WO2019065750A1 - 円錐ころ軸受 - Google Patents

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WO2019065750A1
WO2019065750A1 PCT/JP2018/035724 JP2018035724W WO2019065750A1 WO 2019065750 A1 WO2019065750 A1 WO 2019065750A1 JP 2018035724 W JP2018035724 W JP 2018035724W WO 2019065750 A1 WO2019065750 A1 WO 2019065750A1
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tapered roller
inner ring
crowning
curvature
roller bearing
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泰人 藤掛
知樹 松下
崇 川井
希 磯部
進 宮入
博基 松淵
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Ntn株式会社
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    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F16—ENGINEERING ELEMENTS AND UNITS; GENERAL MEASURES FOR PRODUCING AND MAINTAINING EFFECTIVE FUNCTIONING OF MACHINES OR INSTALLATIONS; THERMAL INSULATION IN GENERAL
    • F16C—SHAFTS; FLEXIBLE SHAFTS; ELEMENTS OR CRANKSHAFT MECHANISMS; ROTARY BODIES OTHER THAN GEARING ELEMENTS; BEARINGS
    • F16C19/00—Bearings with rolling contact, for exclusively rotary movement
    • F16C19/22—Bearings with rolling contact, for exclusively rotary movement with bearing rollers essentially of the same size in one or more circular rows, e.g. needle bearings
    • F16C19/34—Bearings with rolling contact, for exclusively rotary movement with bearing rollers essentially of the same size in one or more circular rows, e.g. needle bearings for both radial and axial load
    • F16C19/36—Bearings with rolling contact, for exclusively rotary movement with bearing rollers essentially of the same size in one or more circular rows, e.g. needle bearings for both radial and axial load with a single row of rollers
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F16—ENGINEERING ELEMENTS AND UNITS; GENERAL MEASURES FOR PRODUCING AND MAINTAINING EFFECTIVE FUNCTIONING OF MACHINES OR INSTALLATIONS; THERMAL INSULATION IN GENERAL
    • F16C—SHAFTS; FLEXIBLE SHAFTS; ELEMENTS OR CRANKSHAFT MECHANISMS; ROTARY BODIES OTHER THAN GEARING ELEMENTS; BEARINGS
    • F16C33/00—Parts of bearings; Special methods for making bearings or parts thereof
    • F16C33/30—Parts of ball or roller bearings
    • F16C33/34—Rollers; Needles
    • F16C33/36—Rollers; Needles with bearing-surfaces other than cylindrical, e.g. tapered; with grooves in the bearing surfaces
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F16—ENGINEERING ELEMENTS AND UNITS; GENERAL MEASURES FOR PRODUCING AND MAINTAINING EFFECTIVE FUNCTIONING OF MACHINES OR INSTALLATIONS; THERMAL INSULATION IN GENERAL
    • F16C—SHAFTS; FLEXIBLE SHAFTS; ELEMENTS OR CRANKSHAFT MECHANISMS; ROTARY BODIES OTHER THAN GEARING ELEMENTS; BEARINGS
    • F16C33/00—Parts of bearings; Special methods for making bearings or parts thereof
    • F16C33/30—Parts of ball or roller bearings
    • F16C33/58—Raceways; Race rings

Definitions

  • the present invention relates to a tapered roller bearing.
  • the conical roller bearing is known as a kind of bearing.
  • the tapered roller bearing is applied to, for example, a mechanical device such as an automobile.
  • the tapered roller bearing can receive a constant axial load because the large end face of the tapered roller and the large flange surface of the inner ring are in contact with each other.
  • the contact between the large end face of the tapered roller described above and the large ridge surface of the inner ring is not rolling contact but sliding contact. For this reason, if the lubricating environment at the contact portion between the large end face of the tapered roller and the large ridge surface of the inner ring is insufficient, heat may be generated at the contact portion and the bearing may be rapidly heated.
  • Patent Document 1 Japanese Patent Application Laid-Open No. 2000-170774 (hereinafter referred to as Patent Document 1), the radius of curvature of the large end face of the tapered roller is R, and the large ridge surface of the inner ring (conical roller and It is proposed that the ratio R / R BASE be in the range of 0.75 to 0.87, where R BASE is the distance to the contact portion of As a result, the oil film formability at the contact portion between the large end surface of the tapered roller and the large ridge surface of the inner ring is improved.
  • the present invention has been made to solve the problems as described above, and an object of the present invention is to provide a tapered roller bearing which is excellent in seizure resistance and has a long life and high durability. .
  • the tapered roller bearing according to the present disclosure comprises an outer ring, an inner ring and a plurality of tapered rollers.
  • the outer ring has an outer ring raceway surface on the inner circumferential surface.
  • the inner ring has an inner ring raceway surface on the outer peripheral surface and a large weir surface arranged on the larger diameter side than the inner ring raceway surface, and is arranged inside the outer ring.
  • the plurality of tapered rollers 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 ridge surface.
  • the plurality of tapered rollers are arranged between the outer ring raceway surface and the inner ring raceway surface.
  • the ratio R / R BASE setting the radius of curvature R and the distance R BASE The value is set to 0.75 or more and 0.87 or less. Assuming that the actual radius of curvature after grinding of the large end face of the tapered roller is R process , the ratio R process / R between the actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R is 0.5 or more.
  • the difference between the maximum value and the minimum value of the arithmetic average roughness Ra of the circumferential surface area in contact with the large ridge surface is 0.02 ⁇ mRa or less. Crownings are formed on the rolling surfaces of the tapered rollers.
  • the sum of the crowning drop amounts is K 1 , K 2 , and z m as design parameters and Q in the yz coordinate system where the generating line of the rolling surface of the tapered roller is y axis and the orthogonal direction of generating line is z axis Load, L from the origin along the generatrix direction length of the effective contact portion of the rolling surface of the tapered roller, E 'as equivalent elastic modulus, a from the origin of the rolling surface of the tapered roller to the end of the effective contact portion It is represented by the below-mentioned formula (1) when it is referred to as length of A, 2K 1 Q / ⁇ LE ′.
  • FIG. 1 is a cross-sectional schematic view showing a tapered roller bearing according to Embodiment 1; It is an expanded sectional view of the principal part of FIG.
  • FIG. 2 is a schematic cross-sectional view showing the design specifications of the tapered roller bearing according to Embodiment 1.
  • FIG. 5 is a cross-sectional schematic view for explaining a reference curvature radius of a roller in the tapered roller bearing according to Embodiment 1;
  • FIG. 5 is a partial cross-sectional schematic view showing a region V shown in FIG. 4;
  • FIG. 5 is a schematic cross-sectional view for explaining an actual radius of curvature of a roller in the tapered roller bearing according to Embodiment 1; It is a figure for demonstrating the shape of the crowning part of the roller of the conical roller bearing concerning Embodiment 1, and the nitrogen enrichment layer in a center part. It is a figure for demonstrating the shape of logarithmic crowning of the roller of the tapered roller bearing which concerns on Embodiment 1.
  • FIG. It is a figure which shows the 1st example of the crowning shape of the tapered roller contained in the tapered roller bearing of this Embodiment 1.
  • FIG. It is a figure which shows the 2nd example of the crowning shape of the tapered roller contained in the tapered roller bearing of this Embodiment 1.
  • FIG. 5 is a partial cross-sectional schematic view showing the detailed shape of the inner ring of the tapered roller bearing according to Embodiment 1; It is the expansion schematic diagram of the area
  • FIG. 2 is a view showing a prior-austenite grain boundary of a bearing component according to Embodiment 1; It is a figure which shows the former austenite grain boundary of the conventional bearing component.
  • the conical roller bearing which concerns on Embodiment 1 WHEREIN It is a cross-sectional schematic diagram which shows an example of the change method of the contact
  • the tapered roller bearing which concerns on Embodiment 1 it is a cross-sectional schematic diagram which shows another example of the change method of the contact
  • FIG. 2 is a diagram for explaining a heat treatment method in Embodiment 1; FIG.
  • FIG. 7 is a diagram for describing a modification of the heat treatment method in the first embodiment.
  • FIG. 1 is a longitudinal sectional view showing a differential provided with a tapered roller bearing according to a first embodiment. It is a cross-sectional schematic diagram which shows the conical roller bearing which concerns on Embodiment 2.
  • FIG. 8 is an exploded plan view of a cage of a tapered roller bearing according to a second embodiment. In the tapered roller bearing which concerns on Embodiment 2, it is a partial cross section schematic diagram for demonstrating a nitrogen-rich layer.
  • FIG. 10 is a schematic cross-sectional view showing the design specifications of the tapered roller bearing according to Embodiment 2.
  • FIG. 1 is a longitudinal sectional view showing a differential provided with a tapered roller bearing according to a first embodiment. It is a cross-sectional schematic diagram which shows the conical roller bearing which concerns on Embodiment 2.
  • FIG. 8 is an exploded plan view of a cage of a tapered roller bearing according to a
  • FIG. 6 is a view showing a prior-austenite grain boundary of a bearing component according to a second embodiment. It is a figure which shows the former austenite grain boundary of the conventional bearing component. It is a figure for demonstrating the shape of the crowning part of the roller of the tapered roller bearing which concerns on Embodiment 2, and the nitrogen enrichment layer in a center part. It is a figure for demonstrating the shape of logarithmic crowning of the roller of the conical roller bearing which concerns on Embodiment 2.
  • FIG. FIG. 16 is a developed plan view of a modified example of the cage of the tapered roller bearing according to Embodiment 2. It is a cross-sectional schematic diagram which shows the other modification of the cage
  • FIG. It is a cross-sectional schematic diagram which shows the conical roller bearing which concerns on Embodiment 3.
  • FIG. FIG. 14 is an exploded plan view of a cage of a tapered roller bearing according to a third embodiment.
  • the tapered roller bearing which concerns on Embodiment 3 it is a partial cross section schematic diagram for demonstrating a nitrogen-rich layer.
  • It is a cross-sectional schematic diagram which shows the design specification of the conical roller bearing which concerns on Embodiment 3.
  • FIG. It is a figure for demonstrating the shape of the crowning part of the roller of the tapered roller bearing which concerns on Embodiment 3, and the nitrogen enrichment layer in a center part. It is a figure for demonstrating the shape of logarithmic crowning of the roller of the tapered roller bearing which concerns on Embodiment 3.
  • FIG. 1 is a schematic cross-sectional view of a tapered roller bearing according to Embodiment 1 of the present invention.
  • FIG. 2 is a cross-sectional view showing, in an enlarged manner, a region where the small end surface 17 and the small ridge surface 19 are disposed and a region around the same among the tapered rollers shown in FIG.
  • FIG. 3 is a schematic cross-sectional view showing the design specifications of the tapered roller bearing shown in FIG. The tapered roller bearing according to the first embodiment will be described with reference to FIGS. 1 to 3.
  • the tapered roller bearing 10 shown in FIG. 1 mainly includes an outer ring 11, an inner ring 13, a plurality of conical rollers (also simply referred to as rollers below) 12, and a cage.
  • the outer ring 11 has an annular shape, and has an outer ring raceway surface 11A on its inner circumferential surface.
  • the inner race 13 has an annular shape, and has an inner raceway surface 13A on the outer peripheral surface thereof.
  • the inner ring 13 is disposed on the inner peripheral side of the outer ring 11 such that the inner ring raceway surface 13A faces the outer ring 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 an arc centered on the central axis is “peripheral It is called "direction”.
  • the roller 12 is disposed on the inner circumferential surface of the outer ring 11.
  • the roller 12 has a roller rolling surface 12A as a rolling surface, and contacts the inner ring raceway surface 13A and the outer ring raceway surface 11A at the roller rolling surface 12A. That is, the plurality of rollers 12 are arranged between the outer ring raceway surface 11A and the inner ring raceway surface 13A.
  • the plurality of rollers 12 are arranged at a predetermined pitch in the circumferential direction by a cage 14 made of metal.
  • the roller 12 is rotatably held on the annular raceway of the outer ring 11 and the inner ring 13.
  • each cone of the cone including the outer ring raceway surface 11A, the cone including the inner ring raceway surface 13A, and the cone of the rotation axis when the roller 12 rolls is on the center line of the bearing. It is configured to intersect at one point (point O in FIG. 3). With such a configuration, the outer ring 11 and the inner ring 13 of the tapered roller bearing 10 can rotate relative to each other.
  • the cage 14 is not limited to metal but may be synthetic resin.
  • the material constituting the outer ring 11, the inner ring 13 and the roller 12 is, for example, a high carbon chromium bearing steel defined in JIS standard, more specifically JIS standard SUJ2.
  • the large ridge surface 18 of the inner ring 13 is disposed on the larger diameter side than the inner ring raceway surface 13A, that is, on the right side of FIG.
  • the large-diameter surface 18 is finished to be a ground surface extending along the large end surface 16 of the tapered roller 12.
  • a relief is formed at the corner where the inner ring raceway surface 13A and the large ridge surface 18 intersect.
  • the large end face 16 is the end face on the largest diameter side of the roller 12 and is in contact with the large weir surface 18.
  • the small ridge surface 19 of the inner ring 13 is disposed on the smaller diameter side than the inner ring raceway surface 13A, that is, on the left side of FIG.
  • the small ridge surface 19 is finished to be a ground surface extending along the small end surface 17 of the tapered roller 12.
  • a relief 25B is formed at a corner where the inner ring raceway surface 13A and the small bowl surface 19 intersect. The relief portion 25B may not be formed.
  • the small end face 17 is the end face on the most small diameter side of the roller 12 and is in contact with the small weir face 19.
  • the small ridge surface 19 of the inner ring 13 is finished to be a ground surface parallel to the small end surface 17 of the roller 12, and in the initial assembly state shown by a dashed dotted line in FIG. It is in surface contact with the small end face 17.
  • the small end face 17 has a gap with the small diameter face 19 of the roller 12.
  • the small ridges 19 and 12 of the inner ring 13 are formed in a state where the rollers 12 shown by the solid line are settled in a regular position, that is, the large end face 16 of the rollers 12 is in contact with the large ridges 18 of the inner ring 13
  • the gap ⁇ with the small end face 17 is within the dimensional control range of ⁇ ⁇ 0.4 mm.
  • the contact surface between the rolling surface of the roller 12 and the inner ring raceway surface 13A preferably has a straight portion that is linear.
  • the ratio R / R BASE of the radius of curvature R of the large end face 16 of the tapered roller 12 to the distance R BASE from the point O to the large ridge surface 18 of the inner ring 13 As shown in FIG. 3, the conical angular apexes of the tapered rollers 12 and the raceway surfaces 11A and 13A of the outer ring 11 and the inner ring 13 coincide at a point O on the center line of the tapered roller bearing 10.
  • the ratio R / R BASE of the radius of curvature (also called the set radius of curvature) R of the large end face 16 of the tapered roller 12 to the distance R BASE from the point O to the large ridge surface 18 of the inner ring 13 is 0.75 or more .87 or less.
  • Shape of large end face 16 of tapered roller 12 When the actual radius of curvature after grinding of the large end face 16 of the tapered roller 12 is R process , the ratio R process / R between the actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R is 0.5 or more. However, the ratio may be 0.8 or more. The details will be described below.
  • FIGS. 4 and 5 are schematic cross sections along the rolling axis of the tapered roller 12 obtained when grinding is ideally performed.
  • the large end face 16 of the resulting tapered roller 12 is part of a spherical surface centered at the point O (see FIG. 3) which is the apex of the conical angle of the tapered roller 12.
  • the large end face 16 of the roller 12 having the end face of the convex portion 16A is a roller It is part of one sphere centered on the apex of 12 cone angles.
  • the inner peripheral end of the convex portion 16A in the radial direction centering on the rolling shaft (rotational axis) of the roller 12 is connected to the concave portion 16B via the points C2 and C3.
  • the outer peripheral end of the convex portion 16A is connected to the chamfered portion 16C via the points C1 and C4.
  • the points C1 to C4 are disposed on one spherical surface as described above.
  • a tapered roller is manufactured by sequentially performing a grinding process including a forming process and a crowning process on a cylindrical roller material.
  • a concave portion resulting from the shape of the punch of the forging device is formed in the central portion of the surface to be the large end face of the molded body obtained by the forging process.
  • the planar shape of the said recessed part is circular shape, for example.
  • the radius of curvature (set radius of curvature) R of the large end face 16 of the roller 12 is the R dimension when the large end face 16 of the roller 12 shown in FIG. 4 is an ideal spherical surface.
  • points C1, C2, C3, C4 at the end of the large end face 16 of the roller 12 an intermediate point P5 of the points C1, C2 and an intermediate point P6 of the points C3, C4 are considered.
  • the large end face 16 is the ideal spherical surface, in the cross section shown in FIG. 5, the large end face 16 has a curvature radius R152 passing through the points C1, P5 and C2, and a curvature radius passing through the points C3 P6 and C4.
  • the points C1 and C4 are connection points between the convex portion 16A and the chamfered portion 16C, and the points C2 and C3 are connection points between the convex portion 16A and the concave portion 16B.
  • the set radius of curvature R is different from the actual radius of curvature R process measured as the radius of curvature of the large end face 16 of the tapered roller 12 obtained by actual grinding processing as described later.
  • the positions of the points C2 and C3 are not limited to the positions shown in FIG.
  • the point C2 may be slightly shifted toward the point C1
  • the point C3 may be slightly shifted toward the point C4.
  • FIG. 6 is a schematic cross-sectional view along the rolling axis of the tapered roller obtained by actual grinding processing.
  • the ideal large end face shown in FIG. 5 is shown by a dotted line.
  • the large end face 16 of the tapered roller 12 which is actually obtained by grinding the formed body having the above-described concave and convex portions is the apex of the conical angle of the tapered roller 12. Not part of a single sphere centered on.
  • the points C1 to C4 of the convex portion of the tapered roller 12 which are actually obtained have a shape in which the respective points C1 to C4 are dropped compared to the convex portion 16A shown in FIG. That is, points C1 and C4 shown in FIG.
  • the points C2 and C3 shown in FIG. 6 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. 5, and the extending direction of the rolling shaft At one end (the R364 on one side is not identical to the R1564 of the entire large end face 16 and can be made smaller).
  • the middle points P5 and P6 shown in FIG. 6 are formed, for example, at substantially the same positions as the middle points P5 and P6 shown in FIG.
  • the vertex C1 and the vertex C2 are disposed on one spherical surface, and the vertex C3 and the vertex C4 are disposed on another spherical surface. It is arranged.
  • the radius of curvature of one arc formed by a part of the large end face formed on one protrusion is the arc of the part formed by a part of the large end surface formed on the other protrusion. It becomes equivalent to the radius of curvature. That is, R152 on one side after processing of the large end face 16 of the roller 12 shown in FIG. 6 is substantially equal to R364 on the other side.
  • R152, R364 on one side after processing of the large end face 16 of the roller 12 is called an actual radius of curvature R process .
  • the actual radius of curvature R process is equal to or less than the set radius of curvature R.
  • the ratio R process / R of the actual radius of curvature R process to the set radius of curvature R is 0.5 or more.
  • the curvature radius R virtual of the virtual arc passing through the vertex C1, the middle point P5, the middle point P6, and the vertex C4 on the large end face actually formed by grinding processing (hereinafter, virtual curvature The radius is less than or equal to the set radius of curvature R. That is, the tapered rollers 12 of the tapered roller bearing according to the first embodiment, the ratio R process / R virtual above actual curvature radius R process for the virtual radius of curvature R virtual is 0.5 or more.
  • Arithmetic mean roughness (surface roughness) of large end face 16 of tapered roller 12 Arithmetic mean roughness Ra of the large end face 16 may be 0.10 ⁇ m Ra or less.
  • the large end face 16 includes a convex portion 16A, a concave portion 16B, and a chamfered portion 16C.
  • the chamfered portion 16C is disposed at the outermost periphery.
  • An annular convex portion 16A is disposed on the inner peripheral side of the chamfered portion 16C.
  • the concave portion 16B is disposed on the inner peripheral side of the convex portion 16A.
  • the convex portion 16A is a surface protruding from the concave portion 16B.
  • the chamfered portion 16 ⁇ / b> C is formed to connect the convex portion 16 ⁇ / b> A and the rolling surface which is the side surface of the tapered roller 12.
  • the arithmetic mean roughness Ra of the large end face 16 described above substantially means the arithmetic mean roughness of the convex portion 16A.
  • the difference between the maximum value and the minimum value of the arithmetic average roughness Ra of the convex portion 16A which is a circumferential surface region in contact with the large ridge surface 18 is 0.02 ⁇ mRa or less is there.
  • region of the large end surface 16 can be made small enough. Further, due to the synergetic effect of the numerical range of the ratio R / R BASE and the numerical range of the ratio R process / R, as a result, sufficient in the contact portion between the large end face 16 of the tapered roller 12 and the large ridge surface 18 of the inner ring 13 The oil film thickness can be secured.
  • the large-diameter surface 18 is ground to an arithmetic average roughness of, for example, 0.12 ⁇ m Ra or less.
  • the arithmetic mean roughness Ra of the major surface 18 is 0.063 ⁇ m Ra or less.
  • Shape of rolling surface of tapered roller 12 As shown in FIG. 7, the rolling surface 12A (see FIG. 1) of the roller 12 is located at both ends, and a crowning portion 22, 24 on which crowning is formed and a center connecting the crowning portions 22, 24. And 23 are included. No crowning is formed in the central portion 23, and the shape of the central portion 23 in a cross section in the direction along the center line 26 which is the rotation axis of the roller 12 is linear.
  • a chamfered portion 21 is formed between the small end face 17 of the roller 12 and the crowning portion 22.
  • a chamfered portion 16C is also formed between the large end face 16 of the roller 12 and the crowning portion 24.
  • the process (carbonitriding process) for forming the nitrogen-rich layer 12B is performed in the method of manufacturing the roller 12, crowning is not formed on the roller 12, and the outer shape of the roller 12 is a dotted line in FIG. It has become the front surface 12E shown by.
  • the side surface of the roller 12 is processed as shown by the arrow in FIG. 8 as a finishing process, and as shown in FIG. 7 and FIG. , 24 are obtained.
  • Crowning shape The shape of the crowning formed in the contact portion crowning portion 27 (which is a portion continuous with the central portion 23 and in contact with the inner ring raceway surface 13A) included in the crowning portions 22 and 24 of the roller 12 is defined as follows. That is, in the yz coordinate system in which the generating line of the rolling surface 12A of the roller 12 is the y axis and the generating line orthogonal direction is the z axis, the sum of the crowning drop amounts is K 1 , K 2 , z m as design parameters , Q load, L the length in the generatrix direction of the effective contact portion of the rolling surface 12A at the roller 12, E 'the equivalent elastic modulus, and an origin from the origin taken on the generatrix of the rolling surface of the roller 12 When it is assumed that the length to the end of A, 2K 1 Q / ⁇ LE ′, it is represented by the following formula (1).
  • the origin of roller 12 is the y-axis, and the origin O is at the center of the effective contact portion of inner ring 13 or outer ring 11 and 12 on the generatrix of roller 12 and the z-axis in the generatrix orthogonal direction (radial direction).
  • 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 where 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 in line symmetry with respect to the z axis passing through the central portion of the effective contact portion, only one crowning 22A (see FIG. 8) It shows.
  • z (y) represents the drop amount of the crowning 22A at the generatrix position y of the roller 12, and the coordinates of the start point O1 of the crowning 22A are (a ⁇ K 2 a, 0)
  • 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.
  • Design parameters z m is meant the maximum drop amount of drop amount, i.e. crowning 22A at the end of the effective contact portion.
  • P1 corresponds to the boundary between the contact portion crowning portion 27 and the non-contact portion crowning portion 28 described later.
  • equation (1) is optimized with any one of the contact surface pressure, stress and life as an objective function 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 the Rosenbrock method can be adopted.
  • the damage of the surface starting point on the rolling surface of the roller depends on the contact pressure, obtain the crowning that prevents the oil film breakage of the contact surface under the lean lubrication by setting the objective function of the optimization as the contact pressure.
  • K 2 may be a constant value and optimization may be performed for K 1 and z m .
  • the shape of the crowning portions 22 and 24 of the tapered roller 12 is a logarithmic curve crowning obtained by the above equation.
  • the present invention is not limited to the above equation, and another logarithmic crowning equation may be used to obtain a logarithmic curve.
  • crowning having a shape approximating the logarithmic crowning curve obtained by the above equation may be formed.
  • the details of the crowning portion 24 formed on the large end face 16 side of the tapered roller 12 will be described. In the following, in order to make it easy to understand the drop amount of the crowning portion 24, the drop amount is considered to be exaggerated more than the tapered roller 12 shown in FIG.
  • the crowning portion 24 is formed in a complex arc shape by smoothly connecting three arcs having large curvature radii R1, R2, and R3 to the straight portion 23.
  • the drop amount Dr1 of the first gate, the drop amount Dr2 of the second gate in the middle, and the drop amount Dr3 of the third maximum gate are defined as the drop amount of the crowning unit 24, thereby approximating a logarithmic curve. It becomes crowned shape.
  • the drop amount Dr3 corresponds to z m in Equation 1 described above. Thereby, edge surface pressure can be avoided and surface pressure distribution in the axial direction can be made uniform.
  • the drop amount Dr varies depending on the size and model number, but is about 50 ⁇ m at maximum.
  • the shape of the crowning portion 22 formed on the small end face 17 side is the same as that of the crowning portion 24, and therefore the description thereof will not be repeated.
  • the linear shape of the central portion 23 of the rolling surface of the tapered roller 12 in this specification is used in the sense that it includes not only a linear shape but also a substantially linear shape having a crowning with a drop amount of about several ⁇ m. .
  • the crowning portion 22 is formed on the rolling surface 12A (see FIGS. 1 and 4) on the outer periphery of the roller 12, and this is crowned It can be considered as a crowning formation part formed.
  • the crowning formation portion in the rolling surface 12A is formed as a contact portion crowning portion 27 and a noncontact portion crowning portion 28.
  • the contact portion crowning portion 27 is in the axial range of the inner ring raceway 13A and is in contact with the inner ring raceway 13A.
  • the noncontact portion crowning portion 28 is out of contact with the inner ring raceway surface 13A out of the axial range of the inner ring raceway surface 13A.
  • rolling surface 12A of roller 12 has, for example, the shape shown in FIGS.
  • FIG. 9 is a view showing a first example of the crowning shape of the tapered roller included in the tapered roller bearing of the first embodiment.
  • FIG. 10 is a view showing a second example of the crowning shape of the tapered roller included in the tapered roller bearing of the first embodiment.
  • the contact portion crowning portion 27 and the non-contact portion crowning portion 28 are lines in which generatrix extending in the roller axial direction are represented by functions different from each other and are smoothly continuous at the connection point P1.
  • the curvature R8 of the bus bar of the noncontact portion crowning portion 28 is set smaller than the curvature R7 of the bus bar of the contact portion crowning portion 27.
  • the above-mentioned “smoothly continuous” means continuous without any corners, and ideally, the generatrix of the contact portion crowning portion 27 and the generatrices of the noncontact portion crowning portion 28 are mutually continuous points. , And so as to have a common tangent, that is, the generatrix is a continuously differentiable function at the continuity point.
  • the grindstone can be made to act on the rolling surface 12A more sufficiently than in the case where the crowning portion is formed only on the raceway surface 13A. Therefore, processing defects on the rolling surface 12A can be prevented in advance.
  • the crowning portions 22 and 24 formed on the rolling surface 12A the surface pressure and the stress of the contact portion can be reduced, and the life of the tapered roller bearing 10 can be prolonged.
  • the curvature R8 of the generatrix of the noncontact portion crowning 28 is smaller than the curvature R7 of the generatrix of the contact portion crowning 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 more than 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 generatrix of the contact crowning portion 27 is formed by a logarithmic curve of logarithmic crowning expressed by the following equation.
  • the contact crowning portion 27 represented by the logarithmic crowning, the surface pressure and the stress of the contact can be reduced, and the lifetime of the tapered roller bearing 10 can be prolonged.
  • one or both of the large diameter side portion and the small diameter side portion of the generatrix of the noncontact portion crowning portion 28 may be straight (in the example of FIG. 9, the large diameter side) Only straight part).
  • the drop amount Dp (see FIG. 9) can be further reduced as compared to the case where the generatrix of the noncontact portion crowning portion 28 is a circular arc.
  • the generatrix of the noncontact portion crowning portion 28 may be a circular arc in either or both of the large diameter side portion and the small diameter side portion.
  • 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.
  • a part or all of the generatrix of the contact portion crowning portion 27 may be represented by the logarithmic crowning represented by the above equation (1).
  • the contact crowning portion 27 represented by the logarithmic crowning the surface pressure and the stress of the contact can be reduced, and the lifetime of the tapered roller bearing can be prolonged.
  • the generatrix of the contact crowning portion 27 is a straight portion 27A (synonymous with the central portion 23 in FIG. 7) formed flat along the roller axis direction, and a logarithmic curve of logarithmic crowning And the portion 27B formed by In this case, only a part of the generatrix of the contact crowning portion 27 is represented by a logarithmic curve of the logarithmic crowning represented by the above equation (1).
  • the entire contact crowning portion 27 may be represented by a portion 27B formed by a logarithmic curve of logarithmic crowning.
  • the generatrix of the noncontact crowning portion 28 is formed such that the connection with the portion 27B of the contact crowning portion 27 formed by the logarithmic crowning curve of the contact crowning portion 27 is matched with the slope of the logarithmic curve Is preferred. In this way, the generatrix of the contact crowning portion 27 and the generatrices of the noncontact crowning portion 28 can be more smoothly continued at the connection point.
  • FIG. 11 is a diagram showing the relationship between the generatrix directional coordinates of the tapered rollers included in the tapered roller bearing of the first embodiment and the drop amount.
  • the region G in FIG. 11 is the crowning portion 24 that faces the large diameter side relief portion 25A and the small diameter side relief portion 25B of the inner ring 13 in FIG. 11 and does not contact the inner ring 13.
  • the above G region of the roller 12 does not have to be logarithmic crowning, and may be a straight line or a circular arc or another function. Even if the region G of the roller 12 is a straight line, a circular arc, or any other function, the entire surface of the roller 12 has the same surface pressure distribution as in the case of logarithmic crowning, and there is no inferiority in function.
  • Crowning is generally designed to reduce the maximum contact 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 have been proposed for mathematical optimization methods, one of them, the direct search method, is capable of performing optimization without using the derivative of the function. Useful when functions and variables can not be represented directly by mathematical expressions.
  • the optimal value of K 1 and z m is determined using the Rosenbrock method, which is one of direct search methods.
  • the crowning in the region G in FIG. 11 may have any shape, but considering the contact with the outer ring 11 and the formability of the grinding wheel at the time of processing, It is not desirable that the gradient be smaller than the gradient of the logarithmic crowning at the connection point P1 with the logarithmic crowning. Providing a slope greater than that of the logarithmic crowning for the crowning of the G region is also undesirable as it results in a large drop volume. That is, it is desirable that the crowning and the logarithmic crowning in the region of G be designed so that the slopes coincide and be smoothly connected at the connection point P1. In FIG.
  • the crowning of the region G of the roller 12 is exemplified by a dotted line in the case of a straight line, and by a thick solid line in a case of an arc.
  • the crowning drop amount Dp (see FIGS. 9 and 10) of the roller 12 is, for example, 36 ⁇ m.
  • the drop amount Dp of the crowning of the roller 12 is, for example, 40 ⁇ m.
  • FIG. 12 is a partial cross-sectional schematic view showing the detailed shape of the inner ring 13.
  • FIG. 13 is an enlarged schematic view of a region XIII of FIG.
  • FIG. 14 is a schematic view showing the shape of the inner ring raceway surface 13A shown in FIG. 12 in the generatrix direction.
  • a partial contour of the large end surface 16 side of the tapered roller 12 is indicated by a two-dot chain line.
  • the inner ring raceway surface 13A is formed in a gentle crowned full crowning shape, and is connected to the relief portions 25A, 25B.
  • the radius of curvature Rc of the full crowning of a gentle single arc is an extremely large value that causes a drop amount of, for example, about 5 ⁇ m at both ends of the inner ring raceway surface 13A.
  • the effective raceway surface width of the inner ring raceway surface 13A is LG.
  • a flank surface 18 ⁇ / b> A smoothly connected to the major surface 18 is formed on the radially outer side of the major surface 18.
  • the wedge-shaped gap formed between the flank 18A and the large end face 16 of the tapered roller 12 can enhance the function of drawing in the lubricating oil and form a sufficient oil film.
  • the shape of the inner ring raceway surface 13A in the generatrix direction exemplifies a gentle crowned full crowning shape, but the present invention is not limited to this and may have a straight shape.
  • the shape of the inner ring raceway surface 13A of the inner ring 13 in the generatrix direction has been described above, the shape of the outer ring raceway surface 11A in the generatrix direction is the same as that described above.
  • the inner ring raceway surface 13A and the outer ring raceway surface 11A are linear or arc-shaped.
  • the rolling surface 12A of the tapered roller 12 has a logarithmic crowning shape (the central portion 23 has a straight shape), and the inner ring raceway surface 13A and the outer ring raceway surface 11A have a straight shape or a full crowning shape of a gentle arc.
  • the verification result that has reached the embodiment will be described next.
  • the contact position between the rolling surface of the tapered roller 12 and the inner ring raceway (Figs. 17 and 22) As shown in FIG. 17, the width of the rolling surface 12A in the extending direction of the rolling shaft of the tapered roller 12 is L, and the center C of the contact position of the inner ring raceway surface 13A and the rolling surface 12A in the extending direction Assuming that the shift amount from the middle point N to the large end face 16 side of the rolling surface 12A is ⁇ , in the tapered roller bearing 10, the ratio ⁇ / L between the width L and the shift amount ⁇ is 0% or more and less than 20%. May be
  • the present inventors set the center C of the contact position where the ratio ⁇ / L is 0% or more and less than 20% and the ratio ⁇ / L is more than 0% in the extending direction of the rolling shaft.
  • the ratio ⁇ / L is more than 0%
  • the center C of the contact position in the extending direction of the rolling shaft is in the center N of the rolling surface at the side or the large end face 16 side than the center N
  • the skew angle can be reduced and the increase in rotational torque can be suppressed, as compared with the case where the small end face 17 side is closer to the small end face 17 than the center N of the rolling surface.
  • the skew angle ⁇ is smaller when the large diameter side contact is made than when the ratio ⁇ / L relating to the shift amount ⁇ is 0%.
  • the rotational torque M increases as the deviation amount ⁇ increases, but the effect of the smaller diameter side contact is larger than the larger diameter side contact.
  • the ratio ⁇ / L relating to the shift amount ⁇ is ⁇ 5% and the skew angle is increased to 1.5 times, the influence on heat generation can not be ignored, and it was judged as not practical (NG).
  • the ratio ⁇ / L is 20% or more, the slippage of the rolling surface 12A of the roller 12 becomes large to increase the rotational torque M, which causes another failure such as peeling, etc. (NG) It was determined that.
  • the ratio ⁇ / L relating to the deviation amount ⁇ be 0% or more and less than 20%. Also preferably, the ratio ⁇ / L is greater than 0%. Furthermore, the ratio ⁇ / L may be more than 0% and less than 15%.
  • FIGS. 17 and 18 are schematic sectional views showing an example of the method of changing the contact position between the inner ring raceway surface 13A and the rolling surface 12A in the tapered roller bearing.
  • the angle formed by the inner ring raceway surface 13A with the axial direction of the inner ring and the outer ring raceway surface 11A in the axial direction of the outer ring 11 It can be realized by relatively changing the angle with respect to each other. Specifically, the angle formed by the inner ring raceway surface 13A with respect to the axial direction of the inner ring 13 is increased, as compared with the case where the shift amount ⁇ of the contact position shown by the dotted line in FIG.
  • 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 raceway surface 11A with the axial direction of the outer ring 11.
  • the actual radius of curvature R process and the virtual radius of curvature R virtual at the large end face 16 of the roller 12 shown in FIG. 6 can be measured by any method for tapered rollers actually formed by grinding, but for example It can be measured using a profilometer (eg, Mitutoyo surface roughness tester Surftest SV-3100).
  • a profilometer eg, Mitutoyo surface roughness tester Surftest SV-3100.
  • the apexes C1 to C4 and the midpoints P5 and P6 are plotted in the obtained large end face profile.
  • the actual radius of curvature R process is calculated as the radius of curvature of an arc passing through the plotted vertex C1, the midpoint P5 and the vertex C2.
  • the virtual radius of curvature R virtual is calculated as the radius of curvature of an arc passing through the plotted vertex C1, the midpoints P5 and P6 and the vertex C4.
  • the virtual radius of curvature R virtual of the entire large end face 16 may be determined by calculating the approximate arc curve radius with a value obtained by taking four points using the command “input multiple times”. The shape of the large end face 16 in the generatrix direction was measured once in the diametrical direction.
  • the set radius of curvature R is estimated based on industrial standards such as JIS standards, for example, from the dimensions and the like of the tapered rollers obtained by actual grinding processing.
  • Arithmetic mean roughness Ra of large end face 16 of roller 12 can be measured by any method, but it can be measured, for example, using a surface roughness measuring machine (for example, Mitutoyo surface roughness measuring machine Surf test SV-3100).
  • Arithmetic mean roughness Ra of the large end face can be measured, for example, by a method of bringing the stylus of the measuring machine into contact with the large end face 16 of the roller 12.
  • the difference between the maximum value and the minimum value of the arithmetic average roughness Ra of the convex portion 16A which is a circumferential surface region in contact with the large ridge surface, is any 4 of the convex portion 16A.
  • Arithmetic mean roughness Ra can be measured using a surface roughness measuring machine, and the difference between the maximum value and the minimum value of the four arithmetic mean roughness values can be calculated.
  • the behavior of the tapered roller can be stably suppressed and the skew can be suppressed, and the oil film thickness at the contact portion between the large end face of the tapered roller and the large ridge surface of the inner ring is stably maintained, thus improving the seizure resistance.
  • the seizure resistance can be further improved in the tapered roller bearing.
  • the tapered roller bearing 10 comprises an outer ring 11, an inner ring 13 and a plurality of tapered rollers 12.
  • the outer ring 11 has an outer ring raceway surface 11A on the inner circumferential surface.
  • the inner ring 13 has an inner ring raceway surface 13A on the outer peripheral surface and a large weir surface 18 arranged on the larger diameter side than the inner ring raceway surface 13A, and is arranged inside the outer ring 11.
  • the plurality of tapered rollers 12 have a rolling surface 12A in contact with the outer ring raceway surface 11A and the inner ring raceway surface 13A, and a large end surface 16 in contact with the large bowl surface 18.
  • the plurality of tapered rollers 12 are arranged between the outer ring raceway surface 11A and the inner ring raceway surface 13A.
  • R the radius of curvature of the large end face 16 of the tapered roller 12
  • R BASE the distance from the point O (see Fig. 3) at the apex of the conical angle of the tapered roller 12 to the large ridge surface 18 of the inner ring 13
  • R BASE the value of the ratio R / R BASE radius of curvature R and the distance R BASE 0.75 or 0.87 or less.
  • R process the ratio R process / R of the actual radius of curvature R process to the set radius of curvature R is 0.5 or more It is.
  • the tapered roller bearing 10 by setting the value of the ratio R / R BASE of the set radius of curvature R and the distance R BASE as described above, the large end surface 16 of the tapered roller 12 and the large ridge surface of the inner ring 13 A sufficient oil film thickness can be secured at the contact portion with 18 to suppress the contact between the tapered roller 12 and the large-diameter surface 18 and the occurrence of wear, and heat generation at the contact portion can be suppressed.
  • FIG. 19 shows the result of calculation of the oil film thickness t formed between the large ridge surface 18 of the inner ring 13 and the large end surface 16 of the tapered roller 12 using the Karna's equation.
  • FIG. 20 shows the result of calculating the maximum Hertzian stress P between the large ridge surface 18 of the inner ring 13 and the large end surface 16 of the tapered roller 12.
  • the maximum Hertz stress P monotonously decreases with the increase of R / R BASE .
  • the relationship between the ratio R / R BASE and the oil film thickness is specified using Karna's equation, but the factors affecting the relationship are the rotational speed and load of the bearing.
  • the conditions of use of the bearing such as the viscosity of the lubricating oil, are conceivable.
  • the value of the ratio R / R BASE is approximately 0.8, the oil film thickness can be most sufficiently maintained on average in consideration of such other factors as a whole. Therefore, as described above, the value of the ratio R / R BASE is determined with the range of 0.8 as the median value.
  • the contact surface between the large end surface 16 of the tapered roller 12 and the large ridge surface 18 of the inner ring 13 The pressure can be reduced. Furthermore, the skew of the tapered roller 12 can be suppressed, and the oil film thickness at the contact portion between the large end face 16 and the large ridge surface 18 can be stably secured.
  • the difference between the maximum value and the minimum value of the arithmetic mean roughness Ra of the circumferential surface area (convex portion 16A) in contact with the large-diameter surface 18 at the large end face 16 of the tapered roller 12 is 0.02 ⁇ mRa or less
  • the variation of the arithmetic average roughness Ra of the circumferential surface area of the large end face 16 can be sufficiently reduced, and the above-mentioned ratio R / R BASE has a synergistic effect with the numerical range of the ratio R process / R.
  • a sufficient oil film thickness at the contact portion can be secured. For this reason, it is possible to stably suppress the heat generation at the contact portion, and to obtain the tapered roller bearing 10 having an improved seizure resistance.
  • the inner ring raceway surface 13A and the outer ring raceway surface 11A may be linear or arc-shaped in a cross section passing through the central axis of the inner ring 13. Crowning may be formed on the rolling surface 12 ⁇ / b> A of the tapered roller 12.
  • crowning (so-called logarithmic crowning) is provided on the rolling surface 12A of the roller 12 such that the outline is represented by a logarithmic function such that the sum of the drop amounts is represented by the above equation (1).
  • the crowning represented by the partial arc of (4) is formed, the local pressure increase can be suppressed, and the occurrence of wear on the rolling surface 12A of the roller 12 can be suppressed.
  • the inner ring raceway surface 13A and the outer ring raceway surface 11A are linear or arc-shaped, and the rolling surface 12A of the tapered roller 12 has, for example, a straight surface at its central portion. Since so-called logarithmic crowning is provided continuously to the straight surface, the dimensions of the contact area between the rolling surface 12A of the tapered roller 12 and the inner ring raceway surface 13A and the outer ring raceway surface 11A (for example, the major axis size of the contact ellipse) Can be lengthened, and as a result, skew can be suppressed. Furthermore, the variation in the contact position between the inner ring raceway surface 13A or the outer ring raceway surface 11A and the rolling surface 12A can be reduced.
  • FIG. 21 is a diagram showing the contour of a roller provided with crowning whose contour is represented by a logarithmic function and the contact surface pressure on the rolling surface of the roller.
  • FIG. 22 is a diagram showing an outline of a roller in which a portion between the crowning of the partial arc and the straight portion is an auxiliary arc and a contact surface pressure on the rolling surface of the roller.
  • the left vertical axis in FIG. 21 and FIG. 22 is the crowning drop amount (unit: mm) Is shown.
  • the horizontal axes in FIG. 21 and FIG. 22 indicate the position (unit: mm) in the axial direction of the roller.
  • the vertical axes on the right side of FIGS. 21 and 22 indicate the contact surface pressure (unit: GPa).
  • the contour of the rolling surface of the tapered roller is formed to have a partial arc crowning and a straight portion, as shown in FIG. 22, the gradient at the boundary between the straight portion, the auxiliary arc and the crowning is continuous. Even if the curvature is discontinuous, the contact surface pressure increases locally. Therefore, there is a possibility that oil film breakage and surface damage may be caused. If a lubricating film having a sufficient thickness is not formed, abrasion due to metal contact is likely to occur. If the contact surface is partially worn away, metal contact is likely to occur in the vicinity of the contact surface, which accelerates the wear of the contact surface, resulting in a disadvantage that the tapered roller may be damaged.
  • the rolling surface of the tapered roller as the contact surface is provided with a crowning whose contour is represented by a logarithmic function, for example, as shown in FIG. 21, the crowning represented by the partial arc of FIG.
  • the local contact pressure is lower, and the contact surface can be made less susceptible to wear. Therefore, even when the film thickness of the lubricating film becomes thin due to the reduction of the amount of the lubricant present on the rolling surface of the tapered roller and the viscosity reduction, the wear of the contact surface is prevented and the damage of the tapered roller is prevented. Can. In FIGS.
  • the tapered roller bearing 10 exhibiting long life and high durability can be realized by adopting the configuration as described above.
  • the width of the rolling surface in the extending direction of the rolling shaft of the tapered roller 12 is L, and the rolling surface in the extending direction at the contact position of the inner ring raceway surface 13A and the rolling surface 12A.
  • the ratio ⁇ / L between the width L and the shift amount ⁇ may be 0% or more and less than 20% when the shift amount from the middle point N to the large end face 16 side of 12A is ⁇ . From a different point of view, it is preferable that the contact position be on the central position of the rolling surface 12A in the extension direction of the rolling shaft or on the large end face 16 side of the central position.
  • the generation position of the tangential force causing the roller to skew Since the distance from the contact position with the large-diameter surface 18 of 13 to the contact position can be reduced, the skew angle of the roller can be reduced, and an increase in rotational torque can be suppressed.
  • a relief 25A may be formed at a corner where the inner ring raceway surface 13A and the large-diameter surface 18 intersect in the inner ring 13. In this case, when the end on the large end face 16 side of the rolling surface 12A of the tapered roller 12 is positioned at the relief 25A, the end can be prevented from contacting the inner ring 13.
  • the ratio R process / R between the actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R may be 0.8 or more.
  • the ratio R process / R is set to 0.8 or more to make contact between the large end surface 16 of the tapered roller 12 and the large ridge surface 18 of the inner ring 13
  • the oil film thickness in the part can be made sufficiently thick.
  • the arithmetic mean roughness Ra of the large end face 16 of the tapered roller 12 may be 0.10 ⁇ m Ra or less.
  • the oil film thickness at the contact portion between the large end surface 16 of the tapered roller 12 and the large-diameter surface 18 of the inner ring 13 can be sufficiently secured.
  • the ratio R / R BASE is provided on the condition that the large end face 16 of the tapered roller 12 is in contact with the set ideal spherical surface (does not include machining errors).
  • the relationship between the ratio R / R BASE and the skew angle of the tapered roller 12 is shown in Table 4.
  • the large end face 16 of the tapered roller 12 does not become part of one spherical surface centered on the apex of the conical angle of the tapered roller 12.
  • R152 on one side is not identical to R1564 of the entire large end face 16 and is smaller than R1564.
  • the contact ellipse generated at the contact portion between the roller 12 and the large-diameter surface 18 may cause the oil film to break off the large-diameter surface 18, resulting in occurrence of galling or seizure.
  • the skew angle of the roller 12 increases, and the contact surface pressure at the contact portion between the large-diameter surface 18 and the large end surface 16 also increases.
  • the oil film parameter ⁇ falls between.
  • the oil film parameter ⁇ falls below 1, it becomes boundary lubrication where metal contact starts.
  • wear starts to occur at the contact portion between the large end face 16 of the roller 12 and the large-diameter surface 18 of the inner ring, and when this state continues, wear is further promoted and concern about occurrence of seizure increases.
  • the oil film parameter ⁇ depends on the synthetic roughness ⁇ , and the smaller the value of ⁇ , the thicker the oil film thickness can be. For this reason, the arithmetic mean roughness of the large end face 16 of the roller 12 and the large ridge surface 18 of the inner ring 13 is a roughness equivalent to superfinishing, and it is desirable that the value of ⁇ be 0.09 ⁇ m Rq or less.
  • the ratio of the actual radius of curvature R process to the set radius of curvature R from the examination result of the influence of the difference between the set radius of curvature R and the radius of curvature of the large end face of the tapered roller (actual radius of curvature R process )
  • the relationship between the contact pressure between the large end face and the large ridge surface, the oil film thickness, the skew angle, and the oil film parameters was verified.
  • the peak temperature of the lubricant used between the large ridge surface of the inner ring and the large end face of the tapered roller in sliding contact It has been found that the level of severity of the lubrication condition at times affects.
  • an index representing the level of severity of the lubricating state can be determined by the following equation, based on the lubricating state in which the viscosity of the lubricating oil is added to the "assumed peak temperature conditions". This index is referred to herein as the "spinal section lubrication coefficient".
  • "Flange portion lubricating Factor” 120 ° C. Viscosity ⁇ (oil film thickness h) 2/180 seconds, where the oil film thickness h, for example, be determined from the following equation Karna.
  • the "spindle part lubrication coefficient" set this time is an absolute evaluation index value which can identify the collar portion lubrication limit of the tapered roller bearing.
  • change the maximum temperature, viscosity or assumed peak temperature conditions of the lubricating oil as appropriate and then The "coefficient" can be calculated and compared with a threshold described later to determine the severity of the lubrication state.
  • the "collar portion lubrication coefficient" is derived from the oil film thickness calculated by the combination, it can be determined by comparing with a threshold described later. That is, in the present specification, the “collar portion lubrication coefficient” is an index value obtained by evaluating the severity of the lubricating state of the tapered roller bearing expressed as an absolute evaluation based on the oil film thickness use condition.
  • the inventor of the present invention has reached a new idea of defining the ratio of the optimum radius of curvature of the large end face of the tapered roller to the actual radius of curvature after processing in order to improve the seizure resistance of the tapered roller bearing,
  • the evaluation was conducted by introducing the "spinal part lubrication coefficient" which enables absolute evaluation in actual use as described above.
  • spinal part lubrication coefficient which enables absolute evaluation in actual use as described above.
  • the level of severity of the lubrication state is slightly different from that of the general tapered roller bearing in that the viscosity characteristics of the lubricating oil are added to the "supposed peak temperature conditions".
  • the difference is that it is used at a relaxed level and the practicable range of the ratio of the actual radius of curvature R process of the large end face of the tapered roller to the set radius of curvature R is expanded.
  • the other configuration and technical contents are the same as the tapered roller bearing according to the first embodiment described above, and therefore all the contents of the description regarding the tapered roller bearing according to the first embodiment described above are applied mutatis mutandis Only explain.
  • the “slip portion lubrication coefficient” was calculated using SAE 75W-90, which is a gear oil often used for differentials, as a sample.
  • the oil film thickness h obtained from the equation (2) is each ratio of the actual radius of curvature R process to the set radius of curvature R.
  • the viscosity at 120 ° C. of 75 W-90 is slightly higher than that of VG 32, and the lubrication state in which the viscosity characteristics of the lubricating oil are added to the “assumed peak temperature condition” is slightly relaxed as compared with the first embodiment described above. It becomes a condition.
  • This lubrication state is referred to herein as "severe lubrication state”.
  • the anti-seizure test using the rotation tester was implemented.
  • the test conditions of the seizure resistance test are as follows. ⁇ Test conditions> ⁇ Loading load: Radial load 4000N, Axial load 7000N ⁇ Number of revolutions: 7000 min -1 ⁇ Lubricating oil: SAE 75W-90 ⁇ Test bearing: Conical roller bearing (inner diameter ⁇ 35 mm, outer diameter ⁇ 74 mm, width 18 mm) For each value of the ratio between the actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R, the contact surface pressure between the large end face and the large ridge surface, the oil film thickness, the skew angle, the oil film parameter, and the result of “brim part lubrication coefficient” Is shown in Table 6.
  • Table 6 shows the contact surface pressure, oil film thickness, skew angle, and oil film parameters as a ratio, but when the denominator serving as the reference can be processed to have the same actual radius of curvature R process as the set radius of curvature R And 0 is added to each code.
  • the ratio R process / R of the actual curvature radius R process to the set curvature radius R is 0. It came to the conclusion that it is desirable that it is 5 or more. Therefore, in the first embodiment, the ratio R process / R between the actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R is 0.5 or more.
  • the practical range of the ratio of the actual radius of curvature R process to the set radius of curvature R can be expanded by introducing the "slip portion lubrication coefficient" as an index indicating the level of severity of the lubrication state. it can. Thereby, appropriate bearing specifications can be selected according to the use conditions.
  • the “collar portion lubrication coefficient” was calculated using the turbine oil ISO viscosity grade VG32, which is a lubricating oil often used for transmission, as a sample. .
  • the oil film thickness h is as shown in Table 8.
  • the viscosity of VG 32 at 120 ° C. is low, and the lubrication state in which the viscosity of the lubricating oil is added to the “supposed peak temperature condition” is an extremely severe condition.
  • This lubrication state is referred to herein as "extremely severe lubrication state”.
  • a seizure resistance test was performed using a rotation tester.
  • the test conditions of the seizure resistance test are as follows. ⁇ Test conditions> ⁇ Loading load: Radial load 4000N, Axial load 7000N ⁇ Speed of rotation: 7000 min -1 ⁇ Lubricating oil: Turbine oil ISO VG32 ⁇ Test bearing: Conical roller bearing (inner diameter ⁇ 35 mm, outer diameter ⁇ 74 mm, width 18 mm) For each value of the ratio between the actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R, the contact surface pressure between the large end face and the large ridge surface, the oil film thickness, the skew angle, the oil film parameter, and the result of “brim part lubrication coefficient” Is shown in Table 9.
  • Table 9 shows each of the contact surface pressure, oil film thickness, skew angle, and oil film parameters as a ratio, but the denominator serving as the reference can be processed to the same dimension as the set curvature radius R for the actual radius of curvature R process. And 0 is added to each code.
  • the ratio R process / R of the actual curvature radius R process to the set curvature radius R is 0. It came to the conclusion that it is desirable that it is 8 or more. Therefore, in the tapered roller bearing according to another modification of the first embodiment, the ratio R process / R between the actual curvature radius R process and the set curvature radius R is 0.8 or more.
  • FIG. 23 is a flow chart for explaining a method of manufacturing the tapered roller bearing shown in FIG.
  • FIG. 24 is a schematic view showing a heat treatment pattern in the heat treatment step of FIG.
  • FIG. 25 is a schematic view showing a modified example of the heat treatment pattern shown in FIG.
  • a method of manufacturing the tapered roller bearing 10 will be described.
  • the component preparation step (S100) is performed.
  • members to be bearing parts such as the outer ring 11, the inner ring 13, the rollers 12, and the cage 14 are prepared. Note that crowning is not yet formed on the member to be the roller 12, and the surface of the member is the front surface 12E shown by the dotted line in FIG.
  • the 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. 24 shows a heat treatment pattern showing a method of performing primary hardening and secondary hardening.
  • FIG. 25 shows a heat treatment pattern showing a method of cooling the material to below the A 1 transformation temperature during quenching, and then reheating and finally quenching.
  • the crack strength is improved and the dimensional change rate over time is reduced while carbonizing and nitriding the surface layer portion of the bearing component, as compared with ordinary hardening, that is, once hardening directly after carbonitriding treatment.
  • the heat treatment step (S200) the grain size of the prior austenite crystal grains in the nitrogen-enriched layers 11B, 12B, and 13B having the quenched structure is compared with the microstructure in the conventional quenched structure shown in FIG. Thus, it is possible to obtain a microstructure as shown in FIG. 15, which is less than half.
  • the bearing component subjected to the above heat treatment has a long life against rolling fatigue, can improve the cracking strength, and can reduce the dimensional change rate over time.
  • the processing step (S300) is performed.
  • finish processing is performed to obtain the final shape of each bearing component.
  • the crowning 22A and the chamfered portion 21 are formed by machining such as cutting.
  • an assembly process (S400) is performed.
  • the tapered roller bearing 10 shown in FIG. 1 is obtained by assembling the bearing parts prepared as described above.
  • the tapered roller bearing 10 shown in FIG. 1 can be manufactured.
  • the tapered roller bearing according to the present embodiment is preferably incorporated in a power transmission device of a vehicle such as a differential or a transmission. That is, the tapered roller bearing according to the present embodiment is preferably used as a tapered roller bearing for an automobile.
  • FIG. 26 shows a differential of a car using the tapered roller bearing 10 described above.
  • the differential is connected to a propeller shaft (not shown), and the drive pinion 122 inserted into the differential case 121 is engaged with the ring gear 124 attached to the differential gear case 123 and mounted inside the differential gear case 123
  • the pinion gear 125 is engaged with a side gear 126 connected to a drive shaft (not shown) which is inserted into the differential gear case 123 from the left and right, so that the driving force of the engine is transmitted from the propeller shaft to the left and right drive shafts It is supposed to be.
  • 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.
  • the tapered roller bearings 10a and 10b may be used not only for differentials of automobiles but also for transmissions.
  • FIG. 27 is a schematic cross-sectional view of a tapered roller bearing according to Embodiment 2 of the present invention.
  • FIG. 28 is an exploded plan view of a cage of the tapered roller bearing shown in FIG.
  • FIG. 29 is a partial cross-sectional schematic view of the tapered roller bearing shown in FIG.
  • FIG. 30 is a schematic cross-sectional view showing the design specification of the tapered roller bearing shown in FIGS. 27 and 29.
  • the tapered roller bearing according to the second embodiment will be described with reference to FIGS.
  • the tapered roller bearing 1010 shown in FIG. 27 mainly includes an outer ring 1011, an inner ring 1013, a plurality of tapered rollers 1012, and a cage 1014.
  • the outer ring 1011 has an annular shape, and has an outer ring raceway surface 1011A on its inner circumferential surface.
  • the inner ring 1013 has an annular shape, and has an inner ring raceway surface 1013A on its 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.
  • the direction along the central axis of the tapered roller bearing 1010 is “axial direction”, the direction orthogonal to the central axis is “radial direction”, and the direction along an arc centered on the central axis is “peripheral It is called "direction”.
  • the tapered 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 tapered rollers 1012 are arranged at a predetermined pitch in the circumferential direction by a metal cage 1014.
  • the tapered rollers 1012 are rotatably held on the annular races of the outer ring 1011 and the inner ring 1013.
  • the tapered roller bearing 1010 is a cone including the outer ring raceway surface 1011A, a cone including the inner ring raceway surface 1013A, and a cone including the locus of the rotation axis when the tapered roller 1012 rolls, the center line of the bearing Are configured to intersect at one point (point O in FIG. 30).
  • the outer ring 1011 and the inner ring 1013 of the tapered roller bearing 1010 can rotate relative to each other.
  • the inner ring 1013 has a large flange portion 1041 on the large diameter side of the inner ring raceway surface 1013A and a small flange portion 1042 on the small diameter side.
  • the cage 1014 includes a small annular portion 1106 connected on the small diameter end face side of the tapered roller 1012, a large annular portion 1107 connected on the large diameter end face side of the tapered roller 1012, and these small annular portions 1106. And a plurality of column portions 1108 connecting the large annular portion 1107.
  • the holder 1014 is formed with a plurality of pockets 1109 arranged at predetermined intervals in the circumferential direction.
  • the plurality of pockets 1109 hold a plurality of tapered rollers 1012.
  • the plurality of pockets 1109 have a trapezoidal shape in which the portion storing the small diameter side of the tapered roller 1012 is narrow and the portion storing the large diameter side is wide.
  • each notch 1110a, 110b On the narrow side and the wide side of the pocket 1109, two notches 1110a and 110b are provided in each of the pillars 1108 on both sides.
  • the dimensions of each notch 1110a, 110b are all 1.0 mm in depth and 4.6 mm in width.
  • the notch 1110 a is provided with a width toward the large annular portion 1107 from the boundary between the small annular portion 1106 and the column portion 1108.
  • the edge on the pocket 1109 side of the small annular portion 1106 is shaped so that the bottom portion on the narrow side of the pocket 1109 extends to the column 1108.
  • the base portion on the narrow side of the pocket 1109 and the edge located on the narrow side of the notch 1110a and also provided so as to be continuous with the base flat portion are one axially perpendicular to the axial direction. It is a plane.
  • the material constituting the outer ring 1011, the inner ring 1013 and the tapered roller 1012 is made of, for example, high carbon chromium bearing steel defined in JIS standard, more specifically JIS standard SUJ2.
  • 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-rich layer 1013B extends from the raceway surface 1013A to the small scale surface 1019 and the large scale surface 1018.
  • the nitrogen-rich layers 1011B and 1013B are regions in which the nitrogen concentration is higher than that of the unnitrided portion 1011C of the outer ring 1011 or the unnitrided portion 1013C of the inner ring 1013, respectively.
  • the small ridge surface 1019 of the inner ring 1013 is finished to be a ground surface parallel to the small end surface 1017 of the tapered roller 1012 arranged on the raceway surface 1013A.
  • the large ridge surface 1018 of the inner ring 1013 is finished to be a ground surface extending along the large end surface 1016 of the tapered roller 1012.
  • a relief portion 1025A is formed at a corner where the inner ring raceway surface 1013A and the large rib surface 1018 intersect.
  • a nitrogen-rich layer 1012 B is formed on the surface including the rolling surface 1012 A of the tapered roller 1012, the large end face 1016 and the small end face 1017.
  • the nitrogen-rich layer 1012 B of the tapered roller 1012 is a region where the nitrogen concentration is higher than that of the non-nitrided portion 1012 C of the tapered roller 1012.
  • the nitrogen-rich layers 1011B, 1012B and 1013B can be formed by any conventionally known method such as carbonitriding and nitriding.
  • the nitrogen-rich layer 1012 B may be formed only on the tapered roller 1012, or the nitrogen-rich layer 1011 B may be formed only on the outer ring 1011, or the nitrogen-rich layer 1013 B is formed only on the inner ring 1013. It is also good. Alternatively, a nitrogen-rich layer may be formed on two of the outer ring 1011, the inner ring 1013 and the tapered rollers 1012.
  • the thickness of the nitrogen-rich layers 1011B, 1012B and 1013B is 0.2 mm or more. Specifically, the distance from the outer ring raceway surface 1011A as the outermost surface of the surface layer of the outer ring 1011 to the bottom of the nitrogen-rich layer 1011B is 0.2 mm or more. The distance from the rolling surface 1012A as a part of the outermost surface of the surface layer of the tapered roller 1012 to the bottom of the nitrogen-rich layer 1012B is 0.2 mm or more.
  • the distance from the large end face 1016 or the small end face 1017 as a part of the outermost surface of the surface layer of the tapered roller 1012 to the bottom of the nitrogen-rich layer 1012 B is 0.2 mm or more.
  • the distance from the inner ring raceway surface 1013A as a part of the outermost surface of the surface layer of the inner ring 1013 to the bottom of the nitrogen-rich layer 1013B is 0.2 mm or more.
  • the distance from the major surface 1018 as a part of the outermost surface of the surface of the inner ring 1013 to the bottom of the nitrogen-rich layer 1013 B is 0.2 mm or more.
  • the nitrogen concentration in the nitrogen-rich layers 1011B, 1012B and 1013B at a depth position of 0.05 mm from the outermost surface may be 0.1 mass% or more.
  • the ratio R / R BASE of the radius of curvature R (also called the set radius of curvature) R of the large end face 1016 of the tapered roller 1012 to the distance R BASE from the point O to the major surface 1018 of the inner ring 1013 is 0.75 or more .87 or less.
  • Shape of large end face 1016 of tapered roller 1012 When the actual radius of curvature after grinding of the large end face 1016 of the tapered roller 1012 is R process , the ratio R process / R between the actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R is 0.5 or more.
  • R process the ratio R process / R between the actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R is 0.5 or more.
  • the arithmetic surface roughness Ra of the large end face 1016 may be 0.10 ⁇ m Ra or less.
  • the maximum value of the arithmetic surface roughness Ra of the convex portion (see the convex portion 16A in FIGS. 4 to 6) which is a circumferential surface region in contact with the large ridge surface 1018 The difference from the minimum value may be 0.02 ⁇ m or less.
  • the variation of the surface roughness Ra of the circumferential surface region of the large end face 1016 can be sufficiently reduced, and the above-mentioned ratio R / R BASE has a synergistic effect with the numerical range of the ratio R process / R.
  • a sufficient oil film thickness at the contact portion can be secured.
  • the large ridge surface 1018 is ground to an arithmetic surface roughness of, for example, 0.12 ⁇ m Ra or less.
  • the arithmetic surface roughness Ra of the large scale surface is 0.063 ⁇ m Ra or less.
  • FIG. 31 is a schematic view illustrating the microstructure of the bearing component constituting the tapered roller bearing according to the second embodiment, in particular, the prior austenite grain boundary.
  • FIG. 32 is a schematic view illustrating prior austenite grain boundaries of a conventional hardened bearing component.
  • FIG. 31 shows the microstructure 1012M1 in the nitrogen-rich layer 1012B.
  • the grain size number of the JIS standard is 10 or more, and the old size of the conventional general hardened product shown in microstructure 1012 M 2 of FIG. It is sufficiently refined even compared to the austenite grain size.
  • Shape of rolling surface of tapered roller 1012 As shown in FIG. 33, the rolling surface 1012A (see FIG. 29) of the tapered roller 1012 is located at both ends and connects between crowning portions 1022 and 1024 on which crowning is formed and the crowning portions 1022 and 1024. And a central portion 1023. No crowning is formed in the central portion 1023, and the shape of the central portion 1023 in a cross section in the direction along the center line 1026 which is the rotation axis of the tapered roller 1012 is linear.
  • a chamfered portion 1021 is formed between the small end face 1017 of the tapered roller 1012 and the crowning portion 1022.
  • a chamfered portion 1016C is also formed between the large end surface 1016 of the tapered roller 1012 and the crowning portion 1024.
  • the process (carbonitriding treatment) for forming the nitrogen-rich layer 1012 B when the process (carbonitriding treatment) for forming the nitrogen-rich layer 1012 B is performed, crowning is not formed on the tapered roller 1012, and the outer shape of the tapered roller 1012 is shown in FIG.
  • the front surface 1012 E is indicated by a dotted line 34.
  • the side surface of the tapered roller 1012 is processed as shown by the arrow in FIG. 34 as a finishing process, and as shown in FIG. 33 and FIG. 1022, 1024 are obtained.
  • the depth of the nitrogen-rich layer 1012B in the tapered roller 1012 that is, the distance from the outermost surface of the nitrogen-rich layer 1012B to the bottom of the nitrogen-rich layer 1012B is 0.2 mm or more as described above.
  • rolling of the first measurement point 1031 which is the boundary point between the chamfered portion 1021 and the crowning portion 102, the second measurement point 1032 at a distance W of 1.5 mm from the small end face 1017, and the tapered roller 1012
  • the third measurement point 1033 which is the center of the surface 1012A
  • the depths T1, T2, and T3 of the nitrogen-rich layer 1012B at each position are 0.2 mm or more.
  • the depth of the nitrogen-rich layer 1012B means the thickness of the nitrogen-rich layer 1012B in the radial direction orthogonal to the center line 1026 of the tapered roller 1012 and toward the outer peripheral side.
  • the values of depths T1, T2, and T3 of nitrogen-rich layer 1012B depend on the shape and size of chamfers 1021 and 16C, and the process conditions such as the process of forming nitrogen-rich layer 1012B and the conditions of the above-mentioned finish processing Depending, it is possible to change appropriately.
  • the depth T2 of the nitrogen-enriched layer 1012B is another depth T1, T3.
  • the magnitude relationship between the values of the depths T1, T2, and T3 of the nitrogen-rich layer 1012B can be appropriately changed by changing the above-described process conditions.
  • 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 or more.
  • the thickness of the nitrogen-rich layers 1011B and 1013B means the distance to the nitrogen-rich layers 1011B and 1013B in the direction perpendicular to the outermost surface of the nitrogen-rich layers 1011B and 1013B.
  • Crowning shape The shape of the crowning formed in the contact portion crowning portion 1027 included in the crowning portions 1022 and 1024 of the tapered roller 1012 (which is a portion continuous with the central portion 1023 and in contact with the inner ring raceway surface 1013A) is defined as follows. .
  • the sum of the drop amount of the crowning is a generatrix of the rolling surface 1012A of the tapered roller 1012 and the y-axis, the generatrix orthogonal direction in y-z coordinate system with the z-axis, the design parameter K 1, K2, z m , Q as load, L as the length in the generatrix direction of the effective contact portion of the rolling surface 1012A of the tapered roller 1012, E 'as the equivalent elastic modulus, and from the origin taken a on the generatrix of the rolling surface of the tapered roller 1012
  • A 2K 1 Q / ⁇ LE ′, it is represented by the following formula (1).
  • the shape of the crowning portions 1022 and 1024 of the tapered roller 1012 is a logarithmic curve crowning obtained by the above equation.
  • the present invention is not limited to the above equation, and another logarithmic crowning equation may be used to obtain a logarithmic curve.
  • the cut surface is exposed by cutting the tapered 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 said cut surface it analyzes about the nitrogen concentration by said EPMA in the several measurement position which becomes a position of 0.05 mm toward the inside from the surface of the tapered roller 1012.
  • the measurement position is determined at five locations, and the average value of the measurement data at the five locations is taken as the nitrogen concentration of the tapered roller 1012.
  • the outer ring 1011 and the inner ring 1013 for example, after exposing the cross section along the central axis and the radial direction orthogonal to the central axis with the central portion in the central axis direction of the bearing in the raceway 1011A, 13A as the measurement position
  • the nitrogen concentration of the cross section is measured by the same method as described above.
  • the hardness distribution is measured in the depth direction from the surface for the cross section to be measured in the method of measuring the nitrogen concentration.
  • a Vickers hardness measuring machine can be used as a measuring device.
  • hardness measurement is performed at a plurality of measurement points arranged in the depth direction, for example, measurement points arranged at 0.5 mm intervals. Then, a region having a Vickers hardness of HV 450 or more is used as a nitrogen-rich layer.
  • the hardness distribution in the depth direction is measured as described above to determine the region of the nitrogen-rich layer.
  • the inventor focused on the following matters regarding the tapered roller bearing, and considered the configuration of the above-described tapered roller bearing.
  • (3) The skew of the tapered roller is suppressed
  • Shape of raceway surface of inner and outer ring (4) Application of logarithmic crowning to rolling surface of tapered roller (5) Application of nitrogen-rich layer to conical roller, inner ring and outer ring
  • the characteristic configurations of the tapered roller bearings are listed.
  • the present inventors determined the condition of the ratio R / R BASE in consideration of the seizure resistance test result, the cross range at the time of manufacture, and the like with reference to the calculation results of FIGS. 19 and 20.
  • the nitrogen-rich layers 1011B, 1012B, and 1013B may be formed in at least one of the outer ring 1011, the inner ring 1013, and the tapered roller 1012 as a tapered roller.
  • a tapered roller bearing 1010 has an improved rolling fatigue life, and has a long life and high durability. Further, since the resistance to temper softening is improved by the formation of the nitrogen-rich layers 1011 B, 1012 B, and 1013 B, the temperature of the contact portion between the large end face 1016 and the large overhang surface 1018 is increased by sliding contact. However, high seizure resistance can be exhibited.
  • the nitrogen-rich layers 1012 B and 1013 B may be formed on both the large end face 1016 and the large ridge face 1018.
  • the nitrogen-rich layer 1012 B may be formed on the circumferential surface region (convex portion) of the large end face 1016.
  • the grain size number of the JIS standard may be 10 or more for the prior austenite grain size in the nitrogen-rich layers 1011B, 1012B, and 1013B.
  • the nitrogen-rich layers 1011 B, 1012 B, and 1013 B in which the former austenite crystal grain size is sufficiently reduced are formed, the Charpy impact value, the fracture toughness value, and the crushing are obtained after having a high rolling fatigue life.
  • the tapered roller bearing 1010 can be obtained with improved strength and the like.
  • the inner ring raceway surface 1013A and the outer ring raceway surface 1011A may be linear or arc-shaped in a cross section passing through the central axis of the inner ring 1013. Crowning may be formed on the rolling surface 1012A of the tapered roller 1012.
  • the sum of the drop amount of crowning is K 1 , K 2 , z m as design parameters
  • L is the length in the generatrix direction of the effective contact portion of the rolling surface 1012A of the tapered roller 1012
  • E ' is the equivalent elastic modulus
  • the effective contact is from the origin taken on the generating line of the rolling surface 1012A of the tapered roller 1012
  • A 2K 1 Q / ⁇ LE ′
  • crowning in which the outline is represented by a logarithmic function is provided on the rolling surface 1012A of the tapered roller 1012 so that the sum of the drop amounts is represented by the above equation (1).
  • the crowning represented by the conventional partial arc is formed, the local pressure increase can be suppressed, and the occurrence of wear on the rolling surface 1012A of the tapered roller 1012 can be suppressed.
  • the ratio R process / R between the actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R may be 0.8 or more.
  • the tapered roller bearing 1010 applied to a transmission of a car has a lubricating environment which is not better than that applied to other mechanical devices (for example, a differential device etc.), so the ratio R process / R is 0.8 or more.
  • the oil film thickness at the contact portion between the large end surface 1016 of the tapered roller 1012 and the large-diameter surface 1018 of the inner ring 1013 can be made sufficiently thick.
  • a small annular portion 1106 connected on the small diameter end face side of the plurality of tapered rollers 1012, a large annular portion 1107 connected on the large diameter end face side of the plurality of tapered rollers 1012, and a small annular portion 1106 And a plurality of pillars 1108 connecting the two and the large annular portion 1107.
  • Each of the plurality of pockets 1109 is formed in a trapezoidal shape in which the portion for storing the small diameter side of the plurality of tapered rollers 1012 is the narrow side, and the portion for storing the large diameter side is the wide side.
  • the conical roller bearing according to the modification of the second embodiment of the present invention, the method of manufacturing the conical roller bearing, and an example of the application of the conical roller bearing are the same as those of the first embodiment described above, and therefore detailed description is omitted.
  • a notch 1110 c may be provided also in the small annular portion 1106 on the narrow side of the pocket 1109.
  • the total area of the three notches 1110a and 1110c on the narrow side is larger than the total area of the two notches 1110b on the wide side.
  • the notch 1110c is, for example, 1.0 mm deep and 5.7 mm wide.
  • the lubricating oil flowing from the inner diameter side of the cage 1014 to the inner ring side is also obtained from the notch 1110c of the small annular portion 1106
  • the torque loss due to the flow resistance of the lubricating oil can be further reduced by reducing the amount of the lubricating oil which escapes to the outer ring side and reaches the vat along the raceway surface of the inner ring 1013.
  • the gap ⁇ between the inner diameter surface of the flange 1050 of the opposed small annular portion 1106 and the outer diameter surface of the small flange portion 1042 of the inner ring 1013 is 2 of the outer diameter dimension of the small flange portion 1042 It may be set narrowly to .0% or less.
  • a radially inward ridge 50 facing the outer diameter surface of the small collar portion 1042 of the inner ring 1013 is provided axially outside the small annular portion 1106 of the cage 1014, and the ridge 50 of the small annular portion 1106 opposed to this.
  • FIG. 37 is a schematic sectional view of a tapered roller bearing according to Embodiment 3 of the present invention.
  • FIG. 38 is an exploded plan view of a cage of the tapered roller bearing shown in FIG. 39 is a partial cross-sectional schematic view of the tapered roller bearing shown in FIG.
  • FIG. 40 is a schematic cross-sectional view showing the design specification of the tapered roller bearing shown in FIGS. 37 and 39.
  • the tapered roller bearing according to the third embodiment will be described with reference to FIGS. 37 to 40.
  • the tapered roller bearing 2010 shown in FIG. 37 mainly includes an outer ring 2011, an inner ring 2013, a plurality of tapered rollers 2012, and a cage 2014.
  • the outer ring 2011 has an annular shape, and has an outer ring raceway surface 2011A on its inner circumferential 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 such 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 an arc centered on the central axis is “peripheral It is called “direction”.
  • the tapered roller 2012 has a roller rolling surface 2012A, and contacts the inner ring raceway surface 2013A and the outer ring raceway surface 2011A at the roller rolling surface 2012A.
  • the plurality of tapered rollers 2012 are arranged at a predetermined pitch in the circumferential direction by a metal cage 2014.
  • the tapered rollers 2012 are rotatably held on the annular races of the outer ring 2011 and the inner ring 2013.
  • the tapered roller bearing 2010 has a cone including the outer ring raceway surface 2011A, a cone including the inner ring raceway surface 2013A, and a cone including the locus of the rotation axis when the tapered roller 2012 rolls, the center line of the bearing Are configured to intersect at one point (point O in FIG. 40).
  • the outer ring 2011 and the inner ring 2013 of the tapered roller bearing 2010 can rotate relative to each other.
  • the inner ring 2013 has a large flange portion 2041 on the large diameter side of the inner ring raceway surface 2013A and a small flange portion 2042 on the small diameter side.
  • the holder 2014 is not limited to metal but may be resin.
  • roller coefficient (Z ⁇ DA) / ( ⁇ ⁇ PCD) as the number of rollers Z, the roller average diameter DA, and the roller pitch circle diameter PCD.
  • Shape of cage As shown in FIG. 38, in the cage 2014, the small annular portion 2014a continued on the small diameter end face side of the tapered roller 2012, the large annular portion 2014b continued on the large diameter end face side of the tapered roller 2012, and these small annular portions 2014a. And a plurality of pillars 2014c connecting the large annular part 2014b.
  • the holder 2014 is formed with a plurality of pockets 2014d arranged at predetermined intervals in the circumferential direction.
  • the plurality of pockets 2014 d hold a plurality of conical rollers 2012.
  • the cage 2014 is disposed at a position closer to the outer ring 2011 than the inner ring 2013 in the radial direction.
  • the window angle ⁇ of the pocket 2014d that is, the angle formed by each cylindrical surface facing the pocket 2014d of the two adjacent pillars 2014c sandwiching the pocket 2014d is 46 ° or more and 80 ° or less It is.
  • the lower limit value of the window angle ⁇ is set to 46 ° or more in order to secure a good contact state with the roller, and the contact state with the place where the window angle is less than 46 ° is deteriorated. That is, when the window angle is 46 ° or more, a favorable contact state can be ensured with ⁇ > 0.90 after securing the cage strength.
  • the upper limit of the window angle ⁇ is 80 ° or less because the window angle exceeds 80 °, the pressing force in the radial direction increases, and smooth rotation is obtained even with a self-lubricating resin material. Because there is a risk that
  • the inventors conducted a life test and confirmed that the roller coefficient is related to the life. Table 11 shows the results of this life test.
  • the sample 5 is separated from the cage and the outer ring, and the typical conventional conical roller bearing having a roller coefficient of 0.90 or less, and the sample 3 has a roller coefficient ⁇ relative to the sample 5 as a conventional product.
  • the tapered roller bearing according to the present invention in which the sample angle 4 has a roller coefficient ⁇ of 0.90 and a window angle of 46 degrees or more and 65 degrees or less.
  • the test was conducted under severe lubrication and overload conditions. As apparent from Table 11, the sample 3 had a life twice as long as the sample 5 or more.
  • the material which comprises the outer ring 2011, the inner ring 2013, and the tapered roller 2012 is comprised, for example by high carbon chromium bearing steel prescribed
  • nitrogen enriched layers 2011B and 2013B are formed on the raceway surface 11A of the outer ring 2011 and the raceway surface 2013A of the inner ring 2013.
  • the nitrogen-rich layer 2013B extends from the raceway surface 2013A to the small ridge surface 2019 and the large ridge surface 2018.
  • the nitrogen-rich layers 2011B and 2013B are regions in which the nitrogen concentration is higher than that of the unnitrided portion 2011C of the outer ring 2011 or the unnitrided portion 2013C of the inner ring 2013, respectively.
  • the small ridge surface 2019 of the inner ring 2013 is finished to be a ground surface parallel to the small end face 2017 of the tapered roller 2012 arranged on the raceway surface 2013A.
  • the large-diameter surface 2018 of the inner ring 2013 is finished to be a ground surface extending along the large end surface 2016 of the tapered roller 2012.
  • a relief 2025A is formed at a corner where the inner ring raceway surface 2013A and the large rib surface 2018 intersect.
  • a nitrogen-rich layer 2012B is formed on the surface including the rolling surface 2012A of the tapered roller 2012, the large end face 2016, and the small end face 2017.
  • the nitrogen-rich layer 2012B is a region where the nitrogen concentration is higher than that of the non-nitrided portion 2012C of the roller 2012.
  • the nitrogen-rich layers 2011B, 2012B, 2013B can be formed by any conventionally known method such as carbonitriding and nitriding.
  • the nitrogen-rich layer 2012B may be formed only on the tapered rollers 2012, or the nitrogen-rich layer 2011B may be formed only on the outer ring 2011, or the nitrogen-rich layer 2013B is formed only on the inner ring 2013 It is also good. Alternatively, a nitrogen-rich layer may be formed on two of the outer ring 2011, the inner ring 2013, and the tapered rollers 2012.
  • the thickness of the nitrogen-rich layers 2011B, 2012B, 2013B is 0.2 mm or more. Specifically, the distance from the outer ring raceway surface 2011A as the outermost surface of the surface layer of the outer ring 2011 to the bottom of the nitrogen-rich layer 2011B is 0.2 mm or more. The distance from the rolling surface 2012A as a part of the outermost surface of the surface layer of the tapered rollers 2012 to the bottom of the nitrogen-rich layer 2012B may be 0.2 mm or more. The distance from the large end face 2016 or the small end face 2017 as a part of the outermost surface of the surface layer of the tapered roller 2012 to the bottom of the nitrogen-rich layer 2012B is 0.2 mm or more.
  • the distance from the inner ring raceway surface 2013A as a part of the outermost surface of the surface layer of the inner ring 2013 to the bottom of the nitrogen-rich layer 2013B is 0.2 mm or more.
  • the distance from the large-diameter surface 2018 as a part of the surface of the inner ring 2013 and the outermost surface thereof to the bottom of the nitrogen-rich layer 2013B is 0.2 mm or more.
  • the nitrogen concentration in the nitrogen-rich layers 2011B, 2012B, 2013B at a depth position of 0.05 mm from the outermost surface may be 0.1 mass% or more.
  • the ratio R / R BASE of the radius of curvature R of the large end face 2016 of the tapered roller 2012 to the distance R BASE from the point O to the major surface 2018 of the inner ring 2013 As shown in FIG. 40, conical conical apexes of the tapered rollers 2012 and the raceway surfaces 11A and 13A of the outer ring 2011 and the inner ring 2013 coincide at a point O on the center line of the tapered roller bearing 2010.
  • the ratio R / R BASE of the radius of curvature (also referred to as a set radius of curvature) R of the large end face 2016 of the tapered roller 2012 to the distance R BASE from the point O to the major surface 2018 of the inner ring 2013 is 0.75 or more. 87 or less.
  • Shape of large end face 2016 of conical roller 2012 When the actual radius of curvature after grinding of the large end face 2016 of the tapered roller 2012 is R process , the ratio R process / R between the actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R is 0.5 or more.
  • R process the ratio R process / R between the actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R is 0.5 or more.
  • Arithmetic mean roughness Ra of the large end face 2016 may be 0.10 ⁇ m Ra or less. Also, at the large end face 2016 of the tapered roller 2012, the maximum value of the arithmetic average roughness Ra of the convex portion (see the convex portion 16A in FIGS. 4 to 6) which is a circumferential surface region in contact with the large ridge surface 2018 The difference from the minimum value may be 0.02 ⁇ m or less. As a result, the variation of the surface roughness Ra of the circumferential surface region of the large end face 2016 can be sufficiently reduced, and the above-mentioned ratio R / R BASE has a synergistic effect with the numerical range of the ratio R process / R. Thus, a sufficient oil film thickness at the contact portion can be secured.
  • the large ridge surface 2018 is ground to a surface roughness of, for example, 0.12 ⁇ m Ra or less.
  • the arithmetic mean roughness Ra of the large scale surface is 0.063 ⁇ m Ra or less.
  • Shape of rolling surface of tapered roller 2012 As shown in FIG. 41, rolling surfaces 2012A (see FIG. 39) of the tapered rollers 2012 are located at both ends, and connect crowning portions 2022 and 2024 formed with crowning and the crowning portions 2022 and 2024. And a central portion 2023. No crowning is formed in the central portion 2023, and the shape of the central portion 2023 in a cross section in the direction along the center line 2026 which is the rotational axis of the tapered roller 2012 is linear.
  • a chamfered portion 2021 is formed between the small end face 2017 of the tapered roller 2012 and the crowning portion 2022.
  • a chamfered portion 2016C is also formed between the large end face 2016 of the tapered roller 2012 and the crowning portion 24.
  • the process (carbonitriding treatment) for forming the nitrogen-rich layer 2012B when the process (carbonitriding treatment) for forming the nitrogen-rich layer 2012B is performed, crowning is not formed on the tapered roller 2012, and the external shape of the tapered roller 2012 is a diagram
  • the front surface 2012E is indicated by a dotted line 42.
  • the side surface of the tapered roller 2012 is processed as shown by the arrow in FIG. 42 as a finishing process, and as shown in FIG. 41 and FIG. 2022 and 2024 are obtained.
  • Crowning shape The shape of the crowning formed in the contact portion crowning portion 2027 (which is a portion continuous with the central portion 2023 and in contact with the inner ring raceway surface 2013A) included in the crowning portions 2022 and 2024 of the tapered roller 2012 is defined as follows. .
  • K 1 , K 2 , z m are designed From the origin, the parameter, Q is the load, L is the generatrix length of the effective contact portion of the rolling surface 2012A at the tapered roller 2012, E 'is the equivalent elastic modulus, and a is taken on the rolling line of the tapered roller 2012
  • A 2K 1 Q / ⁇ LE ′, it is represented by the following formula (1).
  • the shape of the crowning portions 2022 and 2024 of the tapered roller 2012 is a logarithmic curve crowning obtained by the above equation.
  • the present invention is not limited to the above equation, and another logarithmic crowning equation may be used to obtain a logarithmic curve.
  • the tapered roller bearing 2010 has a roller coefficient exceeding 0.90.
  • the roller coefficient ⁇ of the tapered roller bearing is set to ⁇ > 0.90, not only the load capacity can be improved, but also the maximum contact pressure on the raceway can be reduced, so the extremely short life under severe lubrication conditions Surface starting point peeling can be prevented.
  • the inner ring raceway surface 2013A and the outer ring raceway surface 2011A may be linear or arc-shaped. Crowning may be formed on the rolling surface 2012A of the tapered roller 2012.
  • crowning (so-called logarithmic crowning) is provided on the rolling surface 2012A of the roller 2012, the outline of which is represented by a logarithmic function such that the sum of the drop amounts is represented by the above equation (1).
  • the crowning represented by the partial arc of (4) is formed, the local pressure increase can be suppressed, and the occurrence of wear on the rolling surface 2012A of the tapered roller 2012 can be suppressed.
  • the ratio R process / R between the actual radius of curvature R process and the set radius of curvature R may be 0.8 or more.
  • a conical roller bearing according to a modification of the third embodiment of the present invention, a method of manufacturing the conical roller bearing, and an example of application of the conical roller bearing are the same as in the first and second embodiments described above. Omit.
  • the features described in the above-described embodiments may be applied as appropriate in a technically consistent range.
  • the feature of the second embodiment that is, the combination of the features of the cage 1014 shown in FIG. 28 with the tapered roller bearing 10 of the first embodiment is also within the scope of application of the present embodiment.
  • the combination of the feature of Embodiment 3 with the feature of Embodiment 3 that is, the feature of cage 2014 shown in FIG. 38 and the feature that roller coefficient ⁇ > 0.90 is combined with tapered roller bearing 10 of Embodiment 1.
  • various modifications or more preferable examples described in Embodiment 2 and / or Embodiment 3 can be applied to Embodiment 1.

Abstract

耐焼付き性に優れるとともに、長寿命かつ高い耐久性を有する円錐ころ軸受を提供する。円錐ころ軸受の円錐ころ（１２）の大端面（１６）において、大鍔面（１８）と接触する円周状の表面領域の算術平均粗さＲａの最大値と最小値との差は０．０２μｍＲａ以下である。円錐ころ（１２）の大端面（１６）の設定曲率半径をＲ、円錐ころ（１２）の円錐角の頂点である点から内輪（１３）の大鍔面（１８）までの距離をＲBASEとしたとき、設定曲率半径Ｒと距離ＲBASEの比率Ｒ／ＲBASEの値を０．７５以上０．８７以下とする。円錐ころ（１２）の大端面（１６）の研削加工後の実曲率半径をＲprocessとしたとき、実曲率半径Ｒprocessと設定曲率半径Ｒとの比率Ｒprocess／Ｒが０．５以上である。

Description

円錐ころ軸受
　本発明は、円錐ころ軸受に関する。
　従来、軸受の一種として円錐ころ軸受が知られている。円錐ころ軸受は、たとえば自動車などの機械装置に適用される。円錐ころ軸受は、使用時、円すいころの大端面と内輪の大鍔面とが接触し、一定のアキシアル荷重を受けることができる。しかし、上述した円錐ころの大端面と内輪の大鍔面との接触は転がり接触ではなく、すべり接触となる。このため、上記円錐ころの大端面と内輪の大鍔面との接触部における潤滑環境が不十分であると、当該接触部において発熱し、軸受が急昇温する懸念がある。
　上記問題点を解決するためには、円錐ころの大端面と内輪の大鍔面との接触部における摩擦によるトルクロスと発熱とを低減するとともに、当該接触部における油膜形成性を向上させる必要がある。
　たとえば、特開２０００－１７０７７４号公報（以下、特許文献１とも呼ぶ）には、円錐ころの大端面の曲率半径をＲとし、円錐ころの円錐角の頂点から内輪の大鍔面（円錐ころとの接触部）までの距離をＲBASEとしたときに、比率Ｒ／ＲBASEを０．７５～０．８７の範囲にすることが提案されている。これにより、円錐ころの大端面と内輪の大鍔面との接触部における油膜形成性を向上させている。
特開２０００－１７０７７４号公報
　しかし、特許文献１では、円錐ころの大端面の加工後の実曲率半径について許容範囲が規定されていない。そのため、Ｒ／ＲBASEの値を０．７５～０．８７の範囲内に設定しても、上記の実曲率半径が小さくなると、想定よりも大きなスキューを誘発する恐れがある。
　また、上述した円錐ころ軸受が適用される機械装置の信頼性や性能の向上を図る観点から、円錐ころ軸受のさらなる長寿命化および耐久性の向上も求められている。
　この発明は、上記のような課題を解決するためになされたものであり、この発明の目的は、耐焼付き性に優れるとともに、長寿命かつ高い耐久性を有する円錐ころ軸受を提供することである。
　本開示に従った円錐ころ軸受は、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、当該内輪軌道面よりも大径側に配置された大鍔面とを有し、外輪の内側に配置される。複数の円錐ころは、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。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る。円錐ころの大端面の設定曲率半径を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、設定曲率半径Ｒと距離ＲBASEの比率Ｒ／ＲBASEの値を０．７５以上０．８７以下とする。円錐ころの大端面の研削加工後の実曲率半径をＲprocessとしたとき、実曲率半径Ｒprocessと設定曲率半径Ｒとの比率Ｒprocess／Ｒが０．５以上である。円錐ころの大端面において、大鍔面と接触する円周状の表面領域の算術平均粗さＲａの最大値と最小値との差は０．０２μｍＲａ以下である。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、後述の式（１）で表される。
　上記によれば、耐焼付き性に優れるとともに、長寿命かつ高い耐久性を有する円錐ころ軸受が得られる。
実施の形態１に係る円錐ころ軸受を示す断面模式図である。 図１の要部の拡大断面図である。 実施の形態１に係る円錐ころ軸受の設計仕様を示す断面模式図である。 実施の形態１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模式図である。 図４に示される領域Ｖを示す部分断面模式図である。 実施の形態１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模式図である。 実施の形態１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１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。 本実施の形態１の円錐ころ軸受に含まれる円錐ころのクラウニング形状の第１例を示す図である。 本実施の形態１の円錐ころ軸受に含まれる円錐ころのクラウニング形状の第２例を示す図である。 本実施の形態１の円錐ころ軸受に含まれる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。 実施の形態１に係る円錐ころ軸受の内輪の詳細形状を示す部分断面模式図である。 図１２の領域ＸＩＩＩの拡大模式図である。 図１２に示した内輪軌道面の母線方向の形状を示す模式図である。 実施の形態１に係る軸受部品の旧オーステナイト結晶粒界を示す図である。 従来の軸受部品の旧オーステナイト結晶粒界を示す図である。 実施の形態１に係る円錐ころ軸受において、内輪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模式図である。 実施の形態１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模式図である。 実施の形態１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１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。 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。 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１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１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１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１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示す断面模式図である。 実施の形態２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模式図である。 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模式図である。 実施の形態２に係る軸受部品の旧オーステナイト結晶粒界を示す図である。 従来の軸受部品の旧オーステナイト結晶粒界を示す図である。 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。 実施の形態２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２に係る円錐ころ軸受の保持器の他の変形例を示す断面模式図である。 実施の形態３に係る円錐ころ軸受を示す断面模式図である。 実施の形態３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３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模式図である。 実施の形態３に係る円錐ころ軸受の設計仕様を示す断面模式図である。 実施の形態３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３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。
　以下、図面に基づいて本発明の実施の形態を説明する。なお、以下の図面において同一または相当する部分には同一の参照番号を付しその説明は繰返さない。
　実施の形態１．
　＜円錐ころ軸受の構成＞
　図１は、本発明の実施の形態１に係る円錐ころ軸受の断面模式図である。図２は、図１に示した円錐ころのうち特に小端面１７および小鍔面１９の配置される領域およびその周囲の領域を拡大して示す断面図である。図３は、図１に示した円錐ころ軸受の設計仕様を示す断面模式図である。図１～図３を用いて本実施の形態１に係る円錐ころ軸受を説明する。
　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（以下では単に、ころと呼ぶこともある）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、その内周面に外輪軌道面１１Ａを有している。内輪１３は、環形状を有し、その外周面に内輪軌道面１３Ａを有している。内輪１３は、内輪軌道面１３Ａが外輪軌道面１１Ａに対向するように外輪１１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は転動面としてのころ転動面１２Ａを有し、当該ころ転動面１２Ａにおいて内輪軌道面１３Ａおよび外輪軌道面１１Ａに接触する。すなわち複数のころ１２は外輪軌道面１１Ａと内輪軌道面１３Ａとの間に配列される。複数のころ１２は金属からなる保持器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、外輪軌道面１１Ａを含む円錐、内輪軌道面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（図３の点Ｏ）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は金属製に限らず、合成樹脂製であってもよい。
　外輪１１、内輪１３、ころ１２を構成する材料は、たとえばＪＩＳ規格に規定される高炭素クロム軸受鋼、より具体的にはＪＩＳ規格ＳＵＪ２である。
　内輪１３の大鍔面１８は、内輪軌道面１３Ａよりも大径側、すなわち図１の右側に配置されている。大鍔面１８は、円錐ころ１２の大端面１６に沿って延びる研削加工面に仕上げられている。内輪１３において、内輪軌道面１３Ａと大鍔面１８とが交わる隅部には逃げ部が形成されている。大端面１６はころ１２の最も大径側の端面であり、大鍔面１８と接触する。内輪１３の小鍔面１９は、内輪軌道面１３Ａよりも小径側、すなわち図１の左側に配置されている。小鍔面１９は、円錐ころ１２の小端面１７に沿って延びる研削加工面に仕上げられている。内輪軌道面１３Ａと小鍔面１９とが交わる隅部には逃げ部２５Ｂが形成されている。なお、逃げ部２５Ｂは、形成されていなくてもよい。小端面１７はころ１２の最も小径側の端面であり、小鍔面１９と接触する。
　図２の拡大図を参照して、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。
　なおころ１２の転動面と、内輪軌道面１３Ａとの接触面は、直線状であるストレート部を有していることが好ましい。
　円錐ころ１２の大端面１６の曲率半径Ｒと、点Ｏから内輪１３の大鍔面１８までの距離ＲBASEとの比Ｒ／ＲBASE：
　図３に示すように、円錐ころ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。円錐ころ１２の大端面１６の曲率半径（設定曲率半径とも呼ぶ）Ｒと、点Ｏから内輪１３の大鍔面１８までの距離ＲBASEとの比率Ｒ／ＲBASEの値を０．７５以上０．８７以下とする。
　円錐ころ１２の大端面１６の形状：
　円錐ころ１２の大端面１６の研削加工後の実曲率半径をＲprocessとしたとき、実曲率半径Ｒprocessと設定曲率半径Ｒとの比率Ｒprocess／Ｒは０．５以上とされる。ただし上記比率は０．８以上であってもよい。以下、具体的に説明する。
　図４および図５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１２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１２の大端面１６は、円錐ころ１２の円錐角の頂点である点Ｏ（図３参照）を中心とする球面の一部となる。図４および図５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の転動軸（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。
　ここで、ころ１２の大端面１６の曲率半径（設定曲率半径）Ｒは、図４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５に示すように、ころ１２の大端面１６の端部の点Ｃ１、Ｃ２、Ｃ３、Ｃ４、点Ｃ１、Ｃ２の中間点Ｐ５、点Ｃ３、Ｃ４の中間点Ｐ６を考える。そして、大端面１６が上記理想的な球面である場合、図５に示した断面において、大端面１６は、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Ｒ１５６４についてＲ１５２＝Ｒ３６４＝Ｒ１５６４という条件が成り立つ、理想的な単一円弧曲線となる。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の曲率半径を設定曲率半径と呼ぶ。なお、設定曲率半径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。なお、点Ｃ２、Ｃ３の位置は、図５の位置に限らない。たとえば、点Ｃ２は点Ｃ１側に、点Ｃ３は点Ｃ４側にわずかにずれた位置でもよい。
　図６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６では、図５に示される理想的な大端面は点線で示されている。図６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１２の大端面１６は、円錐ころ１２の円錐角の頂点を中心とする１つの球面の一部とならない。実際に得られる円錐ころ１２の上記凸部の点Ｃ１～Ｃ４は、図５に示される上記凸部１６Ａと比べて、各点Ｃ１～Ｃ４がダレた形状を有している。すなわち、図６に示される点Ｃ１，Ｃ４は、図５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１６全体のＲ１５６４に対して片側のＲ１５２が同一ではなく、小さくできてしまう）。
　図６に示される点Ｃ２，Ｃ３は、図５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１６全体のＲ１５６４に対して片側のＲ３６４が同一ではなく、小さくできてしまう）。なお、図６に示される中間点Ｐ５，Ｐ６は、例えば図５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６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６に示されるころ１２の大端面１６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。上記実曲率半径Ｒprocessは上記設定曲率半径Ｒ以下となる。
　本実施の形態１に係る円錐ころ軸受の円錐ころ１２は、上述したように設定曲率半径Ｒに対する上記実曲率半径Ｒprocessの比率Ｒprocess/Ｒが０．５以上である。
　なお、図６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、上記設定曲率半径Ｒ以下となる。つまり、本実施の形態１に係る円錐ころ軸受の円錐ころ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０．５以上である。
　円錐ころ１２の大端面１６の算術平均粗さ（表面粗さ）：
　大端面１６の算術平均粗さＲａは０．１０μｍＲａ以下であってもよい。図４に示すように、大端面１６は凸部１６Ａと凹部１６Ｂと面取り部１６Ｃとを含む。大端面１６では最外周に面取り部１６Ｃが配置される。面取り部１６Ｃの内周側に環状の凸部１６Ａが配置される。凸部１６Ａの内周側に凹部１６Ｂが配置される。凸部１６Ａは凹部１６Ｂより突出した面である。面取り部１６Ｃは凸部１６Ａと円錐ころ１２の側面である転動面とを繋ぐように形成されている。上述した大端面１６の算術平均粗さＲａは、実質的には凸部１６Ａの算術平均粗さを意味する。また、円錐ころ１２の大端面１６において、大鍔面１８と接触する円周状の表面領域である凸部１６Ａの算術平均粗さＲａの最大値と最小値との差は０．０２μｍＲａ以下である。これにより、大端面１６の円周状の表面領域の算術平均粗さＲａのばらつきを十分小さくできる。また上記比率Ｒ／ＲBASEの数値範囲と比率Ｒprocess/Ｒの数値範囲との相乗効果により、結果的に円錐ころ１２の大端面１６と内輪１３の大鍔面１８との接触部における十分な油膜厚さを確保できる。
　大鍔面１８は、例えば０．１２μｍＲａ以下の算術平均粗さに研削加工されている。好ましくは、大鍔面１８の算術平均粗さＲａは０．０６３μｍＲａ以下である。
　円錐ころ１２の転動面の形状：
　図７に示すように、ころ１２の転動面１２Ａ（図１参照）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。ころ１２の大端面１６とクラウニング部２４との間にも面取り部１６Ｃ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８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８の矢印に示すようにころ１２の側面が加工され、図７及び図８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。
　クラウニングの形状：
　ころ１２のクラウニング部２２、２４に含まれる（中央部２３に連なり内輪軌道面１３Ａに接触する部分である）接触部クラウニング部分２７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、下記の式（１）で表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000002
　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考える。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、一方のクラウニング２２Ａ(図８参照）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、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）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。なおＰ１は、後述する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との境界に相当する。
　ここで、ころ１２のクラウニングとして、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を考えることができる。この場合、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の少なくとも１つが、接触面圧、応力および寿命のうちのいずれかを目的関数として最適化される。本実施の形態１においては、以下のように、接触面圧（面圧）を目的関数として式（１）が最適化される。
　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１２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１２Ａ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。
　ここで、円錐ころ１２のクラウニング部２２、２４の形状は、上記の数式によって求められた対数曲線クラウニングとしている。しかし、上記の数式に限られるものではなく、他の対数クラウニング式を用いて対数曲線を求めてもよい。
　図７に示す円錐ころ１２のクラウニング部２２、２４には上記の数式で求められた対数クラウニングの対数曲線に近似する形状のクラウニングが形成されてもよい。円錐ころ１２の大端面１６側に形成されたクラウニング部２４の詳細を説明する。以下ではクラウニング部２４のドロップ量を理解しやすいように図８に示す円錐ころ１２よりも更にドロップ量を誇張して考える。クラウニング部２４は、ストレート部２３に大きな曲率半径Ｒ１、Ｒ２、Ｒ３を持つ３つの円弧が滑らかに接続され複合的な円弧形状で構成されている。そして、クラウニング部２４のドロップ量として、第１のゲートのドロップ量Ｄｒ１、中間の第２のゲートのドロップ量Ｄｒ２、最大の第３のゲートのドロップ量Ｄｒ３を規定することにより、対数曲線に近似したクラウニング形状となる。ドロップ量Ｄｒ３は前述した数式１中のｚｍに相当する。これにより、エッジ面圧を回避し軸方向の面圧分布を均一化できる。ドロップ量Ｄｒは、サイズや型番によって異なるが、最大でも５０μｍ程度である。小端面１７側に形成されたクラウニング部２２の形状は、クラウニング部２４と同様であるので、その説明は繰り返さない。本明細書における円錐ころ１２の転動面の中央部２３の形状が直線状であるとは、直線状の他、ドロップ量が数μｍ程度のクラウニングのある概略直線状のものを含む意味で用いる。
　なおここでのＰ１も、上記のＰ１と同様に、後述する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との境界に相当する。再度図７を参照して、本実施の形態１の円錐ころ軸受は、ころ１２の外周の転動面１２Ａ（図１、図４参照）にはクラウニング部２２が形成されており、これは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。転動面１２Ａにおいて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、内輪軌道面１３Ａの軸方向範囲にあって内輪軌道面１３Ａに接する。非接触部クラウニング部分２８は、内輪軌道面１３Ａの軸方向範囲から外れて内輪軌道面１３Ａに非接触となる。
　より具体的には、ころ１２の転動面１２Ａはたとえば図９および図１０に示される形状を有する。図９は本実施の形態１の円錐ころ軸受に含まれる円錐ころのクラウニング形状の第１例を示す図である。図１０は本実施の形態１の円錐ころ軸受に含まれる円錐ころのクラウニング形状の第２例を示す図である。図９を参照して、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、次式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。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000003
　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。
　図９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９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（図９参照）の低減を図ることができる。
　ただし、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。
　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。
　すなわち、たとえば図１０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７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。この場合は、接触部クラウニング部分２７の母線の一部のみが上記式（１）で示される対数クラウニングの対数曲線で表される。一方、接触部クラウニング部分２７の全体が対数クラウニングの対数曲線で形成された部分２７Ｂによって表されてもよい。
　非接触部クラウニング部分２８の母線は、そのうちの接触部クラウニング部分２７の対数クラウニングの対数曲線で形成された部分２７Ｂとの接続部が、当該対数曲線の勾配と一致されるように形成されることが好ましい。このようにすれば、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の母線とを、接続点でより滑らかに連続させることができる。
　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、ころ全長Ｌ１の１／２以上のストレート部分２７Ａが存在することが望ましい。そこで、ころ全長Ｌ１の１／２をストレート部分２７Ａ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中の設計パラメータのうち、Ｋ２は固定され、Ｋ１とｚｍとが設計の対象となる。
　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１１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。なお図１１は、本実施の形態１の円錐ころ軸受に含まれる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。ところが、図１１中のＧの領域は、図１１の内輪１３の大径側の逃げ部２５Ａおよび小径側の逃げ部２５Ｂと相対するクラウニング部２４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。
　ころ１２と内輪１３との接触を考える限りにおいては、図１１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１１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１１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（図９、図１０参照）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。
　内輪軌道面および外輪軌道面の形状：
　次に、内輪軌道面１３Ａの母線方向の形状を図１２～図１４に基づいて説明する。図１２は内輪１３の詳細形状を示す部分断面模式図である。図１３は、図１２の領域ＸＩＩＩの拡大模式図である。図１４は、図１２に示した内輪軌道面１３Ａの母線方向の形状を示す模式図である。図１２および図１３では、円錐ころ１２の大端面１６側の一部輪郭を２点鎖線で示す。
　図１２～図１４に示すように、内輪軌道面１３Ａは、緩やかな単一円弧のフルクラウニング形状に形成され、逃げ部２５Ａ、２５Ｂに繋がっている。緩やかな単一円弧のフルクラウニングの曲率半径Ｒｃは、内輪軌道面１３Ａの両端でたとえば５μｍ程度のドロップ量が生じる極めて大きなものである。図１２に示すように、内輪軌道面１３Ａには逃げ部２５Ａ、２５Ｂが設けられているので、内輪軌道面１３Ａの有効軌道面幅はＬＧとなる。
　図１３に示すように、大鍔面１８の半径方向の外側には、大鍔面１８に滑らかに接続する逃げ面１８Ａが形成されている。逃げ面１８Ａと円錐ころ１２の大端面１６との間に形成される楔形隙間によって、潤滑油の引き込み作用を高め、十分な油膜を形成することができる。内輪軌道面１３Ａの母線方向の形状は、緩やかな単一円弧のフルクラウニング形状を例示したが、これに限られず、ストレート形状としてもよい。
　以上では、内輪１３の内輪軌道面１３Ａの母線方向の形状を説明したが、外輪軌道面１１Ａの母線方向の形状も同様であるので、説明は繰り返さない。以上を言い換えれば、内輪１３の中心軸を通る断面において、内輪軌道面１３Ａおよび外輪軌道面１１Ａは直線状または円弧状である。
　ここで、円錐ころ１２の転動面１２Ａを対数クラウニング形状（中央部２３はストレート形状）とすると共に、内輪軌道面１３Ａおよび外輪軌道面１１Ａをストレート形状又は緩やかな円弧のフルクラウニング形状とした本実施形態に至った検証結果を次に説明する。
　自動車のトランスミッション用円錐ころ軸受（内径φ３５ｍｍ、外径φ６２ｍｍ、幅１８ｍｍ）で、ミスアライメントがある低速条件（１速）の場合と、ミスアライメントがない高速条件（４速）の場合とにおける外輪軌道面１１Ａの接触面圧と、円錐ころ１２の転動面１２Ａの有効転動面幅Ｌ（図７参照）に対する接触楕円の比を検証した。検証に用いた試料を表１に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
　検証結果を表２に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000005
　ミスアライメント無しで高速条件では、荷重条件が比較的軽いため、表２に示すように、試料１、試料２のいずれもエッジ面圧（ＰEDGE）の発生はない。一方、試料２では、外輪のフルクラウニングのドロップ量が大きく、接触楕円（長軸半径）が短くなるので、接触領域が長い場合に比べて、当り位置の中心Ｃのばらつきが大きくなり、円錐ころのスキューを誘発しやすくなり、実用不可（ＮＧ）とした。
　一方、ミスアライメントありで低速条件では、高荷重であるため、試料２では、ころ有効転動面幅Ｌに対する接触楕円の比は１００％となり、外輪にはエッジ面圧が発生する。さらに、エッジ当りとなることで、円錐ころの小端面側で接触駆動されるようになることから、大きなスキューを誘発してしまい、実用不可（ＮＧ）とした。
　以上より、スキューを抑制するためには、外輪に大きなドロップ量のフルクラウニングを施すことは好ましくないことが検証され、試料１の有意性が確認できた。
　円錐ころ１２の転動面と内輪軌道面との当たり位置：　（図１７、２２）
　図１７に示すように、円錐ころ１２の転動軸の延在方向における転動面１２Ａの幅をＬ、内輪軌道面１３Ａと転動面１２Ａとの当たり位置の中心Ｃの、延在方向における転動面１２Ａの中点Ｎから大端面１６側へのずれ量をαとしたとき、円錐ころ軸受１０では、幅Ｌとずれ量αとの比率α／Ｌが０％以上２０％未満であってもよい。
　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の中心Ｃが転動軸の延在方向における転動面の中央Ｎまたは該中央Ｎよりも大端面１６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の中心Ｃが転動軸の延在方向における転動面の中央Ｎよりも小端面１７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３に、上記ずれ量αが０であるとき、すなわち内輪軌道面１３Ａおよび外輪軌道面１１Ａと円錐ころ１２の転動面１２Ａとの当たり位置の中心Ｃが転動軸の延在方向における転動面１２Ａの中央Ｎに位置しているときのスキュー角φ０、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φ、回転トルクＭの各比率の計算結果を示す。なお、表３において、ずれ量αは、ころ１２の転動面１２Ａの幅Ｌに対するずれ量αの比率（α／Ｌ）として示している。また、上記当たり位置が上記中央Ｎよりも小端面１７側にずれているときのずれ量を負の値で示す。スキュー角φ０およびトルクＭ０は、ずれ量αが０の時の値である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000006
　表３に示すように、スキュー角φは、ずれ量αに関する比率α／Ｌが０％のときよりも大径側当りとした方が小さいことが分かる。また、回転トルクＭは、ずれ量αが大きくなる程増大するが、大径側当りよりも小径側当りの方がその影響が大きい。ずれ量αに関する上記比率α／Ｌが－５％でスキュー角は１．５倍と大きくなることから、発熱への影響が無視できなくなり、実用不可（ＮＧ）と判定した。また、上記比率α／Ｌが２０％以上になると、ころ１２の転動面１２Ａにおけるすべりが大きくなることで回転トルクＭが増大し、別のピーリング等の不具合を引き起こすため、実用不可（ＮＧ）と判定した。
　以上の結果より、スキュー角φと回転トルクＭとを小さくするためには、ずれ量αに関する比率α／Ｌは０％以上２０％未満であることが望ましい。また好ましくは、比率α／Ｌは０％を越える。さらに、比率α／Ｌは０％を越え１５％未満であってもよい。
　比率α／Ｌが０％超えとなる構成は、たとえば図１７および図１８に示される。図１７および図１８は、円錐ころ軸受において、内輪軌道面１３Ａと転動面１２Ａとの当たり位置の変更方法の例を示す断面模式図である。
　図１７に示されるように、ころ１２の転動面１２Ａに形成されたのクラウニング、および内輪軌道面１３Ａおよび外輪軌道面１１Ａ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１８に示されるように、内輪軌道面１３Ａが内輪の軸方向に対して成す角度と、外輪軌道面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１８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、内輪軌道面１３Ａが内輪１３の軸方向に対して成す角度を大きくする、および外輪軌道面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。
　＜各種特性の測定方法＞
　ころの大端面の曲率半径の測定方法：
　図６に示したころ１２の大端面１６における実曲率半径Ｒprocessおよび仮想曲率半径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機（例えばミツトヨ製表面粗さ測定機サーフテストＳＶ‐３１００）を用いて測定され得る。表面粗さ測定機を用いた場合には、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（母線方向の形状）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。あるいは、大端面１６全体の仮想曲率半径Ｒvirtualは、「複数回入力」というコマンドを用いて４点を取った値で近似円弧曲線半径を算出することで決定してもよい。大端面１６の母線方向の形状は、直径方向に１回の測定とした。
　一方で、設定曲率半径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。
　算術平均粗さ（表面粗さ）の測定方法：
　ころ１２の大端面１６の算術平均粗さＲａは任意の方法により測定できるが、たとえば表面粗さ測定機（例えばミツトヨ製表面粗さ測定機サーフテストＳＶ‐３１００）を用いて測定され得る。大端面の算術平均粗さＲａは、たとえば、上記測定機のスタイラスをころ１２の大端面１６に接触させるという方法により測定できる。また、大端面１６において、大鍔面と接触する円周状の表面領域である凸部１６Ａの算術平均粗さＲａの最大値と最小値との差は、当該凸部１６Ａの任意の４か所について表面粗さ測定機を用いて算術平均粗さＲａを測定し、当該４か所の算術平均粗さの最大値と最小値との差を算出することにより求めることができる。
　＜円錐ころ軸受の作用効果＞
　本発明者は、円錐ころ軸受に関する以下の事項に着目し、上述した円錐ころ軸受の構成に想到した。
（１）円錐ころの大端面の設定曲率半径と加工後の実曲率半径との比率
（２）円錐ころのスキューを抑制する内外輪の軌道面の形状
（３）円錐ころの転動面への対数クラウニングの適用
　上記構成（１）～構成（３）を組み合わせることで、耐焼付き性向上に関して相乗効果が期待できる。たとえば、構成（３）のように円錐ころの転動面に対数クラウニングを適用すると、局所的な面圧の上昇が防がれる。これにより、円錐ころの挙動が安定してスキューを抑制でき、円錐ころの大端面と内輪の大鍔面との接触部での油膜厚さが安定して確保されるため、耐焼付き性が向上する。ここで、構成（３）に対して、耐焼付き性向上に寄与する構成（１）および構成（２）を組み合わせることで、円錐ころ軸受において、耐焼付き性をさらに向上させることができる。
　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１０は、外輪１１と内輪１３と複数の円錐ころ１２とを備える。外輪１１は、内周面において外輪軌道面１１Ａを有する。内輪１３は、外周面において内輪軌道面１３Ａと、当該内輪軌道面１３Ａよりも大径側に配置された大鍔面１８とを有し、外輪１１の内側に配置される。複数の円錐ころ１２は、外輪軌道面１１Ａおよび内輪軌道面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。複数の円錐ころ１２は、外輪軌道面１１Ａと内輪軌道面１３Ａとの間に配列される。
　円錐ころ１２の大端面１６の設定曲率半径をＲ、円錐ころ１２の円錐角の頂点である点Ｏ（図３参照）から内輪１３の大鍔面１８までの距離をＲBASEとしたとき、設定曲率半径Ｒと距離ＲBASEの比率Ｒ／ＲBASEの値を０．７５以上０．８７以下とする。図６に示すように円錐ころ１２の大端面１６の研削加工後の実曲率半径をＲprocessとしたとき、実曲率半径Ｒprocessと設定曲率半径Ｒとの比率Ｒprocess／Ｒが０．５以上である。
　上述した円錐ころ軸受１０によれば、設定曲率半径Ｒと距離ＲBASEの比率Ｒ／ＲBASEの値を上述のように設定することで、円錐ころ１２の大端面１６と内輪１３の大鍔面１８との接触部において十分な油膜厚さを確保して円錐ころ１２と大鍔面１８との接触および摩耗の発生を抑制し、当該接触部での発熱を抑制できる。
　なお、比率Ｒ／ＲBASEの値については、以下の知見を参考として決定した。図１９は、内輪１３の大鍔面１８と円錐ころ１２の大端面１６と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に対する油膜厚さｔの比ｔ／ｔ0である。油膜厚さｔはＲ／ＲBASE＝０．７６のとき最大となり、Ｒ／ＲBASEが０．８７を越えると急激に減少する。
　図２０は、内輪１３の大鍔面１８と円錐ころ１２の大端面１６間の最大ヘルツ応力Ｐを計算した結果を示す。縦軸は、図１９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１３の大鍔面１８と円錐ころ１２の大端面１６間の辷り摩擦によるトルクロスと発熱と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。
　なお、ここでは図１９に示したようにＫａｒｎａの式を用いて比率Ｒ／ＲBASEと油膜厚さとの関係を特定しているが、当該関係に影響を及ぼす因子としては軸受の回転速度や荷重、潤滑油の粘度などの軸受の使用条件が考えられる。発明者が検討したところ、このような他の因子を総合的に考慮すると比率Ｒ／ＲBASEの値が０．８程度であれば、平均的に最も油膜厚さが十分に維持できる。そのため、上述したように上記比率Ｒ／ＲBASEの値については０．８を中央値としてその範囲を決定している。
　また、実曲率半径Ｒprocessと設定曲率半径Ｒとの比率Ｒprocess／Ｒの値を上述のように設定することで、円錐ころ１２の大端面１６と内輪１３の大鍔面１８との接触面圧を低減できる。さらに、円錐ころ１２のスキューを抑制し大端面１６と大鍔面１８との接触部での油膜厚さを安定して確保することができる。
　さらに、円錐ころ１２の大端面１６において大鍔面１８と接触する円周状の表面領域（凸部１６Ａ）の算術平均粗さＲａの最大値と最小値との差を０．０２μｍＲａ以下とすることで、大端面１６の円周状の表面領域の算術平均粗さＲａのばらつきを十分小さくでき、上記比率Ｒ／ＲBASEの数値範囲および比率Ｒprocess／Ｒの数値範囲との相乗効果により、結果的に上記接触部における十分な油膜厚さを確保できる。このため、上記接触部における発熱を安定的に抑制でき耐焼付き性が向上された円錐ころ軸受１０を得ることができる。
　上記円錐ころ軸受１０では、内輪１３の中心軸を通る断面において、内輪軌道面１３Ａおよび外輪軌道面１１Ａは直線状または円弧状であってもよい。円錐ころ１２の転動面１２Ａにはクラウニングが形成されてもよい。クラウニングのドロップ量の和は、円錐ころ１２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を円錐ころ１２の転動面１２Ａ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）で表されてもよい。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000007
　この場合、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。
　また、内輪１３の中心軸を通る断面において、内輪軌道面１３Ａおよび外輪軌道面１１Ａが直線状または円弧状となっており、円錐ころ１２の転動面１２Ａは中央部がたとえばストレート面となっており当該ストレート面に連なっていわゆる対数クラウニングが設けられているので、円錐ころ１２の転動面１２Ａと内輪軌道面１３Ａおよび外輪軌道面１１Ａとの接触領域の寸法（たとえば接触楕円の長軸寸法）を長くすることができ、結果的にスキューを抑制できる。さらに、内輪軌道面１３Ａまたは外輪軌道面１１Ａと転動面１２Ａとの当たり位置のばらつきを小さくできる。
　また、上述のように転動面１２Ａと内輪軌道面１３Ａおよび外輪軌道面１１Ａとの接触領域の寸法（たとえば接触楕円の長軸寸法）を長くすると、モーメント荷重が作用するような使用条件ではころに従来のようなフルクラウニングを形成している場合、母線方向の端部においてエッジ面圧が発生する恐れがある。しかし上記円錐ころ軸受１０では円錐ころ１２に対数クラウニングが適用されているため、必要な接触領域の寸法を確保しつつ、このようなエッジ面圧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２１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２２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２１および図２２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２１および図２２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２１および図２２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２２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２１に示すように、図２２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２１及び図２２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では、円錐ころ１２の転動軸の延在方向における転動面の幅をＬ、内輪軌道面１３Ａと転動面１２Ａとの当たり位置の、上記延在方向における転動面１２Ａの中点Ｎから大端面１６側へのずれ量をαとしたとき、幅Ｌとずれ量αとの比率α／Ｌが０％以上２０％未満であってもよい。異なる観点から言えば、当該当たり位置が、転動軸の延在方向における転動面１２Ａの中央位置または該中央位置よりも大端面１６側にあることが好ましい。この場合、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よりも小端面側にある場合と比べて、ころにスキューを発生させる接線力の発生位置（大端面１６と内輪１３の大鍔面１８との接点位置）から当該当たり位置までの距離を小さくできるので、ころのスキュー角を低減でき、回転トルクの増大を抑制し得る。
　上記円錐ころ軸受１０では、内輪１３において、内輪軌道面１３Ａと大鍔面１８とが交わる隅部には逃げ部２５Ａが形成されていてもよい。この場合、円錐ころ１２の転動面１２Ａにおける大端面１６側の端部が逃げ部２５Ａに位置することで、当該端部が内輪１３と接触することを防止できる。
　上記円錐ころ軸受１０において、実曲率半径Ｒprocessと設定曲率半径Ｒとの比率Ｒprocess／Ｒが０．８以上であってもよい。円錐ころ軸受１０が極めて厳しい潤滑環境下で使用された場合、上記比率Ｒprocess／Ｒを０．８以上とすることで、円錐ころ１２の大端面１６と内輪１３の大鍔面１８との接触部における油膜厚さを十分に厚くできる。
　上記円錐ころ軸受１０において、円錐ころ１２の大端面１６の算術平均粗さＲａが０．１０μｍＲａ以下であってもよい。この場合、円錐ころ１２の大端面１６と内輪１３の大鍔面１８との接触部における油膜厚さを十分に確保できる。
　ここで、円錐ころ１２のスキュー角と比率Ｒ／ＲBASEとの関係について検討する。比率Ｒ／ＲBASEは、円すいころ１２の大端面１６が、設定した理想的な球面（加工誤差を含まない）での接触状態であることを条件とする。比率Ｒ／ＲBASEと円錐ころ１２のスキュー角との関係を表４に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000008
　表４に示すように、ころのＲ／ＲBASE比が小さくなる程、スキュー角は大きくなる。一方、すでに説明した図４のころ１２の大端面１６の曲率半径Ｒは大端面１６が理想的な球面でできていた時の曲率半径であり、大端面１６は図５に示すようにＲ１５２＝Ｒ３６４＝Ｒ１５６４という条件が成り立つ、理想的な単一円弧曲線となる。しかし、実際には図６に示すように円錐ころ１２の大端面１６は、円錐ころ１２の円錐角の頂点を中心とする１つの球面の一部とならない。図６に示すように、大端面１６全体のＲ１５６４に対して片側のＲ１５２は同一ではなく、Ｒ１５６４より小さくなる。
　図６に示すようにころ１２の大端面１６における両端面がダレた場合、大端面１６と内輪１３の大鍔面１８とは大端面１６の片側（凸部１６Ａ）においてしか接触しない。このため、計算上の大端面１６のＲ寸法はＲ１５２（図６の実曲率半径Ｒprocess）となり、理想的なＲ寸法（設定曲率半径Ｒ）に対して小さくなる（比率Ｒprocess／Ｒが小さくなる）。この結果、大鍔面１８と大端面１６との接触面圧が上昇すると同時にスキュー角も増加する。スキュー角が増大すると、ころ１２と大鍔面１８との接触部で生じる接触楕円が大鍔面１８をはみ出すことで油膜が切れ、結果的にかじり疵や焼付きが発生す場合がある。
　ここで、潤滑状態が十分ではない環境下では、ころ１２のスキュー角が増加し、更に大鍔面１８と大端面１６との接触部における接触面圧も上昇すると、ころ１２と大鍔面１８間の油膜パラメータΛが低下する。油膜パラメータΛが１を切ると金属接触が始まる境界潤滑となる。この結果、ころ１２の大端面１６と内輪の大鍔面１８との接触部では摩耗が生じ始め、この状態が続くと更に摩耗が促進され、焼付きの発生の懸念が高まる。
　ここで、油膜パラメータΛとは「弾性流体潤滑理論により求まる油膜厚さｈところの大端面および内輪の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。すなわち油膜パラメータΛ＝ｈ／σである。また、算術平均粗さＲａと自乗平均粗さＲｑには一般にＲｑ＝１．２５Ｒａの関係があり、ころの大端面の自乗平均粗さをＲｑ1と、大鍔面の自乗平均粗さをＲｑ2とすると、合成粗さσはこのＲｑを用いて、σ＝√(（Ｒｑ1 ２＋Ｒｑ2 ２）／２）と表せる。
　油膜パラメータΛは合成粗さσに依存し、σの値が小さいほど油膜厚さを厚くすることができる。このため、ころ１２の大端面１６と内輪１３の大鍔面１８の算術平均粗さは超仕上げ相当の粗さであり、σの値は０．０９μｍＲｑ以下であることが望ましい。
　上述した研削加工に伴う、設定曲率半径Ｒと円錐ころの大端面の曲率半径（実曲率半径Ｒprocess）の差による影響についての検討結果より、実曲率半径Ｒprocessと設定曲率半径Ｒとの比に着目し、大端面と大鍔面との接触面圧、油膜厚さ、スキュー角、油膜パラメータとの関係を検証した。さらに、実曲率半径Ｒprocessと設定曲率半径Ｒとの比の実用可能な範囲の検証には、すべり接触となる内輪の大鍔面と円錐ころの大端面との間の潤滑油使用温度のピーク時における潤滑状態の厳しさのレベルが影響することが判明した。
　このため、内輪の大鍔面と円錐ころの大端面との間の潤滑油使用温度のピーク時における潤滑状態の厳しさのレベルを表す指標を次のように検討した。（１）内輪の大鍔面と円錐ころの大端面との間の潤滑状態は、円錐ころの大端面の曲率半径（実曲率半径Ｒprocess）と潤滑油の使用温度により決まることに着目した。
（２）また、トランスミッションやデファレンシャル用途で想定される使用潤滑油粘度に着目し、実用使用を加味し検討した。
（３）そして、潤滑油使用温度のピーク時の最大条件として、１２０℃で３分（１８０秒）間継続する極めて厳しい温度条件を想定した。この温度条件は、ピーク時の最大条件であり、おおよそ３分を経過すれば、定常状態に戻るという意味を有し、この温度条件を本明細書において「想定ピーク温度条件」という。この「想定ピーク温度条件」に潤滑油の粘度特性を加味した潤滑状態において急昇温を生じない実曲率半径Ｒprocessと設定曲率半径Ｒとの比を設定するための閾値が求められることを見出した。
　以上の知見に基づいて、「想定ピーク温度条件」に潤滑油の粘度を加味した潤滑状態により、潤滑状態の厳しさのレベルを表す指標が次式で求められることを考案した。この指標を本明細書において「つば部潤滑係数」という。
「つば部潤滑係数」＝１２０℃粘度×（油膜厚さｈ）２／１８０秒
ここで、油膜厚さｈは、たとえば、Ｋａｒｎａの以下の式から求められる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000009
　ここで、今回設定した「つば部潤滑係数」は、円錐ころ軸受のつば部潤滑限度を判明できる絶対評価指標値であると言える。自動車用途での上記とは別の条件での使用、または自動車以外の他の用途で使用される場合においては、潤滑油の最高温度、粘度または想定ピーク温度条件を適宜変更して「つば部潤滑係数」を算出し、後述する閾値と比較し潤滑状態の厳しさを判別できる。さらには、内輪の大鍔面が本発明のような概略直線でなく曲面（中凹側）であったとしても、その曲面である内輪の大鍔面ところの大端面とで構成される幾何形状組合せにより算出される油膜厚さで「つば部潤滑係数」を導けば後述の閾値と比較し判別できる。すなわち、本明細書において、「つば部潤滑係数」は、油膜厚さ使用条件に基づいた絶対評価として表される円錐ころ軸受の潤滑状態の厳しさを評価した指標値である。本発明者は、円錐ころ軸受の耐焼き付き性を向上するために、円錐ころの大端面の最適な曲率半径と加工後の実曲率半径との比率を規定するとの新たな着想に至り、当該比率の最適化にあたっては、前述の通り実使用で絶対評価を可能とした「つば部潤滑係数」を導入して評価を行なった。この評価によって、用途を限らない円錐ころ軸受の耐焼付け性向上に寄与する上記比率の規定を一般化し導き出すことができた。
　次に、本発明の実施の形態１の変形例に係る円錐ころ軸受を説明する。本実施の形態１の変形例に係る円錐ころ軸受は、一般的な円錐ころ軸受に比べて、「想定ピーク温度条件」に潤滑油の粘度特性を加味した潤滑状態の厳しさのレベルが、若干緩和されたレベルで使用されることと、円錐ころの大端面の実曲率半径Ｒprocessと設定曲率半径Ｒとの比の実用可能な範囲が拡大された点が異なる。その他の構成及び技術内容については、上述した実施の形態１に係る円錐ころ軸受と同じであるので、上述した実施の形態１に係る円錐ころ軸受に関する説明のすべての内容を準用し、相違する点のみ説明する。
　本実施の形態１の変形例に係る円錐ころ軸受では、デファレンシャルによく使用されるギヤオイルであるＳＡＥ　７５Ｗ－９０を試料とし、「つば部潤滑係数」を算出した。７５Ｗ－９０の１２０℃粘度は１０．３ｃＳｔ（＝１０．３ｍｍ２／ｓ）で、式（２）より求めた油膜厚さｈは、実曲率半径Ｒprocessと設定曲率半径Ｒとの比の各値に対して表５のとおりである。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000010
　７５Ｗ－９０の１２０℃粘度は、ＶＧ３２に比べて若干高く、「想定ピーク温度条件」に潤滑油の粘度特性を加味した潤滑状態は、上述した実施の形態１の場合に比べて若干緩和された条件となる。この潤滑状態を本明細書において「厳しい潤滑状態」という。
　本発明の実施の形態１の変形例に係る円錐ころ軸受について、回転試験機を用いた耐焼付き試験を実施した。耐焼付き試験の試験条件は以下のとおりである。
＜試験条件＞
・負荷荷重：ラジアル荷重４０００Ｎ、アキシアル荷重７０００Ｎ
・回転数：７０００ｍｉｎ－１
・潤滑油：ＳＡＥ　７５Ｗ－９０
・供試軸受：円錐ころ軸受（内径φ３５ｍｍ、外径φ７４ｍｍ、幅１８ｍｍ）
　実曲率半径Ｒprocessと設定曲率半径Ｒとの比の各値に対して、大端面と大鍔面との接触面圧、油膜厚さ、スキュー角、油膜パラメータ、「つば部潤滑係数」の結果を表６に示す。表６は接触面圧、油膜厚さ、スキュー角、油膜パラメータのそれぞれを比で表しているが、基準となる分母は、実曲率半径Ｒprocessが設定曲率半径Ｒと同一寸法に加工できた場合の値とし、各符号に０を付加している。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000011
　表６中の試験結果（１）～（６）、総合判定（１）～（６）の詳細を表７に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000012
　表６および表７の結果より、デファレンシャル等のギヤオイルである７５Ｗ－９０が使用される「厳しい潤滑状態」では、実曲率半径Ｒprocessと設定曲率半径Ｒとの比Ｒprocess／Ｒは、０．５以上であることが望ましいという結論に至った。したがって、本実施の形態１は、実曲率半径Ｒprocessと設定曲率半径Ｒとの比Ｒprocess／Ｒを０．５以上としている。このように、潤滑状態の厳しさのレベルを表す指標として「つば部潤滑係数」を導入することにより、実曲率半径Ｒprocessと設定曲率半径Ｒとの比の実用可能な範囲を拡大することができる。これにより、使用条件に応じて、適正な軸受仕様を選定することができる。
　実用可能な実曲率半径Ｒprocessと設定曲率半径Ｒとの比を設定する際、閾値近辺のみを試験確認してもよい。これにより、設計工数を削減できる。なお、表６の「厳しい潤滑状態」では、実曲率半径Ｒprocessと設定曲率半径Ｒとの比Ｒprocess／Ｒが０．４の場合でも十分な「つば部潤滑係数」が得られたが、表６よりも若干粘度の低い潤滑油を使用するような「厳しい潤滑状態」において、実曲率半径Ｒprocessと設定曲率半径Ｒとの比Ｒprocess／Ｒが０．４の場合では、閾値８×１０－９以上を満足しない可能性が考えられ、かつ、スキュー角も大きくなってしまうため、実曲率半径Ｒprocessと設定曲率半径Ｒとの比Ｒprocess／Ｒとしては０．５以上が適正である。
　また、本発明の実施の形態１の他の変形例に係る円錐ころ軸受について、トランスミッションによく使用される潤滑油であるタービン油ＩＳＯ粘度グレード　ＶＧ３２を試料とし、「つば部潤滑係数」を算出した。ＶＧ３２の１２０℃粘度は７．７ｃＳｔ（＝７．７ｍｍ２／ｓ）で、油膜厚さｈは式（２）より求めた。実曲率半径Ｒprocessと設定曲率半径Ｒとの比の各値に対して、油膜厚さｈは表８のとおりである。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000013
　ＶＧ３２の１２０℃粘度は低く、「想定ピーク温度条件」に潤滑油の粘度を加味した潤滑状態は極めて厳しい条件となる。この潤滑状態を本明細書において「極めて厳しい潤滑状態」という。
　併せて、回転試験機を用いた耐焼付き試験を実施した。耐焼付き試験の試験条件は以下のとおりである。
＜試験条件＞
・負荷荷重：ラジアル荷重４０００Ｎ、アキシアル荷重７０００Ｎ
・回転速度：７０００ｍｉｎ－１
・潤滑油：タービン油ＩＳＯ　ＶＧ３２
・供試軸受：円錐ころ軸受（内径φ３５ｍｍ、外径φ７４ｍｍ、幅１８ｍｍ）
　実曲率半径Ｒprocessと設定曲率半径Ｒとの比の各値に対して、大端面と大鍔面との接触面圧、油膜厚さ、スキュー角、油膜パラメータ、「つば部潤滑係数」の結果を表９に示す。表９は接触面圧、油膜厚さ、スキュー角、油膜パラメータのそれぞれを比で表しているが、基準となる分母は、実曲率半径Ｒprocessが設定曲率半径Ｒと同一寸法に加工できた場合の値とし、各符号に０を付加している。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000014
　表９中の試験結果（１）～（６）、総合判定（１）～（６）の詳細を表１０に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000015
　表９、表１０の結果より、トランスミッションオイルである低粘度のＶＧ３２が使用される「極めて厳しい潤滑状態」では、実曲率半径Ｒprocessと設定曲率半径Ｒとの比Ｒprocess／Ｒは、０．８以上であることが望ましいという結論に至った。したがって、本実施の形態１の他の変形例に係る円錐ころ軸受では、実曲率半径Ｒprocessと設定曲率半径Ｒとの比Ｒprocess／Ｒを０．８以上としている。
　表９、表１０の結果から次のことが判明した。算出した「つば部潤滑係数」と耐焼付き試験の結果を照合すると、「つば部潤滑係数」が８×１０－９を超えるように実曲率半径Ｒprocessと設定曲率半径Ｒとの比Ｒprocess／Ｒを設定すると実用可能であることが確認できた。これにより、実用可能な実曲率半径Ｒprocessと設定曲率半径Ｒとの比Ｒprocess／Ｒを設定するための閾値として「つば部潤滑係数」＝８×１０－９を用いることができる。
　＜円錐ころ軸受の製造方法＞
　図２３は、図１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２４は、図２３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２５は、図２４に示した熱処理パターンの変形例を示す模式図である。以下、円錐ころ軸受１０の製造方法を説明する。
　図２３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８の点線で示した加工前表面１２Ｅ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１１、ころ１２、内輪１３、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２４に示す。図２４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２５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１６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１５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８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１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。
　＜円錐ころ軸受の用途の例＞
　次に、本実施の形態１に係る円錐ころ軸受の用途の一例について説明する。本実施形態に係る円錐ころ軸受は、デファレンシャル又はトランスミッション等の自動車の動力伝達装置に組み込まれると好適である。すなわち、本実施形態に係る円錐ころ軸受は、自動車用円錐ころ軸受として用いると好適である。図２６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。なお円錐ころ軸受１０ａ，１０ｂは、自動車のデファレンシャルに限らず、トランスミッションに用いられてもよい。
　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、潤滑油（オイル）の粘度を低下させたり、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。よって、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．
　以下、図面に基づいて本発明の実施の形態２を説明する。なお、以下の図面において同一または相当する部分には同一の参照番号を付しその説明は繰返さない。
　＜円錐ころ軸受の構成＞
　図２７は、本発明の実施の形態２に係る円錐ころ軸受の断面模式図である。図２８は、図２７に示した円錐ころ軸受の保持器の展開平面図である。図２９は、図２７に示した円錐ころ軸受の部分断面模式図である。図３０は、図２７および図２９に示した円錐ころ軸受の設計仕様を示す断面模式図である。図２７～図３０を用いて本実施の形態２に係る円錐ころ軸受を説明する。
　図２７に示す円錐ころ軸受１０１０は、外輪１０１１と、内輪１０１３と、複数の円錐ころ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、その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、その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。なお、以下の説明において、円錐ころ軸受１０１０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。
　円錐ころ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。複数の円錐ころ１０１２は金属製の保持器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、円錐ころ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、および円錐ころ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（図３０の点Ｏ）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。内輪１０１３は、内輪軌道面１０１３Ａの大径側に大鍔部１０４１、小径側に小つば部１０４２を有する。
　保持器の形状：
　図２８に示すように、上記保持器１０１４は、円錐ころ１０１２の小径端面側で連なる小環状部１１０６と、円錐ころ１０１２の大径端面側で連なる大環状部１１０７と、これらの小環状部１１０６と大環状部１１０７を連結する複数の柱部１１０８とを含む。保持器１０１４には、周方向に所定の間隔で配置されている複数のポケット１１０９が形成されている。複数のポケット１１０９は、複数の円錐ころ１０１２を保持している。複数のポケット１１０９は、円錐ころ１０１２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である。ポケット１１０９の狭幅側と広幅側には、それぞれ両側の柱部１１０８に２つずつ切欠き１１１０ａ、１１０ｂが設けられている。各切欠き１１１０ａ、１１０ｂの寸法は、いずれも深さ１．０ｍｍ、幅４．６ｍｍとされている。切欠き１１１０ａは、小環状部１１０６と柱部１１０８との境界から大環状部１１０７の方へ幅をもたせて設けられている。これにより、保持器１０１４の内径側から内輪１０１３側へ流入する潤滑油は、切欠き１１１０ａから外径側の外輪１０１１側へ速やかに逃げるようにされている。小環状部１１０６のポケット１１０９側の縁は、ポケット１１０９の狭幅側の底辺部分が柱部１１０８まで延びた形状とされている。言い換えると、ポケット１１０９の狭幅側の底辺部分と、切欠き１１１０ａの狭幅側に位置しかつ該底辺平部分と連なるようにも設けられている縁部とは、軸方向に垂直な１つの平面を成している。
　外輪１０１１、内輪１０１３、円錐ころ１０１２を構成する材料は、たとえばＪＩＳ規格に規定される高炭素クロム軸受鋼、より具体的にはＪＩＳ規格ＳＵＪ２により構成されている。
　図２９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１０１９および大鍔面１０１８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。内輪１０１３の小鍔面１０１９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。内輪１０１３の大鍔面１０１８は、円錐ころ１０１２の大端面１０１６に沿って延びる研削加工面に仕上げられている。内輪軌道面１０１３Ａと大鍔面１０１８とが交わる隅部には逃げ部１０２５Ａが形成されている。
　また、円錐ころ１０１２の転動面１０１２Ａを含む表面、大端面１０１６及び小端面１０１７には窒素富化層１０１２Ｂが形成されている。円錐ころ１０１２の窒素富化層１０１２Ｂは、円錐ころ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、円錐ころ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、円錐ころ１０１２のうちの２つに窒素富化層を形成してもよい。
　窒素富化層の厚さおよび窒素濃度：
　窒素富化層１０１１Ｂ、１０１２Ｂ、１０１３Ｂの厚さは０．２ｍｍ以上である。具体的には、外輪１０１１の表面層の最表面としての外輪軌道面１０１１Ａから窒素富化層１０１１Ｂの底部までの距離は０．２ｍｍ以上である。円錐ころ１０１２の表面層の最表面の一部としての転動面１０１２Ａから窒素富化層１０１２Ｂの底部までの距離は０．２ｍｍ以上である。円錐ころ１０１２の表面層の最表面の一部としての大端面１０１６または小端面１０１７から窒素富化層１０１２Ｂの底部までの距離は０．２ｍｍ以上である。内輪１０１３の表面層の最表面の一部としての内輪軌道面１０１３Ａから窒素富化層１０１３Ｂの底部までの距離は０．２ｍｍ以上である。内輪１０１３の表面その最表面の一部としての大鍔面１０１８から窒素富化層１０１３Ｂの底部までの距離は０．２ｍｍ以上である。
　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％以上であってもよい。
　円錐ころ１０１２の大端面１０１６の曲率半径Ｒと、点Ｏから内輪１０１３の大鍔面１０１８までの距離ＲBASEとの比Ｒ／ＲBASE：
　図３０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、１３Ａの各円錐角頂点は、円錐ころ軸受１０１０の中心線上の一点Ｏで一致する。円錐ころ１０１２の大端面１０１６の曲率半径（設定曲率半径とも呼ぶ）Ｒと、点Ｏから内輪１０１３の大鍔面１０１８までの距離ＲBASEとの比率Ｒ／ＲBASEの値を０．７５以上０．８７以下とする。
　円錐ころ１０１２の大端面１０１６の形状：
　円錐ころ１０１２の大端面１０１６の研削加工後の実曲率半径をＲprocessとしたとき、実曲率半径Ｒprocessと設定曲率半径Ｒとの比率Ｒprocess／Ｒは０．５以上とされる。具体的な説明は先述の実施の形態１と同様であるため省略する。
　円錐ころ１０１２の大端面１０１６の表面粗さ：
　大端面１０１６の算術表面粗さＲａは０．１０μｍＲａ以下であってもよい。また、円錐ころ１０１２の大端面１０１６において、大鍔面１０１８と接触する円周状の表面領域である凸部（図４～図６の凸部１６Ａ参照）の算術表面粗さＲａの最大値と最小値との差は０．０２μｍ以下であってもよい。これにより、大端面１０１６の円周状の表面領域の表面粗さＲａのばらつきを十分小さくでき、上記比率Ｒ／ＲBASEの数値範囲および比率Ｒprocess／Ｒの数値範囲との相乗効果により、結果的に上記接触部における十分な油膜厚さを確保できる。
　大鍔面１０１８は、例えば０．１２μｍＲａ以下の算術表面粗さに研削加工されている。好ましくは、大鍔面の算術表面粗さＲａは０．０６３μｍＲａ以下である。
　窒素富化層の結晶組織：
　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。ここで、図３１は、本実施の形態２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３２は、従来の焼入れ加工された軸受部品の旧オーステナイト結晶粒界を図解した模式図である。図３１は、窒素富化層１０１２Ｂにおけるミクロ組織１０１２Ｍ１を示している。本実施の形態２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、図３２のミクロ組織１０１２Ｍ２に示される従来の一般的な焼入れ加工品の旧オーステナイト結晶粒径と比べても十分に微細化されている。
　円錐ころ１０１２の転動面の形状：
　図３３に示すように、円錐ころ１０１２の転動面１０１２Ａ（図２９参照）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、１０２４と、このクラウニング部１０２２、１０２４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、円錐ころ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。円錐ころ１０１２の小端面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。円錐ころ１０１２の大端面１０１６とクラウニング部１０２４との間にも面取り部１０１６Ｃが形成されている。
　ここで、円錐ころ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、円錐ころ１０１２にはクラウニングが形成されておらず、円錐ころ１０１２の外形は図３４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３４の矢印に示すように円錐ころ１０１２の側面が加工され、図３３及び図３４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、１０２４が得られる。
　窒素富化層の厚さの具体例：
　円錐ころ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、上述のように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、小端面１０１７から距離Ｗが１．５ｍｍの位置である第２測定点１０３２、円錐ころ１０１２の転動面１０１２Ａの中央である第３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、円錐ころ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、１６Ｃ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３４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が形成されるため、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の厚さは上述したように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：
　円錐ころ１０１２のクラウニング部１０２２、１０２４に含まれる（中央部１０２３に連なり内輪軌道面１０１３Ａに接触する部分である）接触部クラウニング部分１０２７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、円錐ころ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を円錐ころ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を円錐ころ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、下記の式（１）で表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000016
　ここで、円錐ころ１０１２のクラウニング部１０２２、１０２４の形状は、上記の数式によって求められた対数曲線クラウニングとしている。しかし、上記の数式に限られるものではなく、他の対数クラウニング式を用いて対数曲線を求めてもよい。
　その他の本実施の形態２の特徴は、先述の実施の形態１と同様であるため詳述を省略する。
　＜各種特性の測定方法＞
　窒素濃度の測定方法：
　外輪１０１１、円錐ころ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、円錐ころ１０１２については、図３３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と垂直な方向に円錐ころ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、円錐ころ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円錐ころ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、たとえば軌道面１０１１Ａ、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。加熱温度５００℃×加熱時間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、円錐ころ１０１２については、図３３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。
　＜円錐ころ軸受の作用効果＞
　本発明者は、円錐ころ軸受に関する以下の事項に着目し、上述した円錐ころ軸受の構成に想到した。
（１）円錐ころの大端面の設定曲率半径と加工後の実曲率半径との比率
（２）保持器のポケットおよびポケットに設けられている切欠きの形状
（３）円錐ころのスキューを抑制する内外輪の軌道面の形状
（４）円錐ころの転動面への対数クラウニングの適用
（５）円錐ころ、内輪および外輪への窒素富化層の適用
　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。
　設定曲率半径Ｒと距離ＲBASEの比率Ｒ／ＲBASEの値を上述のように設定することで、円錐ころ１０１２の大端面１０１６と内輪１０１３の大鍔面１０１８との接触部において十分な油膜厚さを確保して円錐ころ１０１２と大鍔面１０１８との接触および摩耗の発生を抑制し、当該接触部での発熱を抑制できる。
　本発明者らは、図１９および図２０の計算結果を参考とし、耐焼付き試験結果および製造時の交差レンジなどを考慮して上記比率Ｒ／ＲBASEの条件を決定した。
　ここで、図１９に示すように設定曲率半径Ｒと距離ＲBASEとの関係は、Ｋａｒｎａの式により油膜厚さｔとの関係が一義的に決定される。しかし、後述するようにＲBASEが大きくなるにつれ、ころのスキュー角度が大きくなる傾向がある。そのため、当該スキュー角度の影響を考慮し、比率Ｒ／ＲBASEの数値範囲を設定した。
　上記円錐ころ軸受１０１０では、外輪１０１１、内輪１０１３、円錐ころとしての円錐ころ１０１２の少なくともいずれか１つにおいて窒素富化層１０１１Ｂ、１０１２Ｂ、１０１３Ｂが形成されていてもよい。このような円錐ころ軸受１０１０は、転動疲労寿命が向上して長寿命かつ高い耐久性を有する。さらに、当該窒素富化層１０１１Ｂ、１０１２Ｂ、１０１３Ｂが形成されたことにより焼き戻し軟化抵抗性が向上することから、大端面１０１６と大鍔面１０１８との接触部が滑り接触により昇温された場合でも高い耐焼付き性を示すことができる。窒素富化層１０１２Ｂ、１０１３Ｂは大端面１０１６と大鍔面１０１８との両方に形成されてもよい。窒素富化層１０１２Ｂは大端面１０１６における上記円周状の表面領域（凸部）に形成されていてもよい。
　上記円錐ころ軸受１０１０では、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以上であってもよい。この場合、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た円錐ころ軸受１０１０を得ることができる。
　上記円錐ころ軸受１０１０では、内輪１０１３の中心軸を通る断面において、内輪軌道面１０１３Ａおよび外輪軌道面１０１１Ａは直線状または円弧状であってもよい。円錐ころ１０１２の転動面１０１２Ａにはクラウニングが形成されてもよい。クラウニングのドロップ量の和は、円錐ころ１０１２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を円錐ころ１０１２の転動面１０１２Ａ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）で表されてもよい。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000017
　この場合、円錐ころ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、円錐ころ１０１２の転動面１０１２Ａにおける摩耗の発生を抑制できる。
　上記円錐ころ軸受１０１０において、実曲率半径Ｒprocessと設定曲率半径Ｒとの比率Ｒprocess／Ｒが０．８以上であってもよい。
　この場合、自動車のトランスミッションに適用された円錐ころ軸受１０１０では他の機械装置（たとえばデファレンシャル装置など）に適用された場合より潤滑環境が良好ではないため、上記比率Ｒprocess／Ｒを０．８以上とすることで、円錐ころ１０１２の大端面１０１６と内輪１０１３の大鍔面１０１８との接触部における油膜厚さを十分に厚くできる。
　本実施の形態２の保持器１０１４は、複数の円錐ころ１０１２の小径端面側で連なる小環状部１１０６と、複数の円錐ころ１０１２の大径端面側で連なる大環状部１１０７と、小環状部１１０６と大環状部１１０７とを連結する複数の柱部１１０８とを含む。複数のポケット１１０９の各々が、複数の円錐ころ１０１２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１０１４のポケット１１０９の狭幅側の柱部１１０８に切欠き１１１０ａ，１１０ｂを小環状部１１０６と柱部１１０８との境界から大環状部１１０７の方へ幅をもたせて設けたことにより、保持器１０１４の内径側から内輪１０１３側へ流入する潤滑油が切欠き１１１０ａ，１１０ｂから外径側の外輪１０１１側へ速やかに逃げるようにしている。小環状部１１０６のポケット１１０９側の縁を、ポケット１１０９の狭幅側の底辺部分が柱部１１０８まで延びた形状としている。上記によれば、使用時のトルク損失を低減しつつ、耐焼付き性に優れた円錐ころ軸受１０１０が得られる。
　本発明の実施の形態２の変形例に係る円錐ころ軸受、円錐ころ軸受の製造方法、円錐ころ軸受の用途の一例については先述の実施の形態１と同様であるため詳述を省略する。
　＜変形例＞
　図３５に示されるように、ポケット１１０９の狭幅側の小環状部１１０６にも切欠き１１１０ｃが設けられていてもよい。この場合、狭幅側の３つの切欠き１１１０ａ、１１１０ｃの合計面積が、広幅側の２つの切欠き１１１０ｂの合計面積よりも広くなっている。なお、切欠き１１１０ｃは例えば深さ１．０ｍｍ、幅５．７ｍｍとされている。
　このように、ポケット１１０９の狭幅側の小環状部１１０６にも切欠き１１１０ｃを設けることにより、保持器１０１４の内径側から内輪側へ流入する潤滑油を小環状部１１０６の切欠き１１１０ｃからも外輪側へ逃がし、内輪１０１３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１０１４の小環状部１１０６の軸方向外側には、図２７に示したように、内輪１０１３の小つば部１０４２の外径面に対向させた径方向内向きの鍔１０５０が設けられている。図３６に示されるように、この対向させた小環状部１１０６の鍔１０５０の内径面と内輪１０１３の小つば部１０４２の外径面との隙間δは、小つば部１０４２の外径寸法の２．０％以下に狭く設定されていてもよい。
　保持器１０１４の小環状部１１０６の軸方向外側に、内輪１０１３の小つば部１０４２の外径面に対向させた径方向内向きの鍔５０を設け、この対向させた小環状部１１０６の鍔５０の内径面と内輪１０１３の小つば部１０４２の外径面との隙間σを、内輪１０１３の小つば部１０４２の外径寸法の２．０％以下とすることにより、保持器１０１４の内径側から内輪１０１３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。
　実施の形態３．
　以下、図面に基づいて本発明の実施の形態３を説明する。なお、以下の図面において同一または相当する部分には同一の参照番号を付しその説明は繰返さない。
　＜円錐ころ軸受の構成＞
　図３７は、本発明の実施の形態３に係る円錐ころ軸受の断面模式図である。図３８は、図３７に示した円錐ころ軸受の保持器の展開平面図である。図３９は、図３７に示した円錐ころ軸受の部分断面模式図である。図４０は、図３７および図３９に示した円錐ころ軸受の設計仕様を示す断面模式図である。図３７～図４０を用いて本実施の形態３に係る円錐ころ軸受を説明する。
　図３７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２０１２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。
円錐ころ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。複数の円錐ころ２０１２は金属製の保持器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、円錐ころ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、および円錐ころ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（図４０の点Ｏ）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。内輪２０１３は、内輪軌道面２０１３Ａの大径側に大鍔部２０４１、小径側に小つば部２０４２を有する。なお、保持器２０１４は金属製に限らず、樹脂製であってもよい。
　ころ係数：
　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３８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２０１４ａと、円錐ころ２０１２の大径端面側で連なる大環状部２０１４ｂと、これらの小環状部２０１４ａと大環状部２０１４ｂを連結する複数の柱部２０１４ｃとを含む。保持器２０１４には、周方向に所定の間隔で配置されている複数のポケット２０１４ｄが形成されている。複数のポケット２０１４ｄは、複数の円錐ころ２０１２を保持している。保持器２０１４は、径方向において、内輪２０１３よりも外輪２０１１に近い位置に配置されている。
　図３９に示されるように、ポケット２０１４ｄの窓角θ、すなわちポケット２０１４ｄを挟んで隣り合う２つの柱部２０１４ｃのポケット２０１４ｄに面している各柱面が成す角度は、４６°以上８０°以下である。窓角θの下限値を４６°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、窓角が４６°未満とするところとの接触状態が悪くなる。すなわち、窓角を４６°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。また、窓角θの上限値を８０°以下としたのは、窓角が８０°超えとす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。
　本発明者らは、寿命試験を行い、ころ係数が寿命と関係することを確認した。表１１に、本寿命試験の結果を示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000018
　表１１中、試料５が保持器と外輪とが離れており、ころ係数が０．９０以下である典型的な従来の円錐ころ軸受、試料３が従来品としての試料５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４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１１より明らかなように、試料３は試料５の２倍以上の長寿命であった。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４の軸受はころ係数が試料３と同じ０．９６であるが、寿命時間は試料３の約５倍以上であった。なお、試料５、試料３および試料４の寸法はφ４５×φ８１×１６（単位ｍｍ）、ころ本数は２４本（試料５）、２７本（試料３、試料４）、油膜パラメータΛ＝０．２である。
　外輪２０１１、内輪２０１３、円錐ころ２０１２を構成する材料は、たとえばＪＩＳ規格に規定される高炭素クロム軸受鋼、より具体的にはＪＩＳ規格ＳＵＪ２により構成されている。
　図３９に示すように、外輪２０１１の軌道面１１Ａ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２０１９および大鍔面２０１８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。内輪２０１３の小鍔面２０１９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。内輪２０１３の大鍔面２０１８は、円錐ころ２０１２の大端面２０１６に沿って延びる研削加工面に仕上げられている。内輪軌道面２０１３Ａと大鍔面２０１８とが交わる隅部には逃げ部２０２５Ａが形成されている。
　また、円錐ころ２０１２の転動面２０１２Ａを含む表面、大端面２０１６及び小端面２０１７には窒素富化層２０１２Ｂが形成されている。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、円錐ころ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、円錐ころ２０１２のうちの２つに窒素富化層を形成してもよい。
　窒素富化層の厚さおよび窒素濃度：
　窒素富化層２０１１Ｂ、２０１２Ｂ、２０１３Ｂの厚さは０．２ｍｍ以上である。具体的には、外輪２０１１の表面層の最表面としての外輪軌道面２０１１Ａから窒素富化層２０１１Ｂの底部までの距離は０．２ｍｍ以上である。円錐ころ２０１２の表面層の最表面の一部としての転動面２０１２Ａから窒素富化層２０１２Ｂの底部までの距離は０．２ｍｍ以上であってもよい。円錐ころ２０１２の表面層の最表面の一部としての大端面２０１６または小端面２０１７から窒素富化層２０１２Ｂの底部までの距離は０．２ｍｍ以上である。内輪２０１３の表面層の最表面の一部としての内輪軌道面２０１３Ａから窒素富化層２０１３Ｂの底部までの距離は０．２ｍｍ以上である。内輪２０１３の表面その最表面の一部としての大鍔面２０１８から窒素富化層２０１３Ｂの底部までの距離は０．２ｍｍ以上である。
　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％以上であってもよい。
　円錐ころ２０１２の大端面２０１６の曲率半径Ｒと、点Ｏから内輪２０１３の大鍔面２０１８までの距離ＲBASEとの比Ｒ／ＲBASE：
　図４０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１１Ａ、１３Ａの各円錐角頂点は、円錐ころ軸受２０１０の中心線上の一点Ｏで一致する。円錐ころ２０１２の大端面２０１６の曲率半径（設定曲率半径とも呼ぶ）Ｒと、点Ｏから内輪２０１３の大鍔面２０１８までの距離ＲBASEとの比率Ｒ／ＲBASEは、０．７５以上０．８７以下とする。
　円錐ころ２０１２の大端面２０１６の形状：
　円錐ころ２０１２の大端面２０１６の研削加工後の実曲率半径をＲprocessとしたとき、実曲率半径Ｒprocessと設定曲率半径Ｒとの比率Ｒprocess／Ｒは０．５以上とされる。具体的な説明は先述の実施の形態１および実施の形態２と同様であるため省略する。
　円錐ころ２０１２の大端面２０１６の表面粗さ：
　大端面２０１６の算術平均粗さＲａは０．１０μｍＲａ以下であってもよい。また、円錐ころ２０１２の大端面２０１６において、大鍔面２０１８と接触する円周状の表面領域である凸部（図４～図６の凸部１６Ａ参照）の算術平均粗さＲａの最大値と最小値との差は０．０２μｍ以下であってもよい。これにより、大端面２０１６の円周状の表面領域の表面粗さＲａのばらつきを十分小さくでき、上記比率Ｒ／ＲBASEの数値範囲および比率Ｒprocess／Ｒの数値範囲との相乗効果により、結果的に上記接触部における十分な油膜厚さを確保できる。
　大鍔面２０１８は、例えば０．１２μｍＲａ以下の表面粗さに研削加工されている。好ましくは、大鍔面の算術平均粗さＲａは０．０６３μｍＲａ以下である。
　円錐ころ２０１２の転動面の形状：
　図４１に示すように、円錐ころ２０１２の転動面２０１２Ａ（図３９参照）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、２０２４と、このクラウニング部２０２２、２０２４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、円錐ころ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。円錐ころ２０１２の小端面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。円錐ころ２０１２の大端面２０１６とクラウニング部２４との間にも面取り部２０１６Ｃが形成されている。
　ここで、円錐ころ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、円錐ころ２０１２にはクラウニングが形成されておらず、円錐ころ２０１２の外形は図４２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４２の矢印に示すように円錐ころ２０１２の側面が加工され、図４１及び図４２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、２０２４が得られる。
　クラウニングの形状：
　円錐ころ２０１２のクラウニング部２０２２、２０２４に含まれる（中央部２０２３に連なり内輪軌道面２０１３Ａに接触する部分である）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、円錐ころ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を円錐ころ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を円錐ころ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、下記の式（１）で表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000019
　ここで、円錐ころ２０１２のクラウニング部２０２２、２０２４の形状は、上記の数式によって求められた対数曲線クラウニングとしている。しかし、上記の数式に限られるものではなく、他の対数クラウニング式を用いて対数曲線を求めてもよい。
　その他の本実施の形態３の特徴は、先述の実施の形態１および実施の形態２と同様であるため詳述を省略する。また各種特性の測定方法についても、先述の実施の形態２と同様であるため説明を省略する。
　＜円錐ころ軸受の作用効果＞
　本発明者は、円錐ころ軸受に関する以下の事項に着目し、上述した円錐ころ軸受の構成に想到した。
（１）円錐ころの大端面の設定曲率半径と加工後の実曲率半径との比率
（２）ころ係数γ
（３）円錐ころのスキューを抑制する内外輪の軌道面の形状
（４）円錐ころの転動面への対数クラウニングの適用
（５）円錐ころ、内輪および外輪への窒素富化層の適用
　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。
　設定曲率半径Ｒと距離ＲBASEの比率Ｒ／ＲBASEの値を上述のように設定することで、円錐ころ２０１２の大端面２０１６と内輪２０１３の大鍔面２０１８との接触部において十分な油膜厚さを確保して円錐ころ２０１２と大鍔面２０１８との接触および摩耗の発生を抑制し、当該接触部での発熱を抑制できる。
　さらに、円錐ころ軸受２０１０は、ころ係数が０．９０を超えている。円すいころ軸受のころ係数γをγ＞０．９０にすることにより、負荷容量が向上するばかりでなく、軌道面の最大面圧を低下させることができるため、過酷潤滑条件下での極短寿命での表面起点剥離を防止することができる。
　上記円錐ころ軸受２０１０では、内輪２０１３の中心軸を通る断面において、内輪軌道面２０１３Ａおよび外輪軌道面２０１１Ａは直線状または円弧状であってもよい。円錐ころ２０１２の転動面２０１２Ａにはクラウニングが形成されてもよい。クラウニングのドロップ量の和は、円錐ころ２０１２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を円錐ころ２０１２の転動面２０１２Ａ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）で表されてもよい。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000020
　この場合、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、円錐ころ２０１２の転動面２０１２Ａにおける摩耗の発生を抑制できる。
　上記円錐ころ軸受２０１０において、実曲率半径Ｒprocessと設定曲率半径Ｒとの比率Ｒprocess／Ｒが０．８以上であってもよい。
　本発明の実施の形態３の変形例に係る円錐ころ軸受、円錐ころ軸受の製造方法、円錐ころ軸受の用途の一例については先述の実施の形態１および実施の形態２と同様であるため詳述を省略する。
　以上のように本発明の実施の形態１～３について説明を行ったが、上述の実施の形態１～３を様々に変形することも可能である。また、本発明の範囲は上述の実施の形態１～３に限定されるものではない。本発明の範囲は、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を含むことが意図される。
　また以上に述べた各実施の形態（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。たとえば実施の形態１の円錐ころ軸受１０に、実施の形態２の特徴、すなわち図２８に示す保持器１０１４の特徴が組合せられたものについても本実施の形態の適用範囲とする。またたとえば実施の形態１の円錐ころ軸受１０に、実施の形態３の特徴、すなわち図３８に示す保持器２０１４の特徴、およびころ係数γ＞０．９０であるとの特徴が組合せられたものについても本実施の形態の適用範囲とする。さらにたとえば実施の形態１に実施の形態２および／または実施の形態３に記載された各種の変形例またはより好ましい例などを適用することもできる。
　１０，１０ａ，１０ｂ，１０１０，２０１０　円錐ころ軸受、１１，１０１１，２０１１　外輪、１１Ａ，１０１１Ａ，２０１１Ａ　外輪軌道面、１１Ｂ，１２Ｂ，１３Ｂ，１０１１Ｂ，１０１２Ｂ，１０１３Ｂ，２０１１Ｂ，２０１２Ｂ，２０１３Ｂ　窒素富化層、１２，１０１２，２０１２　ころ、１２Ａ，１０１２Ａ，２０１２Ａ　ころ転動面、１３，１０１３，２０１３　内輪、１３Ａ，１０１３Ａ，２０１３Ａ　内輪軌道面、１４，１０１４，２０１４　保持器、１６，１０１６，２０１６　大端面、１６Ａ　凸部、１６Ｂ　凹部、１６Ｃ，２１，１０１６Ｃ，１０２１，２０１６Ｃ，２０２１　面取り部、１７，１０１７，２０１７　小端面、１８，１０１８，２０１８　大鍔面、１８Ａ　逃げ面、１９，１０１９，２０１９　小鍔面、２２，２４，１０２２，１０２４，２０２２，２０２４　クラウニング部、２２Ａ，１０２２Ａ　クラウニング、２３，１０２３，２０２３　ストレート部（中央部）、２５Ａ，２５Ｂ，１０２５Ａ，２０２５Ａ　逃げ部、２６，１０２６，２０２６　中心線、２７，１０２７，２０２７　接触部クラウニング部分、２７Ａ　ストレート部分、２７Ｂ　対数曲線で形成された部分、２８　非接触部クラウニング部分、３１，１０３１　第１測定点、３２，１０３２　第２測定点、３３，１０３３　第３測定点、１２１　デファレンシャルケース、１２２　ドライブピニオン、１２３　差動歯車ケース、１２４　リングギヤ、１２５　ピニオンギヤ、１２６　サイドギヤ、１０４１，２０４１　大鍔部、１０４２，２０４２　小つば部、１０５０　鍔、１１０６，２０１４ａ　小環状部、１１０７，２０１４ｂ　大環状部、１１０８，２０１４ｃ　柱部、１１０９，２０１４ｄ　ポケット，１１１０ａ，１１１０ｂ，１１１０ｃ　切欠き。

Claims (11)

  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、前記外輪の内側に配置された内輪と、
    　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し、前記外輪軌道面と前記内輪軌道面との間に配列され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設定曲率半径をＲ、前記円錐ころの円錐角の頂点から前記内輪の大鍔面までの距離をＲBASEとしたとき、
    　前記設定曲率半径Ｒと前記距離ＲBASEの比率Ｒ／ＲBASEの値を０．７５以上０．８７以下とし、
    　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と前記設定曲率半径Ｒとの比率Ｒprocess／Ｒが０．５以上であり、
    　前記円錐ころの前記大端面において、前記大鍔面と接触する円周状の表面領域の算術平均粗さＲａの最大値と最小値との差は０．０２μｍＲａ以下であり、
    　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に記載の円錐ころ軸受。
  3. 　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は、ころ軸方向に延びる前記母線が、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前記母線の曲率が、前記接触部クラウニング部分の前記母線の曲率よりも小さい、請求項１または２に記載の円錐ころ軸受。
  4. 　前記円錐ころの前記大端面の算術平均粗さＲａが０．１０μｍＲａ以下である、請求項１～３のいずれか１項に記載の円錐ころ軸受。
  5. 　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備え、
    　前記保持器は、前記複数の円錐ころの小径端面側で連なる小環状部と、前記複数の円錐ころの大径端面側で連なる大環状部と、前記小環状部と前記大環状部とを連結する複数の柱部とを含み、
    　前記複数のポケットの各々が、前記複数の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する、請求項１～４のいずれか１項に記載の円錐ころ軸受。
  6. 　前記ポケットの前記狭幅側の前記小環状部にも切欠きを設けた、請求項５に記載の円錐ころ軸受。
  7. 　前記保持器の小環状部の軸方向外側に、前記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前記内輪の小鍔の外径面との隙間を、前記内輪の小鍔の外径寸法の２．０％以下とした、請求項５または６に記載の円錐ころ軸受。
  8. 　前記内輪の中心軸を通る断面において、前記内輪軌道面および前記外輪軌道面は直線状または円弧状である、請求項５～７のいずれか１項に記載の円錐ころ軸受。
  9. 　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備え、
    　ころ係数γが０．９０を越えている、請求項１～４のいずれか１項に記載の円錐ころ軸受。
  10. 　前記ポケットの窓角が４６°以上８０°以下である、請求項９に記載の円錐ころ軸受。
  11. 　前記内輪の中心軸を通る断面において、前記内輪軌道面および前記外輪軌道面は直線状または円弧状である、請求項９または１０に記載の円錐ころ軸受。
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