WO2012081310A1 - 摺動機構及びその摩擦低減方法 - Google Patents

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WO2012081310A1
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friction
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molybdenum
lubricant
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恵介 鑓
小野　幸代
飯島　勝
田中　典義
山本　賢二
明洋 古小高
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Ｕｄトラックス株式会社
株式会社Adeka
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    • F16C2240/54—Surface roughness

Definitions

  • the present invention relates to a sliding mechanism comprising one sliding member (for example, a shaft) and the other sliding member (for example, a bearing), both of which are lubricated by a lubricant, and friction reduction in such a sliding mechanism.
  • one sliding member for example, a shaft
  • the other sliding member for example, a bearing
  • MoDTC molybdenum dithiocarbamate
  • the lubricant for example, engine oil
  • the lubricant actually used in the industry contains various additives.
  • an extreme pressure agent typified by zinc dialkyldithiophosphate (ZnDTP), a cleaning dispersant, and the like generate a lubricating film on the sliding surface in the same manner as the lubricant. Therefore, the lubricating oil to which the organic molybdenum-based lubricating oil additive is added cannot sufficiently generate a lubricating film on the sliding surface. That is, various additives other than the lubricating oil additive compete when forming the lubricating film, and even if the organic molybdenum-based lubricating oil additive is added, the effect cannot be obtained or the effect is sufficient.
  • the present invention has been proposed in view of the above-described problems of the prior art, and an object thereof is to provide a sliding member capable of exhibiting friction reduction performance by generating a lubricating film on the sliding surface.
  • MoDTC molybdenum dithiocarbamate
  • the friction reducing method of the sliding mechanism of the present invention is such that at least one sliding surface of a sliding member made of a steel material is coated with a titanium nitride material, and molybdenum dithiocarbamate (MoDTC) is coated with molybdenum on diesel engine oil.
  • MoDTC molybdenum dithiocarbamate
  • the titanium nitride-based material is preferably titanium nitride aluminum (TiAlN).
  • the titanium nitride-based material is titanium nitride, and the arithmetic average roughness of the sliding member is preferably 2 to 4 nm.
  • the titanium nitride-based material is preferably titanium nitride carbon.
  • a sliding surface coated with a titanium nitride-based material for example, titanium nitride carbon, titanium nitride, titanium nitride aluminum
  • a titanium nitride-based material for example, titanium nitride carbon, titanium nitride, titanium nitride aluminum
  • MoDTC molybdenum dithiocarbamate
  • FIG. 1 It is a conceptual diagram of the high frequency reciprocating device of the ball on disk type used in the experimental example. It is a figure which compares and shows the friction coefficient in eight types of samples of Experimental example 1.
  • FIG. It is a figure which compares and shows the abrasion loss in eight types of samples of Experimental example 1.
  • FIG. 2 It is a figure which shows the result of Experimental example 2, Comprising: The relationship between lubrication conditions and a friction coefficient is shown. It is a figure which compares and shows the friction coefficient in eight types of samples of Experimental example 6.
  • FIG. It is a figure which compares and shows the abrasion loss in 8 types of samples of Experimental example 6.
  • FIG. It is a figure which compares and shows the friction coefficient in 8 types of samples of Experimental example 10.
  • FIG. It is a figure which compares and shows the abrasion loss in eight types of samples of Experimental example 10.
  • FIG. 10 It is a figure which compares and shows the abrasion loss in eight types of samples of Experimental example 10.
  • one sliding member is a shaft, and the outer peripheral surface (sliding surface) of the shaft is formed by a physical vapor deposition (PVD) technique. Coated with (TiAlN). And the arithmetic mean roughness of the shaft surface was set to 5.0 nm.
  • a bearing at least an inner race
  • SUJ2 high carbon chromium bearing steel
  • a diesel engine oil of Japan Automobile Engineering Association standard “DH-2” added with 700 ppm of molybdenum dithiocarbamate (MoDTC) as a molybdenum content was used.
  • Such a bearing was used under sliding conditions (mixed lubrication region) in which the Sommerfeld number was 2.12365 ⁇ 10 ⁇ 19 .
  • the Sommerfeld number is a numerical value obtained by converting the viscosity into Pa ⁇ s, the speed into s ⁇ 1 , and the load into the average Hertz stress (Pa).
  • the bearing is lubricated with diesel engine oil (DH-2) to which both sliding members are high carbon chrome bearing steel (SUJ2) and molybdenum dithiocarbamate (MoDTC) is not added.
  • DH-2 diesel engine oil
  • SUJ2 high carbon chrome bearing steel
  • MoDTC molybdenum dithiocarbamate
  • Example 1 Experimental Example 1 was performed using a ball-on-disk high-frequency reciprocating device (HFRR) as shown in FIG.
  • HFRR ball-on-disk high-frequency reciprocating device
  • a ball 20 made of high carbon chromium bearing steel (SUJ2) is placed on a flat substrate 10 (arithmetic average roughness 5.0 nm), and the space between the substrate 10 and the ball 20 is diesel. Lubricated with engine oil.
  • an arrow P is a load applied to the ball 20
  • an arrow F is a direction in which a frictional force acts.
  • the load P was set to 1000 g or 400 g so that the lubrication conditions in Experimental Example 2 described later are arranged at equal intervals as much as possible.
  • the base material 10 was divided into a case where it was made of high carbon chromium bearing steel (SUJ2) and a case where titanium nitride aluminum was coated on the ball 20 side (sliding surface side) of the high carbon chromium bearing steel (SUJ2).
  • lubricants there are two types of diesel engine oils (American Petroleum Institute standard “CD” diesel engine oil (hereinafter referred to as “CD”) and Volvo Group's own standard “VDS-” 4 ”and diesel engine oil that is“ DH-2 ”in the Japan Automobile Engineers Association standard (hereinafter referred to as“ VHS-4 (DH-2) ”): all use general diesel engine oil ⁇ did.
  • MoDTC molybdenum dithiocarbamate
  • FIG. 2 shows an experimental result of Experimental Example 1 using a ball-on-disk high-frequency reciprocating device (HFRR) as shown in FIG. 2 represents the friction coefficient ⁇ , and the vertical axis represents the sample No. Is shown.
  • Sample No. 5 and sample no. 6 and in any of the two types of diesel engines when molybdenum dithiocarbamate (MoDTC) is not added, samples (No. 2, No. 6) in which the base material 10 is coated with titanium nitride aluminum are It can be seen that the friction is larger ( ⁇ is larger) and the lubricating performance is inferior than the samples (No. 1, No. 5) in which the base material 10 is not coated with titanium nitride aluminum. From this, it can be seen that when molybdenum dithiocarbamate is not added to a diesel engine (general case), the lubrication performance is lowered by coating with titanium nitride aluminum.
  • MoDTC molybdenum dithiocarbamate
  • FIG. 3 shows a comparison of the amount of wear that occurs on the substrate 10 side after Example 1 is performed.
  • the vertical axis of FIG. 3 shows the width (mm) of the wear scar generated on the substrate 10 side, and the horizontal axis shows the sample No. It is shown.
  • the width (mm) of the wear scar generated on the substrate 10 side is proportional to the wear amount.
  • samples coated with titanium nitride aluminum No. 2, No. 4, No. 6, No. 8 are uncoated samples (No. 1, No. 3, No. 5, No. 5). Compared with 7), the amount of wear is clearly reduced. From FIG. 3, it is clear that when titanium nitride aluminum is coated, the wear resistance is improved.
  • Example 2 In Experimental Example 2, a lubricant to which molybdenum dithiocarbamate (MoDTC) is not added (in FIG. 4, expressed as VDS4 (DH-2): “DH-2” is a specification of the Japan Automobile Technical Association), and molybdenum dithiocarbamate is a molybdenum content.
  • a lubricant (VDS4 (DH-2) + MoDTC) added as 700 ppm was prepared. Note that the lubricant ⁇ VDS4 (DH-2) ⁇ used in relation to FIG. 4 is a general diesel engine oil.
  • the base material comprised by the high carbon chromium bearing steel (SUJ2) which is not coated with titanium nitride aluminum, and the base material (TiAlN) which coated the titanium nitride aluminum to the high carbon chromium bearing steel (SUJ2) were prepared. As a result, the following four samples were prepared.
  • No. 2-1 (Plot “ ⁇ ” in FIG. 4): A combination of a lubricant ⁇ VDS4 (DH-2) ⁇ to which molybdenum dithiocarbamate is not added and a base material (SUJ2) not coated with titanium nitride aluminum.
  • No. 2-2 (Plot “ ⁇ ” in FIG. 4): Combination of a lubricant ⁇ VDS4 (DH-2) + MoDTC ⁇ to which molybdenum dithiocarbamate is added and a base material not coated with titanium nitride aluminum.
  • No. 2-3 plot “ ⁇ ” in FIG.
  • the low friction performance was compared in the same manner as in Experimental Example 1 by changing the lubrication conditions.
  • the lubrication conditions were determined based on the Sommerfeld number within the range of the mixed lubrication region.
  • the result of Experimental Example 2 is shown in FIG. In FIG. 4, the vertical axis represents the friction coefficient ⁇ , and the horizontal axis represents the Sommerfeld number S.
  • the term relating to the viscosity at the Sommerfeld number S is converted to “Pa ⁇ s”, the term relating to the velocity to “frequency (s ⁇ 1)”, and the term relating to the load to “average Hertz stress (Pa)”. Seeking.
  • the symbol C 2.12365 ⁇ 10 ⁇ 19
  • Experimental example 2 shows a lubrication condition corresponding to the Sommerfeld number S indicated by reference signs A to E, a lubrication condition having a Sommerfeld number S larger than the reference sign E, and a lubrication condition having a Sommerfeld number S smaller than the reference sign A. The conditions were done.
  • Friction coefficient ⁇ of sample 2-2 (plot “ ⁇ ” in FIG. 4), No.
  • the friction coefficient ⁇ is lower than that of the sample of 2-3 (plot “ ⁇ ” in FIG. 4), and the low friction performance is exhibited in the combination of the lubricant added with molybdenum dithiocarbamate and the titanium nitride aluminum coating. It was confirmed that
  • the Sommerfeld number S is “5.94509 ⁇ when the low friction performance in the combination of the lubricant added with molybdenum dithiocarbamate and the coating of titanium nitride aluminum was confirmed. 10 ⁇ 19 ”(region on the left side of the symbol E in FIG. 4).
  • the Sommerfeld number S is larger than “5.94509 ⁇ 10 ⁇ 19 ”, it belongs to the category of so-called fluid friction, and the low friction in the combination of the lubricant added with molybdenum dithiocarbamate and the titanium nitride aluminum coating. It is estimated that the performance is not exhibited.
  • one sliding member is a shaft, and the outer peripheral surface (sliding surface) of the shaft is coated with titanium nitride (TiN) by physical vapor deposition (PVD) technology. And the arithmetic mean roughness of the shaft surface was set to 3.0 nm.
  • a bearing at least an inner race
  • SUJ2 high carbon chromium bearing steel
  • a diesel engine oil of Japan Automobile Engineering Association standard “DH-2” added with 700 ppm of molybdenum dithiocarbamate (MoDTC) as a molybdenum content was used.
  • Such a bearing was used under sliding conditions (mixed lubrication region) in which the Sommerfeld number was 2.12365 ⁇ 10 ⁇ 19 .
  • the Sommerfeld number is a numerical value obtained by converting the viscosity into Pa ⁇ s, the speed into s ⁇ 1 , and the load into the average Hertz stress (Pa).
  • the bearing is lubricated with diesel engine oil (DH-2) to which both sliding members are high carbon chrome bearing steel (SUJ2) and molybdenum dithiocarbamate (MoDTC) is not added.
  • DH-2 diesel engine oil
  • SUJ2 high carbon chrome bearing steel
  • MoDTC molybdenum dithiocarbamate
  • Experimental Example 6 was performed using a ball-on-disk high-frequency reciprocating device (HFRR) as shown in FIG.
  • Experimental Example 6 has the same conditions as Experimental Example 1 except that titanium nitride is sometimes coated on the ball 20 side (sliding surface side) of the high carbon chromium bearing steel (SUJ2) in the base material 10. It was done in
  • Table 8 shows the combinations of the material of the base material 10 and the lubricant for the eight samples used in Experimental Example 6 (No. 1 to No. 8 in Table 1 below).
  • Table 5 shows the combinations of the material of the base material 10 and the lubricant for the eight samples used in Experimental Example 6 (No. 1 to No. 8 in Table 1 below).
  • FIG. 5 indicates the friction coefficient ⁇
  • the vertical axis indicates the sample No. Is shown.
  • Sample No. 5 and sample no. 6 shows that when the substrate 10 is coated with titanium nitride, the friction is large ( ⁇ is large) and the lubricating performance is inferior as compared with the case where titanium nitride is not coated.
  • the diesel engine oil to which molybdenum dithiocarbamate (MoDTC) is added does not interfere with the formation of a lubricating film, and the lubricant of the diesel engine oil to which molybdenum dithiocarbamate (MoDTC) is added is not hindered. It is presumed that a film was formed, exerted lubricating performance, and the friction coefficient ⁇ decreased. In FIG. 1 and No. 3, no. 5 and no. Comparing 7 confirms low friction performance when molybdenum dithiocarbamate (MoDTC) is added.
  • FIG. 6 shows a comparison of the amount of wear that occurs on the base material 10 side after performing Experimental Example 6.
  • the vertical axis in FIG. 6 shows the width (mm) of the wear scar generated on the substrate 10 side, and the horizontal axis shows the sample No. It is shown.
  • the width (mm) of the wear scar generated on the substrate 10 side is proportional to the wear amount.
  • samples coated with titanium nitride No. 2, No. 4, No. 6, No. 8 are uncoated samples (No. 1, No. 3, No. 5, No. 7). The amount of wear is clearly reduced compared to).
  • FIG. 6 clearly shows that the wear resistance is improved when titanium nitride is coated.
  • the base material comprised with the high carbon chromium bearing steel (SUJ2) which has not coated titanium nitride, and the base material which coated titanium nitride (TiN) on the high carbon chromium bearing steel (SUJ2) were prepared.
  • No. 7-1 A combination of a lubricant ⁇ VDS4 (DH-2) ⁇ not added with molybdenum dithiocarbamate and a base material not coated with titanium nitride (SUJ2).
  • No. 7-2 A combination of a lubricant ⁇ VDS4 (DH-2) + MoDTC ⁇ to which molybdenum dithiocarbamate is added and a base material not coated with titanium nitride.
  • No. 7-3 Combination of a lubricant ⁇ VDS4 (DH-2) ⁇ not added with molybdenum dithiocarbamate and a substrate coated with titanium nitride (TiN).
  • No. 7-4 Combination of lubricant ⁇ VDS4 (DH-2) + MoDTC ⁇ to which molybdenum dithiocarbamate is added and a substrate coated with titanium nitride (TiN).
  • the lubrication conditions were determined based on the Sommerfeld number within the range of the mixed lubrication region, as in Experimental Example 2 of the first embodiment.
  • the Sommerfeld number S is obtained by converting the term relating to viscosity to “Pa ⁇ s”, the term relating to velocity to “frequency (s ⁇ 1)”, and the term relating to load to “average Hertz stress (Pa)”. .
  • the Sommerfeld number S is the same as in Experimental Example 2 of the first embodiment.
  • the result of Experimental Example 7 was the same as the result of Experimental Example 2 in the first embodiment (see FIG. 4). That is, when the Sommerfeld number S is “2.12365 ⁇ 10 ⁇ 19 ”, “3.6141 ⁇ 10 ⁇ 19 ”, and “5.94509 ⁇ 10 ⁇ 19 ”,
  • the friction coefficient ⁇ of the sample No. 7-4 is No. Friction coefficient ⁇ of sample 7-1, No. Friction coefficient ⁇ of sample No. 7-2, No. 7
  • the coefficient of friction was lower than that of the sample 7-3, and it was confirmed that the low friction performance was exhibited in the combination of the lubricant added with molybdenum dithiocarbamate and the coating of titanium nitride.
  • the lubrication condition in which the low friction performance in the combination of the lubricant added with molybdenum dithiocarbamate and the titanium nitride coating was confirmed is that the Sommerfeld number S is more than “2.12365 ⁇ 10 ⁇ 19 ”. It was confirmed that it was only a large area.
  • the Sommerfeld number S is smaller than “2.12365 ⁇ 10 ⁇ 19 ” the property in the category of dry friction that causes solid contact is stronger than the category of boundary friction in which the lubricant forms a lubricating film. It is estimated that.
  • the Sommerfeld number S is larger than “5.94509 ⁇ 10 ⁇ 19 ”, it belongs to the category of so-called fluid friction, and the low friction performance in the combination of the lubricant added with molybdenum dithiocarbamate and the coating of titanium nitride. It is presumed that is not exhibited. When belonging to the category of fluid friction, there is sufficient lubricant between the sliding surfaces, but no film is formed.
  • the friction coefficient ⁇ when the molybdenum dithiocarbamate addition amount is 1000 ppm as the molybdenum content and the friction coefficient ⁇ when the addition amount is 1100 ppm as the molybdenum content are not significantly different, and when the molybdenum dithiocarbamate addition amount exceeds 1000 ppm as the molybdenum content It was confirmed that almost no increase in the amount of addition of the lubricant and molybdenum dithiocarbamate and the friction reducing effect was observed. From Experimental Example 8, when the molybdenum dithiocarbamate addition amount was 600 to 1000 ppm in terms of molybdenum content, a friction reduction effect could be confirmed without causing an increase in cost.
  • one sliding member is a shaft, and the outer peripheral surface (sliding surface) of the shaft is coated with titanium nitride carbon (TiCN) by physical vapor deposition (PVD) technology. And the arithmetic mean roughness of the shaft surface was set to 5.0 nm.
  • a bearing at least an inner race
  • SUJ2 high carbon chromium bearing steel
  • a diesel engine oil of Japan Automobile Engineering Association standard “DH-2” added with 700 ppm of molybdenum dithiocarbamate (MoDTC) as a molybdenum content was used.
  • Such a bearing was used under sliding conditions (mixed lubrication region) in which the Sommerfeld number was 2.12365 ⁇ 10 ⁇ 19 .
  • the Sommerfeld number is a numerical value obtained by converting the viscosity into Pa ⁇ s, the speed into s ⁇ 1 , and the load into the average Hertz stress (Pa).
  • the bearing is lubricated with diesel engine oil (DH-2) to which both sliding members are high carbon chrome bearing steel (SUJ2) and molybdenum dithiocarbamate (MoDTC) is not added.
  • DH-2 diesel engine oil
  • SUJ2 high carbon chrome bearing steel
  • MoDTC molybdenum dithiocarbamate
  • Experimental Example 10 was performed using a ball-on-disk high frequency reciprocating device (HFRR) as shown in FIG. Here, except that the base material 10 may be coated with titanium nitride carbon on the ball 20 side (sliding surface side) of the high carbon chromium bearing steel (SUJ2), Experimental Example 9 is Experimental Example 1 and Experimental Example The test was performed under the same conditions as in 6.
  • HFRR ball-on-disk high frequency reciprocating device
  • Table 8 shows combinations of the material of the base material 10 and the lubricant for the eight samples used in Experimental Example 10 (No. 1 to No. 8 in Table 1 below).
  • Table 7 shows combinations of the material of the base material 10 and the lubricant for the eight samples used in Experimental Example 10 (No. 1 to No. 8 in Table 1 below).
  • FIG. 1 and No. 2 Sample No. 5 and sample no. 6, it can be seen that when the substrate 10 is coated with titanium nitride carbon, the friction is large ( ⁇ is large) and the lubrication performance is inferior compared with the case where the substrate 10 is not coated with titanium nitride carbon.
  • FIG. 8 shows a comparison of the amount of wear generated on the base material 10 side after performing Experimental Example 10.
  • the vertical axis of FIG. 8 shows the width (mm) of the wear scar generated on the substrate 10 side, and the horizontal axis shows the sample No. It is shown.
  • the width (mm) of the wear scar generated on the substrate 10 side is proportional to the wear amount.
  • samples coated with titanium nitride carbon No. 2, No. 4, No. 6, No. 8 are uncoated samples (No. 1, No. 3, No. 5, No. 5). Compared with 7), the amount of wear is clearly reduced.
  • FIG. 8 clearly shows that the wear resistance is improved when titanium nitride carbon is coated.
  • the base material comprised with the high carbon chromium bearing steel (SUJ2) which is not coated with the titanium nitride carbon, and the base material which coated the titanium nitride carbon (TiCN) on the high carbon chromium bearing steel (SUJ2) were prepared.
  • No. 11-1 A combination of a lubricant ⁇ VDS4 (DH-2) ⁇ to which molybdenum dithiocarbamate is not added and a base material not coated with titanium nitride carbon (SUJ2).
  • No. 11-2 A combination of a lubricant ⁇ VDS4 (DH-2) + MoDTC ⁇ to which molybdenum dithiocarbamate is added and a base material not coated with titanium nitride carbon.
  • No. 11-3 A combination of a lubricant ⁇ VDS4 (DH-2) ⁇ not added with molybdenum dithiocarbamate and a substrate coated with titanium nitride carbon (TiCN).
  • No. 11-4 Molybdenum dithiocarbamate-added lubricant ⁇ VDS4 (DH-2) + MoDTC ⁇ and titanium nitride carbon (TiCN) coated substrate combination.
  • the low friction performance was compared with the aspect similar to the said Experimental example 10 by changing lubrication conditions.
  • the lubrication conditions were determined based on the Sommerfeld number in the range of the mixed lubrication region, as in Experimental Example 2 of the first embodiment and Experimental Example 7 of the second embodiment.
  • the Sommerfeld number S is obtained by converting the term relating to viscosity to “Pa ⁇ s”, the term relating to velocity to “frequency (s ⁇ 1)”, and the term relating to load to “average Hertz stress (Pa)”. .
  • Sommerfeld number S is similar to Experimental Example 2 of the first embodiment and Experimental Example 7 of the second embodiment.
  • the result of Experimental Example 11 was the same as the result of Experimental Example 2 in the first embodiment (see FIG. 4) and the result of Experimental Example 7 in the second embodiment. That is, when the Sommerfeld number S is “2.12365 ⁇ 10 ⁇ 19 ”, “3.6141 ⁇ 10 ⁇ 19 ”, and “5.94509 ⁇ 10 ⁇ 19 ”, The friction coefficient ⁇ of the sample No. 11-4 is No. Friction coefficient ⁇ of sample 11-1, No. Friction coefficient ⁇ of sample 11-2, No. The friction coefficient ⁇ of the sample of 11-3 was lower, and it was confirmed that the low friction performance was exhibited in the combination of the lubricant added with molybdenum dithiocarbamate and the coating of titanium nitride carbon. When the Sommerfeld number S is smaller than “2.12365 ⁇ 10 ⁇ 19 ”, No. 11-4 than the friction coefficient ⁇ of the sample. The friction coefficient ⁇ of the sample 11-2 was smaller.
  • the lubrication conditions in which the low friction performance in the combination of the lubricant added with molybdenum dithiocarbamate and the titanium nitride carbon coating was confirmed is that the Sommerfeld number S is “2.12365 ⁇ 10 ⁇ 19 ”. It was also confirmed that it was only a large region. When the Sommerfeld number S is smaller than “2.12365 ⁇ 10 ⁇ 19 ”, the property in the category of dry friction that causes solid contact is stronger than the category of boundary friction in which the lubricant forms a lubricating film. It is estimated that.
  • the Sommerfeld number S When the Sommerfeld number S is larger than “5.94509 ⁇ 10 ⁇ 19 ”, it belongs to the category of so-called fluid friction, and the low friction in the combination of the lubricant added with molybdenum dithiocarbamate and the titanium nitride carbon coating. It is estimated that the performance is not exhibited. When belonging to the category of fluid friction, there is sufficient lubricant between the sliding surfaces, but no film is formed.
  • the low-friction performance in the combination of the lubricant added with molybdenum dithiocarbamate and the titanium nitride carbon coating has a Sommerfeld number S of 2.2365 ⁇ 10 ⁇ 19 ⁇ S ⁇ 5.94509 ⁇ 10 ⁇ . It was confirmed that it was exhibited in the range of 19 .
  • the friction coefficient ⁇ when the molybdenum dithiocarbamate addition amount is 1000 ppm as the molybdenum content and the friction coefficient ⁇ when the addition amount is 1100 ppm as the molybdenum content are not significantly different, and when the molybdenum dithiocarbamate addition amount exceeds 1000 ppm as the molybdenum content It was confirmed that almost no increase in the amount of addition of the lubricant and molybdenum dithiocarbamate and the friction reducing effect was observed. From Experimental Example 12, when the molybdenum dithiocarbamate addition amount was 600 to 1000 ppm as the molybdenum content, a friction reducing effect could be confirmed without causing an increase in cost.
  • the result of Experimental Example 13 was the same as the experimental result of Experimental Example 4 in the first embodiment (see Table 3). That is, when the arithmetic average roughness of the base material 10 is smaller than 2 nm, it becomes a category of fluid friction, and it is assumed that the friction coefficient cannot be measured with an apparatus as shown in FIG. In other words, it was confirmed in Experimental Example 13 that if the arithmetic average roughness of the substrate 10 is not 2 nm or more, the lubricant does not belong to the category of boundary friction that generates a lubricating film between the sliding members.
  • the result of Experimental Example 14 was the same as the experimental result of Experimental Example 5 in the first embodiment (see Table 4). That is, when the arithmetic average roughness of the substrate 10 is larger than 10.0 nm, the low friction performance was not exhibited. It is presumed that when the unevenness on the surface was large, it did not function as a sliding member. In other words, if the arithmetic average roughness of the base material 10 is not 10.0 nm or less, the experiment indicates that the lubricant cannot function as a sliding member that performs boundary friction to form a lubricating film between the sliding members. Confirmed in Example 14.
  • the ball 20 that is the counterpart member of the base material 10 whose sliding surface is coated with chromium nitride is made of high carbon chromium bearing steel (SUJ2).
  • the carbon content is 0.15 to 0.55% by weight, and even when the ball 20 is composed of a steel material that has been subjected to quenching and tempering treatment and carburizing treatment, it is illustrated.
  • Experimental Example 1 and Experimental Example 2 are obtained. Therefore, instead of the high carbon chromium bearing steel (SUJ2), a steel material having a carbon content of 0.15 to 0.55 wt% and subjected to quenching, tempering, and carburizing may be used.

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Abstract

　本発明は摺動面で潤滑膜が生成されて摩擦低減性能を発揮出来る摺動部材及びその摩擦低減方法の提供を目的としている。　そのため本発明では、摺動面に窒化チタン系材料（例えば、窒化チタンカーボン、窒化チタン、窒化チタンアルミ）をコーティングし、ディーゼルエンジンオイルにモリブデンジチオカーバメイトをモリブデン含量として６００ｐｐｍ～１０００ｐｐｍ添加し、摺動部材の算術平均粗さを２～１０ｎｍにして、ゾンマーフェルド数の粘度をＰａ・ｓ、速度をｓ－１、荷重を平均ヘルツ応力（Ｐａ）に換算した際に、２．１２３６５×１０－１９～５．９４５０９×１０－１９の範囲内の潤滑条件で用いる。

Description

摺動機構及びその摩擦低減方法
　本発明は、一方の摺動部材（例えば軸）と他方の摺動部材（例えば軸受）とから成り、両者が潤滑剤により潤滑されている摺動機構に関し、その様な摺動機構における摩擦低減技術に関する。
　摺動部材として鋼等の鉄系材料を用いた場合に、摩擦緩和剤であるモリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）等の有機モリブデン系潤滑油添加剤を潤滑剤に添加すれば、低摩擦性能を発揮することが、従来から知られている。
　ここで、産業界で実際に使用されている潤滑剤（例えばエンジンオイル）には、様々な添加剤が含有されている。例えば、ジアルキルジチオリン酸亜鉛（ＺｎＤＴＰ）に代表される極圧剤や、清浄分散剤等は、潤滑剤と同様に、摺動面に潤滑膜を生成してしまう。そのため、有機モリブデン系潤滑油添加剤が添加された潤滑油が摺動面で潤滑膜を十分に生成できなくなってしまう。
　すなわち、潤滑油添加剤以外の各種添加剤が潤滑膜を生成する際に競合してしまい、有機モリブデン系潤滑油添加剤を添加しても、その効果が得られず、或いは、その効果が十分に発揮できない場合が存在する。
　特に、ディーゼルエンジンオイルは清浄分散剤を多く含有するので、有機モリブデン系潤滑油添加剤を添加しても、その効果が得られず、或いは、その効果が十分に発揮できない、という現象が顕著に現れてしまう。
　その他の従来技術として、例えば、ジアルキルジチオ亜鉛化合物と潤滑剤とを混合する技術が提案されている（特許文献１参照）。
　しかし、係る従来技術は、低～中温度領域における摩擦係数を低減することを目的としており、上述した問題を解消することは意図していない。
特開平１０－２１９２６７号公報
　本発明は上述した従来技術の問題点に鑑みて提案されたものであり、摺動面で潤滑膜が生成されて摩擦低減性能を発揮出来る摺動部材の提供を目的としている。
　発明者は種々研究の結果、一般的なディーゼルエンジンオイルであっても、モリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）を添加し、少なくとも一方の摺動部材を窒化チタン系材料（例えば、窒化チタンカーボン、窒化チタン、窒化チタンアルミ）でコーティングすれば、一定の条件下であれば、摩擦係数が減少して、低摩擦性能が発揮されることを見出した。
　本発明は、係る知見に基いて創作されたものである。
　本発明の摺動機構は、ゾンマーフェルド数（Ｓ＝粘度×速度÷荷重）の粘度をＰａ・ｓ、速度をｓ－１、荷重を平均ヘルツ応力（Ｐａ）に換算した際に、２．１２３６５×１０－１９～５．９４５０９×１０－１９の範囲内の潤滑条件で用いられ、鋼系材料製の摺動部材の少なくとも一方の摺動面が窒化チタン系材料でコーティングされており、モリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）をモリブデン含量として６００ｐｐｍ～１０００ｐｐｍ添加したディーゼルエンジンオイルが潤滑剤として摺動部材間に介在しており、摺動部材の算術平均粗さが２～１０ｎｍの範囲であることを特徴としている。
　そして、本発明の摺動機構の摩擦低減方法は、鋼系材料製の摺動部材の少なくとも一方の摺動面に窒化チタン系材料をコーティングし、ディーゼルエンジンオイルにモリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）をモリブデン含量として６００ｐｐｍ～１０００ｐｐｍ添加し、摺動部材の算術平均粗さを２～１０ｎｍにして、ゾンマーフェルド数（Ｓ＝粘度×速度÷荷重）の粘度をＰａ・ｓ、速度をｓ－１、荷重を平均ヘルツ応力（Ｐａ）に換算した際に、２．１２３６５×１０－１９～５．９４５０９×１０－１９の範囲内の潤滑条件で用いることを特徴としている。
　本発明において、前記窒化チタン系材料は、窒化チタンアルミ（ＴｉＡｌＮ）であるのが好ましい。
　または、前記窒化チタン系材料は、窒化チタンであり、摺動部材の算術平均粗さが２～４ｎｍであるのが好ましい。
　或いは、前記窒化チタン系材料は、窒化チタンカーボンであるのが好ましい。
　上述する構成を具備する本発明によれば、通常のディーゼルエンジンオイルでは摩擦係数が増加してしまう窒化チタン系材料（例えば、窒化チタンカーボン、窒化チタン、窒化チタンアルミ）でコーティングされた摺動面を有していても、摩擦性能が大幅に低下する。
　ここで、潤滑条件を上述した範囲内にすることにより、摺動部材間に潤滑膜が生成される境界摩擦の領域で良好な潤滑性能が発揮されることが、確認されている。すなわち、本発明によれば、清浄分散剤を多く含有するディーゼルエンジンオイルであっても、モリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）を添加した際に、その効果が十分に発揮される。
実験例で使用したボールオンディスク形式の高周波往復装置の概念図である。 実験例１の８種類のサンプルにおける摩擦係数を比較して示す図である。 実験例１の８種類のサンプルにおける摩耗量を比較して示す図である。 実験例２の結果を示す図であって、潤滑条件と摩擦係数の関係を示している。 実験例６の８種類のサンプルにおける摩擦係数を比較して示す図である。 実験例６の８種類のサンプルにおける摩耗量を比較して示す図である。 実験例１０の８種類のサンプルにおける摩擦係数を比較して示す図である。 実験例１０の８種類のサンプルにおける摩耗量を比較して示す図である。
　以下、添付図面を参照して、本発明の実施形態について説明する。
　本発明の実施形態として、例えば軸受構造において、一方の摺動部材が軸であり、当該軸の外周面（摺動面）を物理蒸着（ＰＶＤ）技術により、窒化チタン系材料である窒化チタンカーボン（ＴｉＡｌＮ）でコーティングした。そして、軸表面の算術平均粗さを５．０ｎｍとした。
一方、他方の摺動部材として、軸受（少なくとも、インナーレース）を高炭素クロム軸受鋼（ＳＵＪ２）で製造した。
　そして、潤滑剤として、日本自動車技術会規格「ＤＨ－２」のディーゼルエンジンオイルに、モリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）をモリブデン含量として７００ｐｐｍ添加したものを用いた。
　係る軸受をゾンマーフェルト数が、２．１２３６５×１０－１９となる摺動条件（混合潤滑領域）で、使用した。ここでゾンマーフェルト数は、粘度をＰａ・ｓ、速度をｓ－１、荷重を平均ヘルツ応力（Ｐａ）に換算した数値である。
　その結果、係る軸受は、摺動する双方の部材が高炭素クロム軸受鋼（ＳＵＪ２）であり、モリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）を添加していないディーゼルエンジンオイル（ＤＨ－２）で潤滑し、ゾンマーフェルト数が、２．１２３６５×１０－１９となる摺動条件（混合潤滑領域）で使用した場合に比較して、摩擦係数が著しく減少した。
　［実験例１］
　図１で示す様な、ボールオンディスク形式の高周波往復装置（ＨＦＲＲ）を用いて、実験例１を行なった。
　図１において、平板状の基材１０（算術平均粗さ５．０ｎｍ）上に、高炭素クロム軸受鋼（ＳＵＪ２）製のボール２０を載置して、基材１０とボール２０の間をディーゼルエンジンオイルで潤滑した。
　図１において、矢印Ｐはボール２０に負荷される荷重であり、矢印Ｆは摩擦力が作用する方向である。
　荷重Ｐについては、後述する実験例２における潤滑条件がなるべく等間隔に配列されるように、１０００ｇ或いは４００ｇとした。
　基材１０は、高炭素クロム軸受鋼（ＳＵＪ２）で構成した場合と、高炭素クロム軸受鋼（ＳＵＪ２）のボール２０側（摺動面側）に窒化チタンアルミをコーティングした場合とに分けた。
　潤滑剤については、２種類のディーゼルエンジンオイル{米国石油学会の規格「ＣＤ」のディーゼルエンジンオイル（以下、符号「ＣＤ」で示す）と、出願人が所属するボルボグループ独自の規格では「ＶＤＳ－４」であり且つ日本自動車技術会規格では「ＤＨ－２」であるディーゼルエンジンオイル（以下、符号「ＶＨＳ－４（ＤＨ－２）」で示す）：何れも一般的なディーゼルエンジンオイル}を使用した。そして、モリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）をモリブデン含量として７００ｐｐｍ添加した場合と、モリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）を添加しない場合とに分けた。
　基材１０の材質と、潤滑剤とを組み合わせることにより、全部で８通りのサンプル（下表１のＮｏ．１～Ｎｏ．８）について、実験を行なった。
　８種類のサンプルの各々について、基材１０の材質と、潤滑剤とを組み合わせを、下表１で示す。
表１
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000001
　図１で示す様な、ボールオンディスク形式の高周波往復装置（ＨＦＲＲ）を用いた実験例１の実験結果が、図２で示されている。
　図２の横軸は摩擦係数μを示し、縦軸はサンプルＮｏ．を示している。
　図２において、サンプルＮｏ．１とＮｏ．２、サンプルＮｏ．５とサンプルＮｏ．６とを比較すると、２種類のディーゼルエンジンの何れにおいても、モリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）を添加しない場合には、基材１０に窒化チタンアルミをコーティングしたサンプル（Ｎｏ．２、Ｎｏ．６）は、基材１０に窒化チタンアルミをコーティングしないサンプル（Ｎｏ．１、Ｎｏ．５）よりも摩擦が大きく（μが大きい）、潤滑性能が劣っていることが分る。
　このことから、ディーゼルエンジンにモリブデンジチオカーバメイトを添加しない場合（一般的な場合）には、窒化チタンアルミをコーティングすると、潤滑性能は低下することが分る。
　これに対して、図２においてサンプルＮｏ．４、Ｎｏ．８の結果を、その他の資料の結果と比較すると、ディーゼルエンジンにモリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）を添加した場合であって、且つ、基材１０に窒化チタンアルミをコーティングした場合には、摩擦が非常に小さくなり（μが非常に小さい）、潤滑性能が格段に向上することが理解される。
　すなわち、実験例１から、ディーゼルエンジンにモリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）を添加して、且つ、摺動材料の一方に窒化チタンアルミをコーティングした場合には、摩擦が非常に小さくなり（μが非常に小さい）、潤滑性能が格段に向上することが確認された。
　換言すれば、実験例１より、清浄分散剤を多く含有する通常のディーゼルエンジンオイルを潤滑剤として用いる場合でも、モリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）を添加したディーゼルエンジンオイルが潤滑膜を生成することを、清浄分散剤が阻害してしまうことがなく、モリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）を添加したディーゼルエンジンオイルの潤滑膜が生成されて、潤滑性能を発揮したために、摩擦係数μが低下したと推定される。
　なお、従来から公知のモリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）を添加した場合の低摩擦性能は、サンプルＮｏ．１とＮｏ．３、Ｎｏ．５とＮｏ．７を比較すれば明らかである。
　実験例１を行なった後、基材１０側に生じる摩耗量を比較して示すのが図３である。
図３の縦軸には、基材１０側に生じた摩耗痕の幅（ｍｍ）が示されており、横軸にはサンプルＮｏ．が示されている。ここで、基材１０側に生じた摩耗痕の幅（ｍｍ）は、摩耗量に比例する。
　図３において、窒化チタンアルミをコーティングしたサンプル（Ｎｏ．２、Ｎｏ．４、Ｎｏ．６、Ｎｏ．８）は、コーティングしていないサンプル（Ｎｏ．１、Ｎｏ．３、Ｎｏ．５、Ｎｏ．７）に比較すると、明らかに摩耗量が減少している。
図３より、窒化チタンアルミをコーティングした場合には、耐摩耗性が向上することが明らかである。
　［実験例２］
　実験例２では、モリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）を添加しない潤滑剤（図４ではＶＤＳ４（ＤＨ－２）と表記：「ＤＨ－２」は日本自動車技術会の規格）と、モリブデンジチオカーバメイトをモリブデン含量として７００ｐｐｍ添加した潤滑剤（ＶＤＳ４（ＤＨ－２）＋ＭｏＤＴＣ）を用意した。なお、図４に関して使用された潤滑剤{ＶＤＳ４（ＤＨ－２）}は、一般的なディーゼルエンジンオイルである。
　そして、窒化チタンアルミをコーティングしていない高炭素クロム軸受鋼（ＳＵＪ２）で構成した基材と、高炭素クロム軸受鋼（ＳＵＪ２）に窒化チタンアルミをコーティングした基材（ＴｉＡｌＮ）を用意した。
　その結果、次の４通りのサンプルを作成した。
　Ｎｏ．２－１（図４のプロット「▲」）：モリブデンジチオカーバメイトを添加しない潤滑剤{ＶＤＳ４（ＤＨ－２）}と、窒化チタンアルミをコーティングしていない基材（ＳＵＪ２）の組み合わせ。
　Ｎｏ．２－２（図４のプロット「△」）：モリブデンジチオカーバメイトを添加した潤滑剤{ＶＤＳ４（ＤＨ－２）＋ＭｏＤＴＣ}と、窒化チタンアルミをコーティングしていない基材の組み合わせ。
　Ｎｏ．２－３（図４のプロット「●」）：モリブデンジチオカーバメイトを添加しない潤滑剤{ＶＤＳ４（ＤＨ－２）}と、窒化チタンアルミをコーティングした基材（ＴｉＡｌＮ）の組み合わせ。
　Ｎｏ．２－４（図４のプロット「○」）：モリブデンジチオカーバメイトを添加した潤滑剤{ＶＤＳ４（ＤＨ－２）＋ＭｏＤＴＣ}と、窒化チタンアルミをコーティングした基材（ＴｉＡｌＮ）の組み合わせ。
　そして、潤滑条件を変化させて、実験例１と同様な態様で、低摩擦性能を比較した。
　潤滑条件については、混合潤滑領域の範囲で、ゾンマーフェルド数を基準に定めた。
　ゾンマーフェルド数Ｓは　Ｓ＝粘度×速度÷荷重　の様な無次元量である。
　実験例２の結果を図４で示す。図４において、縦軸は摩擦係数μを示し、横軸はゾンマーフェルド数Ｓを示している。
　図４では、ゾンマーフェルド数Ｓにおける粘度に関する項を「Ｐａ・ｓ」、速度に関する項を「周波数（ｓ－１）」、荷重に関する項を「平均ヘルツ応力（Ｐａ）」に換算して、求めている。
　図４の横軸において、
　　符号Ａは、ゾンマーフェルド数Ｓ＝２．１２３６５×１０－２０の箇所、
　　符号Ｂは、ゾンマーフェルド数Ｓ＝９．０３５２６×１０－２０の箇所、
　　符号Ｃは、ゾンマーフェルド数Ｓ＝２．１２３６５×１０－１９の箇所、
　　符号Ｄは、ゾンマーフェルド数Ｓ＝３．６１４１×１０－１９の箇所、
　　符号Ｅは、ゾンマーフェルド数Ｓ＝５．９４５０９×１０－１９の箇所である。
　実験例２は、符号Ａ～Ｅで示すゾンマーフェルド数Ｓに対応する潤滑条件と、符号Ｅよりもゾンマーフェルド数Ｓが大きな潤滑条件と、符号Ａよりもゾンマーフェルド数Ｓが小さな潤滑条件について、行なわれた。
　図２を参照して述べた様に、潤滑剤にモリブデンジチオカーバメイトを添加しない場合（一般的な場合）には、窒化クロムをコーティングすると、潤滑性能は低下する。一方、潤滑剤にモリブデンジチオカーバメイトを添加した場合には、窒化チタンアルミをコーティングすると、摩擦が非常に小さくなり（μが非常に小さい）、潤滑性能が格段に向上する。
図４において、Ｃ～Ｅで示すゾンマーフェルド数Ｓの範囲においては、Ｎｏ．２－４のサンプルの摩擦係数μ（図４のプロット「○」）は、Ｎｏ．２－１のサンプルの摩擦係数μ（図４のプロット「▲」）、Ｎｏ．２－２のサンプルの摩擦係数μ（図４のプロット「△」）、Ｎｏ．２－３のサンプルの摩擦係数μ（図４のプロット「●」）よりも低くなっており、モリブデンジチオカーバメイトを添加した潤滑剤と窒化チタンアルミのコーティングとの組み合わせにおける低摩擦性能が発揮されていることが確認された。
　発明者の実験では、ゾンマーフェルド数Ｓが「２．１２３６５×１０－１９」よりも小さいと（図４において、符号Ｃで示す箇所よりも左側の領域）、Ｎｏ．２－４のサンプルの摩擦係数μ（図４のプロット「○」）よりも、Ｎｏ．２－２のサンプルの摩擦係数μ（図４のプロット「△」）の方が小さい。
　すなわち、発明者の実験において、モリブデンジチオカーバメイトを添加した潤滑剤と窒化チタンアルミのコーティングとの組み合わせにおける低摩擦性能が確認された潤滑条件は、ゾンマーフェルド数Ｓが「２．１２３６５×１０－１９」よりも大きい領域（図４における符号Ｃよりも右側の領域）のみであった。
　ゾンマーフェルド数Ｓが「２．１２３６５×１０－１９」よりも小さいと、潤滑剤が潤滑膜を形成する境界摩擦の範疇よりも、固体接触を生じるドライ摩擦の範疇における性質が強く出てしまうためと推定される。
　図４において、符号Ｃにおけるプロット、符号Ｄにおけるプロット、符号Ｅにおけるプロットを比較すれば明らかな様に、Ｎｏ．２－４のサンプルのプロット（○）と、Ｎｏ．２－１、Ｎｏ．２－２、Ｎｏ．２－３のプロット（▲、△、●）との差異は小さくなっている。
　発明者の実験では、ゾンマーフェルド数Ｓ＝５．９４５０９×１０－１９よりも大きい領域（図４における符号Ｅよりも右側の領域）では、Ｎｏ．２－４のサンプルのプロット（○）と、その他のプロット（Ｎｏ．２－１、Ｎｏ．２－２、Ｎｏ．２－３のプロット：▲、△、●）との差異はさらに小さかった。
　換言すれば、発明者の実験において、モリブデンジチオカーバメイトを添加した潤滑剤と窒化チタンアルミのコーティングとの組み合わせにおける低摩擦性能が確認された潤滑条件は、ゾンマーフェルド数Ｓが「５．９４５０９×１０－１９」よりも小さい領域（図４における符号Ｅよりも左側の領域）であった。
　ゾンマーフェルド数Ｓが「５．９４５０９×１０－１９」よりも大きいと、いわゆる流体摩擦の範疇に属してしまい、モリブデンジチオカーバメイトを添加した潤滑剤と窒化チタンアルミのコーティングとの組み合わせにおける低摩擦性能が発揮されないことよると推定される。流体摩擦の範疇に属している場合には、摺動面間には十分な潤滑剤が存在するが、膜を生成することはない。
　実験例２から、モリブデンジチオカーバメイトを添加した潤滑剤と窒化チタンアルミのコーティングとの組み合わせにおける低摩擦性能は、ゾンマーフェルド数Ｓが　２．１２３６５×１０－１９≦Ｓ≦５．９４５０９×１０－１９　の範囲で発揮されることが確認された。
　［実験例３］
　モリブデンジチオカーバメイトを添加した潤滑剤（ＶＤＳ４　１０Ｗ３０＋ＭｏＤＴＣ）と、窒化チタンアルミをコーティングした基材（ＴｉＡｌＮ）を用いて、ゾンマーフェルド数Ｓを「２．１２３６５×１０－１９」として、モリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）の添加量をモリブデン含量として５００～１１００ｐｐｍの範囲で１００ｐｐｍずつ変化させて、その他の条件は実験例１と同じにして、低摩擦性能が発揮されるか否かを試験した。
　実験例３の実験結果を下表２で示す。
表２
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000002
　表２において、「○」はモリブデンジチオカーバメイトを添加しない場合に比較して低摩擦性能が確認された旨を示している。「×」は低摩擦性能が確認されなかった旨を示す。
　表２において、モリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）の添加量を、モリブデン含量として６００ｐｐｍとした場合の低摩擦性能は、「△」となっている。これは低摩擦性能は発揮されたが、モリブデン含量として７００～１０００ｐｐｍの場合の低摩擦性能ほどではなかったことを示している。
　モリブデンジチオカーバメイト添加量が少ないと、摩擦低減効果が不十分であり、モリブデン含量として６００ｐｐｍ以上添加するべきことが、実験例３で確認された。
　表２において、モリブデンジチオカーバメイト添加量がモリブデン含量として１０００ｐｐｍの場合の摩擦係数μと、添加量がモリブデン含量として１１００ｐｐｍの場合の摩擦係数μは、大差はなかった。潤滑剤とモリブデンジチオカーバメイト添加量と摩擦低減効果の特性は、モリブデンジチオカーバメイト添加量が所定値を超えると摩擦低減効果の増加が殆ど見られないことが従来から良く知られており、実験例３から、係る所定値がモリブデン含量として１０００ｐｐｍ程度であることが確認された。
　換言すれば、実験例３より、モリブデンジチオカーバメイト添加量はモリブデン含量として６００～１０００ｐｐｍにおいて、コストの高騰を招くこと無く、摩擦低減効果が確認できた。
　［実験例４］
　モリブデンジチオカーバメイトを添加した潤滑剤{ＶＤＳ４（ＤＨ－２）＋ＭｏＤＴＣ}と、窒化チタンアルミをコーティングした基材（ＴｉＡｌＮ）を用いて、ゾンマーフェルド数Ｓを「２．１２３６５×１０－１９」、モリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）の添加量をモリブデン含量として７００ｐｐｍにして、基材１０の算術平均粗さを１～４ｎｍの範囲で０．５ｎｍずつ変化させて、その他の条件は実験例１と同じにして、低摩擦性能が発揮されるか否かを試験した。
　実験例４の実験結果を下表３で示す。
表３
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000003
　表３において、「○」は摩擦係数が十分に低いことが確認された旨を示し、「－」は摩擦係数の計測が出来なかった旨を示している。
　基材１０の算術平均粗さが２ｎｍよりも小さいと、流体摩擦の範疇となってしまい、図１で示す様な装置では摩擦係数が計測できないことに起因すると推測される。
換言すれば、基材１０の算術平均粗さが２ｎｍ以上でなければ、潤滑剤が摺動部材間で潤滑膜を生成する境界摩擦の範疇に属しないことが、実験例４で確認された。
　［実験例５］
　モリブデンジチオカーバメイトを添加した潤滑剤{ＶＤＳ４（ＤＨ－２）＋ＭｏＤＴＣ}と、窒化チタンアルミをコーティングした基材（ＴｉＡｌＮ）を用いて、ゾンマーフェルド数Ｓを「２．１２３６５×１０－１９」、モリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）の添加量をモリブデン含量として７００ｐｐｍにして、基材１０の算術平均粗さを８．０～１１．０ｎｍの範囲で０．５ｎｍずつ変化させて、その他の条件は実験例１と同じにして、低摩擦性能が発揮されるか否かを試験した。
　実験例５の実験結果を下表４で示す。
表４
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000004
　表４において、「○」は摩擦係数が十分に低いことが確認された旨を示し、「×」は摩擦係数が大きかった旨を示している。
　基材１０の算術平均粗さが１０．０ｎｍよりも大きいと、表面の凹凸が大きいため、摺動部材として機能しなかったと推測される。
　換言すれば、基材１０の算術平均粗さが１０．０ｎｍ以下でなければ、潤滑剤が摺動部材間で潤滑膜を形成する境界摩擦を行う摺動部材として機能し得ないことが、実験例５で確認された。
　次に、本発明の第２実施形態について説明する。
　第２実施形態では、例えば軸受構造において、一方の摺動部材が軸であり、当該軸の外周面（摺動面）を物理蒸着（ＰＶＤ）技術により、窒化チタン（ＴｉＮ）でコーティングした。そして、軸表面の算術平均粗さを３．０ｎｍとした。
一方、他方の摺動部材として、軸受（少なくとも、インナーレース）を高炭素クロム軸受鋼（ＳＵＪ２）で製造した。
　そして、潤滑剤として、日本自動車技術会規格「ＤＨ－２」のディーゼルエンジンオイルに、モリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）をモリブデン含量として７００ｐｐｍ添加したものを用いた。
　係る軸受をゾンマーフェルト数が、２．１２３６５×１０－１９となる摺動条件（混合潤滑領域）で、使用した。ここでゾンマーフェルト数は、粘度をＰａ・ｓ、速度をｓ－１、荷重を平均ヘルツ応力（Ｐａ）に換算した数値である。
　その結果、係る軸受は、摺動する双方の部材が高炭素クロム軸受鋼（ＳＵＪ２）であり、モリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）を添加していないディーゼルエンジンオイル（ＤＨ－２）で潤滑し、ゾンマーフェルト数が、２．１２３６５×１０－１９となる摺動条件（混合潤滑領域）で使用した場合に比較して、摩擦係数が著しく減少した。
　［実験例６］
　図１で示す様な、ボールオンディスク形式の高周波往復装置（ＨＦＲＲ）を用いて、実験例６を行なった。
　ここで、基材１０において、高炭素クロム軸受鋼（ＳＵＪ２）のボール２０側（摺動面側）に窒化チタンをコーティングする場合がある点を除き、実験例６は実験例１と同様な条件で行なわれた。
　実験例６で用いられた８通りのサンプル（下表１のＮｏ．１～Ｎｏ．８）について、基材１０の材質と、潤滑剤とを組み合わせを、下表５で示す。
表５
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000005
　また、実験例６の結果を図５で示す。
　図５の横軸は摩擦係数μを示し、縦軸はサンプルＮｏ．を示している。
　図５において、サンプルＮｏ．１とＮｏ．２、サンプルＮｏ．５とサンプルＮｏ．６とを比較すれば、基材１０に窒化チタンをコーティングすると、窒化チタンをコーティングしない場合に比較して、摩擦が大きく（μが大きい）、潤滑性能が劣っていることが分る。
　これに対して、図５において、サンプルＮｏ．４、Ｎｏ．８の結果を、その他の資料の結果と比較すると、ディーゼルエンジンにモリブデンジチオカーバメト（ＭｏＤＴＣ）を添加した場合であって、且つ、基材１０に窒化チタンをコーティングした場合には、摩擦が非常に小さくなり（μが非常に小さい）、潤滑性能が格段に向上することが分る。
　ディーゼルエンジンにモリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）を添加した場合であって、且つ、基材１０に窒化チタンをコーティングした場合には、清浄分散剤を多く含有する通常のディーゼルエンジンオイルを潤滑剤として用いたとしても、モリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）を添加したディーゼルエンジンオイルが潤滑膜を生成することを、清浄分散剤が阻害してしまうことがなく、モリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）を添加したディーゼルエンジンオイルの潤滑膜が生成されて、潤滑性能を発揮し、摩擦係数μが低下したと推定される。
　なお、図５において、サンプルＮｏ．１とＮｏ．３、Ｎｏ．５とＮｏ．７を比較すれば、モリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）を添加した場合の低摩擦性能が確認される。
　実験例６を行なった後、基材１０側に生じる摩耗量を比較して示すのが図６である。
　図６の縦軸には、基材１０側に生じた摩耗痕の幅（ｍｍ）が示されており、横軸にはサンプルＮｏ．が示されている。ここで、基材１０側に生じた摩耗痕の幅（ｍｍ）は、摩耗量に比例する。
　図６において、窒化チタンをコーティングしたサンプル（Ｎｏ．２、Ｎｏ．４、Ｎｏ．６、Ｎｏ．８）は、コーティングしていないサンプル（Ｎｏ．１、Ｎｏ．３、Ｎｏ．５、Ｎｏ．７）に比較すると、明らかに摩耗量が減少している。
　図６より、窒化チタンをコーティングした場合には、耐摩耗性が向上することが明らかである。
　［実験例７］
　実験例７では、モリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）を添加しない潤滑剤（ＶＤＳ４（ＤＨ－２）：「ＤＨ－２」は日本自動車技術会の規格）と、モリブデンジチオカーバメイトをモリブデン含量として７００ｐｐｍ添加した潤滑剤（ＶＤＳ４（ＤＨ－２）＋ＭｏＤＴＣ）を用意した。なお、当該潤滑剤{ＶＤＳ４（ＤＨ－２）}は、一般的なディーゼルエンジンオイルである。
　そして、窒化チタンをコーティングしていない高炭素クロム軸受鋼（ＳＵＪ２）で構成した基材と、高炭素クロム軸受鋼（ＳＵＪ２）に窒化チタン（ＴｉＮ）をコーティングした基材を用意した。
　実験例７では、次の４通りのサンプルを作成した。
　Ｎｏ．７－１：モリブデンジチオカーバメイトを添加しない潤滑剤{ＶＤＳ４（ＤＨ－２）}と、窒化チタンをコーティングしていない基材（ＳＵＪ２）の組み合わせ。
　Ｎｏ．７－２：モリブデンジチオカーバメイトを添加した潤滑剤{ＶＤＳ４（ＤＨ－２）＋ＭｏＤＴＣ}と、窒化チタンをコーティングしていない基材の組み合わせ。
　Ｎｏ．７－３：モリブデンジチオカーバメイト添加しない潤滑剤{ＶＤＳ４（ＤＨ－２）}と、窒化チタン（ＴｉＮ）をコーティングした基材の組み合わせ。
　Ｎｏ．７－４モリブデンジチオカーバメイトを添加した潤滑剤{ＶＤＳ４（ＤＨ－２）＋ＭｏＤＴＣ}と、窒化チタン（ＴｉＮ）をコーティングした基材の組み合わせ。
　そして、潤滑条件を変化させて、上記実験例６と同様な態様で低摩擦性能を比較した。
　潤滑条件については、第１実施形態の実験例２と同様に、混合潤滑領域の範囲で、ゾンマーフェルド数を基準に定めた。
　ゾンマーフェルド数Ｓは、粘度に関する項を「Ｐａ・ｓ」、速度に関する項を「周波数（ｓ－１）」、荷重に関する項を「平均ヘルツ応力（Ｐａ）」に換算して、求めている。
　　ゾンマーフェルト数Ｓは、第１実施形態の実験例２と同様に、
　　Ｓ＝２．１２３６５×１０－２０、
　　Ｓ＝９．０３５２６×１０－２０、
　　Ｓ＝２．１２３６５×１０－１９、
　　Ｓ＝３．６１４１×１０－１９、
　　Ｓ＝５．９４５０９×１０－１９とした。
　実験例７では、ゾンマーフェルド数ＳがＳ＝５．９４５０９×１０－１９よりも大きな潤滑条件についても行なわれた。
　実験例７の結果は、第１実施形態における実験例２の結果（図４参照）と同様であった。
　すなわち、ゾンマーフェルド数Ｓが「２．１２３６５×１０－１９」、「３．６１４１×１０－１９」、「５．９４５０９×１０－１９」では、Ｎｏ．７－４のサンプルの摩擦係数μは、Ｎｏ．７－１のサンプルの摩擦係数μ、Ｎｏ．７－２のサンプルの摩擦係数μ、Ｎｏ．７－３のサンプルの摩擦係数μよりも低くなっており、モリブデンジチオカーバメイトを添加した潤滑剤と窒化チタンのコーティングとの組み合わせにおける低摩擦性能が発揮されていることが確認された。そして、ゾンマーフェルド数Ｓが「２．１２３６５×１０－１９」よりも小さいと、Ｎｏ．７－４のサンプルの摩擦係数μよりも、Ｎｏ．７－２のサンプルの摩擦係数μの方が小さかった。
　上述した結果から、モリブデンジチオカーバメイトを添加した潤滑剤と窒化チタンのコーティングとの組み合わせにおける低摩擦性能が確認された潤滑条件は、ゾンマーフェルド数Ｓが「２．１２３６５×１０－１９」よりも大きい領域のみであることが確認された。
　ゾンマーフェルド数Ｓが「２．１２３６５×１０－１９」よりも小さいと、潤滑剤が潤滑膜を形成する境界摩擦の範疇よりも、固体接触を生じるドライ摩擦の範疇における性質が強く出てしまうためと推定される。
　実験例７では、ゾンマーフェルド数Ｓ＝５．９４５０９×１０－１９よりも大きい領域では、Ｎｏ．７－４のサンプルにおける摩擦係数μと、その他のサンプルＮｏ．７－１、Ｎｏ．７－２、Ｎｏ．７－３における摩擦係数μの差異は、非常に小さかった。
　換言すれば、実験例６では、モリブデンジチオカーバメイトを添加した潤滑剤と窒化チタンのコーティングとの組み合わせにおける低摩擦性能が有意に確認された潤滑条件は、ゾンマーフェルド数Ｓが「５．９４５０９×１０－１９」よりも小さい領域であった。
　ゾンマーフェルド数Ｓが「５．９４５０９×１０－１９」よりも大きいと、いわゆる流体摩擦の範疇に属してしまい、モリブデンジチオカーバメイトを添加した潤滑剤と窒化チタンのコーティングとの組み合わせにおける低摩擦性能が発揮されないことよると推定される。流体摩擦の範疇に属している場合には、摺動面間には十分な潤滑剤が存在するが、膜を生成することはない。
　実験例７から、モリブデンジチオカーバメイトを添加した潤滑剤と窒化チタンのコーティングとの組み合わせにおける低摩擦性能は、ゾンマーフェルド数Ｓが　２．１２３６５×１０－１９≦Ｓ≦５．９４５０９×１０－１９　の範囲で発揮されることが確認された。
　［実験例８］
　モリブデンジチオカーバメイトを添加した潤滑剤（ＶＤＳ４　１０Ｗ３０＋ＭｏＤＴＣ）と、窒化チタンアルミをコーティングした基材（ＴｉＡｌＮ）を用いて、ゾンマーフェルド数Ｓを「２．１２３６５×１０－１９」として、モリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）の添加量をモリブデン含量として５００～１１００ｐｐｍの範囲で１００ｐｐｍずつ変化させて、その他の条件は実験例１と同じにして、低摩擦性能が発揮されるか否かを試験した。
　実験例７の結果、実験例３（表２参照）と同様に、モリブデンジチオカーバメイト添加量がモリブデン含量として５００ｐｐｍでは摩擦低減効果を発揮しなかった。モリブデンジチオカーバメイト添加量がモリブデン含有量として、６００ｐｐｍでは摩擦低減効果は発揮されたが、モリブデン含量として６００ｐｐｍ～１０００ｐｐｍの場合における摩擦低減効果ほどではなかった。モリブデンジチオカーバメイト添加量がモリブデン含量として６００ｐｐｍ以上とするべきことが確認された。
　また、モリブデンジチオカーバメイト添加量がモリブデン含量として１０００ｐｐｍの場合の摩擦係数μと、添加量がモリブデン含量として１１００ｐｐｍの場合の摩擦係数μは大差なく、モリブデンジチオカーバメイト添加量がモリブデン含量として１０００ｐｐｍを超えると、潤滑剤とモリブデンジチオカーバメイト添加量と摩擦低減効果の増加が殆ど見られないことが確認された。
　実験例８より、モリブデンジチオカーバメイト添加量はモリブデン含量として６００～１０００ｐｐｍにおいて、コストの高騰を招くこと無く、摩擦低減効果が確認できた。
　［実験例９］
　モリブデンジチオカーバメイトを添加した潤滑剤{ＶＤＳ４（ＤＨ－２）＋ＭｏＤＴＣ}と、窒化チタンをコーティングした基材（ＴｉＮ）を用いて、ゾンマーフェルド数Ｓを「２．１２３６５×１０－１９」、モリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）の添加量をモリブデン含量として７００ｐｐｍにして、基材１０の算術平均粗さを１．０～５．０ｎｍの範囲で０．５ｎｍずつ変化させて、その他の条件は実験例１と同じにして、低摩擦性能が発揮されるか否かを試験した。
　実験例９の実験結果を下表６で示す
表６
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000006
　表６において、「○」は摩擦係数が十分に低いことが確認された旨を示し、「－」は摩擦係数の計測が出来なかった旨を示し、「×」は摩擦係数が大きかった旨を示している。
　基材１０の算術平均粗さが２ｎｍよりも小さいと、流体摩擦の範疇となってしまい、図１で示す様な装置では摩擦係数が計測できないことに起因すると推測される。
換言すれば、基材１０の算術平均粗さが２ｎｍ以上でなければ、潤滑剤が摺動部材間で潤滑膜を生成する境界摩擦の範疇に属しないことが、実験例９で確認された。
　一方、基材１０の算術平均粗さが４．０ｎｍよりも小さいと、表面の凹凸が大きいため、摺動部材として機能できなかったと推測される。
　換言すれば、基材１０の算術平均粗さが４．０ｎｍ以下でなければ、潤滑剤が摺動部材間で潤滑膜を形成する境界摩擦を行う摺動部材として機能し得ないことが、実験例９で確認された。
　次に、本発明の第３実施形態について説明する。
　第３実施形態では、例えば軸受構造において、一方の摺動部材が軸であり、当該軸の外周面（摺動面）を物理蒸着（ＰＶＤ）技術により、窒化チタンカーボン（ＴｉＣＮ）でコーティングした。そして、軸表面の算術平均粗さを５．０ｎｍとした。
　一方、他方の摺動部材として、軸受（少なくとも、インナーレース）を高炭素クロム軸受鋼（ＳＵＪ２）で製造した。
　そして、潤滑剤として、日本自動車技術会規格「ＤＨ－２」のディーゼルエンジンオイルに、モリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）をモリブデン含量として７００ｐｐｍ添加したものを用いた。
　係る軸受をゾンマーフェルト数が、２．１２３６５×１０－１９となる摺動条件（混合潤滑領域）で、使用した。ここでゾンマーフェルト数は、粘度をＰａ・ｓ、速度をｓ－１、荷重を平均ヘルツ応力（Ｐａ）に換算した数値である。
　その結果、係る軸受は、摺動する双方の部材が高炭素クロム軸受鋼（ＳＵＪ２）であり、モリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）を添加していないディーゼルエンジンオイル（ＤＨ－２）で潤滑し、ゾンマーフェルト数が、２．１２３６５×１０－１９となる摺動条件（混合潤滑領域）で使用した場合に比較して、摩擦係数が著しく減少した。
　［実験例１０］
　図１で示す様な、ボールオンディスク形式の高周波往復装置（ＨＦＲＲ）を用いて、実験例１０を行なった。
　ここで、基材１０において、高炭素クロム軸受鋼（ＳＵＪ２）のボール２０側（摺動面側）に窒化チタンカーボンをコーティングする場合がある点を除き、実験例９は実験例１、実験例６と同様な条件で行なわれた。
　実験例１０で用いられた８通りのサンプル（下表１のＮｏ．１～Ｎｏ．８）について、基材１０の材質と、潤滑剤とを組み合わせを、下表７で示す。
表７
Figure JPOXMLDOC01-appb-I000007
　また、実験例１０の結果を図７で示す。
　図７の横軸は摩擦係数μを示し、縦軸はサンプルＮｏ．を示している。
　図７において、サンプルＮｏ．１とＮｏ．２、サンプルＮｏ．５とサンプルＮｏ．６とを比較すれば、基材１０に窒化チタンカーボンをコーティングすると、窒化チタンカーボンをコーティングしない場合に比較して、摩擦が大きく（μが大きい）、潤滑性能が劣っていることが分る。
　これに対して、図７において、サンプルＮｏ．４、Ｎｏ．８の結果を、その他の資料の結果と比較すると、ディーゼルエンジンにモリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）を添加した場合であって、且つ、基材１０に窒化チタンカーボンをコーティングした場合には、摩擦が非常に小さくなり（μが非常に小さい）、潤滑性能が格段に向上することが分る。
　ディーゼルエンジンにモリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）を添加した場合であって、且つ、基材１０に窒化チタンカーボンをコーティングした場合には、清浄分散剤を多く含有する通常のディーゼルエンジンオイルを潤滑剤として用いたとしても、モリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）を添加したディーゼルエンジンオイルが潤滑膜を生成することを、清浄分散剤が阻害してしまうことがなく、モリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）を添加したディーゼルエンジンオイルの潤滑膜が生成されて、潤滑性能を発揮し、摩擦係数μが低下したと推定される。
　なお、図７において、サンプルＮｏ．１とＮｏ．３、Ｎｏ．５とＮｏ．７を比較すれば、モリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）を添加した場合の低摩擦性能が確認される。
　実験例１０を行なった後、基材１０側に生じる摩耗量を比較して示すのが図８である。
　図８の縦軸には、基材１０側に生じた摩耗痕の幅（ｍｍ）が示されており、横軸にはサンプルＮｏ．が示されている。ここで、基材１０側に生じた摩耗痕の幅（ｍｍ）は、摩耗量に比例する。
　図８において、窒化チタンカーボンをコーティングしたサンプル（Ｎｏ．２、Ｎｏ．４、Ｎｏ．６、Ｎｏ．８）は、コーティングしていないサンプル（Ｎｏ．１、Ｎｏ．３、Ｎｏ．５、Ｎｏ．７）に比較すると、明らかに摩耗量が減少している。
　図８より、窒化チタンカーボンをコーティングした場合には、耐摩耗性が向上することが明らかである。
　［実験例１１］
　実験例１１では、モリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）を添加しない潤滑剤（ＶＤＳ４（ＤＨ－２）：「ＤＨ－２」は日本自動車技術会の規格）と、モリブデンジチオカーバメイトをモリブデン含量として７００ｐｐｍ添加した潤滑剤（ＶＤＳ４（ＤＨ－２）＋ＭｏＤＴＣ）を用意した。なお、当該潤滑剤{ＶＤＳ４（ＤＨ－２）}は、一般的なディーゼルエンジンオイルである。
　そして、窒化チタンカーボンをコーティングしていない高炭素クロム軸受鋼（ＳＵＪ２）で構成した基材と、高炭素クロム軸受鋼（ＳＵＪ２）に窒化チタンカーボン（ＴｉＣＮ）をコーティングした基材を用意した。
　実験例１１では、次の４通りのサンプルを作成した。
　Ｎｏ．１１－１：モリブデンジチオカーバメイトを添加しない潤滑剤{ＶＤＳ４（ＤＨ－２）}と、窒化チタンカーボンをコーティングしていない基材（ＳＵＪ２）の組み合わせ。
　Ｎｏ．１１－２：モリブデンジチオカーバメイトを添加した潤滑剤{ＶＤＳ４（ＤＨ－２）＋ＭｏＤＴＣ}と、窒化チタンカーボンをコーティングしていない基材の組み合わせ。
　Ｎｏ．１１－３：モリブデンジチオカーバメイト添加しない潤滑剤{ＶＤＳ４（ＤＨ－２）}と、窒化チタンカーボン（ＴｉＣＮ）をコーティングした基材の組み合わせ。
　Ｎｏ．１１－４モリブデンジチオカーバメイトを添加した潤滑剤{ＶＤＳ４（ＤＨ－２）＋ＭｏＤＴＣ}と、窒化チタンカーボン（ＴｉＣＮ）をコーティングした基材の組み合わせ。
　そして、潤滑条件を変化させて、上記実験例１０と同様な態様で低摩擦性能を比較した。
　潤滑条件については、第１実施形態の実験例２、第２実施形態の実験例７と同様に、混合潤滑領域の範囲で、ゾンマーフェルド数を基準に定めた。
　ゾンマーフェルド数Ｓは、粘度に関する項を「Ｐａ・ｓ」、速度に関する項を「周波数（ｓ－１）」、荷重に関する項を「平均ヘルツ応力（Ｐａ）」に換算して、求めている。
　　ゾンマーフェルト数Ｓは、第１実施形態の実験例２、第２実施形態の実験例７と同様に、
　　Ｓ＝２．１２３６５×１０－２０、
　　Ｓ＝９．０３５２６×１０－２０、
　　Ｓ＝２．１２３６５×１０－１９、
　　Ｓ＝３．６１４１×１０－１９、
　　Ｓ＝５．９４５０９×１０－１９とした。
　実験例１１では、ゾンマーフェルド数ＳがＳ＝５．９４５０９×１０－１９よりも大きな潤滑条件についても行なわれた。
　実験例１１の結果は、第１実施形態における実験例２の結果（図４参照）、第２実施形態における実験例７の結果と同様であった。
　すなわち、ゾンマーフェルド数Ｓが「２．１２３６５×１０－１９」、「３．６１４１×１０－１９」、「５．９４５０９×１０－１９」では、Ｎｏ．１１－４のサンプルの摩擦係数μは、Ｎｏ．１１－１のサンプルの摩擦係数μ、Ｎｏ．１１－２のサンプルの摩擦係数μ、Ｎｏ．１１－３のサンプルの摩擦係数μよりも低くなっており、モリブデンジチオカーバメイトを添加した潤滑剤と窒化チタンカーボンのコーティングとの組み合わせにおける低摩擦性能が発揮されていることが確認された。そして、ゾンマーフェルド数Ｓが「２．１２３６５×１０－１９」よりも小さいと、Ｎｏ．１１－４のサンプルの摩擦係数μよりも、Ｎｏ．１１－２のサンプルの摩擦係数μの方が小さかった。
　上述した結果から、モリブデンジチオカーバメイトを添加した潤滑剤と窒化チタンカーボンのコーティングとの組み合わせにおける低摩擦性能が確認された潤滑条件は、ゾンマーフェルド数Ｓが「２．１２３６５×１０－１９」よりも大きい領域のみであることが確認された。
　ゾンマーフェルド数Ｓが「２．１２３６５×１０－１９」よりも小さいと、潤滑剤が潤滑膜を形成する境界摩擦の範疇よりも、固体接触を生じるドライ摩擦の範疇における性質が強く出てしまうためと推定される。
　実験例１１では、ゾンマーフェルド数Ｓ＝５．９４５０９×１０－１９よりも大きい領域では、Ｎｏ．１１－４のサンプルにおける摩擦係数μと、その他のサンプルＮｏ．１１－１、Ｎｏ．１１－２、Ｎｏ．１１－３における摩擦係数μの差異は、非常に小さかった。
　換言すれば、実験例１１では、モリブデンジチオカーバメイトを添加した潤滑剤と窒化チタンカーボンのコーティングとの組み合わせにおける低摩擦性能が有意に確認された潤滑条件は、ゾンマーフェルド数Ｓが「５．９４５０９×１０－１９」よりも小さい領域であった。
　ゾンマーフェルド数Ｓが「５．９４５０９×１０－１９」よりも大きいと、いわゆる流体摩擦の範疇に属してしまい、モリブデンジチオカーバメイトを添加した潤滑剤と窒化チタンカーボンのコーティングとの組み合わせにおける低摩擦性能が発揮されないことよると推定される。流体摩擦の範疇に属している場合には、摺動面間には十分な潤滑剤が存在するが、膜を生成することはない。
　実験例１１から、モリブデンジチオカーバメイトを添加した潤滑剤と窒化チタンカーボンのコーティングとの組み合わせにおける低摩擦性能は、ゾンマーフェルド数Ｓが　２．１２３６５×１０－１９≦Ｓ≦５．９４５０９×１０－１９　の範囲で発揮されることが確認された。
　［実験例１２］
　モリブデンジチオカーバメイトを添加した潤滑剤（ＶＤＳ４　１０Ｗ３０＋ＭｏＤＴＣ）と、窒化チタンカーボンをコーティングした基材（ＴｉＣＮ）を用いて、ゾンマーフェルド数Ｓを「２．１２３６５×１０－１９」として、モリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）の添加量をモリブデン含量として５００～１１００ｐｐｍの範囲で１００ｐｐｍずつ変化させて、その他の条件は実験例１と同じにして、低摩擦性能が発揮されるか否かを試験した。
　実験例１２の結果、実験例３（表２参照）、実験例７と同様に、モリブデンジチオカーバメイト添加量がモリブデン含量として５００ｐｐｍでは、摩擦低減効果は確認されなかった。モリブデンジチオカーバメイト添加量がモリブデン含有量として、６００ｐｐｍでは、摩擦低減効果は確認されたが、モリブデン含量として７００ｐｐｍ以上を添加した場合に発揮される摩擦低減効果ほどではなかった。従って、モリブデンジチオカーバメイト添加量は、モリブデン含量として６００ｐｐｍ以上とするべきことが確認された。
　また、モリブデンジチオカーバメイト添加量がモリブデン含量として１０００ｐｐｍの場合の摩擦係数μと、添加量がモリブデン含量として１１００ｐｐｍの場合の摩擦係数μは大差なく、モリブデンジチオカーバメイト添加量がモリブデン含量として１０００ｐｐｍを超えると、潤滑剤とモリブデンジチオカーバメイト添加量と摩擦低減効果の増加が殆ど見られないことが確認された。
　実験例１２より、モリブデンジチオカーバメイト添加量はモリブデン含量として６００～１０００ｐｐｍにおいて、コストの高騰を招くこと無く、摩擦低減効果が確認できた。
　［実験例１３］
　モリブデンジチオカーバメイトを添加した潤滑剤{ＶＤＳ４（ＤＨ－２）＋ＭｏＤＴＣ}と、窒化チタンカーボンをコーティングした基材（ＴｉＣＮ）を用いて、ゾンマーフェルド数Ｓを「２．１２３６５×１０－１９」、モリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）の添加量をモリブデン含量として７００ｐｐｍにして、基材１０の算術平均粗さを１～４ｎｍの範囲で０．５ｎｍずつ変化させて、その他の条件は実験例１０と同じにして、低摩擦性能が発揮されるか否かを試験した。
　実験例１３の結果は、第１実施形態における実験例４の実験結果（表３参照）と同様であった。
　すなわち、基材１０の算術平均粗さが２ｎｍよりも小さいと、流体摩擦の範疇となってしまい、図１で示す様な装置では摩擦係数が計測できないことに起因すると推測される。
換言すれば、基材１０の算術平均粗さが２ｎｍ以上でなければ、潤滑剤が摺動部材間で潤滑膜を生成する境界摩擦の範疇に属しないことが、実験例１３で確認された。
　［実験例１４］
　モリブデンジチオカーバメイトを添加した潤滑剤{ＶＤＳ４（ＤＨ－２）＋ＭｏＤＴＣ}と、窒化チタンカーボンをコーティングした基材（ＴｉＡｌＮ）を用いて、ゾンマーフェルド数Ｓを「２．１２３６５×１０－１９」、モリブデンジチオカーバメイト（ＭｏＤＴＣ）の添加量をモリブデン含量として７００ｐｐｍにして、基材１０の算術平均粗さを８．０～１１．０ｎｍの範囲で０．５ｎｍずつ変化させて、その他の条件は実験例１０と同じにして、低摩擦性能が発揮されるか否かを試験した。
　実験例１４の結果は、第１実施形態における実験例５の実験結果（表４参照）と同様であった。
　すなわち、基材１０の算術平均粗さが１０．０ｎｍよりも大きいと、低摩擦性能は発揮されなかった。表面の凹凸が大きいと摺動部材として機能しなかったためと推測される。
　換言すれば、基材１０の算術平均粗さが１０．０ｎｍ以下でなければ、潤滑剤が摺動部材間で潤滑膜を形成する境界摩擦を行う摺動部材として機能し得ないことが、実験例１４で確認された。
　上述した実施形態はあくまでも例示であり、本発明の技術的範囲を限定する趣旨の記述ではない。
　例えば、図示の実施形態では、窒化クロムで摺動面をコーティングした基材１０の相手方の部材であるボール２０は、高炭素クロム軸受鋼（ＳＵＪ２）製であった。しかし、発明者の実験によれば、炭素量が０．１５～０．５５重量％であり、焼入れ、焼戻し処理を施し、浸炭処理を施した鉄鋼材により、ボール２０を構成した場合でも、図示の実施形態や、実験例１、実験例２と同様な結果が得られている。
　従って、高炭素クロム軸受鋼（ＳＵＪ２）に代えて、炭素量が０．１５～０．５５重量％で、焼入れ、焼戻し、浸炭を施した鉄鋼材を用いても良い。
　また、実施形態において、軸受が例示されているが、その他の摺動部材についても、本発明が適用出来ることは勿論である。
１０・・・１０
２０・・・２０
Ｐ・・・荷重
Ｆ・・・摩擦力が作用する方向

Claims (8)

  1. 　ゾンマーフェルド数の粘度をＰａ・ｓ、速度をｓ－１、荷重を平均ヘルツ応力に換算した際に、２．１２３６５×１０－１９～５．９４５０９×１０－１９の範囲内の潤滑条件で用いられ、鋼系材料製の摺動部材の少なくとも一方の摺動面が窒化チタン系材料でコーティングされており、モリブデンジチオカーバメイトをモリブデン含量として６００ｐｐｍ～１０００ｐｐｍ添加したディーゼルエンジンオイルが潤滑剤として摺動部材間に介在しており、摺動部材の算術平均粗さが２～１０ｎｍの範囲であることを特徴とする摺動機構。
  2. 　前記窒化チタン系材料は、窒化チタンアルミである請求項１の摺動機構。
  3. 　前記窒化チタン系材料は窒化チタンであり、摺動部材の算術平均粗さが２～４ｎｍである請求項１の摺動機構。
  4. 　前記窒化チタン系材料は、窒化チタンカーボンである請求項１の摺動機構。
  5. 　鋼系材料製の摺動部材の少なくとも一方の摺動面に窒化チタン系材料をコーティングし、ディーゼルエンジンオイルにモリブデンジチオカーバメイトをモリブデン含量として６００ｐｐｍ～１０００ｐｐｍ添加し、摺動部材の算術平均粗さを２～１０ｎｍにして、ゾンマーフェルド数の粘度をＰａ・ｓ、速度をｓ－１、荷重を平均ヘルツ応力に換算した際に、２．１２３６５×１０－１９～５．９４５０９×１０－１９の範囲内の潤滑条件で用いることを特徴とする摺動機構の摩擦低減方法。
  6. 　前記窒化チタン系材料は、窒化チタンアルミである請求項５の摩擦低減方法
  7. 　前記窒化チタン系材料は窒化チタンであり、摺動部材の算術平均粗さが２～４ｎｍである請求項５の摩擦低減方法。
  8. 　前記窒化チタン系材料は、窒化チタンカーボンである請求項５の摩擦低減方法。
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