KR20140056318A - 자기 윤활성 복합재료, 및 그것을 사용한 롤링 베어링, 직동장치, 볼 나사 장치, 직동안내장치, 및 반송장치 - Google Patents

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마사치 호소야
신 니이제키
츠요시 나카이
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닛본 세이고 가부시끼가이샤
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Abstract

2 황화 몰리브덴(MoS2) 등의 고체 윤활제의 배합 비율을 60 질량% 이상으로 하면서, 필요한 강도를 얻는 자기 윤활성 복합재료, 및 그것을 사용한 롤링 베어링, 직동장치, 볼 나사 장치, 직동안내장치, 및 반송장치를 제공한다. 그 때문에, 롤링 베어링(1)의 고체 윤활 스페이서(6)에 사용되는 재료로서의 자기 윤활성 복합재료는, 2 황화 몰리브덴(MoS2) 60 질량%~80 질량%와, 잔부에 철(Fe)을 함유하는 조성물로 이루어진다.

Description

자기 윤활성 복합재료, 및 그것을 사용한 롤링 베어링, 직동장치, 볼 나사 장치, 직동안내장치, 및 반송장치{SELF-LUBRICATING COMPOSITE MATERIAL AND ROLLING BEARING, LINEAR MOTION DEVICE, BALL SCREW DEVICE, LINEAR MOTION GUIDE DEVICE, AND TRANSPORT DEVICE USING SAME}
본 발명은, 예를 들어 각종 기계의 베어링 부재 또는 접동 부재로서 사용되는 고체 윤활제를 포함하는 자기 윤활성 복합재료, 및 그것을 사용한 롤링 베어링, 직동장치, 볼 나사 장치, 직동안내장치, 및 그들을 구비한 반송장치에 관한 것이다.
종래, 육방정(六方晶)의 결정 구조를 가지는 분체인 2 황화 몰리브덴(MoS2),흑연이나 2 황화 텅스텐(WS2) 등의 고체 윤활제와, 각종 금속 또는 합금의 결합재로 이루어지는 소결체가 자기 윤활성 복합재료로서 사용되고 있다. 이러한 복합재료는, 예를 들어 특허 문헌 1에 기재되어 있듯이, 고체 윤활제로서 2 황화 몰리브덴(MoS2), 흑연 및 2 황화 텅스텐(WS2)을, 강도를 주는 금속 결합제로서 동(Cu), 크롬(Cr), 텅스텐(W), 철(Fe)을 주성분으로 하고, 소결하여 성형한 것이 대표적이다.
일본국 특개 2000－199028호 공보
그렇지만, 종래, 2 황화 몰리브덴(MoS2) 등의 고체 윤활제의 배합 비율은, 50 질량% 정도 이하로 억제되고 있다. 이것은, 50 질량%를 넘으면, 소결에 의하여도 사용에 견디기 위해 필요한 강도를 얻을 수 없었기 때문이다.
본 발명은, 이러한 과제를 해결하기 위해 이루어진 것으로, 그 목적은, 2 황화 몰리브덴(MoS2)등의 고체 윤활제의 배합 비율을 60 질량% 이상으로 하면서, 필요한 강도를 얻을 수 있는 자기 윤활성 복합재료, 및 그것을 사용한 롤링 베어링, 직동장치, 볼 나사 장치, 직동안내장치, 및 반송장치를 제공하는 것에 있다.
상기 목적을 달성하기 위하여, 본 발명의 일 실시 형태의 자기 윤활성 복합재료는, 2 황화 몰리브덴(MoS2)60질량%~80 질량%와, 잔부에 철(Fe)을 함유한다.
또한, 상기 자기 윤활성 복합재료는, 윤활 입자와 이 윤활 입자를 결합재로 결합하고, 복합화하여 만들어진다. 윤활 입자는 2 황화 몰리브덴(MoS2)70질량%~90 질량%와, 철(Fe) 10 질량%~30 질량%로 이루어진다. 결합재는, 동(Cu), 니켈(Ni), 흑연(C), 텅스텐(W) 중 적어도 어느 하나를 함유한다.
상기 자기 윤활성 복합재료는, 이 윤활 입자를 주성분으로 하는 윤활상(潤滑相)과, 결합재를 주성분으로서 상기 윤활상과 결합한 결합상(結合相)으로 이루어진다.
또한, 상기 자기 윤활성 복합재료는, 동(Cu) 및 니켈(Ni) 중 적어도 하나의 함유율이 0.1 질량%~2 질량%인 것이 바람직하고, 0.1 질량%~1.8 질량%인 것이 보다 바람직하다.
또한, 상기 자기 윤활성 복합재료는, 상기 잔부에, 흑연 2~7 질량%, 텅스텐(W) 2~20 질량%, 및 철(Fe) 5~20 질량%를 함유하는 것이 바람직하다.
또한, 상기 자기 윤활성 복합재료는, 2 황화 몰리브덴(MoS2)과 철(Fe)로 이루어지는 윤활 입자를 주성분으로 하는 윤활상과, 동(Cu) 및 니켈(Ni) 중 적어도 어느 하나를 포함하는 결합상을 가지는 것이 바람직하다.
또한, 상기 자기 윤활성 복합재료는, 상기 결합상에, 적어도 탄소(C) 및 텅스텐(W) 중 적어도 어느 하나를 가지는 것이 바람직하다.
또한, 상기 자기 윤활성 복합재료는, 상기 윤활상과 결합상과의 면적율비가 98:2~80:20인 것이 바람직하다.
또한, 상기 자기 윤활성 복합재료는, 상기 윤활 입자의 입경이 10~700 ㎛인 것이 바람직하고, 30~500 ㎛인 것이 보다 바람직하다.
또한, 상기 자기 윤활성 복합재료는, 철(Fe)과 니켈(Ni)과의 화합물이 생성되어 있는 것이 바람직하다.
또한, 상기 자기 윤활성 복합재료는, 니켈(Ni)과 2 황화 몰리브덴(MoS2)과의 화합물이 생성되어 있는 것이 바람직하다.
또한, 상기 자기 윤활성 복합재료는, 상기 화합물의 입경이 1 ㎛~1 mm인 것이 바람직하다.
또한, 상기 자기 윤활성 복합재료는, 분말형상의 2 황화 몰리브덴(MoS2)60질량%~80 질량%, 분말형상의 동(Cu) 및 니켈(Ni) 중 적어도 어느 하나를 0.1 질량%~2 질량%와, 적어도 분말형상의 철(Fe)을 함유하는 잔부를 소결시킨 것이 바람직하다.
또한, 상기 자기 윤활성 복합재료는, 소결 후의 압축 강도가 40 MPa 이상인 것이 바람직하다.
또한, 상기 목적을 달성하기 위해, 본 발명의 일 실시 형태의 롤링 베어링은, 분말형상의 2 황화 몰리브덴(MoS2)60 질량%~80 질량%, 분말형상의 동(Cu) 및 니켈(Ni) 중 적어도 어느 하나를 0.1 질량%~2 질량%, 잔부에 적어도 분말형상의 철(Fe)을 함유하는 잔부를 소결시켜 이루어지는 자기 윤활성 복합재료를 전동체 사이에 배치하고 있다.
여기서, 상기 전동체 사이에 배치되는 자기 윤활성 복합재료는, 원주형상인 것이 바람직하다.
또한, 상기 롤링 베어링은, 상기 자기 윤활성 복합재료의 상기 잔부에 흑연 2~7 질량%, 텅스텐(W) 2~20 질량%, 철(Fe) 5~20 질량%를 함유하는 것이 바람직하다.
또한, 상기 롤링 베어링은, 상기 자기 윤활성 복합재료에, 철(Fe)과 니켈(Ni)의 화합물이 생성되어 있는 것이 바람직하다.
또한, 상기 롤링 베어링은, 상기 자기 윤활성 복합재료에, 니켈(Ni)과 2 황화 몰리브덴(MoS2)의 화합물이 생성되어 있는 것이 바람직하다.
또한, 상기 롤링 베어링은, 상기 화합물의 입경이 1 ㎛~1 mm인 것이 바람직하다. 또한, 상기 롤링 베어링은, 상기 자기 윤활성 복합재료가, 분말형상의 원료(2 황화 몰리브덴(MoS2),동(Cu) 및 니켈(Ni) 중 적어도 하나, 및 철(Fe))을 소결시킨 것이 바람직하다.
또한, 상기 롤링 베어링은, 외륜 회전에서 사용하는 것이 바람직하다.
또한, 상기 롤링 베어링은, 텐터 클립용 베어링(tenter clip bearing)인 것이 바람직하다.
또한, 상기 롤링 베어링은, 상기 자기 윤활성 복합재료를 전동체 사이에 배치하는 것이 바람직하다.
또한, 상기 롤링 베어링은, 상기 자기 윤활성 복합재료를 외륜 측면, 내륜 측면, 또는 그들 양쪽에 마련한 주입 홈으로부터 장전 가능하게 되는 것이 바람직하다.
또한, 상기 롤링 베어링은, 상기 자기 윤활성 복합재료를 수납하는 포켓이 형성된 유지기를 가지는 앵귤러 볼 베어링인 것이 바람직하다.
또한, 상기 롤링 베어링은, 상기 자기 윤활성 복합재료로 형성된 절삭가공 유지기를 가지는 것이 바람직하다.
또한, 상기 롤링 베어링은, 고온 환경에서 사용하는 것이 바람직하다.
또한, 상기 롤링 베어링은, 진공 고온 환경에서 사용하는 것이 바람직하다.
또한, 상기 롤링 베어링은, 고온 환경, 및 외륜 회전시에 사용하는 것이 바람직하다.
또한, 상기 롤링 베어링은, 진공 고온 환경, 및 외륜 회전시에 사용하는 것이 바람직하다.
또한, 상기 롤링 베어링은, 고온 환경하, 및 요동시에 사용하는 것이 바람직하다.
또한, 상기 롤링 베어링은, 진공 고온 환경하, 및 요동시에 사용하는 것이 바람직하다.
또한, 상기 롤링 베어링은, 고온 환경, 및 고부하 조건하에서 사용하는 것이 바람직하다.
또한, 상기 롤링 베어링은, 진공 고온 환경, 및 고부하 조건하에서 사용하는 것이 바람직하다.
또한, 상기 롤링 베어링은, 고온 환경, 고부하 조건하, 및 요동시에 사용하는 것이 바람직하다.
또한, 상기 롤링 베어링은, 진공 고온 환경, 고부하 조건하, 및 요동시에 사용하는 것이 바람직하다.
또한, 상기 롤링 베어링은, 텐터 클립용 베어링인 것이 바람직하다.
또한, 상기 반송장치는, 상기 자기 윤활성 복합재료를 전동체 사이에 배치한 롤링 베어링을 구비하는 것이 바람직하다.
또한, 상기 반송장치는, 상기 자기 윤활성 복합재료를 외륜 측면, 내륜 측면, 또는 그들 양쪽에 마련한 주입 홈으로부터 장전 가능하게 된 롤링 베어링을 구비하는 것이 바람직하다.
또한, 상기 반송장치는, 상기 자기 윤활성 복합재료를 수납하는 포켓이 형성된 유지기를 가지는 앵귤러 볼 베어링을 구비하는 것이 바람직하다.
또한, 상기 반송장치는, 상기 자기 윤활성 복합재료로 형성된 절삭가공 유지기를 가지는 롤링 베어링을 구비하는 것이 바람직하다.
또한, 상기 반송장치는, 고온 환경에서 사용하는 롤링 베어링을 구비한 고온 환경용 반송장치인 것이 바람직하다.
또한, 상기 반송장치는, 진공 고온 환경하에서 사용하는 롤링 베어링을 구비한 진공 고온 환경용 반송장치인 것이 바람직하다.
또한, 상기 반송장치는, 고온 환경하, 및 외륜 회전시에 사용하는 롤링 베어링을 구비한 외륜 회전 베어링 고온 환경용 반송장치인 것이 바람직하다.
또한, 상기 반송장치는, 진공 고온 환경하, 및 외륜 회전시에 사용하는 롤링 베어링을 구비한 외륜 회전 베어링 진공 고온 환경용 반송장치인 것이 바람직하다.
또한, 상기 반송장치는, 고온 환경하, 및 요동시에 사용하는 롤링 베어링을 구비한 요동(搖動) 베어링 고온 환경용 반송장치인 것이 바람직하다.
또한, 상기 반송장치는, 진공 고온 환경하, 및 요동시에 사용하는 롤링 베어링을 구비한 요동 베어링 진공 고온 환경용 반송장치인 것이 바람직하다.
또한, 상기 반송장치는, 고온 환경, 및 고부하 조건하에서 사용하는 롤링 베어링을 구비한 고온 환경용 고부하 반송장치인 것이 바람직하다.
또한, 상기 반송장치는, 진공 고온 환경, 및 고부하 조건하에서 사용하는 롤링 베어링을 구비한 진공 고온 환경용 고부하 반송장치인 것이 바람직하다.
또한, 상기 반송장치는, 고온 환경, 고부하 조건하, 및 요동시에 사용하는 롤링 베어링을 구비한 요동 회전 고온 환경용 고부하 반송장치인 것이 바람직하다.
또한, 상기 반송장치는, 진공 고온 환경, 고부하 조건하, 및 요동시에 사용하는 롤링 베어링을 구비한 요동 회전 진공 고온 환경용 고부하 반송장치인 것이 바람직하다.
또한, 본 발명의 일 실시 형태의 반송장치는, 상기 롤링 베어링을 구비한다. 이 반송장치로서는, 예를 들어, 필름 연신장치에 마련되는 텐터 클립을 들 수 있다. 이 텐터 클립은, 연신 대상인 필름의 양단을 잡고, 무한 궤도의 레일상을 주행하면서 이 필름을 폭방향으로 잡아늘이는 기계 부품이다. 그리고 상기 텐터 클립용 베어링은 이 기계 부품의 레일 주행을 가이드 하는 부분에 사용된다.
또한, 본 발명의 일 실시 형태의 롤링 베어링은, 전동체의 표면, 외륜의 전동면, 내륜의 전동면, 및 유지기의 포켓면 중 적어도 어느 하나에, 상기 자기 윤활성 복합재료로 이루어지는 피막이 형성되어 있다.
이러한 롤링 베어링의 예로서는, 상기 전동체의 표면이 상기 자기 윤활성 복합재료의 피막으로 덮여 있는 롤링 베어링을 들 수 있다. 또한, 다른 예로서는, 상기 전동체의 표면이 상기 자기 윤활성 복합재료의 피막으로 덮여 있어, 상기 전동체에 인접하는 상기 자기 윤활성 복합재료제의 스페이서가 배치된 롤링 베어링을 들 수 있다. 게다가 다른 예로서 전동체의 표면이 상기 자기 윤활성 복합재료의 피막으로 피복되어 있으며 또한 외륜 또는 내륜의 전동면, 유지기의 포켓면 중 적어도 어느 하나가 상기 자기 윤활성 복합재료의 피막으로 덮여 있는 롤링 베어링을 들 수 있다.
또한, 상기 롤링 베어링은, 상기 자기 윤활성 복합재료로 이루어지는 스페이서가 전동체 사이에 배치되는 것이 바람직하다.
또한, 상기 롤링 베어링은, 습식의 윤활 재료를 내장하는 것이 바람직하다.
또한, 상기 롤링 베어링은, 터치다운 베어링인 것이 바람직하다.
또한, 본 발명의 일 실시 형태의 반송장치는, 고온 환경하에서 사용되고, 상기 롤링 베어링을 가지는 것이 바람직하다.
또한, 본 발명의 일 실시 형태의 반송장치는, 진공·고온 환경하에서 사용되고, 상기 롤링 베어링을 가지는 것이 바람직하다.
또한, 본 발명의 일 실시 형태의 직동장치는, 전동체의 표면, 및 직동장치의 전동면의 적어도 어느 하나에, 상기 자기 윤활성 복합재료의 피막이 형성되어 있다. 여기서, 상기 직동장치란, 전동체의 롤링을 이용하여 축 부재에 대해 이동 부재가 직선적으로 이동 가능하게 설치된 것을 가리키는데, 예를 들어, 볼 나사 장치나 직동안내장치를 들 수 있다.
또한, 상기 직동장치는, 상기 자기 윤활성 복합재료로 이루어지는 스페이서가 축 부재에 접하도록 마련되는 것이 바람직하다.
또한, 상기 직동장치는, 습식의 윤활 재료를 내장하는 것이 바람직하다.
또한, 본 발명의 일 실시 형태의 반송장치는, 고온 환경하에서 사용되고, 상기 직동장치를 가지는 것이 바람직하다.
또한, 본 발명의 일 실시 형태의 반송장치는, 진공·고온 환경하에서 사용되고, 상기 직동장치를 가지는 것이 바람직하다.
또한, 본 발명의 한 실시 형태의 볼 나사 장치는, 나사축과, 이 나사축을 관통하는 동시에, 전동체를 개재시켜 상기 나사 축에 나합하여 상기 나사축의 축방향으로 이동 가능하게 설치된 너트와,
링형상을 이루어, 상기 너트의 단부측에 부착된 청구항 1 내지 12중 어느 한 항에 기재된 자기 윤활성 복합재료를 가지고,
상기 자기 윤활성 복합재료의 내주면이 상기 나사축에 접동 가능하게 상기 너트에 부착된다.
또한, 상기 볼 나사 장치는, 상기 너트의 단면에, 상기 자기 윤활성 복합재료와 동 축에 마련된 고정부재에 상기 자기 윤활성 복합재료가 수용되어 있는 것이 바람직하다.
또한, 상기 볼 나사 장치는, 상기 자기 윤활성 복합재료의 내주면이, 상기 나사축과 나합되도록 상기 너트의 단면에 부착된 것이 바람직하다.
또한, 상기 볼 나사 장치는, 상기 자기 윤활성 복합재료와, 상기 고정부재가 일체로 되어 회전 가능하게 되기 위한 결합 부재를 가지는 것이 바람직하다.
또한, 상기 볼 나사 장치는, 상기 자기 윤활성 복합재료가, 둘레방향에 복수 개로 분할되어 있는 것이 바람직하다.
또한, 본 발명의 일 실시 형태의 반송장치는, 고온 환경하에서 사용되고, 상기 볼 나사 장치를 가지는 것이 바람직하다.
또한, 본 발명의 일 실시 형태의 반송장치는, 진공·고온 환경하에서 사용되고, 상기 볼 나사 장치를 가지는 것이 바람직하다.
또한, 본 발명의 일 실시 형태의 직동안내장치는, 축방향으로 신장되는 레일측 전동체 전동면을 외면에 가지는 안내레일과, 상기 안내레일로 상대 이동 가능하게 과가(跨架)되는 슬라이더와, 상기 슬라이더의 이동 방향의 적어도 한쪽 단부측에 배치되어 상기 레일측 전동체 전동면과 접동이 자유롭게 접촉하는 스페이서를 가지고,
상기 스페이서가, 상기 자기 윤활성 복합재료이다.
또한, 상기 직동안내장치는, 상기 스페이서가, 상기 슬라이더의 단면에 마련된 스페이서 홀더에 유지되어 있는 것이 바람직하다.
또한, 상기 직동안내장치는, 상기 스페이서가, 원주 형상인 것이 바람직하다.
또한, 상기 직동안내장치는, 상기 레일측 전동체 전동면에 대해 개구하고, 상기 스페이서를 수용하는 포켓이 상기 스페이서 홀더에 마련된 것이 바람직하다.
또한, 상기 직동안내장치는, 상기 포켓 1개당 복수 개의 상기 스페이서가 유지되어 있는 것이 바람직하다.
또한, 본 발명의 일 실시 형태의 반송장치는, 고온 환경하에서 사용되고, 상기 직동안내장치를 가지는 것이 바람직하다.
또한, 본 발명의 일 실시 형태의 반송장치는, 진공·고온 환경하에서 사용되고, 상기 직동안내장치를 가지는 것이 바람직하다.
본 발명에 의하면, 2 황화 몰리브덴(MoS2) 등의 고체 윤활제의 배합 비율을 60 질량% 이상으로 하면서, 필요한 강도를 가지는 자기 윤활성 복합재료, 및 그것을 사용한 롤링 베어링, 반송장치, 볼 나사 장치, 및 직동안내장치를 제공할 수 있다.
도 1은 본 발명의 롤링 베어링의 일 실시 형태에 있어서의 구성을 나타내는 부분 단면도이다.
도 2는 압축 강도 측정장치의 구성을 나타내는 정면도이다.
도 3은 마찰·마모 측정장치의 구성을 나타내는 정면도이다. 도 4는 고온 베어링 내구 시험장치의 구성을 나타내는 정면도이다.
도 5는 본 실시예에 있어서의 자기 윤활성 복합재료의 압축 강도와 베어링 내구성과의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 6은 본 실시예에 있어서의 MoS2의 첨가량과 자기 윤활성 복합재료의 압축 강도와의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 7은 본 실시예에 있어서의 MoS2의 첨가량과 자기 윤활성 복합재료의 압축 강도와의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 8은 본 실시예에 있어서의 윤활 성능(왕복 회수와 마찰계수와의 관계)을 나타내는 그래프이다.
도 9는 본 실시예에 있어서의 MoS2첨가량과 마찰계수와의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 10은 본 실시예에 있어서의 C첨가량에 의한 산화 중량 변화를 나타내는 그래프이다.
도 11은 본 실시예에 있어서의 C첨가량과 압축 강도와의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 12는 본 실시예에 있어서의 Cu 및 Ni첨가량과 압축 강도와의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 13은 본 실시예에 있어서의 Cu 및 Ni첨가량과 베어링 내구성능과의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 14는 본 실시예에 있어서의 마찰 시험 후의 시료의 마모 깊이를 나타내는 그래프이다.
도 15는 본 실시예에 있어서의 W첨가량과 마모 깊이와의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 16은 본 실시예에 있어서의 W첨가량과 압축 강도와의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 17은 본 실시예에 있어서의 Fe첨가량과 압축 강도와의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 18은 본 실시예에 있어서의 Fe첨가량과 마찰계수와의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 19는 본 실시예에 있어서의 내구성능을 나타내는 그래프이다.
도 20은 고온 외내륜 회전동 마찰 측정장치의 구성을 나타내는 도면으로, (a)는 외륜 회전 시험시의 정면도, (b)는 내륜 회전 시험시의 정면도이다.
도 21은 본 실시예에 있어서의 윤활 성능 평가로서, 평가 개시 후의 마찰계수의 경시변화를 나타내는 그래프이다.
도 22는 본 실시예에 있어서의 회전 속도와 마찰계수와의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 23은 본 실시예에 있어서의 고온 외륜 회전 베어링 내구 시험장치의 구성을 나타내는 정면도이다.
도 24는 본 실시예에 있어서의 절삭가공 유지기의 구성을 나타내는 도면으로, (a)는 축방향을 따르는 면에서 절단한 단면도, (b)는 지름 방향을 따르는 면에서 절단한 단면도이다.
도 25는 본 실시예에 있어서의 원주 스페이서 주입 홈 타입 베어링의 구성을 나타내는 도면으로, (a)는 축방향을 따르는 면에서 절단한 단면도, (b)는 지름 방향을 따르는 면에서 절단한 단면도이다.
도 26은 본 실시예에 있어서의 원주 스페이서 유지기 지지 타입 앵귤러 베어링의 구성을 나타내는 도면으로, (a)는 축방향을 따르는 면에서 절단한 단면도, (b)는 유지기의 사시도이다.
도 27은 본 실시예에 있어서의 원주 스페이서 유지기 지지 타입 앵귤러 베어링의 구성을 나타내는 도면으로, (a), (b)는 축방향을 따르는 면에서 절단한 단면도이다.
도 28은 본 실시예에 있어서의 회전 속도와 마찰계수와의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 29는 절삭가공 유지기를 사용한 경우의 내구성능 비교(내륜 회전)를 나타내는 그래프이다.
도 30은 절삭가공 유지기를 사용한 경우의 내구성능 비교(외륜 회전)를 나타내는 그래프이다.
도 31은 스페이서 주입 홈 타입의 베어링을 사용한 경우의 내구성능 비교(내륜 회전)를 나타내는 그래프이다.
도 32는 스페이서 주입 홈 타입의 베어링을 사용한 경우의 내구성능 비교(외륜 회전)를 나타내는 그래프이다.
도 33은 원주 스페이서 유지기 지지 타입 앵귤러 베어링을 사용한 경우의 내구성능 비교(내륜 회전)를 나타내는 그래프이다.
도 34는 원주 스페이서 유지기 지지 타입 앵귤러 베어링을 사용한 경우의 내구성능 비교(외륜 회전)를 나타내는 그래프이다.
도 35는 원주 스페이서 유지기 지지 타입 앵귤러 베어링을 사용하여 요동시킨 경우의 내구성능 비교(내륜 회전)를 나타내는 그래프이다.
도 36은 원주 스페이서 유지기 지지 타입 앵귤러 베어링을 사용하여 요동시킨 경우의 내구성능 비교(외륜 회전)를 나타내는 그래프이다.
도 37은 본 발명의 롤링 베어링의 일 실시 형태로서 사용되는 텐터 클립의 구성을 나타내는 정면도이다.
도 38은 본 발명의 롤링 베어링의 일 실시 형태로서 사용되는 텐터 클립의 구성을 나타내는 사시도이다.
도 39는 본 발명의 롤링 베어링의 일 실시 형태로서 사용되는 텐터 클립의 동작 및 가열의 개요를 설명하는 도면이다.
도 40은 본 실시예에 있어서의 아웃 가스 시험장치의 구성을 나타내는 개략도이다.
도 41은 진공 환경, 고온하에서의 베어링으로부터의 아웃 가스성을 나타내는 그래프이다.
도 42는 진공 환경, 고온하에서의 요동 베어링 내구성능을 나타내는 그래프이다.
도 43은 진공 고온 베어링 내구 시험장치의 구성을 나타내는 개략도이다.
도 44는 진공·고온하에서의 베어링 내구성능을 나타내는 그래프이다.
도 45는 고온 필름 반송장치의 구성을 나타내는 개략도이다.
도 46은 노(爐) 내 컨베이어의 구성을 나타내는 개략도이다.
도 47은 킬른 카의 구성을 나타내는 개략도이다.
도 48은 진공 증착 장치의 구성을 나타내는 개략도이다.
도 49는 연속 스팩터 로(爐)의 구성을 나타내는 개략도이다.
도 50은 패널 반송용 진공 로보트의 구성을 나타내는 개략도이다.
도 51은 자기 윤활성 복합재료 피막 장치(볼 밀 방식)의 구성을 나타내는 사시도이다.
도 52는 자기 윤활성 복합재료 피막 장치(볼 밀 방식)의 포드 내의 구성을 나타내는 단면도이다.
도 53은 전동체에 형태 (1)의 피막을 입힌 롤링 베어링의 구성을 나타내는 부분 단면도이다.
도 54는 전동체에 형태 (2)의 피막을 입힌 롤링 베어링의 구성을 나타내는 부분 단면도이다.
도 55는 전동체에 형태 (3)의 피막을 입힌 롤링 베어링의 구성을 나타내는 부분 단면도이다.
도 56은 전동체에 형태(4)의 피막을 입힌 롤링 베어링의 구성을 나타내는 부분 단면도이다.
도 57은 제3의 실시 형태에 있어서의 피막 처리를 가한 롤링 베어링의 고온하에서의 내구성능을 나타내는 그래프이다.
도 58은 제4의 실시 형태에 있어서의 볼 나사 장치의 구성을 나타내는 단면도이다.
도 59는 고온 볼 나사 장치 내구 시험장치의 구성을 나타내는 개략도이다.
도 60은 제4의 실시 형태에 있어서의 볼 나사 장치의 고온하에서의 내구성능을 나타내는 그래프이다.
도 61은 진공·고온 볼 나사 장치 내구 시험장치의 구성을 나타내는 개략도이다.
도 62는 제4의 실시 형태에 있어서의 볼 나사 장치의 진공·고온하에서의 내구성능을 나타내는 그래프이다.
도 63은 제5의 실시 형태에 있어서의 직동안내장치의 구성을 나타내는 도면으로, (a)는 정면도, (b)는 단면도이다.
도 64는 제5의 실시 형태(형태 5－4)의 직동안내장치의 구성을 나타내는 사시도이다.
도 65는 고온직동안내장치 내구 시험장치의 구성을 나타내는 개략도이다.
도 66은 제5의 실시 형태에 있어서의 직동안내장치의 고온하에서의 내구성능을 나타내는 그래프이다.
도 67은 진공·고온 직동안내장치 내구 시험장치의 구성을 나타내는 개략도이다.
도 68은 제4의 실시 형태에 있어서의 직동안내장치의 진공·고온하에서의 내구성능을 나타내는 그래프이다.
(제1 실시 형태)
이하, 본 발명의 자기 윤활성 복합재료의 제1 실시 형태에 대하여 상세하게 설명한다. 본 실시 형태는, 각종 기계에 사용되는 롤링 베어링, 특히 필름 반송 롤러용 지지 베어링 등 고온 특수 환경에서 사용되는 롤링 베어링의 윤활에 적합한 자기 윤활성 복합재료에 관한 것이다.
종래, 자기 윤활성 복합재료에 있어서, 2 황화 몰리브덴(MoS2)함유량을 늘리면 윤활성(저마찰·저토오크)이 향상되는 것은 알려져 있었으나, 2 황화 몰리브덴(MoS2)함유량이 증가하면 소결 후의 강도가 부족하기 때문에 실현될 수 없었다.
본 실시 형태에 의하면, 철(Fe)의 존재하에서, 특정량의 동(Cu) 및 니켈(Ni) 중 적어도 어느 하나를 첨가함으로써, 강도 저하를 초래하지 않고, 2 황화 몰리브덴(MoS2)함유량을 늘린 자기 윤활성 복합재료를 얻을 수 있다.
또한, 그 자기 윤활성 복합재료를 롤링 베어링의 전동체 사이에 배치함으로써, 롤링 베어링을 보다 고온에서 사용할 수 있다. 그때, 도 1에 나타내는 바와 같이 전동체의 유지 구조를 가지는 베어링 구조가 바람직하다.
도 1에 있어서, 롤링 베어링(1)에서는, 원환형상 소경의 내륜(2)과 원환형상 대경의 외륜(3)의 사이에 볼형상의 전동체(4)를 전동 자재로 개재시켜, 내륜(2)과 외륜(3)이 매끄럽게 상대 회전할 수 있도록 되어 있다. 유지기(5)는 복수의 전동체(4) 및 고체 윤활 스페이서(6)를 내포하고, 다른 유지기(5)와 연결되어 있다. 고체 윤활 스페이서(6)는 전동체(4) 사이에 배치되어 전동체(4)끼리의 마찰에 의한 마모를 방지하고 있다.
고체 윤활 스페이서(6)는, 원주형상의 형상으로, 2 황화 몰리브덴(MoS2) 60 질량%~80 질량%, 동(Cu) 및 니켈(Ni) 중 적어도 어느 하나가 0.1 질량%~2 질량%, 잔부에 적어도 철(Fe)을 함유하는 조성물로 이루어지는 자기 윤활성 복합재료로 되어 있다. 이러한 조성이라면, 2 황화 몰리브덴(MoS2)이 60 질량% 이상이어도 철(Fe)의 존재하에 있어서의 니켈(Ni)이나 동(Cu)과의 상호작용에 의하여 소결체의 강도 저하를 초래하지 않는다. 이것은, 2 황화 몰리브덴(MoS2)과 니켈(Ni), 동(Cu) 및 철(Fe)이 복합화합물(복잡한 화합물)을 형성해, 이것이 소결체의 결합을 강고하게 하고, 강도 저하를 방지하고 있다고 생각할 수 있다. 그렇지만, 2 황화 몰리브덴(MoS2)이 80 질량%를 넘으면 복합화합물의 효과가 적어 강도 저하로 이어진다. 따라서, 본 조성에 있어서는, 강도 저하를 억제하면서, 2 황화 몰리브덴(MoS2)을 60 질량% 이상 함유함으로써 양호한 윤활성을 얻을 수 있다.
또 본 조성에서는, 동(Cu)과 니켈(Ni)은, 각각 0.1~2 질량% 함유하고, 합계로 0.1~2 질량%를 함유하는 것이 바람직하다. 하한을 밑돌면, 강도 상승 효과가 없고, 상한을 넘게 함유시켜도 강도 상승 효과는 포화 상태가 된다. 이것은, 동(Cu), 니켈(Ni)은 산화되기 쉽기 때문에, 산화 방지제인 흑연량을 늘리지 않을 수 없으며, 그 때문에 강도 저하를 초래한다.
또한, 상기 자기 윤활성 복합재료는, 상기 잔부에 흑연 2~7 질량%, 텅스텐(W) 2~20 질량%, 철(Fe) 5~20 질량%를 함유하면 바람직하다. 흑연은, 고온하에서 산화 방지 효과가 있고, 특히 동(Cu), 니켈(Ni)의 산화 방지를 위해서는 2~7 질량%를 필요로 한다. 흑연이 2 질량% 미만이면 산화 방지 효과가 불충분하고, 7 질량%를 넘으면 강도 저하로 이어진다. 또한, 철(Fe)은 잔부로서 존재하면 강도 저하 방지 효과는 있으나, 텅스텐(W)과 조합하는 편이 바람직하다. 또한, 텅스텐(W)과 철(Fe)은, 중량비로 대략 1:1이면 강도가 안정되어 더욱 바람직하다. 텅스텐(W)은, 20 질량%를 넘으면 강도가 저하될 우려가 있고, 2 질량%를 밑돌면 철(Fe)과의 상호작용에 의한 강도의 안정화가 손상될 우려가 있다.
또한, 본 실시 형태의 자기 윤활성 복합재료는, 철(Fe)과 니켈(Ni)의 화합물이 생성되어 있는 것이 바람직하다. 또한, 본 실시 형태의 자기 윤활성 복합재료는, 니켈(Ni)과 2 황화 몰리브덴(MoS2)의 화합물이 생성되어 있는 것이 바람직하다. 이것은, 화합물에 의하여 복합재료의 결합이 보다 강고하게 되기 때문이다.
또한, 본 실시 형태의 자기 윤활성 복합재료는, 상기 화합물의 입경이 1 ㎛~1 mm인 것이 바람직하다. 또한, 본 실시 형태의 자기 윤활성 복합재료는, 분말형상의 원료를 소결시킨 것이 바람직하다. 또 그 원료 분말의 입경은, 0.8 mm이하인 것이 바람직하다. 이들에 의하여, 양호한 윤활성과 필요한 강도를 얻을 수 있다. 그리고 여기서 말하는 「원료」란, 분말형상의 2 황화 몰리브덴(MoS2)60질량%~80 질량%, 동(Cu) 및 니켈(Ni) 중 적어도 어느 하나가 0.1 질량%~2 질량%, 및 잔부로서 포함되는 철(Fe)이다.
(제2 실시 형태)
이하, 본 발명의 자기 윤활성 복합재료의 제2 실시 형태에 대하여 상세하게 설명한다. 본 실시 형태도, 각종 기계에 사용되는 롤링 베어링, 특히 필름 반송 롤러용 지지 베어링 등 고온 특수 환경에서 사용되는 롤링 베어링의 윤활에 적합한 자기 윤활성 복합재료에 관한 것이다.
본 실시 형태의 자기 윤활성 복합재료는, 이하의(a)~(d)를 충족시킨다.
(a) 2 황화 몰리브덴(MoS2)과 철(Fe)로 이루어지는 윤활 입자와, 이 윤활 입자를 결합재로 결합하고, 복합화하여 이루어진다. 그리고 상기 윤활 입자의 입경은, 10~700 ㎛(바람직하게는 30~500 ㎛)이며, 2 황화 몰리브덴(MoS2)과, 철(Fe)과의 비는 70 질량%~90 질량% : 10 질량%~30 질량%이다. 또한, 상기 결합재로서는, 예를 들어, 텅스텐(W), 흑연(C), 니켈(Ni), 동(Cu)을 들 수 있다. 여기서, 상기 「입경」은 「평균 입경」이라고 하고, SEM(주사형(走査型) 전자현미경)에서 입자가 10개 이상 포함되는 시야에 있어서, 예를 들어, 0.5 mm×0.5 mm□를 관찰하고 입자의 최대지름(장경)을 측정하여, 평균 입경을 산출할 수 있는 것이다.
(b) 상기 윤활 입자와, 상기 결합재와의 배합 비율은 상기 윤활 입자가 70 질량%~90 질량%로, 상기 결합재가 30 질량%~10 질량%이다.
(c) 상기 윤활 입자는, 공공률(空孔率)이 20 % 이하(바람직하게는 10 % 이하)이다.
(d) 2 황화 몰리브덴(MoS2)의 함유율이 60 질량%~80 질량%이며, 동(Cu) 및 니켈(Ni) 중 적어도 어느 하나의 함유율이 0.1 질량%~2 질량%이다.
종래, 고체 윤활제와 금속을 복합화한 고체 윤활 복합재료에 포함되는 고체 윤활제 성분, 예를 들어, 2 황화 몰리브덴(MoS2)은, 50 질량% 이하의 함유량으로 억제하고 있다. 윤활성을 향상시키기 위해서는, 윤활 성분인 MoS2를 가능한 많이 함유하는 것이 중요하나, 함유량이 50 질량%를 넘으면 치밀한 재료를 얻지 못하고 기계적 강도는 큰 폭으로 저하된다. 또한, 이와 같이 강도가 낮은 재료를 마찰 마모의 윤활재(潤滑材)로 사용하면 MoS2가 우선적으로 재료로부터 탈락해 윤활재로서의 기능이 완전히 작용하지 않게 되는 일이 있었다.
그래서 본 실시 형태와 같이, 상기 (a)~(d)를 충족시킴으로써, 기계적 강도를 손상시키는 일 없이 고체 윤활제 성분을, 보다 많이 첨가할 수가 있어 윤활성이 뛰어난 고체 윤활 복합재료의 제조가 가능하게 되었다.
＜(a)에 대하여＞
이하, 본 실시 형태의 자기 윤활성 복합재료를 구성하는 상기 (a)에 대하여 설명한다.
본 실시 형태를 구성하는 재료는, MoS2－Fe－W－C－Ni－Cu이다. 시판되고 있는 MoS2분말의 평균 입경은 4 ㎛ 정도이며, 이 평균 입경의 MoS2분말을 사용하여 고체 윤활 복합재료를 제작하면, 미립(微粒)이기 때문에 입자끼리의 접촉면적이 확대되고 소결시에 Cu 및 Ni와의 반응이 보다 촉진되어 MoS2가 분해를 일으킨다. 그리고, MoS2는 윤활성이 없는 물질로 변화한다. 또한, MoS2의 분말은 유동성이 상당히 나빠 성형 가공을 할 수 없다.
그래서 미리, MoS2를 포함하는 윤활 입자의 평균 입경을 10~700 ㎛(바람직하게는 30~500 ㎛)의 크기로 조립(造粒)함으로써, Ni 및 Cu와의 접촉면적이 작게 되어, MoS2와의 반응을 억제할 수 있다. 또한, 분말의 유동성이 개선되어 성형 가공을 할 수 있다.
그리고 윤활 입자의 평균 입경이 10 ㎛보다 입경이 작으면, 반응이 촉진되어 윤활성이 없는 물질로 변화하며, 또한 성형 가공을 할 수 없다. 한편, 윤활 입자의 평균 입경이 700 ㎛보다 크면, 분산성이 나빠져 강도 저하를 초래한다. 또한, 입도 분포의 폭은 좁은 편이 강도적으로도 윤활적으로도 양호하여, 생산성을 고려하면 50~300 ㎛가 보다 바람직하다.
또한, 윤활 입자의 제작에 있어서는, Fe를 단독으로 첨가하는 것보다 MoS2로 이루어지는 10~700 ㎛(바람직하게는 30~500 ㎛)의 입자 내에 Fe를 분산시키는 편이, 윤활성이 있는 강고한 황화물(Mo와 Fe로 이루어지는 황화물)이 생성되는 것을 알게 되었다.
게다가 MoS2의 함유량이 90 % 보다 많으면 강고한 황화물이 생성되지 않고, 70 % 보다 적으면 Fe가 과해져서, 윤활성이 없어진다.
따라서, 윤활 입자의 입경을 크게 하고, 윤활 입자 내에 Fe를 분산시킴으로써 윤활 성분이 강고하게 되어, 마찰 마모에 대하여 탈락되기 어려워진다.
＜(b)에 대하여＞
이하, 본 실시 형태의 자기 윤활성 복합재료를 구성하는 상기 (b)에 대하여 설명한다.
MoS2와 Fe로 이루어지는 윤활 입자는, 종래보다 입경이 크기(10~700 ㎛) 때문에, 입계(粒界)에 공극이 발생하기 쉽고, 이러한 윤활 입자는 탈락하기 쉬운 경향이 된다.
그래서 상기 윤활 입자에, W, C, Cu, Ni를 첨가함으로써, 상기 공극을 채우고, W, C, Cu, Ni가 윤활 입자끼리의 결합상으로서의 기능을 하므로, 윤활 입자의 탈락을 억제할 수 있다.
결합상을 구성하는 각 금속(W, C, Cu, Ni)은 10 질량% 보다 적으면 공극을 채우지 못한다. 한편, 결합상을 구성하는 각 금속(W, C, Cu, Ni)이 30 질량% 보다 많으면 상기 윤활 입자와 결합상과의 반응(특히, Cu 및 Ni와의 반응)이 촉진되어 윤활성이 없는 물질이 생성된다.
여기서, 결합상을 구성하는 각 금속을 첨가하는 이유에 대하여 설명한다.
W는 내마모성을 향상시키는 목적으로 윤활 입자에 첨가되고, 흑연은 고온에서의 윤활성을 유지하는 목적으로 윤활 입자에 첨가된다.
또한, Cu 및 Ni는, W와 흑연, 그리고 윤활 입자와의 결합력을 향상시키는 목적으로 첨가된다.
윤활 입자의 결합상으로서 기능하는 (W－C－Cu－Ni)의 조성은, Cu가 2 질량%~3 질량%, Ni가 5 질량%~6 질량%, 잔부는 W와 C가 되나, 체적비로 대략 W : C=1 : 3이 바람직하고, 이 조성에서 강고한 결합상이 형성된다.
＜(c)에 대하여＞
이하, 본 실시 형태의 자기 윤활성 복합재료를 구성하는 상기 (c)에 대하여 설명한다.
MoS2와 Fe로 이루어지는 상기 윤활 입자는, 공공률 20 % 이하(바람직하게는 10 % 이하)의 치밀성을 가지고 있다.
공공률이 20 % 를 넘으면, 공공이 많아 윤활 입자가 탈락하기 쉬워진다. 또한, 고온에서의 산화 열화가 심해진다.
공공률 20 % 이하의 치밀체를 제작하는 방법으로서는, 예를 들어, 분말을 성형할 때, CIP등을 사용하여 성형압을 초고압으로 함으로써 치밀체를 제작하는 방법을 들 수 있다. 또한, 미리 (MoS2－Fe)의 윤활 입자를 예비 소결하고, 치밀화된 재료를 분쇄하여 적정한 입도의 윤활 입자를 제작하는 방법을 들 수 있다. 또한, 메커니컬 알로잉법으로 제작하는 방법을 들 수 있다. 이와 같이, 공공률 20 % 이하의 치밀체를 제작하는 방법은 여러 가지 있으나, 치밀화가 가능하다면 상기 방법에 한정되지 않고, 제작법에 제한은 없다.
＜(d)에 대하여＞
이하, 본 실시 형태의 자기 윤활성 복합재료를 구성하는 상기 (d)에 대하여 설명한다.
상술한 것처럼, 본 실시 형태의 자기 윤활성 복합재료는, 2 황화 몰리브덴(MoS2)의 이 자기 윤활성 복합재료 중의 함유율이 60 질량%~80 질량% 이며, 동(Cu) 및 니켈(Ni) 중 적어도 어느 하나의 이 자기 윤활성 복합재료 중의 함유율이, 0.1 질량%~2 질량% 이다.
이러한 조성이면, 2 황화 몰리브덴(MoS2)이 60 질량% 이상이어도 철(Fe)의 존재하에 있어서의 니켈(Ni)이나 동(Cu)과의 상호작용에 의하여 소결체의 강도 저하를 초래하지 않는다. 이것은, 2 황화 몰리브덴(MoS2)과 니켈(Ni), 동(Cu) 및 철(Fe)이 복합화합물(복잡한 화합물)을 형성하여, 이것이 소결체의 결합을 강고하게 하고, 강도 저하를 방지하고 있다고 생각할 수 있다. 그렇지만, 2 황화 몰리브덴(MoS2)이 80 질량%를 넘으면 복합화합물의 효과가 적어 강도 저하로 이어진다. 따라서, 본 조성에 있어서는, 강도 저하를 억제하면서 2 황화 몰리브덴(MoS2)을 60 질량% 이상 함유함으로써 양호한 윤활성을 얻을 수 있다.
[ 실시예 ]
이하, 실시예를 들어 더 설명하겠으나, 본 발명은 이것으로 아무런 제한도 받지 아니한다.
( 실시예 1)
2 황화 몰리브덴(MoS2)을 60~80 질량%와, 동(Cu)을 0.1~2 질량%, 니켈(Ni)을 0.1~2 질량% 함유하고, 잔부에 철(Fe)과 텅스텐(W)을 대략 1 : 1로, 추가로 흑연을 포함하는 것을 도 1과 같이 롤링 베어링(내경 10 mm)용 원주형상 소결형으로 성형해 소결하여 실시예 1의 자기 윤활성 복합재료를 제작하였다. 이때, 원료 분말(MoS2, Cu, Ni, Fe, W)은 입경이 0.8 mm 이하인 것으로, 대표적 조성으로서 이하의 조성을 사용하였다.
MoS2 60 질량%-Cu·Ni 등량 합계 1.0 질량%-C 4 질량%-W 17.5 질량%-잔부 Fe 17.5 질량% 　
(비교예 1)
동(Cu) 및 니켈(Ni)을 포함하지 않고, 2 황화 몰리브덴(MoS2)을 60~80 질량% 함유 하고, 잔부에 철(Fe)과 텅스텐(W)을 대략 1 : 1, 추가로 흑연을 포함하는 것을 실시예 1과 같은 조건으로 성형해 소결하여 비교예 1의 자기 윤활성 복합재료를 제작하였다. 조성의 상세 내용은 다음과 같다.
MoS2 60 질량%-C 4 질량%-W 18 질량%-잔부 Fe 18 질량%
(소결 결과)
실시예 1은, 원주형상으로 소결 가능했으나, 비교예 1에 대하여는 소결 후, 원주형상의 형태를 유지할 수 없었다. 현미경 관찰 및 재료 분석에 의하여, 실시예 1에는, 철(Fe)과 니켈(Ni)의 화합물 및 니켈(Ni)과 2 황화 몰리브덴(MoS2)의 화합물이 관찰되었다. 또한, 실시예 1에는, 입경이 1 ㎛~1 mm인 상기 화합물이 관찰되었다.
(평가)
실시예 1 및 비교예 1로 얻어진 원주형상의 자기 윤활성 복합재료에 대하여, 아래와 같이 평가를 실시했다.
(1) 회전 시험
실시예 1로 얻어진 것을 고체 윤활 스페이서(6)로서 도 1과 같이 롤링 베어링(1)에 조립 회전 시험을 실시했다. 그 결과, 상온, 고온(400 ℃)에서 둘 다 회전 특성에 불량은 없었다.
(2) 압축 강도의 측정
도 2에 나타내는 압축 강도 측정장치를 사용해, 이하의 요령으로 원주 형상의 자기 윤활성 복합재료의 압축 강도를 측정하였다.
도 2에 나타내는 바와 같이, 압축 강도 측정장치는, 직동안내(106)에 안내 방향을 동일하게 하여, 볼 나사(103)의 너트(104)가 접속되어 있다. 볼 나사(103)의 나사축의 단부에 접속한 모터(101)를 회전시킴으로써, 너트(104)가 직동안내(106)로 안내되어 오르내린다. 너트(104)에는 원통의 하우징(10)이 부착되어 있고, 하우징(105)의 단면에 로드 셀(107)이 설치되어 있다. 로드 셀(107)의 단면이, 원주 형상의 시료(자기 윤활성 복합재료)(108)의 단면과 평행하게 되어 있다. 그리고, 모터(101)를 회전시킴으로써, 로드 셀(107)의 단면을 시료(108)의 단면에 접촉시켜 소정의 압축 속도로 너트(104)를 직동시키면, 로드 셀(107)이 시료(108)를 압축한다. 로드 셀(107)이 더욱 직동하여 원주를 계속 압축하면, 압축 하중이 이윽고 시료(108)의 압축 강도 하중에 달하여, 시료(108)가 붕괴된다. 그 압축 강도 하중을 시료(108)의 단면적으로 나누어, 단위면적 근처의 압축 하중(단위는 압력)을 구하고 그것을 시료(108)의 압축 강도로 한다.
그리고 본 실시예에서는, 시험 조건(측정 조건)을 아래와 같이 설정하였다.
·시료의 형상: 약 φ4 mm×3 mm　원주 스페이서
·압축 속도: 5 ㎛/s
·시료 개수: 3개　(평균치를 채용)
(3) 마찰 및 마모의 측정
마찰·마모 측정장치를 이용한 원주 형상의 시료(자기 윤활성 복합재료)의 단면의 마찰계수를 측정하는 동시에, 마찰 시험 후의 마모 깊이를 측정하는 방법에 대하여 설명한다.
도 3에 나타내는 바와 같이, 마찰·마모 측정장치는, 시소식의 암(203)의 일단에 웨이트(201)가 고정되어 있다. 한편, 타단 부근에는 이동 가능한 웨이트(202)가 배치되어 있다. 웨이트(202)를 암(203) 위, 전후로 이동시킴으로써, 암(203)의 지점(204)과 웨이트(201)와의 사이에 배치되어 있는 로드 셀(205)을 개재시켜, 시료(208)의 단면에 부하되는 하중의 크기를 조정할 수 있다. 로드 셀(205)의 단면에는 볼 홀더(206)가 설치되어 있어, 볼(207)이 시료(208)의 단면 법선 방향의 하중을 이 시료(208)에 부하하고 있다. 시료(208)는 수평으로 배치된 디스크(209)에 볼(207)로 반대의 단면이 고정되어 있다. 디스크(209)는 수평 방향으로 전동 가능한, 직동장치(210)상에 배치되고 있어, 디스크(209)에 접속된 직동모터(211)에 의해 직동할 수 있다. 디스크(209)가 직동하면 디스크(209)에 고정된 시료(208)도 직동하여, 그때, 접촉하고 있는 볼(207)의 표면과 시료(208)의 단면과의 사이에서 접동이 생겨 그 마찰 저항력을 로드 셀(205)로 측정할 수 있다. 직동모터(211)는 소정의 거리를 반복하여 왕복한다. 왕복에 의해, 직동방향이 매회 반전(反轉)되면 마찰 저항력의 방향도 반전되나, 로드 셀(205)은 어느 방향의 하중도 측정 가능하게 되어 있다. 소정의 총 왕복회수를 왕복시켜, 그 사이의 마찰 저항력을 연속적으로 측정하고, 마찰 저항력으로부터 환산되는 마찰계수의 변화를 측정할 수 있다. 시료(208)는 도시하지 않은 히터로 둘러싸여 있어 고온하에서의 마찰 측정을 할 수 있도록 되어 있다.
그리고 본 실시예에서는, 시험 조건(측정 조건)을 아래와 같이 설정하였다.
·시료의 형상: 약 φ4 mm×3 mm　원주 스페이서
·볼 직경: 약 3 mm
·하중: 5 N
·왕복 거리: 2 mm
·왕복 속도: 1 왕복/sec
·왕복 회수: 1800 왕복
·온도: 실온, 및 300 ℃　
(4) 고온 베어링 내구 시험
고온 베어링 내구 시험장치를 사용하여, 베어링의 고온하에서의 회전 내구 시험을 행하는 방법에 대하여 설명한다.
도 4에 나타내는 바와 같이, 고온 베어링 내구 시험장치는, 축(303)에 베어링이 4개 삽입되어 있고, 중앙의 2개가 서포트 베어링(302, 302), 외측의 2개가 시험 베어링(301, 301)이다. 2개의 서포트 베어링(302, 302)과, 2개의 시험 베어링(301, 301)은 모두 동일 모델번호를 갖는다. 시험 베어링(301)은 게이트형상 하우징(304)으로 외륜을 지지받아, 항온조(312)의 바닥면에 고정되어 있다. 서포트 베어링(302)은, 서포트 하우징(305)으로 외륜을 지지받고 있어, 서포트 하우징(305)에 부착된 브래킷(306)을 개재시켜, 항온조(312)의 바닥면을 통과하여 서스펜딩 된 웨이트(307)에 의하여 서포트 베어링(30)에 레이디얼 하중이 부하되도록 되어 있다. 서포트 베어링(302)은, 2개의 시험 베어링(301, 301)의 중간 위치에 배치되어 있어, 서포트 베어링(302)에 부하된 레이디얼 하중은, 시험 베어링(301)에 1/2씩 레이디얼 하중으로서 부하된다. 축(303)의 일단은, 항온조(312)의 벽면을 통과하여 삽입된 회전 도입축(310)과 커플링(309)을 개재시켜 접속되어 있어 도시하지 않은 모터에 의해 회전 도입축(310)을 회전시키면, 시험 베어링(301)을 회전시킬 수 있다. 항온조 (312)를 소정의 온도로 설정하고, 일정 고온하에서의 베어링 회전 내구 시험을 실시할 수 있다. 모터의 토오크 전압을 모니터하여, 시험 베어링(301)이 손상되어 베어링 토오크가 상승하는 것을 측정하고, 시험 베어링(301)의 내구 시험 시간을 측정한다. 게이트형 하우징(304)은 일체품으로, 큐브를 바닥면으로부터 안을 도려내어 제작하고 있다. 도려낸 구멍(hollow hole)은 항온조(312)의 바닥면의 구멍과 연통되어 있어, 도시하지 않은 송풍기로부터의 찬 바람을 도려낸 구멍으로 아래로부터 도입시켜, 서포트 베어링(302)을 냉각하도록 되어 있다. 그 때문에, 서포트 베어링(302)은 시험 베어링(301)보다 조기에 손상되는 일은 없다.
그리고 본 실시예에서는, 시험 조건(측정 조건)을 아래와 같이 설정하였다.
·시험 베어링 내의 자기 윤활성 복합재료의 형상: 약 φ4 mm×3 mm　원주 스페이서
·베어링 내경: φ10 mm
·베어링 타입: 도 1에 나타내는 형상의 베어링, 단, 자기 윤활성 복합재료의 재료 비교시에는, 베어링도 절삭가공(절단가공(cut-out)) 유지기 타입의 베어링, 또는 원주 스페이서 주입 홈 타입의 베어링을 사용한다.
·레이디얼 하중: 50 N/1 베어링
·회전 속도: 1000 min－1
·베어링 온도: 400 ℃
(5) 자기 윤활성 복합재료의 압축 강도와 베어링 내구성과의 관계
실시예 1의 소결 조건만을 변경하여, 2 종류의 자기 윤활성 복합재료를 소결하였다. 소결 조건의 차이는, 소결 시간이 한쪽은 다른 한쪽의 1/2이라고 하는 점이다. 소결 된 자기 윤활성 복합재료를 도 2에 나타내는 압축 강도 측정장치를 사용하여 같은 측정 조건으로 압축 시험을 행하여, 한쪽의 압축 강도가 40 MPa, 다른 한쪽이 67 MPa의 결과를 얻었다. 각각을 도 1에 나타내는 형상의 베어링에 장착하여, 도 5에 나타내는 고온 베어링 내구 시험장치를 사용하여 위에서 설명한 바와 같은 시험 조건으로 내구 시험을 실시한 결과, 40 MPa제품은 838만 회전으로 베어링 수명이 되고, 67 MPa제품은 1550만 회전으로 베어링 수명이 되었다. 그 결과를 도 5에 나타낸다. 손상 형태는, 마모가루의 막힘으로 인한 회전 곤란이다. 소결에 의하여 MoS2입자가 입계를 채우는 Fe나 W의 보강 금속에 의해 결합되어 있으나, 그 결합력이 작은, 즉 압축 강도가 작으면 MoS2입자가 용이하게 탈립해 버려, 윤활에 사용된 채 필요이상으로 자기 윤활성 복합재료의 마모가 진행되어, 베어링의 마모가루 막힘을 일으킨다. 따라서, 동일 조성에서는, 압축 강도와 베어링 수명이 상관관계를 가져, 압축 강도가 큰 것이 베어링 수명이 길다. 따라서, 자기 윤활성 복합재료의 압축 강도를 높이는 것은 중요하다는 결론이 된다.
더하여 압축 강도 35 MPa제품을 제작하여, 같은 베어링 시험을 실시했으나, 회전 개시 초기에 자기 윤활성 복합재료가 베어링 내부에서 균열 손상되어, 약 30만 회전으로 회전 불능이 되었다. 이로써, 압축 강도는 40 MPa 이상일 필요가 있다는 것을 알게 되었다.
(6) MoS 2 의 첨가량과 자기 윤활성 복합재료의 압축 강도와의 관계
자기 윤활성 복합재료의 윤활제의 주성분인 MoS2의 양이 적으면 자기 윤활성 복합재료의 윤활 성능이 작아져 버리기 때문에, 가급적 MoS2량을 많이 첨가하는 것이 좋다. 그렇지만, MoS2가 80 질량%를 넘으면 자기 윤활성 복합재료의 압축 강도가 현저히 저하된다. 따라서, MoS2첨가량의 상한값은 80 질량%로 정한다.
여기서, MoS2의 첨가량을 50 질량%로부터 90 질량%까지 5 질량% 마다 변화시켜 원료가루를 제작하고, 동일 조건으로 소결하여 자기 윤활성 복합재료의 압축 강도의 차이를 조사하였다. 조성 배합비는 실시예 1대로, MoS2와 Fe와의 합계 질량%를 일정하게 하고, 다른 조성은 모두 동일하게 하였다. 도 2에 나타내는 압축 강도 측정장치를 사용하여 압축 강도를 측정하였다. 그 결과를 도 6에 나타낸다. 이 결과로, MoS2의 첨가량이 80 질량%를 넘으면 자기 윤활성 복합재료의 압축 강도가 현저히 저하되는 것을 알 수 있었다.
또한, 아래 조성의 첨가제를 4.2 질량% 첨가하고, 나머지 95.8 질량%를 주성분인 MoS2와 Fe, 이 두 개의 원료만으로 혼합비를 변화시켜 혼합한 후, 소결하여 얻어진 자기 윤활성 복합재료에 대하여 압축 강도를 측정하였다. 이 압축 강도의 측정에 있어서는, 자기 윤활성 복합재료의 형상을 약 반경 4 mm, 길이 약 3 mm의 원주 형상으로 하고, 압축 속도를 5 ㎛/s로 하였다. 결과를 도 7에 나타낸다.
[첨가제의 조성]
C: 2.0 질량%, Cu: 0.1 질량%, Ni: 0.1 질량%, W: 2.0 질량% (합계 4.2 질량%)
아울러, 첨가제를 전혀 첨가하지 않은 자기 윤활성 복합재료에 대해서도 압축 강도를 측정하였다. 결과를 도 7에 나타낸다. 이 경우는, 상기 첨가제는 첨가하지 않고, MoS2와 Fe만을 소정의 비율로 혼합해 소결하여 자기 윤활성 복합재료를 제작하고 압축 강도를 측정하였다. 이 압축 강도의 측정에 있어서도, 자기 윤활성 복합재료의 형상을 약 반경 4 mm, 길이 약 3 mm의 원주형상으로 하고, 압축 속도를 5 ㎛/s로 하였다. 그 결과, 상기 첨가제가 없으면 현저히 압축 강도가 작아지고, 나아가 MoS2가 80 질량%에 달하면 소결할 수 없는 것을 알 수 있었다.
(7) 윤활 성능의 평가
도 3에 나타내는 마찰·마모 측정장치를 사용하여, 실시예 1의 자기 윤활성 복합재료의 마찰계수를 측정하고, 윤활 성능을 평가하였다. 그 측정 결과를 도 8에 나타낸다.
그리고 이 측정에서는, 시험 조건(측정 조건)을 아래와 같이 설정하였다.
·시료의 형상: 약 φ4 mm×3 mm　원주 스페이서
·볼의 직경: 약 φ3 mm
·환경: 대기
·왕복 거리×회수: 2 mm×1800 왕복
·왕복 속도: 1 왕복/sec
·하중: 5 N
(8) MoS 2 첨가량과 마찰계수와의 관계
MoS2의 첨가량을 바꾼 자기 윤활성 복합재료를 준비하고, 도 3에 나타내는 마찰·마모 측정장치를 사용하여 자기 윤활성 복합재료의 마찰계수를 측정하였다. 그 측정 결과를 도 9에 나타낸다. 도 9에 나타내는 바와 같이, 실온과 300 ℃의 2개의 온도 환경에 대하여 행하였으나, 모두 MoS2량이 60 질량%를 밑돌면, 마찰계수가 현저히 커진다. 첨가량이 60 질량% 이상에서는, 실온에서는 마찰계수가 0.095~0.15 정도, 300 ℃에서는 0.11~0.12 정도이다. 따라서, MoS2는 60 질량% 이상 첨가하는 것이 좋다.
MoS2와 Fe의 합계 질량%는 일정하게 하고, 실시예 1의 조성 범위에서 배합되어 있다. 다른 원소의 배합 비율은 변화시키지 않았다.
이것으로, MoS2첨가량이 60 질량% 이하가 되면 마찰계수가 현저히 커지는 것을 알 수 있었다. 이 경향은, 300 ℃ 때도 같다.
(9) C첨가량에 의한 산화 중량 변화
C첨가량을 1~9 질량%까지 변화시켰을 때의 자기 윤활성 복합재료의 내산화 특성을 조사하였다. 각 물질의 배합 비율은 실시예 1에 규정한 범위에서, C와 MoS2의 합계의 질량%를 일정하게 하고, 다른 원소의 양은 변화시키지 않았다. C첨가량이 다른 자기 윤활성 복합재료를 대기 중에서 표기 온도에 폭로시켜 유지하고, 그 전후의 중량 변화를 측정하였다. 측정 결과를 도 10에 나타낸다.
그 결과, C첨가량이 2 질량%를 밑돌면 중량이 현저히 증가하는 것을 알 수 있었다. 이것은 산화에 의한 중량 증가로 판단된다. 따라서, C첨가량은 2 질량% 이상 필요하다. 2 질량% 이상을 첨가해도 중량 변화량은 크게는 변하지 않았다.
그리고 이 측정에서는, 측정 조건을 아래와 같이 설정하였다.
·시료의 형상: 약 φ4 mm×3 mm　원주 스페이서
·시료 개수: 1 조성 당 8개
·환경: 대기
·온도: 500 ℃(항온조 내에 유지)
·유지 시간: 1 hr
·중량 측정: 시험 전후의 8개 전체에서의 중량 변화를 구하여 평균을 내었다.
이로써, C의 첨가량이 2 질량% 이하가 되면 산화에 의한 중량 증가가 현저히 커지는 것을 알 수 있었다.
(10) C첨가량과 압축 강도와의 관계
C첨가량을 1~9 질량%까지 변화시켰을 때의 자기 윤활성 복합재료의 압축 강도를 조사하였다. 각 물질의 배합 비율은 실시예 1에 규정한 범위에서, C와 MoS2의 합계의 질량%를 일정하게 하고, 다른 원소의 양은 변화시키지 않았다. 도 2에 나타내는 압축 강도 측정장치를 사용하여 같은 측정 조건으로 행하였다. 측정 결과를 도 11에 나타낸다.
그 결과, C첨가량이 7 질량%를 웃돌면 압축 강도가 현저히 감소하는 것을 알 수 있었다. 따라서, C첨가량은 7 질량% 이하일 필요가 있다. 7 질량% 이하의 영역에서의 압축 강도는 크게는 변하지 않았다.
따라서, C첨가량에 의한 산화 중량 변화의 결과와 아울러 생각하면, C첨가량은 2 질량% 이상, 7 질량% 이하일 필요가 있다.
이것으로, C의 첨가량이 7 질량% 이상이 되면 압축 강도가 현저히 작아지는 것을 알 수 있었다.
(11) Cu 및 Ni첨가량과 압축 강도와의 관계
Cu첨가량을 0~2.5 질량%까지 변화시켰을 때의 자기 윤활성 복합재료의 압축 강도를 조사하였다. 각 물질의 배합 비율은 실시예 1에 규정한 범위에서, C와 MoS2의 합계의 질량%를 일정하게 하고, 다른 원소의 양은 변화시키지 않았다. 도 2에 나타내는 압축 강도 측정장치를 사용하여, 같은 측정 조건으로 행하였다. 측정 결과를 도 12에 나타낸다.
그 결과, Cu첨가량이 0.1~2 질량%의 범위로부터 벗어나면 압축 강도가 현저히 감소하는 것을 알 수 있었다. 따라서, Cu첨가량은 0.1~2 질량%의 범위일 필요가 있다. 그 영역 내에서의 압축 강도는 크게는 변하지 않았다.
마찬가지로 Ni에 대해서도 행하였다. 첨가량의 범위는 Cu와 동일하다. 그 결과, Cu의 결과와 거의 같은 결과를 얻었다. 따라서, Ni첨가량은 0.1~2 질량%의 범위일 필요가 있다. 그 영역 내에서의 압축 강도는 크게는 변하지 않았다.
게다가 Cu와 Ni를 반반으로 하여, 상기 범위의 합계 첨가량에 대하여 똑같이 조사하였다. 그 결과, Cu단체(單體), 및 Ni단체와 같이 0.1~2 질량% 의 범위에서 압축 강도가 커지는 것을 알 수 있었다. 더욱이 그 압축 강도값은 Cu단체, 또는 Ni단체를 첨가했을 때보다도 커진다. 따라서, Cu와 Ni를 등량씩, 합계 0.1~2 질량% 의 범위에서 첨가하면 압축 강도를 보다 크게 할 수 있다. 상기 범위 내에서는 압축 강도의 차이는 작다.
이것으로, Cu, Ni는 0.1~2 질량% 첨가되어 있으면 압축 강도가 커진다. 그 영역을 벗어나면 현저히 압축 강도가 저하되는 것을 알 수 있었다. 또한, Cu, Ni가 반반, 양쪽 모두에 첨가되어 있으면 상기 영역에서 한층 더 압축 강도가 커지는 것을 알 수 있었다. 상기 영역을 일탈하면 압축 강도가 현저히 저하되는 것도 동일하다.
[Cu 및 N첨가량과 베어링 내구성능과의 관계]
본 실시 형태에서는, Cu 및 Ni가 0.1~1.8 질량% 첨가되어 있는 쪽이, 2.0 질량% 첨가되어 있는 경우보다도 베어링의 내구성능은 커진다. 그러므로, 압축 강도로부터 Cu 및 Ni는 0.1~2.0 질량%로 규정하고 있으나, 0.1~1.8 질량%의 범위가 바람직하다.
그것을 증명하기 위하여, 도 2에 나타내는 압축 강도 측정장치를 사용하고 Cu와 Ni의 합계의 첨가량(양 원소 반반)을 0.1~2.0 질량%까지 변화시킨 자기 윤활성 복합재료를 사용하여, 도 1에 나타내는 형상의 베어링을 제작해 베어링의 내구성능을 측정하였다. 결과를 도 13에 나타낸다.
그리고 이 시험에서는, 각 물질의 배합 비율은, 「MoS2가 60 질량%~80 질량%, Cu 및 Ni의 합계가 0.1 질량%~2 질량%, 잔부를 Fe로 하고, C와 MoS2의 합계의 질량%를 일정하게 하였으며 다른 원소의 양은 변화시키지 않았다. 또한, Cu와 Ni의 합계의 첨가량이 0.1 질량% 미만과 2.0 질량% 초과에 대하여는, 베어링 내구성능 시험을 행하지 않았다.
이 측정에서는, 시험 조건(측정 조건)을 아래와 같이 설정하였다.
·시험 베어링 내의 자기 윤활성 복합재료의 형상: 약 φ4 mm×3 mm　원주 스페이서
·베어링 내경: φ10 mm
·베어링 타입: 도 1에 나타내는 형상의 베어링
·레이디얼 하중: 50 N/1 베어링
·회전 속도: 1000 min－1
·베어링 온도: 400 ℃
·환경: 대기
도 13에 나타내는 바와 같이, Cu 및 Ni의 합계의 첨가량이 0.1~1.8 질량%의 범위에서는, 내구성능(베어링 총회전수, 수치는 명시하지 않음)에 큰 차이는 볼 수 없으나, 2.0 질량%의 경우는 내구성능이 다소 작아지는 것을 알 수 있었다.
베어링으로서는 2.0 질량%인 경우도 충분한 내구성능을 가진다고 판단되므로, Cu와 Ni와의 합계의 첨가량은 0.1~2.0 질량%로 규정되고, 0.1~1.8 질량%로 규정되는 것이 바람직하다.
(12) 마찰 시험 후의 시료의 마모 깊이
도 3에 나타내는 마찰·마모 측정장치를 사용하여 마찰 시험을 행하면, 볼이 접동한 영역이 주형(舟形)으로 마모된다(도 14 참조). 선형(船形)의 단면 방향으로 시료 중앙의 형상을 측정하고, 마모 깊이를 구한다. 이 값에 의하여, 시료의 마모량 크기를 비교할 수 있다. 배의 단면 방향의 길이는 0.6 mm정도이다.
이것으로, 마찰 시험 후의 시료 단면은 마모되어 있고, 그 중앙의 마모 깊이에 의해 마모량의 크기를 나타낼 수 있는 것을 알 수 있었다.
(13) W첨가량과 마모 깊이와의 관계
W를 0~25 질량%의 범위에서 첨가량을 변화시켜 마찰 시험 후의 자기 윤활성 복합재료 마모 깊이의 차이를 조사하였다. 첨가물질의 배합비는 실시예 1에 규정한 범위에서 행하고, W와 MoS2의 합계 첨가량은 일정하게 하였다. 그 외의 원소는 모두 동일 조성으로 하였다. 그 결과, 도 15에 나타내는 바와 같이, 2~20 질량% 의 범위에서 마모 깊이가 감소하는 것이 확인되었다. 상기 영역을 벗어나면 마모 깊이가 현저히 커진다. 따라서, 자기 윤활성 복합재료의 내마모성을 향상시키려면 W를 2~20 질량% 첨가할 필요가 있다. 또한, 300 ℃에서 같은 시험을 행한 결과, 상대적으로 실온시에 비하여 마모 깊이는 커졌으나 2~20 질량%의 범위에서 마모 깊이가 작아지는 것을 알 수 있었다. 실온, 및 300 ℃ 둘 다, 상기 영역 내에서의 마모 깊이에 큰 차이는 없다. 실온에서 고온 영역까지 내마모성을 향상시키는데 W를 2~20 질량% 첨가하는 것이 유용하다.
그리고 이 측정에 있어서, 시험 조건(측정 조건)을 아래와 같이 설정하였다.
·시료의 형상: 약 φ4 mm×3 mm　원주 스페이서
·볼 직경: 약 3 mm
·환경: 대기
·왕복 거리×회수: 2 mm×105 회
·왕복 속도: 1 왕복/sec
·하중: 5 N
·온도: 실온, 및 300 ℃
이것으로, W를 2~20 질량% 첨가하면 자기 윤활성 복합재료의 내마모성을 크게 할 수 있는 것을 알 수 있었다.
(14) W첨가량과 압축 강도와의 관계
W를 0~25 질량%의 범위에서 첨가량을 변화시켜 압축 강도의 차이를 조사하였다. 첨가물질의 배합비는 실시예 1에 규정한 범위에서 행하고, W와 MoS2의 합계 첨가량은 일정하게 하였다. 그 외의 원소는 모두 동일 조성으로 하였다. 그 결과, 도 16에 나타내는 바와 같이, W의 첨가량이 20 질량% 이상이 되면, 압축 강도가 저하되는 것이 확인되었다. 따라서, W의 첨가량은 20 질량% 이하일 필요가 있다. 20 질량% 이하이면, 압축 강도에 큰 차이는 인정되지 않는다.
W가 2~20 질량%의 범위에서 내마모성이 향상되는 시험 결과와 아울러 생각하면, W가 2~20 질량%의 범위에서 내마모성이 크며 또한 압축 강도도 큰 자기 윤활성 복합재료를 얻을 수 있게 된다.
그리고 이 측정에 있어서, 시험 조건(측정 조건)을 아래와 같이 설정하였다.
·시료의 형상: 약 φ4 mm×3 mm　원주 스페이서
·볼 직경: 약 3 mm
·환경: 대기
·왕복 거리×회수: 2 mm×105 회
·왕복 속도: 1 왕복/sec
·하중: 5 N
·온도: 실온
이것으로, W를 2~20 질량% 첨가하면 자기 윤활성 복합재료의 내마모성을 크게 할 수 있는 것을 알 수 있었다.
(15) Fe첨가량과 압축 강도와의 관계
Fe를 0~25 질량%의 범위에서 첨가량을 변화시켜 압축 강도의 차이를 조사하였다. 첨가물질의 배합비는 실시예 1에 규정한 범위에서 행하고, Fe와 MoS2의 합계 첨가량은 일정하게 하였다. 그 외의 원소는 모두 동일 조성으로 하였다.
그 결과, 도 17에 나타내는 바와 같이, Fe의 첨가량이 3 질량% 이하이면 입자끼리가 결합되지 않고 소결이 불가능하였다. 또한, Fe의 첨가량이 4 질량% 이상인 시료에 대하여, 원주형상의 자기 윤활성 복합재료를 베어링에 내장해 조립체로 하고 수동으로 회전성을 조사한 결과, 압축 강도가 40 MPa 이하에서는 회전 개시 후, 30만 회전 정도에서 자기 윤활성 복합재료가 붕괴하고 베어링 내에서 막혀 회전 불능이 되는 것을 알 수 있었다. 즉, 압축 강도 40 MPa 이하에서는 베어링에 내장하는 자기 윤활성 복합재료로서는 사용할 수 없다. Fe의 첨가량이 5 질량%를 넘으면 압축 강도가 40 MPa 이상이 된다. Fe의 첨가량이 커짐에 따라, 거의 단조(單調) 증가로 압축 강도는 커진다. 따라서, 베어링에 내장하여 자기 윤활성 복합재료를 사용하려면, Fe의 첨가량은 5 질량% 이상으로 할 필요가 있다고 할 수 있다.
그리고 이 시험에서는, 시험 조건(측정 조건)을 아래와 같이 설정하였다.
·시험 베어링 내의 자기 윤활성 복합재료의 형상: 약 φ4 mm×3 mm　원주 스페이서
·베어링 내경: φ10 mm
·베어링 타입: 도 1에 나타내는 형상의 베어링
·수동식 방법: 내륜에 축을 통과시켜 지지한 후, 손가락 끝으로 외륜을 위에서 아래로 회전시켜 초기 회전 속도를 300~500 min－1 정도로 한다.
·압축 속도: 5 ㎛/s
·시료 개수: 3개(평균값을 채용) 이것으로, Fe를 5~25 질량% 첨가하면 자기 윤활성 복합재료를 베어링 내에 내장할 수 있는 압축 강도를 얻을 수 있는 것을 알 수 있었다.
(16) Fe첨가량과 마찰계수와의 관계
Fe를 5~25 질량% 의 범위에서 첨가량을 변화시켜 마찰계수의 변화를 조사하였다. 첨가물질의 배합비는 실시예 1에 규정한 범위에서 행하고, Fe와 MoS2의 합계 첨가량은 일정하게 하였다. 그 외의 원소는 모두 동일 조성으로 하였다. 5 질량% 이하는 40 MPa 이상의 압축 강도를 얻을 수 없기 때문에 시험을 행하지 않았다.
그 결과, 도 18에 나타내는 바와 같이, Fe의 첨가량이 증가함에 따라 마찰계수도 상승하는 경향이 있으나, 첨가량이 20 질량%를 넘으면 현저히 마찰계수가 상승한다. 따라서, Fe의 첨가량은 20 질량% 이하일 필요가 있다. 압축 강도 측정 결과와 아울러 볼 때, Fe의 첨가량은 5~20 질량%인 것이 좋다.
그리고 본 시험에서는, 시험 조건(측정 조건)을 아래와 같이 설정하였다.
·시료의 형상: 약 φ4 mm×3 mm　원주 스페이서
·압축 속도: 5 ㎛/s
·시료 개수: 3개(평균값을 채용)
따라서, Fe를 5~25 질량% 첨가했을 때, 자기 윤활성 복합재료의 마찰계수는 거의 단조 증가에 가까운 상승을 나타내고, 20 질량% 를 넘으면 현저히 상승한다. 압축 강도 측정의 결과와 아울러 생각하면 Fe는 5~20 질량% 첨가하는 것이 좋은 것을 알 수 있었다.
(17) 내구성능
MoS2를 50~90 질량%의 범위에서 첨가량을 변화시킨 자기 윤활성 복합재료를 내장하는 베어링을 사용하여 내구성능을 조사하였다. 첨가물질의 배합비는 실시예 1에 규정한 범위에서 행하고, Fe와 MoS2의 합계 첨가량은 일정하게 하였다. 그 외의 원소는 모두 동일 조성으로 하였다.
그 결과, 도 19에 나타내는 바와 같이, MoS2의 첨가량이 60~80 질량%인 경우에 베어링이 총회전수 2000만 회전을 넘어 시험이 중단되었다. MoS2가 50 질량%일 때는 1640만 회전으로 베어링 수명이 되고, 90 질량%에서는 440만 회전으로 현저히 작아졌다. 따라서, 자기 윤활성 복합재료를 베어링에 내장하는 경우, MoS2의 첨가량은 60~80 질량% 의 범위인 것이 바람직하다.
그리고 이 측정에서는, 시험 조건(측정 조건)을 아래와 같이 설정하였다.
·시험 베어링 내의 자기 윤활성 복합재료의 형상: 약 φ4 mm×3 mm　원주 스페이서
·베어링 내경: φ10 mm
·베어링 타입: 도 1에 나타내는 형상의 베어링
·레이디얼 하중: 50 N/1 베어링
·회전 속도: 1000 min－1
·베어링 온도: 400 ℃
·환경: 대기
따라서, MoS2첨가량을 60~80 질량% 첨가했을 때, 자기 윤활성 복합재료를 내장하는 베어링의 내구성능은 커지는 것을 알 수 있었다.
(18) 고온하에서의 대(對) 외륜·대 내륜 접동 마찰계수 측정
도 20(a), (b)에 나타내는 고온 외내륜 전동 마찰계수 측정장치를 사용하여, 아래의 요령으로 원주형상의 자기 윤활성 복합재료의 고온하에서의 대 외륜·대 내륜 접동 마찰계수를 측정하였다. 그리고 이 고온 외내륜 전동 마찰 측정장치는 축을 새로 장착함으로써, 대 외륜 회전과 대 내륜 회전, 양쪽의 접동 마찰 저항을 측정할 수 있다. 도 20(a)은, 고온 외내륜 회전동 마찰 측정장치에 의한 외륜 회전 시험시의 정면도를 나타내고, 도 20(b)는 고온 외내륜 회전동 마찰 측정장치에 의한 내륜 회전 시험시의 정면도를 나타낸다.
우선, 도 20(a)를 참조하여, 고온 외내륜 회전동 마찰계수 측정장치에 의한 외륜 회전시의 마찰 저항 측정에 대하여 설명한다.
도 20(a)에 나타내는 바와 같이, 외륜 회전 구동축(이하, 구동축)(418)이 모터(421)에 접속되어 회전 가능하게 되어 있다.
항온조(420)의 벽면에 열린 구동축 도입구멍(406)으로부터 항온조(420) 내에 구동축(418)의 선단이 도입되어 있다.
구동축 도입구멍(406)은, 구동축(418)의 지름보다 약간 크게 만들어져 있어, 양자는 접촉하지 않는다.
구동축(418)의 선단에는, 단면이 ㄷ 자의 외륜 회전 접동 컵(402)이 동 축적으로 부착되어 있다.
구동축(418)은, 항온조(420) 밖에 배치된 구동축 지지 베어링(419)에 의하여 지지를 받고 있고, 구동축 지지 베어링(419)은 구동 베어링 하우징(415)에 수용 지지를 받고 있어, 도시하지 않은 냉각 팬에 의해 냉각되어 구동축(418)이 가열된 경우도 베어링의 내구성능이 작아지지 않도록 베어링 온도를 내리게 되어 있다.
외륜 회전 접동 컵(402)(이하, 컵)은, SUS440C 담금질 뜨임재제로 내주는 연마 후 초정밀 완성으로 마무리되어 면 조도를 0.1 ㎛Ra 이하로 하고 있다.
외륜 회전 접동 컵(402)의 내주면 최하점 위치에 원주 시료(본 실시예의 윤활 재료, 이하, 시료)(401)와 상호 축을 평행하게 하여 접촉하고 있다. 즉, 컵(402)의 내주면과 시료(401)의 외주가 하나의 직선으로 접촉하고 있다.
시료(401)는, 외륜 회전 동반 회전축(이하, 동반축(co-rotating shaft))(403)의 외주부에 마련된 시료(401)와 동일 지름의 원주 형상을 가진 감합구멍에 감합되어 있어, 동반 회전축(403)으로부터 탈락할 일은 없도록 되어 있다.
동반 회전축(403)은, 항온조(420)의 동반축 도입구멍(407)으로부터 항온조(420) 내에 도입되어 있어, 항온조(420) 외에 배치되는 다른 한쪽의 축단부가 플랜지 형상이 되어 있다(축결합용 플랜지(405)).
축결합용 플랜지(405)의 타단은 축형상이 되어 있어, 축결합용 플랜지(405)로 일체화된 동반 회전축(403)의 축단을 형성하고 있다.
동반 회전축(403)의 축단에는 축고정형 토오크계(414)가 접속되어 있어, 동반 회전축(403)의 축력(토오크)을 측정할 수 있다.
2개의 축결합용 플랜지(405, 405)끼리는, 단열 세라믹 슬리브(이하, 단열 슬리브) (404)를 개재시켜, 동축, 일체적으로 체결되어 있다. 체결된 양 플랜지(405, 405)는 도시하지 않은 냉각 팬에 의해 냉각되어 있다. 양 플랜지(405, 405)를 체결하는 나사는 단열 슬리브(404)를 복수 개 개재시킴으로써 플랜지(405)의 한쪽에만 접촉하는 구조로 되어 있어, 나사에 의한 열전도를 가급적 작게 하고 있다. 그 때문에, 동반 회전축(403)이 가열되어 온도가 상승하더라도 그 열량은 토오크계(414)에는 전도되기 어렵게 되어 있어, 열에 의하여 토오크계(414)가 파손되는 것을 방지하고 있다.
토오크계(414)로 동반 회전축(403)을 접속하고 있는 커플링(408)은, 리지드 커플링으로서, 커플링(408)이 굴곡하여 동반 회전축(403)이 휘는 일은 없다.
구동 베어링 하우징(415)은 직동지지장치(409)에 일체화되어 있어, 구동축(418)마다 상하방향으로만 직동한다. 모터(421)는 구동 베어링 하우징(415)에 일체화된 브래킷으로 지지받고 있다.
구동축(418)은 그것에 접속되는 부품, 구동축 지지 베어링(419)이나 구동 베어링 하우징(415), 모터(421) 등의 자중에 의하여 아래쪽으로 직동하여, 만약 컵(402) 안에 시료(401)나 동반 회전축(403)이 삽입되어 있지 않았다고 하면, 구동축 도입구멍(406)과 구동축(418)이 접촉하여 멈추게 되나, 구동 베어링 하우징(415)의 위쪽에 접속한 웨이트 견인용 와이어(413)를 풀리(411)로 와이어(413) 방향을 변경하여, 와이어(413) 단에 중량 보상 웨이트(412)를 접속함으로써 중량을 캔슬할 수 있다. 그 때문에, 구동축(418)은 상하 방향 임의의 위치에서 정지하는 것이 가능하여, 구동축 도입구멍(406)의 한가운데에 위치시킬 수 있다.
구동축(418)이 상하로 균형이 잡혀 정지되어 있는 상태에서, 중량 보상 웨이트(412) 위에 겹쳐서 시험 하중용 웨이트(410)를 쌓으면, 구동축(418)은 상승하여 구동축 도입구멍(406)과 접촉하여 멈춘다. 그때, 구동축 도입구멍(406)이 받는 레이디얼 하중은 나중에 실은 시험 하중용 웨이트(410)의 하중 그 자체가 된다. 이때, 컵(402) 안에 시료(401)를 유지한 동반 회전축(403)이 삽입되어 있다고 하면, 구동축(418)은 시료(401)에 접촉되어 있기 때문에, 그 위치를 유지하면서 시료(401)는 시험 하중 웨이트(410)와 동일한 레이디얼 하중을 받게 된다. 이 위치관계를 유지한 채로 모터(421)를 회전시키면, 컵(402)이 시료(401)와 접동하면서 동반 회전축(403)의 주위를 회전한다. 그때, 시료(401)와 컵(402)의 접동면과의 사이에서 동적 마찰력(dynamic friction force)이 발생하여, 동반 회전축(403)이 동반 회전을 하려고 축력을 발생시켜, 그것이 토오크계(414)로 측정되게 된다. 그 측정값과 레이디얼 하중으로부터 그 시험 조건에서의 마찰계수를 구할 수 있다. 항온조(420)의 온도를 시험 조건 온도로 설정하고 충분히 유지한 후에, 모터(421) 회전을 행하여, 설정 온도에서의 마찰계수를 구한다. 이때, 구해진 마찰계수값이, 시료(401)에 외륜 회전의 링이 접동했을 때의 마찰계수를 나타내고 있다.
다음으로, 도 20(b)를 참조하여, 고온 외내륜 회전동 마찰계수 측정장치에 의한 내륜 회전시의 마찰 저항 측정에 대하여 설명한다.
고온 외내륜 회전동 마찰계수 측정장치의 주된 구성은 앞서 설명한 외륜 회전 시험시의 장치 구성과 같으나, 구동되는 축이 내륜 회전 접동축(이하, 접동축)(416)으로 변경되고 시료(401)는 접동축(416)과 축이 평행하게 설치되어, 외경이 직선적으로, 접동축(416)의 최하점 위치에서 접촉되어 있다.
시료(401)는, 내륜 회전 동반 회전 컵(이하, 동반 회전 컵)(417)에 장착되어 있어, 외륜 회전 시험시와 마찬가지로 탈락하는 일은 없다.
내륜 회전 시험의 경우도, 풀리(411)를 개재시켜 중량 보상용 웨이트(410)를 접속함으로써 접동축(416)을 상하 임의 위치에 정지시킬 수 있다. 그 상태에서, 접동축(416)에 동반 회전 컵(417)을 씌워 시료(401)를 접촉시키고, 나아가 시험 하중용 웨이트(410)를 구동 베어링 하우징(415)의 상부에 실으면, 레이디얼 하중이 접동축(416)을 개재시켜 시료(401)에 부하되게 된다.
모터(421)를 회전시키면, 접동축(416)은 동반 회전 컵(417) 안에서 시료(40)와 접동하면서 회전하고, 동반 회전축(422)에 축력이 생긴다. 그것을 토오크계(414)로 측정하여 환산하면, 소정 시험 하중시의 마찰계수를 구할 수 있는 것은 외륜 회전 시험 때와 같다.
항온조(420)를 시험 온도로 설정하여 충분히 시료를 유지하고, 설정 온도가 된 후에 회전을 시작하면, 그 온도에서의 마찰계수가 구해진다.
이 도 20(b)의 시험장치(고온 외내륜 회전동 마찰계수 측정장치)에 의한 마찰계수값이, 시료(401)가 접촉하는 축이 회전(내륜 회전)했을 때의 마찰계수를 나타내고 있다.
그리고 본 실시예에서는, 시험 조건(측정 조건)을 아래와 같이 설정하였다.
·자기 윤활성 복합재료 형상(시료 형상): 약 φ4 mm×3 mm　원주 스페이서
·외륜 회전 시험시
·접동 컵 내경: φ30 mm
·동반 회전축 외경: φ28 mm
·내륜 회전 시험시
·접동축 외경: φ30 mm
·동반 회전 컵 내경: φ32 mm
(외륜 회전·내륜 회전 둘 다 접동면경은φ30으로 설정)
·레이디얼 하중: 5 N
·회전 속도: 60 min－1, 360 min－1
·베어링 온도: 300 ℃
(19) 윤활 성능의 평가
도 20(a)에 나타내는 고온 외내륜 회전동 마찰계수 측정장치를 사용하여 실시예 1의 자기 윤활성 복합재료의 마찰계수를 측정하고, 윤활 성능을 평가하였다. 그 측정 결과를 도 21에 나타낸다. 도 21에서는, 평가 개시 후, 약 2시간의 마찰계수의 경시적 변화를 나타내고 있다.
그리고 이 측정에서는, 시험 조건(측정 조건)을 아래와 같이 설정하였다.
·시료의 형상: 약 φ4 mm×3 mm　원주 스페이서
·접동면의 직경: 약 φ30 mm
·환경: 대기, 및 300 ℃
·회전륜: 외륜
·회전 속도: 200 min－1
·레이디얼 하중: 5 N
(20) 회전륜과 마찰계수와의 관계
위에서 설명한 바와 같은 측정 조건으로 고온 외내륜 회전동 마찰계수 측정장치를 사용하여 회전륜과 마찰계수와의 관계를 조사하였다.
그 결과, 환경조건으로서 대기, 및 300 ℃의 경우, 같은 회전 속도에서는 외륜 회전(링이 회전하고 있고, 접동면은 링의 내경면)시에 마찰계수가 작다. 또한, 회전 속도 60 min－1과 360 min－1을 비교하면, 60 min－1일 때가 외륜 회전과 내륜 회전의 마찰계수값의 차이가 크다. 즉, 300 ℃의 경우, 외륜 회전이며 또한 60 min－1일 때가 가장 마찰계수가 작다. 따라서, 환경 온도가 300 ℃ 정도, 외륜 회전이며 또한, 60 min－1 정도의 회전 속도로 사용되는 경우가 본 실시예의 자기 윤활성 복합재료의 윤활 성능이 가장 잘 발휘되는 조건이라고 할 수 있다. 그래서 본 실시예의 자기 윤활성 복합재료는, 예를 들어, 텐터 클립용 베어링 등에 사용되는 것이 좋다.
(21) 고온하에서의 베어링 외륜 회전시의 내구성능의 검증
도 23에 나타내는 고온 외륜 롤링 베어링 내구 시험장치를 사용하여, 아래의 요령으로 고온하에서의 베어링 외륜 회전시의 내구성능을 검증하였다. 그리고 도 23에 나타내는 고온 외륜 롤링 베어링 내구 시험장치는, 시험 베어링으로의 레이디얼 하중의 부하장치 부분이, 도 20(b)에 나타내는 고온 외·내륜 회전동 마찰 측정장치의 레이디얼 하중 부하장치(400)와 거의 동일하다.
먼저, 레이디얼 하중 부하 장치부에 대하여 설명한다.
구동 베어링 하우징(515)은, 직동지지장치(509)에 일체화되어 있어, 구동축(외륜 회전 구동축)(502)마다 상하방향으로만 직동한다. 모터(521)는 구동 베어링 하우징(515)과 일체화된 브래킷으로 지지받고 있다.
구동축(502)은 그것에 접속되는 부품, 구동축 지지 베어링(519)이나 구동 베어링 하우징(515), 모터(521) 등의 자중에 의하여 아래쪽으로 직동하여, 만약, 컵 안에 시험 베어링(501)이나, 외륜 외통(外輪外筒, 503)이 장전되어 있지 않았다고 하면, 구동축 도입구멍(506)과 구동축(502)이 접촉하여 멈추게 되나, 구동 베어링 하우징(515)의 위쪽에 접속한 웨이트 견인용 와이어(513)를 풀리(511)로 와이어 방향을 변경하여, 와이어단에 중량 보상 웨이트(512)를 접속함으로써 중량을 캔슬할 수 있다.
그 때문에, 구동축(502)은 상하방향 임의의 위치에서 정지되는 것이 가능하여, 구동축 도입구멍(506)의 한가운데에 위치시킬 수 있다. 구동축(502)이 상하로 균형이 잡혀 정지되어 있는 상태에서, 시험 하중용 웨이트(510)를 구동 베어링 하우징(515)의 상부에 실으면 구동축(502)은 하강하여 구동축 도입구멍(506)에서 접촉하여 멈춘다. 그때, 구동축 도입구멍(506)이 받는 레이디얼 하중은 나중에 실은 시험 하중용 웨이트(510)의 하중 그 자체가 된다. 구동축(502)의 축단에는 플랜지가 마련되어 있어, 구동축(502)이 구동축 도입구멍(506)의 내경에 부딪치기 전에, 이 플랜지가 뒤에서 설명하는 외륜 외통(503)에 부딪치면, 외륜 외통(503)이 아래 방향으로 레이디얼 하중을 받게 된다.
다음으로, 시험 베어링(501)과 그 주변 부분에 대하여 설명한다. 시험 베어링(501)은 동일 베어링 2개로 구성되어 있고, 외륜 외통(503)에 외륜이 감합되어 있다. 시험 베어링(501)은 항온조(520)의 중앙에 배치되어 있고, 시험 베어링(501)의 내륜에는 내륜 동반축(522)이 감합되어 있어, 동반 회전축(522)의 양단은 항온조(520)의 벽에 마련된 동반 회전축 도입구멍(507)을 통하여, 각각 항온조(520)의 외부에 돌출되어 있다. 동반 회전축(522)의 양단 근방에는 동반 회전축 지지 베어링이 감합되어 있어, 동반 회전축 지지 베어링 하우징에 내장되어 동반 회전축(522)을 항온조(520)의 밖에서 지지하도록 되어 있다.
여기서, 외륜 외통(503)을 회전시키면, 시료 베어링(501)의 외륜이 회전하고, 내륜도 동반 회전한다. 이때, 동반 회전축 지지 베어링(2개 합계)의 동적 마찰 토오크값이 시험 베어링(501)(2개 합계)의 동적 마찰 토오크값보다 작으면, 동반 회전축(522)이 회전(동반 회전)하고, 그 동적 마찰 토오크값의 차이가 동반 회전축에 접속된 토오크계로 측정된다.
외륜 회전 구동축(502)과 그 주변 부분의 질량이 캔슬된 상태(중량 보상용 웨이트를 쌓은 상태)에서, 구동축(502)이 구동축 도입구멍(506)의 내경에 접촉하지 않도록 상하로 조정하고, 구동축(502)의 축단의 플랜지를 시험 베어링(501)의 외륜 외통(503)에 서로의 축이 평행이 되도록 접촉시켜(상호의 접촉 부분은 일직선이 된다), 거기에서 시험 하중용 웨이트(510)를 실으면 구동축(502)은 아래 방향으로 강하하려고 하나, 외륜 외통(503)이 있으므로 위치는 변함없이 외륜 외통(503)이 시험 하중 웨이트(510)와 같은 크기의 레이디얼 하중을 받게 되고, 그 레이디얼 하중은 그대로 시험 베어링(501)에 부하된다. 시험 베어링(501)에는 시험 하중용 웨이트(510)에 의한 레이디얼 하중과 외륜 외통(503)의 자중에 의한 레이디얼 하중의 합계가 진정한 레이디얼 하중으로서 부하된다. 이 상태에서 구동축(502)을 모터(521)에 의하여 회전시키면 구동축(502)의 플랜지 표면과 외륜 외통(503)의 표면과의 마찰력에 의하여, 외륜 외통(503)이 시험 베어링(501)의 외륜과 함께 회전하고, 그에 수반하여 시험 베어링(501)의 내륜이 동반 회전하여, 시험 베어링(501)의 동적 마찰 토오크(정확하게는, 시험 베어링(501)과 지지 베어링의 동적 마찰 토오크의 차이값)를, 동반 회전축(522)을 개재시켜 토오크계로 계측할 수 있다.
회전 시험 동안, 토오크계의 출력을 모니터해 두면, 시험 베어링(501)의 동적 마찰 토오크값을 계측할 수 있을 뿐 아니라, 시험 베어링(501)이 손상되어 동적 마찰 토오크값에 변화가 생긴 것을 감지함으로써 시험 종료를 판단할 수 있다.
구동축 지지 베어링(519)은, 구동 베어링 하우징(515)에 수용 지지를 받고 있어, 도시하지 않은 냉각 팬에 의해 냉각되어 구동축(502)이 가열된 경우도 베어링의 내구성능이 작아지지 않도록 베어링 온도를 내리게 되어 있다. 외륜 회전 구동축(502)과 외륜 외통(503) 둘 다 SUS440C 담금질·뜨임재제로, 상호의 접촉면 면 조도를 0.4 ㎛Ra 이하로 하고 있다.
동반 회전축(522)의 재질, 열처리, 면 조도도 마찬가지이다. 동반 회전축 지지 베어링은, 베어링 윤활용 그리스(grease)를 소량 도포하여 윤활되어 있고, 도시하지 않은 냉각 팬에 의해 지지 베어링 하우징(517) 마다 냉각되어 있어, 항온조(520) 내에서 승온된 동반 회전축(522)으로부터의 열전도로 윤활용 그리스가 열화되는 것을 방지하고 있다. 따라서, 동반 회전 지지 베어링이 시험 베어링(501)보다 먼저 손상되는 일은 없다. 윤활용 그리스는, 소량, 정량적으로 도포되어 있어 동반 회전축 지지 베어링(2개의 합계)의 동적 마찰 토오크가 시험 베어링(501)(2개의 합계)의 동적 마찰 토오크보다 작아지도록 설정되어 있다. 그로써, 회전 시험 중에는 반드시 시험 베어링(501)과 동반 회전축 지지 베어링과의 동적 마찰 토오크값의 차이가 토오크계로 측정된다.
아래와 같은 조건으로 베어링의 회전 내구성능 시험을 행하여, 상기 동적 마찰 토오크값(의 차이)이 시험 개시 후의 안정값의 4배를 넘거나 시험 베어링(501)이 손상되어 잠궈지거나 한 경우, 그때까지의 총회전수를 시험 베어링(501)의 내구성능으로서 평가한다.
그리고 이 시험(측정)에서는, 시험 조건(측정 조건)을 아래와 같이 설정하였다. ·자기 윤활성 복합재료 형상: (1) 절삭가공 유지기 타입
　　　　　　　　　(2) φ4 mm×3 mm　원주 스페이서
　　　　　　　　　(3) φ2 mm×2 mm　원주 스페이서
·자기 윤활성 복합재료의 조성:
·실시예: MoS2 60 질량%-Cu·Ni 등량 합계 1.0 질량%-C 4 질량%-W 17.5 질량%-잔부 Fe 17.5 질량%
·비교예: WS2 60 질량%-(Ni－20Cr－3B) 2.0 질량%-(Ni－12.7B) 3.0 질량%-잔부 WB 35 질량% (일본국 특허 제 3785283호에 규정된 범위)
·베어링 내경: φ10 mm,
　　　　　　 φ30 mm(베어링 타입 (3)에 한함)
·베어링 타입: (1) 절삭가공 유지기 타입 베어링
　　　　　　　(2) 원주 스페이서 주입 홈 타입
　　　　　　　　　　(예: 일본국 특허 제 3608064호에 기재된 구성)
　　　　　　　(3) 원주 스페이서 유지기 지지 타입 앵귤러 베어링
·레이디얼 하중: 　50 N/1 베어링,
　　　　　　　　　　100 N/1 베어링 (베어링 타입(3)에 한함)
·회전 속도(내륜 회전으로 환산): 1000 min－1,
　　　　　　　　　　　　　　500 min－1 (베어링 타입(3) 에 한함)
·베어링 온도: 400 ℃
여기서, 상기 (1)~(3)의 「자기 윤활성 복합재료 형상」의 개요는 아래와 같다.
(1) 절삭가공 유지기 타입은, 도 24(a), (b)에 나타내는 바와 같이, 자기 윤활성 복합재료로 성형한 링에 외경으로부터 내경으로 관통하는 직선형 둥근 구멍을 마련하여 볼 포켓으로 하는 타입이다.
또한, (2) 4x3원주 스페이서는, 도시하지 않으나, 아래와 같이 베어링 타입 (2) 원주 스페이서 주입 홈 타입에 사용된다.
게다가, (3) 2x2원주 스페이서도 도시하지 않으나, 아래와 같이 베어링 타입 (3) 원주 스페이서 유지기 지지 타입 앵귤러 베어링에 사용된다.
또한, 상기 (1)~(3)의 「베어링 타입」의 개요는 아래와 같다.
(1) 절삭가공 유지기 타입 베어링은, 도 24(a), (b)에 나타내는, 절삭가공 유지기를 가지는 베어링이다.
또한, (2) 원주 스페이서 주입 홈 타입은, 도 25(a), (b)에 나타내는 구조를 이루며, 예를 들어, 일본국 특허 제 3608064호에 기재된 베어링의 구조 또는 그 유사한 타입의 베어링이다.
도 25(a), (b)에 있어서, 601은 내륜, 602는 외륜, 603은 전동체, 604는 스페이서, 641은 스페이서(604)의 간격(clearance), 642는 스페이서(604)의 축심이다. 내륜(601)의 견부(肩部, 612)와 외륜(602)의 견부(622)에 각각 내륜 절결(613)과 외륜 절결(623)을 마련하고 있고, 이 2개의 절결을 대향시켜 합한 것을 삽입구로 하고 있다.
스페이서(604)는 원주형상이며, 베어링의 축심 방향으로부터 본 투영면의 형상은 도 25(b)에 나타내는 바와 같이, 외주의 일부에 간격(641)을 마련하도록 한 것으로, 이 형상은 동방향으로부터 본 삽입구의 측면 형상과 상사(相似)형상으로, 아주 작은 형상이 되도록 하고 있다. 또한, 스페이서(604)는 베어링의 축심 방향으로부터 본 투영면의 축심(642)을 경계로 하여, 투영면의 대각선 위치에 있어서의 코너부의 2곳을 45˚ 각도로 직선으로 잘라내어 간격(641)을 마련한 것으로, 스페이서(604)의 축심(642)을 경계로 하여 내륜 절결(613)과 외륜 절결(623)의 양측에서 비대칭 구성으로 되어 있다. 주입 홈 타입 베어링은 외·내륜 절결에 반드시 위와 같은 비대칭부를 마련하고 있는 것은 아니고, 단순한 네모형의 주입 홈으로서 장전되는 원주 스페이서를, 비대칭부를 가지지 않는 단순한 원주형상으로 하는 경우도 있다. 본 실시 형태에서의 시험에 사용한 원주 스페이서는 단순한 원주형상의 것을 사용였다.
그리고 절삭가공 유지기, 원주 스페이서 주입 홈 타입 둘 다, 유지기 성형 프레스형을 사용하지 않고 제작할 수 있기 때문에, 베어링 사이즈나 모델번호의 제약을 받지 않는다. 그 때문에, 이러한 구조 형식을 사용하면, 다품종의 베어링 제작이 가능해진다.
게다가, (3) 원주 스페이서 유지기 지지 타입 앵귤러 베어링은, 예를 들어, 일본국 특개 2009－236314호에 기재된 앵귤러 베어링용 고체 윤활 스페이서 유지기 지지 타입이다. 앵귤러 베어링은, 볼 장전용에 외륜(또는, 내륜)의 편측 단면에 카운터보어로 불리는, 테이퍼가 형성되어 있어 단면을 향하여 개구되어 있기 때문에, 볼 사이에 고체 윤활 스페이서를 장전하여도, 그곳으로부터 베어링 밖으로 탈락해 버린다. 나아가 앵귤러 베어링은 하중 용량을 크게 하기 위해서 장전되는 볼 개수가 피치원이 가득하게 되도록 설계되어 있으므로, 원래 볼 사이에 원주 스페이서를 장전하는 것은 어렵고, 가령 장전하려고 하면, 코인과 같이 얇은 형상이 되지 않을 수 없다. 그 때문에, 본 실시 형태와 같은 원주 스페이서를 지지하는 유지기를 도입하여 대응하게 된다. 이 앵귤러 베어링에 대하여 내구 시험을 행하였다.
여기서, 일본국 특개 2009－236314호에 기재된 앵귤러 베어링을 예로서, (3) 원주 스페이서 유지기 지지 타입 앵귤러 베어링에 대하여 설명한다.
원주 스페이서 유지기 지지 타입 앵귤러 베어링의 일 실시 형태로서 도 26(a) 에 나타내는 바와 같이, 접촉각 위치에 원주 스페이서(651, 652)가 배치되어 있다. 볼 (603)의 반경보다 스페이서(651, 652)의 직경이 작게 되어 있어, 볼(603)과 볼(603)이 최근접(最近接) 하는 볼 적도로부터 떨어진 위치에 스페이서(651, 652)를 배치하기 때문에, 원주 스페이서의 길이 방향 치수를 확보할 수 있다(코인 형상이 되지 않아도 된다). 게다가 접촉각 위치에 배치되어 있으므로, 외륜(602), 내륜(601)의 각각의 레이스 상의 정확히 볼(603)이 주행하는 라인을 스페이서(651, 652)가 접동하여 윤활할 수 있기 때문에, 윤활 성능이 높아진다.
원주 스페이서 유지기 지지 타입 앵귤러 베어링에 사용되는 유지기의 예로서는, 도 26(b)에 나타내는 유지기(604)를 들 수 있다. 이 유지기(604)는, 유지기(604)의 외경으로부터 내경으로 절삭가공 구멍(641)이 원주형상에 마련되어 있어, 볼 포켓을 형성하고 있다. 볼 포켓과 포켓과의 사이를 중개하도록 둘레방향홈(643)이 외경과 내경에 각각 파져 있고, 그 둘레방향홈(643)이 베어링의 접촉각 위치에 배치되어 있다. 볼 포켓과 포켓과의 사이의 둘레방향홈(643)이 고체 윤활 스페이서용 포켓으로서 기능한다. 유지기(604)의 재질은, 황동이나 S45C 등의 연강, SUS304등의 스텐레스강, 비조질 강 등이 사용된다.
원주 스페이서 유지기 지지 타입 앵귤러 베어링의 다른 실시 형태로서는, 도 27(a), (b)에 나타내는 바와 같이, 원주 스페이서의 직경의 크기가 볼 반경에 가깝거나, 그 이상인 타입을 채용해도 된다. 도 27(a)의 원주 스페이서 유지기 지지 타입 앵귤러 베어링(600)은, 내륜(601)측의 윤활 부품(651)이, 볼(603)의 피치원보다도 베어링(600)의 지름 방향 외측까지 달하도록 된 구조를 이룬다. 한편, 도 27(b)의 원주 스페이서 유지기 지지 타입 앵귤러 베어링(600)은, 외륜(602)측의 원주 스페이서(652)가 볼(603)의 피치원보다도 베어링(600)의 지름 방향 내측까지 달하도록 된 구조를 이룬다. 이렇게 같은 구조를 이룸으로써, 원주 스페이서(651, 652)를 이루는 원주체의 단면이 볼(603)과 확실하게 접촉하기 때문에, 원주 스페이서(651, 652)를 이루는 고체 윤활제의 볼(603)로의 이행이 확실하게 이루어진다.
그리고 이 실시 형태에서는, 원주 스페이서(652)는 코인 형상이 되나, 유지기(604)로 지지를 받고 있으므로, 베어링(600) 내에서 쓰러지거나 하는 일은 없다. 또한, 스페이서(652)의 직경이 클 뿐만 아니라, 단면이 볼 표면 접선과 거의 평행하게 접동하므로, 스페이서(652)로부터 볼(603)로 고체 윤활제가 전이되기 쉽고, 윤활 성능을 확보하기 쉬워진다.
(22) 자기 윤활성 복합재료와 마찰계수와의 관계
도 20(a)에 나타내는 고온 외내륜 회전동 마찰계수 측정장치를 사용하여, 실시예 1의 자기 윤활성 복합재료의 마찰계수를 측정하고, 자기 윤활성 복합재료와 마찰계수와의 관계를 평가하였다. 회전 속도에 대한 마찰계수의 측정 결과를 도 28에 나타낸다. 도 28에서는, 재료 그 자체의 마찰계수는 실시예(내륜 회전), 비교예(내륜 회전) 둘 다 크게는 변하지 않았다. 이 평가에서는, 300 ℃의 경우, 실시예의 조성이, 60 min－1, 300 min－1 둘 다 비교예의 조성보다 마찰계수는 작으나, 그 차이는 아주 작았다.
그리고 이 측정에서는, 시험 조건(측정 조건)을 아래와 같이 설정하였다.
·시료(자기 윤활성 복합재료)의 형상: 약 φ4 mm×3 mm　원주 스페이서
·자기 윤활성 복합재료의 조성: MoS2 60 질량%-Cu·Ni 등량 합계 1.0 질량%-C 4 질량%-W 17.5 질량%-잔부 Fe 17.5 질량%
·접동면의 직경: 약 φ30 mm
·환경: 대기, 및 300 ℃
·회전륜: 내륜
·회전 속도: 60 min－1, 300 min－1
·레이디얼 하중: 5 N
(23) 절삭가공 유지기를 사용한 경우의 내구성능 비교(내륜 회전)
도 4에 나타내는 고온 베어링 내구 시험장치를 사용하여, 내륜 회전에서의 베어링의 내구성능을 비교하였다. 결과를 도 29에 나타낸다. 실시예_1 및 실시예_2는 실시예 1의 자기 윤활성 복합재료를 사용한 베어링이고, 비교예_1 및 비교예_2는 비교예 1의 자기 윤활성 복합재료를 사용한 베어링이다. 그리고 유지기는, 모두 절삭가공 유지기를 사용하였다. 그 결과, 절삭가공 유지기를 사용하여 내륜 회전시켰을 때는, 실시예가 2개 모두 중단되고, 비교예는 1개가 중단되었다. 구체적으로는, 비교예_1은, 2000만 회전은 주행하지 못하였으나, 1900만 회전 가까이 주행하였다. 2000만 회전을 넘은 것은, 실시예의 베어링은 2개, 비교예의 베어링은 1개이나, 비교예의 베어링과 실시예의 베어링과의 내구성능 차는 크지는 않다고 할 수 있다.
그리고 이 측정에서는, 시험 조건(측정 조건)을 아래와 같이 설정하였다.
·베어링 내경: 약 φ10 mm
·자기 윤활성 복합재료의 형상: 절삭가공 유지기 형상
·자기 윤활성 복합재료의 조성: MoS2 60 질량%-Cu·Ni 등량 합계 1.0 질량%-C 4 질량%-W 17.5 질량%-잔부 Fe 17.5 질량%
·환경: 대기
·베어링 온도: 400 ℃
·회전 속도: 1000 min－1
·레이디얼 하중: 50 N/1 베어링
·회전륜: 내륜
(24) 절삭가공 유지기를 사용한 경우의 내구성능 비교( 외륜 회전)
도 23에 나타내는 고온 외륜 롤링 베어링 내구 시험장치를 사용하여, 외륜 회전에서의 베어링의 내구성능을 비교하였다. 결과를 도 30에 나타낸다. 실시예_1 및 실시예_2는 실시예 1의 자기 윤활성 복합재료를 사용한 베어링이고, 비교예_1 및 비교예_2는 비교예 1의 자기 윤활성 복합재료를 사용한 베어링이다. 그리고 유지기는, 모두 절삭가공 유지기를 사용하였다. 그 결과, 절삭가공 유지기를 사용하여 외륜 회전시켰을 때는, 실시예가 2개 모두 중단되고, 비교예는 2개 모두 실시예의 고작 1/2 정도의 내구성밖에 없었다. 구체적으로는, 비교예는 2개 모두 1000만 회전 초과로 베어링 수명이 되었다. 동 조건의 내륜 회전 때와 달리, 외륜 회전 때는 실시예와 비교예에서는 내구성능에 크게 차이가 있다. 실시예 1, 즉 본 실시 형태의 조성의 자기 윤활성 복합재료로 절삭가공 유지기를 형성한 경우, 외륜 회전 때는, WS2를 고체 윤활제의 주성분으로 하는 베어링에 비해, 큰 이점을 가진다. 이것은, WS2의 비중은 MOS2에 비해 약 1.5배이며, 그것에 의해, 절삭가공 유지기의 외륜 회전 시에, 원심력에 기인하는 회전의 불안정성이 생겨 내구성능이 현저히 작아진다고 추정된다. 즉, 본 실시 형태의 자기 윤활성 복합재료는, 절삭가공 유지기로 성형한 경우, 특히 외륜 회전에서, 높은 내구성능을 나타낸다고 할 수 있다.
그리고 이 측정에서는, 시험 조건(측정 조건)을 아래와 같이 설정하였다.
·베어링 내경: 약 φ10 mm
·자기 윤활성 복합재료의 형상: 절삭가공 유지기 형상
·자기 윤활성 복합재료의 조성: MoS2 60 질량%-Cu·Ni 등량 합계 1.0 질량%-C 4 질량%-W 17.5 질량%-잔부 Fe 17.5 질량%
·환경: 대기
·베어링 온도: 400 ℃
·회전 속도: 1000 min－1
·레이디얼 하중: 50 N/1 베어링
·회전륜: 외륜
(25) 스페이서 주입 홈 타입의 베어링을 사용한 경우의 내구성능 비교(내륜 회전)
도 4에 나타내는 고온 베어링 내구 시험장치를 사용하여, 내륜 회전에서의 스페이서 주입 홈 타입의 베어링의 내구성능을 비교하였다. 결과를 도 31에 나타낸다. 실시예_1 및 실시예_2는 실시예 1의 자기 윤활성 복합재료를 사용한 베어링이고, 비교예_1 및 비교예_2는 비교예 1의 자기 윤활성 복합재료를 사용한 베어링이다. 그리고 유지기는, 모두 절삭가공 유지기를 사용하였다. 그 결과, 실시예가 2개 모두 중단되고, 비교예 2개는 1900만 초과로 베어링 수명이 되었다. 구체적으로는, 비교예는 2개 모두 2000만 회전은 주행하지 않았으나, 2000만 회전 가까이 주행하였다. 2000만 회전을 넘은 것은 비교예 쪽은 없지만, 비교예와 실시예의 내구성능 차는 크지 않은 것을 알 수 있었다.
그리고 이 측정에서는, 시험 조건(측정 조건)을 아래와 같이 설정하였다.
·베어링 내경: 약 φ10 mm
·자기 윤활성 복합재료의 형상: 약 φ4 mm×3 mm　원주 스페이서
·자기 윤활성 복합재료의 조성: MoS2 60 질량%-Cu·Ni 등량 합계 1.0 질량%-C 4 질량%-W 17.5 질량%-잔부 Fe 17.5 질량%
·베어링 형상: 스페이서 주입 홈 타입
·환경: 대기
·베어링 온도: 400 ℃
·회전 속도: 1000 min－1
·레이디얼 하중: 50 N/1 베어링
·회전륜: 내륜
(26) 스페이서 주입 홈 타입의 베어링을 사용한 경우의 내구성능 비교(외륜 회전)
도 23에 나타내는 고온 외륜 롤링 베어링 내구 시험장치를 사용하여, 외륜 회전에서의 스페이서 주입 홈 타입 베어링의 내구성능을 비교하였다. 결과를 도 32에 나타낸다. 실시예_1 및 실시예_2는 실시예 1의 자기 윤활성 복합재료를 사용한 베어링이고, 비교예_1 및 비교예_2는 비교예 1의 자기 윤활성 복합재료를 사용한 베어링이다. 그 결과, 실시예가 2개 모두 중단되고, 비교예는 2개 모두 실시 예의 1/2 정도나 그것 이하의 내구성밖에 없었다. 구체적으로는, 비교예는 2개 모두 900만 회 이하로 베어링 수명이 되었다. 동조건의 내륜 회전 때와 달리, 외륜 회전 때는 실시예와 비교예와는 내구성능에 크게 차이가 있다. 실시예, 즉 본 실시 형태의 조성의 자기 윤활성 복합재료로 이루어지는 스페이서로 주입 홈 타입 베어링을 제작한 경우, 외륜 회전 때는, WS2를 고체 윤활 주성분으로 하는 베어링에 비해, 큰 이점을 가진다. WS2의 비중은 MoS2에 비해 약 1.5배이다. 그로써, 외륜 회전 시에, 원심력에 의하여 자기 윤활성 복합재료로 이루어지는 스페이서가 주속도(周速度）가 빠른 외륜에 접촉할 때의 레이디얼 방향의 하중이 커져, 뒤집어져 내륜과 충돌하는 일이 베어링 내부에서 빈번하게 반복되어 회전의 불안정성이 생겨서, 내구성능이 현저히 작아진다고 추정된다. 즉, 본 실시 형태의 자기 윤활성 복합재료는, 자기 윤활성 복합재료로 이루어지는 원주 스페이서를 주입 홈 타입 베어링에 적응한 경우, 특히 외륜 회전에서, 높은 내구성능을 나타내는 것을 알 수 있었다.
그리고 이 측정에서는, 시험 조건(측정 조건)을 아래와 같이 설정하였다.
·베어링 내경: 약 φ10 mm
·자기 윤활성 복합재료의 형상: 약 φ4 mm×3 mm　원주 스페이서
·자기 윤활성 복합재료의 조성: MoS2 60 질량%-Cu·Ni 등량 합계 1.0 질량%-C 4 질량%-W 17.5 질량%-잔부 Fe 17.5 질량%
·베어링 형상: 스페이서 주입 홈 타입
·환경: 대기
·베어링 온도: 400 ℃
·회전 속도: 1000 min－1
·레이디얼 하중: 50 N/1 베어링
·회전륜: 외륜
(27) 원주 스페이서 유지기 지지 타입 앵귤러 베어링을 사용한 경우의 내구성능 비교(내륜 회전)
도 4에 나타내는 고온 베어링 내구 시험장치를 사용하여, 내륜 회전에서의 원주 스페이서 유지기 지지 타입 앵귤러 베어링의 내구성능을 비교하였다. 결과를 도 33에 나타낸다. 실시예_1 및 실시예_2는 실시예 1의 자기 윤활성 복합재료를 사용한 베어링이며, 비교예_1 및 비교예_2는 일본국 특허 제 3785283호에 기재된 조성의 자기 윤활성 복합재료를 사용한 베어링이다. 그 결과, 실시예 두 개 다 모두 중단되고, 비교예 두 개는 400만 회전 전후로 베어링 수명이 되었다. 구체적으로는, 비교예는 두 개 모두 400만 회전 전후 밖에 주행하지 않았다. 본 타입의 앵귤러 베어링용 유지기에 형성되어 있는 스페이서용 포켓은 작고 볼과도 근접하고 있기 때문에, 베어링 회전 중, 스페이서는 볼과 포켓 내주, 외륜(또는, 내륜)과 빈도 높게 충돌하게 된다. 그 때문에, 내륜·외륜 회전의 차이에 관계없이, 비중이 큰 WS2를 많이 포함하는 비교예보다, 보다 비중이 작은 실시예 쪽이 균열이나 파손을 일으키기 어렵기 때문에 내구성능이 더 우수한 것으로 추정된다.
그리고 이 측정에서는, 시험 조건(측정 조건)을 아래와 같이 설정하였다.
·베어링 내경: 약 φ30 mm
·자기 윤활성 복합재료의 형상: 약 φ2 mm×2 mm　원주 스페이서
·베어링 형상: 원주 스페이서 유지기 지지 타입 앵귤러 베어링
·환경: 대기
·베어링 온도: 400 ℃
·회전 속도: 500 min－1
·레이디얼 하중: 100 N/1 베어링
·회전륜: 내륜
(28) 원주 스페이서 유지기 지지타입 앵귤러 베어링을 사용한 경우의 내구성 비교(외륜 회전)
도23에 나타내는 고온 외륜 회전 베어링 내구시험장치를 사용하여, 외륜 회전에서의 원주 스페이서 유지기 지지타입 앵귤러 베어링의 내구성능을 비교하였다. 결과를 도 34에 나타낸다. 실시예_1 및 실시예_2는 실시예 1의 자기 윤활성 복합재료를 사용한 베어링이고, 비교예_1 및 비교예_2는 일본국 특허 제3785283호에 기재된 조성의 자기 윤활성 복합재료를 사용한 베어링이다. 그 결과, 실시예가 2개 모두 중단되고, 비교예 2개는 350만 회전 전후로 베어링 수명이 되었다. 구체적으로는, 비교예는 2개 모두 350만 회전 전후 밖에 주행하지 않았다. 앵귤러 베어링용의 원주 스페이서 유지기의 스페이서용 포켓은 작고, 볼과도 근접하고 있으므로, 베어링 회전 중, 스페이서는 볼과 포켓 내주, 외륜(또는, 내륜)과 빈도 높게 충돌하게 된다. 그 때문에, 내륜·외륜 회전의 차이에 관계없이, 비중이 큰 WS2를 많이 포함한 비교예보다, 보다 비중이 작은 실시예 쪽이 균열이나, 파손을 일으키기 어렵기 때문에, 내구성능이 더 우수한 것으로 추정된다.
그리고 이 측정에서는, 시험 조건(측정 조건)을 아래와 같이 설정하였다.
·베어링 내경: 약 φ30 mm
·자기 윤활성 복합재료의 형상: 약 φ2 mm×2 mm　원주 스페이서
·자기 윤활성 복합재료의 조성: MoS2 60 질량%-Cu·Ni 등량 합계 1.0 질량%-C 4 질량%-W 17.5 질량%-잔부 Fe 17.5 질량%
·베어링 형상: 원주 스페이서 유지기 지지 타입 앵귤러 베어링
·환경: 대기
·베어링 온도: 400 ℃
·회전 속도: 500 min-1
·레이디얼 하중: 100 N/1 베어링
·회전륜: 외륜
(29) 원주 스페이서 유지기 지지 타입 앵귤러 베어링을 사용하여 요동시킨 경우의 내구성능 비교( 내륜 회전)
도 4에 나타내는 고온 베어링 내구시험장치를 사용하여 요동시킨 경우의, 내륜 회전에서의 원주 스페이서 유지기 지지 타입 앵귤러 베어링의 내구성능을 비교하였다. 결과를 도35에 나타낸다. 실시예_1 및 실시예_2는 실시예 1의 자기 윤활성 복합재료를 사용한 베어링이고, 비교예_1 및 비교예_2는 일본국 특허 제 3785283호에 기재된 조성의 자기 윤활성 복합재료를 사용한 베어링이다. 그리고 요동은 회전 반전시에 볼이나 원주 스페이서가 외·내륜과 접동을 일으키고, 그것이 빈번하게 일어나므로 일반적으로 일방향 회전에 비해 극단적으로 내구성능이 작아진다. 그 때문에, 본 시험에서는 중단 횟수를 일방향 회전시의 1000만 회전보다 작게 하여 250만 회(사이클)로 설정해서 행하였다.
그 결과, 실시예가 2개 모두 중단되고, 비교예 2개는 베어링 수명이 되었다. 구체적으로는, 비교예는 고작 150만 회 밖에 주행하지 않았다. 본 타입의 앵귤러 베어링용 유지기에 형성되어 있는 스페이서용 포켓은 작고, 볼과도 근접하고 있으므로, 베어링 요동 중, 스페이서는 볼과 포켓 내주, 외륜(또는 내륜)과 빈도 높게 충돌하게 된다. 그 때문에, 내륜·외륜 회전의 차이에 관계없이, 비중이 큰 WS2를 많이 포함한 비교예보다, 보다 비중이 작은 실시예 쪽이 균열이나, 파손을 일으키기 어렵기 때문에, 내구성능이 더 우수한 것으로 추정된다.
그리고 이 측정에서는, 시험 조건(측정 조건)을 아래와 같이 설정하였다.
·베어링 내경: 약 φ30 mm
·자기 윤활성 복합재료의 형상: 약 φ2 mm×2 mm　원주 스페이서
·자기 윤활성 복합재료의 조성: MoS2 60 질량%-Cu·Ni 등량 합계 1.0 질량%-C 4 질량%-W 17.5 질량%-잔부 Fe 17.5 질량%
·베어링 형상: 원주 스페이서 유지기 지지 타입 앵귤러 베어링
·환경: 대기
·베어링 온도: 400 ℃
·회전 속도: 100 min-1
·요동 각도: ±45˚
·레이디얼 하중: 100 N/1 베어링
·회전륜: 내륜
(30) 원주 스페이서 유지기 지지 타입 앵귤러 베어링을 사용하여 요동시킨 경우의 내구성능 비교( 외륜 회전)
도 23에 나타낸 고온 외륜 회전베어링 내구시험장치를 사용하여 요동시킨 경우의, 외륜 회전에서의 원주 스페이서 유지기 지지 타입 앵귤러 베어링의 내구성능을 비교하였다. 결과를 도 36에 나타낸다. 실시예_1 및 실시예_2는 실시예 1의 자기 윤활성 복합재료를 사용한 베어링이고, 비교예_1 및 비교예_2는 일본국 특허 제 3785283호에 기재된 조성의 자기 윤활성 복합재료를 사용한 베어링이다. 그리고 요동은 회전 반전시에 볼이나 원주 스페이서가 외·내륜과 접동을 일으키고, 그것이 빈번하게 일어나므로 일반적으로 일방향 회전에 비해 극단적으로 내구성능이 작아진다. 그 때문에, 본 시험에서는 중단 횟수를 일방향 회전시의 1000만 회전보다 작게 하여 250만 회(사이클)로 설정해서 행하였다.
그 결과, 실시예가 2개 모두 중단되고, 비교예 2개는 베어링 수명이 되었다. 구체적으로는, 비교예는 고작 125만 회 밖에 주행하지 않았다. 본 타입의 앵귤러 베어링용 유지기에 형성되어 있는 스페이서용 포켓은 작고, 볼과도 근접하고 있으므로, 베어링 요동 중, 스페이서는 볼과 포켓 내주, 외륜(또는 내륜)과 빈도 높게 충돌하게 된다. 그 때문에, 내륜·외륜 회전의 차이에 관계없이, 비중이 큰 WS2를 많이 포함한 비교예보다, 보다 비중이 작은 실시예의 쪽이 균열이나, 파손을 일으키기 어렵기 때문에, 내구성능이 더 우수한 것으로 추정된다.
그리고 이 측정에서는, 시험 조건(측정 조건)을 아래와 같이 설정하였다.
·베어링 내경: 약 φ30 mm
·자기 윤활성 복합재료의 형상: 약 φ2 mm×2 mm　원주 스페이서
·자기 윤활성 복합재료의 조성: MoS2 60 질량%-Cu·Ni 등량 합계 1.0 질량%-C 4 질량%-W 17.5 질량%-잔부 Fe 17.5 질량%
·베어링 형상: 원주 스페이서 유지기 지지 타입 앵귤러 베어링
·환경: 대기
·베어링 온도: 400 ℃
·회전 속도: 100 min-1
·요동 각도: ±45˚
·레이디얼 하중: 100 N/1 베어링
·회전륜: 외륜
이상의 평가 결과로부터, 본 실시예의 자기 윤활성 복합재료를 구비한 볼 베어링은, 도 37 내지 도 39에 나타낸 바와 같은 텐터 클립(반송장치)에 적합하게 사용된다. 도 37은, 본 실시예의 롤링 베어링이 사용되는 텐터 클립의 구성을 나타내는 정면도이다. 또한, 도 38은, 본 실시예의 롤링 베어링이 사용되는 반송장치로서의 텐터 클립의 구성을 나타내는 사시도이다. 또한, 도 39는, 본 실시예의 롤링 베어링이 사용되는 텐터 클립의 동작 및 가열의 개요를 설명하는 도면이다.
도 37 내지 도 39에 나타내는 바와 같이, 이 텐터 클립(710)은, 필름(718)을 유지하는 유지부(711)와, 복수 개의 롤링 베어링(712)과, 유지부(711) 및 롤링 베어링(712)이 부착된 텐터 클립 본체(715)로 구성되어 있고, 축(714)에 의해 부착된 각 롤링 베어링(712)은 내륜(712a)이 고정륜, 외륜(712b)이 회전륜으로 되어 있다.
그리고, 각 롤링 베어링(712)의 외륜(712b)의 외주면이 필름 연신기(延伸機)(도시 생략)의 가이드 레일(719)에 접촉하도록 가이드 레일(719)에 장착한 텐터 클립(710)은, 롤링 베어링(712)의 전동을 개재시켜 가이드 레일(719)을 따라 주행하도록 되어 있다(도 39 중, 화살표 D1으로 표시). 외륜(712b)의 외주면과 가이드 레일(719)과의 접촉부를 윤활하기 위해, 주행시에는 에스테르유와 같은 윤활유가 상기 접촉부에 분무된다.
이와 같은 텐터 클립(710)을 다수 준비하여, 필름(718)의 좌우 양측부에 유지부(711)를 사용하여 부착한 후, 고온(예를 들어 220 ℃)으로 가열하면서 대략 八자 형상으로 배치한 2개의 가이드 레일(719)을 따라 주행시킨다(예를 들어, 화살표 D2의 방향, 도 39 참조). 그렇게 하면, 필름(718)의 좌우 양측부의 텐터 클립(710)은 주행함에 따라 서서히 간격이 넓어져, 좌우 방향을 향한 장력이 필름(718)에 부하되기 때문에, 필름(718)이 연신된다. 그리고 앞에서 설명한 가열 온도(도 39에 나타내는 A영역에 있어서의 가열 온도)는, 필름(718)의 재질이나 연신 정도에 따라서 설정하면 된다.
(31) 진공 환경, 고온하에서의 베어링으로부터의 아웃 가스성
도 40에 나타내는 아웃 가스 시험장치를 사용하여, 아래의 요령으로 진공 환경, 고온하에서의 베어링으로부터의 아웃 가스성을 조사하였다. 결과를 도 41에 나타낸다. 그리고 참고치로서 불소 그리스 충전 베어링도 시험을 행하였다. 통상의 프레스 유지기품의 공간 용적의 30 % 량의 불소 그리스를 충전해 시험 베어링으로 하였다.
＜구성＞
도 40에 나타내는 아웃 가스 시험장치(800)는, 2개의 진공조(810, 820)가 연결부(830)의 배관(831)을 통해 기밀적으로 배관 접속되어 있고, 배관(831)의 일부에는 오리피스(orifice, 832)가 형성되어 있다. 오리피스(832)는 형상(지름과 길이)이 규정되어 있다. 제1의 진공조(810)의 높이 방향 중앙에는 시료대(811)가 마련되어 있고, 시료대(811)에는 히터(812)가 내장되어 있다. 히터(812)에 통전시킴으로써 시료대(811)를 가열하는 것이 가능하고, 시료대(811)에 올려 놓은 시험 베어링(801)을 승온시킬 수 있다. 히터(812)는 시료대(811)에 매입된 열전대(熱電對)(도시하지 않음)에 의해 온도가 측정되고, 히터(812)로의 전류량을 조절함으로써 시료대(811)의 온도를 컨트롤 할 수 있다. 시험 베어링(801)이 시료대(811)에 설치되어 있을 때는, 시료대(811)의 온도가 시험 베어링(801)의 온도로 되어 있다. 오리피스(832)의 개시단과 종단의 위치에 성능이 같은 진공계(840A, 840B)가 각각 설치되어 있어, 오리피스(832)의 개시단과 종단의 압력을 측정할 수 있게 되어 있다. 제2의 진공조(820)에는 배기관(821)이 기밀적으로 접속되어 있고, 배기관(821)에는 터보 펌프(822A)와 그 앞에 보조 펌프(822B)(이후, 이 둘을 합하여 진공 펌프(822)로 기재)가 직렬로 접속되어 있다. 진공 펌프(822)를 가동하면 제2의 진공조(820)는 배기관(821)으로부터 직접 배기되지만, 제1의 진공조(810)는 오리피스(832)를 통해서 배기된다.
여기서, 가령, 시험 베어링(801)으로부터 가스가 방출된다고 하면, 방출 가스는 모두 오리피스(832)를 통과하여 배기되게 된다. 오리피스(832)는 형상이 규정돼서 설치되어 있으므로, 오리피스(832)의 컨덕턴스(C)를 알 수 있다. 시험 베어링(801)으로부터 방출된 가스는 오리피스(832)의 개시단에서 종단으로 흐르므로, 각각의 오리피스(832)의 단부에서의 압력치를 P1, P2로 하면, 시료 베어링(801)으로부터의 방출 가스량 Q는 아래의 식 (1)로 나타낼 수 있다. 이와 같이 하여, 다른 시험 베어링(801)의 방출 가스량을 비교함으로써, (시험) 베어링의 아웃 가스성을 논할 수 있다.
Q=C(P1-P2) …………………………………식 (1)
＜측정 방법＞
도 40에 나타내는 아웃 가스 시험장치(800)를 사용한 아웃 가스성의 측정 방법을 아래에 설명한다. 먼저 백그라운드를 측정하기 위해서 시료대(811)에 아무것도 설치하지 않는 상태로 시험을 행한다. 진공 펌프(822)를 가동하고, 2개의 진공조(810, 820)를 베이킹용 히터(baking heater)(도시 생략)로 소정의 시간을 들여 베이킹을 행하고, 진공조(810, 820)의 벽면이나 시료대(811)에 흡착한 가스를 충분히 방출시켜, 탈가스를 행한다. 진공계(840A)의 지시값에 변화가 없는 것을 확인한 후, 진공 펌프(822)는 가동을 계속한 채로 베이킹을 종료하고, 2개의 진공조(810, 820)의 표면 온도가 상온과 같아질 때까지 기다린다. 진공조(810, 820)의 표면 온도가 상온이 되면, P1, P2를 측정하고, 상온에서의 Q를 얻는다. 그 값이 상온에서 방출 가스량의 백그라운드값이 된다. 다음으로 시료대(811) 만을 100 ℃로 설정하여 유지하고, 같은 방법으로 측정을 행한다. 이후, 50 ℃씩 승온하고, 350 ℃까지 측정하면, 이번에는 시료대(811)의 히터(812)의 통전을 끊어서, 시료대(811)를 냉각(열전도에 의한 공냉)한다. 금회의 온도 하강시도 50 ℃의 간격으로 상온이 될 때까지 방출 가스량을 측정한다. 이 왕복을 수회 반복해서 각 시료대 온도 포인트로 방출 가스량치를 평균내어, 각 온도 포인트의 방출 가스량 백그라운드값으로 한다.
다음으로, 시험 베어링(801)의 측정을 행한다. 시험 베어링(801)을 시료대(811)에 세트하여, 백그라운드의 측정시와 마찬가지로 상온에서 350 ℃까지 소정의 포인트로 수회 왕복 측정하고, 각 포인트의 평균치를 그 온도 포인트의 가스 방출량의 값으로 한다. 다른 시험 베어링(801)의 측정을 행하는 경우는, 전회 시험의 잔류 가스가 진공조(810)의 벽에 부착되어 있을 가능성이 있으므로, 백그라운드 측정 전에 행한 베이킹을 충분히 실행한 후에, 시험 베어링(801)을 세트하여 측정을 행한다.
그 결과, 실시예의 자기 윤활성 복합재료도 비교예의 자기 윤활성 복합재료도 아웃 가스량은 매우 적고, 큰 우위차는 없었다. 구체적으로는, 실시예, 비교예 모두 350 ℃까지 백그라운드와 크게 다르지 않은 가스 방출량이었다. 250 ℃를 넘으면 약간, 백그라운드보다 방출 가스량이 많은 경향은 있지만, 그 차이는 적었다. 실시예, 비교예 모두 아웃 가스 성능은 매우 좋고, 양자의 아웃 가스 성능의 차이는 거의 없다고 판단할 수 있다. 그에 비해 불소 그리스의 아웃 가스량은 현격하게 많았다. 진공조를 오염시키므로, 불소 그리스에 대해서는 170 ℃를 시험 상한 온도로 하고 있다.
그리고 이 측정에서는, 시험 조건(측정 조건)을 아래와 같이 설정하였다.
·자기 윤활성 복합재료의 조성
·실시예: MoS2 60 질량%-Cu·Ni 등량 합계 1.0 질량%-C 4 질량%-W 17.5 질량%-잔부 Fe 17.5 질량%
·비교예: WS2 60 질량%-(Ni-20Cr-3B) 2.0 질량%-(Ni-12.7B) 3.0 질량%-잔부 WB 35 질량%
·자기 윤활성 복합재료의 형상: 약 φ4 mm×3 mm　원주 스페이서
·베어링 타입: 도1에 나타내는 유지기를 구비한 베어링(그리고 불소 그리스 충전품은 프레스 유지기 베어링)
·베어링 내경: 약 φ10 mm
·온도: 상온, 100 ℃~350 ℃의 50 ℃ 간격(100, 150, 200, 250, 300, 350 ℃)
·베어링 설치 상태: 단면 상향 정치(上向靜置), 실드(shield)판 없음
·압력: 1.0×10-6 Pa~1.0×10-7 Pa 정도
·진공조 용적: 1000 mm3
(32) 진공 환경, 고온하에서의 요동 베어링 내구성능
도 43에 나타내는 진공 고온 베어링 내구시험장치를 사용하여, 아래의 요령으로 진공 환경, 고온하에서의 요동 베어링 내구성능을 측정하였다. 결과를 도 42에 나타낸다. 실시예_1 및 실시예_2는 실시예 1의 자기 윤활성 복합재료를 사용한 베어링이고, 비교예_1 및 비교예_2는 일본국 특허 제 3785283호에 기재된 조성의 자기 윤활성 복합재료를 사용한 베어링이다. 그리고 요동은 회전 반전시에 볼이나 원주 스페이서가 외·내륜과 접동을 일으키고, 그것이 빈번하게 일어나므로 일반적으로 일방향 회전에 비해 극단적으로 내구성능이 작아진다. 그 때문에, 본 시험에서는 중단 횟수를 일방향 회전시의 1000만 회전보다 작게 하여 250만 회(사이클)로 설정하여 행하였다.
그 결과, 진공·고온하에서의 요동 베어링 내구성능은, 실시예가 비교예에 대해, 현격하게 우수한 것임을 알 수 있었다. 구체적으로는, 실시예의 고체 윤활 스페이서도 비교예의 고체 윤활 스페이서도 아웃 가스 성능시험에서는 아웃 가스가 적고, 양쪽 모두 양호한 아웃 가스 특성을 나타내었으나, 진공·고온 요동 베어링 내구 시험에서는 실시예가 2개 모두 중단되고, 비교예가 2개 모두 베어링 수명이 되었다. 구체적으로는, 비교예는 고작 130만 회 밖에 주행하지 않았다. 본 타입의 앵귤러 베어링용 유지기에 형성되어 있는 스페이서용 포켓은 작고, 볼과도 근접하고 있으므로, 베어링 요동 중, 스페이서는 볼과 포켓 내주, 외륜(또는 내륜)과 빈도 높게 충돌하게 된다. 그 때문에, 내륜·외륜 회전의 차이에 관계없이, 비중이 큰 WS2를 많이 포함한 비교예보다, 보다 비중이 작은 실시예의 쪽이 균열이나, 파손을 일으키기 어려워, 내구성능이 더 우수한 것으로 추정된다.
본 시험 결과로부터, 진공 고온 요동용 베어링으로서 실시예의 쪽이 우수하다고 할 수 있다.
여기서, 시험 베어링에 사용한 원주 스페이서 유지기 지지 타입 앵귤러 베어링은, 진공 고온 반송용 암 로보트의 관절 지지베어링에 사용되는 일이 많다. 별도로 설명하는 고기능 패널 반송용 진공 로보트도 그 일종이다. 암 로보트의 관절부는 요동이 대부분이므로, 본 실시 형태의 베어링은 그것에 적합하다고 할 수 있다. 게다가 부하 하중에 대해 고 용량인, 원주 스페이서 유지기 지지 타입 앵귤러 베어링은 보다 바람직하다고 할 수 있다.
(33) 진공 고온 베어링 내구 시험
도 43에 나타내는 진공 고온 베어링 내구시험장치를 사용하여, 아래의 요령으로 진공 고온 베어링 내구시험을 행하였다.
＜구성＞
도 43에 나타내는 바와 같이, 진공 고온 베어링 내구시험장치(900)는, 시험 베어링(901)이 2개1조로서 각각 축의 단부로부터 삽입되어, 떨어져 배치되어 있다. 2개의 시험 베어링(901, 901)의 사이에 똑같이 2개1조의 지지 베어링(903, 903)이 2개 인접해 배치되어 있다. 지지 베어링(903)은 시험 베어링(901)보다 하중 용량이 큰, 보다 큰 직경의 것이 선정되어 있다. 지지 베어링(903)은 진공 환경용의 불소 그리스가 충전돼 윤활되어 있다. 시험 베어링(901)은, 지면 좌우로 대칭적으로 동일한 게이트 형상을 한 시험 베어링 하우징(904)에 따로따로 지지되어 있어, 시험 베어링(901)의 외경을 둘러싸도록 히터(905)가 시험 베어링 하우징(904)에 내장되어 있다. 히터(905)에 통전시킴으로써, 시험 베어링 하우징(904)마다 시험 베어링(901)을 소정의 온도로 승온·유지할 수 있게 되어 있다. 시험 베어링(901)의 온도가 오르면, 열전도에 의해, 동축에 부착되어 있는 지지 베어링(903)의 온도도 오르지만, 지지 베어링(903)이 시험 베어링(901)보다 큰 직경으로 설정되어 있기 때문에, 그 주변 부품도 상대적으로 커져 있어, 시험 베어링(901)이 400℃ 정도의 온도가 되어도, 지지 베어링(903)은 고작 200 ℃ 전후밖에 되지 않게 되어 있다. 그 때문에, 지지 베어링(903)의 윤활은 불소 그리스(사용 상한이 230 ℃ 정도)로 지장은 없다. 시험 베어링 하우징(904)은 평활한 베이스판(911)에 수직으로 서도록 설치되어 있어, 축(902)은 베이스판(911)에 평행하게 배치된다. 2개의 지지 베어링(903, 903) 사이의 축상의 중심은, 2개의 시험 베어링(901, 901)의 축상의 중심과 일치하도록 지지 베어링 하우징(906)이 배치되어 있어, 지지 베어링(903)의 중심으로부터 아래쪽으로 구면 시트(spherical seat)를 개재시켜, 웨이트 서스펜딩 로드(weight suspending rod, 908)가 베이스판(911)에 열린 구멍을 통해 매달려 있다. 웨이트 서스펜딩 로드(908)의 아래쪽 선단에는 웨이트 플레이트(909)가 수평으로 부착되어 있어, 웨이트(910)가 그 위에 적재되어 있다. 웨이트(910)는 시험 조건의 레이디얼 하중을 발생하도록 조합이 조절되어 있다. 구면 시트의 효과에 의해, 레이디얼 하중은 지지 베어링(903)의 축상 중심으로 부하되기 때문에, 시험 베어링(901)은 2개 모두 동일한 레이디얼 하중을 받을 수 있다. 베이스판(911)은 진공조(912) 안에 수평으로 설치되어 있는데, 그 상면에 시험 베어링 하우징(904)이 배치되고, 아래쪽에는 웨이트(910)가 공중에 매달려 있게 된다. 진공조(912)의 수직면에 회전 도입구멍(914)이 마련되어 있고, 그곳에 자기 시일 유니트(915)가 기밀적으로 부착되어 있다. 자기 시일(915)의 시일기능에 의해, 진공조(912) 내가 진공 환경이 되어도 기밀을 유지할 수 있다. 자기 시일(915)의 상압 환경 측에 있는 입력축(917)을 회전시키면, 입력축(917)과 일체로 되어 있는 반대 단(端)의 회전 도입축(916)이 회전한다. 입력축(917)에 도시하지 않은, 예를 들어 써보 모터 등을 도시하지 않은 커플링 등으로 접속하여, 입력축(917)을 회전시키면, 진공조(912) 안에 있는 회전 도입축(916)이 회전한다. 자기 시일 유니트(915)에는 1쌍 이상의 수냉 포트(918)가 마련되어 있어, 그것에 도시하지 않는 물 순환 장치로부터 배관해서 냉각수를 통과시킴으로써 자기 시일 유니트(915)를 수냉하는 것이 가능하게 되어 있다. 회전 도입축(916)이 열전도에 의해 승온되는 일이 있어도, 수냉 기능에 의해 자기 시일(915)은 기밀성능을 잃는 일 없이, 회전 도입을 행할 수 있다. 지면 우측의 시험 베어링(901)의 더 우측에 축이 연장되어 있어, 축 단과 회전 도입축(916)을 커플링(913)으로 동축적으로 결합할 수 있게 되어 있다. 상압 환경측에서 입력축(917)을 회전시킴으로써, 진공조(912) 안의 시험 베어링(901)을 입력축(917)과 등속도로 회전하게 된다. 히터(905)에 통전시켜서, 도시하지 않은 열전대 등의 온도센서로 시험 베어링(901)의 외륜 외경의 온도를 측정하고, 컨트롤함으로써, 시험 베어링(901)의 온도를 소정의 시험 온도로 유지할 수 있다. 커플링(913)은 축과 열팽창 계수가 비슷한 금속으로 구성되어 있거나, 혹은 도시하지 않은 키(key)를 구비하고 있어, 시험 베어링(901)으로부터의 열이 축으로부터 전도되어도 커플링(913)이 축이나 회전 도입 축에 대해서 미끄러지거나 하는 일은 없게 되어 있다. 진공조(912)에는 상압 환경 측에 배기 배관(919)이 부착되어 있고, 그 종단에 진공 펌프(920), 도면의 예에서는 조잡한(roughing) 진공 펌프와 터보 펌프가 직렬, 기밀적으로 접속되어 있어, 진공 펌프(920)의 배기 기능에 의해, 진공조(912) 내를 진공 환경으로 하는 것이 가능하게 되어 있다. 소정의 레이디얼 하중을 일으키는 소정 크기의 웨이트(910)를 지지 베어링(903)에 서스펜딩한 후, 진공조(912) 내를 기밀하게 한다. 그리고 진공 펌프(920)를 작동시켜, 진공조(912) 내를 진공 환경으로 하고, 히터(905)에 통전시켜서 시험 베어링(901)을 소정의 시험 온도로 유지한다. 그 후 도시하지 않은 써보 모터로 자기 시일(915)의 입력축(917)을 소정의 시험 회전 속도로 회전시키면, 진공 환경 중에서 시험 베어링(901)의 내구 시험을 행할 수 있다.
써보 모터의 모니터 전압을 감시해서 전압치가 정상 상태치의 4배를 넘거나, 베어링으로부터 정상상태에서는 들리지 않는 이상음이 발생하거나, 혹은, 베어링이 잠기거나 하면, 베어링이 내구 수명에 도달한 증거이므로, 그 시점에서 내구 시험을 종료하고, 그 때까지의 총 회전수를 시험 베어링의 내구성능으로 한다.
그리고 이 측정에서는, 시험 조건(측정 조건)을 아래와 같이 설정하였다.
·자기 윤활성 복합재료의 조성
·실시예: MoS2 60 질량%-Cu·Ni 등량 합계 1.0 질량%-C 4 질량%-W 17.5 질량%-잔부 Fe 17.5 질량%
·비교예: WS2 60 질량%-(Ni-20Cr-3B) 2.0 질량%-(Ni-12.7B) 3.0 질량%-잔부 WB 35 질량%
·자기 윤활성 복합재료의 형상: 약 φ4 mm×3 mm 원주 스페이서
·베어링 타입: 도 1에 나타내는 유지기를 구비한 베어링
·베어링 내경: 약 φ10 mm
·레이디얼 하중: 50 N/1 베어링
·회전륜: 내륜
·회전 속도: 1000 min-1
·베어링 온도: 400 ℃
·압력: 10-4 Pa 정도
그 결과, 도 44에 나타내는 바와 같이, 진공·고온하에서의 베어링 내구성능은, 실시예가 비교에 대해, 현격하게 우수한 것임을 알 수 있었다.
구체적으로는, 실시예의 고체 윤활 스페이서도 비교예의 고체 윤활 스페이서도 아웃 가스 성능시험에서는 아웃 가스가 적고, 양쪽 모두 양호한 아웃 가스 특성을 나타내었는데, 진공·고온 베어링 내구 시험(본 시험)에서는 실시예 2개 모두 3000만 회전을 넘어 중단이 된 것에 대해, 비교예는, 고작 1500만 회전으로 베어링 수명이 되었다.
양 고체윤활 재료와도 아웃 가스 성능에서는 고온·진공 용도에 적합하다고 생각된다. 그리고 진공 환경하에서는, 윤활 성능을 발휘하는데 공기를 필요로 하는 자기 윤활성 복합재료가 아닌 한은, 예를 들어, 마모가루의 표면이 금세 산화됨으로써, 마모가루의 형상이 미세한 입상이 되기 쉽고, 마모가루가 윤활표면으로 재전이되어, 윤활성능을 저해하는 일이 없도록 설계된 메커니즘을 가지고 있지 않은 경우 등, 시험 조건이 같은 경우, 진공 환경하의 쪽이 자기 윤활성 복합재료의 산화 열화가 적기 때문에, 베어링 내구성능은 대기중보다도 진공 환경하의 쪽이 크다고 하는 케이스가 적지 않다. 그 때문에, 본 시험도 중단조건을 대기의 2000만 회전초과에 대해 3000만 회전초과로 크게 설정하고 있다.
본 시험 결과로부터, 진공 고온용 베어링으로서 실시예의 쪽이 뛰어나다고 할 수 있다.
이상 거론한 내구 시험결과로부터, 본 실시 형태의 롤링 베어링은 아래 (a), (b)의 용도 분야에 최적이라고 할 수 있다.
(a) 대기 환경에서 사용하는 고온 베어링.
특히, 200 ℃ 이상의 그리스 윤활이 불가능한 온도 영역(불소 그리스의 사용 상한 온도가 고작 230 ℃ 전후).
장치예: 텐터 클립(기출), 고온 필름 반송장치, 로 내 컨베이어, 킬른 카(kiln car)
(b) 진공 환경, 특히 고진공 영역(10-4~10-6 Pa 정도)에서 사용하는 고온 베어링. 특히, 200 ℃이상의 그리스 윤활이 불가능한 온도 영역(불소 그리스의 사용 상한 온도가 고작 230 ℃ 전후). 진공 환경하에서 고온에서의 내구성능이 뛰어날 뿐만 아니라, 매우 양호한 아웃 가스 특성을 가지기 때문이다.
장치예: 진공증착장치, 연속 스퍼터 로(爐), 패널 반송용 진공 로보트
＜고온 필름 반송장치＞
이하, 도 45를 참조하여, 본 실시 형태의 롤링 베어링에 적합하다고 생각되는 대기 환경에서 사용하는 고온 베어링으로서의 용도예인 고온 필름 반송장치에 대하여 설명한다.
고온 필름 반송장치는, 고기능 필름(액정 디스플레이나 2차 전지, 유기 EL등의 재료가 되는 필름으로, 위상차 필름 등이 있음)의 고온 소성로 내에서 필름을 반송하는 장치이다.
＜구성＞
고온 필름 반송장치(1000)는, 고온(100~400 ℃)으로 유지된 노의 속을 필름 F가 반송되어 간다. 고온 중에 노출되는 것으로 필름 F가 열처리되어, 필름 F에 기능성이 발현된다.
다수의 롤러(1010) 위를 필름 F가 반송되어 가는데, 도 45와 같이 롤러(1010)가 같은 높이에 배치되어 있어, 그 위를 필름 F가 주행하는 경우도 있으나, 전후의 롤러(1010)의 높이가 서로 달라, 그 위치관계에 의해 필름F가 롤러(1010)의 외주의 일부에 감겨붙어, 롤러(1010)로부터 필름 F가 장력을 받는 경우 등이 있다. 롤러(1010)는 일부가 구동롤러이고, 대부분이 종동롤러이다.
베어링(1020)은 롤러(1010)의 양단 부근에 배치되어, 롤러(1010)를 지지하고 있는 경우가 많다. 이 때의 베어링(1020)은 내륜 회전이다. 베어링(1020)이 롤러(1010)의 단면에 내장되어 있어, 고정축에 베어링(1020)의 내륜이 장착되는 경우도 있다. 그 경우, 고정축에 대해 롤러(1010)가 회전한다. 이 때, 베어링(1020)은 외륜 회전이다. 본 실시 형태의 베어링(1020)은 고온 하에서의 내륜 회전은 물론 외륜 회전의 내구성능이 크기 때문에, 어떠한 타입(내륜 회전에서도 외륜 회전에서도)의 고온 필름 반송장치(1000)에도 적합하게 사용된다. 특히, 그리스 윤활이 곤란한 200 ℃를 넘는 온도 영역에는 보다 적합하다.
＜ 노(爐)내 컨베이어＞
이하, 도 46을 참조하여, 본 실시 형태의 롤링 베어링에 적합하다고 생각되는 대기 환경에서 사용하는 고온 베어링으로서의 용도예인 노 내 컨베이어에 대하여 설명한다. 노 내 컨베이어는, 플라즈마 디스플레이의 유리 기판이나 세라믹스제 전자 디바이스의 열처리를 행하는 장치이다.
＜구성＞
노 내 컨베이어(1100)는, 고온(100~400 ℃)으로 유지된 노의 속을 반송 대상 S(유리 기판이나 세라믹스 부품)가 트레이(1110)에 넣어져 반송되어 간다. 고온 중에 노출됨으로써 유리 기판이나 세라믹스가 열처리를 받는다. 다수의 롤러(1120) 위를 트레이(1110)와 함께 반송되어 가는데, 도면과 같이 롤러(1120)가 같은 높이에 배치되어 있어, 그 위를 트레이가 주행한다. 롤러(1120)는 구동롤러와 종동롤러가 혼재되어 있어 번갈아 배치되어 있는 경우가 많다.
베어링(1121)은 롤러(1120)의 양단 부근에 배치되어, 롤러(1120)를 지지하고 있는 경우가 많다. 이 때의 베어링(1121)은 내륜 회전이다. 베어링(1121)이 롤러(1120)의 단면에 내장되어 있어, 고정축에 베어링의 내륜이 장착되는 경우도 있다. 그 경우, 고정축에 대해 롤러(1120)가 회전한다. 이 때, 베어링(1121)은 외륜 회전이다. 본 실시 형태의 베어링(1121)은 고온 하에서의 내륜 회전은 물론, 외륜 회전의 내구성능이 크기 때문에, 어떠한 타입(내륜 회전에서도 외륜 회전에서도)의 노 내 컨베이어에도 적합하게 사용된다. 특히, 그리스 윤활이 곤란한 200 ℃를 넘는 온도 영역에는 보다 적합하다.
＜킬른 카＞
이하, 도 47을 참조하여, 본 실시 형태의 롤링 베어링에 적합하다고 생각되는 대기 환경에서 사용하는 고온 베어링으로서의 용도예인 킬른 카에 대하여 설명한다. 킬른 카(1200)는, 대차(台車)의 일종이며, 벽돌 재료를 적재하여 레일(1210) 상을 주행하고, 소성로(1220) 내에 반입되어, 그대로 킬른 카(1200)마다 열처리된다. 즉, 벽돌의 소성을 행하는 장치이다.
＜구성＞
레일(1210)을 입구에서 내부로 부설한 소성로(1220)에 대차(킬른 카)가 레일(1210) 상에 반입되고, 장시간(12 hr정도)에 걸쳐 노 내를 천천히 진행시켜, 반대측의 출구로부터 반출된다. 노 내 온도는 고온(1200 ℃, 단, 베어링 온도는 400 ℃ 정도)로 유지되어 있어, 노 내를 진행 중에 벽돌이(킬른 카 마다) 소성된다.
킬른 카(1200) 아래에는 몇 가지의 차축(axles, 1230)이 배치되어 있어, 레일(1210)을 주행하는 차륜이 부착되어 있다. 차축(1230)을 지지하는데 베어링(1235)이 사용되고 있다.
베어링(1235)은 차륜 근방에 배치되어 있다. 베어링(1235)은 고온에 노출될 뿐만 아니라, 중량물인 벽돌을 적재하는 킬른 카(1200)의 하중을 지지하고 있기 때문에, 고온하에서의 내구성능이 요구된다. 본 실시 형태의 베어링(1235)은 고온하에서 내구성능이 크기 때문에 킬른 카(1200)에 적합하게 사용된다. 특히, 그리스 윤활이 곤란한 200 ℃를 넘는 온도 영역에는 보다 적합하다.
＜진공 증착 장치＞
이하, 도 48을 참조하여, 본 실시 형태의 롤링 베어링에 적합하다고 생각되는 진공 환경에서 사용하는 고온 베어링으로서의 용도예인 진공 증착 장치에 대하여 설명한다. 진공 증착 장치는, 진공 환경 중에서 렌즈·유리 등의 표면에 Al, Au, Pt, Cr, Ti, Ni, Mo, Cu, Ag, 인코넬(inconel), 투명 도전막 등의 물질을 진공증착에 의해 단독, 또는 조합해서 코팅을 시행하고, 렌즈나 유리에 자외선 방지나 반사 방지 등의 특정 파장광에 대한 필터 기능을 부여하거나 기능성 미러를 제작하거나 하는데 사용하는 장치이다.
＜구성＞
고온(200~400 ℃)으로 가열된 진공로 속에 렌즈나 유리를 유지한 홀더(1320)가 증착재 S를 구각(球殼)의 센터로 하는 돔(1310)의 내표면에 배치되어 있다. 개개의 홀더(1320)는 중심축(1321)을 가지고 있어, 중심축(1321)은 베어링(1301)에 지지되어, 돔(1310) 내면에 회전이 자유롭게 고정되어 있다. 돔(1310)은 외부로부터 모터 구동되고, 증착재 위치를 축으로 해서 돔(1310)이 회전(자전) 하도록 되어 있다. 돔(1310)의 자전에 따라, 돔(1310)에 고정되어 있는 개개의 렌즈나 유리는 증착재 축 주위를 공전하는데, 그 때, 베어링(1301)과 동축적으로 배치된 롤러가 돔(1310)에 근접해서 설치되는 도시하지 않는 링(ring) 형상의 레일상을 주행함으로써, 베어링(1301)과 롤러가 회전하고, 롤러와 동축적으로 일체화된 렌즈·유리가 회전(자전)한다. 돔(1310)의 전체 내면은 증착재로부터 거의 등거리가 되도록, 돔(1310) 구각의 중심에 증착재가 놓여져 있고, 나아가 증착 처리 중에 렌즈·유리가 공·자전하기 때문에, 모든 렌즈·유리 표면이 균일한 막 두께로 코팅된다.
베어링(1301)은 홀더의 중심축을 내륜에서 지지하는 경우나, 홀더의 하우징에 외륜이 감합되어 있는 경우가 있어, 베어링(1301)은 내륜 회전의 경우와 외륜 회전의 경우가 장치에 따라 존재한다. 본 실시 형태의 베어링(1301)은 고온하에서의 내륜 회전은 물론, 외륜 회전의 내구성능도 크고, 게다가 고온에서의 아웃 가스 특성이 뛰어나므로, 분자 레벨에서의 불순물의 혼입을 꺼려하는 진공 증착 장치에 적합할 뿐만 아니라, 어떠한 타입(내륜 회전에서도 외륜 회전에서도)의 진공증착 장치에 적합하게 사용된다. 특히 그리스 윤활이 곤란한 200 ℃를 넘는 온도 영역에는 보다 적합하다.
＜연속 스퍼터 로＞
이하, 도 49를 참조하여, 본 실시 형태의 롤링 베어링에 적합하다고 생각되는 진공 환경에서 사용하는 고온 베어링으로서의 용도예인 연속 스퍼터 로에 대해서 설명한다. 연속 스퍼터 로는, 진공환경 속에서 알루미늄 합금이나 유리제의 원반 등의 표면에 자기 기록용 자성재료를 스퍼터에 의해 코팅을 시행하여 자기디스크 미디어를 제조하는 장치이다. 상기 자기 기록용 자성재료에는, 산화철, 크롬 산화철, 코발트 산화철, 메탈 자성체, 바륨 페라이트 자성체 등이 있다.
＜구성＞
연속 스퍼터 로(1400)는, 고온(100~400 ℃)으로 가열된 진공 연속로 중을 캐리어로 칭해지는 기판 반송대차(1410)가 연속 반송되어 간다. 스퍼터 로는 진공로 중에 정치(靜置)한 캐리어에 고정된 미디어 원료의 원반에 대해 일방향으로부터 행해져, 원반의 한 면이 코팅된다. 원반은 외주만이 지지되어 캐리어에 마련한 원반 외경과 거의 동 사이즈의 구멍의 중간에 고정되어 있으므로 다음의 진공로에서 캐리어의 반대면으로부터 스퍼터를 행함으로써 원반의 양면을 코팅 할 수 있다. 10~20개 정도의 진공로가 연속해서 배치되어 있지만, 개개의 진공로는 기밀적으로는 독립되어 있어, 병설된 진공 전실(前室)과 후실(後室)을 교대로 개폐함으로써, 진공로 중의 압력을 고진공으로 유지한 채로 또한 프로세스적으로 독립된 채로, 캐리어를 릴레이 하도록 반입, 스퍼터처리, 반출을 반복하여, 복수 개의 코팅층을 적층해 나간다. 캐리어는 판형상으로, 복수 개의 구멍이 나 있어, 거기에 원반이 외경 유지되어 있다. 원반의 표면과 이면을 번갈아 스퍼터를 행하여 최종적으로 양면 모두 동일한 적층 코팅이 형성된다. 캐리어는 수평자세로 반송되는 것이 아니라, 수직자세(입판자세)로 반송된다. 캐리어의 하면(판두께면)에는 V자의 홈이 길이방향의 전폭(全幅)에 걸쳐서 형성되어 있어, 그 V홈이 가이드 롤러의 타이어형상을 한 외경 위에 타고 있다. 캐리어는 도시하지 않은 직동동력에 의해 직진하는데, 그 때, 캐리어 반송로 벽면에 축 고정된 가이드 롤러(1420)의 타이어형상 외경을 계속해서 타고가면서 직진하고, 다음의 스퍼터 로까지 반송된다.
가이드 롤러(1420)에는 베어링(1401)의 외경이 동축적으로 감합되어 있어, 가이드 롤러(1420)에 내장되어 있다. 베어링(1401)의 내륜이 캐리어 반송로 벽면에 고정된 상기 축에 감합되어 있어, 베어링(1401)이 외륜 회전함으로써 가이드 롤러가 동축 일체적으로 회전한다. 가이드 롤러(1420)가 베어링(1401)을 내장하고 있지 않는 경우도 있어, 그 때는 가이드 롤러(1420)와 동축 일체가 된 축을 베어링(1401)의 내륜에 감합시켜, 캐리어 반송로 벽면에 베어링(1401)의 외륜을 감합 지지시켜, 가이드 롤러(1420)를 회전 지지시킨다. 가이드 롤러(1420)는 모두 종동롤러로서, 캐리어를 지지하고, 직진을 가이드한다. 본 실시 형태의 베어링(1401)은 진공·고온 하에서의 내륜 회전은 물론 외륜 회전의 내구성능도 크고, 나아가 고온에서의 아웃 가스 특성이 뛰어나므로, 분자 레벨에서의 불순물의 혼입을 꺼려하는 연속 스퍼터 로에 적합할 뿐만이 아니라, 어떠한 타입(내륜 회전에서도 외륜 회전에서도)의 연속 스퍼터 로에도 적합하게 사용된다. 특히 그리스 윤활이 곤란한 200 ℃를 넘는 온도 영역에는 보다 적합하다.
＜패널 반송용 진공 로보트 ＞
이하, 도 50을 참조하여, 본 실시 형태의 롤링 베어링에 적합하다고 생각되는 진공 환경에서 사용하는 고온 베어링으로서의 용도예인 패널 반송용 진공 로보트에 대하여 설명한다. 패널 반송용 진공 로보트는, 진공 환경 속에서 태양전지나 FPD(플랫 패널 디스플레이)의 재료가 되는 대형 유리기판을 반송하는 암 로보트이다. 스퍼터 로와 스퍼터 로 사이에 배치되어, 앞의 노(爐)로부터의 유리기판의 반출과, 그 기판의 다음의 스퍼터 로로의 반입을 행한다.
＜구성＞
패널 반송용 진공 로보트(1500)는, 고온(100~400 ℃)으로 가열된 진공로에서 유리 기판의 스퍼터를 행하고, 또 다음의 진공로에서 거듭 스퍼터를 행한다. 그것을 반복해서 스퍼터층을 적층하고, 고기능막을 유리기판상에 형성해 나가는, 일종의 연속 스퍼터 로의 반송용 로보트이다. 전출(前出)의 자기 미디어의 연속 스퍼터 로와는 달리, 기판이 대형(큰 것으로는 한 변이 2.5 m이상으로 두께가 0.7 mm, 중량 10 kg정도)으로 얇고 섬세하기 때문에, 수평 트레이를 가진 대형 암 로보트가 사용되는 일이 있다. 반송장치를 암 로보트로 함으로써 좁은 공간이나 각도로 배치된 스퍼터 로 간의 반송이 가능하게 된다. 로보트 본체는 진공 환경 중에 놓여 지는데, 스퍼터 로 중에는 트레이 부분이 진입하는 것뿐이고, 로보트 그 자체는 들어가지 않는다. 그렇지만, 택트타임(tact time)의 추구로 인해 유리 기판의 온도를 내리지 않게 하기 위해 로보트가 놓여지는 환경도 승온되기도 하고 더불어 유리 기판으로부터의 열전도에서 로보트의 일부, 혹은 전부가 고온(200~300 ℃)이 되는 경우가 많이 있다. 로보트의 암은 1개인 경우도 있고, 도면과 같이 2개인 동 형상의 암으로 동시에 작업을 해서, 반송시간을 단축하는 경우도 있다. 암은 최저 2개의 팔로 구성되어 있어, 팔을 접거나 신장시키거나 하는 것에 의해, 좁은 영역에서의 대형 패널의 반송을 가능하게 하고 있다.
팔과 팔과의 연결부나, 팔과 동체(胴體)와의 연결부를 「관절」이라고 호칭하는데, 관절에는 반드시, 베어링(1501)이 사용된다. 특히 유리기판과 거리가 가까워지는 관절인, 「손목」이나 「팔꿈치」관절에서는 스퍼터 로에 접근하는 것이 많기 때문에, 아웃 가스량이 적은, 진공·고온에서의 내구성능이 큰 베어링(1501)이 필요하다. 덧붙여, 유리 기판과 트레이 중량을 모멘트적으로 지지할 필요도 있기 때문에, 하중 용량의 보다 큰 앵귤러 베어링(1501)이 필수인 경우도 있다. 특히 동체부에서 암의 기반을 지지하는 「몸통」관절에는 앵귤러 베어링이 사용되는 것이 많다. 「관절」용의 베어링(1501)은 팔의 구동 방식에 의해, 내륜 회전인 경우도 있고 외륜 회전인 경우도 있다. 또한, 일방향으로 계속 회전하는 경우는 적고, 요동인 것이 압도적으로 많다.
본 실시 형태의 베어링(1501)은 진공·고온 하에서의 내륜 회전은 물론, 외륜 회전의 내구성능도 크고, 더불어 요동에서의 내구성능도 크고, 나아가 고온에서의 아웃 가스 특성이 뛰어나므로, 분자 레벨에서의 불순물의 혼입을 꺼려하는 패널 반송용 진공 로보트에 적합할 뿐만이 아니라, 어떠한 타입(내륜 회전에서도 외륜 회전에서도, 나아가 요동에서도)의 패널 반송용 진공 로보트에도 적합하게 사용된다. 특히, 그리스 윤활이 곤란한 200 ℃를 넘는 온도 영역에는 보다 적합하다. 더욱이, 하중 고용량을 실현하기 위해서 앵귤러 베어링이 필요한 경우는, 본 실시 형태의 고체 윤활 스페이서 유지기 지지 타입 앵귤러 베어링은, 진공, 고온, 요동, 고용량, 저(低)아웃 가스의 모두를 만족하는 특히 바람직한 베어링이라고 할 수 있다.
(제3 실시 형태)
이하, 본 발명의 자기 윤활성 복합재료의 제3 실시 형태에 대해 상세하게 설명한다. 본 실시 형태는, 롤링 베어링의 전동체(볼)의 표면에 위에서 설명한 자기 윤활성 복합재료의 피막을 입힌 롤링 베어링에 관한 것이다.
본 실시 형태에 있어서, 롤링 베어링의 전동체(볼)의 표면에 위에서 설명한 자기 윤활성 복합재료의 피막을 형성하는 방법으로서 「스프레이 방식」, 「마이크로 쇼트 방식」, 「볼밀 방식」이라고 하는 방법이 사용된다.
스프레이 방식은, 트리클렌(Trichloroethylene) 등의 용제와, 자기 윤활성 복합재료 입자나 혹은, 고체 윤활제(MoS2,WS2등)의 조립(造粒)가루와의 혼합액을 분무기에 의해 철망제의 포드(pod)에 수용한 볼에 분사해서, 볼 표면을 모두 상기 혼합액으로 피복하고, 볼을 포드로부터 꺼내, 150~300 ℃ 정도의 건조로 중에서 용제를 증발시켜, 볼 표면에 자기 윤활성 복합재료나 고체 윤활제의 피막을 형성하는 것이다. 비교적 피막 두께를 크게 할 수 있는 이점이 있지만, 용제를 사용할 필요가 있는 것이나 스프레이가 안된 부분을 방지하기 위해 수작업에 의한 스프레이를 행할 필요가 있다.
한편, 상기 마이크로 쇼트 방식은, 입자지름을 일정한 폭으로 잡은 자기 윤활성 복합재료 입자나 혹은, 고체 윤활제(MoS2,WS2등)의 조립(造粒)가루 등을 압축공기와 혼합해서, 강하게 분무기로부터 분출시켜, 철망제의 포드에 수용한 볼 표면에 충돌시켜, 그 때의 운동 에너지로 자기 윤활성 복합재료나 고체 윤활제의 분자층 레벨의 피막을 볼 표면에 형성한다고 하는 것이다. 포드는 자동운전에 의해 다축 주위를 회전 가능하게 되어 있어, 어느 볼에도 남김없이 스프레이 된 입자가 닿게 되어 있다. 용제를 사용하지 않은 드라이 환경이나, 마이크로 입자가 공중으로 흩어져 가는 환경이 된다.
또한, 입자지름이 균일한 원료를 준비할 필요가 있거나, 운동에너지를 확보하기 위해서 거대한 압축기와 분사 장치가 필요하다. 스프레이도 스프레이가 안된 부분을 막기 위해서 수작업으로 행한다. 그렇지만, 건조 공정이 불필요하고, 막두께가 균질인 피막을 쉽게 얻을 수 있는 것이 이점이다.
상기 볼밀(ball mil) 방식은, 볼밀을 사용하는 피막 방법이다. 볼밀은 도 51에 나타내는 자기 윤활성 복합재료 피막 장치와 같이, 원통형의 포드(1601)를 회전시키는 장치이다. 구체적으로는, 포드(1601)가 장치 상면 중앙에 포드(1601)의 축이 수평이 되도록 놓여져 있다. 포드(1601)를 지지하고 있는 것은, 포드(1601)의 동경(胴徑)보다 외경이 현격하게 작은 회전축(1603, 1604)으로서, 2개의 회전축(1603, 1604)이 포드(1601)의 동경보다 작은 거리로 서로 평행하게 배치되어 있다. 회전축(1603)과 회전축(1604)과의 사이에 똑같이 포드(1601)의 원통축을 평행하게 하여 포드(1601)를 두면, 2개의 회전축(1603, 1604)은 포드 동경보다 근접하고 있기 때문에, 포드(1601)는 아래로 낙하하는 일 없이, 2개의 회전축(1603, 1604)의 양쪽에 원통표면을 접해서 지탱된다. 2개의 회전축(1603, 1604)은 장치(1602)에 내장되는 모터(도시하지 아니함)로 동일 방향으로 회전 가능하게 되어 있어(도면의 예에서는 한 개의 회전축(1607)이 구동축이고, 다른 한 개가 종동축(1605)으로 되어 있다), 그 회전 속도는 소정의 값으로 설정할 수 있다. 회전축(1603)을 회전시키면 회전축(1603)이 지지하고 있는 포드(1601)는 회전축(1603)과의 마찰력에 의해 회전하게 된다. 회전축(1603)의 길이가 허락한다면, 회전축(1603) 상에 복수 개의 포드(1601)를 직렬적으로 배치하는 것에 의해, 동시에 복수 개의 포드(1601)를 회전시킬 수 있다. 포드(1601)는 기밀 용기로 되어 있어, 그 내부에 분체(粉體)나, 혹은 포드(1601) 단면에 있는 내용물 투입구멍의 내경보다 작은 고형물(固形物)을 수용하는 것이 가능하다. 포드(1601) 내에 투입된 내용물은, 회전 전은 포드(1601) 내벽 최하점 근방에 머물고 있는데, 포드(1601)가 회전하면 포드 내벽과의 마찰력과 원심력의 영향으로 포드(1601)와 일체로 되어 회전한다. 그러나, 도중에서 포드 내벽으로부터 이탈, 낙하되어, 또한, 포드(1601)의 내벽의 최하점 근방으로 돌아온다. 이 때, 원래 포드 내벽 최하점 근방에 존재하고 있던 다른 내용물과, 위로부터 낙하해 온 내용물이 충돌한다. 그 운동 에너지를 이용해, 포드(1601) 내에 혼합 투입한 피막원료와 피막 대상부품을 충돌시켜, 피막 대상부품의 표면에 피막을 형성하는 가공방법이 이 볼밀 방식이다.
포드(1601)는 기밀용기이므로 환경오염은 지극히 적고, 장치의 크기도 탁상 규모의 것으로 준비되어 있으므로, 비교적 용이하게 피막 작업을 행할 수 있는 것이 이점이지만, 피막형성에 사용되는 운동에너지를 크게 할 수 없기 때문에, 강고한 피막을 형성하기 어렵고, 1회로 처리할 수 있는 피막 대상물의 양에는 한계가 있어, 가공시간도 앞에서 설명한 2 방식에 비교해 길어지지 않을 수 없다. 단, 무인으로 장치 운전이 가능하기 때문에 가공시간을 확보할 수 있는 경우는 유용한 피막형성 방법이다.
볼에 자기 윤활성 복합재료나 고체 윤활제의 피막을 형성하기 위해서는, 피막 대상물인 볼과 피막원료인, 자기 윤활성 재료나 고체 윤활제를 혼합해 포드(1601)에 투입되는데, 이 때, 자기 윤활성 복합재료나 고체윤활제는 아래의 어떠한 형태에서도 피막 형성은 가능하다.
(A) 입자가루, 혹은 조립(造粒)가루
(B) 소결체
(C) 상기 (A) 입자가루 혹은 조립가루와, (B) 소결체와의 혼합물
상기 (A)의 경우, 포드 내벽으로부터 이탈되어 낙하해 온 가루가 낙하점에 있는 볼에 충돌해 볼 표면에 피막을 형성하는 것이 아니라, 낙하해 온 볼과 낙하점에 있는 다른 볼과의 사이에 가루가 끼워져서 상호의 볼 표면에 피막이 형성된다. 혹은, 낙하해 온 볼과 충돌하는 포드 내벽과의 사이에 가루가 끼워져서 피막이 형성되는 경우도 있다.
상기 (B)나 (C)도 기본적으로는 피막 대상물인 볼보다 비중이 작기 때문에, 피막의 형성 원리는 상기 (A)의 경우와 거의 같다고 생각된다.
상기 (A)의 경우, 원료분말을 소정의 조성비로 혼합해, 혼합가루를 제작하거나, 혹은, 상기 혼합가루를 조립하거나, 필요하면 그것을 분급(分級)해 입경의 폭이 균일한 조립가루를 얻거나 하여 피막원료로 한다. 원료분말로부터 피막 원료가 비교적 용이하게 얻을 수 있지만, 분체(粉體)를 취급할 필요가 생긴다.
상기 (B)의 경우, 상기 (A)의 혼합가루나 조립가루를 형틀에 넣어 소결로에서 열처리 하고, 소정의 형상으로 소결하여 얻어진다. 상기 (A)에 비해 피막 원료를 얻는데 가공 공정이 많아지지만, 롤링 베어링에 내장하는 윤활 스페이서를 제작할 때에 제품 수율의 관계에서 발생하는 스페이서의 균열 파손품이나 혹은 잉여가 된 예비품, 과잉 생산품 등을 사이즈에 관계없이 피막 원료로 할 수 있다. 덧붙여서, 고형물이므로 상기 (A)의 분체에 비해 취급하기 쉽도록 작업하기 쉬운 이점이 있다.
상기 (C)는 상기 (A)와 상기 (B)와의 혼합이므로, 각각의 이점·불리점을 겸비하지만, 상기 (A)와 상기 (B)를 낭비없이 제품수율 좋게 사용할 수 있다.
다음으로, 포드(1601)의 단면도를 도 52에 나타낸다. 1601이 포드 단면, 1708이 상기 (A)나 상기 (B), 혹은 상기 (C)이고, 1709가 볼이다.
볼은 SUJ2나 SUS440C, 혹은, SUS304등의 금속제이거나 혹은 질화 규소나 이산화 지르코늄, 탄화규소 등의 세라믹스제인 경우도 있다.
위에서 설명한 조성으로 이루어지는 자기 윤활성 복합재료를 사용하면, 상기 어느 방식에서도, 즉 볼밀 방식, 스프레이 방식, 혹은 마이크로 쇼트 방식에 의해 피막 대상물에 대해서 피막 형성이 가능하다.
본 실시 형태는, 롤링 베어링, 혹은 볼 나사 장치나 직동안내장치(리니어 가이드)의 직동장치의 볼 표면에 위에서 설명한 조성으로 이루어지는 자기 윤활성 피막을 형성한 롤링 요소이다. 그리고, 롤링요소가 본 실시 형태의 볼 피막 이외에 다른 윤활수단을 구비하고 있는지의 여부로 실시 형태가 아래의 4개로 크게 나눌 수 있다.
(형태 3-1) 롤링요소의 윤활을 볼 피막만으로 행한다.
(형태 3-2) 롤링요소의 윤활을 볼 피막과, 구비하는 다른 자기 윤활성 복합재료의 양쪽에서 행하거나, 혹은, 구비하는 다른 자기 윤활성 복합재료만으로 행한다.
(형태 3-3) 롤링요소의 윤활을 볼 피막과, 구비하는 다른 롤링 요소 부품피막의 복수 개나, 어느 한 개로 행한다.
(형태 3-4) 롤링 요소의 윤활을 볼 피막과, 구비하는 다른 롤링 요소 부품 피막과, 또 다른 습식 윤활(그리스 윤활이나 오일 윤활)의 복수 개로 행한다.
＜형태 (3-1)＞
볼에 본 실시 형태의 피막을 입히고, 그것을 롤링 요소의 전동체로 하는 것이다. 도 53은, 볼에 본 실시 형태의 피막을 입힌 롤링 베어링의 구성을 나타내는 부분 단면도이다. 도 53에 나타내는 베어링은, 프레스 유지기를 가지는 깊은 홈의 볼 베어링인데, 어느 형식의 롤링 베어링에도 적용 가능하고, 유지기의 유무에 관계없이 적용할 수 있다. 그리고 본 형태에 있어서의 피막의 형성방법은 문제되지 않지만, 상기의 어느 방식을 사용하여 형성하므로 좋다.
도 53에 나타내는 바와 같이, 본 형태의 롤링 베어링의 윤활은, 볼(1804)을 개재시킨 내륜(1802)과 외륜(1803)과의 상대적인 회전에 따라, 볼(1804)의 표면과 볼(1804)에 접하는 내륜(1802) 및 외륜(1803)의 전동면과의 사이에 피막(1806)이 끼워진다. 피막(1806)은 자기 윤활성 복합재료로 형성되어 있으므로, 피막(1806)은 볼(1804)의 표면과 전동면의 쌍방의 표면을 윤활한다. 회전이 계속되어 볼(1804)의 표면과 전동면과의 접촉하는 장소는 잇달아 변화하지만, 항상 접촉면에는 피막(1806)이 끼워져 있기 때문에 윤활은 계속된다.
볼(1804)의 표면으로부터는 접촉하는 전동면에 피막(1806)의 일부가 전이되는 일도 행하여진다. 전이된 피막(1806)이 전이된 전동면은 윤활성능이 부여되어, 그 다음에 다시 볼(1804)의 표면과 접촉할 때에 쌍방의 표면을 윤활한다. 상기 피막(1806)의 전이와 윤활이 계속적으로 행해져 롤링 베어링(1801)은 회전을 계속할 수 있다. 롤링 베어링(1801)의 회전이 다시 계속되어, 피막(1806)이 반복 윤활에 사용되고, 점차 열화해 가면 윤활성능이 조금씩 없어져가고, 윤활성능을 보유하는 피막(1806)이 완전히 없어지면, 롤링 베어링(1801)은 윤활 성능을 잃어, 베어링 수명(윤활 수명)에 도달한다.
본 형태의 피막은 자기 윤활성 복합재료이고, 고온 환경, 진공 환경, 진공 고온 환경의 어느 환경에 있어서도 높은 윤활 성능과 아웃 가스가 적은, 저아웃 가스성을 가지므로, 그러한 환경에서 사용되는 롤링 베어링에는 적합하다고 할 수 있다.
또한, 본 형태는 롤링 베어링 뿐만아니라, 직동장치를 포함한, 롤링 요소 전체에 적응할 수 있다.
또한, 본 형태의 롤링 요소는, 텐터 클립(tenter clip)등의 고온 반송장치, 진공 증착 장치, 연속 스퍼터 로 등의 진공 고온 반송장치에 적합하게 사용할 수 있다.
또한, 롤링 베어링의 볼이나 궤도륜의 재질은 SUJ2나 SUS440C가 사용되는 것 외에, 방청(rust prevention)을 위해 질화 규소, 탄화규소, 이산화 지르코늄 등의 세라믹스도 사용된다. 세라믹스에 대해서도 앞의 설명에 나타낸 피막 형성방법에 따라 피막은 형성된다.
＜형태 (3-2)＞
롤링요소의 윤활을 본 실시 형태의 볼 피막과, 구비하는 다른 자기 윤활성 복합재료의 양쪽에서 행하거나, 혹은, 구비하는 다른 자기 윤활성 복합재료만으로 행한다.
볼에 본 실시 형태의 피막을 입히고, 그것을 롤링요소의 전동체로 하는 것은 형태 (3-1)과 같다. 도 54는, 볼에 본 형태의 피막을 입힌 롤링 베어링의 구성을 나타내는 부분 단면도이다. 도 54에 나타내는 베어링(1901)은, 프레스 유지기(1905)를 가지는 깊은 홈의 볼 베어링인데, 유지기(1905)의 볼 포켓 1개에 볼(1904)가 2개 장전된다. 포켓내의 볼(1904)과 볼(1904)과의 사이에는 원주형상을 한 고체 윤활 스페이서(이하, 원주 스페이서, 또는 스페이서라고 한다)(1906)가 스페이서(1906)의 단면에 인접하는 볼(1904)에 대향해 배치되어 있다. 볼 포켓은 완두 형상으로, 2개의 볼(1904)로 원주 스페이서(1906)를 수용하고 있고, 그 포켓이 원주 방향 등배로 복수 배치되어 있다. 그리고 볼(1904)에 시행된 피막(1907)의 형성방법은 특별히 한정되지 않으나, 상기의 어느 방식을 사용하여 형성하므로 좋다.
본 형태의 롤링 베어링의 윤활은, 2 단계에서 진행한다. 1 단계는 초기 윤활이라고 칭하는 것으로, 형태 (3-1)의 윤활 메커니즘과 동일하다. 즉, 롤링 베어링의 회전에 따라, 볼 표면과 볼과 접하는 궤도륜의 전동면과의 사이에 피막이 끼워진다. 피막은 자기 윤활성 복합재료로 형성되어 있으므로, 피막은 볼 표면과 전동면의 쌍방의 표면을 윤활하고, 그것이 연속됨으로써 롤링 베어링의 윤활이 계속된다.
동시에 제2 단계의 윤활이 개시된다. 롤링 베어링이 회전하면 볼은 인접하는 스페이서 단면과 접동한다. 스페이서는 본 실시 형태의 자기 윤활성 복합재료제로서, 볼과의 접동으로 자기 윤활성 복합재료의 일부가 볼의 표면에 전이되어 고체윤활 피막을 형성한다. 볼이 전동을 계속해서, 고체 윤활피막이 전동륜의 전동면에 도달하여 볼 표면과 전동면을 윤활한다. 그 때, 고체 윤활피막의 일부가 전동면에 전이되어, 다음에 그 전동면이 볼과 접촉할 때에 윤활에 사용된다. 이 메커니즘은 형태 (3-1)의 볼과 전동면의 윤활의 메커니즘과 동일하다.
스페이서는 원래 볼에 시행된 피막의 자기 윤활성 복합재료의 총 중량보다 현격하게 큰 중량을 가지고 있기 때문에, 그것이 조금씩 마모나 전이에 의해 감소되어도 쉽게는 없어지는 일 없이, 피막의 전이가 계속되어 롤링 베어링을 계속해서 윤활할 수 있다. 그 때문에, 형태 (3-1)의 롤링 베어링에서는, 볼의 피막이 모두 윤활에 사용되어 고갈되면 롤링 베어링은 윤활 수명에 도달하지만, 형태 (3-2)의 롤링 베어링은 볼에 피막을 입혔을 뿐인 형태 (3-1)의 롤링 베어링에 비해 현격하게 큰 내구성능을 가질 수 있다.
단, 스페이서의 자기 윤활성 복합재료가 볼에 전이되 고체 윤활피막이 되고, 다시 그것이 궤도륜의 전동면에 도달하여, 윤활성능이 발휘되므로, 롤링 베어링의 회전 개시 시에는 윤활기능이 없기 때문에, 롤링 베어링이 윤활 불량이 될 가능성이 있다. 그 때문에, 초기 윤활로서 볼 피막을 병용하는 것이 많다. 스페이서로부터의 자기 윤활성 복합재료가 볼에 전이되고, 그것이 볼과 궤도륜의 전동면과의 윤활에 사용되는 사이클이 확립되면 볼의 피막인 초기 윤활은 불필요하게 되어, 원래 볼 표면에 입혀져 있던 피막이 모두 윤활에 사용되어 없어져 버려도, 스페이서로부터의 자기 윤활성 복합재료의 전이가 계속되어, 볼에 고체 윤활 피막이 계속 형성되므로 롤링 베어링은 윤활 불량이 되는 일 없이 회전을 계속할 수 있다.
본 형태의 피막은 자기 윤활성 복합재료이고, 고온 환경, 진공 환경, 진공 고온 환경의 어느 환경에 있어도 높은 윤활성능과 아웃 가스가 적은, 저아웃 가스성을 가지므로, 그러한 환경에서 사용되는 롤링 베어링에는 적합하다고 할 수 있다.
또한, 본 형태는 롤링 베어링뿐만이 아니라, 직동요소를 포함한, 롤링 요소 전체에 적응할 수 있다.
또한, 본 형태의 롤링 요소는, 텐터 클립 등의 고온 반송장치, 진공 증착장치, 연속 스퍼터 로 등의 진공 고온 반송장치에 적합하게 사용할 수 있다.
또한, 롤링 베어링의 볼이나 궤도륜의 재질은 SUJ2나 SUS440C가 사용되는 것 외, 방청을 위해 질화 규소, 탄화규소, 이산화 지르코늄 등의 세라믹스도 사용된다. 세라믹스에 대해서도 앞의 설명에 나타낸 피막 형성방법에 따라 피막은 형성된다.
　여기서, 본 형태 (3-2)의 롤링 베어링은, 아래와 같은 형태의 롤링 베어링이어도 좋다.
　(1) 절삭가공 케이지(machined cage) 유지기 타입
　(2) 원주 스페이서 주입 홈 타입
　(3) 원주 스페이서 유지기 지지 타입 앵귤러 베어링
또한, 상기 (1)~(3)의 「베어링 타입」의 개요는 아래와 같다.
(1) 절삭가공 유지기 타입 베어링은, 도 24(a), (b)에 나타내는, 절삭가공 유지기를 가지는 베어링이다. 절삭가공 유지기 타입은, 도 24(a), (b)에 나타내는 바와 같이, 자기 윤활성 복합재료로 성형한 링에 외경으로부터 내경으로 관통하는 직선형 둥근 구멍을 마련하여 볼 포켓으로 하는 타입이다.
또한, (2) 원주 스페이서 주입 홈 타입은, 도 25(a), (b)에 나타내는 구조를 이루고, 예를 들어, 일본국 특허 제 3608064호에 기재된 베어링의 구조 또는 그 유사한 타입의 베어링이다.
도 25(a), (b)에 있어서, 601은 내륜, 602는 외륜, 603은 전동체, 604는 스페이서, 641은 스페이서(604)의 간격, 642는 스페이서(604)의 축심이다. 내륜(601)의 견부(612)와 외륜(602)의 견부(622)에 각각 내륜 절결(613)과 외륜 절결(623)을 마련하고 있고, 이 2개의 절결을 대향시켜 합친 것을 삽입구로 하고 있다.
스페이서(604)는 원주형상이고, 베어링의 축심방향으로부터 본 투영면의 형상은, 도 25(b)에 나타내는 바와 같이, 외주의 일부에 간격(641)을 마련하도록 한 것이고, 이 형상은 동 방향으로부터 본 삽입구의 측면 형상과 상사 형상으로, 약간 작은 형상이 되도록 하고 있다. 또한, 스페이서(604)는 베어링의 축심 방향으로부터 본 투영면의 축심(642)을 경계로 하여, 투영면의 대각선의 위치에 있어서의 코너부의 2 곳을 45о의 각도로 직선으로 잘라내어 간격(641)을 마련한 것으로, 스페이서(604)의 축심(642)을 경계로 하여 내륜 절결(613)과 외륜 절결(623)의 양측에서 비대칭의 구성으로 하고 있다. 주입 홈 타입 베어링은 외·내륜 절결에 반드시 상기와 같은 비대칭부를 마련하고 있는 것은 아니고, 단순한 구형의 주입 홈으로서 장전하는 원주 스페이서를, 비대칭부를 가지지 않은 단순한 원주형상으로 하는 경우도 있다. 본 실시 형태에서의 시험에 사용한 원주 스페이서는 단순한 원주 형상의 것을 사용하였다.
그리고 절삭가공 유지기, 원주 스페이서 주입 홈 타입, 모두 유지기 성형 프레스형을 사용하지 않고 제작할 수 있기 때문에, 베어링 사이즈나 모델번호의 제약을 받지 않는다. 그 때문에, 이러한 구조 형식을 이용하면, 다품종 베어링의 제작이 가능해진다.
게다가, (3) 원주 스페이서 유지기 지지 타입 앵귤러 베어링은, 예를 들어, 일본국 특개 2009-236314호에 기재된 앵귤러 베어링용 고체 윤활 스페이서 유지기 지지 타입이다. 앵귤러 베어링은, 볼 장전용으로 외륜(또는, 내륜)의 편측 단면에 카운터보어(counterbore)로 불리는 테이퍼가 형성되어 있어 단면을 향해 개구하고 있기 때문에, 볼 사이에 고체 윤활 스페이서를 장전해도, 그곳으로부터 베어링 바깥으로 탈락해 버린다. 또한, 앵귤러 베어링은 하중 용량을 크게 하기 위해서 장전되는 볼 개수가 피치원 가득하게 되도록 설계되어 있으므로, 원래 볼 사이에 원주 스페이서를 장전하는 것은 어려우며, 가령 장전하려고 하면 코인과 같은 얇은 형상이 되지 않을 수 없다. 그 때문에, 본 실시 형태와 같은 원주 스페이서를 지지하는 유지기를 도입해 대응하게 된다. 이 앵귤러 베어링에 대해 내구시험을 행하고 있다.
여기서, 일본국 특개 2009-236314호에 기재된 앵귤러 베어링을 예로서, (3) 원주 스페이서 유지기 지지 타입 앵귤러 베어링에 대해서 설명한다.
원주 스페이서 유지기 지지 타입 앵귤러 베어링의 일 실시 형태로서, 도 26(a)에 나타내는 바와 같이, 접촉각 위치에 원주 스페이서(651, 652)가 배치되어 있다. 볼(603)의 반경보다 스페이서(651, 652)의 직경이 작게 되어 있어, 볼(603)과 볼(603)이 최근접하는 볼 적도(赤道)로부터 멀어진 위치에 스페이서(651, 652)를 배치하기 때문에, 원주 스페이서의 길이 방향 치수를 확보할 수 있다(코인 형상이 되지 않아도 된다). 게다가, 접촉각 위치에 배치되어 있으므로, 외륜(602), 내륜(601)의 각각의 레이스상의 바로 볼(603)이 주행하는 라인을 스페이서(651, 652)가 접동해 윤활 할 수 있기 때문에 윤활 성능이 높아진다.
·원주 스페이서 유지기 지지 타입 앵귤러 베어링에 이용되는 유지기의 예
원주 스페이서 유지기 지지 타입 앵귤러 베어링에 사용되는 유지기의 예로서는, 도 26(b)에 나타내는 유지기(604)를 들 수 있다. 이 유지기(604)는, 유지기(604)의 외경으로부터 내경으로 관통하는 간격(641)이 원주상에 마련되어 있어, 볼 포켓을 형성하고 있다. 볼 포켓과 포켓과의 사이를 중개 연결하도록 둘레방향 홈(643)이 외경과 내경에 각각 파여 있고, 그 둘레방향 홈(643)이 베어링의 접촉각 위치에 배치되어 있다. 볼 포켓과 포켓과의 사이의 둘레방향 홈(643)이 고체윤활 스페이서용 포켓으로서 기능한다. 유지기(604)의 재질은, 황동이나 S45C등의 연강, SUS304등의 스텐레스강, 비조질 강 등이 사용된다.
원주 스페이서 유지기 지지 타입 앵귤러 베어링의 다른 실시 형태로서는, 도 27(a), (b)에 나타내는 바와 같이, 원주 스페이서의 직경의 크기가 볼 반경에 가깝거나, 그 이상인 타입을 채용해도 좋다. 도 27(a)의 원주 스페이서 유지기 지지 타입 앵귤러 베어링(600)은, 내륜(601)측의 윤활 부품(651)이, 볼(603)의 피치원보다도 베어링(600)의 지름방향 외측까지 도달하도록 된 구조를 이룬다. 한편, 도 27(b)의 원주 스페이서 유지기 지지 타입 앵귤러 베어링(600)은, 외륜(602)측의 원주 스페이서(652)가 볼(603)의 피치원보다도 베어링(600)의 지름방향 내측까지 도달하도록 된 구조를 이룬다. 이들과 같은 구조를 이룸으로써, 원주 스페이서(651, 652)를 이루는 원주체의 단면이 볼(603)과 확실하게 접촉하기 때문에 원주 스페이서(651, 652)를 이루는 고체 윤활성 복합재료의 볼(603)로의 전이가 확실하게 행해진다.
그리고 이 실시 형태에서는, 원주 스페이서(652)는 코인 형상이 되지만, 유지기(604)로 지지되어 있으므로, 베어링(600) 내에서 넘어지거나 하는 일은 없다. 또한, 스페이서(652)의 직경이 클 뿐만 아니라, 단면이 볼 표면접선과 거의 평행하게 접동하므로, 스페이서(652)로부터 볼(603)로 고체 윤활성 복합재료가 전이되기 쉽고, 윤활 성능을 확보하기 쉬워진다.
＜형태 (3-3)＞
롤링요소의 윤활을 본 실시 형태의 볼 피막과, 구비하는 다른 본 실시 형태의 롤링 요소 부품피막의 복수로 행한다.
볼에 본 실시 형태의 피막을 입히고, 그것을 롤링요소의 전동체로 하는 것은 형태 (3-1), (3-2)와 같다.
도 55는, 볼에 본 형태의 피막을 입힌 롤링 베어링의 구성을 나타내는 부분 단면도이다. 도 55에 나타내는 베어링(2001)은, 형태 (3-1)과 같은 프레스 유지기를 가지는 깊은 홈의 볼 베어링이나, 볼(2004)이외의 부품, 예를 들어 외륜(2003), 혹은 내륜(2002)의 전동면에 본 형태의 피막(2007)이 형성되어 있다. 피막(2007)은 전동면에 형성되어 있으면 좋으나, 롤링 베어링(2001)의 회전에 따르는 전동이나 접동에 관계없는 면에 시행되어 있어도 롤링 베어링(2001)의 윤활 성능에는 영향을 미치지 않기 때문에 피막 형성 작업상의 사정으로 비전동면에 피막이 형성되어도 문제는 없다. 예를 들어, 볼밀 방식에서 피막을 형성하는 경우는, 포드에 볼과 외륜(혹은 내륜)과 피막원료인 자기 윤활성 복합재료를 투입해, 앞에서 설명한 방법에 따라 피막을 형성하면, 피막은 볼 표면이나 궤도륜의 전동면은 물론, 궤도륜의 비전동면 부위에도 피막이 형성되어 버리지만, 그 피막이 롤링 베어링의 윤활 성능을 저해하는 일은 없고, 피막을 벗길 필요도 없다.
볼 이외에 피막을 형성하는 롤링 베어링의 부품은, 전동면을 포함하는 외·내륜의 어느 쪽만으로도 좋고, 포켓면을 포함하는 유지기만이어도 좋고, 그들의 어느 것인가의 조합이어도 좋다.
피막의 형성방법은 특별히 한정되지 않으나, 상기중 어느 하나의 방식을 사용하여 형성하므로 좋다.
본 형태의 롤링 베어링의 윤활은, 기본적으로 형태 (3-1)의 윤활 메커니즘과 동일하다. 즉, 롤링 베어링의 회전에 따라, 볼 표면과 볼과 접하는 궤도륜의 전동면과의 사이에 피막이 끼워진다.
피막은 자기 윤활성 복합재료로 형성되어 있으므로, 피막은 볼 표면과 전동면의 쌍방의 표면을 윤활하고, 그것이 연속됨으로써 롤링 베어링의 윤활이 계속된다.
피막은 볼 이외의 전동면에도 존재하고, 그것이 윤활에 사용되므로, 형태 (3-1)의 볼 만의 피막 총 중량에 비해 형태 (3-3)의 피막 총 중량의 쪽이 크다. 그 만큼, 피막이 모두 윤활에 사용되어 고갈되는데 형태 (3-1)의 롤링 베어링에 비해 보다 많이 회전이 가능하다. 형태 (3-3)의 롤링 베어링은 형태 (3-1)의 것보다 내구성능이 뛰어나다고 할 수 있다.
유지기 포켓에 피막을 입힌 경우는, 볼과 포켓면이 접동함으로써 포켓면으로부터 볼로 피막이 전이되고, 그것이 볼과 궤도륜 전동면과의 윤활에 사용된다.
궤도륜의 비궤도면에 입혀진 피막은 롤링 베어링의 회전을 위한 윤활에는 사용되지 않지만, 예를 들어, 하우징이나 축과의 감합면을 윤활할 수가 있으므로, 롤링 베어링이 감합하는 상대 재와 프레팅(fretting)에 의해 고착된다는 것을 방지하는 효과도 부여된다.
본 형태의 피막은 자기 윤활성 복합재료이고, 고온 환경, 진공 환경, 진공 고온 환경의 어느 환경에 있어서도 높은 윤활성능과 아웃 가스가 적은, 저아웃 가스성을 가지므로, 그러한 환경에서 사용되는 롤링 베어링에는 적합하다고 할 수 있다.
또한, 본 형태는 롤링 베어링 뿐만 아니라, 직동요소를 포함한, 롤링 요소 전체에 적응할 수 있다.
또한, 본 형태의 롤링요소는, 텐터 클립 등의 고온 반송장치, 진공 증착 장치, 연속 스퍼터 로 등의 진공 고온 반송장치에 적합하게 사용할 수 있다. 또한, 형태 (3-3)의 롤링 베어링은 중량에 있어서, 피막중량이 증가할 뿐이므로, 중량이 작은 롤링 베어링을 제작할 수 있는 특징이 있다. 더욱이, 궤도륜 전동면에 피막을 입힌 경우는 볼과 전동면의 쌍방에 원래 피막이 있으므로, 윤활 성능이 지극히 큰 특징을 가진다. 그 때문에, 고속도 회전하여, 동시에 고 하중을 받는 롤링 베어링, 예를 들어, 터보 펌프의 터치다운 베어링 등에 의해 적합하게 사용할 수 있다. 터치다운 베어링의 경우, 롤링 베어링의 볼이나 궤도륜의 재질은 SUJ2나 SUS440C가 사용되는 것 외에, 경량화를 위해 질화 규소, 탄화규소, 이산화 지르코늄 등의 세라믹스도 사용된다. 세라믹스에 대해서도 앞의 설명에 나타낸 피막 형성방법에 따라 피막은 형성된다.
＜형태 (3-4)＞
롤링요소의 윤활을 본 실시 형태의 볼 피막과, 구비하는 다른 본 실시 형태의 롤링 요소 부품피막과, 또 다른 습식 윤활(그리스 윤활이나 오일 윤활)의 복수로 행한다.
볼에 본 실시 형태의 피막을 입히고, 그것을 롤링요소의 전동체로 하는 것은 형태 (3-1)~(3-3)과 같다.
도 56은, 볼에 본 형태의 피막을 입힌 롤링 베어링의 구성을 나타내는 부분 단면도이다. 도 56에 나타내는 베어링(2101)은, 형태 (3-1)과 같은 프레스 유지기를 가지는 깊은 홈의 볼 베어링이지만, 롤링 베어링(2101)의 내부공간에 윤활유나 오일 등의 습식의 윤활제를 충전 또는, 도포되어 있다. 더욱이, 볼(2104) 이외의 부품, 예를 들어 외륜(2103), 혹은 내륜(2102)의 전동면에 본 실시 형태의 피막이 형성되어 있는 것도 좋다. 피막은 전동면에 형성되어 있으면 좋지만, 비전동면에 시행되어 있어도 문제는 없는 것은, 앞에서 설명한 형태 (3-3)과 같다. 볼(2103) 이외에 피막을 형성하는 롤링 베어링(2101)의 부품은, 전동면을 포함한 외륜(2103)·내륜(2102) 중 어느 하나여도 좋고, 포켓면을 포함한 유지기(2105)만이라도 좋고, 그들 중 어느 한 조합이어도 좋다.
또한, 피막의 형성방법은 특별히 한정되지 않지만, 상기 중 어느 한 가지 방식을 사용하여 형성하므로 좋다.
본 형태의 롤링 베어링의 윤활은, 앞에서 설명한 형태 (3-1)~(3-3)과는 달리, 기본적으로 롤링 베어링 내에 충전, 또는 도포하는 그리스 등의 습식의 윤활제(이하, 그리스라고 하는 일이 있음)로 행한다.
여기서, 그리스에 따라서는, 본래의 기능인 윤활 성능 이외에, 다른 특수 기능이 부여된 것이 있다.
예를 들어 불소 그리스, 실리콘 그리스 등은, 베이스 오일이 가지는 윤활 성능으로 윤활유로서의 윤활 성능을 발현하는데, 아울러, 베이스 오일이 가지는 내열성능이나 혹은 저 증기압성의 효과에 의해 그리스도 내열성 그리스거나 저 증기압성 그리스거나 하여, 그 윤활 성능 이외의 기능이 필요한 용도에 대해 사용된다. 예를 들어, 용도가 고온 환경용의 장치이거나, 진공 환경용의 장치이거나 하는 경우에 그 환경 전용의 그리스를 선정하여 사용한다. 식품용 그리스는 합성 탄화 수소계의 베이스 오일로부터 제조되고 있는데, 식품 그리스가 잘못하여 사람의 입에 들어가는 일이 있어도 해를 끼치지 않는 베이스 오일이 선정되어 있다.
이러한 기능성 그리스는 베이스 오일이 윤활 성능 이외의 기능을 가지기 때문에, 일반의 윤활용 그리스, 예를 들어 우레아계 그리스나 리튬 비누계 그리스 등에 비해, 윤활 성능이 현저하게 뒤떨어지는 경우가 많다.
따라서, 이러한 기능성 그리스를 충전한 롤링 베어링의 내구성능(윤활 수명)은, 일반 윤활 그리스를 충전한 경우에 비해 현저하게 뒤떨어지는 경우가 많다.
또한, 그리스가 충전된 롤링 베어링의 윤활 수명은, 자기 윤활성 복합재료에 의한 피막과 같이 고갈되면 갑자기, 윤활수명에 도달하는 것과는 약간 손상 형태가 다르다. 윤활유 충전된 베어링이 운전 이력을 거쳐, 그리스가 열화하기 시작하면 그리스 전체적으로는 아직 충분한 윤활성능을 가지고 있어도, 국소, 국소의 윤활면, 그것은 일부의 볼과 전동면이었거나, 일부의 볼과 유지기와의 접동면이었거나 하나, 그 일부의 윤활면에서 윤활불량이 생겨, 금속끼리가 윤활피막을 개재시키지않고 직접 접촉하는 상황이 발생하고, 즉시 그 국소의 온도가 급상승하여 고착을 일으킨다. 그 고착이 일정한 영역 이상으로 발생하면, 씨징(눌어붙음)(seizing)을 일으켜 롤링 베어링이 잠금된다. 그 국소에서 생긴 윤활 불량은, 지속적으로 윤활 불량인 채로 되는 것은 아니고, 근방의 윤활 성능을 가지는 그리스로부터 베이스 오일이 공급되면 그 국소의 윤활 성능은 부활한다. 그 반복이 롤링 베어링의 전체 윤활면에서 확률론적으로 발생하고 있기 때문에, 그리스 충전의 롤링 베어링의 윤활 수명은 롤링 베어링의 개체에 따라서 달라, 내구성능에 폭이 있다. 그렇지만, 윤활 불량의 국소 발생의 빈도, 영역이 점차 커지는 것에 의해, 롤링 베어링이 윤활 수명에 도달하기 쉬워지는 메커니즘은 같다. 국소적 윤활 불량이 원인으로 돌연, 윤활 수명이 되는 것이지만, 가령 그리스의 열화로 윤활 불량이 된 국소에 본 실시 형태의 피막이 존재하고 있다고 하면, 국소적으로 그리스의 윤활 불량이 생겨도, 피막의 효과로 금속끼리가 고착하는 것을 방지할 수 있어 일순간의 고착을 저지할 수 있으면, 근방으로부터의 베이스 오일의 공급에 의해 그 국소는 윤활 불량으로부터 복귀할 수 있게 된다.
즉, 형태 (3-4)의 롤링 베어링에 있어서의 본 실시 형태의 피막은 윤활유에 의한 윤활의 일시 릴리프(relief)를 행하는 것이 그 역할이다. 따라서, 형태 (3-4)의 롤링 베어링의 그리스 충전 단독의 경우보다, 윤활 수명을 크게 하는 효과가 있다. 일반의 윤활 그리스를 충전하는 경우에 있어서도 상기 메커니즘에 의한 윤활 수명 연장의 효과가 있지만, 특히 윤활 성능이 뒤떨어지기 때문에 국소에서의 윤활 불량이 생기기 쉬운 기능성 그리스인 경우에 적합하다고 할 수 있다.
국소적인 윤활 불량은 롤링 베어링의 모든 전동면이나 접동면에서 일어날 수 있으므로, 피막을 형성하는 부품은 볼 표면뿐만이 아니라, 궤도륜 전동면이나 유지기 포켓면에도 시행하는 것이 좋다.
또한, 궤도륜의 비궤도면에 시행된 피막은 롤링 베어링의 회전을 위한 윤활에는 사용되지 않지만, 예를 들어, 하우징이나 축과의 감합면을 윤활할 수 있으므로, 롤링 베어링이 감합하는 상대재와 프레팅에 의해 고착된다고 하는 것을 방지하는 효과도 부여된다.
본 형태의 피막은 자기 윤활성 복합재료이고, 고온 환경, 진공 환경, 진공 고온 환경의 어느 환경에 있어도 높은 윤활 성능과 아웃 가스가 적은, 저아웃 가스성을 가지므로, 그러한 환경 전용의 그리스 혹은 오일을 충전, 도포한 롤링 베어링에 사용하는 것이 적합하다고 할 수 있다.
또한, 본 형태는 롤링 베어링뿐만이 아니라, 직동요소를 포함한, 롤링 요소 전체에 적응할 수 있다.
또한, 본 형태의 롤링 요소는, 텐터 클립 등의 고온 반송장치, 진공 증착 장치, 연속 스퍼터 로 등의 진공 고온 반송장치, 식품 그리스가 사용되는 식품 기계 등에 적합하게 사용할 수 있다.
또한, 롤링 베어링의 볼이나 궤도륜의 재질은 SUJ2나 SUS440C가 사용되는 것 외, 방청을 위해, 질화 규소, 탄화규소, 이산화 지르코늄 등의 세라믹스도 사용된다. 세라믹스에 대해서도 앞의 설명에 나타낸 피막 형성방법에 의해 피막은 형성된다.
(34) 피막 처리를 가한 롤링 베어링의 고온하에서의 내구성능
도 4에 나타내는 고온 베어링 내구시험장치를 사용하여, 제3의 실시 형태에 있어서의 피막처리를 가한 롤링 베어링의 고온 하에서의 내구성능을 비교하였다. 결과를 도 57에 나타낸다.
이 측정에 의해, 자기 윤활성 복합재료는, 원주 스페이서의 경우, 실시예, 비교예 모두 대기 중에서의 마찰계수에 차이는 없고, 양 재료 모두 양호한 접동특성을 나타내었다. 양 재료로, 윤활제는 피막 볼만의 형태의 롤링 베어링(형태 (3-1))를 제작하여 내구성능을 비교하였다. 본 실시 형태의 피막 볼을 가지는 실시예는 총 회전수 200만 회전을 넘는 내구성능을 나타내었으나, 비교예는 대략 120만 회전 이하였다.
원주 스페이서 그 자체의 접동 성능은 양 재료 모두 차이는 없지만, 본 실시 형태의 재료가, 전이 성능이 뛰어나기 때문에, 궤도륜 전동면에 용이하게 전이 피막을 형성할 수 있기 때문에 내구성능이 더 우수한 것으로 추측된다. 비교예의 재료는, 전이 성능이 뒤떨어지기 때문에, 전동면에 전이되지 못하고 피막이 잇달아 탈락해 버려 내구성능이 뒤떨어지는 결과가 되었다고 생각된다.
본 시험 결과로부터, 고온용 롤링 베어링으로서, 실시예의 쪽이 2배 이상 뛰어나다고 할 수 있다.
그리고 이 측정에서는, 시험 조건(측정 조건)을 아래와 같이 설정하였다.
·베어링 타입: 프레스 유지기 깊은 홈의 볼 베어링(형태 3-1), 볼밀에 의해 피막을 형성
·환경: 대기
·베어링 온도: 400 ℃
·회전 속도: 1000min-1
·레이디얼 하중: 50 N/1 베어링
그리고 도 40에 나타내는 아웃 가스 시험장치를 사용하여, 제3의 실시 형태에 있어서의 피막처리를 가한 롤링 베어링에 대해 「진공환경, 고온하에서의 베어링으로부터의 아웃 가스성」을 조사할 때도, 위에서 설명한 「진공환경, 고온하에서의 베어링으로부터의 아웃 가스성」과 마찬가지로 하여 조사할 수 있다. 이 때, 「베어링 타입」은, 프레스 유지기 깊은 홈의 볼 베어링(형태 3-1), 볼밀에 의해 피막을 형성하게 된다.
또한, 도 43에 나타내는 진공 고온 베어링 내구시험장치를 사용하여, 제3의 실시 형태에 있어서의 피막처리를 가한 롤링 베어링에 대해 「진공 환경, 고온하에서의 요동 베어링 내구성능」을 조사할 때도, 위에서 설명한 「진공 환경, 고온하에서의 요동 베어링 내구성능」과 마찬가지로 하여 조사할 수 있다. 이 때, 「베어링 타입」은, 프레스 유지기 깊은 홈의 볼 베어링(형태 3-1), 볼밀에 의해 피막을 형성하게 된다.
(제4 실시 형태)
이하, 본 발명의 자기 윤활성 복합재료의 제4 실시 형태에 대해 상세하게 설명한다. 본 실시 형태는, 위에서 설명한 자기 윤활성 복합재료를 사용한 볼 나사 장치에 관한 것이다.
도 58에 나타내는 바와 같이, 본 실시 형태의 볼 나사 장치(2201)는, 나사축(2210)과, 이 나사축(2210)을 관통하는 동시에, 전동체(도시하지 않음)를 개재시켜 나사축(2210)에 나합(螺合)해서 나사축(2210)의 축방향으로 이동 가능하게 설치된 너트(2220)를 가진다. 그리고 본 실시 형태의 볼 나사장치는, 엔드 디플렉터(end deflector)식 볼 나사를 일례로서 채용하고 있다.
또한, 너트(2220)의 단부에는, 링형상을 이루는 위에서 설명한 자기 윤활성 복합재료(2250)가 부착된다. 예를 들어, 너트(2220)의 단면(2220a)에 마련된 고정부재(2240) 내에, 링형상을 이루는 위에서 설명한 자기 윤활성 복합재료(2250)가 수용되어 있다. 여기서, 자기 윤활성 복합재료(2250)는, 그 내주면이 나사축(2210)에 접동 가능하게 되도록 부착된다.
이와 같이, 본 실시 형태의 볼 나사장치(2201)는, 너트(2220)의 적어도 한쪽 단면 측에, 나사축(2210)을 관통시키며 또한 내주면이 나사축(2210)에 접동하도록 자기 윤활성 복합재료(2250)가 나사축(2210)과 동축으로 마련되면 된다. 특히, 도 58에 나타내는 바와 같이, 너트(2220)의 단면(2220a)에 동축적으로 배치한 고정부재(2240)에 링형상의 자기 윤활성 복합재료(2250)를, 나사축(2210)을 관통시켜 배치하는 것이 바람직하다.
또한, 본 실시 형태의 볼 나사장치(2201)는, 자기 윤활성 복합재료(2250)와, 고정부재(2240)가 일체로 되어 회전 가능하게 되기 위한 결합부재(도시 생략)를 가지는 것이 바람직하다. 이러한 결합 부재로서는, 키 등의 회전 멈춤을 들 수 있다. 또한, 자기 윤활성 복합재료(2250)은, 원주 방향으로 복수 개로 분할되어 있어도 좋다.
(35) 고온하에서의 볼 나사 장치의 내구성능
도 59에 나타내는 고온 볼 나사장치 내구시험장치를 사용하여, 제4의 실시 형태에 있어서의 고온하에서의 볼 나사장치의 내구성능을 측정하였다. 결과를 도 60에 나타낸다.
＜고온 볼 나사장치 내구시험장치의 구성＞
도 59에 나타내는 바와 같이, 고온 볼 나사장치 내구시험장치는, 측정 대상인 볼 나사장치(2301)이 항온조(2317) 안에 넣어져 있어, 나사축(2308)의 일단(2312)이 항온조(2317)의 측면으로 개구(開口)하는 나사축 도출구멍(2311)으로부터 항온조(2317)의 외부로 연장되어 있다. 외부로 연장된 나사축 단(2312)에는 지지 베어링(2309)이 배치되어 있어, 지지 베어링 하우징(2310)에 지지 베어링(2309)의 외륜을 감합하여, 나사축(2308)을 지지하는 동시에 회전 가능하게 되어 있다. 나사축(2308)의 다른 일단(2313)은 커플링(2314)과 동축에 접속되어 있어, 커플링(2314)은 항온조(2317)의 측면으로 개구하는 구동축 도입구멍(2315)으로부터 외부에서 도입되어 있는 구동축(2316)과 동축에 접속되어 있다. 구동축(2316)을 회전 구동장치(도시하지 않음, 예를 들어 써보 모터 등)에 의해 회전시키면, 항온조(2317) 안의 볼 나사장치(2301)의 나사축(2308)을 회전시킬 수 있다.
볼 나사 장치(2301)의 너트(2302)의 단부에는 고정부재(2305)가 너트(2302)와 동축에 부착되어 있다. 고정부재(2305) 안에는 공간이 마련되어 있어, 링형상의 자기 윤활성 복합재료(이하, 링이라고 하는 일이 있음))(2304)를 수용할 수 있다. 링(2304)은, 나사축(2308)이 관통하고 있어, 링(2304)의 내경 치수는 나사축(2308)의 외경 치수보다 크게 설정되어 있기 때문에, 나사축(2308)이 정지하고 있을 때에는, 링(2304)은 자중(自重)으로 나사축(2308)에 매달려 있어 나사축(2308)의 외경의 수평 최상부와, 링(2304)의 내경 수평 최상부가 접촉하고 있다.
볼 나사 장치(2301)의 너트(2302)에는, 그 외주면에 너트 하우징(2306)이 동축으로 감합되어 있어, 체결 수단에 의해 너트(2302)와 일체로 되어 있다. 너트(2302)가 플랜지(2303)를 가지고 있는 경우는, 플랜지(2303)와 너트 하우징(2306)의 일단면과 체결하여도 좋다(도 59는 너트(2302)가 플랜지(2303)를 가지는 예를 나타내고 있다). 너트 하우징(2306)에는 연직 아래쪽으로 돌출하는 회전 멈춤 축(2318)이 평행으로 복수(도 59에서는 2개), 고정적으로 배치되고 있어, 회전 멈춤 축(2318)에는 나선형 용수철(spiral spring, 2319)이 감합되어 있다. 회전 멈춤 축(2318)은 나선형 용수철(2319)을 관통하여, 회전 멈춤 축(2318)의 다른 일단은, 직동안내장치(2321)의 백 플레이트(2320)에 감합되어 있다. 회전 멈춤 축(2318)과 백 플레이트(2320)는 기계 치수 공차로 g7~f7정도의 느슨한 감합이 되어 있어, 상호 회전 멈춤 축(2318)을 따라 접동이 가능하게 되어 있다. 백 플레이트(2320)를 연직 위쪽으로 밀어 올려 너트(2302)에 보다 접근하게 하면, 나선형 용수철(2319)이 압축되어 백 플레이트(2320)를 아래쪽으로 되미는 반력(反力)이 생기게 된다.
항온조(2317)의 바닥면에는, 나사축(2308)과 평행한 긴 구멍(2322)이 마련된다. 또한, 이 긴 구멍(2322)을 통해 항온조(2317)의 외부에는, 마찬가지로 나사축(2308)과 평행하게 레일을 배치한 직동안내장치(2321)가 마련되어 있다. 그리고, 직동안내장치(2321)의 슬라이더의 상면과 백 플레이트(2320)와는 고정하도록 체결됨으로써, 너트(2302)와 슬라이더는 일체로 접속되어, 나사축(2308)과 레일이 평행하므로, 한쪽이 직동하면 다른 한쪽도 일체적으로 직동하게 된다. 너트 하우징(2306)과 백 플레이트(2320)와의 사이의 거리를 설정함으로써, 양자간에 끼워져 있는 나선형 용수철(2319)을 압축하고, 소정의 레이디얼 하중을 너트(2302)와 슬라이더의 쌍방에 부여할 수 있다. 즉, 너트(2302)는 연직 위쪽에, 슬라이더는 연직 아래쪽에, 각각 같은 크기의 레이디얼 하중을 가하게 된다.
그 상태에서 구동축을 회전시키면, 나사축(2308)이 회전하는데, 너트(2302)는 회전 멈춤 축(2318)의 일단을 슬라이더에 체결된 백 플레이트(2320)에 감합하고 있으므로, 너트(2302)는 나사축(2308)에 동반 회전하는 일 없이 회전하지 않고 나사축(2308)을 따라 직동하고, 동시에 슬라이더도 레일 상을 직동한다. 구동축(2316)의 회전 방향을 반전시키면, 너트(2302)와 슬라이더는 직동하는 방향이 반전되어, 온 길을 되돌아가게 된다. 일방향 회전을 설정한 총 회전수를 시행하고, 그 후, 반대 방향의 일방향 회전을 같은 총 회전수만큼 행하여, 그것을 반복함으로써 너트(2302)와 슬라이더를 소정의 스트로크스트로크로 왕복동(往復動)시킬 수 있다. 항온조(2317)의 바닥면에 마련된 긴 구멍(2322)의 길이방향의 길이는 상기 스트로크를 고려하여 설정되어 있으므로, 직동하는 방향이 반전하기 전에 회전 멈춤 축(정확하게는 그것에 감합하고 있는 나선형 용수철(2319))이 긴 구멍(2322)의 종단에 충돌 하는 일은 없다.
고정부재(2305) 내에 수용되어 있는 링(2304)은, 나사축(2308)이 정지하고 있을 때는 나사축(2308)에 매달려 있지만, 나사축(2308)이 회전하여 너트(2302)가 직동하기 시작하면 너트(2302)의 단면에서 직동방향으로 눌려질 뿐만 아니라, 동시에 나사축(2308)의 외주면과 링(2304)의 내주면이 접동하기 때문에 나사축(2308)의 주위로 진동하면서 자전한다. 이 때, 나사축(2308)의 외경의 모든 면과 접동하거나 혹은 충돌하여 링(2304)의 내주면의 표면으로부터 자기 윤활성 복합재료의 입자가 나사축(2308)의 외주면으로 전이된다. 동시에 일부는 나사축(2308)의 골짜기(나사홈)에도 전이되어, 나사축(2308)의 윤활을 행한다. 골짜기에 전이된 입자는 볼이 그 위를 통과하면, 볼에도 전이되어 볼도 윤활한다.
링(2304)은 내경이 직선형 구멍이라도 위에서 설명한 메커니즘으로 나사축(2308)의 골짜기와 볼을 윤활할 수 있지만, 링(2304)의 내경에 나사축(2308)과 나합하는 암나사와 대략 동 형상의 약간 느슨한 암나사가 형성되어 있으면, 나사축(2308)의 골짜기와 직접 접동하므로 보다 윤활 성능을 높게 할 수 있다. 이 경우는, 링(2304)이 나사축(2308)의 주위를 보다 매끄럽게 상대적으로 회전하도록 고정부재(2305)에 링(2304)의 회전 방지용의 키 등을 내설함으로써 링(2304)과 너트(2302)를 일체화 하여 회전 가능하게 하는 것이 좋다. 또한, 링(2304)을 마제형(馬蹄形)으로 2개로 나누어서 구성해(원형의 링(2304)을 2개의 반원 형상의 분할체로 분할한다), 2개의 반원 형상의 분할체 사이에 위에서 설명한 키 등을 끼워넣음으로써, 너트(2302)와 상기 2개의 분할체(링(2304))를 일체화시켜 회전하도록 하여도 좋다. 링(2304)은 고정부재(2305)의 내부 단면과 너트(2302)의 단면에 의해, 축방향으로 완만하게 구속되어 있으므로 반원 형상이어도, 고정부재(2305)내에서 나사축(2308) 방향으로 전도하거나 나사축(2308)과 고정부재(2304)와의 사이에 브릿지(bridge)가 되어 볼 나사장치(2301)를 잠그게 한다고 하는 일은 발생하지 않는다.
자기 윤활성 복합재료(2304)의 배치는, 너트(2302)의 단면에 동축에 배치된 고정부재(2305)에 수용하여 행하는 것이 바람직하다. 배치 위치는 너트(2302)의 단면 1개소에서도 좋고, 양단면에 배치하여도 좋다. 양단면에 배치하면 고체 윤활제의 공급기회가 2배가 되므로, 볼 나사장치(2301)의 내구성능을 보다 높게 할 수 있다.
또한, 항온조(2317)의 온도를 설정함으로써, 너트(2302)를 소정의 온도로 유지할 수 있다. 온도를 유지한 채, 너트(2302)를 왕복동시키면 소정의 온도에서의 볼 나사 장치(2301)의 내구시험을 실행할 수 있다.
여기서, 나사축(2308)의 지지 베어링(2309), 구동축(2316)의 지지 베어링(도시 생략), 및 너트(2302)와 일체로 접속되어 있는 슬라이더는 모두 볼 나사장치(2301)로부터의 열전도에 의해 승온된다. 그 때문에, 도시하지 않은 팬 등의 냉각 수단에 의해 냉각하고, 각각이 충전하고 있는 윤활 그리스의 사용온도 한계 이하로 사용할 수 있게 되어 있다. 단, 불소 그리스의 상한 온도는, 230 ℃ 정도는 있으므로, 시험온도에 따라서는 냉각의 필요는 없는 경우도 있다. 이상에 의해, 지지 베어링(2309)이나 직동안내장치(2321)의 윤활성능이 시험 대상인 볼 나사 장치(2301)보다도 먼저 열화해 버린다고 하는 일은 없다.
시험 대상이 되는 볼 나사장치(2301)나 고정부재(2305)는, SUJ2나 SUS440C, 크롬강, 혹은 고속도강제인 것이 바람직하다. 나선형 용수철(2319)은 고온에서의 용수철 강성을 유지하기 위해 인코넬(INCONEL) (등록상표) 제를 사용하는 것이 바람직하다.
시험중은 모터의 토오크(torque)치를 전류나 전압으로 모니터하고, 그것이 시험 개시 후의 토오크 안정치의 4배를 넘거나 볼 나사 장치(2301)가 손상되어 잠궈지거나 한 경우, 그 때까지의 총 주행거리를 시험 대상이 되는 볼 나사장치(2301)의 내구성능으로서 평가한다.
＜측정 결과＞
도 59에 나타내는 고온 볼 나사장치 내구시험장치를 사용하여, 아래의 요령으로, 고온하에서의 볼 나사장치의 고온 내구성능을 측정하였다. 결과를 도 60에 나타낸다.
도 60에 나타내는 바와 같이, 아래의 요령의 실시예 및 비교예에 대한 고온 볼 나사 장치 내구성능을 비교한 결과, 대기·고온하에서 실시예는, 비교예의 2배의 강한 내구성능을 나타내었다.
구체적으로는, 비교예는 80 km정도 밖에 주행하지 않은 것에 대해, 실시예는 170 km이상 주행하고, 2배 이상의 내구성능을 나타내었다. 자기 윤활성 복합재료(이후, 2 분할 링)는 수용되는 고정부재의 내벽이나 나사축과도 근접하고 있으므로, 나사축 회전 중, 2 분할 링은 고정부재나 나사축과 빈도 높게 충돌하게 된다. 그 때문에, 비중이 큰 WS2를 많이 포함한 비교예보다, 보다 비중이 작은 실시예의 쪽이 파손이나, 파손을 일으키기 어려워, 내구성능이 더 우수한 것으로 추정된다.
그리고 이 시험(측정)에서는, 시험 조건(측정조건)을 아래와 같이 설정하였다.
·자기 윤활성 복합재료의 형상: 링형상을 2 분할한 타입
·자기 윤활성 복합재료의 조성:
·실시예: MoS2 60 질량%-Cu·Ni 등량 합계 1.0 질량%-C 4 질량%-W 17.5 질량%-잔부 Fe 17.5 질량%
·비교예: WS2 60 질량%-(Ni-20Cr-3B) 2.0 질량%-(Ni-12.7B) 3.0 질량%-잔부 WB 35 질량% (일본국 특허 제 3785283호에 규정된 범위)
·나사축 지름: φ20 mm
·볼 나사 장치 형식: 엔드 디플렉터식
·자기 윤활성 복합재료의 배치: 너트의 단면에 1개소
·레이디얼 하중: 50 N
·주행 속도: 100 mm/s(평균)
·너트 온도: 400 ℃
(36) 진공·고온하에서의 볼 나사 장치의 내구성능
도 61에 나타내는 진공·고온 볼 나사장치 내구시험장치를 사용하여, 제4의 실시 형태에 있어서의 진공·고온하에서의 볼 나사 장치의 내구성능을 측정하였다. 결과를 도 62에 나타낸다.
＜진공·고온 볼 나사장치 내구시험장치의 구성＞
　도 61에 나타내는 바와 같이, 진공·고온 볼 나사장치 내구시험장치는, 시험 대상인 볼 나사 장치(2401)가 진공조(2417) 안에 넣어져 있다. 볼 나사 장치(2401)의 나사축(2408)의 일단에는, 지지 베어링(2409)이 배치되어 있고, 지지 베어링 하우징에 이 지지 베어링(2409)의 외륜을 감합하여, 나사축(2408)을 지지하는0 동시에 회전 가능하게 되어 있다. 나사축(2408)의 다른 일단은 커플링(2414)과 동 축에 접속되고 있어, 커플링(2414)은 진공조(2417)의 측면에 개구하는 자기 시일(磁氣 seal)축 도입구멍(2415)으로부터 외부에서 기밀(氣密)적으로 도입되어 있는 자기 시일 진공측 축(2416)과 동 축에 접속되어 있다. 자기 시일 대기측 축(2425)을 회전 구동장치(도시 생략, 예를 들어 써보 모터 등)에 의해 회전시키면, 진공조(2417) 중의 볼 나사장치(2401)의 나사축(2408)을 회전시킬 수 있다.
볼 나사장치(2401)의 너트(2402)의 단부에는, 고정부재(2405)가 너트(2402)와 동 축에 부착되어 있다. 고정부재(2405) 안에는 공간이 마련되어 있어, 링형상의 자기 윤활성 복합재료(이하, 링이라고 하는 일이 있다.)(2404)를 수용할 수 있다. 링(2404)운, 나사축(2408)이 관통하고 있어, 링(2404)의 내경 치수는 나사축(2408)의 외경 치수보다 크게 설정되어 있기 때문에, 나사축(2408)이 정지하고 있을 때에는, 링(2404)은 자중(自重)으로 나사축(2408)에 매달려 있고, 나사축(2408)의 외경의 수평 최상부와, 링(2404)의 내경 수평 최상부가 접촉하고 있다.
볼 나사 장치(2401)의 너트(2402)에는, 그 외주면에 너트 하우징(2306)이 동축에 감합하고 있어, 체결수단에 의해 너트(2402)와 일체로 되어 있다. 너트(2402)가 플랜지(2403)를 가지고 있는 경우는, 플랜지(2403)와 너트 하우징(2406)의 일단면을 체결하여도 좋다(도 61은 너트(2402)가 플랜지(2403)를 가지는 예를 나타내고 있다). 너트 하우징(2406)에는 연직 아래쪽에 돌출하는 회전 멈춤 축(2418)이 평행하게 복수 개(도 61에서는 2개), 고정적으로 배치되어 있어, 회전 멈춤 축(2418)에는 나선형 용수철(2419)이 감합하고 있다. 회전 멈춤 축(2418)은 나선형 용수철(2419)을 관통하여, 회전 멈춤 축(2418)의 다른 하나의 일단은, 직동안내장치(2421)의 백 플레이트(2420)에 감합하고 있다. 회전 멈춤 축(2418)과 백 플레이트(2420)는 기계 치수 공차로 g7~f7정도의 느슨한 감합이 되어 있어, 서로 회전 멈춤 축(2418)을 따라 접동이 가능하게 되어 있다. 백 플레이트(2420)를 연직 위쪽으로 밀어 올려 너트(2402)에 보다 접근하게 하면, 나선형 용수철(2419)이 압축되어 백 플레이트(2420)를 아래쪽으로 되미는 반력이 생기게 된다.
나사축(2408)과 평행하게 레일을 배치한 직동안내장치(2421)의 슬라이더 상면과 백 플레이트(2420)와는 고정하도록 체결됨으로써, 너트(2402)와 슬라이더는 일체로 접속되어, 나사축(2408)과 레일이 평행하므로, 한쪽이 직동하면 다른 한쪽도 일체적으로 직동하게 된다. 너트 하우징(2406)과 백 플레이트(2420)와의 사이의 거리를 설정함으로써, 양자간에 끼워져 있는 나선형 용수철(2419)을 압축하고, 소정의 레이디얼 하중을 너트(2402)와 슬라이더의 쌍방에 부여할 수 있다. 즉, 너트(2402)는 연직 위쪽에, 슬라이더는 연직 아래쪽에, 각각 같은 크기의 레이디얼 하중을 가하게 된다.
그 상태에서 자기 시일 대기측 축(2425)을 회전시키면 나사축(2408)이 회전하는데, 너트(2402)는 회전 멈춤 축(2418)의 일단을 슬라이더에 체결된 백 플레이트(2420)에 감합하고 있으므로, 너트(2402)는 나사축(2408)과 동반회전하는 일 없이, 회전하지 않고 나사축(2408)을 따라 직동하고, 동시에 슬라이더도 레일 상을 직동한다. 자기 시일 대기측 축(2425)의 회전 방향을 반전시키면, 너트(2402)와 슬라이더는 직동하는 방향이 반전되어, 온 길을 되돌아가게 된다. 일방향 회전을 설정한 총 회전수 행하고, 그 후, 반대 방향의 일방향 회전을 같은 총 회전수만큼 행하여, 그것을 반복함으로써 너트와 슬라이더를 소정의 스트로크로 왕복동시킬 수 있다. 볼 나사 장치(2401)와 직동안내장치(2421)의 길이는 상기 스트로크를 고려해 설정되어 있으므로, 직동하는 방향이 반전하기 전에 나사축(2408)이나 레일의 종단에 너트(2402)나 슬라이더가 도달해 버려 탈선한다고 하는 일은 없다.
고정부재(2405) 내에 수용되어 있는 링(2404)은, 나사축(2408)이 정지하고 있을 때는 나사축(2408)에 매달려 있지만, 나사축(2408)이 회전하하여 너트(2402)가 직동하기 시작하면 너트(2402)의 단면으로부터 직동하는 방향으로 눌려질 뿐만 아니라, 동시에 나사축(2408)의 외주면과 링(2404)의 내주면이 접동하기 때문에 나사축(2408)의 주위로 진동하면서 자전한다. 이 때, 나사축(2408)의 외경의 모든 면과 접동 혹은 충돌해서 링(2404)의 내주면의 표면으로부터 자기 윤활성 복합재료의 입자가 나사축(2408)의 외주면으로 전이된다. 동시에 일부는 나사축(2408)의 골짜기(나사홈)에도 전이되어 나사축(2408)의 윤활을 행한다. 골짜기에 전이된 입자는 볼이 그 위를 통과하면, 볼에도 전이되어 볼도 윤활한다.
링(2408)은 내경이 직선형 구멍이라도 위에서 설명한 메커니즘으로 나사축(2408)의 골짜기와 볼을 윤활가능하지만, 링(2404)의 내경에 나사축(2408)과 나합하는 암나사와 대략 동 형상의 약간 느슨한 암나사가 형성되어 있으면, 나사축(2408)의 골짜기와 직접 접동하므로 보다 윤활성능을 높게 할 수 있다. 이 경우는, 링(2404)이 나사축(2408)의 주위를 보다 매끄럽게 상대적으로 회전하도록 고정부재(2405)에 링(2404)의 회전 방지용의 키 등을 내설하는 것에 의해 링(2404)과 너트(2402)를 일체화 하여 회전 가능하게 하는 것이 좋다. 또한, 링(2404)를 마제형으로 2개로 나누어 구성해(원형의 링(2404)을 2개의 반원 형상의 분할체로 분할한다), 2개의 반원 형상의 분할체의 사이에 위에서 설명한 키 등을 개재시켜 넣음으로써, 너트(2402)와 상기 2개의 분할체(링(2404))를 일체화시켜 회전하도록 하여도 좋다. 링(2404)은 고정부재(2405)의 내부단면과 너트(2402)의 단면에 의해, 축방향으로 완만하게 구속되어 있으므로 반원 형상이어도, 고정부재(2405) 내에서 나사축(2408) 방향으로 전도하거나 나사축(2408)과 고정부재(2405)와의 사이에 브릿지가 되어 볼 나사장치(2401)를 잠그게 한다고 하는 일은 발생하지 않는다.
자기 윤활성 복합재료(2404)의 배치는, 너트(2402)의 단면에 동축에 배치된 고정부재(2405)에 수용해서 행하는 것이 바람직하다. 배치위치는 너트(2402)의 단면 1개소에서도 좋고, 양단면에 배치하여도 좋다. 양단면에 배치하면 고체 윤활제의 공급 기회가 2배가 되므로, 볼 나사장치(2401)의 내구성능을 보다 높게 할 수 있다.
또한, 도 61에 나타내는 너트 승온용 히터(2410)의 온도를 설정함으로써 너트(2402)를 소정의 온도로 유지할 수 있다. 온도를 유지한 채, 너트(2402)를 왕복동시키면 소정의 온도에서의 볼 나사장치(2401)의 내구시험을 실행할 수 있다.
여기서, 나사축(2408)의 지지 베어링(2409), 및 너트(2402)와 일체로 접속되어 있는 슬라이더는 모두 볼 나사장치(2401)로부터의 열전도에 의해 승온되지만, 너트 승온용 히터(2410)는 너트(2402)의 근방에 배치되어, 너트(2402)만을 승온하도록 되어 있으므로, 지지 베어링(2409)과 슬라이더가 충전하고 있는 불소 그리스의 상한 온도인 230 ℃ 정도를 넘어 버리는 일은 없고, 지지 베어링(2409)이나 직동안내장치(2421)의 윤활 성능이 시험대상인 볼 나사장치(2401)보다 먼저 열화 해 버린다고 하는 일은 없다.
또한, 도 61에 나타내는 바와 같이, 자기 시일 유니트(2423)도 수냉 포트(2424)를 가지고 있어, 자기시일 유니트(2423) 내에 냉각수를 순환함으로써 자기 시일을 냉각하는 것이 가능하고, 나사축(2408)으로부터의 열전도의 영향으로 시일 성능을 유지할 수 없게 된다고 하는 일은 없다. 따라서, 너트(2402)의 온도를 유지한 채 진공펌프(2412)를 기동시키면 진공조(2417) 내가 진공 환경이 되어, 진공 환경하에서의 고온 시험을 실행할 수 있다.
시험대상이 되는 볼 나사장치(2401)나 고정부재(2405)는 SUJ2나 SUS440C, 크롬강, 혹은 고속도강제인 것이 바람직하다. 나선형 용수철(2419)은 고온에서의 용수철 강성을 유지하기 위해 인코넬(등록상표) 제를 사용하는 것이 바람직하다.
시험 중은 모터의 토오크값을 전류나 전압으로 모니터하고, 그것이 시험 개시 후의 토오크 안정치의 4배를 넘거나 볼 나사 장치(2401)이 손상되어 잠궈지거나 한 경우, 그 때까지의 총 주행거리를 시험 대상이 되는 볼 나사장치(2401)의 내구성능으로서 평가한다.
＜측정 결과＞
도 61에 나타내는 진공·고온 볼 나사장치의 내구시험장치를 사용하여, 아래의 요령으로, 고온 하에서의 볼 나사 장치의 고온 내구성능을 측정하였다. 결과를 도 62에 나타낸다.
도 62에 나타내는 바와 같이, 아래의 요령의 실시예 및 비교예에 대한 고온 볼 나사 장치 내구성능을 비교한 결과, 진공·고온 볼 나사장치 내구시험(본 시험)에서는 실시예가 비교예에 대해 2배 이상의 내구성능을 나타내었다. 실시예의 볼 나사 장치에 사용되고 있는 본 발명의 자기 윤활성 복합재료의 주성분이 MoS2인것에 대해, 비교예의 자기 윤활성 복합재료는 WS2가 주성분으로, 비중이 MoS2의 1.5배이기 때문에, 나사축 회전에 따르는, 링과 나사축 표면이나 고정부재 내벽 표면과의 충돌에 있어서, 링이 균열·파손을 일으키기 쉽다. 더욱이, 본 발명의 자기 윤활성 복합재료가 진공·고온 환경하에서의 윤활성능과, 상대 전동 부재로의 전이성능이 뛰어나기 때문에, 본 시험의 결과가 되었다고 생각된다. 그리고 아래의 요령의 실시예, 비교예 모두, 도 40에 나타내는 아웃 가스 장치를 사용하여 아웃 가스 성능 시험을 별도로 행하였는데, 실시예, 비교예 모두 아웃 가스가 적고, 양쪽 모두 양호한 아웃 가스 특성을 나타내었다(도 41의 시험결과를 참조).
도 41에 나타낸 결과로부터, 아래의 요령의 실시예 및 비교예의 자기 윤활성 복합재료 모두 아웃 가스 성능으로부터는 고온·진공용도에 적합하다고 생각된다.
한편, 도 62에 나타낸 결과로부터, 본 발명의 자기 윤활성 복합재료를 사용한 실시예의 볼 나사장치가 비교예의 볼 나사장치에 대해, 진공·고온 용도에서의 내구성능이 뛰어나다고 생각된다.
따라서, 도 41과 도 62의 시험 결과로부터, 진공·고온용 볼 나사장치로서 실시예의 볼 나사장치 쪽이 적합하다고 할 수 있다.
그리고 진공 환경하에서는, 윤활성능을 발휘하는데 공기를 필요로 하는 자기 윤활성 복합재료가 아닌 경우, 예를 들어, 마모가루의 표면이 금세 산화됨으로써 마모가루의 형상이 미세한 입상이 되기 쉽고, 마모가루가 윤활 표면에 재전이되어, 윤활성능을 저해하는 일이 없다고 하는 바와 같은 메커니즘을 가지고 있지 않는 한, 시험조건이 같은 경우는, 진공 진공환경하에서 하는 편이 고체 윤활제의 산화 열화가 적기 때문에, 내구성능은 대기중보다도 진공환경하에서 하는 편이 크다고 하는 경우가 많다. 본 시험도 압력값을 제외한 동 조건의 시험에 있어서, 실시예·비교예와도 주행거리가 커져 있다.
그리고 이 시험(측정)에서는, 시험조건(측정 조건)을 아래와 같이 설정하였다.
·자기 윤활성 복합재료의 형상: 링형상을 2 분할한 타입
·자기 윤활성 복합재료의 조성:
·실시예: MoS2 60 질량%-Cu·Ni 등량 합계 1.0 질량%-C 4 질량%-W 17.5 질량%-잔부 Fe 17.5 질량%
　·비교예: WS2 60 질량%-(Ni-20Cr-3B) 2.0 질량%-(Ni-12.7B) 3.0 질량%-잔부 WB 35 질량% (일본국 특허 제 3785283호에 규정된 범위)
·나사축 지름: φ20 mm
·볼 나사 장치 형식: 엔드 디플렉터식
·자기 윤활성 복합재료의 배치: 너트의 단면에 1개소
·레이디얼 하중: 50 N
·주행 속도: 100 mm/s (평균)
·너트 온도: 400 ℃
·압력: 1×10-4 Pa 정도
이상 설명한 바와 같이, 본 실시 형태의 자기 윤활성 복합재료는, 「고온 환경하에서의 마찰 계수가 작다」및 「진공·고온 환경하에서의 아웃 가스량이 작다」라고 하는 효과를 얻는다. 따라서, 본 실시 형태의 볼 나사 장치는, 「고온 환경하에서의 내구성능이 크다」및 「진공·고온 환경하에서의 내구성능이 크다.」라고 하는 효과를 얻는다. 따라서, 본 실시 형태의 자기 윤활성 복합재료 및 볼 나사 장치는, 「고온 환경용 반송장치」나, 「진공·고온 환경용 반송장치」, 「고진공·고온 환경용 반송장치(연속 스팩터 로 등)」라고 한 용도에 적합하다.
(제5 실시 형태)
이하, 본 발명의 자기 윤활성 복합재료의 제5 실시 형태에 대해 상세하게 설명한다. 본 실시 형태는, 위에서 설명한 자기 윤활성 복합재료를 사용한 직동안내장치에 관한 것이다. 본 실시 형태의 직동안내장치의 구체적인 형태로서는, 아래에 설명하는 「형태 5-1」~ 「형태 5-4」를 들 수 있다.
＜형태 5-1＞
도 63(a), (b)에 나타내는 바와 같이, 본 실시 형태의 직동안내장치는, 축방향으로 신장되는 레일측 전동체 전동면(2513)을 외면에 가지는 안내레일(2501)과, 상기 안내레일(2501)에 상대 이동 가능하게 과가되는 슬라이더(2504)와, 상기 슬라이더(2504)의 이동 방향의 적어도 한 쪽 단부 측에 배치되고, 레일측 전동체 전동면(2513)과 접동이 자유롭게 접촉하는 스페이서(2530)를 가진다. 이 스페이서(2530)가, 위에서 설명한 자기 윤활성 복합재료이다.
여기서, 본 실시 형태의 직동안내장치에 있어서는, 슬라이더(2504)의 단면에 안내레일(2501)의 이동 방향(축방향)이 적어도 한 쪽 단부 측에 배치한 스페이서 홀더(2540)에 원주형상의 스페이서(자기 윤활성 복합재료)(2530)가 유지(수용)되고, 배치하는 것이 바람직하다. 스페이서(2530)는, 동체부(胴部, body portion)를 레일측 전동체 전동면(2513)과 접동하여 스페이서(2530)로부터 레일측 전동체 전동면(2513)으로 자기 윤활성 복합재료의 입자가 전이되고, 그 위를 볼(전동체)(2550)이 통과함으로써 윤활을 행한다.
구체적으로는, 도 63(a), (b)에 나타내는 바와 같이, 직동안내장치의 안내레일(2501)의 레일측 전동체 전동면(2513)에 자기 윤활성 복합재료제인 원주형상의 스페이서(2530)가 레일측 전동체 전동면(2513)과 축을 평행하게 하여 장착되어 있다. 스페이서(2530)는, 직동안내장치의 슬라이더(2504)의 단면에 병설하여 마련된, 스페이서 홀더(2540)의 내벽에 형성된 포켓(2541)에 수용되어 있다. 스페이서(2530)의 일부는, 그 일부가 레일측 전동체 전동면(2513)의 내부에 수용되고, 나머지 부분이 스페이서 홀더(2540)에 수용되어 있다. 따라서, 슬라이더(2504)가 안내레일(2501) 상을 주행하여도 레일측 전동체 전동면(2513)이나 스페이서 홀더(2540)로부터는 탈락하지 않는다.
스페이서(2530)는 볼(2550)의 지름 치수 보다 약간 작은 외경 치수로 설정되어 있다. 포켓(2541)은, 슬라이더(2504)와 축을 평행하게 하는 원주구멍을 축방향으로 나눈 것과 같은 반원주 구멍형상으로 되어 있어, 그 내경 치수는 볼(2550)의 지름과 같거나, 약간 크게 설정되어 있다.
여기서, 레일측 전동체 전동면(2513)과 포켓(2541)의 내면에서 대략 원주형상의 공간이 형성되어 있어, 스페이서(2530)는, 일부가 레일측 전동체 전동면(2513)에 수용되고 나머지가 포켓(2541)에 수용되어 있게 된다. 포켓(2541)에는, 반원주 구멍의 바닥과 뚜껑에 해당하는 단면이 마련되어 있어, 스페이서(2530)의 단면과 각각 대향하고 있다. 포켓(2541)의 단면(바닥과 뚜껑)이 있기 때문에, 스페이서(2530)는, 포켓(2541)으로부터 축방향으로 튀어 나와 탈락해 버리는 일은 없다. 즉, 슬라이더(2504)가 직동할 때는, 진행 방향과 반대측의 포켓(2541)의 단면이 스페이서(2530)의 단면을 누르는 형태로 되기 때문에, 스페이서(2530)는 포켓(2541)에 수용된 채로, 슬라이더(2504)와 일체로 직동하게 된다.
또한, 스페이서(2530)는 볼(2550)의 지름보다 작은 외경으로 설정되고, 포켓(2541)의 내경은 볼(2550)의 지름과 같거나 약간 크게 설정되어 있으므로, 스페이서(2530)는 레일측 전동체 전동면(2513)과 포켓(2541)으로 만들어지는 대략 원주형상의 공간 안에서 구속되는 일 없이 수용되어 있다. 대략 원주형상 공간의 내주면과 스페이서(2530)의 외주면과의 극간은, 0.1 mm~2 mm정도로 설정되어 있으므로, 스페이서(2530)는 대략 원형상의 공간안에서 비교적 자유롭게 움직일 수 있다. 단, 스페이서(2530)가 대략 원주형상의 공간안에서 움직인 것으로 스페이서(2530)의 단면이 역방향을 향한다고 할 정도로 자유롭게 움직일 수는 없고, 스페이서(2530)의 단면이 대략 원주형상 공간의 직경 방향을 향해 버려, 레일측 전동체 전동면(2513)과 포켓(2541)의 내경에 브릿지되어 슬라이더(2504)를 잠궈 버린다고 하는 일도 생기지 않도록 되어 있다.
슬라이더(2504)가 직동하면, 스페이서(2530)도 일체적으로 직동한다. 스페이서(2530)는 단면을 포켓(2541)의 단면에 밀려 직진해 가는데, 그 때, 스페이서(2530)와 레일측 전동체 전동면(2513)이 접동하고, 그에 따라 스페이서(2530)의 표면으로부터 자기 윤활성 복합재료의 입자가 레일측 전동체 전동면(2513)에 전이한다. 스페이서(2530)가 레일측 전동체 전동면(2513)과 접동하는 한, 이와 같은 전이는 발생한다. 레일측 전동체 전동면(2513)에 전이한 자기 윤활성 복합재료는 그 위를 볼(2550)이 통과할 때, 볼(2550)과 레일측 전동체 전동면(2513)과의 사이에 끼워져, 양자의 표면을 윤활하게 된다. 더욱이, 레일측 전동체 전동면(2513)으로부터 볼(2550)에 자기 윤활성 복합재료가 전이되고, 그것이 슬라이더(2504)의 전동면(2518)에도 전이되어 전이의 연쇄가 구축된다. 슬라이더(2504)가 직동하면 자기 윤활성 복합재료의 전동면(2513, 2518)으로의 전이가 생겨 그 위를 볼(2550)이 통과하여 윤활된다고 하는 메커니즘이 반복 발생하여, 직동안내장치는 윤활 불량이 되는 일 없이, 주행을 계속할 수 있다.
본 실시 형태의 조성의 자기 윤활성 복합재료는, 고온 영역에서의 윤활성능이 우수하므로, 본 실시 형태의 직동안내장치도, 고온 영역에서의 사용에 적합하다.
고온 환경에서 사용되기 때문에, 직동안내장치는 SUS440C제이거나, SUS304제이거나, 혹은 SUJ2, 크롬강, 비조질강이나 고속도강에 도금이나 흑색 산화 크롬 피막 처 리 등으로 방청한 것으로 구성되는 것이 좋다. 마찬가지로, 스페이서 홀더(2540)에 대해서는, 부하를 받지 않으므로 SUS30제이거나 혹은 S45C, SS400등의 연강(軟鋼)이나 비조질강에 도금이나 흑색산화크롬 피막처리 등으로 방청한 것을 사용하는 것이 좋다.
＜형태 5-2＞
본 형태의 구성은, 상기 형태 5-1의 구성에 더하여, 볼(2550)의 표면에 위에서 설명한 제3 실시 형태의 자기 윤활성 복합재료의 피막이 형성되어 있다. 아래에 볼 피막에 대하여 설명한다. 그리고 볼(2550)에 시행된 피막의 형성 방법은 특별히 한정되지 않으나, 위에서 설명한 형태(3-1) ~ 형태(3-4) 중 어느 한가지 방식을 사용하여 형성하므로 좋다.
본 형태의 롤링 베어링의 윤활은, 2 단계로 진행한다. 1 단계는 초기 윤활이라고 칭하는 것으로, 슬라이더(2504)의 직동에 따라, 볼(2550)의 표면과 레일측 전동체 전동면(2513)과의 사이에 피막이 끼인다. 피막은 자기 윤활성 복합재료로 형성되어 있으므로, 피막은 볼(2550)의 표면과 레일측 전동체 전동면(2513)의 쌍방의 표면을 윤활하고, 나아가 볼(2550)로의 전이를 개재시켜 슬라이더(2504)측의 레일측 전동체 전동면(2513)에 자기 윤활성 복합재료가 전이된다. 그것이 연속됨으로써 직동안내장치의 윤활이 계속된다.
동시에 제2 단계의 윤활이 개시된다. 이것은 형태 5-1의 윤활 메커니즘과 동일하다. 슬라이더(2504)가 직동하면 스페이서(2530)의 단면이 뒤에서 밀려서 스페이서(2530)의 표면과 레일측 전동체 전동면(2513)이 접동한다. 스페이서(2530)는 본 실시 형태의 자기 윤활성 복합재료제로서, 레일측 전동체 전동면(2513)과의 접동으로 자기 윤활성 복합재료의 일부가 레일측 전동체 전동면(2513)에 전이되어 고체 윤활 피막을 형성한다.
그 위를 볼(2550)이 통과하면, 자기 윤활성 복합재료가 볼 표면과 레일측 전동체 전동면(2513)을 윤활한다. 자기 윤활성 복합재료는 볼(2550)의 표면에 전이되고, 그 후, 슬라이더측 전동체 전동면(2518)에 전이되어, 슬라이더측 전동체 전동면(2518)을 볼(2550)이 통과할 때의 윤활에 사용된다.
스페이서(2530)는, 원래 볼(2550)에 시행된 피막의 자기 윤활성 복합재료의 총 중량보다 현격히 큰 중량을 가지고 있기 때문에, 그것이 조금씩 마모나 전이에 의해 감소되어도 쉽게 없어지는 일은 없고, 자기 윤활성 복합재료의 전이가 계속되어, 직동안내장치를 계속해서 윤활할 수 있다.
단, 스페이서(2530)의 자기 윤활성 복합재료가 최초로 레일측 전동체 전동면(2513)에 전이되어 고체 윤활 피막으로 되고, 다음으로, 그것이 볼(2550)의 표면으로의 전이를 거쳐 슬라이더측 전동체 전동면(2518)에 도달하여, 겨우 슬라이더측 전동체 전동면(2518)에서의 윤활성능이 발휘되므로, 직동안내장치의 직동개시 시에는 슬라이더측 전동체 전동면(2518)으로의 윤활기능이 없기 때문에, 슬라이더측 전동체 전동면(2518)이 윤활 불량에 빠질 가능성이 있다. 그 때문에, 초기 윤활로서 볼(2550)의 피막을 병용하는 일이 많다. 스페이서(2530)로부터의 자기 윤활성 복합재료가 볼(2550)에 전이되고, 그것이 볼(2550)과 슬라이더측 전동체 전동면(2518)과의 윤활에 사용되는 사이클이 확립되면, 볼(2550)의 피막인 초기 윤활은 불필요하게 된다. 따라서, 원래 볼(2550)의 표면에 시행되어 있던 피막이 모두 윤활에 사용되어 없어져 버려도, 스페이서(2530)로부터의 자기 윤활성 복합재료의 전이가 계속되어, 볼(2550)에 고체 윤활 피막이 계속 형성되므로, 직동안내장치는 윤활 불량에 빠지는 일 없이 직동을 계속할 수 있다.
본 실시 형태의 피막은 자기 윤활성 복합재료이고, 고온 환경, 진공 환경, 진공 고온 환경의 어느 환경에 있어서도 높은 윤활성능과 아웃 가스가 적은, 저아웃 가스성을 가지므로, 그와 같은 환경에서 사용되는 직동안내장치에는 적합하다고 할 수 있다. 　본 형태의 직동안내장치는, 텐터 클립 등의 고온 반송장치, 진공 증착장치, 연속 스팩터 로 등의 진공 고온 반송장치에 적합하게 사용할 수 있다.
고온 환경에서 사용되기 때문에, 직동안내장치는 SUS440C제이거나, SUS304제이거나, 혹은 SUJ2, 크롬강, 비조질강이나 고속도강에 도금이나 흑색산화크롬 피막처리 등으로 방청 한 것으로 구성되는 것이 좋다. 마찬가지로, 스페이서 홀더에 대해서는 부하를 받지 않으므로 SUS304제이거나, 혹은 S45C, SS400 등의 연강이나 비조질강에 도금이나 흑색산화크롬 피막처리 등으로 방청한 것을 사용하는 것이 좋다. 그 외에는 볼에 질화규소, 탄화규소, 이산화 지르코늄 등의 세라믹스도 사용된다. 세라믹스에 대해서도 후술하는 피막형성방법에 따라 피막은 형성된다.
＜형태 5-3＞
본 형태의 구성은, 상기 형태 5-1 및 형태 5-2의 구성에 더하여, 한 개의 포켓(2541)에 복수 개의 스페이서(2530)를 축방향 직렬로 배치하고 있다.
복수 개의 스페이서(2530)는 모두 원주형상이지만, 외경 치수, 길이와도 같을 필요는 없다. 단, 모두 상기 대략 원주형상의 공간과 스페이서(2530)의 외경과의 클리어런스는 편측 0.1~2 mm정도로 설정되어 있고, 각각의 스페이서(2530)가 자유도 크고, 대략 원주형상의 공간내에서 이동 가능하지만, 단면이 레일측 전동체 전동면(2513)에 대향하도록 90ㅀ로 자세가 변화되어, 레일측 전동체 전동면(2513)과 포켓(2541)의 내주면에 브릿지되어 슬라이더(2504)를 잠궈질 정도로 까지 자유도는 크지 않다.
각 스페이서(2530)가 슬라이더(2504)의 직동에 따라 직동하고, 레일측 전동체 전동면(2513)과 접동하여 자기 윤활성 복합재료가 레일측 전동체 전동면(2513)에 전이되며, 그것이 연속됨으로써 직동안내장치가 계속 윤활되는 메커니즘은 지금까지 설명한 바와 같다.
본 형태에서는, 스페이서(2530)가 복수 개 있음으로써, 개개의 스페이서(2530)가 상기 대략 원주형상의 공간 내에서 자유롭게 이동하고, 레일측 전동체 전동면(2513)과 접동하므로, 스페이서(2530)가 포켓(2541) 내에 1개인 경우보다, 접동기회가 크고, 전이되는 빈도가 커져, 그 만큼 윤활성능이 커진다. 복수 개의 스페이서(2530)의 길이를 합계한 거대한 1개의 스페이서(2530)를 배치하는 경우보다, 복수 개의 스페이서(2530)가 각각 자유롭게 포켓(2541) 내를 이동할 수 있는 편이 접동하는 점의 개수, 혹은 접동하는 면의 면적이 커지므로, 복수 개의 스페이서(2530)로 분할하여 포켓(2541) 내에 배치하는 것이 좋다.
단, 길이를 짧게 너무 짧게하면 스페이서(2530)의 자세가 90ㅀ회전하여 스페이서(2530)의 단면이 레일측 전동체 전동면(2513)과 포켓(2541)의 내경면에 대향하는 일이 생길 가능성이 있으므로, 스페이서(2530)의 길이는, 짧아도 스페이서(2530)의 외경의 1/2 이상으로 설정하는 것이 바람직하다.
본 형태에는, 상기 형태 5-2에서 나타낸 자기 윤활성 복합재료의 피막을 입힌 볼(2550)을 초기 윤활로서 배치하는 것이 보다 바람직하다.
본 실시 형태의 자기 윤활성 복합재료는, 고온 환경, 진공 환경, 진공 고온 환경의 어느 환경에 있어서도 높은 윤활성능과 아웃 가스가 적은, 저아웃 가스성을 가지므로, 그와 같은 환경에서 사용되는 직동안내장치에는 적합하다고 할 수 있다.
본 형태의 직동안내장치는, 텐터 클립 등의 고온 반송장치, 진공 증착장치, 연속 스팩터 로 등의 진공 고온 반송장치에 적합하게 사용할 수 있다.
고온 환경에서 사용되기 때문에, 직동안내장치는 SUS440C제이거나, SUS304제이거나, 혹은 SUJ2, 크롬강, 비조질강이나 고속도강에 도금이나 흑색산화크롬 피막처리 등으로 방청한 것으로 구성되는 것이 좋다. 마찬가지로, 스페이서 홀더에 대해서는 부하를 받지 않으므로 SUS304제이거나, 혹은 S45C, SS400 등의 연강이나 비조질강에 도금이나 흑색산화크롬 피막처리 등으로 방청한 것을 사용하는 것이 좋다. 그 외에는 볼에 질화규소, 탄화규소, 이산화 지르코늄 등의 세라믹스도 사용된다. 세라믹스에 대해서도 후술하는 피막형성방법에 따라 피막은 형성된다.
＜형태 5-4＞
도 64에 나타내는 바와 같이, 본 실시 형태의 직동안내장치는, 전동체가 볼이 아닌 롤러를 사용하고 있다. 전동체에 롤러를 사용함으로써, 전동체가 볼인 동 사이즈(레일폭 치수)의 직동안내장치에 대해, 레이디얼 부하 용량을 크게 하는 것이 가능하여, 중량물을 지지·직동하는 경우에 적합한 직동안내장치를 제공할 수 있다.
도 64에 나타내는 바와 같이, 안내레일의 레일측 전동체 전동면은 레일의 단면을 보면, 사다리꼴 상부 바닥(upper base)이 레일측면 양측으로부터 레일 내부로 오목한 형상으로 도려내어져 있어, 사다리꼴의 경사의 변(邊)에 해당되는 능면(稜面)이 롤러의 전동면으로 되어 있다.
위에서 설명한 전동체가 볼인 경우의 직동안내장치와 마찬가지로, 슬라이더의 단면에 스페이서 홀더를 배치하여, 내부에 스페이서 포켓을 마련하고, 단면의 일부가 레일측 전동체 전동면에 감합하여, 레일측 전동체 전동면 단면의 사다리꼴 보다 약간 작은 사다리꼴 형상의 자기 윤활성 복합재료(사다리꼴 스페이서)를 내장하고, 슬라이더 직동시에 레일측 전동체 전동면과 접동시킴으로써, 레일측 전동체 전동면을 윤활할 수 있다. 사다리꼴 스페이서는 위에서 설명한 원주 스페이서일 때와 마찬가지로 축방향에는 동일 형상 단면을 가지고 있어, 레일과의 대략 감합부는 레일측 전동체 전동면의 단면 형상을 모방한 대략 사다리꼴 형상이고, 레일 측면으로부터 외측으로 비어져 나온 부분(잔부 형상)은 단면이 네모형이어도 좋고, 반원형이어도 좋으며, 자유로운 형상을 선정할 수 있다. 그 사다리꼴 스페이서의 잔부 형상을 모방하여 스페이서 홀더의 내경면 형상이 형성되어 있다(도시 생략).
사다리꼴 스페이서 단면을 포켓 단면이 누르면, 사다리꼴 스페이서는 슬라이더와 함께 직동하고, 그 때에 레일측 전동체 전동면과 접동함으로써, 자기 윤활성 복합재료 입자가 전이되어, 레일측 전동체 전동면이 윤활되는 것은, 위에서 설명한 원주 스페이서일 때와 동일하다. 스페이서는 스페이서 포켓 내에 복수 개, 수용되어 있어도 좋고, 축방향 길이는 서로 달라도 좋은 것도 원주 스페이서일 때와 동일하다.
(37) 고온하에서의 직동안내장치의 내구성능
도 65에 나타내는 고온직동안내장치 내구시험장치를 사용하여, 제5의 실시 형태에 있어서의 고온하에서의 직동안내장치의 내구성능을 측정하였다. 결과를 도 66에 나타낸다.
＜고온직동안내장치 내구시험장치의 구성＞　
도 59에 나타내는 바와 같이, 고온직동안내장치 내구시험장치는, 볼 나사 장치(2701)가 항온조(恒溫槽, 2717)의 외부에 배치되어 있고, 나사축(2708)의 양단에는 지지 베어링(2715)이 배치되어 있어, 지지 베어링 하우징(2710)에 지지 베어링(2715)의 외륜을 감합하여, 나사축(2708)을 지지하는 동시에 회전 가능하게 되어 있다. 나사축(2708)의 일단(2712)은, 커플링(2714)과 동 축에 접속되어 있고, 커플링(2714)은 구동축(2716)과 동 축에 접속되어 있다. 구동축(2716)을 회전 구동장치(도시 생략, 예를 들어 써보모터 등)에 의해 회전시키면, 볼 나사 장치(2701)의 나사축(2708)을 회전시킬 수 있다.
볼 나사 장치(2701)의 너트(2702)에는, 너트(2702)의 외주면에 너트 하우징(2706)이 동 축에 감합되어 있어, 체결수단에 의해 너트(2702)와 일체로 되어 있다. 너트(2702)가 플랜지(2703)를 가지고 있는 경우는 플랜지(2703)와 너트 하우징(2706)의 일단면을 체결하여도 좋다(도 65는 너트(2702)가 플랜지(2703)를 가지는 예를 나타내고 있다). 너트 하우징(2706)에는 연직 아래쪽으로 돌출하는 회전 멈춤 축(2718)이 평행하게 복수 개(도 65에서는 2개), 고정적으로 배치되어 있고, 회전 멈춤 축(2718)에는 나선형 용수철(spiral spring, 2719)이 감합되어 있다. 회전 멈춤 축(2718)은 나선형 용수철(2719)을 관통하여, 회전 멈춤 축(2718)의 다른 일단은 항온조(2717)의 내부에 배치된 직동안내장치(2721)의 백 플레이트(2720)에 감합하고 있다. 회전 멈춤 축(2718)과 백 플레이트(2720)는 기계 치수 공차로 g7~f7정도의 느슨한 감합으로 되어 있어, 상호 회전 멈춤 축(2718)에 따라 접동이 가능하게 되어 있다. 백 플레이트(2720)를 연직 위쪽으로 밀어 올려 너트(2702)에 의해 접근하게 하면, 나선형 용수철(2719)이 압축되어 백 플레이트(2720)를 아래쪽으로 되미는 반력이 생기게 된다.
항온조(2717)의 상면에는, 나사축(2708)과 평행한 긴 구멍(2711)이 마련된다. 또한, 이 긴 구멍(2711)을 통해 항온조(2717)의 외부에는, 마찬가지로 나사축(2708)과 평행하게 레일을 배치한 직동안내장치(2721)가 마련되어 있다. 그리고, 직동안내장치(2721)의 슬라이더의 상면과 백 플레이트(2720)와는 고정하도록 체결됨으로써, 너트(2702)와 슬라이더는 일체적으로 접속되어, 나사축(2708)과 레일이 평행하므로, 한쪽이 직동하면 다른 한쪽도 일체적으로 직동하게 된다. 너트 하우징(2706)과 백 플레이트(2720)와의 사이의 거리를 설정함으로써, 양자간에 끼워져 있는 나선형 용수철(2719)을 압축하고, 소정의 레이디얼 하중을 너트와 슬라이더의 쌍방에 부여할 수 있다. 즉, 너트(2702)는 연직 위쪽에, 슬라이더는 연직 아래쪽에, 각각 같은 크기의 레이디얼 하중을 가하게 된다.
그 상태에서 구동축(2716)을 회전시키면, 나사축(2708)이 회전하는데, 너트(2702)는 회전 멈춤 축(2718)의 일단을 슬라이더에 체결된 백 플레이트(2720)에 감합하고 있으므로, 너트(2702)는 나사축(708)과 동반회전하는 일 없이 회전하지 않고 나사축(2708)을 따라 직동하고, 동시에 슬라이더도 레일 상을 직동한다. 구동축(2716)의 회전 방향을 반전시키면, 너트(2702)와 슬라이더는 직동하는 방향이 반전되어, 온 길을 되돌아가게 된다. 일방향 회전을 설정한 총 회전수를 시행하고, 그 후, 반대 방향의 일방향 회전을 같은 총 회전수만큼 행하여, 그것을 반복함으로써 너트(2702)와 슬라이더를 소정의 스트로크로 왕복동(往復動)시킬 수 있다. 항온조(2717)의 바닥면에 마련된 긴 구멍(2711)의 길이방향의 길이는 상기 스트로크를 고려하여 설정되어 있으므로, 직동하는 방향이 반전하기 전에 회전 멈춤 축(정확하게는 그것에 감합하고 있는 나선형 용수철(2719))이 긴 구멍 종단에 충돌 한다고 하는 일은 없다.
슬라이더의 단면에는 스페이서 홀더(2705)가 병설 배치되어 있고, 레일측 전동체 전동면에 대향하는 스페이서 홀더(2705)의 면에 마련된 포켓에 스페이서(2704)가 수용되어 있다. 스페이서(2704)는 원주형상으로, 슬라이더가 직동하면, 포켓의 원주구멍의 바닥면(혹은 뚜껑)에 상당하는 단면에 의해, 스페이서(2704)의 단면이 밀려, 스페이서(2704)도 슬라이더와 일체적으로 직동한다. 그 때, 레일측 전동체 전동면과 스페이서(2704)의 표면이 접동하기 때문에, 스페이서(2704) 표면의 일부인 자기 윤활성 복합재료의 입자가 레일측 전동체 전동면에 전이되고, 그 위를 볼이 통과함으로써, 볼 표면과 레일측 전동체 전동면이 윤활된다. 더욱이, 마찬가지로 윤활성 복합재료의 전이가 볼을 개재시켜, 슬라이더측 전동체 전동면으로의 전이가 생겨 슬라이더측 전동체 전동면도 윤활한다.
자기 윤활성 복합재료의 배치는, 슬라이더의 단면에 배치된 스페이서 홀더(2705)에 수용하여, 1조(條)의 레일측 전동체 전동면(2513)에 대해, 최저 1개의 스페이서(2704)를 배치하여 행한다. 배치위치는 슬라이더 단면 1개소라도 좋고, 양단면에 배치하여도 좋다. 양단면에 배치하면 고체 윤활제의 공급 기회가 2배가 되므로, 직동안내장치의 내구성능을 보다 높게 할 수 있다.
항온조(2717)의 온도를 설정함으로써 직동안내장치(2721)를 소정의 온도로 유지할 수 있다. 온도를 유지한 채, 슬라이더를 왕복동시키면 소정의 온도에서의 직동안내장치(2717)의 내구시험을 실행할 수 있다. 나사축(2708)의 지지 베어링(2709, 2715), 구동축(2716)의 지지 베어링(도시 생략), 및 슬라이더와 일체로 접속되어 있는 너트(2702)는 모두 슬라이더로부터의 열전도에 의해 온도상승된다. 그 때문에, 도시하지 않은 팬 등의 냉각수단에 의해 냉각하고, 각각이 충전하고 있는 윤할 그리스의 사용온도한계 아래로 사용할 수 있도록 되어 있다. 단, 불소 윤활유의 상한온도는 230 ℃ 정도이므로, 시험 온도에 따라서는 냉각할 필요가 없는 경우도 있다. 이상에 의해, 지지 베어링(2709, 2715)이나 볼 나사 장치(2701)의 윤활성능이 시험 대상의 직동안내장치(2721)보다 먼저 열화해 버린다고 하는 일은 없다.
시험 대상의 직동안내장치(2721)는, SUJ2나 SUS440C, 크롬강, 혹은 고속도강제인 것이 바람직하고, 스페이서 홀더는 SUS304제이거나, 도금 방청 처리된 연강인 것이 바람직하다. 나선형 용수철(2719)은 고온에서의 용수철 강성을 유지하기 위해 인코넬(INCONEL)(등록상표) 제를 사용하는 것이 바람직하다.
시험중은 모터의 토오크값을 전류나 전압으로 모니터하고, 그것이 시험 개시 후의 토오크에는 안정치의 4배를 넘거나 직동안내장치(2721)가 손상되어 잠궈지거나 한 경우, 그 때까지의 총 주행거리를 시험 대상의 직동안내장치(2721)의 내구성능으로서 평가한다.
＜측정 결과＞
도 65에 나타내는 고온직동장치 내구시험장치를 사용하여, 아래 요령으로, 고온하에서의 직동안내장치의 고온 내구성능을 측정하였다. 결과를 도 66에 나타낸다.
도 66에 나타내는 바와 같이, 아래 요령의 실시예 및 비교예에 대한 고온직동안내장치 내구성능을 비교한 결과, 대기·고온하에서 실시예는 비교예의 2배강의 내구성능을 나타내었다.
구체적으로는, 비교예는 150 km정도 밖에 주행하지 않은 것에 대해, 실시예는 340 km이상 주행하고, 2배 이상의 내구성능을 나타내었다. 자기 윤활성 복합재료(이후, 스페이서)는 수용되는 스페이서 홀더의 내벽이나 레일측 전동체 전동면과도 근접하고 있으므로, 슬라이더 직동 중, 스페이서는 스페이서 홀더나 레일측 전동체 전동면과 빈도높게 충돌하게 된다. 그 때문에, 비중의 큰 WS2를 많이 포함한 비교예보다, 보다 비중이 작은 본 실시예 쪽이 균열이나, 파손을 일으키기 어려워, 내구성능이 더 우수한 것으로 추정된다.
그리고 이 시험(측정)에서는, 시험조건(측정 조건)을 아래와 같이 설정하였다.
·자기 윤활성 복합재료의 형상: φ4 mm×3 mm, 원주 스페이서
·자기 윤활성 복합재료의 조성:
·실시예: MoS2 60 질량%-Cu·Ni 등량 합계 1.0 질량%-C 4 질량%-W 17.5 질량%-잔부 Fe 17.5 질량%
·비교예: WS2 60 질량%-(Ni-20Cr-3B) 2.0 질량%-(Ni-12.7B) 3.0 질량%-잔부 WB 35 질량% (일본국 특허 제 3785283호에 규정된 범위)
·안내레일폭치수: 20 mm
·레일측 전동체 전동면의 갯수: 편측 1개
·자기 윤활성 복합재료의 배치: 직동안내장치의 단면에 1개소
·레이디얼 하중: 50 N
·주행 속도: 100 mm/s (평균)
·너트 온도: 400 ℃
(38) 진공·고온하에서의 직동안내장치의 내구성능
도 67에 나타내는 진공·고온직동안내장치 내구시험장치를 사용하여, 제5의 실시 형태에 있어서의 진공·고온하에서의 직동안내장치의 내구성능을 측정하였다. 결과를 도 68에 나타낸다.
＜진공·고온직동안내장치 내구시험장치의 구성＞
도 67에 나타내는 바와 같이, 진공·고온직동안내장치 내구시험장치는, 볼 나사 장치(2801)가 진공조(2817)에 넣어져 있어, 나사축(2808)의 일단에는 지지 베어링(2809)이 배치되어 있고, 지지 베어링 하우징에 이 지지 베어링(2809)의 외륜을 감합하여, 나사축(2808)을 지지하는 동시에 회전 가능하게 되어 있다. 나사축(2808)의 다른 일단은 커플링(2814)과 동 축에 접속되어 있어, 커플링(2814)은 진공조(2817)의 측면에 개구하는 자기(磁氣) 시일 축 도입구멍(2815)으로부터 외부에서 기밀적으로 도입되어 있는 자기 시일 진공측 축(2816)과 동 축에 접속되어 있다. 자기 시일 대기측 축(2825)을 회전 구동장치(도시 생략, 예를 들어 써보모터 등)에 의해 회전시키면, 진공조(2817) 중의 볼 나사 장치(2801)의 나사축(2808)을 회전시킬 수 있다.
볼 나사 장치(2801)의 너트(2802)에는, 너트(2802)의 외주면에 너트 하우징(2806)이 동 축에 감합하고 있고, 체결수단에 의해 너트(2802)와 일체로 되어 있다. 너트(2802)가 플랜지(2803)를 가지고 있는 경우에는 플랜지(2803)와 너트 하우징(2806)의 일단면을 체결하여도 좋다(도 67은 너트(2802)가 플랜지(2803)를 가지는 예를 나타내고 있다). 너트 하우징(2806)에는 연직 아래쪽으로 돌출하는 회전 멈춤 축(2818)이 평행하게 복수 개(도 67에서는 2개)가 고정적으로 배치되어 있고, 회전 멈춤 축(2818)에는 나선형 용수철(2819)이 감합하고 있다. 회전 멈춤 축(2818)은 나선형 용수철(2819)을 관통하여, 회전 멈춤 축(2818)의 다른 일단이, 직동안내장치(2821)의 백 플레이트(2820)에 감합하고 있다. 회전 멈춤 축(2818)과 백 플레이트(2820)는 기계 치수 공차로 g7~f7정도의 느슨한 감합이 되어 있어, 상호 회전 멈춤 축(2818)을 따라 접동이 가능하게 되어 있다. 백 플레이트(2820)를 연직 위쪽으로 밀어 올려 너트(2802)에 의해 접근하게 하면, 나선형 용수철(2819)이 압축되어 백 플레이트(2820)를 아래쪽으로 되미는 반력이 생기게 된다.
나사축(2808)과 평행하게 레일을 배치한 직동안내장치(2821)의 슬라이더 상면과 백 플레이트(2820)를 고정적으로 체결하면, 너트(2802)와 슬라이더는 일체로 접속되어, 나사축(2808)과 레일이 평행하므로, 한쪽이 직동하면 다른 한쪽도 일체적으로 직동하게 된다. 너트 하우징(2806)과 백 플레이트(2820)와의 사이의 거리를 설정함으로써, 양자간에 끼워져 있는 나선형 용수철(2819)을 압축하고, 소정의 레이디얼 하중을 너트(2802)와 슬라이더의 쌍방에 부여할 수 있다. 즉, 너트(2802)는 연직 위쪽에, 슬라이더는 연직 아래쪽에, 각각 같은 크기의 레이디얼 하중을 가하게 된다.
그 상태에서 자기 시일 대기측 축(2825)을 회전시키면 나사축(2808)이 회전하는데, 너트(2802)는 회전 멈춤 축(2818)의 일단을 슬라이더에 체결된 백 플레이트(2820)에 감합하고 있으므로, 너트(2802)는 나사축(2808)과 동반회전하는 일 없이, 회전하지 않고 나사축(2808)을 따라 직동하고, 동시에 슬라이더도 레일 상을 직동한다. 자기 시일 대기측 축(2825)의 회전방향을 반전시키면, 너트(2802)와 슬라이더는 직동하는 방향이 반전되어, 온 길을 되돌아가게 된다. 일방향 회전을 설정한 총 회전수 행하고, 그 후, 반대 방향의 일방향 회전을 같은 총 회전수만큼 행하여, 그것을 반복함으로써 너트(2802)와 슬라이더를 소정의 스트로크로 왕복동시킬 수 있다. 볼 나사 장치(2801)와 직동안내장치(2820)의 길이는 상기 스트로크를 고려해 설정되어 있으므로, 직동하는 방향이 반전하기 전에 나사축(2808)이나 레일의 종단에 너트(2802)나 슬라이더가 도달해 버려 탈선한다고 하는 일은 없다.
슬라이더의 단면에는 스페이서 홀더가 병설 배치되어 있고, 레일측 전동면에 대향하는 스페이서 홀더면에 마련된 포켓에 스페이서(2804)가 수용되어 있다(도 63 참조). 스페이서(2804)는 원주형상으로, 슬라이더가 직동하면, 포켓의 원주구멍의 바닥면(혹은 뚜껑)에 상당하는 단면에 의해, 스페이서(2804)의 단면이 밀려, 스페이서(2804)도 슬라이더와 일체적으로 직동한다. 그 때, 레일측 전동면과 스페이서(2804)의 표면이 접동하기 때문에, 스페이서(2804) 표면의 일부인 자기 윤활성 복합재료의 입자가 레일측 전동면에 전이되고, 그 위를 볼이 통과함으로써, 볼의 표면과 레일측 전동면이 윤활된다. 더욱이, 마찬가지의 자기 윤활성 복합재료의 전이가 볼을 개재시켜, 슬라이더측 전동면으로의 전이가 생겨 슬라이더측 전동면도 윤활한다. 자기 윤활성 복합재료의 배치는 슬라이더의 단면에 배치된 스페이서 홀더에 수용하여, 1조의 레일측 전동체 전동면에 대해, 최저 1개의 스페이서(2804)를 배치하여 행한다. 배치 위치는 슬라이더 단면 1개소라도 좋고, 양단면에 배치하여도 좋다. 양단면에 배치하면 고체 윤활제의 공급기회가 2배가 되므로, 직동안내장치(2820)의 내구성능을 보다 높게 할 수 있다.
여기서, 슬라이더 온도 상승용 히터(2822)의 온도를 설정함으로써, 슬라이더를 소정의 온도로 유지할 수 있다. 온도를 유지한 채, 슬라이더를 왕복동시키면 소정의 온도에서의 직동안내장치(2820)의 내구시험을 실행할 수 있다. 나사축(2808)의 지지 베어링(2809), 및 슬라이더와 일체적으로 접속되어 있는 너트(2802)는 모두 슬라이더로부터의 열전도에 의해 온도상승 되는데, 슬라이더 온도 상승용 히터(2822)는 슬라이더 근방에 배치되어, 슬라이더만을 온도상승 하도록 되어 있으므로, 지지 베어링(2809)과 너트(2802)가 충전하고 있는 불소 윤활유의 상한 온도인 230 ℃정도를 넘어 버리는 일은 없고, 지지 베어링(2809)이나 볼 나사 장치(2801)의 윤활성능이 시험 대상의 직동안내장치(2820)보다 먼저 열화해 버린다고 하는 일은 없다. 또한, 자기 시일 유닛(2823)도 수냉 포트(cooling ports, 2824)를 가지고 있어, 자기 시일 유닛(2823) 내에 냉각수를 순환함으로써 자기 시일을 냉각하는 것이 가능하고, 나사축(2808)으로부터의 열전도의 영향으로 시일 성능을 유지할 수 없게 된다고 하는 일은 없다. 슬라이더의 온도를 유지한 채 진공 펌프(2812)를 기동시키면 진공조(2817) 내가 진공 환경이 되어, 진공 환경하에서의 고온 시험을 실행할 수 있다.
시험 대상의 직동안내장치(2820)는 SUJ2나 SUS440C, 크롬강, 혹은 고속도강제인 것이 바람직하고, 스페이서 홀더는 SUS304제인 것이나, 도금 방수 처리된 연강인 것이 바람직하다. 나선형 용수철(2819)은 고온에서의 용수철 강성을 유지하기 위해 인코넬(등록상표) 제를 사용하는 것이 바람직하다.
시험중은 모터의 토오크값을 전류나 전압으로 모니터하고, 그것이 시험 개시 후의 토오크 안정치의 4배를 넘거나 볼 나사 장치(2801)이 손상되어 잠궈지거나 한 경우, 그 때까지의 총 주행거리를 시험 대상의 직동안내장치(2820)의 내구성능으로서 평가한다.
＜측정 결과＞
도 67에 나타내는 진공·고온직동안내장치 내구시험장치를 사용하여, 아래의 요령으로, 진공·고온하에서의 직동안내장치의 고온 내구성능을 측정하였다. 결과를 도 68에 나타낸다.
도 67에 나타내는 바와 같이, 아래의 요령의 실시예 및 비교예에 대한 진공·고온직동안내장치 내구성능을 비교한 결과, 진공·고온직동안내장치 내구시험(본 시험)에서는 실시예가 비교예에 대해 2배 이상의 내구성능을 나타내었다. 실시 예의 직동안내장치에 사용되고 있는 본 발명의 자기 윤활성 복합재료의 주성분이 MoS2인 것에 대해, 비교예의 자기 윤활성 복합재료는 WS2가 주성분이고, 비중이 MoS2의 1.5배이기 때문에, 슬라이더의 직동에 따른, 원주 스페이서와 레일측 전동체 전동면이나 스페이서 홀더 내벽 표면과의 충돌에 있어서, 원주 스페이서가 균열이나·파손을 일으키기 쉽다. 더욱이, 본 발명의 자기 윤활성 복합재료가 진공·고온 환경하에서의 윤활성능과, 상대 전동 부재로의 전이성능이 뛰어나기 때문에, 본 시험의 결과가 되었다고 생각된다. 그리고 아래의 요령의 실시예, 비교예 모두, 도 40에 나타내는 아웃 가스 장치를 사용하여 아웃 가스 성능 시험을 별도로 행하였는데, 실시예, 비교예 둘 다 아웃 가스가 적고, 양쪽 모두 양호한 아웃 가스 특성을 나타내었다(도 41의 시험 결과를 참조).
도 41에 나타내는 결과로부터, 아래의 요령의 실시예 및 비교예의 자기 윤활성 복합재료둘 다 아웃 가스 성능으로부터는 고온·진공 용도에 적합하다고 생각된다.
한편, 도 68에 나타내는 결과로부터, 본 발명의 자기 윤활성 복합재료를 사용한 실시예의 직동안내장치가 비교예의 직동안내장치에 대해, 진공·고온 용도에서의 내구성능이 뛰어나다고 생각된다.
따라서, 도 41과 도 68의 시험 결과로부터, 진공·고온용 직동안내장치로서, 실시 예의 직동안내장치가 적합하다고 할 수 있다.
그리고 진공 환경하에서는, 윤활성능을 발휘하는데 공기를 필요로 하는 자기 윤활성 복합재료가 아닌 경우, 예를 들어, 마모가루의 표면이 금세 산화됨으로써, 마모가루의 형상이 미세한 입상이 되기 쉽고, 마모가루가 윤활 표면에 재전이되어, 윤활성능을 저해하는 일이 없다고 하는 바와 같은 메커니즘을 가지고 있지 않는 한, 시험조건이 같은 경우는, 진공 환경하의 쪽이 고체 윤활제의 산화 열화가 적기 때문에, 내구성능은 대기중보다도 진공 환경하가 크다고 하는 경우가 많다. 본 시험도 압력값을 제외한 동 조건의 시험에 있어서, 실시예·비교예와도 주행거리가 커져 있다.
그리고 이 시험(측정)에서는, 시험조건(측정 조건)을 아래와 같이 설정하였다.
·자기 윤활성 복합재료의 형상: φ4 mm×3 mm, 원주 스페이서
·자기 윤활성 복합재료의 조성:
·실시예: MoS2 60 질량%-Cu·Ni 등량 합계 1.0 질량%-C 4 질량%-W 17.5 질량%-잔부 Fe 17.5 질량%
·비교예: WS2 60 질량%-(Ni-20Cr-3B) 2.0 질량%-(Ni-12.7B) 3.0 질량%-잔부 WB 35 질량% (일본국 특허 제 3785283호에 규정된 범위)
·안내레일폭 치수: 20 mm
·레일측 전동체 전동면의 갯수: 편측 1개
·자기 윤활성 복합재료의 배치: 직동안내장치의 단면에 1개소
·레이디얼 하중: 50 N
·주행 속도: 100 mm/s (평균)
·너트 온도: 400 ℃
·압력: 1×10-4 Pa 정도
이상 설명한 바와 같이, 본 실시 형태의 자기 윤활성 복합재료는, 「고온 환경하에서의 마찰 계수가 작다」및 「진공·고온 환경하에서의 아웃 가스량이 작다」고 하는 효과를 얻는다. 또한, 본 실시 형태의 직동안내장치는, 「고온 환경하에서의 내구성능이 크다」 및 「진공·고온 환경하에서의 내구성능이 크다」고 하는 효과를 얻는다. 따라서, 본 실시 형태의 자기 윤활성 복합재료 및 직동안내장치는, 「고온 환경용 반송장치」나, 「진공·고온 환경용 반송장치」, 「고진공··온 환경용 반송장치(연속 스팩터 로 등)」라고 한 용도에 적합하다.
　이상, 본 발명의 실시 형태에 대하여 설명해 왔는데, 본 발명은 이것으로 한정되지 않고, 여러 가지의 변경, 개량을 행할 수 있다.
1: 롤링 베어링
2: 내륜
3: 외륜
4: 전동체
5: 유지기
6: 고체 윤활 스페이서

Claims (64)

  1. 2 황화 몰리브덴(MoS2) 60 질량%~80 질량%, 동(Cu) 및 니켈(Ni) 중 적어도 어느 하나가 0.1 질량%~2 질량%, 잔부에 철(Fe)을 함유하는 것을 특징으로 하는 자기 윤활성 복합재료.
  2. 제 1항에 있어서,
    동(Cu) 및 니켈(Ni) 중 적어도 어느 하나를 0.1 질량%~1.8 질량% 함유하는 것을 특징으로 하는 자기 윤활성 복합재료.
  3. 제 1항 또는 제 2항에 있어서,
    상기 잔부에, 흑연 2~7 질량%, 텅스텐(W) 2~20 질량%, 철(Fe) 5~20 질량%를 함유하는 것을 특징으로 하는 자기 윤활성 복합재료.
  4. 제 1항 내지 제 3항 중 어느 한 항에 있어서,
    2 황화 몰리브덴(MoS2)과 철(Fe)로 이루어지는 윤활 입자를 주성분으로 하는 윤활상(潤滑相)과, 동(Cu) 및 니켈(Ni) 중 적어도 어느 하나를 포함하는 결합상(結合相)을 가지는 것을 특징으로 하는 자기 윤활성 복합재료.
  5. 제 4항에 있어서,
    상기 윤활 입자의 입경이, 30~500 ㎛인 것을 특징으로 하는 자기 윤활성 복합재료.
  6. 제 4항에 있어서,
    상기 결합상에, 적어도 탄소(C) 및 텅스텐(W) 중 적어도 어느 하나를 가지는 것을 특징으로 하는 자기 윤활성 복합재료.
  7. 제 4항 또는 제 5항에 있어서,
    상기 윤활상과 상기 결합상과의 면적율 비가, 98:2~80:20인 것을 특징으로 하는 자기 윤활성 복합재료.
  8. 제 1항 내지 제 7항 중 어느 한 항에 있어서,
    철(Fe)과 니켈(Ni)과의 화합물이 생성되어 있는 것을 특징으로 하는 자기 윤활성 복합재료.
  9. 제 1항 내지 제 8항 중 어느 한 항에 있어서,
    니켈(Ni)과 2 황화 몰리브덴(MoS2)과의 화합물이 생성되어 있는 것을 특징으로 하는 자기 윤활성 복합재료.
  10. 제 8항 또는 제 9항에 있어서,
    상기 화합물의 입경이 1 ㎛~1 mm인 것을 특징으로 하는 자기 윤활성 복합재료.
  11. 분말 형상의 2 황화 몰리브덴(MoS2) 60 질량%~80 질량%와, 분말 형상의 동(Cu) 및 니켈(Ni) 중 적어도 어느 하나를 0.1 질량%~2 질량%와, 적어도 분말 형상의 철(Fe)을 함유하는 잔부를 소결시켜 이루어지는 것을 특징으로 하는 자기 윤활성 복합재료.
  12. 제 11항에 있어서,
    소결 후의 압축 강도가 40 MPa 이상인 것을 특징으로 하는 자기 윤활성 복합재료.
  13. 제 1항 내지 제 12항 중 어느 한 항에 있어서,
    형상이 원주형상인 것을 특징으로 하는 자기 윤활성 복합재료.
  14. 제 1항 내지 제 13항 중 어느 한 항에 기재된 자기 윤활성 복합재료를 스페이서로서 전동체 사이에 배치한 것을 특징으로 하는 롤링 베어링.
  15. 제 1항 내지 제 13항 중 어느 한 항에 기재된 자기 윤활성 복합재료를 외륜 측면, 내륜 측면, 또는 그들 양쪽에 마련한 주입 홈으로부터 장전 가능하게 된 것을 특징으로 하는 롤링 베어링.
  16. 제 1항 내지 제 13항 중 어느 한 항에 기재된 자기 윤활성 복합재료를 수납하는 포켓이 형성된 유지기를 가지는 앵귤러 볼 베어링인 것을 특징으로 하는 롤링 베어링.
  17. 제 1항 내지 제 12항 중 어느 한 항에 기재된 자기 윤활성 복합재료로 형성된 절삭 가공 유지기를 가지는 것을 특징으로 하는 롤링 베어링.
  18. 제 14항 내지 제 17항 중 어느 한 항에 있어서,
    고온 환경하에서 사용하는 것을 특징으로 하는 롤링 베어링.
  19. 제 14항 내지 제 17항 중 어느 한 항에 있어서,
    진공 고온 환경하에서 사용하는 것을 특징으로 하는 롤링 베어링.
  20. 제 14항 내지 제 17항 중 어느 한 항에 있어서,
    고온 환경하, 및 외륜 회전시에 사용하는 것을 특징으로 하는 롤링 베어링.
  21. 제 14항 내지 제 17항 중 어느 한 항에 있어서,
    진공 고온 환경하, 및 외륜 회전시에 사용하는 것을 특징으로 하는 롤링 베어링.
  22. 제 14항 내지 제 17항 중 어느 한 항에 있어서,
    고온 환경하, 및 요동시에 사용하는 것을 특징으로 하는 롤링 베어링.
  23. 제 14항 내지 제 17항 중 어느 한 항에 있어서,
    진공 고온 환경하, 및 요동시에 사용하는 것을 특징으로 하는 롤링 베어링.
  24. 제 16항에 있어서,
    고온 환경, 및 고부하 조건하에서 사용하는 것을 특징으로 하는 롤링 베어링.
  25. 제 16항에 있어서,
    진공 고온 환경, 및 고부하 조건하에서 사용하는 것을 특징으로 하는 롤링 베어링.
  26. 제 16항에 있어서,
    고온 환경, 고부하 조건하, 및 요동시에 사용하는 것을 특징으로 하는 롤링 베어링.
  27. 제 16항에 있어서,
    진공 고온 환경, 고부하 조건하, 및 요동시에 사용하는 것을 특징으로 하는 롤링 베어링.
  28. 제 14항 내지 제 17항 중 어느 한 항에 있어서,
    텐터 클립용 베어링인 것을 특징으로 하는 롤링 베어링.
  29. 제 14항 내지 제 27항 중 어느 한 항에 기재된 롤링 베어링을 구비한 것을 특징으로 하는 반송장치.
  30. 제 18항에 기재된 롤링 베어링을 구비한 고온 환경용 반송장치인 것을 특징으로 하는 반송장치.
  31. 제 19항에 기재된 롤링 베어링을 구비한 진공 고온 환경용 반송장치인 것을 특징으로 하는 반송장치.
  32. 제 20항에 기재된 롤링 베어링을 구비한 외륜 롤링 베어링 고온 환경용 반송장치인 것을 특징으로 하는 반송장치.
  33. 제 21항에 기재된 롤링 베어링을 구비한 외륜 롤링 베어링 진공 고온 환경용 반송장치인 것을 특징으로 하는 반송장치.
  34. 제 22항에 기재된 롤링 베어링을 구비한 요동 베어링 고온 환경용 반송장치인 것을 특징으로 하는 반송장치.
  35. 제 23항에 기재된 롤링 베어링을 구비한 요동 베어링 진공 고온 환경용 반송장치인 것을 특징으로 하는 반송장치.
  36. 제 24항에 기재된 롤링 베어링을 구비한 고온 환경용 고부하 반송장치인 것을 특징으로 하는 반송장치.
  37. 제 25항에 기재된 롤링 베어링을 구비한 진공 고온 환경용 고부하 반송장치인 것을 특징으로 하는 반송장치.
  38. 제 26항에 기재된 롤링 베어링을 구비한 요동 회전 고온 환경용 고부하 반송장치인 것을 특징으로 하는 반송장치.
  39. 제 27항에 기재된 롤링 베어링을 구비한 요동 회전 진공 고온 환경용 고부하 반송장치인 것을 특징으로 하는 반송장치.
  40. 전동체의 표면, 외륜의 전동면, 내륜의 전동면, 및 유지기의 포켓면 중 적어도 어느 하나에, 제 1항 내지 제 12항 중 어느 한 항에 기재된 자기 윤활성 복합재료로 이루어지는 피막이 형성되어 있는 것을 특징으로 하는 롤링 베어링.
  41. 제 40항에 있어서,
    제 1항 내지 제 12항 중 어느 한 항에 기재된 자기 윤활성 복합재료로 이루어지는 스페이서가 전동체 사이에 배치되는 것을 특징으로 하는 롤링 베어링.
  42. 제 40항 또는 제 41항에 있어서,
    습식의 윤활 재료를 내장하는 것을 특징으로 하는 롤링 베어링.
  43. 제 40항 또는 제 42항에 있어서,
    터치다운 베어링인 것을 특징으로 하는 롤링 베어링.
  44. 고온 환경하에서 사용되고, 제 40항 내지 제 43항 중 어느 한 항에 기재된 롤링 베어링을 가지는 것을 특징으로 하는 반송장치.
  45. 진공·고온 환경하에서 사용되고, 제 40항 내지 제 43항 중 어느 한 항에 기재된 롤링 베어링을 가지는 것을 특징으로 하는 반송장치.
  46. 전동체의 표면, 및 직동장치의 전동면의 적어도 어느 하나에, 제 1항 내지 제 12항 중 어느 한 항에 기재된 자기 윤활성 복합재료의 피막이 형성되어 있는 것을 특징으로 하는 직동장치.
  47. 제 46항에 있어서,
    제 1항 내지 제 12항 중 어느 한 항에 기재된 자기 윤활성 복합재료로 이루어지는 스페이서가 축 부재에 접하도록 마련되는 것을 특징으로 하는 직동장치.
  48. 제 46항 또는 제 47항에 있어서,
    습식의 윤활 재료를 내장하는 것을 특징으로 하는 직동장치.
  49. 고온 환경하에서 사용되고, 제 46항 내지 제 48항 중 어느 한 항에 기재된 직동장치를 가지는 것을 특징으로 하는 반송장치.
  50. 진공·고온 환경하에서 사용되고, 제 46항 내지 제 48항 중 어느 한 항에 기재된 직동장치를 가지는 것을 특징으로 하는 반송장치.
  51. 나사축과, 이 나사 축을 관통하는 동시에, 전동체를 개재시켜 상기 나사 축에 나합하여 상기 나사축의 축방향으로 이동 가능하게 설치된 너트와,
    링형상을 이루어, 상기 너트의 단부 측에 부착된 제 1항 내지 제 12항 중 어느 한 항에 기재된 자기 윤활성 복합재료를 가지고,
    상기 자기 윤활성 복합재료의 내주면이 상기 나사 축에 접동 가능하게 상기 너트에 부착된 제 1항 내지 제 12항 중 어느 한 항에 기재된 자기 윤활성 복합재료를 가지며,
    상기 자기 윤활성 복합재료의 내주면이 상기 나사 축에 접동 가능하게 상기 너트의 단면에 부착된 것을 특징으로 하는 볼 나사 장치.
  52. 제 51항에 있어서,
    상기 너트의 단면에, 상기 자기 윤활성 복합재료와 동 축에 마련된 고정부재에 상기 자기 윤활성 복합재료가 수용되어 있는 것을 특징으로 하는 볼 나사 장치.
  53. 제 51항 또는 제 52항에 있어서,
    상기 자기 윤활성 복합재료의 내주면이, 상기 나사축과 나합되도록 상기 너트의 단면에 부착된 것을 특징으로 하는 볼 나사 장치.
  54. 제 51항 내지 제 53항 중 어느 한 항에 있어서,
    상기 자기 윤활성 복합재료와, 상기 고정부재가 일체로 되어 회전 가능하게 되기 위한 결합 부재를 가지는 것을 특징으로 하는 볼 나사 장치.
  55. 제 51항 내지 제 54항 중 어느 한 항에 있어서,
    상기 자기 윤활성 복합재료가, 둘레방향에 복수 개로 분할되어 있는 것을 특징으로 하는 볼 나사 장치.
  56. 제 51항 내지 제 55항 중 어느 한 항에 기재된 볼 나사 장치를 가지는 것을 특징으로 하는 고온 환경용 반송장치.
  57. 제 51항 내지 제 55항 중 어느 한 항에 기재된 볼 나사 장치를 가지는 것을 특징으로 하는 진공·고온 환경용 반송장치.
  58. 축방향으로 신장되는 레일측 전동체 전동면을 외면에 가지는 안내레일과, 상기 안내레일로 상대 이동 가능하게 과가되는 슬라이더와, 상기 슬라이더의 이동 방향의 적어도 한 쪽 단부 측에 배치되고, 상기 레일측 전동체 전동면과 접동이 자유롭게 접촉하는 스페이서를 가지고,
    상기 스페이서가, 제 1항 내지 제 12항 중 어느 한 항에 기재된 자기 윤활성 복합재료인 것을 특징으로 하는 직동안내장치.
  59. 제 58항에 있어서,
    상기 스페이서가, 상기 슬라이더의 단면에 마련된 스페이서 홀더에 유지되어 있는 것을 특징으로 하는 직동안내장치.
  60. 제 58항 또는 제 59항에 있어서,
    상기 스페이서가, 원주형상인 것을 특징으로 하는 직동안내장치.
  61. 제 58항 내지 제 60항 중 어느 한 항에 있어서,
    상기 레일측 전동체 전동면에 대해 개구하고, 상기 스페이서를 수용하는 포켓이 상기 스페이서 홀더에 마련된 것을 특징으로 하는 직동안내장치.
  62. 제 61항에 있어서,
    상기 포켓 1개당 복수 개의 상기 스페이서가 유지되어 있는 것을 특징으로 하는 직동안내장치.
  63. 제 58항 내지 제 62항 중 어느 한 항에 기재된 직동안내장치를 가지는 것을 특징으로 하는 고온 환경용 반송장치.
  64. 제 58항 내지 제 62항 중 어느 한 항에 기재된 직동안내장치를 가지는 것을 특징으로 하는 진공 고온 환경용 반송장치.
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