JPWO2004081400A1 - 流体軸受装置 - Google Patents

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隆文 淺田
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英明 大野
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Abstract

低温での損失トルクの増加と高温での軸振れの増加を抑制するとともにスリーブの加工性を改善するために、軸の材料に高マンガンクロム鋼またはオーステナイト系ステンレス鋼を使い、スリーブの材料に硫黄快削鋼を使用して、その表面にニッケルと燐を主成分とするメッキを施す。これにより、温度変化による潤滑剤の粘度変化による軸受の性能変化を防止し、合わせてスリーブと動圧発生溝の加工性と軸受の耐摩耗性を最良にできる流体軸受装置を得ることが可能となる。

Description

本発明は、高速かつ高精度の回転が必要な回転装置の主軸部に用いられる流体軸受装置に関する。
近年磁気ディスク等を用いた回転型の記録装置では、そのメモリー容量が増大するとともにデータの転送速度が高速化している。そのため、この種の記録装置に用いられるディスク回転装置は高速かつ高精度の回転を必要とするので、回転主軸部には流体軸受装置が用いられている。
以下、図１４から図１８ｂを参照して従来の流体軸受装置について説明する。図１４において、軸２１１はスリーブ２１２の軸受穴２１２Ａに回転可能に挿入されている。軸２１１は、図において下端部に一体に構成されたフランジ２１３を有している。フランジ２１３はベース２１７に取り付けられたスリーブ２１２の段部に収納され、スラスト板２１４に対向して回転可能に構成されている。軸２１１には、ロータ磁石２２０が固定されたロータハブ２１８が取り付けられている。ロータ磁石２２０に対向するモータステータ２１９がベース２１７に取り付けられている。スリーブ２１２の軸受穴２１２Ａの内周面には動圧発生溝２１２Ｂ、２１２Ｃが設けられている。フランジ２１３の、スリーブ２１２の段部との対向面には動圧発生溝２１３Ａが設けられている。フランジ２１３の、スラスト板２１４との対向面には動圧発生溝２１３Ｂが設けられている。動圧発生溝２１２Ｂ、２１２Ｃ、２１３Ａ及び２１３Ｂを含む、軸２１１及びフランジ２１３と、スリーブ２１２との隙間にはオイルが充填されている。
以上のように構成された従来の流体軸受装置の動作を、図１４から図１８ｂを用いて説明する。図１４において、モータステータ２１９に通電すると回転磁界が発生し、ロータ磁石２２０、ロータハブ２１８、軸２１１、フランジ２１３が回転をはじめる。この時動圧発生溝２１２Ｂ、２１２Ｃ、２１３Ａ、２１３Ｂによりオイルにポンピング圧力が発生し、軸２１１は浮上しスラスト板２１３及び軸受穴２１２Ａの内周面に接触せずに回転する。
上記の従来の流体軸受装置では次の様な問題点があった。図１４に示すように、軸２１１は、スリーブ２１２の軸受穴２１２Ａ内に満たされたオイルにより潤滑されながら回転する。一般にオイルは図１５のグラフに示す様に温度が低くなるとオイル粘度が指数関数的に増加する。軸２１１が回転する時の損失トルクはオイルの粘度に比例して増加するため、低温では軸２１１の回転抵抗が大きく損失トルクが増加してモータの消費電流が増加する。場合によっては軸２１１が回転できない場合がある。また逆に高温では、オイルの粘度が下がるため、流体軸受装置の軸受としての剛性が下がり軸２１１の「軸振れ」（回転中に軸受穴２１２Ａ内で軸２１１が揺れ動く現象）が増加する欠点があった。
図１６のグラフは、軸２１１の軸心と軸受穴２１２Ａの中心とが一致しているときの、軸２１１の外周面とスリーブ２１２の軸受穴２１２Ａの内周面との間の隙間である「半径隙間」の温度による変化を示している。図中の線ＩＡＧは公差の上限値を示し、線ＪＢＨは公差の下限値を示している。これら二本の線の間隔が製造バラツキまたは公差の範囲に相当する。
この従来の流体軸受装置においては、軸２１１の材料にはマルテンサイト系ステンレス鋼（線膨張係数が１０．３×１０−６）が用いられている。またスリーブ２１２には真鍮（線膨張係数が２０．５×１０−６）が使用されている。従ってスリーブ２１２の熱膨張は軸２１１の熱膨張より大きい。例えば、軸２１１の直径が３．２ｍｍの場合には、半径隙間は、温度が２０度Ｃから８０度Ｃに変化すると、約１マイクロメータ拡大する。また同様に２０度Ｃから−４０度Ｃに変化すると、半径隙間が約１マイクロメータ小さくなる。その結果、図１７の曲線「ａ」に示す様に、高温では半径隙間が広くなるために軸受の剛性が低下して軸振れが増加し、所望の性能が得られない問題が生じる。また低温では逆に半径隙間が小さくなって曲線「ｂ」に示すように回転の抵抗が大きくなって損失トルクが増大する問題が生じる。
軸受の剛性の低下による軸振れは理論的には半径隙間が大きくなるとその三乗に比例して大きくなり、損失トルクは半径隙間が小さくなるとそれに反比例して大きくなる。
図１８ａは、−４０度Ｃにおける半径隙間と損失トルクとの関係を示すグラフであり、図１８ｂは、＋８０度Ｃにおける半径隙間と軸振れ量の関係を示すグラフである。各図中に要求性能の範囲を示している。図１８ａ、図１８ｂに示す例では、半径隙間のバラツキに対する損失トルクと軸振れの範囲が要求性能を満たす範囲に入っていないことを表している。すなわち不良品になってしまう事を示している。
第１の発明の流体軸受装置は、鉄を含む材料で構成され、表面に少なくともニッケル及び燐を含む材料でメッキを施した、軸受穴を有するスリーブ、前記スリーブの軸受穴に相対的に回転可能に挿入され、高マンガンクロム鋼及びオーステナイト系ステンレス鋼の内の少なくとも一方の材料で構成された軸、及び前記軸の一端に固定され、一方の面がスリーブの端面に対向し、他方の面が、前記スリーブの前記端面を含む領域を密閉するように設けられたスラスト板に対向する略円板状のフランジを備え、前記スリーブの内周面及び軸の外周面の少なくとも一方に、第１及び第２の動圧発生溝を前記軸の軸心に沿う方向に並べて設け、前記フランジとスラスト板の対向面のいずれか一方に第３の動圧発生溝を設け、前記第１及び第２の動圧発生溝を含む前記スリーブの軸受穴と軸との隙間及びスラスト板とフランジとの隙間を潤滑剤で満たし、前記スリーブ又は軸のいずれか一方が電気モータのステータを有する固定ベースに取り付けられ、他方が前記電気モータのロータ磁石を有する回転体に取り付けられることを特徴とする。
本発明によれば、流体軸受装置の半径隙間が高温では小さく、低温では大きくなるので潤滑剤の粘度の温度による変化によって流体軸受装置の特性が変化するのを防止することができる。また軸受の耐摩耗性とスリーブの加工性及び動圧発生溝の加工性が良いので、高精度の流体軸受装置を得ることができる。
第２の発明の流体軸受装置は、鉄を含む材料で構成され、表面に少なくともニッケル及び燐を含む材料でメッキを施した、軸受穴を有するスリーブ、前記スリーブの軸受穴に相対的に回転可能に挿入され、高マンガンクロム鋼及びオーステナイト系ステンレス鋼の内の少なくとも一方の材料で構成され、一方の端部に、軸心に垂直な面である軸端面部を有する軸、及び前記軸端面部に対向してスラスト軸受を構成するスラスト板を備え、前記スリーブの内周面及び軸の外周面の少なくとも一方に、第１及び第２の動圧発生溝を前記軸の軸心に沿う方向に並べて設け、前記軸端面部とスラスト板のそれぞれの対向面の少なくとも一方に第３の動圧発生溝を設け、前記第１、第２及び第３の動圧発生溝を含む前記スリーブの軸受穴と軸との隙間及び前記軸端面部とスラスト板との隙間を潤滑剤で満たし、前記スリーブ又は軸のいずれか一方が電気モータのステータを有する固定ベースに取り付けられ、他方が前記電気モータのロータ磁石を有する回転体に取り付けられることを特徴とする。
本発明によれば、流体軸受装置の半径隙間が高温では小さく、低温では大きくなるので潤滑剤の粘度の温度による変化によって流体軸受装置の特性が変化するのを防止することができる。また軸受の耐摩耗性とスリーブの加工性及び動圧発生溝の加工性が良いので、高精度の流体軸受装置を得ることができる。また前記第３の動圧発生溝が、前記軸端面部とスラスト板の少なくとも一方に設けられ、これによってスラスト軸受部が形成されるので、スラスト軸受部の面積が軸の端部面積とほぼ同じである。従ってスラスト軸受部の面積が前記第１の発明におけるフランジより小さいので回転抵抗が少なく損失トルクを小さく抑えることができる。
図１は、本発明の第１実施例の流体軸受装置の断面図である。
図２は、本発明の第１実施例のスリーブの断面図である。
図３は、軸及びスリーブの使用材料の線膨張係数の比較図である。
図４は、本発明の第１実施例における、温度と半径隙間の関係を示すグラフである。
図５ａは、本実施例における半径隙間と損失トルクの関係を示すグラフである。
図５ｂは、本実施例における半径隙間と軸振れの関係を示すグラフである。
図６は、本実施例における、温度と、損失トルク及び軸振れの関係を示すグラフである。
図７は、本実施例の軸及びスリーブの各材料の成分表である。
図８は、本実施例及び従来例の使用材料の特性の比較表である。
図９は、本実施例の使用材料の特性の比較図である。
図１０は、本発明の第２実施例の流体軸受装置の断面図である。
図１１は、本発明の第２実施例の流体軸受装置と従来例の流体軸受装置との損失トルクの比較を示すグラフである。
図１２は、本発明の第２実施例のスリーブ１０２の断面図である。
図１３は、本発明の第２実施例の軸１０１の要部断面図である。
図１４は、従来の流体軸受装置の断面図である。
図１５は、温度とオイル粘度の関係を示すグラフである。
図１６は、従来の流体軸受装置における温度と半径隙間との関係を示すグラフである。
図１７は、従来の流体軸受装置温度と、軸振れ及び損失トルクの関係を示すグラフである。
図１８ａは、従来の流体軸受装置における、半径隙間と、損失トルクとの関係を示すグラフである。
図１８ｂは、従来の流体軸受装置における、半径隙間と軸振れの関係を示すグラフである。
以下、本発明の流体軸受装置の好適な実施例について図１から図１３を参照して説明する。
《第１実施例》
本発明の第１実施例における流体軸受装置について、図１から図９を参照して説明する。図１は本発明の第１実施例の流体軸受装置の断面図であり、図２はスリーブ２の拡大断面図である。図１において、スリーブ２は軸受穴２Ａを有し、この軸受穴２Ａに軸１が回転可能に挿入されている。軸１の外周面またはスリーブ２の軸受穴２Ａの内周面の少なくとも一方にヘリングボーンパターン状の浅い溝からなる動圧発生溝２Ｃ、２Ｄが形成されてラジアル軸受部を形成している。図１の例では、動圧発生溝２Ｃ、２Ｄは軸受穴２Ａの内周面に形成されている。動圧発生溝２Ｃ、２Ｄは、いずれも魚骨状（ヘリングボーン形状）を有し、図１において、動圧発生溝２Ｃ及び２Ｄの少なくとも一方は屈曲部から下側の溝の長さが、屈曲部から上側の溝の長さより短くなされている。軸１の図１における上端にはロータ磁石１０を有するロータハブ８が取り付けられている。軸１の図１における下端には軸１の軸心に直角な面を有し、軸１より大きな直径を有するフランジ３が一体に設けられている。フランジ３の下面のスラスト軸受面はスリーブ２に固定されたスラスト板４に対向している。フランジ３の下面またはスラスト板４の上面のいずれか一方（図１ではフランジ３の下面）には螺旋状または魚骨状（ヘリングボーン）パターンの動圧発生溝３Ｂが形成されてスラスト軸受部が構成されている。フランジ３の上面の外周部又は前記上面の外周部に対向するスリーブ２の端面２Ｅのいずれか一方（図１ではフランジ３の上面）には動圧発生溝３Ａが形成されている。スリーブ２は、モータステータ９が取り付けられたベース７に固定されている。軸１とスリーブ２の間の隙間及びフランジ３とスラスト板４の間の隙間は、オイル等の潤滑剤５で満たされている。潤滑剤はある程度粘性を有するので、軸１と軸受穴２Ａとの間に気泡１３が生じることがある。
本実施例において、軸１は、マンガンを７〜９重量％とクロムを１３〜１５重量％を含む高マンガンクロム鋼、またはオーステナイト系ステンレス鋼（ニッケルが８〜１０重量％とクロムが１７〜１９重量％含まれている。）の素材の切削加工等により作られている。またスリーブ２は、硫黄快削鋼の切削加工等により作られている。切削加工後スリーブ２の表面には、ニッケルと燐を主成分とする材料によるメッキが施され、図２に示すように均一な厚さのメッキ層２Ｂが形成されている。メッキ層２Ｂの厚さは、図２ではハッチングを施さずに厚く画かれているが、１〜２０マイクロメータの範囲で適宜選択される。
以上のように構成された流体軸受装置の動作を、図１から図９を参照して説明する。図１において、図示を省略した電源からモータステータ９に通電すると回転磁界が発生し、ロータ磁石１０を取り付けたロータハブ８が軸１と共に回転を始める。回転速度がある程度高くなると、動圧発生溝２Ｃ、２Ｄ、３Ａ及び３Ｂによりオイル等の潤滑剤にポンピング圧力が発生してラジアル軸受部及びスラスト軸受部の圧力が上昇する。その結果軸１は浮上してスラスト板４及びスリーブ２に接触することなくで高精度で回転をする。
図３は軸１及びスリーブ２の材料として適している各種金属材料の線膨張係数を実測したもののグラフである。ボックス内の数値は線膨張係数を表す。高マンガンクロム鋼、オーステナイト系ステンレス鋼及びマルテンサイト系ステンレス鋼の３種類は軸１に使用可能な材料である。真鍮、硫黄快削鋼、フェライト系ステンレス鋼の３種類はスリーブ２に使用可能な材料である。本実施例では、軸１の材料には線膨張係数が大きい高マンガンクロム鋼（線膨張係数が１７〜１８×１０−６）またはオーステナイト系ステンレス鋼（線膨張係数が１７．３×１０−６）を使用する。またスリーブ２の材料には線膨張係数が小さくかつ加工性に優れた硫黄快削鋼（線膨張係数が１０〜１１．５×１０−６）を使用する。真鍮は線膨張係数が大きすぎて使用に適さない。
図４は軸１の中心軸とスリーブ２の軸受穴２Ａの中心軸とが一致している時の、軸１と軸受穴２Ａとの間の隙間である「半径隙間」の温度による変化を示している。線ＥＡＣは公差の上限値を示し、線ＦＢＤは公差の下限値を示しており、これら二本の線の間隔が公差幅である。公差幅は本実施例の流体軸受装置を複数個測定して求めた結果である。
本実施例では軸１を線膨張係数が大きい材料で作り、スリーブ２を軸１の材料よりも線膨張係数が小さい材料で作ることにより、流体軸受装置の温度が低い時には半径隙間が大きくなり、温度が高い時には半径隙間が小さくなる。図４は軸１の直径が３．２ｍｍの場合の本実施例の流体軸受装置の実測データを示す。図４に示す様に、温度が２０度Ｃから８０度Ｃに変化すると、半径隙間が、約０．６５マイクロメータだけ小さくなる。温度が２０度Ｃから−４０度Ｃに変化すると、半径隙間が約０．６５マイクロメータだけ大きくなる。温度に応じて上記のように半径隙間が変化することにより以下のような効果が得られる。高温では潤滑剤の枯度が低下するが、軸１とスリーブ２の熱膨張の差により半径隙間が小さく（狭く）なる。そのためたとえ潤滑剤の粘度が低下しても、流体軸受装置の軸受としての剛性の低下が軽減され軸振れを防止する効果が得られる。逆に低温では潤滑剤の粘度が高くなるが、半径隙間が拡大する。そのため粘度の上昇による損失トルクの増加が抑制され、軸受の回転抵抗が大きくなるのを防止することができる。軸受の剛性または軸振れは理論上は半径隙間の三乗で向上させることが可能である。一方軸受の損失トルクは半径隙間に反比例して軽減される。
図５ａは、−４０度Ｃにおける半径隙間と損失トルクとの関係を示すグラフである。図５ｂは＋８０度Ｃにおける半径隙間と軸振れの関係を示している。図５ａ及び図５ｂは本実施例の流体軸受装置を複数個測定した時の半径隙間の公差を示している。流体軸受装置の温度が−４０度Ｃの時の半径隙間は図５ａに示すように約３μｍから約４μｍの範囲にあり、＋８０度Ｃの時の半径隙間は図５ｂに示すように約２μｍから約３μｍの範囲にある。図５ａに示すように、−４０度Ｃの時の半径隙間は３μｍから４μｍの間にあるので、損失トルクは１０ｇ・ｃｍ以下と比較的小さく要求性能を満たしている。また図５ｂに示すように、＋８０度Ｃの時の半径隙間は２μｍから３μｍの間にあるので、軸振れは十分小さい範囲にあり要求性能を満たしている。従って流体軸受装置の設計に当たっては、−４０度Ｃでは半径隙間の下限を３μｍに設定し、＋８０度Ｃでは半径隙間の上限を３μｍに設定すればよいことが判る。以上のように、本発明の流体軸受装置では、半径隙間に一定の公差が存在する場合でも製品の全数が要求性能を満たすことができる。すなわち生産量の１００％を良品にすることが可能であり歩留り１００％を達成できる。
図６は本発明の流体軸受装置と図１４に示した従来例の流体軸受装置との各温度での特性を対比して示したグラフである。図において、実線は本実施例の流体軸受装置の各特性を示し、点線は従来例の流体軸受装置の各特性を示す。図６から判るように、本実施例の流体軸受装置では、低温での損失トルクが従来のものより小さく抑えられる。また、高温での軸振れも従来のものより小さく抑えられている。
図７は、本実施例の流体軸受装置において、軸１とスリーブ２に使用する材料の成分表であり、各数値は重量％を示している。
図８は従来例の流体軸受装置と本実施例の流体軸受装置の、軸１とスリーブ２に使用される金属材料の組み合わせと、その組み合わせにおける軸１とスリーブ２の耐摩耗性を比較試験した評価結果の表である。本実施例の流体軸受装置においては、スリーブ２の軸受穴２Ａの表面にニッケルと燐を主成分とする材料でメッキを施しているため、耐摩耗性能が非常に優れており、流体軸受装置の長期信頼性が高い。
図９は、本実施例のスリーブ２用の金属材料の切削加工時の切削抵抗を測定した結果と加工性の評価を示す図である。各数値は真鍮を「１００」として正規化している。図において、真鍮は切削抵抗が１００と小さいので加工性は良好であるが、図３に示すように線膨張係数が大きすぎるため不適当である。フェライト系ステンレス鋼は切削抵抗が３００と大きくかつ加工性が悪いため、スリーブ２の軸受穴の加工において表面を平滑に加工できず、表面粗さが粗くなってしまう欠点を有する。このためスリーブ２の材料としては不適当である。本実施例ではスリーブ２を硫黄快削鋼で製作し、表面にニッケルと燐を主成分とする材料でメッキを施すことにより温度特性、加工性、耐磨耗性のあらゆる点で最良の結果を得ることができる。
図２に示すように、スリーブ２の軸受穴２Ａの内周面に動圧発生溝２Ｃ、２Ｄを高精度で形成するために、本実施例では、ボール転造法という塑性加工法を用いている。動圧発生溝２Ｃ、２Ｄの他の加工方法としては、電解エッチング加工法がある。しかしこの方法ではピッチ間隔を狭くすると溝以外の軸受穴２Ａの内面の平滑面までがエッチングされることがあり、軸受穴２Ａの精度が悪くなってしまう。本実施例では塑性加工性が比較的良好で塑性加工法に適した硫黄快削鋼を用いることにより、流体軸受装置で最も重要な動圧発生溝２Ｃ、２Ｄを高精度に加工することが可能となる。スリーブ２の材料として例えばフェライト系ステンレス鋼を用いることもできる。しかし、フェライト系ステンレス鋼は塑性加工性が大変悪いので、塑性加工法で動圧発生溝２Ｃ、２Ｄが高精度に加工できず高性能の流体軸受装置を得ることはできない。
図１に示す本実施例では、軸１が回転しスリーブ２が固定した形式の流体軸受装置について説明したが、本発明はスリーブがロータハブと共に回転し、軸がベースに固定された形式（図示省略）の軸固定形式の流体軸受装置にも適用できる。
本実施例によれば、流体軸受装置の半径隙間が高温では小さく、低温では大きくなるので潤滑剤の粘度の温度による変化によって流体軸受装置の特性が変化するのを防止することができる。また軸受の耐摩耗性とスリーブの加工性及び動圧発生溝の加工性が良いので、高精度の流体軸受装置を得ることができる。
《第２実施例》
本発明の第２実施例の流体軸受装置について、図１０から図１３を参照して説明する。図１０は本発明の第２実施例の流体軸受装置の断面図である。図において、スリーブ１０２の軸受穴１０２Ａに軸１０１が回転可能に挿入されている。本実施例の軸１０１は、図１３の要部拡大断面図に示すように、軸１０１の本体１０１Ｄと細径部１０１Ｅとの間に、細径部１０１Ｅを囲む溝１０１Ａが形成されている。溝１０１Ａの深さは、細径部１０１Ｅで最も深く、本体１０１Ｄの外周部に向かって徐々に浅くなっている。
図１０において、スリーブ１０２の上端には、軸１０１のスリーブ１０２からの抜けを防止するための、リング状の抜け止め１０３が取り付けられている。抜け止め１０３は図１３の拡大図に示すように、前記溝１０１Ａの約半分を覆うようにその内径が設定されている。軸１０１の外周面またはスリーブ１０２の内周面の少なくともいずれか一方にヘリングボーンパターン状の浅い溝からなる動圧発生溝１０２Ｃ、１０２Ｄを設けてラジアル軸受部を構成している。軸１０１の上端部にはロータ磁石１１０を有するロータハブ１０８が取り付けられている。軸１０１の他端（図１において下端部）には軸１０１の軸心に直角な面である軸端面部１０１Ｂを有している。軸端面部１０１Ｂはスリーブ１０２に固定されているスラスト板１０４に対向している。軸端面部１０１Ｂとスラスト板１０４の各対向面のいずれか一方の面（図１０ではスラスト板１０４）には螺旋状または魚骨状（ヘリングボーン）パターンの動圧発生溝１０４Ａが設けられてスラスト軸受部を構成している。スリーブ１０２はモータステータ１０９を有するベース１０６に固定されている。軸１０１とスリーブ１０２の間の隙間及び軸端面部１０１Ｂとスラスト板１０４の間の隙間はオイル等の潤滑剤１０５で満たされている。
軸１０１は、マンガンを７〜９重量％、クロムを１３〜１５重量％含む高マンガンクロム鋼またはオーステナイト系ステンレス鋼（ニッケルが８〜１０重量％とクロムが１７〜１９重量％含まれている。）により作られている。スリーブ１０２は、図７に示す硫黄快削鋼のＡまたはＢ、または軟鉄（不純物の少ない純鉄に近いもの）により作られている。硫黄快削鋼Ａは、硫黄を０．２〜０．４重量％、テルルを０．０２〜０．０７重量％含んでおり、Ｂはさらにビスマスを０．０５〜０．２重量％含んでいる。図１２にスリーブ１０２の断面図を示す。図においてスリーブ１０２の内周面にはヘリングボーン状の動圧発生溝１０２Ｃ及び１０２Ｄが、スリーブ１０２の軸心（流体軸受装置を構成したときの軸１０１の軸心と同じである）に沿う方向に並べて設けられている。動圧発生溝１０２Ｄの、折返し部１０２Ｆから上部の溝１０２Ｌの長さ（図でＬに対応する長さ）は、下部の溝１０２Ｍの長さ（図でＭに対応する長さ）より長い。スリーブ１０２の外表面にはニッケルと燐を主成分とする材料によるメッキ１０２Ｂが均一な厚さで施されている。メッキの厚さは１〜２０ミクロンメータの範囲で適宜に設定される。
以上のように構成された本実施例の流体軸受装置の動作を以下に説明する。図１０において、モータステータ９に通電すると回転磁界が発生し、ロータ磁石１１０、ロータハブ１０８及び軸１０１が回転を始める。軸１０１の回転により、動圧発生溝１０２Ｃ、１０２Ｄ、１０４Ａにおいてオイル等の潤滑剤にポンピング圧力を発生しラジアル軸受部及びスラスト軸受部でオイルの圧力が高くなる。そのため軸１０１は浮上しスラスト板１０４及びスリーブ１０２に接触せずに高精度で回転する。
図１１は本実施例の流体軸受装置が所定の回転数で回転しているときの損失トルクの内訳を示すグラフであり、本実施例の流体軸受装置と図１４に示す従来例の流体軸受装置とを比較している。図において、ラジアル軸受部における損失トルクは本実施例と従来例とでほとんど同じである。スラスト軸受部での損失トルクは、本実施例の流体軸受装置は従来例のものより大幅に小さい。従来例の流体軸受装置では軸２１１より直径の大きいフランジ２１３を有するのに対し、本実施例の流体軸受装置ではフランジを有しておらず、軸１０１と同じ直径の軸端面部１０１Ｂがフランジと同じ機能をはたしている。軸端面部１０１Ｂの直径はフランジ２１３より小さいので回転抵抗が小さいからである。以上のように本実施例の流体軸受装置は従来例のものよりトータルの損失トルクが小さい。そのため特に低温でのモータの電流の増加が防止できる。
本実施例の流体軸受装置はスリーブ１１２に軸１０１の抜け止め１０３が設けられているので、流体軸受装置の軸１０１の軸心方向に異常な加速度が加わった場合などに、軸１０１がスリーブ１０２から抜けるのを防止できる。
抜け止め１０３の他の作用としては、図１３に示すように、抜け止め１０３と軸１０１の上端面との隙間１０３Ａを、オイル等の潤滑剤１０５の表面張力に応じて定まる寸法より大きくすると、流体軸受装置の回転中に軸１０１の上端部から潤滑剤１０５が漏れるのを防止できる。これは、潤滑剤１０５は、その表面張力により、所定の寸法以上の隙間からは漏出しないという作用を利用するものである。このために、抜け止め１０３の内周部の下面及び軸１０１の本体１０１Ｄの細径部１０１Ｅ近傍の少なくとも一方を略円錐面（ｃｏｎｅ）に形成する。本実施例では、図１３に示すように、本体１０１Ｄの細径部１０１Ｅ近傍に円錐面を形成する溝１０１Ａを設けている。このため抜け止め１０３と軸１０１の隙間は、その内周側で広く、外周側で狭くなっている。潤滑剤１０５は表面張力で隙間の狭い部分のみに保持される性質を有しているので、潤滑剤１０５は主として隙間が狭い外周部に保持され、内周部には保持されない。すなわち流体軸受の開口部である抜け止め１０３と軸１０１の間の隙間の広い部分には潤滑剤１０５が出てこない。円錐面を有する溝１０１Ａと抜け止め１０３の先端部との隙間が前記所定の寸法になるようにすると潤滑剤１０５が流出しないので、抜け止め１０３が潤滑剤１０５の漏出防止の機能をもはたす。溝１０１Ａが傾斜しているので、軸１０１の上下の位置が多少動いても、抜け止め１０３と溝１０１Ａの隙間が前記所定寸法になる位置があるので、潤滑剤１０５が漏れることはない。
動圧発生溝１０２Ｄは図１２に示す様に溝１０２Ｌが溝１０２Ｍより長い（Ｌ＞Ｍ）ので、図１０の構成においてスリーブ１０２内で軸１０１が回転するとき、オイルが軸端面部１０１Ｂとスラスト板１０４の間に押し込まれる。そのため軸端面部１０１Ｂの圧力が上昇してスラスト方向に大きな浮上力を発生する。図１２において、動圧発生溝１０２Ｄによりスラスト方向に発生する圧力をＰｒで表し、動圧発生溝４Ａによってスラスト方向に発生する圧力をＰｔとすると、スラスト方向には圧力Ｐｒと圧力Ｐｔの和（Ｐｒ＋Ｐｔ）の圧力が働くことになる。曲線Ｎ１は上記圧力（Ｐｒ＋Ｐｔ）の分布を表す。また曲線Ｎ２は動圧発生溝１０２Ｄによるラジアル方向の圧力分布を表す。
本実施例の軸１０１及びスリーブ１０２に使用可能な各種金属の線膨張係数を実測したデータを図３に示す。本実施例においても前記第１実施例と同様に、高マンガンクロム鋼、オーステナイト系ステンレス鋼及びマルテンサイト系ステンレス鋼の３種類の材料は軸１０１に使用可能な材料である。真鍮、硫黄快削鋼及びフェライト系ステンレス鋼の３種類の材料はスリーブ１０２に使用可能である。本実施例では、軸１０１には線膨張係数が大きい高マンガンクロム鋼（線膨張係数が１７〜１８×１０−６）またはオーステナイト系ステンレス鋼（線膨張係数１７．３×１０−６）を使用する。またスリーブ１０２には線膨張係数が小さくて、加工性に優れた硫黄快削鋼（線膨張係数１０〜１１．５×１０−６）または軟鉄を使用している。以下、前記第１実施例と共通の各図を用いて説明する。
図４は軸１０１とスリーブ１０２の軸受穴１０２Ａの半径隙間の温度による変化を示している。曲線ＥＡＣは公差の上限値を示し、曲線ＦＢＤは公差の下限値を示しており、これら二本の曲線の間隔が公差幅にあたる。本実施例では軸１０１とスリーブ１０２に前記の材料を使用するので、低温では半径隙間が大きくなり、高温では小さくなるように変化する。軸１０１の直径が３．２ｍｍの場合は図４に示す様に、温度が２０度Ｃから８０度Ｃに変化すると約０．６５マイクロメータだけ半径隙間が狭くなる。また温度が２０度Ｃから−４０度Ｃに変化すると約０．６５マイクロメータだけ半径隙間が拡大する。このように軸受隙間が変化することにより、図５ｂに示す様に、高温でオイルの粘度が低下しても半径隙間が狭くなるために軸受の剛性の低下を軽減する効果が得られる。低温では図５ａに示すように半径隙間が拡大することにより、損失トルクの増加を抑え軸受の回転抵抗が大きくなるのが防止される。軸受の剛性または軸振れは理論上は半径隙間の三乗に比例して向上させることが可能である。一方軸受の損失トルクは半径隙間に反比例して軽減させることが可能である。
図５ａは、−４０度Ｃで半径隙間が拡大して増加が軽減された損失トルクを示している。図５ｂは、＋８０度Ｃで半径隙間が狭くなることで増加が抑えられた軸振れの数値を示している。各図中に要求性能の範囲を示しているが、本実施例では、半径隙間が図４の公差幅内にあればたとえ半径隙間がバラツキを示しても全数の軸受が要求性能を達成可能である。すなわち生産量の１００％全数を良品にすることが可能である。
図６は本実施例の流体軸受装置と図１４に示した従来の流体軸受装置との各温度での性能を比較して示したグラフである。本実施例の流体軸受装置では低温での損失トルクが小さく抑えられている。また高温での軸振れも小さく抑えられている。
図７は、本実施例の軸１０１とスリーブ１０２に使用する材料の成分表であり、数値は重量％を示している。
従来の軸受装置と本実施例の軸受装置の軸１０１とスリーブ１０２に使用される金属材料を組み合わせた場合の流体軸受装置の耐摩耗性を比較試験した結果は図８に示す通りである。本実施例では、図１２に示すようにスリーブ１０２の表面にニッケルと燐を主成分とするメッキ１０２Ｂを施すため、耐摩耗性能が非常に優れており軸受装置の長期信頼性が高い。
図９は、スリーブ１０２に使用可能な金属材料の切削抵抗を測定した結果である。真鍮は切削抵抗は小さいので加工性は良好であるが、図３に示したように、線膨張係数が大きいため不適当である。一方フェライト系ステンレス鋼は切削抵抗が大きいため加工性が悪く、スリーブ１０２の軸受穴１０２Ａの表面を加工した場合、平滑に加工できず表面粗さが粗くなってしまう欠点を有するため不適当である。本実施例ではスリーブ１０２を硫黄快削鋼で加工し、表面にニッケルと燐を主成分とするメッキを施すという組み合わせにより生じる効果で温度特性、加工性、耐磨耗性のあらゆる点で最良の結果を得ることができる。
図１２に示すスリーブ１０２の軸受穴１０２Ａの内周面の動圧発生溝２０２Ｃ、２０２Ｄは微細な多数の溝を所定のピッチ間隔で高精度に加工するために、前記第１実施例と同様にボール転造法が採用される。従来の電解エッチング加工方法では、動圧発生溝２０２Ｃ、２０２Ｄのピッチ間隔を狭くすると、溝以外に軸受穴２Ａの内面の平滑面までがエッチングされる。そのため軸受面の精度が悪くなってしまうからである。本実施例のスリーブ１０２の材料の硫黄快削鋼は塑性加工性が比較的良好であり、動圧流体軸受にとって特に重要な動圧発生溝２０２Ｃ、２０２Ｄを高精度に加工することが可能である。スリーブ２０２を塑性加工性の悪い、フェライト系ステンレスで加工しようとすると動圧発生溝２０２Ｃ、２０２Ｄが高精度に加工できず、流体軸受装置の性能を低下させる。
本実施例では、スリーブ１０２が固定で、軸１０１が回転する構成について説明したが、スリーブ１０２がロータハブ１０８と共に回転し、軸１０１がベース１０７に固定された軸固定型の構成でも本実施例と同様の作用効果が得られる。
本実施例では、スラスト軸受を軸１０１の端面とスラスト板１０４で構成するので、スラスト軸受の径が軸１０１の径以下に抑える。またラジアル軸受の半径隙間が、高温では小さく低温では大きくなるので、オイルの粘度変化による流体軸受装置の特性の変化を防止することができる。また上記のように加工性の良い材料を用いることにより、量産上の課題であるスリーブの加工性、および動圧発生溝の加工性を最良にできるとともに耐摩耗性にすぐれた流体軸受装置を得ることができる。
本発明の流体軸受は、高速かつ高精度の回転を必要とする回転体の軸受として利用可能である。
本発明は、高速かつ高精度の回転が必要な回転装置の主軸部に用いられる流体軸受装置に関する。
近年磁気ディスク等を用いた回転型の記録装置では、そのメモリー容量が増大するとともにデータの転送速度が高速化している。そのため、この種の記録装置に用いられるディスク回転装置は高速かつ高精度の回転を必要とするので、回転主軸部には流体軸受装置が用いられている。
以下、図１４から図１８ｂを参照して従来の流体軸受装置について説明する。図１４において、軸２１１はスリーブ２１２の軸受穴２１２Ａに回転可能に挿入されている。軸２１１は、図において下端部に一体に構成されたフランジ２１３を有している。フランジ２１３はベース２１７に取り付けられたスリーブ２１２の段部に収納され、スラスト板２１４に対向して回転可能に構成されている。軸２１１には、ロータ磁石２２０が固定されたロータハブ２１８が取り付けられている。ロータ磁石２２０に対向するモータステータ２１９がベース２１７に取り付けられている。スリーブ２１２の軸受穴２１２Ａの内周面には動圧発生溝２１２Ｂ、２１２Ｃが設けられている。フランジ２１３の、スリーブ２１２の段部との対向面には動圧発生溝２１３Ａが設けられている。フランジ２１３の、スラスト板２１４との対向面には動圧発生溝２１３Ｂが設けられている。動圧発生溝２１２Ｂ、２１２Ｃ、２１３Ａ及び２１３Ｂを含む、軸２１１及びフランジ２１３と、スリーブ２１２との隙間にはオイルが充填されている。
以上のように構成された従来の流体軸受装置の動作を、図１４から図１８ｂを用いて説明する。図１４において、モータステータ２１９に通電すると回転磁界が発生し、ロータ磁石２２０、ロータハブ２１８、軸２１１、フランジ２１３が回転をはじめる。この時動圧発生溝２１２Ｂ、２１２Ｃ、２１３Ａ、２１３Ｂによりオイルにポンピング圧力が発生し、軸２１１は浮上しスラスト板２１３及び軸受穴２１２Ａの内周面に接触せずに回転する。
特開２００２−３１７８２０号公報 特開２００２−５１７２号公報 特開２００１−５０２５７号公報 特開平０８−１９９２９７号公報 特開平１１−４３７４２号公報 特開２００２−２１８４４号公報 特開２００１−２７１８２７号公報 特開２００２−３１０１４５号公報
上記の従来の流体軸受装置では次の様な問題点があった。図１４に示すように、軸２１１は、スリーブ２１２の軸受穴２１２Ａ内に満たされたオイルにより潤滑されながら回転する。一般にオイルは図１５のグラフに示す様に温度が低くなるとオイル粘度が指数関数的に増加する。軸２１１が回転する時の損失トルクはオイルの粘度に比例して増加するため、低温では軸２１１の回転抵抗が大きく損失トルクが増加してモータの消費電流が増加する。場合によっては軸２１１が回転できない場合がある。また逆に高温では、オイルの粘度が下がるため、流体軸受装置の軸受としての剛性が下がり軸２１１の「軸振れ」（回転中に軸受穴２１２Ａ内で軸２１１が揺れ動く現象）が増加する欠点があった。
図１６のグラフは、軸２１１の軸心と軸受穴２１２Ａの中心とが一致しているときの、軸２１１の外周面とスリーブ２１２の軸受穴２１２Ａの内周面との間の隙間である「半径隙間」の温度による変化を示している。図中の線ＩＡＧは公差の上限値を示し、線ＪＢＨは公差の下限値を示している。これら二本の線の間隔が製造バラツキまたは公差の範囲に相当する。
この従来の流体軸受装置においては、軸２１１の材料にはマルテンサイト系ステンレス鋼（線膨張係数が１０．３×１０−６）が用いられている。またスリーブ２１２には真鍮（線膨張係数が２０．５×１０−６）が使用されている。従ってスリーブ２１２の熱膨張は軸２１１の熱膨張より大きい。例えば、軸２１１の直径が３．２ｍｍの場合には、半径隙間は、温度が２０度Ｃから８０度Ｃに変化すると、約１マイクロメータ拡大する。また同様に２０度Ｃから−４０度Ｃに変化すると、半径隙間が約１マイクロメータ小さくなる。その結果、図１７の曲線「ａ」に示す様に、高温では半径隙間が広くなるために軸受の剛性が低下して軸振れが増加し、所望の性能が得られない問題が生じる。また低温では逆に半径隙間が小さくなって曲線「ｂ」に示すように回転の抵抗が大きくなって損失トルクが増大する問題が生じる。
軸受の剛性の低下による軸振れは理論的には半径隙間が大きくなるとその三乗に比例して大きくなり、損失トルクは半径隙間が小さくなるとそれに反比例して大きくなる。
図１８ａは、−４０度Ｃにおける半径隙間と損失トルクとの関係を示すグラフであり、図１８ｂは、＋８０度Ｃにおける半径隙間と軸振れ量の関係を示すグラフである。各図中に要求性能の範囲を示している。図１８ａ、図１８ｂに示す例では、半径隙間のバラツキに対する損失トルクと軸振れの範囲が要求性能を満たす範囲に入っていないことを表している。すなわち不良品になってしまう事を示している。
第１の発明の流体軸受装置は、鉄を含む材料で構成され、表面に少なくともニッケル及び燐を含む材料でメッキを施した、軸受穴を有するスリーブ、前記スリーブの軸受穴に相対的に回転可能に挿入され、高マンガンクロム鋼及びオーステナイト系ステンレス鋼の内の少なくとも一方の材料で構成された軸、及び前記軸の一端に固定され、一方の面がスリーブの端面に対向し、他方の面が、前記スリーブの前記端面を含む領域を密閉するように設けられたスラスト板に対向する略円板状のフランジを備え、前記スリーブの内周面及び軸の外周面の少なくとも一方に、第１及び第２の動圧発生溝を前記軸の軸心に沿う方向に並べて設け、前記フランジとスラスト板の対向面のいずれか一方に第３の動圧発生溝を設け、前記第１及び第２の動圧発生溝を含む前記スリーブの軸受穴と軸との隙間及びスラスト板とフランジとの隙間を潤滑剤で満たし、前記スリーブ又は軸のいずれか一方が電気モータのステータを有する固定ベースに取り付けられ、他方が前記電気モータのロータ磁石を有する回転体に取り付けられることを特徴とする。
第１の発明によれば、流体軸受装置の半径隙間が高温では小さく、低温では大きくなるので潤滑剤の粘度の温度による変化によって流体軸受装置の特性が変化するのを防止することができる。また軸受の耐摩耗性とスリーブの加工性及び動圧発生溝の加工性が良いので、高精度の流体軸受装置を得ることができる。
第２の発明の流体軸受装置は、鉄を含む材料で構成され、表面に少なくともニッケル及び燐を含む材料でメッキを施した、軸受穴を有するスリーブ、前記スリーブの軸受穴に相対的に回転可能に挿入され、高マンガンクロム鋼及びオーステナイト系ステンレス鋼の内の少なくとも一方の材料で構成され、一方の端部に、軸心に垂直な面である軸端面部を有する軸、及び前記軸端面部に対向してスラスト軸受を構成するスラスト板を備え、前記スリーブの内周面及び軸の外周面の少なくとも一方に、第１及び第２の動圧発生溝を前記軸の軸心に沿う方向に並べて設け、前記軸端面部とスラスト板のそれぞれの対向面の少なくとも一方に第３の動圧発生溝を設け、前記第１、第２及び第３の動圧発生溝を含む前記スリーブの軸受穴と軸との隙間及び前記軸端面部とスラスト板との隙間を潤滑剤で満たし、前記スリーブ又は軸のいずれか一方が電気モータのステータを有する固定ベースに取り付けられ、他方が前記電気モータのロータ磁石を有する回転体に取り付けられることを特徴とする。
第２の発明によれば、流体軸受装置の半径隙間が高温では小さく、低温では大きくなるので潤滑剤の粘度の温度による変化によって流体軸受装置の特性が変化するのを防止することができる。また軸受の耐摩耗性とスリーブの加工性及び動圧発生溝の加工性が良いので、高精度の流体軸受装置を得ることができる。また前記第３の動圧発生溝が、前記軸端面部とスラスト板の少なくとも一方に設けられ、これによってスラスト軸受部が形成されるので、スラスト軸受部の面積が軸の端部面積とほぼ同じである。従ってスラスト軸受部の面積が前記第１の発明におけるフランジより小さいので回転抵抗が少なく損失トルクを小さく抑えることができる。
本発明によると、流体軸受装置の半径隙間が高温では小さく、低温では大きくなるので潤滑剤の粘度の温度による変化によって流体軸受装置の特性が変化するのを防止することができる。また軸受の耐摩耗性とスリーブの加工性及び動圧発生溝の加工性が良いので、高精度の流体軸受装置を得ることができる。
また、スラスト軸受を軸１０１の端面とスラスト板１０４で構成するので、スラスト軸受の径が軸１０１の径以下に抑える。またラジアル軸受の半径隙間が、高温では小さく低温では大きくなるので、オイルの粘度変化による流体軸受装置の特性の変化を防止することができる。また上記のように加工性の良い材料を用いることにより、量産上の課題であるスリーブの加工性、および動圧発生溝の加工性を最良にできるとともに耐摩耗性にすぐれた流体軸受装置を得ることができる。
以下、本発明の流体軸受装置の好適な実施例について図１から図１３を参照して説明する。
《第１実施例》
本発明の第１実施例における流体軸受装置について、図１から図９を参照して説明する。図１は本発明の第１実施例の流体軸受装置の断面図であり、図２はスリーブ２の拡大断面図である。図１において、スリーブ２は軸受穴２Ａを有し、この軸受穴２Ａに軸１が回転可能に挿入されている。軸１の外周面またはスリーブ２の軸受穴２Ａの内周面の少なくとも一方にヘリングボーンパターン状の浅い溝からなる動圧発生溝２Ｃ、２Ｄが形成されてラジアル軸受部を形成している。図１の例では、動圧発生溝２Ｃ、２Ｄは軸受穴２Ａの内周面に形成されている。動圧発生溝２Ｃ、２Ｄは、いずれも魚骨状（ヘリングボーン形状）を有し、図１において、動圧発生溝２Ｃ及び２Ｄの少なくとも一方は屈曲部から下側の溝の長さが、屈曲部から上側の溝の長さより短くなされている。軸１の図１における上端にはロータ磁石１０を有するロータハブ８が取り付けられている。軸１の図１における下端には軸１の軸心に直角な面を有し、軸１より大きな直径を有するフランジ３が一体に設けられている。フランジ３の下面のスラスト軸受面はスリーブ２に固定されたスラスト板４に対向している。フランジ３の下面またはスラスト板４の上面のいずれか一方（図１ではフランジ３の下面）には螺旋状または魚骨状（ヘリングボーン）パターンの動圧発生溝３Ｂが形成されてスラスト軸受部が構成されている。フランジ３の上面の外周部又は前記上面の外周部に対向するスリーブ２の端面２Ｅのいずれか一方（図１ではフランジ３の上面）には動圧発生溝３Ａが形成されている。スリーブ２は、モータステータ９が取り付けられたベース７に固定されている。軸１とスリーブ２の間の隙間及びフランジ３とスラスト板４の間の隙間は、オイル等の潤滑剤５で満たされている。潤滑剤はある程度粘性を有するので、軸１と軸受穴２Ａとの間に気泡１３が生じることがある。
本実施例において、軸１は、マンガンを７〜９重量％とクロムを１３〜１５重量％を含む高マンガンクロム鋼、またはオーステナイト系ステンレス鋼（ニッケルが８〜１０重量％とクロムが１７〜１９重量％含まれている。）の素材の切削加工等により作られている。またスリーブ２は、硫黄快削鋼の切削加工等により作られている。切削加工後スリーブ２の表面には、ニッケルと燐を主成分とする材料によるメッキが施され、図２に示すように均一な厚さのメッキ層２Ｂが形成されている。メッキ層２Ｂの厚さは、図２ではハッチングを施さずに厚く画かれているが、１〜２０マイクロメータの範囲で適宜選択される。
以上のように構成された流体軸受装置の動作を、図１から図９を参照して説明する。図１において、図示を省略した電源からモータステータ９に通電すると回転磁界が発生し、ロータ磁石１０を取り付けたロータハブ８が軸１と共に回転を始める。回転速度がある程度高くなると、動圧発生溝２Ｃ、２Ｄ、３Ａ及び３Ｂによりオイル等の潤滑剤にポンピング圧力が発生してラジアル軸受部及びスラスト軸受部の圧力が上昇する。その結果軸１は浮上してスラスト板４及びスリーブ２に接触することなくで高精度で回転をする。
図３は軸１及びスリーブ２の材料として適している各種金属材料の線膨張係数を実測したもののグラフである。ボックス内の数値は線膨張係数を表す。高マンガンクロム鋼、オーステナイト系ステンレス鋼及びマルテンサイト系ステンレス鋼の３種類は軸１に使用可能な材料である。真鍮、硫黄快削鋼、フェライト系ステンレス鋼の３種類はスリーブ２に使用可能な材料である。本実施例では、軸１の材料には線膨張係数が大きい高マンガンクロム鋼（線膨張係数が１７〜１８×１０−６）またはオーステナイト系ステンレス鋼（線膨張係数が１７．３×１０−６）を使用する。またスリーブ２の材料には線膨張係数が小さくかつ加工性に優れた硫黄快削鋼（線膨張係数が１０〜１１．５×１０−６）を使用する。真鍮は線膨張係数が大きすぎて使用に適さない。
図４は軸１の中心軸とスリーブ２の軸受穴２Ａの中心軸とが一致している時の、軸１と軸受穴２Ａとの間の隙間である「半径隙間」の温度による変化を示している。線ＥＡＣは公差の上限値を示し、線ＦＢＤは公差の下限値を示しており、これら二本の線の間隔が公差幅である。公差幅は本実施例の流体軸受装置を複数個測定して求めた結果である。
本実施例では軸１を線膨張係数が大きい材料で作り、スリーブ２を軸１の材料よりも線膨張係数が小さい材料で作ることにより、流体軸受装置の温度が低い時には半径隙間が大きくなり、温度が高い時には半径隙間が小さくなる。図４は軸１の直径が３．２ｍｍの場合の本実施例の流体軸受装置の実測データを示す。図４に示す様に、温度が２０度Ｃから８０度Ｃに変化すると、半径隙間が、約０．６５マイクロメータだけ小さくなる。温度が２０度Ｃから−４０度Ｃに変化すると、半径隙間が約０．６５マイクロメータだけ大きくなる。温度に応じて上記のように半径隙間が変化することにより以下のような効果が得られる。高温では潤滑剤の粘度が低下するが、軸１とスリーブ２の熱膨張の差により半径隙間が小さく（狭く）なる。そのためたとえ潤滑剤の粘度が低下しても、流体軸受装置の軸受としての剛性の低下が軽減され軸振れを防止する効果が得られる。逆に低温では潤滑剤の粘度が高くなるが、半径隙間が拡大する。そのため粘度の上昇による損失トルクの増加が抑制され、軸受の回転抵抗が大きくなるのを防止することができる。軸受の剛性または軸振れは理論上は半径隙間の三乗で向上させることが可能である。一方軸受の損失トルクは半径隙間に反比例して軽減される。
図５ａは、−４０度Ｃにおける半径隙間と損失トルクとの関係を示すグラフである。図５ｂは＋８０度Ｃにおける半径隙間と軸振れの関係を示している。図５ａ及び図５ｂは本実施例の流体軸受装置を複数個測定した時の半径隙間の公差を示している。流体軸受装置の温度が−４０度Ｃの時の半径隙間は図５ａに示すように約３μｍから約４μｍの範囲にあり、＋８０度Ｃの時の半径隙間は図５ｂに示すように約２μｍから約３μｍの範囲にある。図５ａに示すように、−４０度Ｃの時の半径隙間は３μｍから４μｍの間にあるので、損失トルクは１０ｇ・ｃｍ以下と比較的小さく要求性能を満たしている。また図５ｂに示すように、＋８０度Ｃの時の半径隙間は２μｍから３μｍの間にあるので、軸振れは十分小さい範囲にあり要求性能を満たしている。従って流体軸受装置の設計に当たっては、−４０度Ｃでは半径隙間の下限を３μｍに設定し、＋８０度Ｃでは半径隙間の上限を３μｍに設定すればよいことが判る。以上のように、本発明の流体軸受装置では、半径隙間に一定の公差が存在する場合でも製品の全数が要求性能を満たすことができる。すなわち生産量の１００％を良品にすることが可能であり歩留り１００％を達成できる。
図６は本発明の流体軸受装置と図１４に示した従来例の流体軸受装置との各温度での特性を対比して示したグラフである。図において、実線は本実施例の流体軸受装置の各特性を示し、点線は従来例の流体軸受装置の各特性を示す。図６から判るように、本実施例の流体軸受装置では、低温での損失トルクが従来のものより小さく抑えられる。また、高温での軸振れも従来のものより小さく抑えられている。
図７は、本実施例の流体軸受装置において、軸１とスリーブ２に使用する材料の成分表であり、各数値は重量％を示している。
図８は従来例の流体軸受装置と本実施例の流体軸受装置の、軸１とスリーブ２に使用される金属材料の組み合わせと、その組み合わせにおける軸１とスリーブ２の耐摩耗性を比較試験した評価結果の表である。本実施例の流体軸受装置においては、スリーブ２の軸受穴２Ａの表面にニッケルと燐を主成分とする材料でメッキを施しているため、耐摩耗性能が非常に優れており、流体軸受装置の長期信頼性が高い。
図９は、本実施例のスリーブ２用の金属材料の切削加工時の切削抵抗を測定した結果と加工性の評価を示す図である。各数値は真鍮を「１００」として正規化している。図において、真鍮は切削抵抗が１００と小さいので加工性は良好であるが、図３に示すように線膨張係数が大きすぎるため不適当である。フェライト系ステンレス鋼は切削抵抗が３００と大きくかつ加工性が悪いため、スリーブ２の軸受穴の加工において表面を平滑に加工できず、表面粗さが粗くなってしまう欠点を有する。このためスリーブ２の材料としては不適当である。本実施例ではスリーブ２を硫黄快削鋼で製作し、表面にニッケルと燐を主成分とする材料でメッキを施すことにより温度特性、加工性、耐磨耗性のあらゆる点で最良の結果を得ることができる。
図２に示すように、スリーブ２の軸受穴２Ａの内周面に動圧発生溝２Ｃ、２Ｄを高精度で形成するために、本実施例では、ボール転造法という塑性加工法を用いている。動圧発生溝２Ｃ、２Ｄの他の加工方法としては、電解エッチング加工法がある。しかしこの方法ではピッチ間隔を狭くすると溝以外の軸受穴２Ａの内面の平滑面までがエッチングされることがあり、軸受穴２Ａの精度が悪くなってしまう。本実施例では塑性加工性が比較的良好で塑性加工法に適した硫黄快削鋼を用いることにより、流体軸受装置で最も重要な動圧発生溝２Ｃ、２Ｄを高精度に加工することが可能となる。スリーブ２の材料として例えばフェライト系ステンレス鋼を用いることもできる。しかし、フェライト系ステンレス鋼は塑性加工性が大変悪いので、塑性加工法で動圧発生溝２Ｃ、２Ｄが高精度に加工できず高性能の流体軸受装置を得ることはできない。
図１に示す本実施例では、軸１が回転しスリーブ２が固定した形式の流体軸受装置について説明したが、本発明はスリーブがロータハブと共に回転し、軸がベースに固定された形式（図示省略）の軸固定形式の流体軸受装置にも適用できる。
本実施例によれば、流体軸受装置の半径隙間が高温では小さく、低温では大きくなるので潤滑剤の粘度の温度による変化によって流体軸受装置の特性が変化するのを防止することができる。また軸受の耐摩耗性とスリーブの加工性及び動圧発生溝の加工性が良いので、高精度の流体軸受装置を得ることができる。
《第２実施例》
本発明の第２実施例の流体軸受装置について、図１０から図１３を参照して説明する。図１０は本発明の第２実施例の流体軸受装置の断面図である。図において、スリーブ１０２の軸受穴１０２Ａに軸１０１が回転可能に挿入されている。本実施例の軸１０１は、図１３の要部拡大断面図に示すように、軸１０１の本体１０１Ｄと細径部１０１Ｅとの間に、細径部１０１Ｅを囲む溝１０１Ａが形成されている。溝１０１Ａの深さは、細径部１０１Ｅで最も深く、本体１０１Ｄの外周部に向かって徐々に浅くなっている。
図１０において、スリーブ１０２の上端には、軸１０１のスリーブ１０２からの抜けを防止するための、リング状の抜け止め１０３が取り付けられている。抜け止め１０３は図１３の拡大図に示すように、前記溝１０１Ａの約半分を覆うようにその内径が設定されている。軸１０１の外周面またはスリーブ１０２の内周面の少なくともいずれか一方にヘリングボーンパターン状の浅い溝からなる動圧発生溝１０２Ｃ、１０２Ｄを設けてラジアル軸受部を構成している。軸１０１の上端部にはロータ磁石１１０を有するロータハブ１０８が取り付けられている。軸１０１の他端（図１０において下端部）には軸１０１の軸心に直角な面である軸端面部１０１Ｂを有している。軸端面部１０１Ｂはスリーブ１０２に固定されているスラスト板１０４に対向している。軸端面部１０１Ｂとスラスト板１０４の各対向面のいずれか一方の面（図１０ではスラスト板１０４）には螺旋状または魚骨状（ヘリングボーン）パターンの動圧発生溝１０４Ａが設けられてスラスト軸受部を構成している。スリーブ１０２はモータステータ１０９を有するベース１０６に固定されている。軸１０１とスリーブ１０２の間の隙間及び軸端面部１０１Ｂとスラスト板１０４の間の隙間はオイル等の潤滑剤１０５で満たされている。
軸１０１は、マンガンを７〜９重量％、クロムを１３〜１５重量％含む高マンガンクロム鋼またはオーステナイト系ステンレス鋼（ニッケルが８〜１０重量％とクロムが１７〜１９重量％含まれている。）により作られている。スリーブ１０２は、図７に示す硫黄快削鋼のＡまたはＢ、または軟鉄（不純物の少ない純鉄に近いもの）により作られている。硫黄快削鋼Ａは、硫黄を０．２〜０．４重量％、テルルを０．０２〜０．０７重量％含んでおり、Ｂはさらにビスマスを０．０５〜０．２重量％含んでいる。図１２にスリーブ１０２の断面図を示す。図においてスリーブ１０２の内周面にはヘリングボーン状の動圧発生溝１０２Ｃ及び１０２Ｄが、スリーブ１０２の軸心（流体軸受装置を構成したときの軸１０１の軸心と同じである）に沿う方向に並べて設けられている。動圧発生溝１０２Ｄの、折返し部１０２Ｆから上部の溝１０２Ｌの長さ（図でＬに対応する長さ）は、下部の溝１０２Ｍの長さ（図でＭに対応する長さ）より長い。スリーブ１０２の外表面にはニッケルと燐を主成分とする材料によるメッキ１０２Ｂが均一な厚さで施されている。メッキの厚さは１〜２０ミクロンメータの範囲で適宜に設定される。
以上のように構成された本実施例の流体軸受装置の動作を以下に説明する。図１０において、モータステータ１０９に通電すると回転磁界が発生し、ロータ磁石１１０、ロータハブ１０８及び軸１０１が回転を始める。軸１０１の回転により、動圧発生溝１０２Ｃ、１０２Ｄ、１０４Ａにおいてオイル等の潤滑剤にポンピング圧力を発生しラジアル軸受部及びスラスト軸受部でオイルの圧力が高くなる。そのため軸１０１は浮上しスラスト板１０４及びスリーブ１０２に接触せずに高精度で回転する。
図１１は本実施例の流体軸受装置が所定の回転数で回転しているときの損失トルクの内訳を示すグラフであり、本実施例の流体軸受装置と図１４に示す従来例の流体軸受装置とを比較している。図において、ラジアル軸受部における損失トルクは本実施例と従来例とでほとんど同じである。スラスト軸受部での損失トルクは、本実施例の流体軸受装置は従来例のものより大幅に小さい。従来例の流体軸受装置では軸２１１より直径の大きいフランジ２１３を有するのに対し、本実施例の流体軸受装置ではフランジを有しておらず、軸１０１と同じ直径の軸端面部１０１Ｂがフランジと同じ機能をはたしている。軸端面部１０１Ｂの直径はフランジ２１３より小さいので回転抵抗が小さいからである。以上のように本実施例の流体軸受装置は従来例のものよりトータルの損失トルクが小さい。そのため特に低温でのモータの電流の増加が防止できる。
本実施例の流体軸受装置はスリーブ１０２に軸１０１の抜け止め１０３が設けられているので、流体軸受装置の軸１０１の軸心方向に異常な加速度が加わった場合などに、軸１０１がスリーブ１０２から抜けるのを防止できる。
抜け止め１０３の他の作用としては、図１３に示すように、抜け止め１０３と軸１０１の上端面との隙間１０３Ａを、オイル等の潤滑剤１０５の表面張力に応じて定まる寸法より大きくすると、流体軸受装置の回転中に軸１０１の上端部から潤滑剤１０５が漏れるのを防止できる。これは、潤滑剤１０５は、その表面張力により、所定の寸法以上の隙間からは漏出しないという作用を利用するものである。このために、抜け止め１０３の内周部の下面及び軸１０１の本体１０１Ｄの細径部１０１Ｅ近傍の少なくとも一方を略円錐面（ｃｏｎｅ）に形成する。本実施例では、図１３に示すように、本体１０１Ｄの細径部１０１Ｅ近傍に円錐面を形成する溝１０１Ａを設けている。このため抜け止め１０３と軸１０１の隙間は、その内周側で広く、外周側で狭くなっている。潤滑剤１０５は表面張力で隙間の狭い部分のみに保持される性質を有しているので、潤滑剤１０５は主として隙間が狭い外周部に保持され、内周部には保持されない。すなわち流体軸受の開口部である抜け止め１０３と軸１０１の間の隙間の広い部分には潤滑剤１０５が出てこない。円錐面を有する溝１０１Ａと抜け止め１０３の先端部との隙間が前記所定の寸法になるようにすると潤滑剤１０５が流出しないので、抜け止め１０３が潤滑剤１０５の漏出防止の機能をもはたす。溝１０１Ａが傾斜しているので、軸１０１の上下の位置が多少動いても、抜け止め１０３と溝１０１Ａの隙間が前記所定寸法になる位置があるので、潤滑剤１０５が漏れることはない。
動圧発生溝１０２Ｄは図１２に示す様に溝１０２Ｌが溝１０２Ｍより長い（Ｌ＞Ｍ）ので、図１０の構成においてスリーブ１０２内で軸１０１が回転するとき、オイルが軸端面部１０１Ｂとスラスト板１０４の間に押し込まれる。そのため軸端面部１０１Ｂの圧力が上昇してスラスト方向に大きな浮上力を発生する。図１２において、動圧発生溝１０２Ｄによりスラスト方向に発生する圧力をＰｒで表し、動圧発生溝１０４Ａによってスラスト方向に発生する圧力をＰｔとすると、スラスト方向には圧力Ｐｒと圧力Ｐｔの和（Ｐｒ＋Ｐｔ）の圧力が働くことになる。曲線Ｎ１は上記圧力（Ｐｒ＋Ｐｔ）の分布を表す。また曲線Ｎ２は動圧発生溝１０２Ｄによるラジアル方向の圧力分布を表す。
本実施例の軸１０１及びスリーブ１０２に使用可能な各種金属の線膨張係数を実測したデータを図３に示す。本実施例においても前記第１実施例と同様に、高マンガンクロム鋼、オーステナイト系ステンレス鋼及びマルテンサイト系ステンレス鋼の３種類の材料は軸１０１に使用可能な材料である。真鍮、硫黄快削鋼及びフェライト系ステンレス鋼の３種類の材料はスリーブ１０２に使用可能である。本実施例では、軸１０１には線膨張係数が大きい高マンガンクロム鋼（線膨張係数が１７〜１８×１０−６）またはオーステナイト系ステンレス鋼（線膨張係数１７．３×１０-6）を使用する。またスリーブ１０２には線膨張係数が小さくて、加工性に優れた硫黄快削鋼（線膨張係数１０〜１１．５×１０-6）または軟鉄を使用している。以下、前記第１実施例と共通の各図を用いて説明する。
図４は軸１０１とスリーブ１０２の軸受穴１０２Ａの半径隙間の温度による変化を示している。曲線ＥＡＣは公差の上限値を示し、曲線ＦＢＤは公差の下限値を示しており、これら二本の曲線の間隔が公差幅にあたる。本実施例では軸１０１とスリーブ１０２に前記の材料を使用するので、低温では半径隙間が大きくなり、高温では小さくなるように変化する。軸１０１の直径が３．２ｍｍの場合は図４に示す様に、温度が２０度Ｃから８０度Ｃに変化すると約０．６５マイクロメータだけ半径隙間が狭くなる。また温度が２０度Ｃから−４０度Ｃに変化すると約０．６５マイクロメータだけ半径隙間が拡大する。このように軸受隙間が変化することにより、図５ｂに示す様に、高温でオイルの粘度が低下しても半径隙間が狭くなるために軸受の剛性の低下を軽減する効果が得られる。低温では図５ａに示すように半径隙間が拡大することにより、損失トルクの増加を抑え軸受の回転抵抗が大きくなるのが防止される。軸受の剛性または軸振れは理論上は半径隙間の三乗に比例して向上させることが可能である。一方軸受の損失トルクは半径隙間に反比例して軽減させることが可能である。
図５ａは、−４０度Ｃで半径隙間が拡大して増加が軽減された損失トルクを示している。図５ｂは、＋８０度Ｃで半径隙間が狭くなることで増加が抑えられた軸振れの数値を示している。各図中に要求性能の範囲を示しているが、本実施例では、半径隙間が図４の公差幅内にあればたとえ半径隙間がバラツキを示しても全数の軸受が要求性能を達成可能である。すなわち生産量の１００％全数を良品にすることが可能である。
図６は本実施例の流体軸受装置と図１４に示した従来の流体軸受装置との各温度での性能を比較して示したグラフである。本実施例の流体軸受装置では低温での損失トルクが小さく抑えられている。また高温での軸振れも小さく抑えられている。
図７は、本実施例の軸１０１とスリーブ１０２に使用する材料の成分表であり、数値は重量％を示している。
従来の軸受装置と本実施例の軸受装置の軸１０１とスリーブ１０２に使用される金属材料を組み合わせた場合の流体軸受装置の耐摩耗性を比較試験した結果は図８に示す通りである。本実施例では、図１２に示すようにスリーブ１０２の表面にニッケルと燐を主成分とするメッキ１０２Ｂを施すため、耐摩耗性能が非常に優れており軸受装置の長期信頼性が高い。
図９は、スリーブ１０２に使用可能な金属材料の切削抵抗を測定した結果である。真鍮は切削抵抗は小さいので加工性は良好であるが、図３に示したように、線膨張係数が大きいため不適当である。一方フェライト系ステンレス鋼は切削抵抗が大きいため加工性が悪く、スリーブ１０２の軸受穴１０２Ａの表面を加工した場合、平滑に加工できず表面粗さが粗くなってしまう欠点を有するため不適当である。本実施例ではスリーブ１０２を硫黄快削鋼で加工し、表面にニッケルと燐を主成分とするメッキを施すという組み合わせにより生じる効果で温度特性、加工性、耐磨耗性のあらゆる点で最良の結果を得ることができる。
図１２に示すスリーブ１０２の軸受穴１０２Ａの内周面の動圧発生溝１０２Ｃ、１０２Ｄは微細な多数の溝を所定のピッチ間隔で高精度に加工するために、前記第１実施例と同様にボール転造法が採用される。従来の電解エッチング加工方法では、動圧発生溝１０２Ｃ、１０２Ｄのピッチ間隔を狭くすると、溝以外に軸受穴１０２Ａの内面の平滑面までがエッチングされる。そのため軸受面の精度が悪くなってしまうからである。本実施例のスリーブ１０２の材料の硫黄快削鋼は塑性加工性が比較的良好であり、動圧流体軸受にとって特に重要な動圧発生溝１０２Ｃ、１０２Ｄを高精度に加工することが可能である。スリーブ１０２を塑性加工性の悪い、フェライト系ステンレスで加工しようとすると動圧発生溝１０２Ｃ、１０２Ｄが高精度に加工できず、流体軸受装置の性能を低下させる。
本実施例では、スリーブ１０２が固定で、軸１０１が回転する構成について説明したが、スリーブ１０２がロータハブ１０８と共に回転し、軸１０１がベース１０７に固定された軸固定型の構成でも本実施例と同様の作用効果が得られる。
本実施例では、スラスト軸受を軸１０１の端面とスラスト板１０４で構成するので、スラスト軸受の径が軸１０１の径以下に抑える。またラジアル軸受の半径隙間が、高温では小さく低温では大きくなるので、オイルの粘度変化による流体軸受装置の特性の変化を防止することができる。また上記のように加工性の良い材料を用いることにより、量産上の課題であるスリーブの加工性、および動圧発生溝の加工性を最良にできるとともに耐摩耗性にすぐれた流体軸受装置を得ることができる。
本発明の流体軸受は、高速かつ高精度の回転を必要とする回転体の軸受として利用可能である。
本発明の第１実施例の流体軸受装置の断面図 本発明の第１実施例のスリーブの断面図 軸及びスリーブの使用材料の線膨張係数の比較図 本発明の第１実施例における、温度と半径隙間の関係を示すグラフ （ａ）は本実施例における半径隙間と損失トルクの関係を示すグラフ、（ｂ）は本実施例における半径隙間と軸振れの関係を示すグラフ 本実施例における、温度と、損失トルク及び軸振れの関係を示すグラフ 本実施例の軸及びスリーブの各材料の成分表 本実施例及び従来例の使用材料の特性の比較表 本実施例の使用材料の特性の比較図 本発明の第２実施例の流体軸受装置の断面図 本発明の第２実施例の流体軸受装置と従来例の流体軸受装置との損失トルクの比較を示すグラフ 本発明の第２実施例のスリーブ１０２の断面図 本発明の第２実施例の軸１０１の要部断面図 従来の流体軸受装置の断面図 温度とオイル粘度の関係を示すグラフ 従来の流体軸受装置における温度と半径隙間との関係を示すグラフ 従来の流体軸受装置温度と、軸振れ及び損失トルクの関係を示すグラフ （ａ）は従来の流体軸受装置における、半径隙間と、損失トルクとの関係を示すグラフ、（ｂ）は従来の流体軸受装置における、半径隙間と軸振れの関係を示すグラフ

Claims (19)

  1. 鉄を含む材料で構成された、軸受穴を有するスリーブ、
    前記スリーブの軸受穴に相対的に回転可能に挿入され、高マンガンクロム鋼及びオーステナイト系ステンレス鋼の内の少なくとも一方の材料で構成された軸、及び
    前記軸の一端に固定され、一方の面がスリーブの端面に対向し、他方の面が、前記スリーブの前記端面を含む領域を密閉するように設けられたスラスト板に対向する略円板状のフランジを備え、
    前記スリーブの内周面及び軸の外周面の少なくとも一方に、第１及び第２の動圧発生溝を前記軸の軸心に沿う方向に並べて設け、前記フランジとスラスト板の対向面のいずれか一方に第３の動圧発生溝を設け、
    前記第１及び第２の動圧発生溝を含む前記スリーブの軸受穴と軸との隙間及びスラスト板とフランジとの隙間を潤滑剤で満たし、
    前記スリーブ又は軸のいずれか一方が電気モータのステータを有する固定ベースに取り付けられ、他方が前記電気モータのロータ磁石を有する回転体に取り付けられることを特徴とする流体軸受装置。
  2. 前記第１及び第２の動圧発生溝のうち、前記フランジに近い方の動圧発生溝は所定の角度で屈曲した線状に形成され、屈曲部から前記フランジに向かう溝の長さが、前記屈曲部から前記フランジの逆の方向へ向かう溝の長さより短いことを特徴とする請求項１記載の流体軸受装置。
  3. 前記スリーブを構成する鉄を含む材料が、硫黄を０．２から０．４重量％、テルルを０．０２から０．０７重量％含む硫黄快削鋼であることを特徴とする請求項１記載の流体軸受装置。
  4. 前記軸を構成する高マンガンクロム鋼は、マンガンを７から９重量％、クロムを１３から１５重量％含むことを特徴とする請求項１記載の流体軸受装置。
  5. 前記スリーブを構成する硫黄快削鋼は、硫黄を０．２から０．４重量％、テルルを０．０２から０．０７重量％及びビスマスを０．０５から０．２重量％含むことを特徴とする請求項１記載の流体軸受装置。
  6. 前記第１及び第２動圧発生溝はヘリングボーン状のパターンであり、前記第３の動圧発生溝はらせん状パターン又はヘリングボーン状のパターンである請求項１記載の流体軸受装置。
  7. 前記第１及び第２の動圧発生溝のうち、前記軸端面部に近い方の動圧発生溝は所定の角度で屈曲した線状に形成され、屈曲部から前記軸端面部に向かう溝の長さが、前記屈曲部から前記軸端面部の逆の方向へ向かう溝の長さより短いことを特徴とする請求項１記載の流体軸受装置。
  8. 前記スリーブは鉄を含む材料で構成され、表面にニッケル及びを燐を含むメッキを施した請求項１記載の流体軸受装置。
  9. 前記スリーブの開放端に、軸の抜けるのを防ぐ抜け止めを設けたことを特徴とする請求項１記載の流体軸受装置。
  10. 前記軸の、前記抜け止めに対向する面に、深さが軸心に向かって深くなる環状の溝を有することを特徴とする請求項９記載の流体軸受装置。
  11. 鉄を含む材料で構成された、軸受穴を有するスリーブ、
    前記スリーブの軸受穴に相対的に回転可能に挿入され、高マンガンクロム鋼及びオーステナイト系ステンレス鋼の内の少なくとも一方の材料で構成され、一方の端部に、軸心に垂直な面である軸端面部を有する軸、及び
    前記軸端面部に対向してスラスト軸受を構成するスラスト板を備え、
    前記スリーブの内周面及び軸の外周面の少なくとも一方に、第１及び第２の動圧発生溝を前記軸の軸心に沿う方向に並べて設け、前記軸端面部とスラスト板のそれぞれの対向面の少なくとも一方に第３の動圧発生溝を設け、
    前記第１、第２及び第３の動圧発生溝を含む前記スリーブの軸受穴と軸との隙間及び前記軸端面部とスラスト板との隙間を潤滑剤で満たし、
    前記スリーブ又は軸のいずれか一方が電気モータのステータを有する固定ベースに取り付けられ、他方が前記電気モータのロータ磁石を有する回転体に取り付けられることを特徴とする流体軸受装置。
  12. 前記スリーブを構成する鉄を含む材料が、硫黄を０．２から０．４重量％、テルルを０．０２から０．０７重量％含む硫黄快削鋼であることを特徴とする請求項１１記載の流体軸受装置。
  13. 前記軸を構成する高マンガンクロム鋼は、マンガンを７から９重量％、クロムを１３から１５重量％含むことを特徴とする請求項１１記載の流体軸受装置。
  14. 前記スリーブを構成する硫黄快削鋼は、硫黄を０．２から０．４重量％、テルルを０．０２から０．０７重量％及びビスマスを０．０５から０．２重量％含むことを特徴とする請求項１１記載の流体軸受装置。
  15. 前記第１及び第２動圧発生溝はヘリングボーン状のパターンであり、前記第３の動圧発生溝はらせん状パターン又はヘリングボーン状のパターンである請求項１１記載の流体軸受装置。
  16. 前記第１及び第２の動圧発生溝のうち、前記軸端面部に近い方の動圧発生溝は所定の角度で屈曲した線状に形成され、屈曲部から前記軸端面部に向かう溝の長さが、前記屈曲部から前記軸端面部の逆の方向へ向かう溝の長さより短いことを特徴とする請求項１１記載の流体軸受装置。
  17. 前記スリーブは鉄を含む材料で構成され、表面にニッケル及びを燐を含むメッキを施した請求項１１記載の流体軸受装置。
  18. 前記スリーブの開放端に、軸の抜けるのを防ぐ抜け止めを設けたことを特徴とする請求項１１記載の流体軸受装置。
  19. 前記軸の、前記抜け止めに対向する面に、深さが軸心に向かって深くなる環状の溝を有することを特徴とする請求項１８記載の流体軸受装置。
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