 chamfering part, 17 small end surface, 18 large flange surface, 18A escape surface, 19 small collar surface, 22, 24 Crowning part, 22A crowning, 23 straight part (center part), 25A, 25B relief part, 26 center line, 27 contact part crowning part, 31 1st measurement point, 32 2nd measurement point, 33 3rd measurement point, 41 large Collar, 42 small brim, 100 manual transmission, 106 small ring, 107 large ring, 108 pillars, 109 pockets, 121 differential case.
Claims (5)
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、
前記大端面は、前記大端面の最外周に配置された面取り部と、前記面取り部の内周側に環状に配置された凸部と、前記凸部の内周側に配置された凹部とを含み、
前記大端面は、前記円錐ころの転動軸に沿った断面において、前記凸部の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をさらに含み、
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る前記円錐ころの前記大端面の設定曲率半径をR、前記円錐ころの円錐角の頂点から前記内輪の大鍔面までの距離をRBASEとしたとき、
前記設定曲率半径Rと前記距離RBASEの比率R/RBASEの値を0.75以上0.87以下とし、
前記円錐ころの前記大端面の研削加工後の実曲率半径をRprocessとしたとき、前記実曲率半径R process は前記設定曲率半径Rよりも短く、前記実曲率半径Rprocessと前記設定曲率半径Rとの比率Rprocess/Rが0.5以上である、円錐ころ軸受。 An outer ring having an outer ring raceway surface on the inner peripheral surface,
An inner ring having an inner ring raceway surface and a large collar plane arranged on a larger diameter side than the inner ring raceway surface on the outer peripheral surface, and an inner ring arranged inside the outer ring.
A plurality of conical rollers having a rolling surface in contact with the outer ring raceway surface and the inner ring raceway surface and a large end surface in contact with the large collar surface, and arranged between the outer ring raceway surface and the inner ring raceway surface. When,
It comprises a plurality of pockets arranged at predetermined intervals in the circumferential direction, and includes a cage for accommodating and holding each of the plurality of conical rollers in each of the plurality of pockets.
The roller coefficient γ exceeds 0.90,
The large end surface includes a chamfered portion arranged on the outermost periphery of the large end surface, a convex portion arranged in an annular shape on the inner peripheral side of the chamfered portion, and a concave portion arranged on the inner peripheral side of the convex portion. Including,
The large end surface has points C1 and C4 connecting the outer peripheral end of the convex portion and the chamfered portion in a cross section along the rolling axis of the conical roller, and the inner peripheral end and the concave portion of the convex portion. Further includes points C2 and C3 connecting the above points C2 and C3, an intermediate point P5 between the points C1 and the point C2 on the large end face, and an intermediate point P6 between the points C3 and the point C4 on the large end surface.
In the cross section, the radius of curvature of the large end face of the conical roller, which is the radius of curvature of a single arc passing through the point C1, the intermediate point P5, the intermediate point P6, and the point C4, is R, of the conical roller. When the distance from the apex of the conical angle to the large flange surface of the inner ring is R BASE ,
The value of the ratio R / R BASE of the set radius of curvature R and the distance R BASE is set to 0.75 or more and 0.87 or less.
When the actual radius of curvature of the conical roller after grinding of the large end surface is R process , the actual radius of curvature R process is shorter than the set radius of curvature R, and the actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R A conical roller bearing having a ratio R process / R of 0.5 or more.
前記円錐ころの前記転動面にはクラウニングが形成され、
前記クラウニングのドロップ量の和は、前記円錐ころの前記転動面の母線をy軸とし、母線直交方向をz軸とするy-z座標系において、K1,K2,zmを設計パラメータ、Qを荷重、Lを前記円錐ころにおける前記転動面の有効接触部の母線方向長さ、E’を等価弾性係数、aを前記円錐ころの前記転動面の母線上にとった原点から前記有効接触部の端部までの長さ、A=2K1Q/πLE’としたときに、式(1)で表される、請求項1~3のいずれか1項に記載の円錐ころ軸受。
Crowning is formed on the rolling surface of the conical roller.
The sum of the drop amounts of the crowning has K 1 , K 2 , and z m as design parameters in the y-z coordinate system in which the generatrix of the rolling surface of the conical roller is the y-axis and the generatrix orthogonal direction is the z-axis. , Q is the load, L is the length of the effective contact portion of the rolling surface of the conical roller in the generatrix direction, E'is the equivalent elastic coefficient, and a is from the origin taken on the generatrix of the rolling surface of the conical roller. The conical roller bearing according to any one of claims 1 to 3, represented by the formula (1), when the length to the end of the effective contact portion is A = 2K 1 Q / πLE'. ..
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