JPWO2002070910A1 - 転動装置 - Google Patents

Abstract

可動子、支持体、転動体のうち少なくとも１つが、セラミック材料、サーメット、超硬合金のうち何れか１種類の材料から形成され、該材料は、曲げ強度と密度との比が１．２×１０７ｍｍ以上の材料である転動装置において、支持体または可動子としての案内レール１３は、曲げ強度と密度との比が１．２×１０７ｍｍ以上のセラミック材料から形成され、かつ表面粗さが０．５μｍＲａ以下の平面部を有している。また、案内レール１３は取付け部材との干渉を避けるための切欠き部１８の角部１８ａは０．１ｍｍ以上の曲率半径で形成されている。

Description

技術分野
本発明は、転がり軸受，直動案内装置，ボールねじ等の転動装置に係り、特に、各種スピンドル，各種ポンプ，半導体製造装置（搬送装置など），工作機械，タービン等のような高速，腐食環境下，高温環境下，又はラジアル荷重を支持する環境下において、高荷重下で使用可能な転動装置に関する。
背景技術
コンピュータや携帯電話などの電子機器を製造する工程などで使用される電子部品実装装置は、例えば基板が置かれるＸＹテーブルの上方に電子部品吸着ヘッドを上下動可能に設け、このヘッドで半導体デバイス等の電子部品を吸着して基板の所定位置に電子部品を実装するように構成されている。従って、このような電子部品実装装置で基板の所定位置に電子部品を正確に実装するためには、ＸＹテーブルの位置決め精度を向上させると共に電子部品吸着ヘッドを上下方向に往復動させるヘッド昇降機構の位置決め精度を向上させる必要があり、そのためにはヘッド昇降機構のリニアガイドとして用いられる直動案内装置の位置決め精度を高める必要がある。
特に、最近では電子機器自体の小型化に伴い、基板に実装される電子部品の小型化および基板の高集積化が進み、電子部品を実装する際の位置決め精度は数μｍオーダにまで達しているため、直動案内装置に要求される位置決め精度も上昇の一歩を辿っている。
また、生産効率を高めるために、実装速度も増加する傾向にあり、例えば１サイクルが０．５〜０．１秒以下となるような速度で電子部品の実装を可能とするためには、電子部品吸着ヘッドを高速で上下動させることのできるヘッド昇降機構を必要とされ、そのためにはヘッド昇降機構に組み込まれる直動案内装置もヘッドの高速での往復動に対応できるものでなければならない。なお、これらの要求は上述したヘッド昇降機構に用いられる直動案内装置だけでなく、例えばワイヤボンディング装置のボンディングヘッド昇降機構に用いられる直動案内装置についても同様のことが言える。
ところで、電子部品実装装置の電子部品吸着ヘッドやワイヤボンディング装置のボンディングヘッドなどを精度よく高速で上下動させるためには、直動案内装置の案内レールを高剛性化して案内レールに生じる撓みや振動等を小さくする必要があり、このような案内レールの高剛性化を図った直動案内装置として、例えば特開昭６２−１７５６９１号公報（特公平６−４４０５１号公報）に開示されたものが知られている。また、特開平１１−６２９５８号公報には、案内レールのレール材料として超硬合金を使用する技術が開示されている。
しかしながら、特開昭６２−１７５６９１号公報に開示された直動案内装置は、案内レールを比剛性が０．８×１０^８ｍｍ以上のセラミック材料から形成したものであり、電子部品実装装置やワイヤボンディング装置などへの適用は以下のような理由により困難であった。
すなわち、電子部品実装装置やワイヤボンディング装置などは、一般に、直動案内装置のスライダを支持台等に固定し、案内レールのほうを動かしてヘッドを往復動させる構成のものが多い。これに対し、上記公報に開示された直動案内装置は、案内レールの両端を支持台等に固定し、スライダのほうを動かして使用される構成であるため、上記のような電子部品実装装置やワイヤボンディング装置への適用は不向きである。
また、電子部品実装装置の多くは、電子部品の吸着から実装に至る一連の工程を連続して行っているため、複数本の案内レールを回転するドラム上に設けて電子部品を連続的に実装していく、いわゆるマシンガン方式が採用されている。このため、電子部品を実装するための上下動に加え、これに同期したドラムの回転による回転加速度が案内レールに加わることから、案内レールにはレール自重やヘッド重量などによって発生する慣性力が曲げモーメントとして作用する。特に、案内レールの上下動のサイクル時間が０．２秒を超えると、案内レールに負荷される加速度は数Ｇ〜十数Ｇ程度にもなり、これに加えてドラムの円周方向への加速度も数Ｇ程度となる。従って、このような条件下で使用される案内レールには、上述した複合加速度やレール自重およびヘッドの質量によって生じる慣性力に対して十分な強度が要求される。
しかし、上記公報に開示されたセラミック製の案内レールは、硬度および剛性に関しては高いものの、曲げ強度に関してはそれほど高くなく、軸受鋼やステンレス鋼のような鉄鋼材料からなる案内レールに比較して曲げ強度が低い。また、案内レールに大きな曲げモーメントが負荷される場合には、案内レールの構成材料がアルミナセラミックス、炭化ケイ素セラミックス、窒化ケイ素などであっても曲げ強度が不十分である場合は破損してしまう。したがって、上記公報に開示された技術のように、案内レールを単にセラミック化しただけでは強度的な信頼性（特に曲げ強度に対する信頼性）の観点から装置の高速化が困難となる。
また、セラミックのような脆性材料からなる案内レールは、レール形状による強度変化（応力集中）にも敏感であり、ヘッドなどの部品を取り付けるための取付け孔や取付け部品との干渉を避けるための切欠き等が案内レールに設けられている場合には、その部分に応力集中が生じ易い。このため、案内レールを単にセラミック化しただけでは、強度的な信頼性（特に曲げ強度に対する）から、装置の高速化が困難となる。
さらに、レール素材をセラミック材料とすることで、レール自体は高剛性化されるものの、スライダに組み込まれる転動体との接触面圧が増加し、これにより転動体の負荷が鋼製レールを用いた場合に比較して大きくなる。たとえば、レール素材として窒化ケイ素を使用し、転動体をマルテンサイト系ステンレス鋼で構成すると、両者の硬度に２倍以上の差が生じ、鋼製のレールを用いた場合と比較して転動体の摩耗が促進される場合がある。
一方、特開平１１−６２９５８号公報に開示されているように、剛性が高い材料、すなわち材料物性としてヤング率が高い材料としては、サーメットや超硬合金などがある。サーメットや超硬合金は、軸受鋼（２５０ＧＰａ）などの金属材料と比較して、そのヤング率が３００ＧＰａ〜６５０ＧＰａ程度と非常に高く、各種セラミックス（窒化ケイ素：２５０ＧＰａ〜３５０ＧＰａ程度、アルミナ：３５０ＧＰａ〜４２０ＧＰａ程度、炭化ケイ素：４００ＧＰａ〜４２０ＧＰａ程度）と比較しても高い。従って、ヤング率の高いサーメットや超硬合金で案内レールを形成すれば、案内レールの高剛性化を図ることができる。しかし、電子部品実装装置やワイヤボンディング装置などのように、案内レールが高速で上下動しながら回転する場合には、加速度やレール自重及びヘッド重量により大きな慣性力が生じ、この慣性力によって駆動性能（サイクル速度、応答性能）が劣化する。また、この場合、案内レールの密度（質量）が大きいと慣性力も大きくなることから、レール材料としてサーメットや超硬合金を用いた場合でも案内レールの曲げ強度が不十分となり、破損に至る場合がある。
また、セラミック材料（特に通常の窒化ケイ素）をレール素材として用いた場合、熱伝導率が低く、装置内部に熱を蓄積し易くなる。つまり、案内レールを窒化ケイ素のような熱伝導性の悪いセラミック材料で形成すると、軸受鋼などの鉄鋼材料をレール素材として用いた場合に比較して、案内レールの摺動面温度が作動時に高くなり、レール摺動面の温度上昇によりグリース粘度が低下するため、転動体とレール溝表面間での油膜形成が阻害され、転動体摩耗や微小焼付きなどの原因となる。これらは、直動案内装置の作動時における振動の発生原因となり、繰り返し位置決め精度に悪影響を及ぼす。また、レール素材の温度上昇は案内レールの熱膨張を助長し、こちらも繰り返し位置決め精度に悪影響を及ぼす。
さらに、安定した繰り返し位置決め精度を長期にわたって得るためには、放熱性の良いレール素材が必要となる。特に、直動案内装置の作動条件はより高速化する一方であり、これに加え繰り返し位置決め精度の要求は厳しくなっている。これらの要求を満足するためには、レール素材の弾性変形による位置ズレが少ないうえに装置の放熱性を改善して、熱膨張や転動体摩耗を発生し難くし、長期的な位置決め精度を確保した直動案内装置が必要となる。
ところで、半導体，液晶パネル，ハードディスクなどを製造する際の洗浄工程や成膜工程では、種々の薬品が使用されているため、これらの工程において用いられる転動装置には、薬品の雰囲気中などの腐食環境下でも問題なく作動することが要求される。また、ウエハや液晶パネルの大口径化のため、転動装置はより大きな荷重を支持する必要が生じてきている。
特開平８−１２１４８８号公報には、外輪が常圧焼結法で製造されたセラミックス材料からなり、内輪がガス圧焼結法又はＨＩＰ法で製造されたセラミックス材料からなる耐食性転がり軸受が開示されている。
また、特開平１０−８２４２６号公報には、内輪，外輪，及び転動体をそれぞれ炭化ケイ素で構成した、耐食性に優れるセラミック製の転がり軸受が開示されている。
一方、ジェットエンジンやガスタービンにおいては、省エネルギー化及び環境問題の観点から高効率化が進められているため、これらに用いられる転動装置には、より高荷重・高温下でも問題なく作動することが要求される。
しかしながら、前述の特開平８−１２１４８８号公報に記載の転がり軸受は、外輪が常圧焼結法で製造されているため、以下のような問題点を有している。すなわち、常圧焼結法で製造された部材は強度や破壊靱性が低く、表面や内部の欠陥を起点として微小クラックが伝播しやすい。そのため、摩耗粉が多量に発生したり割れが生じたりして、転がり軸受が短寿命となる場合がある。
特に、転がり軸受がラジアル荷重を支持する場合には、外輪の負荷圏に荷重が集中するため、軽荷重下においても、常圧焼結法で製造した外輪の負荷圏においてクラックが容易に伝播し、寿命が極端に短くなる場合がある。
また、特開平１０−８２４２６号公報に記載の転がり軸受のように、内輪，外輪，及び転動体を炭化ケイ素で構成した場合は、耐食性は優れるものの、強度及び破壊靱性が低いという問題点がある。このような転がり軸受に荷重がある程度負荷されると、表面あるいは全体にクラックが伝播して、剥離や割れが生じてしまう場合がある。
特に、転がり軸受がラジアル荷重を支持する場合には、外輪の負荷圏に荷重が集中するため、軽荷重下においても、剥離や割れが生じて寿命が極端に短くなる場合がある。
また、特公平７−３０７８８号公報には、鋼製の軸体に嵌合される内輪と、ハウジングに保持される外輪との間に転動体を備えた転がり軸受について、上記内輪の材料を、外輪の材料よりも線膨張係数の小さい材質で形成し、かつ内輪の材料の線膨張係数が、内輪に嵌合される鋼製の軸体の材料の線膨張係数よりも小さくすることが提案されている。
工作機械や各種スピンドルでは、近年、ますます高速回転化する傾向にあり、上記工作機械などの回転部を支持する転がり軸受にも、高精度で、かつ、苛酷な使用条件下で作動することが要求される。また、通常の軸受支持装置にあっても、発熱に伴う外輪の熱はハウジングを通って比較的放熱しやすいが、内輪の熱は、軸体側から放熱されにくいため、外輪に比べ内輪の温度が高くなる傾向にある。
しかしながら、外輪と内輪とが同一材料、例えば、軸受鋼（ＳＵＪ２）などの高炭素クロム軸受鋼鋼材で製作されている従来の転がり軸受では、軸受の発熱や外部からの熱により内輪の温度が外輪よりも高くなって、軸受の外輪と内輪との間に温度差が生じる場合、軸受の内部すきまが発熱しない前と比較して小さくなる。このため、特に、使用条件の厳しい高速回転下では、軸受のラジアルすきまが過少となったり、すきま変化により予圧が過大となり、焼き付いたり、寿命が極端に短くなったりする場合がある。
通常、回転速度が一定の場合には、その特定の使用条件において最適なすきま、あるいは、最適な予圧となるようにあらかじめ補正した転がり軸受を選定して組み付ければよい。しかし、回転条件が種々に変化し、軸受内部で発熱が大きい、あるいは、外部から熱が伝導し、軸受内部に温度差が生じる場合には、回転装置に組み込まれた軸受の温度を検出することで、軸受内部のすきま、あるいは、すきまの変化に伴って生じる予圧を外的な力（例えば油圧機構など）によって調整することも可能であるが、装置が複雑で高価となるなどの欠点があった。
また、上記特公平７−３０７８８号公報に記載された技術では、上記内輪の材料を、外輪の材料よりも線膨張係数の小さい材質で形成し、且つ当該内輪の線膨張係数が、内輪に嵌合される鋼製の軸体の材料の線膨張係数よりも小さいため、内輪と外輪を同一材料で構成した場合よりはすきま変化が少ない。
しかし、より高速回転になって発熱が多くなり転動装置内部の温度勾配が大きくなると、内輪の熱膨張量が外輪の熱膨張量より小さくても、転動体は外輪と同じ材質の軸受鋼であり熱膨張量が大きいために、すきまが過少になって、焼き付いたり、寿命が極端に短くなる場合がある。
また、特開２０００−２０５２７６号公報には、外輪を構成するセラミック材料の熱伝導率を内輪及び転動体を構成するセラミック材料の熱伝導率よりも大きくした転がり軸受が開示されているが、上記公報に開示の転がり軸受は、以下のような問題点を有している。すなわち、セラミック材料の中には耐熱衝撃性や曲げ強度が不十分なものがあるため、高温雰囲気下あるいは高温・腐食雰囲気下において使用されると、加熱されることによって軸受内部に温度勾配が生じ、その温度勾配によって熱応力が発生する。そうすると、外輪や内輪の表面に微小クラックが伝播し摩耗粉が多量に発生したり、クラックが部材を貫通し割れが生じたりして、転がり軸受が短寿命となる場合がある。
他方、溶融金属めっき装置に使用される転がり軸受は、溶融金属に浸漬した状態で使用されるため、該溶融金属に対する耐食性に優れていることが要求される。このような転がり軸受は、一般には、鉄鋼材料で構成されているが、溶融金属の鉄鋼材料に対する侵食性は非常に強く、鉄鋼材料の耐食性の善し悪しが転がり軸受の転動寿命に直接影響を与えるので、溶融金属と接触する部分がセラミック材料で構成された転がり軸受が提案されている（例えば、実開昭６３−８９４２８号公報や実開昭６１−９０８５２号公報）。
しかし、実開昭６３−８９４２８号公報及び実開昭６１−９０８５２号公報には、転がり軸受を構成する各種セラミック材料の名称（Ｓｉ_３Ｎ_４，ＳｉＣ，Ａｌ_２Ｏ_３，サイアロン）は開示されているものの、その耐熱衝撃値や曲げ強度に関しては何ら記載されていない。Ｓｉ_３Ｎ_４，ＳｉＣ，Ａｌ_２Ｏ_３，サイアロンで転がり軸受を構成したとしても、耐熱衝撃値や曲げ強度が不十分であると、前記構成部材の表面に微小なクラックが伝播して摩耗粉が多量に発生したり、クラックが前記構成部材を貫通して割れが生じたりする場合がある。
本発明の目的
本発明の第１の目的は、特に高速で作動する転動装置において、支持体の熱膨張や転動体摩耗などによる繰り返し位置決め精度の低下を効果的に抑制し、長期間安定して使用でき、支持体の高剛性を保ちつつ曲げモーメントに対する支持体の強度向上および転動体の摩耗抑制を図ることのできる転動装置を提供することである。
本発明の第２の目的は、高速，腐食環境下，高温環境下，又はラジアル荷重を支持する環境下において、高荷重下で使用されても長寿命なセラミック材料製の転動装置を提供することである。
本発明の第３の目的は、温度上昇により、熱膨張が大きい箇所、あるいは、転動装置の内部で温度勾配が生じる箇所で使用することができる転動装置を提供することである。
本発明の第４の目的は、耐食性，耐熱衝撃性，及び耐摩耗性に優れていて、高温・腐食環境下あるいは高温環境下において高速で使用されても長寿命な転動装置を提供することである。
発明の概要
本発明に係る転動装置は、回動可能又は直線運動可能な可動子と、該可動子を支持する支持体と、前記可動子と前記支持体との間に転動自在に配設された複数の転動体とを備えた転動装置であって、前記可動子、前記支持体、前記転動体のうち少なくとも１つがセラミック材料、サーメット、超硬合金のうち何れか１種類の材料から形成され、該材料は、その曲げ強度と密度との比（以下、「比強度」と称す）が１．２×１０^７ｍｍ以上の材料である。
本発明の好適な実施形態において、前記可動子、前記支持体および前記転動体は、セラミック材料、サーメット、超硬合金のうち何れか１種類の材料から形成され、かつ５００ＭＰａ以上の曲げ強度を使用時に有している。
このような構成であれば、セラミック材料の表面や内部においてクラックが伝播しにくく、剥離や摩耗が生じにくいので、転動装置が高速で作動しても長寿命である。
なお、可動子、支持体および転動体を構成する材料は、それぞれの材料の使用環境温度における曲げ強度が５００ＭＰａ以上であり、比強度が１．２×１０^７ｍｍ以上であれば、全て同種の材料でもよいし、全て異種の材料でもよい。もちろん、可動子，支持体および転動体のうちの２つが同種で、残りの１つが異種の材料でもよい。
本発明の別の好適な実施形態において、可動子及び転動体は、セラミック材料、サーメット、超硬合金のうち何れか１種類の材料から形成され、かつ５００ＭＰａ以上の曲げ強度を使用時に有している。また、可動子及び転動体を構成する前記材料は１．２×１０^７ｍｍ以上の比強度を有し、この比強度は支持体を構成する材料（セラミック材料またはサーメット若しくは超硬合金）のそれより大きい値に設定されている。
このような構成であれば、作動時にフープ応力、遠心力等が作用する可動子や転動体において、その表面や内部でクラックがより伝播しにくく、剥離や摩耗が生じ難くなる。その結果、高速で作動する際の寿命の主原因となるフープ応力による剥離や摩耗を効果的に抑制することができるから、転動装置は高速で作動しても長寿命である。
前記可動子、支持体および転動体を構成する材料（セラミック材料またはサーメット若しくは超硬合金）の比強度は、１．５×１０^７ｍｍ以上であることがより好ましく、また１．８×１０^７ｍｍ以上であることがさらにより好ましい。
ここで、上記比強度が１．２×１０^７ｍｍ未満であると、表面や内部の欠陥を起点としてクラックが伝播しやすく、摩耗粉が多量に発生したり割れが生じたりするおそれがあるので、転動装置が短寿命となる場合がある。特に、作動速度が速い場合は、遠心力によって可動子に作用するフープ応力のために、軽荷重下においても、比較的容易にクラックが伝播して剥離や割れが生じ、転動装置が極端に短寿命となるおそれがある。
本発明の別の好適な実施形態において、前記可動子、支持体および転動体を構成する材料（セラミック材料またはサーメット若しくは超硬合金）は、使用環境温度に対して１．５倍以上の耐熱衝撃値を有すると共に５００ＭＰａ以上の曲げ強度と１．２×１０^７ｍｍ以上の比強度（使用環境温度時）を有している。
このような構成であれば、高温環境下あるいは高温・腐食環境下において使用され、加熱されることによって転動装置内部に温度勾配が生じ、その温度勾配によって熱応力が生じた場合でも、可動子や支持体の表面に微小クラックが伝播しにくく、摩耗や割れが生じにくい。よって、高温環境下あるいは高温・腐食環境下においても転動装置は長寿命である。
上記耐熱衝撃値は使用環境温度に対して２．０倍以上であることがより好ましく、また曲げ強度は５００ＭＰａ以上であることがより好ましい。
上記耐熱衝撃値が転動装置の使用環境温度の１．５倍未満であって、上記曲げ強度が転動装置の使用時に５００ＭＰａ未満であり、比強度が１．２×１０^７ｍｍ未満である場合には、高温環境下あるいは高温・腐食環境下において使用され、加熱されることによって転動装置内部に温度勾配が生じ、その温度勾配によって熱応力が生じた際に可動子や支持体の表面に微小クラックが伝播し、摩耗粉が多量に発生したり、クラックが部材を貫通し割れが生じたりして、転動装置の寿命が短くなる場合がある。
本発明の別の好適な実施形態において、前記可動子、支持体および転動体を構成する材料（セラミック材料またはサーメット若しくは超硬合金）は、その耐熱衝撃値が溶融金属の温度の１．５倍以上であり、かつ８００ＭＰａ以上の曲げ強度と１．２×１０^７ｍｍ以上の比強度（溶融金属接触時）を有している。
上記材料の耐熱衝撃値が溶融金属の温度に対して１．５倍以上であると、転動装置を溶融金属に浸漬した際に加熱されたり、溶融金属中から取り出した際に冷却されたりすることによって熱応力が発生しても、転動装置の構成部材である可動子や支持体の表面に微小なクラックが伝播しにくい。よって、摩耗粉が多量に発生したり、可動子や支持体に割れが生じたりすることが起こりにくい。
また、上記材料の曲げ強度が転動装置の使用時に８００ＭＰａ以上であると、可動子と転動体及び支持体と転動体との間に１〜２．５ＧＰａという比較的高い接触応力が繰り返し負荷されても、表面に微小なクラックが生じにくく、寿命の低下が抑えられる。
したがって、溶融金属と接触するような高温環境下で使用されても、転動装置は長寿命である。
上記耐熱衝撃値が溶融金属の温度に対して１．５倍未満であったり、使用時の曲げ強度が８００Ｍｐａ未満であったり、比強度が１．２×１０^７ｍｍ未満であったりすると、熱応力や繰り返し応力が負荷されることにより可動子や支持体の表面に微小なクラックが伝播し、摩耗粉が多量に発生したり、可動子や支持体に割れが生じたりして、転動装置の寿命が短くなる場合がある。
ここでいう耐熱衝撃値とは、以下の方法によって得られた数値を意味するものである。すなわち、高温（Ｔ_１）のセラミック材料製またはサーメット製若しくは超硬合金製の試験片を常温（Ｔ_２）の水中に浸漬して急冷した後、試験片の曲げ強度を測定する。このとき、曲げ強度が急激に低下する冷却温度差ΔＴ＝Ｔ_１−Ｔ_２（℃）を耐熱衝撃値とする。
なお、従来の転動装置には、可動子、支持体及び転動体のうち少なくとも１つを金属材料（軸受鋼やステンレス鋼）で形成したものがある。この場合には、金属材料が接触点で凝着を起こして焼付くおそれがあるため、転動装置の寿命が極端に短い場合がある。また、金属材料では、剛性や耐食性が不十分である場合がある。
しかしながら、上述のように、可動子、支持体および転動体の全てをセラミック材料から形成すると、上記のような問題点がなく、軽量で剛性が高く、耐摩耗性に優れ、凝着しにくく、さらに耐食性及び耐熱性に優れている。
さらに、転動体を比強度の大きいセラミック材料で構成した場合は、転動体を金属材料で構成した従来の転動装置と比較して、作動時に転動体に作用する遠心力が低減され、より高速で作動することができ、さらに発熱も低くなる。
本発明において使用可能なセラミック材料は、特に限定されるものではなく、例えば、窒化ケイ素（Ｓｉ_３Ｎ_４）系、ジルコニア（ＺｒＯ_２）系、アルミナ（Ａｌ_２Ｏ_３）系、炭化ケイ素（ＳｉＣ）系、窒化アルミニウム（ＡｌＮ）系、炭化ホウ素（Ｂ_４Ｃ）系、ホウ化チタン（ＴｉＢ_２）系、窒化ホウ素（ＢＮ）系、炭化チタン（ＴｉＣ）系、窒化チタン（ＴｉＮ）系、若しくはこれらのうち２種類以上のセラミック材料を複合させたセラミック系複合材料などを例示できる。
また、本発明において使用されるセラミック材料は、比強度，破壊靱性，機械的強度などを向上させるために、繊維状充填材を配合することができる。繊維状充填材の種類は、特に限定されるものではないが、炭化ケイ素ウィスカー、窒化ケイ素ウィスカー、アルミナウィスカー、窒化アルミニウムウィスカー等を例示できる。
本発明において使用可能なサーメット及び超硬合金は、特に限定されるものではない。なお、サーメット，超硬合金とは、周期律表においてＩＶａ，Ｖａ，ＶＩａ族に属する９種類の金属（Ｗ，Ｍｏ，Ｃｒ，Ｔａ，Ｎｂ，Ｖ，Ｈｆ，Ｚｒ，Ｔｉ）の炭化物の粉末を、鉄，コバルト，ニッケル等の鉄族金属を用いて焼結結合した合金である。
サーメットとしては、例えば、ＴｉＣ−Ｎｉ系，ＴｉＣ−Ｍｏ−Ｎｉ系，ＴｉＣ−Ｃｏ系，ＴｉＣ−Ｍｏ_２Ｃ−Ｎｉ系，ＴｉＣ−Ｍｏ_２Ｃ−ＺｒＣ−Ｎｉ系，ＴｉＣ−Ｍｏ_２Ｃ−Ｃｏ系，Ｍｏ_２Ｃ−Ｎｉ系，Ｔｉ（Ｃ，Ｎ）−Ｍｏ_２Ｃ−Ｎｉ系，ＴｉＣ−ＴｉＮ−Ｍｏ_２Ｃ−Ｎｉ系，ＴｉＣ−ＴｉＮ−Ｍｏ_２Ｃ−Ｃｏ系，ＴｉＣ−ＴｉＮ−Ｍｏ_２Ｃ−ＴａＣ−Ｎｉ系，ＴｉＣ−ＴｉＮ−Ｍｏ_２Ｃ−ＷＣ−ＴａＣ−Ｎｉ系，ＴｉＣ−ＷＣ−Ｎｉ系，Ｔｉ（Ｃ，Ｎ）−ＷＣ−Ｎｉ系，ＴｉＣ−Ｍｏ系，Ｔｉ（Ｃ，Ｎ）−Ｍｏ系，ホウ化物系（ＭｏＢ−Ｎｉ系，Ｂ_４Ｃ／（Ｗ，Ｍｏ）Ｂ_２系など）などがあげられる。
ここで、Ｔｉ（Ｃ，Ｎ）−Ｍｏ_２Ｃ−Ｎｉ系，Ｔｉ（Ｃ，Ｎ）−ＷＣ−Ｎｉ系，Ｔｉ（Ｃ，Ｎ）−Ｍｏ系は、ＴｉＣ−Ｍｏ_２Ｃ−Ｎｉ系，ＴｉＣ−ＷＣ−Ｎｉ系，ＴｉＣ−Ｍｏ系を窒素ガス中で焼結した合金である。
サーメットの代表的な組成は、ＴｉＣ−３０％Ｍｏ_２Ｃ−２０％Ｎｉ，ＴｉＣ−１９％Ｍｏ_２Ｃ−２４％Ｎｉ，ＴｉＣ−８％Ｍｏ_２Ｃ−１５％Ｎｉ，Ｔｉ（Ｃ，Ｎ）−２５％Ｍｏ_２Ｃ−１５％Ｎｉ，ＴｉＣ−１４％ＴｉＮ−１９％Ｍｏ_２Ｃ−２４％Ｎｉ，ＴｉＣ_０．７Ｎ_０．３−１１％Ｍｏ_２Ｃ−２４％Ｎｉ，ＴｉＣ_０．７Ｎ_０．３−１９％Ｍｏ_２Ｃ−２４％Ｎｉ，ＴｉＣ_０．７Ｎ_０．３−２７％Ｍｏ_２Ｃ−２４％Ｎｉ，ＴｉＣ−２０％Ｍｏ−１５％Ｎｉ，ＴｉＣ−３０％Ｍｏ−１５％Ｎｉ等である。
また、超硬合金としては、例えば、ＷＣ−Ｃｏ系，ＷＣ−Ｃｒ_３Ｃ_２−Ｃｏ系，ＷＣ−ＴａＣ−Ｃｏ系，ＷＣ−ＴｉＣ−Ｃｏ系，ＷＣ−ＮｂＣ−Ｃｏ系，ＷＣ−ＴａＣ−ＮｂＣ−Ｃｏ系，ＷＣ−ＴｉＣ−ＴａＣ−ＮｂＣ−Ｃｏ系，ＷＣ−ＴｉＣ−ＴａＣ−Ｃｏ系，ＷＣ−ＺｒＣ−Ｃｏ系，ＷＣ−ＴｉＣ−ＺｒＣ−Ｃｏ系，ＷＣ−ＴａＣ−ＶＣ−Ｃｏ系，ＷＣ−ＴｉＣ−Ｃｒ_３Ｃ_２−Ｃｏ系，ＷＣ−ＴｉＣ−ＴａＣ系などがあげられる。
また、非磁性であり耐食性の優れた超硬合金として、ＷＣ−Ｎｉ系，ＷＣ−Ｃｏ−Ｎｉ系，ＷＣ−Ｃｒ_３Ｃ_２−Ｍｏ_２Ｃ−Ｎｉ系，ＷＣ−Ｔｉ（Ｃ，Ｎ）−ＴａＣ系，ＷＣ−Ｔｉ（Ｃ，Ｎ）系，Ｃｒ_３Ｃ_２−Ｎｉ系などがあげられる。
ＷＣ−Ｃｏ系の代表的な組成は、Ｗ：Ｃｏ：Ｃ＝７０．４１〜９１．０６：３．０〜２５．０：４．５９〜５．９４である。また、ＷＣ−ＴａＣ−ＮｂＣ−Ｃｏ系の代表的な組成は、Ｗ：Ｃｏ：Ｔａ：Ｎｂ：Ｃ＝６５．７〜８６．３：５．８〜２５．０：１．４〜３．１：０．３〜１．５：４．７〜５．８である。さらに、ＷＣ−ＴｉＣ−ＴａＣ−ＮｂＣ−Ｃｏ系の代表的な組成は、Ｗ：Ｃｏ：Ｔａ：Ｔｉ：Ｎｂ：Ｃ＝６５．０〜７５．３：６．０〜１０．７：５．２〜７．２：３．２〜１１．０：１．６〜２．４：６．２〜７．６である。さらに、ＷＣ−ＴａＣ−Ｃｏ系の代表的な組成は、Ｗ：Ｃｏ：Ｔａ＝５３．５１〜９０．３０：３．５〜２５．０：０．３０〜２５．３３である。さらに、ＷＣ−ＴｉＣ−Ｃｏ系の代表的な組成は、Ｗ：Ｃｏ：Ｔｉ＝５７．２７〜７８．８６：４．０〜１３．０：３．２０〜２５．５９である。さらに、ＷＣ−ＴｉＣ−ＴａＣ−Ｃｏ系の代表的な組成は、Ｗ：Ｃｏ：Ｔａ：Ｔｉ：Ｃ＝４７．３８〜８７．３１：３．０〜１０．０：０．９４〜９．３８：０．１２〜２５．５９：５．９６〜１０．１５である。
本発明の好適な実施形態において、前記可動子、支持体および転動体のうち少なくとも１つは、ホウ化物系サーメットから形成され、かつ８５０ＭＰａ以上の曲げ強度を使用時に有すると共に１０ＭＰａ・ｍ^１／２以上の破壊靱性を有している。また、それ以外のものはセラミック材料またはサーメット若しくは超硬合金から形成されている。
上記ホウ化物系サーメットは、耐熱性を有するＮｉ基合金の結合相によって融点の高いホウ化物の硬質相を結合した合金である（硬質相はＭ_２ＴＢ_２（Ｍは主にＭｏ及び／又はＷであり、Ｔは主にＮｉである）である）。この組織を有すると、室温から高温域まで硬度及び曲げ強度の低下が少ない。また、ホウ化物系サーメットは耐摩耗性に優れるばかりでなく、相手材の摩耗も低減させる効果を有する。さらに、Ｎｉ基合金中に微細な分散層として存在させた場合には、靱性の劣化をそれほど伴うことなく、結合相の高温強度を向上させることができる。
本発明において、使用環境温度におけるホウ化物系サーメットの曲げ強度は８５０ＭＰａ以上であり、比強度は１．２×１０^７ｍｍ以上であることが好ましい。市場からの調達性を考えると、使用環境温度における曲げ強度は２６００ＭＰａ以下であることが望ましいが、特に限定されるものではない。特に、可動子と転動体及び支持体と転動体との間に１ＧＰａ以上といった比較的高い接触応力が繰り返し負荷される場合に、転動体及び転走面表面に微小なクラックが生じにくく、寿命や音響特性の低下を抑制できる。
ホウ化物系サーメットの破壊靱性は、１０ＭＰａ・ｍ^１／２以上であることが好ましい。転動装置が使用環境雰囲気によって加熱されたり、常温雰囲気に冷却されたりする場合には、内部に大きな温度勾配が生じて熱応力が発生するが、破壊靱性が１０ＭＰａ・ｍ^１／２以上であれば、可動子や支持体の表面に熱応力によるクラックが発生しにくい。なお、上記のような効果をより十分に得るためには、ホウ化物系サーメットの破壊靱性は１２ＭＰａ・ｍ^１／２以上であることがより好ましい。
また、ホウ化物系サーメットの熱膨張係数は８〜９×１０^−６／℃であり、金属に非常に近い。ホウ化物系サーメットの熱膨張係数が８〜９×１０^−６／℃であると、例えば、溶融金属浴中で使用されるロールを溶融金属に浸漬する際、又はメンテナンス等のために溶融金属中から取り出す際に、軸及びハウジングの線膨張係数が異なることに起因して発生する熱応力が軸受に加わっても、軸受材の割れや欠け等が生じることがないので、転がり軸受の寿命の低下を抑制できる。
本発明の転動装置としては、転がり軸受，直動案内装置，ボールねじ，直動ベアリング等があげられる。転動装置が転がり軸受の場合は、回転輪が可動子に相当し、固定輪が支持体に相当する。また、転動装置が直動案内装置の場合は、スライダが可動子または支持体に相当し、案内レールが支持体または可動子に相当する。また、転動装置がボールねじの場合は、ナットが可動子に相当し、ねじ軸が支持体に相当する。そして、転動装置が直動ベアリングの場合は、外筒が可動子に相当し、軸が支持体に相当する。
本発明の別の実施形態において、前記可動子、前記支持体および前記転動体はセラミック材料から形成され、該セラミック材料は、その破壊靭性値（ＭＰａ・ｍ^１／２）とビッカース硬さ（ＧＰａ）との比（破壊靱性値／ビッカース硬さ）が０．２５以上であり、比強度が１．２×１０^７ｍｍ以上のセラミック材料である。
このような構成であれば、セラミック材料の表面あるいは内部においてクラックが伝播しにくいので、剥離や摩耗が生じにくい。したがって、転動装置は高荷重下においても作動が可能であり、しかも長寿命である。つまり、高荷重下での使用においては、クラックの伝播を防止するという点から、破壊靱性値と比強度が優れていることがより重要となるのである。
なお、可動子、支持体および転動体を形成する各セラミック材料は、その破壊靱性値とビッカース硬さとの比（破壊靱性値／ビッカース硬さ）が０．２５以上であり、比強度が１．２×１０^７ｍｍ以上であれば、全て同種のセラミック材料でもよいし、全て異種のセラミック材料でもよい。もちろん、可動子、支持体および転動体のうちの２つが同種のセラミック材料から形成され、残りの１つが異種のセラミック材料から形成されてもよい。
本発明の別の好適な実施形態において、前記セラミック材料は、比強度が１．２×１０^７ｍｍ以上であり、粒径１μｍ以下の炭化ケイ素粒子を含有する窒化ケイ素である。
窒化ケイ素に分散相成分として配合される粒径１μｍ以下であるナノメータサイズを含む微細な炭化ケイ素粒子は、焼結過程において窒化ケイ素粒に対するピンニング作用（結晶粒の成長を止めて組織を微細にする効果）及び粒界移動を緩慢化し、窒化ケイ素の粒成長を抑制し、焼結体のミクロ組織を微細化する。また、窒化ケイ素の粒内及び粒界に分布して粒界を強化するとともに、クラックに対する架橋として働く。
これらの結果、摺動面からの粒子の剥離，脱落が抑制，防止され、強度及び靱性が向上し、且つ耐摩耗性も良好となるので、転動装置は長期間安定に作動することができる。さらに、窒化ケイ素マトリックスの粒内，粒界に分布する炭化ケイ素微細粒子により、窒化ケイ素マトリックス粒子の靱性が高められ、摺動面からの粒子の剥離，脱落が抑制，防止されることに加えて、炭化ケイ素の摩耗係数は窒化ケイ素のそれと比較して小さいので（例えば、炭化ケイ素：０．２〜０．４、窒化ケイ素：０．５〜０．６、相手材は炭化タングステン焼結体）、その混在効果として、潤滑が不十分な環境下においても良好な摺動特性が得られる。
また、炭化ケイ素は、窒化ケイ素に比べて著しく硬質（炭化ケイ素：Ｈｖ２２００〜２４００、窒化ケイ素：Ｈｖ１２００〜１４００）であるため、その微細粒子の分散は焼結体の耐摩耗性の増強に寄与する。しかも、炭化ケイ素は、その熱伝導率が窒化ケイ素に比べて著しく大きい（炭化ケイ素：６０〜２７０Ｗ／ｍ・Ｋ（２５℃）、窒化ケイ素：１７〜３１Ｗ／ｍ・Ｋ（２５℃））ため、炭化ケイ素粒子が分布していることにより焼結体の熱伝導性が高められ、転動装置の実使用時における接触面からの熱拡散が助長され、接触表面の昇温に起因する焼付きが抑制される。
本発明のさらに別の実施形態において、前記支持体を構成するセラミック材料の破壊靭性値とビッカース硬さとの比をＡ１、前記転動体を構成するセラミック材料の破壊靭性値とビッカース硬さとの比をＡ２、前記可動子を構成するセラミック材料の破壊靭性値とビッカース硬さとの比をＡ３としたとき、前記Ａ１及び前記Ａ２はＡ１，Ａ２＞Ａ３であり、比強度は１．２×１０^７ｍｍ以上である。
ラジアル荷重を支持する転がり軸受の場合には、外輪の負荷圏に荷重が集中するため、軽荷重下においても、外輪の負荷圏でクラックが容易に伝播してしまい、転がり軸受の寿命が極端に短い場合がある。しかしながら、上記のような構成の転がり軸受であれば、荷重が集中する負荷圏を有する外輪において、セラミック材料の表面あるいは内部でクラックが伝播しにくく、剥離や摩耗が生じにくい。したがって、ラジアル荷重を支持する転がり軸受の寿命の主原因となる外輪における剥離や摩耗を効果的に抑制することができ、その結果、高いラジアル荷重が作用する場合においても、転がり軸受が長寿命である。
なお、外輪を構成するセラミック材料と転動体を構成するセラミック材料は、同種であってもよいし異種であってもよい。
前記可動子、支持体および転動体を構成するセラミック材料の破壊靱性値とビッカース硬さとの比は、０．２５以上である必要があるが、０．３５以上であることがより好ましく、０．４０以上であることがさらに好ましい。そうすれば、前記セラミック材料の表面あるいは内部においてクラックがより伝播しにくくなるので、剥離や摩耗がより生じにくい。よって、転動装置及び転がり軸受はより高い荷重条件下においても作動が可能となり、しかも長寿命となる。
セラミック材料の破壊靱性値とビッカース硬さとの比が０．２５未満であり、比強度が１．２×１０^７ｍｍ未満であると、表面や内部の欠陥を起点としてクラックが伝播しやすくなるため、摩耗粉が多量に発生したり割れが生じたりして、転がり軸受等の転動装置の寿命が短くなる場合がある。
本発明において使用可能なセラミック材料は、特に限定されるものではなく、窒化ケイ素（Ｓｉ_３Ｎ_４）系、ジルコニア（ＺｒＯ_２）系、アルミナ（Ａｌ_２Ｏ_３）系、炭化ケイ素（ＳｉＣ）系、窒化アルミニウム（ＡｌＮ）系、炭化ホウ素（Ｂ_４Ｃ）系、ホウ化チタン（ＴｉＢ_２）系、窒化ホウ素（ＢＮ）系、炭化チタン（ＴｉＣ）系、窒化チタン（ＴｉＮ）系、あるいは、これらのうち２種以上を複合させたセラミック系複合材料などを例示できる。
また、本発明に使用されるセラミック材料は、破壊靱性や機械的強度などを向上させるために、繊維状充填材を配合することができる。繊維状充填材の種類は特に限定されるものではないが、炭化ケイ素ウィスカー、窒化ケイ素ウィスカー、アルミナウィスカー、窒化アルミニウムウィスカー等を例示できる。
なお、セラミック材料の破壊靱性値には、セラミック材料の平坦面を対象に、ＪＩＳ Ｒ１６０７のＩＦ法に基づいて算出された破壊靱性値を用いる。また、ビッカース硬さには、セラミック材料の平坦面を対象に、ＪＩＳ Ｒ１６１０に基づいて測定した値を用いる。
さらに、本発明の転動装置としては、転がり軸受の他、リニアガイド装置，ボールねじ，直動ベアリング等があげられる。転動装置が転がり軸受の場合は、回転輪（通常は外輪）が可動子に相当し、固定輪（通常は内輪）が支持体に相当する。また、転動装置がリニアガイド装置の場合は、スライダまたは案内レールが可動子に相当し、案内レールまたはスライダが支持体に相当する。また、転動装置がボールねじの場合は、ナットが可動子に相当し、ねじ軸が支持体に相当する。そして、転動装置が直動ベアリングの場合は、外筒が可動子に相当し、軸が支持体に相当する。
本発明の別の実施形態において、前記転動体と前記可動子の常温時における線膨張係数の比が０．４５以下であり、前記転動体と前記支持体の常温時における線膨張係数の比が０．４５以下である。ここで、上記常温とは、例えば２０℃を考えれば良い。
本発明の別の好適な実施形態において、前記転動体は、破壊靭性値（ＭＰａ・ｍ^１／２）とビッカース硬さ（ＧＰａ）との比が０．４０以上、好ましくは０．４２５以上で、かつ比強度が１．２×１０^７ｍｍ以上のセラミック材料から形成されている。
上記転動体は、好ましくは、破壊靭性値（ＭＰａ・ｍ^１／２）とビッカース硬さ（ＧＰａ）との比が０．４０以上で、かつ比強度が１．２×１０^７ｍｍ以上の超硬合金（タングステン（Ｗ）の炭化物粉末を鉄、コバルト、ニッケルなどの鉄族金属を用いて焼結結合した合金）から形成されている。
転動体と可動子および転動体と支持体の常温時における線膨張係数の比が共に０．４５以下である場合には、高速回転になり発熱が多い条件下でも、転動体の熱膨張量が相対的に内輪および外輪の熱膨張量より格段に小さい。このため、温度勾配に起因する予圧増加を効果的に軽減することができ、高速回転下で発熱が多くなる条件下においても焼付が生じにくくなり、高速条件下で回転できるとともに、高速回転下で長期間作動することができる（図２７参照）。
さらに、上記支持体の線膨張係数に対する上記転動体の線膨張係数の比が０．４０以下である場合には、さらに転動体の熱膨張量を効果的に抑制することができる。
ただし、工業的に実施できる範囲で、軸受などの転動装置として必要な強度を考慮すると、線膨張係数比の下限は０．２であると思われるが、すきま低減防止等の点からすると小さい方が好ましいので、０．２以上に限定されるものではない。
一方、常温における上記可動子の線膨張係数に対する上記転動体の線膨張係数の比、および、上記支持体の線膨張係数に対する上記転動体の線膨張係数の比が０．４５を超える場合には、温度勾配に起因する予圧増加を緩和することが十分できなくなり、高速回転条件下で発熱が多くなる場合には、すきまが過少になり、焼き付いたり、寿命が極端に短くなる場合がある。
上記転動体は、ビッカース硬さ（ＧＰａ）に対する破壊靭性値（ＭＰａ・ｍ^１／２）の比が０．４０以上、かつ比強度が１．２×１０^７ｍｍ以上のセラミック材料あるいは超硬合金であることが好ましい。上記転動体は、ビッカース硬さに対する破壊靭性値の比が０．４０以上、かつ比強度が１．２×１０^７ｍｍ以上のセラミック材料あるいは超硬合金である場合には、高速回転条件下で大きな遠心力が転動体にかかっても、セラミック材料若しくは超硬合金からなる転動体の表面あるいは内部においてクラックが発生しにくく、伝播しにくいため、はく離や摩耗が生じ難く、凝着しにくいことから、より高速回転条件下で作動することができるとともに、高速回転条件下でも長寿間作動することができる（図２８参照）。
本発明の別の実施形態において、前記可動子または前記支持体は、直動案内装置の案内レールであり、該案内レールは、セラミック材料、サーメット、超硬合金のうち何れか１種類の材料から形成され、かつ０．５μｍＲａ以下の表面粗さで仕上げられた平面部を有している。
上記のように、案内レールをセラミック材料若しくはサーメット又は超硬合金で形成することにより、例えば案内レールの一端部に実装装置の電子部品吸着ヘッドを取り付け、該ヘッドが１サイクルを０．２秒以下の高速で上下動する場合やドラムに取り付けられて公転する場合でも加速度やヘッド重量等によって発生する慣性力に対して十分な強度を有する案内レールを得ることができる。また、案内レールの各平面部を０．５μｍＲａ以下の表面粗さで仕上げることにより、案内レール表面の微小な凹凸による応力集中が軽減されるため、レール自重やヘッド重量などによって発生する慣性力に対して十分な強度を有する案内レールを得ることができる。
この場合、案内レールを構成するセラミック材料は、２×１０^７ｍｍ以上の比強度を有するものが好ましい。サーメット又は超硬合金の場合は、１．７×１０^７ｍｍ以上の比強度を有するものが好ましい。サーメット及び超硬合金は、破壊靭性値がセラミック材料より大きく、破損し難いため、上記の比強度とした。また、サーメット又は超硬合金の比強度は１．９５×１０^７ｍｍ以上がより好ましく、市場の調達性からは２．８×１０^７ｍｍ以下が望ましいが、特に限定されるものではない。以上により、より十分な強度を有する案内レールを得ることができる。
また、案内レールの各平面部を０．５μｍＲａ以下の表面粗さで仕上げることにより、案内レール表面の微小な凹凸による応力集中が軽減されるため、レール自重やヘッド重量などによって発生する慣性力に対して十分な強度を有する案内レールを得ることができる。この場合、案内レールの平面部への仕上げ研削は、その研削目が案内レールの長手方向すなわち慣性力による曲げモーメントに対して垂直な方向に残るように行うことが望ましいが、案内レールの中間部に取付け部品との干渉を避けるために切欠き部等が形成され、研削目がやむを得ず案内レールの幅方向となる場合には、案内レールの平面部を０．３μｍＲａ以下の表面粗さで仕上げることが好ましい。なお、案内レールの平面部を例えば０．０５μｍＲａ以下の表面粗さで仕上げると、案内レールの強度に対して平面部の表面粗さによる影響がほとんど無視できるレベルになる。このため、０．０５μｍＲａ以下の表面粗さは、単にコストアップの要因となるので、案内レール平面部の仕上げ粗さの範囲としては、０．５μｍＲａ〜０．０５μｍＲａ、好ましくは０．３μｍＲａ〜０．０５μｍＲａとすることが望ましい。
前記案内レールを構成するセラミック材料は、好適には、５ＭＰａ・ｍ^０．５以上の破壊靭性値と４６Ｗ／ｍ・Ｋ以上の熱伝導率とを有している。
前記案内レールを構成する前記セラミック材料は、好適には、窒化ケイ素を主成分とするセラミック材料であって、焼結体内に含まれる粒界相中の結晶質相の割合が１０体積％以上である。
レール素材として、高熱伝導性のセラミック材料を使用することにより、摺動面で発生した熱を外部に放出し、レール素材の温度上昇を効果的に抑制することができる。また、これと同時に、レール溝表面と転動体の接触面でも温度上昇を抑制できる。したがって、レール全体の熱膨張や内部予圧量の減少を引き起こす転動体の摩耗などの短期的、長期的な位置決め精度劣化の課題を解決できる。特に、レール素材の熱伝導率が４６Ｗ／ｍ・Ｋ以上、さらに好ましくは７２Ｗ／ｍ・Ｋ以上であると、レール以外の部分（転動体、スライダ等）を軸受鋼（熱伝導率：４６Ｗ／ｍ・Ｋ）で形成した場合においてもレール自身が断熱源となって熱伝導を阻害するようなことがない。ただし、レールのみの熱伝導率が特に良好であっても転動体やスライダなどの他の部品の熱伝導率があまり良くない場合には効果が少ないため、レール素材の熱伝導率の上限値は１００Ｗ／ｍ・Ｋまでが好ましいが、特に限定されるものではない。
ここで、こうした高熱伝導性のセラミックスをレール素材とする場合には、レール素材の破壊靭性値を５ＭＰａ・ｍ^０．５以上とするのが良い。レール素材の破壊靭性値が５ＭＰａ・ｍ^０．５以上であれば、直動案内装置の作動中に案内レールに作用する繰り返し荷重などに対して破損することなく使用できる。特に、使用環境が厳しい場合には、レール素材の破壊靭性値を６ＭＰａ・ｍ^０．５以上とすることが好ましい。また、市場の調達性や曲げ強度との兼ね合いなどにより、破壊靭性値の上限値は８ＭＰａ・ｍ^０．５までが望ましいが、特に限定されるものではない。また、同時に上記比強度が２．０×１０^７ｍｍ以上である窒化ケイ素をレール素材として用いれば、上記の用途において好適に利用できる。
これら窒化ケイ素焼結体の熱伝導性を向上させるためには、焼結体内の格子振動の伝播を阻害する要因、すなわち粒界、欠陥、結晶構造などを最適化する必要がある。
例えば、特開平９−１６５２６５号公報では、窒化ケイ素結晶粒を一方向に配列させて特定方向の熱伝導率を改善したものが提案されている。また、同様に特開平９−１５７０３０号公報には、短軸径を２μｍ以上として粒界を減少させ、さらに結晶粒に配向性を持たせた素材が提案されている。
ここで、極端な結晶粒サイズの拡大は、レール素材の強度劣化を引き起こすため、軸受部材として要求される強度が保たれる範囲内とする必要がある。
また、さらに好適な高熱伝導性の窒化ケイ素を主成分とするセラミック材料を得るためには、内部欠陥を減少させるか、その結晶構造を最適化することが望ましい。
内部欠陥として特に有害なものは焼結時に焼結体内部に残存する空孔であり、これらが焼結体内部に多量に存在すると焼結体の熱伝導率が著しく低下する。したがって、上記のような用途で使用する窒化ケイ素において、空孔率を低減することにより熱伝導率を増加させる効果が得られる。特に、焼結体内部の空孔率を２％以下にすると、軸受の振動を発生することなく好適に使用でき、また、熱伝導率も効果的に増大させることができる。このとき、空孔率を低減するためには、セラミック材料をＨＩＰ焼結法、ガス圧焼結法などの加圧焼結によって焼結するのが望ましい。
窒化ケイ素の熱伝導率を低下させる要因としては、結晶粒界に存在する焼結助剤相の影響が考えられ、焼結助剤としては、一般に、Ａｌ_２Ｏ_３、ＭｇＯ、ＣｅＯなどの金属酸化物及びＹ_２Ｏ_３、Ｙｂ_２Ｏ_３、Ｌａ_２Ｏ_３などの希土類酸化物の中から選択され、焼結体全体の２０体積％を上限として添加される場合が多い。特に、Ａｌ_２Ｏ_３−Ｙ_２Ｏ_３系のものやＡｌ_２Ｏ_３−ＭｇＯのものが多く、これらは非晶質の状態で焼結体の粒界に存在している。ここで、一般に非晶質構造の固体は格子振動が伝播し難く、熱伝導率が低い。従って、これらを粒界中に多量に有する窒化ケイ素は熱伝導率が低くなる。逆に、焼結助剤部分の結晶化度を高めることにより、焼結助剤部分での熱伝導性を改善し、高熱伝導性の窒化ケイ素を得ることができる。焼結助剤の結晶化度を高めるためには、焼結後の冷却速度を調整すればよい。すなわち、冷却速度が速いと焼結助剤成分の原子配列が間に合わず、高温状態である非晶質をそのまま引き継いだ形で常温相を構成するが、冷却速度を遅くすれば、結晶化の進んだ常温相となる。このとき、さらに熱伝導率を向上させるためには、助剤成分として、Ｌａ、Ｃｅ、Ｐｒ、Ｎｄ、Ｈｏ等のランタノイド糸列から選ばれた酸化物を加えるとよい。
また、案内レールにヘッド等を取り付けるための切欠き部が形成されている場合には、切欠き部の角部を０．１ｍｍ以上の曲率半径とすることにより、切欠き部の角部に集中する応力を軽減することができる。また、ヘッドや試験機への取り付けのために必要な切欠き部やレールの断面積変化については、可能な限り鋭角な角度を作成することなく、例えば形状係数を５以下とすることによって、慣性力による角部への応力集中を軽減できる。ここで、形状係数を低くする手法としては、切欠き部の角部を円弧状に形成する方法が一般的であるが、形状係数を５以下とするためには、切欠き部の角部を０．１ｍｍ以上、好ましくは０．３ｍｍ以上の曲率半径で形成することが望ましい。なお、角部の曲率半径が大き過ぎると、案内レールに取り付けられる部品と干渉するため、角部の曲率半径は最大でも１ｍｍ以下とすることが望ましく、このときの形状係数は１〜２程度となる。また、その他に応力集中を軽減する方法としては、切欠き部の底に面取りを形成する方法や、切欠き角度を大きくする方法などがあるが、部品取付けに問題がなければいずれの方法でも構わない。
また、案内レールを構成するセラミック材料としては、窒化ケイ素、ジルコニア、アルミナ、炭化ケイ素、硼化チタンなどの他に、これらの複合燒結体を用いることができ、中でも窒化ケイ素は剛性が高く、高い破壊靭性値を有するので特に好ましい。この場合の窒化ケイ素素材は、その破壊靭性値が５ＭＰａ・ｍ^０．５以上で、硬度が１２ＧＰａ以上であれば、破壊強度的にもさらに好適に用いることができる。
窒化ケイ素はＨＩＰ法、ガス圧燒結法などの加圧燒結により得られ、平均値で幅３μｍ以下、長さ４μｍ以上の柱状に成長した柱状結晶が窒化ケイ素粒全体の７０％以上、好ましくは９０％以上であるものが良いが、比強度の条件を満たす材料であれば常圧燒結のものでも構わない。また、助剤成分としては、Ａｌ_２Ｏ_３やＭｇＯ、ＣｅＯなどの金属酸化物またはＹ_２Ｏ_３、Ｙｂ_２Ｏ_３、Ｌａ_２Ｏ_３などの希土類酸化物の中から選択され、燒結体全体の２０ｗｔ％を上限として添加されたものを用いることができる。また、素材内部の空孔および異物等の欠陥は円相当径で５０μｍ以下、好ましくは２０μｍ以下とすれば、局所的な素材強度劣化を抑制し素材の信頼性を向上させることができる。
本発明の好適な実施形態において、転動体は該転動体の表面を被覆する硬質被膜を有し、硬質被膜は０．１μｍ〜５．０μｍの膜厚を有している。
転動体の表面に０．１μｍ〜５．０μｍの膜厚を有する硬質被膜を形成して転動体の表面を前記硬質被膜で被覆すると、転動体の耐摩耗性が向上し、直動案内装置の初期設定予圧が長期にわたって保たれるので、案内レールの剛性を低下させることなく所要の位置決め精度を長期間にわたって確保することができる。
ここで、硬質被膜の膜厚を０．１μｍ〜５．０μｍとした理由は、硬質被膜の膜厚が０．１μｍ未満の場合には転動体を構成する母材金属の縦弾性係数（ヤング率）と硬質被膜のそれとの間に大きな差異があり、これにより硬質被膜の剥離や脱落等が容易に起こり、硬質被膜の剥離片によって転動体転動溝や転動体の表面にチッピング等の異常摩耗が生じる可能性があるためである。また、硬質被膜の膜厚が５．０μｍを超える場合には、硬質被膜の内部応力が大きくなる。これにより、硬質被膜が転動体の表面から剥離し易くなり、硬質被膜の剥離片によって転動体転動溝や転動体の表面にチッピング等の異常摩耗が生じる可能性があるためである。従って、転動体の表面に形成される硬質被膜の膜厚としては、０．１μｍ〜５．０μｍ、好ましくは０．５μｍ〜５．０μｍの範囲内であることが望ましい：
前記硬質被膜はＴｉＮ、ＴｉＣ、ＴｉＡｌＮ、ＴｉＣＮ、Ｃｒ_７Ｃ_３、Ｃｒ_２Ｏ_３、ＣｒＮ、ＷＣ、Ｂ_４Ｃ、ｃＢＮ、ＣＮ、ＴａＣ、ＴａＮ、ＺｒＮ、ダイヤモンドライクカーボンおよびダイヤモンドのうち少なくとも一種類の材料からなり、このように硬質被膜をＴｉＮ、ＴｉＣ、ＴｉＡｌＮ、ＴｉＣＮ、Ｃｒ_７Ｃ_３、Ｃｒ_２Ｏ_３、ＣｒＮ、ＷＣ、Ｂ_４Ｃ、ｃＢＮ、ＣＮ、ＴａＣ、ＴａＮ、ＺｒＮ、ダイヤモンドライクカーボンおよびダイヤモンドのうち少なくとも一種類の材料から構成したことにより、硬質被膜の耐摩耗性が向上するので、転動体の摩耗を効果的に抑制することができる。
ここで、転動体の表面に硬質被膜を形成する方法としては、たとえばプラズマＣＶＤ、熱ＣＶＤ、光ＣＶＤ等の各種ＣＶＤ、イオンプレーティング法（ホロカソード方式およびアーク方式）、スパッタリング、イオンビーム形成法、イオン化蒸着法などの種々の方法を用いることができ、イオンプレーティング法を用いて転動体の表面に硬質被膜を形成する場合には、例えばチャンバー内を１０^−４Ｐａ以下に排気した後、イオンボンバードにより転動体表面のクリーニングを行った後、転動体表面の温度を４００℃〜５００℃とし、ターゲット（例えば、Ｔｉ系被膜の場合はＴｉ材、Ｃｒ系被膜の場合はＣｒ材、ダイヤモンドライクカーボン被膜あるいはダイヤモンド被膜の場合はグラファイトなど）に−２００Ｖ〜−３００Ｖのバイアス電圧を印加し、放電電流を８０Ａ〜１５０Ａとして、必要に応じてプロセスガス（例えば、窒化物の場合は窒素ガス、炭化物の場合はＣＨ_４等のメタンガス）をチャンバー内に導入して硬質被膜を成膜することができる。
また、プラズマＣＶＤを用いて転動体の表面にダイヤモンドライクカーボン被膜あるいはダイヤモンド被膜を形成する場合には、アルゴンガスで転動体の表面をボンバード（ドライクリーニング）処理した後、テトラメチルシランガスをイオンガスでプラズマ化して転動体の表面に中間層を形成し、続いてチャンバー内にベンゼンを導入し、チャンバー内に導入されたベンゼンをイオンガスでプラズマ化することにより、転動体の表面にダイヤモンドライクカーボン被膜あるいはダイヤモンド被膜を形成することができる。この場合、ダイヤモンドライクカーボン被膜あるいはダイヤモンド被膜中に、タングステン、チタン、クロム、シリコンなどの他の金属を添加してもよい。
本発明の好適な実施形態において、転動体は案内レールの硬さに対して０．６倍〜１．５倍の表面硬さを有している。
転動体の表面硬さを案内レールの硬さに対して０．６倍〜１．５倍の範囲内としたことにより、転動体の摩耗が抑制されると共に案内レール表面の損傷が抑制され、転動体の初期設定予圧が長期にわたって保たれるので、案内レールの剛性低下を招くことなく所要の位置決め精度を長期にわたって確保することができる。
転動体の表面硬さを案内レールの硬さに対して０．６倍〜１．５倍の範囲内とした理由は、次のような理由からである。すなわち、転動体の表面硬さと案内レールの硬さとの比が０．６未満の場合には、転動体の表面硬さが案内レールの表面硬さと比較して低くなる。これにより、転動体表面の摩耗が促進され、予圧が短期間で抜けてしまうため、所要の位置決め精度を長期にわたって維持できない場合がある。逆に、転動体の表面硬さと案内レールの硬さとの比が１．５を超える場合には、転動体の表面硬さが案内レールの表面硬さと比較して硬くなり過ぎるため、案内レールの摩耗やチッピングが著しく増加する場合がある。
転動体の材質としては、転動体の表面硬さが案内レールの硬さに対して０．６倍〜１．５倍の範囲内であれば特に限定されないが、たとえば窒化ケイ素、ジルコニア、アルミナ、炭化ケイ素、窒化アルミニウム、炭化ホウ素、ホウ化チタン、窒化ホウ素、炭化チタン、窒化チタンを主成分とするセラミック材料や、これらを複合させたセラミック複合材料、あるいは周期律表で第ＩＶａ族、第Ｖａ族および第ＶＩａ族のいずれかに属する９種類の金属（例えばＷ、Ｍｏ、Ｃｒ、Ｔａ、Ｎｂ、Ｖ、Ｈｆ、Ｚｒ、Ｔｉ）の炭化物粉末を鉄、コバルト、ニッケルなどの鉄族金属を用いて焼結結合した合金である超硬合金およびサーメット、硬質チタン系合金（Ｔｉ−Ｗ−ＴｉＣ系合金）などを好適に用いることができる。
また、本発明に用いるセラミック材料は、破壊靭性値や機械的強度などを向上させるために、繊維状充填材を配合してもよい。繊維状充填材としては、特に限定されないが、例えば炭化ケイ素系ウイスカー、窒化ケイ素系ウイスカー、アルミナ系ウイスカー、窒化アルミニウム系ウイスカー等を使用できる。
超硬合金としては、たとえばＷＣ−Ｃｏ系合金、ＷＣ−Ｃｒ_３Ｃ_２−Ｃｏ系合金、ＷＣ−ＴａＣ−Ｃｏ系合金、ＷＣ−ＴｉＣ−Ｃｏ系合金、ＷＣ−ＮｂＣ−Ｃｏ系合金、ＷＣ−ＴａＣ−ＮｂＣ−Ｃｏ系合金、ＷＣ−ＴｉＣ−ＴａＣ−ＮｂＣ−Ｃｏ系合金、ＷＣ−ＴｉＣ−ＴａＣ−Ｃｏ系合金、ＷＣ−ＺｒＣ−Ｃｏ系合金、ＷＣ−ＴｉＣ−ＺｒＣ−Ｃｏ系合金、ＷＣ−ＴａＣ−ＶＣ−Ｃｏ系合金、ＷＣ−Ｃｒ_３Ｃ_２−Ｃｏ系合金、ＷＣ−ＴｉＣ−Ｃｒ_３Ｃ_２−Ｃｏ系合金などを用いることができ、非磁性であり、耐食性を向上させた超硬合金としては、ＷＣ−Ｎｉ系合金、ＷＣ−Ｃｏ−Ｎｉ系合金、ＷＣ−Ｃｒ_３Ｃ_２−Ｍｏ_２Ｃ−Ｎｉ系合金、ＷＣ−Ｔｉ（Ｃ，Ｎ）−ＴａＣ系合金、ＷＣ−Ｔｉ（Ｃ，Ｎ）系合金、Ｃｒ_３Ｃ_２−Ｎｉ系合金などを用いることもできる。
ここで、ＷＣ−Ｃｏ系合金の代表的な組成としては、Ｗ：Ｃｏ：Ｃ＝７０．４１〜９１．０６ｗｔ％：３．０〜２５．０ｗｔ％：４．５９〜５．９４ｗｔ％であり、ＷＣ−ＴａＣ−ＮｂＣ−Ｃｏ系合金の代表的な組成としては、Ｗ：Ｃｏ：Ｔａ：Ｎｂ：Ｃ＝６５．７〜８６．３ｗｔ％：５．８〜２５．０ｗｔ％：１．４〜３．１ｗｔ％：０．３〜１．５ｗｔ％：４．７〜５．８ｗｔ％である。また、ＷＣ−ＴｉＣ−ＴａＣ−ＮｂＣ−Ｃｏ系合金の代表的な組成としては、Ｗ：Ｃｏ：Ｔａ：Ｔｉ：Ｎｂ：Ｃ＝６５．０〜７５．３ｗｔ％：６．０〜１０．７ｗｔ％：５．２〜７．２ｗｔ％：３．２〜１１．０ｗｔ％：１．６〜２．４ｗｔ％：６．２〜７．６ｗｔ％であり、ＷＣ−ＴａＣ−Ｃｏ系合金の代表的な組成としては、Ｗ：Ｃｏ：Ｔａ＝５３．５１〜９０．３０ｗｔ％：３．５〜２５．０ｗｔ％：０．３０〜２５．３３ｗｔ％である。さらに、ＷＣ−ＴｉＣ−Ｃｏ系合金の代表的な組成としては、Ｗ：Ｃｏ：Ｔｉ＝５７．２７〜７８．８６ｗｔ：４．０〜１３．０ｗｔ％：３．２０〜２５．５９ｗｔ％であり、ＷＣ−ＴｉＣ−ＴａＣ−Ｃｏ系合金の代表的な組成としては、Ｗ：Ｃｏ：Ｔａ：Ｔｉ：Ｃ＝４７．３８〜８７．３１ｗｔ％、３．０〜１０．０ｗｔ％、０．９４〜９．３８ｗｔ％、０．１２〜２５．５９ｗｔ％、５．９６〜１０．１５ｗｔ％である。
サーメットとしては、ＴｉＣ−Ｎｉ系合金、ＴｉＣ−Ｍｏ−Ｎｉ系合金、ＴｉＣ−Ｃｏ系合金、ＴｉＣ−Ｍｏ_２Ｃ−Ｎｉ系合金、ＴｉＣ−Ｍｏ_２Ｃ−ＺｒＣ−Ｎｉ系合金、ＴｉＣ−Ｍｏ_２Ｃ−Ｃｏ系合金、Ｍｏ_２Ｃ−Ｎｉ系合金、Ｔｉ（Ｃ，Ｎ）−Ｍｏ_２Ｃ−Ｎｉ系合金、ＴｉＣ−ＴｉＮ−Ｍｏ_２Ｃ−Ｎｉ系合金、ＴｉＣ−ＴｉＮ−Ｍｏ_２Ｃ−Ｃｏ系合金、ＴｉＣ−ＴｉＮ−Ｍｏ_２Ｃ−ＴａＣ−Ｎｉ系合金、ＴｉＣ−ＴｉＮ−Ｍｏ_２Ｃ−ＷＣ−ＴａＣ−Ｎｉ系合金、ＴｉＣ−ＷＣ−Ｎｉ系合金、Ｔｉ（Ｃ，Ｎ）−ＷＣ−Ｎｉ系合金、ＴｉＣ−Ｍｏ系合金、Ｔｉ（Ｃ，Ｎ）−Ｍｏ系、ホウ化物系（ＭｏＢ−Ｎｉ系、Ｂ_４Ｃ／（Ｗ，Ｍｏ）Ｂ_２系）合金などを用いることができる。ここで、Ｔｉ（Ｃ，Ｎ）−Ｍｏ_２Ｃ−Ｎｉ系合金、Ｔｉ（Ｃ，Ｎ）−ＷＣ−Ｎｉ系合金およびＴｉ（Ｃ，Ｎ）−Ｍｏ系合金は、ＴｉＣ−Ｍｏ_２Ｃ−Ｎｉ系合金またはＴｉＣ−ＷＣ−Ｎｉ系合金あるいはＴｉＣ−Ｍｏ系合金を窒素ガス（Ｎ_２）中で焼結した金属である。
サーメットの代表的な組成としては、ＴｉＣ−３０％Ｍｏ_２Ｃ−２０％Ｎｉ、ＴｉＣ−１９％Ｍｏ_２Ｃ−２４％Ｎｉ、ＴｉＣ−８％Ｍｏ_２Ｃ−１５％Ｎｉ、Ｔｉ（Ｃ，Ｎ）−２５％Ｍｏ_２Ｃ−１５％Ｎｉ、ＴｉＣ−１４％ＴｉＮ−１９％Ｍｏ_２Ｃ−２４％Ｎｉ、ＴｉＣ_０．７Ｎ_０．３−１１％Ｍｏ_２Ｃ−２４％Ｎｉ、ＴｉＣ_０．７Ｎ_０．３−１９％Ｍｏ_２Ｃ−２４％Ｎｉ、ＴｉＣ_０．７Ｎ_０．３−２７％Ｍｏ_２Ｃ−２４％Ｎｉ、ＴｉＣ−２０％Ｍｏ−１５％Ｎｉ、ＴｉＣ−３０％Ｍｏ−１５％Ｎｉである。
本発明の好適な実施形態において、転動体は窒化膜で被覆され、窒化膜はＨｖ８００〜Ｈｖ１４００の硬さを有している。Ｈｖ８００〜Ｈｖ１４００の硬さを有する窒化膜で転動体を被覆すると、レール素材の硬度と転動体表面の硬度差が軽減されるので、摩耗の促進を抑制することができる。硬さの異なる材料が摩耗（擦れ合う）する場合、硬さの低い方が塑性変形しやすく、優先的に摩耗され易いため、両者の硬度差をできるだけ小さくすることが好ましい。ここで、窒化膜の硬さがＨｖ８００未満の場合には、レール素材との硬度差が大きくなるため、転動体の摩耗が促進される場合がある。また、窒化膜の硬さがＨｖ１４００を超える場合には、窒化膜の表面にＦｅ_２Ｎが生成され、転動体の表面が脆くなる。これにより、使用中に窒化膜の剥離などが生じ、寿命を低下させる場合がある。従って、窒化膜の硬さとしては、Ｈｖ８００〜Ｈｖ１４００の範囲内が好ましい。
本発明の別の好適な実施形態において、転動体はＣｒ炭化物と炭素とを含む複合炭化物層で被覆され、複合炭化物層はＨｖ１０００〜Ｈｖ１８００の硬さを有している。Ｈｖ１０００〜Ｈｖ１８００の硬さを有する複合炭化物層で転動体を被覆すると、案内レール素材の硬度と転動体表面の硬度との硬度差が低減されるので、転動体表面や転動体転動溝表面の摩耗が促進されることを抑制できる。硬さが異なる材料が摩耗する場合、硬さの低いほうが塑性変形し易く、その結果、優先的に摩耗され易いため、両者の硬度差をできるだけ小さくすることが好ましい。
ここで、複合炭化物層の硬さがＨｖ１０００未満の場合には、レース素材との硬度差が大きくなるため、転動体の摩耗が促進される場合がある。また、複合炭化物層の硬さがＨｖ１８００を超える場合には、転動体の表面に形成される複合炭化物層が非常に脆くなり、使用中に剥離などが生じ、寿命を低下させる場合がある。従って、複合炭化物層の硬さとしては、Ｈｖ１０００〜Ｈｖ１８００の範囲内であることが好ましい。
本発明の別の好適な実施形態において、転動体は硼化膜で被覆され、硼化膜はＨｖ１０００〜Ｈｖ１７００の硬さを有している。Ｈｖ１０００〜Ｈｖ１７００の硬さを有する硼化膜で転動体を被覆すると、案内レール素材の硬度と転動体表面との硬度差が低減されるので、転動体や案内レールの摩耗が促進されることを抑制することができる。硬さの異なる材料が摺動する場合、硬さの低いほうが塑性変形し易く、その結果、優先的に摩耗され易いため、両者の硬度差をできるだけ小さくすることが好ましい。
ここで、硼化膜の硬さがＨｖ１０００未満の場合には、レール素材との硬度差が大きくなるため、転動体の摩耗が促進される場合がある。また、硼化膜の硬さがＨｖ１７００を超える場合には、硼化膜の表面にＨｖ１７００以上のＦｅＢが形成される。これにより、転動体の表面層が非常に脆くなり、使用中に剥離などが生じ、寿命を低下させる場合がある。従って、硼化膜の硬さとしては、Ｈｖ１０００〜Ｈｖ１７００の範囲内であることが好ましい。
前記硬質被膜、窒化膜、複合炭化物層及び硼化膜は、好ましくは０．０５μｍＲａ以下の表面粗さを有している。ここで、上記表面粗さが０．０５μｍＲａを超える場合には、転動体表面の微小凹凸が転動体転動溝の表面と直接接触し易くなり、転動体の表面を覆う膜によって転動体転動溝の表面が損傷したり、摩耗が促進されたりする場合がある。従って、転動体の表面を覆う膜の表面粗さとしては、０．０５μｍＲａ以下、好ましくは０．０２μｍＲａ以下であることが好ましい。
本発明の好適な実施形態において、前記案内レールは転動体転動溝を有し、該転動体転動溝は、幅方向に沿う表面粗さが０．２μｍＲａ以下であって、長手方向に沿う表面粗さが０．１μｍＲａ以下である。
前述したように、直動案内装置の高精度化と高速化を目的として、レール素材にセラミック材料若しくはサーメット又は超硬合金を用いると、▲１▼転動体との接触面における面圧が増加する、▲２▼転動体と接触する転動体転動溝の表面硬度が転動体に比較して約２倍以上となる、などの理由から、転動体の摩耗が促進され、短時間で直動案内装置の予圧が低下する場合がある。ここで、このような転動体摩耗減少について調べた結果、転動体の摩耗量が案内レールの転動体転動溝の表面粗さによって大きく変化し、さらには粗さの凸部と凹部の偏りによって摩耗傾向が極端に異なるという知見が得られた。
すなわち、転動体転動溝の幅方向の表面粗さを０．２μｍＲａ以下とし、かつ転動体転動溝の長手方向の表面粗さを０．１μｍＲａ以下とすることによって、転動体転動溝の表面に存在する微小な表面凹凸によって転動体の表面が損傷することを効果的に抑制できる。ここで、転動体転動溝の表面粗さを転動体の転がり方向（長手方向）の表面粗さについてのみ着目しただけでは、案内レールの幅方向への微小な振動によって発生する転動体表面の損傷を抑制することは難しい。すなわち、転動体転動溝の幅方向の表面粗さと長手方向の表面粗さの両方が上記条件を満足した場合のみ転動体表面の摩耗損傷を効果的に抑制できる。この場合、幅方向の表面粗さと長手方向の表面粗さの下限値は特に設けないが、転動体の表面粗さよりも小さくすると転動体摩耗の抑制効果が少なくなり、これ以上の表面仕上げはレール素材のコストアップにもなるため、望ましくない。
また、上記のような高速で使用される直動案内装置は、転動体転動溝表面での油膜形成が困難である。特に、転動体転動溝の表面に高さの極端に高い凸部が存在すると、そこで油膜切れが発生し易い。こうした油膜切れは転動体の摩耗を促進する要因となるため、上記のような高速で使用される直動案内装置については、転動体転動溝表面の極端な表面凹凸は可能な限り少なくすることが望ましい。
ここで、粗さの平均線に対する表面凸部と表面凹部の割合は、いわゆる粗さのゆがみ度（Ｓｋ）の定義により、

で表される。ここで、Ｒｑは二乗平均粗さ（ＲＭＳ）、ｎは正の整数、Ｙ（ｉ）は粗さの各山（ｉ番目）の高さを平均線よりも上をプラス、下をマイナスとしてそれぞれ示している。すなわち、粗さの凸部（平均線よりも上の部分）の高さの総和が凹部の高さの総和よりも小さいとゆがみ度Ｓｋは負となり、逆の場合にはＳｋは正となる。
したがって、転動体転動溝の表面に油膜を効果的に形成するためには、潤滑油の切れが発生するような極端な表面凸部を少なくして、潤滑油が転動溝表面に均一に行き渡るようにすると良い。換言すれば、Ｓｋが負となるように転動溝を形成して潤滑油が転動溝表面に均一に行き渡るようにすると良い。しかし、Ｓｋ値が−３以下としてもそれ以上の効果は期待できず、こちらもコストアップの要因となるので、Ｓｋ値の範囲としては−３〜０の範囲内であることが好ましい。
本発明の説明
［実施態様１］
図１は、本発明に係る転動装置の一実施形態である直動案内装置を示す図である。同図において、符号１０は電子部品吸着ヘッド、１１は電子部品吸着ヘッド１０を上下方向に往復動させるヘッド昇降機構を示し、このヘッド昇降機構１１は、駆動装置（図示せず）と、この駆動装置の周囲に配置された複数の直動案内装置１２とから構成されている。
直動案内装置１２は支持体または可動子としての案内レール１３、球状転動体１４、可動子または支持体としてのスライダ１５Ａ，１５Ｂ等から構成され、案内レール１３の両側面には転動体転動溝１６が案内レール１３の長手方向に沿って形成されている。この転動体転動溝１６は、球状転動体１４を案内レール１３の長手方向に案内するためのもので、球状転動体１４の表面粗さをＸμｍＲａとすると、ＸμｍＲａ以上で０．２μｍＲａ以下の表面粗さ、好ましくはＸμｍＲａ以上で０．１μｍＲａ以下の表面粗さを有している。
案内レール１３は前記駆動装置と回転自在のカムフォロワーにより連結されており、この案内レール１３には、止めねじ（図示せず）により電子部品吸着ヘッド１０を案内レール１３に取り付けるための取付け孔１７が複数設けられていると共に切欠き部１８が設けられている。
また、案内レール１３は比強度が２×１０^７ｍｍ以上のセラミック材料（例えば窒化ケイ素、ジルコニア、アルミナ、炭化ケイ素、硼化チタン、若しくはこれらの材料を燒結した複合燒結体）、あるいは１．７×１０^７ｍｍ以上の比強度を有するサーメットまたは超硬合金で形成されており、転動体転動溝１６を除いた案内レール１３の平面部は、０．５μｍＲａ〜０．０５μｍＲａの表面粗さ、好ましくは０．３μｍＲａ〜０．０５μｍＲａの表面粗さで仕上げられている。
切欠き部１８は電子部品実装装置に取り付けられる取付け部品との干渉を避けるためのもので、この切欠き部１８の角部１８ａは、０．１ｍｍ以上で１ｍｍ以下の曲率半径、好ましくは０．３ｍｍ以上で１ｍｍ以下の曲率半径で形成されている。
球状転動体１４は、ステンレス鋼等の鉄鋼材料、好ましくはマルテンサイト系ステンレス鋼で形成されている。また、案内レール１３の側面とその側面に対向するスライダ１５Ａ，１５Ｂの両側部（袖部ともいう）との間には球状転動体１４が多数個ずつ配設されている。
スライダ１５Ａ，１５Ｂは案内レール１３の長手方向に対して直角な断面が門形に形成されており、その両側部内には、球状転動体１４を案内レール１３の転動体転動溝１６に沿って繰り返し転動させるための転動体循環路が形成されている。また、スライダ１５Ａ，１５Ｂのうちスライダ１５Ａは電子部品実装装置本体１９の上部に固定されており、スライダ１５Ｂは電子部品実装装置本体１９の下部に固定されている。従って、駆動装置であるカムフォロワー機構が図示しないモータ等により回転駆動されると、電子部品吸着ヘッド１０が案内レール１３と一体に上下動するようになっている。
本実施形態において、案内レール１３のレール素材としては、表１及び表２に示す実施例１〜１６のいずれかを用いることができる。

表１及び表２において、実施例１の案内レールは、１０００気圧以上の加圧燒結によって得られた高強度窒化ケイ素（比強度が３．１×１０^７ｍｍ）をレール素材として用い、レール平面部の表面粗さを０．３μｍＲａ、転動体転動溝１６の表面粗さを０．０８μｍＲａ、切欠き部１８の角部１８ａの曲率半径をＲ＝０．１５ｍｍ程度としたものである。また、実施例２の案内レールは１００気圧程度の加圧燒結によって得られた窒化ケイ素（比強度が２．５×１０^７ｍｍ）をレール素材として用い、レール平面部の表面粗さを０．３μｍＲａ、転動体転動溝１６の表面粗さを０．０８μｍＲａ、切欠き部１８の角部１８ａの曲率半径をＲ＝０．１５ｍｍとしたものである。
実施例３の案内レールは、１０気圧以下の燒結条件で得られた窒化ケイ素（比強度が２．２×１０^７ｍｍ）をレール素材として用い、レール平面部の表面粗さを０．４μｍＲａ、転動体転動溝１６の表面粗さを０．０８μｍＲａ、切欠き部１８の角部１８ａの曲率半径をＲ＝０．１５ｍｍとしたものである。また、比較例１の案内レールは高強度の窒化ケイ素（比強度が３．１×１０^７ｍｍ）をレール素材として用い、レール平面部の表面粗さを０．６μｍＲａ、転動体転動溝１６の表面粗さを０．０８μｍＲａ、切欠き部１８の角部１８ａの曲率半径をＲ＝０．１５ｍｍとしたものである。
実施例４の案内レールは１０気圧以下で焼結された窒化ケイ素（比強度が１．８×１０^７ｍｍ）をレール素材として用い、レール平面部の表面粗さを０．３μｍＲａ、転動体転動溝１６の表面粗さを０．０８μｍＲａ、切欠き部１８の角部１８ａの曲率半径をＲ＝０．１５ｍｍとしたものである。
比較例２の案内レールは、１０気圧以下の焼結条件で得られた窒化ケイ素（比強度が２．２×１０^７ｍｍ）をレール素材として用い、レール平面部の表面粗さを０．８μｍＲａ、転動体転動溝１６の表面粗さを０．０８μｍＲａ、切欠き部１８の角部１８ａの曲率半径をＲ＝０．０８ｍｍとしたものであり、この場合の切欠き部１８はその形状係数が６程度である。また、比較例３の案内レールは１０気圧以下で燒結された窒化ケイ素（比強度が１．８×１０^７ｍｍ）をレール素材として用い、平面部の表面粗さを０．６μｍＲａ、転動体転動溝１６の表面粗さを０．０８μｍＲａ、切欠き部１８の角部１８ａの曲率半径をＲ＝０．１５ｍｍとしたものであり、比較例４の案内レールは１０気圧以下で燒結された窒化ケイ素（比強度が１．８×１０^７ｍｍ）をレール素材として用い、平面部の表面粗さを０．６μｍＲａ、転動体転動溝１６の表面粗さを０．２５μｍＲａ、切欠き部１８の角部１８ａの曲率半径をＲ＝０．１５ｍｍとしたものである。なお、比較例４の案内レールは、比較例３の案内レールと同様に、１０気圧以下で燒結された窒化ケイ素をレール素材として用いたものであるが、焼結温度及び時間が異なるため、強度が比較的低く比強度で１．８×１０^７ｍｍ程度となっている。
また、実施例５〜１７および比較例５、６に使用した原材料を一括して示すと以下の通りである。
（１）超硬系１（日本タングステン株式会社製ＷＣ−Ｃｏ系Ｇ１、比強度；１．２３×１０^７ｍｍ）
（２）超硬系２（日本タングステン株式会社製ＷＣ−Ｃｏ系Ｇ３、比強度；１．７７×１０^７ｍｍ）
（３）超硬系３（日本タングステン株式会社製ＷＣ−Ｎｉ−Ｃｒ系ＮＭ１５、比強度；２．３５×１０^７ｍｍ）
（４）超硬系４（日本タングステン株式会社製ＷＣ−Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ系ＮＲ１１、比強度；１．７８×１０^７ｍｍ）
（５）超硬系５（日本タングステン株式会社製ＷＣ−ＴｉＣ−ＴａＣ系ＲＣＣＬ、比強度；０．６８×１０^７ｍｍ）
（６）超硬系６（ダイジェット工業株式会社製ＷＣ−Ｎｉ系ＤＮ、比強度；１．４７×１０^７ｍｍ）
（７）超硬系７（住友電気工業株式会社製ＷＣ−Ｎｉ−Ｃｒ系Ｍ６１Ｕ、比強度；１．９５×１０^７ｍｍ）
（８）サーメット系１（日本タングステン株式会社製ＴｉＣ−ＴａＮ−Ｎｉ−Ｍｏ系ＤＵＸ４０、比強度；２．７３×１０^７ｍｍ）
（９）サーメット系２（日本タングステン株式会社製ＴｉＣ−ＴａＮ−Ｎｉ−Ｍｏ系ＤＵＸ３０、比強度；２．４６×１０^７ｍｍ）
（１０）サーメット系３（旭ガラス株式会社製ホウ化物系ＵＤ−ＩＩ３５Ｔ、比強度；２．２３×１０^７ｍｍ）
（１１）サーメット系４（旭ガラス株式会社製ホウ化物系ＵＤ−ＩＩ５０Ｔ、比強度；２．５５×１０^７ｍｍ）
なお、抗折力は、ＪＩＳ Ｒ１６０１に基づいて測定した値である。
本発明者らは、表１及び表２に示した実施例１〜１７および比較例１〜６の案内レールについて、図２に示すような荷重負荷試験を行った。すなわち、一端部が固定された案内レールの他端部にヘッド自重を模した荷重を負荷し、負荷された荷重によってレール素材が破断する時の応力値を測定した。このときの測定結果を図３及び図４に示す。なお、図３及び図４の測定結果は、実際のマシンガンタイプの電子部品実装機を１サイクル０．２秒の最大速度で駆動した場合を想定し、数値計算によって算出したレールへの最大応力に安全係数をかけた値を１として標準化したものである。
図３及び図４に示されるように、実施例の案内レールは比較例に対して１．１〜１．８倍程度の強度を有しており、上記の基準応力を上回っている。
また、サーメット系１の素材を用い、平面部の表面粗さを変えて用意した案内レール１３に関して、前述の荷重負荷試験を行った。このときの測定結果を図５に示す。図５に示されるように、平面部の表面粗さが本発明の範囲内である場合には、上記の基準応力を上回っている。
また、本発明者らは１サイクルを０．２秒、転動体予圧を６０Ｎとし、２本のレールにばねを介して擬似的に曲げモーメントを負荷した状態で連続１０時間の直動試験を実施例１及び比較例４の案内レールに対して行い、試験後、各レールの予圧抜け量を測定した。その試験結果を表３に示す。なお、表３の試験結果は比較例４の予圧抜け量を１として示している。

図１５は部品実装装置を模擬した試験機を示しており、この試験機を用いて、ストローク：８０ｍｍ、１サイクル０．２秒で、２本の案内レール１３にばね（ばね荷重：１００Ｎ）を介して擬似的に曲げモーメントを負荷した状態で連続２０時間の直動試験を、実施例１８〜２０および比較例７、８に対して行い、試験後の各実施例および比較例の予圧抜け量を測定した。その試験結果を表４に示す。なお、表４の試験結果は比較例７の予圧抜け量を１とした相対値で示す。本実施形態で転動体に用いた窒化ケイ素球は日本特殊陶工業株式会社製ＥＣ１４１窒化ケイ素で形成した。
表３に示すように、転動体転動溝１６の表面粗さを０．０８μｍＲａとした実施例１の案内レールは、転動体転動溝１６の表面粗さが０．２５μｍＲａである比較例４に比較して、転動体１４の予圧変化量が小さく、転動体１４の損傷も軽微であった。ここで、予圧変化は転動体１４の摩耗（径の減少）によって生じる。
上述のように、本実施形態では案内レール１３が２×１０^７ｍｍ以上の比強度を有するセラミック材料、あるいは１．７×１０^７ｍｍ以上の比強度を有するサーメットまたは超硬合金で形成される場合には、電子部品吸着ヘッド１０が１サイクルを０．２秒以下の高速で上下動する場合やドラムに取り付けられて公転する場合でも、加速度やヘッド重量等によって発生する慣性力に対して十分な強度を有する案内レールを得ることができる。
また、本実施形態では案内レール１３の平面部を０．５μｍＲａ〜０．０５μｍＲａの表面粗さ、好ましくは０．３μｍＲａ〜０．０５μｍＲａの表面粗さでの仕上げたことにより、案内レール１３の表面凹凸による応力集中が軽減される。従って、案内レール１３の自重やヘッド１０の重量などによって発生する慣性力に対して十分な強度を有する案内レールを得ることができ、電子部品吸着ヘッド１０を高速で上下動させたときに案内レール１３に生ずる撓みや振動等を抑制することができる。
さらに、本実施形態では案内レール１３に設けられた切欠き部１８の角部１８ａを０．１ｍｍ以上で１ｍｍ以下の曲率半径、好ましくは０．３ｍｍ以上で１ｍｍ以下の曲率半径で形成する場合には、慣性力による角部１８ａへの応力集中が軽減される。従って、部品との干渉を避けるための切欠き部１８が案内レール１３に設けられている場合でも電子部品吸着ヘッド１０をより精度よく高速で上下動させることができる。
また、本実施形態では転動体転動溝１６の表面粗さが０．２μｍＲａ以下、好ましくは０．１μｍＲａ以下となっている場合には、案内レール１３が窒化ケイ素等のセラミック材料で形成されている場合でも転動体１４の表面荒れや摩耗をより効果的に防止することができる。
また、本発明のレールに使用されるサーメットあるいは超硬合金は、特に限定されず、前述された材料を使用できる。
次に、本発明の実施例Ａ１〜Ａ４および比較例ａ１〜ａ３を表５に示す。

表５において、実施例Ａ１は図１の案内レール１３を１０００気圧程度の加圧焼結によって得られる高強度窒化ケイ素（比強度：３．２×１０^７ｍｍ、平面部粗さＲａ：０．３μｍ）から形成する共にＳＵＳ４４０Ｃからなる転動体１４の表面に膜厚：２μｍ、表面粗さ：０．０１μｍＲａのダイヤモンドライクカーボン被膜（以下、ＤＬＣ被膜と略記する）を形成し、このＤＬＣ被膜で転動体１４の表面を被覆した直動案内装置である。また、実施例Ａ２は案内レール１３を１０００気圧程度の加圧焼結によって得られる窒化ケイ素（比強度：２．６×１０^７ｍｍ、平面部粗さＲａ：０．３μｍ）から形成すると共にＳＵＳ４４０Ｃからなる転動体１４の表面にＴｉＡｌＮ被膜（膜厚：２μｍ、表面粗さ：０．０５μｍＲａ）を形成し、このＴｉＡｌＮ被膜で転動体１４の表面を被覆した直動案内装置で、実施例Ａ３は案内レール１３を８気圧程度の焼結条件で得られる窒化ケイ素（比強度：２．１×１０^７ｍｍ、平面部粗さＲａ：０．３μｍ）から形成する共にＳＵＳ４４０Ｃからなる転動体１４の表面にＣｒＮ被膜（膜厚：３μｍ、表面粗さ：０．０３μｍＲａ）を形成し、このＣｒＮ被膜で転動体１４の表面を被覆した直動案内装置である。実施例Ａ４は、案内レール１３を８気圧程度の焼結条件によって得られる窒化ケイ素（比強度：１．５×１０^７ｍｍ、平面部粗さＲａ：０．３μｍ）から形成すると共にＳＵＳ４４０Ｃからなる転動体１４の表面に膜厚：２μｍ、表面粗さ：０．０１μｍＲａのダイヤモンドライクカーボン被膜を形成し、このＤＬＣ膜で転動体４の表面を被覆した直動案内装置である。
一方、比較例ａ１は案内レール１３を８気圧程度の焼結条件によって得られる窒化ケイ素（比強度：１．５×１０^７ｍｍ、平面部粗さＲａ：０．６μｍ）から形成した直動案内装置であり、この比較例ａ１の転動体表面には、ＤＬＣ被膜等の硬質被膜は形成されていない。また、比較例ａ２は案内レール１３を８気圧程度の焼結条件で得られる窒化ケイ素（比強度：２．１×１０^７ｍｍ、平面部粗さＲａ：０．６μｍ）から形成すると共にＳＵＳ４４０Ｃからなる転動体１４の表面にＴｉＮ被膜（膜厚：３μｍ、表面粗さ：０．１μｍＲａ）を形成し、このＴｉＮ被膜で転動体１４の表面を被覆した直動案内装置であり、比較例ａ３は案内レール１３を８気圧程度の焼結条件で得られる窒化ケイ素（比強度：２．１×１０^７ｍｍ、平面部粗さＲａ：０．６μｍ）から形成すると共にＳＵＳ４４０Ｃからなる転動体１４の表面にＣｒＮ被膜（膜厚：１０μｍ、表面粗さ：０．０５μｍＲａ）を形成し、このＣｒＮ被膜で転動体１４の表面を被覆した直動案内装置である。なお、比較例ａ１のレール素材は内部組織が不均一となっている。
表５に示される実施例Ａ１〜Ａ４及び比較例ａ１〜ａ３について、１サイクル０．１秒、予圧６０Ｎとし、二本の案内レールにばねを介して擬似的に曲げモーメントを負荷した状態で５０時間の連続運転を行った。試験後、各案内レールの予圧抜け量を測定し、その測定値を基に転動体表面の摩耗量を推定して実施例Ａ１〜Ａ４及び比較例ａ１〜ａ３の耐久性について評価した。その評価結果を表５に併記する。なお、表５の耐久性は比較例ａ２の予圧抜け量を１とした相対値で示されている。
表５に示すように、実施例Ａ１〜Ａ３の各直動案内装置は比較例ａ１のものと比較して、その耐久性が約５０〜１５０倍程度の高い値を示している。これは、比較例ａ１は案内レールが比強度の低い窒化ケイ素から形成され、かつ平面部粗さが大きいの対し、実施例Ａ１〜Ａ３は案内レールが２×１０^７ｍｍ以上の高い比強度を有する高い窒化ケイ素から形成され、平面部粗さが小さく、硬質被膜により転動体の耐摩耗性が向上したためである。
また、実施例Ａ１〜Ａ３の各直動案内装置は比較例ａ２のものと比較して、その耐久性が約５〜１５倍程度の高い値を示している。これは、比較例ａ２は転動体の表面に形成されたＴｉＮ等の硬質被膜の表面粗さが０．１μｍＲａであるのに対し、実施例Ａ１〜Ａ３は転動体の表面に形成されたＤＬＣ、ＣｒＮの硬質被膜の表面粗さが０．０５μｍＲａ以下となっているためである。
また、実施例Ａ４の直動案内装置は比較例ａ１のものに比較して、その耐久性が２．５倍と比較的高い値を示している。これは、案内レールの平面部粗さが小さく、案内レール表面の微小な凹凸に生じる応力集中が軽減され、かつＤＬＣ（ダイヤモンドライクカーボン）が転動体表面に形成され、耐摩耗性が向上したからである。
転動体の表面に形成されたＤＬＣ等の硬質被膜（表面粗さ：０．０１μｍＲａ）の膜厚と直動案内装置の耐久性との相関について調べた結果を図６に示す。なお、ここで使用した直動案内装置の案内レールは、１００気圧程度の加圧焼結によって得られる窒化ケイ素（比強度：２．６×１０^７ｍｍ、平面部粗さ：０．３μｍ）から形成されている。また、図中縦軸の耐久性は比較例ａ２の予圧抜け量を１とした相対値で示している。
図６に示されるように、転動体の表面に形成された硬質被膜の膜厚が０．１〜５μｍの範囲内から外れると直動案内装置の耐久性が急激に低下する。これは、転動体の表面に形成された硬質被膜の膜厚が０．１μｍ〜５μｍの範囲内から外れると、硬質被膜の剥離や脱落等が起こり易くなり、硬質被膜の剥離片によって転動体転動溝や転動体の表面にチッピング等の異常摩耗が生じるためと考えられる。したがって、転動体の表面にＤＬＣ等の硬質被膜を形成し、この硬質被膜で転動体の表面を被覆する場合には、硬質被膜の膜厚を０．１μｍ〜５μｍ、好ましくは０．２μｍ〜５μｍの範囲内とすることが望ましい。
次に、転動体の表面に形成された硬質被膜（膜厚さ：２μｍ）の表面粗さと直動案内装置の耐久性との相関について調べた結果を図７に示す。なお、ここで使用した直動案内装置の案内レールは、１００気圧程度の加圧焼結によって得られる窒化ケイ素（比強度：２．６×１０^７ｍｍ、平面部粗さＲａ：０．３μｍ）から形成されている。
図７に示されるように、転動体の表面に形成された硬質被膜の表面粗さが０．０５μｍＲａを超えると直動案内装置の耐久性が急激に低下する。これは、転動体の表面に形成された硬質被膜の表面粗さが０．０５μｍＲａを超えると硬質被膜の表面が案内レールの転動体転動溝と局所的に接触し、この部分での接触応力が高くなることによって転動体転動溝の表面にチッピング等が生じ、案内レールの転動体転動溝が早期に摩耗してしまうためと考えられる。したがって、転動体の表面にＤＬＣ、ＣｒＮ等の硬質被膜を形成し、この硬質被膜で転動体の表面を被覆する場合には、硬質被膜の表面粗さを０．０５μｍＲａ以下、好ましくは０．０２μｍＲａ以下とすることが望ましい。
次に、本発明の実施例Ｂ１〜Ｂ１５および比較例ｂ１〜ｂ６を表６に示す。

表６において、実施例Ｂ１〜Ｂ１５および比較例ｂ１〜ｂ６で用いた転動体材料を一括して示すと以下の通りである。
（１）窒化ケイ素系１ｂ（日本タングステン株式会社製ＮＰＮ−３；Ｈｖ＝１８５０）
（２）窒化ケイ素系２ｂ（品川白煉瓦株式会社製ＳＡＮ−Ｐ；Ｈｖ＝１７００）
（３）ジルコニア系１ｂ（日本タングステン株式会社製ＮＰＺ−１；Ｈｖ＝１２５０）
（４）ジルコニア系２ｂ（日本特殊陶業株式会社製ＫＧＳ２０；Ｈｖ＝１３００）
（５）ジルコニア系３ｂ（京セラ株式会社製Ｚ７０３Ｎ；Ｈｖ＝１３５０）
（６）ジルコニア系４ｂ（日本タングステン株式会社製ＮＰＺ−３；Ｈｖ＝１６５０）
（７）アルミナ系１ｂ（サンゴバンノートン社製ＡＺ−９３；Ｈｖ＝１６００）
（８）アルミナ系２ｂ（日本タングステン株式会社製ＮＰＡ−２；Ｈｖ＝２０００）
（９）超硬系１ｂ（ＷＣ−Ｎｉ−Ｃｒ系合金（日本タングステン株式会社製ＮＭ１８）；Ｈｖ＝１０５０）
（１０）超硬系２ｂ（ＷＣ−Ｃｏ系合金（三菱マテリアル株式会社製ＧＴｉ０５）；Ｈｖ＝１５５０）
（１１）超硬系３ｂ（ＷＣ−ＴｉＣ−ＴａＣ−Ｃｏ系合金（日本タングステン株式会社製ＳＮ１０）；Ｈｖ＝１７００）
（１２）超硬系４ｂ（ＷＣ−Ｃｏ系合金（日本タングステン株式会社製ＵＦ３０）；Ｈｖ＝１５００）
（１３）サーメット系１ｂ（ＴｉＣ−ＴａＮ−Ｎｉ−Ｍｏ系合金（日本タングステン株式会社製ＤＵＸ３０）；Ｈｖ＝１７００）
（１４）チタン系焼結合金１ｂ（Ｔｉ−Ｗ−Ｃｏ系合金（日本タングステン株式会社製ＴＷ−３）；Ｈｖ＝１０００）
（１５）ＳＵＳ４４０Ｃ（Ｈｖ＝１０００）
（１６）ＳＫＨ４（Ｈｖ＝７５０）
（１７）超硬系５ｂ（三菱マテリアル株式会社製ＧＴｉ４０Ｃ；Ｈｖ＝７６０）
（１８）超硬系６ｂ（三菱マテリアル株式会社製ＧＴｉ３０Ｃ；Ｈｖ＝８８０）
（１９）炭化ケイ素系１ｂ（株式会社東芝製ＴＳＣ−１；Ｈｖ＝２４００）
（２０）炭化ケイ素系２ｂ（日本碍子株式会社製ＳＣ−２０；Ｈｖ＝２８６０）
直動案内装置としての耐久性を評価するために、上記の原材料から転動体を作製し、図１に示す直動案内装置を作製した。転動体の表面粗さは、いずれの場合も０．０２５μｍＲａである。また、レール素材としては、表６に示す４種類の窒化ケイ素１〜４を用いた。ここで、窒化ケイ素１は１０００気圧程度の加圧焼結によって得られる高強度窒化ケイ素（比強度：３．２×１０^７ｍｍ、硬さ：Ｈｖ１７００）、窒化ケイ素２は１００気圧程度の加圧焼結によって得られる窒化ケイ素（比強度：２．６×１０^７ｍｍ、硬さ：Ｈｖ１５００）、窒化ケイ素３は８気圧程度の焼結条件で得られた窒化ケイ素（比強度：２．１×１０^７ｍｍ、硬さ：Ｈｖ１４００）である。また、窒化ケイ素４は内部の組織が不均一で、強度が低く、比強度が１．５×１０^７ｍｍ、硬さがＨｖ１２００の窒化ケイ素である。
表６に示される実施例Ｂ１〜Ｂ１５（平面部粗さＲａは０．３μｍである。）及び比較例ｂ１〜ｂ６（平面部粗さＲａは０．６μｍである。）について、１サイクル０．２秒、予圧６０Ｎとし、二本の案内レールにばねを介して擬似的に曲げモーメントを負荷した状態で５０時間の連続運転を行った。試験後、各案内レールの予圧抜け量を測定し、その測定値を基に転動体表面の摩耗量を推定して実施例Ｂ１〜Ｂ１４及び比較例ｂ１〜ｂ６の耐久性について評価した。その評価結果を表６に併記する。なお、表６の耐久性は比較例ｂ１の予圧抜け量を１とした相対値で示されている。
表６に示すように、実施例Ｂ１〜Ｂ１４の各直動案内装置は比較例ｂ１のものと比較して、その耐久性が約５〜１５倍程度の高い値を示している。これは、比較例ｂ１は案内レールが比強度の低い窒化ケイ素から形成され、かつ平面部粗さＲａが大きいの対し、実施例Ａ１〜Ａ３は案内レールが２×１０^７ｍｍ以上の高い比強度を有する窒化ケイ素から形成され、かつ平面部粗さＲａが小さいためである。
また、実施例Ｂ１〜Ｂ１４の各直動案内装置は比較例ｂ２のものと比較して、その耐久性が約３〜１０倍程度の高い値を示している。これは、比較例ｂ２は転動体と案内レールとの硬さ比（転動体／案内レール）が０．５４であるの対し、実施例Ａ１〜Ａ３は転動体と案内レールとの硬さ比が０．６以上となっているためである。
さらに、実施例Ｂ１〜Ｂ１４の各直動案内装置は比較例ｂ５のものと比較して、その耐久性が約６〜１８倍程度の高い値を示している。これは、比較例ｂ５は転動体と案内レールとの硬さ比が１．６であるの対し、実施例Ａ１〜Ａ３は転動体と案内レールとの硬さ比が１．５以下となっているためである。
実施例Ｂ１５の直動案内装置は、比較例ｂ３のものと比較して、その耐久性が３倍と比較的高い値を示している。これは、案内レールの平面部粗さが小さく、案内レール表面の微小な凹凸に生じる応力集中が軽減され、慣性力に対して耐え得る強度を有するためである。
転動体と案内レールとの硬さ比と直動案内装置の耐久性との相関について調べた結果を図８に示す。なお、ここでは１００気圧程度の加圧焼結によって得られる窒化ケイ素（比強度：２．６×１０^７ｍｍ）からなる案内レールを用いて直動案内装置の耐久性を試験した。案内レールの平面部粗さは、いずれの場合においても０．３μｍである。また、図中縦軸の耐久性は比較例ｂ１の予圧抜け量を１とした相対値で示している。
図８に示されるように、転動体の表面硬さと案内レールの表面硬さとの比が０．６〜１．５の範囲内から外れると直動案内装置の耐久性が急激に低下する。これは、転動体の表面硬さと案内レールの表面硬さとの比が０．６〜１．５の範囲内から外れると案内レールや転動体の摩耗が促進されるためと考えられる。したがって、直動案内装置の耐久性低下を防止するためには、転動体の表面硬さを案内レールの硬さに対して０．６倍〜１．５倍の範囲内とすれば良い。
次に、本発明の実施例Ｃ１〜Ｃ３および比較例ｃ１〜ｃ３を表７に示す。

表７において、実施例Ｃ１〜Ｃ３は下記の熱処理方法によって転動体の表面全体にＨｖ８００〜Ｈｖ１４００の緻密な窒化膜を形成したものであるが、窒化膜の表面硬さがＨｖ８００以上であれば窒化膜の形成方法は特に限定されず、例えば熱処理条件１、２および３以外にもガス軟窒化、イオン窒化、塩浴浸硫窒化、ガス浸硫窒化などの方法を用いることができる。また、実施例Ｃ１〜Ｃ３はＳＵＳ４４０Ｃからなる転動体の表面に窒素（Ｎ）を拡散浸透させることにより、Ｎ拡散層全域に（Ｆｅ、Ｃｒ）_{２〜３ｏｒ４}Ｎ、Ｃｒ_２Ｎ、Ｍｏ_２Ｎ、ＶＮ等の緻密な窒化膜を形成したものである。
表７の熱処理条件１〜３は、以下の通りである。
＜熱処理条件１＞
４８０℃〜５６０℃×３〜８時間窒化処理（５０％Ｎ_２−５０％ＮＨ_３混合ガス）
＜熱処理条件２＞
３００℃〜３８０℃×１時間弗化処理（９０％Ｎ_２−１０％ＮＦ_３混合ガス）後、４００℃〜４８０℃×２４〜４８時間窒化処理（５０％Ｎ_２−５０％ＮＨ_３混合ガス）
＜熱処理条件３＞
４８０℃〜５６０℃×３〜８時間、軟窒化処理（シアン酸塩（ＫＣＮＯ及びＮａＣＮＯ）を主成分とする塩浴窒化）
熱処理条件１は、ガス窒化の例である。熱処理条件２は、前処理として弗化処理を施した場合の例であり、フッ素系ガスのクリーニング作用によって窒化を阻害する表面酸化層が除去されるため、より低温で均一な窒化膜を形成することができ、高合金系では特に有効な手法である。熱処理条件３は軟窒化の例である。
実施例Ｃ１は図１の案内レール１３を１２００気圧程度の加圧焼結によって得られる高強度窒化ケイ素（比強度：３．３×１０^７ｍｍ）から形成すると共にＳＵＳ４４０Ｃからなる転動体１４の表面に窒化膜（表面硬さ：Ｈｖ１１００、表面粗さ：０．０４μｍＲａ）を形成し、この窒化膜で転動体１４の表面を被覆した直動案内装置である。また、実施例Ｃ２は案内レール１３を１５０気圧程度の加圧焼結によって得られる高強度窒化ケイ素（比強度：２．７×１０^７ｍｍ）から形成すると共にＳＵＳ４４０Ｃからなる転動体１４の表面に窒化膜（表面硬さ：Ｈｖ１３６０、表面粗さ：０．０５μｍＲａ）を形成し、この窒化膜で転動体１４の表面を被覆した直動案内装置であり、実施例Ｃ３は案内レール１３を１０気圧程度の焼結条件で得られた窒化ケイ素（比強度：２．２×１０^７ｍｍ）から形成すると共にＳＵＳ４４０Ｃからなる転動体１４の表面に窒化膜（表面硬さ：Ｈｖ９５０、表面粗さ：０．０３μｍＲａ）を形成し、この窒化膜で転動体１４の表面を被覆した直動案内装置である。実施例Ｃ１、Ｃ２及びＣ３で用いた案内レール１３の平面部粗さＲａは０．３μｍである。
一方、比較例ｃ１は案内レールを比強度が１．５×１０^７ｍｍの窒化ケイ素から形成した直動案内装置であり、この比較例ｃ１の転動体（表面硬さ：Ｈｖ７００、表面粗さ：０．０５μｍＲａ）の表面には窒化膜が形成されていない。また、比較例ｃ２は案内レールを比強度が２．７×１０^７ｍｍの窒化ケイ素から形成した直動案内装置であり、この比較例ｃ２の転動体（表面硬さ：Ｈｖ７１０、表面粗さ：０．０６μｍＲａ）の表面にも窒化膜は形成されていない。さらに、比較例ｃ３は案内レールを比強度が２．２×１０^７ｍｍの窒化ケイ素から形成した直動案内装置であり、この比較例ｃ３の転動体の表面には、表面粗さが０．０７Ｒａの窒化膜（表面硬さ：Ｈｖ１４３０）が形成されている。比較例ｃ１、ｃ２及びｃ３で用いた案内レール１３の平面部粗さＲａは０．６μｍである。
実施例Ｃ１〜Ｃ３および比較例ｃ１〜ｃ３について、１サイクル０．２秒、予圧５５Ｎとし、二本のレールにばねを介して擬似的に曲げモーメントを負荷した状態で８時間の連続運転を行った。試験後、各レールの摩擦抵抗の減少量を測定し、転動体の摩耗量を評価した。その評価結果を表８に示す。なお、表８に示される摩擦抵抗の減少量は比較例ｃ１の摩擦抵抗減少量を１とした相対値で示している。

表８に示されるように、実施例Ｃ１〜Ｃ３は、比較例ｃ１〜ｃ３と比較して、試験前後の摩擦抵抗の減少量が小さく、転動体の損傷も軽微であった。ここで、摩擦抵抗の減少は転動体あるいはレールの摩耗によって生じる。
また、実施例Ｃ１〜Ｃ３の各直動案内装置は比較例ｃ１のものと比較して、転動体の摩耗量が１４／１０００〜２９／１０００程度の極めて低い値を示している。これは、比較例ｃ１は案内レールが比強度の低い窒化ケイ素から形成され、かつ平面部粗さＲａが大きいの対し、実施例Ｃ１〜Ｃ３は案内レールが２×１０^７ｍｍ以上の高い比強度を有する高い窒化ケイ素から形成され、平面部粗さＲａが小さく、窒化膜により転動体の耐摩耗性が向上したためである。
また、実施例Ｃ１〜Ｃ３の各直動案内装置は比較例ｃ２のものと比較して、転動体の摩耗量が７／１００〜１４５／１０００程度の低い値を示している。これは、比較例ｃ２は転動体の表面に窒化膜が形成されていないの対し、実施例Ｃ１〜Ｃ３は転動体の表面に窒化膜が形成され、耐摩耗性が向上したためである。
さらに、実施例Ｃ１〜Ｃ３の各直動案内装置は比較例ｃ３のものと比較して、転動体の摩耗量が低い値を示している。これは、比較例ｃ３は転動体の表面に形成された窒化膜の表面硬さと表面粗さがＨｖ１４３０、０．０７μｍＲａであるの対し、実施例Ｃ１〜Ｃ３は転動体の表面に形成された窒化膜の表面硬さがＨｖ８００〜Ｈｖ１４００の範囲内で、かつ窒化膜の表面粗さが０．０５μｍＲａ以下となっているためである。
転動体の表面に形成された窒化膜（表面粗さ：０．０３μｍＲａ）の表面硬さと案内レールの摩擦抵抗の減少量との相関について調べた結果を図９に示す。なお、ここで使用した直動案内装置の案内レールは、１２００気圧程度の加圧焼結によって得られる窒化ケイ素（比強度：３．３×１０^７ｍｍ）から形成され、平面部粗さＲａは０．３μｍである。
図９に示されるように、転動体の表面に形成された窒化膜の表面硬さがＨｖ８００〜Ｈｖ１４００の範囲内から外れると急激に転動体あるいはレールの摩耗が促進されることがわかる。これは、窒化膜の表面硬さがＨｖ８００未満の場合はレール素材との硬度差が大きくなることによって転動体の摩耗が促進され、窒化膜の表面硬さがＨｖ１４００を超える場合は窒化膜の表面にＦｅ_２Ｎが生成され、転動体の表面が脆くなるためである。
次に、転動体の表面に形成された窒化膜（表面硬さ：Ｈｖ１３５０）の表面粗さと案内レールの摩擦抵抗の減少量との相関について調べた結果を図１０に示す。なお、ここで使用した直動案内装置の案内レールは、１２００気圧程度の加圧焼結によって得られる窒化ケイ素（比強度：３．３×１０^７ｍｍ）から形成され、平面部粗さＲａは０．３μｍである。
図１０に示されるように、転動体の表面に形成された窒化膜の表面粗さが０．０５μｍＲａを超えると転動体および案内レールが急激に摩耗することがわかる。これは、窒化膜の表面粗さが０．０５μｍＲａを超えると転動体表面の微小凹凸が転動体転動溝の表面と直接接触し易くなり、転動体表面の微小凹凸によって転動体転動溝の表面が損傷したり、転動体転動溝表面の摩耗が促進されたりするためである。
案内レールに用いるセラミックとしては、たとえば窒化ケイ素、ジルコニア、アルミナ、炭化ケイ素、硼化チタン等を用いることができ、また、これらの複合焼結体などを用いることができるが、その中でも窒化ケイ素は剛性が高く、かつ高い破壊靭性値を有するので特に好ましい。この場合、窒化ケイ素素材の破壊靭性値を５ＭＰａ・ｍ^０．５以上とし、窒化ケイ素素材の硬度を１４ＧＰａ以上とすれば、破壊強度的にもさらに好適に用いることができる。
窒化ケイ素は例えばＨＩＰ法、ガス圧焼結法などの加圧焼結により得ることができ、平均値で幅３μｍ以下、長さ４μｍ以上の柱状に成長した柱状結晶が窒化ケイ素粒全体の７０以上、好ましくは９０％以上であるものが望ましいが、比強度の条件を満たす材料であれば常圧焼結のものでも構わない。また、助剤成分としては、たとえばＡｌ_２Ｏ_３、ＭｇＯ、ＣｅＯなどの金属酸化物やＹ_２Ｏ_３、Ｙｂ_２Ｏ_３、Ｌａ_２Ｏ_３などの希土類酸化物の中から選択することができ、焼結体全体の２０ｗｔ％を上限として添加されたものを用いることができる。また、素材内部の空孔や異物等の欠陥は円相当径で５０μｍ以下、好ましくは２０μｍ以下とすれば、局所的な素材強度劣化が抑制されるので、素材の信頼性を向上させることができる。
次に、本発明の実施例Ｄ１〜Ｄ３および比較例ｄ１〜ｄ３を表９に示す。

表９において、実施例Ｄ１は図１の案内レール１３を１２００気圧程度の加圧焼結によって得られる高強度窒化ケイ素（比強度：３．３×１０^７ｍｍ）から形成すると共にＳＵＳ４４０Ｃからなる転動体１４の表面にＣｒ炭化物とＣとを含む複合炭化物層（表面硬さ：Ｈｖ１６４０、表面粗さ：０．０３μｍＲａ）を形成し、この複合炭化物層で転動体１４の表面を被覆した直動案内装置である。また、実施例Ｄ２は案内レール１３を１５０気圧程度の加圧焼結によって得られる高強度窒化ケイ素（比強度：２．７×１０^７ｍｍ）から形成すると共にＳＵＳ４４０Ｃからなる転動体１４の表面にＣｒ炭化物とＣとを含む複合炭化物層（表面硬さ：Ｈｖ１５６０、表面粗さ：０．０５μｍＲａ）を形成し、この複合炭化物層で転動体１４の表面を被覆した直動案内装置であり、実施例Ｄ３は案内レール１３を１０気圧程度の焼結条件で得られた窒化ケイ素（比強度：２．２×１０^７ｍｍ）から形成すると共にＳＵＳ４４０Ｃからなる転動体１４の表面にＣｒ炭化物とＣとを含む複合炭化物層（表面硬さ：Ｈｖ１７２０、表面粗さ：０．０４μｍＲａ）を形成し、この複合炭化物層で転動体１４の表面を被覆した直動案内装置である。実施例Ｄ１、Ｄ２及びＤ３で用いた案内レール１３の平面部粗さＲａは０．３μｍである。
一方、比較例ｄ１は案内レールを比強度が１．５×１０^７ｍｍの窒化ケイ素から形成した直動案内装置であり、この比較例ｄ１の転動体（表面硬さ：Ｈｖ７００、表面粗さ：０．０５μｍＲａ）の表面には複合炭化物層は形成されていない。また、比較例ｄ２は案内レールを比強度が２．７×１０^７ｍｍの窒化ケイ素から形成した直動案内装置であり、この比較例ｄ２の転動体（表面硬さ：Ｈｖ７１０、表面粗さ：０．０５μｍＲａ）の表面にも複合炭化物層は形成されていない。さらに、比較例ｄ３は案内レールを比強度が２．２×１０^７ｍｍの窒化ケイ素から形成した直動案内装置であり、この比較例ｄ３の転動体の表面には、表面粗さが０．１μｍＲａの複合炭化物層（表面硬さ：Ｈｖ１７５０）が形成されている。比較例ｄ１、ｄ２及びｄ３で用いた案内レールの平面部表面粗さＲａは０．６μｍである。なお、複合炭化物層は転動体の表面にＣｒを拡散浸透させることにより、Ｃｒ拡散層全域にＦｅ，Ｃｒ及びＣからなる複合炭化物層を均一に形成することができる。このＣｒ拡散浸透処理は、特に限定されない。Ｃｒ拡散・浸炭の一例を挙げると、鋼板製半密閉容器を用い、６５ｗｔ％〜８０ｗｔ％の金属Ｃｒ粉と、１９ｗｔ％〜３４ｗｔ％のＡｌ_２Ｏ_３粉と、０．５ｗｔ％〜１．０ｗｔ％のＮＨ_４Ｃとからなる混合粉末に被処理物を埋め込み、Ｈ_２ガスを流しながら９５０℃〜１１５０℃で５〜１５時間加熱する方法などがある。この方法によれば、被処理物にクロム拡散硬質層に含まれる高硬度のＣｒ炭化物（Ｃｒ_２３Ｃ_６、Ｃｒ_７Ｃ_６、Ｃｒ_２Ｃ）が、剥離しない安定した表面硬化層を付与させることができる。また、母材としては焼戻し後の強度がＨＲＣ５８以上の鉄鋼材料（例えばステンレス鋼、ＳＵＪ２等）であることが好ましい。
実施例Ｄ１〜Ｄ３および比較例ｄ１〜ｄ３について、１サイクル０．２秒、予圧５５Ｎとし、二本のレールにばねを介して擬似的に曲げモーメントを負荷した状態で８時間の連続運転を行った。試験後、各レールの摩擦抵抗の減少量を測定し、転動体の摩耗量を評価した。その評価結果を表１０に示す。なお、表１０に示される摩擦抵抗の減少量は比較例ｄ１の摩擦抵抗減少量を１とした相対値で示している。

表１０に示されるように、実施例Ｄ１〜Ｄ３の各直動案内装置は比較例ｄ１のものと比較して、転動体の摩耗量が１／２５０〜２／２５０程度の極めて低い値を示している。これは、比較例ｄ１は案内レールが比強度の低い窒化ケイ素から形成され、かつ平面部粗さＲａが大きいのに対し、実施例Ｄ１〜Ｄ３は案内レールが２×１０^７ｍｍ以上の高い比強度を有する高い窒化ケイ素から形成され、平面部粗さＲａが小さく、複合炭化物層により耐摩耗性が向上したためである。
また、実施例Ｄ１〜Ｄ３の各直動案内装置は比較例ｄ２のものと比較して、転動体の摩耗量が低い値を示している。これは、比較例ｄ２は転動体の表面に複合炭化物層が形成されていないの対し、実施例Ｄ１〜Ｄ３は転動体の表面に複合炭化物層が形成されているためである。
さらに、実施例Ｄ１〜Ｄ３の各直動案内装置は比較例ｄ３のものと比較して、転動体の摩耗量が低い値を示している。これは、比較例ｄ３は転動体の表面に形成された複合炭化物層の表面硬さと表面粗さがＨｖ１７５０、０．１μｍＲａであるの対し、実施例Ｃ１〜Ｃ３は転動体の表面に形成された複合炭化物層の表面硬さがＨｖ１０００〜Ｈｖ１８００の範囲内で、かつ複合炭化物層の表面粗さが０．０５μｍＲａ以下となっているためである。
転動体の表面に形成された複合炭化物層の表面硬さと案内レールの摩擦抵抗の減少量との相関について調べた結果を図１１に示す。なお、ここで使用した直動案内装置の案内レールは、１２００気圧程度の加圧焼結によって得られる窒化ケイ素（比強度：３．３×１０^７ｍｍ）から形成されている。
図１１に示されるように、転動体の表面に形成された複合炭化物層の表面硬さがＨｖ１０００〜Ｈｖ１８００の範囲内から外れると案内レールあるいは転動体の摩耗量が急激に上昇する。これは、複合炭化物層の表面硬さがＨｖ１０００未満の場合はレール素材との硬度差が大きくなることによって転動体の摩耗が促進され、複合炭化物層の表面硬さがＨｖ１８００を超える場合は転動体の表面に形成される炭化物層が脆くなるためである。
次に、転動体の表面に形成された複合炭化物層の表面粗さと案内レールの摩擦抵抗の減少量との相関について調べた結果を図１２に示す。なお、ここで使用した直動案内装置の案内レールは、１２００気圧程度の加圧焼結によって得られる窒化ケイ素（比強度：３．３×１０^７ｍｍ）から形成されている。
図１２に示されるように、転動体の表面に形成された複合炭化物層の表面粗さが０．０５μｍＲａを超えると案内レールあるいは転動体の摩耗量が急激に上昇する。これは、複合炭化物層の表面粗さが０．０５μｍＲａを超えると転動体表面の微小凹凸が転動体転動溝の表面と直接接触し易くなり、複合炭化物層によって転動体転動溝の表面が損傷したり、摩耗が促進されたりするためである。
案内レールに用いるセラミックとしては、たとえは窒化ケイ素、ジルコニア、アルミナ、炭化ケイ素、硼化チタン等を用いることができ、また、これらの複合焼結体などを用いることができるが、その中でも窒化ケイ素は剛性が高く、かつ高い破壊靭性値を有するので特に好ましい。このとき、窒化ケイ素素材の破壊靭性値を５ＭＰａ・ｍ^０．５以上とし、窒化ケイ素素材の硬度を１４ＧＰａ以上とすれば、破壊強度的にもさらに好適に用いることができる。
次に、本発明の実施例Ｅ１〜Ｅ３および比較例ｅ１〜ｅ３を表１１に示す。

表１１において、実施例Ｅ１は図１の案内レール１３を１２００気圧程度の加圧焼結によって得られる高強度窒化ケイ素（比強度：３．３×１０^７ｍｍ）から形成すると共にＳＵＳ４４０Ｃからなる転動体１４の表面に硼化膜（表面硬さ：Ｈｖ１５３０、表面粗さ：０．０４μｍＲａ）を形成し、この硼化膜で転動体１４の表面を被覆した直動案内装置である。また、実施例Ｅ２は案内レール１３を１５０気圧程度の加圧焼結によって得られる高強度窒化ケイ素（比強度：２．７×１０^７ｍｍ）から形成すると共にＳＵＳ４４０Ｃからなる転動体１４の表面に硼化膜（表面硬さ：Ｈｖ１４６０、表面粗さ：０．０５μｍＲａ）を形成し、この硼化膜で転動体１４の表面を被覆した直動案内装置であり、実施例Ｅ３は案内レール１３を１０気圧程度の焼結条件で得られた窒化ケイ素（比強度：２．２×１０^７ｍｍ）から形成すると共にＳＵＳ４４０Ｃからなる転動体１４の表面に硼化膜（表面硬さ：Ｈｖ１６４０、表面粗さ：０．０３μｍＲａ）を形成し、この硼化膜で転動体１４の表面を被覆した直動案内装置である。実施例Ｅ１〜Ｅ３で用いた案内レール１３の平面部粗さＲａは０．３μｍである。
一方、比較例ｅ１は案内レールを比強度が１．５×１０^７ｍｍの窒化ケイ素から形成した直動案内装置であり、この比較例ｅ１の転動体（表面硬さ：Ｈｖ７００、表面粗さ：０．０５μｍＲａ）の表面には硼化膜は形成されていない。また、比較例ｅ２は案内レールを比強度が２．７×１０^７ｍｍの窒化ケイ素から形成した直動案内装置であり、この比較例ｅ２の転動体（表面硬さ：Ｈｖ７１０、表面粗さ：０．０５μｍＲａ）の表面にも硼化膜は形成されていない。さらに、比較例ｅ３は案内レールを比強度が２．２×１０^７ｍｍの窒化ケイ素から形成した直動案内装置であり、この比較例ｅ３の転動体の表面には、表面粗さが０．０８μｍＲａの硼化膜（表面硬さ：Ｈｖ１６５０）が形成されている。比較例ｅ１〜ｅ３で用いた案内レール１３の平面部粗さＲａは０．６μｍである。
転動体の表面に硼化膜を形成する場合には、たとえば転動体の表面に硼素を拡散浸透させ、これに引き続き焼入および焼戻しを施すことによって転動体の表面に硼化膜を均一に形成することができ、転動体の表面に硼素を拡散浸透させる方法としては、処理剤としてジボランあるいは三塩化ボロンと水素からなる混合ガスを用いて硼素を拡散浸透させるガス法、ボロンあるいはフェロボロンとアルミナおよび塩化アンモンの混合粉末を用いて硼素を拡散浸透させる粉末法、処理剤としてホウ砂と酸化ナトリウムおよび酸化カリウムを用いて硼素を拡散浸透させる浸漬法などがある。これらの方法のうちガス法は処理ガスに毒性があり、また粉末法は処理コストが高いなどの問題がある。また、一般に硼化膜はＦｅ_２Ｂ層とＦｅＢ層の２層からなり、表面側のＦｅ_２Ｂ層はその硬さがＨｖ１７００〜Ｈｖ２０００にも達し、非常に脆いため、硼化膜の表面層はＦｅ_２Ｂ層であることが好ましい。従って、転動体の表面に硼化膜を形成する場合、上述した浸漬法を用い、処理温度：９００℃〜１０００℃、処理時間：３時間〜６時間の条件で拡散浸透処理を行うことにより、表面がＦｅ_２Ｂ層の硼化膜（硬さ：Ｈｖ１０００〜Ｈｖ１７００）を得ることができる。
また、硼化処理後は徐冷されることになるので、硼化膜の下地は一般にフェライト若しくはパーライトあるいはフェライトとパーライトの混合組織となり、転動体に求められる強度が不足して大きな接触応力に耐えられない場合がある。このため、硼化処理しただけの状態では摺動部品に使用できても転がり軸受等の転動体には適用できない。そこで、転動体の母材として焼入れによって硬化する材料を使用し、硼化処理後に焼入れ焼戻しを施すことによって案内レールとの接触によって生じる応力に耐えられるだけの強度を確保することができる。
転動体の母材に十分な焼入れ硬さを与えるためには、炭素含有量の多い鋼を使用することにより十分な焼入れ硬さを付与できるが、硼化処理時に原子半径が炭素原子よりも大きい硼素原子が母材表面から侵入する。このため、母材の炭素含有量が１．０％以上であると硼化性が阻害され、硼化膜を形成し難くなり、転動体の研磨後に硼化膜が消失してしまう場合がある。一方、母材の炭素含有量が０．３％以下であると硼化膜の下地を支えるべく十分な芯部強度が得られなくなる。したがって、硼化膜の膜厚、硬さ及び芯部強度のすべてを満足するためには、転動体の母材として、炭素総含有量が０．３ｗｔ％〜１．０ｗｔ％、好ましくは０．４ｗｔ％〜０．９ｗｔ％の鋼を使用することが好ましい。
実施例Ｅ１〜Ｅ３及び比較例ｅ１〜ｅ３について、１サイクル０．２秒、予圧５５Ｎとし、二本のレールにばねを介して擬似的に曲げモーメントを負荷した状態で８時間の連続運転を行った。試験後、各レールの摩擦抵抗の減少量を測定し、転動体の摩耗量を評価した。その評価結果を表１２に示す。なお、表１２に示される摩擦抵抗の減少量は比較例ｅ１の摩擦抵抗減少量を１とした相対値で示している。

表１２に示されるように、実施例Ｅ１〜Ｅ３の各直動案内装置は比較例ｅ１のものと比較して、転動体の摩耗量が１／２００〜１／１２５程度の極めて低い値を示している。これは、比較例ｅ１は案内レールが比強度の低い窒化ケイ素から形成され、かつ平面部粗さＲａが大きいの対し、実施例Ｅ１〜Ｅ３は案内レールが２×１０^７ｍｍ以上の高い比強度を有する高い窒化ケイ素から形成され、平面部粗さＲａが小さく、硼化膜により耐摩耗性が向上したためである。
また、実施例Ｅ１〜Ｅ３の各直動案内装置は比較例ｅ２のものと比較して、転動体の摩耗量が低い値を示している。これは、比較例ｅ２は転動体の表面に硼化膜が形成されていないの対し、実施例Ｅ１〜Ｅ３は転動体の表面に硼化膜が形成されているためである。
さらに、実施例Ｅ１〜Ｅ３の各直動案内装置は比較例ｅ３のものと比較して、転動体の摩耗量が低い値を示している。これは、比較例ｅ３は転動体の表面に形成された硼化膜の表面硬さと表面粗さがＨｖ１６５０、０．０８μｍＲａであるの対し、実施例Ｅ１〜Ｅ３は転動体の表面に形成された硼化膜の表面硬さがＨｖ１０００〜Ｈｖ１７００の範囲内で、かつ窒化膜の表面粗さが０．０５μｍＲａ以下となっているためである。
転動体の表面に形成された硼化膜の表面硬さと直動案内装置の耐久性との相関について調べた結果を図１３に示す。なお、ここで使用した直動案内装置の案内レールは、１００気圧程度の加圧焼結によって得られる窒化ケイ素（比強度：２．６×１０^７ｍｍ）から形成されている。また、図中縦軸の耐久性は比較例ｅ１の予圧抜け量を１とした相対値で示している。
図１３に示されるように、転動体の表面に形成された硼化膜の表面硬さがＨｖ１０００〜Ｈｖ１７００の範囲内から外れると直動案内装置の耐久性が急激に低下する。これは、転動体の表面に形成された硼化膜の表面硬さがＨｖ１０００未満の場合はレール素材との硬度差が大きくなることによって転動体の摩耗が促進され、また硼化膜の表面硬さがＨｖ１７００を超える場合は硼化膜が非常に脆くなるためである。従って、転動体の表面に形成される硼化膜の表面硬さとしては、Ｈｖ１０００〜Ｈｖ１７００の範囲内であることが好ましい。
次に、転動体の表面に形成された硼化膜の表面粗さと直動案内装置の耐久性との相関について調べた結果を図１４に示す。なお、ここで使用した直動案内装置の案内レールは、１００気圧程度の加圧焼結によって得られる窒化ケイ素（比強度：２．６×１０^７ｍｍ）から形成されている。また、図中縦軸の耐久性は比較例ｅ１の予圧抜け量を１とした相対値で示している。
図１４に示されるように、転動体の表面に形成された硼化膜の表面粗さが０．０５μｍＲａを超えると直動案内装置の耐久性が急激に低下する。これは、硼化膜の表面粗さが０．０５μｍＲａを超える場合は転動体表面の微小凹凸が転動体転動溝の表面と直接接触し易くなり、硼化膜によって転動体転動溝の表面が損傷したり、転動体転動溝表面の摩耗が促進されたりするためである。従って、転動体の表面に形成される硼化膜の表面粗さとしては、０．０５μｍＲａ以下であることが好ましい。
次に、本発明の実施例Ｆ１〜Ｆ９および比較例ｆ１〜ｆ４を表１３に示す。

表１３において、実施例Ｆ１〜Ｆ９は案内レール１３の転動体転動溝１６の幅方向表面粗さを０．０４〜０．２μｍ、長手方向表面粗さを０．０２〜０．１μｍ、ゆがみ度（Ｓｋ値）を−０．１〜＋１とした直動案内案内装置である。
これに対して、比較例ｆ１〜ｆ４は案内レール１３の転動体転動溝１６の幅方向表面粗さを０．２〜０．２５μｍ、長手方向表面粗さを０．１５μｍ、ゆがみ度（Ｓｋ値）を−１．４〜＋１とした直動案内案内装置である。
また、実施例Ｆ１〜Ｆ９及び比較例ｆ１〜ｆ４は加圧焼結によって得られた窒化ケイ素（比強度：３．１×１０^７ｍｍ）をレール素材として用い、グリースはＮＦ２を用いた。また、各例の転動体はマルテンサイト系のステンレス鋼から形成されている。
図１５は部品実装装置を模擬した試験機を示しており、この試験機を用いて実施例Ｆ１〜Ｆ９及び比較例ｆ１〜ｆ４の耐久試験を行った。ここで、試験機は供試体となる２本の案内レール１３を試験機上に平行に配置し、各案内レール１３の一端部をばね２０で連結したものであり、案内レール１６が高速運動した場合に発生する荷重を供試体に負荷することができるようになっている。これらのレール１３は、図示しない外部駆動源よって高速で往復運動され、実機に近い条件での試験が可能となる。また、供試体に組み付けられている各スライダ１５Ａ，１５Ｂに負荷される初期設定予圧は、それぞれ１．５Ｎ、０．８Ｎとしてある。
試験は、ばね荷重：１００Ｎ、ストローク：９０ｍｍ、往復周期：０．１５秒として、１０×１０^６サイクルまで行い、供試体を取り外して予圧減少量を測定した。
実施例Ｆ１〜Ｆ９および比較例ｆ１〜ｆ４の耐久性について試験した結果を図１６、図１７及び図１８に示す。
図１６において、横軸は案内レールに形成された転動体転動溝の幅方向表面粗さを示し、縦軸は耐久試験後の予圧減少量を示している。図１６から明らかなように、転動体転動溝の幅方向表面粗さを０．０２μｍＲａ以下とすることにより、予圧抜け量が極端に少なくなることがわかる。
図１７において、横軸は案内レールに形成された転動体転動溝の長手方向表面粗さを示し、縦軸は耐久試験後の予圧減少量を示している。図１７から明らかなように、転動体転動溝の長手方向表面粗さを０．１μｍＲａ以下とすることにより、予圧抜けが効果的に抑制できることがわかる。
実施例Ｆ１〜Ｆ９および比較例ｆ３、ｆ４について、転動体転動溝の表面粗さのゆがみ度と耐久性との関係を図１８に示す。同図から明らかなように、転動体転動溝の表面粗さのゆがみ度（Ｓｋ値）を負とすることにより、予圧抜けがより効果的に抑制できることがわかる。
以上のことから、転動体転動溝の幅方向表面粗さを０．０２μｍＲａ以下とし、かつ長手方向表面粗さを０．１μｍＲａ以下とすることにより、セラミック製案内レールおよび転動体の摩耗を抑制することができる。また、転動体転動溝の表面粗さのゆがみ度（Ｓｋ値）を負とすることにより、セラミック製案内レールおよび転動体の摩耗をより効果的に抑制することができる。
また、本発明の実施例Ｇ１〜Ｇ４および比較例ｇ１〜ｇ４に用いた窒化ケイ素素材をまとめて表１４に示す。

これらの窒化ケイ素素材はＡｌ_２Ｏ_３及びＹ_２Ｏ_３を合計で１０ｗｔ％含み、焼結温度２０００℃で焼結したものである。このとき、焼結後の冷却速度を２５〜１５０℃／ｈｒで変化させて、それぞれ助剤成分の結晶化率を変え、素材の熱伝導率を変化させている。
これらの窒化ケイ素を案内レール１３のレール素材として、表１５に示すような実施例および比較例を作成した。
表１５において、実施例Ｇ１〜Ｇ４はそれぞれ表１４の窒化ケイ素３〜６で案内レール１３を構成した。いずれも平面部粗さと強度および熱伝導率が本発明の推奨範囲内のものである。これに対して、比較例ｇ１および比較例ｇ２は熱伝導率がそれぞれ２０Ｗ／ｍ・Ｋ、４０Ｗ／ｍ・Ｋと本発明の推奨範囲外である窒化ケイ素１、２をレール素材として用いたものである。また、比較例ｇ３は熱伝導率が５０Ｗ／ｍ・Ｋと本発明の推奨範囲を満たしているものの、比強度が１．８×１０^７ｍｍと低い窒化ケイ素７をレール素材として用いた例である。また、比較例ｇ４は熱伝導率および曲げ強度は推奨範囲を満足しているが、破壊靭性値が５ＭＰａ・ｍ^０．５未満である窒化ケイ素８をレール素材として用いた例である。また、案内レールの平面部粗さは実施例Ｇ１〜Ｇ４の場合には０．３μｍであり、比較例ｇ１〜ｇ４の場合には０．６μｍＲａである。
これらの実施例Ｇ１〜Ｇ４及び比較例ｇ１〜ｇ４を、前述の図１５に示す直動試験装置によって作動特性を評価した。また、各実施例及び各比較例の直動案内装置には振動ピックアップが取り付けてあり、作動中に発生する振動値の変化を図示しない振動計により測定できる。
案内レールは、長さ：３３０ｍｍ、幅：１４ｍｍ、厚さ：８ｍｍのものを使用した。引張ばねによる負荷荷重は１２０Ｎとし、作動周期：８Ｈｚ、作動ストローク：９０ｍｍとした。グリースは、合成炭化水素系の基油に増ちょう剤としてウレア系化合物を添加したものを使用した。
直動案内装置の寿命試験は、試験開始後の積算往復数が１×１０^７回に到達した時点での振動増加率（＝最終振動値／初期振動値）で行った。また、寿命試験後には、案内レールの曲げ強度試験を行い、実機で負荷される曲げ応力に安全率を乗じた応力を案内レールの最も強度の弱い部分（切欠き部）に負荷して、案内レールの強度を評価した。また、表１５に示す各実施例及び各比較例について、同様に繰り返しの曲げ応力を負荷し、破断までの繰り返し数を測定した。
上述した寿命試験と強度評価試験の結果を図１９にまとめて示す。
図１９は、表１５に示す各実施例及び各比較例の試験結果を案内レール素材の熱伝導率で整理した結果である。同図において、縦軸の振動増加率は、試験結果を分り易く表示するために、比較例ｇ１の値を１とした相対値で示してあり、また、各評価結果のマークは、曲げ強度試験において、クラックの発生しなかったものは「○」、クラックの発生が認められたものは「×」で示している。図１９からわかるように、熱伝導率が４６Ｗ／ｍ・Ｋ以上である高熱伝導性の窒化ケイ素で案内レールを形成することにより、転走面温度の上昇を効果的に抑制し、グリース粘度の低下による潤滑条件の劣化を制限して、長期間安定した作動状態を維持できる。ただし、比較例ｇ４では、破壊靭性値が５ＭＰａ・ｍ^０．５以下であったため、クラックの発生が認められた。また、窒化ケイ素の比強度が２．０×１０^７ｍｍ以下である比較例ｇ３の場合には、昇温は抑制されたものの、規定荷重で切欠き部が破断し、強度的な制約から案内レール素材として使用できない。
図２０に、繰り返し曲げ評価試験の結果をレール素材の破壊靭性値で整理した結果を示す。レール素材の比強度が２．０×１０^７ｍｍ以上であっても、平面部粗さが０．５μｍより大きく、破壊靭性値が５ＭＰａ・ｍ^０．５未満である比較例ｇ４は、規定荷重の繰り返し曲げ応力の負荷によって試験途中で破断した。これに対し、平面粗さが０．３μｍで、比強度が２．０×１０^７ｍｍ以上で、破壊靭性値が５ＭＰａ・ｍ^０．５以上であるその他の実施例は、比較例ｇ４の破断サイクルの１０００倍のサイクルを負荷しても破断しない。
なお、本発明は上述した実施形態に限られるものではない。たとえば、上述した実施形態では本発明を電子部品実装装置のヘッド昇降機構に適用した場合について説明したが、本発明は上述した実施形態に限定されるものではなく、たとえばワイヤボンディング装置のボンディングヘッド昇降機構に本発明を適用できることは勿論である。
［実施態様２］
図２１は、本発明に係る転動装置の一実施形態である深みぞ玉軸受の構造を示す部分縦断面図である。
この玉軸受は、外輪１と、内輪２と、外輪１と内輪２との間に転動自在に配設された複数の玉３と、複数の玉３を保持する樹脂製の冠形保持器（図示せず）と、を備えている。なお、外輪１が本発明の構成要件たる支持体に相当し、内輪２が本発明の構成要件たる可動子に相当する。
外輪１，内輪２，及び玉３は全てセラミック材料，サーメット，又は超硬合金で構成されており、しかも、そのセラミック材料，サーメット，又は超硬合金の比強度は１．２×１０^７ｍｍ以上である。さらに、そのセラミック材料，サーメット，又は超硬合金の耐熱衝撃値は、該玉軸受の使用環境温度の１．５倍以上であり、前記使用環境温度における前記セラミック材料，前記サーメット，又は前記超硬合金の曲げ強度は５００ＭＰａ以上である。
このような本実施形態の玉軸受は、セラミック材料で構成されている場合は、軽量で剛性が高く、耐食性，耐摩耗性，耐熱性に優れている。また、回転時に玉３に作用する遠心力が低減され、より高速で作動することができ、さらに発熱も低くなる。さらに、比重が小さいので、回転速度が速い場合でも、玉軸受を駆動するためのエネルギー、すなわち電力使用量が小さくなる。よって、エネルギー消費量を少なくできて、省エネルギー化を図ることができる。さらに、高速回転下においても、金属材料のように接触点で凝着を起こして焼付くおそれがない。また、サーメット及び超硬合金は、セラミック材料と比較すると、曲げ強度が比較的高く加工しやすく安価であるという特徴がある。
さらに、セラミック材料，サーメット，又は超硬合金の比強度が１．２×１０^７ｍｍ以上であることから、セラミック材料，サーメット，又は超硬合金の表面や内部においてクラックが伝播しにくく、剥離や摩耗が生じにくいので、この玉軸受は高速で作動しても長寿命である。
さらに、セラミック材料，サーメット，又は超硬合金の耐熱衝撃値が、該玉軸受の使用環境温度の１．５倍以上であり、前記使用環境温度におけるセラミック材料，サーメット，又は超硬合金の曲げ強度が５００ＭＰａ以上であることから、高温環境下あるいは高温・腐食環境下において使用され、加熱されることによって玉軸受内部に温度勾配が生じ、その温度勾配によって熱応力が生じた場合でも、外輪１や内輪２の表面に微小クラックが伝播しにくく、摩耗や割れが生じにくい。よって、高温環境下あるいは高温・腐食環境下においても、この玉軸受は長寿命である。
次に、上記とほぼ同様の構成の玉軸受において、外輪，内輪，及び玉を構成するセラミック材料，サーメット，又は超硬合金を種々変更したものを用意して、回転試験によって各種評価を行った。
実施例Ｈ１〜Ｈ２４及び比較例ｈ１〜ｈ３の玉軸受には、日本精工株式会社製の玉軸受（呼び番号６２０６，内径３０ｍｍ，外径６２ｍｍ，幅１６ｍｍ）を使用した。
外輪及び内輪は表１６及び表１７に示すようなセラミック材料，サーメット，又は超硬合金で構成し、玉は、実施例Ｈ１〜Ｈ１２，Ｈ１８〜Ｈ２４及び比較例ｈ３については窒化ケイ素（日本特殊陶業社製ＥＣ−１４１、比強度２．９４×１０^７ｍｍ、耐熱衝撃値：８８０℃、曲げ強度：１０００ＭＰａ）で構成し、実施例Ｈ１３〜Ｈ１７及び比較例ｈ１，ｈ２については内輪と同種のセラミック材料で構成した。また、保持器にはフッ素系樹脂製の冠形保持器を用いた。なお、表１６及び表１７には、セラミック材料，サーメット，及び超硬合金の比強度（［曲げ強度］／［密度］）と曲げ強度も併せて示している。

使用したセラミック材料，サーメット，及び超硬合金は、以下の通りである。
・窒化ケイ素系１ｈ：サンゴバンノートン社製ＮＢＤ２００、比強度２．９×１０^７ｍｍ、曲げ強度９８０ＭＰａ
・窒化ケイ素系２ｈ：日本タングステン社製ＮＰＮ−３、比強度３．９×１０^７ｍｍ、曲げ強度１３００ＭＰａ
・窒化ケイ素系３ｈ：京セラ社製ＳＮ７３３、比強度３．１×１０^７ｍｍ、曲げ強度９８０ＭＰａ
・窒化ケイ素系４ｈ：新日本製鉄社製Ｓ１１０Ｈ、比強度３．６×１０^７ｍｍ、曲げ強度１１８０ＭＰａ
・ジルコニア系１ｈ：京セラ社製Ｚ７０３、比強度３．６×１０^７ｍｍ、曲げ強度１９６０ＭＰａ
・ジルコニア系２ｈ：日本タングステン社製ＮＰＺ−１、比強度２．９×１０^７ｍｍ、曲げ強度１８００ＭＰａ
・ジルコニア系３ｈ：日本タングステン社製ＮＰＺ−３、比強度１．７×１０^７ｍｍ、曲げ強度１７００ＭＰａ
・ジルコニア系４ｈ：京セラ社製Ｚ２１Ｈ０、比強度１．４×１０^７ｍｍ、曲げ強度７８４ＭＰａ
・炭化ケイ素系１ｈ：日本タングステン社製ＮＰＳ−１、比強度１．８×１０^７ｍｍ、曲げ強度５６０ＭＰａ
・アルミナ系１ｈ ：サンゴバンノートン社製ＡＺ−９３、比強度２．５×１０^７ｍｍ、曲げ強度１１８０ＭＰａ
・アルミナ系２ｈ ：日本タングステン社製ＮＰＡ−２、比強度１．９×１０^７ｍｍ、曲げ強度８３５ＭＰａ
・アルミナ系３ｈ ：京セラ社製Ａ−６０１Ｄ、比強度１．０×１０^７ｍｍ、曲げ強度４００ＭＰａ
・アルミナ系４ｈ ：東芝社製ＡＬ−１６、比強度０．８×１０^７ｍｍ、曲げ強度３２０ＭＰａ
・超硬合金１ｈ ：日本タングステン社製ＷＣ−Ｃｏ系 Ｇ３、比強度１．７７×１０^７ｍｍ、耐熱衝撃値８００℃、曲げ強度１８００ＭＰａ
・超硬合金２ｈ ：日本タングステン社製ＷＣ−Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ系 ＮＲ１１、比強度１．７８×１０^７ｍｍ、耐熱衝撃値７００℃、曲げ強度２４００ＭＰａ
・超硬合金３ｈ ：日本タングステン社製ＷＣ−ＴｉＣ−ＴａＣ系 ＲＣＣＬ、比強度０．６８×１０^７ｍｍ、耐熱衝撃値５５０℃、曲げ強度１０００ＭＰａ
・超硬合金４ｈ ：住友電気工業社製ＷＣ−Ｎｉ−Ｃｒ系 Ｍ６１Ｕ、比強度１．９５×１０^７ｍｍ、耐熱衝撃値５００℃、曲げ強度２５００ＭＰａ
・サーメット１ｈ ：日本タングステン社製ＴｉＣ−ＴａＮ−Ｎｉ−Ｍｏ系 ＤＵＸ４０、比強度２．７３×１０^７ｍｍ、耐熱衝撃値５５０℃、曲げ強度１８００ＭＰａ
・サーメット２ｈ ：日本タングステン社製ＴｉＣ−ＴａＮ−Ｎｉ−Ｍｏ系 ＤＵＸ３０、比強度２．４６×１０^７ｍｍ、耐熱衝撃値５５０℃、曲げ強度１６００ＭＰａ
・サーメット３ｈ ：旭硝子社製ホウ化物系 ＵＤ−ＩＩ−３５Ｔ、比強度２．２３×１０^７ｍｍ、耐熱衝撃値８００℃、曲げ強度２０００ＭＰａ
・サーメット４ｈ ：旭硝子社製ホウ化物系 ＵＤ−ＩＩ−５０Ｔ、比強度２．５５×１０^７ｍｍ、耐熱衝撃値１０００℃、曲げ強度２３５０ＭＰａ
次に、評価した内容と回転試験の条件について説明する。
まず、高速回転性能について説明する。玉軸受を日本精工株式会社製の軸受回転試験機に取り付け、初期のラジアル荷重を４９０Ｎとし、常温下、水中で１０００ｍｉｎ^−１の回転速度で回転させた（内輪回転）。そして、回転速度を１時間毎に１０００ｍｉｎ^−１ずつ増加していき、振動値が急激に上昇した時点の回転速度を限界回転速度として、高速回転性能を評価した。その結果を表１６及び表１７にまとめて示す。なお、各実施例及び比較例における玉軸受の限界回転速度は、比較例ｈ１の限界回転速度を１とした場合の相対値で示してある。
次に、耐久性（寿命）について説明する。
玉軸受を上記と同様の日本精工株式会社製の軸受回転試験機に取り付け、ラジアル荷重を４９０Ｎとし、常温下、水中で１００００ｍｉｎ^−１の回転速度で回転させた（内輪回転）。そして、振動値が初期値の３倍に上昇した時点を玉軸受の寿命とした。その結果を表１６及び表１７にまとめて示す。なお、各実施例及び比較例における玉軸受の耐久性（寿命）は、比較例ｈ１の耐久性（寿命）を１とした場合の相対値で示してある。
実施例Ｈ１〜Ｈ１２，Ｈ１８〜Ｈ２４は、外輪及び内輪を同種のセラミック材料，サーメット，又は超硬合金で構成した玉軸受である。そして、実施例Ｈ１３〜Ｈ１７は、外輪及び内輪を異種のセラミック材料で構成し（すなわち、比強度が異なる）、可動子である内輪を構成するセラミック材料の比強度を、支持体である外輪を構成するセラミック材料の比強度よりも大とした玉軸受である。
表１６及び表１７から、実施例Ｈ１〜Ｈ２４の玉軸受は、内輪，外輪，及び玉を比強度が１．２×１０^７ｍｍ以上であるセラミック材料，サーメット，又は超硬合金で構成したので、内輪，外輪，及び玉を比強度が１．２×１０^７ｍｍ未満であるセラミック材料，サーメット，又は超硬合金で構成した比較例ｈ１〜ｈ３の玉軸受と比較して、限界回転速度及び耐久性が優れている（高速回転性能に優れ、長寿命である）ことが分かる。また、比強度が大きい程、玉軸受の限界回転速度及び耐久性が優れているという傾向があることが分かる。
また、表１６の結果の一部と他の玉軸受（外輪及び内輪を同種のセラミック材料で構成した玉軸受）の評価結果とを、併せてグラフ化したものを図２２に示す。なお、図２２の横軸はセラミック材料の比強度を示し、左側の縦軸は限界回転速度、右側の縦軸は耐久性を示す。また、図２２においては、限界回転速度に関するデータを○印で示し、耐久性に関するデータを□印で示している。
図２２のグラフから分かるように、比強度が１．２×１０^７ｍｍ以上であると、優れた限界回転速度及び耐久性が玉軸受に付与されている。また、１．５×１０^７ｍｍ以上であると、玉軸受の優れた限界回転速度及び耐久性がより確実となり、１．８×１０^７ｍｍ以上であると、玉軸受の限界回転速度及び耐久性がさらに優れたものとなる。
次に、上記とほぼ同様の構成の玉軸受について、高温耐久性を評価した結果について説明する。試験に使用した玉軸受（実施例Ｈ２５〜Ｈ４０及び比較例ｈ４〜ｈ７）は、日本精工株式会社製の玉軸受（呼び番号６２０６，内径３０ｍｍ，外径６２ｍｍ，幅１６ｍｍ）で、外輪，内輪，及び玉を構成するセラミック材料，サーメット，又は超硬合金を表１８及び表１９に示すように種々変更したものである。
なお、玉は窒化ケイ素（日本特殊陶業社製ＥＣ−１４１）で構成し、保持器にはＳＵＳ３０４製の波形保持器を用いた。また、表１８及び表１９には、セラミック材料，サーメット，又は超硬合金についての耐熱衝撃値と玉軸受の使用環境温度（２００℃）との比（［セラミック材料，サーメット，又は超硬合金の耐熱衝撃値］／［玉軸受の使用環境温度］の値）と、比強度と、使用環境温度（２００℃）における曲げ強度（ＭＰａ）とを併せて示している。

使用したセラミック材料は、以下の通りである。
・窒化ケイ素系２ｈ：日本タングステン社製ＮＰＮ−３、耐熱衝撃値８００℃（４．０）、曲げ強度１３００ＭＰａ、比強度３．９３×１０^７ｍｍ
・窒化ケイ素系５ｈ：品川白煉瓦社製ＳＡＮ−Ｐ、耐熱衝撃値６５０℃（３．２５）、曲げ強度１０８０ＭＰａ、比強度３．３４×１０^７ｍｍ
・ジルコニア系６ｈ：日本ガイシ社製ＵＴＺ３３Ｈ、耐熱衝撃値３００℃（１．５）、曲げ強度１８００ＭＰａ、比強度２．１３×１０^７ｍｍ
・ジルコニア系７ｈ：日本タングステン社製ＮＰＺ−５、耐熱衝撃値３５０℃（１．７５）、曲げ強度１８００ＭＰａ、比強度３．３３×１０^７ｍｍ
・アルミナ系４ｈ ：東芝社製ＡＬ−１６、耐熱衝撃値２３０℃（１．１５）、曲げ強度３２０ＭＰａ、比強度０．８４×１０^７ｍｍ
・アルミナ系５ｈ ：日本特殊陶業社製ＨＣ２、耐熱衝撃値３００℃（１．５）、曲げ強度８００ＭＰａ、比強度１．８６×１０^７ｍｍ
・アルミナ系６ｈ ：日本特殊陶業社製ＫＰ９９０、耐熱衝撃値１６０℃（０．８）、曲げ強度５００ＭＰａ、比強度１．２８×１０^７ｍｍ
・炭化ケイ素系１ｈ：日本タングステン社製ＮＰＳ−１、耐熱衝撃値６００℃（３．０）、曲げ強度５６０ＭＰａ、比強度１．８１×１０^７ｍｍ
・炭化ケイ素系２ｈ：東芝社製ＴＳＣ−１、耐熱衝撃値３５０℃（１．７５）、曲げ強度５００ＭＰａ、比強度１．８１×１０^７ｍｍ
なお、上記の耐熱衝撃値の後の括弧内の数値は、各セラミック材料についての耐熱衝撃値と玉軸受の使用環境温度（２００℃）との比（［セラミック材料の耐熱衝撃値］／［玉軸受の使用環境温度］の値）である。また、曲げ強度および比強度は、玉軸受の使用環境温度である２００℃における曲げ強度および比強度である。
また、サーメット及び超硬合金は、前述のものを使用した。
次に、高温耐久性の試験方法及び試験条件について説明する。
玉軸受を日本精工株式会社製の軸受回転試験機に取り付け、ラジアル荷重を９８０Ｎとし、高温下、大気中、１０００ｍｉｎ^−１の回転速度で無潤滑下で回転させた（内輪回転）。玉軸受の加熱は、外輪を収めたハウジングに巻き付けたヒータによって行い、外輪の外径面が所定の温度に至った時点から試験を開始するものとした。そして、回転時の振動値が急激に増加した時点を寿命と判断し、高温耐久性を評価した。その結果を表１８及び表１９にまとめて示す。なお，各実施例及び比較例における玉軸受の高温耐久性（寿命）は、各温度における比較例ｈ４の高温耐久性（寿命）を１とした場合の相対値で示してある。
表１８及び表１９から分かるように、加熱温度が２００℃と３００℃のいずれの場合においても、実施例Ｈ２５〜Ｈ４０の玉軸受は、比較例ｈ４〜ｈ７の玉軸受と比較して、高温耐久性（寿命）が優れていた。なお、実施例Ｈ２５のように２００℃における高温耐久性の数値が３００℃における高温耐久性の数値よりも小さくなっている場合があるが、２００℃における高温耐久性が３００℃における高温耐久性よりも劣るわけではなく、あくまでも比較例ｈ４に対しての相対値である。
図２３は、表１８のうち加熱温度が２００℃の場合の結果をまとめて示した図であり、各セラミック材料についての［セラミック材料の耐熱衝撃値］／［玉軸受の使用環境温度（２００℃）］の値及び玉軸受の使用環境温度である２００℃における曲げ強度と、玉軸受の高温耐久性（寿命）との関係を示すものである。
図２３中のプロットのうち、△印は前述の高温耐久性（寿命）が５未満の場合を示している。また、○印は５以上１０未満の場合、●印は１０以上２０未満の場合、◎印は２０以上の場合をそれぞれ示している。
図２３からも、実施例Ｈ２５〜Ｈ３２の玉軸受が、比較例ｈ４，ｈ５の玉軸受と比較して、高温耐久性（寿命）が優れていることがわかる。
次に、本発明に係る転動装置の別の実施形態である深みぞ玉軸受について説明する。この玉軸受は、外輪，内輪，及び玉の全てがセラミック材料，サーメット，又は超硬合金で構成されていて、溶融金属と接触する高温環境下において好適に使用されるものである。そして、このセラミック材料，サーメット，又は超硬合金の耐熱衝撃値は、溶融金属の温度の１．５倍以上であり、溶融金属の温度における曲げ強度は８００ＭＰａ以上であり、比強度は１．２×１０^７ｍｍ以上である。なお、その他の構成については前述の玉軸受（図２１のもの）と同様であるので、その説明は省略する。
このような本実施形態の玉軸受は、セラミック材料，サーメット，又は超硬合金の耐熱衝撃値が溶融金属の温度の１．５倍以上であるので、溶融金属に浸漬した際に加熱されたり、溶融金属中から取り出した際に冷却されたりすることによって熱応力が発生しても、玉軸受の構成部材である外輪や内輪の表面に微小なクラックが伝播しにくい。よって、摩耗粉が多量に発生したり、クラックが外輪や内輪を貫通して割れが生じたりすることが起こりにくい。
また、溶融金属の温度におけるセラミック材料，サーメット，又は超硬合金の曲げ強度が８００ＭＰａ以上であるので、玉軸受の使用時に外輪，内輪と玉との間に１〜２．５ＧＰａという比較的高い接触応力が繰り返し負荷されても、表面に微小なクラックが生じにくく、寿命の低下が抑えられる。
したがって、溶融金属と接触するような高温環境下で使用されても、本実施形態の玉軸受は長寿命である。よって、溶融金属めっき装置等に好適に使用することができる。
次に、上記とほぼ同様の構成の玉軸受について、高温耐久性を評価した結果について説明する。試験に使用した玉軸受（実施例Ｈ４１〜Ｈ５１及び比較例ｈ８〜ｈ１５）は、日本精工株式会社製の玉軸受（呼び番号６２０６，内径３０ｍｍ，外径６２ｍｍ，幅１６ｍｍ）で、外輪，内輪，及び玉を構成するセラミック材料，サーメット，又は超硬合金を表２０及び表２１に示すように種々変更したものである。
なお、玉は窒化ケイ素（日本特殊陶業社製ＥＣ−１４１）で構成し、保持器にはＴａ製のもみ抜き形保持器を用いた。また、表２０及び表２１には、セラミック材料，サーメット，又は超硬合金についての耐熱衝撃値と溶融金属温度（４６０℃）との比（［セラミック材料，サーメット，又は超硬合金の耐熱衝撃値］／［溶融金属温度］の値）と、溶融金属温度（４６０℃）における比強度（×１０^７ｍｍ）と曲げ強度（ＭＰａ）とを併せて示している。

使用したセラミック材料は、以下の通りである。
・窒化ケイ素系２ｈ：日本タングステン社製ＮＰＮ−３、耐熱衝撃値８００℃（１．７）、曲げ強度１３００ＭＰａ、比強度３．９３×１０^７ｍｍ
・窒化ケイ素系６ｈ：新日鉄サイアロン社製Ｓ−１１０、耐熱衝撃値７５０℃（１．６）、曲げ強度８７０ＭＰａ、比強度３．６×１０^７ｍｍ
・窒化ケイ素系７ｈ：三井鉱山マテリアル社製ＭＳＮ、耐熱衝撃値７００℃（１．５）、曲げ強度８７０ＭＰａ、比強度２．７５×１０^７ｍｍ
・窒化ケイ素系８ｈ：日本特殊陶業社製ＥＣ１４１、耐熱衝撃値８８０℃（１．９）、曲げ強度９９０ＭＰａ、比強度２．９４×１０^７ｍｍ
・窒化ケイ素系９ｈ：日本ガイシ社製ＳＮ−５５、耐熱衝撃値８００℃（１．７）、曲げ強度８００ＭＰａ、比強度２．６６×１０^７ｍｍ
・窒化ケイ素系１０ｈ：日本ガイシ社製ＳＮ−７３、耐熱衝撃値１０００℃（２．２）、曲げ強度１１４０ＭＰａ、比強度３．５９×１０^７ｍｍ
・窒化ケイ素系１１ｈ：日本ガイシ社製ＳＮ−８４、耐熱衝撃値１０００℃（２．２）、曲げ強度８５０ＭＰａ、比強度２．６９×１０^７ｍｍ
・窒化ケイ素系１２ｈ：東芝社製ＴＳＮ−０５、耐熱衝撃値６００℃（１．３）、曲げ強度６９０ＭＰａ、比強度２．１９×１０^７ｍｍ
・窒化ケイ素系１３ｈ：木村耐火社製ＳＲＢＳＮ、耐熱衝撃値８００℃（１．７）、曲げ強度７９０ＭＰａ、比強度２．４２×１０^７ｍｍ
・窒化ケイ素系１４ｈ：木村耐火社製ＳＳＮ、耐熱衝撃値７００℃（１．５）、曲げ強度７９０ＭＰａ、比強度２．５６×１０^７ｍｍ
・ジルコニア系７ｈ：日本タングステン社製ＮＰＺ−５、耐熱衝撃値３５０℃（０．８）、曲げ強度１７９０ＭＰａ、比強度３．３３×１０^７ｍｍ
・ジルコニア系８ｈ：日本特殊陶業社製ＵＴＺ３３Ｈ、耐熱衝撃値３００℃（０．７）、曲げ強度１２９０ＭＰａ、比強度２．１３×１０^７ｍｍ
・アルミナ系５ｈ ：日本特殊陶業社製ＨＣ２、耐熱衝撃値３００℃（０．７）、曲げ強度７９０ＭＰａ、比強度１．８６×１０^７ｍｍ
なお、上記の耐熱衝撃値の後の括弧内の数値は、各セラミック材料についての耐熱衝撃値と溶融金属温度（４６０℃）との比（［セラミック材料の耐熱衝撃値］／［溶融金属温度］の値）である。また、曲げ強度および比強度は、溶融金属温度である４６０℃における曲げ強度および比強度である。
また、サーメット及び超硬合金は、前述のものを使用した。
次に、高温耐久性の試験方法及び試験条件について説明する。
玉軸受を室温下で日本精工株式会社製の軸受回転試験機に取り付け、玉軸受を４６０℃の溶融亜鉛浴中に浸漬した。そして、溶融亜鉛浴中に浸漬した状態で、アキシアル荷重９８０Ｎ，回転速度２００ｍｉｎ^−１の条件で回転させた（内輪回転）。そして、回転トルクが初期値の３倍に上昇するまでの玉軸受の回転時間を寿命として、高温耐久性を評価した。なお、溶融亜鉛浴の成分は、Ａｌが０．１〜５％、Ｆｅが０．１％以下、Ｐｂが０．１％以下で、残部はＺｎである。
評価の結果を表２０及び表２１にまとめて示す。なお、各実施例及び比較例における玉軸受の高温耐久性（寿命）は、比較例ｈ８の高温耐久性（寿命）を１とした場合の相対値で示してある。
また、表２０の結果をグラフ化したものを図２４に示す。図２４のグラフは、各セラミック材料についての［セラミック材料の耐熱衝撃値］／［溶融金属温度（４６０℃）］の値及び玉軸受の使用環境温度である溶融金属温度（４６０℃）における曲げ強度と、玉軸受の高温耐久性（寿命）との関係を示すものである。
図２４中のプロットのうち、●印は寿命（相対値）が２０以上の場合を示し、○印は１０以上２０未満の場合を示す。また、△印は５以上１０未満の場合を示し、×印は５未満の場合を示す。
表２０，表２１及び図２４から、実施例Ｈ４１〜Ｈ５１の玉軸受は、［セラミック材料，サーメット，又は超硬合金の耐熱衝撃値］／［溶融金属温度］の値が１．５以上であり、且つ、溶融金属の温度（４６０℃）におけるセラミック材料，サーメット，又は超硬合金の曲げ強度が８００ＭＰａ以上であり、比強度が１．２×１０^７ｍｍ以上であるので、溶融金属浴に浸漬した状態で使用した場合に、比較例ｈ８〜ｈ１５の玉軸受と比較して高温耐久性（寿命）が優れていることがわかる。
また、高温まで優れた硬度と強度を有する硬質合金であるホウ化物系サーメットは、例えば以下のような方法により得ることができる。硬質相を構成する原料である（ＭｏＢ，ＷＢ）及びＮｉの粉末と、結合相を構成する原料であるＮｉ，（Ｗ，Ｎｉ）−Ｔｉ合金，Ｎｉ−Ｔｉ合金，（Ｃｒ，Ｎｉ）−Ｔａ合金，Ｎｉ−Ｎｂ合金，及び炭素から選ばれる粉末と、を秤り取り、回転ボールミルや振動ボールミル等によりエタノール等の有機溶媒を媒体として湿式で混合粉砕した。得られたスラリーを減圧乾燥した後、金型プレスや静水圧プレス等を用いて加圧成形し、通常は真空中等の非酸化性の雰囲気において１１００〜１４００℃で焼結した。このようなＭｏＢ−Ｎｉ系硬質合金としては、例えば、旭硝子株式会社製の商品名ＵＤ−ＩＩ−３０，ＵＤ−ＩＩＴ−３５Ｔ，ＵＤ−ＩＩ−５０Ｔ等があげられる。
上記のようなホウ化物系サーメットの摺動特性を評価するため、四球式摩耗試験機を用いて摩耗量を調査した。
まず、四球式摩耗試験の方法について説明する。３個の球を相互に接するように正三角形状に配置して試料容器内に固定し、これら３個の固定球の中心に形成された凹部に１個の試験球を載置した。そして、試験球に回転を与えると同時に、下方から荷重を負荷した。
なお、該摩耗試験は、潤滑油（日石三菱株式会社製スーパーマルパス、粘度２）中で行った。また、試験条件は、回転速度：７０００ｍｉｎ^−１，前記荷重：１４７Ｎ，温度：室温，試験時間：１時間である。さらに、試験球の直径は３／８インチであり、試験球及び固定球は同種の素材で構成した。
この摩耗試験においては、トルクが初期値の３倍に上昇した時点で試験を終了した。そして、試験後の３個の固定球の摩耗痕の面積を測定し、その平均値を摩耗量とした。試験結果を表２２に示す。なお、各実施例及び比較例の摩耗量は、比較例ｈ１６の摩耗量を１とした場合の相対値で示してある。

表２２から分かるように、実施例Ｈ５２〜Ｈ５７のホウ化物系サーメットの摩耗量は、比較例ｈ１６，ｈ１７と比較して格段に少なかった。この理由としては、ホウ化物系サーメットは潤滑性を有するホウ素化合物と金属とが複合したものであるためと考えられる。
次に、上記のようなホウ化物系サーメットの耐久性を評価するため、ホウ化物系サーメットを素材として転がり軸受を製造し、回転試験を行った。
回転試験に使用した転がり軸受（実施例Ｈ５８〜Ｈ６３及び比較例ｈ１８〜ｈ２０）は、日本精工株式会社製の玉軸受（呼び番号６０００，内径１０ｍｍ，外径２６ｍｍ，幅８ｍｍ）で、外輪，内輪，及び転動体を構成する素材を表２３に示すように種々変更したものである。なお、保持器には、射出成形法により製造した樹脂組成物製（テトラフルオロエチレン・パーフルオロアルキルビニルエーテル樹脂（ＰＦＡ）８０体積％とチタン酸カリウムウィスカー２０体積％を配合したもの）の冠形保持器を用いた。

上記のような玉軸受を前述と同様の日本精工株式会社製の軸受回転試験機（回転試験機の軸はステンレス材製）に取り付け、回転速度１５００ｍｉｎ^−１ラジアル荷重３００Ｎ、温度２５０℃の条件で無潤滑下で回転させた。そして、振動値が初期値の３倍に上昇した時点を玉軸受の寿命とした。その結果を表２３にまとめて示す。なお、各実施例及び比較例の玉軸受の耐久性（寿命）は、比較例ｈ１８の耐久性（寿命）を１とした場合の相対値で示してある。
表２３から分かるように、実施例Ｈ５８〜Ｈ６３の玉軸受の耐久性は、比較例ｈ１８〜ｈ２０と比較して大変優れていた。玉軸受の耐久性と玉軸受を構成する素材の曲げ強度との相関性を示すグラフを、図２５に示す。このグラフから、曲げ強度が８５０ＭＰａ以上であると、耐久性が格段に優れていることが分かる。
次に、上記のようなホウ化物系サーメットの溶融金属中における耐久性を評価するため、ホウ化物系サーメットを素材として転がり軸受を製造し、回転試験を行った。
回転試験に使用した転がり軸受（実施例Ｈ６４〜Ｈ６６及び比較例ｈ２１）は、日本精工株式会社製のスラスト玉軸受（呼び番号５１３０５，内径２５ｍｍ，外径５２ｍｍ，高さ１８ｍｍ）で、外輪及び内輪を構成する素材を表２４に示すように種々変更したものである。なお、いずれのスラスト玉軸受も、転動体は前述の窒化ケイ素系８ｈで構成されており（転動体の数は３個）、Ｃ／Ｃコンポジット製のもみぬき保持器を備えている。

このようなスラスト玉軸受を室温下で日本精工株式会社製の軸受回転試験機に取り付け、スラスト玉軸受を４６０℃の溶融亜鉛浴中に浸漬した。そして、溶融亜鉛浴中に浸漬した状態で、スラスト荷重９８０Ｎ，回転速度２００ｍｉｎ^−１の条件で回転させた（内輪回転）。そして、回転トルクが初期値の３倍に上昇するまでのスラスト玉軸受の回転時間を寿命として、耐久性を評価した。なお、溶融亜鉛浴の成分は、前述のものと同様である。
評価の結果を表２４に併せて示す。なお、各実施例及び比較例の玉軸受の耐久性（寿命）は、比較例ｈ２１の耐久性（寿命）を１とした場合の相対値で示してある。また、表２４には、ホウ化物系サーメットの破壊靱性Ｋ_ＩＣ，熱膨張係数，耐熱衝撃値，及び溶融金属温度（４６０℃）における曲げ強度および比強度を併せて示してある。
表２４から分かるように、実施例Ｈ６４〜Ｈ６６のスラスト玉軸受の耐久性は、比較例ｈ２１と比較して大変優れていた。
なお、本発明は前記各実施形態に限定されるものではない。例えば、前記実施形態においては、深みぞ玉軸受等を例示して説明したが、本発明の転動装置は様々な転がり軸受に対して適用することができる。例えば、アンギュラ玉軸受，円筒ころ軸受，円すいころ軸受，針状ころ軸受，自動調心ころ軸受等のラジアル形の転がり軸受や、スラスト玉軸受，スラストころ軸受等のスラスト形の転がり軸受である。
また、前記実施形態においては、転動装置として転がり軸受を例示して説明したが、本発明の転動装置は、他の様々な種類の転動装置に対して適用することができる。例えば、直動案内装置，ボールねじ，直動ベアリング等の他の転動装置にも好適に適用可能である。
以上のように、本発明の転動装置は、軽量で、耐食性，耐熱衝撃性，及び耐摩耗性に優れていて、高温・腐食環境下あるいは高温環境下において高速で使用されても長寿命である。
［実施態様３］
図２６は、本実施形態に係る転動装置である転がり軸受であって、内輪１の軌道面１ａ（案内面）と外輪２の軌道面２ａ（案内面）との間に転動体３が介挿されて構成されている。
上記外輪２は、ハウジング４に取り付けられて支持体を構成し、内輪１は、軸体５に固定されて可動子を構成する。
上記内輪１及び外輪２は、ＳＵＪ２やＳＵＳ４４０Ｃなどの軸受鋼から構成されている。
また、転動体３は、セラミック材料あるいは超硬合金から構成され、当該セラミック材料あるいは超硬合金を選択することで、内輪１に対する転動体３の線膨張係数の比、及び外輪２に対する転動体３の線膨張係数の比を、共に０．４５以下に設定している。
上記構成の転がり軸受にあっては、高速回転になり発熱が多い条件下でも、転動体３の熱膨張量が相対的に内輪１および外輪２の熱膨張量より格段に小さい。このため、温度勾配に起因する予圧増加を効果的に軽減することができ、高速回転下で発熱が多くなる条件下においても焼きつきが生じにくくなる結果、高速条件下で回転できるとともに、高速回転下で長期間作動することができる。
ここで、上記転動体３として、ビッカース硬さ（ＧＰａ）に対する破壊靭性値（ＭＰａ・ｍ^１／２）の比が０．４０以上のセラミック材料あるいは超硬合金を採用すると、高速回転条件下で大きな遠心力が転動体３にかかっても、セラミック材料若しくは超硬合金からなる転動体３の表面あるいは内部においてクラックが発生しにくく、伝播しにくい。このため、はく離や摩耗が生じ難く、凝着しにくいことから、より高速回転条件下で作動することができるとともに、高速回転条件下でも長寿間作動することができる。
ここで、本発明で採用される材料の破壊靭性値（ＭＰａ・ｍ^１／２）は、転動装置を構成する材料の平坦面を対象に、ＪＩＳ Ｒ１６０７のＩＦ法に基づいて算出された破壊靭性値を用いる。ビッカース硬さは、転動装置を構成する材料の平坦面を対象に、ＪＩＳ Ｒ１６１０に基づいて測定した値を用いる。
なお、内外輪１、２及び転動体３の全てをセラミック材料あるいは超硬合金から構成し、そのセラミック材料あるいは超硬合金のビッカース硬さ（ＧＰａ）に対する破壊靭性値（ＭＰａ・ｍ^１／２）の比が０．４０未満の場合には、高速回転条件下で大きな遠心力が転動体３にかかると、表面や内部の欠陥を起点としてクラックが発生しやすく、あるいは、伝播し易く、摩耗粉が多量に発生したり、はく離が生じたりして、転動装置の寿命が極端に短い場合がある。
また、上記転動体３は、比剛性（密度（ｇ／ｃｍ^３）に対する縦弾性係数（ＧＰａ）の比）が０．９０×１０^８ｍｍ以上であり、比強度が１．２×１０^７ｍｍ以上であることが好ましい。
比剛性が０．９０×１０^８ｍｍ以上であり、比強度が１．２×１０^７ｍｍ以上である転動体３の場合には、転動体３に生じる遠心力およびジャイロモーメントを効果的に軽減でき、かつ転動体荷重およびすべりを効果的に低減できることから、発熱が少なくなるとともに、予圧の増加を低減するため、焼きつきが生じ難くなる。この結果、より高速条件下で回転できるとともに、高速回転下で長期間作動することができる。
また、上記転動体３は比剛性が０．９０×１０^８ｍｍ以上である場合には荷重を受けた時の転動体３の弾性変形量が低減し、転動装置の剛性を向上することができる。このため、本発明の範囲である転がり軸受を工作機械の主軸を支持する転がり軸受として使用する場合には、主軸の剛性が向上し、被加工物の寸法形状の精度をより高めることができる。
上記セラミック材料としては、特に限定されないが、窒化ケイ素（Ｓｉ_３Ｎ_４）系、ジルコニア（ＺｒＯ_２）系、アルミナ（Ａｌ_２Ｏ_３）系、炭化ケイ素（ＳｉＣ）系、窒化アルミ（ＡｌＮ）系、炭化ホウ素（Ｂ_４Ｃ）系、ホウ化チタン（ＴｉＢ_２）系、窒化ホウ素（ＢＮ）系、炭化チタン（ＴｉＣ）系、窒化チタン（ＴｉＮ）系、あるいは、これらを複合させたセラミック系複合材料などを例示できる。
また、本発明に用いるセラミック材料は、破壊靭性、縦弾性係数、硬さ、機械的強度などを向上させるために、繊維状充填材を配合することができる。繊維状充填材としては、特に限定されないが、炭化ケイ素ウィスカー、窒化ケイ素ウィスカー、アルミナウィスカー、窒化アルミニウムウィスカーを例示できる。
また、上記超硬合金としては、特に限定されないが、超硬合金として次のものが例示できる。
すなわち、ＷＣ−Ｃｏ系、ＷＣ−Ｃｒ_３Ｃ_２−Ｃｏ系、ＷＣ−ＴａＣ−Ｃｏ系、ＷＣ−ＴｉＣ−Ｃｏ系、ＷＣ−ＮｂＣ−Ｃｏ系、ＷＣ−ＴａＣ−ＮｂＣ−Ｃｏ系、ＷＣ−ＴｉＣ−ＴａＣ−ＮｂＣ−Ｃｏ系、ＷＣ−ＴｉＣ−ＴａＣ−Ｃｏ系、ＷＣ−ＺｒＣ−Ｃｏ系、ＷＣ−ＴｉＣ−ＺｒＣ−Ｃｏ系、ＷＣ−ＴａＣ−ＶＣ−Ｃｏ系、ＷＣ−Ｃｒ_３Ｃ_２−Ｃｏ系、ＷＣ−ＴｉＣ−Ｃｒ_３Ｃ_２−Ｃｏ系、ＷＣ−ＴｉＣ−ＴａＣ系などがある。また、非磁性であり耐食性を向上させたものに、ＷＣ−Ｎｉ系、ＷＣ−Ｃｏ−Ｎｉ系、ＷＣ−Ｃｒ_３Ｃ_２−Ｍｏ_２Ｃ−Ｎｉ系、ＷＣ−Ｔｉ（Ｃ，Ｎ）−ＴａＣ系、ＷＣ−Ｔｉ（Ｃ，Ｎ）系、Ｃｒ_３Ｃ_２−Ｎｉ系などがある。
ここで、ＷＣ−Ｃｏ系の代表的な組成は、Ｗ：Ｃｏ：Ｃ＝７０．４１〜９１．０６：３．０〜２５．０：４．５９〜５．９４である。ＷＣ−ＴａＣ−ＮｂＣ−Ｃｏ系の代表的な組成は、Ｗ：Ｃｏ：Ｔａ：Ｎｂ：Ｃ＝６５．７〜８６．３：５．８〜２５．０：１．４〜３．１：０．３〜１．５：４．７〜５．８である。ＷＣ−ＴｉＣ−ＴａＣ−ＮｂＣ−Ｃｏ系の代表的な組成は、Ｗ：Ｃｏ：Ｔａ：Ｔｉ：Ｎｂ：Ｃ＝６５．０〜７５．３：６．０〜１０．７：５．２〜７．２：３．２〜１１．０：１．６〜２．４：６．２〜７．６である。ＷＣ−ＴａＣ−Ｃｏ系の代表的な組成は、Ｗ：Ｃｏ：Ｔａ＝５３．５１〜９０．３０：３．５〜２５．０：０．３０〜２５．３３である。ＷＣ−ＴｉＣ−Ｃｏ系の代表的な組成は、Ｗ：Ｃｏ：Ｔｉ＝５７．２７〜７８．８６：４．０〜１３．０：３．２０〜２５．５９である。ＷＣ−ＴｉＣ−ＴａＣ−Ｃｏ系の代表的な組成はＷ：Ｃｏ：Ｔａ：Ｔｉ：Ｃ＝４７．３８〜８７．３１：３．０〜１０．０：０．９４〜９．３８：０．１２〜２５．５９：５．９６〜１０．１５である。
上述の理由により、本発明における転動装置は、高速回転性能に優れ、工作機械各種スピンドルあるいはドライ真空ポンプなどの各種ポンプの回転部のように、温度上昇により、熱膨張が大きい箇所、あるいは、転動装置の内部で温度勾配が生じる箇所で、より高速回転下で作動できるとともに、長期間使用できる。
上記実施形態では、転動装置として転がり軸受を例示したが、直動案内装置などの転動装置であっても良い。
ここで、超硬合金は、セラミック材料に比べ、加工が容易であり、また、価格も安いという利点がある。
内外輪１、２及び転動体３を、表２５及び表２６に示す材料で構成することで、本発明に基づく転がり軸受である実施例Ｉ１〜Ｉ１０、及び、比較のための転がり軸受である比較例ｉ１〜ｉ７を用意して、各転がり軸受について高速回転性及び耐久性を後述に説明するように評価した。各転がり軸受は、アンギュラ形転がり軸受（型番：７０１３Ｃ、内径：６５ｍｍ、外径：１００ｍｍ、幅：１８ｍｍ、接触角：１５°）である。なお、表２５の各実施例は、転動体にセラミック材料を使用した例であり、表２６は、転動体に超硬合金を使用した例である。

ここで、表２５中における、窒化ケイ素系、ジルコニア系とは、下記性能を有するセラミック材料である。
▲１▼窒化ケイ素系１ｉ：
線膨張係数：３．４×１０^−６（Ｋ^−１）、（破壊靭性値／ビッカース硬さ）：０．４１、比剛性：０．９４×１０^８（ｍｍ）、比強度：３．９３×１０^７ｍｍ
▲２▼窒化ケイ素系２ｉ：
線膨張係数：３．０×１０^−６（Ｋ^−１）、（破壊靭性値／ビッカース硬さ）：０．４６、比剛性：０．９５×１０^８（ｍｍ）、比強度：３．０６×１０^７ｍｍ
▲３▼窒化ケイ素系３ｉ：
線膨張係数：２．８×１０^−６（Ｋ^−１）、（破壊靭性値／ビッカース硬さ）：０．４０、比剛性：０．９４×１０^８（ｍｍ）、比強度：２．９４×１０^７ｍｍ
▲４▼窒化ケイ素系４ｉ：
線膨張係数：５．４×１０^−６（Ｋ^−１）、（破壊靭性値／ビッカース硬さ）：０．３３、比剛性：０．８６×１０^８（ｍｍ）、比強度：２．４１×１０^７ｍｍ
▲５▼ジルコニア系１ｉ：
線膨張係数：９．６×１０^−６（Ｋ^−１）、（破壊靭性値／ビッカース硬さ）：０．５１、比剛性：０．４７×１０^８（ｍｍ）、比強度：１．７３×１０^７ｍｍ
また、表２６中における、超硬とは、下記性能を有する超硬合金である。
▲１▼超硬１ｉ（日本タングステン製ＷＣ−Ｃｏ系Ｇ１）：
線膨張係数：５．０×１０^−６（Ｋ^−１）、（破壊靭性値／ビッカース硬さ）：１．１０、比剛性：０．３８×１０^８ｍｍ、比強度：１．２７×１０^７ｍｍ
▲２▼超硬２ｉ（日本タングステン製ＷＣ−ＴｉＣ−ＴａＣ−Ｃｏ系 ＨＮ０５）：
線膨張係数：５．５×１０^−６（Ｋ^−１）、（破壊靭性値／ビッカース硬さ）：０．５５、比剛性：０．４１×１０^８ｍｍ、比強度：１．０２×１０^７ｍｍ
▲３▼超硬３ｉ（ダイジェット工業製ＷＣ−Ｎｉ系ＤＮ）：
線膨張係数：４．５×１０^−６（Ｋ^−１）、（破壊靭性値／ビッカース硬さ）：０．７６、比剛性：０．４１×１０^８ｍｍ、比強度：１．４６×１０^７ｍｍ
▲４▼超硬４ｉ（住友電気工業製ＷＣ−Ｎｉ−Ｃｒ系Ｍ６１Ｕ）：
線膨張係数：４．４×１０^−６（Ｋ^−１）、（破壊靭性値／ビッカース硬さ）：０．９２、比剛性：０．３６×１０^８ｍｍ、比強度：１．９５×１０^７ｍｍ
▲５▼超硬５ｉ（住友電気工業製ＷＣ−Ｃｏ−Ｎｉ−Ｃｒ系Ｍ４）：
線膨張係数：４．０×１０^−６（Ｋ^−１）、（破壊靭性値／ビッカース硬さ）：０．５８、比剛性：０．４１×１０^８ｍｍ、比強度：２．１７×１０^７ｍｍ
▲６▼超硬６ｉ（日本タングステン製ＷＣ−Ｃｏ系Ｇ３０）：
線膨張係数：５．７×１０^−６（Ｋ^−１）、（破壊靭性値／ビッカース硬さ）：１．１０、比剛性：０．３８×１０^８ｍｍ、比強度：１．９９×１０^７ｍｍ
▲７▼超硬７ｉ（富士ダイス製ＷＣ−Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ系Ｍ４５）：
線膨張係数：６．１×１０^−６（Ｋ^−１）、（破壊靭性値／ビッカース硬さ）：０．８３、比剛性：０．３９×１０^８ｍｍ）、比強度：２．２５×１０^７ｍｍ
なお、ＳＵＪ２は、線膨張係数が１２．５×１０^−６（Ｋ^−１）（０〜１００℃）、縦弾性係数が２０８（ＧＰａ）、密度が７．８３（ｇ／ｃｍ^３）である。
また、ＳＵＳ４４０Ｃは、線膨張係数が１０．１×１０^−６（Ｋ^−１）（０〜１００℃）、縦弾性係数が２００（ＧＰａ）、密度が７．６８（ｇ／ｃｍ^３）である。
そして、各試験用の転がり軸受を、それぞれ２個背面組合せで組み付け、常温での予圧を７００Ｎとした。なお、いずれの場合も、保持器にはナイロン保持器を使用し、潤滑油にはスーパーハイランド２２（ＶＧ２２）を用いてオイルエア潤滑を行った（流速は、０．２２５ｃｃ／時間とした。）
高速回転性は、日本精工製の軸受回転試験機（詳細は省くが背面組合せのスピンドル構造からなる）を用いて評価した。なお、外輪２側がハウジング４に固定されて支持体を構成し、内輪１が軸体５に固定されて回転運動を行う可動子を構成するようにした。
評価は、常温、大気中で、試験前に予圧を７００Ｎに設定し、外輪２の外径面の温度を測定しながら、回転速度を５０００ｍｉｎ^−１から試験を開始し、３０分ごとに１０００ｒｐｍづつ回転速度を増加していき、外輪２の外径面温度が急激に増加した時点の回転速度を限界回転速度として、高速回転性を評価する基準値とした。
この評価結果を、表２５及び表２６に併せて示す。なお、各実施例および比較例における転がり軸受の高速回転性（限界回転速度）は、比較例ｉ１（表２５）の高速回転性（限界回転速度）を１とした相対値で示したものである。
一方、耐久性の評価試験は、上記高速回転性（限界回転速度）の評価で使用した試験機と同じ日本精工製の軸受回転試験機を用いて、常温かつ大気中で、試験前に予圧を７００Ｎに設定し、回転速度：１５０００ｍｉｎ^−１で試験を行い、振動値を基準として耐久性を評価した。ここでは、振動値が初期値の５倍に上昇した時点を転がり軸受の寿命とした。
この評価結果を表２５及び表２６に併せて示す。なお、各実施例および比較例における転がり軸受の高速回転性及び耐久性（振動寿命）は、比較例ｉ１（表２５）の高速回転性及び耐久性（振動寿命）をそれぞれ１とした相対値で示したものである。
表２５及び表２６に示されるように、各比較例に比べて、本発明に基づく各実施例の転がり軸受は、いずれも高速回転性及び耐久性が格段に向上している。
また、内外輪１、２として、ＳＵＪ２やＳＵＳ４４０Ｃに焼入れ焼戻しをした材料を使用し、また、転動体３として、ＳＵＪ２やＳＵＳ４４０Ｃに焼入れ焼戻しをした材料若しくは例えば表２５及び表２６に示したようなセラミック材料や超硬合金から構成して、それらを組み合わせて種々の線膨張係数の比からなる転がり軸受を作成して、高速回転性及び耐久性の評価を行った。試験条件及び評価条件は、上述と同様の条件とした。
なお、耐久性及び高速回転性は、内外輪１、２及び転動体３を全てＳＵＪ２から構成した場合の耐久性（振動寿命）及び高速回転性をそれぞれ１とした相対値で示している。
その結果を、図２７に示す。
ここで、内輪１の膨張は、外輪２の膨張に比べ軸受すきまが減少して焼き付きや低寿命を助長する傾向にあるため、図２７では、内輪１の線膨張係数に対する転動体３の線膨張係数の比を基準として、高速回転性（限界回転速度）、及び、耐久性（振動寿命）を求めた。
この図２７から分かるように、内輪１の線膨張係数に対する転動体３の線膨張係数の比が、０．４５で０．５以上の場合に比べて２倍以上も高速回転性及び耐久性が向上し、さらに０．４０以下でその効果が向上すると共に安定して確保可能となる。すなわち、少なくとも内輪１の線膨張係数に対する転動体３の線膨張係数の比が、０．４５以下、好ましくは０．４０以下が良いことが分かる。
また、内輪１の線膨張係数に対する転動体３の線膨張係数の比、及び外輪２の線膨張係数に対する転動体３の線膨張係数の比を、０．４５となるように転動体３を選定した。その選定は、窒化ケイ素（Ｓｉ_３Ｎ_４）系のセラミック材料について、常圧焼結、反応焼結、ＨＩＰ（熱間静水圧焼結）のいずれかを施し、破壊靭性とビッカース硬さとの比が異なるものを種々試作して行った。そして、軸受の耐久性についての試験及び評価を、上述と同様な条件にて実施した。
なお、耐久性は、内外輪１、２及び転動体３を全てＳＵＪ２から構成した場合の耐久性（振動寿命）を１とした相対値で示している。
図２８にその結果を示す。
この図２８から分かるように、転動体３のビッカース硬さに対する破壊靭性の比が０．４以上となると、０．３５以下に比べて２倍以上も耐久性が向上し、特に０．４２５以上の場合に耐久性が格段に向上することが分かる。すなわち、転動体３のビッカース硬さに対する破壊靭性の比は、０．４以上好ましくは０．４２５以上であることが分かる。
また、転動体３を上記セラミック材料に代えて超硬合金とした場合においても、上記図２８と同様な結果が得られることを確認している。
以上のように、本発明に基づく転がり軸受装置は、高速回転性（限界回転速度）に優れ、長寿命を有することがわかる。
［実施態様４］
図２９は、本発明の転動装置の一実施形態である転がり軸受の構造を示す部分縦断面図である。この転がり軸受は、外輪１と、内輪２と、外輪１と内輪２との間に転動自在に配設された複数の玉３と、複数の玉３を保持する樹脂製の冠形保持器（図示せず）と、を備えている。なお、外輪１が本発明の構成要件たる可動子に相当し、内輪２が本発明の構成要件たる支持体に相当する。
外輪１，内輪２，及び玉３は全てセラミック材料で構成されており、しかも、セラミック材料の破壊靱性値（ＭＰａ・ｍ^１／２）とビッカース硬さ（ＧＰａ）との比（［破壊靱性値］／［ビッカース硬さ］）は０．２５以上であり、比強度は１．２×１０^７ｍｍである。
このような本実施形態の転がり軸受は、セラミック材料で構成されていることから、軽量で剛性，耐摩耗性，耐熱性に優れている。また、高速回転下においても、金属材料と比較して格段に接触点で凝着を起こし難く焼付き難い。
さらに、セラミック材料の［破壊靱性値］／［ビッカース硬さ］の値が０．２５以上であることから、セラミック材料の表面あるいは内部においてクラックが伝播しにくいので、剥離や摩耗が生じにくい。したがって、本実施形態の転がり軸受は、高荷重下においても長寿命である。
特に、ラジアル荷重を支持する場合でも、荷重が集中する負荷圏を有する外輪において、セラミック材料の表面あるいは内部でクラックが伝播しにくく、剥離や摩耗が生じにくい。したがって、高いラジアル荷重が負荷される条件下においても長寿命である。
本実施形態の転がり軸受は、上記のような優れた特性を有していることから、高速，腐食環境下，高温環境下においても、高荷重下で使用することができる。よって、各種スピンドル，各種ポンプ，半導体製造装置（搬送装置など），工作機械，タービン等に好適に使用することができる。ただし、他のいかなる機器，用途に適用しても長寿命な転がり軸受であることは勿論である。
なお、本実施形態は本発明の一例を示したものであって、本発明は本実施形態に限定されるものではない。例えば、本実施形態においては、転動装置として転がり軸受を例示して説明したが、本発明の転動装置は、他の様々な種類の転動装置に対して適用することができる。例えば、直動案内装置，ボールねじ，直動ベアリング，リニアブッシュ等の他の転動装置にも好適に適用可能である。
また、本発明の転動装置のうち転がり軸受は、様々な転がり軸受に対して適用することができる。例えば、深みぞ玉軸受，アンギュラ玉軸受，円筒ころ軸受，円すいころ軸受，針状ころ軸受，自動調心ころ軸受等のラジアル形の転がり軸受や、スラスト玉軸受，スラストころ軸受等のスラスト形の転がり軸受である。
次に、上記とほぼ同様の構成の転がり軸受において、外輪１，内輪２，及び玉３を構成するセラミック材料を種々変更したものを用意して、回転試験によって各種評価を行った。
実施例Ｊ１〜Ｊ２８及び比較例ｊ１〜ｊ４の転がり軸受には、日本精工株式会社製の転がり軸受（呼び番号６２０６，内径３０ｍｍ，外径６２ｍｍ，幅１６ｍｍ）を使用した。外輪，内輪，及び玉は表２７及び表２８に示すようなセラミック材料で構成した。また、保持器にはフッ素系樹脂製の冠形保持器を用いた。なお、表２７及び表２８には、各セラミック材料の破壊靱性値（ＭＰａ・ｍ^１／２）とビッカース硬さ（ＧＰａ）との比（［破壊靱性値］／［ビッカース硬さ］）と、比強度（×１０^７ｍｍ）も、併せて示している。

使用したセラミック材料は、以下の通りである。
・窒化ケイ素系１ｊ：日本タングステン社製、ＮＰＮ−３
・窒化ケイ素系２ｊ：品川白煉瓦社製、ＳＡＮ−Ｐ
・窒化ケイ素系３ｊ：京セラ社製、ＳＮ７３３
・窒化ケイ素系４ｊ：ＳＩＮＥＲＡＭＩＣＳ社製、Ｓ／ＲＢＳＮ
・ジルコニア系１ｊ：京セラ社製、Ｚ７０１Ｎ
・ジルコニア系２ｊ：日本タングステン社製、ＮＰＺ−２
・ジルコニア系３ｊ：日本タングステン社製、ＮＰＺ−１
・ジルコニア系４ｊ：日本特殊陶業社製、ＫＧＳ２０
・ジルコニア系５ｊ：住友電工社製、ＲＺ６０１
・ジルコニア系６ｊ：京セラ社製、Ｚ７０３
・ジルコニア系７ｊ：京セラ社製、Ｚ２１Ｈ０
・ジルコニア系８ｊ：日本特殊陶業社製、ＡＺ−８０ＧＨ
・ジルコニア系９ｊ：日本タングステン社製、ＮＰＺ−３
・ジルコニア系１０ｊ：日本タングステン社製、ＮＰＺ−５
・ジルコニア系１１ｊ：日本ガイシ社製、ＣＺ−５１
・アルミナ系１ｊ ：日本特殊陶業社製、ＨＣ２
・アルミナ系２ｊ ：日本特殊陶業社製、ＮＡＺ−８３Ｈ
・アルミナ系３ｊ ：サンゴバンノートン社製、ＡＺ−９３
・アルミナ系４ｊ ：東芝社製、ＡＬ−１６
・アルミナ系５ｊ ：日本タングステン社製、ＮＰＡ−２
・アルミナ系６ｊ ：日本特殊陶業社製、ＫＰ−９５
・炭化ケイ素系 ：日本タングステン社製、ＮＰＳ−１
・炭化ケイ素粒子分散窒化ケイ素系：クボタ社製、ＫＮ−１０１Ｎ
・炭化ケイ素ウィスカ複合窒化ケイ素系：日重ニューマテリアル社製、ＳＮＷ
・ホウ化チタン系１ｊ：クボタ社製、ＴＢ−９０１
次に、評価した内容と回転試験の条件について説明する。
まず、耐荷重性（限界荷重）について説明する。
図３０に示すような日本精工株式会社製の軸受回転試験機に転がり軸受３２を取り付け、初期のラジアル荷重を４００Ｎとし、水３３を潤滑剤として使用して、常温下で５０００ｍｉｎ^−１の回転速度で回転させた。そして、ラジアル荷重を６時間毎に１００Ｎずつ増加していき、振動センサ３４で検出される振動値が急激に上昇した時点のラジアル荷重を限界荷重として、耐荷重性を評価した。
なお、図３０中、符号３０は回転軸を示し、図示しないモータによって回転される。また、玉軸受３１は、この回転軸３０を支持するための支持軸受である。さらに、試験軸受３２は回転軸３０によって内輪回転で回転され、図示しない外部の負荷装置によって試験荷重がラジアル方向に負荷される。
試験結果を表２７及び表２８にまとめて示す。なお、各実施例及び比較例における転がり軸受の耐荷重性（限界荷重）は、比較例ｊ１の耐荷重性（限界荷重）を１とした場合の相対値で示してある。
次に、耐久性（寿命）について説明する。
転がり軸受を上記と同様の日本精工株式会社製の軸受回転試験機に取り付け、ラジアル荷重を９８０Ｎとし、水を潤滑剤として使用して、常温下で５０００ｍｉｎ^−１の回転速度で回転させた。そして、振動値が初期値の３倍に上昇した時点を転がり軸受の寿命とした。その結果を表２７及び表２８にまとめて示す。なお、各実施例及び比較例における転がり軸受の耐久性（寿命）は、比較例ｊ１の耐久性（寿命）を１とした場合の相対値で示してある。
なお、上記２種の試験における回転速度は、セラミック材料製の転がり軸受としては高速の回転試験であると言える。
次に、外輪，内輪，及び玉を同種のセラミック材料で構成した転がり軸受の評価結果について考察する。
実施例Ｊ１〜Ｊ１４，Ｊ２０〜Ｊ２８，及び比較例ｊ１〜ｊ４の結果から、比強度が１．２×１０^７ｍｍ以上であり、破壊靱性値とビッカース硬さとの比が大きい程、転がり軸受の耐荷重性及び耐久性が優れているという傾向があることが分かる。
なお、実施例Ｊ２１は、破壊靱性値（ＭＰａ・ｍ^１／２）とビッカース硬さ（ＧＰａ）との比が０．２５以上であるセラミック材料が、粒径１μｍ以下の炭化ケイ素（ＳｉＣ）を含有する窒化ケイ素（Ｓｉ_３Ｎ_４）である例であるが、窒化ケイ素系セラミックスで転がり軸受を構成した中でも、特に耐荷重性及び耐久性に優れることがわかる。
粒径１μｍ以下の炭化ケイ素を含有する窒化ケイ素は、粒径１μｍ以下の炭化ケイ素粉末１〜４０質量％と焼結助剤であるスピネル（ＭｇＡｌ_２Ｏ_４）／ジルコニア（ＺｒＯ_２）粉末３〜２０質量％とを窒化ケイ素粉末に配合した粉末混合物を焼結することにより得られ、窒化ケイ素粒子の粒内及び粒界に炭化ケイ素粒子が分散した組織を有することが好ましい。
焼結原料中に占める焼結助剤（スピネル／ジルコニア）の配合量は、３〜２０質量％が好ましい。３質量％未満の場合には焼結反応を効率的に進めることができず、焼結体の緻密化の不足をきたすおそれがあり、クラックが伝播しやすくなって、転がり軸受が比較的短時間で寿命となってしまう場合がある。
一方、焼結原料中に占める焼結助剤の配合量が２０質量％を超える場合には、マトリックスの窒化ケイ素の粒界における残留ガラス相が増加して、強度，靭性等の機械的性質の低下を招くので、転がり軸受が比較的短時間で寿命となってしまう場合がある。このような問題がより生じにくくするためには、焼結原料中に占める焼結助剤の配合量は５〜１５質量％とすることがより好ましい。
なお、焼結助剤を構成するスピネルとジルコニアの２成分の量比は、その助剤効果をより効果的に発現させるために、スピネル／ジルコニア＝１／２〜２／１（重量比）であることが好ましい。また、ジルコニアは、相転移とそれに付随する焼結助剤効果の低下を抑制，防止するために、約１〜２．８ｍｏｌ％のイットリア（Ｙ_２Ｏ_３）を含有する、いわゆる部分安定化ジルコニアが好ましく使用される。
分散相成分である炭化ケイ素は、粒径１μｍ以下の微細粒径を有するものが使用される。このようなナノメータレベルを含む微細粉末を適用する場合には、窒化ケイ素マトリックス粒子の粒内，粒界に炭化ケイ素粒子が分布した組織を形成することができ、その分散効果として前述のように、摺動面からの粒子の剥離，脱落が抑制，防止され、強度及び靱性が向上し、且つ耐摩耗性も良好となるので、転がり軸受は長期間安定に作動することができる。
上記炭化ケイ素粉末の焼結原料中に占める配合量は、１〜４０質量％の範囲が好ましい。１質量％未満の場合には、分散相として十分に窒化ケイ素マトリックス粒子の靱性を高めることができず、摺動面からの粒子の剥離，脱落を抑制，防止する前記効果が十分ではない。一方、４０質量％を超える場合には、炭化ケイ素粒子が凝集しやすくなり、残留ポロシティの増加を招くので、結果として焼結体の特性改善効果を確保できなくなる。このような問題がより生じにくくするためには、焼結原料中に占める炭化ケイ素粉末の配合量は５〜３０質量％とすることがより好ましい。
上記粒径１μｍ以下の炭化ケイ素を含有する窒化ケイ素は、その焼結手法は特に限定されるものではないが、焼結原料の加圧成形体を不活性雰囲気下に加熱保持して焼結反応を行わせる常圧焼結法を適用することができる。また、常圧焼結により得られる焼結体に、所望により熱間静水圧加圧処理（ＨＩＰ）を施せば、より高い緻密性と機械的性質が付与される。
また、実施例Ｊ２７は、外輪と内輪とを同種のセラミック材料で構成し、玉を前記のものとは異種のセラミック材料で構成した転がり軸受の例である。この結果から、破壊靱性値とビッカース硬さとの比が０．２５以上と大きい場合には、転がり軸受の耐荷重性及び耐久性に優れることがわかる。
また、表２７及び表２８の結果の一部と他の転がり軸受（外輪，内輪，及び玉を同種のセラミック材料で構成した転がり軸受）の評価結果とを、併せてグラフ化したものを図３１に示す。なお、グラフの横軸は、セラミック材料の破壊靱性値とビッカース硬さとの比を示し、左側の縦軸は耐荷重性、右側の縦軸は耐久性を示す。また、グラフにおいては、耐荷重性に関するデータを○印で示し、耐久性に関するデータを□印で示している。
図３１のグラフから分かるように、破壊靱性値とビッカース硬さとの比が０．２５以上であると、転がり軸受の耐荷重性及び耐久性が優れている。また、０．３５以上であると、耐荷重性及び耐久性がより優れていて、０．４０以上であると、耐荷重性及び耐久性がさらに優れている。
次に、外輪と玉を同種のセラミック材料で構成し、内輪を前記のものとは異種のセラミック材料で構成した転がり軸受の評価結果について考察する。
実施例Ｊ１５〜Ｊ１９は、セラミック材料の比強度が１．２×１０^７ｍｍ以上であり、破壊靱性値とビッカース硬さとの比が、外輪，内輪，及び玉のすべてについて０．２５以上となっており、なおかつ、外輪を構成するセラミック材料の破壊靱性値とビッカース硬さとの比及び玉を構成するセラミック材料の破壊靱性値とビッカース硬さとの比が、内輪を構成するセラミック材料の破壊靱性値とビッカース硬さとの比よりも大となっている。
このような転がり軸受は、表２７及び表２８から分かるように、耐荷重性及び耐久性が優れている。
以上説明したように、本発明によれば、高速で作動する転動装置において、支持体の熱膨張や転動体摩耗などによる繰り返し位置決め精度の低下を効果的に抑制し、長期間安定して使用でき、案内レールの高剛性を保ちつつ曲げモーメントに対する案内レールの強度向上および転動体の摩耗抑制を図ることのできる転動装置を得ることができる。
また、長期間振動の増加がなく、高精度で強度的に信頼性を高めることができる。さらに、案内レールに設けられた切欠き部の角部に応力が集中することを軽減できる。また、案内レールの高剛性を保ちつつ曲げモーメントに対する案内レールの強度向上を図ることができると共に案内レール及び転動体の摩耗抑制を図ることができる。
また、高速，腐食環境下，高温環境下，又はラジアル荷重を支持する環境下において、高荷重下で使用されても長寿命なセラミック材料製の転動装置を得ることができる。
また、温度上昇により、熱膨張が大きい箇所、あるいは、転動装置の内部で温度勾配が生じる箇所で使用することができる転動装置を得ることができる。
また、耐食性，耐熱衝撃性，及び耐摩耗性に優れていて、高温・腐食環境下あるいは高温環境下において高速で使用されても長寿命な転動装置を得ることができる。
【図面の簡単な説明】
図１は本発明に係る転動装置の一実施形態である直動案内装置を示す図で、
図２は図１に示す案内レールの曲げ強度試験を説明するための図で、
図３は表１に示す実施例と比較例の曲げ強度試験の試験結果を示す図で、
図４は表２に示す実施例と比較例の曲げ強度試験の試験結果を示す図で、
図５はサーメットからなる案内レール平面部の表面粗さと破壊強度との関係を示す図で、
図６は図１の案内レールを比強度が２．０×１０^７ｍｍ以上のセラミック材料から形成すると共に転動体の表面をＤＬＣ被膜で被覆した場合におけるＤＬＣ被膜の膜厚と直動案内装置の耐久性との関係を示す線図で、
図７は図１の案内レールを比強度が２．０×１０^７ｍｍ以上のセラミック材料から形成すると共に転動体の表面をＤＬＣ被膜で被覆した場合におけるＤＬＣ被膜の表面粗さと直動案内装置の耐久性との関係を示す線図で、
図８は硬さの異なる材料で転動体を構成した場合における直動案内装置の耐久性を示す線図で、
図９は図１の案内レールを比強度が２．０×１０^７ｍｍ以上のセラミック材料から形成すると共に転動体の表面を窒化膜で被覆した場合における窒化膜の硬さと直動案内装置の耐久性との関係を示す線図で、
図１０は図１の案内レールを比強度が２．０×１０^７ｍｍ以上のセラミック材料から形成すると共に転動体の表面を窒化膜で被覆した場合における窒化膜の表面粗さと直動案内装置の耐久性との関係を示す線図で、
図１１は図１の案内レールを比強度が２．０×１０^７ｍｍ以上のセラミック材料から構成すると共に転動体の表面を複合炭化物層で被覆した場合における複合炭化物層の硬さと直動案内装置の耐久性との関係を示す線図で、
図１２は図１の案内レールを比強度が２．０×１０^７ｍｍ以上のセラミック材料から形成すると共に転動体の表面を複合炭化物層で被覆した場合における複合炭化物層の表面粗さと直動案内装置の耐久性との関係を示す線図で、
図１３は図１の案内レールを比強度が２．０×１０^７ｍｍ以上のセラミック材料から形成すると共に転動体の表面を硼化膜で被覆した場合における硼化膜の硬さと直動案内装置の耐久性との関係を示す線図で、
図１４は図１の案内レールを比強度が２．０×１０^７ｍｍ以上のセラミック材料から形成すると共に転動体の表面を硼化膜で被覆した場合における硼化膜の表面粗さと直動案内装置の耐久性との関係を示す線図で、
図１５は図１に示す直動案内装置の耐久性を試験するために使用した試験機の平面図で、
図１６は転動体転動溝の幅方向表面粗さと予圧減少量との関係を示す線図で、
図１７は転動体転動溝の長手方向表面粗さと予圧減少量との関係を示す線図で、
図１８は転動体転動溝表面のＳｋ値と予圧減少量との関係を示す線図で、
図１９は図１に示す直動案内装置の寿命試験結果を示す図で、
図２０は図１に示す直動案内装置の繰り返し曲げ応力負荷試験結果を示す図で、
図２１は本発明に係る転動装置の一実施形態である玉軸受の構造を示す部分縦断面図で、
図２２はセラミック材料の比強度と玉軸受の限界回転速度及び耐久性との相関を示す図で、
図２３は２００℃におけるセラミック材料の耐熱衝撃値及び曲げ強度と玉軸受の高温耐久性との関係を示す図で、
図２４は４６０℃におけるセラミック材料の耐熱衝撃値及び曲げ強度と玉軸受の高温耐久性との関係を示す図で、
図２５はホウ化物系サーメットの曲げ強度と玉軸受の耐久性との相関を示す図で、
図２６は本発明に係る転動装置の一実施形態である転がり軸受を示す部分断面図で、
図２７は線膨張係数の比と高速回転性及び耐久性との関係を示す図で、
図２８は（破壊靭性値／ビッカース硬さ）と耐久性との関係を示す図で、
図２９は本発明に係る転動装置の一実施形態である転がり軸受の構造を示す部分断面図で、
図３０は軸受回転試験機の構造を示す断面図で、
図３１はセラミック材料の破壊靱性値とビッカース硬さとの比と、転がり軸受の耐荷重性及び耐久性との相関を示す図である。

Claims (30)

1. 回動可能又は直線運動可能な可動子と、該可動子を支持する支持体と、前記可動子と前記支持体との間に転動自在に配設された複数の転動体とを備えた転動装置であって、前記可動子、前記支持体、前記転動体のうち少なくとも１つがセラミック材料、サーメット、超硬合金のうち何れか１種類の材料から形成され、該材料は、その曲げ強度と密度との比が１．２×１０^７ｍｍ以上の材料であることを特徴とする転動装置。
2. 前記可動子、前記支持体および前記転動体は、セラミック材料、サーメット、超硬合金のうち何れか１種類の材料から形成され、かつ５００ＭＰａ以上の曲げ強度を使用時に有している請求項１記載の転動装置。
3. 前記可動子、前記支持体および前記転動体は、セラミック材料、サーメット、超硬合金のうち何れか１種類の材料から形成され、かつ８００ＭＰａ以上の曲げ強度を使用時に有している請求項１記載の転動装置。
4. 前記可動子および前記転動体を構成する材料の曲げ強度と密度との比が、前記支持体を構成する材料の曲げ強度と密度との比よりも大きいことを特徴とする請求項１記載の転動装置。
5. 前記セラミック材料、サーメット及び超硬合金は、使用時の温度に対して１．５倍以上の耐熱衝撃性を有する請求項１記載の転動装置。
6. 前記セラミック材料、サーメット、超硬合金のうち何れか１種類の材料は、１０ＭＰａ・ｍ^０．５以上の破壊靭性を有する請求項１記載の転動装置。
7. 前記可動子、前記支持体および前記転動体はセラミック材料から形成され、該セラミック材料は、その破壊靭性値（ＭＰａ・ｍ^１／２）とビッカース硬さ（ＧＰａ）との比が０．２５以上のセラミック材料である請求項１記載の転動装置。
8. 前記セラミック材料は、粒径１μｍ以下の炭化ケイ素粒子を含有する窒化ケイ素である請求項７記載の転動装置。
9. 前記支持体を構成するセラミック材料の破壊靭性値とビッカース硬さとの比をＡ１、前記転動体を構成するセラミック材料の破壊靭性値とビッカース硬さとの比をＡ２、前記可動子を構成するセラミック材料の破壊靭性値とビッカース硬さとの比をＡ３としたとき、前記Ａ１及び前記Ａ２はＡ１，Ａ２＞Ａ３である請求項７記載の転動装置。
10. 前記転動体と前記可動子の常温時における線膨張係数の比が０．４５以下であり、前記転動体と前記支持体の常温時における線膨張係数の比が０．４５以下である請求項１記載の転動装置。
11. 前記転動体は、破壊靭性値（ＭＰａ・ｍ^１／２）とビッカース硬さ（ＧＰａ）との比が０．４０以上のセラミック材料から形成されている請求項１０記載の転動装置。
12. 前記転動体は、破壊靭性値（ＭＰａ・ｍ^１／２）とビッカース硬さ（ＧＰａ）との比が０．４０以上の超硬合金から形成されている請求項１０記載の転動装置。
13. 前記可動子または前記支持体は、直動案内装置の案内レールであり、該案内レールは、セラミック材料、サーメット、超硬合金のうち何れか１種類の材料から形成され、かつ０．５μｍＲａ以下の表面粗さで仕上げられた平面部を有している請求項１記載の転動装置。
14. 前記セラミック材料は、その曲げ強度と密度との比が２×１０^７ｍｍ以上のセラミック材料である請求項１３記載の転動装置。
15. 前記サーメットは、その曲げ強度と密度との比が１．７×１０^７ｍｍ以上のサーメットである請求項１３記載の転動装置。
16. 前記超硬合金は、その曲げ強度と密度との比が１．７×１０^７ｍｍ以上の超硬合金である請求項１３記載の転動装置。
17. 前記セラミック材料は、５．０ＭＰａ・ｍ^０．５以上の破壊靭性値と４６Ｗ／ｍ・Ｋ以上の熱伝導率とを有している請求項１３記載の転動装置。
18. 前記セラミック材料は、窒化ケイ素を主成分とするセラミック材料であって、焼結体内に含まれる粒界相中の結晶質相の割合が１０体積％以上である請求項１７記載の転動装置。
19. 前記案内レールは切欠き部を有し、該切欠き部は曲率半径が０．１ｍｍ以上の角部を有している請求項１３記載の転動装置。
20. 前記転動体は、０．１μｍ〜５．０μｍの膜厚を有する硬質被膜で被覆されている請求項１３記載の転動装置。
21. 前記硬質被膜は、ＴｉＮ、ＴｉＣ、ＴｉＡｌＮ、ＴｉＣＮ、Ｃｒ_７Ｃ_３、Ｃｒ_２Ｏ_３、ＣｒＮ、ＷＣ、Ｂ_４Ｃ、ｃＢＮ、ＣＮ、ＴａＣ、ＴａＮ、ＺｒＮ、ダイヤモンドライクカーボンおよびダイヤモンドのうち少なくとも１種類の材料から形成されている請求項２０記載の転動装置。
22. 前記硬質被膜は、０．０５μｍＲａ以下の表面粗さを有している請求項２０記載の転動装置。
23. 前記転動体は、前記案内レールの硬さに対して０．６倍〜１．５倍の表面硬さを有している請求項１３記載の転動装置。
24. 前記転動体は、Ｈｖ８００〜ＨｖＩ４００の硬さを有する窒化膜で被覆されている請求項１３記載の転動装置。
25. 前記窒化膜は、０．０５μｍＲａ以下の表面粗さを有している請求項２４記載の転動装置。
26. 前記転動体は、Ｃｒ炭化物と炭素とを含み且つＨｖ１０００〜Ｈｖ１８００の硬さを有する複合炭化物層で被覆されている請求項１３記載の転動装置。
27. 前記複合炭化物層は、０．０５μｍＲａ以下の表面粗さを有している請求項２６記載の転動装置。
28. 前記転動体は、Ｈｖ１０００〜Ｈｖ１７００の硬さを有する硼化膜で被覆されている請求項１３記載の転動装置。
29. 前記硼化膜は、０．０５μｍＲａ以下の表面粗さを有している請求項２８記載の転動装置。
30. 前記案内レールは転動体転動溝を有し、該転動体転動溝は、幅方向に沿う表面粗さが０．２μｍＲａ以下であって、長手方向に沿う表面粗さが０．１μｍＲａ以下である請求項１３乃至２９のいずれか１項記載の転動装置。

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