WO2016140279A1 - 玉軸受及び玉軸受の製造方法 - Google Patents

玉軸受及び玉軸受の製造方法 Download PDF

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WO2016140279A1
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radius
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pair
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崇史 藤田
根石　豊
洋輝 成宮
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新日鐵住金株式会社
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Definitions

  • the present invention relates to a ball bearing and a ball bearing manufacturing method that suppresses the occurrence of cracks and thus achieves a long life.
  • Ball bearings are specified in JIS-B1518, for example.
  • the cross-sectional profile line of the inner ring side (outer ring side) clamping body (the component of the ball bearing that defines the raceway on which the rolling ball moves) is 52 of the rolling ball diameter. It is recommended to have a groove radius of curvature of no more than% (53% or less).
  • the cross-sectional profile lines of the upper ring side and lower ring side clamping bodies each have a groove curvature radius of 54% or less of the rolling ball diameter.
  • the cross-sectional profile line of the sandwiching body is an arc having a single radius of curvature, the contact area between the rolling ball and the sandwiching body at the time of loading is not sufficiently ensured. For this reason, particularly when the load is high, a high pressure is applied to the portion of the sandwiching body that contacts the rolling ball, and there is a risk that the portion will crack.
  • Patent Document 1 Japanese Patent Application Laid-Open No. 2009-174691: Patent Document 1
  • Patent Document 2 Japanese Patent No. 3608163: Patent Document 2
  • Patent Document 1 discloses a sandwiching body having a cross-sectional profile line composed of an arc portion having the same radius as the radius of a rolling sphere and a tangential portion extending from the arc portion. According to Patent Document 1, by appropriately selecting the circumference of the arc portion with respect to the load, differential slip is suppressed, and a sufficient contact area between the rolling ball and the arc portion is secured to the sandwiching body. This surface pressure can be suppressed.
  • Patent Document 2 discloses a plurality of arcs in which a plurality of arcs having different curvature radii are smoothly connected, the radius of curvature at the center in the width direction is relatively small, and the radii of curvature at both sides in the width direction are relatively large.
  • a sandwich body having a cross-sectional profile line composed of a composite arc is disclosed. According to Patent Document 2, by adopting the above configuration, the pressure applied to the holding body can be reduced, and this pressure reduction has an advantageous effect on rolling fatigue on the surface of the holding body and also on the shoulder. The differential slip can be reduced.
  • Patent Documents 1 and 2 a technique for making the orbital shape of the rolling sphere a quadratic curve or the like (Japanese Patent Publication No. 40-7608: Patent Document 3), the radius of curvature of the orbital curved surface of the rolling sphere Has been disclosed (Japanese Patent Application Laid-Open No. 53-139047: Patent Document 4) that changes from the groove bottom to the shoulder.
  • Patent Document 2 when the cross-sectional profile line of the sandwiching body in contact with the rolling element is configured by an arc and a tangent line (a plurality of arcs), the arc and the tangent line are subjected to a high load.
  • the pressure is excessively applied to the boundary (the boundary between the circular arcs), and as a result, cracks may occur, and the life of the ball bearing may not be extended.
  • Patent Document 3 Patent Document 4
  • the present invention has been made in view of the above circumstances, and suppresses the occurrence of cracks by suppressing the local increase in pressure applied to the sandwich body at the time of high load, thereby realizing a long life. It aims at providing the manufacturing method of a ball bearing and a ball bearing.
  • the present inventors particularly provide a ball bearing in which the surface pressure of the sandwiching body that is in contact with the rolling element by forming a track on which the rolling element moves is not locally increased. investigated.
  • the cross-sectional profile line of the portion of the sandwiching body that contacts the rolling element is not composed of a plurality of functions such as a curved line and a curved line, or a curved line and a straight line. If constituted by a single function, the surface pressure is not locally increased in the rolling element, and as a result, the occurrence of cracks in the ball bearing is suppressed, and as a result, the life of the ball bearing can be extended. And gained knowledge.
  • the present inventors also examined the manufacturing method of the ball bearing.
  • the ball bearing can be obtained by cold press-fitting or by cutting.
  • a ball bearing comprising a pair of clamping bodies and at least one rolling element movably clamped between the pair of clamping bodies
  • the cross-sectional profile line of the portion of the pair of sandwiching bodies that contacts the rolling element has the smallest radius of curvature at the position that protrudes most in the first direction where the pair of sandwiching bodies face each other, In the second direction perpendicular to the first direction in the cross section, the cross-sectional profile line has a radius of curvature that increases with distance from the position.
  • the cross-sectional profile line consists of a single function, The midpoint of the profile line in the second direction is the origin, the axis extending in the second direction is the X axis, and the axis extending in the first direction is the Y axis, If the radius is R, The cross-sectional profile line satisfies the formula (1).
  • a ball bearing manufacturing method comprising: a pair of sandwiching bodies; and at least one rolling element movably sandwiched between the pair of sandwiching bodies,
  • the radius of the rolling element is R
  • an axis extending in the first direction where the pair of sandwiching bodies faces each other is an X axis
  • an axis extending in a second direction perpendicular to the first direction is a Y axis.
  • a ball bearing manufacturing method comprising: a pair of sandwiching bodies; and at least one rolling element slidably sandwiched between the pair of sandwiching bodies,
  • the radius of the rolling element is R
  • an axis extending in the first direction in which the pair of sandwiching bodies face each other is an X axis
  • an axis extending in a second direction perpendicular to the first direction is a Y axis.
  • the clamping body material is processed by the cold press-fitting step or the cutting step, and the difference (da) between the depth d and a satisfying the expression (5) is defined as the recess in the first direction.
  • a heat treatment step for quenching and tempering the intermediate A cold press-in step of cold-pressing the arc-shaped mold described in [2] above into the intermediate after the heat treatment;
  • the cross-sectional profile line of the portion of the pinching body that forms the raceway on which the rolling ball moves is in contact with the rolling element is improved.
  • the occurrence of cracks is suppressed by avoiding a local increase in the surface pressure in the sandwiched body, thereby extending the life of the ball bearing. be able to.
  • the ball bearing which has the said performance can be obtained suitably.
  • FIG. 3 is an enlarged view showing a circled portion X in FIG. 2. It is a figure which shows the derivation method of a curvature radius regarding the cross-sectional profile line of the clamping body which comprises the ball bearing which concerns on this invention. It is a disassembled perspective view which shows the thrust ball bearing which concerns on this invention. It is a partial cross section perspective view of the ball bearing shown in FIG.
  • FIG.7 It is a figure which shows the FEM model created about the cross-sectional profile line of the clamping body which comprises a ball bearing, (a) is a case of a conventional shape, (b) is a case of this application predetermined shape. It is a model figure which shows the initial state of two implemented analyzes, (a) shows a simple indentation analysis model, (b) shows a rolling analysis model. It is a graph which shows the result of having investigated the change of the contact surface pressure in the case of 10 steps (when 18.33N is added for every step), (a) is the result about the conventional type shown in Drawing 7 (a). (B) shows the result regarding the predetermined type of this application shown in FIG.7 (b).
  • maximum surface pressure is usually the surface pressure at the contact center of the sandwiching body.
  • the contact center of the sandwiching body refers to a position equidistant from both end points of the contact portion measured along the contact portion of the contact portion between the sandwiching body and the rolling element in a cross-sectional view. .
  • This maximum surface pressure is proportional to the load and depends on the radius of curvature of the cross-sectional profile line of the sandwiched body at the contact center. Specifically, the maximum surface pressure decreases as the radius of curvature at the contact center decreases. However, if the radius of curvature of the cross-sectional profile line of the sandwiched body at the center of contact is less than the radius of curvature of the rolling ball, the rolling element and the sandwiched body will not contact at the center of contact when there is no load, and as the load increases Since a stress that expands the groove (specifically, around the contact center) acts, it is assumed that the curvature radius of the cross-sectional profile line at the contact center is equal to or greater than the curvature radius of the rolling element.
  • the cross-sectional profile line of the sandwiching body is not configured by combining a plurality of functions. It is effective to construct a specific single function. This is because when the profile line is constituted by a plurality of functions, the surface pressure is higher at the boundary points between the functions than at other points, thereby inducing the occurrence of cracks.
  • the cross-sectional profile line of the sandwiching body is a specific single function in which the radius of curvature is the smallest at the contact center (usually the groove bottom) and the radius of curvature increases with increasing distance from the groove bottom, Since there is no boundary between functions, it is possible to suppress the occurrence of high surface pressure locations. Thereby, it is possible to suppress the occurrence of cracks in the pair of sandwiching bodies, which are constituent elements of the ball bearing, at a high level, and it is possible to extend the life of the ball bearing.
  • the present inventors obtained such knowledge and completed the invention shown below.
  • FIG. 1 is a plan view showing a radial ball bearing according to the present invention.
  • the radial ball bearing 10 shown in the figure includes a pair of sandwiching bodies (inner ring portion 12 and outer ring portion 14) and at least one sandwiched movably between the pair of sandwiching bodies 12 and 14 (in the example shown in the figure). 8 rolling elements (rolling balls 16a, 16b, 16c, 16d, 16e, 16f, 16g, 16h).
  • the rolling balls 16a to 16h move with the shaft A fitted to the inner ring portion 12 and the outer ring portion 14 fixed, for example.
  • the inner ring portion 12 rotates.
  • the rolling balls 16a to 16h in FIG. 1 roll clockwise (counterclockwise around the axis A) while rotating, and the rolling balls 16a to 16h rotate.
  • the inner ring portion 12 in contact with 16h rotates in the same direction as the revolution direction of the rolling balls 16a to 16h.
  • FIG. 2 is a partial cross-sectional perspective view of the ball bearing shown in FIG. 1
  • FIG. 3 is an enlarged view showing a circled portion X in FIG. That is, FIG. 3 is a view showing a cross-sectional profile line 14a of the outer ring portion 14 which is one of the sandwiching bodies shown in FIG.
  • the cross-sectional profile line 14a has the smallest radius of curvature at the position (right end point P1) that protrudes most in the first direction D1 where the pair of sandwiching bodies 12 and 14 face each other.
  • the radius of curvature increases as the distance from the position P1 increases, and this is a single function.
  • FIG. 3 only half of the profile line 14a is shown, but actually, the profile line 14a extends symmetrically with respect to the point P1 on the right side of the point P1 in FIG.
  • the cross-sectional profile line 14 a of the outer ring portion 14 that is one of the sandwiching bodies is illustrated.
  • the single function according to the present embodiment is specifically as follows.
  • FIG. 4 is a diagram showing a method for deriving a curvature radius with respect to a cross-sectional profile line of the sandwiching body constituting the ball bearing according to the present invention.
  • R radius of curvature of the rolling element (rolling ball) in contact with the groove bottom
  • Equation (6) Equation (6) using the three-square theorem.
  • f (x) in the equation (6) is a quadratic function of the equation (8).
  • the shape of the cross-sectional profile line of the clamping body obtained by the equation (10) is a target value. For this reason, since it is important to consider machining accuracy, an error of ⁇ 5% is added to the radius of curvature R of the rolling sphere as shown in equation (11).
  • the error is preferably 0% to 5%.
  • the cross-sectional profile line 14a has the smallest radius of curvature at the position P1 that protrudes most in the first direction D1, and the radius of curvature increases as the distance from the position P1 toward the second direction D2 increases.
  • the maximum surface pressure of the sandwiching bodies 12 and 14 is applied to the contact center P1 of the sandwiching bodies 12 and 14, and the maximum surface pressure decreases as the radius of curvature at the contact center P1 decreases.
  • the maximum surface pressure applied to the sandwiching bodies 12, 14 can be reduced (Operation 1).
  • the cross-sectional profile line 14a is made of a specific single function, the cross-sectional profile line 14a extends smoothly. For this reason, there is no point on the cross-sectional profile line 14a where the surface pressure is significantly higher than the other points (operation 2).
  • the action 1 (the action of suppressing the maximum surface pressure) and the action 2 (the absence of the portion where the surface pressure is excessively applied) are combined.
  • the occurrence of cracks in the clamping body (the inner ring portion 12 and the outer ring portion 14) is suppressed at a high level, and as a result, the life of the ball bearing can be extended.
  • the reason why the error of ⁇ 5% is allowed for the machining accuracy as described above is as follows. That is, when the error is negative, the radius of curvature of the groove bottom is smaller than the radius of the rolling sphere, and when there is no load, it does not contact the rolling sphere at the groove bottom. For this reason, the rolling ball and the rolling groove are in contact at two points, and the stress increases in the direction of expanding the rolling groove when loaded. Under such circumstances, the maximum contact pressure decreases due to an increase in contact area during loading, and differential slip increases. Therefore, in consideration of the decrease in maximum surface pressure and the increase in differential slip, the allowable range of negative error is set to less than -5%.
  • the error becomes negative, stress that increases the rolling width increases, so it is better to avoid the negative error if possible.
  • the radius of curvature of the groove bottom becomes larger than the radius of the rolling ball, and the rolling ball comes into contact at one point of the groove bottom in an unloaded state. For this reason, the stress which expands a rolling width does not increase.
  • the upper limit is set to less than + 5%, which is equivalent to the maximum stress of the arc groove.
  • FIG. 5 is an exploded perspective view showing a thrust ball bearing according to the present invention.
  • the thrust ball bearing 20 shown in the figure includes a pair of sandwiching bodies (upper ring portion 22 and lower ring portion 24) and at least one sandwiched movably between the pair of sandwiching bodies 22 and 24 (shown in the figure).
  • a plurality of rolling elements (such as a rolling ball 26a) are provided.
  • the thrust ball bearing 20 shown in FIG. 5 has a shaft (not shown) fitted to the ball bearing 20 in the state where the upper ring portion 22, the rolling element 26, and the lower ring portion 24 are combined under the above-described configuration.
  • the upper ring portion 22 is rotated by moving the rolling ball 26a and the like.
  • the rolling ball 26a or the like in FIG. 5 rolls clockwise or counterclockwise while rotating (revolves around the axis).
  • the upper ring portion 22 in contact rotates in the same direction as the rolling direction of the rolling ball 26a and the like.
  • FIG. 6 is a partial cross-sectional perspective view of the ball bearing shown in FIG.
  • the encircled part Y in FIG. 6 is a part including the cross-sectional profile line of the lower ring part 24 which is one of the sandwiching bodies shown in FIG.
  • the cross-sectional profile line of the lower ring portion 24 included in the circled portion Y has the same shape as the cross-sectional profile line 14a (FIG. 3) of the inner ring portion 12 of the radial bearing (first embodiment) described above.
  • the cross-sectional profile line of the lower ring portion 24 shown in FIG. 6 has the smallest radius of curvature at the position that protrudes most in the first direction D3 where the pair of sandwiching bodies 22 and 24 face each other.
  • the radius of curvature increases as the distance from the position increases, and the specific direction is a single function.
  • the cross-sectional profile line of the pair of sandwiching bodies 22 and 24 has the smallest radius of curvature at the position where it protrudes most in the first direction D3, and as it moves away from this position toward the second direction D4.
  • the radius of curvature is large. For this reason, the maximum surface pressure applied to the sandwiching bodies 22 and 24 can be reduced (Operation 3).
  • the cross-sectional profile line is composed of a specific single function, the cross-sectional profile line extends smoothly. For this reason, there is no point on the cross-sectional profile line where the surface pressure is significantly higher than other points (Operation 4).
  • the inventors can manufacture such a ball bearing by at least one cold press-fitting (cold forging), by cutting, or by a combination of cutting and cold press-fitting, And gained knowledge.
  • the inventors use a specific arc-shaped mold (upper punch) to obtain the formula (12)
  • fills can be obtained was acquired.
  • the present inventors can obtain a sandwiched body having a concave portion of a cross-sectional profile line that satisfies formula (12) by any known technique. I got the knowledge.
  • the present inventors when forming the recesses in multiple stages (for example, by multiple cold pressing or by at least one cutting and at least one cold pressing), We obtained knowledge that cross-sectional profile lines can be formed with high accuracy.
  • the present inventors when forming the recesses as described above in a multi-step process sandwiching the QT treatment, the present inventors form the desired recesses without causing cracks or the like on the surface of the recesses. In particular, it has been found that even when the sandwiched body as the final form is relatively hard, the occurrence of cracks and the like can be efficiently suppressed. The present inventors obtained such knowledge and completed the invention shown below.
  • the present embodiment is a ball bearing manufacturing method including cold press-fitting at least once.
  • the manufacturing method includes a pair of sandwiching bodies 12 and 14 and at least one rolling element 16 (16a to 16h) sandwiched movably between the pair of sandwiching bodies 12 and 14. Is a manufacturing method of the ball bearing 10 provided with these.
  • the groove bottom radius of curvature of the groove formed by cold press-fitting depends on the radius of curvature of the convex portion of the arc-shaped mold (upper die punch) and the pushing amount.
  • the curvature radius of the groove bottom becomes smaller as the curvature radius of the convex part is smaller and the pushing amount is larger. This is due to the fact that the workpiece (clamping body material) is an elastic-plastic body.
  • the depth of the groove formed in the work depends on the amount of push-in and the material. That is, the deeper the groove, the deeper the groove is formed, and the groove formed by the hard material becomes shallower even with the same amount.
  • the error of r is 0% to 5%.
  • the radius of curvature r of the convex portion of the arc-shaped mold is as shown in equation (14).
  • the radius of the rolling element 16 is set to R, and the pair of sandwiching bodies 12 and 14 in a cross-sectional view of the ball bearing 10 (for example, the case shown in FIG. 1).
  • the axis extending in the first direction facing each other is defined as the X axis
  • the axis extending in the second direction perpendicular to the first direction is defined as the Y axis, and formed in the sandwiching bodies 12 and 14 in the first direction.
  • a cold press-fitting step of cold-pressing an arc-shaped die having a radius of curvature r that satisfies the equation (14) with respect to the sandwich material when the depth of the concave portion to be performed is d. .
  • a concave portion having a profile line that satisfies the above expression (12) can be formed in the sandwiching bodies 12 and 14.
  • This embodiment is a manufacturing method of a ball bearing including a cutting process.
  • the manufacturing method of the present embodiment is a method for manufacturing the ball bearing 10 (including the sandwiching bodies 12 and 14) shown in FIG.
  • any of the known cutting methods can be employed as the cutting process.
  • fills said (12) Formula can be formed in the clamping bodies 12 and 14 by passing through the said cutting process.
  • the present embodiment is a method for manufacturing a ball bearing in which the formation of the recesses in the holding body is performed in multiple stages. For example, after the intermediate body is obtained by performing the cold press-fitting of the third embodiment or the cutting in the fourth embodiment, the intermediate body is subjected to a heat treatment for quenching and tempering, Next, the arc-shaped mold used in the third embodiment is cold-pressed into the intermediate after the heat treatment.
  • the depth of the recess formed by the first cold press-fitting or cutting is defined as d 1 and formed by the second or subsequent cold press-fitting.
  • equation (13) is rewritten as equation (15).
  • R 2 radius of curvature at the groove bottom of the concave portion at the end of the first stage (for example, at the end of the cutting process)
  • r radius of curvature of the convex portion of the arc-shaped mold
  • the curvature of the groove bottom at the end of the first stage (cold press fitting) according to the equation (16) radius R 1 is a 5.86mm.
  • a recess having a radius of curvature R 2 of 6.33 mm having an error of + 7.92% is obtained by using cutting instead of cold press-fitting.
  • the radius of curvature is increased by 4.99% from the target value r according to the equation (17), but it is within ⁇ 5.0% of the target radius of curvature r. It is within the scope of this patent. Even when the curvature of the arc-shaped mold in the first stage and the second stage is changed, the curvature of the groove bottom after the second stage can be estimated by the above method.
  • the ball bearing manufacturing method In the ball bearing manufacturing method according to the third to fifth embodiments described above, at least one of before and after the first stage is quenched, tempered (QT), spheroidized annealing (SA), and It is preferable to perform at least one kind of polishing because the surface properties of the sandwiched body can be adjusted.
  • QT tempered
  • SA spheroidized annealing
  • the increment of the depth of the recess formed in the sandwiched body after QT is 0. It is preferable to be 2 mm or less.
  • the groove depth of the concave portion is set in the first stage before the sandwiched body is cured.
  • the ball bearing manufacturing method of the present invention it is possible to advantageously form a sandwich body having a concave portion of a profile line of a quadratic function cross section, and to reduce the curvature radius of the concave groove bottom in a cross sectional view. It can be brought close to the radius of the rolling ball, and consequently the fatigue life of the ball bearing can be increased.
  • FIG. 7 is a view showing an FEM model created for a cross-sectional profile line of a sandwich body constituting a ball bearing, where (a) shows a case of a conventional shape, and (b) shows a case of a predetermined shape of the present application. .
  • FIG. 7 shows an FEM model created for a cross-sectional profile line of a sandwich body constituting a ball bearing, where (a) shows a case of a conventional shape, and (b) shows a case of a predetermined shape of the present application. .
  • FIG. 7 is a view showing an FEM model created for a cross-sectional profile line of a sandwich body constituting a ball bearing, where (a) shows a case of a conventional shape, and (b) shows a case of a predetermined shape of the present application. .
  • FIG. 7 is a view showing an FEM model created for a cross-sectional profile line of a sandwich body constituting a ball bearing, where (a) shows a case of a
  • the constants multiplied by the quadratic functions of the left side and the right side in the above formula (12) are about 0.0999875 and about 0.1105125, respectively.
  • a quadratic curve employing the constant a (0.105) satisfies the above formula (12).
  • the radius of curvature R ′ of the arc groove shown in FIG. 7A can be expressed by the equation (18) using the groove depth D and the 1 ⁇ 2 groove width W.
  • the curvature radius R ′ 5.091 mm is obtained.
  • the curvature radius of the single-curved arc groove is 5.091 mm.
  • FIGS. 7A and 7B compared to the gap between the rolling ball 32 and the sandwiching body 34 in the conventional shape (FIG. 7A), The gap between the rolling ball 32 and the sandwiching body 36 in the predetermined shape of the present application (FIG. 7B) is small. 7B is expected to have a larger contact area between the rolling ball 32 and the sandwiching body 36, in other words, a lower contact surface pressure.
  • FIG. 8 is a model diagram showing the initial states of the two analyzes performed, (a) showing a simple indentation analysis model and (b) showing a rolling analysis model.
  • the simple indentation analysis the finely cut portions of the test body center and the rolling ball center mesh were brought into contact with each other, and analysis was performed in which the maximum load 1833N was applied in 100 steps.
  • the rolling analysis the rolling ball is initially inclined at a position 2 mm away from the center of the test body, the maximum load 1833N is applied in 100 steps, and then the rigid body that controls the movement of the rolling ball is set. The rolling was simulated by moving 4 mm in 400 steps in the direction along the groove. When the rolling ball rolls 2 mm, the specimen and the fine mesh portion of the rolling ball are brought into contact with each other.
  • FIG. 9 shows that the maximum surface pressure of a predetermined type (secondary curve groove or the like) of the present application is lower than the maximum surface pressure of a conventional type (single arc groove) in any load region.
  • FIG. 8 is a graph showing the result of the simple indentation analysis shown in FIG. 8A for the purpose, and in each case of the two types of FEM models shown in FIG. 7, in steps of 10 steps (18.33 N for each step). It is a graph which shows the result of investigating the change of the contact surface pressure (when adding), (a) shows the result regarding the conventional type, and (b) shows the result regarding the predetermined type of the present application.
  • the vertical axis indicates the surface pressure (a negative value indicates compression), and the horizontal axis indicates the position in the groove width direction from the contact center.
  • the contact curve is larger in the quadratic groove than in the case of a single circular groove, resulting in an increase in the contact area. Is small. Therefore, based on this result, the maximum surface pressure is considered to be lower in the quadratic groove than in the single arc groove.
  • FIG. 10 is a graph showing the results of the rolling analysis shown in FIG. 8B, and shows the surface pressure distribution when the maximum load 1833N is applied in each of the two types of FEM models shown in FIG. It is a graph to show.
  • the cross-sectional profile line of the sandwiching body constituting the ball bearing is a quadratic curve
  • the surface pressure due to the distance from the groove width center is greater than when the cross-sectional profile line is a single arc. It can be seen that the surface pressure is smaller especially in the range of less than about 1 mm from the groove width center.
  • FIG. 11 is a graph showing the relationship between the maximum surface pressure and the load per ball in each case of the two types of FEM models shown in FIG.
  • the cross-sectional profile line of the ball bearing sandwiching body is a quadratic curve, it is effective in reducing the surface pressure as compared with the case where the cross-sectional profile line is a single arc. I understand. This is important in suppressing the occurrence of cracks. Therefore, based on this result, it can be said that the quadric curve groove is lower than the single arc groove in terms of the maximum surface pressure.
  • the cross-sectional profile line of the sandwiching body is composed of a specific single function (secondary curve), there is no point that does not extend smoothly in the cross-sectional profile line. Of the above points, there is no point where the surface pressure is significantly higher than the other points. Therefore, according to the predetermined ball bearing of the present application, there is naturally no portion where the surface pressure is excessively applied (the absence of the portion where the surface pressure is excessively applied).
  • the predetermined ball bearing of the present application the combined effect of the suppression of the maximum surface pressure and the non-existence of the portion where the surface pressure is excessively applied, and when each of the holding bodies such as rolling balls is loaded, It can be said that the occurrence of cracks in is suppressed at a high level, and as a result, the life of the ball bearing can be extended.
  • the rough processed material is used as it is as a finished SA material (outer diameter 52.5 mm ⁇ inner diameter 27.2 mm ⁇ length 5.5 mm) and subjected to quenching and tempering (QT) to finish processed QT material (outside Diameter 52.0 mm ⁇ inner diameter 27.2 mm ⁇ length 5.5 mm).
  • QT quenching and tempering
  • the shape of the rolling groove was measured.
  • the shape measurement can be performed with an optical, laser, or stylus shape measuring machine under conditions of a measurement width of 8 mm or more, a height resolution of 1 ⁇ m or more, and a horizontal resolution of 5 ⁇ m or more.
  • a shape measuring machine VK-X150 manufactured by Keyence Corporation was used to measure the shape of the rolling groove and the depth of the rolling groove.
  • FIG. 14 is a graph showing the relationship between the groove bottom radius of curvature and the groove depth.
  • Each mark (for example, SA 5.1) outside the frame in FIG. 14 indicates the material of the sandwich body material and the curvature (mm) of the upper mold.
  • FIG. 15 shows the relationship between the groove depth and the pushing amount. According to FIG. 15, it turns out that it breaks when the amount of pushing is 2.3 mm.
  • FIG. 16 is a diagram illustrating a result when FEM stress analysis is performed on the sandwiched body illustrated in FIG. 15. From the analysis result shown in FIG. 16, it is considered that a tensile stress exceeding 2500 MPa is generated at the contact end between the sandwiched body and the convex portion of the upper mold, and the sandwiched body is damaged by this stress. From the results of FIG. 15, when the curvature radius of the convex portion of the upper mold is reduced, the generated tensile stress is reduced, but the maximum groove depth formed in the sandwich material made of the QT material is 0.2 mm for safety. The following is preferable.
  • the groove material having a depth of about 0.4 mm is first cold-fitted into the sandwich material not subjected to QT. It is preferable to form a recess and then form a recess having a groove depth of about 0.2 mm by performing cold press-fitting again after performing QT treatment.
  • the multi-stage clamping body manufacturing method has previously formed recesses with a certain groove depth in a relatively soft material, and then performed QT treatment.
  • QT treatment By performing cold press-fitting later, it is possible to form a pinching body having a desired cross-sectional profile line with high accuracy even if it is a hard pinching body, and thus to extend the life of the ball bearing. It is advantageous.

Abstract

高負荷時に、挟持体において面圧が局所的に高くなる箇所を存在させずに、亀裂の発生を抑制し、ひいては長寿命化を実現した、玉軸受を提供する。一対の挟持体（１２、１４）と、一対の挟持体の間で移動可能に挟持された少なくとも１つの転動体（１６）と、を備える。一対の挟持体のそれぞれの、転動体と接触する部分の断面プロファイルライン（１４ａ）は、一対の挟持体の対向する第１の方向（Ｄ１）に最も突出する位置（Ｐ）で曲率半径が最も小さい。断面プロファイルラインは、断面内における第１の方向（Ｄ１）に垂直な第２の方向（Ｄ２）において、位置（Ｐ）から離れるにつれて曲率半径が大きくなる。断面プロファイルラインは、単一関数からなる。上記プロファイルラインの第２の方向における中点を原点とし、上記第２の方向に延在する軸をＸ軸とするとともに上記第１の方向に延在する軸をＹ軸とし、上記転動体の半径を（Ｒ）とした場合に、上記断面プロファイルラインが（１）式を満たす。 X2／｛2R（1+0.05）｝＜Y＜X2／｛2R（1-0.05）｝ ・・・（１）

Description

玉軸受及び玉軸受の製造方法
　本発明は、亀裂の発生を抑制し、ひいては長寿命化を実現した、玉軸受、及び玉軸受の製造方法に関する。
　鉄鋼、製紙、風力発電、及び鉱山等の各分野で用いられる各種機械、並びに、自動車及び鉄道車両には、各種の玉軸受が利用されている。これらの玉軸受は、高負荷のかかる過酷な条件下で使用されるため、局所的に亀裂が発生するおそれがある。
　玉軸受は、例えば、ＪＩＳ－Ｂ１５１８に規定されている。この規定では、ラジアル玉軸受の場合は、内輪側（外輪側）の挟持体（転動球が移動する軌道を区画形成する、玉軸受の構成要素）の断面プロファイルラインが転動球直径の５２％以下（５３％以下）の溝曲率半径を有することが推奨されている。一方、スラスト玉軸受の場合は、上輪側及び下輪側の挟持体の断面プロファイルラインが、いずれも、転動球直径の５４％以下の溝曲率半径を有することが推奨されている。しかしながら、同規定による玉軸受においては、挟持体の断面プロファイルラインが単一の曲率半径を有する円弧であることから、負荷時の転動球と挟持体との接触面積が十分に確保されない。このため、特に高負荷時には、挟持体の転動球と接触する部分に高圧がかかり、当該部分に亀裂が発生するおそれがあった。
　従って、近年では、挟持体にかかる圧力をより小さくして亀裂発生を抑制した玉軸受（特開２００９－１７４６９１号公報：特許文献１）や、負荷容量を飛躍的に向上させて亀裂発生を抑制した転がり機械要素（特許第３６０８１６３号公報：特許文献２）が開示されている。
　特許文献１には、転動球の半径と同一半径の円弧部と、当該円弧部を延長した接線部と、から構成される断面プロファイルラインを有する挟持体が開示されている。特許文献１によれば、荷重に対して円弧部の周長を適宜選択することで、差動滑りを抑制するとともに、転動球と円弧部との接触面積を十分に確保して挟持体にかかる面圧を抑制することが可能である、とされている。
　また、特許文献２には、曲率半径の異なる複数の円弧を滑らかに連続させた、複数の円弧であって、幅方向中央の曲率半径が比較的小さく、幅方向両側の曲率半径が比較的大きい複合円弧からなる断面プロファイルラインを有する挟持体が開示されている。特許文献２によれば、上記構成を採用することで、挟持体にかかる圧力を小さくすることができ、この圧力低減が挟持体の表面の転がり疲れにも、また肩乗り上げにも、有利に作用し、差動滑りも小さくすることができる、とされている。
　なお、特許文献１、２の他にも、転動球の軌道形状を二次曲線等とする技術（特公昭４０－７６０８号公報：特許文献３）や、転動球の軌道曲面の曲率半径が溝底から肩部に行くに従って変化する技術（特開昭５３－１３９０４７号公報：特許文献４）が開示されている。
　しかしながら、特許文献１（特許文献２）のように、転動体が接触する挟持体の断面プロファイルラインが円弧と接線（複数の円弧）とにより構成される場合には、高負荷時に、円弧と接線との境界（円弧同士の境界）に圧力が過度にかかり、ひいては亀裂が発生して玉軸受の長寿命化が図れないおそれがある。また、特許文献３（特許文献４）のように転動球の軌道形状の特定が抽象的では、挟持体にかかる圧力の抑制を確実に行うことができるか否か不明である。
　本発明は、上記事情に鑑みてなされたものであって、高負荷時に、挟持体にかかる圧力が局所的に高くなることを抑制して亀裂の発生を抑制し、ひいては長寿命化を実現した、玉軸受、及び玉軸受の製造方法を提供することを目的とする。
　上記課題を解決するために、本発明者らは、特に、転動体が移動する軌道を区画形成して転動体と接触する挟持体の面圧が局所的に高くなることのない、玉軸受について検討した。その結果、挟持体の、転動体と接触する部分の断面プロファイルラインを、曲線と曲線、或いは、曲線と直線、のように、複数の関数から構成しなければ、即ち、当該プロファイルラインを特定の単一関数によって構成すれば、転動体において局所的に面圧が高くなることがなく、その結果玉軸受に亀裂が発生することが抑制され、ひいては玉軸受の長寿命化を図ることができる、との知見を得た。
　また、本発明者らは、上記玉軸受の製造方法についても、併せて検討した。その結果、上記玉軸受は、冷間圧入によっても、或いは、切削によっても得ることができ、特に、冷間圧入の場合には、特定の円弧形状金型を用いることが好適である、との知見を得た。
　以上の知見に基づき、本発明者らは発明を完成した。その要旨は以下のとおりである。
　[１]一対の挟持体と、上記一対の挟持体の間で移動可能に挟持された少なくとも１つの転動体と、を備える玉軸受において、
　上記一対の挟持体のそれぞれの、上記転動体と接触する部分の断面プロファイルラインは、上記一対の挟持体が向かい合う第１の方向に最も突出する位置で曲率半径が最も小さく、
　上記断面プロファイルラインは、上記断面内における上記第１の方向に垂直な第２の方向において、上記位置から離れるにつれて曲率半径が大きくなり、
　上記断面プロファイルラインは、単一関数からなり、
　上記プロファイルラインの第２の方向における中点を原点とし、上記第２の方向に延在する軸をＸ軸とするとともに上記第１の方向に延在する軸をＹ軸とし、上記転動体の半径をＲとした場合に、
　上記断面プロファイルラインが、（１）式を満たすことを特徴とする玉軸受。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000006
　[２]一対の挟持体と、上記一対の挟持体の間で移動可能に挟持された少なくとも１つの転動体と、を備える玉軸受の製造方法であって、
　上記転動体の半径をＲとするとともに、
　上記玉軸受の断面視で、上記一対の挟持体の向かい合う第１の方向に延在する軸をＸ軸とし、上記第１の方向に垂直な第２の方向に延在する軸をＹ軸とし、
　上記第１の方向における、上記挟持体に形成する凹部の深さをｄとした場合に、
　挟持体材料に対して、接触面の断面形状が（２）式を満たす曲率半径ｒの円弧形状金型を冷間圧入する冷間圧入工程を含むことで、
　（３）式を満たすプロファイルラインを有する凹部を形成することを特徴とする玉軸受の製造方法。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000007
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000008
　[３]一対の挟持体と、上記一対の挟持体の間で移動可能に挟持された少なくとも１つの転動体と、を備える玉軸受の製造方法であって、
　上記転動体の半径をＲとするとともに、
　上記玉軸受の断面視で、上記一対の挟持体の向かい合う第１の方向に延在する軸をＸ軸とし、上記第１の方向に垂直な第２の方向に延在する軸をＹ軸とした場合に、
　挟持体材料を切削する切削工程を含むことで、
　（４）式を満たすプロファイルラインを有し、深さｄの凹部を形成することを特徴とする玉軸受の製造方法。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000009
　[４]上記冷間圧入工程又は上記切削工程によって、上記挟持体材料を加工し、上記深さｄと（５）式を満たすａとの差（ｄ－ａ）を上記第１の方向における凹部深さとする中間体を形成し、
　次いで、上記中間体に焼入れ、焼き戻しを施す熱処理工程と、
　熱処理後の中間体に上記[２]に記載の円弧形状金型を冷間圧入する冷間圧入工程と、
を順次行う、上記[２]又は[３]に記載の玉軸受の製造方法。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000010
　本発明に係る玉軸受では、転動球が移動する軌道を区画形成する挟持体の、転動体と接触する部分の断面プロファイルラインについて改良を行っている。その結果、本発明に係る玉軸受によれば、高負荷時に、当該挟持体において面圧が局所的に高くなることを回避して亀裂の発生を抑制し、ひいては玉軸受の長寿命化を図ることができる。また、本発明に係る玉軸受の製造方法によれば、上記性能を有する玉軸受を好適に得ることができる。
本発明に係るラジアル玉軸受を示す平面図である。 図１に示す玉軸受の一部断面斜視図である。 図２の丸囲み部分Ｘを示す、拡大図である。 本発明に係る玉軸受を構成する挟持体の断面プロファイルラインに関し、曲率半径の導出方法を示す図である。 本発明に係るスラスト玉軸受を示す分解斜視図である。 図５に示す玉軸受の一部断面斜視図である。 玉軸受を構成する挟持体の断面プロファイルラインについて作成したＦＥＭモデルを示す図であり、（ａ）は従来の形状の場合であり、（ｂ）は本願所定の形状の場合である。 実施した２つの解析の初期状態を示すモデル図であり、（ａ）は単純押し込み解析モデルを示し、（ｂ）は転動解析モデルを示す。 １０ステップ刻みでの（１ステップ毎に１８．３３Ｎを加えた場合の）接触面圧の変化を調査した結果を示すグラフであり、（ａ）は図７（ａ）に示す従来のタイプに関する結果を示し、（ｂ）は図７（ｂ）に示す本願所定のタイプに関する結果を示す。 図７に示す２タイプのＦＥＭモデルの各場合において、最大荷重１８３３Ｎが加えられた時の面圧分布を示すグラフである。 図７に示す２タイプのＦＥＭモデルの各場合において、最大面圧と１球当たりの荷重との関係を示すグラフである。 本発明の玉軸受の材料の製造過程を示すフローチャートである。 表２に示す挟持体についての、溝断面形状を示す図であり、（ａ）は表２の試料Ｎｏ．４を示し、（ｂ）は表２の試料Ｎｏ．１３を示す。 ＳＡ材及びＱＴ材のそれぞれについて、上金型の凸部の曲率半径を変化させた場合の、溝底曲率半径と溝深さとの関係を示すグラフである。 上金型の凸部の曲率半径ｒを５．１ｍｍとして、ＱＴ材の冷間圧入を行った場合の、溝深さと押し込み量との関係を示すグラフであり、×印は破損した押し込み量を示す。 図１５に示す挟持体に対してＦＥＭ応力解析を行った際の結果を示す図である。
　以下に、本発明に係る玉軸受の実施形態を詳細に説明する。なお、以下の実施形態は、本発明を限定するものではない。また、上記実施形態の構成要素には、当業者が置換可能かつ容易なもの、或いは実質的に同一のものが含まれる。さらに、上記実施形態に含まれる各種形態は、当業者が自明の範囲内で任意に組み合わせることができる。
＜玉軸受＞
[本発明者らの知見]
　玉軸受の長寿命化を図るには、まず、転動体が移動する軌道を区画形成する一対の挟持体にかかる最大圧力（以下、「最大面圧」と称する場合がある）を小さくすることが有効である。最大面圧は、通常、挟持体の接触中心での面圧となる。ここで、挟持体の接触中心とは、断面視で、挟持体と転動体との接触部分のうち、当該接触部分に沿って測った、当該接触部分の両端点から等距離にある位置をいう。
　この最大面圧は荷重に比例し、上記接触中心における挟持体の断面プロファイルラインの曲率半径に依存する。具体的には、接触中心における曲率半径が小さいほど最大面圧は小さくなる。但し、接触中心における挟持体の断面プロファイルラインの曲率半径が転動球の曲率半径未満の場合は、無負荷時に接触中心で転動体と挟持体とが接触せず、荷重を大きくしていくに従い溝（具体的には接触中心周辺）を広げる応力が働くため、接触中心での上記断面プロファイルラインの曲率半径は転動体の曲率半径以上であることが前提となる。
　このように最大面圧を適切に制御することを前提として、玉軸受の長寿命化を高いレベルで図るには、特に、挟持体の断面プロファイルラインを複数の関数を組み合わせて構成するのではなく、特定の単一関数で構成することが有効である。これは、当該プロファイルラインを複数の関数によって構成した場合には、関数同士の境界点で他の点に比べて面圧が高くなり、ひいては亀裂の発生を誘発するためである。
　以上により、挟持体の断面プロファイルラインを、接触中心（通常は、溝底）で曲率半径が最も小さく溝底から離れるにつれて曲率半径が大きくなるような特定の単一関数とすれば、最大面圧を小さくすることができることを前提に、関数同士の境界が無いため高面圧箇所の発生を抑制することができる。これにより、玉軸受の構成要素である一対の挟持体に亀裂が発生することを高いレベルで抑制することができ、ひいては玉軸受の長寿命化を図ることができる。本発明者らは、このような知見を得て、以下に示す発明を完成させた。
[第１の実施形態（ラジアル玉軸受）]
　図１は、本発明に係るラジアル玉軸受を示す平面図である。同図に示すラジアル玉軸受１０は、一対の挟持体（内輪部１２、外輪部１４）と、一対の挟持体１２、１４の間で移動可能に挟持された少なくとも１つの（図に示す例では８つの）転動体（転動球１６ａ、１６ｂ、１６ｃ、１６ｄ、１６ｅ、１６ｆ、１６ｇ、１６ｈ）と、を備える。
　図１に示すラジアル玉軸受１０は、上記構成の下、例えば、内輪部１２に軸Ａを嵌合させるとともに、外輪部１４を固定した状態で、転動球１６ａ～１６ｈが移動することにより、内輪部１２が回転する。
　具体的には、内輪部１２の回転に際して、図１において転動球１６ａ～１６ｈが自転しながら時計回り或いは反時計回りに転動（軸Ａの周りを公転）し、これら転動球１６ａ～１６ｈと接触する内輪部１２が転動球１６ａ～１６ｈの公転方向と同方向に回転する。
　図２は、図１に示す玉軸受の一部断面斜視図であり、図３は、図２の丸囲み部分Ｘを示す拡大図である。即ち、図３は、図１に示す挟持体の一方である外輪部１４の断面プロファイルライン１４ａを示す図である。同図によれば、断面プロファイルライン１４ａは、一対の挟持体１２、１４の向かい合う第１の方向Ｄ１に最も突出する位置（右端点Ｐ１）で曲率半径が最も小さく、当該断面内における第１の方向Ｄ１に垂直な第２の方向Ｄ２において、上記位置Ｐ１から離れるにつれて曲率半径が大きくなり、単一関数からなる。
　なお、図３では、断面プロファイルライン１４ａが半分しか示されていないが、実際には、図３の点Ｐ１の右側にも、点Ｐ１に関して対称に、断面プロファイルライン１４ａは延在する。また、図３では、挟持体の一方である外輪部１４の断面プロファイルライン１４ａについて図示したが、本実施形態では挟持体の他方であって図示しない内輪部１２の断面プロファイルラインについても同様の構造を有する。
　このような前提の下、本実施形態に係る単一関数は、具体的には以下のとおりである。
　図４は、本発明に係る玉軸受を構成する挟持体の断面プロファイルラインに関し、曲率半径の導出方法を示す図である。同図に示すように溝底に接触する転動体（転動球）の曲率半径をＲとすると、Ｒは三平方の定理を用いて（６）式で表すことができる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000011
　（６）式をＲで整理すると、（７）式が得られる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000012
　接触中心（溝底）で曲率半径が最も小さく、かつ、溝底から離れるにつれて転動球の曲率半径が大きくなるような曲線として、楕円、２次曲線等が考えられる。本明細書では、（６）式中のｆ（ｘ）が（８）式の２次関数とする。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000013
　（８）式を（７）式に代入すると、（９）式が得られる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000014
　溝底での曲率半径Ｒ´が転動球の曲率半径Ｒと等しい時に、溝を広げる応力が働かず、かつ、接触面圧が最小となる。溝底は図４においてＸ１＝０であるので、溝底での曲率半径Ｒ´は、（９）式においてＸ１＝０として、Ｒ´＝１／２ａとなる。このため、ａ＝１／２Ｒとなり、これを（８）式に代入することで、（１０）式が得られる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000015
　なお、（１０）式で得られる挟持体の断面プロファイルラインの形状は目標値である。このため、加工精度を考慮することが肝要であることから、（１１）式のように転動球の曲率半径Ｒには、±５％の誤差を加味する。なお、上記誤差は、０％から５％であることが好ましい。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000016
　本実施形態においては、断面プロファイルライン１４ａが、第１の方向Ｄ１において最も突出する位置Ｐ１で曲率半径が最も小さく、位置Ｐ１から、第２の方向Ｄ２に向かって離れるにつれて曲率半径が大きくなっている。通常、挟持体１２、１４の最大面圧は、挟持体１２、１４の接触中心Ｐ１にかかり、接触中心Ｐ１における上記曲率半径が小さいほど最大面圧は小さくなるところ、上記構成を採用することで、挟持体１２、１４にかかる最大面圧を小さくすることができる（作用１）。
　また、本実施形態においては、断面プロファイルライン１４ａが特定の単一関数からなることから、断面プロファイルライン１４ａは滑らかに延在する。このため、断面プロファイルライン１４ａ上の点の中で、他の点に比べて面圧が著しく高くなる点は存在しない（作用２）。
　以上により、本実施形態に係るラジアル玉軸受によれば、作用１（最大面圧の抑制作用）及び作用２（過度に面圧がかかる箇所の不存在作用）が相まって、転動球１６の内輪部１２及び外輪部１４のそれぞれへの負荷時には、挟持体（内輪部１２及び外輪部１４）における亀裂の発生が高いレベルで抑制され、ひいては玉軸受の長寿命化を実現することができる。
　なお、本実施形態において、加工精度について、上述のように、±５％の誤差を許容している理由は、以下のとおりである。即ち、誤差が負である場合は転動球の半径より溝底の曲率半径が小さくなり、無負荷時には溝底で転動球と接しなくなる。このため、転動球と転動溝は２点で接触し、負荷時には転動溝を広げる方向の応力が増加する。このような状況下では、負荷時に接触面積増加により最大面圧が減少し、差動滑りが増加する。従って、最大面圧減少と差動滑り増加を考慮し、負の誤差の許容範囲を－５％未満とした。但し、誤差が負になる場合は、転動幅を広げるような応力が増加するため、できれば負の誤差は避けた方がよい。一方、誤差が正である場合は、転動球の半径より溝底の曲率半径が大きくなり、無負荷状態では転動球は溝底１点で接触することになる。このため、転動幅を広げるような応力は増加しない。しかしながら、誤差が大きくなると最大面圧が増加するため、その上限を円弧溝の最大応力と同等になる＋５％未満とした。
[第２の実施形態（スラスト玉軸受）]
　図５は、本発明に係るスラスト玉軸受を示す分解斜視図である。同図に示すスラスト玉軸受２０は、一対の挟持体（上輪部２２、下輪部２４）と、一対の挟持体２２、２４の間で移動可能に挟持された少なくとも１つの（図に示す例では複数の）転動体（転動球２６ａ等）と、を備える。
　図５に示すスラスト玉軸受２０は、上記構成の下、例えば、上輪部２２、転動体２６、及び下輪部２４を組み合わせた状態で、軸（図示せず）を玉軸受２０に嵌合させるとともに、例えば、下輪部２４を固定した状態で、転動球２６ａ等が移動させることにより、上輪部２２が回転する。
　具体的には、上輪部２２の回転に際して、図５において転動球２６ａ等が自転しながら時計回り或いは反時計回りに転動（軸の周りを公転）し、これら転動球１６ａ等と接触する上輪部２２が転動球２６ａ等の転動方向と同方向に回転する。
　図６は、図５に示す玉軸受の一部断面斜視図である。なお、図６中の丸囲み部分Ｙは、図５に示す挟持体の一方である下輪部２４の断面プロファイルラインを含む部分である。丸囲み部分Ｙに含まれる下輪部２４の断面プロファイルラインは、上述したラジアル軸受（第１の実施形態）の内輪部１２の断面プロファイルライン１４ａ（図３）と同一形状である。このため、図６に示す下輪部２４の断面プロファイルラインは、一対の挟持体２２、２４の向かい合う第１の方向Ｄ３に最も突出する位置で曲率半径が最も小さく、当該断面内における第１の方向Ｄ３に垂直な第２の方向Ｄ４において、上記の位置から離れるにつれて曲率半径が大きくなり、しかも特定の単一関数からなる。
　なお、図６においては、挟持体の一方である下輪部２４のプロファイルラインのみならず、挟持体の他方である上輪部２２のプロファイルラインについても同様の構造を有するものである。
　本実施形態においても、一対の挟持体２２、２４の断面プロファイルラインが、第１の方向Ｄ３において最も突出する位置で曲率半径が最も小さく、この位置から、第２の方向Ｄ４に向かって離れるにつれて曲率半径が大きくなっている。このため、挟持体２２、２４にかかる最大面圧を小さくすることができる（作用３）。
　さらに、本実施形態においても、断面プロファイルラインが特定の単一関数からなることから、断面プロファイルラインは滑らかに延在する。このため、断面プロファイルライン上の点の中で、他の点に比べて面圧が著しく高くなる点は存在しない（作用４）。
　以上により、本実施形態に係るスラスト玉軸受についても、上述したラジアル玉軸受の場合と同様に、作用３（最大面圧の抑制作用）及び作用４（過度に面圧がかかる箇所の不存在）が相まって、転動球２６ａ等の上輪部２２及び下輪部２４のそれぞれへの負荷時には、挟持体（上輪部２２及び下輪部２４）における亀裂の発生が高いレベルで抑制され、ひいては玉軸受の長寿命化を実現することができる。
＜玉軸受の製造方法＞
[本発明者らの知見]
　上述の玉軸受（ラジアル玉軸受及びスラスト玉軸受）は当業者において広く製造されること、即ち多種多様な方法で製造できることが好ましい。このような観点から、本発明者らは、式（１２）を満たす断面プロファイルラインの凹部を有する挟持体を備える玉軸受の製造方法について検討した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000017
　その結果、発明者らは、このような玉軸受が、少なくとも１回の冷間圧入（冷間鍛造）によっても、切削によっても、さらには切削と冷間圧入との組み合わせによっても、製造できる、との知見を得た。
　具体的には、本発明者らは、上述の玉軸受を少なくとも１回の冷間圧入によって製造する場合には、特定の円弧形状金型（上型パンチ）を用いることで、式（１２）を満たす断面プロファイルラインの凹部を有する挟持体を得ることができる、との知見を得た。また、本発明者らは、上述の玉軸受を切削によって製造する場合には、公知のいかなる技術によっても、式（１２）を満たす断面プロファイルラインの凹部を有する挟持体を得ることができる、との知見を得た。
　さらに、本発明者らは、凹部の形成を多段階で（例えば、複数回の冷間圧入により或いは少なくとも１回の切削と少なくとも１回の冷間圧入とにより）行った場合には、凹部の断面プロファイルラインが高精度に形成できる、との知見を得た。加えて、本発明者らは、上記のとおり凹部の形成を、ＱＴ処理を挟んだ多段階工程で行った場合には、凹部の表面に割れ等が発生せずに所望の凹部を形成することができ、特に最終形態である挟持体が比較的硬質の場合であっても、割れ等の発生を効率的に抑制することできる、との知見も得た。本発明者らは、このような知見を得て、以下に示す発明を完成させた。
[第３の実施形態（冷間圧入を含む玉軸受の製造方法）]
　本実施形態は、冷間圧入を少なくとも１回含む、玉軸受の製造方法である。当該製造方法は、例えば図１に示すように、一対の挟持体１２、１４と、一対の挟持体１２、１４の間で移動可能に挟持された少なくとも１つの転動体１６（１６ａ～１６ｈ）と、を備える玉軸受１０の製造方法である。
　冷間圧入（冷間鍛造）により形成される溝の溝底曲率半径は、円弧形状金型（上型パンチ）の凸部の曲率半径と押し込み量とに依存する。上記凸部の曲率半径が小さいほど、また押し込み量が大きいほど、溝底の曲率半径は小さくなる。これは、ワーク（挟持体材料）が弾塑性体であることに起因する。
　また、ワークに形成される溝深さは押し込み量と材質とに依存する。即ち、押し込み量が大きいほど深い溝が形成され、同じ押し込み量でも硬材質の場合の方が形成される溝は浅くなる。
　形成される溝深さｄ、円弧形状金型の凸部の曲率半径ｒ、及び形成される溝底の曲率半径Ｒ´の関係は（１３）式で標記することができる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000018
　冷間圧入で転動溝を形成する際には、転動球の半径をＲ、溝深さをｄ、溝底の曲率半径をＲ´とすると、脱輪防止のためにｄ≧０．１Ｒ、最大面圧を低く抑えるために１．０５Ｒ≧Ｒ´≧Ｒであることが望ましい。
　次に、このような関係を満足する、円弧形状金型の凸部の曲率半径ｒの取り得る範囲について検討すると、ｒの誤差が±５％以上となると、挟持体に対して、式（１２）を満たすプロファイルラインの凹部を高い精度をもって形成することが困難となる。なお、上記プロファイルラインの凹部をより高い精度をもって形成するには、ｒの誤差を０％から５％とすることが好ましい。
　従って、円弧形状金型の凸部の曲率半径ｒは（１４）式のとおりとなる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000019
　以上により、本実施形態に係る玉軸受の製造方法は、転動体１６の半径をＲとするとともに、玉軸受１０の断面視（例えば、図１に示す場合）で、一対の挟持体１２、１４の向かい合う第１の方向に延在する軸をＸ軸とし、第１の方向に垂直な第２の方向に延在する軸をＹ軸とし、第１の方向における、挟持体１２、１４に形成する凹部の深さをｄとした場合に、挟持体材料に対して、接触面の断面形状が（１４）式を満たす曲率半径ｒの円弧形状金型を冷間圧入する冷間圧入工程を含む。
　このような冷間圧入工程を経ることで、挟持体１２、１４に、上記（１２）式を満たすプロファイルラインを有する凹部を形成することができる。
[第４の実施形態（切削を含む玉軸受の製造方法）]
　本実施形態は、切削工程を含む、玉軸受の製造方法である。本実施形態の製造方法も、第３の実施形態に係る玉軸受の製造方法と同様に、例えば図１に示す玉軸受１０（挟持体１２、１４を含む）の製造方法である。本実施形態では、切削工程として、公知の切削方法のいずれも採用することができる。本実施形態によれば、当該切削工程を経ることで、挟持体１２、１４に、上記（１２）式を満たすプロファイルラインを有する凹部を形成することができる。
[第５の実施形態（多段階で凹部を形成する玉軸受の製造方法）]
　本実施形態は、挟持体への凹部の形成を多段階で行う、玉軸受の製造方法である。例えば、挟持体材料に対して、第３の実施形態の冷間圧入又は第４の実施形態における切削を施して中間体を得た後に、当該中間体に焼入れ、焼き戻しを施す熱処理を施し、次いで、熱処理後の中間体に対して、第３の実施形態において用いた円弧形状金型を冷間圧入する。
　特に、挟持体材料に対して２段階で凹部を形成する場合には、１回目の冷間圧入又は切削により形成される凹部の深さをｄ１とし、２回目又は後段の冷間圧入により形成される凹部の追加的な深さをｄ２とすると、上記（１３）式は（１５）式のように書き換えられる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000020
　なお、挟持体材料に対して１段階で凹部を形成する場合には、１回目の冷間圧入又は切削により形成される凹部の深さをｄ１とし、その際の溝底の曲率半径をＲ１´とすると、上記（１５）式は（１６）式のように書き換えられる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000021
　ここで、挟持体材料に対して２段階で凹部を形成するに際して、円弧形状金型の凸部の曲率半径ｒの取り得る範囲について検討すると、上述した曲率半径ｒの誤差Δ％は式（１７）のように標記することができる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000022
 　Ｒ２：第１段階終了時（例えば、切削工程終了時）の、凹部の溝底における曲率半径
　　ｒ：円弧形状金型の凸部の曲率半径
　例えば、（１７）式において、ｒ：５．１ｍｍ、ｄ１：０．４ｍｍ、ｄ２：０．２ｍｍとすると、（１６）式により第１段階（冷間圧入）終了時の溝底の曲率半径Ｒ１は５．８６ｍｍとなる。ここで、第１段階として冷間圧入の代りに切削を用いて、＋７．９２％の誤差を有する曲率半径Ｒ２：６．３３ｍｍの凹部を得たとする。これに対して第２段階（冷間圧入）を施すと、（１７）式により狙い値ｒよりも４．９９％曲率半径が大きくなるが、狙い曲率半径ｒの±５．０％以内に収まり本特許の範囲となる。なお、第１段階、第２段階における円弧状金型の曲率を変えた場合であっても、上記の手法で、第２段階後における溝底の曲率を見積もることができる。
　なお、以上に示す第３実施形態から第５実施形態に係る、玉軸受の製造方法では、第１段階の前後の少なくともいずれかに、焼入れ、焼き戻し（ＱＴ）、球状化焼鈍（ＳＡ）及び研磨の少なくとも１種を行うことが、挟持体の表面性状を整えることができるため好ましい。但し、ＱＴを施して挟持体が硬化した後に本願の冷間圧入を行う場合には、割れ等の発生を抑制する観点から、ＱＴ後の挟持体に形成する凹部の深さの増分は０．２ｍｍ以下とすることが好ましい。
　即ち、挟持体に対して凹部を２段階で形成する場合であって、特に１段階目終了後にＱＴを施す場合は、挟持体が硬化される前の１段階目においては凹部の溝深さを比較的大きく設定する一方、挟持体が硬化された後の２段階目においては凹部の溝深さを比較的小さく設定することが好ましい。これにより、２段階目終了時において挟持体の凹部の溝底及びその近傍に割れが発生することを効率的に抑制することができる。
　以上により、本発明に係る玉軸受の製造方法によれば、２次関数断面のプロファイルラインの凹部を有する挟持体を有利に形成することができ、断面視での、凹部溝底の曲率半径を転動球半径に近づけることができ、ひいては玉軸受の疲労寿命を増大することができる。
＜玉軸受＞
　まず、玉軸受に関する実施例を説明する。
　図７は、玉軸受を構成する挟持体の断面プロファイルラインについて作成したＦＥＭモデルを示す図であり、（ａ）は従来の形状の場合であり、（ｂ）は本願所定の形状の場合である。同図に示すように、玉軸受を構成する挟持体の断面プロファイルラインについて、従来の形状（曲率半径が一定の円）の場合（図７（ａ））と、本願所定の形状（一例としての、２次曲線（Ｙ＝ａＸ２（ａは定数）））の場合（図７（ｂ））とについて、ＦＥＭ（有限要素法）モデルを作成した。なお、これら２タイプのモデルを作成する上で、溝幅（５．０ｍｍ）及び溝深さ（０．６５６ｍｍ）を同一とした。また、図７中、符号３２は転動球を示し、符号３４、３６は挟持体を示す。さらに、図７（ｂ）において、溝底の曲率半径を、転動球の曲率半径（４．７６２５ｍｍ）と同一とした。この場合、２次曲線の上記定数ａは、０．１０５であった。なお、転動球の曲率半径が４．７６２５ｍｍである場合の、上記式（１２）における左辺及び右辺の２次関数に乗じられる定数は、それぞれ約０．０９９９８７５、約０．１１０５１２５であるから、上記定数ａ（０．１０５）を採用した２次曲線は上記式（１２）を満たす。
　ところで、図７（ａ）に示す円弧溝の曲率半径Ｒ´は、溝深さＤ、１／２溝幅Ｗを用いて（１８）式のように表すことができる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000023
　ここで、１／２溝幅Ｗ＝２．５ｍｍ、溝深さＤ＝０．６５６ｍｍを代入すると、曲率半径Ｒ´＝５．０９１ｍｍを得る。本願所定の形状と溝幅（５．０ｍｍ）及び溝深さ（０．６５６ｍｍ）を同一とした従来形状のＦＥＭモデルは、単一曲率円弧溝の曲率半径を５．０９１ｍｍとした。
　図７（ａ）、（ｂ）に示す各ＦＥＭモデルの形状から明らかなように、従来の形状（図７（ａ））における転動球３２と挟持体３４との間の隙間に比べて、本願所定の形状（図７（ｂ））における転動球３２と挟持体３６との間の隙間は小さい。これにより、図７（ｂ）のタイプの方が、転動球３２と挟持体３６との接触面積が大きく、換言すれば接触面圧が低いであろうことが予想される。
　このような前提の下、図７に示すＦＥＭモデルを用い、発生する面圧の違い明らかにすることを目的とした単純押し込み解析及び転動解析の２種類の解析を行った。これらの解析はいずれも弾性解析である。解析条件の共通項目として、窒化珪素（Ｓｉ３Ｎ４）からなる転動球（弾性率：３００ＧＰａ、ポアソン比：０．２８）を使用するとともに、試験体（弾性率：１９０ＧＰａ、ポアソン比：０．３）を使用した。転動球と試験体とのクーロン摩擦係数を０．０５であり、用いたソルバーはＭａｒｃ　ｖｅｒ.２０１２ｒ１であった。
　図８は、実施した２つの解析の初期状態を示すモデル図であり、（ａ）は単純押し込み解析モデルを示し、（ｂ）は転動解析モデルを示す。単純押し込み解析では、試験体中心と転動球中心のメッシュを細かく切った部分同士を接触させ、１００ステップで最大荷重１８３３Ｎを加える解析を行った。これに対し、転動解析では、初期に転動球を試験体の中心から２ｍｍ離れたところに傾けて配置し、１００ステップで最大荷重１８３３Ｎを加え、その後転動球の動きを制御する剛体を、溝に沿った方向に４００ステップで４ｍｍ移動することによって転動を模擬した。なお、転動球が２ｍｍ転がった時点で試験体と転動球の微細メッシュ部同士が接触するようにした。
　図９は、いかなる荷重域においても、本願所定のタイプ（２次曲線溝等）の最大面圧が従来のタイプ（単一円弧溝）の最大面圧に比べて低いことを明らかにすることを目的とした、図８（ａ）に示す単純押し込み解析の結果を示すグラフであって、図７に示す２タイプのＦＥＭモデルの各場合において、１０ステップ刻みでの（１ステップ毎に１８．３３Ｎを加えた場合の）接触面圧の変化を調査した結果を示すグラフであり、（ａ）は従来のタイプに関する結果を示し、（ｂ）は本願所定のタイプに関する結果を示す。なお、図９（ａ）、（ｂ）中、縦軸は面圧（負の値は圧縮を意味する）を示し、横軸は接触中心から溝幅方向の位置を示している。図９（ａ）、（ｂ）から明らかなように、単一円弧溝よりも２次曲線溝の方が、同一荷重における接触長が大きくなり、結果として接触面積が増加することにより、面圧が小さいことが判る。従って、この結果に基づき、最大面圧についても単一円弧溝よりも２次曲線溝の方が低いと考えられる。
　図１０は、図８（ｂ）に示す転動解析の結果を示すグラフであって、図７に示す２タイプのＦＥＭモデルの各場合において、最大荷重１８３３Ｎが加えられた時の面圧分布を示すグラフである。図１０から明らかなように、玉軸受を構成する挟持体の断面プロファイルラインが２次曲線の場合は、当該断面プロファイルラインが単一円弧の場合に比べて、溝幅中心からの距離による面圧の変化が小さく、特に溝幅中心から大凡１ｍｍ未満の範囲では、面圧がより小さいことが判る。
　図１１は、図７に示す２タイプのＦＥＭモデルの各場合において、最大面圧と１球当たりの荷重との関係を示すグラフである。図１１から明らかなように、玉軸受の挟持体の断面プロファイルラインが２次曲線の場合は、当該断面プロファイルラインが単一円弧の場合に比べて、面圧を低下させる上で有効であることが判る。これは、亀裂の発生を抑制する上で重要である。従って、この結果に基づいても、最大面圧に関し、単一円弧溝よりも２次曲線溝の方が低いといえる。
　以上の結果により、本願所定のタイプの形状の玉軸受によれば、最大面圧の抑制作用が実証された。
　また、本願所定の玉軸受では、挟持体の断面プロファイルラインが特定の単一関数（２次曲線）からなることから、断面プロファイルラインに滑らかに延在しない点等が存在しないため、断面プロファイルライン上の点の中で、他の点に比べて面圧が著しく高くなる点は存在しない。従って、本願所定の玉軸受によれば、過度に面圧がかかる箇所がないこと（過度に面圧がかかる箇所の不存在作用）も当然に奏される。
　従って、本願所定の玉軸受によれば、最大面圧の抑制作用と、過度に面圧がかかる箇所の不存在作用とが相まって、転動球等の各挟持体への負荷時には、各挟持体における亀裂の発生が高いレベルで抑制され、ひいては玉軸受の長寿命化を実現することができる、といえる。
＜玉軸受の製造方法＞
　次に、玉軸受の製造方法に関する実施例を説明する。
[溝深さと溝底曲率半径との関係に関する実施例]
　表１に示す組成のφ９０のＳＵＪ２丸棒から、図１２（単位は質量％）に示す各熱処理工程を経た２種類の冷間圧入用試験片（玉軸受の挟持体材料に相当）を作成した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000024
　即ち、図１２に示すように、表１に示す組成の鋼材を、１２００℃、ヒート数１、φ９０ｍｍからφ６０ｍｍに鍛伸し、６０φｍｍ×３００ｍｍに切断し、球状化焼鈍（ＳＡ）を行った後、粗加工（外径５２．５ｍｍ×内径２７．０ｍｍ×長さ６．０ｍｍ）を施した。次いで、粗加工材を、そのまま仕上げ加工ＳＡ材（外径５２．５ｍｍ×内径２７．２ｍｍ×長さ５．５ｍｍ）とするとともに、焼入れ、焼き戻し（ＱＴ）を行って仕上げ加工ＱＴ材（外径５２．０ｍｍ×内径２７．２ｍｍ×長さ５．５ｍｍ）を得た。
　次に、上述のようにして得た仕上げ加工ＳＡ材（以下、「ＳＡ材」と称する場合がある）及び仕上げ加工ＱＴ材（以下、「ＱＴ材」と称する場合がある）とのそれぞれに対して、冷間圧入（冷間鍛造）を施した。当該冷間圧入には、一般的な冷間鍛造機（負荷能力６０００ｋＮの冷間鍛造試験機）を用いた。また、曲率半径５．１ｍｍ、４．０ｍｍ、３．０ｍｍの３種類の円弧断面でかつ環状の凸部を有する超硬（材質：ＲＦ０６）の上金型を用いるとともに、平板の下金型を用いた。そして、押し込み量を変化させて、挟持体材料（ＳＡ材及びＱＴ材）に、転動溝を形成し、挟持体を得た。
　各挟持体材料への転動溝の形成後、転動溝の形状等を測定した。形状測定は、一般に、光学式、レーザー式又は触針式の形状測定機で、測定幅８ｍｍ以上、高さ分解能１μｍ以上、及び水平分解能５μｍ以上の条件で行うことができる。本測定においては、キーエンス社の形状測定機（VK-X150）を用い、転動溝の形状及び転動溝の深さを測定した。これらの結果を表２に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000025
　表２に示す試料Ｎｏ．１～１３の各挟持体は、断面視での溝形状を調査したところ、いずれも、２次関数で近似できることが判明した。代表例として、試料Ｎｏ．４と試料Ｎｏ．１３の各挟持体についての溝断面形状を図１３（ａ）、（ｂ）にそれぞれ示す。
　さらに、図１４は、溝底曲率半径と溝深さとの関係を示すグラフである。なお、図１４の枠外の各標記（例えば、ＳＡ５．１）は挟持体材料の材質と上金型の曲率（ｍｍ）を示す。
　図１４の結果から、挟持体の材質、ひいては変形抵抗が異なる場合であっても、溝底曲率半径Ｒ´は、上金型の凸部の曲率半径ｒ及び溝深さｄを用いて式（１９）で標記できることが証明された。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000026
　以上により、挟持体の材質に拠らず、円弧断面の上金型を平板上の挟持体材料に押し込むと、凹部の断面形状はいずれも２次曲線のプロファイル形状を呈すること、及び、溝底の曲率半径と溝深さとは単一の関係式で標記されること、が証明された。
[挟持体に２段階で凹部を形成する場合の効果に関する実施例]
　次に、上記の『溝深さと溝底曲率半径との関係に関する実施例』において、上金型の凸部の曲率半径ｒを５．１ｍｍとして、ＱＴ材の冷間圧入を行った場合の、溝深さと押し込み量との関係を図１５に示す。図１５によれば、押し込み量が２．３ｍｍの時に破損することが判る。
　図１６は、図１５に示す挟持体に対してＦＥＭ応力解析を行った際の結果を示す図である。図１６に示す解析結果から、挟持体と上金型の凸部との接触端には、２５００ＭＰａ超の引張応力が発生しており、この応力により挟持体が破損したと考えられる。図１５の結果から、上金型の凸部の曲率半径を小さくすると、発生する引張応力は小さくなるが、安全のためにＱＴ材からなる挟持体材料に形成する最大溝深さは０．２ｍｍ以下とすることが好ましい。
　このため、例えば、凹部の溝深さを最終的に０．６ｍｍとしたい場合には、まずＱＴを行っていない挟持体材料に対して冷間圧入により深さ０．４ｍｍ程度の溝深さの凹部を形成しておき、次いでＱＴ処理を行った後、再度の冷間圧入によってさらに０．２ｍｍ程度の溝深さの凹部を形成することが好ましい。
　以上により、本発明の玉軸受の製造方法のうち、多段階による挟持体の製造方法は、比較的軟質な材料にある程度の溝深さの凹部を予め形成しておき、次いでＱＴ処理を施した後に冷間圧入を施すことで、硬質の挟持体であっても、精度よく所望の断面プロファイルラインを有する挟持体を形成することができ、ひいては玉軸受の長寿命化を図ることができる点で有利である。
　１０　　ラジアル玉軸受
　１２　　内輪部
　１４　　外輪部
　１４ａ　　軌道の断面プロファイルライン
　１６、２６、３２　　転動球
　２０　　スラスト玉軸受
　２２　　上輪部
　２４　　下輪部
　３４、３６　　挟持体
　Ｄ　　溝深さ
　Ｄ１、Ｄ３　　第１の方向
　Ｄ２、Ｄ４　　第２の方向
　Ｌ　　挟持体方向距離
　Ｐ１、Ｐ２　　点
　Ｗ　　１／２溝幅

Claims (4)

  1. 　一対の挟持体と、前記一対の挟持体の間で移動可能に挟持された少なくとも１つの転動体と、を備える玉軸受において、
    　前記一対の挟持体のそれぞれの、前記転動体と接触する部分の断面プロファイルラインは、前記一対の挟持体の向かい合う第１の方向に最も突出する位置で曲率半径が最も小さく、
    　前記断面プロファイルラインは、前記断面内における前記第１の方向に垂直な第２の方向において、前記位置から離れるにつれて曲率半径が大きくなり、
    　前記断面プロファイルラインは、単一関数からなり、
    　前記プロファイルラインの第２の方向における中点を原点とし、前記第２の方向に延在する軸をＸ軸とするとともに前記第１の方向に延在する軸をＹ軸とし、前記転動体の半径をＲとした場合に、
    　前記断面プロファイルラインが（１）式を満たすことを特徴とする玉軸受。
    Figure JPOXMLDOC01-appb-M000001
  2. 　一対の挟持体と、前記一対の挟持体の間で移動可能に挟持された少なくとも１つの転動体と、を備える玉軸受の製造方法であって、
    　前記転動体の半径をＲとするとともに、
    　前記玉軸受の断面視で、前記一対の挟持体の向かい合う第１の方向に延在する軸をＸ軸とし、前記第１の方向に垂直な第２の方向に延在する軸をＹ軸とし、
    　前記第１の方向における、前記挟持体に形成する凹部の深さをｄとした場合に、
    　挟持体材料に対して、接触面の断面形状が（２）式を満たす曲率半径ｒの円弧形状金型を冷間圧入する冷間圧入工程を含むことで、
    　（３）式を満たすプロファイルラインを有する凹部を形成することを特徴とする玉軸受の製造方法。
    Figure JPOXMLDOC01-appb-M000002
    Figure JPOXMLDOC01-appb-M000003
  3. 　一対の挟持体と、前記一対の挟持体の間で移動可能に挟持された少なくとも１つの転動体と、を備える玉軸受の製造方法であって、
    　前記転動体の半径をＲとするとともに、
    　前記玉軸受の断面視で、前記一対の挟持体の向かい合う第１の方向に延在する軸をＸ軸とし、前記第１の方向に垂直な第２の方向に延在する軸をＹ軸とした場合に、
    　挟持体材料を切削する切削工程を含むことで、
    　（４）式を満たすプロファイルラインを有し、深さｄの凹部を形成することを特徴とする玉軸受の製造方法。
    Figure JPOXMLDOC01-appb-M000004
  4. 　前記冷間圧入工程又は前記切削工程によって、前記挟持体材料を加工し、前記深さｄと（５）式を満たすａとの差（ｄ－ａ）を前記第１の方向における凹部深さとする中間体を形成し、
    　次いで、前記中間体に焼入れ、焼き戻しを施す熱処理工程と、
    　熱処理後の中間体に請求項２に記載の円弧形状金型を冷間圧入する冷間圧入工程と、
    を順次行う、請求項２又は３に記載の玉軸受の製造方法。
    Figure JPOXMLDOC01-appb-M000005
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