JP2018136027A - 円すいころ軸受 - Google Patents

Abstract

【課題】円すいころの大端面と内輪の大つば面における発熱を抑え耐焼付き性を向上させ、長寿命化を図った円すいころ軸受を提供すること。【解決手段】外輪１３と、軌道面１２ａの大径側に大つば面１２ｅ、が設けられた内輪１２と、両軌道面１２ａ、１３ａ間に転動自在に配列された複数の円すいころ１４と保持器１５と、を備え、円すいころの大端面１４ｂが大つば面１２ｅに接触して案内される円すいころ軸受１において、円すいころの大端面１４ｂの設定曲率半径をＲ、円すいころの円錐角の頂点Ｏから内輪の大つば面１２ｃまでの基本曲率半径をＲBASEとしたとき、設定曲率半径Ｒと基本曲率半径ＲBASEとの比率Ｒ／ＲBASEを０．７５〜０．８７の範囲とすると共に、円すいころ１４の大端面１４ｂの実曲率半径をＲACTUALとしたとき、この実曲率半径ＲACTUALと設定曲率半径Ｒとの比率ＲACTUAL／Ｒを０．５以上としたことを特徴とする。【選択図】図１

Description

本発明は、円すいころ軸受に関する。

自動車用途や産業機械用途では、ラジアル荷重、アキシャル荷重およびモーメント荷重を受ける部位に円すいころ軸受が多く使用される。円すいころ軸受は、使用時、円すいころの大端面と内輪の大つば面で接触し、一定のアキシャル荷重を受けることができる。しかし、円すいころの大端面と内輪の大つば面の上記の接触は転がり接触ではなく、すべり接触となる。すべり接触であるために、潤滑環境が不十分であると発熱し、急昇温する恐れがある。

耐焼付き性を向上させるためには、円すいころの大端面と内輪の大つば面との接触部における摩擦によるトルクロスと発熱を低減する必要があり、次のような技術が提案されている（特許文献１、２）。

特許文献１には、円すいころの大端面と内輪の大つば面の接触部における油膜厚さを向上（発熱低減）させる手法として、円すいころの大端面の曲率半径をＲとし、円すいころの円錐角の頂点から内輪の大つば面（円すいころとの接触部）までの距離をＲ_BASEとしたときに、Ｒ／Ｒ_BASEを０．７５〜０．８７の範囲にすることが提案されている。

特許文献２には、円すいころの大端面と内輪の大つば面との間の接触領域への潤滑油の引き込み作用を高めて十分な油膜を形成させる手法および円すいころのスキュー時のころ大端面へのエッジ当り（疵の問題）を解決する手法が提案されている。

また、特許文献３には、円すいころ軸受に発生し得る接触面圧を適正化し、軸受寿命の延長を図れる手法として、円すいころ等に対数クラウニング形状を付与することが提案されている。さらに、特許文献４には、円すいころの転動面と内外輪の軌道面との当り位置を大径側にする手法が提案されている。

特開２０００−１７０７７４号公報 特許第４１６５９４７号公報 特許第５３３４６６５号公報 特開平１１−２０１１５１号公報

特許文献１のＲ／Ｒ_BASEを０．７５〜０．８７の範囲にする技術は、円すいころの大端面と内輪の大つば面の接触部における油膜厚さを向上（発熱低減）する手法として優れたものである。しかし、Ｒ／Ｒ_BASEの比率が１に近いほど、円すいころがスキューしにくいことが考えられるので、Ｒ／Ｒ_BASEを０．７５〜０．８７の範囲では、従来の仕様（Ｒ／Ｒ_BASEが０．９０〜０．９７）よりも円すいころがスキューしやすくなるという課題がある。また、特許文献１では、円すいころの大端面の加工後の実曲率半径の許容範囲が規定されていないので、Ｒ／Ｒ_BASE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という課題が判明した。

円すいころ軸受が使用される部位は、大きなラジアル荷重、アキシャル荷重を受けると同時にモーメント荷重が作用するような環境で使用される。また、軸受の取付け誤差（ミスアライメント）も生じることにより、円すいころの転動面と内外輪の軌道面との接触領域の母線方向の端部で発生するエッジ面圧も大きくなるため、内輪には大きなドロップ量の単一円弧のフルクラウニングやカットクラウニング、外輪には大きなドロップ量の単一円弧のフルクラウニングが必要となっていた。ところが、このような大きなドロップ量のクラウニングを付けると、円すいころの転動面と内外輪の軌道面との接触領域（接触楕円の長軸寸法）が短くなることから、接触領域が長い場合に比べて、当り位置のばらつきが大きくなり、円すいころがスキューしやすいという問題が後述する検証の結果から判明した。

スキューが発生すると、円すいころの大端面と内輪の大つば面との間で発生する接線力が増大し、摩擦トルクの増加、発熱をもたらす。さらに、スキューが増すと円すいころの大端面の接触状態がエッジ当りとなることで金属接触し、発熱につながることも懸念される。

以上説明したように、潤滑油が少ない環境下でモーメント荷重が作用したり、軸受の取付け誤差が生じるような部位等で使用される円すいころ軸受の一連の技術課題に着目したのが本発明である。

本発明は、上記の問題に鑑み、厳しい潤滑環境下でも円すいころの大端面と内輪の大つば面における発熱を抑え耐焼付き性を向上させ、長寿命化を図った円すいころ軸受を提供することを目的とする。

本発明者は、上記の目的を達成するために種々検討、検証した結果、円すいころ軸受の内部仕様のうち有機的に結合する以下の新たな着想によって、本発明に至った。
（１）円すい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
（２）円すいころのスキューを抑制する内外輪の軌道面の形状
（３）円すいころの転動面への対数クラウニングの適用

前述の目的を達成するための技術的手段として、第１の本発明は、内周に円錐状の軌道面を有する外輪と、外周に円錐状の軌道面を有し、この軌道面の大径側に大つば面、小径側に小つば面が設けられた内輪と、前記両軌道面間に転動自在に配列された複数の円すいころと、前記円すいころを収容する保持器と、を備え、軸受使用時に前記円すいころの大端面が前記内輪の大つば面に接触して案内される円すいころ軸受において、前記円すいころの大端面の設定曲率半径をＲ、前記円すいころの円錐角の頂点から前記内輪の大つば面までの基本曲率半径をＲ_BASEとしたとき、前記設定曲率半径Ｒと前記基本曲率半径Ｒ_BASEとの比率Ｒ／Ｒ_BASEを０．７５〜０．８７の範囲とすると共に、前記円すいころの大端面の実曲率半径をＲ_ACTUALとしたとき、この実曲率半径Ｒ_ACTUALと前記設定曲率半径Ｒとの比率Ｒ_ACTUAL／Ｒを０．５以上としたことを特徴とする。

また、第２の本発明は、内周に円錐状の軌道面を有する外輪と、外周に円錐状の軌道面を有し、この軌道面の大径側に大つば面、小径側に小つば面が設けられた内輪と、前記両軌道面間に転動自在に配列された複数の円すいころと、前記円すいころを収容する保持器と、を備え、軸受使用時に前記円すいころの大端面が前記内輪の大つば面に接触して案内される円すいころ軸受において、前記円すいころの大端面の設定曲率半径をＲ、前記円すいころの円錐角の頂点から前記内輪の大つば面までの基本曲率半径をＲ_BASEとしたとき、前記設定曲率半径Ｒと前記基本曲率半径Ｒ_BASEとの比率Ｒ／Ｒ_BASEを０．７５〜０．８７の範囲とすると共に、前記円すいころの大端面の実曲率半径をＲ_ACTUALとしたとき、この実曲率半径Ｒ_ACTUALと前記設定曲率半径Ｒとの比率Ｒ_ACTUAL／Ｒを０．８以上としたことを特徴とする。

上記の構成により、厳しい潤滑環境下でも円すいころの大端面と内輪の大つば面における発熱を抑えることで耐焼付き性を向上させ、長寿命化を図った円すいころ軸受を実現することができる。特に、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Ｒ_ACTUAL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。

上記の円すいころの大端面および内輪の大つば面を超仕上げ加工面とすることにより、油膜パラメータを高め潤滑条件を向上させることができる。

上記の内輪の大つば面に逃げ面を形成することにより、大つば面と円すいころの大端面との接触領域への潤滑油の引き込み作用が高まり十分な油膜を形成することができる。

上記の内輪の軌道面および外輪の軌道面は、ストレート形状又は緩やかな単一円弧のフルクラウニング形状とし、円すいころの転動面は、対数クラウニング形状であることが好ましい。これにより、円すいころと軌道面のエッジ当りやスキューを抑制することができる。

上記の内輪、外輪および円すいころの少なくとも一つの軸受構成部品が、窒素富化層を有し、かつ、前記窒素富化層におけるオーステナイト結晶粒の粒度番号が１０番を超える範囲にあることが好ましい。窒素富化層は、軌道輪（外輪もしくは内輪）又は円すいころの表層に形成された窒素含有量を増加した層であって、例えば浸炭窒化、窒化、浸窒などの処理によって形成させることができる。窒素富化層における窒素含有量は、好ましくは０．１％〜０．７％の範囲である。窒素含有量が０．１％より少ないと効果がなく、特に異物混入条件での転動寿命が低下する。窒素含有量が０．７％より多いと、ボイドと呼ばれる空孔ができたり、残留オーステナイトが多くなりすぎて硬度が出なくなったりして短寿命になる。軌道輪に形成された窒素富化層については、窒素含有量は、研削後の軌道面の表層５０μｍにおける値であって、例えばＥＰＭＡ（波長分散型Ｘ線マイクロアナライザ）で測定することができる。

また、オーステナイト結晶粒の粒度番号が１０番を超えるほどオーステナイト粒径が微細であることにより、転動疲労寿命を大幅に改良することができる。オーステナイト粒径の粒度番号が１０番以下では、転動疲労寿命は大きく改善されないので、１０番を超える範囲とする。通常、１１番以上とする。オーステナイト粒径は細かいほど望ましいが、通常、１３番を超える粒度番号を得ることは難しい。なお、上記の軸受構成部品のオーステナイト粒は、窒素富化層を有する表層部でも、それより内側の内部でも変化しない。したがって、上記の結晶粒度番号の範囲の対象となる位置は、表層部および内部とする。オーステナイト結晶粒は、たとえば焼入れ処理を行なった後も焼入れ直前のオーステナイト結晶粒界の痕跡が残っており、その痕跡に基づいた結晶粒をいう。

上記の円すいころの転動面と内輪の軌道面との当り位置の中心および円すいころの転動面と外輪の軌道面との当り位置の中心は、円すいころの有効転動面幅の０％を超え２０％未満の寸法範囲で、円すいころの軸方向中央から大径側にずれていることが好ましい。これにより、円すいころのスキューと軸受の回転トルクを低減することができる。

本発明の円すいころ軸受は、自動車のトランスミッション用、デファレンシャル用として好適である。

本発明によれば、厳しい潤滑環境下でも円すいころの大端面と内輪の大つば面における発熱を抑えることで耐焼付き性を向上させ、長寿命化を図った円すいころ軸受を実現することができる。特に、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Ｒ_ACTUAL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、製造コストを抑制できる。

本発明の第１の実施形態に係る円すいころ軸受を示す縦断面図である。 図１の円すいころの大端面と内輪の大つば面の設計仕様を説明する縦断面図である。 図１の円すいころの大端面の曲率半径と油膜厚さの関係を示すグラフである。 図１の円すいころの大端面の詳細形状を説明する図で、（ａ）図は円すいころの縦断面図で、（ｂ）図は、（ａ）図のＡ部を拡大した縦断面図で、（ｃ）図は、（ｂ）図の模式図である。 図１の円すいころの転動面と内外輪の軌道面との当り状態を説明する図で、（ａ）図は、内外輪の軌道面のクラウニングの頂点をずらせた場合の縦断面図で、（ｂ）図は、内外輪の軌道面の角度を変えた場合の縦断面図である。 図１の円すいころの詳細形状を示す縦断面図である。 図６のＢ部を拡大した図である。 図１の内輪の詳細形状を示す縦断面図である。 図８の内輪の軌道面の母線方向の形状を示す模式図である。 図１の円すいころ軸受の熱処理方法を説明する図である。 図１０の熱処理方法の変形例を説明する図である。 （ａ）図は、図１０又は図１１の熱処理を施した軸受構成部品のミクロ組織、特にオーステナイト粒を示す図で、（ｂ）図は、従来の熱処理を施した軸受構成部品のミクロ組織、オーステナイト粒を示す図である。 （ａ）図は、図１２（ａ）を図解したオーステナイト粒界を示す図で、（ｂ）図は、図１２（ｂ）を図解したオーステナイト粒界を示す図である。 図１の円すいころ軸受が適用された自動車用トランスミッションを示す縦断面図である。 図１の円すいころ軸受が適用された自動車用デファレンシャルを示す縦断面図である。

本発明の第１の実施形態に係る円すいころ軸受を図１〜図１５に基づいて説明する。まず、本実施形態の円すいころ軸受の概要を図１、図６、図８に基づいて説明する。図１は、本実施形態の円すいころ軸受の中心線から上側半分を示す縦断面図で、図６は、図１の円すいころの詳細形状を示す縦断面図で、図８は、図１の内輪の詳細形状を示す縦断面図である。

図１に示すように、円すいころ軸受１は、内輪１２、外輪１３、内輪１２と外輪１３との間に組込まれた円すいころ１４、円すいころ１４を保持する保持器１５からなる。内輪１２は外周に円錐状の内輪側軌道面１２ａ（以下、単に軌道面１２ａと呼ぶ。）が形成され、小径側に小つば部１２ｂが設けられ、大径側に大つば部１２ｃが設けられている。外輪１３は内周に円錐状の外輪側軌道面１３ａ（以下、単に軌道面１３ａと呼ぶ。）が形成されている。内輪１２の軌道面１２ａと外輪１３の軌道面１３ａとの間に複数の円すいころ１４が組み込まれている。各円すいころ１４は、保持器１５のポケット１５ａに収容され、円周方向等間隔に保持されている。

内輪１２の軌道面１２ａと大つば部１２ｃの大つば面１２ｅとが交わる隅部に研削逃げ部１２ｆが形成され、軌道面１２ａと小つば部１２ｂの小つば面１２ｄとが交わる隅部に研削逃げ部１２ｇが形成されている。このように、内輪１２の軌道面１２ａには研削逃げ部１２ｆ、１２ｇが設けられているので、軌道面１２ａの有効軌道面幅ＬＧ（図８参照）は円すいころ１４の転動面１６の有効転動面幅ＬＷ（図６参照）より短い。

円すいころ１４の外周には、円錐状の転動面１６が形成され、小径側に小端面１４ａ、大径側に大端面１４ｂが形成され、円すいころ１４は、その大端面１４ｂが内輪１２の大つば面１２ｅで受けられる。円すいころ軸受１の使用時、大端面１４ｂは内輪１２の大つば面１２ｅに接触して案内される。ここで、大端面１４ｂは、研削加工面である。円すいころ１４の転動面１６は、図６に示すように、母線方向の中央部分のストレート部１６ａと両端部のクラウニング部１６ｂ、１６ｃとからなる。図６に示すクラウニング部１６ｂ、１６ｃのドロップ量は誇張して表示している。クラウニング部１６ｂ、１６ｃの詳細は後述する。図１に示すように、保持器１５は、小径側環状部１５ｂと、大径側環状部１５ｃと、小径側環状部１５ｂと大径側環状部１５ｃとを軸方向に繋ぐ複数の柱部１５ｄとからなる。

図１に示す円すいころ１４の小端面１４ａと小つば面１２ｄとのすきまＳは０．３ｍｍ以下に設定されているので、スキューの抑制効果が得られると共に、円すいころ軸受１の組込時の馴染み回転を減らし組付け性も良好である。

本実施形態の円すいころ軸受１の概要は以上のとおりである。次に、本実施形態の円すいころ軸受１の特徴的な構成を説明する。まず、第１の特徴的な構成である円すい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について図２〜図４に基づいて説明する。図２は、図１の円すいころの大端面と内輪の大つば面の設計仕様を説明する縦断面図で、図３は、図１の円すいころの大端面の曲率半径と油膜厚さの関係を示すグラフである。図４は、図１の円すいころの大端面の詳細形状を説明する図で、図４（ａ）は円すいころの縦断面図で、図４（ｂ）は、図４（ａ）のＡ部を拡大した縦断面図で、図４（ｃ）は、図４（ｂ）の模式図である。図４（ｂ）、図４（ｃ）では、図示を簡素化するためにハッチングを省略している。

図２に示すように、円すいころ１４の転動面１６と、内輪１２の軌道面１２ａおよび外輪１３の軌道面１３ａの各円錐角の頂点は、円すいころ軸受１の中心軸上の一点Ｏで一致する。円すいころ１４の大端面１４ｂの最適な曲率半径Ｒと、頂点Ｏから内輪１２の大つば面１２ｅまでの距離Ｒ_BASEとの比Ｒ／Ｒ_BASEは、円すいころ１４の大端面１４ｂと内輪１２の大つば面１２ｅの接触部における油膜厚さを向上させるために、０．７５〜０．８７の範囲に設定されている。

図３に、比Ｒ／Ｒ_BASEの関係と円すいころ１４の大端面１４ｂと内輪１２の大つば面１２ｅとの間に発生する油膜厚さの比を示す。円すいころ１４の大端面１４ｂと内輪１２の大つば面１２ｅとの間に形成される油膜厚さをｔとし、縦軸は、比Ｒ／Ｒ_BASEが０．７６のときの油膜厚さｔ₀に対する比ｔ／ｔ₀で示す。図示のように、油膜厚さｔは、比Ｒ／Ｒ_BASEが０．７６のとき最大となり、比Ｒ／Ｒ_BASEが０．９を越えると急激に減少する。

油膜厚さの最適値という面では、特許文献１の記載のとおり、比Ｒ／Ｒ_BASEが０．７５〜０．８７の範囲であるので、次に、円すいころ１４のスキュー角と比Ｒ／Ｒ_BASEとの関係について検討した。この検討における比Ｒ／Ｒ_BASEは、円すいころ１４の大端面１４ｂ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Ｒ／Ｒ_BASEと円すいころ１４のスキュー角との関係を表１に示す。

表１に示すように、比Ｒ／Ｒ_BASEが小さくなる程、スキュー角は大きくなることが判明した。一方、図３に示す円すいころ１４の大端面１４ｂの曲率半径Ｒは、図４（ａ）に示す円すいころ１４の大端面１４ｂが設定した理想的な球面でできていたときのＲ寸法である。詳述すると、図４（ｂ）に示すように、円すいころ１４の大端面１４ｂの端部の点Ｐ１、Ｐ２、Ｐ３、Ｐ４および点Ｐ１、Ｐ２の中点Ｐ５、点Ｐ３、Ｐ４の中点Ｐ６とすると、点Ｐ１、Ｐ５、Ｐ２を通る曲率半径Ｒ₁₅₂、点Ｐ３、Ｐ６、Ｐ４を通る曲率半径Ｒ₃₆₄および点Ｐ１、Ｐ５、Ｐ６、Ｐ４を通る曲率半径Ｒ₁₅₆₄は、Ｒ＝Ｒ₁₅₂＝Ｒ₃₆₄＝Ｒ₁₅₆₄が成り立つ理想的な単一円弧曲線である。上記において、点Ｐ１、Ｐ４は、大端面１４ｂと端面チャンファ１４ｄとの接続点であり、点Ｐ２、Ｐ３は、大端面１４ｂと逃げ部１４ｃとの接続点である。ここで、Ｒ＝Ｒ₁₅₂＝Ｒ₃₆₄＝Ｒ₁₅₆₄が成り立つ理想的な単一円弧曲線を設定曲率半径Ｒという。特許請求の範囲における設定曲率半径Ｒは上記の意味である。

ところが、実際には、図４（ｃ）に示すように、研削加工時に大端面１４ｂの両端がだれることで、大端面１４ｂ全体のＲ₁₅₆₄に対する片側のＲ₁₅₂は同一ではなく小さくできてしまう（他方の片側Ｒ₃₆₄も同様である）。ここで、円すいころ１４の大端面１４ｂの加工後の片側のＲ₁₅₂、Ｒ₃₆₄を実曲率半径Ｒ_ACTUALという。特許請求の範囲における実曲率半径Ｒ_ACTUALは上記の意味である。

設定曲率半径Ｒおよび実曲率半径Ｒ_ACTUALは次のようにして求める。図４（ｃ）における大端面１４ｂ全体のＲ₁₅₆₄は、図４（ｂ）に示す大端面１４ｂの点Ｐ１、Ｐ５、Ｐ６、Ｐ４の４点を通る近似円である。Ｒ₁₅₂、Ｒ₃₆₄、Ｒ₁₅₆₄の測定方法について説明する。Ｒ₁₅₂、Ｒ₃₆₄、Ｒ₁₅₆₄の測定は、「株式会社ミツトヨ製表面粗さ測定機 サーフテスト」の例えば、機種名：ＳＶ−３１００を用いて測定した。測定方法は、上記測定器を用いて円すいころ１４の大端面１４ｂの母線方向の形状を出し、点Ｐ１、Ｐ２、Ｐ３、Ｐ４をプロットした後、Ｐ１、Ｐ２の中点Ｐ５およびＰ３、Ｐ４の中点Ｐ６をプロットした。片側のＲ₁₅₂は点Ｐ１、Ｐ５、Ｐ２を通る円弧曲線半径として算出した（他方の片側Ｒ₃₆₄も同様である）。大端面１４ｂ全体のＲ₁₅₆₄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した。大端面１４ｂの母線方向の形状は、直径方向に１回の測定とした。

次に、設定曲率半径Ｒと実曲率半径Ｒ_ACTUALの差による影響を説明する。円すいころ１４の大端面１４ｂと内輪１２の大つば面１２ｅとの接触は、片側のＲ₁₅₂、Ｒ₃₆₄の部分としか接触しないので、実際の大端面１４ｂと大つば面１２ｅの接触は、設定曲率半径Ｒ（Ｒ₁₅₆₄）よりも小さい実曲率半径Ｒ_ACTUAL（Ｒ₁₅₂、Ｒ₃₆₄）となる。このため、大端面１４ｂと大つば面１２ｅとの接触面圧が上昇すると同時に、円すいころ１４のスキュー角も増加する。上記の問題が実際の研削加工を検証して判明した。

油膜が十分でない環境でスキュー角が増加し、接触面圧も上昇すると、円すいころ１４の大端面１４ｂの大つば面１２ｃとの接触が不安定になり、油膜パラメータが低下する。油膜パラメータが１を切ると金属接触が始まる境界潤滑となり、焼付き発生の懸念が高まることが考えられる。ここで、油膜パラメータとは、弾性流体潤滑理論により求まる油膜厚さｈと、円すいころ１４の大端面１４ｂと内輪１２の大つば面１２ｅの二乗平均粗さの合成粗さσとの比で定義されるΛ（＝ｈ／σ）である。

上述した研削加工に伴う、設定曲率半径Ｒと実曲率半径Ｒ_ACTUALの差による影響についての検討結果より、実曲率半径Ｒ_ACTUALと設定曲率半径Ｒとの比に着目し、大端面と大つば面との接触面圧、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Ｒ_ACTUAL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つば面と円すい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、内輪の大つば面と円すい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）内輪の大つば面と円すいころの大端面との間の潤滑状態は、大つば面は円錐面のため直線状で一定であるので、円すいころの大端面の曲率半径（実曲率半径Ｒ_ACTUAL）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の用途では、使用される潤滑油は基本的に決まっているため、その潤滑油の粘度も決まってくることに着目した。
（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Ｒ_ACTUAL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、Ｋａｒｎａの以下の式から求められる。

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（１）より求めた。実曲率半径Ｒ_ACTUAL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２のとおりである。
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、アキシャル荷重７０００Ｎ
・回転数：７０００ｍｉｎ^-1
・潤滑油：タービン油ＩＳＯ粘度グレード ＶＧ３２
・供試軸受：円すいころ軸受（内径φ３５ｍｍ、外径φ７４ｍｍ、幅１８ｍｍ）

実曲率半径Ｒ_ACTUALと設定曲率半径Ｒとの比の各値に対して、大端面と大つば面との接触面圧、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３に示す。表３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Ｒ_ACTUAL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。

表３中の試験結果（１）〜（６）、総合判定（１）〜（６）の詳細を表４に示す。

表３、表４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Ｒ_ACTUALと設定曲率半径Ｒとの比Ｒ_ACTUAL／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、本実施形態は、実曲率半径Ｒ_ACTUALと設定曲率半径Ｒとの比Ｒ_ACTUAL／Ｒを０．８以上としている。

ただし、本実施形態の円すいころ軸受は、トランスミッション用途に限定されるものではなく、デファレンシャルやその他の「極めて厳しい潤滑状態」の用途に適用することができる。

表３、表４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Ｒ_ACTUALと設定曲率半径Ｒとの比Ｒ_ACTUAL／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Ｒ_ACTUALと設定曲率半径Ｒとの比Ｒ_ACTUAL／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。

また、油膜パラメータは、円すいころ１４の大端面１４ｂと内輪１２の大つば面１２ｅの合成粗さに依存するため、大端面１４ｂと大つば面１２ｅは超仕上げ加工面であることが望ましいという結論に至った。したがって、本実施形態では、大端面１４ｂと大つば面１２ｅは超仕上げ加工面としている。表面粗さは、円すいころ１４の大端面１４ｂが０．１０μｍＲａ以下で、内輪１２の大つば面１２ｅが０．０６３μｍＲａ以下である。特許請求の範囲における超仕上げ加工面は上記の表面粗さを有する。

本実施形態の円すいころ軸受の第２の特徴的な構成である円すいころのスキューを抑制する内外輪の軌道面の形状について図５（ａ）、図５（ｂ）に基づいて説明する。図５（ａ）は、円すいころの転動面と内外輪の軌道面との当り状態を説明する図で、内外輪の軌道面のクラウニングの頂点をずらせた場合の縦断面図で、図５（ｂ）は、内外輪の軌道面の角度を変えた場合の縦断面図である。図５（ａ）、図５（ｂ）では、円すいころの転動面と内外輪の軌道面との当り状態が理解しやすいように、軌道面のクラウニング形状を誇張して図示している。

円すいころ１４のスキュー角は、円すいころ１４の転動面１６と、内輪１２、外輪１３の軌道面１２ａ、１３ａとの当り位置によって大きな影響を受ける。設計呼び寸法通りの場合、クラウニングの頂点の位置は、内輪１２、外輪１３、円すいころ１４で、それぞれ、軌道面１２ａ、１３ａ、転動面１６の軸方向中央となり、また、内輪１２、外輪１３の軌道面１２ａ、１３ａの角度もコーンセンタ（図１の頂点Ｏ）で一致するようになる。円すいころ１４の転動面１６と内輪１２、外輪１３の軌道面１２ａ、１３ａとの当り位置の中心Ｃをαだけオフセットさせることで、当り位置を大径側、小径側とすることができるが、その手法としては次の２つの方法がある。

図５（ａ）は、クラウニングの頂点をずらす方法であり、図５（ｂ）は、内輪１２’、外輪１３’の軌道面１２ａ’、１３ａ’の角度を変える方法である。例えば、図５（ａ）の場合は、円すいころ１４の軸方向中央Ｎに対して、内輪１２の軌道面１２ａと外輪１３の軌道面１３ａのそれぞれのクラウニングの頂点位置を大径側にαだけオフセットさせて当り位置の中心をＣとしたものである。

図５（ｂ）で大径側当たりにする場合は、内輪１２’、外輪１３’の軌道面１２ａ’、１３ａ’の角度を大径側に傾け（外輪の場合は時計回り方向、内輪の場合は反時計回り方向）、円すいころ１４の軸方向中央Ｎに対して、当り位置の中心Ｃをαだけオフセットさせている。図５（ｂ）の二点鎖線は、円すいころ１４の軸方向中央Ｎを当り位置の中心Ｃとしたときの軌道面１２ａ’、１３ａ’の角度を示す。ただし、円すいころ１４の軸方向中央Ｎから当り位置の中心Ｃがずれると、円すいころ１４の転動面１６と内輪１２、１２’、外輪１３、１３’の軌道面１２ａ、１２ａ’、１３ａ、１３ａ’との間ですべりが生じるようになる。ずれ量αが大きくなる程大きくすべり、軸受の回転トルクの増大をもたらす。

円すいころ１４のスキューを抑制するために、円すいころ１４の転動面１６と内輪１２、１２’、外輪１３、１３’の軌道面１２ａ、１２ａ’、１３ａ、１３ａ’との当り位置の中心Ｃのずれ量α、スキュー角度、軸受トルクとの関係を解析し実用可能な範囲を検証した。その結果を表５に示す。表５において、ずれ量αは、円すいころ１４の転動面１６の有効転動面幅ＬＷ（図６参照）に対する割合で示し、記号の正負は、正が大径側当りで、負は小径側当りである。スキュー角度φ０およびトルクＭ０は、ずれ量αが０％のときの値である。

表５に示すように、スキュー角φは、ずれ量α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（×）と判定した。また、ずれ量αが２０以上になると、円すいころ１４の転動面１６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（×）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を小さくするためには、ずれ量αは０％を超え２０％未満であることが望ましい。本実施形態では、円すいころ１４の転動面１６と内輪１２、１２’、外輪１３、１３’の軌道面１２ａ、１２ａ’、１３ａ、１３ａ’との当り位置の中心Ｃのずれ量αを円すいころ１４の有効転動面幅ＬＷの０％を超え２０％未満の寸法範囲とし、円すいころ１４の軸方向中央Ｎから大径側にずらせている。

本実施形態では、内輪１２、１２’、外輪１３、１３’の軌道面１２ａ、１２ａ’、１３ａ、１３ａ’がクラウニング形状のものを例示したが、これに限られず、内輪１２の軌道面および外輪１３の軌道面はストレート形状のものであってもよい。この場合は、内輪１２、外輪１３の軌道面と円すいころ１４の転動面１６との当り幅は長くなるが、この当り幅に対応して当り位置の中心Ｃが決まる。本明細書および特許請求の範囲における当り位置の中心は、上記の場合を含む概念のものである。

本実施形態の円すいころ軸受の第３の特徴的な構成は、円すいころの転動面に対数クラウニングを施し、内輪および外輪の軌道面をストレート形状又は緩やかな単一円弧のフルクラウニング形状としたことである。

円すいころ、内輪および外輪の詳細な形状を図６〜図９に基づいて説明する。図６は、図１の円すいころを拡大した正面図で、図７は、図６のＢ部を拡大した図で、図８は、図１の内輪を拡大した縦断面図で、図９は、図８の内輪の軌道面の母線方向の形状を示す模式図である。

図６に示すように、円すいころ１４の転動面１６は、母線方向の中央部分のストレート部１６ａと両端部の対数クラウニング部（以下、単にクラウニング部ともいう）１６ｂ、１６ｃとからなる。円すいころ１４の有効転動面幅はＬＷで、ストレート部１６ａの幅はＬＷ１である。円すいころ１４の大径側の直径がころ径Ｄｗである。

ここで、円すいころ１４に施された対数クラウニングに関して説明する。クラウニング部１６ｂ、１６ｃの母線は、一例として、次式で表される対数クラウニングの対数曲線に基づいて求められる。この対数クラウニング式は、本出願人の特許第５０３７０９４号公報に記載されたものを引用した。

上記の対数クラウニング式中の設計パラメータＫ₁、Ｋ₂およびｚ_mが設計の対象となる。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。設計パラメータＫ₂を定めた上で、対数クラウニングを表す関数式中のＫ₁、ｚ_m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の降伏条件に従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、ｚ_mを選択する。Ｋ₁、ｚ_m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、ｚ_mを求める。

本実施形態における円すいころ１４のクラウニング部１６ｂ、１６ｃの形状は、上記の式（２）によって求められた対数曲線クラウニングとした。ただし、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６に示す円すいころ１４のクラウニング部１６ｂ、１６ｃ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いる。円すいころ１４の大端面１４ｂ側に形成された対数クラウニング部１６ｂの詳細を図７に基づいて説明する。図７はクラウニング１６ｂ部のドロップ量を理解しやすいように図６に示す円すいころ１４よりも更に誇張して表示している。クラウニング部１６ｂは、ストレート部１６ａに大きな曲率半径Ｒ１、Ｒ２、Ｒ３をもつ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１６ｂ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は図６おけるＤｒである。また、前述した数式１中のｚ_m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１４ａに形成されたクラウニング部１６ｃは、クラウニング部１６ｂと同様であるので、説明を省略する。本明細書における円すいころの転動面のストレート部は、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。

次に、内輪１２の軌道面１２ａの母線方向の形状を図８および図９に基づいて説明する。図８（ａ）は内輪１２の詳細形状を示す縦断面図で、図８（ｂ）は、図８（ａ）のＤ部を拡大した図で、図９は、図８の内輪１２の軌道面１２ａの母線方向の形状を示す模式図である。図８（ａ）、図８（ｂ）では、円すいころ１４の大端面１４ｂ側の一部輪郭を２点鎖線で示す。

図８（ａ）、図９に示すように、内輪１２の軌道面１２ａ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、研削逃げ部１２ｆ、１２ｇ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、軌道面１２ａの両端で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８（ａ）に示すように、内輪１２の軌道面１２ａには研削逃げ部１２ｆ、１２ｇが設けられているので、軌道面１２ａの有効軌道面幅はＬＧとなる。

図８（ｂ）に示すように、大つば面１２ｅの半径方向の外側には、大つば面１２ｅに滑らかに接続する逃げ面１２ｈが形成されている。逃げ面１２ｈと円すいころ１４の大端面１４ｂ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１２の軌道面１２ａ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１２の軌道面１２ａの母線方向の形状を説明したが、外輪１３の軌道面１３ａの母線方向の形状も同様であるので、説明は省略する。

ここで、円すいころ１４の転動面１６を対数クラウニング形状（中央部はストレート形状）とすると共に、内輪１２の軌道面１２ａおよび外輪１３の軌道面１３ａをストレート形状又は緩やかな単一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すいころ軸受（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）の場合における外輪１３の軌道面１３ａの接触面圧と、円すいころ１４の転動面１６の有効転動面幅ＬＷ（図６参照）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６に示す。

検証結果を表７に示す。

ミスアライメントなしの高速条件では、荷重条件が比較的軽いため、表７に示すように、試料１、試料２のいずれもエッジ面圧（Ｐ_EDGE）の発生はないが、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、円すいころのスキューを誘発しやすくなり、実用不可（×）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ＬＷ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、円すい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（×）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ことにより、本実施形態に至った。

本実施形態の円すいころ軸受１の内輪１２、外輪１３および円すいころ１４は、高炭素クロム軸受鋼（例えば、ＳＵＪ２材）からなり、内輪１２、外輪１３、円すいころ１４の少なくとも一つ軸受構成部品は窒素富化層を形成させるための熱処理を施している。この熱処理方法を図１０、図１１に基づいて説明する。図１０は一次焼入れおよび二次焼入れを行なう方法を示す熱処理パターンであり、図１１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する方法を示す熱処理パターンである。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たまま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、Ａ₁変態点温度以上かつ処理Ｔ₁よりも低温に再加熱し、そこから油焼入れを施す。

上記の熱処理により、従来の浸炭窒化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、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させることができる。

図１０又は図１１の熱処理パターンによって製造された円すいころ軸受１は、オーステナイト結晶粒の粒径が従来の２分の１以下となるミクロ組織を有している。そのため、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。結晶粒の微細化のために二次焼入れ温度を下げる熱処理工程をとるため、残留オーステナイト量が表層および内部で減少する結果、すぐれた耐割れ強度や耐経年寸法変化を得ることができるのである。

図１２は、軸受構成部品のミクロ組織、とくにオーステナイト粒を示す図である。図１２（ａ）は本実施形態の軸受構成部品であり、図１２（ｂ）は従来の熱処理方法による軸受構成部品である。すなわち、図１０に示す熱処理パターンを適用した軌道輪（内輪、外輪）のオーステナイト結晶粒度を図１２（ａ）に示す。また、比較のため、従来の熱処理方法による軸受鋼のオーステナイト結晶粒度を図１２（ｂ）に示す。また、図１３（ａ）および図１３（ｂ）に、図１２（ａ）および図１２（ｂ）を図解したオーステナイト結晶粒度を示す。これらオーステナイト結晶粒度を示す組織より、従来のオーステナイト粒径はＪＩＳ規格の粒度番号で１０番であり、図１０又は図１１による熱処理方法によれば１２番の細粒を得ることができる。また、図１２（ａ）の平均粒径は、切片法で測定した結果、５．６μｍであった。

本実施形態の円すいころ軸受１は、前述した第１〜第３の特徴的な構成に加えて、軸受構成部品に窒素富化層を形成した上で、オーステナイト粒径を粒度番号で１１以上に微細化することにより、転動疲労寿命が大きく改善され、優れた耐割れ強度や耐経年寸法変化を得ることができる。

本実施形態の円すいころ軸受１の内輪１２、外輪１３および円すいころ１４は、高炭素クロム軸受鋼（例えば、ＳＵＪ２材）からなり、内輪１２、外輪１３、円すいころ１４の少なくとも一つ軸受構成部品は窒素富化層を形成させるための熱処理を施したものを説明したが、これに限られず、内輪１２および外輪１３は、クロム鋼（例えば、ＳＣＲ４３５）やクロムモリブデン鋼（例えば、ＳＣＭ４３５）などの浸炭鋼とし、熱処理として従来からある浸炭焼入れ焼戻しを適用してもよい。

次に、本発明の第２の実施形態に係る円すいころ軸受を説明する。本実施形態の円すいころ軸受は、第１の実施形態の円すいころ軸受に比べて、「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、円すいころの大端面の実曲率半径Ｒ_ACTUAL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、第１の実施形態と同じであるので、表１、表５〜表７、数１〜数２および図１〜図１５を含むすべて内容を準用し、相違する点のみ説明する。

本実施形態では、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（１）より求めた油膜厚さｈは、実曲率半径Ｒ_ACTUALと設定曲率半径Ｒとの比の各値に対して表８のとおりである。
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、第１の実施形態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。

第１の実施形態と同様に、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、アキシャル荷重７０００Ｎ
・回転数：７０００ｍｉｎ^-1
・潤滑油：ＳＡＥ ７５Ｗ−９０
・供試軸受：円すいころ軸受（内径φ３５ｍｍ、外径φ７４ｍｍ、幅１８ｍｍ）

実曲率半径Ｒ_ACTUALと設定曲率半径Ｒとの比の各値に対して、大端面と大つば面との接触面圧、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。第１の実施形態と同様に、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Ｒ_ACTUAL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。

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。

表９、表１０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Ｒ_ACTUALと設定曲率半径Ｒとの比Ｒ_ACTUAL／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、本実施形態は、実曲率半径Ｒ_ACTUALと設定曲率半径Ｒとの比Ｒ_ACTUAL／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Ｒ_ACTUAL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。

ただし、本実施形態の円すいころ軸受は、デファレンシャル用途に限定されるものではなく、トランスミッションやその他の「厳しい潤滑状態」の用途に適用することができる。

実用可能な実曲率半径Ｒ_ACTUAL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９の「厳しい潤滑状態」では、実曲率半径Ｒ_ACTUALと設定曲率半径Ｒとの比が０．４の場合でも十分な「つば部潤滑係数」が得られたが、表９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Ｒ_ACTUALと設定曲率半径Ｒとの比が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Ｒ_ACTUALと設定曲率半径Ｒとの比としては０．５以上が適正である。

最後に、本発明の実施形態に係る円すいころ軸受の好適な用途として、自動車用トランスミッションおよび自動車用デファレンシャルの概要を図１４および図１５に基づいて説明する。図１４は自動車用トランスミッションの要部の縦断面図で、図１５は自動車用デファレンシャルの縦断面図である。

図１４に示すトランスミッション３０は同期噛合式変速機の一例である。ミッションケース３１に円すいころ軸受１₁を介して入力軸３２が回転自在に支持され、入力軸３２と同軸上に、主軸３３が配置されている。入力軸３２と主軸３３は、パイロット部の円すいころ軸受１₂により、相対回転可能に支持されている。図示は省略するが、主軸３３の他の部位も円すいころ軸受によって支持されている。入力軸３２および主軸３３と所定間隔で平行配置された副軸３４は、円すいころ軸受１₃と他の円すいころ軸受（図示省略）によって支持されている。入力軸３２には入力軸歯車３５が一体に設けられ、副軸３４の副軸歯車３６に常時噛合っている。

主軸３３にはアイドラ部の円すいころ軸受１₄を介して主軸歯車（以下、単に歯車ともいう）４３が回転自在に装着されている。主軸歯車４３は、副軸３４の歯車３７に常時噛合っている。本発明の実施形態に係る円すいころ軸受は、上記の円すいころ軸受１₁〜１₄および図示を省略した他の円すいころ軸受を指す。シンクロ機構３９は、セレクタ（図示省略）の作動によって軸方向（図１４の左右方向）移動し変速操作が行われる。

次に、デファレンシャルを図１５に基づいて説明する。図１５は一般的な自動車のデファレンシャルの縦断面図である。デファレンシャルケース１００の入力側にドライブピニオン軸１０１が収容され、一対の円すいころ軸受１₅、１₆により回転自在に支持される。ドライブピニオン軸１０１の一端部にはプロペラシャフト１０２が連結され、他端部にはリンクギヤ（減速大歯車）１０３とかみ合うドライブピニオンギヤ（減速小歯車）１０４が一体に設けられている。

リンクギヤ１０３は差動歯車ケース１０５に連結され、差動歯車ケース１０５は一対の円すいころ軸受１₇、１₈によりデファレンシャルケース１００に対して回転自在に支持される。差動歯車ケース１０５の内部に、一対のピニオンギヤ１０６と、これとかみ合う一対のサイドギヤ１０７とがそれぞれ配設される。ピニオンギヤ１０６はピニオン軸１０８に装着され、サイドギヤ１０７は差動歯車ケース１０５に装着されている。サイドギヤ１０７の内径部に左右のドライブシャフト（図示省略）が連結（セレーション連結等）される。本発明の実施形態に係る円すいころ軸受は、上記の円すいころ軸受１₅〜１₈である。プロペラシャフト１０２の駆動トルクは、ドライブピニオンギヤ１０４→リンクギヤ１０３→差動歯車ケース１０５→ピニオンギヤ１０６→サイドギヤ１０７→ドライブシャフトという経路で伝達される。

本発明の実施形態に係る円すいころ軸受は、円すいころの大端面と内輪の大つば面における発熱を抑え耐焼付き性を向上させ、長寿命化が実現されるので、自動車のトランスミッション用、デファレンシャル用として好適である。

本発明は前述した実施形態に何ら限定されるものではなく、本発明の要旨を逸脱しない範囲内において、さらに種々の形態で実施し得ることは勿論のことであり、本発明の範囲は、特許請求の範囲によって示され、さらに特許請求の範囲に記載の均等の意味、および範囲内のすべての変更を含む。

１ 円すいころ軸受
１２ 内輪
１２ａ 軌道面
１２ｂ 小つば部
１２ｃ 大つば部
１２ｄ 小つば面
１２ｅ 大つば面
１２ｆ 研削逃げ部
１２ｇ 研削逃げ部
１２ｈ 逃げ面
１３ 外輪
１３ａ 軌道面
１４ 円すいころ
１４ａ 小端面
１４ｂ 大端面
１５ 保持器
１６ 転動面
１６ａ ストレート部
１６ｂ 対数クラウニング部
１６ｃ 対数クラウニング部
Ｃ 当り位置の中心
Ｄｒ 対数クラウニング端部ドロップ量
Ｄｗ ころ径
ＬＧ 有効軌道面幅
ＬＧ１ クラウニング中央部幅
ＬＧ２ カットクラウニング部幅
ＬＷ 有効転動面幅
ＬＷ１ ストレート部幅
Ｎ 円すいころの軸方向中央
Ｏ 頂点
Ｒ 設定曲率半径
Ｒ_ACTUAL 実曲率半径
Ｒ_BASE 基本曲率半径
Ｓ すきま
α ずれ量

Claims (8)

1. 内周に円錐状の軌道面を有する外輪と、
   外周に円錐状の軌道面を有し、この軌道面の大径側に大つば面、小径側に小つば面が設けられた内輪と、
   前記両軌道面間に転動自在に配列された複数の円すいころと、
   前記円すいころを収容する保持器と、を備え、
   軸受使用時に前記円すいころの大端面が前記内輪の大つば面に接触して案内される円すいころ軸受において、
   前記円すいころの大端面の設定曲率半径をＲ、前記円すいころの円錐角の頂点から前記内輪の大つば面までの基本曲率半径をＲ_BASEとしたとき、前記設定曲率半径Ｒと前記基本曲率半径Ｒ_BASEとの比率Ｒ／Ｒ_BASEを０．７５〜０．８７の範囲とすると共に、
   前記円すいころの大端面の実曲率半径をＲ_ACTUALとしたとき、この実曲率半径Ｒ_ACTUALと前記設定曲率半径Ｒとの比率Ｒ_ACTUAL／Ｒを０．５以上としたことを特徴とする円すいころ軸受。
2. 内周に円錐状の軌道面を有する外輪と、
   外周に円錐状の軌道面を有し、この軌道面の大径側に大つば面、小径側に小つば面が設けられた内輪と、
   前記両軌道面間に転動自在に配列された複数の円すいころと、
   前記円すいころを収容する保持器と、を備え、
   軸受使用時に前記円すいころの大端面が前記内輪の大つば面に接触して案内される円すいころ軸受において、
   前記円すいころの大端面の設定曲率半径をＲ、前記円すいころの円錐角の頂点から前記内輪の大つば面までの基本曲率半径をＲ_BASEとしたとき、前記設定曲率半径Ｒと前記基本曲率半径Ｒ_BASEとの比率Ｒ／Ｒ_BASEを０．７５〜０．８７の範囲とすると共に、
   前記円すいころの大端面の実曲率半径をＲ_ACTUALとしたとき、この実曲率半径Ｒ_ACTUALと前記設定曲率半径Ｒとの比率Ｒ_ACTUAL／Ｒを０．８以上としたことを特徴とする円すいころ軸受。
3. 前記円すいころの大端面および前記内輪の大つば面が、超仕上げ加工面であることを特徴とする請求項１又は請求項２に記載の円すいころ軸受。
4. 前記内輪の大つば面に逃げ面が形成されていることを特徴とする請求項１〜３のいずれか一項に記載の円すいころ軸受。
5. 前記内輪の軌道面および前記外輪の軌道面は、ストレート形状又は緩やかな単一円弧のフルクラウニング形状とし、
   前記円すいころの転動面は、対数クラウニング形状であることを特徴とする請求項１〜４のいずれか一項に記載の円すいころ軸受。
6. 前記内輪、前記外輪および前記円すいころの少なくとも一つが、窒素富化層を有し、かつ、前記窒素富化層におけるオーステナイト結晶粒の粒度番号が１０番を超える範囲にあることを特徴とする請求項１〜５のいずれか一項に記載の円すいころ軸受。
7. 前記円すいころの転動面と前記内輪の軌道面との当り位置の中心および前記円すいころの転動面と前記外輪の軌道面との当り位置の中心は、前記円すいころの有効転動面幅の０％を超え２０％未満の寸法範囲で、前記円すいころの軸方向中央から大径側にずれていることを特徴とする請求項１〜６のいずれか一項に記載の円すいころ軸受。
8. 前記円すいころ軸受の用途が自動車のトランスミッション又はデファレンシャルであることを特徴とする請求項１〜７のいずれか一項に記載の円すいころ軸受。