WO2018181317A1 - 円錐ころ軸受 - Google Patents

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WO2018181317A1
WO2018181317A1 PCT/JP2018/012443 JP2018012443W WO2018181317A1 WO 2018181317 A1 WO2018181317 A1 WO 2018181317A1 JP 2018012443 W JP2018012443 W JP 2018012443W WO 2018181317 A1 WO2018181317 A1 WO 2018181317A1
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WO
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tapered roller
crowning
inner ring
roller bearing
roller
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崇 川井
知樹 松下
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Ntn株式会社
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    • F16C33/6674—Details of supply of the liquid to the bearing, e.g. passages or nozzles related to the amount supplied, e.g. gaps to restrict flow of the liquid

Definitions

  • This invention relates to a tapered roller bearing.
  • Patent Document 1 As part of such fuel saving, for example, in bearing parts disclosed in Japanese Patent Application Laid-Open No. 2009-197904 (Patent Document 1), it has been proposed to obtain a crowning contour represented by a logarithmic function. . Further, for example, in Japanese Patent Application Laid-Open No. 2003-226918 (Patent Document 2), a nitride layer refined by a special heat treatment called FA treatment (crystal grain refinement strengthening treatment) is included in order to extend the life. A bearing component having a different configuration is disclosed.
  • FA treatment crystal grain refinement strengthening treatment
  • the tapered roller bearing has a large end surface of the tapered roller in sliding contact with the large collar surface of the inner ring. Furthermore, the temperature of the bearing rises due to frictional heating, and the viscosity of the gear oil as the lubricating oil decreases, which may cause a problem due to insufficient oil film. It is necessary to further reduce fuel consumption by reducing torque loss and heat generation due to sliding friction between the large inner ring surface of the inner ring and the large end surface of the tapered roller.
  • an object of the present invention is to provide a tapered roller bearing that has less torque loss and heat generation due to friction, and can reduce the operating time.
  • the tapered roller bearing according to the present invention includes an outer ring, an inner ring, and a plurality of tapered rollers.
  • the outer ring has an outer ring raceway surface on the inner peripheral surface.
  • the inner ring has an inner ring raceway surface and a large collar surface disposed on the larger diameter side than the inner ring raceway surface on the outer peripheral surface, and is disposed radially inward with respect to the outer ring.
  • the plurality of tapered rollers are arranged between the outer ring raceway surface and the inner ring raceway surface, and have a rolling surface in contact with the outer ring raceway surface and the inner ring raceway surface and a large end surface in contact with the large collar surface.
  • At least one of the outer ring, the inner ring, and the plurality of tapered rollers includes a nitrogen-enriched layer formed on a surface layer of the outer ring raceway surface, the inner ring raceway surface, or the rolling surface.
  • the distance from the outermost surface of the surface layer to the bottom of the nitrogen-enriched layer is 0.2 mm or more. Crowning is formed on the rolling surface of the tapered roller. The sum of the crowning drop amounts is defined as follows.
  • K 1 , K 2 , and z m are design parameters and Q is Load, L is the length in the direction of the generatrix of the effective contact portion of the rolling surface of the tapered roller, E 'is the equivalent elastic modulus, and a is the origin on the generatrix of the rolling surface of the tapered roller to the end of the effective contact portion
  • A 2K 1 Q / ⁇ LE ′
  • the length is expressed by Expression (1).
  • FIG. 1 is a schematic cross-sectional view illustrating a rough configuration of a tapered roller bearing according to Embodiment 1.
  • FIG. It is an expanded sectional view of the principal part of the tapered roller bearing shown in FIG.
  • FIG. 4 is an enlarged partial cross-sectional schematic view of the tapered roller shown in FIG. 3.
  • It is a yz coordinate diagram which shows an example of a crowning shape.
  • It is the schematic diagram which illustrated the microstructure of bearing components, especially a prior austenite grain boundary.
  • FIG. 2 is a schematic cross-sectional view shown in more detail than FIG. 1 in order to define a large collar surface and a small collar surface of the tapered roller bearing of the first embodiment. It is an expanded sectional view of the principal part of FIG. It is a schematic sectional drawing explaining the design specification of the tapered roller bearing of FIG. 6 is a roughness curve showing the skewness Rsk of the large collar surface of the first embodiment.
  • FIG. 3 is a roughness curve showing kurtosis Rku on the surface of the large ridge in the first embodiment.
  • FIG. 2 is a schematic cross-sectional view shown in more detail than FIG. 1 in order to define large ridges, small ridges, and relief portions of the tapered roller bearing of the first embodiment. It is a figure which shows the crowning shape of the tapered roller bearing of FIG. It is a figure showing the relationship between the bus-line direction coordinate and drop amount of the tapered roller of FIG. It is a figure which shows the relationship between the maximum value of the equivalent stress of Mises, and a logarithmic crowning parameter. It is a figure which shows the crowning shape of the tapered roller contained in the tapered roller bearing which concerns on the 1st modification with respect to FIG.
  • FIG. 10 is a cross-sectional view illustrating an example of a method for changing a contact position between a rolling surface and a rolling surface in a tapered roller bearing as a modified example with respect to FIG. 9.
  • FIG. 10 is a cross-sectional view illustrating an example of a method for changing a contact position between a rolling surface and a rolling surface in a tapered roller bearing as a modified example with respect to FIG. 9.
  • FIG. 10 is a cross-sectional view illustrating another example of a method for changing a contact position between a rolling surface and a rolling surface in a tapered roller bearing as a modified example with respect to FIG. 9. It is a flowchart for demonstrating the manufacturing method of a tapered roller bearing. It is a schematic diagram which shows the heat processing pattern in the heat processing process of FIG. It is a schematic diagram which shows the modification of the heat processing pattern shown in FIG. It is the model which illustrated the microstructure of the bearing components as a comparative example, especially the prior austenite grain boundary. 6 is a graph showing the results of a rotational torque test for the tapered roller bearing of the first embodiment.
  • FIG. 5 is a longitudinal sectional view showing a tapered roller bearing according to Embodiment 2.
  • FIG. 6 is a partial cross-sectional view for explaining a nitrogen-enriched layer in a tapered roller bearing according to a second embodiment.
  • FIG. 6 is a diagram for explaining the shape of a nitrogen-enriched layer at a crowning portion and a central portion of a roller of a tapered roller bearing according to a second embodiment.
  • FIG. 6 is a diagram for explaining the shape of logarithmic crowning of a roller of a tapered roller bearing according to a second embodiment. It is a yz coordinate diagram which shows an example of a crowning shape.
  • 5 is a cross-sectional view showing design specifications of a tapered roller bearing according to Embodiment 2.
  • FIG. 6 is a cross-sectional view for explaining a reference radius of curvature of a roller in a tapered roller bearing according to Embodiment 2.
  • FIG. 6 It is a fragmentary sectional view which shows the area
  • FIG. 1 is a diagram for explaining the shape of logarithmic crowning of a roller of a tapered roller bearing according to a second embodiment. It is a yz coordinate diagram which shows an example of a crowning shape.
  • 5 is a cross
  • FIG. 6 is a diagram for explaining a heat treatment method according to Embodiment 2.
  • FIG. FIG. 10 is a diagram for explaining a modification of the heat treatment method in the second embodiment.
  • FIG. 6 is a diagram showing an austenite grain boundary of a bearing component according to Embodiment 2. It is a figure which shows the austenite grain boundary of the conventional bearing component.
  • FIG. 9 is a cross-sectional view showing an example of a method for changing a contact position between a raceway surface and a rolling surface in a tapered roller bearing according to a second embodiment. In the tapered roller bearing which concerns on Embodiment 2, it is sectional drawing which shows another example of the change method of the contact position of a raceway surface and a rolling surface.
  • FIG. 5 is a partial cross-sectional view of a tapered roller bearing according to Embodiment 3.
  • FIG. It is a figure which shows the crowning shape of the roller of the tapered roller bearing shown by FIG. It is a figure showing the relationship between the bus-line direction coordinate of a roller of the tapered roller bearing shown by FIG. 53, and drop amount. It is a figure showing the relationship between the maximum value of the equivalent stress of Mises, and a logarithmic crowning parameter.
  • FIG. 10 is a view showing a modification of the tapered roller bearing according to the third embodiment.
  • FIG. 10 is a view showing another modification of the tapered roller bearing according to the third embodiment. It is a longitudinal cross-sectional view which shows a differential provided with the tapered roller bearing which concerns on Embodiment 2.
  • FIG. 6 is a longitudinal sectional view showing a transmission including a tapered roller bearing according to Embodiment 2.
  • FIG. FIG. 6 is a longitudinal sectional view showing a tapered roller bearing according to a fourth embodiment.
  • FIG. 6 is a partial cross-sectional view for explaining a nitrogen-enriched layer in a tapered roller bearing according to a fourth embodiment. It is a figure for demonstrating the shape of the nitrogen enriched layer in the crowning part and center part of the roller of the tapered roller bearing which concerns on Embodiment 4.
  • FIG. FIG. 10 is a diagram for explaining the shape of logarithmic crowning of a roller of a tapered roller bearing according to a fourth embodiment. It is a yz coordinate diagram which shows an example of a crowning shape.
  • FIG. 6 is a transverse sectional view showing a tapered roller bearing according to a fourth embodiment.
  • FIG. 10 is a development plan view of a retainer of a tapered roller bearing according to a fourth embodiment.
  • 6 is a cross-sectional view showing design specifications of a tapered roller bearing according to Embodiment 4.
  • FIG. It is a figure which shows the roller which provided the crowning by which a contour line is represented by a logarithmic function. It is the figure which piled up and showed the contact surface pressure in the rolling contact surface of the roller which made the auxiliary
  • 10 is a graph showing the relationship between the radius of curvature of the large end surface of the tapered roller bearing according to Embodiment 4 and the oil film thickness.
  • 6 is a graph showing the relationship between the radius of curvature of the large end face of a tapered roller bearing according to Embodiment 4 and the maximum Hertz stress.
  • 6 is a flowchart of a method for manufacturing a tapered roller bearing according to a fourth embodiment.
  • 10 is a diagram for explaining a heat treatment method in Embodiment 4.
  • FIG. It is a figure for demonstrating the modification of the heat processing method in Embodiment 4.
  • FIG. FIG. 6 is a diagram showing an austenite grain boundary of a bearing component according to a fourth embodiment.
  • FIG. 9 is a cross-sectional view for explaining a reference radius of curvature of a roller in a tapered roller bearing according to a fifth embodiment.
  • FIG. 79 is a partial cross-sectional view showing a region surrounded by a dotted line in FIG. 78.
  • FIG. 10 is a cross-sectional view for explaining an actual curvature radius of a roller in a tapered roller bearing according to a fifth embodiment.
  • FIG. 10 is a cross-sectional view showing an example of a method for changing a contact position between a rolling surface and a rolling surface in a tapered roller bearing according to a fifth embodiment.
  • FIG. 10 is a partial sectional view of a tapered roller bearing according to a sixth embodiment. It is a figure which shows the crowning shape of the roller of the tapered roller bearing shown by FIG. It is a figure showing the relationship between the generatrix direction coordinate of a roller of the tapered roller bearing shown in FIG. 83, and the drop amount. It is a figure showing the relationship between the maximum value of the equivalent stress of Mises, and a logarithmic crowning parameter.
  • FIG. 10 is a view showing a modification of the tapered roller bearing according to the sixth embodiment. FIG.
  • FIG. 12 is a view showing another modification of the tapered roller bearing according to the sixth embodiment.
  • FIG. 10 is a development plan view of a retainer of a tapered roller bearing according to a seventh embodiment.
  • FIG. 16 is a development plan view of a modified example of the cage of the tapered roller bearing according to the seventh embodiment. It is a longitudinal cross-sectional view which shows a differential provided with the tapered roller bearing which concerns on Embodiment 7. It is a graph which shows the flow of the lubricating oil to the inside of the bearing of the tapered roller bearing in FIG. It is sectional drawing which shows the result of a torque measurement test.
  • FIG. 6 is a longitudinal sectional view showing a transmission including a tapered roller bearing according to a fourth embodiment.
  • a tapered roller bearing 10 shown in FIG. 1 mainly includes an outer ring 11, an inner ring 13, rollers 12 as a plurality of tapered rollers, and a cage 14.
  • the outer ring 11 has a ring shape and has a raceway surface 11A as an outer ring raceway surface on the inner peripheral surface.
  • the inner ring 13 has an annular shape, and has a raceway surface 13A as an inner ring raceway surface on the outer peripheral surface.
  • the inner ring 13 is disposed on the inner diameter side of the outer ring 11 so that the raceway surface 13A faces the raceway surface 11A.
  • the direction along the central axis of the tapered roller bearing 10 is “axial direction”, the direction orthogonal to the central axis is “radial direction”, and the direction along the arc centered on the central axis is “circumferential direction”.
  • Roller 12 is disposed on the inner peripheral surface of outer ring 11.
  • the roller 12 has a rolling surface 12A as a roller rolling surface, and contacts the raceway surface 13A and the raceway surface 11A on the rolling surface 12A.
  • the plurality of rollers 12 are arranged at a predetermined pitch in the circumferential direction by a cage 14 made of synthetic resin.
  • the tapered roller bearing 10 includes a cone including the raceway surface 11A, a cone including the raceway surface 13A, and a cone including the locus of the rotation axis when the roller 12 rolls at one point on the center line of the bearing. It is configured to cross. With such a configuration, the outer ring 11 and the inner ring 13 of the tapered roller bearing 10 are rotatable relative to each other.
  • the cage 14 is not limited to resin, but may be made of metal.
  • the material constituting the outer ring 11, the inner ring 13, and the roller 12 may be steel.
  • the steel is a portion other than the nitrogen-enriched layers 11B, 12B, and 13B, and at least carbon is 0.6 mass% to 1.2 mass%, silicon is 0.15 mass% to 1.1 mass%, manganese 0.3 mass% or more and 1.5 mass% or less.
  • the steel may further contain 2.0% by mass or less of chromium.
  • the carbon content exceeds 1.2% by mass, the material hardness is high even if spheroidizing annealing is performed, so that cold workability is hindered and sufficient cold work amount is obtained when performing cold work. The processing accuracy cannot be obtained. In addition, the carbonitriding process tends to become an excessively carburized structure, and there is a risk that the cracking strength is reduced. On the other hand, when the carbon content is less than 0.6% by mass, it takes a long time to secure the required surface hardness and the amount of retained austenite, or the necessary internal hardness is obtained by quenching after reheating. It becomes difficult to be.
  • the reason why the Si content is 0.15 to 1.1% by mass is that Si can increase the resistance to temper softening and ensure heat resistance, and can improve the rolling fatigue life characteristics under lubrication mixed with foreign matter. It is. When the Si content is less than 0.15% by mass, the rolling fatigue life characteristics under lubrication with foreign matters are not improved. On the other hand, when the Si content exceeds 1.1% by mass, the hardness after normalization is too high. Impairs cold workability.
  • Mn is effective in securing the quench hardening ability of the carbonitrided layer and the core.
  • the Mn content is less than 0.3% by mass, sufficient quenching and hardening ability cannot be obtained, and sufficient strength cannot be ensured in the core.
  • the Mn content exceeds 1.5% by mass, the curing ability becomes excessively high, the hardness after normalization becomes high, and the cold workability is hindered.
  • the austenite is excessively stabilized and the amount of retained austenite in the core is excessively increased to promote a change in size over time.
  • the hardness of the surface layer portion is easily improved.
  • the Cr content is set to 2.0% by mass or less when the content exceeds 2.0% by mass, the cold workability is remarkably lowered, or even if the content exceeds 2.0% by mass, the hardness of the surface layer portion described above. This is because the improvement effect is small.
  • the steel of the present disclosure contains Fe as a main component and may contain inevitable impurities in addition to the above elements.
  • Inevitable impurities include phosphorus (P), sulfur (S), nitrogen (N), oxygen (O), aluminum (Al), and the like.
  • the amounts of these inevitable impurity elements are each 0.1% by mass or less.
  • the outer ring 11 and the inner ring 13 are preferably made of a steel material that is an example of a bearing material, for example, JIS standard SUJ2.
  • the roller 12 may be made of a steel material that is an example of a bearing material, for example, JIS standard SUJ2.
  • the roller 12 may be comprised with other materials, for example, a sialon sintered compact.
  • nitrogen-enriched layers 11 ⁇ / b> B and 13 ⁇ / b> B are formed on the raceway surface 11 ⁇ / b> A of the outer ring 11 and the raceway surface 13 ⁇ / b> A of the inner ring 13.
  • the nitrogen-enriched layer 13 ⁇ / b> B extends from the raceway surface 13 ⁇ / b> A to the small surface and the large surface described later.
  • the nitrogen-enriched layers 11B and 13B are regions where the nitrogen concentration is higher than the non-nitrided portion 11C of the outer ring 11 or the non-nitrided portion 13C of the inner ring 13, respectively.
  • a nitrogen-enriched layer 12B is formed on the surface of the roller 12 including the rolling surface 12A.
  • the nitrogen-enriched layer 12B of the roller 12 is a region where the nitrogen concentration is higher than that of the non-nitrided portion 12C of the roller 12.
  • the nitrogen-enriched layers 11B, 12B, and 13B can be formed by any conventionally known method such as carbonitriding or nitriding.
  • the nitrogen-enriched layer 12B may be formed only on the roller 12, the nitrogen-enriched layer 11B may be formed only on the outer ring 11, or the nitrogen-enriched layer 13B may be formed only on the inner ring 13. Good. Alternatively, a nitrogen enriched layer may be formed on two of the outer ring 11, the inner ring 13, and the roller 12.
  • the rolling surface 12 ⁇ / b> A (see FIG. 2) of the roller 12 is positioned at both ends, and the crowning portions 22 and 24 where the crowning is formed, and the center connecting the crowning portions 22 and 24.
  • a chamfered portion 21 is formed between the small end surface 17 that is the left end surface of the roller 12 and the crowning portion 22.
  • a chamfered portion 25 is also formed between the large end surface 16 which is the right end surface and the crowning portion 24.
  • the manufacturing method of the roller 12 when performing the process (carbonitriding process) for forming the nitrogen-enriched layer 12B, no crowning is formed on the roller 12, and the outer shape of the roller 12 is a dotted line in FIG. It becomes the surface 12E before processing shown by these.
  • the side surface of the roller 12 is processed as indicated by the arrow in FIG. 4, and the crowning portion 22 in which the crowning is formed as shown in FIGS. , 24 is obtained.
  • the depth of the nitrogen-enriched layer 12B in the roller 12, that is, the distance from the outermost surface of the nitrogen-enriched layer 12B to the bottom of the nitrogen-enriched layer 12B is 0.2 mm or more.
  • the first measurement point 31 that is a boundary point between the chamfered portion 21 and the crowning portion 22, the second measurement point 32 that is located at a distance W of 1.5 mm from the small end surface 17, and the rolling surface of the roller 12.
  • the depths T1, T2, and T3 of the nitrogen-enriched layer 12B at each position are 0.2 mm or more.
  • the depth of the nitrogen-enriched layer 12B means the thickness of the nitrogen-enriched layer 12B in the radial direction perpendicular to the center line 26 of the roller 12 and toward the outer peripheral side.
  • the values of the depths T1, T2, and T3 of the nitrogen-enriched layer 12B depend on the process conditions such as the shape and size of the chamfered portions 21 and 25, the process of forming the nitrogen-enriched layer 12B, and the finishing process described above. It can be changed as appropriate.
  • the depth T2 of the nitrogen-enriched layer 12B is set to another depth due to the formation of the crowning 22A after the nitrogen-enriched layer 12B is formed as described above. It is smaller than T1 and T3.
  • the magnitude relationship between the values of the depths T1, T2, and T3 of the nitrogen-enriched layer 12B can be changed as appropriate.
  • the thickness of the nitrogen-enriched layers 11B and 13B which is the distance from the outermost surface to the bottom of the nitrogen-enriched layers 11B and 13B, is 0.2 mm. That's it.
  • the thickness of the nitrogen-enriched layers 11B and 13B means the distance to the nitrogen-enriched layers 11B and 13B in the direction perpendicular to the outermost surface of the nitrogen-enriched layers 11B and 13B.
  • the shape of the crowning formed on the crowning portions 22, 24 of the roller 12 is defined as follows. That is, the sum of the crowning drop amounts is determined by using K 1 , K 2 , and z m as design parameters in the yz coordinate system in which the generatrix of the rolling surface 12A of the roller 12 is the y axis and the generatrix orthogonal direction is the z axis.
  • Q is the load
  • L is the length in the generatrix direction of the effective contact portion of the rolling contact surface 12A of the roller 12
  • E ' is the equivalent elastic modulus
  • the bus 12 has a y-axis, and the origin O is located at the center of the effective contact portion of the inner ring 13 or the outer ring 11 on the bus 12 and in the direction perpendicular to the bus (radial direction).
  • An example of the crowning represented by the above formula (1) is shown in the yz coordinate system taking the z axis.
  • the vertical axis is the z-axis and the horizontal axis is the y-axis.
  • the effective contact portion is a contact portion with the inner ring 13 or the outer ring 11 when the crown 12 is not formed on the roller 12.
  • each crowning of the plurality of rollers 12 constituting the tapered roller bearing 10 is normally formed line-symmetrically with respect to the z axis passing through the central portion of the effective contact portion, and therefore only one crowning 22A is shown in FIG. ing.
  • the load Q, the length L in the generatrix direction of the effective contact portion, and the equivalent elastic modulus E ′ are given as design conditions, and the length a from the origin to the end of the effective contact portion is a value determined by the position of the origin. It is.
  • z (y) represents the drop amount of the crowning 22A at the position y in the generatrix direction of the roller 12, and the coordinates of the starting point O1 of the crowning 22A are (a ⁇ K 2 a, 0). Therefore, the range of y in the formula (1) is y> (a ⁇ K 2 a).
  • a L / 2.
  • Magnification design parameters K 1 is a load Q, the geometric means the degree of curvature of the crowning 22A.
  • the design parameter z m means the drop amount at the end of the effective contact portion, that is, the maximum drop amount of the crowning 22A.
  • the drop amount is excessive, the machining allowance generated from the material that has been removed during processing increases, leading to an increase in cost. Therefore, optimization of the design parameters K 1 , K 2 , and z m in Expression (1) is performed as follows.
  • Various optimization methods for the design parameters K 1 , K 2 , and z m can be adopted.
  • a direct search method such as Rosenblock method can be adopted.
  • the crowning that prevents oil film breakage on the contact surface under dilute lubrication can be obtained by using the surface pressure as the optimization objective function. Can do.
  • K 2 may be a constant value, and K 1 and z m may be optimized.
  • FIG. 6 shows the microstructure in the nitrogen-enriched layer 12B.
  • the prior austenite crystal grain size in the nitrogen-enriched layer 12B in the first embodiment has a JIS standard grain size number of 10 or more, and is sufficiently refined compared to a conventional general quenched product.
  • each bearing part is cut from the measurement position in a direction perpendicular to the surface to expose the cut surface, and the measurement is performed on the cut surface.
  • the cut surface is exposed by cutting the roller 12 in the direction perpendicular to the center line 26 from the respective positions of the first measurement point 31 to the third measurement point 33 shown in FIG.
  • the nitrogen concentration is analyzed by the EPMA at a plurality of measurement positions that are 0.05 mm from the surface of the roller 12 toward the inside. For example, five measurement positions are determined, and the average value of the measurement data at the five positions is used as the nitrogen concentration of the roller 12.
  • Method for measuring the distance from the outermost surface to the bottom of the nitrogen-enriched layer About the outer ring
  • a Vickers hardness measuring machine can be used as the measuring device.
  • hardness measurement is performed at a plurality of measurement points arranged in the depth direction, for example, measurement points arranged at intervals of 0.5 mm. And let the area
  • the hardness distribution in the depth direction is measured as described above in the cross section at the first measurement point 31 shown in FIG. 3, and the region of the nitrogen-enriched layer is determined.
  • the method defined in JIS standard G0551: 2013 is used as a method for measuring the prior austenite crystal grain size.
  • the cross section to be measured is the cross section measured by the method for measuring the distance to the bottom of the nitrogen-enriched layer. Thereby, the particle size number of the prior austenite crystal can be measured.
  • the crowning shape of the roller 12 can be measured by any method.
  • the crowning shape may be measured by measuring the shape of the roller 12 with a surface texture measuring machine.
  • the nitrogen-enriched layers 11B, 12B, and 13B in which the prior austenite crystal grain size is sufficiently refined are formed in at least one of the outer ring 11, the inner ring 13, and the roller 12 as the tapered roller. Therefore, it is possible to improve the Charpy impact value, the fracture toughness value, the crushing strength and the like while having a high rolling fatigue life.
  • the rolling surface 12A of the roller 12 is provided with a crowning (so-called logarithmic crowning) in which the contour line is represented by a logarithmic function such that the sum of the drop amounts is represented by the above formula (1), A local increase in surface pressure can be suppressed as compared with the case where the crowning represented by the partial arc is formed, and the occurrence of wear on the rolling surface 12A of the roller 12 can be suppressed.
  • FIG. 7 is a diagram in which the contour line of the roller provided with the crowning whose contour line is represented by a logarithmic function and the contact surface pressure on the rolling surface of the roller are overlapped.
  • FIG. 8 is a diagram in which the contour line of the roller having an auxiliary arc between the crowning of the partial arc and the straight portion and the contact surface pressure on the rolling surface of the roller are overlapped.
  • the vertical axis on the left side of FIGS. 7 and 8 shows the amount of crowning drop (unit: mm).
  • the horizontal axis of FIG. 7 and FIG. 8 has shown the position (unit: mm) in the axial direction in a roller.
  • the vertical axis on the right side of FIGS. 7 and 8 represents the contact surface pressure (unit: GPa).
  • the contour line of the rolling surface of the tapered roller is formed in a shape having a crown of a partial arc and a straight part, the gradient at the boundary between the straight part, the auxiliary arc and the crowning is continuous as shown in FIG.
  • the contact surface pressure locally increases.
  • the oil film may be cut or the surface may be damaged.
  • a lubricating film having a sufficient thickness is not formed, wear due to metal contact tends to occur. When wear occurs partially on the contact surface, metal contact is more likely to occur in the vicinity of the contact surface, so that wear on the contact surface is promoted and the tapered roller is damaged.
  • the crowning whose contour line is represented by a logarithmic function is provided on the rolling surface of the tapered roller as the contact surface, for example, as shown in FIG. 7, the crowning represented by the partial arc of FIG. 8 is provided.
  • the local surface pressure becomes lower, and the contact surface can be made less likely to be worn. Therefore, even when the lubricant film thickness is reduced by reducing the amount of lubricant present on the rolling surface of the tapered roller or by reducing the viscosity, wear of the contact surface is prevented and damage to the tapered roller is prevented. Can do.
  • the nitrogen concentration in the nitrogen-enriched layers 11B, 12B, and 13B at a depth of 0.05 mm from the outermost surface is 0.1% by mass or more.
  • the nitrogen concentration is 0.2 mass% at the first measurement point 31 in FIG. 3, and the nitrogen concentration is 0.25 at the second measurement point 32.
  • the nitrogen concentration at the third measurement point 33 was 0.3% by mass.
  • the nitrogen concentration on the outermost surface of the nitrogen-enriched layers 11B, 12B, and 13B can be a sufficient value, the hardness of the outermost surface of the nitrogen-enriched layers 11B, 12B, and 13B can be made sufficiently high.
  • the above conditions such as the grain size of the prior austenite grain size, the distance to the bottom of the nitrogen-enriched layer, and the nitrogen concentration are satisfied at least at the first measurement point 31 in FIG.
  • the distance to the bottom of the nitrogen-enriched layer 12B of the roller 12 was measured.
  • the distance to the bottom of the nitrogen-enriched layer 12B was 0.3 mm.
  • the distance for the second measurement point 32 was 0.35 mm, and the distance for the third measurement point 33 was 0.3 mm.
  • At least one of the outer ring 11, the inner ring 13, and the roller 12 on which the nitrogen-enriched layers 11B, 12B, and 13B are formed is made of steel.
  • the steel in portions other than the nitrogen-enriched layers 11B, 12B, and 13B, that is, in the non-nitrided portions 11C, 12C, and 13C, at least carbon (C) is 0.6 mass% or more and 1.2 mass% or less, silicon (Si ) 0.15 mass% to 1.1 mass%, and manganese (Mn) 0.3 mass% to 1.5 mass%.
  • the steel may further contain 2.0% by mass or less of chromium.
  • the nitrogen-enriched layers 11B, 12B, and 13B having the structure defined in the present embodiment can be easily formed by using a heat treatment described later.
  • At least one of the design parameters K 1 , K 2 , and z m in the above formula (1) has the contact surface pressure between the roller 12 and the outer ring 11 or the roller 12 and the inner ring 13 as an objective function. Optimized.
  • the design parameters K 1 , K 2 , and z m are determined by optimizing any one of the contact surface pressure, stress, and life as an objective function, and the damage at the surface starting point depends on the contact surface pressure.
  • the contact surface pressure is optimized as an objective function and the design parameters K 1 , K 2 , and z m are set, so that the contact surface is prevented from being worn even in a condition where the lubricant is lean. A possible crowning is obtained.
  • At least one of the outer ring 11 and the inner ring 13 includes nitrogen-enriched layers 11B and 13B.
  • the outer ring 11 or the inner ring 13 having a long life and high durability is obtained by forming the nitrogen-enriched layers 11B and 13B having a refined crystal structure in at least one of the outer ring 11 and the inner ring 13. be able to.
  • the roller 12 includes a nitrogen-enriched layer 12B.
  • the roller 12 having the long life and high durability can be obtained by forming the nitrogen-enriched layer 12B having a refined crystal structure in the roller 12.
  • FIG. 9 is illustrated as an aspect having characteristics closer to those of the first embodiment on the premise of the basic configuration of FIG.
  • the tapered roller bearing 10 of the first embodiment is provided with a large collar surface 18 on the large diameter side of the raceway surface 13A of the inner ring 13 and a small collar surface 19 on the small diameter side.
  • a large end surface 16 that contacts the large collar surface 18 is provided on the large diameter side of the roller 12, and a small end surface 17 that contacts the small collar surface 19 is provided on the small diameter side of the roller 12.
  • the large collar surface 18 is formed via the large-diameter side end portion of the raceway surface 13A and the grinding thinning portion.
  • the large collar surface 18 guides the roller 12 by contacting the large end surface 16 of the roller 12 when the tapered roller bearing 10 is used.
  • the small flange surface 19 is formed through the small-diameter side end portion of the raceway surface 13A and a ground thin portion.
  • the small flange surface 19 of the inner ring 13 is finished to a ground surface that is parallel to the small end surface 17 of the roller 12, and in an initial assembly state indicated by a one-dot chain line in the drawing, the roller 12. Are in surface contact with the small end face 17.
  • the small end surface 17 has a gap with the small flange surface 19 of the roller 12.
  • the roller 12 indicated by a solid line is in a state where it is settled in a proper position, that is, in a state where the large end surface 16 of the roller 12 is in contact with the large collar surface 18 of the inner ring 13.
  • a gap ⁇ with the small end surface 17 is within a dimension regulation range of ⁇ ⁇ 0.4 mm.
  • the conical angle vertices of the rollers 12 and the raceway surfaces 11 ⁇ / b> A and 13 ⁇ / b> A of the outer ring 11 and the inner ring 13 coincide with each other at one point O on the center line of the tapered roller bearing 10.
  • the reference radius of curvature of the large end surface 16 of the roller 12 is R
  • the distance from the point O which is the apex of the cone angle of the roller 12 to the large collar surface 18 of the inner ring 13 is R BASE .
  • the ratio of R to R BASE that is, the value of R / R BASE is manufactured to be in the range of 0.75 to 0.87.
  • the large flange surface 18 is ground to a surface roughness Ra of 0.12 ⁇ m.
  • the outer ring 11 has a raceway surface 11A on the inner peripheral surface.
  • the inner ring 13 has a raceway surface 13 ⁇ / b> A and a large flange surface 18 disposed on the larger diameter side than the raceway surface 13 ⁇ / b> A on the outer peripheral surface, and is disposed radially inward with respect to the outer ring 11.
  • the plurality of rollers 12 are arranged between the raceway surface 11A and the raceway surface 13A, and have a raceway surface 12A that contacts the raceway surface 11A and the raceway surface 13A, and a large end surface 16 that contacts the large collar surface 18.
  • At least one of the outer ring 11, the inner ring 13, and the plurality of rollers 12 includes nitrogen-enriched layers 11B, 12B, and 13B formed on the surface layer of the raceway surface 11A, the raceway surface 13A, or the rolling surface 12A. .
  • the distance from the outermost surface of the surface layer to the bottom of the nitrogen-enriched layers 11B, 12B, 13B is 0.2 mm or more.
  • Crowning portions 22 and 24 are formed on the rolling surface 12 ⁇ / b> A of the roller 12.
  • the sum of the drop amounts of the crowning portions 22 and 24 is designed as K 1 , K 2 , and z m in the yz coordinate system in which the generatrix of the rolling surface of the tapered roller is the y-axis and the direction orthogonal to the generatrix is the z-axis.
  • the arithmetic mean roughness Ra of the large collar surface 18 is 0.1 ⁇ m or more and 0.2 ⁇ m or less, and the skewness Rsk of the roughness curve of the large collar surface 18 is ⁇ 1.0.
  • the kurtosis Rku of the roughness curve of the large ridge surface 18 is 3.0 or more and 5.0 or less.
  • the skewness Rsk of the roughness curve is the skewness Rsk of the roughness curve defined by 4.2.3 of Japanese Industrial Standard (JIS) B0601: 2013, and the kurtosis Rku of the roughness curve is Japan. It is the kurtosis Rku of the roughness curve defined by the industrial standard (JIS) B0601: 2013 4.2.4.
  • the arithmetic average roughness Ra of the large collar surface 18 is 0. .1 ⁇ m or more and 0.2 ⁇ m or less.
  • the skewness Rsk of the roughness curve is the cube average of z (x) at the reference length made dimensionless by the cube of the root mean square roughness Rq of the cross section curve, as shown in the following equation (2). .
  • the skewness Rsk of the roughness curve is a numerical value indicating the degree of asymmetry of the probability density function of the contour curve, and is a parameter that is strongly influenced by the protruding peaks or valleys.
  • FIG. 12 shows a roughness curve satisfying the skewness Rsk> 0 and a roughness curve satisfying the skewness Rsk ⁇ 0.
  • the large collar surface 18 of the inner ring 13 in contact with the inner ring 13 becomes narrower. For this reason, stress concentration occurs at the boundary between the surface and the valley, so that oil film formation is inhibited.
  • the skewness Rsk of the roughness curve of the large collar surface 18 of the inner ring 13 is set to ⁇ 1.0 or more and ⁇ 0.3 or less, the large collar surface 18 has a smooth flat surface with relatively few protruding peaks. In the width direction of FIG. 12 and a surface shape that favors oil film formation.
  • the probability density function of Rsk is unevenly distributed above the average line extending in the horizontal direction along the dotted line in the figure when Rsk ⁇ 0. For this reason, Rsk ⁇ 0, and by setting this to ⁇ 1.0 or more and ⁇ 0.3 or less, the surface of the large collar surface 18 has a shape having a smooth mountain in a wide range.
  • the kurtosis Rku of the roughness curve is expressed by the mean square of z (x) at the reference length made dimensionless by the square of the root mean square roughness Rq of the cross section curve as shown in the following equation (3). It is.
  • the kurtosis Rku of the roughness curve is a numerical value indicating the degree of sharpness (sharpness) of the probability density function of the contour curve, and is a parameter that is strongly influenced by protruding peaks or valleys.
  • FIG. 13 shows a roughness curve satisfying Kurtosis Rku> 3 and a roughness curve satisfying Kurtosis Rku ⁇ 3.
  • the large collar surface 18 can be used to stabilize the rotational torque during low-speed rotation.
  • the surface texture has a protrusion.
  • the rotational torque of the tapered roller bearing 10 can be stabilized and seizure resistance can be improved. Coexistence can be realized.
  • the specified range of roughness is too small and the processing resistance becomes too large. Problems such as grinding burn may occur, and it is difficult to perform the processing. Therefore, when machining the large flange surface 18 of the inner ring 13 having the above-described roughness characteristics, it is preferable to perform super finishing in an ultra-short time of, for example, 0.5 seconds to 2 seconds.
  • the roughness of the large end surface 16 of the roller 12 has less influence on the function of the tapered roller bearing 10 than the roughness of the large collar surface 18 of the inner ring 13. For this reason, the condition of the roughness of the large end surface 16 of the roller 12 is gentler than that of the large collar surface 18.
  • the arithmetic average roughness Ra of the large end face 16 of the roller 12 may be set to 0.1 ⁇ m or less from the viewpoint of obtaining a good lubricating oil wedge effect.
  • the large end surface 16 of the roller 12 and the large flange surface 18 of the inner ring 13 are ideally in a contact relationship between a spherical surface and a flat surface, particularly good seizure resistance can be realized. For this reason, when the large collar surface 18 has a bus bar shape having irregularities, the maximum height of the irregularities on the large collar surface 18 is preferably 1 ⁇ m or less.
  • the large collar surface 18 of the inner ring 13 is composed of a conical surface 18a and a flank 18b having an arc cross section smoothly connected to the outside of the conical surface 18a.
  • a chamfer 18c is provided outside the flank 18b.
  • the conical surface 18a is formed around the point O shown in FIG.
  • the large end face 16 of the roller 12 is formed from point O in spherical 16s distance R BASE 0.75 times 0.87 times the radius of curvature R to the large rib surface 18 of the inner ring 13, the spherical 16s In the center portion of the circular region, a circular region of the thinning 190 is provided.
  • the outer peripheral end of the fillet 190 is extended to the vicinity of the boundary between the conical surface 18a of the large collar surface 18 and the flank 18b.
  • the contact ellipse 200 becomes larger as the axial load during use of the bearing is higher.
  • the tapered roller bearing 10 is designed so that the boundary between the flank 18b and the conical surface 18a is in the vicinity of the outer edge of the maximum contact ellipse, assuming a maximum contact ellipse under an allowable maximum axial load.
  • the wedge-shaped gap for drawing in oil can be appropriately formed in all use load ranges.
  • the large collar surface 18 of the inner ring 13 is smoothly connected to the outer end of the conical surface 18a and the conical surface 18a that contacts the large end surface 16 of the roller 12, and from the large end surface 16 of the roller 12. And a flank face 18b that curves in a separating direction.
  • the flank 18b has an arcuate cross-sectional shape. For this reason, it is possible to easily process the flank 18b having an excellent lubricating oil pulling action.
  • a first grinding relief portion 43 is formed at a corner where the raceway surface 13A and the large collar 41 intersect, and the raceway surface 13A and A second grinding relief 44 is formed at the corner with the gavel 42.
  • the raceway surface 13A has a straight line extending in the inner ring axial direction.
  • a raceway surface 11A facing the raceway surface 13A is formed on the inner periphery of the outer ring 2, and there is no wrinkle.
  • the raceway surface 11A has a straight line extending in the outer ring axial direction.
  • crowning surfaces 22 ⁇ / b> A and 22 ⁇ / b> B as the crowning portion 22 and crownings 24 ⁇ / b> A and 24 ⁇ / b> B as the crowning portion 24 are formed on the rolling surface 12 ⁇ / b> A on the outer periphery of the roller 12.
  • Chamfered portions 21 and 25 are provided on the surface.
  • the crowning portions 22 and 24 of the rolling surface 12A can be considered as crowning forming portions where crowning is formed.
  • the crowning formation portion is specifically formed as a contact portion crowning portion 27 and a non-contact portion crowning portion 28.
  • the contact portion crowning portion 27 is in the axial range of the raceway surface 13A and is in contact with the raceway surface 13A.
  • the non-contact portion crowning portion 28 is out of the axial range of the raceway surface 13A and is not in contact with the raceway surface 13A.
  • the contact portion crowning portion 27 and the non-contact portion crowning portion 28 are lines in which the buses extending in the roller axis direction are expressed by different functions and are smoothly connected to each other at the connection point P1.
  • the curvature R8 of the bus of the non-contact portion crowning portion 28 is set smaller than the curvature R7 of the bus of the contact portion crowning portion 27.
  • the term “smoothly continuous” refers to continuous without generating a corner.
  • the bus bar of the contact portion crowning portion 27 and the bus bar of the non-contact portion crowning portion 28 are mutually continuous points.
  • the continuation has a common tangent, that is, the bus is a function that can be continuously differentiated at the continuous points.
  • the grindstone can be applied to the rolling surface 12A as necessary and sufficiently as compared with the case where the crowning portion is formed only on the raceway surface 13A. Therefore, the processing defect with respect to 12 A of rolling surfaces can be prevented beforehand.
  • the crowning portions 22 and 24 formed on the rolling surface 12A can reduce the surface pressure and the stress at the contact portion, thereby extending the life of the tapered roller bearing 10.
  • the curvature R8 of the non-contact portion crowning portion 28 is smaller than the curvature R7 of the contact portion crowning portion 27. Therefore, it is possible to reduce the drop amount at both ends of the roller 12. Therefore, for example, the amount of grinding can be suppressed from that of the conventional single arc crowning, the processing efficiency of the roller 12 can be improved, and the manufacturing cost can be reduced.
  • the bus of the contact portion crowning portion 27 is formed by a logarithmic curve of logarithmic crowning represented by the above formula (1).
  • the contact portion crowning portion 27 represented by the logarithmic crowning can reduce the surface pressure and the stress at the contact portion, thereby extending the life of the tapered roller bearing 10.
  • the crowning when the crowning is optimized using the mathematical optimization method for K 1 and z m in the above formula (1), the crowning as shown in “logarithm” in FIG. At this time, the maximum drop amount of the crowning of the roller 12 is 69 ⁇ m.
  • the region G in FIG. 17 is the crowning portion 24B facing the first grinding relief portion 43 and the second grinding relief portion 44 of the inner ring 13 in FIG.
  • the G region of the roller 12 does not need to be logarithmic crowning, and may be a straight line, a circular arc, or other functions. Even if the G region of the roller 12 is a straight line, an arc, or other functions, the entire surface of the roller 12 has the same surface pressure distribution as in the case of logarithmic crowning, and there is no functional difference.
  • An optimal logarithmic crowning can be designed by appropriately selecting K 1 and z m in the functional expression representing the logarithmic crowning.
  • Crowning is generally designed to reduce the maximum surface pressure or stress at the contact.
  • K 1 and z m are selected so as to minimize the maximum value of the equivalent stress of Mises.
  • K 1 and z m can be selected using an appropriate mathematical optimization method.
  • Various algorithms for mathematical optimization methods have been proposed.
  • One of the direct search methods is that optimization can be performed without using the derivative of the function. Useful when functions and variables cannot be directly represented by mathematical expressions.
  • the optimum values of K 1 and z m are obtained using the Rosenbrock method, which is one of the direct search methods.
  • the crowning in the region G in FIG. 17 may have any shape, but considering the contact with the outer ring 2 and the formability of the grindstone during processing, In the connection point P1 with the logarithmic crowning part, it is not desirable that the slope is smaller than that of the logarithmic crowning part. Giving a gradient larger than the gradient of the logarithmic crowning portion for the crowning in the region G is not desirable because the drop amount increases. That is, it is desirable that the crowning and logarithmic crowning in the region G are designed so that the gradients coincide at the connection point P1 and are smoothly connected. In FIG.
  • the case where the crowning of the G region of the roller 12 is a straight line is illustrated by a dotted line, and the case of a circular arc is illustrated by a thick solid line.
  • the drop amount Dp of the crowning of the roller 12 is, for example, 36 ⁇ m.
  • the crowning drop amount Dp of the roller 12 is, for example, 40 ⁇ m.
  • the bus of the non-contact portion crowning portion 28 may have either one or both of a large-diameter side portion and a small-diameter side portion being a circular arc.
  • the drop amount Dp can be reduced more than that in which the generatrix of the entire roller rolling surface is represented by a logarithmic curve, for example. Therefore, the amount of grinding can be reduced.
  • either or both of the large-diameter side portion and the small-diameter side portion of the bus bar of the non-contact portion crowning portion 28 may be straight lines (in the example of FIG. 19, the large-diameter side portion). Only the straight line). In this case, the drop amount Dp can be further reduced as compared with the case where the bus of the non-contact portion crowning portion 28 is an arc.
  • Part or all of the bus bars of the contact portion crowning portion 27 may be represented by logarithmic crowning represented by the above formula (1).
  • the contact portion crowning portion 27 represented by the logarithmic crowning can reduce the surface pressure and the stress at the contact portion, thereby extending the life of the tapered roller bearing.
  • the bus line of the contact portion crowning portion 27 is formed by a straight portion 27A (synonymous with the central portion 23 in FIG. 3) formed flat along the roller axis direction and a logarithmic curve of logarithmic crowning. And may be represented by the portion 27B.
  • the actual curvature radius Rprocess when the actual curvature radius after machining of the large end surface 16 of the roller 12 is Rprocess.
  • the ratio Rprocess / R of the reference curvature radius R may be 0.8 or more.
  • 21 and 22 are schematic cross-sectional views along the rotation axis of the roller 12 obtained when the grinding process is ideally performed.
  • the large end surface 16 of the obtained roller 12 becomes a part of a spherical surface centered on the apex O (see FIG. 11) of the cone angle of the roller 12.
  • the large end surface 16 of the roller 12 having the end surface of the convex portion 16A is It becomes a part of one spherical surface centered on the apex of 12 cone angles.
  • the inner peripheral end of the convex portion 16A in the radial direction around the rotation axis of the roller 12 is connected to the concave portion 16B via points C2 and C3.
  • the outer peripheral end of the convex portion 16A is connected to the chamfered portion 16C via points C1 and C4.
  • the points C1 to C4 are arranged on one spherical surface as described above.
  • the radius of curvature R of the large end surface 16 of the roller 12 is an R dimension when the large end surface 16 of the roller 12 shown in FIG. 21 is an ideal spherical surface.
  • the end points of the large end face 16 of the roller 12 are C1, C2, C3, and C4, the midpoint between the points C1 and C2 is P5, and the midpoint between the points C3 and C4.
  • Points C1 and C4 are connection points between the convex portion 16A and the chamfered portion 16C, and points C2 and C3 are connection points between the convex portion 16A and the concave portion 16B.
  • the reference radius of curvature R is different from the actual radius of curvature Rprocess measured as the radius of curvature of the large end surface 16 of the roller 12 obtained by actual grinding as described later.
  • a tapered roller is manufactured by subjecting a cylindrical roller base material to a grinding process including a forging process and a crowning process in order.
  • a concave portion resulting from the shape of the punch of the forging device is formed at the center of the surface to be the large end surface of the molded body obtained by the forging process.
  • the planar shape of the concave portion is, for example, a circular shape. If it says from a different viewpoint, the convex part resulting from the punch of a forging apparatus is formed in the outer peripheral part of the surface which should become the big end surface of the molded object obtained by forging.
  • the planar shape of the convex portion is, for example, an annular shape. At least a part of the convex portion of the molded body is removed by a grinding process performed thereafter.
  • FIG. 23 is a schematic cross-sectional view along the rotation axis of the roller 12 obtained by actual grinding.
  • the ideal large end face shown in FIG. 22 is indicated by a dotted line.
  • the large end surface of the tapered roller that is actually obtained by grinding the formed body in which the concave portion and the convex portion are formed as described above is centered on the apex of the conical angle of the tapered roller. Does not become part of one spherical surface.
  • the points C1 to C4 of the convex portion of the tapered roller actually obtained have a shape in which each of the points C1 to C4 is slanted compared to the convex portion shown in FIG. That is, the points C1 and C4 shown in FIG.
  • the points C2 and C3 shown in FIG. 23 are compared with the points C1 and C4 shown in FIG. 22 on the outer peripheral side (the side away from the rotation axis) in the radial direction (left-right direction in the figure) with respect to the center of the rotation axis. And R152 on one side with respect to R1564 of the entire large end surface 16 is not the same and can be made smaller. )
  • the points C2 and C3 shown in FIG. 23 are arranged on the inner peripheral side (the side closer to the rotation axis) in the radial direction with respect to the center of the rotation axis as compared with the points C2 and C3 shown in FIG.
  • the intermediate points P5 and P6 shown in FIG. 23 are formed at positions substantially equal to the intermediate points P5 and P6 shown in FIG. 22, for example.
  • the vertex C1 and the vertex C4 are arranged on one spherical surface, and the vertex C2 and the vertex C3 are on the other spherical surface. Is arranged.
  • R152 and R364 on one side after processing of the large end surface 16 of the roller 12 are referred to as an actual curvature radius Rprocess.
  • the actual curvature radius Rprocess is substantially equal to one circular arc 16C formed by a part of the large end surface formed on one convex portion.
  • the radius of curvature of one arc 16C formed by a part of the large end surface formed on one convex portion 16A is such that a part of the large end surface formed on the other convex portion 16A is This is equivalent to the radius of curvature of the arc 16C formed. That is, the actual curvature radius Rprocess is substantially equal to the curvature radius of the arc 16C passing through the vertex C3, the intermediate point P6, and the vertex C4. The actual curvature radius Rprocess is equal to or less than the reference curvature radius R.
  • the ratio Rprocess / R of the actual curvature radius Rprocess to the reference curvature radius R is 0.8 or more.
  • the radius of curvature Rvirtual (hereinafter referred to as a virtual radius of curvature) of the virtual arc passing through is equal to or less than the reference radius of curvature R. That is, in the roller 12 of the tapered roller bearing 10 according to the present embodiment, the ratio Rprocess / Rvirtual of the actual curvature radius Rprocess to the virtual curvature radius Rvirtual is 0.8 or more.
  • Rvirtual is the center point (intermediate point) P5 of the first portion of the large end surface located on one side (left side in FIG. 23) with respect to the rotation axis and the other side (in FIG. 23).
  • the radius of curvature R1 passes through the center point (intermediate point) P6 of the second portion of the large end face located on the right side.
  • Rprocess is a radius of curvature R2 of the arc 16C which is the first portion of the large end face located on one side (left side in FIG. 23) with respect to the rotation axis. At this time, R2 / R1 is 0.8 or more.
  • the actual curvature radius Rprocess and the virtual curvature radius Rvirtual can be measured by any method with respect to the roller 12 actually formed by grinding, for example, a surface roughness measuring device (for example, a Mitutoyo surface roughness measuring device). It can be measured using the surf test SV-100).
  • a surface roughness measuring instrument first, a measurement axis is set along the radial direction centering on the rotation axis, and the surface shape of the large end face is measured.
  • the vertexes C1 to C4 and the intermediate points P5 and P6 are plotted on the obtained large end face profile.
  • the actual curvature radius Rprocess is calculated as the curvature radius of the arc passing through the plotted vertex C1, intermediate point P5, and vertex C2.
  • the virtual curvature radius Rvirtual is calculated as the curvature radius of the arc passing through the plotted vertex C1, intermediate points P5 and P6, and vertex C4.
  • the reference radius of curvature R is estimated based on industrial standards such as JIS standards, for example, from the dimensions of tapered rollers obtained by actual grinding.
  • the surface roughness Ra of the large end face 16 is 0.10 ⁇ m or less.
  • the contact positions of the raceway surfaces 11A and 13A of the inner ring and the outer ring 11 and the rolling surface with respect to the width L of the rolling surface of the roller in the extending direction of the rotation shaft is 0% or more and less than 20%.
  • the contact position when the ratio ⁇ / L exceeds 0% is at the center position of the rolling surface in the extending direction of the rotation shaft or on the large end face side from the center position.
  • the configuration in which the ratio ⁇ / L exceeds 0% is the crowning formed on the rolling surface 12A of the roller 12, the raceway surface 11A of the inner ring and the outer ring 11, and the raceway surface 13A of the inner ring 13. This can be realized by relatively shifting the positions of the vertices of the crowning formed in (1).
  • the configuration in which the ratio ⁇ / L exceeds 0% is such that, as shown in FIG. 25, the angle formed by the raceway surface 13A of the inner ring with respect to the axial direction of the inner ring 13 and the raceway surface 11A of the outer ring 11 This can be realized by relatively changing the angle formed with respect to the axial direction. Specifically, the angle formed by the raceway surface 13A of the inner ring with respect to the axial direction of the inner ring is increased as compared with the case where the shift amount ⁇ of the hit position indicated by the dotted line in FIG. 25 is zero, and the outer ring
  • the configuration in which the ratio ⁇ / L exceeds 0% can be realized by at least one of the methods of reducing the angle formed by the 11 raceway surfaces 11A with respect to the axial direction of the outer ring 11.
  • the ratio Rprocess / R of the actual curvature radius Rprocess to the reference curvature radius R is 0.8 or more.
  • the present inventors can improve the seizure resistance of the tapered roller bearing having the ratio Rprocess / R of 0.8 or more as compared with the tapered roller bearing having Rprocess / R of less than 0.8. It was confirmed.
  • a constant axial load can be received by sliding contact between the large end surface of the roller and the large collar surface of the inner ring. If the lubrication environment between the large end surface and the large ridge surface becomes insufficient due to the sliding contact, the contact surface pressure between the large end surface and the large ridge surface increases to cause metal contact.
  • the ratio R / R BASE of the reference curvature radius R of the large end face of the tapered roller to the distance R BASE from the top of the cone angle of the tapered roller to the large collar surface of the inner ring is not less than 0.75. Since it is 87 or less, the oil film thickness t can be increased based on FIGS. 11 and 12, the maximum Hertz stress p can be reduced, and the torque loss and heat generation due to the sliding friction between the large end surface and the large collar surface can be reduced. can do.
  • the ratio Rprocess / R is 0.8 or more as described above, the contact surface pressure between the large end face and the large collar surface is reduced as compared with the tapered roller bearing having the ratio Rprocess / R of less than 0.8. And an increase in skew angle can be suppressed. As a result, an increase in contact surface pressure between the large end surface and the large collar surface can be suppressed, and a sufficient oil film thickness can be secured between both surfaces. This is confirmed from the following calculation results.
  • Table 1 shows the contact surface when the ratio Rprocess / R is changed with respect to the contact surface pressure p0, the skew angle ⁇ 0, and the oil film parameter ⁇ 0 between the large end surface and the large collar surface when the ratio Rprocess / R is 1.
  • the calculation result of each ratio of the pressure p, the skew angle ⁇ , and the oil film parameter ⁇ is shown.
  • the contact surface pressure ratio p / p0 between the large end surface and the large collar surface is 1.6 or more
  • the skew angle ratio ⁇ / ⁇ 0 is The oil film parameter ratio ⁇ / ⁇ 0 is 0.5 or less.
  • the tapered roller bearing with the ratio Rprocess / R of 0.8 or more ensures the oil film thickness between the large end surface and the large collar surface compared to the tapered roller bearing with the ratio Rprocess / R of less than 0.8. It was confirmed by the above calculation results that it could be done.
  • the surface roughness Ra of the large end surface is preferably 0.10 ⁇ m or less in the configurations of FIGS. In this way, a sufficient oil film thickness can be ensured between the large end surface of the roller and the large collar surface of the inner ring.
  • the ratio ⁇ / L of the deviation amount ⁇ from the middle point of the rolling surface in the extending direction is 0% or more and less than 20%, and the hit position is the rolling surface in the extending direction of the rotation axis.
  • the inventors of the present invention have a rolling surface in the extending direction of the rotation axis when the ratio ⁇ / L is 0% or more and less than 20% and the ratio ⁇ / L is more than 0%. Or the center position of the rolling surface in the extending direction of the rotation shaft or the center when the ratio ⁇ / L exceeds 0%. It was confirmed that the skew angle can be reduced and the increase in rotational torque can be suppressed compared to the case where the position is on the small end face side relative to the position.
  • Table 2 shows that when the deviation amount ⁇ is 0, that is, the contact position between the raceway surfaces 11A and 13A of the inner ring and the outer ring 11 and the rolling surface is located at the midpoint of the rolling surface in the extending direction of the rotation shaft.
  • the calculation results of the respective ratios of the skew angle ⁇ and the rotational torque M when the deviation amount ⁇ is changed with respect to the skew angle ⁇ 0 and the rotational torque M0 are shown.
  • the shift amount when the hit position is shifted to the small end face side from the midpoint is indicated by a negative value.
  • the skew angle ratio ⁇ / ⁇ 0 is as large as 1.5 or more when the hit position is shifted to the small end face side from the midpoint. Further, when the hit position is shifted to the small end face side from the midpoint, a slight increase in the shift amount causes a significant increase in rotational torque. On the other hand, when the deviation amount ⁇ is 0% or more and 20% or less, the skew angle ratio ⁇ / ⁇ 0 is 1 or less, and a slight increase in the deviation amount does not cause a significant increase in rotational torque. In addition, if it is not described in Table 2 or if the deviation amount ⁇ exceeds 20%, the rotational torque becomes high enough to cause other problems such as peeling, which is not preferable.
  • the contact position is the center position of the rolling surface in the extending direction of the rotation axis or It was confirmed from the above calculation results that the skew angle can be reduced by being on the large end face side from the center position.
  • a component preparation step (S100) is performed.
  • members to be bearing parts such as the outer ring 11, the inner ring 13, the roller 12, and the cage 14 are prepared.
  • the crowning is not yet formed on the member to be the roller 12, and the surface of the member is a pre-processed surface 12E indicated by a dotted line in FIG.
  • the roller 12 is formed to have a large end surface 16 and a small end surface 17 as shown in FIG. 9, and the inner ring 13 is formed to have a large collar surface 18 and a small collar surface 19 as shown in FIG. .
  • a heat treatment step (S200) is performed.
  • a predetermined heat treatment is performed to control the characteristics of the bearing component.
  • a carbonitriding process or a nitriding process are performed in order to form the nitrogen-enriched layers 11B, 12B, and 13B according to the present embodiment in at least one of the outer ring 11, the roller 12, and the inner ring 13, a carbonitriding process or a nitriding process, a quenching process, and a tempering process are performed.
  • Perform processing An example of the heat treatment pattern in this step (S200) is shown in FIG.
  • FIG. 27 shows a heat treatment pattern showing a method of performing primary quenching and secondary quenching.
  • Figure 28 is a material in the course quenching cooled to below the A 1 transformation point temperature, then, it shows a heat treatment pattern reheated shows the final quenching Ru method. In these figures, it was sufficiently the penetration of addition of carbon to diffuse carbon and nitrogen in the matrix of the treated T 1 steel is cooled below the A 1 transformation point.
  • the processing T 1 is reheated to a low temperature, subjected to oil quenching from there. Thereafter, for example, a tempering process at a heating temperature of 180 ° C. is performed.
  • the above heat treatment it is possible to improve the cracking strength and reduce the aging rate of dimensional change while carbonitriding the surface layer portion of the bearing component, rather than normal quenching, that is, carbonitriding once after the carbonitriding treatment. Can do.
  • the heat treatment step (S200) in the nitrogen-enriched layers 11B, 12B, and 13B having a quenched structure, the grain size of the prior austenite crystal grains is compared with the microstructure in the conventional quenched structure shown in FIG. As a result, a microstructure as shown in FIG.
  • the bearing component subjected to the above heat treatment has a long life against rolling fatigue, can improve the cracking strength, and can also reduce the rate of dimensional change over time.
  • a processing step (S300) is performed.
  • finishing is performed so that the final shape of each bearing component is obtained.
  • the crowning 22A and the chamfered portion 21 are formed by machining such as cutting as shown in FIG.
  • an assembly process (S400) is performed.
  • the tapered roller bearing 10 shown in FIG. 9 is obtained by assembling the bearing components prepared as described above. In this way, the tapered roller bearing 10 shown in FIG. 1 can be manufactured.
  • a rotational torque test was performed on each of a plurality of types of tapered roller bearings having different inner ring large collar surfaces.
  • the test model number of the tapered roller bearing 10 is 30307D, and the rust preventive oil has a kinematic viscosity at 40 ° C. of 16.5 mm 2 / s and a kinematic viscosity at 100 ° C. of 3.5 mm 2 / s. I used something.
  • the arithmetic mean roughness Ra of the large flange surface 18 is 0.149 ⁇ m
  • the skewness Rsk of the roughness curve is ⁇ 0.96
  • a sample of the tapered roller bearing 10 having a curvature curve kurtosis Rku of 4.005 was used.
  • a comparative prior art sample there are two types, a sample having an arithmetic average roughness Ra of the large corrugated surface 18 of 0.2 ⁇ m and a sample having an arithmetic average roughness Ra of the large corrugated surface 18 of 0.08 ⁇ m. Used. Note that the arithmetic average roughness Ra, skewness Rsk, and kurtosis Rku on the large surface can all be measured by a surface roughness measuring machine.
  • the test was performed by measuring the rotational torque when the rotational speed of the tapered roller bearing was changed from 0 r / min to 200 r / min. The measurement results are shown in FIG.
  • the product of the present invention which is a sample of the present embodiment, has a stable torque characteristic substantially equal to that of a conventional product having a Ra of 0.2 ⁇ m. This is because the wedge effect of the lubricating oil is small in the low rotational speed region of 200 r / min or less, and the lubricating oil film is thin and boundary lubrication is performed up to a condition of 200 r / min.
  • the preload management (or torque check) after assembling the actual machine is performed under the condition of the rotational speed in the range of 10r / min to 50r / min. It can be said that the present invention product capable of stabilizing the torque in this range has good assembling performance.
  • a temperature increase test was performed on a test object of the same type as the tapered roller bearing subjected to the rotational torque test, that is, the same lot sample.
  • the test model number of the tapered roller bearing 10 is 30307D, and the radial load is 17 kN and the radial load is 1.5 kN.
  • Turbine oil VG56 was used as a hot water bath for raising the temperature. And the temperature of the outer ring
  • the test results are as shown in Table 3 below. In the table, “A” indicates that the temperature of the outer ring was 120 ° C. or lower, and “C” indicates that the temperature of the outer ring was 120 ° C. or higher and lower than 150 ° C. Further, the “B” mark indicates that the temperature of the outer ring was 150 ° C. or higher.
  • Table 3 shows that the product of the present invention has seizure resistance equivalent to that of a conventional product having an Ra of 0.08 ⁇ m.
  • the contact relationship between the large end surface of the tapered roller and the large collar surface of the inner ring is “contact relationship between a sphere and a flat surface”.
  • the large collar surface 18 of the inner ring 13 of the present embodiment is a substantially straight plane to the extent that it can be obtained from industrial products.
  • Tables 4 to 7 show the results of evaluation according to the above-described temperature increase test and rotational torque test in various combinations of the arithmetic average roughness Ra, the roughness curve skewness Rsk, and the roughness curve kurtosis Rku.
  • S indicates that it is very good
  • A mark is good
  • C mark is not good but not bad
  • B mark is Indicates a failure.
  • the large corrugated surface is finished with a particularly smooth surface property, so the skewness Rsk of the roughness curve on the large corrugated surface is Regardless of whether it is in the range of -1.0 or more and -0.3 or less, and whether or not the kurtosis Rku of the roughness curve is in the range of 3.0 or more and 5.0 or less It can be seen that the tackiness is particularly good while the torque stability is particularly bad.
  • the skewness Rsk of the roughness curve of the large ridge surface 18 is ⁇ 1.0.
  • ⁇ Rsk ⁇ ⁇ 0.3 if the kurtosis Rku of the roughness curve of the large rib surface 18 is 3.0 ⁇ Rku ⁇ 5.0, it is possible to achieve both seizure resistance and torque stability. I understand that.
  • Sample No. Four types of tapered rollers 1 to 4 were prepared as samples.
  • the model number of the tapered roller was 30206.
  • JIS standard SUJ2 material 1.0 mass% C-0.25 mass% Si-0.4 mass% Mn-1.5 mass% Cr was used.
  • the carbonitriding temperature was 845 ° C. and the holding time was 150 minutes.
  • the atmosphere of the carbonitriding process was RX gas + ammonia gas.
  • Sample No. For sample 2 sample no. After performing carbonitriding and quenching in the same manner as in No. 1, the partial arc crowning shown in FIG. 8 was formed.
  • Sample No. for No. 4 after performing the heat treatment pattern shown in FIG. 27, logarithmic crowning according to the present embodiment shown in FIG. 5 was formed at both ends.
  • the carbonitriding temperature was 845 ° C. and the holding time was 150 minutes.
  • the atmosphere of the carbonitriding process was RX gas + ammonia gas.
  • the furnace atmosphere was strictly controlled. Specifically, the furnace temperature unevenness and the ammonia gas atmosphere unevenness were suppressed.
  • the final quenching temperature was 800 ° C.
  • Sample No. mentioned above. 3 and sample no. 4 corresponds to the embodiment of the present invention.
  • Sample No. 1 and sample no. 2 corresponds to the comparative example.
  • Experiment 2 Life test under uneven load The same test equipment as the life test of Experiment 1 was used. The test conditions were basically the same as those in Experiment 1 described above, but the test was performed with an axial load of 2/1000 rad applied to the center axis of the roller and an unbalanced load applied.
  • Experiment 2 Life test under unbalanced load 4 and sample no. 3 showed the best results and was considered to have a long life.
  • sample No. 1 is Sample No. 4 and sample no. Although it was less than 3, comparatively good results were shown.
  • sample No. No. 2 shows a result worse than the result in Experiment 1 above, and it is considered that the life was shortened by the uneven load condition.
  • sample No. No. 4 showed a good result in any test, and it was the best overall result.
  • Sample No. 3 also sample No. 1 and sample no. The result was better than 2.
  • FIG. 31 shows an automobile differential using the tapered roller bearing 10 described above. This differential is connected to a propeller shaft (not shown), and a drive pinion 122 inserted through the differential case 121 is engaged with a ring gear 124 attached to the differential gear case 123 and attached to the inside of the differential gear case 123.
  • the pinion gear 125 is engaged with a side gear 126 connected to a drive shaft (not shown) inserted through the differential gear case 123 from the left and right, and the driving force of the engine is transmitted from the propeller shaft to the left and right drive shafts. It is like that.
  • a drive pinion 122 and a differential gear case 123 which are power transmission shafts, are supported by a pair of tapered roller bearings 10a and 10b, respectively.
  • manual transmission 100 is a constant-mesh manual transmission, and includes input shaft 111, output shaft 112, counter shaft 113, gears (gears) 114a to 114k, and housing 115. It has.
  • the input shaft 111 is supported by the tapered roller bearing 10 so as to be rotatable with respect to the housing 115.
  • a gear 114a is formed on the outer periphery of the input shaft 111, and a gear 114b is formed on the inner periphery.
  • the output shaft 112 is rotatably supported on the housing 115 by the tapered roller bearing 10 on one side (right side in the figure), and can be rotated on the input shaft 111 by the rolling bearing 120A on the other side (left side in the figure). It is supported by. Gears 114c to 114g are attached to the output shaft 112.
  • the gear 114c and the gear 114d are respectively formed on the outer periphery and the inner periphery of the same member.
  • the member in which the gear 114c and the gear 114d are formed is rotatably supported with respect to the output shaft 112 by the rolling bearing 120B.
  • the gear 114e is attached to the output shaft 112 so as to rotate integrally with the output shaft 112 and to be slidable in the axial direction of the output shaft 112.
  • each of the gear 114f and the gear 114g is formed on the outer periphery of the same member.
  • the member in which the gear 114f and the gear 114g are formed is attached to the output shaft 112 so as to rotate integrally with the output shaft 112 and to be slidable in the axial direction of the output shaft 112.
  • the gear 114f can mesh with the gear 114b.
  • the gear 114g and the gear 114d Engageable.
  • the countershaft 113 is formed with gears 114h to 114k.
  • Two thrust needle roller bearings are disposed between the countershaft 113 and the housing 115, thereby supporting an axial load (thrust load) of the countershaft 113.
  • the gear 114h always meshes with the gear 114a, and the gear 114i always meshes with the gear 114c.
  • the gear 114j can mesh with the gear 114e when the gear 114e slides to the left side in the drawing.
  • the gear 114k can mesh with the gear 114e when the gear 114e slides to the right in the drawing.
  • the rotation of the input shaft 111 is transmitted to the countershaft 113 by meshing between the gear 114 a formed on the input shaft 111 and the gear 114 h formed on the countershaft 113.
  • the rotation of the countershaft 113 is transmitted to the output shaft 112 by meshing between the gears 114i to 114k formed on the countershaft 113 and the gears 114c and 114e attached to the output shaft 112.
  • the rotation of the input shaft 111 is transmitted to the output shaft 112.
  • the gear meshing between the input shaft 111 and the counter shaft 113 and the gear meshing between the counter shaft 113 and the output shaft 112 are changed.
  • the rotational speed of the output shaft 112 can be changed stepwise with respect to the rotational speed of the input shaft 111.
  • the rotation of the input shaft 111 can be directly transmitted to the output shaft 112 by directly meshing the gear 114 b of the input shaft 111 and the gear 114 f of the output shaft 112 without using the counter shaft 113.
  • the shifting operation of the manual transmission 100 will be described more specifically.
  • the gear 114f does not mesh with the gear 114b
  • the gear 114g does not mesh with the gear 114d
  • the gear 114e meshes with the gear 114j
  • the driving force of the input shaft 111 is the gear 114a, the gear 114h, the gear 114j
  • It is transmitted to the output shaft 112 via the gear 114e.
  • This is the first speed, for example.
  • the driving force of the input shaft 111 is transmitted via the gear 114a, the gear 114h, the gear 114i, the gear 114c, the gear 114d, and the gear 114g. It is transmitted to the output shaft 112. This is the second speed, for example.
  • the input shaft 111 is directly coupled to the output shaft 112 by meshing with the gear 114b and the gear 114f, and the driving force of the input shaft 111 is Directly transmitted to the output shaft 112.
  • the manual transmission 100 includes the tapered roller bearing 10 in order to rotatably support the input shaft 111 and the output shaft 112 as rotating members with respect to the housing 115 disposed adjacent thereto. Yes.
  • the tapered roller bearing 10 according to the above embodiment can be used in the manual transmission 100.
  • the tapered roller bearing 10 with reduced torque loss and improved seizure resistance and life is suitable for use in the manual transmission 100 in which high surface pressure is applied between the rolling elements and the raceway member. .
  • FIG. 33 is a schematic cross-sectional view of a tapered roller bearing according to an embodiment of the present invention.
  • 34 is a partial cross-sectional schematic view of the tapered roller bearing shown in FIG.
  • FIG. 35 is a partial cross-sectional schematic view of the tapered roller of the tapered roller bearing shown in FIG. 36 is an enlarged partial cross-sectional schematic view of the tapered roller shown in FIG.
  • the tapered roller bearing according to the present embodiment will be described with reference to FIGS.
  • a tapered roller bearing 1010 shown in FIG. 33 mainly includes an outer ring 1011, an inner ring 1013, a plurality of rollers 1012, and a cage 1014.
  • the outer ring 1011 has an annular shape, and has an outer ring raceway surface 1011A on the inner peripheral surface.
  • the inner ring 1013 has an annular shape, and has an inner ring raceway surface 1013A on the outer peripheral surface.
  • the inner ring 1013 is disposed on the inner peripheral side of the outer ring 1011 so that the inner ring raceway surface 1013A faces the outer ring raceway surface 1011A.
  • Roller 1012 is disposed on the inner peripheral surface of outer ring 1011.
  • the roller 1012 has a roller rolling surface 1012A, and contacts the inner ring raceway surface 1013A and the outer ring raceway surface 1011A at the roller rolling surface 1012A.
  • the plurality of rollers 1012 are arranged at a predetermined pitch in the circumferential direction by a cage 1014 made of synthetic resin. As a result, the roller 1012 is rotatably held on the annular raceway of the outer ring 1011 and the inner ring 1013.
  • the tapered roller bearing 1010 includes a cone including an outer ring raceway surface 1011A, a cone including an inner ring raceway surface 1013A, and a cone including a locus of a rotation axis when the roller 1012 rolls on the center line of the bearing. It is configured to intersect at one point. With such a configuration, the outer ring 1011 and the inner ring 1013 of the tapered roller bearing 1010 can rotate relative to each other.
  • the material constituting the outer ring 1011, the inner ring 1013, and the roller 1012 may be steel.
  • the steel is a portion other than the nitrogen-enriched layers 1011B, 1012B, and 1013B, and at least carbon is 0.6 mass% to 1.2 mass%, silicon is 0.15 mass% to 1.1 mass%, manganese 0.3 mass% or more and 1.5 mass% or less.
  • the steel may further contain 2.0% by mass or less of chromium.
  • the carbon content exceeds 1.2% by mass, the material hardness is high even if spheroidizing annealing is performed, so that cold workability is hindered and sufficient cold work amount is obtained when performing cold work. The processing accuracy cannot be obtained. In addition, the carbonitriding process tends to become an excessively carburized structure, and there is a risk that the cracking strength is reduced. On the other hand, when the carbon content is less than 0.6% by mass, it takes a long time to secure the required surface hardness and the amount of retained austenite, or the necessary internal hardness is obtained by quenching after reheating. It becomes difficult to be.
  • the reason why the Si content is 0.15 to 1.1% by mass is that Si can increase the resistance to temper softening and ensure heat resistance, and can improve the rolling fatigue life characteristics under lubrication mixed with foreign matter. It is. When the Si content is less than 0.15% by mass, the rolling fatigue life characteristics under lubrication with foreign matters are not improved. On the other hand, when the Si content exceeds 1.1% by mass, the hardness after normalization is too high. Impairs cold workability.
  • Mn is effective in securing the quench hardening ability of the carbonitrided layer and the core.
  • the Mn content is less than 0.3% by mass, sufficient quenching and hardening ability cannot be obtained, and sufficient strength cannot be ensured in the core.
  • the Mn content exceeds 1.5% by mass, the curing ability becomes excessively high, the hardness after normalization becomes high, and the cold workability is hindered.
  • the austenite is excessively stabilized and the amount of retained austenite in the core is excessively increased to promote a change in size over time.
  • the hardness of the surface layer portion is easily improved.
  • the Cr content is set to 2.0% by mass or less when the content exceeds 2.0% by mass, the cold workability is remarkably lowered, or even if the content exceeds 2.0% by mass, the hardness of the surface layer portion described above. This is because the improvement effect is small.
  • the steel of the present disclosure contains Fe as a main component and may contain inevitable impurities in addition to the above elements.
  • Inevitable impurities include phosphorus (P), sulfur (S), nitrogen (N), oxygen (O), aluminum (Al), and the like.
  • the amounts of these inevitable impurity elements are each 0.1% by mass or less.
  • the outer ring 1011 and the inner ring 1013 are preferably made of a steel material that is an example of a bearing material, for example, JIS standard SUJ2.
  • the roller 1012 may be made of a steel material that is an example of a bearing material, for example, JIS standard SUJ2. Further, the roller 1012 may be made of another material, for example, a sialon sintered body.
  • nitrogen-enriched layers 1011B and 1013B are formed on the raceway surface 1011A of the outer ring 1011 and the raceway surface 1013A of the inner ring 1013.
  • the nitrogen-enriched layer 1013B extends from the raceway surface 1013A to the small surface and the large surface.
  • the nitrogen-enriched layers 1011B and 1013B are regions in which the nitrogen concentration is higher than the non-nitrided portion 1011C of the outer ring 1011 or the non-nitrided portion 1013C of the inner ring 1013, respectively.
  • a nitrogen-enriched layer 1012B is formed on the surface of the roller 1012 including the rolling surface 1012A.
  • the nitrogen-enriched layer 1012B of the roller 1012 is a region where the nitrogen concentration is higher than that of the non-nitrided portion 1012C of the roller 1012.
  • the nitrogen-enriched layers 1011B, 1012B, and 1013B can be formed by any conventionally known method such as carbonitriding or nitriding.
  • the nitrogen-enriched layer 1012B may be formed only on the roller 1012, the nitrogen-enriched layer 1011B may be formed only on the outer ring 1011, or the nitrogen-enriched layer 1013B may be formed only on the inner ring 1013. Good. Alternatively, a nitrogen enriched layer may be formed on two of the outer ring 1011, the inner ring 1013, and the roller 1012.
  • the rolling surface 1012A (see FIG. 34) of the roller 1012 is located at both ends, and the crowning portions 1022 and 24 where the crowning is formed, and the center connecting the crowning portions 1022 and 24 Part 1023.
  • No crowning is formed in the central portion 1023, and the shape of the central portion 1023 in the cross section in the direction along the center line 1026 that is the rotation axis of the roller 1012 is linear.
  • a chamfered portion 1021 is formed between the end surface 1017 of the roller 1012 and the crowning portion 1022.
  • a chamfered portion 1025 is also formed between the end surface 1016 and the crowning portion 1024.
  • the manufacturing method of the roller 1012 when performing the process (carbonitriding process) for forming the nitrogen-enriched layer 1012B, no crowning is formed on the roller 1012, and the outer shape of the roller 1012 is a dotted line in FIG. It becomes the surface 1012E before processing shown by these.
  • the side surface of the roller 1012 is processed as shown by the arrow in FIG. 36, and as shown in FIGS. 35 and 4, the crowning portion 1022 in which the crowning is formed, 24 is obtained.
  • Nitrogen enriched layer thickness The depth of the nitrogen-enriched layer 1012B in the roller 1012, that is, the distance from the outermost surface of the nitrogen-enriched layer 1012B to the bottom of the nitrogen-enriched layer 1012B is 0.2 mm or more. Specifically, a first measurement point 1031 that is a boundary point between the chamfered portion 1021 and the crowning portion 1022, a second measurement point 1032 that is a position having a distance W of 1.5 mm from the end surface 1012D, and the center of the rolling surface of the roller. At the measurement point 1033, the depths T1, T2, and T3 of the nitrogen-enriched layer 1012B at each position are 0.2 mm or more.
  • the depth of the nitrogen-enriched layer 1012B means the thickness of the nitrogen-enriched layer 1012B in the radial direction perpendicular to the center line 1026 of the roller 1012 and toward the outer peripheral side.
  • the values of the depths T1, T2, and T3 of the nitrogen-enriched layer 1012B depend on the process conditions such as the shape and size of the chamfered portions 1021 and 1025, the process for forming the nitrogen-enriched layer 1012B, and the above-described finishing process conditions. It can be changed as appropriate.
  • the depth T2 of the nitrogen-enriched layer 1012B is set to another depth due to the formation of the crowning 1022A after the nitrogen-enriched layer 1012B is formed as described above.
  • T1 and T3 the magnitude relationship between the values of the depths T1, T2 and T3 of the nitrogen-enriched layer 1012B can be changed as appropriate by changing the process conditions described above.
  • the thickness of the nitrogen-enriched layers 1011B and 1013B which is the distance from the outermost surface to the bottom of the nitrogen-enriched layers 1011B and 1013B, is 0.2 mm. That's it.
  • the thickness of the nitrogen-enriched layers 1011B and 1013B means the distance to the nitrogen-enriched layers 1011B and 1013B in the direction perpendicular to the outermost surface of the nitrogen-enriched layers 1011B and 1013B.
  • Crowning shape The shape of the crowning formed on the crowning portions 1022 and 24 of the roller 1012 is defined as follows. That is, the sum of the crowning drop amounts is defined as K 1 , K 2 , and z m in the yz coordinate system in which the generatrix of the rolling surface 1012A of the roller 1012 is the y-axis and the orthogonal direction of the generatrix is the z-axis.
  • Q is the load
  • L is the length in the generatrix direction of the effective contact portion of the rolling surface 1012A of the roller 1012
  • E ' is the equivalent elastic modulus
  • FIG. 37 is a yz coordinate diagram showing an example of the crowning shape.
  • the bus 1012 is a y-axis
  • the origin O is set on the center of the effective contact portion of the inner ring 1013 or the outer ring 1011 or 1012 on the bus 1012 and in the direction perpendicular to the bus (radial direction).
  • An example of the crowning represented by the above formula (1) is shown in the yz coordinate system taking the z axis.
  • the vertical axis is the z-axis and the horizontal axis is the y-axis.
  • the effective contact portion is a contact portion with the inner ring 1013 or the outer ring 1011 or 1012 when the crown 1012 is not crowned.
  • each crowning of the plurality of rollers 1012 constituting the tapered roller bearing 1010 is normally formed line-symmetrically with respect to the z axis passing through the central portion of the effective contact portion, only one crowning 1022A is shown in FIG. ing.
  • the load Q, the length L in the generatrix direction of the effective contact portion, and the equivalent elastic modulus E ′ are given as design conditions, and the length a from the origin to the end of the effective contact portion is a value determined by the position of the origin. It is.
  • z (y) indicates the drop amount of the crowning 1022A at the position y in the generatrix direction of the roller 1012, and the coordinates of the starting point O1 of the crowning 1022A are (a ⁇ K 2 a, 0). Therefore, the range of y in the formula (1) is y> (a ⁇ K 2 a).
  • a L / 2.
  • Magnification design parameters K 1 is a load Q, the geometric means the degree of curvature of the crowning 1022A.
  • Design parameters z m is meant the maximum drop amount of drop amount, i.e. crowned 1022A at the end of the effective contact portion.
  • the drop amount is excessive, the machining allowance generated from the material that has been removed during processing increases, leading to an increase in cost. Therefore, the design parameters K 1 , K 2 , and z m are optimized as follows.
  • Various optimization methods for the design parameters K 1 , K 2 , and z m can be adopted.
  • a direct search method such as Rosenblock method can be adopted.
  • the crowning that prevents oil film breakage on the contact surface under dilute lubrication can be obtained by using the surface pressure as the optimization objective function. Can do.
  • the ratio Rprocess / R of the actual curvature radius Rprocess (see FIG. 41) and the reference curvature radius R (see FIG. 40) is 0.8 or more. It is.
  • a tapered roller is manufactured by subjecting a cylindrical roller base material to a grinding process including a forging process and a crowning process in order.
  • a concave portion resulting from the shape of the punch of the forging device is formed at the center of the surface to be the large end surface of the molded body obtained by the forging process.
  • the planar shape of the concave portion is, for example, a circular shape. If it says from a different viewpoint, the convex part resulting from the punch of a forging apparatus is formed in the outer peripheral part of the surface which should become the big end surface of the molded object obtained by forging.
  • the planar shape of the convex portion is, for example, an annular shape. At least a part of the convex portions of the molded body is removed by a grinding process performed thereafter.
  • 39 and 40 are schematic cross-sectional views along the rolling axis of the tapered rollers obtained when the grinding process is ideally performed.
  • the large end surface of the tapered roller obtained is a part of a spherical surface centered on the apex O (see FIG. 38) of the conical angle of the tapered roller 1012.
  • the large end surface of the tapered roller formed of the end surface of the convex portion 1016A is a tapered roller. It becomes a part of one spherical surface centering on the vertex of the cone angle.
  • the inner peripheral end of the convex portion 1016A in the radial direction around the rolling axis of the tapered roller is connected to the concave portion 1016B via points C2 and C3.
  • the outer peripheral end of the convex portion is connected to the chamfered portion via points C1 and C4.
  • the points C1 to C4 are arranged on one spherical surface as described above.
  • a tapered roller is manufactured by subjecting a cylindrical roller base material to a grinding process including a forging process and a crowning process in order.
  • a concave portion resulting from the shape of the punch of the forging device is formed at the center of the surface to be the large end surface of the molded body obtained by the forging process.
  • the planar shape of the concave portion is, for example, a circular shape. If it says from a different viewpoint, the convex part resulting from the punch of a forging apparatus is formed in the outer peripheral part of the surface which should become the big end surface of the molded object obtained by forging.
  • the planar shape of the convex portion is, for example, an annular shape. At least a part of the convex portions of the molded body is removed by a grinding process performed thereafter.
  • the radius of curvature R of the large end surface 1016 of the roller 1012 is an R dimension when the large end surface 1016 of the roller 1012 shown in FIG. 39 is an ideal spherical surface.
  • the points C1, C2 at the end of the large end surface 1016 of the roller 1012 is set as the intermediate point P6.
  • Points C1 and C4 are connection points between the convex portion 1016A and the chamfered portion 1016C, and points C2 and C3 are connection points between the convex portion 1016A and the concave portion 1016B.
  • the reference radius of curvature R is different from the actual radius of curvature Rprocess measured as the radius of curvature of the large end surface of the tapered roller obtained by actual grinding as described later.
  • FIG. 41 is a schematic cross-sectional view along the rolling axis of the tapered roller obtained by actual grinding.
  • the ideal large end face shown in FIG. 40 is indicated by a dotted line.
  • the large end surface of the tapered roller actually obtained by grinding the molded body having the concave and convex portions as described above is centered on the apex of the conical angle of the tapered roller. Does not become part of one spherical surface.
  • the points C1 to C4 of the convex portions of the tapered roller that are actually obtained have a shape in which the points C1 to C4 are slanted compared to the convex portions shown in FIG. That is, the points C1 and C4 shown in FIG.
  • the points C2 and C3 shown in FIG. 41 are arranged on the inner peripheral side in the radial direction with respect to the center of the rolling shaft as compared with the points C2 and C3 shown in FIG. 40, and the extending direction of the rolling shaft. (R364 on one side with respect to R1564 of the entire large end surface 1016 is not the same and can be made smaller).
  • the intermediate points P5 and P6 shown in FIG. 41 are formed at substantially the same positions as the intermediate points P5 and P6 shown in FIG. 40, for example.
  • the vertex C1 and the vertex C2 are arranged on one spherical surface, and the vertex C3 and the vertex C4 are on the other spherical surface.
  • the radius of curvature of one arc formed by a part of the large end surface formed on one convex part is the radius of curvature of the arc formed by a part of the large end surface formed on the other convex part. It is about the same as the radius of curvature. That is, R152 on one side of the large end surface 1016 of the roller 1012 shown in FIG. 41 after processing is substantially equal to R364 on the other side.
  • R152 and R364 on one side of the large end surface 1016 of the roller 1012 after processing are referred to as an actual curvature radius Rprocess.
  • the actual curvature radius Rprocess is equal to or less than the reference curvature radius R.
  • the ratio Rprocess / R of the actual curvature radius Rprocess to the reference curvature radius R is 0.8 or more.
  • the radius of curvature Rvirtual (hereinafter referred to as the virtual radius of curvature) of the virtual arc passing through the vertex C1, the intermediate point P5, the intermediate point P6, and the vertex C4. Is equal to or less than the reference curvature radius R. That is, in the tapered roller of the tapered roller bearing according to the present embodiment, the ratio Rprocess / Rvirtual of the actual curvature radius Rprocess to the virtual curvature radius Rvirtual is 0.8 or more.
  • the actual curvature radius Rprocess and the virtual curvature radius Rvirtual can be measured by any method with respect to the tapered roller actually formed by grinding, for example, a surface roughness measuring device (for example, a Mitutoyo surface roughness measuring device). It can be measured using the surf test SV-100).
  • a surface roughness measuring instrument When a surface roughness measuring instrument is used, first, a measurement axis is set along the radial direction centered on the rolling axis, and the surface shape of the large end face is measured. The vertexes C1 to C4 and the intermediate points P5 and P6 are plotted on the obtained large end face profile.
  • the actual curvature radius Rprocess is calculated as the curvature radius of the arc passing through the plotted vertex C1, intermediate point P5, and vertex C2.
  • the virtual curvature radius Rvirtual is calculated as the curvature radius of the arc passing through the plotted vertex C1, intermediate points P5 and P6, and vertex C4.
  • the reference radius of curvature R is estimated based on industrial standards such as JIS standards, for example, from the dimensions of tapered rollers obtained by actual grinding.
  • the surface roughness Ra of the large end face is 0.10 ⁇ m or less.
  • the surface roughness Ra of the large ridge surface is 0.063 ⁇ m or less.
  • the raceway surface 1011A of the outer ring 1011 and the raceway surface 1013A and the rolling surface 1012A of the inner ring 1013 with respect to the width L of the rolling surface of the roller in the extending direction of the rolling shaft.
  • the ratio ⁇ / L of the shift amount ⁇ from the middle point of the rolling contact surface in the extending direction of the contact position is 0% or more and less than 20%.
  • the contact position when the ratio ⁇ / L exceeds 0% is at the center position of the rolling surface in the extending direction of the rolling shaft or on the larger end surface side than the center position.
  • the configuration in which the ratio ⁇ / L exceeds 0% includes the crowning formed on the rolling surface of the roller and the crowning formed on the raceway surfaces 1011A and 1013A of the inner ring and the outer ring 1011. This can be realized by relatively shifting the position of each vertex.
  • the ratio ⁇ / L exceeds 0%, as shown in FIG. 52, the angle formed by the raceway surface 1013A of the inner ring with respect to the axial direction of the inner ring, and the raceway surface 1011A of the outer ring 1011 This can be realized by relatively changing the angle formed with respect to the axial direction. Specifically, the angle formed by the raceway surface 1013A of the inner ring with respect to the axial direction of the inner ring is increased as compared with the case where the shift amount ⁇ of the contact position indicated by the dotted line in FIG.
  • the configuration in which the ratio ⁇ / L exceeds 0% can be realized by at least one of the methods of reducing the angle formed by the raceway surface 1011A of 1011 with respect to the axial direction of the outer ring 1011.
  • Ratio R / R BASE between reference radius R of large end surface 1016 of tapered roller 1012 and distance R BASE from point O to large collar surface 1018 of inner ring 1013 The small flange surface of the inner ring 1013 is finished to be a ground surface that is parallel to the small end surface 1017 of the tapered rollers 1012 arranged on the raceway surface 1013A.
  • the conical angle vertices of the tapered rollers 1012 and the raceway surfaces 1011A and 1013A of the outer ring 1011 and the inner ring 1013 coincide with each other at one point O on the center line of the tapered roller bearing 1010.
  • the ratio R / R BASE between the radius of curvature R of the end surface 1016 and the distance R BASE from the point O to the large collar surface 1018 of the inner ring 1013 is manufactured to be in the range of 0.75 to 0.87. .
  • the large collar surface 1018 is ground to a surface roughness Ra of, for example, 0.12 ⁇ m or less.
  • FIG. 49 is a schematic view illustrating the microstructure of the bearing component constituting the tapered roller bearing according to the present embodiment, particularly the prior austenite grain boundary.
  • FIG. 49 shows the microstructure of the nitrogen-enriched layer 1012B.
  • the prior austenite crystal grain size in the nitrogen-enriched layer 1012B in the present embodiment has a grain size number of 10 or more according to the JIS standard, and is sufficiently refined as compared with a conventional general quenched product.
  • Measuring method of various characteristics Measuring method of nitrogen concentration: Regarding bearing parts such as the outer ring 1011, the roller 1012, and the inner ring 1013, the sections perpendicular to the surface of the region where the nitrogen-enriched layers 1011B, 1012B, and 1013B are formed are lined in the depth direction by EPMA (Electron Probe Micro Analysis). Perform analysis. In the measurement, each bearing part is cut from the measurement position in a direction perpendicular to the surface to expose the cut surface, and the measurement is performed on the cut surface.
  • EPMA Electro Probe Micro Analysis
  • the cut surface is exposed by cutting the roller 1012 in the direction perpendicular to the center line 1026 from the respective positions of the first measurement point 1031 to the third measurement point 1033 shown in FIG.
  • the nitrogen concentration is analyzed by the EPMA at a plurality of measurement positions that are 0.05 mm inward from the surface of the roller 1012. For example, five measurement positions are determined, and the average value of the measurement data at the five positions is set as the nitrogen concentration of the roller 1012.
  • Method for measuring the distance from the outermost surface to the bottom of the nitrogen-enriched layer About the outer ring
  • a Vickers hardness measuring machine can be used as the measuring device.
  • hardness measurement is performed at a plurality of measurement points arranged in the depth direction, for example, measurement points arranged at intervals of 0.5 mm. And let the area
  • the hardness distribution in the depth direction is measured as described above in the cross section at the first measurement point 1031 shown in FIG. 35 to determine the region of the nitrogen-enriched layer.
  • Measuring method of particle number As a method for measuring the prior austenite crystal grain size, a method defined in JIS standard G0551: 2013 is used.
  • the cross section to be measured is the cross section measured by the method for measuring the distance to the bottom of the nitrogen-enriched layer.
  • the crowning shape of the roller 1012 can be measured by any method.
  • the crowning shape may be measured by measuring the shape of the roller 1012 with a three-dimensional shape measuring instrument.
  • a tapered roller bearing 1010 includes an outer ring 1011, an inner ring 1013, and rollers 1012 that are a plurality of tapered rollers.
  • the outer ring 1011 has an outer ring raceway surface 1011A on the inner peripheral surface.
  • the inner ring 1013 has an inner ring raceway surface 1013 ⁇ / b> A on the outer peripheral surface, and is disposed inside the outer ring 1011.
  • the plurality of rollers 1012 are arranged between the outer ring raceway surface 1011A and the inner ring raceway surface 1013A, and have rolling surfaces 1012A that are in contact with the outer ring raceway surface 1011A and the inner ring raceway surface 1013A.
  • At least one of the outer ring 1011, the inner ring 1013, and the plurality of rollers 1012 has a nitrogen-enriched layer 1011 ⁇ / b> B, 1013 ⁇ / b> B, 1012 ⁇ / b> B formed on the surface layer of the outer ring raceway surface 1011 ⁇ / b> A, the inner ring raceway surface 1013 ⁇ / b> A, or the rolling surface 1012 ⁇ / b> A. including.
  • the distance T1 from the outermost surface of the surface layer to the bottoms of the nitrogen-enriched layers 1011B, 1012B, and 1013B is 0.2 mm or more.
  • a crowning 1022A is formed on the rolling surface 1012A of the roller 1012.
  • the sum of the drop amounts of the crowning 1022A is a design parameter with K 1 , K 2 , and z m in the yz coordinate system in which the generatrix of the rolling surface 1012A of the roller 1012 is the y-axis and the direction orthogonal to the generatrix is the z-axis.
  • Q is the load
  • L is the length of the effective contact portion of the rolling contact surface 1012A of the roller 1012 in the direction of the generatrix
  • E ' is the equivalent elastic modulus
  • a is the origin of the effective contact portion from the origin on the generatrix of the rolling contact surface of the roller 1012.
  • the load Q, the length L in the generatrix direction of the effective contact portion, and the equivalent elastic modulus E ′ are given as design conditions, and the length a from the origin to the end of the effective contact portion is determined according to the position of the origin. Value.
  • the ratio Rprocess / R of the actual curvature radius Rprocess to the reference curvature radius R is 0.8 or more.
  • the present inventors have confirmed that the tapered roller bearing with the ratio Rprocess / R of 0.8 or more can improve the seizure resistance as compared with the tapered roller bearing with Rprocess / R of less than 0.8.
  • a constant axial load can be received by sliding contact between the large end surface of the roller and the large collar surface of the inner ring. If the lubrication environment between the large end surface and the large ridge surface becomes insufficient due to the sliding contact, the contact surface pressure between the large end surface and the large ridge surface increases to cause metal contact. As a result, seizure occurs due to heat generation, and eventually the bearing lock is reached.
  • the ratio R / R BASE of the reference curvature radius R of the large end face of the tapered roller to the distance R BASE from the top of the cone angle of the tapered roller to the large collar surface of the inner ring is not less than 0.75. Since it is 87 or less, the oil film thickness t can be increased based on FIGS. 44 and 45, the maximum Hertz stress p can be reduced, and the torque loss and heat generation due to sliding friction between the large end surface and the large collar surface can be reduced. can do.
  • the tapered roller bearing according to the second embodiment has a large end surface and a large collar surface compared to a tapered roller bearing having a ratio Rprocess / R of less than 0.8. Can be reduced, and an increase in skew angle can be suppressed. As a result, an increase in contact surface pressure between the large end surface and the large collar surface can be suppressed, and a sufficient oil film thickness can be secured between both surfaces. This is confirmed from the calculation result of Experimental Example 4 described later.
  • the surface roughness Ra of the large end surface is 0.10 ⁇ m or less, and the surface roughness Ra of the large collar surface is 0.063 ⁇ m or less. In this way, a sufficient oil film thickness can be ensured between the large end surface of the roller and the large collar surface of the inner ring.
  • the contact positions of the raceway surfaces 1011A, 1013A of the inner ring and the outer ring 1011 and the rolling surface with respect to the width L of the rolling surface of the roller in the extending direction of the rolling shaft are 0% or more and less than 20%, and the contact position is the rolling surface in the extending direction of the rolling shaft. Or the larger end face side than the center position.
  • the present inventors have found that when the ratio ⁇ / L is 0% or more and less than 20% and the ratio ⁇ / L is more than 0%, the contact position is rolling in the extending direction of the rolling shaft.
  • the contact position when the ratio ⁇ / L exceeds 0% is the center position of the rolling surface in the extending direction of the rolling shaft or It was confirmed that the skew angle can be reduced and the increase in rotational torque can be suppressed as compared with the case where the center position is located on the small end face side (see Experimental Example 4 described later).
  • the rolling surface 1012A of the roller 1012 is provided with a crowning (so-called logarithmic crowning) in which the contour line is represented by a logarithmic function such that the sum of the drop amounts is represented by the above formula (1),
  • a crowning so-called logarithmic crowning
  • the contour line is represented by a logarithmic function such that the sum of the drop amounts is represented by the above formula (1)
  • FIG. 42 is a diagram in which the contour line of the roller provided with the crowning whose contour line is represented by a logarithmic function and the contact surface pressure on the rolling surface of the roller are overlapped.
  • FIG. 43 is a diagram in which the contour line of the roller provided with the crowning of the partial arc and the straight portion and the contact surface pressure on the rolling surface of the roller are overlapped.
  • the vertical axis on the left side of FIGS. 42 and 40 indicates the amount of crowning drop (unit: mm).
  • the horizontal axis of FIG. 42 and FIG. 40 has shown the position (unit: mm) in the axial direction in a roller.
  • the vertical axis on the right side of FIGS. 42 and 40 indicates the contact surface pressure (unit: GPa).
  • the contact surface pressure increases at the boundary between the crowning portion and the straight portion, as shown in FIG. For this reason, if a lubricating film having a sufficient thickness is not formed, wear due to metal contact tends to occur. When wear occurs partially on the contact surface, metal contact is more likely to occur in the vicinity of the contact surface, so that wear on the contact surface is promoted and the tapered roller is damaged.
  • the nitrogen concentration in the nitrogen-enriched layers 1011B, 1012B, and 1013B at a depth of 0.05 mm from the outermost surface is 0.1% by mass or more.
  • the nitrogen concentration on the outermost surfaces of the nitrogen-enriched layers 1011B, 1012B, and 1013B can be a sufficient value, the hardness of the outermost surfaces of the nitrogen-enriched layers 1011B, 1012B, and 1013B can be sufficiently increased.
  • the above-mentioned conditions such as the grain size of the prior austenite crystal grain size, the distance to the bottom of the nitrogen-enriched layer, and the nitrogen concentration are satisfied at least at the first measurement point 1031 in FIG.
  • At least one of the outer ring 1011, the inner ring 1013, and the roller 1012 on which the nitrogen-enriched layers 1011B, 1012B, and 1013B are formed is made of steel.
  • the steel in portions other than the nitrogen-enriched layers 1011B, 1012B, and 1013B, that is, in the non-nitrided portions 1011C, 12C, and 13C, at least carbon (C) is 0.6 mass% or more and 1.2 mass% or less, silicon (Si ) 0.15 mass% to 1.1 mass%, and manganese (Mn) 0.3 mass% to 1.5 mass%.
  • the steel may further contain 2.0 mass% or less of chromium.
  • the nitrogen-enriched layers 1011B, 1012B, and 1013B having the structure defined in this embodiment can be easily formed using a heat treatment that will be described later.
  • At least one of the design parameters K 1 , K 2 , and z m in the formula (1) is optimized using the contact surface pressure between the tapered roller and the outer ring or the inner ring as an objective function. .
  • the design parameters K 1 , K 2 , and z m are determined by optimizing any one of the contact surface pressure, stress, and life as an objective function, and the damage at the surface starting point depends on the contact surface pressure.
  • the contact surface pressure is optimized as an objective function and the design parameters K 1 , K 2 , and z m are set, so that the contact surface is prevented from being worn even under conditions where the lubricant is lean. A possible crowning is obtained.
  • At least one of the outer ring 1011 and the inner ring 1013 includes nitrogen-enriched layers 1011B and 1013B.
  • the outer ring 1011 or the inner ring 1013 having a long life and high durability is obtained by forming the nitrogen-enriched layers 1011B and 1013B having a refined crystal structure in at least one of the outer ring 1011 and the inner ring 1013. be able to.
  • the roller 1012 includes a nitrogen-enriched layer 1012B.
  • a roller 1012 having a long life and high durability can be obtained by forming the nitrogen-enriched layer 1012B having a refined crystal structure in the roller 1012.
  • the old austenite crystal grain size in the nitrogen-enriched layers 1011B, 1012B, and 1013B has a JIS standard grain size number of 10 or more.
  • the nitrogen-enriched layers 1011B, 1012B, and 1013B in which the prior austenite crystal grain size is sufficiently refined are formed in at least one of the outer ring 1011, the inner ring 1013, and the roller 1012 as a tapered roller. Therefore, while having a high rolling fatigue life, it is possible to improve the Charpy impact value, the fracture toughness value, the crushing strength, and the like.
  • the reason why the small collar surface of the inner ring is formed parallel to the small end surface of the tapered roller is as follows.
  • the small flange surface 1019 of the inner ring 1013 parallel to the small end surface 1017 of the tapered roller 1012 arranged on the raceway surface 1013A, the large end surface 1016 and the large end surface 1013 of the tapered roller 1012 in the initial assembly state described above are used.
  • the chamfer dimension and shape of the small end surface 1017 of the tapered roller 1012 with respect to the first clearance of the flange surface 1018 (equal to the clearance between the small end surface 1017 and the small flange surface 1019 of the inner ring 1013 when the tapered roller 1012 settles in the normal position). The influence of variation can be eliminated.
  • the first gap is always constant, and variations in the time until each tapered roller 1012 settles at the normal position can be eliminated, and the habituation operation time can be shortened.
  • the ratio R / R BASE between the radius of curvature R of the large end face of the tapered roller and the distance R BASE from the apex of the cone angle of the tapered roller to the inner ring large collar surface is set in the range of 0.75 to 0.87. For the following reasons.
  • FIG. 44 shows the result of calculating the oil film thickness t formed between the inner ring large collar surface and the tapered roller large end surface using the Karna equation.
  • FIG. 45 shows the result of calculating the maximum Hertz stress p between the inner ring large collar surface and the tapered roller large end surface.
  • the maximum Hertz stress p decreases monotonically as R / R BASE increases.
  • R / R BASE In order to reduce torque loss and heat generation due to rolling friction between the inner ring large collar surface and the tapered roller large end surface, it is desirable to increase the oil film thickness t and decrease the maximum Hertz stress p.
  • the inventors determined the appropriate range of R / R BASE to be 0.75 or more and 0.87 or less based on the seizure resistance test results shown in Table 8 later with reference to the calculation results of FIGS. 44 and 45. did.
  • the value of R / R BASE In the conventional tapered roller bearing, the value of R / R BASE is designed in the range of 0.90 to 0.97.
  • ⁇ Method of manufacturing tapered roller bearing> 46 is a flowchart for explaining a method of manufacturing the tapered roller bearing shown in FIG. 47 is a schematic diagram showing a heat treatment pattern in the heat treatment step of FIG.
  • FIG. 48 is a schematic diagram showing a modification of the heat treatment pattern shown in FIG.
  • FIG. 50 is a schematic diagram illustrating a microstructure of a bearing component as a comparative example, particularly an old austenite grain boundary.
  • the manufacturing method of a tapered roller bearing is demonstrated.
  • a component preparation step (S100) is performed.
  • members to be bearing parts such as the outer ring 1011, the inner ring 1013, the roller 1012 and the cage 1014 are prepared.
  • the member to be the roller 1012 has not yet been crowned, and the surface of the member is a pre-processed surface 1012E indicated by a dotted line in FIG.
  • a heat treatment step (S200) is performed.
  • a predetermined heat treatment is performed to control the characteristics of the bearing component.
  • carbonitriding or nitriding, quenching, and tempering are performed.
  • Perform processing An example of the heat treatment pattern in this step (S200) is shown in FIG.
  • FIG. 47 shows a heat treatment pattern showing a method of performing primary quenching and secondary quenching.
  • FIG. 48 shows a heat treatment pattern showing a method of cooling the material to below the A 1 transformation point temperature during quenching, and then re-heating and finally quenching.
  • the treatment T 1 carbon and nitrogen are diffused in the steel base and the carbon is sufficiently dissolved, and then cooled to below the A 1 transformation point.
  • the process T 2 of the in the figure than the processing T 1 is reheated to a low temperature, subjected to oil quenching from there. Thereafter, for example, a tempering process at a heating temperature of 180 ° C. is performed.
  • the above heat treatment it is possible to improve the cracking strength and reduce the aging rate of dimensional change while carbonitriding the surface layer portion of the bearing component, rather than normal quenching, that is, carbonitriding once after the carbonitriding treatment. Can do.
  • the heat treatment step (S200) in the nitrogen-enriched layers 1011B, 1012B, and 1013B that are quenched structures, the grain size of the prior austenite crystal grains is compared with the microstructure in the conventional quenched structure shown in FIG. As a result, a microstructure as shown in FIG.
  • the bearing component subjected to the above heat treatment has a long life against rolling fatigue, can improve the cracking strength, and can also reduce the rate of dimensional change over time.
  • a processing step (S300) is performed. In this step (S300), finishing is performed so that the final shape of each bearing component is obtained.
  • the roller 1012 as shown in FIG. 36, the crowning 1022A and the chamfered portion 1021 are formed by machining such as cutting.
  • an assembly process (S400) is performed.
  • the tapered roller bearing 1010 shown in FIG. 33 is obtained by assembling the bearing components prepared as described above. In this way, the tapered roller bearing 1010 shown in FIG. 33 can be manufactured.
  • Example 1 As a sample, Sample No. Four types of tapered rollers 1 to 4 were prepared as samples. The model number of the tapered roller was 30206. As the material of the tapered roller, JIS standard SUJ2 material (1.0 mass% C-0.25 mass% Si-0.4 mass% Mn-1.5 mass% Cr) was used.
  • the carbonitriding temperature was 845 ° C. and the holding time was 150 minutes.
  • the atmosphere of the carbonitriding process was RX gas + ammonia gas.
  • Sample No. For sample 2 sample no. After performing carbonitriding and quenching in the same manner as in No. 1, the partial arc crowning shown in FIG. 43 was formed.
  • the carbonitriding temperature was 845 ° C. and the holding time was 150 minutes.
  • the atmosphere of the carbonitriding process was RX gas + ammonia gas.
  • the final quenching temperature was 800 ° C.
  • Sample No. for No. 4 after performing the heat treatment pattern shown in FIG. 47, logarithmic crowning according to the present embodiment shown in FIG. 37 was formed at both ends.
  • the carbonitriding temperature was 845 ° C. and the holding time was 150 minutes.
  • the atmosphere of the carbonitriding process was RX gas + ammonia gas.
  • the furnace atmosphere was strictly controlled. Specifically, the furnace temperature unevenness and the ammonia gas atmosphere unevenness were suppressed.
  • the final quenching temperature was 800 ° C.
  • Sample No. mentioned above. 3 and sample no. 4 corresponds to the embodiment of the present invention.
  • Sample No. 1 and sample no. 2 corresponds to the comparative example.
  • Experiment 2 Life test under uneven load The same test equipment as the life test of Experiment 1 was used. The test conditions were basically the same as the conditions in Experiment 1 described above, but the test was performed in a state in which an axial inclination of 2/1000 rad was applied to the center axis of the roller and an eccentric load was applied.
  • Experiment 2 Life test under unbalanced load 4 and sample no. 3 showed the best results and was considered to have a long life.
  • sample No. 1 is Sample No. 4 and sample no. Although it was less than 3, comparatively good results were shown.
  • sample No. No. 2 shows a result worse than the result in Experiment 1 above, and it is considered that the life was shortened by the uneven load condition.
  • sample No. No. 4 showed a good result in any test, and it was the best overall result.
  • Sample No. 3 also sample No. 1 and sample no. The result was better than 2.
  • Nitrogen concentration measurement at a depth of 0.05 mm from the surface Sample No. For No. 4, the measurement of the nitrogen concentration and the depth measurement of the nitrogen-enriched layer were carried out. As a measurement method, the following method was used. That is, at the first to third measurement points shown in FIG. 35, the cut surface is exposed by cutting the tapered roller as a sample in a direction perpendicular to the center line. On the cut surface, the nitrogen concentration is analyzed by the EPMA at a plurality of measurement positions that are 0.05 mm inward from the surface of the sample. Five measurement positions were determined for each of the cross sections at the first to third measurement points, and the average value of the measurement data at the five locations was defined as the nitrogen concentration at each measurement point.
  • Measuring the distance to the bottom of the nitrogen-enriched layer In the section of the tapered roller after the tempering treatment at 500 ° C. ⁇ 1 h at the first to third measurement points, hardness measurement was performed at a plurality of measurement points arranged at intervals of 0.5 mm in the depth direction. And the area
  • the distance to the bottom of the nitrogen-enriched layer is 0.3 mm
  • the distance to the bottom of the nitrogen-enriched layer is 0.35 mm
  • the distance is 0.3 mm. It was. At any measurement point, the measurement result falls within the scope of the present invention.
  • the tapered roller bearing is formed of a ground surface parallel to the small end surface of the tapered roller, and the first clearance is within a size regulation range of 0.4 mm or less (sample No. 5 to No. 5 in Table 8). 8) was prepared.
  • the bearings have an inner diameter of 40 mm and an outer diameter of 68 mm.
  • the seizure resistance test using a rotation tester was performed on the tapered roller bearings of the above examples and comparative examples. Sample No. 6 and sample no. A habituation test was also performed on ten tapered roller bearings. The number of samples of the running-in test is the sample number. 66 for sample 6, sample no. For ten, the number was ten.
  • the test conditions for the seizure resistance test are as follows. Load load: 19.61 kN Number of revolutions: 1000 to 3500 rpm Lubricating oil: Turbine VG56 (oil supply amount 40 ml / min, oil supply temperature 40 ° C. ⁇ 3 ° C.).
  • Table 8 shows the test results. Seizure in the seizure resistance test occurs between the large collar surface of the inner ring and the large end surface of the tapered roller.
  • the tapered roller bearings of the examples all have seizure generation limit rotational speeds of 2700 rpm or more in the seizure resistance test, indicating that there is little frictional resistance between the inner ring large collar surface and the tapered roller large end surface.
  • the tapered roller bearing of the comparative example has a limit rotational speed of seizure occurrence of 2500 rpm or less, which may cause a problem under normal use conditions such as a differential.
  • a sample 11 having a large surface roughness Ra of the large ridge surface is a sample No. 1 having the same radius of curvature R.
  • the seizure generation limit rotational speed lower than 10 is shown.
  • the average value of the number of rotations until the tapered roller settles in the normal position is 6 times in the comparative example, whereas the result is about 2.96 times that is about half in the example. Yes.
  • the standard deviation of the variation in the number of rotations is also small, and it can be seen that the habituation operation time can be stably reduced.
  • the bearing mounting work can be made efficient by shortening. Further, the durability of the vehicle gear shaft support device can be improved.
  • the contact surface pressure ratio p / p0 between the large end surface and the large collar surface is 1.6 or more
  • the skew angle ratio ⁇ / ⁇ 0 is The oil film parameter ratio ⁇ / ⁇ 0 is 0.5 or less.
  • the tapered roller bearing with the ratio Rprocess / R of 0.8 or more ensures the oil film thickness between the large end surface and the large collar surface compared to the tapered roller bearing with the ratio Rprocess / R of less than 0.8. It was confirmed by the above calculation results that it could be done.
  • Table 10 shows that when the displacement ⁇ is 0, that is, the contact position between the raceway surfaces 1011A and 1013A of the inner ring and the outer ring 1011 and the rolling surface is located at the middle point of the rolling surface in the extending direction of the rolling shaft.
  • the calculation results of the skew angle ⁇ and the rotational torque M ratios ⁇ / ⁇ 0 and M / M0 when the shift amount ⁇ is changed with respect to the skew angle ⁇ 0 and the rotational torque M0 when the rotation is performed are shown.
  • the shift amount when the hit position is shifted to the small end face side from the midpoint is indicated by a negative value.
  • the rotational torque ratio M / M0 is 1.1 or less, it is evaluated as good (A in Table 10), and when the rotational torque ratio M / M0 exceeds 1.1, it is evaluated as defective (B in Table 10). did.
  • the shift amount ⁇ is less than ⁇ 5%.
  • the skew angle ratio ⁇ / ⁇ 0 is small, and the increasing rate of the rotational torque with respect to the increase of the deviation amount is small.
  • the skew angle ratio ⁇ / ⁇ 0 is 1 or less, and a slight increase in the deviation amount does not cause a significant increase in rotational torque.
  • the deviation amount ⁇ is not described in Table 10 or exceeds 20%, the rotational torque is high enough to cause other problems such as peeling, which is not preferable. Therefore, when the ratio ⁇ / L is 0% or more and less than 20% and the ratio ⁇ / L is more than 0%, the hit position is the center position of the rolling surface in the extending direction of the rolling shaft. It was confirmed from the above calculation results that the skew angle can be reduced by being on the large end face side of the center position.
  • the tapered roller bearing according to the third embodiment basically has the same configuration as the tapered roller bearing 1010 according to the second embodiment, but is not in contact with the inner ring raceway surface 1013A in the crowning formation portion of the roller rolling surface.
  • the difference is that the curvature R8 of the bus of the non-contact portion crowning portion 1028 is set smaller than the curvature R7 of the bus of the contact portion crowning portion 1027 contacting the inner ring raceway surface 1013A.
  • the tapered roller bearing according to the third embodiment includes an inner ring 1013, an outer ring 1011 and a plurality of rollers 1012 interposed between the inner and outer rings.
  • An inner ring raceway surface 1013A is formed on the outer periphery of the inner ring 1013, and has a large collar portion 1041 and a small collar portion 1042 on the large diameter side and the small diameter side of the inner ring raceway surface 1013A, respectively.
  • a grinding relief portion 1043 is formed at the corner where the inner ring raceway surface 1013A and the large collar portion 1041 intersect, and a grinding relief portion 1044 is formed at the corner portion of the inner ring raceway surface 1013A and the small collar portion 1042.
  • the inner ring raceway surface 1013A has a straight line extending in the inner ring axial direction.
  • An outer ring raceway surface 1011A that faces the inner ring raceway surface 1013A is formed on the inner periphery of the outer ring 1011 and has no wrinkles.
  • the outer ring raceway surface 1011A has a straight line extending in the outer ring axial direction.
  • crowning is formed on the roller rolling surface on the outer periphery of the roller 1012, and chamfered portions 1021, 1025 are provided on both ends of the roller 1012.
  • the crowning forming portion of the roller rolling surface is formed into a contact portion crowning portion 1027 and a non-contact portion crowning portion 1028.
  • the contact portion crowning portion 1027 is in the axial range of the inner ring raceway surface 1013A and contacts the inner ring raceway surface 1013A.
  • the non-contact portion crowning portion 1028 is out of the axial range of the inner ring raceway surface 1013A and is not in contact with the inner ring raceway surface 1013A.
  • the contact portion crowning portion 1027 and the non-contact portion crowning portion 1028 are lines in which the buses extending in the roller axis direction are expressed by different functions and smoothly connect to each other at the connection point P1.
  • the curvature R8 of the bus of the non-contact portion crowning portion 1028 is set smaller than the curvature R7 of the bus of the contact portion crowning portion 1027.
  • the inner ring 1013 side has a smaller equivalent radius in the circumferential direction, resulting in higher surface pressure. Therefore, in the design of the crowning, the contact on the inner ring 1013 side may be considered.
  • the basic dynamic load rating means that the direction and size are such that when the same group of bearings are individually operated under the condition that the inner ring 1013 is rotated and the outer ring 1011 is stationary, the low rated life is 1 million revolutions. A load that does not fluctuate.
  • the misalignment is a misalignment between a housing (not shown) fitted with the outer ring 1011 and a shaft fitted with the inner ring 1013, and is expressed as a fraction as described above as an inclination amount.
  • the bus line of the contact portion crowning portion 1027 is formed by a logarithmic curve of logarithmic crowning represented by the above formula (1).
  • a crowning like “logarithm” in FIG. 55 is obtained.
  • the maximum drop amount of the crowning of the roller 1012 is 69 ⁇ m.
  • a region G in FIG. 55 is a region E facing the grinding relief portions 1043 and 1044 of the inner ring 1013 in FIG. 53 and is not in contact with the inner ring 1013.
  • the G region of the roller 1012 does not have to be logarithmic crowning, and may be a straight line, a circular arc, or other functions. Even if the G region of the roller 1012 is a straight line, a circular arc, or other functions, the entire roller has the same surface pressure distribution as in the case of logarithmic crowning, and there is no functional difference.
  • Crowning is generally designed to reduce the maximum surface pressure or stress at the contact.
  • K 1 and z m are selected so as to minimize the maximum value of the equivalent stress of Mises.
  • K 1 and z m can be selected using an appropriate mathematical optimization method.
  • Various algorithms for mathematical optimization methods have been proposed.
  • One of the direct search methods is that optimization can be performed without using the derivative of the function. Useful when functions and variables cannot be directly represented by mathematical expressions.
  • the optimal values of K 1 and z m are obtained using the Rosenbrock method, which is one of the direct search methods.
  • the crowning in the region G in FIG. 55 may have any shape, but considering the contact with the outer ring 1011 and the formability of the grindstone during processing, In the connection point P1 with the logarithmic crowning part, it is not desirable that the slope is smaller than that of the logarithmic crowning part. Giving a gradient larger than the gradient of the logarithmic crowning portion for the crowning in the region G is not desirable because the drop amount increases. That is, it is desirable that the crowning and logarithmic crowning in the region G are designed so that the gradients coincide at the connection point P1 and are smoothly connected. In FIG.
  • the crowning of the region G of the roller 1012 is exemplified by a dotted line, and the case of an arc is exemplified by a thick solid line.
  • the crowning drop amount Dp of the roller 1012 is, for example, 36 ⁇ m.
  • the crowning drop amount Dp of the roller 1012 is, for example, 40 ⁇ m.
  • the crowning is formed on the roller rolling surface on the outer periphery of the roller 1012, a grinding stone is made to act on the roller rolling surface sufficiently and sufficiently than when the crowning is formed only on the inner ring raceway surface 1013A. obtain. Therefore, the processing defect with respect to a rolling surface can be prevented beforehand.
  • the crowning formed on the roller rolling surface can reduce the surface pressure and the stress at the contact portion, thereby extending the life of the tapered roller bearing.
  • the curvature R8 of the bus bar of the non-contact portion crowning portion 1028 is smaller than the curvature R7 of the bus bar of the contact portion crowning portion 1027. Therefore, the drop amount Dp at both ends of the roller 1012 can be reduced. Therefore, for example, the amount of grinding can be suppressed from that of the conventional single arc crowning, the processing efficiency of the rollers 1012 can be improved, and the manufacturing cost can be reduced.
  • the bus of the non-contact portion crowning portion 1028 may be such that either one or both of the large-diameter side portion and the small-diameter side portion are arcs.
  • the drop amount Dp can be reduced more than that in which the generatrix of the entire roller rolling surface is represented by a logarithmic curve, for example. Therefore, the amount of grinding can be reduced.
  • the generatrix of the non-contact portion crowning portion 1028 may have either one or both of a large-diameter side portion and a small-diameter side portion being straight (in the example of FIG. 57, the large-diameter side portion). Only the straight line). In this case, the drop amount Dp can be further reduced as compared with the case where the generatrix of the non-contact portion crowning portion 1028 is an arc.
  • Part or all of the bus bars of the contact portion crowning portion 1027 may be represented by logarithmic crowning.
  • the contact portion crowning portion 1027 represented by the logarithmic crowning can reduce the surface pressure and the stress at the contact portion, thereby extending the life of the tapered roller bearing.
  • the bus line of the contact portion crowning portion 1027 may be represented by a straight portion 1027A formed flat along the roller axis direction and a portion 1027B formed by a logarithmic curve of logarithmic crowning. .
  • the crowning may be provided on the roller 1012 and also on the inner ring 1013.
  • the sum of the drop amount of the roller 1012 and the drop amount of the inner ring 1013 is made equal to the optimized drop amount.
  • the tapered roller bearing according to the present invention is a tapered roller bearing including inner and outer rings and rollers, wherein at least a roller rolling surface on the outer periphery of the roller is formed with a crowning, and a crowning formation portion of the roller rolling surface is formed on the inner ring raceway surface.
  • the non-contact part crowning part is a line in which the buses extending in the roller axis direction are expressed by different functions and are continuously connected to each other at the connection point. In the vicinity of the connection point, the bus line of the non-contact part crowning part A curvature is smaller than the curvature of the bus-line of a contact part crowning part, It is characterized by the above-mentioned.
  • the above “smoothly continuous” means continuous without generating a corner, and ideally, the bus of the contact portion crowning portion and the bus bar of the non-contact portion crowning portion are at a continuous point of each other, By continuing so as to have a common tangent, that is, the bus is a function that can be continuously differentiated at the continuous point.
  • the grindstone can be applied to the roller rolling surface more and more than necessary when the crowning is formed only on the inner ring raceway surface. Therefore, the processing defect with respect to a rolling surface can be prevented beforehand.
  • the crowning formed on the roller rolling surface can reduce the surface pressure and the stress at the contact portion, thereby extending the life of the tapered roller bearing.
  • the curvature of the busbar of the non-contact portion crowning portion is smaller than the curvature of the busbar of the contact portion crowning portion. The drop amount can be reduced. Therefore, for example, the amount of grinding can be suppressed from that of the conventional single arc crowning, the processing efficiency of the rollers can be improved, and the manufacturing cost can be reduced.
  • the bus of the non-contact portion crowning portion may be such that either one or both of the large diameter side portion and the small diameter side portion are arcs.
  • the amount of drop can be reduced compared to the case where the generatrix of the entire roller rolling surface is represented by a logarithmic curve, for example. Therefore, the amount of grinding can be reduced.
  • the bus of the non-contact portion crowning portion may be such that either one or both of the large diameter side portion and the small diameter side portion are straight. In this case, the drop amount can be further reduced as compared with the case where the bus of the non-contact portion crowning portion is an arc.
  • a part or all of the bus of the contact portion crowning portion may be represented by logarithmic crowning.
  • the contact portion crowning portion represented by the logarithmic crowning can reduce the surface pressure and the stress at the contact portion, thereby extending the life of the tapered roller bearing.
  • the generatrix of the contact portion crowning portion may be represented by a straight portion formed flat along the roller axis direction and a portion formed by a logarithmic curve of logarithmic crowning.
  • the connecting portion with the portion formed by the logarithmic curve of the logarithmic crowning among the bus bars of the non-contact portion crowning portion may be made to coincide with the slope of the logarithmic curve.
  • the bus bar of the contact portion crowning portion and the bus bar of the non-contact portion crowning portion can be continued more smoothly at the connection point.
  • the bus line of the contact portion crowning portion may be formed by a logarithmic curve of logarithmic crowning represented by the above formula (1).
  • At least K 1 and z m may be optimally designed using a mathematical optimization method.
  • the inner ring raceway surface may be crowned, and the sum of the crowning drop amount on the inner ring raceway surface and the crowning drop amount on the outer periphery of the roller may be a predetermined value.
  • the method for designing a tapered roller bearing according to the present invention is a method for designing a tapered roller bearing including inner and outer rings and rollers, and forms a crowning on at least the roller rolling surface of the outer periphery of the roller, and a crowning forming portion of the roller rolling surface Are formed into a contact portion crowning portion that is in the axial range of the inner ring raceway surface and is in contact with the inner ring raceway surface, and a non-contact portion crowning portion that is out of the axial range of the inner ring raceway surface and is not in contact with the inner ring raceway surface.
  • the contact portion crowning portion and the non-contact portion crowning portion are such that the bus bars extending in the roller axis direction are represented by different functions and smoothly connected to each other at the connection points, and the bus bars of the contact portion crowning portion are It is formed by a logarithmic curve of logarithmic crowning represented by the formula (1), and the curvature of the bus bar of the non-contacting portion crowning portion in the vicinity of the connection point Characterized by designing smaller than the curvature of the generatrix of the section crowning portion.
  • the tapered roller bearing according to the second to fifth embodiments is suitable for a differential and a transmission.
  • the above-mentioned tapered roller bearing 1010 is used for a vehicle differential or transmission. That is, the tapered roller bearing 1010 is a tapered roller bearing for automobiles.
  • FIG. 59 shows a differential of an automobile using the tapered roller bearing 1010 described above.
  • the differential is connected to a propeller shaft (not shown), and a drive pinion 1122 inserted through the differential case 1121 is engaged with a ring gear 1124 attached to the differential gear case 1123 and attached to the inside of the differential gear case 1123.
  • the pinion gear 1125 thus engaged is engaged with a side gear 1126 connected to a drive shaft (not shown) inserted through the differential gear case 1123 from the left and right, and the driving force of the engine is transmitted from the propeller shaft to the left and right drive shafts.
  • a drive pinion 1122 and a differential gear case 1123 which are power transmission shafts are supported by a pair of tapered roller bearings 1010a and 10b, respectively.
  • FIG. 60 shows a manual transmission of an automobile using the tapered roller bearing 1010 described above.
  • the manual transmission 1100 is a constant-mesh manual transmission, and includes an input shaft 1111, an output shaft 1112, a counter shaft 1113, gears (gears) 1114 a to 1114 k, and a housing 1115.
  • the input shaft 1111 is supported by a tapered roller bearing 1010 so as to be rotatable with respect to the housing 1115.
  • a gear 1114a is formed on the outer periphery of the input shaft 1111 and a gear 1114b is formed on the inner periphery.
  • the output shaft 1112 is rotatably supported on the housing 1115 by a tapered roller bearing 1010 on one side (right side in the drawing), and can be rotated on the input shaft 1111 by a rolling bearing 1120A on the other side (left side in the drawing). It is supported by. Gears 1114c to 1114g are attached to the output shaft 1112.
  • the gear 1114c and the gear 1114d are formed on the outer periphery and the inner periphery of the same member, respectively.
  • the member in which the gear 1114c and the gear 1114d are formed is supported by the rolling bearing 1120B so as to be rotatable with respect to the output shaft 1112.
  • the gear 1114 e is attached to the output shaft 1112 so as to rotate integrally with the output shaft 1112 and to be slidable in the axial direction of the output shaft 1112.
  • each of the gear 1114f and the gear 1114g is formed on the outer periphery of the same member.
  • the member in which the gear 1114f and the gear 1114g are formed is attached to the output shaft 1112 so as to rotate integrally with the output shaft 1112 and to be slidable in the axial direction of the output shaft 1112.
  • the gear 1114f can mesh with the gear 1114b, and when the member slides to the right in the drawing, the gear 1114g and the gear 1114d Engageable.
  • Gears 1114h to 1114k are formed on the countershaft 1113.
  • Two thrust needle roller bearings 1130 are arranged between the counter shaft 1113 and the housing 1115, and thereby an axial load (thrust load) of the counter shaft 1113 is supported.
  • the gear 1114h is always meshed with the gear 1114a, and the gear 1114i is always meshed with the gear 1114c.
  • the gear 1114j can mesh with the gear 1114e when the gear 1114e slides to the left in the drawing.
  • the gear 1114k can mesh with the gear 1114e when the gear 1114e slides to the right in the drawing.
  • the rotation of the input shaft 1111 is transmitted to the counter shaft 1113 by meshing the gear 1114 a formed on the input shaft 1111 and the gear 1114 h formed on the counter shaft 1113.
  • the rotation of the counter shaft 1113 is transmitted to the output shaft 1112 by meshing between the gears 1114 i to 1114 k formed on the counter shaft 1113 and the gears 1114 c and 1114 e attached to the output shaft 1112.
  • the rotation of the input shaft 1111 is transmitted to the output shaft 1112.
  • the gear meshing between the input shaft 1111 and the counter shaft 1113 and the gear meshing between the counter shaft 1113 and the output shaft 1112 are changed.
  • the rotational speed of the output shaft 1112 can be changed stepwise with respect to the rotational speed of the input shaft 1111. Further, the rotation of the input shaft 1111 can be directly transmitted to the output shaft 1112 by directly meshing the gear 1114b of the input shaft 1111 and the gear 1114f of the output shaft 1112 without using the counter shaft 1113.
  • the shifting operation of the manual transmission 1100 will be described more specifically.
  • the gear 1114f does not mesh with the gear 1114b
  • the gear 1114g does not mesh with the gear 1114d
  • the gear 1114e meshes with the gear 1114j
  • the driving force of the input shaft 1111 is the gear 1114a, the gear 1114h, the gear 1114j
  • It is transmitted to the output shaft 1112 via the gear 1114e.
  • the driving force of the input shaft 1111 is via the gear 1114a, the gear 1114h, the gear 1114i, the gear 1114c, the gear 1114d, and the gear 1114g. It is transmitted to the output shaft 1112. This is the second speed, for example.
  • the input shaft 1111 is directly coupled to the output shaft 1112 by meshing with the gear 1114b and the gear 1114f, and the driving force of the input shaft 1111 is Directly transmitted to the output shaft 1112.
  • the manual transmission 1100 includes the tapered roller bearing 1010 for rotatably supporting the input shaft 1111 and the output shaft 1112 as rotating members with respect to the housing 1115 disposed adjacent thereto. Yes.
  • the tapered roller bearings 1010 and 1010a according to the second and second embodiments can be used in the manual transmission 1100.
  • the tapered roller bearing 1010 with reduced torque loss and improved seizure resistance and life is suitable for use in a manual transmission 1100 where a high surface pressure is applied between the rolling elements and the raceway member. .
  • FIG. 61 is a schematic cross-sectional view of a tapered roller bearing according to an embodiment of the present invention.
  • 62 is a partial schematic cross-sectional view of the tapered roller bearing shown in FIG. 63 is a partial schematic cross-sectional view of a tapered roller of the tapered roller bearing shown in FIG. 64 is an enlarged partial cross-sectional schematic diagram of the tapered roller shown in FIG. 63.
  • the tapered roller bearing according to the present embodiment will be described with reference to FIGS.
  • the tapered roller bearing 2010 shown in FIG. 61 mainly includes an outer ring 2011, an inner ring 2013, a plurality of tapered rollers (hereinafter also simply referred to as rollers) 12, and a retainer 2014.
  • the outer ring 2011 has an annular shape, and has an outer ring raceway surface 2011A on its inner peripheral surface.
  • the inner ring 2013 has an annular shape, and has an inner ring raceway surface 2013A on the outer peripheral surface thereof.
  • the inner ring 2013 is disposed on the inner peripheral side of the outer ring 2011 so that the inner ring raceway surface 2013A faces the outer ring raceway surface 2011A.
  • the direction along the central axis of the tapered roller bearing 2010 is “axial direction”, the direction orthogonal to the central axis is “radial direction”, and the direction along the arc centered on the central axis is “circumferential”. Called “direction”.
  • the roller 2012 is disposed on the inner peripheral surface of the outer ring 2011.
  • the roller 2012 has a roller rolling surface 2012A, and contacts the inner ring raceway surface 2013A and the outer ring raceway surface 2011A on the roller rolling surface 2012A.
  • the plurality of rollers 2012 are arranged at a predetermined pitch in the circumferential direction by a cage 2014 made of synthetic resin.
  • the roller 2012 is rotatably held on the annular raceway of the outer ring 2011 and the inner ring 2013.
  • the tapered roller bearing 2010 includes a cone including an outer ring raceway surface 2011A, a cone including an inner ring raceway surface 2013A, and a cone including a locus of a rotation axis when the roller 2012 rolls on the center line of the bearing. It is configured to intersect at one point. With such a configuration, the outer ring 2011 and the inner ring 2013 of the tapered roller bearing 2010 are rotatable relative to each other.
  • the cage 2014 is not limited to resin, but may be made of metal.
  • the material constituting the outer ring 2011, the inner ring 2013, and the roller 2012 may be steel.
  • the steel is a portion other than the nitrogen-enriched layer 2011B, 2012B, 2013B, and at least carbon is 0.6 mass% or more and 1.2 mass% or less, silicon is 0.15 mass% or more and 1.1 mass% or less, manganese 0.3 mass% or more and 1.5 mass% or less.
  • the steel may further contain 2.0% by mass or less of chromium.
  • the carbon content exceeds 1.2% by mass, the material hardness is high even if spheroidizing annealing is performed, so that cold workability is hindered and sufficient cold work amount is obtained when performing cold work. The processing accuracy cannot be obtained. In addition, the carbonitriding process tends to become an excessively carburized structure, and there is a risk that the cracking strength is reduced. On the other hand, when the carbon content is less than 0.6% by mass, it takes a long time to secure the required surface hardness and the amount of retained austenite, or the necessary internal hardness is obtained by quenching after reheating. It becomes difficult to be.
  • the reason why the Si content is 0.15 to 1.1% by mass is that Si can increase the resistance to temper softening and ensure heat resistance, and can improve the rolling fatigue life characteristics under lubrication mixed with foreign matter. It is. When the Si content is less than 0.15% by mass, the rolling fatigue life characteristics under lubrication with foreign matters are not improved. On the other hand, when the Si content exceeds 1.1% by mass, the hardness after normalization is too high. Impairs cold workability.
  • Mn is effective in securing the quench hardening ability of the carbonitrided layer and the core.
  • the Mn content is less than 0.3% by mass, sufficient quenching and hardening ability cannot be obtained, and sufficient strength cannot be ensured in the core.
  • the Mn content exceeds 1.5% by mass, the curing ability becomes excessively high, the hardness after normalization becomes high, and the cold workability is hindered.
  • the austenite is excessively stabilized and the amount of retained austenite in the core is excessively increased to promote a change in size over time.
  • the hardness of the surface layer portion is easily improved.
  • the Cr content is set to 2.0% by mass or less when the content exceeds 2.0% by mass, the cold workability is remarkably lowered, or even if the content exceeds 2.0% by mass, the hardness of the surface layer portion described above. This is because the improvement effect is small.
  • the steel of the present disclosure contains Fe as a main component and may contain inevitable impurities in addition to the above elements.
  • Inevitable impurities include phosphorus (P), sulfur (S), nitrogen (N), oxygen (O), aluminum (Al), and the like.
  • the amounts of these inevitable impurity elements are each 0.1% by mass or less.
  • the outer ring 2011 and the inner ring 2013 are preferably made of a steel material that is an example of a bearing material, for example, JIS standard SUJ2.
  • the roller 2012 may be made of a steel material that is an example of a bearing material, for example, JIS standard SUJ2. Further, the roller 2012 may be made of another material, for example, a sialon sintered body.
  • nitrogen-enriched layers 2011B and 2013B are formed on the raceway surface 2011A of the outer ring 2011 and the raceway surface 2013A of the inner ring 2013. As shown in FIG. In the inner ring 2013, the nitrogen-enriched layer 2013B extends from the raceway surface 2013A to the small surface and the large surface.
  • the nitrogen-enriched layers 2011B and 2013B are regions in which the nitrogen concentration is higher than the non-nitrided portion 2011C of the outer ring 2011 or the non-nitrided portion 2013C of the inner ring 2013, respectively.
  • a nitrogen-enriched layer 2012B is formed on the surface of the roller 2012 including the rolling surface 2012A.
  • the nitrogen-enriched layer 2012B of the roller 2012 is a region where the nitrogen concentration is higher than that of the non-nitrided portion 2012C of the roller 2012.
  • the nitrogen-enriched layers 2011B, 2012B, and 2013B can be formed by any conventionally known method such as carbonitriding or nitriding.
  • the nitrogen-enriched layer 2012B may be formed only on the rollers 2012, the nitrogen-enriched layer 2011B may be formed only on the outer ring 2011, or the nitrogen-enriched layer 2013B may be formed only on the inner ring 2013. Good. Alternatively, a nitrogen enriched layer may be formed on two of the outer ring 2011, the inner ring 2013, and the roller 2012.
  • the rolling surfaces 2012A (see FIG. 62) of the roller 2012 are located at both ends, and the crowning portions 2022 and 24 where the crowning is formed, and the center connecting the crowning portions 2022 and 24 Part 2023.
  • the crowning is not formed in the central portion 2023, and the shape of the central portion 2023 in the cross section in the direction along the central line 2026 that is the rotation axis of the roller 2012 is linear.
  • a chamfered portion 2021 is formed between the end surfaces 2016 and 2017 of the roller 2012 and the crowning portion 2022.
  • a chamfered portion 2025 is also formed between the end surfaces 2016 and 2017 and the crowning portion 2024.
  • the manufacturing method of the roller 2012 when performing the process (carbonitriding process) for forming the nitrogen-enriched layer 2012B, no crowning is formed on the roller 2012, and the outer shape of the roller 2012 is a dotted line in FIG. It becomes the surface 2012E before processing shown by these.
  • the side surface of the roller 2012 is processed as shown by an arrow in FIG. 64, and as shown in FIGS. 63 and 4, a crowning portion 2022 in which a crowning is formed, 24 is obtained.
  • Nitrogen enriched layer thickness The depth of the nitrogen-enriched layer 2012B in the roller 2012, that is, the distance from the outermost surface of the nitrogen-enriched layer 2012B to the bottom of the nitrogen-enriched layer 2012B is 0.2 mm or more.
  • the first measurement point 2031 that is the boundary point between the chamfered portion 2021 and the crowning portion 2022
  • the second measurement point 2032 that is at a distance W of 1.5 mm from the end surface 2012D
  • the depths T1, T2, and T3 of the nitrogen-enriched layer 2012B at each position are 0.2 mm or more.
  • the depth of the nitrogen-enriched layer 2012B means the thickness of the nitrogen-enriched layer 2012B in the radial direction perpendicular to the center line 2026 of the roller 2012 and toward the outer peripheral side.
  • the values of the depths T1, T2, and T3 of the nitrogen-enriched layer 2012B depend on the process conditions such as the shape and size of the chamfered portions 2021 and 2025, the process for forming the nitrogen-enriched layer 2012B, and the above-described finishing process conditions. It can be changed as appropriate.
  • the depth T2 of the nitrogen-enriched layer 2012B is set to other depths T1, T3.
  • the magnitude relationship between the values of the depths T1, T2, and T3 of the nitrogen-enriched layer 2012B can be changed as appropriate by changing the process conditions described above.
  • the thickness of the nitrogen-enriched layers 2011B and 2013B which is the distance from the outermost surface to the bottom of the nitrogen-enriched layers 2011B and 2013B, is 0.2 mm. That's it.
  • the thicknesses of the nitrogen-enriched layers 2011B and 2013B mean the distances to the nitrogen-enriched layers 2011B and 2013B in the direction perpendicular to the outermost surfaces of the nitrogen-enriched layers 2011B and 2013B.
  • FIG. 65 is a yz coordinate diagram showing an example of the crowning shape.
  • the bus 2012 has a generatrix where the y-axis is the generatrix of the roller 2012, the origin O is at the center of the effective contact portion of the inner ring 2013 or the outer ring 2011 or 2012 on the generatrix of the roller 2012, and in the direction perpendicular to the generatrix (radial direction).
  • An example of the crowning represented by the above formula (1) is shown in the yz coordinate system taking the z axis.
  • the vertical axis is the z-axis and the horizontal axis is the y-axis.
  • the effective contact portion is a contact portion with the inner ring 2013 or the outer ring 2011 or 2012 when no crowning is formed on the roller 2012. Moreover, since each crowning of the plurality of rollers 2012 constituting the tapered roller bearing 2010 is normally formed line-symmetrically with respect to the z axis passing through the central portion of the effective contact portion, only one crowning 2022A is shown in FIG. ing.
  • the load Q, the length L in the generatrix direction of the effective contact portion, and the equivalent elastic modulus E ′ are given as design conditions, and the length a from the origin to the end of the effective contact portion is a value determined by the position of the origin. It is.
  • z (y) indicates the drop amount of the crowning 2022A at the position y in the generatrix direction of the roller 2012, and the coordinates of the starting point O1 of the crowning 2022A are (a ⁇ K 2 a, 0). Therefore, the range of y in the formula (1) is y> (a ⁇ K 2 a).
  • a L / 2.
  • Magnification design parameters K 1 is a load Q, the geometric means the degree of curvature of the crowning 2022A.
  • the design parameter z m means the drop amount at the end of the effective contact portion, that is, the maximum drop amount of the crowning 2022A.
  • the design parameters K 1 , K 2 , and z m are optimized as follows.
  • Various optimization methods for the design parameters K 1 , K 2 , and z m can be adopted.
  • a direct search method such as Rosenblock method can be adopted.
  • the crowning that prevents oil film breakage on the contact surface under dilute lubrication can be obtained by using the surface pressure as the optimization objective function. Can do.
  • K 2 may be a constant value, and K 1 and z m may be optimized.
  • the inner ring 2013 has a conical raceway surface 2013A.
  • the raceway surface 2013A has a large brim portion 2041 on the large diameter side and a small brim portion 2042 on the small diameter side.
  • the tapered roller bearing 2010 has a roller coefficient ⁇ > 0.90.
  • the retainer 2014 includes a small annular portion 2106 that is continuous on the small diameter end surface side of the tapered roller 2012, a large annular portion 2107 that is continuous on the large diameter end surface side of the tapered roller 2012, and these small annular portions 2106. And a plurality of column portions 2108 that connect the large annular portion 2107, and a trapezoidal pocket 2109 in which the portion storing the small diameter side of the tapered roller 2012 is the narrow side and the portion storing the large diameter side is the wide side. Is formed.
  • two notches 110a and 110b are respectively provided in the pillar portions 2108 on both sides, and the dimensions of the notches 110a and 110b are both 1.0 mm deep.
  • the width is 4.6 mm.
  • the small flange surface of the inner ring 2013 is finished to be a grinding surface parallel to the small end surface 2017 of the tapered rollers 2012 arranged on the raceway surface 2013A.
  • the conical angle vertices of the tapered rollers 2012 and the raceway surfaces 2011A and 2013A of the outer ring 2011 and the inner ring 2013 coincide at one point O on the center line of the tapered roller bearing 2010.
  • the ratio R / R BASE between the radius of curvature R of the end surface 2016 and the distance R BASE from the point O to the large collar surface 2018 of the inner ring 2013 is manufactured to be in the range of 0.75 to 0.87.
  • the large collar surface 2018 is ground to a surface roughness Ra of, for example, 0.12 ⁇ m or less.
  • FIG. 76 is a schematic diagram illustrating the microstructure of the bearing component constituting the tapered roller bearing according to the present embodiment, particularly the prior austenite grain boundary.
  • FIG. 76 shows the microstructure of the nitrogen-enriched layer 2012B.
  • the prior austenite crystal grain size in the nitrogen-enriched layer 2012B in the present embodiment has a grain size number of JIS standard of 10 or more, and is sufficiently refined as compared with a conventional general quenched product.
  • Measuring method of various characteristics Measuring method of nitrogen concentration: Regarding bearing parts such as the outer ring 2011, the roller 2012, the inner ring 2013, etc., the sections perpendicular to the surface of the region where the nitrogen-enriched layers 2011B, 2012B, 2013B are formed are lined in the depth direction by EPMA (Electron Probe Micro Analysis). Perform analysis. In the measurement, each bearing part is cut from the measurement position in a direction perpendicular to the surface to expose the cut surface, and the measurement is performed on the cut surface. For example, with regard to the roller 2012, the cut surface is exposed by cutting the roller 2012 in a direction perpendicular to the center line 2026 from the respective positions of the first measurement point 2031 to the third measurement point 2033 shown in FIG.
  • EPMA Electro Probe Micro Analysis
  • the nitrogen concentration is analyzed by the EPMA at a plurality of measurement positions that are 0.05 mm from the surface of the roller 2012 toward the inside. For example, five measurement positions are determined, and the average value of the measurement data at the five positions is set as the nitrogen concentration of the roller 2012.
  • the nitrogen concentration is measured for the cross section by the same method as described above.
  • Method for measuring the distance from the outermost surface to the bottom of the nitrogen-enriched layer About the outer ring
  • a Vickers hardness measuring machine can be used as the measuring device.
  • hardness measurement is performed at a plurality of measurement points arranged in the depth direction, for example, measurement points arranged at intervals of 0.5 mm. And let the area
  • the hardness distribution in the depth direction is measured as described above in the cross section at the first measurement point 2031 shown in FIG. 63, and the region of the nitrogen-enriched layer is determined.
  • Measuring method of particle number As a method for measuring the prior austenite crystal grain size, a method defined in JIS standard G0551: 2013 is used.
  • the cross section to be measured is the cross section measured by the method for measuring the distance to the bottom of the nitrogen-enriched layer.
  • the crowning shape of the roller 2012 can be measured by an arbitrary method.
  • the crowning shape may be measured by measuring the shape of the roller 2012 with a surface texture measuring machine.
  • a tapered roller bearing 2010 includes an outer ring 2011, an inner ring 2013, and a plurality of tapered rollers 2012.
  • the outer ring 2011 has an outer ring raceway surface 2011A on the inner peripheral surface.
  • the inner ring 2013 has an inner ring raceway surface 2013 ⁇ / b> A on the outer peripheral surface, and is disposed radially inward with respect to the outer ring 2011.
  • the plurality of rollers 2012 are arranged between the outer ring raceway surface 2011A and the inner ring raceway surface 2013A, and have a rolling surface 2012A that contacts the outer ring raceway surface 2011A and the inner ring raceway surface 2013A.
  • At least one of the outer ring 2011, the inner ring 2013, and the plurality of rollers 2012 is a nitrogen-enriched layer 2011B, 2013B, 2012B formed on the outer ring raceway surface 2011A, the inner ring raceway surface 2013A or the rolling contact surface 2012A. including.
  • the grain size number of JIS standard is 10 or more.
  • the distance T1 from the outermost surface of the surface layer to the bottoms of the nitrogen-enriched layers 2011B, 2012B, 2013B is 0.2 mm or more.
  • a crowning 2022A is formed on the rolling surface 2012B of the roller 2012.
  • the sum of the drop amounts of the crowning 2022A is defined as K 1 , K 2 , and z m in the yz coordinate system in which the generatrix of the rolling surface 2012B of the roller 2012 is the y axis and the z axis is the orthogonal direction of the generatrix, Q is the load, L is the length in the generatrix direction of the effective contact portion of the rolling surface 2012A of the roller 2012, E 'is the equivalent elastic modulus, and a is the origin of the effective contact portion from the origin on the generatrix of the rolling surface of the roller 2012.
  • A 2K 1 Q / ⁇ LE ′, is expressed by the above formula (1).
  • the load Q, the length L in the generatrix direction of the effective contact portion, and the equivalent elastic modulus E ′ are given as design conditions, and the length a from the origin to the end of the effective contact portion is determined according to the position of the origin. Value.
  • nitrogen-enriched layers 2011B, 2012B, 2013B in which the prior austenite crystal grain size is sufficiently refined are formed in at least one of the outer ring 2011, the inner ring 2013, and the roller 2012 as a tapered roller. Therefore, while having a high rolling fatigue life, it is possible to improve the Charpy impact value, the fracture toughness value, the crushing strength, and the like.
  • the rolling surface 2012A of the roller 2012 is provided with crowning (so-called logarithmic crowning) in which the contour line is represented by a logarithmic function such that the sum of the drop amounts is represented by the above formula (1), A local increase in surface pressure can be suppressed as compared with the case where the crowning represented by the partial arc is formed, and the occurrence of wear on the rolling surface 2012A of the roller 2012 can be suppressed.
  • FIG. 69 is a diagram in which the contour line of a roller provided with a crowning whose contour line is represented by a logarithmic function and the contact surface pressure on the rolling surface of the roller are overlapped.
  • FIG. 70 is a diagram in which the contour line of the roller having an auxiliary arc between the crowning of the partial arc and the straight portion and the contact surface pressure on the rolling surface of the roller are overlapped.
  • the vertical axis on the left side of FIGS. 69 and 70 indicates the amount of crowning drop (unit: mm).
  • the horizontal axis of FIG. 69 and FIG. 70 has shown the position (unit: mm) in the axial direction in a roller.
  • the vertical axis on the right side of FIGS. 69 and 70 indicates the contact surface pressure (unit: GPa).
  • the contour line of the rolling surface of the tapered roller is formed in a shape having a crown of a partial arc and a straight part, the gradient at the boundary between the straight part, the auxiliary arc and the crowning is continuous as shown in FIG.
  • the contact surface pressure locally increases.
  • the oil film may be cut or the surface may be damaged.
  • a lubricating film having a sufficient thickness is not formed, wear due to metal contact tends to occur. When wear occurs partially on the contact surface, metal contact is more likely to occur in the vicinity of the contact surface, so that wear on the contact surface is promoted and the tapered roller is damaged.
  • the nitrogen concentration in the nitrogen-enriched layers 2011B, 2012B, and 2013B at a depth of 0.05 mm from the outermost surface is 0.1% by mass or more.
  • the nitrogen concentration on the outermost surfaces of the nitrogen-enriched layers 2011B, 2012B, and 2013B can be a sufficient value, the hardness of the outermost surfaces of the nitrogen-enriched layers 2011B, 2012B, and 2013B can be made sufficiently high.
  • the above conditions such as the grain size of the prior austenite grain size, the distance to the bottom of the nitrogen-enriched layer, and the nitrogen concentration are satisfied at least at the first measurement point 2031 in FIG.
  • the roller 2012 on which the nitrogen-enriched layers 2011B, 2012B, and 2013B are formed is made of steel.
  • the steel in portions other than the nitrogen-enriched layers 2011B, 2012B, and 2013B, that is, in the non-nitrided portions 2011C, 2012C, and 2013C, at least carbon (C) is 0.6 mass% or more and 1.2 mass% or less, silicon (Si ) 0.15 mass% to 1.1 mass%, and manganese (Mn) 0.3 mass% to 1.5 mass%.
  • the steel may further contain 2.0 mass% or less of chromium.
  • the nitrogen-enriched layers 2011B, 2012B, and 2013B having the structure defined in this embodiment can be easily formed using a heat treatment that will be described later.
  • At least one of the design parameters K 1, K 2, z m in the formula (1) is optimized contact surface pressure between the tapered rollers and the outer ring or rollers and the inner ring as an objective function ing.
  • the design parameters K 1 , K 2 , and z m are determined by optimizing any one of the contact surface pressure, stress, and life as an objective function, and the damage at the surface starting point depends on the contact surface pressure.
  • the contact surface pressure is optimized as an objective function and the design parameters K 1 , K 2 , and z m are set, so that the contact surface is prevented from being worn even under conditions where the lubricant is lean. A possible crowning is obtained.
  • At least one of the outer ring 2011 and the inner ring 2013 includes nitrogen-enriched layers 2011B and 2013B.
  • the outer ring 2011 or the inner ring 2013 having a long life and high durability is obtained by forming the nitrogen-enriched layers 2011B and 2013B having a refined crystal structure in at least one of the outer ring 2011 and the inner ring 2013. be able to.
  • the roller 2012 includes a nitrogen-enriched layer 2012B.
  • the roller 2012 having the long life and high durability can be obtained by forming the nitrogen-enriched layer 2012B having a refined crystal structure in the roller 2012.
  • the reason why the small collar surface of the inner ring is formed parallel to the small end surface of the tapered roller is as follows.
  • the small flange surface 2019 of the inner ring 2013 parallel to the small end surface 2017 of the tapered roller 2012 arranged on the raceway surface 2013A, the large end surface 2016 of the tapered roller 2012 and the large diameter of the inner ring 2013 in the initial assembly state described above.
  • the chamfer dimension and shape of the small end surface 2017 of the tapered roller 2012 with respect to the first clearance of the flange surface 2018 (equal to the clearance between the small end surface 2017 and the small flange surface 2019 of the inner ring 2013 when the tapered roller 2012 is settled in a normal position). The influence of variation can be eliminated.
  • the small end surface 2017 and the small collar surface 2019 that are parallel to each other are in surface contact with each other in the initial assembly state, so that the large end surface 2016 and the large collar surface 2018 at this time
  • the first gap is always constant, and variations in the time until each tapered roller 2012 settles at the normal position can be eliminated, and the habituation operation time can be shortened.
  • the ratio R / R BASE between the radius of curvature R of the large end face of the tapered roller and the distance R BASE from the apex of the cone angle of the tapered roller to the inner ring large collar surface is set in the range of 0.75 to 0.87. For the following reasons.
  • FIG. 71 shows the result of calculating the oil film thickness t formed between the inner ring large collar surface and the tapered roller large end surface using the Karna equation.
  • FIG. 72 shows the result of calculating the maximum Hertz stress p between the inner ring large collar surface and the tapered roller large end surface.
  • the maximum Hertz stress p decreases monotonically as R / R BASE increases.
  • R / R BASE In order to reduce torque loss and heat generation due to rolling friction between the inner ring large collar surface and the tapered roller large end surface, it is desirable to increase the oil film thickness t and decrease the maximum Hertz stress p.
  • the inventors determined the appropriate range of R / R BASE to be 0.75 or more and 0.87 or less based on the seizure resistance test results shown in Table 11 later with reference to the calculation results of FIGS. 71 and 72. did. In the conventional tapered roller bearing, the value of R / R BASE is designed in the range of 0.90 to 0.97.
  • FIG. 73 is a flowchart for explaining a method of manufacturing the tapered roller bearing shown in FIG.
  • FIG. 74 is a schematic diagram showing a heat treatment pattern in the heat treatment step of FIG.
  • FIG. 75 is a schematic diagram showing a modification of the heat treatment pattern shown in FIG.
  • FIG. 77 is a schematic diagram illustrating the microstructure of a bearing component as a comparative example, particularly the prior austenite grain boundaries.
  • the manufacturing method of a tapered roller bearing is demonstrated.
  • a component preparation step (S100) is first performed.
  • members to be bearing parts such as the outer ring 2011, the inner ring 2013, the rollers 2012, and the cage 2014 are prepared. Note that crowning is not yet formed on the member to be the roller 2012, and the surface of the member is a pre-processing surface 2012E indicated by a dotted line in FIG.
  • a heat treatment step (S200) is performed.
  • a predetermined heat treatment is performed to control the characteristics of the bearing component.
  • a predetermined heat treatment is performed to control the characteristics of the bearing component.
  • FIG. 74 shows a heat treatment pattern showing a method of performing primary quenching and secondary quenching.
  • FIG 75 shows a heat treatment pattern showing a method in which the material is cooled to below the A 1 transformation point temperature during quenching and then re-heated and finally quenched.
  • the treatment T 1 carbon and nitrogen are diffused in the steel base and the carbon is sufficiently dissolved, and then cooled to below the A 1 transformation point.
  • the processing T 2 of the in the figure than the processing T 1 is reheated to a low temperature, subjected to oil quenching from there. Thereafter, for example, a tempering process at a heating temperature of 180 ° C. is performed.
  • the above heat treatment it is possible to improve the cracking strength and reduce the aging rate of dimensional change while carbonitriding the surface layer portion of the bearing component, rather than normal quenching, that is, carbonitriding once after the carbonitriding treatment. Can do.
  • the heat treatment step (S200) in the nitrogen-enriched layers 2011B, 2012B, and 2013B that are quenched structures, the grain size of the prior austenite crystal grains is compared with the microstructure in the conventional quenched structure shown in FIG. As a result, a microstructure as shown in FIG.
  • the bearing component subjected to the above heat treatment has a long life against rolling fatigue, can improve the cracking strength, and can also reduce the rate of dimensional change over time.
  • a processing step (S300) is performed. In this step (S300), finishing is performed so that the final shape of each bearing component is obtained.
  • the roller 2012 as shown in FIG. 64, the crowning 2022A and the chamfered portion 2021 are formed by machining such as cutting.
  • an assembly process (S400) is performed.
  • the tapered roller bearing 2010 shown in FIG. 61 is obtained by assembling the bearing components prepared as described above. In this way, the tapered roller bearing 2010 shown in FIG. 61 can be manufactured.
  • Example 1 As a sample, Sample No. Four types of tapered rollers 1 to 4 were prepared as samples. The model number of the tapered roller was 30206. As the material of the tapered roller, JIS standard SUJ2 material (1.0 mass% C-0.25 mass% Si-0.4 mass% Mn-1.5 mass% Cr) was used.
  • the carbonitriding temperature was 845 ° C. and the holding time was 150 minutes.
  • the atmosphere of the carbonitriding process was RX gas + ammonia gas.
  • Sample No. For sample 2 sample no. After performing carbonitriding and quenching in the same manner as in No. 1, the partial arc crowning shown in FIG. 70 was formed.
  • Sample No. for No. 4 after the heat treatment pattern shown in FIG. 74, the logarithmic crowning according to the present embodiment shown in FIG. 65 was formed at both ends.
  • the final quenching temperature was 800 ° C.
  • the carbonitriding temperature was 845 ° C. and the holding time was 150 minutes.
  • the atmosphere of the carbonitriding process was RX gas + ammonia gas.
  • the furnace atmosphere was strictly controlled. Specifically, the furnace temperature unevenness and the ammonia gas atmosphere unevenness were suppressed.
  • Sample No. mentioned above. 3 and sample no. 4 corresponds to the embodiment of the present invention.
  • Sample No. 1 and sample no. 2 corresponds to the comparative example.
  • Experiment 2 Life test under uneven load The same test equipment as the life test of Experiment 1 was used. The test conditions were basically the same as those in Experiment 1 described above, but the test was performed with an axial load of 2/1000 rad applied to the center axis of the roller and an unbalanced load applied.
  • Experiment 2 Life test under unbalanced load 4 and sample no. 3 showed the best results and was considered to have a long life.
  • sample No. 1 is Sample No. 4 and sample no. Although it was less than 3, comparatively good results were shown.
  • sample No. No. 2 shows a result worse than the result in Experiment 1 above, and it is considered that the life was shortened by the uneven load condition.
  • sample No. No. 4 showed a good result in any test, and it was the best overall result.
  • Sample No. 3 also sample No. 1 and sample no. The result was better than 2.
  • Nitrogen concentration measurement at a depth of 0.05 mm from the surface Sample No. For No. 4, the measurement of the nitrogen concentration and the depth measurement of the nitrogen-enriched layer were carried out. As a measurement method, the following method was used. That is, at the first to third measurement points shown in FIG. 63, the cut surface is exposed by cutting the tapered roller as a sample in a direction perpendicular to the center line. On the cut surface, the nitrogen concentration is analyzed by the EPMA at a plurality of measurement positions that are 0.05 mm inward from the surface of the sample. Five measurement positions were determined for each of the cross sections at the first to third measurement points, and the average value of the measurement data at the five locations was defined as the nitrogen concentration at each measurement point.
  • Measuring the distance to the bottom of the nitrogen-enriched layer In the cross section of the tapered roller after the tempering treatment at 500 ° C. ⁇ 1 h at the first to third measurement points, hardness measurement was performed at a plurality of measurement points arranged at intervals of 0.5 mm in the depth direction. And the area
  • the distance to the bottom of the nitrogen-enriched layer is 0.3 mm
  • the distance to the bottom of the nitrogen-enriched layer is 0.35 mm
  • the distance is 0.3 mm. It was. At any measurement point, the measurement result falls within the scope of the present invention.
  • the tapered roller bearing is formed of a ground surface parallel to the small end surface of the tapered roller, and the first gap is within a size regulation range of 0.4 mm or less (sample No. 5 to No. 5 in Table 11). 8) was prepared.
  • the bearings have an inner diameter of 40 mm and an outer diameter of 68 mm.
  • the seizure resistance test using a rotation tester was performed on the tapered roller bearings of the above examples and comparative examples. Sample No. 6 and sample no. A habituation test was also performed on ten tapered roller bearings. The number of samples of the running-in test is the sample number. 66 for sample 6, sample no. For ten, the number was ten.
  • the test conditions for the seizure resistance test are as follows. Load load: 19.61 kN Number of revolutions: 1000 to 3500 rpm Lubricating oil: Turbine VG56 (oil supply amount 40 ml / min, oil supply temperature 40 ° C. ⁇ 3 ° C.).
  • Table 11 shows the test results. Seizure in the seizure resistance test occurs between the large collar surface of the inner ring and the large end surface of the tapered roller.
  • the tapered roller bearings of the examples all have seizure generation limit rotational speeds of 2700 rpm or more in the seizure resistance test, indicating that there is little frictional resistance between the inner ring large collar surface and the tapered roller large end surface.
  • the tapered roller bearing of the comparative example has a limit rotational speed of seizure occurrence of 2500 rpm or less, which may cause a problem under normal use conditions such as a differential.
  • a sample 11 having a large surface roughness Ra of the large ridge surface is a sample No. 1 having the same radius of curvature R.
  • the seizure generation limit rotational speed lower than 10 is shown.
  • the average value of the number of rotations until the tapered roller settles in the normal position is 6 times in the comparative example, whereas the result is about 2.96 times that is about half in the example. Yes.
  • the standard deviation of the variation in the number of rotations is also small, and it can be seen that the habituation operation time can be stably reduced.
  • the bearing mounting work can be made efficient by shortening. Further, the durability of the vehicle gear shaft support device can be improved.
  • the retainer 2014 includes a small annular portion 2106 that is continuous on the small diameter end surface side of the tapered roller 2012, a large annular portion 2107 that is continuous on the large diameter end surface side of the tapered roller 2012, and And a plurality of column portions 2108 connecting these annular portions.
  • the pocket 2109 is formed in a trapezoidal shape in which the portion that stores the small diameter side of the tapered roller 2012 is the narrow side, and the portion that stores the large diameter side is the wide side.
  • the inner diameter side of the retainer 2014 is provided.
  • the lubricating oil flowing from the notch to the inner ring side quickly escapes from the notch to the outer ring side on the outer diameter side, the edge of the small annular portion 2106 on the pocket 2109 side, and the bottom side portion of the pocket 2109 on the narrow side to the column portion It has an extended shape.
  • the lubricating oil flowing from the outer diameter side of the cage to the outer ring side smoothly passes to the larger diameter side of the tapered roller along the raceway surface because there is no obstacle on the inner diameter surface of the outer ring.
  • the lubricating oil that flows out from the inner diameter side of the cage to the inner ring side has a large flaw on the outer diameter surface of the inner ring, so when it passes along the raceway surface to the larger diameter side of the tapered roller It will be dammed up with a large spear and will easily stay inside the bearing.
  • the lubricating oil flowing from the inner diameter side of the cage to the inner ring side is provided by providing a notch in the narrow-side column part of the trapezoidal pocket of the cage.
  • the narrow side of the pocket that houses the small diameter side of the tapered roller it quickly escapes from the notch to the outer ring side, and the amount of lubricating oil that reaches the main shaft along the raceway surface of the inner ring is reduced and stays inside the bearing.
  • the amount of lubricating oil was reduced to reduce torque loss due to the flow resistance of the lubricating oil.
  • the tapered roller bearing according to the fifth embodiment basically has the same configuration as the tapered roller bearing 2010 according to the fourth embodiment, but the machining of the large end surface 2016 of the roller 2012 is performed.
  • the ratio Rprocess / R between the actual curvature radius Rprocess (see FIG. 80) and the reference curvature radius R (see FIG. 79) is specified to be 0.8 or more. Is different.
  • the large end surface of the tapered roller obtained is a part of a spherical surface centered on the apex O (see FIG. 68) of the conical angle of the tapered roller 2012.
  • the large end surface 2016 of the roller 2012 having the end surface of the convex portion 2016A is It becomes a part of one spherical surface centered on the apex of the cone angle of 2012.
  • the inner peripheral end of the convex portion in the radial direction centering on the rolling shaft (spinning shaft) of the roller 2012 is connected to the concave portion via points C2 and C3.
  • the outer peripheral end of the convex portion is connected to the chamfered portion via points C1 and C4.
  • the points C1 to C4 are arranged on one spherical surface as described above.
  • a tapered roller is manufactured by subjecting a cylindrical roller base material to a grinding process including a forging process and a crowning process in order.
  • a concave portion resulting from the shape of the punch of the forging device is formed at the center of the surface to be the large end surface of the molded body obtained by the forging process.
  • the planar shape of the concave portion is, for example, a circular shape. If it says from a different viewpoint, the convex part resulting from the punch of a forging apparatus is formed in the outer peripheral part of the surface which should become the big end surface of the molded object obtained by forging.
  • the planar shape of the convex portion is, for example, an annular shape. At least a part of the convex portion of the molded body is removed by a grinding process performed thereafter.
  • the radius of curvature R of the large end surface 2016 of the roller 2012 is an R dimension when the large end surface 2016 of the roller 2012 shown in FIG. 78 is an ideal spherical surface.
  • the points C1, C2 at the end of the large end surface 2016 of the roller 2012 is set as the intermediate point P6.
  • Radius of curvature R152 passing through points C1, P5, C2, radius of curvature R364 passing through points C3, P6, C4, and radius of curvature C1564 passing through points C1, P5, P6, C4 are ideal.
  • the points C1 and C4 are connection points between the convex portion 2016A and the chamfered portion 2016C, and the points C2 and C3 are connection points between the convex portion 2016A and the concave portion 2016B.
  • the reference radius of curvature R is different from the actual radius of curvature Rprocess measured as the radius of curvature of the large end surface of the tapered roller obtained by actual grinding as described later.
  • FIG. 80 is a schematic cross-sectional view along the rolling axis of a tapered roller obtained by actual grinding.
  • the ideal large end face shown in FIG. 79 is indicated by a dotted line.
  • the large end surface of the tapered roller actually obtained by grinding the molded body having the concave and convex portions as described above is centered on the apex of the conical angle of the tapered roller. Does not become part of one spherical surface.
  • the points C1 to C4 of the convex portion of the tapered roller actually obtained have a shape in which each of the points C1 to C4 is slanted compared to the convex portion shown in FIG. That is, the points C1 and C4 shown in FIG.
  • the points C2 and C3 shown in FIG. 80 are arranged on the inner peripheral side in the radial direction with respect to the center of the rolling shaft as compared to the points C2 and C3 shown in FIG. 79, and the extending direction of the rolling shaft. (R364 on one side with respect to R1564 of the entire large end surface 2016 is not the same and can be made smaller).
  • the intermediate points P5 and P6 shown in FIG. 80 are formed at substantially the same positions as the intermediate points P5 and P6 shown in FIG. 79, for example.
  • the vertex C1 and the vertex C2 are arranged on one spherical surface, and the vertex C3 and the vertex C4 are on the other spherical surface.
  • the radius of curvature of one arc formed by a part of the large end surface formed on one convex part is the radius of curvature of the arc formed by a part of the large end surface formed on the other convex part. It is about the same as the radius of curvature. That is, R152 on one side of the large end surface 2016 of the roller 2012 shown in FIG. 80 after processing is substantially equal to R364 on the other side.
  • R152 and R364 on one side of the large end surface 2016 of the roller 2012 after processing are referred to as an actual curvature radius Rprocess.
  • the actual curvature radius Rprocess is equal to or less than the reference curvature radius R.
  • the ratio Rprocess / R of the actual curvature radius Rprocess to the reference curvature radius R is 0.8 or more.
  • the radius of curvature Rvirtual (hereinafter referred to as the virtual radius of curvature) of the virtual arc passing through the vertex C1, the intermediate point P5, the intermediate point P6, and the vertex C4. Is equal to or less than the reference curvature radius R. That is, in the tapered roller of the tapered roller bearing according to the present embodiment, the ratio Rprocess / Rvirtual of the actual curvature radius Rprocess to the virtual curvature radius Rvirtual is 0.8 or more.
  • the actual curvature radius Rprocess and the virtual curvature radius Rvirtual can be measured by any method with respect to the tapered roller actually formed by grinding, for example, a surface roughness measuring device (for example, a Mitutoyo surface roughness measuring device). It can be measured using the surf test SV-100).
  • a surface roughness measuring instrument When a surface roughness measuring instrument is used, first, a measurement axis is set along the radial direction centered on the rolling axis, and the surface shape of the large end face is measured. The vertexes C1 to C4 and the intermediate points P5 and P6 are plotted on the obtained large end face profile.
  • the actual curvature radius Rprocess is calculated as the curvature radius of the arc passing through the plotted vertex C1, intermediate point P5, and vertex C2.
  • the virtual curvature radius Rvirtual is calculated as the curvature radius of the arc passing through the plotted vertex C1, intermediate points P5 and P6, and vertex C4.
  • the reference radius of curvature R is estimated based on industrial standards such as JIS standards, for example, from the dimensions of tapered rollers obtained by actual grinding.
  • the surface roughness Ra of the large end face is 0.10 ⁇ m or less.
  • the surface roughness Ra of the large ridge surface is 0.063 ⁇ m or less.
  • the ratio ⁇ / L of the shift amount ⁇ from the middle point of the rolling surface in the extending direction is 0% or more and less than 20%.
  • the contact position when the ratio ⁇ / L exceeds 0% is at the center position of the rolling surface in the extending direction of the rolling shaft or on the larger end surface side than the center position.
  • the configuration in which the ratio ⁇ / L exceeds 0% includes the crowning formed on the rolling surface of the roller and the crowning formed on the raceway surfaces 2011A and 2013A of the inner ring and the outer ring 2011. This can be realized by relatively shifting the position of each vertex.
  • the configuration in which the ratio ⁇ / L exceeds 0% is as follows. As shown in FIG. 82, the angle formed by the raceway surface 2013A of the inner ring with respect to the axial direction of the inner ring and the raceway surface 2011A of the outer ring 2011 are This can be realized by relatively changing the angle formed with respect to the axial direction. Specifically, the angle formed by the inner ring raceway surface 2013A with respect to the axial direction of the inner ring is increased as compared with the case where the shift amount ⁇ of the contact position indicated by the dotted line in FIG. 82 is zero, and the outer ring A configuration in which the ratio ⁇ / L exceeds 0% can be realized by at least one of the methods of reducing the angle formed by the track surface 2011A of 2011 with respect to the axial direction of the outer ring 2011.
  • the tapered roller bearing according to the fifth embodiment has basically the same configuration as the tapered roller bearing 2010 according to the fourth embodiment, the same effect as the tapered roller bearing 2010 according to the fourth embodiment is obtained. Can play.
  • the ratio Rprocess / R of the actual curvature radius Rprocess to the reference curvature radius R is 0.8 or more.
  • the present inventors have confirmed that the tapered roller bearing with the ratio Rprocess / R of 0.8 or more can improve the seizure resistance as compared with the tapered roller bearing with Rprocess / R of less than 0.8.
  • a constant axial load can be received by sliding contact between the large end surface of the roller and the large collar surface of the inner ring. If the lubrication environment between the large end surface and the large ridge surface becomes insufficient due to the sliding contact, the contact surface pressure between the large end surface and the large ridge surface increases to cause metal contact. As a result, seizure occurs due to heat generation, and eventually the bearing lock is reached.
  • the ratio R / R BASE of the reference curvature radius R of the large end face of the tapered roller to the distance R BASE from the top of the cone angle of the tapered roller to the large collar surface of the inner ring is not less than 0.75. Since it is 87 or less, the oil film thickness t can be increased based on FIGS. 71 and 72, the maximum Hertz stress p can be reduced, and the torque loss and heat generation due to sliding friction between the large end surface and the large collar surface can be reduced. can do.
  • the tapered roller bearing according to the fifth embodiment has a large end face and a large collar surface compared to a tapered roller bearing having a ratio Rprocess / R of less than 0.8. Can be reduced, and an increase in skew angle can be suppressed. As a result, an increase in contact surface pressure between the large end surface and the large collar surface can be suppressed, and a sufficient oil film thickness can be secured between both surfaces. This is confirmed from the following calculation results.
  • Table 12 shows the contact surface when the ratio Rprocess / R is changed with respect to the contact surface pressure p0, the skew angle ⁇ 0, and the oil film parameter ⁇ 0 between the large end surface and the large collar surface when the ratio Rprocess / R is 1. The calculation result of each ratio of the pressure p, the skew angle ⁇ , and the oil film parameter ⁇ is shown.
  • the contact surface pressure ratio p / p0 between the large end surface and the large collar surface is 1.6 or more
  • the skew angle ratio ⁇ / ⁇ 0 is The oil film parameter ratio ⁇ / ⁇ 0 is 0.5 or less.
  • the tapered roller bearing with the ratio Rprocess / R of 0.8 or more ensures the oil film thickness between the large end surface and the large collar surface compared to the tapered roller bearing with the ratio Rprocess / R of less than 0.8. It was confirmed by the above calculation results that it could be done.
  • the surface roughness Ra of the large end surface is 0.10 ⁇ m or less, and the surface roughness Ra of the large collar surface is 0.063 ⁇ m or less. In this way, a sufficient oil film thickness can be ensured between the large end surface of the roller and the large collar surface of the inner ring.
  • the raceway surface 2011A of the outer ring 2011, the raceway surface 2013A of the inner ring 2013 and the rolling surface 2012A with respect to the width L of the rolling surface of the roller in the extending direction of the rolling shaft The ratio ⁇ / L of the shift amount ⁇ from the middle point of the rolling surface in the extending direction of the hitting position is 0% or more and less than 20%, and the hitting position is the extending direction of the rolling shaft. At the center of the rolling surface or on the larger end surface side than the center.
  • the present inventors have found that when the ratio ⁇ / L is 0% or more and less than 20% and the ratio ⁇ / L is more than 0%, the contact position is rolling in the extending direction of the rolling shaft.
  • the contact position when the ratio ⁇ / L exceeds 0% is the center position of the rolling surface in the extending direction of the rolling shaft or It was confirmed that the skew angle can be reduced and the increase in rotational torque can be suppressed compared to the case where the center position is on the small end face side.
  • Table 13 shows that when the displacement amount ⁇ is 0, that is, the contact position between the raceway surfaces 2011A and 2013A of the inner ring and the outer ring 2011 and the rolling surface is located at the middle point of the rolling surface in the extending direction of the rolling shaft.
  • the calculation results of the respective ratios of the skew angle ⁇ and the rotational torque M when the deviation amount ⁇ is changed with respect to the skew angle ⁇ 0 and the rotational torque M0 during the rotation are shown.
  • the shift amount when the hit position is shifted to the small end face side from the midpoint is indicated by a negative value.
  • the rotational torque ratio M / M0 is 1.1 or less, it is evaluated as good (A in Table 13), and when the rotational torque ratio M / M0 exceeds 1.1, it is evaluated as defective (B in Table 13). did.
  • the shift amount ⁇ is less than ⁇ 5%.
  • the skew angle ratio ⁇ / ⁇ 0 is small, and the increasing rate of the rotational torque with respect to the increase of the deviation amount is small.
  • the skew angle ratio ⁇ / ⁇ 0 is 1 or less, and a slight increase in the deviation amount does not cause a significant increase in rotational torque.
  • the hit position is the center position of the rolling surface in the extending direction of the rolling shaft. It was confirmed from the above calculation results that the skew angle can be reduced by being on the large end face side of the center position.
  • the tapered roller bearing according to the sixth embodiment basically has the same configuration as the tapered roller bearing 2010 according to the fourth embodiment, but is not in contact with the inner ring raceway surface 2013A in the crowning formation portion of the roller rolling surface.
  • a difference is that the curvature R8 of the bus of the non-contact portion crowning portion 2028 is set smaller than the curvature R7 of the bus of the contact portion crowning portion 2027 contacting the inner ring raceway surface 2013A.
  • the tapered roller bearing according to the sixth embodiment includes an inner ring 2013, an outer ring 2011, and a plurality of rollers 2012 interposed between the inner and outer rings.
  • An inner ring raceway surface 2013A is formed on the outer periphery of the inner ring 2013, and has a large collar portion 2041 and a small collar portion 2042 on the large diameter side and the small diameter side of the inner ring raceway surface 2013A, respectively.
  • a grinding relief portion 2043 is formed at a corner portion where the inner ring raceway surface 2013A and the large collar portion 2041 intersect, and a grinding relief portion 2044 is formed at a corner portion between the inner ring raceway surface 2013A and the small collar portion 2042.
  • the inner ring raceway surface 2013A has a straight line extending in the inner ring axial direction.
  • An outer ring raceway surface 2011A facing the inner ring raceway surface 2013A is formed on the inner periphery of the outer ring 2011, and there is no wrinkle.
  • the outer ring raceway surface 2011A has a straight line extending in the outer ring axial direction.
  • crowning is formed on the roller rolling surface of the outer periphery of the roller 2012, and chamfered portions 2021 and 2025 are provided on both ends of the roller 2012.
  • the crowning forming portion of the roller rolling surface is formed into a contact portion crowning portion 2027 and a non-contact portion crowning portion 2028.
  • the contact portion crowning portion 2027 is in the axial range of the inner ring raceway surface 2013A and contacts the inner ring raceway surface 2013A.
  • the non-contact portion crowning portion 2028 is out of the axial range of the inner ring raceway surface 2013A and is not in contact with the inner ring raceway surface 2013A.
  • the contact portion crowning portion 2027 and the non-contact portion crowning portion 2028 are lines in which the buses extending in the roller axis direction are expressed by different functions and smoothly continue at the connection point P1.
  • the curvature R8 of the bus of the non-contact portion crowning portion 2028 is set smaller than the curvature R7 of the bus of the contact portion crowning portion 2027.
  • the contact pressure on the inner ring 2013 side and the contact part on the outer ring 2011 side have a higher equivalent surface pressure since the equivalent radius in the circumferential direction is smaller on the inner ring 2013 side. Therefore, in the design of the crowning, the contact on the inner ring 2013 side may be considered.
  • the basic dynamic load rating means that the direction and size are such that when the same group of bearings are individually operated under the condition that the inner ring 2013 is rotated and the outer ring 2011 is stationary, the low rated life is 1 million revolutions. A load that does not fluctuate.
  • the misalignment is a misalignment between a housing (not shown) fitted with the outer ring 2011 and a shaft fitted with the inner ring 2013, and is expressed as a fraction as described above as an inclination amount.
  • the bus of the contact portion crowning portion 2027 is formed by a logarithmic curve of logarithmic crowning represented by the above formula (1).
  • the crowning when the crowning is optimized by using a mathematical optimization method to be described later, under this condition, a crowning like “logarithm” in FIG. 85 is obtained.
  • the maximum drop amount of the crowning of the roller 2012 is 69 ⁇ m.
  • the area G in FIG. 85 is an area E that faces the grinding relief portions 2043 and 2044 of the inner ring 2013 in FIG. 83 and does not contact the inner ring 2013. Therefore, the G region of the roller 2012 does not need to be logarithmic crowning, and may be a straight line, a circular arc, or other functions. Even if the G region of the roller 2012 is a straight line, an arc, or other functions, the entire roller has the same surface pressure distribution as in the case of logarithmic crowning, and there is no functional difference.
  • Crowning is generally designed to reduce the maximum surface pressure or stress at the contact.
  • K 1 and z m are selected so as to minimize the maximum value of the equivalent stress of Mises.
  • K 1 and z m can be selected using an appropriate mathematical optimization method.
  • Various algorithms for mathematical optimization methods have been proposed.
  • One of the direct search methods is that optimization can be performed without using the derivative of the function. Useful when functions and variables cannot be directly represented by mathematical expressions.
  • the optimal values of K 1 and z m are obtained using the Rosenbrock method, which is one of the direct search methods.
  • the crowning in the region G in FIG. 85 may have any shape, but considering the contact with the outer ring 2011 and the formability of the grindstone during processing, In the connection point P1 with the logarithmic crowning part, it is not desirable that the slope is smaller than that of the logarithmic crowning part. Giving a gradient larger than the gradient of the logarithmic crowning portion for the crowning in the region G is not desirable because the drop amount increases. That is, it is desirable that the crowning and logarithmic crowning in the region G are designed so that the gradients coincide at the connection point P1 and are smoothly connected. In FIG.
  • the case where the crowning of the G region of the roller 2012 is a straight line is illustrated by a dotted line, and the case where the arc is a circular arc is illustrated by a thick solid line.
  • the drop amount Dp of the crowning of the roller 2012 is, for example, 36 ⁇ m.
  • the crowning drop amount Dp of the roller 2012 is, for example, 40 ⁇ m.
  • the crowning is formed on the roller rolling surface on the outer periphery of the roller 2012, a grindstone is applied to the roller rolling surface more and more than necessary when the crowning is formed only on the inner ring raceway surface 2013A. obtain. Therefore, the processing defect with respect to a rolling surface can be prevented beforehand.
  • the crowning formed on the roller rolling surface can reduce the surface pressure and the stress at the contact portion, thereby extending the life of the tapered roller bearing.
  • the curvature R8 of the busbar of the non-contact portion crowning portion 2028 is smaller than the curvature R7 of the busbar of the contact portion crowning portion 2027. Therefore, the drop amount Dp at both ends of the roller 2012 can be reduced. Therefore, for example, the amount of grinding can be suppressed from that of the conventional single arc crowning, the processing efficiency of the rollers 2012 can be improved, and the manufacturing cost can be reduced.
  • the bus of the non-contact portion crowning portion 2028 may be such that either one or both of the large diameter side portion and the small diameter side portion are arcs.
  • the drop amount Dp can be reduced more than that in which the generatrix of the entire roller rolling surface is represented by a logarithmic curve, for example. Therefore, the amount of grinding can be reduced.
  • the generatrix of the non-contact portion crowning portion 2028 may have either one or both of a large-diameter side portion and a small-diameter side portion being straight (in the example of FIG. 87, the large-diameter side portion). Only the straight line). In this case, the drop amount Dp can be further reduced as compared with the case where the generatrix of the non-contact portion crowning portion 2028 is an arc.
  • Part or all of the bus bars of the contact portion crowning portion 2027 may be represented by logarithmic crowning.
  • the contact portion crowning portion 2027 represented by the logarithmic crowning can reduce the surface pressure and the stress at the contact portion, thereby extending the life of the tapered roller bearing.
  • the generatrix of the contact portion crowning portion 2027 may be represented by a straight portion 2027A formed flat along the roller axis direction and a portion 2027B formed by a logarithmic curve of logarithmic crowning. .
  • the crowning may be provided on the roller 2012 and also on the inner ring 2013.
  • the sum of the drop amount of the roller 2012 and the drop amount of the inner ring 2013 is set equal to the optimized drop amount.
  • the tapered roller bearing according to the present invention is a tapered roller bearing including inner and outer rings and rollers, wherein at least a roller rolling surface on the outer periphery of the roller is formed with a crowning, and a crowning formation portion of the roller rolling surface is formed on the inner ring raceway surface.
  • the non-contact part crowning part is a line in which the buses extending in the roller axis direction are expressed by different functions and are continuously connected to each other at the connection point. In the vicinity of the connection point, the bus line of the non-contact part crowning part A curvature is smaller than the curvature of the bus-line of a contact part crowning part, It is characterized by the above-mentioned.
  • the above “smoothly continuous” means continuous without generating a corner, and ideally, the bus of the contact portion crowning portion and the bus bar of the non-contact portion crowning portion are at a continuous point of each other, By continuing so as to have a common tangent, that is, the bus is a function that can be continuously differentiated at the continuous point.
  • the grindstone can be applied to the roller rolling surface more and more than necessary when the crowning is formed only on the inner ring raceway surface. Therefore, the processing defect with respect to a rolling surface can be prevented beforehand.
  • the crowning formed on the roller rolling surface can reduce the surface pressure and the stress at the contact portion, thereby extending the life of the tapered roller bearing.
  • the curvature of the busbar of the non-contact portion crowning portion is smaller than the curvature of the busbar of the contact portion crowning portion. The drop amount can be reduced. Therefore, for example, the amount of grinding can be suppressed from that of the conventional single arc crowning, the processing efficiency of the rollers can be improved, and the manufacturing cost can be reduced.
  • the bus of the non-contact portion crowning portion may be such that either one or both of the large diameter side portion and the small diameter side portion are arcs.
  • the amount of drop can be reduced compared to the case where the generatrix of the entire roller rolling surface is represented by a logarithmic curve, for example. Therefore, the amount of grinding can be reduced.
  • the bus of the non-contact portion crowning portion may be such that either one or both of the large diameter side portion and the small diameter side portion are straight. In this case, the drop amount can be further reduced as compared with the case where the bus of the non-contact portion crowning portion is an arc.
  • a part or all of the bus of the contact portion crowning portion may be represented by logarithmic crowning.
  • the contact portion crowning portion represented by the logarithmic crowning can reduce the surface pressure and the stress at the contact portion, thereby extending the life of the tapered roller bearing.
  • the generatrix of the contact portion crowning portion may be represented by a straight portion formed flat along the roller axis direction and a portion formed by a logarithmic curve of logarithmic crowning.
  • the connecting portion with the portion formed by the logarithmic curve of the logarithmic crowning among the bus bars of the non-contact portion crowning portion may be made to coincide with the slope of the logarithmic curve.
  • the bus bar of the contact portion crowning portion and the bus bar of the non-contact portion crowning portion can be continued more smoothly at the connection point.
  • the bus line of the contact portion crowning portion may be formed by a logarithmic curve of logarithmic crowning represented by the above formula (1).
  • At least K 1 and z m may be optimally designed using a mathematical optimization method.
  • the inner ring raceway surface may be crowned, and the sum of the crowning drop amount on the inner ring raceway surface and the crowning drop amount on the outer periphery of the roller may be a predetermined value.
  • the method for designing a tapered roller bearing according to the present invention is a method for designing a tapered roller bearing including inner and outer rings and rollers, and forms a crowning on at least the roller rolling surface of the outer periphery of the roller, and a crowning forming portion of the roller rolling surface Are formed into a contact portion crowning portion that is in the axial range of the inner ring raceway surface and is in contact with the inner ring raceway surface, and a non-contact portion crowning portion that is out of the axial range of the inner ring raceway surface and is not in contact with the inner ring raceway surface.
  • the contact portion crowning portion and the non-contact portion crowning portion are such that the bus bars extending in the roller axis direction are represented by different functions and smoothly connected to each other at the connection points, and the bus bars of the contact portion crowning portion are It is formed by a logarithmic curve of logarithmic crowning represented by the formula (1), and the curvature of the bus bar of the non-contacting portion crowning portion in the vicinity of the connection point Characterized by designing smaller than the curvature of the generatrix of the section crowning portion.
  • the tapered roller bearing according to the seventh embodiment has basically the same configuration as the tapered roller bearing 2010 according to the fourth embodiment, but the configuration of the notch of the cage 2014 is different.
  • the small annular portion 2106 on the narrow side of the pocket 2109 is also provided with a notch 110c, and the total area of the three notches 10a and 10c on the narrow side is equal to the two notches on the wide side. It is wider than the total area of the notches 10b.
  • the notch 110c has a depth of 1.0 mm and a width of 5.7 mm.
  • each notch 10a of the narrow column portion 2108 is 1.5 mm, which is deeper than each notch 10b of the wide column portion 2108.
  • the total area of each notch 10a is wider than the total area of each notch 10b on the wide side.
  • a radially inward flange opposite to the outer diameter surface of the small collar portion 2042 of the inner ring 2013 is provided on the outer side in the axial direction of the small annular portion 2106 of the retainer 2014.
  • the second gap ⁇ between the inner diameter surface of the flange of the small annular portion 2106 opposed to the outer diameter surface of the small collar portion 2042 of the inner ring 2013 is 2 of the outer diameter dimension of the small collar portion 2042. It is set narrowly to 0% or less.
  • the above-mentioned tapered roller bearing 2010 is used for an automobile differential or transmission. That is, the tapered roller bearing 2010 is a tapered roller bearing for automobiles.
  • FIG. 91 shows an automobile differential using the tapered roller bearing 2010 described above.
  • the differential is connected to a propeller shaft (not shown), and a drive pinion 2122 inserted through the differential case 2121 is meshed with a ring gear 2124 attached to the differential gear case 2123 and attached to the inside of the differential gear case 2123.
  • the pinion gear 2125 thus engaged is engaged with a side gear 2126 connected to a drive shaft (not shown) inserted through the differential gear case 2123 from the left and right, and the driving force of the engine is transmitted from the propeller shaft to the left and right drive shafts.
  • a drive pinion 2122 and a differential gear case 2123 which are power transmission shafts are supported by a pair of tapered roller bearings 2010a and 10b, respectively.
  • the lubricating oil flowing from the inner diameter side of the retainer 2014 to the inner ring 2013 side has a second gap ⁇ between the flange 2050 of the small annular portion 2106 (see FIG. 89) of the retainer 2014 and the small collar portion 2042 of the inner ring 2013. Since it is set narrowly, it is far less than the lubricating oil flowing in from the outer diameter side of the retainer 2014, and most of the lubricating oil flowing in from the second gap ⁇ is the column portion on the narrow width side of the pocket 2109. It passes through the notch 10 a provided in 2108 and moves to the outer diameter side of the retainer 2014. Therefore, the amount of the lubricating oil that reaches the large collar portion 2041 along the raceway surface 2013A of the inner ring 2013 is very small, and the amount of the lubricating oil staying inside the bearing can be reduced.
  • the lubricating oil flowing from the inner diameter side of the cage to the inner ring side is supplied to the small annular portion.
  • the amount of lubricating oil that escapes from the notch to the outer ring side and reaches the main ring along the raceway surface of the inner ring can be further reduced, and torque loss due to the flow resistance of the lubricating oil can be further reduced.
  • the tapered roller By providing a notch in at least the column part on the wide side of the trapezoidal pocket, the tapered roller can be slid in contact with the column part with a good balance.
  • the total area of the notches provided on the narrow side of the trapezoidal pocket By making the total area of the notches provided on the narrow side of the trapezoidal pocket larger than the total area of the notches provided on the wide side of the trapezoidal pocket, it can reach the surface along the raceway of the inner ring.
  • the amount of lubricating oil to be reduced can be further reduced, and torque loss due to the flow resistance of the lubricating oil can be further reduced.
  • a radially inward flange opposite to the outer ring surface of the inner ring is provided on the axially outer side of the small ring part of the cage.
  • Example 4 As examples, a tapered roller bearing (Example 1) using the cage shown in FIG. 67 and a tapered roller bearing (Example 2) using the cage shown in FIG. 89 were prepared. Moreover, as a comparative example, a tapered roller bearing using a cage having no notch in the pocket (Comparative Example 1) and a tapered roller bearing having a notch provided in the center of the column portion between the pockets of the cage (Comparison) Example 2) and a tapered roller bearing (Comparative Example 3) in which notches were provided in the small and large annular portions at both axial ends of the pocket of the cage were prepared. Each tapered roller bearing has an outer diameter of 100 mm, an inner diameter of 45 mm, and a width of 27.25 mm, and the portions other than the pocket notch are the same.
  • FIG. 93 shows the results of the torque measurement test.
  • the vertical axis of the graph in FIG. 93 represents the torque reduction rate with respect to the torque of Comparative Example 1 using a cage having no notch in the pocket.
  • the comparative example 2 in which a notch is provided in the central part of the pocket column part and the comparative example 3 in which a notch is provided in the small annular part and the large annular part of the pocket also show a torque reducing effect, but the narrow side of the pocket
  • Example 1 in which a notch is provided in the column portion a torque reduction effect superior to those of the comparative examples is recognized, a notch is provided in the narrow annular portion, and the notch on the narrow side is provided.
  • Example 2 in which the total area is wider than that on the wide side a further excellent torque reduction effect is recognized.
  • the torque reduction rate at 2000 rpm which is the maximum rotation speed of the test, was 9.5% in Example 1 and 11.5% in Example 2, which was excellent even under high-speed rotation conditions in a differential or transmission. A torque reduction effect can be obtained.
  • the torque reduction rate in the rotational speed 2000rpm of the comparative example 2 and the comparative example 3 is 8.0% and 6.5%, respectively.
  • the tapered roller bearing according to the eighth embodiment has basically the same configuration as the tapered roller bearing 2010 according to the fourth embodiment, but the window angle ⁇ of the column surface 2014d shown in FIG. 66 is 46 degrees or more and 65 degrees. It differs in that it is specified that:
  • the column surface 2014d is a surface facing the pocket 2109 in the column portion 2108 where the notch is not formed.
  • the lower limit window angle ⁇ min is set to 46 ° or more is to ensure a good contact state with the roller, and when the window angle is less than 46 °, the contact state with the roller is deteriorated. That is, when the window angle is 46 degrees or more, the strength of the cage is secured, ⁇ > 0.90, and a good contact state can be secured.
  • the upper limit window angle ⁇ max is set to 65 degrees or less. If the upper limit window angle ⁇ max is larger than this, the pressing force in the radial direction increases, and there is a risk that smooth rotation cannot be obtained even with a self-lubricating resin material. Because. Note that the window angle is as large as about 50 degrees in a typical tapered roller bearing with a cage in which the cage is separated from the outer ring.
  • Table 14 shows the results of bearing life tests.
  • “Sample No. 14” in the “Bearing” column is a typical conventional tapered roller bearing in which the cage and the outer ring are separated
  • “Sample No. 12” is a conventional product among the tapered roller bearings of the present invention.
  • the tapered roller bearing in which only the roller coefficient ⁇ exceeds 0.90 “Sample No. 13” has the roller coefficient ⁇ exceeding 0.90, and the window angle is in the range of 46 degrees to 65 degrees. It is a tapered roller bearing of the present invention.
  • the test was conducted under severe lubrication and overload conditions.
  • “Sample No. 12” has a longer life than “Sample No. 14” twice or more.
  • the viscosity of the lubricating oil used is lowered, and therefore the tapered roller bearings tend to be placed in a harsh lubricating environment as compared with the prior art. Therefore, by setting the roller coefficient ⁇ in a range exceeding 0.90, it is possible to extend the life of the tapered roller bearing 2010 even if it is incorporated in a device in which the low viscosity lubricating oil as described above is used. it can. Further, the bearing of “Sample No. 13” has a roller coefficient of 0.96 which is the same as that of “Sample No. 12”, but the life time is about five times or more that of “Sample No. 12”.
  • manual transmission 2100 is a constant-mesh manual transmission, and includes input shaft 2111, output shaft 2112, counter shaft 2113, gears 2114a to 2114k, and housing 2115. It has.
  • the input shaft 2111 is supported by a tapered roller bearing 2010 so as to be rotatable with respect to the housing 2115.
  • a gear 2114 a is formed on the outer periphery of the input shaft 2111, and a gear 2114 b is formed on the inner periphery.
  • the output shaft 2112 is rotatably supported on the housing 2115 by a tapered roller bearing 2010 on one side (right side in the figure), and can be rotated on the input shaft 2111 by a rolling bearing 2120A on the other side (left side in the figure). It is supported by. Gears 2114c to 2114g are attached to the output shaft 2112.
  • the gear 2114c and the gear 2114d are formed on the outer periphery and the inner periphery of the same member, respectively.
  • the member in which the gear 2114c and the gear 2114d are formed is rotatably supported with respect to the output shaft 2112 by the rolling bearing 2120B.
  • the gear 2114 e is attached to the output shaft 2112 so as to rotate integrally with the output shaft 2112 and to be slidable in the axial direction of the output shaft 2112.
  • each of the gear 2114f and the gear 2114g is formed on the outer periphery of the same member.
  • the member in which the gear 2114 f and the gear 2114 g are formed is attached to the output shaft 2112 so as to rotate integrally with the output shaft 2112 and to be slidable in the axial direction of the output shaft 2112.
  • the gear 2114f can mesh with the gear 2114b.
  • the gear 2114g and the gear 2114d Engageable.
  • the countershaft 2113 is formed with gears 2114h to 2114k.
  • Two thrust needle roller bearings are disposed between the counter shaft 2113 and the housing 2115, and thereby an axial load (thrust load) of the counter shaft 2113 is supported.
  • the gear 2114h is always meshed with the gear 2114a, and the gear 2114i is always meshed with the gear 2114c.
  • the gear 2114j can mesh with the gear 2114e when the gear 2114e slides to the left in the drawing. Further, the gear 2114k can mesh with the gear 2114e when the gear 2114e slides to the right side in the drawing.
  • the rotation of the input shaft 2111 is transmitted to the countershaft 2113 by meshing between the gear 2114 a formed on the input shaft 2111 and the gear 2114 h formed on the countershaft 2113.
  • the rotation of the counter shaft 2113 is transmitted to the output shaft 2112 by meshing the gears 2114 i to 2114 k formed on the counter shaft 2113 with the gears 2114 c and 114 e attached to the output shaft 2112.
  • the rotation of the input shaft 2111 is transmitted to the output shaft 2112.
  • the gear meshing between the input shaft 2111 and the counter shaft 2113 and the gear meshing between the counter shaft 2113 and the output shaft 2112 are changed.
  • the rotational speed of the output shaft 2112 can be changed stepwise with respect to the rotational speed of the input shaft 2111. Further, the rotation of the input shaft 2111 can be directly transmitted to the output shaft 2112 by directly meshing the gear 2114 b of the input shaft 2111 and the gear 2114 f of the output shaft 2112 without using the counter shaft 2113.
  • the shifting operation of the manual transmission 2100 will be described more specifically.
  • the gear 2114f does not mesh with the gear 2114b
  • the gear 2114g does not mesh with the gear 2114d
  • the gear 2114e meshes with the gear 2114j
  • the driving force of the input shaft 2111 is the gear 2114a, the gear 2114h, the gear 2114j
  • It is transmitted to the output shaft 2112 via the gear 2114e.
  • the driving force of the input shaft 2111 is via the gear 2114a, the gear 2114h, the gear 2114i, the gear 2114c, the gear 2114d, and the gear 2114g. It is transmitted to the output shaft 2112. This is the second speed, for example.
  • the input shaft 2111 is directly connected to the output shaft 2112 by meshing with the gear 2114b and the gear 2114f, and the driving force of the input shaft 2111 is Directly transmitted to the output shaft 2112.
  • the manual transmission 2100 includes the tapered roller bearing 2010 in order to rotatably support the input shaft 2111 and the output shaft 2112 as rotating members with respect to the housing 2115 disposed adjacent thereto. Yes.
  • the tapered roller bearing 2010 according to the fourth and fifth embodiments can be used in the manual transmission 2100.
  • the tapered roller bearing 2010 with reduced torque loss and improved seizure resistance and life is suitable for use in a manual transmission 2100 where a high surface pressure is applied between the rolling elements and the raceway member. .

Landscapes

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Abstract

摩擦によるトルクロスと発熱が少なく、かつ馴らし運転時間を短縮できる好適な円錐ころ軸受を提供する。ころ（１２）の大端面（１６）の基準曲率半径をＲ、ころ（１２）の円錐角の頂点から内輪１３の大鍔面（１８）までの距離をＲBASEとしたとき、Ｒ／ＲBASEの値が０．７５以上０．８７以下である。外輪（１１）、内輪（１３）および複数のころ（１２）のうちの少なくともいずれか１つの最表面から窒素富化層の底部までの距離は０．２ｍｍ以上である。ころ（１２）の転動面（１２Ａ）にはクラウニングが形成される。クラウニングのドロップ量の和は、円錐ころの転動面の母線をｙ軸とし、母線直交方向をｚ軸とするｙ－ｚ座標系において、設計パラメータＫ１，Ｋ２，ｚｍ、荷重Ｑ、円錐ころにおける転動面の有効接触部の母線方向長さＬ、等価弾性係数Ｅ'、円錐ころの転動面の母線上にとった原点から有効接触部の端部までの長さａ、およびＡ＝２Ｋ１Ｑ／πＬＥ'を用いて表される。

Description

円錐ころ軸受
　この発明は、円錐ころ軸受に関するものである。
　近年の省燃費化取組みに伴い自動車用トランスミッションおよびデファレンシャルでは、軸受の小型化が進んでいる。これに伴い、軸受に許されるスペースは小さくなり、小型軸受で高荷重を受ける必要が生じている。更に、アルミニウム製のハウジングの採用により軸受に含まれるケースの剛性が低下し軸傾きが大きくなっているため、軸受は高ミスアライメント環境でも耐久性が求められる。以上の背景により、小型軸受でありながらミスアライメントを含む大きな荷重が受けられる円錐ころ軸受が用いられるケースが増えつつある。
　このような省燃費化の一環として、たとえば特開２００９－１９７９０４号公報（特許文献１）に開示される軸受部品においては、対数関数で表されるクラウニングの輪郭線を得ることが提案されている。またたとえば特開２００３－２２６９１８号公報（特許文献２）においては、長寿命化を図るために、ＦＡ処理（結晶粒微細化強化処理）と呼ばれる特殊な熱処理により微細化された窒化層を含ませた構成を有する軸受部品が開示されている。
特開２００９－１９７９０４号公報 特開２００３－２２６９１８号公報
　しかしながら、対数関数で表されるクラウニングの輪郭線と、ＦＡ処理による微細化された窒化層とを併せ持つ構成はこれまで提案されていなかったため、自動車の省燃費化への貢献が十分とは言えなかった。
　また円錐ころ軸受は、円錐ころの大端面が内輪の大鍔面と滑り接触するため、高速高負荷で回転するデファレンシャル等の歯車軸の指示に用いると、この滑り摩擦による摩擦トルクが大きくなり、更に摩擦発熱で軸受部が温度上昇して潤滑油としてのギヤオイルの粘度が低下し、油膜不足による問題が生じることがある。このような内輪大鍔面と円錐ころ大端面との間の滑り摩擦によるトルクロスと発熱を低減することにより、いっそう省燃費化を進める必要がある。
　そこで、この発明の課題は、摩擦によるトルクロスと発熱が少なく、かつ馴らし運転時間を短縮できる円錐ころ軸受を提供することである。
　本発明に係る円錐ころ軸受は、外輪と、内輪と、複数の円錐ころとを備える。外輪は内周面において外輪軌道面を有する。内輪は外周面において内輪軌道面と内輪軌道面よりも大径側に配置された大鍔面とを有し、外輪に対して径方向内側に配置される。複数の円錐ころは外輪軌道面と内輪軌道面との間に配列され、外輪軌道面および内輪軌道面と接触する転動面と大鍔面と接触する大端面とを有する。円錐ころの大端面の基準曲率半径をＲ、円錐ころの円錐角の頂点から内輪の大鍔面までの距離をＲBASEとしたとき、Ｒ／ＲBASEの値が０．７５以上０．８７以下である。外輪、内輪および複数の円錐ころのうちの少なくともいずれか１つは、外輪軌道面、内輪軌道面または転動面の表面層に形成された窒素富化層を含む。表面層の最表面から窒素富化層の底部までの距離は０．２ｍｍ以上である。円錐ころの転動面にはクラウニングが形成される。クラウニングのドロップ量の和は、円錐ころの転動面の母線をｙ軸とし、母線直交方向をｚ軸とするｙ－ｚ座標系において、Ｋ１，Ｋ２，ｚｍを設計パラメータ、Ｑを荷重、Ｌを円錐ころにおける転動面の有効接触部の母線方向長さ、Ｅ’を等価弾性係数、ａを円錐ころの転動面の母線上にとった原点から有効接触部の端部までの長さ、Ａ＝２Ｋ１Ｑ／πＬＥ’としたときに、式（１）で表される。
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　本発明によれば、摩擦によるトルクロスと発熱が少なく、かつ馴らし運転時間を短縮できる円錐ころ軸受を提供することができる。
実施の形態１に係る円錐ころ軸受の大雑把な構成を示す概略断面図である。 図１に示した円錐ころ軸受の要部の拡大断面図である。 図１に示した円錐ころ軸受の円錐ころの部分断面模式図である。 図３に示した円錐ころの拡大部分断面模式図である。 クラウニング形状の一例を示すｙ－ｚ座標図である。 軸受部品のミクロ組織、特に旧オーステナイト結晶粒界を図解した模式図である。 輪郭線が対数関数で表されるクラウニングを設けたころを示す図である。 部分円弧のクラウニングとストレート部を設けたころの輪郭線と、ころの転動面における接触面圧を重ねて示した図である。 実施の形態１の円錐ころ軸受の大鍔面および小鍔面を定義するために図１よりも詳細に示す概略断面図である。 図９の要部の拡大断面図である。 図９の円錐ころ軸受の設計仕様を説明する概略断面図である。 実施の形態１の大鍔面のスキューネスＲｓｋを示す粗さ曲線である。 実施の形態１の大鍔面のクルトシスＲｋｕを示す粗さ曲線である。 図９の要部を、図１０よりもさらに拡大して示す断面図である。 実施の形態１の円錐ころ軸受の大鍔、小鍔および逃げ部を定義するために図１よりも詳細に示す概略断面図である。 図１５の円錐ころ軸受のクラウニング形状を示す図である。 図１５の円錐ころの母線方向座標とドロップ量との関係を表す図である。 Ｍｉｓｅｓの相当応力の最大値と対数クラウニングパラメータとの関係を示す図である。 図１５に対する第１変形例に係る円錐ころ軸受に含まれる円錐ころのクラウニング形状を示す図である。 図１５に対する第２変形例に係る円錐ころ軸受に含まれる円錐ころのクラウニング形状を示す図である。 図９に対する変形例としての円錐ころ軸受においてころの基準曲率半径を説明するための断面図である。 図２１の点線で囲まれた領域を示す部分断面図である。 図９に対する変形例としての円錐ころ軸受においてころの実曲率半径を説明するための断面図である。 図９に対する変形例としての円錐ころ軸受において、転走面と転動面との当たり位置の変更方法の一例を示す断面図である。 図９に対する変形例としての円錐ころ軸受において、転走面と転動面との当たり位置の変更方法の他の一例を示す断面図である。 円錐ころ軸受の製造方法を説明するためのフローチャートである。 図２６の熱処理工程における熱処理パターンを示す模式図である。 図２７に示した熱処理パターンの変形例を示す模式図である。 比較例としての軸受部品のミクロ組織、特に旧オーステナイト結晶粒界を図解した模式図である。 実施の形態１の円錐ころ軸受に対する回転トルク試験の結果を示すグラフである。 実施の形態１の円錐ころ軸受を含む歯車軸支持装置が組み込まれたデファレンシャルの縦断面図である。 実施の形態１に係る円錐ころ軸受を備えるトランスミッションを示す縦断面図である。 実施の形態２に係る円錐ころ軸受を示す縦断面図である。 実施の形態２に係る円錐ころ軸受において、窒素富化層を説明するための部分断面図である。 実施の形態２に係る円錐ころ軸受のころのクラウニング部および中央部での窒素富化層の形状を説明するための図である。 実施の形態２に係る円錐ころ軸受のころの対数クラウニングの形状を説明するための図である。 クラウニング形状の一例を示すｙ－ｚ座標図である。 実施の形態２に係る円錐ころ軸受の設計仕様を示す断面図である。 実施の形態２に係る円錐ころ軸受においてころの基準曲率半径を説明するための断面図である。 図３９において点線で囲まれた領域を示す部分断面図である。 実施の形態２に係る円錐ころ軸受においてころの実曲率半径を説明するための断面図である。 輪郭線が対数関数で表されるクラウニングを設けたころを示す図である。 部分円弧のクラウニングとストレート部を設けたころの輪郭線と、ころの転動面における接触面圧を重ねて示した図である。 実施の形態２に係る円錐ころ軸受のころの大端面の曲率半径と油膜厚さとの関係を示すグラフである。 実施の形態２に係る円錐ころ軸受のころの大端面の曲率半径と最大ヘルツ応力との関係を示すグラフである。 実施の形態２に係る円錐ころ軸受の製造方法のフローチャートである。 実施の形態２における熱処理方法を説明するための図である。 実施の形態２における熱処理方法の変形例を説明するための図である。 実施の形態２に係る軸受部品のオーステナイト粒界を示す図である。 従来の軸受部品のオーステナイト粒界を示す図である。 実施の形態２に係る円錐ころ軸受において、軌道面と転動面との当たり位置の変更方法の一例を示す断面図である。 実施の形態２に係る円錐ころ軸受において、軌道面と転動面との当たり位置の変更方法の他の一例を示す断面図である。 実施の形態３に係る円錐ころ軸受の部分断面図である。 図５３に示される円錐ころ軸受のころのクラウニング形状を示す図である。 図５３に示される円錐ころ軸受のころの母線方向座標とドロップ量との関係を表す図である。 Ｍｉｓｅｓの相当応力の最大値と対数クラウニングパラメータとの関係を表す図である。 実施の形態３に係る円錐ころ軸受の変形例を示す図である。 実施の形態３に係る円錐ころ軸受の他の変形例を示す図である。 実施の形態２に係る円錐ころ軸受を備えるデファレンシャルを示す縦断面図である。 実施の形態２に係る円錐ころ軸受を備えるトランスミッションを示す縦断面図である。 実施の形態４に係る円錐ころ軸受を示す縦断面図である。 実施の形態４に係る円錐ころ軸受において、窒素富化層を説明するための部分断面図である。 実施の形態４に係る円錐ころ軸受のころのクラウニング部および中央部での窒素富化層の形状を説明するための図である。 実施の形態４に係る円錐ころ軸受のころの対数クラウニングの形状を説明するための図である。 クラウニング形状の一例を示すｙ－ｚ座標図である。 実施の形態４に係る円錐ころ軸受を示す横断面図である。 実施の形態４に係る円錐ころ軸受の保持器の展開平面図である。 実施の形態４に係る円錐ころ軸受の設計仕様を示す断面図である。 輪郭線が対数関数で表されるクラウニングを設けたころを示す図である。 部分円弧のクラウニングとストレート部との間を補助円弧としたころの輪郭線と、ころの転動面における接触面圧を重ねて示した図である。 実施の形態４に係る円錐ころ軸受のころの大端面の曲率半径と油膜厚さとの関係を示すグラフである。 実施の形態４に係る円錐ころ軸受のころの大端面の曲率半径と最大ヘルツ応力との関係を示すグラフである。 実施の形態４に係る円錐ころ軸受の製造方法のフローチャートである。 実施の形態４における熱処理方法を説明するための図である。 実施の形態４における熱処理方法の変形例を説明するための図である。 実施の形態４に係る軸受部品のオーステナイト粒界を示す図である。 従来の軸受部品のオーステナイト粒界を示す図である。 実施の形態５に係る円錐ころ軸受においてころの基準曲率半径を説明するための断面図である。 図７８において点線で囲まれた領域を示す部分断面図である。 実施の形態５に係る円錐ころ軸受においてころの実曲率半径を説明するための断面図である。 実施の形態５に係る円錐ころ軸受において、転走面と転動面との当たり位置の変更方法の一例を示す断面図である。 実施の形態５に係る円錐ころ軸受において、転走面と転動面との当たり位置の変更方法の他の一例を示す断面図である。 実施の形態６に係る円錐ころ軸受の部分断面図である。 図８３に示される円錐ころ軸受のころのクラウニング形状を示す図である。 図８３に示される円錐ころ軸受のころの母線方向座標とドロップ量との関係を表す図である。 Ｍｉｓｅｓの相当応力の最大値と対数クラウニングパラメータとの関係を表す図である。 実施の形態６に係る円錐ころ軸受の変形例を示す図である。 実施の形態６に係る円錐ころ軸受の他の変形例を示す図である。 実施の形態７に係る円錐ころ軸受の保持器の展開平面図である。 実施の形態７に係る円錐ころ軸受の保持器の変形例の展開平面図である。 実施の形態７に係る円錐ころ軸受を備えるデファレンシャルを示す縦断面図である。 図９１中の円錐ころ軸受の軸受内部への潤滑油の流れを示すグラフである。 トルク測定試験の結果を示す断面図である。 実施の形態４に係る円錐ころ軸受を備えるトランスミッションを示す縦断面図である。
　以下、図面に基づいて、この発明の実施形態を説明する。
　以下、実施の形態１の円錐ころ軸受について、図１および後述の図９を中心に、段階的に説明する。まず図１～図４を用いて、実施の形態１の円錐ころ軸受のうち、後述の図９にて初出する特徴を除く部分の特徴について説明する。
　図１に示す円錐ころ軸受１０は、外輪１１と、内輪１３と、複数の円錐ころとしてのころ１２と、保持器１４とを主に備えている。外輪１１は、環形状を有し、内周面に外輪軌道面としての軌道面１１Ａを有している。内輪１３は、環形状を有し、外周面に内輪軌道面としての軌道面１３Ａを有している。内輪１３は、軌道面１３Ａが軌道面１１Ａに対向するように外輪１１の内径側に配置されている。なお以下の説明において、円錐ころ軸受１０の中心軸に沿った方向を「軸方向」、中心軸に直交する方向を「径方向」、中心軸を中心とする円弧に沿った方向を「周方向」と呼ぶ。
　ころ１２は、外輪１１の内周面上に配置されている。ころ１２はころ転動面としての転動面１２Ａを有し、当該転動面１２Ａにおいて軌道面１３Ａおよび軌道面１１Ａに接触する。複数のころ１２は合成樹脂からなる保持器１４により周方向に所定のピッチで配置されている。これにより、ころ１２は、外輪１１および内輪１３の円環状の軌道上に転動自在に保持されている。また、円錐ころ軸受１０は、軌道面１１Ａを含む円錐、軌道面１３Ａを含む円錐、およびころ１２が転動した場合の回転軸の軌跡を含む円錐のそれぞれの頂点が軸受の中心線上の１点で交わるように構成されている。このような構成により、円錐ころ軸受１０の外輪１１および内輪１３は、互いに相対的に回転可能となっている。なお、保持器１４は樹脂製に限らず、金属製であってもよい。
　外輪１１、内輪１３、ころ１２を構成する材料は鋼であってもよい。当該鋼は、窒素富化層１１Ｂ、１２Ｂ、１３Ｂ以外の部分で、少なくとも炭素を０．６質量％以上１．２質量％以下、珪素を０．１５質量％以上１．１質量％以下、マンガンを０．３質量％以上１．５質量％以下含む。上記鋼は、さらに２．０質量％以下のクロムを含んでいてもよい。
　上記の構成において、炭素が１．２質量％を超えると、球状化焼鈍を行なっても素材硬度が高いので冷間加工性を阻害し、冷間加工を行なう場合に十分な冷間加工量と、加工精度を得ることができない。また、浸炭窒化処理時に過浸炭組織になりやすく、割れ強度が低下する危険性がある。他方、炭素含有量が０．６質量％未満の場合には、所要の表面硬さと残留オーステナイト量を確保するのに長時間を必要としたり、再加熱後の焼入れで必要な内部硬さが得られにくくなる。
　Ｓｉ含有率を０．１５～１．１質量％とするのは、Ｓｉが耐焼戻し軟化抵抗を高めて耐熱性を確保し、異物混入潤滑下での転がり疲労寿命特性を改善することができるからである。Ｓｉ含有率が０．１５質量％未満では異物混入潤滑下での転がり疲労寿命特性が改善されず、一方、Ｓｉ含有率が１．１質量％を超えると焼きならし後の硬度を高くしすぎて冷間加工性を阻害する。
　Ｍｎは浸炭窒化層と芯部の焼入れ硬化能を確保するのに有効である。Ｍｎ含有率が０．３質量％未満では、十分な焼入れ硬化能を得ることができず、芯部において十分な強度を確保することができない。一方、Ｍｎ含有率が１．５質量％を超えると、硬化能が過大になりすぎ、焼きならし後の硬度が高くなり冷間加工性が阻害される。また、オーステナイトを安定化しすぎて芯部の残留オーステナイト量を過大にして経年寸法変化を助長する。さらに、鋼が２．０質量％以下のクロムを含むことにより、表層部においてクロムの炭化物や窒化物を析出して表層部の硬度を向上しやすくなる。Ｃｒ含有率を２．０質量％以下としたのは、２．０質量％を超えると冷間加工性が著しく低下したり、２．０質量％を超えて含有しても上記表層部の硬度向上の効果が小さいからである。
　なお、本開示の鋼は、言うまでもなくＦｅを主成分とし、上記の元素の他に不可避的不純物を含んでいてもよい。不可避的不純物としては、リン（Ｐ）、硫黄（Ｓ）、窒素（Ｎ）、酸素（Ｏ）、アルミ（Ａｌ）などがある。これらの不可避的不純物元素の量は、それぞれ０．１質量％以下である。
　また異なる観点から言えば、外輪１１および内輪１３は、軸受用材料の一例である鋼材、たとえばＪＩＳ規格ＳＵＪ２からなるものであることが好ましい。ころ１２は、軸受用材料の一例である鋼材、たとえばＪＩＳ規格ＳＵＪ２により構成されてもよい。また、ころ１２は、他の材料、たとえばサイアロン焼結体により構成されていてもよい。
　図２に示すように、外輪１１の軌道面１１Ａおよび内輪１３の軌道面１３Ａには窒素富化層１１Ｂ、１３Ｂが形成されている。内輪１３では、窒素富化層１３Ｂが軌道面１３Ａから、後述する小鍔面および大鍔面にまで延在している。窒素富化層１１Ｂ、１３Ｂは、それぞれ外輪１１の未窒化部１１Ｃまたは内輪１３の未窒化部１３Ｃより窒素濃度が高くなっている領域である。また、ころ１２の転動面１２Ａを含む表面には窒素富化層１２Ｂが形成されている。ころ１２の窒素富化層１２Ｂは、ころ１２の未窒化部１２Ｃより窒素濃度が高くなっている領域である。窒素富化層１１Ｂ、１２Ｂ、１３Ｂは、たとえば浸炭窒化処理、窒化処理など従来周知の任意の方法により形成できる。
　なお、ころ１２のみに窒素富化層１２Ｂを形成してもよいし、外輪１１のみに窒素富化層１１Ｂを形成してもよいし、内輪１３のみに窒素富化層１３Ｂを形成してもよい。あるいは、外輪１１、内輪１３、ころ１２のうちの２つに窒素富化層を形成してもよい。
　図３に示すように、ころ１２の転動面１２Ａ（図２参照）は、両端部に位置し、クラウニングが形成されたクラウニング部２２、２４と、このクラウニング部２２、２４の間を繋ぐ中央部２３とを含む。中央部２３にはクラウニングは形成されておらず、ころ１２の回転軸である中心線２６に沿った方向での断面における中央部２３の形状は直線状である。ころ１２の左側の端面である小端面１７とクラウニング部２２との間には面取り部２１が形成されている。右側の端面である大端面１６とクラウニング部２４との間にも面取り部２５が形成されている。
　ここで、ころ１２の製造方法において、窒素富化層１２Ｂを形成する処理（浸炭窒化処理）を実施するときには、ころ１２にはクラウニングが形成されておらず、ころ１２の外形は図４の点線で示される加工前表面１２Ｅとなっている。この状態で窒素富化層が形成された後、仕上げ加工として図４の矢印に示すようにころ１２の側面が加工され、図３および図４に示すように、クラウニングが形成されたクラウニング部２２、２４が得られる。
　ころ１２における窒素富化層１２Ｂの深さ、すなわち窒素富化層１２Ｂの最表面から窒素富化層１２Ｂの底部までの距離は、０．２ｍｍ以上となっている。具体的には、面取り部２１とクラウニング部２２との境界点である第１測定点３１、小端面１７から距離Ｗが１．５ｍｍの位置である第２測定点３２、ころ１２の転動面１２Ａの中央である第３測定点３３において、それぞれの位置での窒素富化層１２Ｂの深さＴ１、Ｔ２、Ｔ３が０．２ｍｍ以上となっている。ここで、上記窒素富化層１２Ｂの深さとは、ころ１２の中心線２６に直交するとともに外周側に向かう径方向における窒素富化層１２Ｂの厚さを意味する。なお、窒素富化層１２Ｂの深さＴ１、Ｔ２、Ｔ３の値は、面取り部２１、２５の形状やサイズ、さらに窒素富化層１２Ｂを形成する処理および上記仕上げ加工の条件などのプロセス条件に応じて適宜変更可能である。たとえば、図４に示した構成例では、上述のように窒素富化層１２Ｂが形成された後にクラウニング２２Ａが形成されたことに起因して、窒素富化層１２Ｂの深さＴ２は他の深さＴ１、Ｔ３より小さくなっている。しかし上述したプロセス条件を変更することで、上記窒素富化層１２Ｂの深さＴ１、Ｔ２、Ｔ３の値の大小関係は適宜変更することができる。
　また、外輪１１および内輪１３における窒素富化層１１Ｂ、１３Ｂについても、その最表面から窒素富化層１１Ｂ、１３Ｂの底部までの距離である窒素富化層１１Ｂ、１３Ｂの厚さは０．２ｍｍ以上である。ここで、窒素富化層１１Ｂ、１３Ｂの厚さは、窒素富化層１１Ｂ、１３Ｂの最表面に対して垂直な方向における窒素富化層１１Ｂ，１３Ｂまでの距離を意味する。
　ころ１２のクラウニング部２２、２４に形成されたクラウニングの形状は、以下のように規定される。すなわち、クラウニングのドロップ量の和は、ころ１２の転動面１２Ａの母線をｙ軸とし、母線直交方向をｚ軸とするｙ－ｚ座標系において、Ｋ１，Ｋ２，ｚｍを設計パラメータ、Ｑを荷重、Ｌをころ１２における転動面１２Ａの有効接触部の母線方向長さ、Ｅ’を等価弾性係数、ａをころ１２の転動面の母線上にとった原点から有効接触部の端部までの長さ、Ａ＝２Ｋ１Ｑ／πＬＥ’としたときに、上記式（１）で表される。
　図５では、ころ１２の母線をｙ軸とし、ころ１２の母線上であって内輪１３又は外輪１１ところ１２の有効接触部の中央部に原点Ｏをとると共に、母線直交方向（半径方向）にｚ軸をとったｙ－ｚ座標系に、上記式（１）で表されるクラウニングの一例を示している。図５において縦軸はｚ軸、横軸はｙ軸である。有効接触部は、ころ１２にクラウニングを形成していない場合の内輪１３又は外輪１１ところ１２との接触部位である。また、円錐ころ軸受１０を構成する複数のころ１２の各クラウニングは、通常、有効接触部の中央部を通るｚ軸に関して線対称に形成されるので、図５では、一方のクラウニング２２Ａのみを示している。
　荷重Ｑ、有効接触部の母線方向長さＬ、および、等価弾性係数Ｅ’は、設計条件として与えられ、原点から有効接触部の端部までの長さａは、原点の位置によって定められる値である。
　上記式（１）において、ｚ（ｙ）は、ころ１２の母線方向位置ｙにおけるクラウニング２２Ａのドロップ量を示しており、クラウニング２２Ａの始点Ｏ１の座標は（ａ－Ｋ２ａ，０）であるから、式（１）におけるｙの範囲は、ｙ＞（ａ－Ｋ２ａ）である。また、図５では、原点Ｏを有効接触部の中央部にとっているので、ａ＝Ｌ／２となる。さらに、原点Ｏからクラウニング２２Ａの始点Ｏ１までの領域は、クラウニングが形成されていない中央部（ストレート部分）であるから、０≦ｙ≦（ａ－Ｋ２ａ）のとき、ｚ（ｙ）＝０となる。
　設計パラメータＫ１は荷重Ｑの倍率、幾何学的にはクラウニング２２Ａの曲率の程度を意味している。設計パラメータＫ２は、原点Ｏから有効接触部の端部までの母線方向長さａに対するクラウニング２２Ａの母線方向長さｙｍの割合を意味している（Ｋ２＝ｙｍ／ａ）。設計パラメータｚｍは、有効接触部の端部におけるドロップ量、即ちクラウニング２２Ａの最大ドロップ量を意味している。
　ここで、後述する図７に示したころのクラウニングは、設計パラメータＫ２＝１であってストレート部の無いフルクラウニングであり、エッジロードが発生しない十分なドロップ量が確保されている。しかしながら、ドロップ量が過大であると、加工時に、材料取りされた素材から生じる取代が大きくなり、コスト増大を招くこととなる。そこで、以下のように、式（１）の設計パラメータＫ１，Ｋ２，ｚｍの最適化を行う。
　設計パラメータＫ１，Ｋ２，ｚｍの最適化手法としては種々のものを採用することができ、例えば、Ｒｏｓｅｎｂｒｏｃｋ法等の直接探索法を採用することができる。ここで、ころの転動面における表面起点の損傷は面圧に依存するので、最適化の目的関数を面圧とすることにより、希薄潤滑下における接触面の油膜切れを防止するクラウニングを得ることができる。
　また、ころに対数クラウニングを施す場合、ころの加工精度を確保するためには転動面の中央部分にストレート部分（中央部２３）を設けるのが好ましい。この場合は、Ｋ２を一定の値とし、Ｋ１，ｚｍについて最適化すればよい。
　図６は、窒素富化層１２Ｂにおけるミクロ組織を示している。実施の形態１における窒素富化層１２Ｂにおける旧オーステナイト結晶粒径はＪＩＳ規格の粒度番号が１０以上となっており、従来の一般的な焼入れ加工品と比べても十分に微細化されている。
　ここで窒素濃度の測定方法について説明する。外輪１１、ころ１２、内輪１３などの軸受部品について、それぞれ窒素富化層１１Ｂ，１２Ｂ、１３Ｂが形成された領域の表面に垂直な断面について、ＥＰＭＡ（Ｅｌｅｃｔｒｏｎ　Ｐｒｏｂｅ　Ｍｉｃｒｏ　Ａｎａｌｙｓｉｓ）により深さ方向で線分析を行う。測定は、各軸受部品を測定位置から表面に垂直な方向に切断することで切断面を露出させ、当該切断面において測定を行う。たとえば、ころ１２については、図３に示した第１測定点３１～第３測定点３３のそれぞれの位置から、中心線２６と垂直な方向にころ１２を切断することで切断面を露出させる。当該切断面において、ころ１２の表面から内部に向かって０．０５ｍｍの位置となる複数の測定位置にて、上記ＥＰＭＡにより窒素濃度について分析を行う。たとえば、上記測定位置を５か所決定し、当該５か所での測定データの平均値をころ１２の窒素濃度とする。
　また、外輪１１および内輪１３については、軌道面１１Ａ、１３Ａにおいて軸受の中心軸方向における中央部を測定位置として、中心軸および当該中心軸に直交する径方向に沿った断面を露出させた後、当該断面について上記と同様の手法により窒素濃度の測定を行う。
　最表面から窒素富化層の底部までの距離の測定方法：
　外輪１１および内輪１３については、上記窒素濃度の測定方法において測定対象とした断面につき、表面から深さ方向において硬度分布を測定する。測定装置としてはビッカース硬さ測定機を用いることができる。５００℃×１ｈの焼き戻し後の円錐ころ軸受１０において、深さ方向に並ぶ複数の測定点、たとえば０．５ｍｍ間隔に配置された測定点において硬度測定を実施する。そして、ビッカース硬さがＨＶ４５０以上の領域を窒素富化層とする。
　また、ころ１２については、図３に示した第１測定点３１での断面において、上記のように深さ方向での硬度分布を測定し、窒素富化層の領域を決定する。
　旧オーステナイト結晶粒径の測定方法は、ＪＩＳ規格Ｇ０５５１：２０１３に規定された方法を用いる。測定を行う断面は、窒素富化層の底部までの距離の測定方法において測定を行った断面とする。これにより旧オーステナイト結晶の粒度番号が測定できる。
　ころ１２のクラウニング形状について、任意の方法により測定できる。たとえば、ころ１２の形状を表面性状測定機により測定することにより、クラウニング形状を測定してもよい。
　以上のようにすれば、外輪１１、内輪１３、円錐ころとしてのころ１２の少なくともいずれか１つにおいて旧オーステナイト結晶粒径が十分微細化された窒素富化層１１Ｂ、１２Ｂ、１３Ｂが形成されているので、高い転動疲労寿命を有した上で、シャルピー衝撃値、破壊靭性値、圧壊強度などを向上させることができる。
　また、ころ１２の転動面１２Ａに上記式（１）によりドロップ量の和が表されるような、輪郭線が対数関数で表されるクラウニング（いわゆる対数クラウニング）を設けているので、従来の部分円弧で表されるクラウニングを形成した場合より局所的な面圧の上昇を抑制でき、ころ１２の転動面１２Ａにおける摩耗の発生を抑制できる。
　ここで、上述した対数クラウニングの効果についてより詳細に説明する。図７は、輪郭線が対数関数で表されるクラウニングを設けたころの輪郭線と、ころの転動面における接触面圧を重ねて示した図である。図８は、部分円弧のクラウニングとストレート部との間を補助円弧としたころの輪郭線と、ころの転動面における接触面圧を重ねて示した図である。図７および図８の左側の縦軸は、クラウニングのドロップ量(単位：ｍｍ）を示している。図７および図８の横軸は、ころにおける軸方向での位置（単位：ｍｍ）を示している。図７および図８の右側の縦軸は、接触面圧（単位：ＧＰａ）を示している。
　円錐ころの転動面の輪郭線を部分円弧のクラウニングとストレート部とを有する形状に形成した場合、図８に示すように、ストレート部、補助円弧及びクラウニング相互間の境界における勾配が連続であっても、曲率が不連続であると接触面圧が局所的に増加する。そのため、油膜切れや表面損傷を招く恐れがある。十分な膜厚の潤滑膜が形成されていないと、金属接触による摩耗が生じやすくなる。接触面に部分的に摩耗が生じると、その近辺で、より金属接触が生じやすい状態となるため、接触面の摩耗が促進され、円錐ころが損傷に至る不都合が生じる。
　そこで、接触面としての円錐ころの転動面に、輪郭線が対数関数で表されるクラウニングを設けた場合、例えば図７に示すように、図８の部分円弧で表されるクラウニングを設けた場合と比べて局所的な面圧が低くなり、接触面に摩耗を生じ難くすることができる。したがって、円錐ころの転動面上に存在する潤滑剤の微量化や低粘度化により潤滑膜の膜厚が薄くなる場合においても、接触面の摩耗を防止し、円錐ころの損傷を防止することができる。なお、図７及び図８には、ころの母線方向を横軸とすると共に母線直交方向を縦軸とする直交座標系に、内輪又は外輪ところの有効接触部の中央部に横軸の原点Ｏを設定してころの輪郭線を示すと共に、面圧を縦軸として接触面圧を重ねて示している。このように、上述のような構成を採用することで長寿命かつ高い耐久性を示す円錐ころ軸受１０を実現できる。
　上記円錐ころ軸受１０において、最表面から０．０５ｍｍの深さ位置での窒素富化層１１Ｂ、１２Ｂ、１３Ｂにおける窒素濃度が０．１質量％以上である。ここで、ころ１２の窒素富化層１２Ｂにおいて測定を行なうと、図３の第１測定点３１については窒素濃度が０．２質量％となり、第２測定点３２については窒素濃度が０．２５質量％となり、第３測定点３３については窒素濃度が０．３質量％となった。この場合、窒素富化層１１Ｂ、１２Ｂ，１３Ｂの最表面における窒素濃度を十分な値とできることから、窒素富化層１１Ｂ、１２Ｂ、１３Ｂの最表面の硬度を十分高くすることができる。また、上述した旧オーステナイト結晶粒径の粒度、窒素富化層の底部までの距離、窒素濃度といった条件は、図３の第１測定点３１において少なくとも満足されていることが好ましい。
　上記円錐ころ軸受１０において、ころ１２の窒素富化層１２Ｂの底部までの距離を測定した。その結果、図３の第１測定点３１については、当該窒素富化層１２Ｂの底部までの距離が０．３ｍｍとなった。また第２測定点３２については当該距離が０．３５ｍｍとなり、第３測定点３３については当該距離が０．３ｍｍとなった。
　上記円錐ころ軸受１０において、窒素富化層１１Ｂ、１２Ｂ、１３Ｂが形成された外輪１１、内輪１３、およびころ１２のうちの少なくともいずれか１つは鋼により構成される。当該鋼は、窒素富化層１１Ｂ、１２Ｂ、１３Ｂ以外の部分、つまり未窒化部１１Ｃ、１２Ｃ、１３Ｃにおいて、少なくとも炭素（Ｃ）を０．６質量％以上１．２質量％以下、珪素（Ｓｉ）を０．１５質量％以上１．１質量％以下、マンガン（Ｍｎ）を０．３質量％以上１．５質量％以下含む。上記円錐ころ軸受１０において、鋼は、さらに２．０質量％以下のクロムを含んでいてもよい。この場合、本実施の形態において規定する構成の窒素富化層１１Ｂ、１２Ｂ、１３Ｂを後述する熱処理などを用いて容易に形成できる。
　上記円錐ころ軸受１０において、上記式（１）における設計パラメータＫ１，Ｋ２，ｚｍのうちの少なくとも１つが、ころ１２と外輪１１またはころ１２と内輪１３との接触面圧を目的関数として最適化されている。
　上記設計パラメータＫ１，Ｋ２，ｚｍは、接触面圧、応力及び寿命のうちのいずれかを目的関数として最適化して定められるところ、表面起点の損傷は接触面圧に依存する。ここで、上記実施の形態によれば、接触面圧を目的関数として最適化して設計パラメータＫ１，Ｋ２，ｚｍを設定するので、潤滑剤が希薄な条件においても接触面の摩耗を防止できるクラウニングが得られる。
　上記円錐ころ軸受１０において、外輪１１または内輪１３の少なくともいずれか１つは、窒素富化層１１Ｂ、１３Ｂを含む。この場合、外輪１１または内輪１３の少なくともいずれかにおいて、結晶組織が微細化された窒素富化層１１Ｂ、１３Ｂが形成されることで、長寿命かつ高耐久性を有する外輪１１または内輪１３を得ることができる。
　上記円錐ころ軸受１０において、ころ１２は窒素富化層１２Ｂを含む。この場合、ころ１２において、結晶組織が微細化された窒素富化層１２Ｂが形成されることで、長寿命かつ高耐久性を有するころ１２を得ることができる。
　図９は図１の基本的構成を前提として、より実施の形態１に近い特徴を有する態様として図示している。図９を参照して、実施の形態１の円錐ころ軸受１０は、内輪１３の軌道面１３Ａの大径側に大鍔面１８、小径側に小鍔面１９が設けられている。ころ１２の大径側には大鍔面１８と接触する大端面１６が設けられ、ころ１２の小径側には小鍔面１９と接触する小端面１７が設けられている。
　大鍔面１８は、軌道面１３Ａの大径側端部と研削ぬすみ部を介して形成されている。大鍔面１８は、円錐ころ軸受１０の使用時にころ１２の大端面１６と接触することで、当該ころ１２を案内する。小鍔面１９は、軌道面１３Ａの小径側端部と研削ぬすみ部を介して形成されている。
　また図１０に拡大して示すように、内輪１３の小鍔面１９は、ころ１２の小端面１７と平行な研削加工面に仕上げられ、図中に一点鎖線で示す初期組立状態で、ころ１２の小端面１７と面接触している。小端面１７は、ころ１２の小鍔面１９との間に隙間を有している。実線で示すころ１２が正規の位置に落ち着いた状態、すなわち、ころ１２の大端面１６が内輪１３の大鍔面１８と接触した状態にて形成される、内輪１３の小鍔面１９ところ１２の小端面１７との隙間δが、δ≦０．４ｍｍの寸法規制範囲内に入れられている。これにより、馴らし運転でのころ１２が正規の位置に落ち着くまでに必要な回転回数を減らし、馴らし運転時間を短縮することができる。
　図１１に示すように、ころ１２と、外輪１１および内輪１３の各軌道面１１Ａ，１３Ａの各円錐角頂点は、円錐ころ軸受１０の中心線上の一点Ｏで一致する。ころ１２の大端面１６の基準曲率半径をＲとし、ころ１２の円錐角の頂点であるＯ点から内輪１３の大鍔面１８までの距離をＲBASEとする。このとき、ＲとＲBASEとの比、すなわちＲ／ＲBASEの値は、０．７５～０．８７の範囲となるように製造されている。また、大鍔面１８は０．１２μｍの表面粗さＲa　に研削加工されている。
　Ｒ／ＲBASEをこのような数値範囲とすることにより、内輪１３の大鍔面１８ところ１２の大端面１６との間の滑り摩擦によるトルクロスと発熱を低減することができる。
　以上をまとめると、たとえば図９に示す実施の形態１の円錐ころ軸受１０は、外輪１１と、内輪１３と、複数のころ１２とを備える。外輪１１は内周面において軌道面１１Ａを有する。内輪１３は外周面において軌道面１３Ａと軌道面１３Ａよりも大径側に配置された大鍔面１８とを有し、外輪１１に対して径方向内側に配置される。複数のころ１２は、軌道面１１Ａと軌道面１３Ａとの間に配列され、軌道面１１Ａおよび軌道面１３Ａと接触する転動面１２Ａと大鍔面１８と接触する大端面１６とを有する。ころ１２の大端面１６の基準曲率半径をＲ、ころ１２の円錐角の頂点から内輪１３の大鍔面１８までの距離をＲBASEとしたとき、Ｒ／ＲBASEの値が０．７５以上０．８７以下である。外輪１１、内輪１３および複数のころ１２のうちの少なくともいずれか１つは、軌道面１１Ａ、軌道面１３Ａまたは転動面１２Ａの表面層に形成された窒素富化層１１Ｂ，１２Ｂ，１３Ｂを含む。表面層の最表面から窒素富化層１１Ｂ，１２Ｂ，１３Ｂの底部までの距離は０．２ｍｍ以上である。ころ１２の転動面１２Ａにはクラウニング部２２，２４が形成される。クラウニング部２２，２４のドロップ量の和は、円錐ころの転動面の母線をｙ軸とし、母線直交方向をｚ軸とするｙ－ｚ座標系において、Ｋ１，Ｋ２，ｚｍを設計パラメータ、Ｑを荷重、Ｌを円錐ころにおける転動面の有効接触部の母線方向長さ、Ｅ’を等価弾性係数、ａを円錐ころの転動面の母線上にとった原点から有効接触部の端部までの長さ、Ａ＝２Ｋ１Ｑ／πＬＥ’としたときに、上記の式（１）で表される。ここまでの説明およびこれ以降の説明ともにすべて、本実施の形態の円錐ころ軸受１０は本段落の上に記載した特徴を有することを前提としている。
　本実施の形態の円錐ころ軸受１０においては、大鍔面１８の算術平均粗さＲａが０．１μｍ以上０．２μｍ以下であり、大鍔面１８の粗さ曲線のスキューネスＲｓｋが－１．０以上－０．３以下であり、大鍔面１８の粗さ曲線のクルトシスＲｋｕは３．０以上５．０以下である。ここで、粗さ曲線のスキューネスＲｓｋは、日本工業規格（ＪＩＳ）Ｂ０６０１：２０１３の４．２．３で規定される粗さ曲線のスキューネスＲｓｋのことであり、粗さ曲線のクルトシスＲｋｕは、日本工業規格（ＪＩＳ）Ｂ０６０１：２０１３の４．２．４で規定される粗さ曲線のクルトシスＲｋｕのことである。
　円錐ころ軸受１０の外輪１１または内輪１３を低速度で回転させる条件、すなわち２００ｒ／ｍｉｎ以下の回転数の範囲内で回転トルクを安定化させるため、大鍔面１８の算術平均粗さＲａが０．１μｍ以上０．２μｍ以下とする。
　粗さ曲線のスキューネスＲｓｋは、以下の式（２）に示すように、断面曲線の二乗平均平方根粗さＲｑの三乗によって無次元化した基準長さにおけるｚ（ｘ）の三乗平均である。粗さ曲線のスキューネスＲｓｋは、輪郭曲線の確率密度関数の非対称性の度合いを示す数値であり、突出した山または谷の影響を強く受けるパラメータである。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000003
　図１２に、スキューネスＲｓｋ＞０を満足する粗さ曲線と、スキューネスＲｓｋ＜０を満足する粗さ曲線とを示している。
　これら両粗さ曲線の比較から明らかなように、スキューネスＲｓｋ＞０の場合、図１２の紙面上方へ急激に突出した山が多く、このような場合には大鍔面１８の耐焼付き性が超仕上げ水準の粗さよりも大きく劣ってしまう可能性がある。しかしスキューネスＲｓｋ＜０の場合、図１２の紙面上方へ急激に突出した山の尖りが比較的に少ない傾向の表面形状となるため、油膜が破れにくくなり、焼き付きの防止に有利である。スキューネスＲｓｋの負の値が大きくなるほど、谷の幅が図１２の紙面左右方向に広がり、突出した山の尖りが比較的に少ない傾向の表面（円錐ころ軸受１０においては、ころ１２の大端面１６と接触する内輪１３の大鍔面１８）の幅が狭くなる。このため当該表面と谷との境界部分で応力集中が生じてしまうので、油膜形成が阻害される。内輪１３の大鍔面１８の粗さ曲線のスキューネスＲｓｋを－１．０以上－０．３以下とすることにより、当該大鍔面１８が、突出した山の尖りが比較的に少なく滑らかな平面を図１２の幅方向に関して広く有する特性となり、油膜形成に有利に働く表面形状となる。
　図１２の右方に示すように、Ｒｓｋの確率密度関数は、Ｒｓｋ＜０においては図中点線で横方向に延びる平均線よりも上側に偏在する。このためＲｓｋ＜０であり特にこれを－１．０以上－０．３以下とすることにより、大鍔面１８の表面は滑らかな山を広範囲に有する形状となる。
　さらに、粗さ曲線のクルトシスＲｋｕは、以下の式（３）に示すように、断面曲線の二乗平均平方根粗さＲｑの四乗によって無次元化した基準長さにおけるｚ（ｘ）の四乗平均である。粗さ曲線のクルトシスＲｋｕは、輪郭曲線の確率密度関数のとがり（鋭さ）の度合いを示す数値であり、突出した山または谷の影響を強く受けるパラメータである。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000004
　図１３に、クルトシスＲｋｕ＞３を満足する粗さ曲線と、クルトシスＲｋｕ＜３を満足する粗さ曲線とを示している。
　これら両粗さ曲線の比較から明らかなように、クルトシスＲｋｕ＜３の場合、曲線に急激に突出した山または谷の尖りが少なく、このような場合には回転トルクが安定しない可能性がある。しかしクルトシスＲｋｕ＞３の場合、図の上方および下方に山および谷が比較的急激に突出した尖りが多くなる傾向にある。これにより大鍔面１８は適度に金属と接触することができ、円錐ころ軸受１０の回転トルクを安定させることに有利となる。ただし、クルトシスＲｋｕの正の値が過剰に大きくなれば、大鍔面１８の過度な金属接触が起こり、耐焼付き性が低下する。そこで内輪１３の大鍔面１８の粗さ曲線のクルトシスＲｋｕを３．０以上５．０以下とすることにより、当該大鍔面１８は、低速回転時における回転トルクの安定化を図るための粗さの突起をもった表面性状となる。
　以上のように大鍔面１８の算術平均粗さＲａ、粗さ曲線のスキューネスＲｓｋおよび粗さ曲線のクルトシスＲｋｕを調整することにより、円錐ころ軸受１０の回転トルクの安定化と耐焼付き性との両立を実現することができる。
　以上に述べた粗さ特性を有する内輪１３の大鍔面１８を加工するために研削仕上げ加工を用いれば、粗さの規定範囲が細かすぎ加工抵抗が大きくなりすぎるため、大鍔面１８などに研削焼けなどの不具合が生じる可能性があり、当該加工を行なうことは困難である。そこで上記の粗さ特性を有する内輪１３の大鍔面１８を加工する際には、たとえば０．５秒以上２秒以下の超短時間で超仕上げ加工を施すことが好ましい。
　一方、ころ１２の大端面１６の粗さは内輪１３の大鍔面１８の粗さよりも、円錐ころ軸受１０の機能に与える影響が少ない。このためころ１２の大端面１６の粗さの条件は大鍔面１８よりも緩やかである。具体的には、良好な潤滑油のくさび効果を得る観点から、ころ１２の大端面１６の算術平均粗さＲａが０．１μｍ以下とすればよい。また、ころ１２の大端面１６と内輪１３の大鍔面１８とは、理想的には、球面と平面との接触関係である時、特に良好な耐焼付き性を実現することができる。そのため、大鍔面１８が凹凸を有する母線形状である場合、当該大鍔面１８の凹凸の高さの最大値は１μｍ以下であることが好ましい。
　次に、図１４に拡大して示すように、内輪１３の大鍔面１８は、円錐面１８ａと、この円錐面１８ａの外側に滑らかに接続された円弧断面の逃げ面１８ｂとで構成され、逃げ面１８ｂの外側に面取り１８ｃが設けられている。円錐面１８ａは、図１１に示したＯ点を中心として形成されたものである。また、ころ１２の大端面１６は、Ｏ点から内輪１３の大鍔面１８までの距離ＲBASEの０．７５倍以上０．８７倍以下の曲率半径Ｒの球面１６ｓで形成され、この球面１６ｓの中央部に円形領域のぬすみ１９０が設けられている。このぬすみ１９０の外周端は、大鍔面１８の円錐面１８ａと逃げ面１８ｂの境界近傍まで延ばされている。
　ころ１２は軸受使用時に大端面１６が大鍔面１８に押し付けられながら転動するため、球面１６ｓの一部が円錐面１８ａと接触し、図１４に断面で示すように、両曲面間に接触楕円２００が生じる。逃げ面１８ｂと円錐面１８ａの境界は接触楕円２００の外縁近傍に設けられ、逃げ面１８ｂと球面１６ｓとで接触楕円２００に近接する鋭角の楔形隙間が形成されるようになっている。
　接触楕円２００は軸受使用時のアキシアル荷重が高いほど大きくなる。この円錐ころ軸受１０では、許容最大アキシアル荷重下での最大接触楕円を想定して、逃げ面１８ｂと円錐面１８ａの境界が、この最大接触楕円の外縁近傍となるように設計されており、潤滑油を引き込む楔形隙間を、全ての使用負荷レンジで適切に形成できるようになっている。
　このように、本実施の形態においては、内輪１３の大鍔面１８が、ころ１２の大端面１６に接触する円錐面１８ａと、円錐面１８ａの外側に滑らかに連なりころ１２の大端面１６から離隔する方向に湾曲する逃げ面１８ｂとを有する。
　すなわち、ころ１２の大端面１６と接触する内輪１３の大鍔面１８の円錐面１８ａに、湾曲した逃げ面１８ｂを滑らかに接続し、接触領域の外縁近傍に鋭角の楔形隙間を形成することにより、接触領域への潤滑油引き込み作用を高めて、十分な油膜を形成できるようにしたのである。また、この滑らかな逃げ面１８ｂの形成で、ころ１２のスキュー時の、内輪１３の大鍔面１８との当たりによる疵付きを防止することができる。
　逃げ面１８ｂは円弧状の断面形状を有する。このため、潤滑油引き込み作用の優れた逃げ面１８ｂを容易に加工することができる。
　また図１５および図１６に示すように、本実施の形態の円錐ころ軸受は、軌道面１３Ａと大鍔４１とが交わる隅部には、第１研削逃げ部４３が形成され、軌道面１３Ａと小鍔４２との隅部には、第２研削逃げ部４４が形成されている。上記軌道面１３Ａは、内輪軸方向に延びる母線が直線となっている。外輪２の内周には、軌道面１３Ａに対向する軌道面１１Ａが形成され、鍔無しとされ、軌道面１１Ａは外輪軸方向に延びる母線が直線となっている。
　図１５、図１６に示すように、ころ１２の外周の転動面１２Ａにはクラウニング部２２としてのクラウニング２２Ａ，２２Ｂと、クラウニング部２４としてのクラウニング２４Ａ，２４Ｂとを形成し、ころ１２の両端には面取り部２１，２５が施されている。転動面１２Ａのクラウニング部２２，２４を、クラウニングが形成されたクラウニング形成部分と考えることができる。ここではクラウニング形成部分は具体的には、接触部クラウニング部分２７と、非接触部クラウニング部分２８として形成している。これらのうち接触部クラウニング部分２７は、軌道面１３Ａの軸方向範囲にあって軌道面１３Ａに接する。非接触部クラウニング部分２８は、軌道面１３Ａの軸方向範囲から外れて軌道面１３Ａに非接触となる。
　これら接触部クラウニング部分２７と非接触部クラウニング部分２８とは、ころ軸方向に延びる母線が、互いに異なる関数で表されかつ互いに接続点Ｐ１で滑らかに連続する線である。上記接続点Ｐ１の近傍において、非接触部クラウニング部分２８の母線の曲率Ｒ８を、接触部クラウニング部分２７の母線の曲率Ｒ７よりも小さく設定している。上記「滑らかに連続する」とは、角を生じずに連続することであり、理想的には、接触部クラウニング部分２７の母線と、非接触部クラウニング部分２８の母線とが、互いの連続点において、共通の接線を持つように続くことで、すなわち上記母線が上記連続点で連続的微分可能な関数であることである。
　この構成によると、ころ１２の外周の転動面１２Ａにクラウニング部を形成したため、軌道面１３Ａのみにクラウニング部を形成する場合よりも、転動面１２Ａに砥石を必要十分に作用させ得る。よって転動面１２Ａに対する加工不良を未然に防止できる。転動面１２Ａに形成したクラウニング部２２，２４により、面圧や接触部の応力を低減し円錐ころ軸受１０の長寿命化を図ることができる。さらに、接触部クラウニング部分２７と、非接触部クラウニング部分２８との接続点Ｐ１の近傍において、非接触部クラウニング部分２８の母線の曲率Ｒ８が、接触部クラウニング部分２７の母線の曲率Ｒ７よりも小さいため、ころ１２の両端部のドロップ量の低減を図ることができる。したがって、例えば従来の単一円弧クラウニングのものより研削量を抑え、ころ１２の加工効率の向上を図り、製造コストの低減を図ることができる。
　上記接触部クラウニング部分２７の母線は、上記式（１）で表される対数クラウニングの対数曲線により形成されている。
　この対数クラウニングで表される接触部クラウニング部分２７により、面圧や接触部の応力を低減し円錐ころ軸受１０の長寿命化を図ることができる。
　ところで、上記の式（１）のＫ１、ｚｍについて数理的最適化手法を用いてクラウニングを最適化すると、本条件では、図１７の「対数」のようなクラウニングとなる。このとき、ころ１２のクラウニングの最大ドロップ量は６９μｍである。ところが、図１７中のＧの領域は、図１５の内輪１３の第１研削逃げ部４３および第２研削逃げ部４４と相対するクラウニング部２４Ｂであり内輪１３とは接触しない。このため、ころ１２の上記Ｇの領域は、対数クラウニングである必要はなく、直線もしくは円弧あるいはその他の関数としても差し支えない。ころ１２の上記Ｇの領域が直線、円弧、その他の関数であっても、ころ１２の全体が対数クラウニングの場合と同一の面圧分布となり、機能上何ら遜色はない。
　対数クラウニングの数理的最適化手法について説明する。
　対数クラウニングを表す関数式中のＫ１，ｚｍを適切に選択することによって、最適な対数クラウニングを設計することができる。
　クラウニングは一般的に接触部の面圧もしくは応力の最大値を低下させるように設計する。ここでは，転動疲労寿命はMisesの降伏条件にしたがって発生すると考え、Misesの相当応力の最大値を最小にするようにＫ１，ｚｍを選択する。
　Ｋ１，ｚｍは適当な数理的最適化手法を用いて選択することが可能である。数理的最適化手法のアルゴリズムには種々のものが提案されているが、その一つである直接探索法は、関数の微係数を使用せずに最適化を実行することが可能であり、目的関数と変数が数式によって直接的に表現できない場合に有用である。ここでは、直接探索法の一つであるRosenbrock法を用いてＫ１，ｚｍの最適値を求める。
　上記条件、つまり円すいころ軸受、呼び番号３０３１６に基本動定格荷重の３５％のラジアル荷重が作用し、ミスアライメントが１／６００である場合では、Misesの相当応力の最大値sMises_maxと対数クラウニングパラメータＫ１，ｚｍは図１８のような関係にある。Ｋ１，ｚｍに適当な初期値を与え、Rosenbrok法の規則にしたがってＫ１，ｚｍを修正していくと、図１８中の最適値の組合せに到達し、sMises_maxは最小となる。
　ころ１２と内輪１３との接触を考える限りにおいては、図１７におけるＧの領域のクラウニングは、どのような形状でもよいが、外輪２との接触や加工時の砥石の成形性を考慮すれば、対数クラウニング部との接続点Ｐ１において、対数クラウニング部の勾配より小さな勾配となることは望ましくない。Ｇの領域のクラウニングについて、対数クラウニング部の勾配より大きな勾配を与えることは、ドロップ量が大きくなるため、これも望ましくない。すなわち、Ｇの領域のクラウニングと対数クラウニングは、その接続点Ｐ１で勾配が一致して滑らかに繋がるように設計されることが望ましい。図１７において、ころ１２のＧの領域のクラウニングを、直線とした場合を点線にて例示し、円弧とした場合を太実線にて例示する。Ｇの領域のクラウニングを直線とした場合、ころ１２のクラウニングのドロップ量Ｄｐは例えば３６μｍとなる。Ｇの領域のクラウニングを円弧とした場合、ころ１２のクラウニングのドロップ量Ｄｐは例えば４０μｍとなる。
　非接触部クラウニング部分２８の母線は、大径側の部分および小径側の部分のいずれか一方または両方が円弧であってもよい。この場合、ころ転動面全体の母線を例えば対数曲線で表すものより、ドロップ量Ｄｐの低減を図ることができる。したがって、研削量の低減を図れる。図１９に示すように、上記非接触部クラウニング部分２８の母線は、大径側の部分および小径側の部分のいずれか一方または両方が直線であってもよい（図１９の例では大径側の部分のみ直線）。この場合、非接触部クラウニング部分２８の母線を円弧とする場合よりもさらにドロップ量Ｄｐの低減を図ることができる。
　接触部クラウニング部分２７の母線の一部または全部が上記式（１）で示される対数クラウニングで表されてもよい。この対数クラウニングで表される接触部クラウニング部分２７により、面圧や接触部の応力を低減し円すいころ軸受の長寿命化を図ることができる。
　図２０に示すように、接触部クラウニング部分２７の母線が、ころ軸方向に沿って平坦に形成されたストレート部分２７Ａ（図３の中央部２３と同義）と、対数クラウニングの対数曲線で形成された部分２７Ｂとによって表されてもよい。
　クラウニングの加工精度を確保するためには、ころ１２の外周に、ストレート部分２７Ａが存在することが望ましい。そこでころ軸方向中央を基準として、小径側の部分と大径側の部分とで対称のクラウニング部２２，２４であるとすれば、対数クラウニング式（１）中の設計パラメータのうち、Ｋ2は固定され、Ｋ1とｚmが設計の対象となる。
　図２１～図２３を参照して、本実施の形態の円錐ころ軸受１０は、ころ１２の大端面１６の加工後の実曲率半径をＲprocessとしたとき、実曲率半径Ｒprocess（図２３を参照）と基準曲率半径Ｒ（図２２を参照）との比率Ｒprocess/Ｒが０．８以上であってもよい。
　図２１および図２２は、研削加工が理想的に施された場合に得られるころ１２の自転軸に沿った断面模式図である。研削加工が理想的に施された場合、得られるころ１２の大端面１６は、ころ１２の円錐角の頂点Ｏ（図１１参照）を中心とする球面の一部となる。図２１および図２２に示されるように、凸部１６Ａの一部を残すような研削加工が理想的に施された場合には、凸部１６Ａの端面を有するころ１２の大端面１６は、ころ１２の円錐角の頂点を中心とする１つの球面の一部となる。この場合、ころ１２の自転軸を中心とする径方向における上記凸部１６Ａの内周端は上記凹部１６Ｂと点Ｃ２，Ｃ３を介して接続されている。上記凸部１６Ａの外周端は面取り部１６Ｃと点Ｃ１，Ｃ４を介して接続されている。理想的な大端面１６では、点Ｃ１～Ｃ４は、上述のように１つの球面上に配置されている。
　ここで、ころ１２の大端面１６の曲率半径Ｒは、図２１に示すころ１２の大端面１６が設定した理想的な球面であるときのＲ寸法である。具体的には、図２２に示すように、ころ１２の大端面１６の端部の点をＣ１，Ｃ２，Ｃ３、Ｃ４とし、点Ｃ１，Ｃ２の中間点をＰ５とし、点Ｃ３，Ｃ４の中間点をＰ６とした場合、点Ｃ１，Ｐ５，Ｃ２を通る曲率半径Ｒ１５２、点Ｃ３，Ｐ６，Ｃ４を通る曲率半径Ｒ３６４および点Ｃ１，Ｐ５，Ｐ６，Ｃ４を通る曲率半径Ｃ１５６４が、Ｒ１５２＝Ｒ３６４＝Ｒ１５６４が成り立つ理想的な単一円弧曲線である。なお、点Ｃ１，Ｃ４は、凸部１６Ａと面取り部１６Ｃとの接続点であり、点Ｃ２，Ｃ３は、凸部１６Ａと凹部１６Ｂとの接続点である。ここで、Ｒ＝Ｒ１５２＝Ｒ３６４＝Ｒ１５６４が成り立つ理想的な単一円弧曲線を基準曲率半径と呼ぶ。なお、基準曲率半径Ｒは、後述のように実際の研削加工により得られたころ１２の大端面１６の曲率半径として測定される実曲率半径Ｒprocessとは異なるものである。
　一般的に、円錐ころは、円柱状のころ素形材に対し、圧造加工、クラウニング加工を含む研削加工が順に施されることにより、製造される。圧造加工により得られた成形体の大端面となるべき面の中央部には、圧造装置のパンチの形状に起因した凹部が形成されている。当該凹部の平面形状は例えば円形状である。異なる観点から言えば、圧造加工により得られた成形体の大端面となるべき面の外周部には、圧造装置のパンチに起因した凸部が形成されている。当該凸部の平面形状は例えば円環形状である。当該成形体の凸部の少なくともの一部は、その後に実施される研削加工により除去される。
　図２３は、実際の研削加工により得られるころ１２の自転軸に沿った断面模式図である。図２３では、図２２に示される理想的な大端面は点線で示されている。図２３に示されるように、上記のような凹部および凸部が形成されている成形体を研削加工して、実際に得られる円錐ころの大端面は、円錐ころの円錐角の頂点を中心とする１つの球面の一部とならない。実際に得られる円錐ころの上記凸部の点Ｃ１～Ｃ４は、図２２に示される上記凸部と比べて、各点Ｃ１～Ｃ４がだれた形状を有している。すなわち、図２３に示される点Ｃ１，Ｃ４は、図２２に示される点Ｃ１，Ｃ４と比べて、自転軸の中心に対する径方向（図の左右方向）において外周側（自転軸から離れた側）に配置されているとともに、自転軸の延在方向（図の上下方向）において内側（図の下側）に配置されている（大端面１６全体のＲ１５６４に対する片側のＲ１５２が同一ではなく、小さくできてしまう）。図２３に示される点Ｃ２，Ｃ３は、図２２に示される点Ｃ２，Ｃ３と比べて、自転軸の中心に対する径方向において内周側（自転軸に近い側）に配置されているとともに、自転軸の延在方向において内側（図の下側）に配置されている（大端面１６全体のＲ１５６４に対する片側のＲ３６４が同一ではなく、小さくできてしまう）。なお、図２３に示される中間点Ｐ５，Ｐ６は、例えば図２２に示される中間点Ｐ５，Ｐ６と略等しい位置に形成されている。
　図２３に示されるように、研削加工により実際に形成される大端面１６では、頂点Ｃ１および頂点Ｃ４が１つの球面上に配置されており、かつ頂点Ｃ２および頂点Ｃ３が他の１つの球面上に配置されている。ここで、ころ１２の大端面１６の加工後の片側のＲ１５２、Ｒ３６４を実曲率半径Ｒprocessと呼ぶ。実曲率半径Ｒprocessは、一方の凸部上に形成された大端面の一部が成す１つの円弧１６Ｃに略等しい。一般的な研削加工によっては、一方の凸部１６Ａ上に形成された大端面の一部が成す１つの円弧１６Ｃの曲率半径は、他方の凸部１６Ａ上に形成された大端面の一部が成す円弧１６Ｃの曲率半径と、同等程度となる。すなわち、実曲率半径Ｒprocessは、上記頂点Ｃ３、中間点Ｐ６および頂点Ｃ４を通る円弧１６Ｃの曲率半径に略等しい。上記実曲率半径Ｒprocessは上記基準曲率半径Ｒ以下となる。
　本実施の形態に係る円錐ころ軸受のころ１２は、上記基準曲率半径Ｒに対する上記実曲率半径Ｒprocessの比率Ｒprocess/Ｒが０．８以上である。
　なお、図２３に示されるように、研削加工により実際に形成される大端面において、頂点Ｃ１，頂点Ｃ１と頂点Ｃ２との中間点Ｐ５、頂点Ｃ３と頂点Ｃ４との中間点Ｐ６、および頂点Ｃ４を通る仮想円弧の曲率半径Ｒvirtual（以下、仮想曲率半径という）は、上記基準曲率半径Ｒ以下となる。つまり、本実施の形態に係る円錐ころ軸受１０のころ１２は、当該仮想曲率半径Ｒvirtualに対する上記実曲率半径Ｒprocessの比率Ｒprocess/Ｒvirtualが０．８以上である。言い換えれば、上記Ｒvirtualは、自転軸に対し一方の側（図２３の左側）に位置する大端面の第１部分の中心点（中間点）Ｐ５と、自転軸に対し他方の側（図２３の右側）に位置する大端面の第２部分の中心点（中間点）Ｐ６とを通る曲率半径Ｒ１である。また上記Ｒprocessは、自転軸に対し一方の側（図２３の左側）に位置する大端面の第１部分である円弧１６Ｃの曲率半径Ｒ２である。このときＲ２／Ｒ１が０．８以上である。
　上記実曲率半径Ｒprocessおよび上記仮想曲率半径Ｒvirtualは、研削加工により実際に形成されたころ１２に対して任意の方法により測定され得るが、例えば表面粗さ測定器（例えばミツトヨ製表面粗さ測定器サーフテストＳＶ‐１００）を用いて測定され得る。表面粗さ測定器を用いた場合には、まず自転軸を中心とする径方向に沿って測定軸を設定し、大端面の表面形状を測定する。得られた大端面プロファイルに、上記頂点Ｃ１～Ｃ４および中間点Ｐ５およびＰ６をプロットする。上記実曲率半径Ｒprocessは、プロットされた頂点Ｃ１、中間点Ｐ５および頂点Ｃ２を通る円弧の曲率半径として算出される。上記仮想曲率半径Ｒvirtualは、プロットされた頂点Ｃ１、中間点Ｐ５，Ｐ６および頂点Ｃ４を通る円弧の曲率半径として算出される。
　一方で、基準曲率半径Ｒは、実際の研削加工により得られた円錐ころの各寸法等から、例えばＪＩＳ規格等の工業規格に基づいて見積もられる。好ましくは、大端面１６の表面粗さＲａは０．１０μｍ以下である。
　好ましくは、図２４および図２５に示されるように、自転軸の延在方向におけるころの転動面の幅Ｌに対する、内輪および外輪１１の軌道面１１Ａ，１３Ａと転動面との当たり位置の当該延在方向における転動面の中点からのずれ量αの比率α／Ｌが０％以上２０％未満である。さらに、該比率α／Ｌが０％超えであるときの当該当たり位置が自転軸の延在方向における転動面の中央位置または該中央位置よりも大端面側にある。
　比率α／Ｌが０％超えとなる構成は、図２４に示されるように、ころ１２の転動面１２Ａに形成されたクラウニング、および内輪および外輪１１の軌道面１１Ａ、内輪１３の軌道面１３Ａに形成されたクラウニングの各頂点の位置を相対的にずらすことにより、実現され得る。
　また、比率α／Ｌが０％超えとなる構成は、図２５に示されるように、内輪の軌道面１３Ａが内輪１３の軸方向に対して成す角度と、外輪１１の軌道面１１Ａが外輪１１の軸方向に対して成す角度とを相対的に変えることより、実現され得る。具体的には、図２５中で点線で示される上記当たり位置のずれ量αがゼロである場合と比べて、内輪の軌道面１３Ａが内輪の軸方向に対して成す角度を大きくする、および外輪１１の軌道面１１Ａが外輪１１の軸方向に対して成す角度を小さくする、の少なくともいずれかの方法により、比率α／Ｌが０％超えとなる構成は実現され得る。
　以上の図２１～図２５の特徴を有する円錐ころ軸受は、上記基準曲率半径Ｒに対する上記実曲率半径Ｒprocessの比率Ｒprocess/Ｒが０．８以上である。本発明者らは、後述する通り、当該比率Ｒprocess/Ｒが０．８以上である円錐ころ軸受は、Ｒprocess/Ｒが０．８未満である円錐ころ軸受と比べて、耐焼き付き性を向上できることを確認した。
　円錘ころ軸受ではころの大端面と内輪の大鍔面とがすべり接触することで、一定のアキシアル荷重を受けることができる。すべり接触であるために、大端面と大鍔面との間の潤滑環境が不十分になると、大端面と大鍔面との間の接触面圧が増加して金属接触が生じる。
　また、上記円錐ころ軸受のように、円錐ころの転動面にクラウニングが形成されている場合、ころの転動面と内外輪の軌道面１１Ａ，１３Ａとの間の接触面圧の増加を抑制することができるが、スキューが生じるという問題がある。スキューが生じると、大端面と大鍔面との間に印加される接線力が増大し、摩擦トルクが増加する。また、スキュー角が増大すると、大端面と大鍔面とはいわゆるエッジ当たりとなるため、両面間で金属接触が生じる。
　そのため、上記円錐ころ軸受の耐焼き付き性をさらに向上するためには、ころの大端面と内輪の大鍔面との接点での摩擦による回転トルクの増大を抑制しかつ発熱を低減する必要がある。
　ころの大端面と内輪の大鍔面の金属接触を抑制して発熱を低減するためには、両面間に十分な油膜厚さを確保する必要がある。
　上述のように、上記円錐ころの円錐角の頂点から内輪の大鍔面までの距離ＲBASEに対する円錐ころの大端面の基準曲率半径Ｒの比率Ｒ／ＲBASEの値が０．７５以上０．８７以下であるため、図１１および図１２に基づいて油膜厚さｔを厚く、最大ヘルツ応力ｐを小さくすることができ、大端面と大鍔面との間のすべり摩擦によるトルクロスと発熱を低減することができる。
　さらに、上記のように比率Ｒprocess/Ｒが０．８以上であれば、比率Ｒprocess/Ｒが０．８未満である円錐ころ軸受と比べて、大端面と大鍔面との接触面圧を低減することができ、かつスキュー角の増加を抑制することができる。その結果、大端面と大鍔面との間の接触面圧の増加を抑制することができ、両面間に十分な油膜厚さを確保することができる。このことは、以下の計算結果から確認されている。
　表１に、比率Ｒprocess/Ｒが１であるときの大端面と大鍔面との間の接触面圧ｐ０、スキュー角θ０、油膜パラメータΛ０に対する、比率Ｒprocess/Ｒを変化させたときの接触面圧ｐ、スキュー角θ、油膜パラメータΛの各比率の計算結果を示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000005
　表１に示されるように、比率Ｒprocess／Ｒが０．７以下であると、大端面と大鍔面との間の接触面圧比ｐ／ｐ０が１．６以上、スキュー角比θ／θ０が３以上となり、かつ油膜パラメータの比率Λ／Λ０が０．５以下となる。このような円錐ころ軸受が例えば油膜パラメータΛが２未満であるような潤滑状態が良好でない環境下で使用された場合、油膜パラメータΛは１未満となり、大端面と大鍔面との接触状態は金属接触が生じる境界潤滑領域となる。これに対し、比率Ｒprocess/Ｒが０．８以上であると、接触面圧比ｐ／ｐ０が１．４以下、スキュー角比θ／θ０が１．５以下となり、油膜パラメータの比率Λ／Λ０が０．８以上となる。よって、比率Ｒprocess/Ｒが０．８以上である円錐ころ軸受が、比率Ｒprocess/Ｒが０．８未満である円錐ころ軸受と比べて大端面と大鍔面との間の油膜厚さを確保することができることは、上記計算結果により確認された。
　上記のように、図２１～図２５の構成において好ましくは、大端面の表面粗さＲａが０．１０μｍ以下である。このようにすれば、ころの大端面と内輪の大鍔面間により十分な油膜厚さを確保することができる。具体的には、大端面の表面粗さＲａを上記数値範囲内とした場合、各表面粗さが上記数値範囲外とした場合と比べて、「弾性流体潤滑理論により求まる油膜厚さｈと、大端面および大鍔面の二乗平均粗さの合成粗さσとの比」で定義される油膜パラメータΛ（＝ｈ／σ）を高めることができる。そのため、大端面と大鍔面との間に十分な油膜厚さを確保することができる。
　好ましくは、図２１～図２５の円錐ころ軸受では、自転軸の延在方向におけるころの転動面の幅Ｌに対する外輪１１および内輪１３の軌道面１１Ａ，１３Ａと転動面との当たり位置の上記延在方向における転動面の中点からのずれ量αの比率α／Ｌが、０％以上２０％未満であり、かつ、当該当たり位置が、自転軸の延在方向における転動面の中央位置または該中央位置よりも大端面側にある。本発明者らは、上記比率α／Ｌが０％以上２０％未満であり、かつ、該比率α／Ｌが０％超えであるときの当該当たり位置が自転軸の延在方向における転動面の中央位置または該中央位置よりも大端面側にあることにより、該比率α／Ｌが０％超えであるときの当該当たり位置が自転軸の延在方向における転動面の中央位置または該中央位置よりも小端面側にある場合と比べて、スキュー角を低減し、回転トルクの増大を抑制し得ることを確認した。
　表２に、上記ずれ量αが０であるとき、すなわち内輪および外輪１１の軌道面１１Ａ，１３Ａと転動面との当たり位置が自転軸の延在方向における転動面の中点に位置しているときのスキュー角θ０、回転トルクＭ０に対する、ずれ量αを変化させたときのスキュー角θ、回転トルクＭの各比率の計算結果を示す。なお、表２において、上記当たり位置が上記中点よりも小端面側にずれているときのずれ量を負の値で示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000006
　表２に示されるように、上記当たり位置が上記中点よりも小端面側にずれているとき、スキュー角比θ／θ０が１．５以上と大きい。また上記当たり位置が上記中点よりも小端面側にずれているときには、ずれ量のわずかな増加が回転トルクの大幅な増加を引き起こす。これに対し、上記ずれ量αが０％以上２０％以下であれば、スキュー角比θ／θ０が１以下となり、またずれ量のわずかな増加が回転トルクの大幅な増加を引き起こさない。なお、表２には記していないか、上記ずれ量αが２０％超えであれば、ピーリング等他の不具合が引き起こされる程度に高い回転トルクとなるため、好ましくない。よって、上記比率α／Ｌが０％以上２０％未満であり、かつ、該比率α／Ｌが０％超えであるときの当該当たり位置が自転軸の延在方向における転動面の中央位置または該中央位置よりも大端面側にあることにより、スキュー角を低減し得ることは、上記計算結果により確認された。
　以下、図２６～図２９を用いて、円錐ころ軸受の製造方法を説明する。
　図２６に示すように、まず部品準備工程（Ｓ１００）を実施する。この工程（Ｓ１００）では、外輪１１、内輪１３、ころ１２、保持器１４などの軸受部品となるべき部材を準備する。なお、ころ１２となるべき部材には、まだクラウニングは形成されておらず、当該部材の表面は図４の点線で示した加工前表面１２Ｅとなっている。また図９に示すような大端面１６および小端面１７を有するようにころ１２が形成され、かつ図９に示すような大鍔面１８および小鍔面１９を有するように内輪１３が形成される。
　次に、熱処理工程（Ｓ２００）を実施する。この工程（Ｓ２００）では、上記軸受部品の特性を制御するため、所定の熱処理を実施する。たとえば、外輪１１、ころ１２、内輪１３、の少なくともいずれか１つにおいて本実施形態に係る窒素富化層１１Ｂ、１２Ｂ、１３Ｂを形成するため、浸炭窒化処理または窒化処理と、焼入れ処理、焼戻処理などを行う。この工程（Ｓ２００）における熱処理パターンの一例を図２７に示す。図２７は、１次焼入れおよび２次焼入れを行う方法を示す熱処理パターンを示す。図２８は、焼入れ途中で材料をＡ１変態点温度未満に冷却し、その後、再加熱して最終的に焼入れる方法を示す熱処理パターンを示す。これらの図において、処理Ｔ１では鋼の素地に炭素や窒素を拡散させまた炭素の溶け込みを十分に行なった後、Ａ１変態点未満に冷却する。次に、図中の処理Ｔ２において、処理Ｔ１よりも低温に再加熱し、そこから油焼入れを施す。その後、たとえば加熱温度１８０℃の焼き戻し処理を実施する。
　上記の熱処理によれば、普通焼入れ、すなわち浸炭窒化処理に引き続いてそのまま１回焼入れするよりも、軸受部品の表層部分を浸炭窒化しつつ、割れ強度を向上させ、経年寸法変化率を減少することができる。上記熱処理工程（Ｓ２００）によれば、焼入れ組織となっている窒素富化層１１Ｂ、１２Ｂ、１３Ｂにおいて、旧オーステナイト結晶粒の粒径が、図２９に示した従来の焼入れ組織におけるミクロ組織と比較して２分の１以下となる、図６に示したようなミクロ組織を得ることができる。上記の熱処理を受けた軸受部品は、転動疲労に対して長寿命であり、割れ強度を向上させ、経年寸法変化率も減少させることができる。
　次に、加工工程（Ｓ３００）を実施する。この工程（Ｓ３００）では、各軸受部品の最終的な形状となるように、仕上げ加工を行う。ころ１２については、図４に示したように切削加工などの機械加工によりクラウニング２２Ａおよび面取り部２１を形成する。
　次に、組立工程（Ｓ４００）を実施する。この工程（Ｓ４００）では、上記のように準備された軸受部品を組み立てることにより、図９に示した円錐ころ軸受１０を得る。このようにして、図１に示した円錐ころ軸受１０を製造することができる。
　回転駆動力を検証する観点から、内輪の大鍔面の異なる複数種類の円錐ころ軸受のそれぞれに対し、回転トルク試験を実施した。円錐ころ軸受１０の試験型番は３０３０７Ｄであり、防錆油は、４０℃での動粘度が１６．５ｍｍ２／ｓであり、かつ、１００℃での動粘度が３．５ｍｍ２／ｓであるものを使用した。
　試験対象物である円錐ころ軸受としては、本実施の形態に係る、大鍔面１８の算術平均粗さＲａが０．１４９μｍであり、粗さ曲線のスキューネスＲｓｋが－０．９６であり、粗さ曲線のクルトシスＲｋｕが４．００５である円錐ころ軸受１０のサンプルが用いられた。一方、比較用の従来技術サンプルとして、大鍔面１８の算術平均粗さＲａが０．２μｍであるサンプルと、大鍔面の算術平均粗さＲａが０．０８μｍであるサンプルとの２種類が用いられた。なお大鍔面の算術平均粗さＲａ、スキューネスＲｓｋおよびクルトシスＲｋｕはいずれも、表面粗さ測定機によって測定可能である。
　試験は、円錐ころ軸受の回転数を、０ｒ／ｍｉｎから２００ｒ／ｍｉｎまで変化させたときの回転トルクを測定することによりなされた。その測定結果を図３０に示す。
　図３０に示すように、本実施の形態のサンプルである本件発明品は、Ｒａが０．２μｍである従来品とほぼ同等の安定したトルク特性を有する。これは、２００ｒ／ｍｉｎ以下の低回転速度の領域においては潤滑油の楔効果が小さく、潤滑油の油膜が薄く２００ｒ／ｍｉｎの条件まで境界潤滑となるためである。
　一方、Ｒａが０．０８μｍである従来品は、５０ｒ／ｍｉｎ以下の回転速度においても急激に回転トルク値が低下する。これは大鍔面の粗さが他に比べて細かいために５０ｒ／ｍｉｎに達する前に十分な油膜厚さが形成された結果である。Ｒａが０．０８μｍである従来品においては、５０ｒ／ｍｉｎ以上の場合には転動面の転がり抵抗が支配的となる。
　実機組立後の予圧管理（あるいはトルクチェック）は、１０ｒ／ｍｉｎ以上５０ｒ／ｍｉｎ以下の範囲の回転数の条件下で行なわれることが多い。この範囲でのトルクを安定化できる本件発明品は、実機組立性が良好であるといえる。
　耐焼付き性を検証する観点から、回転トルク試験を実施した円錐ころ軸受と同一種類、すなわち同一ロットサンプルの試験対象物に対し、昇温試験を実施した。円錐ころ軸受１０の試験型番は３０３０７Ｄであり、ラジアル荷重を１７ｋＮ、ラジアル荷重を１．５ｋＮとした。また昇温用の湯浴としては、タービン油ＶＧ５６を用いた。そして各サンプルの外輪の温度を測定し、昇温を確認した。試験結果は以下の表３に示すとおりである。なお表中の「Ａ」印は外輪の温度が１２０℃以下であったことを示し、「Ｃ」印は外輪の温度が１２０℃以上１５０℃未満であったことを示す。さらに「Ｂ」印は外輪の温度が１５０℃以上であったことを示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000007
　表３より、本件発明品は、Ｒａが０．０８μｍの従来品と同等の耐焼付き性を有する結果となった。
　なおこのような特性を有するためには、円錐ころの大端面と内輪の大鍔面との接触関係を「球と平面との接触関係」とすることが好ましい。この観点から、本実施の形態の内輪１３の大鍔面１８は、工業製品で得られる程度の概略ストレート平面であることが好ましい。
　算術平均粗さＲａ、粗さ曲線のスキューネスＲｓｋ、及び粗さ曲線のクルトシスＲｋｕの様々な組み合わせにおいて、上述の昇温試験及び回転トルク試験に準じて評価した結果を表４～表７に示す。なお各表中、「Ｓ」印は非常に良好であることを示し、「Ａ」印は良好であることを、「Ｃ」印は良好ではないが不良ではないことを、「Ｂ」印は不良であることを示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000008
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000009
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000010
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000011
　表４に示すように、大鍔面における算術平均粗さＲａが０．０５μｍの場合、大鍔面が特に滑らかな表面性状に仕上げられているので、大鍔面における粗さ曲線のスキューネスＲｓｋが－１．０以上－０．３以下の範囲にあるか否かを問わず、また、粗さ曲線のクルトシスＲｋｕが３．０以上５．０以下の範囲にあるか否かを問わず、耐焼付き性が特に良好になる一方、トルクの安定性が特に悪くなることが分かる。
　表５および表６に示すように、大鍔面における算術平均粗さＲａが０．１μｍ又は０．２μｍの場合、Ｒａ＝０．０５の場合に比べて、耐焼付き性が悪化傾向を示し、トルクの安定性が改善傾向を示す。ここで、大鍔面における粗さ曲線のスキューネスＲｓｋ＜－１．０の場合、油膜が形成されにくく、耐焼付き性に不利となることが分かる。一方、大鍔面における粗さ曲線のスキューネスＲｓｋ＞－０．３の場合、以下に示す大鍔面における粗さ曲線のクルトシスＲｋｕの特性との兼ね合いによって、耐焼き付き性とトルクの安定性とを両立することができない。また、大鍔面における粗さ曲線のクルトシスＲｋｕ＜３の場合、油膜が出来過ぎて、トルクの安定性に不利となることが分かる。一方、大鍔面における粗さ曲線のクルトシスＲｋｕ＞５の場合、表面の微小な山々が尖り過ぎてころ大端面と金属接触し易く、油膜が出来にくくなって、耐焼付き性に不利となることが分かる。
　表７に示すように、大鍔面における算術平均粗さＲａが０．２５μｍの場合、表５および表６に比べてさらに耐焼付き性が悪く、トルクの安定性が良い結果となっている。具体的には、大鍔面における粗さ曲線のスキューネスＲｓｋが－１．０以上－０．３以下の範囲にあるか否かを問わず、また、粗さ曲線のクルトシスＲｋｕが３．０以上５．０以下の範囲にあるか否かを問わず、耐焼付き性が特に悪くなる一方、トルクの安定性が特に良好になることが分かる。
　したがって上記のように、本件発明品は大鍔面１８の算術平均粗さＲａは０．１μｍ≦Ｒａ≦０．２μｍである場合、大鍔面１８の粗さ曲線のスキューネスＲｓｋが－１．０≦Ｒｓｋ≦－０．３であり、大鍔面１８の粗さ曲線のクルトシスＲｋｕが３．０≦Ｒｋｕ≦５．０であれば、耐焼付き性とトルクの安定性の両立を図ることが可能であると分かる。
　＜試料＞
　試料として、試料Ｎｏ．１～４までの４種類の円錐ころを試料として準備した。円錐ころの型番は３０２０６とした。円錐ころの材質としてはＪＩＳ規格ＳＵＪ２材（１．０質量％Ｃ－０．２５質量％Ｓｉ－０．４質量％Ｍｎ－１．５質量％Ｃｒ）を用いた。
　試料Ｎｏ．１については、浸炭窒化焼入れを実施した後、図５に示した本実施の形態に係る対数クラウニングを両端部に形成した。浸炭窒化処理温度を８４５℃、保持時間を１５０分間とした。浸炭窒化処理の雰囲気はＲＸガス＋アンモニアガスとした。試料Ｎｏ．２については、試料Ｎｏ．１と同様に浸炭窒化焼入れを実施した後、図８に示した部分円弧クラウニングを形成した。
　試料Ｎｏ．３については、図２７に示した熱処理パターンを実施した後、図５に示した本実施の形態に係る対数クラウニングを両端部に形成した。浸炭窒化処理温度を８４５℃、保持時間を１５０分間とした。浸炭窒化処理の雰囲気は、ＲＸガス＋アンモニアガスとした。最終焼入れ温度は８００℃とした。
　試料Ｎｏ．４については、図２７に示した熱処理パターンを実施した後、図５に示した本実施の形態に係る対数クラウニングを両端部に形成した。試料の最表面から０．０５ｍｍの深さ位置での窒素富化層における窒素濃度を０．１質量％以上とするために、浸炭窒化処理温度を８４５℃、保持時間を１５０分間とした。浸炭窒化処理の雰囲気は、ＲＸガス＋アンモニアガスとした。更に、炉内雰囲気を厳密に管理した。具体的には、炉内温度のムラ及びアンモニアガスの雰囲気ムラを抑制した。最終焼入れ温度は８００℃とした。上述した試料Ｎｏ．３および試料Ｎｏ．４が本発明の実施例に対応する。試料Ｎｏ．１および試料Ｎｏ．２は比較例に対応する。
　＜実験内容＞
　実験１：寿命試験
　寿命試験装置を用いた。試験条件としては、試験荷重：Ｆｒ＝１８ｋＮ、Ｆａ＝２ｋＮ、潤滑油：タービン油５６、潤滑方式：油浴潤滑、という条件を用いた。寿命試験装置では、被試験体としての２つの円錐ころ軸受は、支持軸の両端を支持するように配置されている。該支持軸の延在方向の中央部、すなわち２つの円錐ころ軸受の中央部には、該支持軸を介して円錐ころ軸受にラジアル荷重を負荷するための円筒ころ軸受が配置されている。そして、荷重負荷用の円筒ころ軸受にラジアル荷重を負荷することで、被試験体としての円錐ころ軸受にラジアル荷重を負荷する。また、アキシアル荷重は、寿命試験装置のハウジングを介して一方の円錐ころ軸受から支持軸に伝わり、他方の円錐ころ軸受にアキシアル荷重が負荷される。これにより、円錐ころ軸受の寿命試験が行われる。
　実験２：偏荷重時の寿命試験
　上記実験１の寿命試験と同様の試験装置を用いた。試験条件としては、基本的に上記実験１での条件と同様であるが、ころの中心軸について２／１０００ｒａｄの軸傾きを負荷した状態とし、偏荷重が印加された状態で試験を行った。
　実験３：回転トルク試験
　試料Ｎｏ．１～４について、縦型トルク試験機を用いたトルク測定試験を行った。試験条件としては、試験荷重：Ｆａ＝７０００Ｎ、潤滑油：タービン油５６、潤滑方式：油浴潤滑、回転数：５０００ｒｐｍ、という条件を用いた。
　＜結果＞
　実験１：寿命試験
　試料Ｎｏ．４が最も良好な結果を示し、長寿命であると考えられた。試料Ｎｏ．２および試料Ｎｏ．３は、試料Ｎｏ．４の結果には及ばないものの、良好な結果を示し、十分実用に耐え得ると判断された。一方、試料Ｎｏ．１については、最も短い寿命を示す結果となった。
　実験２：偏荷重時の寿命試験
　試料Ｎｏ．４および試料Ｎｏ．３が最も良好な結果を示し、長寿命であると考えられた。次に、試料Ｎｏ．１が試料Ｎｏ．４および試料Ｎｏ．３には及ばないものの、比較的良好な結果を示した。一方、試料Ｎｏ．２は上記実験１の時の結果より悪い結果を示し、偏荷重条件により短寿命化したものと考えられる。
　実験３：回転トルク試験
　試料Ｎｏ．１、試料Ｎｏ．３、試料Ｎｏ．４が十分小さな回転トルクを示し良好な結果となった。一方、試料Ｎｏ．２は回転トルクが他の試料より大きくなっていた。
　以上の結果から、総合的に試料Ｎｏ．４がいずれの試験においても良好な結果を示し、総合的に最も優れた結果となった。また、試料Ｎｏ．３も、試料Ｎｏ．１および試料Ｎｏ．２と比べて良好な結果を示した。
　以下では、本実施の形態に係る円錐ころ軸受１０の用途の一例について説明する。上述した円錐ころ軸受１０は、たとえば、自動車のデファレンシャルまたはトランスミッションに好適である。すなわち円錐ころ軸受１０を自動車用円錐ころ軸受として用いると好適である。図３１を用いて、以上の本実施の形態の円錐ころ軸受１０を自動車用デファレンシャルに適用した例を示す。図３１は、上述した円錐ころ軸受１０を使用した自動車のデファレンシャルを示す。このデファレンシャルは、プロペラシャフト（図示省略）に連結され、デファレンシャルケース１２１に挿通されたドライブピニオン１２２が、差動歯車ケース１２３に取り付けられたリングギヤ１２４と噛み合わされ、差動歯車ケース１２３の内部に取り付けられたピニオンギヤ１２５が、差動歯車ケース１２３に左右から挿通されるドライブシャフト（図示省略）に連結されるサイドギヤ１２６と噛み合わされて、エンジンの駆動力がプロペラシャフトから左右のドライブシャフトに伝達されるようになっている。このデファレンシャルでは、動力伝達軸であるドライブピニオン１２２と差動歯車ケース１２３が、それぞれ一対の円錐ころ軸受１０ａ、１０ｂで支持されている。
　なお本実施の形態の円錐ころ軸受１０は、トランスミッション等の動力伝達装置の歯車軸支持用に組み込まれてもよい。図３２を参照して、マニュアルトランスミッション１００は、常時噛合い式のマニュアルトランスミッションであって、入力シャフト１１１と、出力シャフト１１２と、カウンターシャフト１１３と、ギア（歯車）１１４ａ～１１４ｋと、ハウジング１１５とを備えている。
　入力シャフト１１１は、円錐ころ軸受１０によりハウジング１１５に対して回転可能に支持されている。この入力シャフト１１１の外周にはギア１１４ａが形成され、内周にはギア１１４ｂが形成されている。
　一方、出力シャフト１１２は、一方側（図中右側）において円錐ころ軸受１０によりハウジング１１５に回転可能に支持されているとともに、他方側（図中左側）において転がり軸受１２０Ａにより入力シャフト１１１に回転可能に支持されている。この出力シャフト１１２には、ギア１１４ｃ～１１４ｇが取り付けられている。
　ギア１１４ｃおよびギア１１４ｄはそれぞれ同一部材の外周と内周に形成されている。ギア１１４ｃおよびギア１１４ｄが形成される部材は、転がり軸受１２０Ｂにより出力シャフト１１２に対して回転可能に支持されている。ギア１１４ｅは、出力シャフト１１２と一体に回転するように、かつ出力シャフト１１２の軸方向にスライド可能なように、出力シャフト１１２に取り付けられている。
　また、ギア１１４ｆおよびギア１１４ｇの各々は同一部材の外周に形成されている。ギア１１４ｆおよびギア１１４ｇが形成されている部材は、出力シャフト１１２と一体に回転するように、かつ出力シャフト１１２の軸方向にスライド可能なように、出力シャフト１１２に取り付けられている。ギア１１４ｆおよびギア１１４ｇが形成されている部材が図中左側にスライドした場合には、ギア１１４ｆはギア１１４ｂと噛合い可能であり、図中右側にスライドした場合にはギア１１４ｇとギア１１４ｄとが噛合い可能である。
　カウンターシャフト１１３には、ギア１１４ｈ～１１４ｋが形成されている。カウンターシャフト１１３とハウジング１１５との間には、２つのスラストニードルころ軸受が配置され、これによってカウンターシャフト１１３の軸方向の荷重（スラスト荷重）が支持されている。ギア１１４ｈは、ギア１１４ａと常時噛合っており、かつギア１１４ｉはギア１１４ｃと常時噛合っている。また、ギア１１４ｊは、ギア１１４ｅが図中左側にスライドした場合に、ギア１１４ｅと噛合い可能である。さらに、ギア１１４ｋは、ギア１１４ｅが図中右側にスライドした場合に、ギア１１４ｅと噛合い可能である。
　次に、マニュアルトランスミッション１００の変速動作について説明する。マニュアルトランスミッション１００においては、入力シャフト１１１に形成されたギア１１４ａと、カウンターシャフト１１３に形成されたギア１１４ｈとの噛み合わせによって、入力シャフト１１１の回転がカウンターシャフト１１３へ伝達される。そして、カウンターシャフト１１３に形成されたギア１１４ｉ～１１４ｋと出力シャフト１１２に取り付けられたギア１１４ｃ、１１４ｅとの噛み合わせ等によって、カウンターシャフト１１３の回転が出力シャフト１１２へ伝達される。これにより、入力シャフト１１１の回転が出力シャフト１１２へ伝達される。
　入力シャフト１１１の回転が出力シャフト１１２へ伝達される際には、入力シャフト１１１およびカウンターシャフト１１３の間で噛合うギアと、カウンターシャフト１１３および出力シャフト１１２の間で噛合うギアとを変えることによって、入力シャフト１１１の回転速度に対して出力シャフト１１２の回転速度を段階的に変化させることができる。また、カウンターシャフト１１３を介さずに入力シャフト１１１のギア１１４ｂと出力シャフト１１２のギア１１４ｆとを直接噛合わせることによって、入力シャフト１１１の回転を出力シャフト１１２へ直接伝達することもできる。
　以下に、マニュアルトランスミッション１００の変速動作をより具体的に説明する。ギア１１４ｆがギア１１４ｂと噛合わず、ギア１１４ｇがギア１１４ｄと噛合わず、かつギア１１４ｅがギア１１４ｊと噛合う場合には、入力シャフト１１１の駆動力は、ギア１１４ａ、ギア１１４ｈ、ギア１１４ｊおよびギア１１４ｅを介して出力シャフト１１２に伝達される。これが、たとえば第１速とされる。
　ギア１１４ｇがギア１１４ｄと噛合い、ギア１１４ｅがギア１１４ｊと噛合わない場合には、入力シャフト１１１の駆動力は、ギア１１４ａ、ギア１１４ｈ、ギア１１４ｉ、ギア１１４ｃ、ギア１１４ｄおよびギア１１４ｇを介して出力シャフト１１２に伝達される。これが、たとえば第２速とされる。
　ギア１１４ｆがギア１１４ｂと噛合い、ギア１１４ｅがギア１１４ｊと噛合わない場合には、入力シャフト１１１はギア１１４ｂおよびギア１１４ｆとの噛合いにより出力シャフト１１２に直結され、入力シャフト１１１の駆動力は直接出力シャフト１１２に伝達される。これが、たとえば第３速とされる。
　上述のように、マニュアルトランスミッション１００は、回転部材としての入力シャフト１１１および出力シャフト１１２をこれに隣接して配置されるハウジング１１５に対して回転可能に支持するために、円錐ころ軸受１０を備えている。このように、上記実施の形態に係る円錐ころ軸受１０は、マニュアルトランスミッション１００内において使用することができる。そして、トルク損失が低減され、かつ耐焼付き性および寿命が向上した円錐ころ軸受１０は、転動体と軌道部材との間に高い面圧が付与されるマニュアルトランスミッション１００内での使用に好適である。
　ところで、自動車の動力伝達装置であるトランスミッション又はデファレンシャル等においては、省燃費化のために、低粘度の潤滑油を使用する他に、少油量化を図る傾向にあり、円錐ころ軸受において、十分な油膜が形成され難いことがある。また、トランスミッション又はデファレンシャルが低温環境下（例えば、－４０℃～－３０℃）で使用されると、潤滑油の粘度が上がるため、特に始動時にはギアの回転によるはねかけ潤滑等によって、当該潤滑油が円錐ころ軸受に十分に供給されないことがある。このため、自動車用の円錐ころ軸受では、耐焼き付き性および寿命の向上が要求されている。よって、耐焼き付き性および寿命が向上した上記の円錐ころ軸受１０をトランスミッション又はデファレンシャルに組み込むことで上記要求を満たすことができる。
　（実施の形態２）
　＜円錐ころ軸受の構成＞
　図３３は、本発明の実施の形態に係る円錐ころ軸受の断面模式図である。図３４は、図３３に示した円錐ころ軸受の部分断面模式図である。図３５は、図３３に示した円錐ころ軸受の円錐ころの部分断面模式図である。図３６は、図３５に示した円錐ころの拡大部分断面模式図である。図３３～図３６を用いて本実施の形態に係る円錐ころ軸受を説明する。
　図３３に示す円錐ころ軸受１０１０は、外輪１０１１と、内輪１０１３と、複数のころ１０１２と、保持器１０１４とを主に備えている。外輪１０１１は、環形状を有し、内周面に外輪軌道面１０１１Ａを有している。内輪１０１３は、環形状を有し、外周面に内輪軌道面１０１３Ａを有している。内輪１０１３は、内輪軌道面１０１３Ａが外輪軌道面１０１１Ａに対向するように外輪１０１１の内周側に配置されている。
　ころ１０１２は、外輪１０１１の内周面上に配置されている。ころ１０１２はころ転動面１０１２Ａを有し、当該ころ転動面１０１２Ａにおいて内輪軌道面１０１３Ａおよび外輪軌道面１０１１Ａに接触する。複数のころ１０１２は合成樹脂からなる保持器１０１４により周方向に所定のピッチで配置されている。これにより、ころ１０１２は、外輪１０１１および内輪１０１３の円環状の軌道上に転動自在に保持されている。また、円錐ころ軸受１０１０は、外輪軌道面１０１１Ａを含む円錐、内輪軌道面１０１３Ａを含む円錐、およびころ１０１２が転動した場合の回転軸の軌跡を含む円錐のそれぞれの頂点が軸受の中心線上の１点で交わるように構成されている。このような構成により、円錐ころ軸受１０１０の外輪１０１１および内輪１０１３は、互いに相対的に回転可能となっている。
　外輪１０１１、内輪１０１３、ころ１０１２を構成する材料は鋼であってもよい。当該鋼は、窒素富化層１０１１Ｂ、１０１２Ｂ、１０１３Ｂ以外の部分で、少なくとも炭素を０．６質量％以上１．２質量％以下、珪素を０．１５質量％以上１．１質量％以下、マンガンを０．３質量％以上１．５質量％以下含む。上記鋼は、さらに２．０質量％以下のクロムを含んでいてもよい。
　上記の構成において、炭素が１．２質量％を超えると、球状化焼鈍を行なっても素材硬度が高いので冷間加工性を阻害し、冷間加工を行なう場合に十分な冷間加工量と、加工精度を得ることができない。また、浸炭窒化処理時に過浸炭組織になりやすく、割れ強度が低下する危険性がある。他方、炭素含有量が０．６質量％未満の場合には、所要の表面硬さと残留オーステナイト量を確保するのに長時間を必要としたり、再加熱後の焼入れで必要な内部硬さが得られにくくなる。
　Ｓｉ含有率を０．１５～１．１質量％とするのは、Ｓｉが耐焼戻し軟化抵抗を高めて耐熱性を確保し、異物混入潤滑下での転がり疲労寿命特性を改善することができるからである。Ｓｉ含有率が０．１５質量％未満では異物混入潤滑下での転がり疲労寿命特性が改善されず、一方、Ｓｉ含有率が１．１質量％を超えると焼きならし後の硬度を高くしすぎて冷間加工性を阻害する。
　Ｍｎは浸炭窒化層と芯部の焼入れ硬化能を確保するのに有効である。Ｍｎ含有率が０．３質量％未満では、十分な焼入れ硬化能を得ることができず、芯部において十分な強度を確保することができない。一方、Ｍｎ含有率が１．５質量％を超えると、硬化能が過大になりすぎ、焼きならし後の硬度が高くなり冷間加工性が阻害される。また、オーステナイトを安定化しすぎて芯部の残留オーステナイト量を過大にして経年寸法変化を助長する。さらに、鋼が２．０質量％以下のクロムを含むことにより、表層部においてクロムの炭化物や窒化物を析出して表層部の硬度を向上しやすくなる。Ｃｒ含有率を２．０質量％以下としたのは、２．０質量％を超えると冷間加工性が著しく低下したり、２．０質量％を超えて含有しても上記表層部の硬度向上の効果が小さいからである。
　なお、本開示の鋼は、言うまでもなくＦｅを主成分とし、上記の元素の他に不可避的不純物を含んでいてもよい。不可避的不純物としては、リン（Ｐ）、硫黄（Ｓ）、窒素（Ｎ）、酸素（Ｏ）、アルミ（Ａｌ）などがある。これらの不可避的不純物元素の量は、それぞれ０．１質量％以下である。
　また異なる観点から言えば、外輪１０１１および内輪１０１３は、軸受用材料の一例である鋼材、たとえばＪＩＳ規格ＳＵＪ２からなるものであることが好ましい。ころ１０１２は、軸受用材料の一例である鋼材、たとえばＪＩＳ規格ＳＵＪ２により構成されてもよい。また、ころ１０１２は、他の材料、たとえばサイアロン焼結体により構成されていてもよい。
　図３４に示すように、外輪１０１１の軌道面１０１１Ａおよび内輪１０１３の軌道面１０１３Ａには窒素富化層１０１１Ｂ、１０１３Ｂが形成されている。内輪１０１３では、窒素富化層１０１３Ｂが軌道面１０１３Ａから小鍔面および大鍔面にまで延在している。窒素富化層１０１１Ｂ、１０１３Ｂは、それぞれ外輪１０１１の未窒化部１０１１Ｃまたは内輪１０１３の未窒化部１０１３Ｃより窒素濃度が高くなっている領域である。また、ころ１０１２の転動面１０１２Ａを含む表面には窒素富化層１０１２Ｂが形成されている。ころ１０１２の窒素富化層１０１２Ｂは、ころ１０１２の未窒化部１０１２Ｃより窒素濃度が高くなっている領域である。窒素富化層１０１１Ｂ、１０１２Ｂ、１０１３Ｂは、たとえば浸炭窒化処理、窒化処理など従来周知の任意の方法により形成できる。
　なお、ころ１０１２のみに窒素富化層１０１２Ｂを形成してもよいし、外輪１０１１のみに窒素富化層１０１１Ｂを形成してもよいし、内輪１０１３のみに窒素富化層１０１３Ｂを形成してもよい。あるいは、外輪１０１１、内輪１０１３、ころ１０１２のうちの２つに窒素富化層を形成してもよい。
　図３５に示すように、ころ１０１２の転動面１０１２Ａ（図３４参照）は、両端部に位置し、クラウニングが形成されたクラウニング部１０２２、２４と、このクラウニング部１０２２、２４の間を繋ぐ中央部１０２３とを含む。中央部１０２３にはクラウニングは形成されておらず、ころ１０１２の回転軸である中心線１０２６に沿った方向での断面における中央部１０２３の形状は直線状である。ころ１０１２の端面１０１７とクラウニング部１０２２との間には面取り部１０２１が形成されている。端面１０１６とクラウニング部１０２４との間にも面取り部１０２５が形成されている。
　ここで、ころ１０１２の製造方法において、窒素富化層１０１２Ｂを形成する処理（浸炭窒化処理）を実施するときには、ころ１０１２にはクラウニングが形成されておらず、ころ１０１２の外形は図３６の点線で示される加工前表面１０１２Ｅとなっている。この状態で窒素富化層が形成された後、仕上げ加工として図３６の矢印に示すようにころ１０１２の側面が加工され、図３５及び４に示すように、クラウニングが形成されたクラウニング部１０２２、２４が得られる。
　窒素富化層の厚さ：
　ころ１０１２における窒素富化層１０１２Ｂの深さ、すなわち窒素富化層１０１２Ｂの最表面から窒素富化層１０１２Ｂの底部までの距離は、０．２ｍｍ以上となっている。具体的には、面取り部１０２１とクラウニング部１０２２との境界点である第１測定点１０３１、端面１０１２Ｄから距離Ｗが１．５ｍｍの位置である第２測定点１０３２、ころの転動面の中央である測定点１０３３において、それぞれの位置での窒素富化層１０１２Ｂの深さＴ１、Ｔ２、Ｔ３が０．２ｍｍ以上となっている。ここで、上記窒素富化層１０１２Ｂの深さとは、ころ１０１２の中心線１０２６に直交するとともに外周側に向かう径方向における窒素富化層１０１２Ｂの厚さを意味する。なお、窒素富化層１０１２Ｂの深さＴ１、Ｔ２、Ｔ３の値は、面取り部１０２１、１０２５の形状やサイズ、さらに窒素富化層１０１２Ｂを形成する処理および上記仕上げ加工の条件などのプロセス条件に応じて適宜変更可能である。たとえば、図３６に示した構成例では、上述のように窒素富化層１０１２Ｂが形成された後にクラウニング１０２２Ａが形成されることに起因して、窒素富化層１０１２Ｂの深さＴ２は他の深さＴ１、Ｔ３より小さくなっているが、上述したプロセス条件を変更することで、上記窒素富化層１０１２Ｂの深さＴ１、Ｔ２、Ｔ３の値の大小関係は適宜変更することができる。
　また、外輪１０１１および内輪１０１３における窒素富化層１０１１Ｂ、１０１３Ｂについても、その最表面から窒素富化層１０１１Ｂ、１０１３Ｂの底部までの距離である窒素富化層１０１１Ｂ、１０１３Ｂの厚さは０．２ｍｍ以上である。ここで、窒素富化層１０１１Ｂ、１０１３Ｂの厚さは、窒素富化層１０１１Ｂ、１０１３Ｂの最表面に対して垂直な方向における窒素富化層１０１１Ｂ、１０１３Ｂまでの距離を意味する。
　クラウニングの形状：
　ころ１０１２のクラウニング部１０２２、２４に形成されたクラウニングの形状は、以下のように規定される。すなわち、クラウニングのドロップ量の和は、ころ１０１２の転動面１０１２Ａの母線をｙ軸とし、母線直交方向をｚ軸とするｙ－ｚ座標系において、Ｋ１，Ｋ２，ｚｍを設計パラメータ、Ｑを荷重、Ｌをころ１０１２における転動面１０１２Ａの有効接触部の母線方向長さ、Ｅ’を等価弾性係数、ａをころ１０１２の転動面の母線上にとった原点から有効接触部の端部までの長さ、Ａ＝２Ｋ１Ｑ／πＬＥ’としたときに、上記の式（１）で表される。
　図３７は、クラウニング形状の一例を示すｙ－ｚ座標図である。図３７では、ころ１０１２の母線をｙ軸とし、ころ１０１２の母線上であって内輪１０１３又は外輪１０１１ところ１０１２の有効接触部の中央部に原点Ｏをとると共に、母線直交方向（半径方向）にｚ軸をとったｙ－ｚ座標系に、上記式（１）で表されるクラウニングの一例を示している。図３７において縦軸はｚ軸、横軸はｙ軸である。有効接触部は、ころ１０１２にクラウニングを形成していない場合の内輪１０１３又は外輪１０１１ところ１０１２との接触部位である。また、円錐ころ軸受１０１０を構成する複数のころ１０１２の各クラウニングは、通常、有効接触部の中央部を通るｚ軸に関して線対称に形成されるので、図３７では、一方のクラウニング１０２２Ａのみを示している。
　荷重Ｑ、有効接触部の母線方向長さＬ、および、等価弾性係数Ｅ’は、設計条件として与えられ、原点から有効接触部の端部までの長さａは、原点の位置によって定められる値である。
　上記式（１）において、ｚ（ｙ）は、ころ１０１２の母線方向位置ｙにおけるクラウニング１０２２Ａのドロップ量を示しており、クラウニング１０２２Ａの始点Ｏ１の座標は（ａ－Ｋ２ａ，０）であるから、式（１）におけるｙの範囲は、ｙ＞（ａ－Ｋ２ａ）である。また、図３７では、原点Ｏを有効接触部の中央部にとっているので、ａ＝Ｌ／２となる。さらに、原点Ｏからクラウニング１０２２Ａの始点Ｏ１までの領域は、クラウニングが形成されていない中央部（ストレート部）であるから、０≦ｙ≦（ａ－Ｋ２ａ）のとき、ｚ（ｙ）＝０となる。
　設計パラメータＫ１は荷重Ｑの倍率、幾何学的にはクラウニング１０２２Ａの曲率の程度を意味している。設計パラメータＫ２は、原点Ｏから有効接触部の端部までの母線方向長さａに対するクラウニング１０２２Ａの母線方向長さｙｍの割合を意味している（Ｋ２＝ｙｍ／ａ）。設計パラメータｚｍは、有効接触部の端部におけるドロップ量、即ちクラウニング１０２２Ａの最大ドロップ量を意味している。
　ここで、後述する図４２に示したころのクラウニングは、設計パラメータＫ２＝１であってストレート部の無いフルクライニングであり、エッジロードが発生しない十分なドロップ量が確保されている。しかしながら、ドロップ量が過大であると、加工時に、材料取りされた素材から生じる取代が大きくなり、コスト増大を招くこととなる。そこで、以下のように、設計パラメータＫ１，Ｋ２，ｚｍの最適化を行う。
　設計パラメータＫ１，Ｋ２，ｚｍの最適化手法としては種々のものを採用することができ、例えば、Ｒｏｓｅｎｂｒｏｃｋ法等の直接探索法を採用することができる。ここで、ころの転動面における表面起点の損傷は面圧に依存するので、最適化の目的関数を面圧とすることにより、希薄潤滑下における接触面の油膜切れを防止するクラウニングを得ることができる。
　円錐ころの大端面の加工後の実曲率半径をＲprocessとしたとき、実曲率半径Ｒprocess（図４１を参照）と基準曲率半径Ｒ（図４０を参照）との比率Ｒprocess/Ｒが０．８以上である。
　一般的に、円錐ころは、円柱状のころ素形材に対し、圧造加工、クラウニング加工を含む研削加工が順に施されることにより、製造される。圧造加工により得られた成形体の大端面となるべき面の中央部には、圧造装置のパンチの形状に起因した凹部が形成されている。当該凹部の平面形状は例えば円形状である。異なる観点から言えば、圧造加工により得られた成形体の大端面となるべき面の外周部には、圧造装置のパンチに起因した凸部が形成されている。当該凸部の平面形状は例えば円環形状である。当該成形体の凸部の少なくとも一部は、その後に実施される研削加工により除去される。
　図３９および図４０は、研削加工が理想的に施された場合に得られる円錐ころの転動軸に沿った断面模式図である。研削加工が理想的に施された場合、得られる円錐ころの大端面は、円錐ころ１０１２の円錐角の頂点Ｏ（図３８参照）を中心とする球面の一部となる。図３９および図４０に示されるように、凸部１０１６Ａの一部を残すような研削加工が理想的に施された場合には、凸部１０１６Ａの端面からなる円錐ころの大端面は、円錐ころの円錐角の頂点を中心とする１つの球面の一部となる。この場合、円錐ころの転動軸を中心とする径方向における上記凸部１０１６Ａの内周端は上記凹部１０１６Ｂと点Ｃ２，Ｃ３を介して接続されている。上記凸部の外周端は面取り部と点Ｃ１，Ｃ４を介して接続されている。理想的な大端面では、点Ｃ１～Ｃ４は、上述のように１つの球面上に配置されている。
　一般的に、円錐ころは、円柱状のころ素形材に対し、圧造加工、クラウニング加工を含む研削加工が順に施されることにより、製造される。圧造加工により得られた成形体の大端面となるべき面の中央部には、圧造装置のパンチの形状に起因した凹部が形成されている。当該凹部の平面形状は例えば円形状である。異なる観点から言えば、圧造加工により得られた成形体の大端面となるべき面の外周部には、圧造装置のパンチに起因した凸部が形成されている。当該凸部の平面形状は例えば円環形状である。当該成形体の凸部の少なくとも一部は、その後に実施される研削加工により除去される。
　ここで、ころ１０１２の大端面１０１６の曲率半径Ｒは、図３９に示すころ１０１２の大端面１０１６が設定した理想的な球面であるときのＲ寸法である。具体的には、図４０に示すように、ころ１０１２の大端面１０１６の端部の点Ｃ１、Ｃ２、Ｃ３、Ｃ４、点Ｃ１、Ｃ２の中間点Ｐ５、Ｃ３、Ｃ４の中間点Ｐ６とした場合、点Ｃ１、Ｐ５、Ｃ２を通る曲率半径Ｒ１５２、点Ｃ３、Ｐ６、Ｃ４を通る曲率半径Ｒ３６４及び点Ｃ１、Ｐ５、Ｐ６、Ｃ４を通る曲率半径Ｃ１５６４が、Ｒ１５２＝Ｒ３６４＝Ｒ１５６４が成り立つ理想的な単一円弧曲線である。なお、点Ｃ１、Ｃ４は、凸部１０１６Ａと面取り部１０１６Ｃとの接続点であり、点Ｃ２、Ｃ３は、凸部１０１６Ａと凹部１０１６Ｂとの接続点である。ここで、Ｒ＝Ｒ１５２＝Ｒ３６４＝Ｒ１５６４が成り立つ理想的な単一円弧曲線を基準曲率半径と呼ぶ。なお、基準曲率半径Ｒは、後述のように実際の研削加工により得られた円錐ころの大端面の曲率半径として測定される実曲率半径Ｒprocessとは異なるものである。
　図４１は、実際の研削加工により得られる円錐ころの転動軸に沿った断面模式図である。図４１では、図４０に示される理想的な大端面は点線で示されている。図４１に示されるように、上記のような凹部および凸部が形成されている成形体を研削加工して、実際に得られる円錐ころの大端面は、円錐ころの円錐角の頂点を中心とする１つの球面の一部とならない。実際に得られる円錐ころの上記凸部の点Ｃ１～Ｃ４は、図４０に示される上記凸部と比べて、各点Ｃ１～Ｃ４がだれた形状を有している。すなわち、図４１に示される点Ｃ１，Ｃ４は、図４０に示される点Ｃ１，Ｃ４と比べて、転動軸の中心に対する径方向において外周側に配置されているとともに、転動軸の延在方向において内側に配置されている（大端面１０１６全体のＲ１５６４に対する片側のＲ１５２が同一ではなく、小さくできてしまう）。図４１に示される点Ｃ２，Ｃ３は、図４０に示される点Ｃ２，Ｃ３と比べて、転動軸の中心に対する径方向において内周側に配置されているとともに、転動軸の延在方向において内側に配置されている（大端面１０１６全体のＲ１５６４に対する片側のＲ３６４が同一ではなく、小さくできてしまう）。なお、図４１に示される中間点Ｐ５，Ｐ６は、例えば図４０に示される中間点Ｐ５，Ｐ６と略等しい位置に形成されている。
　図４１に示されるように、研削加工により実際に形成される大端面では、頂点Ｃ１および頂点Ｃ２が１つの球面上に配置されており、かつ頂点Ｃ３および頂点Ｃ４が他の１つの球面上に配置されている。一般的な研削加工によっては、一方の凸部上に形成された大端面の一部が成す１つの円弧の曲率半径は、他方の凸部上に形成された大端面の一部が成す円弧の曲率半径と、同等程度となる。すなわち、図４１に示されるころ１０１２の大端面１０１６の加工後の一方側のＲ１５２は、他方側のＲ３６４に略等しい。ここで、ころ１０１２の大端面１０１６の加工後の片側のＲ１５２、Ｒ３６４を実曲率半径Ｒprocessと呼ぶ。上記実曲率半径Ｒprocessは上記基準曲率半径Ｒ以下となる。
　本実施の形態に係る円錐ころ軸受の円錐ころは、上記基準曲率半径Ｒに対する上記実曲率半径Ｒprocessの比率Ｒprocess/Ｒが０．８以上である。
　なお、図５２に示されるように、研削加工により実際に形成される大端面において、頂点Ｃ１，中間点Ｐ５、中間点Ｐ６、および頂点Ｃ４を通る仮想円弧の曲率半径Ｒvirtual（以下、仮想曲率半径という）は、上記基準曲率半径Ｒ以下となる。つまり、本実施の形態に係る円錐ころ軸受の円錐ころは、当該仮想曲率半径Ｒvirtualに対する上記実曲率半径Ｒprocessの比率Ｒprocess/Ｒvirtualが０．８以上である。
　上記実曲率半径Ｒprocessおよび上記仮想曲率半径Ｒvirtualは、研削加工により実際に形成された円錐ころに対して任意の方法により測定され得るが、例えば表面粗さ測定器（例えばミツトヨ製表面粗さ測定器サーフテストＳＶ‐１００）を用いて測定され得る。表面粗さ測定器を用いた場合には、まず転動軸を中心とする径方向に沿って測定軸を設定し、大端面の表面形状を測定する。得られた大端面プロファイルに、上記頂点Ｃ１～Ｃ４および中間点Ｐ５およびＰ６をプロットする。上記実曲率半径Ｒprocessは、プロットされた頂点Ｃ１、中間点Ｐ５および頂点Ｃ２を通る円弧の曲率半径として算出される。上記仮想曲率半径Ｒvirtualは、プロットされた頂点Ｃ１、中間点Ｐ５，Ｐ６および頂点Ｃ４を通る円弧の曲率半径として算出される。
　一方で、基準曲率半径Ｒは、実際の研削加工により得られた円錐ころの各寸法等から、例えばＪＩＳ規格等の工業規格に基づいて見積もられる。
　好ましくは、大端面の表面粗さＲａは０．１０μｍ以下である。好ましくは、大鍔面の表面粗さＲａが０．０６３μｍ以下である。
　好ましくは、図５１および図５２に示されるように、転動軸の延在方向におけるころの転動面の幅Ｌに対する、外輪１０１１の軌道面１０１１Ａ，内輪１０１３の軌道面１０１３Ａと転動面１０１２Ａとの当たり位置の当該延在方向における転動面の中点からのずれ量αの比率α／Ｌが０％以上２０％未満である。さらに、該比率α／Ｌが０％超えであるときの当該当たり位置が転動軸の延在方向における転動面の中央位置または該中央位置よりも大端面側にある。
　比率α／Ｌが０％超えとなる構成は、図５１に示されるように、ころの転動面に形成されたのクラウニング、および内輪および外輪１０１１の軌道面１０１１Ａ，１０１３Ａに形成されたクラウニングの各頂点の位置を相対的にずらすことにより、実現され得る。
　また、比率α／Ｌが０％超えとなる構成は、図５２に示されるように、内輪の軌道面１０１３Ａが内輪の軸方向に対して成す角度と、外輪１０１１の軌道面１０１１Ａが外輪１０１１の軸方向に対して成す角度とを相対的に変えることより、実現され得る。具体的には、図５２中に点線で示される上記当たり位置のずれ量αがゼロである場合と比べて、内輪の軌道面１０１３Ａが内輪の軸方向に対して成す角度を大きくする、および外輪１０１１の軌道面１０１１Ａが外輪１０１１の軸方向に対して成す角度を小さくする、の少なくともいずれかの方法により、比率α／Ｌが０％超えとなる構成は実現され得る。
　円錐ころ１０１２の大端面１０１６の基準曲率半径Ｒと、Ｏ点から内輪１０１３の大鍔面１０１８までの距離ＲBASEとの比Ｒ／ＲBASE：
　内輪１０１３の小鍔面は、軌道面１０１３Ａに配列された円錐ころ１０１２の小端面１０１７と平行な研削加工面に仕上げられている。
　図３８に示すように、円錐ころ１０１２と、外輪１０１１および内輪１０１３の各軌道面１０１１Ａ、１０１３Ａの各円錐角頂点は、円錐ころ軸受１０１０の中心線上の一点Ｏで一致し、円錐ころ１０１２の大端面１０１６の曲率半径Ｒと、Ｏ点から内輪１０１３の大鍔面１０１８までの距離ＲBASEとの比Ｒ／ＲBASEは、０．７５以上０．８７以下の範囲となるように製造されている。また、大鍔面１０１８は、例えば０．１２μｍ以下の表面粗さＲａに研削加工されている。
　窒素富化層の結晶組織：
　図４９は、本実施の形態に係る円錐ころ軸受を構成する軸受部品のミクロ組織、特に旧オーステナイト結晶粒界を図解した模式図である。図４９は、窒素富化層１０１２Ｂにおけるミクロ組織を示している。本実施の形態における窒素富化層１０１２Ｂにおける旧オーステナイト結晶粒径はＪＩＳ規格の粒度番号が１０以上となっており、従来の一般的な焼入れ加工品と比べても十分に微細化されている。
　＜各種特性の測定方法＞
　窒素濃度の測定方法：
　外輪１０１１、ころ１０１２、内輪１０１３などの軸受部品について、それぞれ窒素富化層１０１１Ｂ、１０１２Ｂ、１０１３Ｂが形成された領域の表面に垂直な断面について、ＥＰＭＡ（Ｅｌｅｃｔｒｏｎ　Ｐｒｏｂｅ　Ｍｉｃｒｏ　Ａｎａｌｙｓｉｓ）により深さ方向で線分析を行う。測定は、各軸受部品を測定位置から表面に垂直な方向に切断することで切断面を露出させ、当該切断面において測定を行う。たとえば、ころ１０１２については、図３５に示した第１測定点１０３１～第３測定点１０３３のそれぞれの位置から、中心線１０２６と垂直な方向にころ１０１２を切断することで切断面を露出させる。当該切断面において、ころ１０１２の表面から内部に向かって０．０５ｍｍの位置となる複数の測定位置にて、上記ＥＰＭＡにより窒素濃度について分析を行う。たとえば、上記測定位置を５か所決定し、当該５か所での測定データの平均値をころ１０１２の窒素濃度とする。
　また、外輪１０１１および内輪１０１３については、軌道面１０１１Ａ、１０１３Ａにおいて軸受の中心軸方向における中央部を測定位置として、中心軸および当該中心軸に直交する径方向に沿った断面を露出させた後、当該断面について上記と同様の手法により窒素濃度の測定を行う。
　最表面から窒素富化層の底部までの距離の測定方法：
　外輪１０１１および内輪１０１３については、上記窒素濃度の測定方法において測定対象とした断面につき、表面から深さ方向において硬度分布を測定する。測定装置としてはビッカース硬さ測定機を用いることができる。５００℃×１ｈの焼き戻し処理後の円錐ころ軸受１０１０において、深さ方向に並ぶ複数の測定点、たとえば０．５ｍｍ間隔に配置された測定点において硬度測定を実施する。そして、ビッカース硬さがＨＶ４５０以上の領域を窒素富化層とする。
　また、ころ１０１２については、図３５に示した第１測定点１０３１での断面において、上記のように深さ方向での硬度分布を測定し、窒素富化層の領域を決定する。
　粒度番号の測定方法：
　旧オーステナイト結晶粒径の測定方法は、ＪＩＳ規格Ｇ０５５１：２０１３に規定された方法を用いる。測定を行う断面は、窒素富化層の底部までの距離の測定方法において測定を行った断面とする。
　クラウニング形状の測定方法：
　ころ１０１２のクラウニング形状について、任意の方法により測定できる。たとえば、ころ１０１２の形状を３次元形状測定器により測定することにより、クラウニング形状を測定してもよい。
　＜円錐ころ軸受の作用効果＞
　以下一部重複する部分もあるが、上述した円錐ころ軸受の特徴的な構成を列挙する。
　本開示に従った円錐ころ軸受１０１０は、外輪１０１１と内輪１０１３と複数の円錐ころであるころ１０１２とを備える。外輪１０１１は、内周面において外輪軌道面１０１１Ａを有する。内輪１０１３は、外周面において内輪軌道面１０１３Ａを有し、外輪１０１１の内側に配置される。複数のころ１０１２は、外輪軌道面１０１１Ａと内輪軌道面１０１３Ａとの間に配列され、外輪軌道面１０１１Ａおよび内輪軌道面１０１３Ａと接触する転動面１０１２Ａを有する。外輪１０１１、内輪１０１３および複数のころ１０１２のうちの少なくともいずれか１つは、外輪軌道面１０１１Ａ、内輪軌道面１０１３Ａまたは転動面１０１２Ａの表面層に形成された窒素富化層１０１１Ｂ、１０１３Ｂ、１０１２Ｂを含む。表面層の最表面から窒素富化層１０１１Ｂ、１０１２Ｂ、１０１３Ｂの底部までの距離Ｔ１は０．２ｍｍ以上である。ころ１０１２の転動面１０１２Ａにはクラウニング１０２２Ａが形成されている。クラウニング１０２２Ａのドロップ量の和は、ころ１０１２の転動面１０１２Ａの母線をｙ軸とし、母線直交方向をｚ軸とするｙ－ｚ座標系において、Ｋ１，Ｋ２，ｚｍを設計パラメータ、Ｑを荷重、Ｌをころ１０１２における転動面１０１２Ａの有効接触部の母線方向長さ、Ｅ’を等価弾性係数、ａをころ１０１２の転動面の母線上にとった原点から有効接触部の端部までの長さ、Ａ＝２Ｋ１Ｑ／πＬＥ’としたときに、上記の式（１）で表される。
　なお、荷重Ｑ、有効接触部の母線方向長さＬ、および等価弾性係数Ｅ’は設計条件として与えられ、原点から有効接触部の端部までの長さａは原点の位置に応じて定められる値である。
　さらに、本実施の形態２に係る円錐ころ軸受は、上記基準曲率半径Ｒに対する上記実曲率半径Ｒprocessの比率Ｒprocess/Ｒが０．８以上である。本発明者らは、当該比率Ｒprocess/Ｒが０．８以上である円錐ころ軸受は、Ｒprocess/Ｒが０．８未満である円錐ころ軸受と比べて、耐焼き付き性を向上できることを確認した。
　円錘ころ軸受ではころの大端面と内輪の大鍔面とがすべり接触することで、一定のアキシアル荷重を受けることができる。すべり接触であるために、大端面と大鍔面との間の潤滑環境が不十分になると、大端面と大鍔面との間の接触面圧が増加して金属接触が生じる。その結果、発熱により焼き付きが生じ、最終的には軸受ロックに至る。
　また、上記円錐ころ軸受のように、円錐ころの転動面にクラウニングが形成されている場合、ころの転動面と内外輪の軌道面１０１１Ａ，１０１３Ａとの間の接触面圧の増加を抑制することができるが、スキューが生じるという問題がある。スキューが生じると、大端面と大鍔面との間に負荷される接線力が増大し、摩擦トルクが増加する。また、スキュー角が増大すると、大端面と大鍔面とはいわゆるエッジ当たりとなるため、両面間で金属接触が生じ、発熱により焼き付きが生じる。
　そのため、上記円錐ころ軸受の耐焼き付き性をさらに向上するためには、ころの大端面と内輪の大鍔面との接点での摩擦による回転トルクの増大を抑制しかつ発熱を低減する必要がある。
　ころの大端面と内輪の大鍔面の金属接触を抑制して発熱を低減するためには、両面間に十分な油膜厚さを確保する必要がある。
　上述のように、上記円錐ころの円錐角の頂点から内輪の大鍔面までの距離ＲBASEに対する円錐ころの大端面の基準曲率半径Ｒの比率Ｒ／ＲBASEの値が０．７５以上０．８７以下であるため、図４４および図４５に基づいて油膜厚さｔを厚く、最大ヘルツ応力ｐを小さくすることができ、大端面と大鍔面との間のすべり摩擦によるトルクロスと発熱を低減することができる。
　さらに、実施の形態２に係る円錐ころ軸受は、比率Ｒprocess/Ｒが０．８以上であるため、比率Ｒprocess/Ｒが０．８未満である円錐ころ軸受と比べて、大端面と大鍔面との接触面圧を低減することができ、かつスキュー角の増加を抑制することができる。その結果、大端面と大鍔面との間の接触面圧の増加を抑制することができ、両面間に十分な油膜厚さを確保することができる。このことは、後述する実験例４の計算結果から確認されている。
　好ましくは、実施の形態２に係る円錐ころ軸受では、大端面の表面粗さＲａが０．１０μｍ以下であり、かつ大鍔面の表面粗さＲａが０．０６３μｍ以下である。このようにすれば、ころの大端面と内輪の大鍔面間により十分な油膜厚さを確保することができる。具体的には、大端面の表面粗さＲａおよび大鍔面の表面粗さＲａ大鍔面の表面粗さＲａを上記数値範囲内とした場合、各表面粗さが上記数値範囲外とした場合と比べて、「弾性流体潤滑理論により求まる油膜厚さｈと、大端面および大鍔面の二乗平均粗さの合成粗さσとの比」で定義される油膜パラメータΛ（＝ｈ／σ）を高めることができる。そのため、大端面と大鍔面との間に十分な油膜厚さを確保することができる。
　好ましくは、実施の形態２に係る円錐ころ軸受では、転動軸の延在方向におけるころの転動面の幅Ｌに対する内輪および外輪１０１１の軌道面１０１１Ａ，１０１３Ａと転動面との当たり位置の上記延在方向における転動面の中点からのずれ量αの比率α／Ｌが、０％以上２０％未満であり、かつ、当該当たり位置が、転動軸の延在方向における転動面の中央位置または該中央位置よりも大端面側にある。本発明者らは、上記比率α／Ｌが０％以上２０％未満であり、かつ、該比率α／Ｌが０％超えであるときの当該当たり位置が転動軸の延在方向における転動面の中央位置または該中央位置よりも大端面側にあることにより、該比率α／Ｌが０％超えであるときの当該当たり位置が転動軸の延在方向における転動面の中央位置または該中央位置よりも小端面側にある場合と比べて、スキュー角を低減し、回転トルクの増大を抑制し得ることを確認した（後述する実験例４参照）。
　また、ころ１０１２の転動面１０１２Ａに上記式（１）によりドロップ量の和が表されるような、輪郭線が対数関数で表されるクラウニング（いわゆる対数クラウニング）を設けているので、従来の部分円弧で表されるクラウニングを形成した場合より局所的な面圧の上昇を抑制でき、ころの転動面における摩耗の発生を抑制できる。
　ここで、上述した対数クラウニングの効果についてより詳細に説明する。図４２は、輪郭線が対数関数で表されるクラウニングを設けたころの輪郭線と、ころの転動面における接触面圧を重ねて示した図である。図４３は、部分円弧のクラウニングとストレート部を設けたころの輪郭線と、ころの転動面における接触面圧を重ねて示した図である。図４２および図４０の左側の縦軸は、クラウニングのドロップ量(単位：ｍｍ）を示している。図４２および図４０の横軸は、ころにおける軸方向での位置（単位：ｍｍ）を示している。図４２および図４０の右側の縦軸は、接触面圧（単位：ＧＰａ）を示している。
　円錐ころの転動面の輪郭線を部分円弧のクラウニングとストレート部とを有する形状に形成した場合、図４３に示すように、クラウニング部とストレート部との境界で接触面圧が増加する。そのため、十分な膜厚の潤滑膜が形成されていないと、金属接触による摩耗が生じやすくなる。接触面に部分的に摩耗が生じると、その近辺で、より金属接触が生じやすい状態となるため、接触面の摩耗が促進され、円錐ころが損傷に至る不都合が生じる。
　そこで、接触面としての円錐ころの転動面に、輪郭線が対数関数で表されるクラウニングを設けた場合、例えば図４２に示すように、図４３の部分円弧で表されるクラウニングを設けた場合と比べて局所的な面圧が低くなり、接触面に摩耗を生じ難くすることができる。したがって、円錐ころの転動面上に存在する潤滑剤の微量化や低粘度化により潤滑膜の膜厚が薄くなる場合においても、接触面の摩耗を防止し、円錐ころの損傷を防止することができる。なお、図４２及び図４３には、ころの母線方向を横軸とすると共に母線直交方向を縦軸とする直交座標系に、内輪又は外輪ところの有効接触部の中央部に横軸の原点Ｏを設定してころの輪郭線を示すと共に、面圧を縦軸として接触面圧を重ねて示している。このように、上述のような構成を採用することで長寿命かつ高い耐久性を示す円錐ころ軸受１０１０を実現できる。
　上記円錐ころ軸受１０１０において、最表面から０．０５ｍｍの深さ位置での窒素富化層１０１１Ｂ、１０１２Ｂ、１０１３Ｂにおける窒素濃度が０．１質量％以上である。この場合、窒素富化層１０１１Ｂ、１０１２Ｂ、１０１３Ｂの最表面における窒素濃度を十分な値とできることから、窒素富化層１０１１Ｂ、１０１２Ｂ、１０１３Ｂの最表面の硬度を十分高くすることができる。また、上述した旧オーステナイト結晶粒径の粒度、窒素富化層の底部までの距離、窒素濃度といった条件は、図３５の第１測定点１０３１において少なくとも満足されていることが好ましい。
　上記円錐ころ軸受１０１０において、窒素富化層１０１１Ｂ、１０１２Ｂ、１０１３Ｂが形成された外輪１０１１、内輪１０１３、およびころ１０１２のうちの少なくともいずれか１つは鋼により構成される。当該鋼は、窒素富化層１０１１Ｂ、１０１２Ｂ、１０１３Ｂ以外の部分、つまり未窒化部１０１１Ｃ、１２Ｃ、１３Ｃにおいて、少なくとも炭素（Ｃ）を０．６質量％以上１．２質量％以下、珪素（Ｓｉ）を０．１５質量％以上１．１質量％以下、マンガン（Ｍｎ）を０．３質量％以上１．５質量％以下含む。上記円錐ころ軸受において、鋼は、さらに２．０質量％以下のクロムを含んでいてもよい。この場合、本実施の形態において規定する構成の窒素富化層１０１１Ｂ、１０１２Ｂ、１０１３Ｂを後述する熱処理などを用いて容易に形成できる。
　上記円錐ころ軸受１０１０において、上記式（１）における設計パラメータＫ１，Ｋ２，ｚｍのうちの少なくとも１つが、円錐ころと外輪または内輪との接触面圧を目的関数として最適化されている。
　上記設計パラメータＫ1，Ｋ2，ｚmは、接触面圧、応力及び寿命のうちのいずれかを目的関数として最適化して定められるところ、表面起点の損傷は接触面圧に依存する。ここで、上記実施の形態によれば、接触面圧を目的関数として最適化して設計パラメータＫ1，Ｋ2，ｚmを設定するので、潤滑剤が希薄な条件においても接触面の摩耗を防止できるクラウニングが得られる。
　上記円錐ころ軸受１０１０において、外輪１０１１または内輪１０１３の少なくともいずれか１つは、窒素富化層１０１１Ｂ、１０１３Ｂを含む。この場合、外輪１０１１または内輪１０１３の少なくともいずれかにおいて、結晶組織が微細化された窒素富化層１０１１Ｂ、１０１３Ｂが形成されることで、長寿命かつ高耐久性を有する外輪１０１１または内輪１０１３を得ることができる。
　上記円錐ころ軸受１０１０において、ころ１０１２は窒素富化層１０１２Ｂを含む。この場合、ころ１０１２において、結晶組織が微細化された窒素富化層１０１２Ｂが形成されることで、長寿命かつ高耐久性を有するころ１０１２を得ることができる。
　上記窒素富化層１０１１Ｂ、１０１２Ｂ、１０１３Ｂにおける旧オーステナイト結晶粒径はＪＩＳ規格の粒度番号が１０以上である。
　このようにすれば、外輪１０１１、内輪１０１３、円錐ころとしてのころ１０１２の少なくともいずれか１つにおいて旧オーステナイト結晶粒径が十分微細化された窒素富化層１０１１Ｂ、１０１２Ｂ、１０１３Ｂが形成されているので、高い転動疲労寿命を有した上で、シャルピー衝撃値、破壊靭性値、圧壊強度などを向上させることができる。
　内輪の小鍔面を円錐ころの小端面と平行な面で形成したのは、以下の理由による。内輪１０１３の小鍔面１０１９を、軌道面１０１３Ａに配列された円錐ころ１０１２の小端面１０１７と平行な面とすることにより、前述した初期組立状態での円錐ころ１０１２大端面１０１６と内輪１０１３の大鍔面１０１８の第１隙間（円錐ころ１０１２が正規の位置に落ち着いたときの小端面１０１７と内輪１０１３の小鍔面１０１９の隙間に等しい）に対する円錐ころ１０１２の小端面１０１７の面取り寸法、形状のばらつきの影響を排除することができる。すなわち、小端面１０１７の面取り寸法、形状が異なっても、初期組立状態において、互いに平行な小端面１０１７と小鍔面１０１９とは面接触するため、このときの大端面１０１６と大鍔面１０１８の第１隙間は常に一定となり、各円錐ころ１０１２が正規の位置に落ち着くまでの時間のばらつきをなくし、馴らし運転時間を短縮することができる。
　円錐ころの大端面の曲率半径Ｒと円錐ころの円錐角の頂点から内輪大鍔面までの距離ＲBASEとの比Ｒ／ＲBASEを０．７５以上０．８７以下の範囲としたのは、以下の理由による。
　図４４は、内輪大鍔面と円錐ころ大端面の間に形成される油膜厚さｔを、Ｋａｒｎａの式を用いて計算した結果を示す。縦軸は、Ｒ／ＲBASE＝０．７６のときの油膜厚さｔ0に対する比ｔ／ｔ0で示す。油膜厚さｔはＲ／ＲBASE＝０．７６のとき最大となり、Ｒ／ＲBASEが０．９を越えると急激に減少する。
　図４５は、内輪大鍔面と円錐ころ大端面間の最大ヘルツ応力ｐを計算した結果を示す。縦軸は、図４４と同様に、Ｒ／ＲBASE＝０．７６のときの最大ヘルツ応力ｐ0に対する比ｐ／ｐ0で示す。最大ヘルツ応力ｐは、Ｒ／ＲBASEの増大に伴って単調に減少する。
　内輪大鍔面と円錐ころ大端面間の辷り摩擦によるトルクロスと発熱を低減するためには、油膜厚さｔを厚く、最大ヘルツ応力ｐを小さくすることが望ましい。本発明者らは、図４４および図４５の計算結果を参考とし、後の表８に示す耐焼付き試験結果に基づいて、Ｒ／ＲBASEの適正範囲を０．７５以上０．８７以下に決定した。なお、従来の円錐ころ軸受では、Ｒ／ＲBASEの値は０．９０以上０．９７以下の範囲に設計されている。
　＜円錐ころ軸受の製造方法＞
　図４６は、図３３に示した円錐ころ軸受の製造方法を説明するためのフローチャートである。図４７は、図４６の熱処理工程における熱処理パターンを示す模式図である。図４８は、図４７に示した熱処理パターンの変形例を示す模式図である。図５０は、比較例としての軸受部品のミクロ組織、特に旧オーステナイト結晶粒界を図解した模式図である。以下、円錐ころ軸受の製造方法を説明する。
　図４６に示すように、まず部品準備工程（Ｓ１００）を実施する。この工程（Ｓ１００）では、外輪１０１１、内輪１０１３、ころ１０１２、保持器１０１４などの軸受部品となるべき部材を準備する。なお、ころ１０１２となるべき部材には、まだクラウニングは形成されておらず、当該部材の表面は図３６の点線で示した加工前表面１０１２Ｅとなっている。
　次に、熱処理工程（Ｓ２００）を実施する。この工程（Ｓ２００）では、上記軸受部品の特性を制御するため、所定の熱処理を実施する。たとえば、外輪１０１１、ころ１０１２、内輪１０１３、のすくなくともいずれか１つにおいて本実施形態に係る窒素富化層１０１１Ｂ、１０１２Ｂ、１０１３Ｂを形成するため、浸炭窒化処理または窒化処理と、焼入れ処理、焼戻処理などを行う。この工程（Ｓ２００）における熱処理パターンの一例を図４７に示す。図４７は、１次焼入れおよび２次焼入れを行う方法を示す熱処理パターンを示す。図４８は、焼入れ途中で材料をＡ1変態点温度未満に冷却し、その後、再加熱して最終的に焼入れる方法を示す熱処理パターンを示す。これらの図において、処理Ｔ1では鋼の素地に炭素や窒素を拡散させまた炭素の溶け込みを十分に行なった後、Ａ1変態点未満に冷却する。次に、図中の処理Ｔ2において、処理Ｔ1よりも低温に再加熱し、そこから油焼入れを施す。その後、たとえば加熱温度１８０℃の焼き戻し処理を実施する。
　上記の熱処理によれば、普通焼入れ、すなわち浸炭窒化処理に引き続いてそのまま１回焼入れするよりも、軸受部品の表層部分を浸炭窒化しつつ、割れ強度を向上させ、経年寸法変化率を減少することができる。上記熱処理工程（Ｓ２００）によれば、焼入れ組織となっている窒素富化層１０１１Ｂ、１０１２Ｂ、１０１３Ｂにおいて、旧オーステナイト結晶粒の粒径が、図５０に示した従来の焼入れ組織におけるミクロ組織と比較して２分の１以下となる、図４９に示したようなミクロ組織を得ることができる。上記の熱処理を受けた軸受部品は、転動疲労に対して長寿命であり、割れ強度を向上させ、経年寸法変化率も減少させることができる。
　次に、加工工程（Ｓ３００）を実施する。この工程（Ｓ３００）では、各軸受部品の最終的な形状となるように、仕上げ加工を行う。ころ１０１２については、図３６に示したように切削加工などの機械加工によりクラウニング１０２２Ａおよび面取り部１０２１を形成する。
　次に、組立工程（Ｓ４００）を実施する。この工程（Ｓ４００）では、上記のように準備された軸受部品を組み立てることにより、図３３に示した円錐ころ軸受１０１０を得る。このようにして、図３３に示した円錐ころ軸受１０１０を製造することができる。
（実験例１）
　＜試料＞
　試料として、試料Ｎｏ．１～４までの４種類の円錐ころを試料として準備した。円錐ころの型番は３０２０６とした。円錐ころの材質としてはＪＩＳ規格ＳＵＪ２材（１．０質量％Ｃ－０．２５質量％Ｓｉ－０．４質量％Ｍｎ－１．５質量％Ｃｒ）を用いた。
　試料Ｎｏ．１については、浸炭窒化焼入れを実施した後、図３７に示した本実施の形態に係る対数クラウニングを両端部に形成した。浸炭窒化処理温度を８４５℃、保持時間を１５０分間とした。浸炭窒化処理の雰囲気はＲＸガス＋アンモニアガスとした。試料Ｎｏ．２については、試料Ｎｏ．１と同様に浸炭窒化焼入れを実施した後、図４３に示した部分円弧クラウニングを形成した。
　試料Ｎｏ．３については、図４７に示した熱処理パターンを実施した後、図３７に示した本実施の形態に係る対数クラウニングを両端部に形成した。浸炭窒化処理温度を８４５℃、保持時間を１５０分間とした。浸炭窒化処理の雰囲気は、ＲＸガス＋アンモニアガスとした。最終焼入れ温度は８００℃とした。
　試料Ｎｏ．４については、図４７に示した熱処理パターンを実施した後、図３７に示した本実施の形態に係る対数クラウニングを両端部に形成した。試料の最表面から０．０５ｍｍの深さ位置での窒素富化層における窒素濃度を０．１質量％以上とするため、浸炭窒化処理温度を８４５℃、保持時間を１５０分間とした。浸炭窒化処理の雰囲気は、ＲＸガス＋アンモニアガスとした。更に、炉内雰囲気を厳密に管理した。具体的には、炉内温度のムラ及びアンモニアガスの雰囲気ムラを抑えた。最終焼入れ温度は８００℃とした。上述した試料Ｎｏ．３および試料Ｎｏ．４が本発明の実施例に対応する。試料Ｎｏ．１および試料Ｎｏ．２は比較例に対応する。
　＜実験内容＞
　実験１：寿命試験
　寿命試験装置を用いた。試験条件としては、試験荷重：Ｆｒ＝１８ｋＮ、Ｆａ＝２ｋＮ、潤滑油：タービン油５６、潤滑方式：油浴潤滑、という条件を用いた。寿命試験装置では、被試験体としての２つの円錐ころ軸受は、支持軸の両端を支持するように配置されている。該支持軸の延在方向の中央部、すなわち２つの円錐ころ軸受の中央部には、該支持軸を介して円錐ころ軸受にラジアル荷重を負荷するための円筒ころ軸受が配置されている。そして、荷重負荷用の円筒ころ軸受にラジアル荷重を負荷することで、被試験体としての円錐ころ軸受にラジアル荷重を負荷する。また、アキシアル荷重は、寿命試験装置のハウジングを介して一方の円錐ころ軸受から支持軸に伝わり、他方の円錐ころ軸受にアキシアル荷重が負荷される。これにより、円錐ころ軸受の寿命試験が行われる。
　実験２：偏荷重時の寿命試験
　上記実験１の寿命試験と同様の試験装置を用いた。試験条件としては、基本的に上記実験１での条件と同様であるが、ころの中心軸について２／１０００ｒａｄの軸傾きを負荷した状態とし、偏荷重が負荷された状態で試験を行った。
　実験３：回転トルク試験
　試料Ｎｏ．１～４について、縦型トルク試験機を用いたトルク測定試験を行った。試験条件としては、試験荷重：Ｆａ＝７０００Ｎ、潤滑油：タービン油５６、潤滑方式：油浴潤滑、回転数：５０００ｒｐｍ、という条件を用いた。
　＜結果＞
　実験１：寿命試験
　試料Ｎｏ．４が最も良好な結果を示し、長寿命であると考えられた。試料Ｎｏ．２および試料Ｎｏ．３は、試料Ｎｏ．４の結果には及ばないものの、良好な結果を示し、十分実用に耐え得ると判断された。一方、試料Ｎｏ．１については、最も短い寿命を示す結果となった。
　実験２：偏荷重時の寿命試験
　試料Ｎｏ．４および試料Ｎｏ．３が最も良好な結果を示し、長寿命であると考えられた。次に、試料Ｎｏ．１が試料Ｎｏ．４および試料Ｎｏ．３には及ばないものの、比較的良好な結果を示した。一方、試料Ｎｏ．２は上記実験１の時の結果より悪い結果を示し、偏荷重条件により短寿命化したものと考えられる。
　実験３：回転トルク試験
　試料Ｎｏ．１、試料Ｎｏ．３、試料Ｎｏ．４が十分小さな回転トルクを示し良好な結果となった。一方、試料Ｎｏ．２は回転トルクが他の試料より大きくなっていた。
　以上の結果から、総合的に試料Ｎｏ．４がいずれの試験においても良好な結果を示し、総合的に最も優れた結果となった。また、試料Ｎｏ．３も、試料Ｎｏ．１および試料Ｎｏ．２と比べて良好な結果を示した。
 （実験例２）
　＜試料＞
　上記の実験例１における試料Ｎｏ．４を用いた。
　＜実験内容＞
　表面から０．０５ｍｍの深さ位置での窒素濃度測定：
　試料Ｎｏ．４について、窒素濃度の測定と窒素富化層の深さ測定を実施した。測定方法としては、以下のような方法を用いた。すなわち、図３５に示した第１～第３測定点において、中心線と垂直な方向に試料としての円錐ころを切断することで切断面を露出させる。当該切断面において、試料の表面から内部に向かって０．０５ｍｍの位置となる複数の測定位置にて、上記ＥＰＭＡにより窒素濃度について分析を行う。第１～第３測定点における断面のそれぞれにて、上記測定位置を５か所決定し、当該５か所での測定データの平均値を各測定点での窒素濃度とした。
　窒素富化層の底部までの距離の測定：
　５００℃×１ｈの焼き戻し処理後の円錐ころの上記第１～第３測定点での断面において、深さ方向に０．５ｍｍ間隔で並ぶ複数の測定点において硬度測定を実施した。そして、ビッカース硬さがＨＶ４５０以上の領域を窒素富化層とし、当該硬度がＨＶ４５０となった位置の深さを窒素富化層の底部とした。
　＜結果＞
　表面から０．０５ｍｍの深さ位置での窒素濃度測定：
　第１測定点については、窒素濃度が０．２質量％となり、第２測定点については窒素濃度が０．２５質量％となり、第３測定点については窒素濃度が０．３質量％となった。いずれの測定点でも、測定結果は本願発明の範囲に入るものとなった。
　窒素富化層の底部までの距離の測定：
　第１測定点については、窒素富化層の底部までの距離が０．３ｍｍとなり、第２測定点については当該距離が０．３５ｍｍとなり、第３測定点については当該距離が０．３ｍｍとなった。いずれの測定点でも、測定結果は本願発明の範囲に入るものとなった。
　（実験例３）
　＜実施例試料＞
　図３８に示した、円錐ころの大端面の曲率半径Ｒが、Ｒ／ＲBASE＝０．７５以上０．８７以下の範囲に入り、内輪の大鍔面の表面粗さＲa　が０．１２μｍで、小鍔面が円錐ころの小端面と平行な研削加工面で形成され、第１隙間が０．４ｍｍ以下の寸法規制範囲内に入れられた円錐ころ軸受（表８中の試料Ｎｏ．５～８）を用意した。軸受の寸法は、いずれも内径４０ｍｍ、外径６８ｍｍである。
　＜比較例試料＞
　Ｒ／ＲBASEの値が本願の範囲を外れ、かつ内輪の小鍔面が円錐ころの小端面に対して外側に傾斜し、第１隙間が０．４ｍｍを越える円錐ころ軸受（表８中の試料Ｎｏ．９～１１）を用意した。各軸受の寸法は実施例と同じである。
　上記実施例および比較例の円錐ころ軸受に対して、回転試験機を用いた耐焼付き試験を実施した。また、試料Ｎｏ．６と試料Ｎｏ．１０の円錐ころ軸受に対しては、馴らし運転試験も行った。馴らし運転試験のサンプル数は、試料Ｎｏ．６に対しては６６個、試料Ｎｏ．１０に対しては１０個とした。耐焼付き試験の試験条件は以下の通りである。負荷荷重：１９．６１ｋＮ回転数　：１０００～３５００ｒｐｍ潤滑油　：タービンＶＧ５６（給油量４０ミリリットル／分、給油温度４０℃±３℃）。
　各試験結果を表８に示す。耐焼付き試験における焼付きは、内輪の大鍔面と円錐ころの大端面の間で生じたものである。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000012
　実施例の円錐ころ軸受は、いずれも耐焼付き試験における焼付き発生の限界回転数が２７００ｒｐｍ以上になっており、内輪大鍔面と円錐ころ大端面間の摩擦抵抗が少ないことがわかる。一方、比較例の円錐ころ軸受は、焼付き発生の限界回転数が２５００ｒｐｍ以下になっており、デファレンシャル等の通常の使用条件下で問題となることがある。大鍔面の表面粗さＲaが粗い試料１１は、同じ曲率半径Ｒの試料Ｎｏ．１０よりも低い焼付き発生限界回転数を示している。
　また、馴らし運転試験の結果は、比較例では円錐ころが正規の位置に落ち着くまでの回転回数の平均値が６回であるのに対して、実施例では約半分の２．９６回になっている。実施例は回転回数のばらつきの標準偏差も小さくなっており、馴らし運転時間を安定して短縮できることがわかる。
　以上のように、この発明の円錐ころ軸受は、円錐ころの大端面の曲率半径Ｒを、Ｒ／ＲBASE＝０．７５以上０．８７以下の範囲の値とするとともに、内輪の小鍔面を円錐ころの小端面と平行な面で形成したので、内輪大鍔面と円錐ころ大端面間での辷り摩擦によるトルクロスと発熱を低減して焼付きの発生を防止でき、かつ馴らし運転時間を短縮して軸受取り付け作業を効率化することができる。また、車両用歯車軸支持装置の耐久性を向上させることができる。
　（実験例４）
　上記比率Ｒprocess/Ｒについて：
　表９に、比率Ｒprocess/Ｒが１であるときの大端面と大鍔面との間の接触面圧ｐ０、スキュー角θ０、油膜パラメータΛ０に対する、比率Ｒprocess/Ｒを変化させたときの接触面圧ｐ、スキュー角θ、油膜パラメータΛの各比率の計算結果を示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000013
　表９に示されるように、比率Ｒprocess／Ｒが０．７以下であると、大端面と大鍔面との間の接触面圧比ｐ／ｐ０が１．６以上、スキュー角比θ／θ０が３以上となり、かつ油膜パラメータの比率Λ／Λ０が０．５以下となる。このような円錐ころ軸受が例えば油膜パラメータΛが２未満であるような潤滑状態が良好でない環境下で使用された場合、油膜パラメータΛは１未満となり、大端面と大鍔面との接触状態は金属接触が生じる境界潤滑領域となる。これに対し、比率Ｒprocess/Ｒが０．８以上であると、接触面圧比ｐ／ｐ０が１．４以下、スキュー角比θ／θ０が１．５以下となり、油膜パラメータの比率Λ／Λ０が０．８以上となる。よって、比率Ｒprocess/Ｒが０．８以上である円錐ころ軸受が、比率Ｒprocess/Ｒが０．８未満である円錐ころ軸受と比べて大端面と大鍔面との間の油膜厚さを確保することができることは、上記計算結果により確認された。
　上記比率α／Ｌについて：
　表１０に、上記ずれ量αが０であるとき、すなわち内輪および外輪１０１１の軌道面１０１１Ａ，１０１３Ａと転動面との当たり位置が転動軸の延在方向における転動面の中点に位置しているときのスキュー角θ０、回転トルクＭ０に対する、ずれ量αを変化させたときのスキュー角θ、回転トルクＭの各比率θ／θ０，Ｍ／Ｍ０の計算結果を示す。なお、表１０において、上記当たり位置が上記中点よりも小端面側にずれているときのずれ量を負の値で示す。回転トルク比Ｍ／Ｍ０が１．１以下であるものを良（表１０中Ａ）と評価し、回転トルク比Ｍ／Ｍ０が１．１超えであるものを不良（表１０中Ｂ）と評価した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000014
　表１０に示されるように、上記当たり位置が上記中点よりも小端面側に比較的大きくずれているとき、すなわちずれ量αが－５％未満であるときには、スキュー角比θ／θ０が２以上と大きく、ずれ量のわずかな増加が回転トルクの大幅な増加を引き起こす。
　これに対し、上記当たり位置が上記中点よりも小端面側に比較的小さくずれているとき、すなわちずれ量αが－５％以上０％未満であるときには、ずれ量αが－５％未満であるときと比べて、スキュー角比θ／θ０が小さく、ずれ量の増加に対する回転トルクの増加率が小さい。
　さらに、上記ずれ量αが０％以上２０％以下であれば、スキュー角比θ／θ０が１以下となり、またずれ量のわずかな増加が回転トルクの大幅な増加を引き起こさない。
　なお、表１０には記していないか、上記ずれ量αが２０％超えであれば、ピーリング等他の不具合が引き起こされる程度に高い回転トルクとなるため、好ましくない。よって、上記比率α／Ｌが０％以上２０％未満であり、かつ、該比率α／Ｌが０％超えであるときの当該当たり位置が転動軸の延在方向における転動面の中央位置または該中央位置よりも大端面側にあることにより、スキュー角を低減し得ることは、上記計算結果により確認された。
　（実施の形態３）
　実施の形態３に係る円錐ころ軸受は、基本的に実施の形態２に係る円錐ころ軸受１０１０と同様の構成を備えるが、ころ転動面のクラウニング形成部分において内輪軌道面１０１３Ａに非接触である非接触部クラウニング部分１０２８の母線の曲率Ｒ８が、内輪軌道面１０１３Ａに接触する接触部クラウニング部分１０２７の母線の曲率Ｒ７よりも小さく設定している点で異なる。
　実施の形態３に係る円錐ころ軸受は、図３３に示すように、内輪１０１３と、外輪１０１１と、これら内外輪間に介在する複数個のころ１０１２とを備えている。内輪１０１３の外周には内輪軌道面１０１３Ａが形成され、この内輪軌道面１０１３Ａの大径側および小径側に大つば部１０４１および小つば部１０４２をそれぞれ有する。内輪軌道面１０１３Ａと大つば部１０４１とが交わる隅部には、研削逃げ部１０４３が形成され、内輪軌道面１０１３Ａと小つば部１０４２との隅部には、研削逃げ部１０４４が形成されている。上記内輪軌道面１０１３Ａは、内輪軸方向に延びる母線が直線となっている。外輪１０１１の内周には、内輪軌道面１０１３Ａに対向する外輪軌道面１０１１Ａが形成され、鍔無しとされ、外輪軌道面１０１１Ａは外輪軸方向に延びる母線が直線となっている。
　図３３、図３４および図５４に示すように、ころ１０１２の外周のころ転動面にはクラウニングを形成し、ころ１０１２の両端には面取り部１０２１、１０２５が施されている。ころ転動面のクラウニング形成部分を、接触部クラウニング部分１０２７と、非接触部クラウニング部分１０２８とに形成している。これらのうち接触部クラウニング部分１０２７は、内輪軌道面１０１３Ａの軸方向範囲にあって内輪軌道面１０１３Ａに接する。非接触部クラウニング部分１０２８は、内輪軌道面１０１３Ａの軸方向範囲から外れて内輪軌道面１０１３Ａに非接触となる。
　これら接触部クラウニング部分１０２７と非接触部クラウニング部分１０２８は、ころ軸方向に延びる母線が、互いに異なる関数で表されかつ互いに接続点Ｐ１で滑らかに連続する線である。上記接続点Ｐ１の近傍において、非接触部クラウニング部分１０２８の母線の曲率Ｒ８を、接触部クラウニング部分１０２７の母線の曲率Ｒ７よりも小さく設定している。
　ところで、円錐ころ軸受においては、内輪１０１３側の接触部と外輪１０１１側の接触部とでは、内輪１０１３側の方が周方向の等価半径が小さいから面圧が高くなる。したがって、クラウニングの設計においては、内輪１０１３側の接触について検討すればよい。
　円錐ころ軸受、呼び番号３０３１６に基本動定格荷重の３５％のラジアル荷重が作用し、ミスアライメントが１／６００である場合について検討する。このとき、ミスアライメントは、ころ１０１２の小径側でなく大径側で面圧が高くなる方向に傾くとする。上記基本動定格荷重とは、内輪１０１３を回転させ外輪１０１１を静止させた条件で、一群の同じ軸受を個々に運転したとき、低格寿命が１００万回転になるような、方向と大きさが変動しない荷重をいう。上記ミスアライメントは、外輪１０１１を嵌合した図示外のハウジングと、内輪１０１３を嵌合した軸との心ずれであり、傾き量として上記のような分数にて表記する。
　上記接触部クラウニング部分１０２７の母線は、上記式（１）で表される対数クラウニングの対数曲線により形成されている。
　クラウニングの加工精度を確保するためには、ころ１０１２の外周に、ころ全長Ｌ１の１／２以上のストレート部分が存在することが望ましい。そこで、ころ全長Ｌ１の１／２をストレート部分とし、ころ軸方向中央を基準として、小径側の部分と大径側の部分とで対称のクラウニングであるとすれば、対数クラウニング式（１）中の設計パラメータのうち、K2は固定され、K1とzmが設計の対象となる。
　ところで、後述の数理的最適化手法を用いてクラウニングを最適化すると、本条件では、図５５の「対数」のようなクラウニングとなる。このとき、ころ１０１２のクラウニングの最大ドロップ量は６９μｍである。ところが、図５５中のＧの領域は、図５３の内輪１０１３の研削逃げ部１０４３、１０４４と相対するＥの領域であり内輪１０１３とは接触しない。このため、ころ１０１２の上記Ｇの領域は、対数クラウニングである必要はなく、直線もしくは円弧あるいはその他の関数としても差し支えない。ころ１０１２の上記Ｇの領域が直線、円弧、その他の関数であっても、ころ全体が対数クラウニングの場合と同一の面圧分布となり、機能上何ら遜色はない。
　対数クラウニングの数理的最適化手法について説明する。
　対数クラウニングを表す関数式（１）中のK1，zmを適切に選択することによって，最適な対数クラウニングを設計することができる。
　クラウニングは一般的に接触部の面圧もしくは応力の最大値を低下させるように設計する。ここでは，転動疲労寿命はMisesの降伏条件にしたがって発生すると考え，Misesの相当応力の最大値を最小にするようにK1，zmを選択する。
　K1，zmは適当な数理的最適化手法を用いて選択することが可能である。数理的最適化手法のアルゴリズムには種々のものが提案されているが、その一つである直接探索法は、関数の微係数を使用せずに最適化を実行することが可能であり、目的関数と変数が数式によって直接的に表現できない場合に有用である。ここでは，直接探索法の一つであるRosenbrock法を用いてK1，zmの最適値を求める。
　円錐ころ軸受、呼び番号３０３１６に基本動定格荷重の３５％のラジアル荷重が作用し、ミスアライメントが１／６００である場合では、Misesの相当応力の最大値sMises_maxと対数クラウニングパラメータK1，zmは図５６のような関係にある。K1，zmに適当な初期値を与え，Rosenbrok法の規則にしたがってK1，zmを修正していくと，図５６中の最適値の組合せに到達し，sMises_maxは最小となる。
　ころ１０１２と内輪１０１３との接触を考える限りにおいては、図５５におけるＧの領域のクラウニングは、どのような形状でもよいが、外輪１０１１との接触や加工時の砥石の成形性を考慮すれば、対数クラウニング部との接続点Ｐ１において、対数クラウニング部の勾配より小さな勾配となることは望ましくない。Ｇの領域のクラウニングについて、対数クラウニング部の勾配より大きな勾配を与えることは、ドロップ量が大きくなるため、これも望ましくない。すなわち、Ｇの領域のクラウニングと対数クラウニングは、その接続点Ｐ１で勾配が一致して滑らかに繋がるように設計されることが望ましい。図５５において、ころ１０１２のＧの領域のクラウニングを、直線とした場合を点線にて例示し、円弧とした場合を太実線にて例示する。Ｇの領域のクラウニングを直線とした場合、ころ１０１２のクラウニングのドロップ量Ｄｐは例えば３６μｍとなる。Ｇの領域のクラウニングを円弧とした場合、ころ１０１２のクラウニングのドロップ量Ｄｐは例えば４０μｍとなる。
　以上説明した円錐ころ軸受によると、ころ１０１２の外周のころ転動面にクラウニングを形成したため、内輪軌道面１０１３Ａのみにクラウニングを形成する場合よりも、ころ転動面に砥石を必要十分に作用させ得る。よって転動面に対する加工不良を未然に防止できる。ころ転動面に形成したクラウニングにより、面圧や接触部の応力を低減し円錐ころ軸受の長寿命化を図ることができる。さらに、接触部クラウニング部分１０２７と、非接触部クラウニング部分１０２８との接続点Ｐ１の近傍において、非接触部クラウニング部分１０２８の母線の曲率Ｒ8が、接触部クラウニング部分１０２７の母線の曲率Ｒ７よりも小さいため、ころ１０１２の両端部のドロップ量Ｄｐの低減を図ることができる。したがって、例えば従来の単一円弧クラウニングのものより研削量を抑え、ころ１０１２の加工効率の向上を図り、製造コストの低減を図ることができる。
　非接触部クラウニング部分１０２８の母線は、大径側の部分および小径側の部分のいずれか一方または両方が円弧であってもよい。この場合、ころ転動面全体の母線を例えば対数曲線で表すものより、ドロップ量Ｄｐの低減を図ることができる。したがって、研削量の低減を図れる。図５７に示すように、上記非接触部クラウニング部分１０２８の母線は、大径側の部分および小径側の部分のいずれか一方または両方が直線であってもよい（図５７の例では大径側の部分のみ直線）。この場合、非接触部クラウニング部分１０２８の母線を円弧とする場合よりもさらにドロップ量Ｄｐの低減を図ることができる。
　接触部クラウニング部分１０２７の母線の一部または全部が対数クラウニングで表されてもよい。この対数クラウニングで表される接触部クラウニング部分１０２７により、面圧や接触部の応力を低減し円錐ころ軸受の長寿命化を図ることができる。図５８に示すように、接触部クラウニング部分１０２７の母線が、ころ軸方向に沿って平坦に形成されたストレート部分１０２７Ａと、対数クラウニングの対数曲線で形成された部分１０２７Ｂとによって表されてもよい。
　この発明の他の実施形態として、円錐ころ軸受において、クラウニングを、ころ１０１２に設けると共に内輪１０１３にも設けてもよい。この場合、ころ１０１２のドロップ量と内輪１０１３のドロップ量との和が、上記の最適化されたドロップ量と等しくなるようにする。これらクラウニングにより、面圧や接触部の応力を低減し円錐ころ軸受の長寿命化を図ることができる。さらに、従来の単一円弧クラウニングのものより研削量を抑え、ころ１０１２の加工効率の向上を図り、製造コストの低減を図ることができる。
　この発明の円錐ころ軸受は、内外輪およびころを含む円錐ころ軸受であって、少なくともころの外周のころ転動面にクラウニングを形成し、ころ転動面のクラウニング形成部分を、内輪軌道面の軸方向範囲にあって内輪軌道面に接する接触部クラウニング部分と、内輪軌道面の軸方向範囲から外れて内輪軌道面に非接触となる非接触部クラウニング部分とに形成し、これら接触部クラウニング部分と非接触部クラウニング部分は、ころ軸方向に延びる母線が、互いに異なる関数で表されかつ互いに接続点で滑らかに連続する線であり、上記接続点の近傍において、非接触部クラウニング部分の母線の曲率が、接触部クラウニング部分の母線の曲率よりも小さいことを特徴とする。
　上記「滑らかに連続する」とは、角を生じずに連続することであり、理想的には、接触部クラウニング部分の母線と、非接触部クラウニング部分の母線とが、互いの連続点において、共通の接線を持つように続くことで、すなわち上記母線が上記連続点で連続的微分可能な関数であることである。
　この構成によると、ころの外周のころ転動面にクラウニングを形成したため、内輪軌道面のみにクラウニングを形成する場合よりも、ころ転動面に砥石を必要十分に作用させ得る。よって転動面に対する加工不良を未然に防止できる。ころ転動面に形成したクラウニングにより、面圧や接触部の応力を低減し円錐ころ軸受の長寿命化を図ることができる。さらに、接触部クラウニング部分と、非接触部クラウニング部分との接続点の近傍において、非接触部クラウニング部分の母線の曲率が、接触部クラウニング部分の母線の曲率よりも小さいため、ころの両端部のドロップ量の低減を図ることができる。したがって、例えば従来の単一円弧クラウニングのものより研削量を抑え、ころの加工効率の向上を図り、製造コストの低減を図ることができる。
　上記非接触部クラウニング部分の母線は、大径側の部分および小径側の部分のいずれか一方または両方が円弧であってもよい。この場合、ころ転動面全体の母線を例えば対数曲線で表すものより、ドロップ量の低減を図ることができる。したがって、研削量の低減を図れる。
　上記非接触部クラウニング部分の母線は、大径側の部分および小径側の部分のいずれか一方または両方が直線であってもよい。この場合、非接触部クラウニング部分の母線を円弧とする場合よりもさらにドロップ量の低減を図ることができる。
　上記接触部クラウニング部分の母線の一部または全部が対数クラウニングで表されてもよい。この対数クラウニングで表される接触部クラウニング部分により、面圧や接触部の応力を低減し円錐ころ軸受の長寿命化を図ることができる。
　上記接触部クラウニング部分の母線が、ころ軸方向に沿って平坦に形成されたストレート部分と、対数クラウニングの対数曲線で形成された部分とによって表されてもよい。
　上記非接触部クラウニング部分の母線のうち、対数クラウニングの対数曲線で形成された部分との接続部を、同対数曲線の勾配と一致させてもよい。この場合、接触部クラウニング部分の母線と非接触部クラウニング部分の母線とを、接続点でより滑らかに連続させ得る。
　上記接触部クラウニング部分の母線を、上記式（１）で表される対数クラウニングの対数曲線により形成してもよい。
　上記式（１）のうち、少なくともK1，zmについて数理的最適化手法を利用して最適設計してもよい。
　内輪軌道面にクラウニングが施されており、この内輪軌道面のクラウニングのドロップ量と、ころの外周のクラウニングのドロップ量との和が所定の値となるものであってもよい。
　この発明の円錐ころ軸受の設計方法は、内外輪およびころを含む円錐ころ軸受の設計方法であって、少なくともころの外周のころ転動面にクラウニングを形成し、ころ転動面のクラウニング形成部分を、内輪軌道面の軸方向範囲にあって内輪軌道面に接する接触部クラウニング部分と、内輪軌道面の軸方向範囲から外れて内輪軌道面に非接触となる非接触部クラウニング部分とに形成し、これら接触部クラウニング部分と非接触部クラウニング部分は、ころ軸方向に延びる母線が、互いに異なる関数で表されかつ互いに接続点で滑らかに連続する線とし、上記接触部クラウニング部分の母線を、上記式（１）で表される対数クラウニングの対数曲線により形成し、上記接続点の近傍において、非接触部クラウニング部分の母線の曲率を、接触部クラウニング部分の母線の曲率よりも小さく設計することを特徴とする。
　この発明の設計方法により、面圧や接触部の応力を低減し長寿命化を図れる円錐ころ軸受を簡単に設計し得る。また、ころのドロップ量の低減を図り、製造コストの低減を図れる円錐ころ軸受を設計可能である。
　＜円錐ころ軸受の適用例＞
　上記実施の形態２～５に係る円錐ころ軸受の用途の一例について説明する。上述したように、実施の形態２～５に係る円錐ころ軸受は、デファレンシャルおよびトランスミッションに好適である。上述した円錐ころ軸受１０１０が自動車のデファレンシャル又はトランスミッションに使用される。すなわち、円錐ころ軸受１０１０は、自動車用円錐ころ軸受である。
　図５９は、上述した円錐ころ軸受１０１０を使用した自動車のデファレンシャルを示す。このデファレンシャルは、プロペラシャフト（図示省略）に連結され、デファレンシャルケース１１２１に挿通されたドライブピニオン１１２２が、差動歯車ケース１１２３に取り付けられたリングギヤ１１２４と噛み合わされ、差動歯車ケース１１２３の内部に取り付けられたピニオンギヤ１１２５が、差動歯車ケース１１２３に左右から挿通されるドライブシャフト（図示省略）に連結されるサイドギヤ１１２６と噛み合わされて、エンジンの駆動力がプロペラシャフトから左右のドライブシャフトに伝達されるようになっている。このデファレンシャルでは、動力伝達軸であるドライブピニオン１１２２と差動歯車ケース１１２３が、それぞれ一対の円錐ころ軸受１０１０ａ、１０ｂで支持されている。
　図６０は、上述した円錐ころ軸受１０１０を使用した自動車のマニュアルトランスミッションを示す。マニュアルトランスミッション１１００は、常時噛合い式のマニュアルトランスミッションであって、入力シャフト１１１１と、出力シャフト１１１２と、カウンターシャフト１１１３と、ギア（歯車）１１１４ａ～１１１４ｋと、ハウジング１１１５とを備えている。
　入力シャフト１１１１は、円錐ころ軸受１０１０によりハウジング１１１５に対して回転可能に支持されている。この入力シャフト１１１１の外周にはギア１１１４ａが形成され、内周にはギア１１１４ｂが形成されている。
　一方、出力シャフト１１１２は、一方側（図中右側）において円錐ころ軸受１０１０によりハウジング１１１５に回転可能に支持されているとともに、他方側（図中左側）において転がり軸受１１２０Ａにより入力シャフト１１１１に回転可能に支持されている。この出力シャフト１１１２には、ギア１１１４ｃ～１１１４ｇが取り付けられている。
　ギア１１１４ｃおよびギア１１１４ｄはそれぞれ同一部材の外周と内周に形成されている。ギア１１１４ｃおよびギア１１１４ｄが形成される部材は、転がり軸受１１２０Ｂにより出力シャフト１１１２に対して回転可能に支持されている。ギア１１１４ｅは、出力シャフト１１１２と一体に回転するように、かつ出力シャフト１１１２の軸方向にスライド可能なように、出力シャフト１１１２に取り付けられている。
　また、ギア１１１４ｆおよびギア１１１４ｇの各々は同一部材の外周に形成されている。ギア１１１４ｆおよびギア１１１４ｇが形成されている部材は、出力シャフト１１１２と一体に回転するように、かつ出力シャフト１１１２の軸方向にスライド可能なように、出力シャフト１１１２に取り付けられている。ギア１１１４ｆおよびギア１１１４ｇが形成されている部材が図中左側にスライドした場合には、ギア１１１４ｆはギア１１１４ｂと噛合い可能であり、図中右側にスライドした場合にはギア１１１４ｇとギア１１１４ｄとが噛合い可能である。
　カウンターシャフト１１１３には、ギア１１１４ｈ～１１１４ｋが形成されている。カウンターシャフト１１１３とハウジング１１１５との間には、２つのスラストニードルころ軸受１１３０が配置され、これによってカウンターシャフト１１１３の軸方向の荷重（スラスト荷重）が支持されている。ギア１１１４ｈは、ギア１１１４ａと常時噛合っており、かつギア１１１４ｉはギア１１１４ｃと常時噛合っている。また、ギア１１１４ｊは、ギア１１１４ｅが図中左側にスライドした場合に、ギア１１１４ｅと噛合い可能である。さらに、ギア１１１４ｋは、ギア１１１４ｅが図中右側にスライドした場合に、ギア１１１４ｅと噛合い可能である。
　次に、マニュアルトランスミッション１１００の変速動作について説明する。マニュアルトランスミッション１１００においては、入力シャフト１１１１に形成されたギア１１１４ａと、カウンターシャフト１１１３に形成されたギア１１１４ｈとの噛み合わせによって、入力シャフト１１１１の回転がカウンターシャフト１１１３へ伝達される。そして、カウンターシャフト１１１３に形成されたギア１１１４ｉ～１１１４ｋと出力シャフト１１１２に取り付けられたギア１１１４ｃ、１１１４ｅとの噛み合わせ等によって、カウンターシャフト１１１３の回転が出力シャフト１１１２へ伝達される。これにより、入力シャフト１１１１の回転が出力シャフト１１１２へ伝達される。
　入力シャフト１１１１の回転が出力シャフト１１１２へ伝達される際には、入力シャフト１１１１およびカウンターシャフト１１１３の間で噛合うギアと、カウンターシャフト１１１３および出力シャフト１１１２の間で噛合うギアとを変えることによって、入力シャフト１１１１の回転速度に対して出力シャフト１１１２の回転速度を段階的に変化させることができる。また、カウンターシャフト１１１３を介さずに入力シャフト１１１１のギア１１１４ｂと出力シャフト１１１２のギア１１１４ｆとを直接噛合わせることによって、入力シャフト１１１１の回転を出力シャフト１１１２へ直接伝達することもできる。
　以下に、マニュアルトランスミッション１１００の変速動作をより具体的に説明する。ギア１１１４ｆがギア１１１４ｂと噛合わず、ギア１１１４ｇがギア１１１４ｄと噛合わず、かつギア１１１４ｅがギア１１１４ｊと噛合う場合には、入力シャフト１１１１の駆動力は、ギア１１１４ａ、ギア１１１４ｈ、ギア１１１４ｊおよびギア１１１４ｅを介して出力シャフト１１１２に伝達される。これが、たとえば第１速とされる。
　ギア１１１４ｇがギア１１１４ｄと噛合い、ギア１１１４ｅがギア１１１４ｊと噛合わない場合には、入力シャフト１１１１の駆動力は、ギア１１１４ａ、ギア１１１４ｈ、ギア１１１４ｉ、ギア１１１４ｃ、ギア１１１４ｄおよびギア１１１４ｇを介して出力シャフト１１１２に伝達される。これが、たとえば第２速とされる。
　ギア１１１４ｆがギア１１１４ｂと噛合い、ギア１１１４ｅがギア１１１４ｊと噛合わない場合には、入力シャフト１１１１はギア１１１４ｂおよびギア１１１４ｆとの噛合いにより出力シャフト１１１２に直結され、入力シャフト１１１１の駆動力は直接出力シャフト１１１２に伝達される。これが、たとえば第３速とされる。
　上述のように、マニュアルトランスミッション１１００は、回転部材としての入力シャフト１１１１および出力シャフト１１１２をこれに隣接して配置されるハウジング１１１５に対して回転可能に支持するために、円錐ころ軸受１０１０を備えている。このように、上記実施の形態２および２に係る円錐ころ軸受１０１０，１０１０ａは、マニュアルトランスミッション１１００内において使用することができる。そして、トルク損失が低減され、かつ耐焼付き性および寿命が向上した円錐ころ軸受１０１０は、転動体と軌道部材との間に高い面圧が付与されるマニュアルトランスミッション１１００内での使用に好適である。
　ところで、自動車の動力伝達装置であるトランスミッション又はデファレンシャル等においては、省燃費化のために、低粘度の潤滑油を使用する他に、少油量化を図る傾向にあり、円錐ころ軸受において、十分な油膜が形成され難いことがある。また、トランスミッション又はデファレンシャルが低温環境下（例えば、－４０℃～－３０℃）で使用されると、潤滑油の粘度が上がるため、特に始動時には当該潤滑油が円錐ころ軸受に十分に供給されないことがある。このため、自動車用の円錐ころ軸受では、耐焼き付き性および寿命の向上が要求されている。よって、耐焼き付き性および寿命が向上した上記の円錐ころ軸受１０１０をトランスミッション又はデファレンシャルに組み込むことで上記要求を満たすことができる。
　（実施の形態４）
　＜円錐ころ軸受の構成＞
　図６１は、本発明の実施の形態に係る円錐ころ軸受の断面模式図である。図６２は、図６１に示した円錐ころ軸受の部分断面模式図である。図６３は、図６１に示した円錐ころ軸受の円錐ころの部分断面模式図である。図６４は、図６３に示した円錐ころの拡大部分断面模式図である。図６１～図６４を用いて本実施の形態に係る円錐ころ軸受を説明する。
　図６１に示す円錐ころ軸受２０１０は、外輪２０１１と、内輪２０１３と、複数の円錐ころ（以下では単に、ころと呼ぶこともある）１２と、保持器２０１４とを主に備えている。外輪２０１１は、環形状を有し、その内周面に外輪軌道面２０１１Ａを有している。内輪２０１３は、環形状を有し、その外周面に内輪軌道面２０１３Ａを有している。内輪２０１３は、内輪軌道面２０１３Ａが外輪軌道面２０１１Ａに対向するように外輪２０１１の内周側に配置されている。なお、以下の説明において、円錐ころ軸受２０１０の中心軸に沿った方向を「軸方向」、中心軸に直交する方向を「径方向」、中心軸を中心とする円弧に沿った方向を「周方向」と呼ぶ。
　ころ２０１２は、外輪２０１１の内周面上に配置されている。ころ２０１２はころ転動面２０１２Ａを有し、当該ころ転動面２０１２Ａにおいて内輪軌道面２０１３Ａおよび外輪軌道面２０１１Ａに接触する。複数のころ２０１２は合成樹脂からなる保持器２０１４により周方向に所定のピッチで配置されている。これにより、ころ２０１２は、外輪２０１１および内輪２０１３の円環状の軌道上に転動自在に保持されている。また、円錐ころ軸受２０１０は、外輪軌道面２０１１Ａを含む円錐、内輪軌道面２０１３Ａを含む円錐、およびころ２０１２が転動した場合の回転軸の軌跡を含む円錐のそれぞれの頂点が軸受の中心線上の１点で交わるように構成されている。このような構成により、円錐ころ軸受２０１０の外輪２０１１および内輪２０１３は、互いに相対的に回転可能となっている。なお、保持器２０１４は樹脂製に限らず、金属製であってもよい。
　外輪２０１１、内輪２０１３、ころ２０１２を構成する材料は鋼であってもよい。当該鋼は、窒素富化層２０１１Ｂ、２０１２Ｂ、２０１３Ｂ以外の部分で、少なくとも炭素を０．６質量％以上１．２質量％以下、珪素を０．１５質量％以上１．１質量％以下、マンガンを０．３質量％以上１．５質量％以下含む。上記鋼は、さらに２．０質量％以下のクロムを含んでいてもよい。
　上記の構成において、炭素が１．２質量％を超えると、球状化焼鈍を行なっても素材硬度が高いので冷間加工性を阻害し、冷間加工を行なう場合に十分な冷間加工量と、加工精度を得ることができない。また、浸炭窒化処理時に過浸炭組織になりやすく、割れ強度が低下する危険性がある。他方、炭素含有量が０．６質量％未満の場合には、所要の表面硬さと残留オーステナイト量を確保するのに長時間を必要としたり、再加熱後の焼入れで必要な内部硬さが得られにくくなる。
　Ｓｉ含有率を０．１５～１．１質量％とするのは、Ｓｉが耐焼戻し軟化抵抗を高めて耐熱性を確保し、異物混入潤滑下での転がり疲労寿命特性を改善することができるからである。Ｓｉ含有率が０．１５質量％未満では異物混入潤滑下での転がり疲労寿命特性が改善されず、一方、Ｓｉ含有率が１．１質量％を超えると焼きならし後の硬度を高くしすぎて冷間加工性を阻害する。
　Ｍｎは浸炭窒化層と芯部の焼入れ硬化能を確保するのに有効である。Ｍｎ含有率が０．３質量％未満では、十分な焼入れ硬化能を得ることができず、芯部において十分な強度を確保することができない。一方、Ｍｎ含有率が１．５質量％を超えると、硬化能が過大になりすぎ、焼きならし後の硬度が高くなり冷間加工性が阻害される。また、オーステナイトを安定化しすぎて芯部の残留オーステナイト量を過大にして経年寸法変化を助長する。さらに、鋼が２．０質量％以下のクロムを含むことにより、表層部においてクロムの炭化物や窒化物を析出して表層部の硬度を向上しやすくなる。Ｃｒ含有率を２．０質量％以下としたのは、２．０質量％を超えると冷間加工性が著しく低下したり、２．０質量％を超えて含有しても上記表層部の硬度向上の効果が小さいからである。
　なお、本開示の鋼は、言うまでもなくＦｅを主成分とし、上記の元素の他に不可避的不純物を含んでいてもよい。不可避的不純物としては、リン（Ｐ）、硫黄（Ｓ）、窒素（Ｎ）、酸素（Ｏ）、アルミ（Ａｌ）などがある。これらの不可避的不純物元素の量は、それぞれ０．１質量％以下である。
　また異なる観点から言えば、外輪２０１１および内輪２０１３は、軸受用材料の一例である鋼材、たとえばＪＩＳ規格ＳＵＪ２からなるものであることが好ましい。ころ２０１２は、軸受用材料の一例である鋼材、たとえばＪＩＳ規格ＳＵＪ２により構成されてもよい。また、ころ２０１２は、他の材料、たとえばサイアロン焼結体により構成されていてもよい。
　図６２に示すように、外輪２０１１の軌道面２０１１Ａおよび内輪２０１３の軌道面２０１３Ａには窒素富化層２０１１Ｂ、２０１３Ｂが形成されている。内輪２０１３では、窒素富化層２０１３Ｂが軌道面２０１３Ａから小鍔面および大鍔面にまで延在している。窒素富化層２０１１Ｂ、２０１３Ｂは、それぞれ外輪２０１１の未窒化部２０１１Ｃまたは内輪２０１３の未窒化部２０１３Ｃより窒素濃度が高くなっている領域である。また、ころ２０１２の転動面２０１２Ａを含む表面には窒素富化層２０１２Ｂが形成されている。ころ２０１２の窒素富化層２０１２Ｂは、ころ２０１２の未窒化部２０１２Ｃより窒素濃度が高くなっている領域である。窒素富化層２０１１Ｂ、２０１２Ｂ、２０１３Ｂは、たとえば浸炭窒化処理、窒化処理など従来周知の任意の方法により形成できる。
　なお、ころ２０１２のみに窒素富化層２０１２Ｂを形成してもよいし、外輪２０１１のみに窒素富化層２０１１Ｂを形成してもよいし、内輪２０１３のみに窒素富化層２０１３Ｂを形成してもよい。あるいは、外輪２０１１、内輪２０１３、ころ２０１２のうちの２つに窒素富化層を形成してもよい。
　図６３に示すように、ころ２０１２の転動面２０１２Ａ（図６２参照）は、両端部に位置し、クラウニングが形成されたクラウニング部２０２２、２４と、このクラウニング部２０２２、２４の間を繋ぐ中央部２０２３とを含む。中央部２０２３にはクラウニングは形成されておらず、ころ２０１２の回転軸である中心線２０２６に沿った方向での断面における中央部２０２３の形状は直線状である。ころ２０１２の端面２０１６，２０１７とクラウニング部２０２２との間には面取り部２０２１が形成されている。端面２０１６，２０１７とクラウニング部２０２４との間にも面取り部２０２５が形成されている。
　ここで、ころ２０１２の製造方法において、窒素富化層２０１２Ｂを形成する処理（浸炭窒化処理）を実施するときには、ころ２０１２にはクラウニングが形成されておらず、ころ２０１２の外形は図６４の点線で示される加工前表面２０１２Ｅとなっている。この状態で窒素富化層が形成された後、仕上げ加工として図６４の矢印に示すようにころ２０１２の側面が加工され、図６３及び４に示すように、クラウニングが形成されたクラウニング部２０２２、２４が得られる。
　窒素富化層の厚さ：
　ころ２０１２における窒素富化層２０１２Ｂの深さ、すなわち窒素富化層２０１２Ｂの最表面から窒素富化層２０１２Ｂの底部までの距離は、０．２ｍｍ以上となっている。具体的には、面取り部２０２１とクラウニング部２０２２との境界点である第１測定点２０３１、端面２０１２Ｄから距離Ｗが１．５ｍｍの位置である第２測定点２０３２、ころ２０１２の転動面２０１２Ａの中央である第３測定点２０３３において、それぞれの位置での窒素富化層２０１２Ｂの深さＴ１、Ｔ２、Ｔ３が０．２ｍｍ以上となっている。ここで、上記窒素富化層２０１２Ｂの深さとは、ころ２０１２の中心線２０２６に直交するとともに外周側に向かう径方向における窒素富化層２０１２Ｂの厚さを意味する。なお、窒素富化層２０１２Ｂの深さＴ１、Ｔ２、Ｔ３の値は、面取り部２０２１、２０２５の形状やサイズ、さらに窒素富化層２０１２Ｂを形成する処理および上記仕上げ加工の条件などのプロセス条件に応じて適宜変更可能である。たとえば、図７０に示した構成例では、上述のように窒素富化層２０１２Ｂが形成された後にクラウニング２０２２Ａが形成されるため、窒素富化層２０１２Ｂの深さＴ２は他の深さＴ１、Ｔ３より小さくなっているが、上述したプロセス条件を変更することで、上記窒素富化層２０１２Ｂの深さＴ１、Ｔ２、Ｔ３の値の大小関係は適宜変更することができる。
　また、外輪２０１１および内輪２０１３における窒素富化層２０１１Ｂ、２０１３Ｂについても、その最表面から窒素富化層２０１１Ｂ、２０１３Ｂの底部までの距離である窒素富化層２０１１Ｂ、２０１３Ｂの厚さは０．２ｍｍ以上である。ここで、窒素富化層２０１１Ｂ、２０１３Ｂの厚さは、窒素富化層２０１１Ｂ、２０１３Ｂの最表面に対して垂直な方向における窒素富化層２０１１Ｂ，２０１３Ｂまでの距離を意味する。
　クラウニングの形状：
　ころ２０１２のクラウニング部２０２２、２４に含まれる接触部クラウニング部分２０２７に形成されたクラウニングの形状は、以下のように規定される。すなわち、クラウニングのドロップ量の和は、ころ２０１２の転動面２０１２Ａの母線をｙ軸とし、母線直交方向をｚ軸とするｙ－ｚ座標系において、Ｋ１，Ｋ２，ｚｍを設計パラメータ、Ｑを荷重、Ｌをころ２０１２における転動面２０１２Ａの有効接触部の母線方向長さ、Ｅ’を等価弾性係数、ａをころ２０１２の転動面の母線上にとった原点から有効接触部の端部までの長さ、Ａ＝２Ｋ１Ｑ／πＬＥ’としたときに、上記式（１）で表される。
　図６５は、クラウニング形状の一例を示すｙ－ｚ座標図である。図６５では、ころ２０１２の母線をｙ軸とし、ころ２０１２の母線上であって内輪２０１３又は外輪２０１１ところ２０１２の有効接触部の中央部に原点Ｏをとると共に、母線直交方向（半径方向）にｚ軸をとったｙ－ｚ座標系に、上記式（１）で表されるクラウニングの一例を示している。図６５において縦軸はｚ軸、横軸はｙ軸である。有効接触部は、ころ２０１２にクラウニングを形成していない場合の内輪２０１３又は外輪２０１１ところ２０１２との接触部位である。また、円錐ころ軸受２０１０を構成する複数のころ２０１２の各クラウニングは、通常、有効接触部の中央部を通るｚ軸に関して線対称に形成されるので、図６５では、一方のクラウニング２０２２Ａのみを示している。
　荷重Ｑ、有効接触部の母線方向長さＬ、および、等価弾性係数Ｅ’は、設計条件として与えられ、原点から有効接触部の端部までの長さａは、原点の位置によって定められる値である。
　上記式（１）において、ｚ（ｙ）は、ころ２０１２の母線方向位置ｙにおけるクラウニング２０２２Ａのドロップ量を示しており、クラウニング２０２２Ａの始点Ｏ１の座標は（ａ－Ｋ２ａ，０）であるから、式（１）におけるｙの範囲は、ｙ＞（ａ－Ｋ２ａ）である。また、図６５では、原点Ｏを有効接触部の中央部にとっているので、ａ＝Ｌ／２となる。さらに、原点Ｏからクラウニング２０２２Ａの始点Ｏ１までの領域は、クラウニングが形成されていない中央部（ストレート部）であるから、０≦ｙ≦（ａ－Ｋ２ａ）のとき、ｚ（ｙ）＝０となる。
　設計パラメータＫ１は荷重Ｑの倍率、幾何学的にはクラウニング２０２２Ａの曲率の程度を意味している。設計パラメータＫ２は、原点Ｏから有効接触部の端部までの母線方向長さａに対するクラウニング２０２２Ａの母線方向長さｙｍの割合を意味している（Ｋ２＝ｙｍ／ａ）。設計パラメータｚｍは、有効接触部の端部におけるドロップ量、即ちクラウニング２０２２Ａの最大ドロップ量を意味している。
　ここで、後述する図６９に示したころのクラウニングは、設計パラメータＫ２＝１であってストレート部の無いフルクラウニングであり、エッジロードが発生しない十分なドロップ量が確保されている。しかしながら、ドロップ量が過大であると、加工時に、材料取りされた素材から生じる取代が大きくなり、コスト増大を招くこととなる。そこで、以下のように、設計パラメータＫ１，Ｋ２，ｚｍの最適化を行う。
　設計パラメータＫ１，Ｋ２，ｚｍの最適化手法としては種々のものを採用することができ、例えば、Ｒｏｓｅｎｂｒｏｃｋ法等の直接探索法を採用することができる。ここで、ころの転動面における表面起点の損傷は面圧に依存するので、最適化の目的関数を面圧とすることにより、希薄潤滑下における接触面の油膜切れを防止するクラウニングを得ることができる。
　また、ころに対数クラウニングを施す場合、ころの加工精度を確保するためには転動面の中央部分に全長の１／２以上の長さのストレート部（中央部２０２３）を設けるのが好ましい。この場合は、Ｋ２を一定の値とし、Ｋ１，ｚｍについて最適化すればよい。
　ころ係数：
　図６１および図６６に示すように、内輪２０１３は、円すい状の軌道面２０１３Ａを有し、この軌道面２０１３Ａの大径側に大つば部２０４１、小径側に小つば部２０４２を有する。ここで、円錐ころ軸受２０１０は、ころ係数γ＞０．９０となっている。ここで、ころ係数γは、ころ本数Ｚ、ころ平均径ＤＡ、ころピッチ円径ＰＣＤとして、関係式γ＝（Ｚ・ＤＡ）／（π・ＰＣＤ）で定義される。
　保持器の形状：
　図６７に示すように、上記保持器２０１４は、円錐ころ２０１２の小径端面側で連なる小環状部２１０６と、円錐ころ２０１２の大径端面側で連なる大環状部２１０７と、これらの小環状部２１０６と大環状部２１０７を連結する複数の柱部２１０８とからなり、円錐ころ２０１２の小径側を収納する部分が狭幅側、大径側を収納する部分が広幅側となる台形状のポケット２１０９が形成されている。ポケット２１０９の狭幅側と広幅側には、それぞれ両側の柱部２１０８に２つずつ切欠き１１０ａ、１１０ｂが設けられており、各切欠き１１０ａ、１１０ｂの寸法は、いずれも深さ１．０ｍｍ、幅４．６ｍｍとされている。
　円錐ころ２０１２の大端面２０１６の曲率半径Ｒと、Ｏ点から内輪２０１３の大鍔面２０１８までの距離ＲBASEとの比Ｒ／ＲBASE：
　内輪２０１３の小鍔面は、軌道面２０１３Ａに配列された円錐ころ２０１２の小端面２０１７と平行な研削加工面に仕上げられている。
　図６８に示すように、円錐ころ２０１２と、外輪２０１１および内輪２０１３の各軌道面２０１１Ａ、２０１３Ａの各円錐角頂点は、円錐ころ軸受２０１０の中心線上の一点Ｏで一致し、円錐ころ２０１２の大端面２０１６の曲率半径Ｒと、Ｏ点から内輪２０１３の大鍔面２０１８までの距離ＲBASEとの比Ｒ／ＲBASEは、０．７５以上０．８７以下の範囲となるように製造されている。また、大鍔面２０１８は、例えば０．１２μｍ以下の表面粗さＲａに研削加工されている。
　窒素富化層の結晶組織：
　図７６は、本実施の形態に係る円錐ころ軸受を構成する軸受部品のミクロ組織、特に旧オーステナイト結晶粒界を図解した模式図である。図７６は、窒素富化層２０１２Ｂにおけるミクロ組織を示している。本実施の形態における窒素富化層２０１２Ｂにおける旧オーステナイト結晶粒径はＪＩＳ規格の粒度番号が１０以上となっており、従来の一般的な焼入れ加工品と比べても十分に微細化されている。
　＜各種特性の測定方法＞
　窒素濃度の測定方法：
　外輪２０１１、ころ２０１２、内輪２０１３などの軸受部品について、それぞれ窒素富化層２０１１Ｂ，２０１２Ｂ、２０１３Ｂが形成された領域の表面に垂直な断面について、ＥＰＭＡ（Ｅｌｅｃｔｒｏｎ　Ｐｒｏｂｅ　Ｍｉｃｒｏ　Ａｎａｌｙｓｉｓ）により深さ方向で線分析を行う。測定は、各軸受部品を測定位置から表面に垂直な方向に切断することで切断面を露出させ、当該切断面において測定を行う。たとえば、ころ２０１２については、図６３に示した第１測定点２０３１～第３測定点２０３３のそれぞれの位置から、中心線２０２６と垂直な方向にころ２０１２を切断することで切断面を露出させる。当該切断面において、ころ２０１２の表面から内部に向かって０．０５ｍｍの位置となる複数の測定位置にて、上記ＥＰＭＡにより窒素濃度について分析を行う。たとえば、上記測定位置を５か所決定し、当該５か所での測定データの平均値をころ２０１２の窒素濃度とする。
　また、外輪２０１１および内輪２０１３については、軌道面２０１１Ａ、２０１３Ａにおいて軸受の中心軸方向における中央部を測定位置として、中心軸および当該中心軸に直交する径方向に沿った断面を露出させた後、当該断面について上記と同様の手法により窒素濃度の測定を行う。
　最表面から窒素富化層の底部までの距離の測定方法：
　外輪２０１１および内輪２０１３については、上記窒素濃度の測定方法において測定対象とした断面につき、表面から深さ方向において硬度分布を測定する。測定装置としてはビッカース硬さ測定機を用いることができる。５００℃×１ｈの焼き戻し処理後の円錐ころ軸受２０１０において、深さ方向に並ぶ複数の測定点、たとえば０．５ｍｍ間隔に配置された測定点において硬度測定を実施する。そして、ビッカース硬さがＨＶ４５０以上の領域を窒素富化層とする。
　また、ころ２０１２については、図６３に示した第１測定点２０３１での断面において、上記のように深さ方向での硬度分布を測定し、窒素富化層の領域を決定する。
　粒度番号の測定方法：
　旧オーステナイト結晶粒径の測定方法は、ＪＩＳ規格Ｇ０５５１：２０１３に規定された方法を用いる。測定を行う断面は、窒素富化層の底部までの距離の測定方法において測定を行った断面とする。
　クラウニング形状の測定方法：
　ころ２０１２のクラウニング形状について、任意の方法により測定できる。たとえば、ころ２０１２の形状を表面性状測定機により測定することにより、クラウニング形状を測定してもよい。
　＜円錐ころ軸受の作用効果＞
　以下一部重複する部分もあるが、上述した円錐ころ軸受の特徴的な構成を列挙する。
　本開示に従った円錐ころ軸受２０１０は、外輪２０１１と内輪２０１３と複数の円錐ころであるころ２０１２とを備える。外輪２０１１は、内周面において外輪軌道面２０１１Ａを有する。内輪２０１３は、外周面において内輪軌道面２０１３Ａを有し、外輪２０１１に対して径方向内側に配置される。複数のころ２０１２は、外輪軌道面２０１１Ａと内輪軌道面２０１３Ａとの間に配列され、外輪軌道面２０１１Ａおよび内輪軌道面２０１３Ａと接触する転動面２０１２Ａを有する。外輪２０１１、内輪２０１３および複数のころ２０１２のうちの少なくともいずれか１つは、外輪軌道面２０１１Ａ、内輪軌道面２０１３Ａまたは転動面２０１２Ａの表面層に形成された窒素富化層２０１１Ｂ、２０１３Ｂ、２０１２Ｂを含む。窒素富化層２０１１Ｂ、２０１２Ｂ、２０１３Ｂにおける旧オーステナイト結晶粒径はＪＩＳ規格の粒度番号が１０以上である。表面層の最表面から窒素富化層２０１１Ｂ、２０１２Ｂ、２０１３Ｂの底部までの距離Ｔ１は０．２ｍｍ以上である。ころ２０１２の転動面２０１２Ｂにはクラウニング２０２２Ａが形成されている。クラウニング２０２２Ａのドロップ量の和は、ころ２０１２の転動面２０１２Ｂの母線をｙ軸とし、母線直交方向をｚ軸とするｙ－ｚ座標系において、Ｋ１，Ｋ２，ｚｍを設計パラメータ、Ｑを荷重、Ｌをころ２０１２における転動面２０１２Ａの有効接触部の母線方向長さ、Ｅ’を等価弾性係数、ａをころ２０１２の転動面の母線上にとった原点から有効接触部の端部までの長さ、Ａ＝２Ｋ１Ｑ／πＬＥ’としたときに、上記式（１）で表される。
　なお、荷重Ｑ、有効接触部の母線方向長さＬ、および等価弾性係数Ｅ’は設計条件として与えられ、原点から有効接触部の端部までの長さａは原点の位置に応じて定められる値である。
　このようにすれば、外輪２０１１、内輪２０１３、円錐ころとしてのころ２０１２の少なくともいずれか１つにおいて旧オーステナイト結晶粒径が十分微細化された窒素富化層２０１１Ｂ、２０１２Ｂ、２０１３Ｂが形成されているので、高い転動疲労寿命を有した上で、シャルピー衝撃値、破壊靭性値、圧壊強度などを向上させることができる。
　また、ころ２０１２の転動面２０１２Ａに上記式（１）によりドロップ量の和が表されるような、輪郭線が対数関数で表されるクラウニング（いわゆる対数クラウニング）を設けているので、従来の部分円弧で表されるクラウニングを形成した場合より局所的な面圧の上昇を抑制でき、ころ２０１２の転動面２０１２Ａにおける摩耗の発生を抑制できる。
　ここで、上述した対数クラウニングの効果についてより詳細に説明する。図６９は、輪郭線が対数関数で表されるクラウニングを設けたころの輪郭線と、ころの転動面における接触面圧を重ねて示した図である。図７０は、部分円弧のクラウニングとストレート部との間を補助円弧としたころの輪郭線と、ころの転動面における接触面圧を重ねて示した図である。図６９および図７０の左側の縦軸は、クラウニングのドロップ量(単位：ｍｍ）を示している。図６９および図７０の横軸は、ころにおける軸方向での位置（単位：ｍｍ）を示している。図６９および図７０の右側の縦軸は、接触面圧（単位：ＧＰａ）を示している。
　円錐ころの転動面の輪郭線を部分円弧のクラウニングとストレート部とを有する形状に形成した場合、図７０に示すように、ストレート部、補助円弧及びクラウニング相互間の境界における勾配が連続であっても、曲率が不連続であると接触面圧が局所的に増加する。そのため、油膜切れや表面損傷を招く恐れがある。十分な膜厚の潤滑膜が形成されていないと、金属接触による摩耗が生じやすくなる。接触面に部分的に摩耗が生じると、その近辺で、より金属接触が生じやすい状態となるため、接触面の摩耗が促進され、円錐ころが損傷に至る不都合が生じる。
　そこで、接触面としての円錐ころの転動面に、輪郭線が対数関数で表されるクラウニングを設けた場合、例えば図６９に示すように、図７０の部分円弧で表されるクラウニングを設けた場合と比べて局所的な面圧が低くなり、接触面に摩耗を生じ難くすることができる。したがって、円錐ころの転動面上に存在する潤滑剤の微量化や低粘度化により潤滑膜の膜厚が薄くなる場合においても、接触面の摩耗を防止し、円錐ころの損傷を防止することができる。なお、図６９及び図７０には、ころの母線方向を横軸とすると共に母線直交方向を縦軸とする直交座標系に、内輪又は外輪ところの有効接触部の中央部に横軸の原点Ｏを設定してころの輪郭線を示すと共に、面圧を縦軸として接触面圧を重ねて示している。このように、上述のような構成を採用することで長寿命かつ高い耐久性を示す円錐ころ軸受２０１０を実現できる。
　上記円錐ころ軸受２０１０において、最表面から０．０５ｍｍの深さ位置での窒素富化層２０１１Ｂ、２０１２Ｂ、２０１３Ｂにおける窒素濃度が０．１質量％以上である。この場合、窒素富化層２０１１Ｂ、２０１２Ｂ，２０１３Ｂの最表面における窒素濃度を十分な値とできることから、窒素富化層２０１１Ｂ、２０１２Ｂ、２０１３Ｂの最表面の硬度を十分高くすることができる。また、上述した旧オーステナイト結晶粒径の粒度、窒素富化層の底部までの距離、窒素濃度といった条件は、図６３の第１測定点２０３１において少なくとも満足されていることが好ましい。
　上記円錐ころ軸受２０１０において、窒素富化層２０１１Ｂ、２０１２Ｂ、２０１３Ｂが形成された外輪２０１１、内輪２０１３、およびころ２０１２のうちの少なくともいずれか１つは鋼により構成される。当該鋼は、窒素富化層２０１１Ｂ、２０１２Ｂ、２０１３Ｂ以外の部分、つまり未窒化部２０１１Ｃ、２０１２Ｃ、２０１３Ｃにおいて、少なくとも炭素（Ｃ）を０．６質量％以上１．２質量％以下、珪素（Ｓｉ）を０．１５質量％以上１．１質量％以下、マンガン（Ｍｎ）を０．３質量％以上１．５質量％以下含む。上記円錐ころ軸受において、鋼は、さらに２．０質量％以下のクロムを含んでいてもよい。この場合、本実施の形態において規定する構成の窒素富化層２０１１Ｂ、２０１２Ｂ、２０１３Ｂを後述する熱処理などを用いて容易に形成できる。
　上記円錐ころ軸受２０１０において、上記式（１）における設計パラメータＫ１，Ｋ２，ｚｍのうちの少なくとも１つが、円錐ころと外輪またはころと内輪との接触面圧を目的関数として最適化されている。
　上記設計パラメータＫ1，Ｋ2，ｚmは、接触面圧、応力及び寿命のうちのいずれかを目的関数として最適化して定められるところ、表面起点の損傷は接触面圧に依存する。ここで、上記実施の形態によれば、接触面圧を目的関数として最適化して設計パラメータＫ1，Ｋ2，ｚmを設定するので、潤滑剤が希薄な条件においても接触面の摩耗を防止できるクラウニングが得られる。
　上記円錐ころ軸受２０１０において、外輪２０１１または内輪２０１３の少なくともいずれか１つは、窒素富化層２０１１Ｂ、２０１３Ｂを含む。この場合、外輪２０１１または内輪２０１３の少なくともいずれかにおいて、結晶組織が微細化された窒素富化層２０１１Ｂ、２０１３Ｂが形成されることで、長寿命かつ高耐久性を有する外輪２０１１または内輪２０１３を得ることができる。
　上記円錐ころ軸受２０１０において、ころ２０１２は窒素富化層２０１２Ｂを含む。この場合、ころ２０１２において、結晶組織が微細化された窒素富化層２０１２Ｂが形成されることで、長寿命かつ高耐久性を有するころ２０１２を得ることができる。
　内輪の小鍔面を円錐ころの小端面と平行な面で形成したのは、以下の理由による。内輪２０１３の小鍔面２０１９を、軌道面２０１３Ａに配列された円錐ころ２０１２の小端面２０１７と平行な面とすることにより、前述した初期組立状態での円錐ころ２０１２大端面２０１６と内輪２０１３の大鍔面２０１８の第１隙間（円錐ころ２０１２が正規の位置に落ち着いたときの小端面２０１７と内輪２０１３の小鍔面２０１９の隙間に等しい）に対する円錐ころ２０１２の小端面２０１７の面取り寸法、形状のばらつきの影響を排除することができる。すなわち、小端面２０１７の面取り寸法、形状が異なっても、初期組立状態において、互いに平行な小端面２０１７と小鍔面２０１９とは面接触するため、このときの大端面２０１６と大鍔面２０１８の第１隙間は常に一定となり、各円錐ころ２０１２が正規の位置に落ち着くまでの時間のばらつきをなくし、馴らし運転時間を短縮することができる。
　円錐ころの大端面の曲率半径Ｒと円錐ころの円錐角の頂点から内輪大鍔面までの距離ＲBASEとの比Ｒ／ＲBASEを０．７５以上０．８７以下の範囲としたのは、以下の理由による。
　図７１は、内輪大鍔面と円錐ころ大端面の間に形成される油膜厚さｔを、Ｋａｒｎａの式を用いて計算した結果を示す。縦軸は、Ｒ／ＲBASE＝０．７６のときの油膜厚さｔ0に対する比ｔ／ｔ0で示す。油膜厚さｔはＲ／ＲBASE＝０．７６のとき最大となり、Ｒ／ＲBASEが０．９を越えると急激に減少する。
　図７２は、内輪大鍔面と円錐ころ大端面間の最大ヘルツ応力ｐを計算した結果を示す。縦軸は、図７１と同様に、Ｒ／ＲBASE＝０．７６のときの最大ヘルツ応力ｐ0に対する比ｐ／ｐ0で示す。最大ヘルツ応力ｐは、Ｒ／ＲBASEの増大に伴って単調に減少する。
　内輪大鍔面と円錐ころ大端面間の辷り摩擦によるトルクロスと発熱を低減するためには、油膜厚さｔを厚く、最大ヘルツ応力ｐを小さくすることが望ましい。本発明者らは、図７１および図７２の計算結果を参考とし、後の表１１に示す耐焼付き試験結果に基づいて、Ｒ／ＲBASEの適正範囲を０．７５以上０．８７以下に決定した。なお、従来の円錐ころ軸受では、Ｒ／ＲBASEの値は０．９０以上０．９７以下の範囲に設計されている。
　＜円錐ころ軸受の製造方法＞
　図７３は、図６１に示した円錐ころ軸受の製造方法を説明するためのフローチャートである。図７４は、図７３の熱処理工程における熱処理パターンを示す模式図である。図７５は、図７４に示した熱処理パターンの変形例を示す模式図である。図７７は、比較例としての軸受部品のミクロ組織、特に旧オーステナイト結晶粒界を図解した模式図である。以下、円錐ころ軸受の製造方法を説明する。
　図７３に示すように、まず部品準備工程（Ｓ１００）を実施する。この工程（Ｓ１００）では、外輪２０１１、内輪２０１３、ころ２０１２、保持器２０１４などの軸受部品となるべき部材を準備する。なお、ころ２０１２となるべき部材には、まだクラウニングは形成されておらず、当該部材の表面は図６４の点線で示した加工前表面２０１２Ｅとなっている。
　次に、熱処理工程（Ｓ２００）を実施する。この工程（Ｓ２００）では、上記軸受部品の特性を制御するため、所定の熱処理を実施する。たとえば、外輪２０１１、ころ２０１２、内輪２０１３、のすくなくともいずれか１つにおいて本実施形態に係る窒素富化層２０１１Ｂ、２０１２Ｂ、２０１３Ｂを形成するため、浸炭窒化処理または窒化処理と、焼入れ処理、焼戻処理などを行う。この工程（Ｓ２００）における熱処理パターンの一例を図７４に示す。図７４は、１次焼入れおよび２次焼入れを行う方法を示す熱処理パターンを示す。図７５は、焼入れ途中で材料をＡ1変態点温度未満に冷却し、その後、再加熱して最終的に焼入れる方法を示す熱処理パターンを示す。これらの図において、処理Ｔ1では鋼の素地に炭素や窒素を拡散させまた炭素の溶け込みを十分に行なった後、Ａ1変態点未満に冷却する。次に、図中の処理Ｔ2において、処理Ｔ1よりも低温に再加熱し、そこから油焼入れを施す。その後、たとえば加熱温度１８０℃の焼き戻し処理を実施する。
　上記の熱処理によれば、普通焼入れ、すなわち浸炭窒化処理に引き続いてそのまま１回焼入れするよりも、軸受部品の表層部分を浸炭窒化しつつ、割れ強度を向上させ、経年寸法変化率を減少することができる。上記熱処理工程（Ｓ２００）によれば、焼入れ組織となっている窒素富化層２０１１Ｂ、２０１２Ｂ、２０１３Ｂにおいて、旧オーステナイト結晶粒の粒径が、図７７に示した従来の焼入れ組織におけるミクロ組織と比較して２分の１以下となる、図７６に示したようなミクロ組織を得ることができる。上記の熱処理を受けた軸受部品は、転動疲労に対して長寿命であり、割れ強度を向上させ、経年寸法変化率も減少させることができる。
　次に、加工工程（Ｓ３００）を実施する。この工程（Ｓ３００）では、各軸受部品の最終的な形状となるように、仕上げ加工を行う。ころ２０１２については、図６４に示したように切削加工などの機械加工によりクラウニング２０２２Ａおよび面取り部２０２１を形成する。
　次に、組立工程（Ｓ４００）を実施する。この工程（Ｓ４００）では、上記のように準備された軸受部品を組み立てることにより、図６１に示した円錐ころ軸受２０１０を得る。このようにして、図６１に示した円錐ころ軸受２０１０を製造することができる。
（実験例１）
　＜試料＞
　試料として、試料Ｎｏ．１～４までの４種類の円錐ころを試料として準備した。円錐ころの型番は３０２０６とした。円錐ころの材質としてはＪＩＳ規格ＳＵＪ２材（１．０質量％Ｃ－０．２５質量％Ｓｉ－０．４質量％Ｍｎ－１．５質量％Ｃｒ）を用いた。
　試料Ｎｏ．１については、浸炭窒化焼入れを実施した後、図６５に示した本実施の形態に係る対数クラウニングを両端部に形成した。浸炭窒化処理温度を８４５℃、保持時間を１５０分間とした。浸炭窒化処理の雰囲気はＲＸガス＋アンモニアガスとした。試料Ｎｏ．２については、試料Ｎｏ．１と同様に浸炭窒化焼入れを実施した後、図７０に示した部分円弧クラウニングを形成した。
　試料Ｎｏ．３については、図７４に示した熱処理パターンを実施した後、図６５に示した本実施の形態に係る対数クラウニングを両端部に形成した。浸炭窒化処理温度を８４５℃、保持時間を１５０分間とした。浸炭窒化処理の雰囲気は、ＲＸガス＋アンモニアガスとした。最終焼入れ温度は８００℃とした。
　試料Ｎｏ．４については、図７４に示した熱処理パターンを実施した後、図６５に示した本実施の形態に係る対数クラウニングを両端部に形成した。最終焼入れ温度は８００℃とした。試料の最表面から０．０５ｍｍの深さ位置での窒化富化層における窒素濃度を０．１質量％以上とするため、浸炭窒化処理温度を８４５℃、保持時間を１５０分間とした。浸炭窒化処理の雰囲気は、ＲＸガス＋アンモニアガスとした。更に、炉内雰囲気を厳密に管理した。具体的には、炉内温度のムラ及びアンモニアガスの雰囲気ムラを抑えた。上述した試料Ｎｏ．３および試料Ｎｏ．４が本発明の実施例に対応する。試料Ｎｏ．１および試料Ｎｏ．２は比較例に対応する。
　＜実験内容＞
　実験１：寿命試験
　寿命試験装置を用いた。試験条件としては、試験荷重：Ｆｒ＝１８ｋＮ、Ｆａ＝２ｋＮ、潤滑油：タービン油５６、潤滑方式：油浴潤滑、という条件を用いた。寿命試験装置では、被試験体としての２つの円錐ころ軸受は、支持軸の両端を支持するように配置されている。該支持軸の延在方向の中央部、すなわち２つの円錐ころ軸受の中央部には、該支持軸を介して円錐ころ軸受にラジアル荷重を負荷するための円筒ころ軸受が配置されている。そして、荷重負荷用の円筒ころ軸受にラジアル荷重を負荷することで、被試験体としての円錐ころ軸受にラジアル荷重を負荷する。また、アキシアル荷重は、寿命試験装置のハウジングを介して一方の円錐ころ軸受から支持軸に伝わり、他方の円錐ころ軸受にアキシアル荷重が負荷される。これにより、円錐ころ軸受の寿命試験が行われる。
　実験２：偏荷重時の寿命試験
　上記実験１の寿命試験と同様の試験装置を用いた。試験条件としては、基本的に上記実験１での条件と同様であるが、ころの中心軸について２／１０００ｒａｄの軸傾きを負荷した状態とし、偏荷重が印加された状態で試験を行った。
　実験３：回転トルク試験
　試料Ｎｏ．１～４について、縦型トルク試験機を用いたトルク測定試験を行った。試験条件としては、試験荷重：Ｆａ＝７０００Ｎ、潤滑油：タービン油５６、潤滑方式：油浴潤滑、回転数：５０００ｒｐｍ、という条件を用いた。
　＜結果＞
　実験１：寿命試験
　試料Ｎｏ．４が最も良好な結果を示し、長寿命であると考えられた。試料Ｎｏ．２および試料Ｎｏ．３は、試料Ｎｏ．４の結果には及ばないものの、良好な結果を示し、十分実用に耐え得ると判断された。一方、試料Ｎｏ．１については、最も短い寿命を示す結果となった。
　実験２：偏荷重時の寿命試験
　試料Ｎｏ．４および試料Ｎｏ．３が最も良好な結果を示し、長寿命であると考えられた。次に、試料Ｎｏ．１が試料Ｎｏ．４および試料Ｎｏ．３には及ばないものの、比較的良好な結果を示した。一方、試料Ｎｏ．２は上記実験１の時の結果より悪い結果を示し、偏荷重条件により短寿命化したものと考えられる。
　実験３：回転トルク試験
　試料Ｎｏ．１、試料Ｎｏ．３、試料Ｎｏ．４が十分小さな回転トルクを示し良好な結果となった。一方、試料Ｎｏ．２は回転トルクが他の試料より大きくなっていた。
　以上の結果から、総合的に試料Ｎｏ．４がいずれの試験においても良好な結果を示し、総合的に最も優れた結果となった。また、試料Ｎｏ．３も、試料Ｎｏ．１および試料Ｎｏ．２と比べて良好な結果を示した。
 （実験例２）
　＜試料＞
　上記の実験例１における試料Ｎｏ．４を用いた。
　＜実験内容＞
　表面から０．０５ｍｍの深さ位置での窒素濃度測定：
　試料Ｎｏ．４について、窒素濃度の測定と窒素富化層の深さ測定を実施した。測定方法としては、以下のような方法を用いた。すなわち、図６３に示した第１～第３測定点において、中心線と垂直な方向に試料としての円錐ころを切断することで切断面を露出させる。当該切断面において、試料の表面から内部に向かって０．０５ｍｍの位置となる複数の測定位置にて、上記ＥＰＭＡにより窒素濃度について分析を行う。第１～第３測定点における断面のそれぞれにて、上記測定位置を５か所決定し、当該５か所での測定データの平均値を各測定点での窒素濃度とした。
　窒素富化層の底部までの距離の測定：
　５００℃×１ｈの焼き戻し処理後の円錐ころの上記第１～第３測定点での断面において、深さ方向に０．５ｍｍ間隔で並ぶ複数の測定点で硬度測定を実施した。そして、ビッカース硬さがＨＶ４５０以上の領域を窒素富化層とし、当該硬度がＨＶ４５０となった位置の深さを窒素富化層の底部とした。
　＜結果＞
　表面から０．０５ｍｍの深さ位置での窒素濃度測定：
　第１測定点については、窒素濃度が０．２質量％となり、第２測定点については窒素濃度が０．２５質量％となり、第３測定点については窒素濃度が０．３質量％となった。いずれの測定点でも、測定結果は本願発明の範囲に入るものとなった。
　窒素富化層の底部までの距離の測定：
　第１測定点については、窒素富化層の底部までの距離が０．３ｍｍとなり、第２測定点については当該距離が０．３５ｍｍとなり、第３測定点については当該距離が０．３ｍｍとなった。いずれの測定点でも、測定結果は本願発明の範囲に入るものとなった。
　（実験例３）
　＜実施例試料＞
　図６８に示した、円錐ころの大端面の曲率半径Ｒが、Ｒ／ＲBASE＝０．７５以上０．８７以下の範囲に入り、内輪の大鍔面の表面粗さＲa　が０．１２μｍで、小鍔面が円錐ころの小端面と平行な研削加工面で形成され、第１隙間が０．４ｍｍ以下の寸法規制範囲内に入れられた円錐ころ軸受（表１１中の試料Ｎｏ．５～８）を用意した。軸受の寸法は、いずれも内径４０ｍｍ、外径６８ｍｍである。
　＜比較例試料＞
　Ｒ／ＲBASEの値が本願の範囲を外れ、かつ内輪の小鍔面が円錐ころの小端面に対して外側に傾斜し、第１隙間が０．４ｍｍを越える円錐ころ軸受（表１１中の試料Ｎｏ．９～１１）を用意した。各軸受の寸法は実施例と同じである。
　上記実施例および比較例の円錐ころ軸受に対して、回転試験機を用いた耐焼付き試験を実施した。また、試料Ｎｏ．６と試料Ｎｏ．１０の円錐ころ軸受に対しては、馴らし運転試験も行った。馴らし運転試験のサンプル数は、試料Ｎｏ．６に対しては６６個、試料Ｎｏ．１０に対しては１０個とした。耐焼付き試験の試験条件は以下の通りである。負荷荷重：１９．６１ｋＮ回転数　：１０００～３５００ｒｐｍ潤滑油　：タービンＶＧ５６（給油量４０ミリリットル／分、給油温度４０℃±３℃）。
　各試験結果を表１１に示す。耐焼付き試験における焼付きは、内輪の大鍔面と円錐ころの大端面の間で生じたものである。
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　実施例の円錐ころ軸受は、いずれも耐焼付き試験における焼付き発生の限界回転数が２７００ｒｐｍ以上になっており、内輪大鍔面と円錐ころ大端面間の摩擦抵抗が少ないことがわかる。一方、比較例の円錐ころ軸受は、焼付き発生の限界回転数が２５００ｒｐｍ以下になっており、デファレンシャル等の通常の使用条件下で問題となることがある。大鍔面の表面粗さＲaが粗い試料１１は、同じ曲率半径Ｒの試料Ｎｏ．１０よりも低い焼付き発生限界回転数を示している。
　また、馴らし運転試験の結果は、比較例では円錐ころが正規の位置に落ち着くまでの回転回数の平均値が６回であるのに対して、実施例では約半分の２．９６回になっている。実施例は回転回数のばらつきの標準偏差も小さくなっており、馴らし運転時間を安定して短縮できることがわかる。
　以上のように、この発明の円錐ころ軸受は、円錐ころの大端面の曲率半径Ｒを、Ｒ／ＲBASE＝０．７５以上０．８７以下の範囲の値とするとともに、内輪の小鍔面を円錐ころの小端面と平行な面で形成したので、内輪大鍔面と円錐ころ大端面間での辷り摩擦によるトルクロスと発熱を低減して焼付きの発生を防止でき、かつ馴らし運転時間を短縮して軸受取り付け作業を効率化することができる。また、車両用歯車軸支持装置の耐久性を向上させることができる。
　さらに、実施の形態４に係る円錐ころ軸受２０１０では、保持器２０１４は、円錐ころ２０１２の小径端面側で連なる小環状部２１０６と、円錐ころ２０１２の大径端面側で連なる大環状部２１０７と、これらの環状部を連結する複数の柱部２１０８とを含む。ポケット２１０９が、円錐ころ２０１２の小径側を収納する部分が狭幅側となり、かつ大径側を収納する部分が広幅側となる台形状に形成されている。保持器２０１４のポケット２１０９の狭幅側の柱部に切欠きを小環状部２１０６と柱部との境界から大環状部２１０７の方へ幅をもたせて設けたことにより、保持器２０１４の内径側から内輪側へ流入する潤滑油が切欠きから外径側の外輪側へ速やかに逃げるようにし、小環状部２１０６のポケット２１０９側の縁を、ポケット２１０９の狭幅側の底辺部分が柱部まで延びた形状としている。
　潤滑油が外部から流入する部位に使用される円錐ころ軸受には、保持器のポケットに切欠きを設けて、保持器の外径側と内径側とに分かれて流入する潤滑油がこの切欠きを通過するようにし、軸受内部での潤滑油の流通を向上させるようにしたものがある。しかし、潤滑油が保持器の外径側と内径側とに分かれて軸受内部へ流入する円錐ころ軸受では、保持器の内径側から内輪側へ流入する潤滑油の割合が多くなると、トルク損失が大きくなることが分かった。この理由は、以下のように考えられる。
　すなわち、保持器の外径側から外輪側へ流入する潤滑油は、外輪の内径面には障害物がないので、その軌道面に沿って円錐ころの大径側へスムーズに通過して軸受内部から流出するが、保持器の内径側から内輪側へ流入する潤滑油は、内輪の外径面には大鍔があるので、その軌道面に沿って円錐ころの大径側へ通過したときに大鍔で堰き止められ、軸受内部に滞留しやすくなる。このため、保持器の内径側から内輪側へ流入する潤滑油の割合が多くなると、軸受内部に滞留する潤滑油の量が多くなり、この滞留する潤滑油が軸受回転に対する流動抵抗となってトルク損失が増大するものと考えられる。
　そこで、実施の形態４に係る円錐ころ軸受２０１０では、保持器の台形状ポケットの狭幅側の柱部に切欠きを設けることにより、保持器の内径側から内輪側へ流入する潤滑油を、円錐ころの小径側を収納するポケットの狭幅側で切欠きから外輪側へ速やかに逃がし、内輪の軌道面に沿って大鍔まで到る潤滑油の量を少なくして、軸受内部に滞留する潤滑油の量を減らし、潤滑油の流動抵抗によるトルク損失を低減できるようにした。
　（実施の形態５）
　図７８～図８０を参照して、実施の形態５に係る円錐ころ軸受は、基本的に実施の形態４に係る円錐ころ軸受２０１０と同様の構成を備えるが、ころ２０１２の大端面２０１６の加工後の実曲率半径をＲprocessとしたとき、実曲率半径Ｒprocess（図８０を参照）と基準曲率半径Ｒ（図７９を参照）との比率Ｒprocess/Ｒが０．８以上であることが特定されている点で異なる。
　図７８および図７９は、研削加工が理想的に施された場合に得られる円錐ころの転動軸に沿った断面模式図である。研削加工が理想的に施された場合、得られる円錐ころの大端面は、円錐ころ２０１２の円錐角の頂点Ｏ（図６８参照）を中心とする球面の一部となる。図７８および図７９に示されるように、凸部２０１６Ａの一部を残すような研削加工が理想的に施された場合には、凸部２０１６Ａの端面を有するころ２０１２の大端面２０１６は、ころ２０１２の円錐角の頂点を中心とする１つの球面の一部となる。この場合、ころ２０１２の転動軸（自転軸）を中心とする径方向における上記凸部の内周端は上記凹部と点Ｃ２，Ｃ３を介して接続されている。上記凸部の外周端は面取り部と点Ｃ１，Ｃ４を介して接続されている。理想的な大端面では、点Ｃ１～Ｃ４は、上述のように１つの球面上に配置されている。
　一般的に、円錐ころは、円柱状のころ素形材に対し、圧造加工、クラウニング加工を含む研削加工が順に施されることにより、製造される。圧造加工により得られた成形体の大端面となるべき面の中央部には、圧造装置のパンチの形状に起因した凹部が形成されている。当該凹部の平面形状は例えば円形状である。異なる観点から言えば、圧造加工により得られた成形体の大端面となるべき面の外周部には、圧造装置のパンチに起因した凸部が形成されている。当該凸部の平面形状は例えば円環形状である。当該成形体の凸部の少なくともの一部は、その後に実施される研削加工により除去される。
　ここで、ころ２０１２の大端面２０１６の曲率半径Ｒは、図７８に示すころ２０１２の大端面２０１６が設定した理想的な球面であるときのＲ寸法である。具体的には、図７９に示すように、ころ２０１２の大端面２０１６の端部の点Ｃ１、Ｃ２、Ｃ３、Ｃ４、点Ｃ１、Ｃ２の中間点Ｐ５、Ｃ３、Ｃ４の中間点Ｐ６とした場合、点Ｃ１、Ｐ５、Ｃ２を通る曲率半径Ｒ１５２、点Ｃ３、Ｐ６、Ｃ４を通る曲率半径Ｒ３６４及び点Ｃ１、Ｐ５、Ｐ６、Ｃ４を通る曲率半径Ｃ１５６４が、Ｒ１５２＝Ｒ３６４＝Ｒ１５６４が成り立つ理想的な単一円弧曲線である。なお、点Ｃ１、Ｃ４は、凸部２０１６Ａと面取り部２０１６Ｃとの接続点であり、点Ｃ２、Ｃ３は、凸部２０１６Ａと凹部２０１６Ｂとの接続点である。ここで、Ｒ＝Ｒ１５２＝Ｒ３６４＝Ｒ１５６４が成り立つ理想的な単一円弧曲線を基準曲率半径と呼ぶ。なお、基準曲率半径Ｒは、後述のように実際の研削加工により得られた円錐ころの大端面の曲率半径として測定される実曲率半径Ｒprocessとは異なるものである。
　図８０は、実際の研削加工により得られる円錐ころの転動軸に沿った断面模式図である。図８０では、図７９に示される理想的な大端面は点線で示されている。図８０に示されるように、上記のような凹部および凸部が形成されている成形体を研削加工して、実際に得られる円錐ころの大端面は、円錐ころの円錐角の頂点を中心とする１つの球面の一部とならない。実際に得られる円錐ころの上記凸部の点Ｃ１～Ｃ４は、図７９に示される上記凸部と比べて、各点Ｃ１～Ｃ４がだれた形状を有している。すなわち、図８０に示される点Ｃ１，Ｃ４は、図７９に示される点Ｃ１，Ｃ４と比べて、転動軸の中心に対する径方向において外周側に配置されているとともに、転動軸の延在方向において内側に配置されている（大端面２０１６全体のＲ１５６４に対する片側のＲ１５２が同一ではなく、小さくできてしまう）。図８０に示される点Ｃ２，Ｃ３は、図７９に示される点Ｃ２，Ｃ３と比べて、転動軸の中心に対する径方向において内周側に配置されているとともに、転動軸の延在方向において内側に配置されている（大端面２０１６全体のＲ１５６４に対する片側のＲ３６４が同一ではなく、小さくできてしまう）。なお、図８０に示される中間点Ｐ５，Ｐ６は、例えば図７９に示される中間点Ｐ５，Ｐ６と略等しい位置に形成されている。
　図８０に示されるように、研削加工により実際に形成される大端面では、頂点Ｃ１および頂点Ｃ２が１つの球面上に配置されており、かつ頂点Ｃ３および頂点Ｃ４が他の１つの球面上に配置されている。一般的な研削加工によっては、一方の凸部上に形成された大端面の一部が成す１つの円弧の曲率半径は、他方の凸部上に形成された大端面の一部が成す円弧の曲率半径と、同等程度となる。すなわち、図８０に示されるころ２０１２の大端面２０１６の加工後の一方側のＲ１５２は、他方側のＲ３６４に略等しい。ここで、ころ２０１２の大端面２０１６の加工後の片側のＲ１５２、Ｒ３６４を実曲率半径Ｒprocessと呼ぶ。上記実曲率半径Ｒprocessは上記基準曲率半径Ｒ以下となる。
　本実施の形態に係る円錐ころ軸受の円錐ころは、上記基準曲率半径Ｒに対する上記実曲率半径Ｒprocessの比率Ｒprocess/Ｒが０．８以上である。
　なお、図８０に示されるように、研削加工により実際に形成される大端面において、頂点Ｃ１，中間点Ｐ５、中間点Ｐ６、および頂点Ｃ４を通る仮想円弧の曲率半径Ｒvirtual（以下、仮想曲率半径という）は、上記基準曲率半径Ｒ以下となる。つまり、本実施の形態に係る円錐ころ軸受の円錐ころは、当該仮想曲率半径Ｒvirtualに対する上記実曲率半径Ｒprocessの比率Ｒprocess/Ｒvirtualが０．８以上である。
　上記実曲率半径Ｒprocessおよび上記仮想曲率半径Ｒvirtualは、研削加工により実際に形成された円錐ころに対して任意の方法により測定され得るが、例えば表面粗さ測定器（例えばミツトヨ製表面粗さ測定器サーフテストＳＶ‐１００）を用いて測定され得る。表面粗さ測定器を用いた場合には、まず転動軸を中心とする径方向に沿って測定軸を設定し、大端面の表面形状を測定する。得られた大端面プロファイルに、上記頂点Ｃ１～Ｃ４および中間点Ｐ５およびＰ６をプロットする。上記実曲率半径Ｒprocessは、プロットされた頂点Ｃ１、中間点Ｐ５および頂点Ｃ２を通る円弧の曲率半径として算出される。上記仮想曲率半径Ｒvirtualは、プロットされた頂点Ｃ１、中間点Ｐ５，Ｐ６および頂点Ｃ４を通る円弧の曲率半径として算出される。
　一方で、基準曲率半径Ｒは、実際の研削加工により得られた円錐ころの各寸法等から、例えばＪＩＳ規格等の工業規格に基づいて見積もられる。
　好ましくは、大端面の表面粗さＲａは０．１０μｍ以下である。好ましくは、大鍔面の表面粗さＲａが０．０６３μｍ以下である。
　好ましくは、図８１および図８２に示されるように、転動軸の延在方向におけるころの転動面の幅Ｌに対する、内輪および外輪２０１１の軌道面２０１１Ａ，２０１３Ａと転動面との当たり位置の当該延在方向における転動面の中点からのずれ量αの比率α／Ｌが０％以上２０％未満である。さらに、該比率α／Ｌが０％超えであるときの当該当たり位置が転動軸の延在方向における転動面の中央位置または該中央位置よりも大端面側にある。
　比率α／Ｌが０％超えとなる構成は、図８１に示されるように、ころの転動面に形成されたのクラウニング、および内輪および外輪２０１１の軌道面２０１１Ａ，２０１３Ａに形成されたクラウニングの各頂点の位置を相対的にずらすことにより、実現され得る。
　また、比率α／Ｌが０％超えとなる構成は、図８２に示されるように、内輪の軌道面２０１３Ａが内輪の軸方向に対して成す角度と、外輪２０１１の軌道面２０１１Ａが外輪２０１１の軸方向に対して成す角度とを相対的に変えることより、実現され得る。具体的には、図８２中に点線で示される上記当たり位置のずれ量αがゼロである場合と比べて、内輪の軌道面２０１３Ａが内輪の軸方向に対して成す角度を大きくする、および外輪２０１１の軌道面２０１１Ａが外輪２０１１の軸方向に対して成す角度を小さくする、の少なくともいずれかの方法により、比率α／Ｌが０％超えとなる構成は実現され得る。
　＜作用効果＞
　本実施の形態５に係る円錐ころ軸受は、実施の形態４に係る円錐ころ軸受２０１０と基本的に同等の構成を備えているため、実施の形態４に係る円錐ころ軸受２０１０と同様の効果を奏することができる。
　さらに、本実施の形態５に係る円錐ころ軸受は、上記基準曲率半径Ｒに対する上記実曲率半径Ｒprocessの比率Ｒprocess/Ｒが０．８以上である。本発明者らは、当該比率Ｒprocess/Ｒが０．８以上である円錐ころ軸受は、Ｒprocess/Ｒが０．８未満である円錐ころ軸受と比べて、耐焼き付き性を向上できることを確認した。
　円錘ころ軸受ではころの大端面と内輪の大鍔面とがすべり接触することで、一定のアキシアル荷重を受けることができる。すべり接触であるために、大端面と大鍔面との間の潤滑環境が不十分になると、大端面と大鍔面との間の接触面圧が増加して金属接触が生じる。その結果、発熱により焼き付きが生じ、最終的には軸受ロックに至る。
　また、上記円錐ころ軸受のように、円錐ころの転動面にクラウニングが形成されている場合、ころの転動面と内外輪の軌道面２０１１Ａ，２０１３Ａとの間の接触面圧の増加を抑制することができるが、スキューが生じるという問題がある。スキューが生じると、大端面と大鍔面との間に印加される接線力が増大し、摩擦トルクが増加する。また、スキュー角が増大すると、大端面と大鍔面とはいわゆるエッジ当たりとなるため、両面間で金属接触が生じ、発熱により焼き付きが生じる。
　そのため、上記円錐ころ軸受の耐焼き付き性をさらに向上するためには、ころの大端面と内輪の大鍔面との接点での摩擦による回転トルクの増大を抑制しかつ発熱を低減する必要がある。
　ころの大端面と内輪の大鍔面の金属接触を抑制して発熱を低減するためには、両面間に十分な油膜厚さを確保する必要がある。
　上述のように、上記円錐ころの円錐角の頂点から内輪の大鍔面までの距離ＲBASEに対する円錐ころの大端面の基準曲率半径Ｒの比率Ｒ／ＲBASEの値が０．７５以上０．８７以下であるため、図７１および図７２に基づいて油膜厚さｔを厚く、最大ヘルツ応力ｐを小さくすることができ、大端面と大鍔面との間のすべり摩擦によるトルクロスと発熱を低減することができる。
　さらに、実施の形態５に係る円錐ころ軸受は、比率Ｒprocess/Ｒが０．８以上であるため、比率Ｒprocess/Ｒが０．８未満である円錐ころ軸受と比べて、大端面と大鍔面との接触面圧を低減することができ、かつスキュー角の増加を抑制することができる。その結果、大端面と大鍔面との間の接触面圧の増加を抑制することができ、両面間に十分な油膜厚さを確保することができる。このことは、以下の計算結果から確認されている。
　表１２に、比率Ｒprocess/Ｒが１であるときの大端面と大鍔面との間の接触面圧ｐ０、スキュー角θ０、油膜パラメータΛ０に対する、比率Ｒprocess/Ｒを変化させたときの接触面圧ｐ、スキュー角θ、油膜パラメータΛの各比率の計算結果を示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000016
　表１２に示されるように、比率Ｒprocess／Ｒが０．７以下であると、大端面と大鍔面との間の接触面圧比ｐ／ｐ０が１．６以上、スキュー角比θ／θ０が３以上となり、かつ油膜パラメータの比率Λ／Λ０が０．５以下となる。このような円錐ころ軸受が例えば油膜パラメータΛが２未満であるような潤滑状態が良好でない環境下で使用された場合、油膜パラメータΛは１未満となり、大端面と大鍔面との接触状態は金属接触が生じる境界潤滑領域となる。これに対し、比率Ｒprocess/Ｒが０．８以上であると、接触面圧比ｐ／ｐ０が１．４以下、スキュー角比θ／θ０が１．５以下となり、油膜パラメータの比率Λ／Λ０が０．８以上となる。よって、比率Ｒprocess/Ｒが０．８以上である円錐ころ軸受が、比率Ｒprocess/Ｒが０．８未満である円錐ころ軸受と比べて大端面と大鍔面との間の油膜厚さを確保することができることは、上記計算結果により確認された。
　好ましくは、実施の形態５に係る円錐ころ軸受では、大端面の表面粗さＲａが０．１０μｍ以下であり、かつ大鍔面の表面粗さＲａが０．０６３μｍ以下である。このようにすれば、ころの大端面と内輪の大鍔面間により十分な油膜厚さを確保することができる。具体的には、大端面の表面粗さＲａおよび大鍔面の表面粗さＲａ大鍔面の表面粗さＲａを上記数値範囲内とした場合、各表面粗さが上記数値範囲外とした場合と比べて、「弾性流体潤滑理論により求まる油膜厚さｈと、大端面および大鍔面の二乗平均粗さの合成粗さσとの比」で定義される油膜パラメータΛ（＝ｈ／σ）を高めることができる。そのため、大端面と大鍔面との間に十分な油膜厚さを確保することができる。
　好ましくは、実施の形態５に係る円錐ころ軸受では、転動軸の延在方向におけるころの転動面の幅Ｌに対する外輪２０１１の軌道面２０１１Ａ，内輪２０１３の軌道面２０１３Ａと転動面２０１２Ａとの当たり位置の上記延在方向における転動面の中点からのずれ量αの比率α／Ｌが、０％以上２０％未満であり、かつ、当該当たり位置が、転動軸の延在方向における転動面の中央位置または該中央位置よりも大端面側にある。本発明者らは、上記比率α／Ｌが０％以上２０％未満であり、かつ、該比率α／Ｌが０％超えであるときの当該当たり位置が転動軸の延在方向における転動面の中央位置または該中央位置よりも大端面側にあることにより、該比率α／Ｌが０％超えであるときの当該当たり位置が転動軸の延在方向における転動面の中央位置または該中央位置よりも小端面側にある場合と比べて、スキュー角を低減し、回転トルクの増大を抑制し得ることを確認した。
　表１３に、上記ずれ量αが０であるとき、すなわち内輪および外輪２０１１の軌道面２０１１Ａ，２０１３Ａと転動面との当たり位置が転動軸の延在方向における転動面の中点に位置しているときのスキュー角θ０、回転トルクＭ０に対する、ずれ量αを変化させたときのスキュー角θ、回転トルクＭの各比率の計算結果を示す。なお、表１３において、上記当たり位置が上記中点よりも小端面側にずれているときのずれ量を負の値で示す。回転トルク比Ｍ／Ｍ０が１．１以下であるものを良（表１３中Ａ）と評価し、回転トルク比Ｍ／Ｍ０が１．１超えであるものを不良（表１３中Ｂ）と評価した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000017
　表１３に示されるように、上記当たり位置が上記中点よりも小端面側に比較的大きくずれているとき、すなわちずれ量αが－５％未満であるときには、スキュー角比θ／θ０が２以上と大きく、ずれ量のわずかな増加が回転トルクの大幅な増加を引き起こす。
　これに対し、上記当たり位置が上記中点よりも小端面側に比較的小さくずれているとき、すなわちずれ量αが－５％以上０％未満であるときには、ずれ量αが－５％未満であるときと比べて、スキュー角比θ／θ０が小さく、ずれ量の増加に対する回転トルクの増加率が小さい。
　さらに、上記ずれ量αが０％以上２０％以下であれば、スキュー角比θ／θ０が１以下となり、またずれ量のわずかな増加が回転トルクの大幅な増加を引き起こさない。
　なお、表１３には記していないか、上記ずれ量αが２０％超えであれば、ピーリング等他の不具合が引き起こされる程度に高い回転トルクとなるため、好ましくない。よって、上記比率α／Ｌが０％以上２０％未満であり、かつ、該比率α／Ｌが０％超えであるときの当該当たり位置が転動軸の延在方向における転動面の中央位置または該中央位置よりも大端面側にあることにより、スキュー角を低減し得ることは、上記計算結果により確認された。
　（実施の形態６）
　実施の形態６に係る円錐ころ軸受は、基本的に実施の形態４に係る円錐ころ軸受２０１０と同様の構成を備えるが、ころ転動面のクラウニング形成部分において内輪軌道面２０１３Ａに非接触である非接触部クラウニング部分２０２８の母線の曲率Ｒ８が、内輪軌道面２０１３Ａに接触する接触部クラウニング部分２０２７の母線の曲率Ｒ７よりも小さく設定している点で異なる。
　実施の形態６に係る円錐ころ軸受は、図６１に示すように、内輪２０１３と、外輪２０１１と、これら内外輪間に介在する複数個のころ２０１２とを備えている。内輪２０１３の外周には内輪軌道面２０１３Ａが形成され、この内輪軌道面２０１３Ａの大径側および小径側に大つば部２０４１および小つば部２０４２をそれぞれ有する。内輪軌道面２０１３Ａと大つば部２０４１とが交わる隅部には、研削逃げ部２０４３が形成され、内輪軌道面２０１３Ａと小つば部２０４２との隅部には、研削逃げ部２０４４が形成されている。上記内輪軌道面２０１３Ａは、内輪軸方向に延びる母線が直線となっている。外輪２０１１の内周には、内輪軌道面２０１３Ａに対向する外輪軌道面２０１１Ａが形成され、鍔無しとされ、外輪軌道面２０１１Ａは外輪軸方向に延びる母線が直線となっている。
　図６１、図８３、図８４に示すように、ころ２０１２の外周のころ転動面にはクラウニングを形成し、ころ２０１２の両端には面取り部２０２１、２０２５が施されている。ころ転動面のクラウニング形成部分を、接触部クラウニング部分２０２７と、非接触部クラウニング部分２０２８とに形成している。これらのうち接触部クラウニング部分２０２７は、内輪軌道面２０１３Ａの軸方向範囲にあって内輪軌道面２０１３Ａに接する。非接触部クラウニング部分２０２８は、内輪軌道面２０１３Ａの軸方向範囲から外れて内輪軌道面２０１３Ａに非接触となる。
　これら接触部クラウニング部分２０２７と非接触部クラウニング部分２０２８は、ころ軸方向に延びる母線が、互いに異なる関数で表されかつ互いに接続点Ｐ１で滑らかに連続する線である。上記接続点Ｐ１の近傍において、非接触部クラウニング部分２０２８の母線の曲率Ｒ８を、接触部クラウニング部分２０２７の母線の曲率Ｒ７よりも小さく設定している。
　ところで、円錐ころ軸受においては、内輪２０１３側の接触部と外輪２０１１側の接触部とでは、内輪２０１３側の方が周方向の等価半径が小さいから面圧が高くなる。したがって、クラウニングの設計においては、内輪２０１３側の接触について検討すればよい。
　円錐ころ軸受、呼び番号３０３１６に基本動定格荷重の３５％のラジアル荷重が作用し、ミスアライメントが１／６００である場合について検討する。このとき、ミスアライメントは、ころ２０１２の小径側でなく大径側で面圧が高くなる方向に傾くとする。上記基本動定格荷重とは、内輪２０１３を回転させ外輪２０１１を静止させた条件で、一群の同じ軸受を個々に運転したとき、低格寿命が１００万回転になるような、方向と大きさが変動しない荷重をいう。上記ミスアライメントは、外輪２０１１を嵌合した図示外のハウジングと、内輪２０１３を嵌合した軸との心ずれであり、傾き量として上記のような分数にて表記する。
　上記接触部クラウニング部分２０２７の母線は、上記式（１）で表される対数クラウニングの対数曲線により形成されている。
　クラウニングの加工精度を確保するためには、ころ２０１２の外周に、ころ全長Ｌ１の１／２以上のストレート部分が存在することが望ましい。そこで、ころ全長Ｌ１の１／２をストレート部分とし、ころ軸方向中央を基準として、小径側の部分と大径側の部分とで対称のクラウニングであるとすれば、対数クラウニング式（１）中の設計パラメータのうち、K2は固定され、K1とzmが設計の対象となる。
　ところで、後述の数理的最適化手法を用いてクラウニングを最適化すると、本条件では、図８５の「対数」のようなクラウニングとなる。このとき、ころ２０１２のクラウニングの最大ドロップ量は６９μｍである。ところが、図８５中のＧの領域は、図８３の内輪２０１３の研削逃げ部２０４３、２０４４と相対するＥの領域であり内輪２０１３とは接触しない。このため、ころ２０１２の上記Ｇの領域は、対数クラウニングである必要はなく、直線もしくは円弧あるいはその他の関数としても差し支えない。ころ２０１２の上記Ｇの領域が直線、円弧、その他の関数であっても、ころ全体が対数クラウニングの場合と同一の面圧分布となり、機能上何ら遜色はない。
　対数クラウニングの数理的最適化手法について説明する。
　対数クラウニングを表す関数式（１）中のK1，zmを適切に選択することによって，最適な対数クラウニングを設計することができる。
　クラウニングは一般的に接触部の面圧もしくは応力の最大値を低下させるように設計する。ここでは，転動疲労寿命はMisesの降伏条件にしたがって発生すると考え，Misesの相当応力の最大値を最小にするようにK1，zmを選択する。
　K1，zmは適当な数理的最適化手法を用いて選択することが可能である。数理的最適化手法のアルゴリズムには種々のものが提案されているが、その一つである直接探索法は、関数の微係数を使用せずに最適化を実行することが可能であり、目的関数と変数が数式によって直接的に表現できない場合に有用である。ここでは，直接探索法の一つであるRosenbrock法を用いてK1，zmの最適値を求める。
　円錐ころ軸受、呼び番号３０３１６に基本動定格荷重の３５％のラジアル荷重が作用し、ミスアライメントが１／６００である場合では、Misesの相当応力の最大値sMises_maxと対数クラウニングパラメータK1，zmは図８６のような関係にある。K1，zmに適当な初期値を与え，Rosenbrok法の規則にしたがってK1，zmを修正していくと，図８６中の最適値の組合せに到達し，sMises_maxは最小となる。
　ころ２０１２と内輪２０１３との接触を考える限りにおいては、図８５におけるＧの領域のクラウニングは、どのような形状でもよいが、外輪２０１１との接触や加工時の砥石の成形性を考慮すれば、対数クラウニング部との接続点Ｐ１において、対数クラウニング部の勾配より小さな勾配となることは望ましくない。Ｇの領域のクラウニングについて、対数クラウニング部の勾配より大きな勾配を与えることは、ドロップ量が大きくなるため、これも望ましくない。すなわち、Ｇの領域のクラウニングと対数クラウニングは、その接続点Ｐ１で勾配が一致して滑らかに繋がるように設計されることが望ましい。図８５において、ころ２０１２のＧの領域のクラウニングを、直線とした場合を点線にて例示し、円弧とした場合を太実線にて例示する。Ｇの領域のクラウニングを直線とした場合、ころ２０１２のクラウニングのドロップ量Ｄｐは例えば３６μｍとなる。Ｇの領域のクラウニングを円弧とした場合、ころ２０１２のクラウニングのドロップ量Ｄｐは例えば４０μｍとなる。
　以上説明した円錐ころ軸受によると、ころ２０１２の外周のころ転動面にクラウニングを形成したため、内輪軌道面２０１３Ａのみにクラウニングを形成する場合よりも、ころ転動面に砥石を必要十分に作用させ得る。よって転動面に対する加工不良を未然に防止できる。ころ転動面に形成したクラウニングにより、面圧や接触部の応力を低減し円錐ころ軸受の長寿命化を図ることができる。さらに、接触部クラウニング部分２０２７と、非接触部クラウニング部分２０２８との接続点Ｐ１の近傍において、非接触部クラウニング部分２０２８の母線の曲率Ｒ8が、接触部クラウニング部分２０２７の母線の曲率Ｒ７よりも小さいため、ころ２０１２の両端部のドロップ量Ｄｐの低減を図ることができる。したがって、例えば従来の単一円弧クラウニングのものより研削量を抑え、ころ２０１２の加工効率の向上を図り、製造コストの低減を図ることができる。
　非接触部クラウニング部分２０２８の母線は、大径側の部分および小径側の部分のいずれか一方または両方が円弧であってもよい。この場合、ころ転動面全体の母線を例えば対数曲線で表すものより、ドロップ量Ｄｐの低減を図ることができる。したがって、研削量の低減を図れる。図８７に示すように、上記非接触部クラウニング部分２０２８の母線は、大径側の部分および小径側の部分のいずれか一方または両方が直線であってもよい（図８７の例では大径側の部分のみ直線）。この場合、非接触部クラウニング部分２０２８の母線を円弧とする場合よりもさらにドロップ量Ｄｐの低減を図ることができる。
　接触部クラウニング部分２０２７の母線の一部または全部が対数クラウニングで表されてもよい。この対数クラウニングで表される接触部クラウニング部分２０２７により、面圧や接触部の応力を低減し円錐ころ軸受の長寿命化を図ることができる。図８８に示すように、接触部クラウニング部分２０２７の母線が、ころ軸方向に沿って平坦に形成されたストレート部分２０２７Ａと、対数クラウニングの対数曲線で形成された部分２０２７Ｂとによって表されてもよい。
　この発明の他の実施形態として、円錐ころ軸受において、クラウニングを、ころ２０１２に設けると共に内輪２０１３にも設けてもよい。この場合、ころ２０１２のドロップ量と内輪２０１３のドロップ量との和が、上記の最適化されたドロップ量と等しくなるようにする。これらクラウニングにより、面圧や接触部の応力を低減し円錐ころ軸受の長寿命化を図ることができる。さらに、従来の単一円弧クラウニングのものより研削量を抑え、ころ２０１２の加工効率の向上を図り、製造コストの低減を図ることができる。
　（作用効果）
　この発明の円錐ころ軸受は、内外輪およびころを含む円錐ころ軸受であって、少なくともころの外周のころ転動面にクラウニングを形成し、ころ転動面のクラウニング形成部分を、内輪軌道面の軸方向範囲にあって内輪軌道面に接する接触部クラウニング部分と、内輪軌道面の軸方向範囲から外れて内輪軌道面に非接触となる非接触部クラウニング部分とに形成し、これら接触部クラウニング部分と非接触部クラウニング部分は、ころ軸方向に延びる母線が、互いに異なる関数で表されかつ互いに接続点で滑らかに連続する線であり、上記接続点の近傍において、非接触部クラウニング部分の母線の曲率が、接触部クラウニング部分の母線の曲率よりも小さいことを特徴とする。
　上記「滑らかに連続する」とは、角を生じずに連続することであり、理想的には、接触部クラウニング部分の母線と、非接触部クラウニング部分の母線とが、互いの連続点において、共通の接線を持つように続くことで、すなわち上記母線が上記連続点で連続的微分可能な関数であることである。
　この構成によると、ころの外周のころ転動面にクラウニングを形成したため、内輪軌道面のみにクラウニングを形成する場合よりも、ころ転動面に砥石を必要十分に作用させ得る。よって転動面に対する加工不良を未然に防止できる。ころ転動面に形成したクラウニングにより、面圧や接触部の応力を低減し円錐ころ軸受の長寿命化を図ることができる。さらに、接触部クラウニング部分と、非接触部クラウニング部分との接続点の近傍において、非接触部クラウニング部分の母線の曲率が、接触部クラウニング部分の母線の曲率よりも小さいため、ころの両端部のドロップ量の低減を図ることができる。したがって、例えば従来の単一円弧クラウニングのものより研削量を抑え、ころの加工効率の向上を図り、製造コストの低減を図ることができる。
　上記非接触部クラウニング部分の母線は、大径側の部分および小径側の部分のいずれか一方または両方が円弧であってもよい。この場合、ころ転動面全体の母線を例えば対数曲線で表すものより、ドロップ量の低減を図ることができる。したがって、研削量の低減を図れる。
　上記非接触部クラウニング部分の母線は、大径側の部分および小径側の部分のいずれか一方または両方が直線であってもよい。この場合、非接触部クラウニング部分の母線を円弧とする場合よりもさらにドロップ量の低減を図ることができる。
　上記接触部クラウニング部分の母線の一部または全部が対数クラウニングで表されてもよい。この対数クラウニングで表される接触部クラウニング部分により、面圧や接触部の応力を低減し円錐ころ軸受の長寿命化を図ることができる。
　上記接触部クラウニング部分の母線が、ころ軸方向に沿って平坦に形成されたストレート部分と、対数クラウニングの対数曲線で形成された部分とによって表されてもよい。
　上記非接触部クラウニング部分の母線のうち、対数クラウニングの対数曲線で形成された部分との接続部を、同対数曲線の勾配と一致させてもよい。この場合、接触部クラウニング部分の母線と非接触部クラウニング部分の母線とを、接続点でより滑らかに連続させ得る。
　上記接触部クラウニング部分の母線を、上記式（１）で表される対数クラウニングの対数曲線により形成してもよい。
　上記式（１）のうち、少なくともK1，zmについて数理的最適化手法を利用して最適設計してもよい。
　内輪軌道面にクラウニングが施されており、この内輪軌道面のクラウニングのドロップ量と、ころの外周のクラウニングのドロップ量との和が所定の値となるものであってもよい。
　この発明の円錐ころ軸受の設計方法は、内外輪およびころを含む円錐ころ軸受の設計方法であって、少なくともころの外周のころ転動面にクラウニングを形成し、ころ転動面のクラウニング形成部分を、内輪軌道面の軸方向範囲にあって内輪軌道面に接する接触部クラウニング部分と、内輪軌道面の軸方向範囲から外れて内輪軌道面に非接触となる非接触部クラウニング部分とに形成し、これら接触部クラウニング部分と非接触部クラウニング部分は、ころ軸方向に延びる母線が、互いに異なる関数で表されかつ互いに接続点で滑らかに連続する線とし、上記接触部クラウニング部分の母線を、上記式（１）で表される対数クラウニングの対数曲線により形成し、上記接続点の近傍において、非接触部クラウニング部分の母線の曲率を、接触部クラウニング部分の母線の曲率よりも小さく設計することを特徴とする。
　この発明の設計方法により、面圧や接触部の応力を低減し長寿命化を図れる円錐ころ軸受を簡単に設計し得る。また、ころのドロップ量の低減を図り、製造コストの低減を図れる円錐ころ軸受を設計可能である。
　（実施の形態７）
　実施の形態７に係る円錐ころ軸受は、実施の形態４に係る円錐ころ軸受２０１０と基本的に同様の構成を備えるが、保持器２０１４の切欠きの構成が異なっている。
　図８９に示されるように、ポケット２１０９の狭幅側の小環状部２１０６にも切欠き１１０ｃが設けられ、狭幅側の３つの切欠き１０ａ、１０ｃの合計面積が、広幅側の２つの切欠き１０ｂの合計面積よりも広くなっている。なお、切欠き１１０ｃは深さ１．０ｍｍ、幅５．７ｍｍとされている。
　図９０に示した変形例は、狭幅側の柱部２１０８の各切欠き１０ａの深さが１．５ｍｍと広幅側の柱部２１０８の各切欠き１０ｂよりも深く形成され、狭幅側の各切欠き１０ａの合計面積が、広幅側の各切欠き１０ｂの合計面積よりも広くなっている。
　保持器２０１４の小環状部２１０６の軸方向外側には、図６１に示したように、内輪２０１３の小つば部２０４２の外径面に対向させた径方向内向きの鍔が設けられ、後の図９２に示すように、この対向させた小環状部２１０６の鍔の内径面と内輪２０１３の小つば部２０４２の外径面との第２隙間δは、小つば部２０４２の外径寸法の２．０％以下に狭く設定されている。
　上述した円錐ころ軸受２０１０が自動車のデファレンシャル又はトランスミッションに使用される。すなわち、円錐ころ軸受２０１０は、自動車用円錐ころ軸受である。図９１は、上述した円錐ころ軸受２０１０を使用した自動車のデファレンシャルを示す。このデファレンシャルは、プロペラシャフト（図示省略）に連結され、デファレンシャルケース２１２１に挿通されたドライブピニオン２１２２が、差動歯車ケース２１２３に取り付けられたリングギヤ２１２４と噛み合わされ、差動歯車ケース２１２３の内部に取り付けられたピニオンギヤ２１２５が、差動歯車ケース２１２３に左右から挿通されるドライブシャフト（図示省略）に連結されるサイドギヤ２１２６と噛み合わされて、エンジンの駆動力がプロペラシャフトから左右のドライブシャフトに伝達されるようになっている。このデファレンシャルでは、動力伝達軸であるドライブピニオン２１２２と差動歯車ケース２１２３が、それぞれ一対の円錐ころ軸受２０１０ａ、１０ｂで支持されている。
　各円錐ころ軸受２０１０ａ、１０ｂが高速で回転してその下部が油浴に漬かると、図９２に矢印で示すように、油浴の潤滑油が円錐ころ２０１２の小径側から保持器２０１４の外径側と内径側とに分かれて軸受内部へ流入し、保持器２０１４の外径側から外輪２０１１へ流入した潤滑油は、外輪２０１１の軌道面２０１１Ａに沿って円錐ころ２０１２の大径側へ通過して軸受内部から流出する。一方、保持器２０１４の内径側から内輪２０１３側へ流入する潤滑油は、保持器２０１４の小環状部２１０６（図８９参照）の鍔２０５０と内輪２０１３の小つば部２０４２との第２隙間δが狭く設定されているので、保持器２０１４の外径側から流入する潤滑油よりも遥かに少なく、かつ、この第２隙間δから流入する潤滑油の大半は、ポケット２１０９の狭幅側の柱部２１０８に設けた切欠き１０ａを通過して、保持器２０１４の外径側へ移動する。したがって、そのまま内輪２０１３の軌道面２０１３Ａに沿って大つば部２０４１まで到る潤滑油の量は非常に少なくなり、軸受内部に滞留する潤滑油の量を減らすことができる。
　本実施の形態７に係る円錐ころ軸受では、台形状ポケットの狭幅側の小環状部にも切欠きを設けることにより、保持器の内径側から内輪側へ流入する潤滑油をこの小環状部の切欠きからも外輪側へ逃がし、内輪の軌道面に沿って大鍔まで到る潤滑油の量をより少なくして、潤滑油の流動抵抗によるトルク損失をさらに低減することができる。
　台形状ポケットの広幅側の少なくとも柱部に切欠きを設けることにより、円錐ころをバランスよく柱部に摺接させることができる。
　台形状ポケットの狭幅側に設けた切欠きの合計面積を、台形状ポケットの広幅側に設けた切欠きの合計面積よりも広くすることによっても、内輪の軌道面に沿って大鍔まで到る潤滑油の量をより少なくして、潤滑油の流動抵抗によるトルク損失をさらに低減することができる。
　保持器の小環状部の軸方向外側に、内輪の小鍔の外径面に対向させた径方向内向きの鍔を設け、この対向させた小環状部の鍔の内径面と内輪の小鍔の外径面との隙間を、内輪の小鍔の外径寸法の２．０％以下とすることにより、保持器の内径側から内輪側へ流入する潤滑油の量を少なくし、潤滑油の流動抵抗によるトルク損失をより低減することができる。
　（実験例４）
　実施例として、図６７に示した保持器を用いた円錐ころ軸受（実施例１）と、図８９に示した保持器を用いた円錐ころ軸受（実施例２）を用意した。また、比較例として、ポケットに切欠きのない保持器を用いた円錐ころ軸受（比較例１）と、保持器のポケット間の柱部の中央部に切欠きを設けている円錐ころ軸受（比較例２）と、保持器のポケットの軸方向両端の小環状部と大環状部に切欠きを設けている円錐ころ軸受（比較例３）を用意した。なお、各円錐ころ軸受は、寸法が外径１００ｍｍ、内径４５ｍｍ、幅２７．２５ｍｍであり、ポケットの切欠き以外の部分は同じである。
　上記実施例と比較例の円錐ころ軸受について、縦型トルク試験機を用いたトルク測定試験を行った。試験条件は以下の通りである。
・アキシアル荷重：３００ｋｇｆ
・回転速度　：３００～２０００ｒｐｍ（１００ｒｐｍピッチ）
・潤滑条件　：油浴潤滑（潤滑油：７５Ｗ－９０）
　図９３は、上記トルク測定試験の結果を示す。図９３のグラフの縦軸は、ポケットに切欠きのない保持器を用いた比較例１のトルクに対するトルク低減率を表す。ポケットの柱部中央部に切欠きを設けた比較例２や、ポケットの小環状部と大環状部に切欠きを設けた比較例３も、トルク低減効果が認められるが、ポケットの狭幅側の柱部に切欠きを設けた実施例１は、これらの比較例よりも優れたトルク低減効果が認められ、狭幅側の小環状部にも切欠きを設け、狭幅側の切欠きの合計面積を広幅側のそれよりも広くした実施例２は、さらに優れたトルク低減効果が認められる。
　また、試験の最高回転速度である２０００ｒｐｍにおけるトルク低減率は、実施例１が９．５％、実施例２が１１．５％であり、デファレンシャルやトランスミッション等における高速回転での使用条件でも優れたトルク低減効果を得ることができる。なお、比較例２と比較例３の回転速度２０００ｒｐｍにおけるトルク低減率は、それぞれ８．０％と６．５％である。
　（実施の形態８）
　実施の形態８に係る円錐ころ軸受は、実施の形態４に係る円錐ころ軸受２０１０と基本的に同様の構成を備えるが、図６６に示される柱面２０１４ｄの窓角θが４６度以上６５度以下であることが特定されている点で、異なる。柱面２０１４ｄは、柱部２１０８において、上記切欠きが形成されていない部分のポケット２１０９に面している面である。
　下限窓角θｍｉｎを４６度以上としたのは、ころとの良好な接触状態を確保するためであり、窓角４６度未満ではころとの接触状態が悪くなる。すなわち、窓角を４６度以上とすると、保持器強度を確保した上でγ＞０．９０として、かつ、良好な接触状態を確保できるのである。また、上限窓角θｍａｘを６５度以下としたのは、これ以上大きくなると半径方向への押し付け力が大きくなり、自己潤滑性の樹脂材であっても円滑な回転が得られなくなる危険性が生じるからである。なお、窓角は、保持器が外輪から離間している典型的な保持器付き円錐ころ軸受では、大きくて約５０度である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000018
　表１４に軸受の寿命試験の結果を示す。表１４中、「軸受」欄の「試料Ｎｏ．１４」が保持器と外輪とが離れた典型的な従来の円錐ころ軸受、「試料Ｎｏ．１２」が本発明の円錐ころ軸受のうち従来品に対してころ係数γのみを０．９０超えとした円錐ころ軸受、「試料Ｎｏ．１３」がころ係数γを０．９０超えとし、かつ、窓角を４６度以上６５度以下の範囲にした本発明の円錐ころ軸受である。試験は、過酷潤滑、過大負荷条件下で行なった。表１４より明らかなように、「試料Ｎｏ．１２」は「試料Ｎｏ．１４」の２倍以上の長寿命となる。特に、近年のトランスミッション又はデファレンシャル等の自動車の動力伝達装置では、使用される潤滑油の粘度が低下しているため、円錐ころ軸受が従来に比べて過酷な潤滑環境下に置かれる傾向にある。そこで、ころ係数γが０．９０を超える範囲に設定することで、上記のような低粘度の潤滑油が使用される装置に組み込まれたとしても、円錐ころ軸受２０１０を長寿命化することができる。さらに、「試料Ｎｏ．１３」の軸受はころ係数が「試料Ｎｏ．１２」と同じ０．９６であるが、寿命時間は「試料Ｎｏ．１２」の約５倍以上にもなる。なお、「試料Ｎｏ．１４」、「試料Ｎｏ．１２」および「試料Ｎｏ．１３」の寸法はφ４５×φ８１×１６（単位ｍｍ）、ころ本数は２４本（「試料Ｎｏ．１４」）、２７本（「試料Ｎｏ．１２」、「試料Ｎｏ．１３」）、油膜パラメータΛ＝０．２である。
　＜円錐ころ軸受の適用例＞
　上記実施の形態４～５に係る円錐ころ軸受の用途の一例について説明する。上述したように、実施の形態４～５に係る円錐ころ軸受は、デファレンシャルおよびトランスミッションに好適である。ここでは、図９３に示したデファレンシャルへの適用例以外の、実施の形態４～５に係る円錐ころ軸受の他の適用例について説明する。
　図９４を参照して、マニュアルトランスミッション２１００は、常時噛合い式のマニュアルトランスミッションであって、入力シャフト２１１１と、出力シャフト２１１２と、カウンターシャフト２１１３と、ギア（歯車）２１１４ａ～２１１４ｋと、ハウジング２１１５とを備えている。
　入力シャフト２１１１は、円錐ころ軸受２０１０によりハウジング２１１５に対して回転可能に支持されている。この入力シャフト２１１１の外周にはギア２１１４ａが形成され、内周にはギア２１１４ｂが形成されている。
　一方、出力シャフト２１１２は、一方側（図中右側）において円錐ころ軸受２０１０によりハウジング２１１５に回転可能に支持されているとともに、他方側（図中左側）において転がり軸受２１２０Ａにより入力シャフト２１１１に回転可能に支持されている。この出力シャフト２１１２には、ギア２１１４ｃ～２１１４ｇが取り付けられている。
　ギア２１１４ｃおよびギア２１１４ｄはそれぞれ同一部材の外周と内周に形成されている。ギア２１１４ｃおよびギア２１１４ｄが形成される部材は、転がり軸受２１２０Ｂにより出力シャフト２１１２に対して回転可能に支持されている。ギア２１１４ｅは、出力シャフト２１１２と一体に回転するように、かつ出力シャフト２１１２の軸方向にスライド可能なように、出力シャフト２１１２に取り付けられている。
　また、ギア２１１４ｆおよびギア２１１４ｇの各々は同一部材の外周に形成されている。ギア２１１４ｆおよびギア２１１４ｇが形成されている部材は、出力シャフト２１１２と一体に回転するように、かつ出力シャフト２１１２の軸方向にスライド可能なように、出力シャフト２１１２に取り付けられている。ギア２１１４ｆおよびギア２１１４ｇが形成されている部材が図中左側にスライドした場合には、ギア２１１４ｆはギア２１１４ｂと噛合い可能であり、図中右側にスライドした場合にはギア２１１４ｇとギア２１１４ｄとが噛合い可能である。
　カウンターシャフト２１１３には、ギア２１１４ｈ～２１１４ｋが形成されている。カウンターシャフト２１１３とハウジング２１１５との間には、２つのスラストニードルころ軸受が配置され、これによってカウンターシャフト２１１３の軸方向の荷重（スラスト荷重）が支持されている。ギア２１１４ｈは、ギア２１１４ａと常時噛合っており、かつギア２１１４ｉはギア２１１４ｃと常時噛合っている。また、ギア２１１４ｊは、ギア２１１４ｅが図中左側にスライドした場合に、ギア２１１４ｅと噛合い可能である。さらに、ギア２１１４ｋは、ギア２１１４ｅが図中右側にスライドした場合に、ギア２１１４ｅと噛合い可能である。
　次に、マニュアルトランスミッション２１００の変速動作について説明する。マニュアルトランスミッション２１００においては、入力シャフト２１１１に形成されたギア２１１４ａと、カウンターシャフト２１１３に形成されたギア２１１４ｈとの噛み合わせによって、入力シャフト２１１１の回転がカウンターシャフト２１１３へ伝達される。そして、カウンターシャフト２１１３に形成されたギア２１１４ｉ～２１１４ｋと出力シャフト２１１２に取り付けられたギア２１１４ｃ、１１４ｅとの噛み合わせ等によって、カウンターシャフト２１１３の回転が出力シャフト２１１２へ伝達される。これにより、入力シャフト２１１１の回転が出力シャフト２１１２へ伝達される。
　入力シャフト２１１１の回転が出力シャフト２１１２へ伝達される際には、入力シャフト２１１１およびカウンターシャフト２１１３の間で噛合うギアと、カウンターシャフト２１１３および出力シャフト２１１２の間で噛合うギアとを変えることによって、入力シャフト２１１１の回転速度に対して出力シャフト２１１２の回転速度を段階的に変化させることができる。また、カウンターシャフト２１１３を介さずに入力シャフト２１１１のギア２１１４ｂと出力シャフト２１１２のギア２１１４ｆとを直接噛合わせることによって、入力シャフト２１１１の回転を出力シャフト２１１２へ直接伝達することもできる。
　以下に、マニュアルトランスミッション２１００の変速動作をより具体的に説明する。ギア２１１４ｆがギア２１１４ｂと噛合わず、ギア２１１４ｇがギア２１１４ｄと噛合わず、かつギア２１１４ｅがギア２１１４ｊと噛合う場合には、入力シャフト２１１１の駆動力は、ギア２１１４ａ、ギア２１１４ｈ、ギア２１１４ｊおよびギア２１１４ｅを介して出力シャフト２１１２に伝達される。これが、たとえば第１速とされる。
　ギア２１１４ｇがギア２１１４ｄと噛合い、ギア２１１４ｅがギア２１１４ｊと噛合わない場合には、入力シャフト２１１１の駆動力は、ギア２１１４ａ、ギア２１１４ｈ、ギア２１１４ｉ、ギア２１１４ｃ、ギア２１１４ｄおよびギア２１１４ｇを介して出力シャフト２１１２に伝達される。これが、たとえば第２速とされる。
　ギア２１１４ｆがギア２１１４ｂと噛合い、ギア２１１４ｅがギア２１１４ｊと噛合わない場合には、入力シャフト２１１１はギア２１１４ｂおよびギア２１１４ｆとの噛合いにより出力シャフト２１１２に直結され、入力シャフト２１１１の駆動力は直接出力シャフト２１１２に伝達される。これが、たとえば第３速とされる。
　上述のように、マニュアルトランスミッション２１００は、回転部材としての入力シャフト２１１１および出力シャフト２１１２をこれに隣接して配置されるハウジング２１１５に対して回転可能に支持するために、円錐ころ軸受２０１０を備えている。このように、上記実施の形態４および５に係る円錐ころ軸受２０１０は、マニュアルトランスミッション２１００内において使用することができる。そして、トルク損失が低減され、かつ耐焼付き性および寿命が向上した円錐ころ軸受２０１０は、転動体と軌道部材との間に高い面圧が付与されるマニュアルトランスミッション２１００内での使用に好適である。
　ところで、自動車の動力伝達装置であるトランスミッション又はデファレンシャル等においては、省燃費化のために、低粘度の潤滑油を使用する他に、少油量化を図る傾向にあり、円錐ころ軸受において、十分な油膜が形成され難いことがある。このため、自動車用の円錐ころ軸受では、耐焼き付き性および寿命の向上が要求されている。よって、耐焼き付き性および寿命が向上した上記の円錐ころ軸受２０１０をトランスミッション又はデファレンシャルに組み込むことで上記要求を満たすことができる。
　以上に述べた実施の形態に含まれる各例に記載した特徴を、技術的に矛盾のない範囲で適宜組み合わせるように適用してもよい。
　今回開示された実施の形態および実施例はすべての点で例示であって制限的なものではないと考えられるべきである。本発明の範囲は上記した説明ではなくて請求の範囲によって示され、請求の範囲と均等の意味および範囲内でのすべての変更が含まれることが意図される。
　１　ハウジング、２，３　円錐ころ軸受、４　ドライブピニオン、５　リングギヤ、７　差動歯車ケース、８　ピニオン、９　サイドギヤ、１０，１０１０，１０１０ａ，２０１０，２０１０ａ　円錐ころ軸受、１１，１０１１，２０１１　外輪、１１Ａ，１３Ａ，１０１１Ａ，１０１３Ａ，２０１１Ａ，２０１３Ａ　軌道面、１１Ｂ，１２Ｂ，１３Ｂ，１０１１Ｂ，１０１２Ｂ，１０１３Ｂ，２０１１Ｂ，２０１２Ｂ，２０１３Ｂ　窒素富化層、１１Ｃ，１２Ｃ，１３Ｃ，１０１１Ｃ，１０１２Ｃ，１０１３Ｃ，２０１１Ｃ，２０１２Ｃ，２０１３Ｃ　未窒化部、１２，１０１２，２０１２　ころ、１２Ａ，１０１２Ａ，２０１２Ａ　転動面、１２Ｅ，１０１２Ｅ，２０１２Ｅ　加工前表面、１３，１０１３，２０１３　内輪、１４，１０１４，２０１４　保持器、１６，１０１６，２０１６　大端面、１６Ａ　凸部、１６Ｂ　凹部、１６Ｃ　円弧、１６ｓ　球面、１７，１０１７，２０１７　小端面、１８，１０１８，２０１８　大鍔面、１８ａ　円錐面、１８ｂ　逃げ面、１８ｃ　面取り、１９，１０１９，２０１９　小鍔面、２１，２５，１０２１，２０２１　面取り部、２２，２４，１０２２，１０２４，２０２２，２０２４　クラウニング部、２２Ａ　クラウニング、２３，１０２３，２０２３　中央部、２６，１０２６，２０２６　中心線、２７，１０２７，２０２７　接触部クラウニング部分、２７Ａ，１０２７Ａ，２０２７Ａ　ストレート部分、２７Ｂ，１０２７Ｂ，２０２７Ｂ　対数曲線で形成された部分、２８，１０２８，２０２８　非接触部クラウニング部分、３１，１０３１，２０３１　第１測定点、３２，１０３２，２０３２　第２測定点、３３，１０３３，２０３３　第３測定点、４１　大鍔、４２　小鍔、４３　第１研削逃げ部、４４　第２研削逃げ部、１０４１，２０４１　大つば部、１０４２，２０４２　小つば部、１０４３，１０４４，２０４３，２０４４　研削逃げ部。

Claims (17)

  1. 　内周面において外輪軌道面を有する外輪と、
    　外周面において内輪軌道面と前記内輪軌道面よりも大径側に配置された大鍔面とを有し、前記外輪に対して径方向内側に配置された内輪と、
    　前記外輪軌道面と前記内輪軌道面との間に配列され、前記外輪軌道面および前記内輪軌道面と接触する転動面と前記大鍔面と接触する大端面とを有する複数の円錐ころとを備え、
    　前記円錐ころの前記大端面の基準曲率半径をＲ、前記円錐ころの円錐角の頂点から前記内輪の前記大鍔面までの距離をＲBASEとしたとき、Ｒ／ＲBASEの値が０．７５以上０．８７以下であり、
    　前記外輪、前記内輪および前記複数の円錐ころのうちの少なくともいずれか１つは、前記外輪軌道面、前記内輪軌道面または前記転動面の表面層に形成された窒素富化層を含み、
    　前記表面層の最表面から前記窒素富化層の底部までの距離は０．２ｍｍ以上であり、
    　前記円錐ころの前記転動面にはクラウニングが形成され、
    　前記クラウニングのドロップ量の和は、前記円錐ころの前記転動面の母線をｙ軸とし、母線直交方向をｚ軸とするｙ－ｚ座標系において、Ｋ１，Ｋ２，ｚｍを設計パラメータ、Ｑを荷重、Ｌを前記円錐ころにおける前記転動面の有効接触部の母線方向長さ、Ｅ’を等価弾性係数、ａを前記円錐ころの前記転動面の母線上にとった原点から前記有効接触部の端部までの長さ、Ａ＝２Ｋ１Ｑ／πＬＥ’としたときに、式（１）で表される、円錐ころ軸受。
    Figure JPOXMLDOC01-appb-M000001
  2. 　前記円錐ころの前記大端面の少なくとも一部は、研削加工された面であり、
    　前記円錐ころの前記大端面の研削加工後の実曲率半径をＲprocessとしたとき、前記実
    曲率半径Ｒprocessと前記基準曲率半径Ｒとの比率Ｒprocess/Ｒが０．８以上である、請求項１に記載の円錐ころ軸受。
  3. 　周方向に所定の間隔で配置されている複数のポケットを含み、前記複数の円錐ころの各々を前記複数のポケットの各々に収容保持している保持器をさらに備え、
    　ころ係数γが０．９０を越えており、
    　前記保持器は、前記円錐ころの小径端面側で連なる小環状部と、円錐ころの大径端面側で連なる大環状部と、これらの環状部を連結する複数の柱部とを含み、
    　前記ポケットが、前記円錐ころの小径側を収納する部分が狭幅側となり、かつ大径側を収納する部分が広幅側となる台形状に形成されており、
    　前記保持器の前記ポケットの前記狭幅側の前記柱部に切欠きを前記小環状部と前記柱部との境界から前記大環状部の方へ幅をもたせて設けたことにより、前記保持器の内径側から前記内輪側へ流入する潤滑油が前記切欠きから外径側の前記外輪側へ速やかに逃げるようにし、前記小環状部の前記ポケット側の縁を、前記ポケットの狭幅側の底辺部分が前記柱部まで延びた形状とされている、請求項１または２に記載の円錐ころ軸受。
  4. 　前記窒素富化層における旧オーステナイト結晶粒径はＪＩＳ規格の粒度番号が１０以上である、請求項１～３のいずれか１項に記載の円錐ころ軸受。
  5. 　前記最表面から０．０５ｍｍの深さ位置での前記窒素富化層における窒素濃度が０．１質量％以上である、請求項１～４のいずれか１項に記載の円錐ころ軸受。
  6. 　前記式（１）のＫ１，Ｋ２，ｚｍの少なくとも１つが、面圧を目的関数として最適化されている、請求項１～５のいずれか１項に記載の円錐ころ軸受。
  7. 　前記円錐ころの前記転動面において前記クラウニングが形成されたクラウニング形成部分は、前記内輪軌道面の軸方向範囲にあって前記内輪軌道面に接する接触部クラウニング部分と、前記内輪軌道面の軸方向範囲から外れて前記内輪軌道面に非接触となる非接触部クラウニング部分とを含み、
    　前記接触部クラウニング部分と前記非接触部クラウニング部分とにおいては、ころ軸方向に延びる母線が、互いに異なる関数で表されかつ互いに接続点で滑らかに連続する線であり、
    　前記接続点の近傍において、前記非接触部クラウニング部分の母線の曲率が、前記接触部クラウニング部分の母線の曲率よりも小さい、請求項１～６のいずれか１項に記載の円錐ころ軸受。
  8. 　前記非接触部クラウニング部分の母線は、大径側の部分および小径側の部分のいずれか一方または両方が直線である、請求項７に記載の円錐ころ軸受。
  9. 　前記非接触部クラウニング部分の母線は、大径側の部分および小径側の部分のいずれか一方または両方が円弧である、請求項７に記載の円錐ころ軸受。
  10. 　前記接触部クラウニング部分の母線の一部または全部が対数クラウニングで表される、請求項７～９のいずれか１項に記載の円錐ころ軸受。
  11. 　前記接触部クラウニング部分の母線が、ころ軸方向に沿って平坦に形成されたストレート部分と、対数クラウニングの対数曲線で形成された部分とによって表される、請求項１０に記載の円錐ころ軸受。
  12. 　前記ポケットの前記狭幅側の前記小環状部にも切欠きが設けられている、請求項１～１１のいずれか１項に記載の円錐ころ軸受。
  13. 　前記大鍔面の算術平均粗さＲａが０．１μｍ以上０．２μｍ以下であり、
    　前記大鍔面の粗さ曲線のスキューネスＲｓｋが－１．０以上－０．３以下であり、
    　前記大鍔面の粗さ曲線のクルトシスＲｋｕは３．０以上５．０以下である、請求項１～１２のいずれか１項に記載の円錐ころ軸受。
  14. 　前記円錐ころの前記大端面の算術平均粗さＲａが０．１μｍ以下である、請求項１～１３のいずれか１項に記載の円錐ころ軸受。
  15. 　前記大鍔面の凹凸の高さの最大値は１μｍ以下である、請求項１３または１４に記載の円錐ころ軸受。
  16. 　前記外輪および前記内輪の少なくともいずれかは、前記窒素富化層を含む、請求項１～１５のいずれか１項に記載の円錐ころ軸受。
  17. 　前記円錐ころは前記窒素富化層を含む、請求項１～１６のいずれか１項に記載の円錐ころ軸受。
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Cited By (3)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
CN111188832A (zh) * 2020-03-12 2020-05-22 洛阳Lyc轴承有限公司 一种能效型圆锥滚子轴承
US11293484B2 (en) * 2018-03-28 2022-04-05 Ntn Corporation Tapered roller bearing
US11542982B2 (en) * 2018-08-22 2023-01-03 Ntn Corporation Tapered roller bearing

Families Citing this family (2)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
CN114616403A (zh) 2019-09-19 2022-06-10 Ntn株式会社 圆锥滚子轴承
DE112020004401T5 (de) 2019-09-19 2022-06-02 Ntn Corporation Kegelrollenlager

Citations (9)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPH04331813A (ja) * 1991-04-30 1992-11-19 Ntn Corp 円すいころ軸受
JP2002139055A (ja) * 2000-08-25 2002-05-17 Ntn Corp 円錐ころ軸受およびその予圧設定方法
JP2003226918A (ja) 2001-11-29 2003-08-15 Ntn Corp 軸受部品、その熱処理方法および転がり軸受
JP2006200627A (ja) * 2005-01-20 2006-08-03 Ntn Corp 転がり軸受部品、その製造方法および転がり軸受
JP2008038927A (ja) * 2006-08-01 2008-02-21 Ntn Corp 円すいころ軸受
JP2009197904A (ja) 2008-02-21 2009-09-03 Ntn Corp 転がり機械要素
WO2010122955A1 (ja) * 2009-04-24 2010-10-28 Ntn株式会社 円すいころ軸受およびその設計方法
WO2012063499A1 (ja) * 2010-11-12 2012-05-18 日本精工株式会社 作動装置及びその製造方法
JP2012241805A (ja) * 2011-05-19 2012-12-10 Nsk Ltd 円すいころ軸受及びその製造方法

Family Cites Families (14)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US2631904A (en) * 1946-03-04 1953-03-17 Frenkel Meyer Taper roller bearing
US6086261A (en) * 1998-01-14 2000-07-11 Ntn Corporation Tapered roller bearing
JP2000170774A (ja) 1998-12-01 2000-06-20 Ntn Corp 円錐ころ軸受および車両用歯車軸支持装置
JP4165947B2 (ja) 1998-12-03 2008-10-15 Ｎｔｎ株式会社 円錐ころ軸受および車両用歯車軸支持装置
US6328477B1 (en) 1998-11-27 2001-12-11 Ntn Corporation Tapered roller bearings and gear shaft support devices
JP2002310164A (ja) * 2001-04-12 2002-10-23 Nsk Ltd 円すいころ軸受
US7438477B2 (en) 2001-11-29 2008-10-21 Ntn Corporation Bearing part, heat treatment method thereof, and rolling bearing
JP4949652B2 (ja) 2005-07-15 2012-06-13 Ｎｔｎ株式会社 円錐ころ軸受
JP2007051702A (ja) 2005-08-18 2007-03-01 Jtekt Corp 円錐ころ軸受、及びこれを用いた車両用ピニオン軸支持装置
JP5031219B2 (ja) 2005-10-19 2012-09-19 Ｎｔｎ株式会社 円すいころ軸受
US8308383B2 (en) * 2010-03-26 2012-11-13 Elc Management, Llc Heated mascara applicator and suitable compositions
JP2013068281A (ja) * 2011-09-22 2013-04-18 Ntn Corp ころ軸受
WO2014069068A1 (ja) * 2012-10-29 2014-05-08 日本精工株式会社 転がり軸受
EP3690265B1 (en) * 2017-09-28 2022-12-14 NTN Corporation Conical roller bearing

Patent Citations (9)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPH04331813A (ja) * 1991-04-30 1992-11-19 Ntn Corp 円すいころ軸受
JP2002139055A (ja) * 2000-08-25 2002-05-17 Ntn Corp 円錐ころ軸受およびその予圧設定方法
JP2003226918A (ja) 2001-11-29 2003-08-15 Ntn Corp 軸受部品、その熱処理方法および転がり軸受
JP2006200627A (ja) * 2005-01-20 2006-08-03 Ntn Corp 転がり軸受部品、その製造方法および転がり軸受
JP2008038927A (ja) * 2006-08-01 2008-02-21 Ntn Corp 円すいころ軸受
JP2009197904A (ja) 2008-02-21 2009-09-03 Ntn Corp 転がり機械要素
WO2010122955A1 (ja) * 2009-04-24 2010-10-28 Ntn株式会社 円すいころ軸受およびその設計方法
WO2012063499A1 (ja) * 2010-11-12 2012-05-18 日本精工株式会社 作動装置及びその製造方法
JP2012241805A (ja) * 2011-05-19 2012-12-10 Nsk Ltd 円すいころ軸受及びその製造方法

Non-Patent Citations (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Title
See also references of EP3604841A4

Cited By (3)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US11293484B2 (en) * 2018-03-28 2022-04-05 Ntn Corporation Tapered roller bearing
US11542982B2 (en) * 2018-08-22 2023-01-03 Ntn Corporation Tapered roller bearing
CN111188832A (zh) * 2020-03-12 2020-05-22 洛阳Lyc轴承有限公司 一种能效型圆锥滚子轴承

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