JP2019066041A

JP2019066041A - 円錐ころ軸受

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Publication number: JP2019066041A
Application number: JP2018174093A
Authority: JP
Inventors: 希磯部; Nozomi Isobe; 知樹松下; Tomoki Matsushita; 崇川井; Takashi Kawai
Original assignee: NTN Corp; NTN Toyo Bearing Co Ltd
Current assignee: NTN Corp
Priority date: 2017-09-28
Filing date: 2018-09-18
Publication date: 2019-04-25

Abstract

【課題】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。【解決手段】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。大鍔面１８の算術平均粗さＲａが０．１μｍＲａ以上０．２μｍＲａ以下である。大鍔面１８の粗さ曲線のスキューネスＲｓｋが−１．０以上−０．３以下である。大鍔面１８の粗さ曲線のクルトシスＲｋｕは３．０以上５．０以下である。【選択図】図１

Description

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Ｒ_BASEとしたときに、比率Ｒ／Ｒ_BASE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／Ｒ_BASE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は、外輪または内輪を低速度で回転させる条件の回転数の範囲内で回転トルクを安定化させることが望ましい。さらに円錐ころ軸受は、回転時の昇温により外輪または内輪が焼付く不具合が生じる可能性があるため、耐焼付き性を向上させることが望ましい。しかしこれまでそのような回転トルクの安定化と耐焼付き性とを両立させる技術について提案されていなかった。

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、荷重の作用によるトルクを安定させた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Ｒ_BASEとしたとき、設定曲率半径Ｒと距離Ｒ_BASEの比率Ｒ／Ｒ_BASE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Ｒ_processとしたとき、実曲率半径Ｒ_processと設定曲率半径Ｒとの比率Ｒ_process／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。大鍔面の算術平均粗さＲａが０．１μｍＲａ以上０．２μｍＲａ以下である。大鍔面の粗さ曲線のスキューネスＲｓｋが−１．０以上−０．３以下である。大鍔面の粗さ曲線のクルトシスＲｋｕは３．０以上５．０以下である。

上記によれば、耐焼付き性に優れるとともに、荷重の作用によるトルクを安定させた円錐ころ軸受が得られる。

実施の形態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。実施の形態に係る円錐ころ軸受の円錐ころの大端面を示す平面模式図である。本実施の形態の大鍔面のスキューネスＲｓｋを示す粗さ曲線である。本実施の形態の大鍔面のクルトシスＲｋｕを示す粗さ曲線である。実施の形態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１６の領域ＸＶＩＩの拡大模式図である。図１６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。

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。

＜円錐ころ軸受の構成＞

図１は、本発明の実施の形態に係る円錐ころ軸受の断面模式図である。図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、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により構成されている。

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Ｒ_BASEとの比Ｒ／Ｒ_BASE：

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Ｒ_BASEとの比率Ｒ／Ｒ_BASE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Ｒ_processとしたとき、実曲率半径Ｒ_processと設定曲率半径Ｒとの比率Ｒ_process／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Ｒ_processとは異なるものである。

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Ｒ_processと呼ぶ。上記実曲率半径Ｒ_processは上記設定曲率半径Ｒ以下となる。

本実施の形態に係る円錐ころ軸受の円錐ころ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Ｒ_processの比率Ｒ_process/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Ｒ_virtual（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、本実施の形態に係る円錐ころ軸受の円錐ころ１２は、当該仮想曲率半径Ｒ_virtualに対する上記実曲率半径Ｒ_processの比率Ｒ_process/Ｒ_virtual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。以下、図７を参照しながら説明する。図７は、円錐ころ１２の大端面１６を示す平面模式図である。図７に示すように、大端面１６は面取り部１６Ｃと凸部１６Ａと凹部１６Ｂ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。

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、大鍔面の算術平均粗さＲａは０．０６３μｍＲａ以下である。

本実施の形態の円錐ころ軸受１０においては、大鍔面１８の算術平均粗さＲａが０．１μｍＲａ以上０．２μｍＲａ以下であり、大鍔面１８の粗さ曲線のスキューネスＲｓｋが−１．０以上−０．３以下であり、大鍔面１８の粗さ曲線のクルトシスＲｋｕは３．０以上５．０以下である。ここで、粗さ曲線のスキューネスＲｓｋは、日本工業規格（ＪＩＳ）Ｂ０６０１：２０１３の４．２．３で規定される粗さ曲線のスキューネスＲｓｋのことであり、粗さ曲線のクルトシスＲｋｕは、日本工業規格（ＪＩＳ）Ｂ０６０１：２０１３の４．２．４で規定される粗さ曲線のクルトシスＲｋｕのことである。

円錐ころ軸受１０の外輪１１または内輪１３を低速度で回転させる条件、すなわち２００ｒ／ｍｉｎ以下の回転数の範囲内で回転トルクを安定化させるため、大鍔面１８の算術平均粗さＲａを０．１μｍＲａ以上０．２μｍＲａ以下とする。

粗さ曲線のスキューネスＲｓｋは、以下の式（１）に示すように、断面曲線の二乗平均平方根粗さＲｑの三乗によって無次元化した基準長さにおけるｚ（ｘ）の三乗平均である。粗さ曲線のスキューネスＲｓｋは、輪郭曲線の確率密度関数の非対称性の度合いを示す数値であり、突出した山または谷の影響を強く受けるパラメータである。

図８に、スキューネスＲｓｋ＞０を満足する粗さ曲線と、スキューネスＲｓｋ＜０を満足する粗さ曲線とを示している。

これら両粗さ曲線の比較から明らかなように、スキューネスＲｓｋ＞０の場合、図８の紙面上方へ急激に突出した山が多く、このような場合には大鍔面１８の耐焼付き性が超仕上げ水準の粗さよりも大きく劣ってしまう可能性がある。しかしスキューネスＲｓｋ＜０の場合、図８の紙面上方へ急激に突出した山の尖りが比較的に少ない傾向の表面形状となるため、油膜が破れにくくなり、焼付きの防止に有利である。スキューネスＲｓｋの負の値が大きくなるほど、谷の幅が図８の紙面左右方向に広がり、突出した山の尖りが比較的に少ない傾向の表面（円錐ころ軸受１０においては、ころ１２の大端面１６と接触する内輪１３の大鍔面１８）の幅が狭くなる。このため当該表面と谷との境界部分で応力集中が生じてしまうので、油膜形成が阻害される。内輪１３の大鍔面１８の粗さ曲線のスキューネスＲｓｋを−１．０以上−０．３以下とすることにより、当該大鍔面１８が、突出した山の尖りが比較的に少なく滑らかな平面を図８の幅方向に関して広く有する特性となり、油膜形成に有利に働く表面形状となる。

図８の右方に示すように、Ｒｓｋの確率密度関数は、Ｒｓｋ＜０においては図中点線で横方向に延びる平均線よりも上側に偏在する。このためＲｓｋ＜０であり特にこれを−１．０以上−０．３以下とすることにより、大鍔面１８の表面は滑らかな山を広範囲に有する形状となる。

さらに、粗さ曲線のクルトシスＲｋｕは、以下の式（２）に示すように、断面曲線の二乗平均平方根粗さＲｑの四乗によって無次元化した基準長さにおけるｚ（ｘ）の四乗平均である。粗さ曲線のクルトシスＲｋｕは、輪郭曲線の確率密度関数のとがり（鋭さ）の度合いを示す数値であり、突出した山または谷の影響を強く受けるパラメータである。

図９に、クルトシスＲｋｕ＞３を満足する粗さ曲線と、クルトシスＲｋｕ＜３を満足する粗さ曲線とを示している。

これら両粗さ曲線の比較から明らかなように、クルトシスＲｋｕ＜３の場合、曲線に急激に突出した山または谷の尖りが少なく、このような場合には回転トルクが安定しない可能性がある。しかしクルトシスＲｋｕ＞３の場合、図の上方および下方に山および谷が比較的急激に突出した尖りが多くなる傾向にある。これにより大鍔面１８は適度に金属と接触することができ、円錐ころ軸受１０の回転トルクを安定させることに有利となる。ただし、クルトシスＲｋｕの正の値が過剰に大きくなれば、大鍔面１８の過度な金属接触が起こり、耐焼付き性が低下する。そこで内輪１３の大鍔面１８の粗さ曲線のクルトシスＲｋｕを３．０以上５．０以下とすることにより、当該大鍔面１８は、低速回転時における回転トルクの安定化を図るための粗さの突起をもった表面性状となる。

また、本実施の形態においては、円錐ころ１２の大端面１６の粗さ曲線のスキューネスＲｓｋが２以上７以下であり、大端面１６の粗さ曲線のクルトシスＲｋｕは−１以上１以下である。さらに、大鍔面１８が凹凸を有する母線形状である場合、当該大鍔面１８の凹凸の高さの最大値は１μｍ以下であることが好ましい。

円錐ころ１２の転動面と内輪軌道面との当たり位置：（図１０、１２）

図１０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１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１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。

表１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１０および図１１に示される。図１０および図１１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１０に示されるように、ころ１２の転動面１２Ａに形成されたクラウニング、および内輪軌道面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１１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１１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。

円錐ころ１２の転動面の形状：

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１２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１２の矢印に示すようにころ１２の側面が加工され、図３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、Ｋ_１，Ｋ_２，ｚ_ｍ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＝２Ｋ_１Ｑ／πＬＥ’としたときに、下記の式（３）で表される。

ころ１２の転動面１２Ａは、たとえば図１３および図１４に示される形状を有する。図１３は本実施の形態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１４は本実施の形態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１３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。

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１３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１３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１３参照）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（３）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１４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（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（３）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、Ｋ_２は固定され、Ｋ_１とｚ_ｍとが設計の対象となる。

ところで、上記の式（３）のＫ_１、ｚ_ｍ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１５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１５は、本実施の形態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１５（図１６）中のＧの領域は、図１５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Ｋ_１，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Ｋ_１，ｚ_ｍを選択する。

Ｋ_１，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Ｋ_１，ｚ_ｍ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１５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１５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１３、図１４参照）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１６〜図１８に基づいて説明する。図１６は内輪１３の詳細形状を示す部分断面模式図である。図１７は、図１６の領域ＸＶＩＩの拡大模式図である。図１８は、図１６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１６および図１７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１６〜図１８に示すように、内輪軌道面１３Ａは、緩やかな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１６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１７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２に示す。

検証結果を表３に示す。

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３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。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。

＜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Ｒ_processおよび仮想曲率半径Ｒ_virtual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Ｒ_process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Ｒ_virtual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Ｒ_virtual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

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、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Ｒ_BASEとしたとき、設定曲率半径Ｒと距離Ｒ_BASEの比率Ｒ／Ｒ_BASE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Ｒ_processとしたとき、実曲率半径Ｒ_processと設定曲率半径Ｒとの比率Ｒ_process／Ｒが０．５以上である。

上述した円錐ころ軸受１０とすれば、設定曲率半径Ｒと距離Ｒ_BASEの比率Ｒ／Ｒ_BASE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／Ｒ_BASEの値については、以下の知見を参考として決定した。図２１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／Ｒ_BASE＝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／Ｒ_BASE＝０．７６のとき最大となり、Ｒ／Ｒ_BASEが０．８７を越えると急激に減少する。

図２２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２１と同様に、Ｒ／Ｒ_BASE＝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／Ｒ_BASE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。本発明者らは、図２１および図２２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／Ｒ_BASEの条件を決定した。

ここで、図２１に示すように設定曲率半径Ｒと距離Ｒ_BASE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、Ｒ_BASEが大きくなるにつれ、ころのスキュー角度が大きくなる場合がある。そのため、当該スキュー角度の影響を考慮し、比率Ｒ／Ｒ_BASEの数値範囲を設定してもよい。

具体的には、距離Ｒ_BASEが１００ｍｍ以下のとき、設定曲率半径Ｒと距離Ｒ_BASEの比率Ｒ／Ｒ_BASEの値を０．７０以上０．９０以下としてもよい。この場合、距離Ｒ_BASEが相対的に小さいため、スキューの影響が比較的小さい。そのため、図２１に示したようなＫａｒｎａの式に従い油膜厚さの極大化を図っている。ただし、比率Ｒ／Ｒ_BASEの値が０．７０より小さくなると油膜厚さの低下を招く。また、当該比率Ｒ／Ｒ_BASEの値が０．９０より大きくなると急激な油膜厚さの低下を招く。

また、上記距離Ｒ_BASEが１００ｍｍを越え２００ｍｍ以下のとき、比率Ｒ／Ｒ_BASEの値を０．７５以上０．８５以下としてもよい。この場合、上述した条件より上記距離Ｒ_BASEが相対的に大きくなっているため、スキューの影響を無視できない。そのため、上述した条件より比率Ｒ／Ｒ_BASEの値の範囲を限定することが好ましい。したがって、比率Ｒ／Ｒ_BASEの値について０．８を中央値とし下限を０．７５、上限を０．８５とした。

また、上記距離Ｒ_BASEが２００ｍｍを越え３００ｍｍ以下のとき、比率Ｒ／Ｒ_BASEの値を０．７７以上０．８３以下としてもよい。この場合、上述した条件より上記距離Ｒ_BASEが相対的に大きくなっているため、スキューの影響がより大きくなっている。そのため、上述した条件より比率Ｒ／Ｒ_BASEの値の範囲をさらに限定することが好ましい。したがって、比率Ｒ／Ｒ_BASEの値について０．８を中央値とし下限を０．７７、上限を０．８３とした。

なお、ここでは図２１に示したようにＫａｒｎａの式を用いて比率Ｒ／Ｒ_BASE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／Ｒ_BASE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／Ｒ_BASE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Ｒ_processと設定曲率半径Ｒとの比率Ｒ_process／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／Ｒ_BASEの数値範囲および比率Ｒ_process／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。

さらに、大鍔面１８の算術平均粗さＲａが０．１μｍＲａ以上０．２μｍＲａ以下であり、大鍔面１８の粗さ曲線のスキューネスＲｓｋが−１．０以上−０．３以下であり、大鍔面１８の粗さ曲線のクルトシスＲｋｕは３．０以上５．０以下である。以上のように大鍔面１８の算術平均粗さＲａ、粗さ曲線のスキューネスＲｓｋおよび粗さ曲線のクルトシスＲｋｕを調整することにより、円錐ころ軸受１０の回転トルクの安定化と耐焼付き性との両立を実現することができる。

当該円錐ころ軸受１０においては、円錐ころ１２の大端面１６の粗さ曲線のスキューネスＲｓｋが２以上７以下であり、大端面１６の粗さ曲線のクルトシスＲｋｕは−１以上１以下であることが好ましい。特にクルトシスＲｋｕについて、上記数値範囲より小さければ、ころ１２の大端面１６と内輪１３の大鍔面１８との接触面が過剰に広くなる。また特にスキューネスＲｓｋについて、上記数値範囲より小さければ、回転トルクが必要以上に低くなるという問題が生じる。また特にクルトシスＲｋｕについて、上記数値範囲より大きければ、大端面１６の尖度が過剰に大きくなる。また特にスキューネスＲｓｋについて、上記数値範囲より大きければ、耐焼付き性が劣ってしまうという問題が生じる。このためスキューネスおよびクルトシスが上記数値範囲より小さくても大きくても、油膜の形成に不利になる。したがってスキューネスおよびクルトシスを上記の数値範囲内とすることにより、大端面１６と大鍔面１８との接触部における充分な油膜厚さを確保できる。よって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。

以上に述べた粗さ特性を有する内輪１３の大鍔面１８を加工するために研削仕上げ加工を用いれば、粗さの規定範囲が細かすぎ加工抵抗が大きくなりすぎるため、大鍔面１８などに研削焼けなどの不具合が生じる可能性があり、当該加工を行なうことは困難である。そこで上記の粗さ特性を有する内輪１３の大鍔面１８を加工する際には、たとえば０．５秒以上２秒以下の超短時間で超仕上げ加工を施すことが好ましい。

一方、ころ１２の大端面１６の粗さは内輪１３の大鍔面１８の粗さよりも、円錐ころ軸受１０の機能に与える影響が少ない。このためころ１２の大端面１６の粗さの条件は大鍔面１８よりも緩やかである。具体的には、良好な潤滑油のくさび効果を得る観点から、ころ１２の大端面１６の算術平均粗さＲａを０．１μｍＲａ以下とすればよい。また、ころ１２の大端面１６と内輪１３の大鍔面１８とは、理想的には、球面と平面との接触関係である時、特に良好な耐焼付き性を実現することができる。そのため、大鍔面１８が凹凸を有する母線形状である場合、当該大鍔面１８の凹凸の高さの最大値は１μｍ以下であることが好ましい。

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、Ｋ_１，Ｋ_２，ｚ_ｍ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＝２Ｋ_１Ｑ／πＬＥ’としたときに、式（３）で表されてもよい。

この場合、ころ１２の転動面１２Ａに上記式（３）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２３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２４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２３および図２４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２３および図２４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２３および図２４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２４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２３に示すように、図２４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２３及び図２４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Ｒ_processと設定曲率半径Ｒとの比率Ｒ_process／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Ｒ_process／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／Ｒ_BASEとの関係について検討する。比率Ｒ／Ｒ_BASE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／Ｒ_BASEと円錐ころ１２のスキュー角との関係を表４に示す。

表４に示すように、ころのＲ／Ｒ_BASE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Ｒ_process）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Ｒ_process／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Ｒ_process）の差による影響についての検討結果より、実曲率半径Ｒ_process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Ｒ_process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Ｒ_process）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Ｒ_process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。

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の変形例に係る円錐ころ軸受を説明する。本実施の形態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Ｒ_process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ＳＡＥ７５Ｗ−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（＝１０．３ｍｍ^２／ｓ）で、式（２）より求めた油膜厚さｈは、実曲率半径Ｒ_process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。

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：ＳＡＥ７５Ｗ−９０
・供試軸受：円錐ころ軸受（内径φ３５ｍｍ、外径φ７４ｍｍ、幅１８ｍｍ）

実曲率半径Ｒ_process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Ｒ_process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６中の試験結果（１）〜（６）、総合判定（１）〜（６）の詳細を表７に示す。

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Ｒ_processと設定曲率半径Ｒとの比Ｒ_process／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、本実施の形態は、実曲率半径Ｒ_processと設定曲率半径Ｒとの比Ｒ_process／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_process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、本実施形態の円錐ころ軸受は、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_process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Ｒ_processと設定曲率半径Ｒとの比Ｒ_process／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Ｒ_processと設定曲率半径Ｒとの比Ｒ_process／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Ｒ_processと設定曲率半径Ｒとの比Ｒ_process／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（＝７．７ｍｍ^２／ｓ）で、油膜厚さｈは式（２）より求めた。実曲率半径Ｒ_process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。

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ＩＳＯＶＧ３２
・供試軸受：円錐ころ軸受（内径φ３５ｍｍ、外径φ７４ｍｍ、幅１８ｍｍ）

実曲率半径Ｒ_process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Ｒ_process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、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_processと設定曲率半径Ｒとの比Ｒ_process／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、本実施の形態の他の変形例に係る円錐ころ軸受では、実曲率半径Ｒ_processと設定曲率半径Ｒとの比Ｒ_process／Ｒを０．８以上としている。

ただし、上述した円錐ころ軸受は、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Ｒ_processと設定曲率半径Ｒとの比Ｒ_process／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_processと設定曲率半径Ｒとの比Ｒ_process／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。

次に、内輪１３の大鍔面１８の算術平均粗さＲａ、粗さ曲線のスキューネスＲｓｋ、及び粗さ曲線のクルトシスＲｋｕの様々な組み合わせにおいて、上述の昇温試験及び回転トルク試験に準じて評価した結果を表１１〜表１４に示す。なお各表中、「◎」印は非常に良好であることを示し、「〇」印は良好であることを、「△」印は良好ではないが不良ではないことを、「×」印は不良であることを示す。

表１１に示すように、大鍔面における算術平均粗さＲａが０．０５μｍの場合、大鍔面が特に滑らかな表面性状に仕上げられているので、大鍔面における粗さ曲線のスキューネスＲｓｋが−１．０以上−０．３以下の範囲にあるか否かを問わず、また、粗さ曲線のクルトシスＲｋｕが３．０以上５．０以下の範囲にあるか否かを問わず、耐焼付き性が特に良好になる一方、トルクの安定性が特に悪くなることが分かる。

表１２および表１３に示すように、大鍔面における算術平均粗さＲａが０．１μｍ又は０．２μｍの場合、Ｒａ＝０．０５の場合に比べて、耐焼付き性が悪化傾向を示し、トルクの安定性が改善傾向を示す。ここで、大鍔面における粗さ曲線のスキューネスＲｓｋ＜−１．０の場合、油膜が形成されにくく、耐焼付き性に不利となることが分かる。一方、大鍔面における粗さ曲線のスキューネスＲｓｋ＞−０．３の場合、以下に示す大鍔面における粗さ曲線のクルトシスＲｋｕの特性との兼ね合いによって、耐焼き付き性とトルクの安定性とを両立することができない。また、大鍔面における粗さ曲線のクルトシスＲｋｕ＜３の場合、油膜が出来過ぎて、トルクの安定性に不利となることが分かる。一方、大鍔面における粗さ曲線のクルトシスＲｋｕ＞５の場合、表面の微小な山々が尖り過ぎてころ大端面と金属接触し易く、油膜が出来にくくなって、耐焼付き性に不利となることが分かる。

表１４に示すように、大鍔面における算術平均粗さＲａが０．２５μｍの場合、表１２および表１３に比べてさらに耐焼付き性が悪く、トルクの安定性が良い結果となっている。具体的には、大鍔面における粗さ曲線のスキューネスＲｓｋが−１．０以上−０．３以下の範囲にあるか否かを問わず、また、粗さ曲線のクルトシスＲｋｕが３．０以上５．０以下の範囲にあるか否かを問わず、耐焼付き性が特に悪くなる一方、トルクの安定性が特に良好になることが分かる。

したがって上記のように、本件発明品は大鍔面１８の算術平均粗さＲａは０．１μｍ≦Ｒａ≦０．２μｍである場合、大鍔面１８の粗さ曲線のスキューネスＲｓｋが−１．０≦Ｒｓｋ≦−０．３であり、大鍔面１８の粗さ曲線のクルトシスＲｋｕが３．０≦Ｒｋｕ≦５．０であれば、耐焼付き性とトルクの安定性の両立を図ることが可能であると分かる。

＜円錐ころ軸受の製造方法＞

図２５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２６は、図２５の熱処理工程における熱処理パターンを示す模式図である。図２７は、図２６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２５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１２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２６に示す。図２６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２７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２０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１９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１２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２８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。

以上のように本発明の実施の形態について説明を行ったが、上述の実施の形態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に限定されるものではない。本発明の範囲は、特許請求の範囲によって示され、特許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。

１０，１０ａ，１０ｂ円錐ころ軸受、１１外輪、１１Ａ外輪軌道面、１１Ｂ，１２Ｂ，１３Ｂ窒素富化層、１２ころ、１２Ａころ転動面、１３内輪、１３Ａ内輪軌道面、１４保持器、１６大端面、１６Ａ凸部、１６Ｂ凹部、１６Ｃ，２１面取り部、１７小端面、１８大鍔面、１８Ａ逃げ面、１９小鍔面、２２，２４クラウニング部、２２Ａクラウニング、２３ストレート部（中央部）、２５Ａ，２５Ｂ逃げ部、２６中心線、２７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第１測定点、３２第２測定点、３３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。

Claims

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Ｒ_BASEとしたとき、
前記設定曲率半径Ｒと前記距離Ｒ_BASEの比率Ｒ／Ｒ_BASE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Ｒ_processとしたとき、前記実曲率半径Ｒ_processと前記設定曲率半径Ｒとの比率Ｒ_process／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、
前記大鍔面の算術平均粗さＲａが０．１μｍＲａ以上０．２μｍＲａ以下であり、
前記大鍔面の粗さ曲線のスキューネスＲｓｋが−１．０以上−０．３以下であり、
前記大鍔面の粗さ曲線のクルトシスＲｋｕは３．０以上５．０以下である、円錐ころ軸受。
前記円錐ころの前記大端面の粗さ曲線のスキューネスＲｓｋが２以上７以下であり、前記大端面の粗さ曲線のクルトシスＲｋｕは−１以上１以下である、請求項１に記載の円錐ころ軸受。
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または２に記載の円錐ころ軸受。
前記大鍔面の凹凸の高さの最大値は１μｍ以下である、請求項１〜３のいずれか１項に記載の円錐ころ軸受。
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、Ｋ_１，Ｋ_２，ｚ_ｍ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＝２Ｋ_１Ｑ／πＬＥ’としたときに、式（１）で表される、請求項１〜４のいずれか１項に記載の円錐ころ軸受。