KR101310175B1

KR101310175B1 - 원뿔 롤러 베어링, 원뿔 롤러 베어링 장치 및 이를 이용한 차량용 피니언 축 지지 장치

Info

Publication number: KR101310175B1
Application number: KR1020127017794A
Authority: KR
Inventors: 히로키 마츠야마; 히로유키 치바; 마사히로 하라다; 카즈토시 토다; 키요시 오기노; 코지 카와구치; 유즈루 타카하시; 히로후미 도도로
Original assignee: 가부시키가이샤 제이텍트
Priority date: 2004-04-14
Filing date: 2005-04-14
Publication date: 2013-09-24
Also published as: US20070230851A1; JP2012047342A; EP1746297A1; US7677809B2; CN101900162B; CN101900162A; JP5113384B2; EP1746297B1; EP1746297A4; WO2005100809A1; KR20070002086A; EP2369190A1; JPWO2005100809A1; KR20120082040A; JP5168402B2

Abstract

롤러 충전률이 0.7~0.92의 범위에 있으며, 또한 롤러 지름에 대한 롤러 길이가 1.1~1.7의 범위에 있도록 하고, 기름의 교반저항 및 구름점성저항을 저감함으로써 회전 토크를 저감한다. 또한, 외륜 크라우닝(crowning) 반경을 RCO, 궤도 길이를 LRO, 내륜 크라우닝 반경을 RCI, 궤도 길이를 LRI로 하고, 외륜 크라우닝 파라미터(=RCO/LRO)는 30~150이며, 또한 내륜 크라우닝 파라미터(=RCI/LRI)는 50~260인 크라우닝을 실시함으로써, 구름점성저항을 저감하여, 회전 토크를 저감한다.

Description

원뿔 롤러 베어링, 원뿔 롤러 베어링 장치 및 이를 이용한 차량용 피니언 축 지지 장치{TAPERED ROLLER BEARING, TAPERED ROLLER BEARING DEVICE, AND PINION SHAFT SUPPORTING DEVICE FOR VEHICLE, USING THE TAPERED ROLLER BEARING DEVICE}

본 발명은, 자동차나 산업 기계의 디퍼렌셜(differential) 기어 장치 등에 사용되는 원뿔 롤러 베어링에 관한 것이다.

원뿔 롤러 베어링은 볼 베어링에 비해 고부하 용량에서 고강성이라는 특성을 가지기 때문에, 이러한 특성을 필요로 하는 자동차의 디퍼렌셜 기어 장치나 트랜스액슬 장치 등의 차량용 피니언 축 지지 장치에 사용되고 있다. 그러나, 회전 토크(손실)가 크다고 하는 결점도 가지고 있기 때문에, 내외륜(內外輪)의 궤도면이나 원뿔 롤러의 전동면(轉動面)에 크라우닝(crowning)을 실시하여 구름 마찰을 저감하는 것이 제안되어 있다(예컨대, 일본국 특허 공개 2003-130059호 공보 및 일본국 특허 공개 2001-65574호 공보 참조).

상기 종래예에서는, 궤도면 또는 전동면의 크라우닝의 형상을 규정함으로써 원뿔 롤러 베어링의 성능 향상이 도모되고 있었다. 그러나, 크라우닝을 양으로서 착안하여, 그 크라우닝량 등을 규정함으로써 원뿔 롤러 베어링의 회전 토크를 저감한다는 시도는 이루어지고 있지 않았다. 또 한편, 디퍼렌셜 기어 장치 등에 있어서의 원뿔 롤러 베어링의 회전 토크의 주된 요인은, 원뿔 롤러의 구름점성저항 및 기름의 교반저항인데, 이들을 어떻게 하여 저감할 것인가 하는 지침은 명확히 되어있지 않았다.

일본국 특허 공개 2003-130059호 공보 일본국 특허 공개 2001-65574호 공보

원뿔 롤러 베어링은, 볼 베어링에 비해 고부하 용량에, 고강성이라는 특성을 가지기 때문에, 이러한 특성을 필요로 하는 자동차의 차동치차 장치나 트랜스액슬 장치 등의 차량용 피니언 축 지지 장치에 사용되고 있다. 그러나, 회전 토크(손실)가 크다고 하는 결점도 가지고 있기 때문에, 내외륜의 궤도면이나 원뿔 롤러의 전동면에 크라우닝(crowning)을 실시하여 구름마찰을 저감하고자 한다.

본 발명은 이러한 사정을 감안하여 이루어진 것이며, 원뿔 롤러 베어링의 회전 토크를 다면적 요인을 고려하여 효과적으로 저감하는 것을 목적으로 한다.

본 발명은 외륜과, 내륜과 이들의 사이에 개재하는 복수의 원뿔 롤러와, 당해 원뿔 롤러의 리테이너(retainer)를 구비한 원뿔 롤러 베어링에 있어서, 롤러 수를 z, 롤러 유효 길이를 LWR, 롤러 평균 지름을 DW, 롤러 PCD를 dm으로 할 때,

z·DW/(πㆍdm)로 표시되는 롤러 충전률이 0.7~0.92의 범위에 있으며, 또한 LWR/DW로 표시되는 롤러 지름에 대한 롤러 길이가 1.1~1.7의 범위에 있음과 아울러, 상기 외륜의 크라우닝 반경을 RCO, 궤도 길이를 LRO, 상기 내륜의 크라우닝 반경을 RCI, 궤도 길이를 LRI로 할 때, 외륜 크라우닝 파라미터(=RCO/LRO)는 30~150이며, 또한, 내륜 크라우닝 파라미터(=RCI/LRI)는 50~260인 것을 특징으로 하는 것이다.

이러한 원뿔 롤러 베어링에 있어서는, 롤러 충전률을 작은 범위로 유지하면서, 롤러 길이/롤러 지름을 작게 함으로써, 기름의 교반저항 및 구름점성저항이 저감된다. 또한, 상기의 크라우닝 파라미터의 설정에 의해, 구름점성저항이 저감된다. 따라서 회전 토크를 효과적으로 저감할 수 있다.

또한, 본 발명은 외륜과, 내륜과, 이들의 사이에 개재하는 복수의 원뿔 롤러와, 당해 원뿔 롤러의 리테이너를 구비한 원뿔 롤러 베어링에 있어서, 롤러수를 z, 롤러 유효길이를 LWR, 롤러 평균 지름을 DW, 롤러 PCD를 dm으로 할 때,

z·DW/(πㆍdm)로 표시되는 롤러 충전률이 0.7~0.92의 범위에 있으며, 또한, LWR/DW로 표시되는 롤러 지름에 대한 롤러 길이가 1.1~1.7의 범위에 있음과 아울러, 상기 외륜 및 내륜의 각 궤도면 및 상기 원뿔 롤러의 전동면에는 크라우닝이 실시되고, 전(全) 크라우닝량(=외륜 크라우닝량+내륜 크라우닝량+롤러 크라우닝량×2)이 50㎛ 이상,

외륜 크라우닝률(=외륜 크라우닝량/전 크라우닝량)이 40% 이상,

롤러 크라우닝률(=(롤러 크라우닝량×2)/전 크라우닝량)이 20% 이하인 것을 특징으로 하는 것이다.

이러한 원뿔 롤러 베어링에 있어서는, 롤러 충전률을 작은 범위로 유지하면서, 롤러 길이/롤러 지름을 작게 함으로써, 기름의 교반저항 및 구름점성저항이 저감된다. 또한, 상기의 크라우닝량의 설정에 따라 구름점성저항이 저감된다.

또한, 상기 원뿔 롤러 베어링에 있어서, 내륜의 내경을 d, 상기 외륜의 외경을 D로 할 때, 롤러 지름 파라미터(2DW/(D-d))가 0.44~0.52의 범위에 있도록 하여도 좋다.

이 경우, 동 사이즈의 종래품과 비교해서 롤러 지름이 크기 때문에, 베어링 내부의 자유 공간 체적이 증가하고, 기름이 베어링 내부를 흐르기 쉬워져 교반저항이 저감된다.

또한, 상기 원뿔 롤러 베어링의 내외륜간의 축방향 일단측에 기름의 유입을 억제하는 기름유입 억제수단을 설치한 원뿔 롤러 베어링 장치를 구성해도 된다. 이 기름유입 억제수단은, 리테이너의 소경측 단부에, 외륜에 근접한 위치로부터 지름 방향 안쪽으로 연장하는 환(環)형상부를 형성하고, 그 내주(內周)측 단부를 상기 내륜에 근접시킴으로써 당해 내륜과의 사이에 래버린스 실(labyrinth seal)을 구성하여 이루어지는 것이어도 된다. 또한, 원뿔 롤러 베어링을 구성하지 않는 다른 부재를 기름유입 억제수단으로서 설치함으로써 원뿔 롤러 베어링 장치를 구성해도 된다. 예를 들어, 베어링 하우징에 래버린스를 형성하면 된다.

이 경우, 베어링 내부로의 기름의 유입이 억제되고, 구름점성저항이나 기름의 교반저항이 저감된다. 이에 따라, 회전 토크가 저감된다.

또한, 상기 원뿔 롤러 베어링에 있어서, 외륜 접촉각을 25°~30°의 범위로 하여도 좋다.

이 경우, 펌프작용이 증대하고, 기름의 배출이 촉진되기 때문에, 기름의 교반저항이 저감된다. 이에 따라, 회전 토크가 저감된다.

또한, 상기 원뿔 롤러 베어링에 있어서, 내륜 크라우닝률(=내륜 크라우닝량/전 크라우닝량)을 10% 이상으로 해도 된다.

이 경우, 내륜 궤도면과 전동면의 접촉면에 있어서의 축방향 양단부 부근의 접촉 하중을 감소시킬 수 있다. 이에 따라, 소위 단부 하중(edge load)이 작용한 경우에도 그 작용을 저감하여, 당해 베어링 수명의 저하를 방지할 수 있다.

또한, 본 발명의 차량용 피니언 축 지지 장치는, 피니언 축의 피니언 기어측 및 그 반대측에 각각 원뿔 롤러 베어링이 배치되고, 피니언 기어측에는 기름유입 억제수단을 가지는 원뿔 롤러 베어링 장치를 설치한 것이다.

이러한 차량용 피니언 베어링 장치에 있어서는, 기름이 유입하기 쉬운 헤드측의 원뿔 롤러 베어링에 있어서의 기름의 유입을 기름유입 억제수단(예컨대 래버린스 실(labyrinth seal))에 의해 억제하고, 회전 토크를 저감할 수 있다.

기름의 교반저항 및 구름점성저항을 저감함고, 외륜 및 내륜에 크라우닝을 실시함으로써, 회전 토크를 저감한다.

도 1은, 본 발명의 일 실시형태에 따른 헤드측의 원뿔 롤러 베어링의 축방향 단면도이다.
도 2는, 본 발명의 일 실시형태에 따른, 테일측의 원뿔 롤러 베어링의 축방향 단면도이다.
도 3은, 내륜의 윤곽 및 크라우닝(복합 크라우닝의 경우)의 형상을 나타내는 도면이다.
도 4는, 내륜의 궤도면에 실시된 크라우닝(복합 크라우닝의 경우)의 형상을 모식적으로 나타내는 도면이다.
도 5는, 내륜의 윤곽 및 크라우닝(풀 크라우닝의 경우)의 형상을 나타내는 도면이다.
도 6은, 내륜의 궤도면에 실시된 크라우닝(풀 크라우닝의 경우)의 형상을 모식적으로 나타내는 도면이다.
도 7은, 원뿔 롤러의 단면 상측 절반의 윤곽 및 크라우닝의 형상을 나타내는 도면이다.
도 8은, 원뿔 롤러의 전동면에 실시된 크라우닝 형상을 모식적으로 나타내는 도면이다.
도 9는, 외륜의 윤곽 및 크라우닝의 형상을 나타내는 도면이다.
도 10은 외륜의 궤도면에 실시된 크라우닝 형상을 모식적으로 나타내는 도면이다.
도 11은, 전 크라우닝량과 원뿔 롤러 베어링의 토크비와의 관계를 나타내는 산포도이다.
도 12는, 외륜 크라우닝률과 원뿔 롤러 베어링의 토크비와의 관계를 나타내는 산포도이다.
도 13은, 롤러 크라우닝률과 원뿔 롤러 베어링의 토크비와의 관계를 나타내는 산포도이다.
도 14는, 내륜 크라우닝률과 원뿔 롤러 베어링의 토크비와의 관계를 나타내는 산포도이다.
도 15는, 헤드측에 있어서의 회전 속도에 대한 회전 토크의 변화를 나타내는 그래프이다(실시예 1,2, 비교예 1).
도 16은, 테일측에 있어서의 회전 속도에 대한 회전 토크의 변화를 나타내는 그래프이다(실시예 1,2, 비교예 1).
도 17은, 회전 속도에 대한 회전 토크의 변화를 나타내는 그래프이다(실시예 3, 비교예 2).
도 18은, 회전 속도에 대한 회전 토크의 변화를 나타내는 그래프이다(실시예 4, 비교예 3).
도 19는, 디퍼렌셜 기어 장치의 단면도이다.

다음으로, 본 발명의 바람직한 실시형태에 대해 첨부 도면을 참조하면서 설명한다. 도 19는, 본 실시형태의 원뿔 롤러 베어링을 사용한 차량용 피니언 축 지지 장치로서의 자동차의 디퍼렌셜 기어 장치(100)의 단면도이다. 이 디퍼렌셜 기어 장치(100)는, 케이스(110) 내에, 도시하지 않은 드라이브 샤프트에 의해 회전 구동되는 피니언 축(120)과, 차동 변속 기구(130)를 구비하고 있다. 피니언 축(120)의 선단에는 피니언 기어(121)가 설치되고, 이것이, 차동 변속 기구(130)의 링 기어(131)와 맞물려 있다. 피니언 축(120)은, 피니언 기어(121)측(이하, 헤드측이라 함)의 원뿔 롤러 베어링(1H)과, 그 반대측(이하, 테일측이라 함)의 원뿔 롤러 베어링(1T)에 의해, 케이스(110)에 대하여 회전 자유롭게 지지되어 있다. 또한, 케이스(110)에는, 한쌍의 원뿔 롤러 베어링(1H, 1T)간에 도면의 화살표로 나타낸 것처럼 기름을 도입하여 당해 베어링의 궤도면을 윤활하기 위한 윤활유 공급로(111)가 형성되어 있다.

여기서, 상기 디퍼렌셜 기어 장치(100)의 윤활 동작에 대해 설명한다. 케이스(110)의 바닥부에는 디퍼렌셜 기어 장치(100)의 내부 전체를 윤활하기 위한 윤활유(도시하지 않음)가 저장되어 있다. 차동 변속 기구(130)의 링 기어(131)는 차량이 전진 구동 상태에 있어서 도 중의 화살표로 나타내는 방향으로 회전 구동되도록 되어 있으며, 이 링 기어(131)의 회전에 의해 케이스(110)의 바닥부에 저장되어 있는 윤활유를 위쪽으로 튀어 오르게 한다. 튀어 오른 윤활유는 윤활유 공급로(111)를 통하여 한 쌍의 원뿔 구름 베어링(1H, 1T) 사이로 유도되어 당해 베어링 내에 공급된다. 헤드측의 원뿔 롤러 베어링(1H) 내를 통과한 윤활유는 케이스(110)의 바닥부로 되돌아간다. 또한, 테일측의 원뿔 롤러 베어링(1T) 내를 통과한 윤활유는 도시하지 않은 환류로를 통과하여 케이스(110)의 바닥부로 되돌아간다. 이와 같이 하여, 기름은 디퍼렌셜 기어 장치(100)의 내부를 순환하고 있다.

도 1 및 도 2는 각각 헤드측의 원뿔 롤러 베어링(1H) 및 테일측의 원뿔 롤러 베어링(1T)의 축방향 단면도이다. 각 도면에 있어서, 원뿔 롤러 베어링(1H, 1T)은 외주(外周)에 원뿔면으로 이루어지는 내륜 궤도면(11)이 형성된 내륜(10)과, 내주에 원뿔면으로 이루어지는 외륜 궤도면(21)이 형성된 외륜(20)과, 내외륜간에 개재하고, 외주에 원뿔면으로 이루어지는 전동면(31)이 형성된 전동이 자유로운 복수의 원뿔 롤러(30)와, 이들 원뿔 롤러(30)를 둘레방향으로 소정 간격으로 유지하는 리테이너(retainer)(40)를 구비하고 있다.

또한, 원뿔 롤러 베어링(1H, 1T)에 있어서, 내륜(10)의 대경(大徑)측(도면의 오른쪽) 및 소경(小徑)측(도면의 왼쪽)에는 각각, 원뿔 롤러(30)의 축방향으로의 이동을 규제하는 대경 플랜지부(12) 및 소경 플랜지부(13)가 형성되어 있다. 또한, 도 1에 나타내는 헤드측의 원뿔 롤러 베어링(1H)에는, 소경 플랜지부(13)로부터 내륜(10) 좌단에 이르는 부분에 외경이 소경 플랜지부(13)보다도 작은 원통형상부(14)가 형성되어 있다. 한편, 리테이너(40)의 소경측(도면의 왼쪽) 단부에는, 외륜(20)에 근접한 위치로부터 지름 방향 안쪽으로 연장하는 환형상부(41)가 형성되어 있다. 이 환형상부(41)의 내주측 단부는, 내륜(10)의 원통형상부(14)의 외주면 및 소경 플랜지부(13)의 측면에 근접하고, 이에 따라 래버린스 실(S)이 구성되어 있다. 이와 같이, 리테이너(40)와 내륜(10)의 사이에 래버린스 실(S)이 구성되어 있음으로써, 도면의 왼쪽에서 베어링 내부로 기름이 유입하는 것을 억제할 수 있다. 한편, 테일측의 원뿔 롤러 베어링(1T)에는 이와 같은 래버린스 실은 형성되어 있지 않다.

만일, 상기와 같은 래버린스 실(S)이 헤드측의 원뿔 롤러 베어링(1H)에 형성되어 있지 않다 해도, 당해 원뿔 롤러 베어링(1H)에는 다량의 기름이 정면측(도 19에 있어서의 원뿔 롤러 베어링(1H)의 좌측) 및 배면측(동 우측)으로부터 공급되어, 유입하는 기름의 양은 테일측의 원뿔 롤러 베어링(1T)보다도 헤드측의 원뿔 롤러 베어링(1H)의 쪽이 많아진다. 따라서, 헤드측의 원뿔 롤러 베어링(1H)에 있어서는 기름의 교반저항이 커진다. 다른 한편, 테일측의 원뿔 롤러 베어링(1T)은, 저온 시동시에 기름이 공급되기 어려워, 그 때문에 타기 쉽다고 하는 문제가 있다.

그래서, 헤드측의 원뿔 롤러 베어링(1H)에 상기 래버린스 실(S)을 형성하여, 기름의 유입을 억제하여 당해 원뿔 롤러 베어링(1H)의 기름의 교반저항을 저감함과 함께, 래버린스 실(S)이 없었다면 헤드측의 원뿔 롤러 베어링(1H)에 유입했을 기름의 일부를 테일측의 원뿔 롤러 베어링(1T)에 공급한다. 이에 따라, 테일측의 원뿔 롤러 베어링(1T)의 윤활이 향상되어, 타기 어렵게 할 수 있다. 한편, 테일측의 원뿔 롤러 베어링(1T)에의 기름의 공급 상태가 과도할 때는, 당해 원뿔 롤러 베어링(1T)에도 적당한 래버린스 실을 형성하면 좋다.

다음으로, 구체적인 설계 지침에 대해 설명한다.

원뿔 롤러 베어링(1H, 1T)의 회전 토크를 저감하려면, 기름의 교반저항 및 구름점성저항을 저감하는 것이 유효하다. 우선, 교반저항을 저감하려면, 베어링 내부에 유입한 기름을 신속하게 배출하면 된다. 그래서, 기름의 유출을 촉진하는 수단을 설치한다. 구체적으로는, 원뿔 롤러의 충전률을 작게 하여, 원뿔 롤러 간의 둘레방향 간극을 크게 확보한다. 그러나, 충전률을 작게 하면 부하 용량이 저하하기 때문에, 이를 포획하도록, 롤러 지름(평균 지름)을 크게 한다. 또한, 롤러의 길이를 짧게 함으로써, 기름에 닿는 면적의 저감을 도모한다. 또한, 외륜 접촉각을 크게 하여 펌프작용을 촉진시킨다. 한편, 기름의 유입, 그 자체를 억제하는 것이 교반저항의 저감에 기여한다고 생각되기 때문에, 적어도 헤드측의 원뿔 롤러 베어링(1H)에는, 유입 억제수단으로서 상술과 같이 래버린스 실(S)을 형성한다.

또한, 상기의 충전률을 작게 하는 것, 및 롤러 지름을 크게 하여 길이를 짧게 하는 것(즉, 굵고 짧게 하는 것)은, 어떤 것이라도 전동 면적의 삭감으로 연결되기 때문에, 구름점성저항의 저감이 기대된다. 또한, 크라우닝을 궤도면이나 전동면에 실시함으로써 구름점성저항이 저감될 것으로 생각된다.

한편, 차량용 피니언 축 지지 장치의 일례로서, 디퍼렌셜 기어 장치에 대해 설명하였는데, 마찬가지로 피니언 축 지지인 트랜스액슬 장치의 경우도 같은 구성이다.

여기서, 일반적인 크라우닝의 개념에 대해 내륜을 예로 설명한다. 도 3은, 내륜 궤도면(11)에 크라우닝을 실시한 내륜(10)의 축방향의 단면에 있어서의 윤곽을 크라우닝을 과장하여 나타낸 도면이다. 도 중, 원뿔 롤러(30)(도 1, 도 2)의 전동면(31)(도 1, 도 2)과 구름 접촉하는 내륜 궤도면(11)에는, 지름 방향 바깥쪽으로 약간 돌출한 크라우닝이 실시되어 있다. 이 크라우닝은 원호를 상측 밑변(upper base)으로 하는 사다리꼴적 형상의 복합 크라우닝이다.

이하에, 내륜(10)의 크라우닝량(이하, 내륜 크라우닝량이라고도 함)의 산출 방법에 대해 설명한다. 도 3에 있어서, 내륜(10)의 축 방향에 대한 내륜 궤도면(11)의 폭을 SK, 내륜 궤도면(11)의 테이퍼 각도를 β, 내륜 궤도면(11)의 양단부에 형성되어 있는 도시의 모따기(chamfering) 치수를 L1, L2로 했을 때, 궤도 길이(LRI)는 하기 식(1)로부터 얻어진다.

LRI= SK/cos β-(L1+L2) …(1)

여기서, LRI'= 0.6LRI가 되는 길이 LRI'를 궤도 길이(LRI)의 중간점으로부터 도시와 같이 취하고, LRI'의 치수 양단에 대응하는 내륜 궤도면(11)상의 점을, A' 및 B'로 한다. 한편, 이 경우 A', B'는 원호의 단점(端点;Ae, Be)보다 내측에 있지만, A', B'가 각각 원호의 단점(Ae, Be)과 일치해도 된다.

도 4는, 도 3에 나타내는 내륜 궤도면(11)의 궤도 길이(LRI)의 단점(A)과 단점(B)와의 사이의 크라우닝의 단면 형상을 모식적으로 나타낸 것이다. 도 4에 있어서, 길이(LRI')에 있어서의 크라우닝의 현(弦;G')의 중점(C2')과 크라우닝의 원호 중심(O)를 통과하는 직선(M)은, 현(G')과 직교하며 또한 길이(LRI')에 있어서의 크라우닝 원호 중심점(C1)을 통과한다. 그리고, 이 크라우닝 원호 중심점(C1)으로부터 궤도 길이(LRI)에 있어서의 크라우닝의 현(G)의 중점(C2)까지의 거리를, 내륜 크라우닝량(CRI)으로 하였다.

*한편, 내륜 크라우닝의 형상은, 도 4에 나타낸 바와 같은 원호를 상측 밑변으로 하는 사다리꼴적 형상일 뿐만 아니라, 단일의 원호 형상 외에, 복수의 원호로 형성되는 형상이나, 로그(logarithmic) 크라우닝, 타원 크라우닝 등, 각종의 크라우닝 형상이라도 되며, 이들 전체의 크라우닝 형상에 있어서 상술한 크라우닝량의 개념을 적용할 수 있다.

또한, 상기 크라우닝의 개념이나 크라우닝량의 정의는, 롤러나 외륜에 대해서도 똑같이 적용할 수 있다.

한편, 궤도 길이(전동면 길이)의 범위에 있어서, 복수의 형상을 조합하여 이루어지는 크라우닝을 복합 크라우닝이라고 하며, 궤도 길이의 범위에 있어서, 단일의 원호 형상으로 이루어지는 크라우닝을 풀 크라우닝(full crowning)이라고 한다.

다음으로, 풀 크라우닝인 경우의 크라우닝의 개념과, 이에 기초한 크라우닝량의 개념에 대해 설명한다.

도 5는, 내륜 궤도면(11)에 풀 크라우닝을 실시한 내륜(10)의 축 방향의 단면에 있어서의 윤곽을, 크라우닝을 과장하여 나타낸 도면이다. 도에 있어서, 궤도 길이(LRI)는, 도 3의 경우에 있어서의 식(1)과 마찬가지이며,

LRI= SK/cos β-(L1+L2)

이다.

한편, 도 6은, 도 5에 나타내는 내륜 궤도면(11)의 궤도 길이(LRI)의 단점(A)과 단점(B)의 사이의 크라우닝의 단면 형상을 모식적으로 나타낸 것이다. 도 6에 있어서, 궤도 길이(LRI)에 있어서의 크라우닝의 현(G)의 중점(C2)과 크라우닝의 원호 중심(O)을 통과하는 직선(M)은, 현(G)과 직교하고 또한 궤도 길이(LRI)에 있어서의 크라우닝 원호 중심점(C1)을 통과한다.

본 발명자들은, 이 크라우닝 원호 중심점(C1)과 중점(C2)의 거리를 내륜 크라우닝량(CRI)으로 하였다. 즉, 도시와 같이, 크라우닝 원호의 반경을 RCI로 하면, 내륜 크라우닝량(CRI)은, 하기 식(2)에 의해 구해진다.

CRI= RCI-{RCI²-(LRI/2)²}^1/2 …(2)

도 7은, 원뿔 롤러(30)의 축방향의 단면에 있어서의 상측 절반의 윤곽을 나타내는 도면이다. 도 7에 있어서, 원뿔 롤러(30)의 외주면에는, 거의 직선형상의 전동면(31)과, 전동면(31)의 축방향 양단으로부터 순조롭게 내려가도록 형성된 모따기부(32a, 33a)가 형성되어 있다. 모따기부(32a, 33a)는 원뿔 롤러(30)의 소경측 단면(32) 및 대경측 단면(33)에 대해서도, 순조롭게 연속하도록 형성되어 있다. 직선형상으로 보이는 전동면(31)에는 극히 약간 외경 방향으로 돌출한 풀 크라우닝이 실시되어 있다. 도 8은, 도 7에 있어서의 전동면(31)의 롤러 유효 길이(LWR)의 단점(A)과 단점(B)과의 사이의 크라우닝 형상만을 모식적으로 나타낸 도면이다.

본 발명자들은, 원뿔 롤러(30)의 크라우닝량(이하, 롤러 크라우닝량이라고도 함.)을, 전동면(31)의 롤러 유효 길이(LWR)에서 정해진 크라우닝의 원호 중심점과 그 현과의 거리로 규정하였다. 이하, 롤러 크라우닝량의 산출 방법에 대해 설명한다.

도 7에 있어서, 원뿔 롤러(30)의 중심축 방향에 대한 전동면(31)의 폭을 L, 전동면(31)의 테이퍼 각도를 γ, 전동면(31)의 양단부에 형성되어 있는 모따기부(32a, 33a)의 곡면의 도시의 치수를 S1, S2로 했을 때, 상술한 롤러 유효 길이(LWR)는 하기 식(3)으로부터 얻어진다.

LWR= L/cos(γ/2)-(S1+S2) …(3)

상기 식(3)에 있어서의 S1, S2는, 베어링의 사이즈에 따라 일정한 폭이 정해진다.

도 8에 있어서, 롤러 유효 길이(LWR)에 있어서의 크라우닝의 현(G)의 중점(C2)과 크라우닝의 원호 중심(O)을 통과하는 직선(M)은, 현(G)과 직교하며, 또한 롤러 유효 길이(LWR)에 있어서의 크라우닝 원호 중심점(C1)을 통과한다.

본 발명자들은, 이 크라우닝 원호 중심점(C1)과 중점(C2)과의 거리를, 롤러 크라우닝량(CR)으로 하였다. 즉, 도시와 같이, 크라우닝 원호의 반경을 RC로 하면, 롤러 크라우닝량(CR)은, 하기 식(4)에 의해 구해진다.

CR= RC-{RC²-(LWR/2)²}^1/2 …(4)

다음으로, 도 9는, 외륜 궤도면(21)에 풀 크라우닝을 실시한 외륜(20)의 축 방향의 단면에 있어서의 윤곽을 크라우닝을 과장하여 나타낸 도면이다. 도 9에 있어서, 외륜(20)의 내주면에는 원뿔 롤러(30)의 전동면(31)과 구름접촉하는 외륜 궤도면(21)이 형성되어 있다. 이 외륜 궤도면(21)에는 지름 방향 안쪽으로 돌출한 풀 크라우닝이 실시되어 있다.

또한, 외륜 궤도면(21)의 양단부로부터 외륜(22)의 축단면을 향하여, 각각 모따기부(22a, 23a)가 형성되어 있다. 이들 모따기부들(22a, 23a)은 외륜(20)의 소내경(小內徑)측 단면(22) 및 대내경(大內徑)측 단면(23)에 대하여 순조롭게 연속하도록 형성되어 있다.

본 발명자들은, 외륜(20)의 크라우닝량(이하, 외륜 크라우닝량이라고도 함.)을, 외륜 궤도면(21)의 궤도 길이(LRO)에서 정해지는 크라우닝의 원호 중심점과 그 현과의 거리인 CRO로 규정하였다. 이하, 외륜 크라우닝량(CRO)의 산출 방법에 대하여 설명한다.

도 9에 있어서, 외륜(20)의 축방향에 대한 외륜 궤도면(21)의 폭을 SB, 외륜 궤도면(21)의 테이퍼 각도를 α, 외륜 궤도면(21)의 양단부에 형성되어 있는 모따기부(22a, 23a)의 곡면의 도시의 치수를 C7, CL0으로 했을 때, 상술한 궤도 길이(LRO)는, 하기 식(5)로부터 얻어진다.

LRO= SB/cos α-(C7+CL0) …(5)

한편, 상기 식(5)에 있어서, C7, CL0는 베어링의 사이즈에 따라 일정한 값이 정해진다.

한편, 도 10은, 도 9에 나타내는 외륜 궤도면(21)의 궤도 길이 LRO의 단점(A)과 단점(B)과의 사이의 크라우닝의 단면 형상을 모식적으로 나타낸 것이다. 도 10에 있어서, 궤도 길이(LRO)에 있어서의 크라우닝의 현(G)의 중점(C2)과 크라우닝의 원호 중심(O)을 통과하는 직선(M)은, 현(G)과 직교하며, 또한 궤도 길이(LRO)에 있어서의 크라우닝 원호 중심점(C1)을 통과한다.

본 발명자들은, 이 크라우닝 원호 중심점(C1)과 중점(C2)과의 거리를, 외륜 크라우닝량(CRO)으로 하였다. 즉, 도시와 같이, 크라우닝 원호의 반경을 RCO로 하면, 외륜 크라우닝량(CRO)은, 하기 식(6)에 의해 구해진다.

CRO= RCO-{RCO²-(LRO/2)²}^1/2 …(6)

이상과 같이 하여, 풀 크라우닝을 실시한 경우의 원뿔 롤러 및 내외륜의 크라우닝량을 구할 수 있다.

한편, 풀 크라우닝을 실시한 원뿔 롤러(30) 및 내외륜(10, 20)에 대하여, 상술한 일반적인 크라우닝의 개념에 의거하여 크라우닝량을 산출할 수 있는 것은 물론이다. 즉, 도 3에 있어서 길이(LRI')를 구한 것과 마찬가지로, 원뿔 롤러(30)의 경우는 LWR에 대한 LWR'를, 또한 외륜(20)의 경우는 LRO에 대한 LRO'를 각각 도출하고, 원호 중심점을 구하고 나서 크라우닝량을 구하면 좋다. 이와 같이 하여, 일반적인 크라우닝의 개념에 의거하여 구한 크라우닝량은, 풀 크라우닝의 개념(도 3, 도 4)에 의거하여 구한 값과 거의 일치한다.

다음으로, 이상과 같이 하여 구한 외륜(20)의 크라우닝 반경(RCO), 궤도 길이(LRO)로부터, RCO/LRO를 외륜 크라우닝 파라미터로 정의한다. 또한, 내륜(10)의 크라우닝 반경(RCI), 궤도 길이(LRI)로부터, RCI/LRI를 내륜 크라우닝 파라미터로 정의한다.

그리고, 본 발명자들은, 상기의 롤러 크라우닝량, 내륜 크라우닝량, 외륜 크라우닝량으로부터, 하기 식(7), (8), (9), (10)에 의거하여 전 크라우닝량, 외륜 크라우닝률, 롤러 크라우닝률, 내륜 크라우닝률을 산출하였다.

전 크라우닝량= 외륜 크라우닝량+내륜 크라우닝량+롤러 크라우닝량×2 …(7)

외륜 크라우닝률= 외륜 크라우닝량/전 크라우닝량 …(8)

롤러 크라우닝률= (롤러 크라우닝량×2)/전 크라우닝량 …(9)

내륜 크라우닝률= 내륜 크라우닝량/전 크라우닝량 …(10)

다음으로, 본 발명자들이 본 발명의 실시 형태에 따른 원뿔 롤러 베어링의 회전 토크를 실험적으로 측정하고, 상기 크라우닝 파라미터, 전 크라우닝량 및 각 크라우닝률과의 관계에 대하여 검증한 결과에 대해 설명한다.

우선, 원뿔 롤러 베어링의 회전 토크의 측정방법으로서는, 예를 들면 베어링 시험 장치를 이용하여 실시예품인 원뿔 롤러 베어링을 시험 장치에 설치한 후, 내외륜의 한쪽을 회전시키고, 내외륜의 다른쪽에 작용하는 회전 토크를 측정하였다. 시험 조건으로서, 상기 실시 형태에서 나타낸 구성의 원뿔 롤러 베어링(JIS30306 상당품)을 사용하고, 윤활유로는 디퍼렌셜 기어 장치용 기어 오일을 사용하여, 의사(擬似)적인 예압 부하로서 축 하중(axial load) 4kN을 부여하고, 회전 속도 300[r/min], 2000[r/min]의 2종류의 회전 속도로 행하였다.

또한, 시험시의 윤활 조건으로서는, 회전 속도 300[r/min]일 때에는 상온의 윤활유를 시험 전에 적량 도포할 뿐 이후 급유를 행하지 않고 시험하였다. 한편, 회전 속도 2000[r/min]일 때에는, 기름 온도 323K(50℃)의 윤활유를 매분 0.5리터로 순환 공급하면서 시험을 행하였다. 윤활유의 공급방법을 회전 수에 따라 다른 방법으로 한 것은, 각각의 회전 수에 있어서의 필요 최소한의 윤활유량만 공급해서, 윤활유가 과잉 공급이 되는 경우에 발생하는 윤활유의 교반저항의 영향을 가능한 한 없애, 구름마찰에 의한 회전 토크를 추출하기 위함이다. 본 시험에 제공한 상기 원뿔 롤러 베어링에는, 그 전 크라우닝량 및 각 크라우닝률이 여러 가지 다른 값으로 설정된 실시예품을 준비하여, 각각에 대하여 회전 토크를 측정해서, 전 크라우닝량 및 각 크라우닝률과 회전 토크와의 관계를 파악하고, 회전 토크를 저감시키는 값의 범위를 측정하였다.

도 11은, 전 크라우닝량과 측정한 원뿔 롤러 베어링의 토크비(회전 토크/소정 값)와의 관계를 나타낸 산포도이다. 이 도면으로부터 명백한 바와 같이, 전 크라우닝량이 50㎛보다 작은 경우에서는 토크비는 큰 폭을 가지고 분산하고 있지만, 전 크라우닝량이 증가함에 따라서, 분산하고 있는 토크비 중의 최대값이 조금씩 저하하는 경향을 나타내고 있다. 그리고, 전 크라우닝량이 50㎛ 이상인 경우, 토크비는 전 크라우닝량이 50㎛보다 작은 경우와 비교하여, 보다 낮은 값의 범위로 안정되어 분포하고 있는 것을 알 수 있다. 한편, 전 크라우닝량이 100㎛보다 커지면, 롤러 거동이 불안정해져 토크가 증가한다. 따라서, 전 크라우닝량은 100㎛ 이하가 바람직하다.

다음으로, 도 12는 외륜 크라우닝률과 원뿔 롤러 베어링의 토크비와의 관계를 나타낸 산포도이다. 이 도면으로부터 명백한 바와 같이, 외륜 크라우닝률이 40%보다 작은 경우에서는, 외륜 크라우닝률이 증가함에 따라 토크비 중의 최대값이 조금씩 저하하는 경향을 나타내고 있다. 그리고, 외륜 크라우닝률이 40% 이상인 경우에서는, 토크비는 외륜 크라우닝률이 40%보다 작은 경우와 비교하여, 보다 낮은 값의 범위로 안정되어 분포하고 있는 것을 알 수 있다. 한편, 외륜 크라우닝률이 85%보다 커지면, 내륜과 롤러와의 사이에 단부 하중이 작용한 경우에 수명저하를 초래한다. 따라서, 외륜 크라우닝률은 85% 이하가 바람직하다.

도 13은, 롤러 크라우닝률과 원뿔 롤러 베어링의 토크비와의 관계를 나타낸 산포도이다. 이 도면으로부터 명백한 바와 같이, 롤러 크라우닝률이 20%보다 큰 경우에서는, 롤러 크라우닝률이 감소하는 것에 따라 토크값 중의 최대값이 조금씩 저하하는 경향을 나타내고 있다. 그리고, 롤러 크라우닝률이 20% 이하인 경우에서는, 토크값은 롤러 크라우닝률이 20%보다 큰 경우와 비교하여, 보다 낮은 값의 범위에 안정되어 분포하고 있는 것을 알 수 있다. 한편, 롤러 크라우닝률이 5%보다 작아지면, 접촉면적 증가에 의한 토크의 증가나, 단부 하중 발생에 의한 수명저하를 초래한다. 따라서, 롤러 크라우닝률은 5% 이상이 바람직하다

도 14는, 내륜 크라우닝률과 원뿔 롤러 베어링의 토크비와의 관계를 나타낸 산포도이다. 이 도면으로부터 명백한 바와 같이, 내륜 크라우닝률의 변화에 대하여, 토크비는 대략 일정한 범위에서 안정되어 있다. 즉, 내륜 크라우닝률은 원뿔 롤러 베어링의 토크비에 대하여 현저한 상관관계가 보여지지 않았다. 단, 내륜 크라우닝률은 이를 10% 이상으로 설정함으로써, 내륜 궤도면(11)과, 전동면(31)과의 접촉면에 있어서의 축방향 양단부 부근의 접촉 하중을 감소시킬 수 있다. 이것에 의해, 단부 하중이 작용한 경우에도 그 작용을 저감하여, 당해 베어링 수명의 저하를 방지할 수 있다. 한편, 내륜 크라우닝률을 55%보다 크게 하면, 전 크라우닝량과의 관계로부터 외륜 크라우닝률을 작게 함으로써, 토크가 증가한다. 따라서, 내륜 크라우닝률은 55% 이하가 바람직하다.

이상과 같이, 원뿔 롤러 베어링의 토크비 즉, 회전 토크와, 전 크라우닝량 및 각 크라우닝률과의 관계에 대해서 실험적으로 측정하여 검증한 결과, 크라우닝량으로서, 전 크라우닝량은 50㎛ 이상, 외륜 크라우닝률은 40% 이상, 롤러 크라우닝률은 20% 이하라고 하는 조건을 만족시킴으로써, 원뿔 롤러 베어링의 회전 토크를 저감시킬 수 있다라고 하는 지견을 얻었다.

다음으로, 구체적인 수치를 설정한 원뿔 롤러 베어링의 실시예 1, 2(각각 헤드측 및 테일측) 및 비교예 1(헤드측 및 테일측)의 데이터를 표 1에 나타낸다. 크라우닝에 관해서는, 표에 나타낸 크라우닝량ㆍ률의 범위 내에서, 실시예 1에서는 상술한 조건(전 크라우닝량은 50㎛ 이상, 외륜 크라우닝률은 40% 이상, 롤러 크라우닝률은 20% 이하)을 만족시킨다. 한편, 비교예 1은, 이 조건을 만족시키지 않는 크라우닝의 수치 범위가 설정되어 있다. 또한, 헤드측에 관한 실시예 3 및 비교예 2, 테일측에 관한 실시예 4 및 비교예 3의 데이터를 표 2에 각각 나타낸다. 한편, 표 1, 2 중의 길이를 나타내는 수치의 단위는 mm이다.

또한, 표 1 및 2에 있어서, 실시예 1은 내외륜 모두 풀 크라우닝(궤도면의 단면형상이 오직 원호만임)이 실시된 것이며, 다른 실시예 및 비교예는 외륜만 풀 크라우닝이고 내륜은 복합 크라우닝(원호를 상측 밑변으로 하는 사다리꼴적 형상)이 실시되어 있다.

또한, 표 1의 실시예 1, 2 및 비교예 1에 대해서, 회전 토크를 측정한 결과를 도 15, 도 16에 나타낸다. 도 15는 헤드측, 도 16은 테일측의 원뿔 롤러 베어링에 대한 그래프이다. 회전 토크 측정 조건으로서는, 축 하중 4kN, 회전 속도 250~4000[r/min], 윤활유는 기어 오일 75W-90, 기름 온도 50℃, 유량은 베어링 배면측이 기름으로 완전히 차도록 공급하였다.

또한, 표 2의 실시예 3 및 비교예 2에 대하여, 회전 토크를 측정한 결과를 도 17에 나타낸다.

또한, 표 2의 실시예 4 및 비교예 3에 대하여, 회전 토크를 측정한 결과를 도 18에 나타낸다.

도 15, 도 16에서 헤드측의 회전 토크는 250~4000[r/min]의 회전 속도 전범위에 걸쳐, 비교예 1에 비해 실시예 1, 2에서는 현저하게 저감되었다. 또한, 테일측 회전 토크에 관해서도, 비교예 1에 비해 실시예 1, 2는 저감되고, 특히 기름유입 억제기구를 설치한 실시예 1에서는 현저하게 저감되었다.

또한, 도 17에 있어서도 헤드측의 회전 토크는 500~3000[r/min]의 회전 속도 전범위에 걸쳐, 비교예 2에 비해 실시예 3에서는 현저하게 저감되어 있다.

또한, 도 18에 있어서도 테일측의 회전 토크는 500~3000[r/min]의 회전 속도 전범위에 걸쳐, 비교예 3에 비해 실시예 4에서는 꽤 저감되어 있다.

이상과 같이, 실시예 1~4의 전체에 있어서, 비교예에 비해 회전 토크의 저감이 실현되어 있다. 따라서, 표 1 및 표 2의 데이터 중, 소정의 항목에 대하여 실시예와 비교예의 수치 범위를 비교해 보면, 이하의 표 3과 같이 된다.

표 3으로부터, 롤러 길이/지름, 롤러 지름 파라미터, 외륜 크라우닝 파라미터 및 내륜 크라우닝 파라미터에 대해서는 실시예와 비교예의 수치 차이가 명확히 나와 있다. 특히, 롤러 길이/지름, 외륜 크라우닝 파라미터 및 내륜 크라우닝 파라미터에 대해서는 실시예와 비교예와의 차이가 역력하여, 회전 토크 저감에 대한 지배적인 요인인 것을 알 수 있다. 이 중, 크라우닝 파라미터의 상기 수치범위의 설정에 따라서는, 구름점성저항이 저감된다고 이해된다. 따라서, 상술과 같이, 전 크라우닝량, 외륜 크라우닝률 및 롤러 크라우닝률을 규정하는 것과는 다른 시점, 즉, 크라우닝을 외륜 크라우닝 파라미터 및 내륜 크라우닝 파라미터로 규정함으로써, 구름점성저항이 저감되고, 그에 따른 회전 토크의 저감을 실현할 수 있다.

단, 상기 크라우닝 파라미터에 관해서는, 상기 수치 범위에 약간의 상하의 허용범위나 비교예와의 수치 차이를 고려하여, 외륜 크라우닝 파라미터(RCO/LRO)는 30~150, 내륜 크라우닝 파라미터(RCI/LRI)는 50~260이, 회전 토크 저감을 실현하기 위해 설정되어야 할 범위인 것으로 이해된다.

한편, 표 3에 있어서, 롤러 충전률에 관해서는, 실시예의 수치 범위가 비교예의 수치 범위를 포함하고 있으며, 양자에 유의한 차는 없지만, 일반적으로 충전률을 크게 하는 것이 회전 토크의 증대를 초래하는 것은 자명하다. 그러나, 충전률은 부하 용량과의 관계도 있어서 단순히 작게 하면 좋은 것이 아니라, 롤러 길이/지름과 밀접한 관계를 가진다. 따라서, 롤러 충전률을 될 수 있으면 작은 범위로 유지하면서, 롤러 길이/지름을 작게 하는 것이 회전 토크(기름의 교반저항 및 구름점성저항에 기인하는 것)의 저감효과를 가져올 것으로 이해된다.

구체적으로는, 롤러 충전률(z·DW/(πㆍdm))은, 표 3의 실시예의 수치 범위를 포함하는 범위로서, 0.7~0.92로 하는 것이 바람직하다. 하한을 0.7로 한 것은, 이보다 작아지면 베어링의 부하 용량이나 강성이 부족해지기 때문이다. 또한, 상한을 0.92로 한 것은, 이보다 커지면 펌프 작용이 부족하여 기름의 배출 효과가 저하하고, 기름의 교반저항과 구름점성저항이 충분히 저감되지 않기 때문이다.

또한, 롤러 길이/롤러 지름(LWR/DW)은 표 3의 실시예의 수치 범위를 포함하는 범위로서, 1.1~1.7로 하는 것이 바람직하다. 하한을 1.1로 한 것은, 이보다 작아지면, 롤러 지름이 커져 구름점성저항이 커지기 때문이다. 상한을 1.7로 한 것은, 이보다 커지면, 롤러 지름이 작아져 부하 용량이 작아지기 때문이다.

한편, 롤러 지름 파라미터(2DW/(D-d))에 관해서는, 표 3의 실시예의 수치 범위를 포함하는 범위로서, 0.44~0.52로 하는 것이 바람직하다. 하한을 0.44로 한 것은, 이보다 작아지면, 베어링 내부의 자유 공간 체적이 감소하여, 기름이 흘러들어가기 어려워져, 기름의 교반저항의 저감효과가 충분하지 못하게 되기 때문이다. 또한, 상한을 0.52로 한 것은, 이보다 커지면 베어링 사이즈(내외륜 지름)에 대하여 롤러 지름이 너무 커서 베어링 전체의 형상 밸런스가 바람직하지 않아, 일반 기기에의 적용이 곤란하게 되기 때문이다.

또한, 산포도(도 11~도 14)로부터 알아낸 상술한 조건(전 크라우닝량은 50㎛ 이상, 외륜 크라우닝률은 40% 이상, 롤러 크라우닝률은 20% 이하)을 만족하는 실시예 1 및 2와 조건을 만족하지 않는 비교예 1은 도 15, 도 16에 있어서, 회전 토크에 역력한 차이를 생기게 하고 있으므로, 당해 조건을 만족시킴으로써 결과적으로 회전 토크를 저감할 수 있는 사실이 여기에서도 확인되었다.

또한, 래버린스에 의해 기름의 유입을 억제한 것도, 회전 토크 저감에 기여하고 있다고 생각된다. 또한, 외륜 접촉각 α를 28.811°로 크게 하여 기름의 배출 촉진을 도모한 것도, 회전 토크 저감에 효과를 가져올 것으로 생각된다. 한편, 이 외륜 접촉각 α는, 이 값의 전후의 25°~30°에서 마찬가지의 효과를 기대할 수 있다.

10 내륜 11 내륜 궤도면
12 대경 악부(鍔部) 13 소경 악부
14 원통형상부
20 외륜 21 외륜 궤도면
22 외륜의 소내경측 단면 22a 챔퍼부
23 외륜의 대내경측 단면 23a 챔퍼부
30 원뿔 롤러 31 전동면
32 원뿔 롤러의 소경측 단면 32a 챔퍼부
33 원뿔 롤러의 대경측 단면 33a 챔퍼부
40 유지기 41 환형상부
100 차동치차 장치 110 케이스
111 윤활유 공급로 120 피니언 축
121 피니언 기어 130 차동 변속 기구
131 링기어
α: 외륜 궤도면의 테이퍼 각도 β: 내륜 궤도면의 테이퍼 각도
τ: 전동면의 테이퍼 각도

Claims

외륜과, 내륜과, 이들 사이에 개재하는 복수의 원뿔 롤러와, 상기 원뿔 롤러의 리테이너(retainer)를 포함한 원뿔 롤러 베어링에 있어서,
롤러 수를 z, 롤러 유효 길이를 LWR, 롤러 평균 지름을 DW, 롤러 PCD를 dm으로 할 때,
zㆍDW/(πㆍdm)으로 표시되는 롤러 충전률이 0.7~0.92의 범위에 있으며, 또한 LWR/DW로 표시되는 롤러 지름에 대한 롤러 길이가 1.1~1.7의 범위에 있음과 아울러,
상기 외륜의 크라우닝(crowning) 반경을 RCO, 궤도 길이를 LRO, 상기 내륜의 크라우닝 반경을 RCI, 궤도 길이를 LRI로 할 때, 외륜 크라우닝 파라미터(=RCO/LRO)는 30~150이며, 또한 내륜 크라우닝 파라미터(=RCI/LRI)는 50~260이며,
상기 원뿔 롤러 베어링은, 상기 외륜과 상기 내륜의 축방향 일단측에 기름의 유입을 억제하는 기름유입 억제수단을 더 포함하고,
상기 기름유입 억제수단은 상기 리테이너의 소경측 단부에, 상기 외륜에 근접한 위치로부터 지름 방향 안쪽으로 연장되는 환(環)형상부를 형성하고, 상기 환(環)형상부 내주측 단부를 상기 내륜에 근접시킴으로써 상기 내륜과의 사이에 위치하는 래버린스 실(labyrinth seal)을 형성시키며,
상기 내륜은,
소경측에 형성되며, 상기 원뿔 롤러의 축방향으로의 이동을 규제하는 소경 플랜지부; 및
상기 소경 플랜지부로부터 상기 내륜의 단부에 이르는 부분에 형성되며, 외경이 소경 플랜지부보다 작은 원통형상부;를 포함하며,
상기 환형상부의 내주측 단부는 상기 원통형상부의 외주면 및 상기 소경 플랜지부의 측면에 근접하여 래비린스 실을 형성시키는 것을 특징으로 하는 원뿔 롤러 베어링.
제1항에 있어서,
상기 외륜 및 내륜의 각 궤도면 및 상기 원뿔 롤러의 전동면에는 크라우닝이 실시되고,
전(全) 크라우닝량(=외륜 크라우닝량+내륜 크라우닝량+롤러 크라우닝량×2)이 50㎛ 이상,
외륜 크라우닝률(=외륜 크라우닝량/전 크라우닝량)이 40% 이상,
롤러 크라우닝률(=(롤러 크라우닝량×2)/전 크라우닝량)이 20% 이하인 것을 특징으로 하는 원뿔 롤러 베어링.
제1항에 있어서, 상기 내륜의 내경을 d, 상기 외륜의 외경을 D로할 때, 롤러 지름 파라미터(2DW/(D-d))가 0.44~0.52의 범위에 있는 것을 특징으로 하는 원뿔 롤러 베어링.
삭제
삭제
제1항에 있어서, 외륜 접촉각이 25°~30°의 범위인 것을 특징으로 하는 원뿔 롤러 베어링.
제1항에 있어서, 내륜 크라우닝률(=내륜 크라우닝량/전 크라우닝량)이 10% 이상인 것을 특징으로 하는 원뿔 롤러 베어링.
피니언 축의 피니언 기어측 및 그 반대측에 각각 원뿔 롤러 베어링이 배치되고, 피니언 기어측에는 제1항에 기재된 원뿔 롤러 베어링이 설치되어 있는 것을 특징으로 하는 차량용 피니언 축 지지 장치.
삭제
삭제