WO2018181412A1 - 円錐ころ軸受 - Google Patents

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WO2018181412A1
WO2018181412A1 PCT/JP2018/012617 JP2018012617W WO2018181412A1 WO 2018181412 A1 WO2018181412 A1 WO 2018181412A1 JP 2018012617 W JP2018012617 W JP 2018012617W WO 2018181412 A1 WO2018181412 A1 WO 2018181412A1
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WO
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crowning
tapered roller
inner ring
nitrogen
roller bearing
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崇 川井
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Ntn株式会社
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    • C21D9/00—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor
    • C21D9/40—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor for rings; for bearing races

Definitions

  • This invention relates to a tapered roller bearing.
  • a tapered roller bearing is known as a kind of bearing applied to the above-described automotive machine (see, for example, JP-A-2014-238153).
  • the tapered roller bearing described above is highly rigid and can withstand high loads. However, from the viewpoint of improving the reliability and performance of the mechanical device, the tapered roller bearing can be further extended in life and durability. It has been demanded.
  • the present invention has been made to solve the above-described problems, and an object of the present invention is to provide a tapered roller bearing having a long life and high durability.
  • a tapered roller bearing includes an outer ring, an inner ring, and a plurality of tapered rollers.
  • the outer ring has an outer ring raceway surface on the inner peripheral surface.
  • the inner ring has an inner ring raceway surface on the outer peripheral surface, and is disposed inside the outer ring.
  • the plurality of tapered rollers are arranged between the outer ring raceway surface and the inner ring raceway surface and have rolling surfaces that come into contact with the outer ring raceway surface and the inner ring raceway surface.
  • At least one of the outer ring, the inner ring, and the plurality of tapered rollers includes a nitrogen-enriched layer formed on a surface layer of the outer ring raceway surface, the inner ring raceway surface, or the rolling surface.
  • the prior austenite grain size in the nitrogen-enriched layer has a JIS standard grain size number of 10 or more.
  • the distance from the outermost surface of the surface layer to the bottom of the nitrogen-enriched layer is 0.2 mm or more.
  • a crowning is formed on the rolling surface of the tapered roller. The sum of the crowning drop amounts is defined as follows.
  • K 1 , K 2 , and z m are design parameters and Q is Load, L is the length in the direction of the generatrix of the effective contact portion of the rolling surface of the tapered roller, E 'is the equivalent elastic modulus, and a is the origin on the generatrix of the rolling surface of the tapered roller to the end of the effective contact portion
  • A 2K 1 Q / ⁇ LE ′
  • the length is expressed by the following formula (1).
  • FIG. 4 is an enlarged partial cross-sectional schematic view of the tapered roller shown in FIG. 3.
  • yz coordinate diagram which shows an example of a crowning shape.
  • FIG. 3 shows the schematic diagram which illustrated the microstructure of bearing components, especially a prior austenite grain boundary.
  • FIG. 3 shows the roller which provided the crowning by which a contour line is represented by a logarithmic function.
  • FIG. FIG. 6 is a partial cross-sectional view for explaining a nitrogen-enriched layer in a tapered roller bearing according to Embodiment 3.
  • FIG. 10 is a diagram for explaining the shape of a nitrogen-enriched layer in the crowning portion and the central portion of the roller of the tapered roller bearing according to Embodiment 3.
  • FIG. 6 is a diagram for explaining the shape of logarithmic crowning of a roller of a tapered roller bearing according to a third embodiment. It is a yz coordinate diagram which shows an example of a crowning shape.
  • 6 is a transverse sectional view showing a tapered roller bearing according to Embodiment 3.
  • FIG. 6 is a developed plan view of a retainer of a tapered roller bearing according to Embodiment 3.
  • FIG. 6 is a flowchart of a method for manufacturing a tapered roller bearing according to a third embodiment. 6 is a diagram for explaining a heat treatment method in Embodiment 3. FIG. FIG. 10 is a diagram for illustrating a modification of the heat treatment method in the third embodiment.
  • FIG. 6 is a diagram showing an austenite grain boundary of a bearing component according to Embodiment 3. It is a figure which shows the austenite grain boundary of the conventional bearing component.
  • FIG. 6 is a partial cross-sectional view of a tapered roller bearing according to a fourth embodiment.
  • FIG. It is a figure which shows the crowning shape of the roller of the tapered roller bearing shown by FIG. It is a figure showing the relationship between the bus-line direction coordinate of a roller of the tapered roller bearing shown by FIG. 50, and drop amount. It is a figure showing the relationship between the maximum value of the equivalent stress of Mises, and a logarithmic crowning parameter.
  • FIG. 10 is a view showing a modification of the tapered roller bearing according to the fourth embodiment.
  • FIG. 10 is a view showing another modification of the tapered roller bearing according to the fourth embodiment. It is a schematic sectional drawing which shows the rough structure of the tapered roller bearing which concerns on this Embodiment.
  • FIG. 57 is a partial schematic cross-sectional view of a tapered roller of the tapered roller bearing shown in FIG. 56.
  • FIG. 59 is a schematic enlarged partial cross-sectional view of the tapered roller shown in FIG. 58.
  • It is a yz coordinate diagram which shows an example of a crowning shape. It is the schematic diagram which illustrated the microstructure of bearing components, especially a prior austenite grain boundary. It is a figure which shows the roller which provided the crowning by which a contour line is represented by a logarithmic function.
  • FIG. 65 is an enlarged cross-sectional view of a main part of FIG. It is a roughness curve which shows the skewness Rsk of the large collar surface of this Embodiment. It is a roughness curve which shows the kurtosis Rku of the large ridge surface of this Embodiment. It is a schematic sectional drawing shown in detail rather than FIG.
  • FIG. 69 is a view showing a crowning shape of the tapered roller bearing of FIG. 68.
  • FIG. 69 is a diagram illustrating a relationship between a generatrix direction coordinate of the tapered roller of FIG. 68 and a drop amount. It is a figure which shows the relationship between the maximum value of the equivalent stress of Mises, and a logarithmic crowning parameter.
  • FIG. 69 is a view showing a crowning shape of a tapered roller included in a tapered roller bearing according to a first modification to FIG. 68.
  • FIG. 69 is a view showing a crowning shape of a tapered roller included in a tapered roller bearing according to a second modified example with respect to FIG. It is a flowchart for demonstrating the manufacturing method of a tapered roller bearing.
  • FIG. 75 is a schematic diagram showing a heat treatment pattern in the heat treatment step of FIG. 74.
  • FIG. 76 is a schematic diagram showing a modification of the heat treatment pattern shown in FIG. 75. It is the model which illustrated the microstructure of the bearing components as a comparative example, especially the prior austenite grain boundary. It is a graph which shows the result of the rotational torque test with respect to the tapered roller bearing of this Embodiment.
  • FIG. 1 is a schematic cross-sectional view of a tapered roller bearing according to an embodiment of the present invention.
  • FIG. 2 is a schematic partial sectional view of the tapered roller bearing shown in FIG.
  • FIG. 3 is a partial cross-sectional schematic view of the tapered roller of the tapered roller bearing shown in FIG.
  • FIG. 4 is an enlarged partial cross-sectional schematic diagram of the tapered roller shown in FIG.
  • the tapered roller bearing according to the present embodiment will be described with reference to FIGS.
  • a tapered roller bearing 1010 shown in FIG. 1 mainly includes an outer ring 1011, an inner ring 1013, a plurality of tapered rollers (hereinafter also simply referred to as rollers) 1012, and a cage 1014.
  • the outer ring 1011 has an annular shape, and has an outer ring raceway surface 1011A on the inner peripheral surface thereof.
  • the inner ring 1013 has an annular shape, and has an inner ring raceway surface 1013A on the outer peripheral surface thereof.
  • the inner ring 1013 has a large collar portion 41 and a small collar portion 42 on the large diameter side and the small diameter side of the inner ring raceway surface 1013A, respectively.
  • 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”
  • the direction along the arc centered on the central axis is “circumferential”. Called “direction”.
  • Roller 1012 is disposed on the inner peripheral surface of outer ring 1011.
  • the roller 1012 has a roller rolling surface 1012A, and contacts the inner ring rolling surface 1013A and the outer ring rolling surface 1011A at the roller rolling surface 1012A.
  • the plurality of rollers 1012 are arranged at a predetermined pitch in the circumferential direction by a cage 1014 made of synthetic resin. As a result, the roller 1012 is rotatably held on the annular raceway of the outer ring 1011 and the inner ring 1013.
  • the tapered roller bearing 1010 has a cone including the outer ring rolling surface 1011A, a cone including the inner ring rolling surface 1013A, and a cone including the locus of the rotation axis when the roller 1012 rolls at the vertex of the bearing. It is configured to intersect at one point on the line. With such a configuration, the outer ring 1011 and the inner ring 1013 of the tapered roller bearing 1010 can rotate relative to each other.
  • the cage 1014 is not limited to resin, but may be made of metal.
  • the material constituting the outer ring 1011, the inner ring 1013, and the roller 1012 may be steel.
  • the steel is a portion other than the nitrogen-enriched layers 1011B, 1012B, and 1013B, and at least carbon is 0.6 mass% to 1.2 mass%, silicon is 0.15 mass% to 1.1 mass%, manganese 0.3 mass% or more and 1.5 mass% or less.
  • the steel may further contain 2.0% by mass or less of chromium.
  • the carbon content exceeds 1.2% by mass, the material hardness is high even if spheroidizing annealing is performed, so that cold workability is hindered and sufficient cold work amount is obtained when performing cold work. The processing accuracy cannot be obtained. In addition, the carbonitriding process tends to become an excessively carburized structure, and there is a risk that the cracking strength is reduced. On the other hand, when the carbon content is less than 0.6% by mass, it takes a long time to secure the required surface hardness and the amount of retained austenite, or the necessary internal hardness is obtained by quenching after reheating. It becomes difficult to be.
  • the reason why the Si content is 0.15 to 1.1% by mass is that Si can increase the resistance to temper softening and ensure heat resistance, and can improve the rolling fatigue life characteristics under lubrication mixed with foreign matter. It is. When the Si content is less than 0.15% by mass, the rolling fatigue life characteristics under lubrication with foreign matters are not improved. On the other hand, when the Si content exceeds 1.1% by mass, the hardness after normalization is too high. Impairs cold workability.
  • Mn is effective in securing the quench hardening ability of the carbonitrided layer and the core.
  • the Mn content is less than 0.3% by mass, sufficient quenching and hardening ability cannot be obtained, and sufficient strength cannot be ensured in the core.
  • the Mn content exceeds 1.5% by mass, the curing ability becomes excessively high, the hardness after normalization becomes high, and the cold workability is hindered.
  • the austenite is excessively stabilized and the amount of retained austenite in the core is excessively increased to promote a change in size over time.
  • the hardness of the surface layer portion is easily improved.
  • the Cr content is set to 2.0% by mass or less when the content exceeds 2.0% by mass, the cold workability is remarkably lowered, or even if the content exceeds 2.0% by mass, the hardness of the surface layer portion described above. This is because the improvement effect is small.
  • the steel of the present disclosure contains Fe as a main component and may contain inevitable impurities in addition to the above elements.
  • Inevitable impurities include phosphorus (P), sulfur (S), nitrogen (N), oxygen (O), aluminum (Al), and the like.
  • the amounts of these inevitable impurity elements are each 0.1% by mass or less.
  • the outer ring 1011 and the inner ring 1013 are preferably made of a steel material that is an example of a bearing material, for example, JIS standard SUJ2.
  • the roller 1012 may be made of a steel material that is an example of a bearing material, for example, JIS standard SUJ2. Further, the roller 1012 may be made of another material, for example, a sialon sintered body.
  • nitrogen enriched layers 1011B and 1013B are formed on the rolling surface 1011A of the outer ring 1011 and the rolling surface 1013A of the inner ring 1013.
  • the nitrogen-enriched layer 1013B extends from the rolling surface 1013A to the small surface 1019 (see FIG. 1) and the large surface 1018 (see FIG. 1).
  • the nitrogen-enriched layers 1011B and 1013B are regions in which the nitrogen concentration is higher than the non-nitrided portion 1011C of the outer ring 1011 or the non-nitrided portion 1013C of the inner ring 1013, respectively.
  • a nitrogen-enriched layer 1012B is formed on the surface of the roller 1012 including the rolling surface 1012A.
  • the nitrogen-enriched layer 1012B of the roller 1012 is a region where the nitrogen concentration is higher than that of the non-nitrided portion 1012C of the roller 1012.
  • the nitrogen-enriched layers 1011B, 1012B, and 1013B can be formed by any conventionally known method such as carbonitriding or nitriding.
  • the nitrogen-enriched layer 1012B may be formed only on the roller 1012, the nitrogen-enriched layer 1011B may be formed only on the outer ring 1011, or the nitrogen-enriched layer 1013B may be formed only on the inner ring 1013. Good. Alternatively, a nitrogen enriched layer may be formed on two of the outer ring 1011, the inner ring 1013, and the roller 1012.
  • the rolling surface 1012 ⁇ / b> A (see FIG. 2) of the roller 1012 includes crowning portions 1022 and 1024 and a central portion 1023.
  • the crowning portions 1022 and 1024 are located at both ends of the rolling surface 1012A, and crowning is formed.
  • the central part 1023 is arranged so as to connect the crowning parts 1022 and 1024. No crowning is formed in the central portion 1023, and the shape of the central portion 1023 in the cross section in the direction along the center line 1026 that is the rotation axis of the roller 1012 is linear.
  • a chamfered portion 1021 is formed between the small end surface 1017 of the roller 1012 and the crowning portion 1022.
  • a chamfered portion 1025 is also formed between the large end surface 1016 and the crowning portion 1024.
  • the manufacturing method of the roller 1012 when performing the process (carbonitriding process) for forming the nitrogen-enriched layer 1012B, no crowning is formed on the roller 1012, and the outer shape of the roller 1012 is a dotted line in FIG. It becomes the surface 1012E before processing shown by these.
  • the side surface of the roller 1012 is processed as indicated by the arrow in FIG. 4, and the crowning portion 1022 in which the crowning is formed as illustrated in FIGS. 3 and 4. 1024 is obtained.
  • Nitrogen enriched layer thickness The depth of the nitrogen-enriched layer 1012B in the roller 1012, that is, the distance from the outermost surface of the nitrogen-enriched layer 1012B to the bottom of the nitrogen-enriched layer 1012B is 0.2 mm or more.
  • the first measurement point 1031 that is a boundary point between the chamfered portion 1021 and the crowning portion 1022
  • the second measurement point 1032 that is a position where the distance W is 1.5 mm from the small end surface 1017
  • the depths T1, T2, and T3 of the nitrogen-enriched layer 1012B at each position are 0.2 mm or more.
  • the depth of the nitrogen-enriched layer 1012B means the thickness of the nitrogen-enriched layer 1012B in the radial direction perpendicular to the center line 1026 of the roller 1012 and toward the outer peripheral side.
  • the values of the depths T1, T2, and T3 of the nitrogen-enriched layer 1012B depend on the process conditions such as the shape and size of the chamfered portions 1021 and 1025, the process for forming the nitrogen-enriched layer 1012B, and the above-described finishing process conditions. It can be changed as appropriate.
  • the depth T2 of the nitrogen-enriched layer 1012B is set to another depth due to the formation of the crowning 1022A after the nitrogen-enriched layer 1012B is formed as described above.
  • T1 and T3 the magnitude relationship between the values of the depths T1, T2 and T3 of the nitrogen-enriched layer 1012B can be changed as appropriate by changing the process conditions described above.
  • the thickness of the nitrogen-enriched layers 1011B and 1013B which is the distance from the outermost surface to the bottom of the nitrogen-enriched layers 1011B and 1013B, is 0.2 mm. That's it.
  • the thickness of the nitrogen-enriched layers 1011B and 1013B means the distance to the nitrogen-enriched layers 1011B and 1013B in the direction perpendicular to the outermost surface of the nitrogen-enriched layers 1011B and 1013B.
  • Crowning shape The shape of the crowning formed on the crowning portions 1022 and 1024 of the roller 1012 is defined as follows. That is, the sum of the crowning drop amounts is defined as K 1 , K 2 , and z m in the yz coordinate system in which the generatrix of the rolling surface 1012A of the roller 1012 is the y-axis and the orthogonal direction of the generatrix is the z-axis.
  • FIG. 5 is a yz coordinate diagram showing an example of the crowning shape.
  • the bus 1012 is a y-axis
  • the origin O is at the center of the effective contact portion of the inner ring 1013 or the outer ring 1011 or 1012 on the bus 1012 and in the direction orthogonal to the bus (radial direction).
  • An example of the crowning represented by the above formula (1) is shown in the yz coordinate system taking the z axis.
  • the vertical axis is the z-axis and the horizontal axis is the y-axis.
  • the effective contact portion is a contact portion with the inner ring 1013 or the outer ring 1011 or 1012 when the crown 1012 is not crowned.
  • each crowning of the plurality of rollers 1012 constituting the tapered roller bearing 1010 is normally formed in line symmetry with respect to the z-axis passing through the central portion of the effective contact portion, and therefore only one crowning 1022A is shown in FIG. ing.
  • the load Q, the length L in the generatrix direction of the effective contact portion, and the equivalent elastic modulus E ′ are given as design conditions, and the length a from the origin to the end of the effective contact portion is a value determined by the position of the origin. It is.
  • z (y) indicates the drop amount of the crowning 1022A at the position y in the generatrix direction of the roller 1012, and the coordinates of the starting point O1 of the crowning 1022A are (a ⁇ K 2 a, 0). Therefore, the range of y in the formula (1) is y> (a ⁇ K 2 a).
  • a L / 2.
  • Magnification design parameters K 1 is a load Q, the geometric means the degree of curvature of the crowning 1022A.
  • Design parameters z m is meant the maximum drop amount of drop amount, i.e. crowned 1022A at the end of the effective contact portion.
  • the drop amount is excessive, the machining allowance generated from the material that has been removed during processing increases, leading to an increase in cost. Therefore, the design parameters K 1 , K 2 , and z m are optimized as follows.
  • Various optimization methods for the design parameters K 1 , K 2 , and z m can be adopted.
  • a direct search method such as Rosenblock method can be adopted.
  • the crowning that prevents oil film breakage on the contact surface under dilute lubrication can be obtained by using the surface pressure as the optimization objective function. Can do.
  • FIG. 6 is a schematic view illustrating the microstructure of the bearing component constituting the tapered roller bearing according to the present embodiment, particularly the prior austenite grain boundary.
  • FIG. 6 shows the microstructure in the nitrogen-enriched layer 1012B.
  • the prior austenite crystal grain size in the nitrogen-enriched layer 1012B in the present embodiment has a grain size number of 10 or more according to the JIS standard, and is sufficiently refined as compared with a conventional general quenched product.
  • Measuring method of various characteristics Measuring method of nitrogen concentration: Regarding bearing parts such as the outer ring 1011, the roller 1012, and the inner ring 1013, the sections perpendicular to the surface of the region where the nitrogen-enriched layers 1011B, 1012B, and 1013B are formed are lined in the depth direction by EPMA (Electron Probe Micro Analysis). Perform analysis. In the measurement, each bearing part is cut from the measurement position in a direction perpendicular to the surface to expose the cut surface, and the measurement is performed on the cut surface.
  • EPMA Electro Probe Micro Analysis
  • the cut surface is exposed by cutting the roller 1012 in the direction perpendicular to the center line 1026 from the respective positions of the first measurement point 1031 to the third measurement point 1033 shown in FIG.
  • the nitrogen concentration is analyzed by the EPMA at a plurality of measurement positions that are 0.05 mm inward from the surface of the roller 1012. For example, five measurement positions are determined, and the average value of the measurement data at the five positions is set as the nitrogen concentration of the roller 1012.
  • the outer ring 1011 and the inner ring 1013 after exposing the cross section along the radial direction orthogonal to the central axis and the central axis in the rolling surfaces 1011A and 1013A with the central portion in the central axis direction of the bearing as the measurement position.
  • the nitrogen concentration of the cross section is measured by the same method as described above.
  • Method for measuring the distance from the outermost surface to the bottom of the nitrogen-enriched layer About the outer ring
  • a Vickers hardness measuring machine can be used as the measuring device.
  • hardness measurement is performed at a plurality of measurement points arranged in the depth direction, for example, measurement points arranged at intervals of 0.5 mm. And let the area
  • the hardness distribution in the depth direction is measured as described above in the cross section at the first measurement point 1031 shown in FIG. 3 to determine the region of the nitrogen-enriched layer.
  • Measuring method of particle number As a method for measuring the prior austenite crystal grain size, a method defined in JIS standard G0551: 2013 is used.
  • the cross section to be measured is the cross section measured by the method for measuring the distance to the bottom of the nitrogen-enriched layer.
  • the crowning shape of the roller 1012 can be measured by any method.
  • the crowning shape may be measured by measuring the shape of the roller 1012 with a surface texture measuring instrument.
  • a tapered roller bearing 1010 includes an outer ring 1011, an inner ring 1013, and rollers 1012 that are a plurality of tapered rollers.
  • the outer ring 1011 has an outer ring raceway surface 1011A on the inner peripheral surface.
  • the inner ring 1013 has an inner ring raceway surface 1013 ⁇ / b> A on the outer peripheral surface, and is disposed inside the outer ring 1011.
  • the plurality of rollers 1012 are arranged between the outer ring raceway surface 1011A and the inner ring raceway surface 1013A, and have rolling surfaces 1012A that are in contact with the outer ring raceway surface 1011A and the inner ring raceway surface 1013A.
  • At least one of the outer ring 1011, the inner ring 1013, and the plurality of rollers 1012 has a nitrogen-enriched layer 1011 ⁇ / b> B, 1013 ⁇ / b> B, 1012 ⁇ / b> B formed on the surface layer of the outer ring raceway surface 1011 ⁇ / b> A, the inner ring raceway surface 1013 ⁇ / b> A, or the rolling surface 1012 ⁇ / b> A.
  • the prior-austenite crystal grain size in the nitrogen-enriched layers 1011B, 1012B, and 1013B has a JIS standard grain size number of 10 or more.
  • the distance T1 from the outermost surface of the surface layer to the bottoms of the nitrogen-enriched layers 1011B, 1012B, and 1013B is 0.2 mm or more.
  • a crowning 1022A is formed on the rolling surface 1012A of the roller 1012.
  • the sum of the drop amounts of the crowning 1022A is a design parameter with K 1 , K 2 , and z m in the yz coordinate system in which the generatrix of the rolling surface 1012A of the roller 1012 is the y-axis and the direction orthogonal to the generatrix is the z-axis.
  • the load Q, the length L in the generatrix direction of the effective contact portion, and the equivalent elastic modulus E ′ are given as design conditions, and the length a from the origin to the end of the effective contact portion is determined according to the position of the origin. Value.
  • the nitrogen-enriched layers 1011B, 1012B, and 1013B in which the prior austenite crystal grain size is sufficiently refined are formed in at least one of the outer ring 1011, the inner ring 1013, and the roller 1012 as a tapered roller. Therefore, while having a high rolling fatigue life, it is possible to improve the Charpy impact value, the fracture toughness value, the crushing strength, and the like.
  • the rolling surface 1012A of the roller 1012 is provided with a crowning (so-called logarithmic crowning) in which the contour line is represented by a logarithmic function such that the sum of the drop amounts is represented by the above formula (1), A local increase in surface pressure can be suppressed as compared with the case where the crowning represented by the partial arc is formed, and the occurrence of wear on the rolling surface 1012A of the roller 1012 can be suppressed.
  • FIG. 7 is a diagram in which the contour line of the roller provided with the crowning whose contour line is represented by a logarithmic function and the contact surface pressure on the rolling surface of the roller are overlapped.
  • FIG. 8 is a diagram in which the contour line of the roller having an auxiliary arc between the crowning of the partial arc and the straight portion and the contact surface pressure on the rolling surface of the roller are overlapped.
  • the vertical axis on the left side of FIGS. 7 and 8 shows the amount of crowning drop (unit: mm).
  • the horizontal axis of FIG. 7 and FIG. 8 has shown the position (unit: mm) in the axial direction in a roller.
  • the vertical axis on the right side of FIGS. 7 and 8 represents the contact surface pressure (unit: GPa).
  • the contour line of the rolling surface of the tapered roller is formed in a shape having a crown of a partial arc and a straight part, the gradient at the boundary between the straight part, the auxiliary arc and the crowning is continuous as shown in FIG.
  • the contact surface pressure locally increases. For this reason, if a lubricating film having a sufficient thickness is not formed, wear due to metal contact tends to occur. When wear occurs partially on the contact surface, metal contact is more likely to occur in the vicinity of the contact surface, so that wear on the contact surface is promoted and the tapered roller is damaged.
  • the crowning whose contour line is represented by a logarithmic function is provided on the rolling surface of the tapered roller as the contact surface, for example, as shown in FIG. 7, the crowning represented by the partial arc of FIG. 8 is provided.
  • the local surface pressure becomes lower, and the contact surface can be made less likely to be worn. Therefore, even when the lubricant film thickness is reduced by reducing the amount of lubricant present on the rolling surface of the tapered roller or by reducing the viscosity, wear of the contact surface is prevented and damage to the tapered roller is prevented. Can do.
  • the nitrogen concentration in the nitrogen-enriched layers 1011B, 1012B, and 1013B at a depth of 0.05 mm from the outermost surface is 0.1% by mass or more.
  • the nitrogen concentration at the outermost surface of the nitrogen-enriched layers 1011B, 1012B, and 1013B can be a sufficient value, the hardness of the outermost surface of the nitrogen-enriched layers 1011B, 1012B, and 1013B can be sufficiently increased.
  • the above-mentioned conditions such as the grain size of the prior austenite crystal grain size, the distance to the bottom of the nitrogen-enriched layer, and the nitrogen concentration are satisfied at least at the first measurement point 1031 in FIG.
  • At least one of the outer ring 1011, the inner ring 1013, and the roller 1012 on which the nitrogen-enriched layers 1011B, 1012B, and 1013B are formed is made of steel.
  • the steel in portions other than the nitrogen-enriched layers 1011B, 1012B, and 1013B, that is, unnitrided portions 1011C, 1012C, and 1013C, at least carbon (C) is 0.6 mass% or more and 1.2 mass% or less, silicon (Si ) 0.15 mass% to 1.1 mass%, and manganese (Mn) 0.3 mass% to 1.5 mass%.
  • the steel may further contain 2.0 mass% or less of chromium.
  • the nitrogen-enriched layers 1011B, 1012B, and 1013B having the structure defined in this embodiment can be easily formed using a heat treatment that will be described later.
  • At least one of the design parameters K 1 , K 2 , and z m in the formula (1) is optimal with the contact surface pressure between the roller 1012 and the outer ring 1011 or the roller 1012 and the inner ring 1013 as an objective function. It may be made.
  • the design parameters K 1 , K 2 , and z m are determined by optimizing any one of the contact surface pressure, stress, and life as an objective function, and the damage at the surface starting point depends on the contact surface pressure.
  • the contact surface pressure is optimized as an objective function and the design parameters K 1 , K 2 , and z m are set, so that the contact surface is prevented from being worn even under conditions where the lubricant is lean. A possible crowning is obtained.
  • At least one of the outer ring 1011 and the inner ring 1013 includes nitrogen-enriched layers 1011B and 1013B.
  • the outer ring 1011 or the inner ring 1013 having a long life and high durability is obtained by forming the nitrogen-enriched layers 1011B and 1013B having a refined crystal structure in at least one of the outer ring 1011 and the inner ring 1013. be able to.
  • the roller 1012 includes a nitrogen-enriched layer 1012B.
  • a roller 1012 having a long life and high durability can be obtained by forming the nitrogen-enriched layer 1012B having a refined crystal structure in the roller 1012.
  • FIG. 9 is a flowchart for explaining a method of manufacturing the tapered roller bearing shown in FIG.
  • FIG. 10 is a schematic diagram showing a heat treatment pattern in the heat treatment step of FIG.
  • FIG. 11 is a schematic diagram showing a modification of the heat treatment pattern shown in FIG.
  • FIG. 12 is a schematic view illustrating a microstructure of a bearing component as a comparative example, particularly an old austenite grain boundary.
  • the manufacturing method of a tapered roller bearing is demonstrated.
  • a component preparation step (S1100) is performed.
  • members to be bearing parts such as the outer ring 1011, the inner ring 1013, the roller 1012, and the cage 1014 are prepared.
  • the member to be the roller 1012 has not yet been crowned, and the surface of the member is a pre-processed surface 1012E indicated by a dotted line in FIG.
  • a heat treatment step (S1200) is performed.
  • a predetermined heat treatment is performed to control the characteristics of the bearing component.
  • carbonitriding or nitriding, quenching, and tempering are performed.
  • Perform processing An example of the heat treatment pattern in this step (S200) is shown in FIG.
  • FIG. 10 shows a heat treatment pattern showing a method of performing primary quenching and secondary quenching.
  • FIG. 11 shows a heat treatment pattern showing a method in which the material is cooled to below the A 1 transformation point temperature during quenching and then re-heated and finally quenched.
  • the treatment T 1 carbon and nitrogen are diffused in the steel base and the carbon is sufficiently dissolved, and then cooled to below the A 1 transformation point.
  • the processing T 2 of the in the figure than the processing T 1 is reheated to a low temperature, subjected to oil quenching from there. Thereafter, for example, a tempering process at a heating temperature of 180 ° C. is performed.
  • the above heat treatment it is possible to improve the cracking strength and reduce the aging rate of dimensional change while carbonitriding the surface layer portion of the bearing component, rather than normal quenching, that is, carbonitriding once after the carbonitriding treatment. Can do.
  • the heat treatment step (S1200) in the nitrogen-enriched layers 1011B, 1012B, and 1013B that are a quenched structure, the grain size of the prior austenite crystal grains is compared with the microstructure in the conventional quenched structure shown in FIG. As a result, a microstructure as shown in FIG.
  • the bearing component subjected to the above heat treatment has a long life against rolling fatigue, can improve the cracking strength, and can also reduce the rate of dimensional change over time.
  • a processing step (S1300) is performed. In this step (S1300), finishing is performed so that the final shape of each bearing component is obtained.
  • the roller 1012 as shown in FIG. 4, the crowning 1022 ⁇ / b> A and the chamfered portion 1021 are formed by machining such as cutting.
  • an assembly process (S1400) is performed.
  • the tapered roller bearing 1010 shown in FIG. 1 is obtained by assembling the bearing components prepared as described above. In this way, the tapered roller bearing 1010 shown in FIG. 1 can be manufactured.
  • Example 1 ⁇ Sample> As a sample, Sample No. Four types of tapered rollers 1 to 4 were prepared as samples. The model number of the tapered roller was 30206. As the material of the tapered roller, JIS standard SUJ2 material (1.0 mass% C-0.25 mass% Si-0.4 mass% Mn-1.5 mass% Cr) was used.
  • the carbonitriding temperature was 845 ° C. and the holding time was 150 minutes.
  • the atmosphere of the carbonitriding process was RX gas + ammonia gas.
  • Sample No. For sample 2 sample no. After performing carbonitriding and quenching in the same manner as in No. 1, the partial arc crowning shown in FIG. 8 was formed.
  • Sample No. for No. 4 after performing the heat treatment pattern shown in FIG. 10, logarithmic crowning according to the present embodiment shown in FIG. 5 was formed at both ends.
  • the carbonitriding temperature was 845 ° C. and the holding time was 150 minutes.
  • the atmosphere of the carbonitriding process was RX gas + ammonia gas.
  • the final quenching temperature was 800 ° C.
  • the furnace atmosphere was strictly controlled. Specifically, the furnace temperature unevenness and the ammonia gas atmosphere unevenness were suppressed.
  • Sample No. mentioned above. 3 and sample no. 4 corresponds to the embodiment of the present invention.
  • Sample No. 1 and sample no. 2 corresponds to the comparative example.
  • Experiment 2 Life test under uneven load The same test equipment as the life test of Experiment 1 was used. The test conditions were basically the same as those in Experiment 1 described above, but the test was performed with an axial load of 2/1000 rad applied to the center axis of the roller and an unbalanced load applied.
  • Experiment 2 Life test under unbalanced load 4 and sample no. 3 showed the best results and was considered to have a long life.
  • sample No. 1 is Sample No. 4 and sample no. Although it was less than 3, comparatively good results were shown.
  • sample No. No. 2 shows a result worse than the result in Experiment 1 above, and it is considered that the life was shortened by the uneven load condition.
  • sample No. No. 4 showed a good result in any test, and it was the best overall result.
  • Sample No. 3 also sample No. 1 and sample no. The result was better than 2.
  • Example 2 ⁇ Sample> Sample No. in Experimental Example 1 above. 4 was used.
  • Nitrogen concentration measurement at a depth of 0.05 mm from the surface Sample No. For No. 4, the measurement of the nitrogen concentration and the depth measurement of the nitrogen-enriched layer were carried out. As a measurement method, the following method was used. That is, at the first to third measurement points shown in FIG. 3, the cut surface is exposed by cutting the tapered roller as a sample in a direction perpendicular to the center line. On the cut surface, the nitrogen concentration is analyzed by the EPMA at a plurality of measurement positions that are 0.05 mm inward from the surface of the sample. Five measurement positions were determined for each of the cross sections at the first to third measurement points, and the average value of the measurement data at the five locations was defined as the nitrogen concentration at each measurement point.
  • Measuring the distance to the bottom of the nitrogen-enriched layer In the cross section at the first to third measurement points, hardness measurement was performed at a plurality of measurement points arranged at intervals of 0.5 mm in the depth direction in the tapered roller bearing 1010 after tempering at 500 ° C. ⁇ 1 h. And the area
  • Measurement of particle size number in nitrogen enriched layer As a method for measuring the prior austenite crystal grain size, a method defined in JIS standard G0551: 2013 was used. The cross section to be measured was a cross section measured by the method for measuring the distance to the bottom of the nitrogen-enriched layer.
  • the distance to the bottom of the nitrogen-enriched layer is 0.3 mm
  • the distance to the bottom of the nitrogen-enriched layer is 0.35 mm
  • the distance is 0.3 mm. It was. At any measurement point, the measurement result falls within the scope of the present invention.
  • Measurement of particle size number in nitrogen enriched layer At any of the first measurement point to the third measurement point, the prior austenite crystal grain size in the nitrogen-enriched layer had a JIS standard grain size number of 10 or more.
  • the tapered roller bearing according to the present embodiment is preferably incorporated in a power transmission device of an automobile 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 automobiles.
  • FIG. 13 shows an automobile differential using the tapered roller bearing 1010 described above. This differential is connected to a propeller shaft (not shown), and a drive pinion 122 inserted through the differential case 121 is engaged with a ring gear 124 attached to the differential gear case 123 and attached to the inside of the differential gear case 123.
  • the pinion gear 125 is engaged with a side gear 126 connected to a drive shaft (not shown) inserted through the differential gear case 123 from the left and right, and the driving force of the engine is transmitted from the propeller shaft to the left and right drive shafts. It is like that.
  • a drive pinion 122 that is a power transmission shaft and a differential gear case 123 are supported by a pair of tapered roller bearings 1010a and 1010b, respectively.
  • FIG. 14 is a schematic cross-sectional view showing a configuration of a manual transmission including a tapered roller bearing according to the embodiment.
  • manual transmission 100 is a constant-mesh manual transmission, and includes input shaft 111, output shaft 112, counter shaft 113, gears (gears) 114 a to 114 k, and housing 115. It has.
  • the input shaft 111 is supported by a tapered roller bearing 1010 so as to be rotatable with respect to the housing 115.
  • a gear 114a is formed on the outer periphery of the input shaft 111, and a gear 114b is formed on the inner periphery.
  • the output shaft 112 is rotatably supported on the housing 115 by a tapered roller bearing 1010 on one side (right side in the figure), and can be rotated on the input shaft 111 by a rolling bearing 120A on the other side (left side in the figure). It is supported by. Gears 114c to 114g are attached to the output shaft 112.
  • the gear 114c and the gear 114d are respectively formed on the outer periphery and the inner periphery of the same member.
  • the member in which the gear 114c and the gear 114d are formed is rotatably supported with respect to the output shaft 112 by the rolling bearing 120B.
  • the gear 114e is attached to the output shaft 112 so as to rotate integrally with the output shaft 112 and to be slidable in the axial direction of the output shaft 112.
  • each of the gear 114f and the gear 114g is formed on the outer periphery of the same member.
  • the member in which the gear 114f and the gear 114g are formed is attached to the output shaft 112 so as to rotate integrally with the output shaft 112 and to be slidable in the axial direction of the output shaft 112.
  • the gear 114f can mesh with the gear 114b.
  • the gear 114g and the gear 114d Engageable.
  • the countershaft 113 is formed with gears 114h to 114k.
  • Two thrust needle roller bearings are disposed between the countershaft 113 and the housing 115, thereby supporting an axial load (thrust load) of the countershaft 113.
  • the gear 114h always meshes with the gear 114a, and the gear 114i always meshes with the gear 114c.
  • the gear 114j can mesh with the gear 114e when the gear 114e slides to the left side in the drawing.
  • the gear 114k can mesh with the gear 114e when the gear 114e slides to the right in the drawing.
  • the rotation of the input shaft 111 is transmitted to the countershaft 113 by meshing between the gear 114 a formed on the input shaft 111 and the gear 114 h formed on the countershaft 113.
  • the rotation of the countershaft 113 is transmitted to the output shaft 112 by meshing between the gears 114i to 114k formed on the countershaft 113 and the gears 114c and 114e attached to the output shaft 112.
  • the rotation of the input shaft 111 is transmitted to the output shaft 112.
  • the gear meshing between the input shaft 111 and the counter shaft 113 and the gear meshing between the counter shaft 113 and the output shaft 112 are changed.
  • the rotational speed of the output shaft 112 can be changed stepwise with respect to the rotational speed of the input shaft 111.
  • the rotation of the input shaft 111 can be directly transmitted to the output shaft 112 by directly meshing the gear 114 b of the input shaft 111 and the gear 114 f of the output shaft 112 without using the counter shaft 113.
  • the shifting operation of the manual transmission 100 will be described more specifically.
  • the gear 114f does not mesh with the gear 114b
  • the gear 114g does not mesh with the gear 114d
  • the gear 114e meshes with the gear 114j
  • the driving force of the input shaft 111 is the gear 114a, the gear 114h, the gear 114j
  • It is transmitted to the output shaft 112 via the gear 114e.
  • This is the first speed, for example.
  • the driving force of the input shaft 111 is transmitted via the gear 114a, the gear 114h, the gear 114i, the gear 114c, the gear 114d, and the gear 114g. It is transmitted to the output shaft 112. This is the second speed, for example.
  • the input shaft 111 is directly coupled to the output shaft 112 by meshing with the gear 114b and the gear 114f, and the driving force of the input shaft 111 is Directly transmitted to the output shaft 112.
  • the manual transmission 100 includes the tapered roller bearing 1010 in order to rotatably support the input shaft 111 and the output shaft 112 as rotating members with respect to the housing 115 disposed adjacent thereto. Yes.
  • the tapered roller bearing 1010 according to the above embodiment can be used in the manual transmission 100.
  • the tapered roller bearing 1010 having a long life and high durability is suitable for use in the manual transmission 100 in which a high surface pressure is applied between the rolling elements and the race member.
  • FIG. 15 is a schematic cross-sectional view of a tapered roller bearing according to an embodiment of the present invention.
  • 16 is a partial cross-sectional schematic view of the tapered roller bearing shown in FIG.
  • FIG. 17 is a partial cross-sectional view for explaining the shape of the roller of the tapered roller bearing according to the embodiment of the present invention.
  • 18 is a view showing a crowning shape of the roller of the tapered roller bearing shown in FIG.
  • FIG. 19 is a diagram illustrating the relationship between the coordinates of the roller direction of the tapered roller bearing shown in FIG. 17 and the drop amount.
  • FIG. 20 is a diagram illustrating the relationship between the maximum value of Mises equivalent stress and the logarithmic crowning parameter.
  • FIG. 20 is a diagram illustrating the relationship between the maximum value of Mises equivalent stress and the logarithmic crowning parameter.
  • FIG. 21 is a view showing a modification of the tapered roller bearing according to the embodiment of the present invention.
  • FIG. 22 is a view showing another modification of the tapered roller bearing according to the embodiment of the present invention.
  • FIG. 23 is a partial schematic cross-sectional view of the tapered roller of the tapered roller bearing shown in FIG.
  • FIG. 24 is an enlarged partial cross-sectional schematic diagram of the tapered roller shown in FIG. The tapered roller bearing according to the present embodiment will be described with reference to FIGS.
  • the tapered roller bearing 2010 shown in FIG. 15 mainly includes an outer ring 2011, an inner ring 2013, a plurality of tapered rollers (hereinafter sometimes simply referred to as rollers) 2012, and a retainer 2014.
  • the outer ring 2011 has an annular shape, and has an outer ring raceway surface 2011A on its inner peripheral surface.
  • the inner ring 2013 has an annular shape, and has an inner ring raceway surface 2013A on the outer peripheral surface thereof.
  • the inner ring 2013 is disposed on the inner peripheral side of the outer ring 2011 so that the inner ring raceway surface 2013A faces the outer ring raceway surface 2011A.
  • the direction along the central axis of the tapered roller bearing 2010 is “axial direction”, the direction orthogonal to the central axis is “radial direction”, and the direction along the arc centered on the central axis is “circumferential”. Called “direction”.
  • the roller 2012 is disposed on the inner peripheral surface of the outer ring 2011.
  • the roller 2012 has a roller rolling surface 2012A, and contacts the inner ring raceway surface 2013A and the outer ring raceway surface 2011A on the roller rolling surface 2012A.
  • the plurality of rollers 2012 are arranged at a predetermined pitch in the circumferential direction by a cage 2014 made of synthetic resin.
  • the roller 2012 is rotatably held on the annular raceway of the outer ring 2011 and the inner ring 2013.
  • the tapered roller bearing 2010 includes a cone including an outer ring raceway surface 2011A, a cone including an inner ring raceway surface 2013A, and a cone including a locus of a rotation axis when the roller 2012 rolls on the center line of the bearing. It is configured to intersect at one point. With such a configuration, the outer ring 2011 and the inner ring 2013 of the tapered roller bearing 2010 are rotatable relative to each other.
  • the cage 2014 is not limited to resin, but may be made of metal.
  • the material constituting the outer ring 2011, the inner ring 2013, and the roller 2012 may be steel.
  • the steel is a portion other than the nitrogen-enriched layer 2011B, 2012B, 2013B, and at least carbon is 0.6 mass% or more and 1.2 mass% or less, silicon is 0.15 mass% or more and 1.1 mass% or less, manganese 0.3 mass% or more and 1.5 mass% or less.
  • the steel may further contain 2.0% by mass or less of chromium.
  • the carbon content exceeds 1.2% by mass, the material hardness is high even if spheroidizing annealing is performed, so that cold workability is hindered and sufficient cold work amount is obtained when performing cold work. The processing accuracy cannot be obtained. In addition, the carbonitriding process tends to become an excessively carburized structure, and there is a risk that the cracking strength is reduced. On the other hand, when the carbon content is less than 0.6% by mass, it takes a long time to secure the required surface hardness and the amount of retained austenite, or the necessary internal hardness is obtained by quenching after reheating. It becomes difficult to be.
  • the reason why the Si content is 0.15 to 1.1% by mass is that Si can increase the resistance to temper softening and ensure heat resistance, and can improve the rolling fatigue life characteristics under lubrication mixed with foreign matter. It is. When the Si content is less than 0.15% by mass, the rolling fatigue life characteristics under lubrication with foreign matters are not improved. On the other hand, when the Si content exceeds 1.1% by mass, the hardness after normalization is too high. Impairs cold workability.
  • Mn is effective in securing the quench hardening ability of the carbonitrided layer and the core.
  • the Mn content is less than 0.3% by mass, sufficient quenching and hardening ability cannot be obtained, and sufficient strength cannot be ensured in the core.
  • the Mn content exceeds 1.5% by mass, the curing ability becomes excessively high, the hardness after normalization becomes high, and the cold workability is hindered.
  • the austenite is excessively stabilized and the amount of retained austenite in the core is excessively increased to promote a change in size over time.
  • the hardness of the surface layer portion is easily improved.
  • the Cr content is set to 2.0% by mass or less when the content exceeds 2.0% by mass, the cold workability is remarkably lowered, or even if the content exceeds 2.0% by mass, the hardness of the surface layer portion described above. This is because the improvement effect is small.
  • the steel of the present disclosure contains Fe as a main component and may contain inevitable impurities in addition to the above elements.
  • Inevitable impurities include phosphorus (P), sulfur (S), nitrogen (N), oxygen (O), aluminum (Al), and the like.
  • the amount of these inevitable impurity elements is, for example, 0.1% by mass or less.
  • the outer ring 2011 and the inner ring 2013 are preferably made of a steel material that is an example of a bearing material, for example, JIS standard SUJ2.
  • the roller 2012 may be made of a steel material that is an example of a bearing material, for example, JIS standard SUJ2. Further, the roller 2012 may be made of another material, for example, a sialon sintered body.
  • nitrogen-enriched layers 2011B and 2013B are formed on the raceway surface 2011A of the outer ring 2011 and the raceway surface 2013A of the inner ring 2013.
  • the nitrogen-enriched layer 2013B extends from the raceway surface 2013A to the small brim surface and the large brim surface.
  • the nitrogen-enriched layers 2011B and 2013B are regions in which the nitrogen concentration is higher than the non-nitrided portion 2011C of the outer ring 2011 or the non-nitrided portion 2013C of the inner ring 2013, respectively.
  • a nitrogen-enriched layer 2012B is formed on the surface of the roller 2012 including the rolling surface 2012A.
  • the nitrogen-enriched layer 2012B of the roller 2012 is a region where the nitrogen concentration is higher than that of the non-nitrided portion 2012C of the roller 2012.
  • the nitrogen-enriched layers 2011B, 2012B, and 2013B can be formed by any conventionally known method such as carbonitriding or nitriding.
  • the nitrogen-enriched layer 2012B may be formed only on the rollers 2012, the nitrogen-enriched layer 2011B may be formed only on the outer ring 2011, or the nitrogen-enriched layer 2013B may be formed only on the inner ring 2013. Good. Alternatively, a nitrogen enriched layer may be formed on two of the outer ring 2011, the inner ring 2013, and the roller 2012.
  • the curvature R8 of the generatrix of the non-contact portion crowning portion 2028 that is not in contact with the inner ring raceway surface 2013A is in the inner ring raceway surface 2013A. It is set smaller than the curvature R7 of the bus bar of the contact portion crowning portion 2027 that comes into contact.
  • an inner ring raceway surface 2013A is formed on the outer periphery of the inner ring 2013, and a large brim portion 2041 and a small brim portion 2042 are provided on the large diameter side and the small diameter side of the inner ring raceway surface 2013A, respectively.
  • a grinding relief portion 2043 is formed at a corner portion where the inner ring raceway surface 2013A and the large collar portion 2041 intersect, and a grinding relief portion 2044 is formed at a corner portion between the inner ring raceway surface 2013A and the small collar portion 2042.
  • the inner ring raceway surface 2013A has a straight line extending in the inner ring axial direction.
  • an outer ring raceway surface 2011A that faces the inner ring raceway surface 2013A is formed on the inner periphery of the outer ring 2011, an outer ring raceway surface 2011A that faces the inner ring raceway surface 2013A is formed.
  • the outer ring 2011 has no collar, and the outer ring raceway surface 2011A has a straight line extending in the outer ring axial direction.
  • crowning is formed on the roller rolling surface of the outer periphery of the roller 2012, and chamfered portions 2021 and 2025 are provided on both ends of the roller 2012.
  • the crowning forming portions of the roller rolling surface 2012A are formed in a contact portion crowning portion 2027 and a non-contact portion crowning portion 2028 as shown in FIG.
  • the contact portion crowning portion 2027 is in the axial range of the inner ring raceway surface 2013A and contacts the inner ring raceway surface 2013A.
  • the non-contact portion crowning portion 2028 is out of the axial range of the inner ring raceway surface 2013A and is not in contact with the inner ring raceway surface 2013A.
  • the contact portion crowning portion 2027 and the non-contact portion crowning portion 2028 are lines in which the buses extending in the roller axis direction are expressed by different functions and smoothly continue at the connection point P1.
  • the curvature R8 of the bus of the non-contact portion crowning portion 2028 is set smaller than the curvature R7 of the bus of the contact portion crowning portion 2027.
  • the contact pressure on the inner ring 2013 side and the contact part on the outer ring 2011 side have a higher equivalent surface pressure since the equivalent radius in the circumferential direction is smaller on the inner ring 2013 side. Therefore, in designing the crowning, the contact on the inner ring 2013 side may be considered.
  • the basic dynamic load rating means that the direction and size are changed so that when the same group of bearings is individually operated under the condition that the inner ring 2013 is rotated and the outer ring 2011 is stationary, the rated life is 1 million revolutions. The load that does not.
  • the misalignment is a misalignment between a housing (not shown) fitted with the outer ring 2011 and a shaft fitted with the inner ring 2013, and is expressed as a fraction as described above as an inclination amount.
  • the bus of the contact portion crowning portion 2027 may be represented by logarithmic crowning.
  • the sum of the drop amounts of the contact portion crowning portion 2027 is defined as K 1 , K 2 , and K 2 in a yz coordinate system in which the generatrix of the rolling surface of the roller 2012, which is a tapered roller, is the y axis, and the z axis is the direction orthogonal to the generatrix.
  • z m is the design parameter
  • Q is the load
  • L is the length of the effective contact portion of the rolling contact surface in the roller 2012, which is a tapered roller
  • E ' is the equivalent elastic modulus
  • a is the mother of the rolling contact surface 2012A of the tapered roller.
  • the bus bar of the contact portion crowning portion 2027 may be formed by a logarithmic curve of logarithmic crowning represented by the above formula (1).
  • the crowning when the crowning is optimized by using a mathematical optimization method to be described later, under this condition, a crowning like “logarithm” in FIG. 19 is obtained.
  • the maximum drop amount of the crowning of the roller 2012 is 69 ⁇ m.
  • a region G in FIG. 19 is a region E facing the grinding relief portions 2043 and 2044 of the inner ring 2013 in FIG. 17 and is not in contact with the inner ring 2013. Therefore, the G region of the roller 2012 does not need to be logarithmic crowning, and may be a straight line, a circular arc, or other functions. Even if the G region of the roller 2012 is a straight line, an arc, or other functions, the entire roller has the same surface pressure distribution as in the case of logarithmic crowning, and there is no functional difference.
  • An optimal logarithmic crowning can be designed by appropriately selecting K 1 and z m in the functional expression (1) representing the logarithmic crowning.
  • Crowning is generally designed to reduce the maximum surface pressure or stress at the contact.
  • K 1 and z m are selected so as to minimize the maximum value of Mises equivalent stress.
  • K 1 and z m can be selected using an appropriate mathematical optimization method.
  • Various algorithms for mathematical optimization methods have been proposed.
  • One of the direct search methods is that optimization can be performed without using the derivative of the function.
  • the optimum values of K 1 and z m are obtained by using Rosenblock method which is one of direct search methods.
  • the crowning in the region G in FIG. 19 may have any shape, but considering the contact with the outer ring 2011 and the formability of the grindstone during processing, In the connection point P1 with the logarithmic crowning part, it is not desirable that the slope is smaller than that of the logarithmic crowning part. Giving a gradient larger than the gradient of the logarithmic crowning portion for the crowning in the region G is not desirable because the drop amount increases. That is, it is desirable that the crowning and logarithmic crowning in the region G are designed so that the gradients coincide at the connection point P1 and are smoothly connected. In FIG.
  • the case where the crowning of the G region of the roller 2012 is a straight line is illustrated by a dotted line, and the case of an arc is illustrated by a thick solid line.
  • the drop amount Dp of the crowning of the roller 2012 is, for example, 36 ⁇ m.
  • the crowning drop amount Dp of the roller 2012 is, for example, 40 ⁇ m.
  • the crowning is formed on the rolling surface 2012A on the outer periphery of the roller 2012, a grinding stone acts on the rolling surface 2012A more than necessary when the crowning is formed only on the inner ring raceway surface 2013A. Can be. Therefore, the processing defect with respect to the rolling surface 2012A can be prevented in advance.
  • the crowning formed on the rolling surface 2012A of the roller can reduce the surface pressure and the stress at the contact portion, thereby extending the life of the tapered roller bearing 2010.
  • the curvature R8 of the busbar of the non-contact portion crowning portion 2028 is smaller than the curvature R7 of the busbar of the contact portion crowning portion 2027. Therefore, the drop amount Dp at both ends of the roller 2012 can be reduced. Therefore, for example, the amount of grinding can be suppressed from that of the conventional single arc crowning, the processing efficiency of the rollers 2012 can be improved, and the manufacturing cost can be reduced.
  • the bus of the non-contact portion crowning portion 2028 may be such that either one or both of the large diameter side portion and the small diameter side portion are arcs.
  • the drop amount Dp can be reduced more than that in which the generatrix of the entire roller rolling surface is represented by a logarithmic curve, for example. Therefore, the amount of grinding can be reduced.
  • the bus bar of the non-contact portion crowning portion 2028 may have either one or both of the large-diameter side portion and the small-diameter side portion being straight (in the example of FIG. 21, the large-diameter side portion). Only the straight line). In this case, the drop amount Dp can be further reduced as compared with the case where the generatrix of the non-contact portion crowning portion 2028 is an arc.
  • a part or all of the bus of the contact portion crowning portion 2027 may be represented by logarithmic crowning.
  • the contact portion crowning portion 2027 represented by the logarithmic crowning can reduce the surface pressure and the stress at the contact portion, thereby extending the life of the tapered roller bearing 2010.
  • the generating line of the contact portion crowning portion 2027 may be represented by a straight portion 2027A formed flat along the roller axis direction and a portion 2027B formed by a logarithmic curve of logarithmic crowning. .
  • the crowning in the tapered roller bearing, may be provided not only on the roller 2012 but also on the inner ring 2013.
  • the sum of the drop amount of the roller 2012 and the drop amount of the inner ring 2013 is set equal to the optimized drop amount.
  • the rolling surface 2012 ⁇ / b> A of the roller 2012 includes crowning portions 2022 and 2024 and a central portion 2023.
  • the crowning portions 2022 and 2024 correspond to the non-contact portion crowning portion 2028 and the portion 2027B shown in FIG.
  • the central portion 2023 corresponds to the straight portion 2027A shown in FIG. That is, the roller 2012 shown in FIG. 23 corresponds to the roller having the configuration shown in FIG. 22 which is an example of the roller of the tapered roller bearing according to the present embodiment.
  • the crowning portions 2022 and 2024 are located at both ends of the rolling surface 2012A, and crowning is formed.
  • the central portion 2023 is disposed so as to connect the crowning portions 2022 and 2024.
  • the crowning is not formed in the central portion 2023, and the shape of the central portion 2023 in the cross section in the direction along the central line 2026 that is the rotation axis of the roller 2012 is linear.
  • a chamfered portion 2021 is formed between the small end surface 2017 of the roller 2012 and the crowning portion 2022.
  • a chamfered portion 2025 is also formed between the large end surface 2016 and the crowning portion 2024.
  • the manufacturing method of the roller 2012 when performing the process (carbonitriding process) for forming the nitrogen-enriched layer 2012B, no crowning is formed on the roller 2012, and the outer shape of the roller 2012 is a dotted line in FIG. It becomes the surface 2012E before processing shown by these.
  • the side surface of the roller 2012 is processed as indicated by the arrow in FIG. 24, and as shown in FIGS. 23 and 24, the crowning portion 2022 in which the crowning is formed is formed. , 2024 is obtained.
  • Nitrogen enriched layer thickness The depth of the nitrogen-enriched layer 2012B in the roller 2012, that is, the distance from the outermost surface of the nitrogen-enriched layer 2012B to the bottom of the nitrogen-enriched layer 2012B is 0.2 mm or more.
  • the first measurement point 2031 which is a boundary point between the chamfered portion 2021 and the crowning portion 2022
  • the second measurement point 2032 which is a position where the distance W is 1.5 mm from the small end surface 2017, and the rolling surface of the roller 2012.
  • the depths T1, T2, and T3 of the nitrogen-enriched layer 2012B at each position are 0.2 mm or more.
  • the depth of the nitrogen-enriched layer 2012B means the thickness of the nitrogen-enriched layer 2012B in the radial direction perpendicular to the center line 2026 of the roller 2012 and toward the outer peripheral side.
  • the values of the depths T1, T2, and T3 of the nitrogen-enriched layer 2012B depend on the process conditions such as the shape and size of the chamfered portions 2021 and 2025, the process for forming the nitrogen-enriched layer 2012B, and the above-described finishing process conditions. It can be changed as appropriate.
  • the depth T2 of the nitrogen-enriched layer 2012B is set to another depth due to the formation of the crowning 2022A after the nitrogen-enriched layer 2012B is formed as described above.
  • T1 and T3 the magnitude relationship between the values of the depths T1, T2 and T3 of the nitrogen-enriched layer 2012B can be changed as appropriate by changing the process conditions described above.
  • the thickness of the nitrogen-enriched layers 2011B and 2013B which is the distance from the outermost surface to the bottom of the nitrogen-enriched layers 2011B and 2013B, is 0.2 mm. That's it.
  • the thicknesses of the nitrogen-enriched layers 2011B and 2013B mean the distances to the nitrogen-enriched layers 2011B and 2013B in the direction perpendicular to the outermost surfaces of the nitrogen-enriched layers 2011B and 2013B.
  • FIG. 25 is a yz coordinate diagram illustrating an example of the crowning shape of the contact portion crowning portion.
  • the bus 2012 has a generatrix where the generatrix of the roller 2012 is the y-axis, the origin O is at the center of the effective contact portion with the inner ring 2013 or the outer ring 2011 or 2012 on the generatrix of the roller 2012, and the direction orthogonal to the generatrix (radial direction).
  • An example of the crowning represented by the above formula (1) is shown in the yz coordinate system taking the z axis. In FIG.
  • the vertical axis is the z-axis and the horizontal axis is the y-axis.
  • the effective contact portion is a contact portion with the inner ring 2013 or the outer ring 2011 or 2012 when no crowning is formed on the roller 2012.
  • each crowning of the plurality of rollers 2012 constituting the tapered roller bearing 2010 is normally formed symmetrically with respect to the z-axis passing through the central portion of the effective contact portion, and therefore only one crowning 2022A is shown in FIG. ing.
  • the load Q, the length L in the generatrix direction of the effective contact portion, and the equivalent elastic modulus E ′ are given as design conditions, and the length a from the origin to the end of the effective contact portion is a value determined by the position of the origin. It is.
  • z (y) indicates the drop amount of the crowning 2022A at the position y in the generatrix direction of the roller 2012, and the coordinates of the starting point O1 of the crowning 2022A are (a ⁇ K 2 a, 0). Therefore, the range of y in the formula (1) is y> (a ⁇ K 2 a).
  • a L / 2.
  • Magnification design parameters K 1 is a load Q, the geometric means the degree of curvature of the crowning 2022A.
  • the design parameter z m means the drop amount at the end of the effective contact portion, that is, the maximum drop amount of the crowning 2022A.
  • the drop amount is excessive, the machining allowance generated from the material that has been removed during processing increases, leading to an increase in cost. Therefore, the design parameters K 1 , K 2 , and z m are optimized as follows.
  • Various optimization methods for the design parameters K 1 , K 2 , and z m can be adopted.
  • a direct search method such as Rosenblock method can be adopted.
  • the crowning that prevents oil film breakage on the contact surface under dilute lubrication can be obtained by using the surface pressure as the optimization objective function. Can do.
  • the retainer 2014 includes a small annular portion 2106 that is continuous on the small diameter end surface side of the tapered roller 2012, a large annular portion 2107 that is continuous on the large diameter end surface side of the tapered roller 2012, and It is composed of an annular portion 2106 and a plurality of column portions 2108 that connect the large annular portion 2107, and a trapezoidal shape in which a portion storing the small diameter side of the tapered roller 2012 is a narrow side and a portion storing the large diameter side is a wide side.
  • a pocket 2109 is formed. On the narrow side and wide side of the pocket 2109, two notches 2110a and 2110b are provided in the column portions 2108 on both sides, respectively.
  • Each of the notches 2110a and 2110b has a depth of 1.0 mm and a width of 4.6 mm.
  • the column surface 2014d is a surface facing the pocket 2109 in the column portion 2108 where the notch is not formed.
  • the window angle ⁇ of the column surface 2014d is set to a predetermined angle.
  • the small collar surface of the inner ring 2013 is finished to be a ground surface that is parallel to the small end surface 2017 of the tapered rollers 2012 arranged on the raceway surface 2013A.
  • the conical angle vertices of the tapered rollers 2012 and the raceway surfaces 2011A and 2013A of the outer ring 2011 and the inner ring 2013 coincide with each other at one point O on the center line of the tapered roller bearing 2010.
  • the ratio R / R BASE between the radius of curvature R of the end surface 2016 and the distance R BASE from the point O to the large collar surface 2018 of the inner ring 2013 is manufactured to be in the range of 0.75 to 0.87.
  • the large collar surface 2018 is ground to a surface roughness Ra of, for example, 0.12 ⁇ m or less.
  • FIG. 29 is a schematic view illustrating the microstructure of the bearing component constituting the tapered roller bearing according to the present embodiment, particularly the prior austenite grain boundary.
  • FIG. 30 shows the microstructure in the nitrogen-enriched layer 2012B.
  • the prior austenite crystal grain size in the nitrogen-enriched layer 2012B has a grain size number of JIS standard of 2010 or more, and is sufficiently refined as compared with conventional general quenched products.
  • Measuring method of various characteristics Measuring method of nitrogen concentration: Regarding bearing parts such as the outer ring 2011, the roller 2012, the inner ring 2013, etc., the sections perpendicular to the surface of the region where the nitrogen-enriched layers 2011B, 2012B, 2013B are formed are lined in the depth direction by EPMA (Electron Probe Micro Analysis). Perform analysis. In the measurement, each bearing part is cut from the measurement position in a direction perpendicular to the surface to expose the cut surface, and the measurement is performed on the cut surface. For example, with regard to the roller 2012, the cut surface is exposed by cutting the roller 2012 in the direction perpendicular to the center line 2026 from the respective positions of the first measurement point 2031 to the third measurement point 2033 shown in FIG.
  • EPMA Electro Probe Micro Analysis
  • the nitrogen concentration is analyzed by the EPMA at a plurality of measurement positions that are 0.05 mm from the surface of the roller 2012 toward the inside. For example, five measurement positions are determined, and the average value of the measurement data at the five positions is set as the nitrogen concentration of the roller 2012.
  • the nitrogen concentration is measured for the cross section by the same method as described above.
  • Method for measuring the distance from the outermost surface to the bottom of the nitrogen-enriched layer About the outer ring
  • a Vickers hardness measuring machine can be used as the measuring device.
  • hardness measurement is performed at a plurality of measurement points arranged in the depth direction, for example, measurement points arranged at intervals of 0.5 mm. And let the area
  • the hardness distribution in the depth direction is measured as described above in the cross section at the first measurement point 2031 shown in FIG. 23 to determine the region of the nitrogen-enriched layer.
  • Measuring method of particle number As a method for measuring the prior austenite crystal grain size, a method defined in JIS standard G0551: 2013 is used.
  • the cross section to be measured is the cross section measured by the method for measuring the distance to the bottom of the nitrogen-enriched layer.
  • the crowning shape of the roller 2012 can be measured by an arbitrary method.
  • the crowning shape may be measured by measuring the shape of the roller 2012 with a surface texture measuring instrument.
  • a tapered roller bearing 2010 includes an outer ring 2011, an inner ring 2013, and a roller 2012 that is a plurality of tapered rollers.
  • the outer ring 2011 has an outer ring raceway surface 2011A on the inner peripheral surface.
  • the inner ring 2013 has an inner ring raceway surface 2013 ⁇ / b> A on the outer peripheral surface, and is disposed inside the outer ring 2011.
  • the plurality of rollers 2012 are arranged between the outer ring raceway surface 2011A and the inner ring raceway surface 2013A, and have a rolling surface 2012A that contacts the outer ring raceway surface 2011A and the inner ring raceway surface 2013A.
  • At least one of the outer ring 2011, the inner ring 2013, and the plurality of rollers 2012 is a nitrogen-enriched layer 2011B, 2013B, 2012B formed on the outer ring raceway surface 2011A, the inner ring raceway surface 2013A or the rolling contact surface 2012A. including.
  • the distance from the outermost surface of the surface layer to the bottom of the nitrogen-enriched layer is 0.2 mm or more.
  • the nitrogen concentration in the nitrogen-enriched layers 2011B, 2013B, and 2012B at a depth of 0.05 mm from the outermost surface is 0.1% by mass or more.
  • a crowning is formed on the rolling surface 2012A of the roller 2012.
  • the crowning forming portion where the crowning is formed on the rolling surface 2012A of the roller 2012 is in the axial direction range of the inner ring raceway surface 2013A and in contact with the inner ring raceway surface 2013A, and the axial range of the inner ring raceway surface 2013A.
  • a non-contact portion crowning portion 2028 that is in non-contact with the inner ring raceway surface 2013A.
  • the contact portion crowning portion 2027 and the non-contact portion crowning portion 2028 are lines in which the buses extending in the roller axis direction are expressed by different functions and smoothly continue at the connection point P1. In the vicinity of the connection point P1, the curvature R8 of the bus of the non-contact portion crowning portion 2028 is smaller than the curvature R7 of the bus of the contact portion crowning portion 2027.
  • the above “smoothly continuous” means continuous without generating a corner, and ideally, the bus of the contact portion crowning portion and the bus bar of the non-contact portion crowning portion are at a continuous point of each other, By continuing so as to have a common tangent, that is, the bus is a function that can be continuously differentiated at the continuous point.
  • nitrogen-enriched layers 2011B, 2012B, 2013B in which the prior austenite crystal grain size is sufficiently refined are formed in at least one of the outer ring 2011, the inner ring 2013, and the roller 2012 as a tapered roller. Therefore, while having a high rolling fatigue life, it is possible to improve the Charpy impact value, the fracture toughness value, the crushing strength, and the like. Further, according to the above configuration, the crowning formed on the rolling surface 2012A of the roller 2012 can reduce the surface pressure and the stress at the contact portion, thereby extending the life of the tapered roller bearing.
  • the crowning is formed on the rolling surface 2012A on the outer periphery of the roller 2012, a grindstone can be applied to the rolling surface 2012A of the roller 2012 as necessary and sufficiently as compared with the case where the crowning is formed only on the inner ring raceway surface 2013A. Therefore, the processing defect with respect to the rolling surface 2012A can be prevented in advance. Further, in the vicinity of the connection point P1 between the contact portion crowning portion 2027 and the non-contact portion crowning portion 2028, the curvature R8 of the non-contact portion crowning portion 2028 is smaller than the curvature R7 of the contact portion crowning portion 2027. Therefore, it is possible to reduce the drop amount at both ends of the roller 2012. Therefore, for example, the amount of grinding can be suppressed from that of the conventional single arc crowning, the processing efficiency of the rollers 2012 can be improved, and the manufacturing cost can be reduced.
  • the nitrogen concentration in the nitrogen-enriched layers 2011B, 2012B, and 2013B at a depth of 0.05 mm from the outermost surface is 0.1% by mass or more.
  • the nitrogen concentration on the outermost surface of the nitrogen-enriched layers 2011B, 2012B, and 2013B can be a sufficient value, the hardness of the outermost surface of the nitrogen-enriched layers 2011B, 2012B, and 2013B can be sufficiently increased.
  • the above-described conditions such as the grain size of the prior austenite crystal grain size, the distance to the bottom of the nitrogen-enriched layer, and the nitrogen concentration are satisfied at least at the first measurement point 2031 in FIG.
  • the prior austenite crystal grain size in the nitrogen-enriched layers 2011B, 2013B, and 2012B has a JIS standard grain size number of 10 or more.
  • At least one of the outer ring 2011, the inner ring 2013, and the roller 2012 as a tapered roller is formed with the nitrogen-enriched layers 2011B, 2012B, and 2013B in which the prior austenite crystal grain size is sufficiently refined.
  • the Charpy impact value, fracture toughness value, crushing strength, and the like can be improved.
  • the bus of the non-contact portion crowning portion 2028 may have either a large-diameter side portion or a small-diameter side portion or both circular arcs.
  • the amount of drop can be reduced compared to the case where the generatrix of the entire roller rolling surface is represented by a logarithmic curve, for example. Therefore, the amount of grinding can be reduced.
  • the bus line of the non-contact portion crowning portion 2028 may be such that either one or both of the large diameter side portion and the small diameter side portion are straight. In this case, the drop amount can be further reduced as compared with the case where the bus of the non-contact portion crowning portion is an arc.
  • a part or all of the bus bar of the contact portion crowning portion 2027 may be represented by logarithmic crowning.
  • the contact portion crowning portion 2027 represented by the logarithmic crowning can reduce the surface pressure and the stress at the contact portion, thereby extending the life of the tapered roller bearing.
  • the generatrix of the contact portion crowning portion 2027 may be represented by a straight portion formed flat along the roller axis direction and a portion formed by a logarithmic curve of logarithmic crowning.
  • the connecting portion of the generatrix of the non-contact portion crowning portion 2028 with the portion formed by the logarithmic curve of the logarithmic crowning may be made to coincide with the slope of the logarithmic curve.
  • the bus bar of the contact portion crowning portion 2027 and the bus bar of the non-contact portion crowning portion 2028 can be more smoothly continued at the connection point P1.
  • the bus bar of the contact portion crowning portion 2027 may be represented by logarithmic crowning.
  • the sum of the drop amounts of the contact portion crowning portion 2027 is defined as K 1 , K 2 , and K 2 in a yz coordinate system in which the generatrix of the rolling surface of the roller 2012, which is a tapered roller, is the y axis, and the z axis is the direction orthogonal to the generatrix.
  • z m is the design parameter
  • Q is the load
  • L is the length of the effective contact portion of the rolling contact surface in the roller 2012, which is a tapered roller
  • E ' is the equivalent elastic modulus
  • a is the mother of the rolling contact surface 2012A of the tapered roller.
  • the load Q, the length L in the generatrix direction of the effective contact portion, and the equivalent elastic modulus E ′ are given as design conditions, and the length a from the origin to the end of the effective contact portion is determined according to the position of the origin. Value.
  • crowning in which the contour line is expressed by a logarithmic function such that the sum of the drop amounts is expressed by the above formula (1) on the contact portion crowning portion 2027 of the rolling surface 2012A of the roller 2012 is performed. Since it is provided, a local increase in surface pressure can be suppressed and the occurrence of wear on the rolling surface of the roller can be suppressed as compared with the case of forming a crowning represented by a conventional partial arc.
  • FIG. 31 is a diagram in which the contour line of a roller provided with a crowning whose contour line is represented by a logarithmic function and the contact surface pressure on the rolling surface of the roller are overlapped.
  • FIG. 32 is a diagram in which the contour line of the roller having an auxiliary arc between the crowning of the partial arc and the straight portion and the contact surface pressure on the rolling surface of the roller are overlapped.
  • the vertical axis on the left side of FIGS. 31 and 32 shows the amount of crowning drop (unit: mm).
  • the horizontal axis of FIG.31 and FIG.32 has shown the position (unit: mm) in the axial direction in a roller.
  • the vertical axis on the right side of FIGS. 31 and 32 represents the contact surface pressure (unit: GPa).
  • the contour line of the rolling surface of the tapered roller is formed into a shape having a crown of a partial arc and a straight part, the gradient at the boundary between the straight part, the auxiliary arc and the crowning is continuous as shown in FIG.
  • the contact surface pressure locally increases. For this reason, if a lubricating film having a sufficient thickness is not formed, wear due to metal contact tends to occur. When wear occurs partially on the contact surface, metal contact is more likely to occur in the vicinity of the contact surface, so that wear on the contact surface is promoted and the tapered roller is damaged.
  • an orthogonal coordinate system having the horizontal axis as the generatrix of the roller and the vertical axis as the vertical axis of the generatrix has an origin O of the horizontal axis at the center of the effective contact portion of the inner ring or outer ring. Is set to indicate the contour line of the roller, and the contact pressure is shown with the contact pressure as the vertical axis.
  • the tapered roller bearing 2010 which shows a long life and high durability is realizable by employ
  • the design parameters K 1 and z m in the above equation (1) may be optimally designed using a mathematical optimization method.
  • the roller 2012 on which the nitrogen-enriched layers 2011B, 2012B, and 2013B are formed is made of steel.
  • the steel in portions other than the nitrogen-enriched layers 2011B, 2012B, and 2013B, that is, in the non-nitrided portions 2011C, 2012C, and 2013C, at least carbon (C) is 0.6 mass% or more and 1.2 mass% or less, silicon (Si ) 0.15 mass% to 1.1 mass%, and manganese (Mn) 0.3 mass% to 1.5 mass%.
  • the steel may further contain 2.0 mass% or less of chromium.
  • the nitrogen-enriched layers 2011B, 2012B, and 2013B having the structure defined in this embodiment can be easily formed using a heat treatment that will be described later.
  • At least one of the design parameters K 1 , K 2 , and z m in the above formula (1) has the contact surface pressure between the roller 2012 and the outer ring 2011 or the roller 2012 and the inner ring 2013 as an objective function. It may be optimized.
  • the design parameters K 1 , K 2 , and z m are determined by optimizing any one of the contact surface pressure, stress, and life as an objective function, and the damage at the surface starting point depends on the contact surface pressure.
  • the contact surface pressure is optimized as an objective function and the design parameters K 1 , K 2 , and z m are set, so that the contact surface is prevented from being worn even under conditions where the lubricant is lean. A possible crowning is obtained.
  • At least one of the outer ring 2011 and the inner ring 2013 includes nitrogen-enriched layers 2011B and 2013B.
  • the outer ring 2011 or the inner ring 2013 having a long life and high durability is obtained by forming the nitrogen-enriched layers 2011B and 2013B having a refined crystal structure in at least one of the outer ring 2011 and the inner ring 2013. be able to.
  • the roller 2012 includes a nitrogen-enriched layer 2012B.
  • the roller 2012 having the long life and high durability can be obtained by forming the nitrogen-enriched layer 2012B having a refined crystal structure in the roller 2012.
  • the inner ring raceway surface may be crowned, and the sum of the crowning drop amount on the inner ring raceway surface and the crowning drop amount on the outer periphery of the roller may be a predetermined value.
  • the reason why the small flange surface of the inner ring 2013 is formed in a plane parallel to the small end surface of the tapered roller 2012 is as follows.
  • the small flange surface 2019 of the inner ring 2013 parallel to the small end surface 2017 of the tapered roller 2012 arranged on the raceway surface 2013A, the large end surface 2016 of the tapered roller 2012 and the large diameter of the inner ring 2013 in the initial assembly state described above.
  • the chamfer dimension and shape of the small end surface 2017 of the tapered roller 2012 with respect to the first clearance of the flange surface 2018 (equal to the clearance between the small end surface 2017 and the small flange surface 2019 of the inner ring 2013 when the tapered roller 2012 is settled in a normal position). The influence of variation can be eliminated.
  • the small end surface 2017 and the small collar surface 2019 that are parallel to each other are in surface contact with each other in the initial assembly state, so that the large end surface 2016 and the large collar surface 2018 at this time
  • the first gap is always constant, and variations in the time until each tapered roller 2012 settles at the normal position can be eliminated, and the habituation operation time can be shortened.
  • FIG. 33 is a flowchart for explaining a method of manufacturing the tapered roller bearing shown in FIG.
  • FIG. 34 is a schematic diagram showing a heat treatment pattern in the heat treatment step of FIG.
  • FIG. 35 is a schematic diagram showing a modification of the heat treatment pattern shown in FIG.
  • FIG. 30 is a schematic view illustrating a microstructure of a bearing component as a comparative example, particularly an old austenite grain boundary.
  • the manufacturing method of a tapered roller bearing is demonstrated.
  • a component preparation step (S2100) is performed.
  • members to be bearing parts such as the outer ring 2011, the inner ring 2013, the rollers 2012, and the cage 2014 are prepared.
  • the crown 2012 is not yet formed on the member to be the roller 2012, and the surface of the member is a pre-processed surface 2012E indicated by a dotted line in FIG.
  • a heat treatment step (S2200) 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. 34 shows a heat treatment pattern showing a method of performing primary quenching and secondary quenching.
  • 35 shows a heat treatment pattern showing a method of cooling the material to below the A 1 transformation point temperature during quenching, and then re-heating and finally quenching.
  • the treatment T 1 carbon and nitrogen are diffused in the steel base and the carbon is sufficiently dissolved, and then cooled to below the A 1 transformation point.
  • the process T 2 of the in the figure than the processing T 1 is reheated to a low temperature, subjected to oil quenching from there. Thereafter, for example, a tempering process at a heating temperature of 180 ° C. is performed.
  • the above heat treatment it is possible to improve the cracking strength and reduce the aging rate of dimensional change while carbonitriding the surface layer portion of the bearing component, rather than normal quenching, that is, carbonitriding once after the carbonitriding treatment. Can do.
  • the heat treatment step (S2200) in the nitrogen-enriched layers 2011B, 2012B, and 2013B that have a quenched structure, the grain size of the prior austenite crystal grains is compared with the microstructure in the conventional quenched structure shown in FIG. As a result, a microstructure as shown in FIG.
  • the bearing component subjected to the above heat treatment has a long life against rolling fatigue, can improve the cracking strength, and can also reduce the rate of dimensional change over time.
  • a processing step (S2300) is performed.
  • finishing is performed so that the final shape of each bearing component is obtained.
  • the crowning 2022A and the chamfered portion 2021 are formed by machining such as cutting.
  • the tapered roller bearing 2010 shown in FIG. 15 is obtained by assembling the bearing components prepared as described above. In this way, the tapered roller bearing 2010 shown in FIG. 15 can be manufactured.
  • the carbonitriding temperature was 845 ° C. and the holding time was 150 minutes.
  • the atmosphere of the carbonitriding process was RX gas + ammonia gas.
  • Sample No. For sample 2 sample no. After performing carbonitriding and quenching in the same manner as in No. 1, the partial arc crowning shown in FIG. 32 was formed.
  • the carbonitriding temperature was 845 ° C. and the holding time was 150 minutes.
  • the atmosphere of the carbonitriding process was RX gas + ammonia gas.
  • the final quenching temperature was 800 ° C.
  • Sample No. for No. 4 after performing the heat treatment pattern shown in FIG. 34, logarithmic crowning according to the present embodiment shown in FIG. 25 was formed at both ends.
  • the carbonitriding temperature was 845 ° C. and the holding time was 150 minutes.
  • the atmosphere of the carbonitriding process was RX gas + ammonia gas.
  • the final quenching temperature was 800 ° C.
  • the furnace atmosphere was strictly controlled. Specifically, the furnace temperature unevenness and the ammonia gas atmosphere unevenness were suppressed.
  • Sample No. mentioned above. 3 and sample no. 4 corresponds to the embodiment of the present invention.
  • Sample No. 1 and sample no. 2 corresponds to the comparative example.
  • Experiment 2 Life test under uneven load The same test equipment as the life test of Experiment 1 was used. The test conditions were basically the same as those in Experiment 1 described above, but the test was performed with an axial load of 2/1000 rad applied to the center axis of the roller and an unbalanced load applied.
  • Experiment 2 Life test under unbalanced load 4 and sample no. 3 showed the best results and was considered to have a long life.
  • sample No. 1 is Sample No. 4 and sample no. Although it was less than 3, comparatively good results were shown.
  • sample No. No. 2 shows a result worse than the result in Experiment 1 above, and it is considered that the life was shortened by the uneven load condition.
  • sample No. No. 4 showed a good result in any test, and it was the best overall result.
  • Sample No. 3 also sample No. 1 and sample no. The result was better than 2.
  • Example 4 ⁇ Sample> Sample No. in Experimental Example 1 above. 4 was used.
  • Nitrogen concentration measurement at a depth of 0.05 mm from the surface Sample No. For No. 4, the measurement of the nitrogen concentration and the depth measurement of the nitrogen-enriched layer were carried out. As a measurement method, the following method was used. That is, at the first to third measurement points shown in FIG. 23, the cut surface is exposed by cutting the tapered roller as a sample in a direction perpendicular to the center line. On the cut surface, the nitrogen concentration is analyzed by the EPMA at a plurality of measurement positions that are 0.05 mm inward from the surface of the sample. Five measurement positions were determined for each of the cross sections at the first to third measurement points, and the average value of the measurement data at the five locations was defined as the nitrogen concentration at each measurement point.
  • Measuring the distance to the bottom of the nitrogen-enriched layer In the section at the first to third measurement points, hardness measurement was performed at a plurality of measurement points arranged at intervals of 0.5 mm in the depth direction in the tapered roller bearing 2010 after the tempering treatment of 500 ° C. ⁇ 1 h. And the area
  • Measurement of particle size number in nitrogen enriched layer As a method for measuring the prior austenite crystal grain size, a method defined in JIS standard G0551: 2013 was used. The cross section to be measured was a cross section measured by the method for measuring the distance to the bottom of the nitrogen-enriched layer.
  • the distance to the bottom of the nitrogen-enriched layer is 0.3 mm
  • the distance to the bottom of the nitrogen-enriched layer is 0.35 mm
  • the distance is 0.3 mm. It was. At any measurement point, the measurement result falls within the scope of the present invention.
  • Measurement of particle size number in nitrogen enriched layer At any of the first measurement point to the third measurement point, the prior austenite crystal grain size in the nitrogen-enriched layer had a JIS standard grain size number of 10 or more.
  • the tapered roller bearing according to the present embodiment is preferably incorporated in a power transmission device of an automobile 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 automobiles. Therefore, similarly to the tapered roller bearing according to the first embodiment, the tapered roller bearing according to this embodiment can be applied to the automobile differential shown in FIG. That is, the tapered roller bearing 2010 according to the present embodiment may be applied instead of the tapered roller bearings 1010a and 1010b in the differential of FIG.
  • tapered roller bearing according to the present embodiment can be applied to the manual transmission shown in FIG. That is, the tapered roller bearing 2010 according to the present embodiment may be applied instead of the tapered roller bearing 1010 in the manual transmission of FIG.
  • the tapered roller bearing 2010 having a long life and high durability is suitable for use in the manual transmission 100 in which a high surface pressure is applied between the rolling elements and the race member.
  • FIG. 36 is a schematic cross-sectional view of a tapered roller bearing according to an embodiment of the present invention.
  • FIG. 37 is a partial schematic cross-sectional view of the tapered roller bearing shown in FIG. 38 is a partial schematic cross-sectional view of a tapered roller of the tapered roller bearing shown in FIG. 39 is an enlarged partial schematic cross-sectional view of the tapered roller shown in FIG.
  • the tapered roller bearing according to the present embodiment will be described with reference to FIGS.
  • a tapered roller bearing 3010 shown in FIG. 36 mainly includes an outer ring 3011, an inner ring 3013, a plurality of tapered rollers (hereinafter also simply referred to as rollers) 3012, and a cage 3014.
  • the outer ring 3011 has a ring shape, and has an outer ring raceway surface 3011A on the inner peripheral surface thereof.
  • the inner ring 3013 has an annular shape, and has an inner ring raceway surface 3013A on the outer peripheral surface thereof.
  • the inner ring 3013 has a large collar portion 3041 and a small collar portion 3042 on the large diameter side and the small diameter side of the inner ring raceway surface 3013A, respectively.
  • the inner ring 3013 is disposed on the inner peripheral side of the outer ring 3011 so that the inner ring raceway surface 3013A faces the outer ring raceway surface 3011A.
  • the direction along the central axis of the tapered roller bearing 3010 is “axial direction”
  • the direction orthogonal to the central axis is “radial direction”
  • the direction along the arc centered on the central axis is “circumferential”. Called “direction”.
  • Roller 3012 is disposed on the inner peripheral surface of outer ring 3011.
  • the roller 3012 has a roller rolling surface 3012A, and contacts the inner ring raceway surface 3013A and the outer ring raceway surface 3011A at the roller rolling surface 3012A.
  • the plurality of rollers 3012 are arranged at a predetermined pitch in the circumferential direction by a cage 3014 made of synthetic resin. As a result, the roller 3012 is rotatably held on the annular raceway of the outer ring 3011 and the inner ring 3013.
  • the tapered roller bearing 3010 includes a cone including an outer ring raceway surface 3011A, a cone including an inner ring raceway surface 3013A, and a cone including a locus of a rotation axis when the roller 3012 rolls on the center line of the bearing. It is configured to intersect at one point. With such a configuration, the outer ring 3011 and the inner ring 3013 of the tapered roller bearing 3010 can rotate relative to each other.
  • the cage 3014 is not limited to resin, but may be made of metal.
  • the material constituting the outer ring 3011, the inner ring 3013, and the roller 3012 may be steel.
  • the steel is a portion other than the nitrogen-enriched layers 3011B, 3012B, and 3013B, and at least carbon is 0.6 mass% to 1.2 mass%, silicon is 0.15 mass% to 1.1 mass%, manganese 0.3 mass% or more and 1.5 mass% or less.
  • the steel may further contain 2.0% by mass or less of chromium.
  • the carbon content exceeds 1.2% by mass, the material hardness is high even if spheroidizing annealing is performed, so that cold workability is hindered and sufficient cold work amount is obtained when performing cold work. The processing accuracy cannot be obtained. In addition, the carbonitriding process tends to become an excessively carburized structure, and there is a risk that the cracking strength is reduced. On the other hand, when the carbon content is less than 0.6% by mass, it takes a long time to secure the required surface hardness and the amount of retained austenite, or the necessary internal hardness is obtained by quenching after reheating. It becomes difficult to be.
  • the reason why the Si content is 0.15 to 1.1% by mass is that Si can increase the resistance to temper softening and ensure heat resistance, and can improve the rolling fatigue life characteristics under lubrication mixed with foreign matter. It is. When the Si content is less than 0.15% by mass, the rolling fatigue life characteristics under lubrication with foreign matters are not improved. On the other hand, when the Si content exceeds 1.1% by mass, the hardness after normalization is too high. Impairs cold workability.
  • Mn is effective in securing the quench hardening ability of the carbonitrided layer and the core.
  • the Mn content is less than 0.3% by mass, sufficient quenching and hardening ability cannot be obtained, and sufficient strength cannot be ensured in the core.
  • the Mn content exceeds 1.5% by mass, the curing ability becomes excessively high, the hardness after normalization becomes high, and the cold workability is hindered.
  • the austenite is excessively stabilized and the amount of retained austenite in the core is excessively increased to promote a change in size over time.
  • the hardness of the surface layer portion is easily improved.
  • the Cr content is set to 2.0% by mass or less when the content exceeds 2.0% by mass, the cold workability is remarkably lowered, or even if the content exceeds 2.0% by mass, the hardness of the surface layer portion described above. This is because the improvement effect is small.
  • the steel of the present disclosure contains Fe as a main component and may contain inevitable impurities in addition to the above elements.
  • Inevitable impurities include phosphorus (P), sulfur (S), nitrogen (N), oxygen (O), aluminum (Al), and the like.
  • the amounts of these inevitable impurity elements are each 0.1% by mass or less.
  • the outer ring 3011 and the inner ring 3013 are preferably made of a steel material that is an example of a bearing material, for example, JIS standard SUJ2.
  • the roller 3012 may be formed of a steel material that is an example of a bearing material, for example, JIS standard SUJ2.
  • the rollers 3012 may be made of other materials, for example, sialon sintered bodies.
  • nitrogen-enriched layers 3011B and 3013B are formed on the raceway surface 3011A of the outer ring 3011 and the raceway surface 3013A of the inner ring 3013.
  • the nitrogen-enriched layer 3013B extends from the raceway surface 3013A to the small surface and the large surface.
  • the nitrogen-enriched layers 3011B and 3013B are regions where the nitrogen concentration is higher than that of the non-nitrided portion 3011C of the outer ring 3011 or the non-nitrided portion 3013C of the inner ring 3013, respectively.
  • a nitrogen-enriched layer 3012B is formed on the surface of the roller 3012 including the rolling surface 3012A.
  • the nitrogen-enriched layer 3012B of the roller 3012 is a region where the nitrogen concentration is higher than that of the non-nitrided portion 3012C of the roller 3012.
  • the nitrogen-enriched layers 3011B, 3012B, and 3013B can be formed by any conventionally known method such as carbonitriding or nitriding.
  • the nitrogen-enriched layer 3012B may be formed only on the rollers 3012, the nitrogen-enriched layer 3011B may be formed only on the outer ring 3011, or the nitrogen-enriched layer 3013B may be formed only on the inner ring 3013. Good. Alternatively, a nitrogen-enriched layer may be formed on two of the outer ring 3011, the inner ring 3013, and the roller 3012. Further, regarding the nitrogen-enriched layers 3011B, 3012B, and 3013B, the nitrogen concentration in the nitrogen-enriched layer at a depth of 0.05 mm from the outermost surface may be 0.1% by mass or more.
  • the rolling surface 3012A (see FIG. 2) of the roller 3012 includes crowning portions 3022 and 3024 and a central portion 3023.
  • the crowning portions 3022 and 3024 are positioned at both ends of the rolling surface 3012A, and crowning is formed.
  • the central portion 3023 is disposed so as to connect the crowning portions 3022 and 3024. No crowning is formed in the central portion 3023, and the shape of the central portion 3023 in the cross section in the direction along the central line 3026 that is the rotation axis of the roller 3012 is linear.
  • a chamfered portion 3021 is formed between the small end surface 3017 of the roller 3012 and the crowning portion 3022.
  • a chamfered portion 3025 is also formed between the large end surface 3016 and the crowning portion 3024.
  • the manufacturing method of the roller 3012 when performing the process (carbonitriding process) for forming the nitrogen-enriched layer 3012B, no crowning is formed on the roller 3012, and the outer shape of the roller 3012 is a dotted line in FIG. It becomes the surface 3012E before processing shown by these.
  • the side surface of the roller 3012 is processed as shown by the arrow in FIG. 39, and as shown in FIGS. 38 and 39, the crowning portion 3022 in which the crowning is formed is formed. , 3024 is obtained.
  • Nitrogen enriched layer thickness The depth of the nitrogen-enriched layer 3012B in the roller 3012, that is, the distance from the outermost surface of the nitrogen-enriched layer 3012B to the bottom of the nitrogen-enriched layer 3012B is 0.2 mm or more.
  • the first measurement point 3031 which is a boundary point between the chamfered portion 3021 and the crowning portion 3022
  • the second measurement point 3032 which is a position where the distance W is 1.5 mm from the small end surface 3017
  • the depths T1, T2, and T3 of the nitrogen-enriched layer 3012B at each position are 0.2 mm or more.
  • the depth of the nitrogen-enriched layer 3012B means the thickness of the nitrogen-enriched layer 3012B in the radial direction perpendicular to the center line 3026 of the roller 3012 and toward the outer peripheral side.
  • the values of the depths T1, T2, and T3 of the nitrogen-enriched layer 3012B depend on the process conditions such as the shape and size of the chamfered portions 3021 and 3025, the process of forming the nitrogen-enriched layer 3012B, and the above-described finishing process conditions. It can be changed as appropriate.
  • the depth T2 of the nitrogen-enriched layer 3012B is set to another depth due to the formation of the crowning 3022A after the nitrogen-enriched layer 3012B is formed as described above.
  • T1 and T3 the magnitude relationship between the values of the depths T1, T2 and T3 of the nitrogen-enriched layer 3012B can be changed as appropriate by changing the above-described process conditions.
  • the thickness of the nitrogen-enriched layers 3011B and 3013B which is the distance from the outermost surface to the bottom of the nitrogen-enriched layers 3011B and 3013B, is 0.2 mm. That's it.
  • the thickness of the nitrogen-enriched layers 3011B and 3013B means the distance to the nitrogen-enriched layers 3011B and 3013B in the direction perpendicular to the outermost surface of the nitrogen-enriched layers 3011B and 3013B.
  • Crowning shape The shape of the crowning formed on the crowning portions 3022 and 3024 of the roller 3012 is defined as follows. That is, the sum of the crowning drop amounts is defined as K 1 , K 2 , and z m in the yz coordinate system in which the generatrix of the rolling surface 3012A of the roller 3012 is the y-axis and the orthogonal direction of the generatrix is the z-axis.
  • FIG. 40 is a yz coordinate diagram showing an example of the crowning shape.
  • the bus 3012 is a y-axis
  • the origin O is at the center of the effective contact portion of the inner ring 3013 or the outer ring 3011 or 3012 on the bus 3012 and in the direction perpendicular to the bus (radial direction).
  • An example of the crowning represented by the above formula (1) is shown in the yz coordinate system taking the z axis.
  • the vertical axis is the z-axis and the horizontal axis is the y-axis.
  • the effective contact portion is a contact portion with the inner ring 3013 or the outer ring 3011 or 3012 when no crowning is formed on the roller 3012.
  • each crowning of the plurality of rollers 3012 constituting the tapered roller bearing 3010 is normally formed line-symmetrically with respect to the z axis passing through the central portion of the effective contact portion, and therefore only one crowning 3022A is shown in FIG. ing.
  • the load Q, the length L in the generatrix direction of the effective contact portion, and the equivalent elastic modulus E ′ are given as design conditions, and the length a from the origin to the end of the effective contact portion is a value determined by the position of the origin. It is.
  • z (y) represents the drop amount of the crowning 3022A at the position y in the generatrix direction of the roller 3012, and the coordinates of the starting point O1 of the crowning 3022A are (a ⁇ K 2 a, 0). Therefore, the range of y in the formula (1) is y> (a ⁇ K 2 a).
  • a L / 2.
  • Magnification design parameters K 1 is a load Q, the geometric means the degree of curvature of the crowning 3022a.
  • the design parameter z m means the drop amount at the end of the effective contact portion, that is, the maximum drop amount of the crowning 3022A.
  • the drop amount is excessive, the machining allowance generated from the material that has been removed during processing increases, leading to an increase in cost. Therefore, the design parameters K 1 , K 2 , and z m are optimized as follows.
  • Various optimization methods for the design parameters K 1 , K 2 , and z m can be adopted.
  • a direct search method such as Rosenblock method can be adopted.
  • the crowning that prevents oil film breakage on the contact surface under dilute lubrication can be obtained by using the surface pressure as the optimization objective function. Can do.
  • K 2 may be a constant value, and K 1 and z m may be optimized.
  • the inner ring 3013 has a conical raceway surface 3013A.
  • the raceway surface 3013A has a large collar portion 3041 on the large diameter side and a small collar portion 3042 on the small diameter side.
  • the tapered roller bearing 3010 has a roller coefficient ⁇ > 0.90.
  • the cage 3014 includes a small annular portion 3106 that is continuous on the small diameter end surface side of the tapered roller 3012, a large annular portion 3107 that is continuous on the large diameter end surface side of the tapered roller 3012, and these small annular portions 3106. And a plurality of column portions 3108 that connect the large annular portion 3107, and a trapezoidal pocket 3109 in which the portion storing the small diameter side of the tapered roller 3012 is the narrow side and the portion storing the large diameter side is the wide side. Is formed.
  • two notches 3110a and 3110b are provided in the pillar portions 3108 on both sides, respectively, and the dimensions of the notches 3110a and 3110b are both 1.0 mm deep.
  • the width is 4.6 mm.
  • FIG. 48 is a schematic view illustrating the microstructure of the bearing component constituting the tapered roller bearing according to the present embodiment, particularly the prior austenite grain boundary.
  • FIG. 48 shows the microstructure in the nitrogen-enriched layer 3012B.
  • the prior austenite crystal grain size in the nitrogen-enriched layer 3012B in the present embodiment has a grain size number of 10 or more according to the JIS standard, and is sufficiently refined as compared with a conventional general quenched product.
  • Measuring method of various characteristics Measuring method of nitrogen concentration: For bearing parts such as the outer ring 3011, the roller 3012, and the inner ring 3013, the sections perpendicular to the surface of the region where the nitrogen-enriched layers 3011B, 3012B, and 3013B are formed are lined in the depth direction by EPMA (Electron Probe Micro Analysis). Perform analysis. In the measurement, each bearing part is cut from the measurement position in a direction perpendicular to the surface to expose the cut surface, and the measurement is performed on the cut surface.
  • EPMA Electro Probe Micro Analysis
  • the cut surface is exposed by cutting the roller 3012 in the direction perpendicular to the center line 3026 from the respective positions of the first measurement point 3031 to the third measurement point 3033 shown in FIG.
  • the nitrogen concentration is analyzed by the EPMA at a plurality of measurement positions that are 0.05 mm from the surface of the roller 3012 toward the inside. For example, five measurement positions are determined, and the average value of the measurement data at the five positions is set as the nitrogen concentration of the roller 3012.
  • the nitrogen concentration is measured for the cross section by the same method as described above.
  • Method for measuring the distance from the outermost surface to the bottom of the nitrogen-enriched layer For the outer ring 3011 and the inner ring 3013, the hardness distribution is measured in the depth direction from the surface with respect to the cross-section to be measured in the nitrogen concentration measurement method.
  • a Vickers hardness measuring machine can be used as the measuring device.
  • the hardness distribution in the depth direction is measured as described above in the cross section at the first measurement point 3031 shown in FIG. 38, and the region of the nitrogen-enriched layer is determined.
  • Measuring method of particle number As a method for measuring the prior austenite crystal grain size, a method defined in JIS standard G0551: 2013 is used.
  • the cross section to be measured is the cross section measured by the method for measuring the distance to the bottom of the nitrogen-enriched layer.
  • the crowning shape of the roller 3012 can be measured by any method.
  • the crowning shape may be measured by measuring the shape of the roller 3012 with a surface texture measuring instrument.
  • a tapered roller bearing 3010 includes an outer ring 3011, an inner ring 3013, and a plurality of tapered rollers 3012.
  • the outer ring 3011 has an outer ring raceway surface 3011A on the inner peripheral surface.
  • the inner ring 3013 has an inner ring raceway surface 3013A on the outer peripheral surface, and is disposed inside the outer ring 3011.
  • the plurality of rollers 3012 are arranged between the outer ring raceway surface 3011A and the inner ring raceway surface 3013A, and have a rolling surface 3012A that contacts the outer ring raceway surface 3011A and the inner ring raceway surface 3013A.
  • At least one of the outer ring 3011, the inner ring 3013, and the plurality of rollers 3012 has a nitrogen-enriched layer 3011B, 3013B, 3012B formed on a surface layer of the outer ring raceway surface 3011A, the inner ring raceway surface 3013A, or the rolling surface 3012A. including.
  • the distance T1 from the outermost surface of the surface layer to the bottoms of the nitrogen-enriched layers 3011B, 3012B, 3013B is 0.2 mm or more.
  • the roller coefficient ⁇ exceeds 0.90.
  • a crowning 3022A is formed on the rolling surface 3012B of the roller 3012.
  • the sum of the drop amount of the crowning 3022A is a design parameter with K 1 , K 2 , and z m in the yz coordinate system in which the generatrix of the rolling surface 3012B of the roller 3012 is the y axis and the generatrix orthogonal direction is the z axis.
  • Q is the load
  • L is the length of the effective contact portion of the rolling contact surface 3012A of the roller 3012
  • E ' is the equivalent elastic modulus
  • a is the origin of the effective contact portion from the origin on the rolling contact surface of the roller 3012.
  • the load Q, the length L in the generatrix direction of the effective contact portion, and the equivalent elastic modulus E ′ are given as design conditions, and the length a from the origin to the end of the effective contact portion is determined according to the position of the origin. Value.
  • the nitrogen-enriched layers 3011B, 3012B, and 3013B are formed in at least one of the outer ring 3011, the inner ring 3013, and the roller 3012 as a tapered roller, a long life against rolling fatigue is obtained.
  • a tapered roller bearing 3010 can be realized.
  • the rolling surface 3012A of the roller 3012 is provided with a crowning (so-called logarithmic crowning) in which the contour line is represented by a logarithmic function such that the sum of the drop amounts is represented by the above formula (1), A local increase in surface pressure can be suppressed as compared with the case where the crowning represented by the partial arc is formed, and the occurrence of wear on the rolling surface 3012A of the roller 3012 can be suppressed.
  • roller coefficient ⁇ exceeds 0.90, not only the load capacity of the tapered roller bearing 3010 is increased, but also the maximum surface pressure of the raceway surface 3012A can be reduced. It is possible to prevent surface origin peeling with an extremely short life.
  • a device in which a tapered roller bearing is incorporated for example, a power transmission device for an automobile such as a transmission or a differential
  • the viscosity of the lubricating oil used is decreased, so that the tapered roller bearing is compared with the conventional one. They tend to be placed in harsh lubrication environments. Therefore, even if the roller coefficient ⁇ is set in a range exceeding 0.90, even if the low viscosity lubricating oil as described above is incorporated in an apparatus.
  • the life of the tapered roller bearing 3010 can be extended.
  • FIG. 43 is a diagram in which the contour line of the roller provided with the crowning whose contour line is represented by a logarithmic function and the contact surface pressure on the rolling surface of the roller are overlapped.
  • FIG. 44 is a diagram in which the contour line of the roller having an auxiliary arc between the crowning of the partial arc and the straight portion and the contact surface pressure on the rolling surface of the roller are overlapped.
  • the vertical axis on the left side of FIGS. 43 and 44 indicates the amount of crowning drop (unit: mm).
  • the horizontal axis of FIG. 43 and FIG. 44 has shown the position (unit: mm) in the axial direction in a roller.
  • the vertical axis on the right side of FIGS. 43 and 44 represents the contact surface pressure (unit: GPa).
  • the contour line of the rolling surface of the tapered roller is formed in a shape having a crown of a partial arc and a straight part, the gradient at the boundary between the straight part, the auxiliary arc and the crowning is continuous as shown in FIG.
  • the contact surface pressure locally increases. For this reason, if a lubricating film having a sufficient thickness is not formed, wear due to metal contact tends to occur. When wear occurs partially on the contact surface, metal contact is more likely to occur in the vicinity of the contact surface, so that wear on the contact surface is promoted and the tapered roller is damaged.
  • the origin O of the horizontal axis is at the center of the effective contact portion of the inner ring or the outer ring. Is set to indicate the contour line of the roller, and the contact pressure is shown with the contact pressure as the vertical axis.
  • the tapered roller bearing 3010 which shows a long life and high durability is realizable by employ
  • the prior austenite grain size in the nitrogen-enriched layers 3011B, 3012B, and 3013B may be a JIS standard grain size number of 10 or more.
  • nitrogen-enriched layers 3011B, 3012B, and 3013B in which the prior austenite crystal grain size is sufficiently refined are formed in at least one of the outer ring 3011, the inner ring 3013, and the roller 3012 as a tapered roller. Therefore, while having a high rolling fatigue life, it is possible to improve the Charpy impact value, the fracture toughness value, the crushing strength, and the like.
  • the nitrogen concentration in the nitrogen-enriched layers 3011B, 3012B, and 3013B at a depth of 0.05 mm from the outermost surface is 0.1% by mass or more.
  • the nitrogen concentration at the outermost surface of the nitrogen-enriched layers 3011B, 3012B, and 3013B can be a sufficient value, the hardness of the outermost surface of the nitrogen-enriched layers 3011B, 3012B, and 3013B can be sufficiently increased.
  • the above-described conditions such as the grain size of the prior austenite crystal grain size, the distance to the bottom of the nitrogen-enriched layer, and the nitrogen concentration are satisfied at least at the first measurement point 3031 in FIG.
  • At least one of the outer ring 3011, the inner ring 3013, and the roller 3012 formed with the nitrogen-enriched layers 3011B, 3012B, and 3013B is made of steel.
  • the steel in portions other than the nitrogen-enriched layers 3011B, 3012B, and 3013B, that is, in the non-nitrided portions 3011C, 3012C, and 3013C, at least carbon (C) is 0.6 mass% or more and 1.2 mass% or less, silicon (Si ) 0.15 mass% to 1.1 mass%, and manganese (Mn) 0.3 mass% to 1.5 mass%.
  • the steel may further contain 2.0 mass% or less of chromium.
  • the nitrogen-enriched layers 3011B, 3012B, and 3013B having the structure defined in this embodiment can be easily formed using a heat treatment that will be described later.
  • At least one of the design parameters K 1 , K 2 , and z m in the above formula (1) has the contact surface pressure between the roller 3012 and the outer ring 3011 or the roller 3012 and the inner ring 3013 as an objective function. It may be optimized.
  • the design parameters K 1 , K 2 , and z m are determined by optimizing any one of the contact surface pressure, stress, and life as an objective function, and the damage at the surface starting point depends on the contact surface pressure.
  • the contact surface pressure is optimized as an objective function and the design parameters K 1 , K 2 , and z m are set, so that the contact surface is prevented from being worn even under conditions where the lubricant is lean. A possible crowning is obtained.
  • At least one of the outer ring 3011 and the inner ring 3013 includes nitrogen-enriched layers 3011B and 3013B.
  • the nitrogen-enriched layers 3011B and 3013B having a refined crystal structure are formed in at least one of the outer ring 3011 and the inner ring 3013, thereby obtaining the outer ring 3011 or the inner ring 3013 having a long life and high durability. be able to.
  • the roller 3012 includes a nitrogen-enriched layer 3012B.
  • a roller 3012 having a long life and high durability can be obtained by forming the nitrogen-enriched layer 3012B having a refined crystal structure in the roller 3012.
  • FIG. 45 is a flowchart for explaining a method of manufacturing the tapered roller bearing shown in FIG.
  • FIG. 46 is a schematic diagram showing a heat treatment pattern in the heat treatment step of FIG.
  • FIG. 47 is a schematic diagram showing a modification of the heat treatment pattern shown in FIG.
  • FIG. 49 is a schematic view illustrating the microstructure of a bearing component as a comparative example, particularly the prior austenite grain boundary.
  • the manufacturing method of a tapered roller bearing is demonstrated.
  • a component preparation step (S3100) is performed.
  • members to be bearing parts such as the outer ring 3011, the inner ring 3013, the roller 3012, and the cage 3014 are prepared.
  • the member to be the roller 3012 has not yet been crowned, and the surface of the member is a pre-processed surface 3012E indicated by a dotted line in FIG.
  • a heat treatment step (S3200) is performed.
  • a predetermined heat treatment is performed to control the characteristics of the bearing component.
  • carbonitriding or nitriding treatment, quenching treatment, and tempering are performed.
  • Perform processing An example of the heat treatment pattern in this step (S3200) is shown in FIG.
  • FIG. 46 shows a heat treatment pattern showing a method of performing primary quenching and secondary quenching.
  • FIG. 47 shows a heat treatment pattern showing a method of cooling the material to below the A 1 transformation point temperature during quenching, and then re-heating and finally quenching.
  • the treatment T 1 carbon and nitrogen are diffused in the steel base and the carbon is sufficiently dissolved, and then cooled to below the A 1 transformation point.
  • the process T 2 of the in the figure than the processing T 1 is reheated to a low temperature, subjected to oil quenching from there. Thereafter, for example, a tempering process at a heating temperature of 180 ° C. is performed.
  • the above heat treatment it is possible to improve the cracking strength and reduce the aging rate of dimensional change while carbonitriding the surface layer portion of the bearing component, rather than normal quenching, that is, carbonitriding once after the carbonitriding treatment. Can do.
  • the heat treatment step (S3200) in the nitrogen-enriched layers 3011B, 3012B, and 3013B that are quenched structures, the grain size of the prior austenite crystal grains is compared with the microstructure in the conventional quenched structure shown in FIG. As a result, a microstructure as shown in FIG.
  • the bearing component subjected to the above heat treatment has a long life against rolling fatigue, can improve the cracking strength, and can also reduce the rate of dimensional change over time.
  • a processing step (S3300) is performed.
  • finishing is performed so as to obtain the final shape of each bearing component.
  • the roller 3012 as shown in FIG. 39, the crowning 3022A and the chamfered portion 3021 are formed by machining such as cutting.
  • an assembly process (S3400) is performed.
  • the tapered roller bearing 3010 shown in FIG. 36 is obtained by assembling the bearing components prepared as described above. In this way, the tapered roller bearing 3010 shown in FIG. 36 can be manufactured.
  • Example 5 As a sample, Sample No. Four types of tapered rollers 1 to 4 were prepared as samples. The model number of the tapered roller was 30206. As the material of the tapered roller, JIS standard SUJ2 material (1.0 mass% C-0.25 mass% Si-0.4 mass% Mn-1.5 mass% Cr) was used.
  • the carbonitriding temperature was 845 ° C. and the holding time was 150 minutes.
  • the atmosphere of the carbonitriding process was RX gas + ammonia gas.
  • Sample No. For sample 2 sample no. After performing carbonitriding and quenching in the same manner as in No. 1, the partial arc crowning shown in FIG. 44 was formed.
  • the carbonitriding temperature was 845 ° C. and the holding time was 150 minutes.
  • the atmosphere of the carbonitriding process was RX gas + ammonia gas.
  • the final quenching temperature was 800 ° C.
  • Sample No. for No. 4 after performing the heat treatment pattern shown in FIG. 46, logarithmic crowning according to the present embodiment shown in FIG. 40 was formed at both ends.
  • the carbonitriding temperature was 845 ° C. and the holding time was 150 minutes.
  • the atmosphere of the carbonitriding process was RX gas + ammonia gas.
  • the final quenching temperature was 800 ° C.
  • the furnace atmosphere was strictly controlled. Specifically, the furnace temperature unevenness and the ammonia gas atmosphere unevenness were suppressed.
  • Sample No. mentioned above. 3 and sample no. 4 corresponds to the embodiment of the present invention.
  • Sample No. 1 and sample no. 2 corresponds to the comparative example.
  • Experiment 2 Life test under uneven load The same test equipment as the life test of Experiment 1 was used. The test conditions were basically the same as those in Experiment 1 described above, but the test was performed with an axial load of 2/1000 rad applied to the center axis of the roller and an unbalanced load applied.
  • Experiment 2 Life test under unbalanced load 4 and sample no. 3 showed the best results and was considered to have a long life.
  • sample No. 1 is Sample No. 4 and sample no. Although it was less than 3, comparatively good results were shown.
  • sample No. No. 2 shows a result worse than the result in Experiment 1 above, and it is considered that the life was shortened by the uneven load condition.
  • sample No. No. 4 showed a good result in any test, and it was the best overall result.
  • Sample No. 3 also sample No. 1 and sample no. The result was better than 2.
  • Nitrogen concentration measurement at a depth of 0.05 mm from the surface Sample No. For No. 4, the measurement of the nitrogen concentration and the depth measurement of the nitrogen-enriched layer were carried out. As a measurement method, the following method was used. That is, at the first to third measurement points shown in FIG. 38, the cut surface is exposed by cutting the tapered roller as a sample in a direction perpendicular to the center line. On the cut surface, the nitrogen concentration is analyzed by the EPMA at a plurality of measurement positions that are 0.05 mm inward from the surface of the sample. Five measurement positions were determined for each of the cross sections at the first to third measurement points, and the average value of the measurement data at the five locations was defined as the nitrogen concentration at each measurement point.
  • Measuring the distance to the bottom of the nitrogen-enriched layer In the section at the first to third measurement points, hardness measurement was performed at a plurality of measurement points arranged at intervals of 0.5 mm in the depth direction in the tapered roller bearing 3010 after tempering at 500 ° C. ⁇ 1 h. And the area
  • Measurement of particle size number in nitrogen enriched layer As a method for measuring the prior austenite crystal grain size, a method defined in JIS standard G0551: 2013 was used. The cross section to be measured was a cross section measured by the method for measuring the distance to the bottom of the nitrogen-enriched layer.
  • the distance to the bottom of the nitrogen-enriched layer is 0.3 mm
  • the distance to the bottom of the nitrogen-enriched layer is 0.35 mm
  • the distance is 0.3 mm. It was. At any measurement point, the measurement result falls within the scope of the present invention.
  • Measurement of particle size number in nitrogen enriched layer At any of the first measurement point to the third measurement point, the prior austenite crystal grain size in the nitrogen-enriched layer had a JIS standard grain size number of 10 or more.
  • the tapered roller bearing according to the fourth embodiment basically has the same configuration as the tapered roller bearing 3010 according to the third embodiment, but is not in contact with the inner ring raceway surface 3013A in the crowning formation portion of the roller rolling surface.
  • the difference is that the curvature R8 of the bus of the non-contact portion crowning portion 3028 is set smaller than the curvature R7 of the bus of the contact portion crowning portion 3027 contacting the inner ring raceway surface 3013A.
  • the tapered roller bearing according to the fourth embodiment includes an inner ring 3013, an outer ring 3011, and a plurality of rollers 3012 interposed between the inner and outer rings.
  • An inner ring raceway surface 3013A is formed on the outer periphery of the inner ring 3013, and has a large brim portion 3041 and a small brim portion 3042 on the large diameter side and the small diameter side of the inner ring raceway surface 3013A, respectively.
  • a grinding relief portion 3043 is formed at a corner where the inner ring raceway surface 3013A and the large collar portion 3041 intersect, and a grinding relief portion 3044 is formed at a corner portion between the inner ring raceway surface 3013A and the small collar portion 3042. .
  • the inner ring raceway surface 3013A has a straight line extending in the inner ring axis direction.
  • An outer ring raceway surface 3011A opposite to the inner ring raceway surface 3013A is formed on the inner periphery of the outer ring 3011, and there is no wrinkle.
  • the outer ring raceway surface 3011A has a straight line extending in the outer ring axial direction.
  • crowning is formed on the roller rolling surface on the outer periphery of the roller 3012, and chamfered portions 3021 and 3025 are provided on both ends of the roller 3012.
  • the crowning forming portion of the roller rolling surface is formed into a contact portion crowning portion 3027 and a non-contact portion crowning portion 3028.
  • the contact portion crowning portion 3027 is in the axial range of the inner ring raceway surface 3013A and contacts the inner ring raceway surface 3013A.
  • the non-contact portion crowning portion 3028 is out of the axial range of the inner ring raceway surface 3013A and is not in contact with the inner ring raceway surface 3013A.
  • the contact portion crowning portion 3027 and the non-contact portion crowning portion 3028 are lines in which the buses extending in the roller axis direction are expressed by different functions and smoothly connected to each other at the connection point P1.
  • the curvature R8 of the bus of the non-contact portion crowning portion 3028 is set smaller than the curvature R7 of the bus of the contact portion crowning portion 3027.
  • the contact pressure on the inner ring 3013 side and the contact part on the outer ring 3011 side has a higher equivalent surface pressure because the inner ring 3013 side has a smaller equivalent radius in the circumferential direction. Therefore, in designing the crowning, the contact on the inner ring 3013 side may be considered.
  • the basic dynamic load rating means that the direction and size are such that when the same group of bearings are individually operated under the condition that the inner ring 3013 is rotated and the outer ring 3011 is stationary, the low rated life is 1 million revolutions. A load that does not fluctuate.
  • the misalignment is a misalignment between a housing (not shown) fitted with the outer ring 3011 and a shaft fitted with the inner ring 3013, and is expressed as a fraction as described above as an inclination amount.
  • the bus of the contact portion crowning portion 3027 is formed by a logarithmic curve of logarithmic crowning represented by the above formula (1).
  • a crowning like “logarithm” in FIG. 52 is obtained.
  • the maximum drop amount of the crowning of the roller 3012 is 69 ⁇ m.
  • a region G in FIG. 52 is a region E facing the grinding relief portions 3043 and 3044 of the inner ring 3013 in FIG. 50 and is not in contact with the inner ring 3013. Therefore, the G region of the roller 3012 does not need to be logarithmic crowning, and may be a straight line, a circular arc, or another function. Even if the G region of the roller 3012 is a straight line, an arc, or other functions, the entire roller has the same surface pressure distribution as in the case of logarithmic crowning, and there is no functional difference.
  • Crowning is generally designed to reduce the maximum surface pressure or stress at the contact.
  • K 1 and z m are selected so as to minimize the maximum value of Mises equivalent stress.
  • K 1 and z m can be selected using an appropriate mathematical optimization method.
  • Various algorithms for mathematical optimization methods have been proposed.
  • One of the direct search methods is that optimization can be performed without using the derivative of the function.
  • the optimum values of K 1 and z m are obtained by using Rosenblock method which is one of direct search methods.
  • the crowning in the region G in FIG. 52 may have any shape, but considering the contact with the outer ring 3011 and the formability of the grindstone during processing, In the connection point P1 with the logarithmic crowning part, it is not desirable that the slope is smaller than that of the logarithmic crowning part. Giving a gradient larger than the gradient of the logarithmic crowning portion for the crowning in the region G is not desirable because the drop amount increases. That is, it is desirable that the crowning and logarithmic crowning in the region G are designed so that the gradients coincide at the connection point P1 and are smoothly connected. In FIG.
  • the crowning of the G region of the roller 3012 is illustrated by a dotted line, and the case of an arc is illustrated by a thick solid line.
  • the crowning drop amount Dp of the roller 3012 is, for example, 36 ⁇ m.
  • the crowning drop amount Dp of the roller 3012 is, for example, 40 ⁇ m.
  • the crowning is formed on the roller rolling surface on the outer periphery of the roller 3012, a grinding stone is made to act on the roller rolling surface sufficiently and sufficiently than when the crowning is formed only on the inner ring raceway surface 3013A. obtain. Therefore, the processing defect with respect to a rolling surface can be prevented beforehand.
  • the crowning formed on the roller rolling surface can reduce the surface pressure and the stress at the contact portion, thereby extending the life of the tapered roller bearing.
  • the curvature R8 of the busbar of the non-contact portion crowning portion 3028 is smaller than the curvature R7 of the busbar of the contact portion crowning portion 3027. Therefore, the drop amount Dp at both ends of the roller 3012 can be reduced. Therefore, for example, the amount of grinding can be suppressed from that of the conventional single arc crowning, the processing efficiency of the rollers 3012 can be improved, and the manufacturing cost can be reduced.
  • the bus of the non-contact portion crowning portion 3028 may be such that either one or both of the large diameter side portion and the small diameter side portion are arcs.
  • the drop amount Dp can be reduced more than that in which the generatrix of the entire roller rolling surface is represented by a logarithmic curve, for example. Therefore, the amount of grinding can be reduced.
  • the generatrix of the non-contact portion crowning portion 3028 may have either one or both of a large-diameter side portion and a small-diameter side portion being straight (in the example of FIG. 54, the large-diameter side portion). Only the straight line). In this case, the drop amount Dp can be further reduced as compared with the case where the generatrix of the non-contact portion crowning portion 3028 is an arc.
  • a part or all of the bus of the contact portion crowning portion 3027 may be represented by logarithmic crowning.
  • the contact portion crowning portion 3027 represented by the logarithmic crowning can reduce the surface pressure and the stress at the contact portion, thereby extending the life of the tapered roller bearing.
  • the bus line of the contact portion crowning portion 3027 may be represented by a straight portion 3027A formed flat along the roller axis direction and a portion 3027B formed by a logarithmic curve of logarithmic crowning. .
  • the crowning may be provided on the roller 3012 and also on the inner ring 3013.
  • the sum of the drop amount of the roller 3012 and the drop amount of the inner ring 3013 is made equal to the optimized drop amount.
  • a tapered roller bearing 3010 is a tapered roller bearing 3010 including an outer ring 3011, an inner ring 3013, and a roller 3012. At least a roller rolling surface 3012A on the outer periphery of the roller 3012 is formed with a crowning to roll the roller.
  • the crowning forming portion of the surface 3012A is in the axial range of the inner ring raceway surface 3013A and is in contact with the inner ring raceway surface 3013A.
  • the non-contact portion crowning portion 3028 is formed into a non-contact portion crowning portion 3028.
  • the contact portion crowning portion 3027 and the non-contact portion crowning portion 3028 are configured so that the generatrix extending in the roller axis direction is expressed by different functions and smooth at the connection point P1. It is a continuous line, in the vicinity of the connection point P1, Curvature R8 of the generatrix of the contact portion crowned portion 3028, wherein the smaller than the curvature R7 of the generatrix of the contact portion crowned portion 3027.
  • the term “smoothly continuous” refers to continuous without generating a corner.
  • the bus bar of the contact portion crowning portion 3027 and the bus bar of the non-contact portion crowning portion 3028 are mutually continuous points.
  • the continuation has a common tangent, that is, the bus is a function that can be continuously differentiated at the continuous points.
  • the crowning is formed on the roller rolling surface 3012A on the outer periphery of the roller 3012, the grindstone is made to act on the rolling surface 3012A of the roller 3012 sufficiently and sufficiently than when the crowning is formed only on the inner ring raceway surface 3013A. obtain. Therefore, the processing defect with respect to the rolling surface 3012A can be prevented in advance.
  • the crowning formed on the rolling surface 3012A can reduce the surface pressure and the stress at the contact portion, thereby extending the life of the tapered roller bearing 3010.
  • the curvature R8 of the non-contact portion crowning portion 3028 is smaller than the curvature R7 of the contact portion crowning portion 3027. Therefore, it is possible to reduce the drop amount at both ends of the roller 3012. Therefore, for example, the amount of grinding can be suppressed from that of the conventional single arc crowning, the processing efficiency of the rollers 3012 can be improved, and the manufacturing cost can be reduced.
  • the bus of the non-contact portion crowning portion 3028 may be such that either one or both of the large diameter side portion and the small diameter side portion are arcs. In this case, it is possible to reduce the amount of drop compared to a case in which the generatrix of the entire roller rolling surface 3012A is represented by a logarithmic curve, for example. Therefore, the amount of grinding can be reduced.
  • either one or both of the large-diameter side portion and the small-diameter side portion may be straight.
  • the drop amount can be further reduced as compared with the case where the bus of the non-contact portion crowning portion 3028 is an arc.
  • a part or all of the bus of the contact portion crowning portion 3027 may be represented by logarithmic crowning.
  • the contact portion crowning portion 3027 represented by the logarithmic crowning can reduce the surface pressure and the stress at the contact portion, thereby extending the life of the tapered roller bearing 3010.
  • the generatrix of the contact portion crowning portion 3027 may be represented by a straight portion formed flat along the roller axis direction and a portion formed by a logarithmic curve of logarithmic crowning.
  • a connection portion with a portion formed by a logarithmic curve of logarithmic crowning may be matched with the gradient of the logarithmic curve.
  • the bus bar of the contact portion crowning portion 3027 and the bus bar of the non-contact portion crowning portion 3028 can be more smoothly continued at the connection point P1.
  • the bus line of the contact portion crowning portion 3027 may be formed by a logarithmic curve of logarithmic crowning represented by the above formula (1).
  • At least K 1 and z m may be optimally designed using a mathematical optimization method.
  • the inner ring raceway surface 3013A is crowned, and the sum of the crowning drop amount on the inner ring raceway surface 3013A and the crowning drop amount on the outer periphery of the roller 3012 may be a predetermined value.
  • the tapered roller bearing according to Embodiment 5 has basically the same configuration as the tapered roller bearing 3010 according to Embodiment 3, but the window angle ⁇ of the column surface 3014d shown in FIG. 41 is 46 degrees or more and 65 degrees. It differs in that it is specified that:
  • the column surface 3014d is a surface of the column portion 3108 that faces the pocket 3109 where the notch is not formed.
  • the tapered roller bearing 3010 further includes a cage 3014 as shown in FIG.
  • the cage 3014 includes a plurality of pockets arranged at predetermined intervals in the circumferential direction, and each of the plurality of tapered rollers 3012 is accommodated and held in each of the plurality of pockets.
  • the window angle ⁇ of the pocket is 46 degrees or more and 65 degrees or less.
  • the lower limit window angle ⁇ min which is the lower limit of the window angle ⁇
  • the roller 3012 The state of contact with the cage 3014 becomes worse. That is, when the window angle ⁇ is set to 46 degrees or more, the roller coefficient ⁇ > 0.90 can be obtained while securing the strength of the cage 3014 and a good contact state can be secured.
  • the upper limit window angle ⁇ max which is the upper limit of the window angle ⁇ , is set to 65 degrees or less.
  • the window angle ⁇ is about 50 degrees at maximum in a typical tapered roller bearing with a cage in which the cage 3014 is separated from the outer ring 3011.
  • Table 1 shows the results of bearing life tests.
  • “Sample No. 7” in the “Bearing” column is a typical conventional tapered roller bearing in which the cage and the outer ring are separated
  • “Sample No. 5” is a conventional product among the tapered roller bearings of the present invention.
  • the tapered roller bearing in which only the roller coefficient ⁇ exceeds 0.90 “Sample No. 6” has the roller coefficient ⁇ exceeding 0.90, and the window angle ⁇ is in the range of 46 degrees to 65 degrees.
  • the test was conducted under severe lubrication and overload conditions.
  • “Sample No. 5” has a longer life than “Sample No. 7” twice or more.
  • the bearing of “Sample No. 6” has a roller coefficient of 0.96 which is the same as that of “Sample No. 5”, but the life time is about five times or more that of “Sample No. 5”.
  • the tapered roller bearing 3010 according to the third to fifth embodiments is preferably incorporated into a power transmission device for an automobile such as a differential or a transmission. That is, the tapered roller bearing 3010 according to Embodiments 3 to 5 is preferably used as an automotive tapered roller bearing. Therefore, similarly to the tapered roller bearing according to the first embodiment, the tapered roller bearing 3010 according to the third to fifth embodiments can be applied to the automobile differential shown in FIG. That is, instead of the tapered roller bearings 1010a and 1010b in the differential of FIG. 13, the tapered roller bearing 3010 according to the third to fifth embodiments may be applied.
  • tapered roller bearings according to the above third to fifth embodiments can be applied to the manual transmission shown in FIG. That is, instead of the tapered roller bearing 1010 in the manual transmission of FIG. 14, the tapered roller bearing 3010 according to the third to fifth embodiments may be applied.
  • the tapered roller bearing 3010 with reduced torque loss and improved seizure resistance and life is suitable for use in the manual transmission 100 in which a high surface pressure is applied between the rolling elements and the raceway member.
  • the outer ring 4011 has an annular shape, and has a raceway surface 4011A as an outer ring raceway surface on the inner peripheral surface.
  • the inner ring 4013 has an annular shape, and has a raceway surface 4013A as an inner ring raceway surface on the outer peripheral surface.
  • the inner ring 4013 is disposed on the inner diameter side of the outer ring 4011 so that the raceway surface 4013A faces the raceway surface 4011A.
  • the direction along the central axis of the tapered roller bearing 4010 is “axial direction”, the direction orthogonal to the central axis is “radial direction”, and the direction along the arc centered on the central axis is “circumferential direction”.
  • Roller 4012 is disposed on the inner peripheral surface of outer ring 4011.
  • the roller 4012 has a rolling surface 4012A as a roller rolling surface, and contacts the raceway surface 4013A and the raceway surface 4011A on the rolling surface 4012A.
  • the plurality of rollers 4012 are arranged at a predetermined pitch in the circumferential direction by a cage 4014 made of synthetic resin. As a result, the roller 4012 is rotatably held on the annular raceway of the outer ring 4011 and the inner ring 4013.
  • the tapered roller bearing 4010 includes a cone including the raceway surface 4011A, a cone including the raceway surface 4013A, and a cone including the locus of the rotation axis when the roller 4012 rolls at one point on the center line of the bearing. It is configured to cross. With such a configuration, the outer ring 4011 and the inner ring 4013 of the tapered roller bearing 4010 can rotate relative to each other.
  • the cage 4014 is not limited to resin, but may be made of metal.
  • the material constituting the outer ring 4011, the inner ring 4013, and the roller 4012 may be steel.
  • the steel is a portion other than the nitrogen-enriched layers 4011B, 4012B, and 4013B, and at least carbon is 0.6 mass% to 1.2 mass%, silicon is 0.15 mass% to 1.1 mass%, manganese 0.3 mass% or more and 1.5 mass% or less.
  • the steel may further contain 2.0% by mass or less of chromium.
  • the carbon content exceeds 1.2% by mass, the material hardness is high even if spheroidizing annealing is performed, so that cold workability is hindered and sufficient cold work amount is obtained when performing cold work. The processing accuracy cannot be obtained. In addition, the carbonitriding process tends to become an excessively carburized structure, and there is a risk that the cracking strength is reduced. On the other hand, when the carbon content is less than 0.6% by mass, it takes a long time to secure the required surface hardness and the amount of retained austenite, or the necessary internal hardness is obtained by quenching after reheating. It becomes difficult to be.
  • the reason why the Si content is 0.15 to 1.1% by mass is that Si can increase the resistance to temper softening and ensure heat resistance, and can improve the rolling fatigue life characteristics under lubrication mixed with foreign matter. It is. When the Si content is less than 0.15% by mass, the rolling fatigue life characteristics under lubrication with foreign matters are not improved. On the other hand, when the Si content exceeds 1.1% by mass, the hardness after normalization is too high. Impairs cold workability.
  • Mn is effective in securing the quench hardening ability of the carbonitrided layer and the core.
  • the Mn content is less than 0.3% by mass, sufficient quenching and hardening ability cannot be obtained, and sufficient strength cannot be ensured in the core.
  • the Mn content exceeds 1.5% by mass, the curing ability becomes excessively high, the hardness after normalization becomes high, and the cold workability is hindered.
  • the austenite is excessively stabilized and the amount of retained austenite in the core is excessively increased to promote a change in size over time.
  • the hardness of the surface layer portion is easily improved.
  • the Cr content is set to 2.0% by mass or less when the content exceeds 2.0% by mass, the cold workability is remarkably lowered, or even if the content exceeds 2.0% by mass, the hardness of the surface layer portion described above. This is because the improvement effect is small.
  • the steel of the present disclosure contains Fe as a main component and may contain inevitable impurities in addition to the above elements.
  • Inevitable impurities include phosphorus (P), sulfur (S), nitrogen (N), oxygen (O), aluminum (Al), and the like.
  • the amounts of these inevitable impurity elements are each 0.1% by mass or less.
  • the outer ring 4011 and the inner ring 4013 are preferably made of a steel material that is an example of a bearing material, such as JIS standard SUJ2.
  • the roller 4012 may be formed of a steel material that is an example of a bearing material, for example, JIS standard SUJ2.
  • the rollers 4012 may be made of other materials, for example, sialon sintered bodies.
  • nitrogen-enriched layers 4011B and 4013B are formed on the raceway surface 4011A of the outer ring 4011 and the raceway surface 4013A of the inner ring 4013.
  • the nitrogen-enriched layer 4013B extends from the raceway surface 4013A to the small surface and the large surface described later.
  • the nitrogen-enriched layers 4011B and 4013B are regions in which the nitrogen concentration is higher than the non-nitrided portion 4011C of the outer ring 4011 or the non-nitrided portion 4013C of the inner ring 4013, respectively.
  • a nitrogen-enriched layer 4012B is formed on the surface of the roller 4012 including the rolling surface 4012A.
  • the nitrogen-enriched layer 4012B of the roller 4012 is a region where the nitrogen concentration is higher than that of the non-nitrided portion 4012C of the roller 4012.
  • the nitrogen-enriched layers 4011B, 4012B, and 4013B can be formed by any conventionally known method such as carbonitriding or nitriding.
  • the nitrogen-enriched layer 4012B may be formed only on the rollers 4012, the nitrogen-enriched layer 4011B may be formed only on the outer ring 4011, or the nitrogen-enriched layer 4013B may be formed only on the inner ring 4013. Good. Alternatively, a nitrogen-enriched layer may be formed on two of the outer ring 4011, the inner ring 4013, and the roller 4012.
  • the rolling surface 4012A (see FIG. 57) of the roller 4012 is located at both ends, and the center connecting the crowning portions 4022, 4024 formed with the crowning and the crowning portions 4022, 4024. Part 4023.
  • the crowning is not formed in the central portion 4023, and the shape of the central portion 4023 in the cross section in the direction along the central line 4026 that is the rotation axis of the roller 4012 is linear.
  • a chamfered portion 4021 is formed between the small end surface 4017 that is the left end surface of the roller 4012 and the crowning portion 4022.
  • a chamfered portion 4025 is also formed between the large end surface 4016 that is the right end surface and the crowning portion 4024.
  • the manufacturing method of the roller 4012 when performing the process (carbonitriding process) for forming the nitrogen-enriched layer 4012B, no crowning is formed on the roller 4012, and the outer shape of the roller 4012 is a dotted line in FIG. It becomes the surface 4012E before processing shown by these.
  • the side surface of the roller 4012 is processed as shown by the arrow in FIG. 59, and as shown in FIGS. 58 and 59, the crowning portion 4022 in which the crowning is formed. , 4024 is obtained.
  • the depth of the nitrogen-enriched layer 4012B in the roller 4012 that is, the distance from the outermost surface of the nitrogen-enriched layer 4012B to the bottom of the nitrogen-enriched layer 4012B is 0.2 mm or more.
  • the first measurement point 4031 that is a boundary point between the chamfered portion 4021 and the crowning portion 4022
  • the second measurement point 4032 that is a position having a distance W of 1.5 mm from the small end surface 4017
  • the depths T1, T2, and T3 of the nitrogen-enriched layer 4012B at each position are 0.2 mm or more.
  • the depth of the nitrogen-enriched layer 4012B means the thickness of the nitrogen-enriched layer 4012B in the radial direction perpendicular to the center line 4026 of the roller 4012 and toward the outer peripheral side.
  • the values of the depths T1, T2, and T3 of the nitrogen-enriched layer 4012B depend on the process conditions such as the shape and size of the chamfered portions 4021 and 4025, the process of forming the nitrogen-enriched layer 4012B, and the above-described finishing process conditions. It can be changed as appropriate. For example, in the configuration example shown in FIG. 59, the crowning 4022A is formed after the nitrogen-enriched layer 4012B is formed as described above. Therefore, as shown in FIG.
  • the depth T2 of the nitrogen-enriched layer 4012B is smaller than the other depths T1 and T3.
  • the magnitude relationship of the values of the depths T1, T2, and T3 of the nitrogen-enriched layer 4012B can be changed as appropriate.
  • the thickness of the nitrogen-enriched layers 4011B and 4013B which is the distance from the outermost surface to the bottom of the nitrogen-enriched layers 4011B and 4013B, is 0.2 mm. That's it.
  • the thicknesses of the nitrogen-enriched layers 4011B and 4013B mean the distances to the nitrogen-enriched layers 4011B and 4013B in the direction perpendicular to the outermost surfaces of the nitrogen-enriched layers 4011B and 4013B.
  • the shape of the crowning formed on the crowning portions 4022 and 4024 of the roller 4012 is defined as follows. That is, the sum of the crowning drop amounts is defined as K 1 , K 2 , and z m in the yz coordinate system in which the generatrix of the rolling surface 4012A of the roller 4012 is the y-axis and the orthogonal direction of the generatrix is the z-axis.
  • the bus 4012 is a y-axis
  • the origin O is set at the center of the effective contact portion of the inner ring 4013 or the outer ring 4011 or 4012 on the bus 4012 and in the direction perpendicular to the bus (radial direction).
  • An example of the crowning represented by the above formula (1) is shown in the yz coordinate system taking the z axis.
  • the vertical axis is the z-axis and the horizontal axis is the y-axis.
  • the effective contact portion is a contact portion with the inner ring 4013 or the outer ring 4011 or 4012 when no crowning is formed on the roller 4012.
  • each crowning of the plurality of rollers 4012 constituting the tapered roller bearing 4010 is normally formed line-symmetrically with respect to the z-axis passing through the central portion of the effective contact portion, and therefore only one crowning 4022A is shown in FIG. ing.
  • the load Q, the length L in the generatrix direction of the effective contact portion, and the equivalent elastic modulus E ′ are given as design conditions, and the length a from the origin to the end of the effective contact portion is a value determined by the position of the origin. It is.
  • z (y) indicates the drop amount of the crowning 4022A at the position y in the generatrix direction of the roller 4012, and the coordinates of the starting point O1 of the crowning 4022A are (a ⁇ K 2 a, 0). Therefore, the range of y in the formula (1) is y> (a ⁇ K 2 a).
  • a L / 2.
  • Magnification design parameters K 1 is a load Q, the geometric means the degree of curvature of the crowning 4022A.
  • the design parameter z m means the drop amount at the end of the effective contact portion, that is, the maximum drop amount of the crowning 4022A.
  • the drop amount is excessive, the machining allowance generated from the material that has been removed during processing increases, leading to an increase in cost. Therefore, optimization of the design parameters K 1 , K 2 , and z m in Expression (1) is performed as follows.
  • Various optimization methods for the design parameters K 1 , K 2 , and z m can be adopted.
  • a direct search method such as Rosenblock method can be adopted.
  • the crowning that prevents oil film breakage on the contact surface under dilute lubrication can be obtained by using the surface pressure as the optimization objective function. Can do.
  • K 2 may be a constant value, and K 1 and z m may be optimized.
  • FIG. 61 shows a microstructure in the nitrogen-enriched layer 4012B.
  • the prior austenite crystal grain size in the nitrogen-enriched layer 4012B in the present embodiment has a grain size number of JIS standard of 4010 or more, and is sufficiently refined as compared with a conventional general quenched product.
  • each bearing part is cut from the measurement position in a direction perpendicular to the surface to expose the cut surface, and the measurement is performed on the cut surface.
  • the cut surface is exposed by cutting the roller 4012 in the direction perpendicular to the center line 4026 from the respective positions of the first measurement point 4031 to the third measurement point 4033 shown in FIG.
  • the nitrogen concentration is analyzed by the EPMA at a plurality of measurement positions that are 0.05 mm from the surface of the roller 4012 toward the inside. For example, five measurement positions are determined, and the average value of the measurement data at the five positions is set as the nitrogen concentration of the roller 4012.
  • Method for measuring the distance from the outermost surface to the bottom of the nitrogen-enriched layer For the outer ring 4011 and the inner ring 4013, the hardness distribution is measured from the surface in the depth direction with respect to the cross-section measured in the nitrogen concentration measurement method.
  • a Vickers hardness measuring machine can be used as the measuring device.
  • hardness measurement is performed at a plurality of measurement points arranged in the depth direction, for example, measurement points arranged at intervals of 0.5 mm. And let the area
  • the hardness distribution in the depth direction is measured as described above in the cross section at the first measurement point 4031 shown in FIG. 58, and the region of the nitrogen-enriched layer is determined.
  • the method defined in JIS standard G0551: 2013 is used as a method for measuring the prior austenite crystal grain size.
  • the cross section to be measured is the cross section measured by the method for measuring the distance to the bottom of the nitrogen-enriched layer. Thereby, the particle size number of the prior austenite crystal can be measured.
  • the crowning shape of the roller 4012 can be measured by any method.
  • the crowning shape may be measured by measuring the shape of the roller 4012 with a surface texture measuring machine.
  • the nitrogen-enriched layers 4011B, 4012B, and 4013B in which the prior austenite crystal grain size is sufficiently refined are formed in at least one of the outer ring 4011, the inner ring 4013, and the roller 4012 as a tapered roller. Therefore, it is possible to improve the Charpy impact value, the fracture toughness value, the crushing strength and the like while having a high rolling fatigue life.
  • the rolling surface 4012A of the roller 4012 is provided with a crowning (so-called logarithmic crowning) in which the contour line is represented by a logarithmic function such that the sum of the drop amounts is represented by the above formula (1), A local increase in surface pressure can be suppressed as compared with the case where the crowning represented by the partial arc is formed, and the occurrence of wear on the rolling surface 4012A of the roller 4012 can be suppressed.
  • FIG. 62 is a diagram in which the contour line of the roller provided with the crowning whose contour line is represented by a logarithmic function and the contact surface pressure on the rolling surface of the roller are overlapped.
  • FIG. 63 is a diagram in which the contour line of the roller having an auxiliary arc between the crowning of the partial arc and the straight portion and the contact surface pressure on the rolling surface of the roller are overlapped.
  • the vertical axis on the left side of FIGS. 62 and 63 indicates the amount of crowning drop (unit: mm).
  • 62 and 63 indicate the position (unit: mm) in the axial direction of the roller.
  • the vertical axis on the right side of FIGS. 62 and 63 represents the contact surface pressure (unit: GPa).
  • the contour line of the rolling surface of the tapered roller is formed in a shape having a crown of a partial arc and a straight part, the gradient at the boundary between the straight part, the auxiliary arc and the crowning is continuous as shown in FIG.
  • the contact surface pressure locally increases.
  • the oil film may be cut or the surface may be damaged.
  • a lubricating film having a sufficient thickness is not formed, wear due to metal contact tends to occur. When wear occurs partially on the contact surface, metal contact is more likely to occur in the vicinity of the contact surface, so that wear on the contact surface is promoted and the tapered roller is damaged.
  • the tapered roller bearing 4010 which shows a long life and high durability is realizable by employ
  • the nitrogen concentration in the nitrogen-enriched layers 4011B, 4012B, and 4013B at a depth of 0.05 mm from the outermost surface is 0.1% by mass or more.
  • the nitrogen concentration at the outermost surface of the nitrogen-enriched layers 4011B, 4012B, and 4013B can be a sufficient value, the hardness of the outermost surface of the nitrogen-enriched layers 4011B, 4012B, and 4013B can be sufficiently increased.
  • the above-described conditions such as the grain size of the prior austenite crystal grain size, the distance to the bottom of the nitrogen-enriched layer, and the nitrogen concentration are preferably satisfied at least at the first measurement point 4031 in FIG.
  • At least one of the outer ring 4011, the inner ring 4013, and the roller 4012 on which the nitrogen-enriched layers 4011B, 4012B, and 4013B are formed is made of steel.
  • the steel in portions other than the nitrogen-enriched layers 4011B, 4012B, and 4013B, that is, in the non-nitrided portions 4011C, 4012C, and 4013C, at least carbon (C) is 0.6 mass% or more and 1.2 mass% or less, silicon (Si ) 0.15 mass% to 1.1 mass%, and manganese (Mn) 0.3 mass% to 1.5 mass%.
  • the steel may further contain 2.0 mass% or less of chromium.
  • the nitrogen-enriched layers 4011B, 4012B, and 4013B having the structure defined in this embodiment can be easily formed using heat treatment that will be described later.
  • At least one of the design parameters K 1 , K 2 , and z m in the above equation (1) has the contact surface pressure between the roller 4012 and the outer ring 4011 or the roller 4012 and the inner ring 4013 as an objective function. Optimized.
  • the design parameters K 1 , K 2 , and z m are determined by optimizing any one of the contact surface pressure, stress, and life as an objective function, and the damage at the surface starting point depends on the contact surface pressure.
  • the contact surface pressure is optimized as an objective function and the design parameters K 1 , K 2 , and z m are set, so that the contact surface is prevented from being worn even in a condition where the lubricant is lean. A possible crowning is obtained.
  • At least one of the outer ring 4011 and the inner ring 4013 includes nitrogen-enriched layers 4011B and 4013B.
  • the nitrogen-enriched layers 4011B and 4013B having a refined crystal structure are formed in at least one of the outer ring 4011 and the inner ring 4013, thereby obtaining the outer ring 4011 or the inner ring 4013 having a long life and high durability. be able to.
  • the roller 4012 includes a nitrogen-enriched layer 4012B.
  • a roller 4012 having a long life and high durability can be obtained by forming the nitrogen-enriched layer 4012B having a refined crystal structure in the roller 4012.
  • FIG. 64 is illustrated as an aspect having characteristics closer to those of the present embodiment on the premise of the basic configuration of FIG.
  • tapered roller bearing 4010 of the present embodiment is provided with a large collar surface 4018 on the large diameter side of raceway surface 4013A of inner ring 4013 and a small collar surface 4019 on the small diameter side.
  • a large end surface 4016 that contacts the large collar surface 4018 is provided on the large diameter side of the roller 4012, and a small end surface 4017 that contacts the small collar surface 4019 is provided on the small diameter side of the roller 4012.
  • the large collar surface 4018 is formed via the large-diameter side end portion of the raceway surface 4013A and the ground relief portion.
  • the large flange surface 4018 guides the roller 4012 by contacting the large end surface 4016 of the roller 4012 when the tapered roller bearing 4010 is used.
  • the small flange surface 4019 is formed through the small-diameter side end portion of the raceway surface 4013A and the ground thin portion.
  • the small collar surface 4019 of the inner ring 4013 is finished to a ground surface parallel to the small end surface 4017 of the roller 4012, and the roller 4012 is in an initial assembly state indicated by a one-dot chain line in the drawing.
  • the small end surface 4017 has a gap with the small flange surface 4019 of the roller 4012.
  • the roller 4012 indicated by a solid line is settled in a proper position, that is, the large end surface 4016 of the roller 4012 is in contact with the large collar surface 4018 of the inner ring 4013.
  • a gap ⁇ with the small end surface 4017 is within a dimensional regulation range of ⁇ ⁇ 0.4 mm.
  • the arithmetic mean roughness Ra of the large collar surface 4018 is not less than 0.1 ⁇ m and not more than 0.2 ⁇ m, and the skewness Rsk of the roughness curve of the large collar surface 4018 is ⁇ 1.0.
  • the above is -0.3 or less, and the kurtosis Rku of the roughness curve of the large ridge surface 4018 is 3.0 or more and 5.0 or less.
  • the skewness Rsk of the roughness curve is the skewness Rsk of the roughness curve defined by 4.2.3 of Japanese Industrial Standard (JIS) B0601: 2013, and the kurtosis Rku of the roughness curve is Japan. It is the kurtosis Rku of the roughness curve defined by the industrial standard (JIS) B0601: 2013 4.2.4.
  • the arithmetic mean roughness Ra of the large collar surface 4018 is 0 in order to stabilize the rotational torque within the condition for rotating the outer ring 4011 or the inner ring 4013 of the tapered roller bearing 4010 at a low speed, that is, within the range of the rotational speed of 200 r / min or less. .1 ⁇ m or more and 0.2 ⁇ m or less.
  • the skewness Rsk of the roughness curve is the cube average of z (x) at the reference length made dimensionless by the cube of the root mean square roughness Rq of the cross section curve, as shown in the following equation (2). .
  • the skewness Rsk of the roughness curve is a numerical value indicating the degree of asymmetry of the probability density function of the contour curve, and is a parameter that is strongly influenced by the protruding peaks or valleys.
  • 66 shows a roughness curve satisfying skewness Rsk> 0 and a roughness curve satisfying skewness Rsk ⁇ 0.
  • the large collar surface 4018 of the inner ring 4013 in contact with the inner ring 4013 becomes narrow. For this reason, stress concentration occurs at the boundary between the surface and the valley, so that oil film formation is inhibited.
  • the large collar surface 4018 has a smooth flat surface with relatively few protruding peaks.
  • the probability density function of Rsk is unevenly distributed above the average line extending in the horizontal direction along the dotted line in the figure when Rsk ⁇ 0. For this reason, Rsk ⁇ 0, and in particular by setting it to ⁇ 1.0 or more and ⁇ 0.3 or less, the surface of the large collar surface 4018 has a shape having a smooth mountain in a wide range.
  • the kurtosis Rku of the roughness curve is expressed by the mean square of z (x) at the reference length made dimensionless by the square of the root mean square roughness Rq of the cross section curve as shown in the following equation (3). It is.
  • the kurtosis Rku of the roughness curve is a numerical value indicating the degree of sharpness (sharpness) of the probability density function of the contour curve, and is a parameter that is strongly influenced by protruding peaks or valleys.
  • FIG. 67 shows a roughness curve satisfying Kurtosis Rku> 3 and a roughness curve satisfying Kurtosis Rku ⁇ 3.
  • the large collar surface 4018 can be used to stabilize the rotational torque during low-speed rotation.
  • the surface texture has a protrusion.
  • the rotational torque of the tapered roller bearing 4010 can be stabilized and seizure resistance can be improved. Coexistence can be realized.
  • the specified range of roughness is too fine and the processing resistance becomes too large. Problems such as grinding burn may occur, and it is difficult to perform the processing. Therefore, when machining the large flange surface 4018 of the inner ring 4013 having the above-described roughness characteristics, it is preferable to perform superfinishing in an extremely short time of, for example, 0.5 seconds to 2 seconds.
  • the roughness of the large end surface 4016 of the roller 4012 has less influence on the function of the tapered roller bearing 4010 than the roughness of the large collar surface 4018 of the inner ring 4013. Therefore, the roughness condition of the large end surface 4016 of the roller 4012 is gentler than that of the large collar surface 4018.
  • the arithmetic average roughness Ra of the large end surface 4016 of the roller 4012 may be 0.1 ⁇ m or less.
  • the large end surface 4016 of the roller 4012 and the large collar surface 4018 of the inner ring 4013 are ideally in a contact relationship between a spherical surface and a flat surface, particularly good seizure resistance can be realized. Therefore, when the large collar surface 4018 has a bus-line shape having irregularities, it is preferable that the maximum height of the irregularities on the large collar surface 4018 is 1 ⁇ m or less.
  • the tapered roller bearing 4010 of the present embodiment shown in FIG. 64 includes an outer ring 4011, an inner ring 4013, and a plurality of rollers 4012.
  • the outer ring 4011 has a raceway surface 4011A on the inner peripheral surface.
  • the inner ring 4013 has a raceway surface 4013A and a large flange surface 4018 disposed on the larger diameter side than the raceway surface 4013A on the outer peripheral surface, and is disposed radially inward with respect to the outer ring 4011.
  • the arithmetic average roughness Ra of the large collar surface 4018 is 0.1 ⁇ m or more and 0.2 ⁇ m or less.
  • the plurality of rollers 4012 are arranged between the raceway surface 4011A and the raceway surface 4013A, and have a raceway surface 4011A and a rolling surface 4012A that contacts the raceway surface 4013A.
  • At least one of the outer ring 4011, the inner ring 4013, and the plurality of rollers 4012 includes nitrogen-enriched layers 4011B, 4012B, and 4013B formed on the surface layer of the raceway surface 4011A, the raceway surface 4013A, or the rolling surface 4012A.
  • the distance from the outermost surface of the surface layer to the bottoms of the nitrogen-enriched layers 4011B, 4012B, and 4013B is 0.2 mm or more.
  • crowning portions 4022 and 4024 are formed on the rolling surface 4012A of the roller 4012.
  • the sum of the drop amounts of the crowning parts 4022 and 4024 is designed as K 1 , K 2 , and z m in the yz coordinate system in which the generatrix of the rolling surface of the tapered roller is the y axis and the orthogonal direction of the generatrix is the z axis.
  • a first grinding relief portion 4043 is formed at a corner where the raceway surface 4013A and the large collar 4041 intersect, and the raceway surface 4013A and A second grinding relief portion 4044 is formed at the corner with the gavel 4042.
  • the raceway surface 4013A has a straight line extending in the inner ring axial direction.
  • a raceway surface 4011A facing the raceway surface 4013A is formed on the inner periphery of the outer ring 2, and there is no wrinkle.
  • the raceway surface 4011A has a straight line extending in the outer ring axial direction.
  • crowning 4022A and 4022B as the crowning portion 4022 and crowning 4024A and 4024B as the crowning portion 4024 are formed, and both ends of the roller 4012 are formed.
  • the crowning portions 4022 and 4024 of the rolling surface 4012A can be considered as crowning forming portions where the crowning is formed.
  • the crowning forming portion is formed as a contact portion crowning portion 4027 and a non-contact portion crowning portion 4028.
  • the contact portion crowning portion 4027 is in the axial range of the raceway surface 4013A and contacts the raceway surface 4013A.
  • the non-contact portion crowning portion 4028 is out of the axial range of the raceway surface 4013A and is not in contact with the raceway surface 4013A.
  • the contact portion crowning portion 4027 and the non-contact portion crowning portion 4028 are lines in which the buses extending in the roller axis direction are expressed by different functions and smoothly connected to each other at the connection point P1.
  • the curvature R8 of the bus of the non-contact portion crowning portion 4028 is set smaller than the curvature R7 of the bus of the contact portion crowning portion 4027.
  • the term “smoothly continuous” means continuous without generating a corner.
  • the bus bar of the contact portion crowning portion 4027 and the bus bar of the non-contact portion crowning portion 4028 are connected to each other.
  • the continuation has a common tangent, that is, the bus is a function that can be continuously differentiated at the continuous points.
  • the crowning portion is formed on the rolling surface 4012A on the outer periphery of the roller 4012, the grindstone can be applied to the rolling surface 4012A as necessary and sufficiently as compared to the case where the crowning portion is formed only on the raceway surface 4013A. Therefore, it is possible to prevent a processing defect on the rolling surface 4012A.
  • the crowning portions 4022 and 4024 formed on the rolling surface 4012A can reduce the surface pressure and the stress at the contact portion, thereby extending the life of the tapered roller bearing 4010.
  • the curvature R8 of the non-contact portion crowning portion 4028 is smaller than the curvature R7 of the contact portion crowning portion 4027. Therefore, it is possible to reduce the drop amount at both ends of the roller 4012. Therefore, for example, the amount of grinding can be suppressed from that of the conventional single arc crowning, the processing efficiency of the rollers 4012 can be improved, and the manufacturing cost can be reduced.
  • the bus of the contact portion crowning portion 4027 is formed by a logarithmic curve of logarithmic crowning represented by the following equation.
  • the contact portion crowning portion 4027 represented by the logarithmic crowning can reduce the surface pressure and the stress at the contact portion, thereby extending the life of the tapered roller bearing 4010.
  • the crowning as shown in “logarithm” of FIG. 70 is obtained under this condition.
  • the maximum drop amount of the crowning of the roller 4012 is 69 ⁇ m.
  • a region G in FIG. 70 is a crowning portion 4024B facing the first grinding relief portion 4043 and the second grinding relief portion 4044 of the inner ring 4013 in FIG. 68 and does not contact the inner ring 4013.
  • the area G of the roller 4012 does not have to be logarithmic crowning, and may be a straight line, a circular arc, or another function. Even if the G region of the roller 4012 is a straight line, an arc, or other functions, the entire roller 4012 has the same surface pressure distribution as in the case of logarithmic crowning, and there is no functional difference.
  • An optimal logarithmic crowning can be designed by appropriately selecting K 1 and z m in the functional expression representing the logarithmic crowning.
  • Crowning is generally designed to reduce the maximum surface pressure or stress at the contact.
  • K 1 and z m are selected so as to minimize the maximum value of the equivalent stress of Mises.
  • K 1 and z m can be selected using an appropriate mathematical optimization method.
  • Various algorithms for mathematical optimization methods have been proposed.
  • One of the direct search methods is that optimization can be performed without using the derivative of the function. Useful when functions and variables cannot be directly represented by mathematical expressions.
  • the optimum values of K 1 and z m are obtained using the Rosenbrock method, which is one of the direct search methods.
  • the crowning in the region G in FIG. 70 may have any shape, but considering the contact with the outer ring 2 and the formability of the grindstone during processing, In the connection point P1 with the logarithmic crowning part, it is not desirable that the slope is smaller than that of the logarithmic crowning part. Giving a gradient larger than the gradient of the logarithmic crowning portion for the crowning in the region G is not desirable because the drop amount increases. That is, it is desirable that the crowning and logarithmic crowning in the region G are designed so that the gradients coincide at the connection point P1 and are smoothly connected. In FIG.
  • the crowning of the G region of the roller 4012 is exemplified by a dotted line, and the case of an arc is exemplified by a thick solid line.
  • the crowning drop amount Dp of the roller 4012 is, for example, 36 ⁇ m.
  • the crowning drop amount Dp of the roller 4012 is, for example, 40 ⁇ m.
  • the bus of the non-contact portion crowning portion 4028 may be such that either one or both of the large diameter side portion and the small diameter side portion are arcs.
  • the drop amount Dp can be reduced more than that in which the generatrix of the entire roller rolling surface is represented by a logarithmic curve, for example. Therefore, the amount of grinding can be reduced.
  • the generatrix of the non-contact portion crowning portion 4028 may have either one or both of a large-diameter side portion and a small-diameter side portion being straight (in the example of FIG. 72, the large-diameter side portion). Only the straight line). In this case, the drop amount Dp can be further reduced as compared with the case where the generatrix of the non-contact portion crowning portion 4028 is an arc.
  • Part or all of the bus bars of the contact portion crowning portion 4027 may be represented by logarithmic crowning represented by the above formula (1).
  • the contact portion crowning portion 4027 represented by the logarithmic crowning can reduce the surface pressure and the stress at the contact portion, thereby extending the life of the tapered roller bearing.
  • the bus line of the contact portion crowning portion 4027 is formed by a straight portion 4027A (synonymous with the central portion 4023 of FIG. 58) formed flat along the roller axis direction and a logarithmic curve of logarithmic crowning. Part 4027B.
  • a component preparation step (S4100) is first performed.
  • members to be bearing parts such as an outer ring 4011, an inner ring 4013, a roller 4012, a cage 4014, and the like are prepared.
  • the member to be the roller 4012 has not yet been crowned, and the surface of the member is a pre-processed surface 4012E indicated by a dotted line in FIG.
  • rollers 4012 are formed to have a large end surface 4016 and a small end surface 4017 as shown in FIG. 64
  • an inner ring 4013 is formed to have a large collar surface 4018 and a small collar surface 4019 as shown in FIG. .
  • a heat treatment step (S4200) is performed.
  • a predetermined heat treatment is performed to control the characteristics of the bearing component.
  • carbonitriding or nitriding, quenching, and tempering are performed.
  • Perform processing An example of the heat treatment pattern in this step (S4200) is shown in FIG.
  • FIG. 75 shows a heat treatment pattern showing a method of performing primary quenching and secondary quenching.
  • Figure 76 is a material in the course quenching cooled to below the A 1 transformation point temperature, then, it shows a heat treatment pattern reheated shows the final quenching Ru method. In these figures, it was sufficiently the penetration of addition of carbon to diffuse carbon and nitrogen in the matrix of the treated T 1 steel is cooled below the A 1 transformation point.
  • T 2 of the in the figure than the processing T 1 is reheated to a low temperature, subjected to oil quenching from there. Thereafter, for example, a tempering process at a heating temperature of 180 ° C. is performed.
  • the above heat treatment it is possible to improve the cracking strength and reduce the aging rate of dimensional change while carbonitriding the surface layer portion of the bearing component, rather than normal quenching, that is, carbonitriding once after the carbonitriding treatment. Can do.
  • the heat treatment step (S4200) in the nitrogen-enriched layers 4011B, 4012B, and 4013B that are quenched structures, the grain size of the prior austenite crystal grains is compared with the microstructure in the conventional quenched structure shown in FIG. As a result, a microstructure as shown in FIG.
  • the bearing component subjected to the above heat treatment has a long life against rolling fatigue, can improve the cracking strength, and can also reduce the rate of dimensional change over time.
  • a processing step (S4300) is performed. In this step (S4300), finishing is performed so that the final shape of each bearing component is obtained.
  • the roller 4012 as shown in FIG. 59, the crowning 4022A and the chamfered portion 4021 are formed by machining such as cutting.
  • an assembly process (S4400) is performed.
  • the tapered roller bearing 4010 shown in FIG. 64 is obtained by assembling the bearing components prepared as described above. In this way, the tapered roller bearing 4010 shown in FIG. 56 can be manufactured.
  • Example 7 From the viewpoint of verifying the rotational driving force, a rotational torque test was performed on each of a plurality of types of tapered roller bearings having different inner ring large collar surfaces.
  • the test model number of the tapered roller bearing 4010 is 30307D, and the rust preventive oil has a kinematic viscosity at 40 ° C. of 16.5 mm 2 / s and a kinematic viscosity at 100 ° C. of 3.5 mm 2 / s. I used something.
  • the arithmetic mean roughness Ra of the large collar surface 4018 is 0.149 ⁇ m
  • the skewness Rsk of the roughness curve is ⁇ 0.96
  • a sample of a tapered roller bearing 4010 having a curvy kurtosis Rku of 4.005 was used.
  • the test was performed by measuring the rotational torque when the rotational speed of the tapered roller bearing was changed from 0 r / min to 200 r / min. The measurement results are shown in FIG.
  • the product of the present invention which is a sample of the present embodiment, has a stable torque characteristic substantially equal to that of a conventional product having a Ra of 0.2 ⁇ m. This is because the wedge effect of the lubricating oil is small in the low rotational speed region of 200 r / min or less, and the lubricating oil film is thin and boundary lubrication is performed up to a condition of 200 r / min.
  • the preload management (or torque check) after assembling the actual machine is performed under the condition of the rotational speed in the range of 10r / min to 50r / min. It can be said that the present invention product capable of stabilizing the torque in this range has good assembling performance.
  • Example 8 From the viewpoint of verifying seizure resistance, a temperature rise test was performed on a test object of the same type, that is, the same lot sample as the tapered roller bearing subjected to the rotational torque test.
  • the test model number of the tapered roller bearing 4010 is 30307D, and the radial load is 17 kN and the radial load is 1.5 kN.
  • Turbine oil VG56 was used as a hot water bath for raising the temperature. And the temperature of the outer ring
  • the test results are as shown in Table 1 below. “A” in the table indicates that the temperature of the outer ring was 120 ° C. or lower, and “B” indicates that the temperature of the outer ring was 120 ° C. or higher and lower than 150 ° C. Furthermore, “C” indicates that the temperature of the outer ring was 150 ° C. or higher.
  • Table 2 shows that the product of the present invention has seizure resistance equivalent to that of the conventional product with Ra of 0.08 ⁇ m.
  • the contact relationship between the large end surface of the tapered roller and the large collar surface of the inner ring is “contact relationship between a sphere and a flat surface”.
  • the large collar surface 4018 of the inner ring 4013 of the present embodiment is a substantially straight plane to the extent that it can be obtained from industrial products.
  • Tables 2 to 5 show the results of evaluation according to the above-described temperature increase test and rotational torque test in various combinations of arithmetic average roughness Ra, roughness curve skewness Rsk, and roughness curve kurtosis Rku.
  • S indicates very good
  • A is good
  • B is not good but not bad
  • C is bad. Indicates.
  • the large corrugated surface is finished with a particularly smooth surface property, so that the skewness Rsk of the roughness curve on the large corrugated surface is Regardless of whether it is in the range of -1.0 or more and -0.3 or less, and whether or not the kurtosis Rku of the roughness curve is in the range of 3.0 or more and 5.0 or less It can be seen that the tackiness is particularly good while the torque stability is particularly bad.
  • the skewness Rsk of the roughness curve of the large collar surface 4018 is ⁇ 1.0.
  • ⁇ Rsk ⁇ ⁇ 0.3 if the kurtosis Rku of the roughness curve of the large rib surface 4018 is 3.0 ⁇ Rku ⁇ 5.0, it is possible to achieve both seizure resistance and torque stability. I understand that.
  • Sample No. As a sample, Sample No. Four types of tapered rollers 1 to 4 were prepared as samples. The model number of the tapered roller was 30206. As the material of the tapered roller, JIS standard SUJ2 material (1.0 mass% C-0.25 mass% Si-0.4 mass% Mn-1.5 mass% Cr) was used.
  • the carbonitriding temperature was 845 ° C. and the holding time was 150 minutes.
  • the atmosphere of the carbonitriding process was RX gas + ammonia gas.
  • Sample No. For sample 2 sample no. After performing carbonitriding and quenching in the same manner as in No. 1, the partial arc crowning shown in FIG. 63 was formed.
  • the carbonitriding temperature was 845 ° C. and the holding time was 150 minutes.
  • the atmosphere of the carbonitriding process was RX gas + ammonia gas.
  • the final quenching temperature was 800 ° C.
  • Sample No. for No. 4 after the heat treatment pattern shown in FIG. 75 was performed, logarithmic crowning according to the present embodiment shown in FIG. 60 was formed at both ends.
  • the carbonitriding temperature was 845 ° C. and the holding time was 150 minutes.
  • the atmosphere of the carbonitriding process was RX gas + ammonia gas.
  • the furnace atmosphere was strictly controlled. Specifically, the furnace temperature unevenness and the ammonia gas atmosphere unevenness were suppressed.
  • the final quenching temperature was 800 ° C.
  • Sample No. mentioned above. 3 and sample no. 4 corresponds to the embodiment of the present invention.
  • Sample No. 1 and sample no. 2 corresponds to the comparative example.
  • Experiment 2 Life test under uneven load The same test equipment as the life test of Experiment 1 was used. The test conditions were basically the same as those in Experiment 1 described above, but the test was performed with an axial load of 2/1000 rad applied to the center axis of the roller and an unbalanced load applied.
  • Experiment 2 Life test under unbalanced load 4 and sample no. 3 showed the best results and was considered to have a long life.
  • sample No. 1 is Sample No. 4 and sample no. Although it was less than 3, comparatively good results were shown.
  • sample No. No. 2 shows a result worse than the result in Experiment 1 above, and it is considered that the life was shortened by the uneven load condition.
  • sample No. No. 4 showed a good result in any test, and it was the best overall result.
  • Sample No. 3 also sample No. 1 and sample no. The result was better than 2.
  • tapered roller bearing 4010 is suitable for, for example, an automobile differential or transmission. That is, it is preferable to use the tapered roller bearing 4010 as an automotive tapered roller bearing. Therefore, similarly to the tapered roller bearing according to the first embodiment, the tapered roller bearing 4010 according to this embodiment can be applied to the automobile differential shown in FIG. That is, the tapered roller bearing 4010 according to the present embodiment may be applied instead of the tapered roller bearings 1010a and 1010b in the differential of FIG.
  • the tapered roller bearing according to the present embodiment can be applied to the manual transmission shown in FIG. That is, instead of the tapered roller bearing 1010 in the manual transmission of FIG. 14, the tapered roller bearing 4010 according to the present embodiment may be applied.
  • the tapered roller bearing 4010 with reduced torque loss and improved seizure resistance and life is suitable for use in the manual transmission 100 in which high surface pressure is applied between the rolling elements and the raceway member. In tapered roller bearings for automobiles, improvement in seizure resistance and life is required. Therefore, the above requirements can be satisfied by incorporating the tapered roller bearing 4010 having improved seizure resistance and life into a transmission or a differential.
  • the crowning forming portion where the crowning is formed on the rolling surface 1012A of the tapered roller 1012 is used as the inner ring raceway.
  • the contact portion crowning portion and the non-contact portion crowning portion may be lines in which the buses extending in the roller axis direction are expressed by different functions and are smoothly connected to each other at connection points. In the vicinity of the connection point, the curvature of the bus bar of the non-contact part crowning part may be smaller than the curvature of the bus bar of the contact part crowning part.
  • either or both of the large-diameter side portion and the small-diameter side portion may be an arc as the bus bar of the non-contact portion crowning portion.
  • either one or both of the large-diameter side portion and the small-diameter side portion may be straight as the bus of the non-contact portion crowning portion.
  • a part or all of the bus bars of the contact portion crowning portion may be represented by logarithmic crowning.
  • the roller coefficient ⁇ may exceed 0.90 as in the tapered roller bearing according to any of the third to fifth embodiments.
  • the crowning formation portion where the crowning is formed on the rolling surface 1012A of the tapered roller 1012 is also in the axial range of the inner ring raceway surface 1013A and in contact with the inner ring raceway surface 1013A, and the inner ring raceway surface.
  • a non-contact portion crowning portion that is out of the axial direction range of 1013A and is non-contact with the inner ring raceway surface 1013A may be included.
  • the buses extending in the roller axis direction may be represented by different functions and smoothly continuous at the connection points.
  • the curvature of the bus bar of the non-contact part crowning part may be smaller than the curvature of the bus bar of the contact part crowning part.
  • a part or all of the bus bars of the contact portion crowning portion may be represented by logarithmic crowning.
  • the tapered roller bearing 1010 includes a cage 1014.
  • the cage 1014 includes a plurality of pockets 3109 arranged at predetermined intervals in the circumferential direction, and each of the plurality of tapered rollers 1012 is accommodated and held in each of the plurality of pockets 3109.
  • the window angle of the pocket 3109 may be not less than 46 degrees and not more than 65 degrees.
  • the arithmetic mean roughness Ra of the large collar surface is 0.1 ⁇ m or more and 0.2 ⁇ m or less. Also good.
  • the crowning formation portion where the crowning is formed on the rolling surface 1012A of the tapered roller 1012 is also in the axial range of the inner ring raceway surface 1013A and in contact with the inner ring raceway surface 1013A, and the inner ring raceway surface.
  • a non-contact portion crowning portion that is out of the axial direction range of 1013A and is non-contact with the inner ring raceway surface 1013A may be included.
  • the buses extending in the roller axis direction may be represented by different functions and smoothly continuous at the connection points. Further, in the vicinity of the connection point, the curvature of the bus bar of the non-contact portion crowning portion may be smaller than the curvature of the bus bar of the contact portion crowning portion.
  • the skewness Rsk of the roughness curve of the large ridge surface may be from ⁇ 1.0 to ⁇ 0.3, and the kurtosis Rku of the roughness curve of the large ridge surface may be from 3.0 to 5.0. Good.
  • the tapered roller 1012 may further have a large end surface that abuts on the large flange surface, and the arithmetic average roughness Ra of the large end surface included in the tapered roller 1012 may be 0.1 ⁇ m or less. Furthermore, the maximum value of the height of the irregularities on the large ridge surface may be 1 ⁇ m or less.

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Abstract

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。円錐ころ軸受は、外輪と内輪と複数の円錐ころであるころ（１０１２）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を有し、外輪の内側に配置される。複数のころ（１０１２）は、外輪軌道面と内輪軌道面との間に配列され、外輪軌道面および内輪軌道面と接触する転動面を有する。外輪、内輪および複数のころのうちの少なくともいずれか１つは、外輪軌道面、内輪軌道面または転動面の表面層に形成された窒素富化層（１０１２Ｂ）を含む。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以上である。表面層の最表面から窒素富化層（１０１２Ｂ）の底部までの距離Ｔ１は０．２ｍｍ以上である。ころ（１０１２）の転動面には対数クラウニング（１０２２Ａ）が形成されている。

Description

円錐ころ軸受
　この発明は、円錐ころ軸受に関する。
　近年の自動車用トランスミッションおよびデファレンシャルなどについては、小型化が要請されている。そのため、これらの機械装置における軸受に許容されるスペースは小さくなってきている。したがって、軸受には小型でかつ高荷重に耐えることが求められる。
　また、上述した自動車用の機械装置においては、アルミハウジングの採用など軽量化のための構成が採用されてきている。この結果、機械装置のケース剛性が低下する場合がある。この場合、機械装置を構成する軸受に対して外力が加わり、ころの軸傾きが大きくなることがあるが、このような高ミスアライメント環境下においても軸受には高い耐久性が求められる。
　上記のような要請に対応するため、上述した自動車用の機械装置に適用される軸受の一種として、円錐ころ軸受が知られている（たとえば、特開２０１４－２３８１５３号公報参照）。
特開２０１４－２３８１５３号公報
　上述した円錐ころ軸受は高剛性であり高荷重に耐えることが可能であるが、上記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が求められている。
　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、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、外輪軌道面と内輪軌道面との間に配列され、外輪軌道面および内輪軌道面と接触する転動面を有する。外輪、内輪および複数の円錐ころのうちの少なくともいずれか１つは、外輪軌道面、内輪軌道面または転動面の表面層に形成された窒素富化層を含む。窒素富化層における旧オーステナイト結晶粒径はＪＩＳ規格の粒度番号が１０以上である。表面層の最表面から窒素富化層の底部までの距離は０．２ｍｍ以上である。円錐ころの転動面にはクラウニングが形成されている。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、下記の式（１）で表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000002
　上記によれば、長寿命かつ高い耐久性を有する円錐ころ軸受を得ることができる。
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１に示した円錐ころ軸受の部分断面模式図である。 図１に示した円錐ころ軸受の円錐ころの部分断面模式図である。 図３に示した円錐ころの拡大部分断面模式図である。 クラウニング形状の一例を示すｙ－ｚ座標図である。 軸受部品のミクロ組織、特に旧オーステナイト結晶粒界を図解した模式図である。 輪郭線が対数関数で表されるクラウニングを設けたころを示す図である。 部分円弧のクラウニングとストレート部を設けたころの輪郭線と、ころの転動面における接触面圧を重ねて示した図である。 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９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１０に示した熱処理パターンの変形例を示す模式図である。 比較例としての軸受部品のミクロ組織、特に旧オーステナイト結晶粒界を図解した模式図である。 実施の形態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。 実施の形態に係る円錐ころ軸受を備えるマニュアルトランスミッションの構成を示す概略断面図である。 実施の形態に係る円錐ころ軸受を示す縦断面図である。 実施の形態に係る円錐ころ軸受において、窒素富化層を説明するための部分断面図である。 実施の形態に係る円錐ころ軸受の部分断面図である。 図１７に示される円錐ころ軸受のころのクラウニング形状を示す図である。 図１７に示される円錐ころ軸受のころの母線方向座標とドロップ量との関係を表す図である。 Ｍｉｓｅｓの相当応力の最大値と対数クラウニングパラメータとの関係を表す図である。 実施の形態に係る円錐ころ軸受の変形例を示す図である。 実施の形態に係る円錐ころ軸受の他の変形例を示す図である。 実施の形態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。 実施の形態に係る円錐ころ軸受のころの対数クラウニングの形状を説明するための図である。 クラウニング形状の一例を示すｙ－ｚ座標図である。 実施の形態に係る円錐ころ軸受を示す横断面図である。 実施の形態に係る円錐ころ軸受の保持器の展開平面図である。 実施の形態に係る円錐ころ軸受の設計仕様を示す断面図である。 実施の形態に係る軸受部品のオーステナイト粒界を示す図である。 従来の軸受部品のオーステナイト粒界を示す図である。 輪郭線が対数関数で表されるクラウニングを設けたころを示す図である。 部分円弧のクラウニングとストレート部を設けたころの輪郭線と、ころの転動面における接触面圧を重ねて示した図である。 実施の形態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３に係る円錐ころ軸受を示す縦断面図である。 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。 クラウニング形状の一例を示すｙ－ｚ座標図である。 実施の形態３に係る円錐ころ軸受を示す横断面図である。 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。 輪郭線が対数関数で表されるクラウニングを設けたころを示す図である。 部分円弧のクラウニングとストレート部を設けたころの輪郭線と、ころの転動面における接触面圧を重ねて示した図である。 実施の形態３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３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３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３に係る軸受部品のオーステナイト粒界を示す図である。 従来の軸受部品のオーステナイト粒界を示す図である。 実施の形態４に係る円錐ころ軸受の部分断面図である。 図５０に示される円錐ころ軸受のころのクラウニング形状を示す図である。 図５０に示される円錐ころ軸受のころの母線方向座標とドロップ量との関係を表す図である。 Ｍｉｓｅｓの相当応力の最大値と対数クラウニングパラメータとの関係を表す図である。 実施の形態４に係る円錐ころ軸受の変形例を示す図である。 実施の形態４に係る円錐ころ軸受の他の変形例を示す図である。 本実施の形態に係る円錐ころ軸受の大雑把な構成を示す概略断面図である。 図５６に示した円錐ころ軸受の要部の拡大断面図である。 図５６に示した円錐ころ軸受の円錐ころの部分断面模式図である。 図５８に示した円錐ころの拡大部分断面模式図である。 クラウニング形状の一例を示すｙ－ｚ座標図である。 軸受部品のミクロ組織、特に旧オーステナイト結晶粒界を図解した模式図である。 輪郭線が対数関数で表されるクラウニングを設けたころを示す図である。 部分円弧のクラウニングとストレート部を設けたころの輪郭線と、ころの転動面における接触面圧を重ねて示した図である。 本実施の形態の円錐ころ軸受の大鍔面および小鍔面を定義するために図５６よりも詳細に示す概略断面図である。 図６４の要部の拡大断面図である。 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。 本実施の形態の円錐ころ軸受の大鍔、小鍔および逃げ部を定義するために図５６よりも詳細に示す概略断面図である。 図６８の円錐ころ軸受のクラウニング形状を示す図である。 図６８の円錐ころの母線方向座標とドロップ量との関係を表す図である。 Ｍｉｓｅｓの相当応力の最大値と対数クラウニングパラメータとの関係を示す図である。 図６８に対する第１変形例に係る円錐ころ軸受に含まれる円錐ころのクラウニング形状を示す図である。 図６８に対する第２変形例に係る円錐ころ軸受に含まれる円錐ころのクラウニング形状を示す図である。 円錐ころ軸受の製造方法を説明するためのフローチャートである。 図７４の熱処理工程における熱処理パターンを示す模式図である。 図７５に示した熱処理パターンの変形例を示す模式図である。 比較例としての軸受部品のミクロ組織、特に旧オーステナイト結晶粒界を図解した模式図である。 本実施の形態の円錐ころ軸受に対する回転トルク試験の結果を示すグラフである。
　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に示した円錐ころ軸受の部分断面模式図である。図３は、図１に示した円錐ころ軸受の円錐ころの部分断面模式図である。図４は、図３に示した円錐ころの拡大部分断面模式図である。図１～図４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１０１０は、外輪１０１１と、内輪１０１３と、複数の円錐ころ（以下では単に、ころと呼ぶこともある）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、この内輪軌道面１０１３Ａの大径側および小径側に大つば部４１および小つば部４２をそれぞれ有する。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。
　ころ１０１２は、外輪１０１１の内周面上に配置されている。ころ１０１２はころ転動面１０１２Ａを有し、当該ころ転動面１０１２Ａにおいて内輪転走面１０１３Ａおよび外輪転走面１０１１Ａに接触する。複数のころ１０１２は合成樹脂からなる保持器１０１４により周方向に所定のピッチで配置されている。これにより、ころ１０１２は、外輪１０１１および内輪１０１３の円環状の軌道上に転動自在に保持されている。また、円錐ころ軸受１０１０は、外輪転走面１０１１Ａを含む円錐、内輪転走面１０１３Ａを含む円錐、およびころ１０１２が転動した場合の回転軸の軌跡を含む円錐のそれぞれの頂点が軸受の中心線上の１点で交わるように構成されている。このような構成により、円錐ころ軸受１０１０の外輪１０１１および内輪１０１３は、互いに相対的に回転可能となっている。なお、保持器１０１４は樹脂製に限らず、金属製であってもよい。
　外輪１０１１、内輪１０１３、ころ１０１２を構成する材料は鋼であってもよい。当該鋼は、窒素富化層１０１１Ｂ、１０１２Ｂ、１０１３Ｂ以外の部分で、少なくとも炭素を０．６質量％以上１．２質量％以下、珪素を０．１５質量％以上１．１質量％以下、マンガンを０．３質量％以上１．５質量％以下含む。上記鋼は、さらに２．０質量％以下のクロムを含んでいてもよい。
　上記の構成において、炭素が１．２質量％を超えると、球状化焼鈍を行なっても素材硬度が高いので冷間加工性を阻害し、冷間加工を行なう場合に十分な冷間加工量と、加工精度を得ることができない。また、浸炭窒化処理時に過浸炭組織になりやすく、割れ強度が低下する危険性がある。他方、炭素含有量が０．６質量％未満の場合には、所要の表面硬さと残留オーステナイト量を確保するのに長時間を必要としたり、再加熱後の焼入れで必要な内部硬さが得られにくくなる。
　Ｓｉ含有率を０．１５～１．１質量％とするのは、Ｓｉが耐焼戻し軟化抵抗を高めて耐熱性を確保し、異物混入潤滑下での転がり疲労寿命特性を改善することができるからである。Ｓｉ含有率が０．１５質量％未満では異物混入潤滑下での転がり疲労寿命特性が改善されず、一方、Ｓｉ含有率が１．１質量％を超えると焼きならし後の硬度を高くしすぎて冷間加工性を阻害する。
　Ｍｎは浸炭窒化層と芯部の焼入れ硬化能を確保するのに有効である。Ｍｎ含有率が０．３質量％未満では、十分な焼入れ硬化能を得ることができず、芯部において十分な強度を確保することができない。一方、Ｍｎ含有率が１．５質量％を超えると、硬化能が過大になりすぎ、焼きならし後の硬度が高くなり冷間加工性が阻害される。また、オーステナイトを安定化しすぎて芯部の残留オーステナイト量を過大にして経年寸法変化を助長する。さらに、鋼が２．０質量％以下のクロムを含むことにより、表層部においてクロムの炭化物や窒化物を析出して表層部の硬度を向上しやすくなる。Ｃｒ含有率を２．０質量％以下としたのは、２．０質量％を超えると冷間加工性が著しく低下したり、２．０質量％を超えて含有しても上記表層部の硬度向上の効果が小さいからである。
　なお、本開示の鋼は、言うまでもなくＦｅを主成分とし、上記の元素の他に不可避的不純物を含んでいてもよい。不可避的不純物としては、リン（Ｐ）、硫黄（Ｓ）、窒素（Ｎ）、酸素（Ｏ）、アルミ（Ａｌ）などがある。これらの不可避的不純物元素の量は、それぞれ０．１質量％以下である。
　また異なる観点から言えば、外輪１０１１および内輪１０１３は、軸受用材料の一例である鋼材、たとえばＪＩＳ規格ＳＵＪ２からなるものであることが好ましい。ころ１０１２は、軸受用材料の一例である鋼材、たとえばＪＩＳ規格ＳＵＪ２により構成されてもよい。また、ころ１０１２は、他の材料、たとえばサイアロン焼結体により構成されていてもよい。
　図２に示すように、外輪１０１１の転走面１０１１Ａおよび内輪１０１３の転走面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が転走面１０１３Ａから小鍔面１０１９（図１参照）および大鍔面１０１８（図１参照）にまで延在している。窒素富化層１０１１Ｂ、１０１３Ｂは、それぞれ外輪１０１１の未窒化部１０１１Ｃまたは内輪１０１３の未窒化部１０１３Ｃより窒素濃度が高くなっている領域である。また、ころ１０１２の転動面１０１２Ａを含む表面には窒素富化層１０１２Ｂが形成されている。ころ１０１２の窒素富化層１０１２Ｂは、ころ１０１２の未窒化部１０１２Ｃより窒素濃度が高くなっている領域である。窒素富化層１０１１Ｂ、１０１２Ｂ、１０１３Ｂは、たとえば浸炭窒化処理、窒化処理など従来周知の任意の方法により形成できる。
　なお、ころ１０１２のみに窒素富化層１０１２Ｂを形成してもよいし、外輪１０１１のみに窒素富化層１０１１Ｂを形成してもよいし、内輪１０１３のみに窒素富化層１０１３Ｂを形成してもよい。あるいは、外輪１０１１、内輪１０１３、ころ１０１２のうちの２つに窒素富化層を形成してもよい。
　図３に示すように、ころ１０１２の転動面１０１２Ａ（図２参照）は、クラウニング部１０２２、１０２４と中央部１０２３とを含む。クラウニング部１０２２、１０２４は転動面１０１２Ａの両端部に位置し、クラウニングが形成されている。中央部１０２３は、クラウニング部１０２２、１０２４の間を繋ぐように配置されている。中央部１０２３にはクラウニングは形成されておらず、ころ１０１２の回転軸である中心線１０２６に沿った方向での断面における中央部１０２３の形状は直線状である。ころ１０１２の小端面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。大端面１０１６とクラウニング部１０２４との間にも面取り部１０２５が形成されている。
　ここで、ころ１０１２の製造方法において、窒素富化層１０１２Ｂを形成する処理（浸炭窒化処理）を実施するときには、ころ１０１２にはクラウニングが形成されておらず、ころ１０１２の外形は図４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４の矢印に示すようにころ１０１２の側面が加工され、図３および図４に示すように、クラウニングが形成されたクラウニング部１０２２、１０２４が得られる。
　窒素富化層の厚さ：
　ころ１０１２における窒素富化層１０１２Ｂの深さ、すなわち窒素富化層１０１２Ｂの最表面から窒素富化層１０１２Ｂの底部までの距離は、０．２ｍｍ以上となっている。具体的には、面取り部１０２１とクラウニング部１０２２との境界点である第１測定点１０３１、小端面１０１７から距離Ｗが１．５ｍｍの位置である第２測定点１０３２、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、ころ１０１２の中心線１０２６に直交するとともに外周側に向かう径方向における窒素富化層１０１２Ｂの厚さを意味する。なお、窒素富化層１０１２Ｂの深さＴ１、Ｔ２、Ｔ３の値は、面取り部１０２１、１０２５の形状やサイズ、さらに窒素富化層１０１２Ｂを形成する処理および上記仕上げ加工の条件などのプロセス条件に応じて適宜変更可能である。たとえば、図４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が形成されたことに起因して、窒素富化層１０１２Ｂの深さＴ２は他の深さＴ１、Ｔ３より小さくなっているが、上述したプロセス条件を変更することで、上記窒素富化層１０１２Ｂの深さＴ１、Ｔ２、Ｔ３の値の大小関係は適宜変更することができる。
　また、外輪１０１１および内輪１０１３における窒素富化層１０１１Ｂ、１０１３Ｂについても、その最表面から窒素富化層１０１１Ｂ、１０１３Ｂの底部までの距離である窒素富化層１０１１Ｂ、１０１３Ｂの厚さは０．２ｍｍ以上である。ここで、窒素富化層１０１１Ｂ、１０１３Ｂの厚さは、窒素富化層１０１１Ｂ、１０１３Ｂの最表面に対して垂直な方向における窒素富化層１０１１Ｂ，１０１３Ｂまでの距離を意味する。
　クラウニングの形状：
　ころ１０１２のクラウニング部１０２２、１０２４に形成されたクラウニングの形状は、以下のように規定される。すなわち、クラウニングのドロップ量の和は、ころ１０１２の転動面１０１２Ａの母線をｙ軸とし、母線直交方向をｚ軸とするｙ－ｚ座標系において、Ｋ１，Ｋ２，ｚｍを設計パラメータ、Ｑを荷重、Ｌをころ１０１２における転動面１０１２Ａの有効接触部の母線方向長さ、Ｅ’を等価弾性係数、ａをころ１０１２の転動面の母線上にとった原点から有効接触部の端部までの長さ、Ａ＝２Ｋ１Ｑ／πＬＥ’としたときに、下記の式（１）で表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000003
　図５は、クラウニング形状の一例を示すｙ－ｚ座標図である。図５では、ころ１０１２の母線をｙ軸とし、ころ１０１２の母線上であって内輪１０１３又は外輪１０１１ところ１０１２の有効接触部の中央部に原点Ｏをとると共に、母線直交方向（半径方向）にｚ軸をとったｙ－ｚ座標系に、上記式（１）で表されるクラウニングの一例を示している。図５において縦軸はｚ軸、横軸はｙ軸である。有効接触部は、ころ１０１２にクラウニングを形成していない場合の内輪１０１３又は外輪１０１１ところ１０１２との接触部位である。また、円錐ころ軸受１０１０を構成する複数のころ１０１２の各クラウニングは、通常、有効接触部の中央部を通るｚ軸に関して線対称に形成されるので、図５では、一方のクラウニング１０２２Ａのみを示している。
　荷重Ｑ、有効接触部の母線方向長さＬ、および、等価弾性係数Ｅ’は、設計条件として与えられ、原点から有効接触部の端部までの長さａは、原点の位置によって定められる値である。
　上記式（１）において、ｚ（ｙ）は、ころ１０１２の母線方向位置ｙにおけるクラウニング１０２２Ａのドロップ量を示しており、クラウニング１０２２Ａの始点Ｏ１の座標は（ａ－Ｋ２ａ，０）であるから、式（１）におけるｙの範囲は、ｙ＞（ａ－Ｋ２ａ）である。また、図５では、原点Ｏを有効接触部の中央部にとっているので、ａ＝Ｌ／２となる。さらに、原点Ｏからクラウニング１０２２Ａの始点Ｏ１までの領域は、クラウニングが形成されていない中央部（ストレート部）であるから、０≦ｙ≦（ａ－Ｋ２ａ）のとき、ｚ（ｙ）＝０となる。
　設計パラメータＫ１は荷重Ｑの倍率、幾何学的にはクラウニング１０２２Ａの曲率の程度を意味している。設計パラメータＫ２は、原点Ｏから有効接触部の端部までの母線方向長さａに対するクラウニング１０２２Ａの母線方向長さｙｍの割合を意味している（Ｋ２＝ｙｍ／ａ）。設計パラメータｚｍは、有効接触部の端部におけるドロップ量、即ちクラウニング１０２２Ａの最大ドロップ量を意味している。
　ここで、後述する図７に示したころのクラウニングは、設計パラメータＫ２＝１であってストレート部の無いフルクライニングであり、エッジロードが発生しない十分なドロップ量が確保されている。しかしながら、ドロップ量が過大であると、加工時に、材料取りされた素材から生じる取代が大きくなり、コスト増大を招くこととなる。そこで、以下のように、設計パラメータＫ１，Ｋ２，ｚｍの最適化を行う。
　設計パラメータＫ１，Ｋ２，ｚｍの最適化手法としては種々のものを採用することができ、例えば、Ｒｏｓｅｎｂｒｏｃｋ法等の直接探索法を採用することができる。ここで、ころの転動面における表面起点の損傷は面圧に依存するので、最適化の目的関数を面圧とすることにより、希薄潤滑下における接触面の油膜切れを防止するクラウニングを得ることができる。
　窒素富化層の結晶組織：
　図６は、本実施の形態に係る円錐ころ軸受を構成する軸受部品のミクロ組織、特に旧オーステナイト結晶粒界を図解した模式図である。図６は、窒素富化層１０１２Ｂにおけるミクロ組織を示している。本実施の形態における窒素富化層１０１２Ｂにおける旧オーステナイト結晶粒径はＪＩＳ規格の粒度番号が１０以上となっており、従来の一般的な焼入れ加工品と比べても十分に微細化されている。
　＜各種特性の測定方法＞
　窒素濃度の測定方法：
　外輪１０１１、ころ１０１２、内輪１０１３などの軸受部品について、それぞれ窒素富化層１０１１Ｂ，１０１２Ｂ、１０１３Ｂが形成された領域の表面に垂直な断面について、ＥＰＭＡ（Ｅｌｅｃｔｒｏｎ　Ｐｒｏｂｅ　Ｍｉｃｒｏ　Ａｎａｌｙｓｉｓ）により深さ方向で線分析を行う。測定は、各軸受部品を測定位置から表面に垂直な方向に切断することで切断面を露出させ、当該切断面において測定を行う。たとえば、ころ１０１２については、図３に示した第１測定点１０３１～第３測定点１０３３のそれぞれの位置から、中心線１０２６と垂直な方向にころ１０１２を切断することで切断面を露出させる。当該切断面において、ころ１０１２の表面から内部に向かって０．０５ｍｍの位置となる複数の測定位置にて、上記ＥＰＭＡにより窒素濃度について分析を行う。たとえば、上記測定位置を５か所決定し、当該５か所での測定データの平均値をころ１０１２の窒素濃度とする。
　また、外輪１０１１および内輪１０１３については、転走面１０１１Ａ、１０１３Ａにおいて軸受の中心軸方向における中央部を測定位置として、中心軸および当該中心軸に直交する径方向に沿った断面を露出させた後、当該断面について上記と同様の手法により窒素濃度の測定を行う。
　最表面から窒素富化層の底部までの距離の測定方法：
　外輪１０１１および内輪１０１３については、上記窒素濃度の測定方法において測定対象とした断面につき、表面から深さ方向において硬度分布を測定する。測定装置としてはビッカース硬さ測定機を用いることができる。５００℃×１ｈの焼き戻し処理後の円錐ころ軸受１０１０の外輪１０１１および内輪１０１３において、深さ方向に並ぶ複数の測定点、たとえば０．５ｍｍ間隔に配置された測定点において硬度測定を実施する。そして、ビッカース硬さがＨＶ４５０以上の領域を窒素富化層とする。
　また、ころ１０１２については、図３に示した第１測定点１０３１での断面において、上記のように深さ方向での硬度分布を測定し、窒素富化層の領域を決定する。
　粒度番号の測定方法：
　旧オーステナイト結晶粒径の測定方法は、ＪＩＳ規格Ｇ０５５１：２０１３に規定された方法を用いる。測定を行う断面は、窒素富化層の底部までの距離の測定方法において測定を行った断面とする。
　クラウニング形状の測定方法：
　ころ１０１２のクラウニング形状について、任意の方法により測定できる。たとえば、ころ１０１２の形状を表面性状測定器により測定することにより、クラウニング形状を測定してもよい。
　＜円錐ころ軸受の作用効果＞
　以下一部重複する部分もあるが、上述した円錐ころ軸受の特徴的な構成を列挙する。
　本開示に従った円錐ころ軸受１０１０は、外輪１０１１と内輪１０１３と複数の円錐ころであるころ１０１２とを備える。外輪１０１１は、内周面において外輪軌道面１０１１Ａを有する。内輪１０１３は、外周面において内輪軌道面１０１３Ａを有し、外輪１０１１の内側に配置される。複数のころ１０１２は、外輪軌道面１０１１Ａと内輪軌道面１０１３Ａとの間に配列され、外輪軌道面１０１１Ａおよび内輪軌道面１０１３Ａと接触する転動面１０１２Ａを有する。外輪１０１１、内輪１０１３および複数のころ１０１２のうちの少なくともいずれか１つは、外輪軌道面１０１１Ａ、内輪軌道面１０１３Ａまたは転動面１０１２Ａの表面層に形成された窒素富化層１０１１Ｂ、１０１３Ｂ、１０１２Ｂを含む。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。表面層の最表面から窒素富化層１０１１Ｂ、１０１２Ｂ、１０１３Ｂの底部までの距離Ｔ１は０．２ｍｍ以上である。ころ１０１２の転動面１０１２Ａにはクラウニング１０２２Ａが形成されている。クラウニング１０２２Ａのドロップ量の和は、ころ１０１２の転動面１０１２Ａの母線をｙ軸とし、母線直交方向をｚ軸とするｙ－ｚ座標系において、Ｋ１，Ｋ２，ｚｍを設計パラメータ、Ｑを荷重、Ｌをころ１０１２における転動面１０１２Ａの有効接触部の母線方向長さ、Ｅ’を等価弾性係数、ａをころ１０１２の転動面の母線上にとった原点から有効接触部の端部までの長さ、Ａ＝２Ｋ１Ｑ／πＬＥ’としたときに、下記の式（１）で表される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000004
　なお、荷重Ｑ、有効接触部の母線方向長さＬ、および等価弾性係数Ｅ’は設計条件として与えられ、原点から有効接触部の端部までの長さａは原点の位置に応じて定められる値である。
　このようにすれば、外輪１０１１、内輪１０１３、円錐ころとしてのころ１０１２の少なくともいずれか１つにおいて旧オーステナイト結晶粒径が十分微細化された窒素富化層１０１１Ｂ、１０１２Ｂ、１０１３Ｂが形成されているので、高い転動疲労寿命を有した上で、シャルピー衝撃値、破壊靭性値、圧壊強度などを向上させることができる。
　また、ころ１０１２の転動面１０１２Ａに上記式（１）によりドロップ量の和が表されるような、輪郭線が対数関数で表されるクラウニング（いわゆる対数クラウニング）を設けているので、従来の部分円弧で表されるクラウニングを形成した場合より局所的な面圧の上昇を抑制でき、ころ１０１２の転動面１０１２Ａにおける摩耗の発生を抑制できる。
　ここで、上述した対数クラウニングの効果についてより詳細に説明する。図７は、輪郭線が対数関数で表されるクラウニングを設けたころの輪郭線と、ころの転動面における接触面圧を重ねて示した図である。図８は、部分円弧のクラウニングとストレート部との間を補助円弧としたころの輪郭線と、ころの転動面における接触面圧を重ねて示した図である。図７および図８の左側の縦軸は、クラウニングのドロップ量(単位：ｍｍ）を示している。図７および図８の横軸は、ころにおける軸方向での位置（単位：ｍｍ）を示している。図７および図８の右側の縦軸は、接触面圧（単位：ＧＰａ）を示している。
　円錐ころの転動面の輪郭線を部分円弧のクラウニングとストレート部とを有する形状に形成した場合、図８に示すように、ストレート部、補助円弧及びクラウニング相互間の境界における勾配が連続であっても、曲率が不連続であると接触面圧が局所的に増加する。そのため、十分な膜厚の潤滑膜が形成されていないと、金属接触による摩耗が生じやすくなる。接触面に部分的に摩耗が生じると、その近辺で、より金属接触が生じやすい状態となるため、接触面の摩耗が促進され、円錐ころが損傷に至る不都合が生じる。
　そこで、接触面としての円錐ころの転動面に、輪郭線が対数関数で表されるクラウニングを設けた場合、例えば図７に示すように、図８の部分円弧で表されるクラウニングを設けた場合と比べて局所的な面圧が低くなり、接触面に摩耗を生じ難くすることができる。したがって、円錐ころの転動面上に存在する潤滑剤の微量化や低粘度化により潤滑膜の膜厚が薄くなる場合においても、接触面の摩耗を防止し、円錐ころの損傷を防止することができる。なお、図７及び図８には、ころの母線方向を横軸とすると共に母線直交方向を縦軸とする直交座標系に、内輪又は外輪ところの有効接触部の中央部に横軸の原点Ｏを設定してころの輪郭線を示すと共に、面圧を縦軸として接触面圧を重ねて示している。このように、上述のような構成を採用することで長寿命かつ高い耐久性を示す円錐ころ軸受１０１０を実現できる。
　上記円錐ころ軸受１０１０において、最表面から０．０５ｍｍの深さ位置での窒素富化層１０１１Ｂ、１０１２Ｂ、１０１３Ｂにおける窒素濃度が０．１質量％以上である。この場合、窒素富化層１０１１Ｂ、１０１２Ｂ，１０１３Ｂの最表面における窒素濃度を十分な値とできることから、窒素富化層１０１１Ｂ、１０１２Ｂ、１０１３Ｂの最表面の硬度を十分高くすることができる。また、上述した旧オーステナイト結晶粒径の粒度、窒素富化層の底部までの距離、窒素濃度といった条件は、図３の第１測定点１０３１において少なくとも満足されていることが好ましい。
　上記円錐ころ軸受１０１０において、窒素富化層１０１１Ｂ、１０１２Ｂ、１０１３Ｂが形成された外輪１０１１、内輪１０１３、およびころ１０１２のうちの少なくともいずれか１つは鋼により構成される。当該鋼は、窒素富化層１０１１Ｂ、１０１２Ｂ、１０１３Ｂ以外の部分、つまり未窒化部１０１１Ｃ、１０１２Ｃ、１０１３Ｃにおいて、少なくとも炭素（Ｃ）を０．６質量％以上１．２質量％以下、珪素（Ｓｉ）を０．１５質量％以上１．１質量％以下、マンガン（Ｍｎ）を０．３質量％以上１．５質量％以下含む。上記円錐ころ軸受において、鋼は、さらに２．０質量％以下のクロムを含んでいてもよい。この場合、本実施の形態において規定する構成の窒素富化層１０１１Ｂ、１０１２Ｂ、１０１３Ｂを後述する熱処理などを用いて容易に形成できる。
　上記円錐ころ軸受１０１０において、上記式（１）における設計パラメータＫ１，Ｋ２，ｚｍのうちの少なくとも１つがころ１０１２と外輪１０１１またはころ１０１２と内輪１０１３との接触面圧を目的関数として最適化されていてもよい。
　上記設計パラメータＫ1，Ｋ2，ｚmは、接触面圧、応力及び寿命のうちのいずれかを目的関数として最適化して定められるところ、表面起点の損傷は接触面圧に依存する。ここで、上記実施の形態によれば、接触面圧を目的関数として最適化して設計パラメータＫ1，Ｋ2，ｚmを設定するので、潤滑剤が希薄な条件においても接触面の摩耗を防止できるクラウニングが得られる。
　上記円錐ころ軸受１０１０において、外輪１０１１または内輪１０１３の少なくともいずれか１つは、窒素富化層１０１１Ｂ、１０１３Ｂを含む。この場合、外輪１０１１または内輪１０１３の少なくともいずれかにおいて、結晶組織が微細化された窒素富化層１０１１Ｂ、１０１３Ｂが形成されることで、長寿命かつ高耐久性を有する外輪１０１１または内輪１０１３を得ることができる。
　上記円錐ころ軸受１０１０において、ころ１０１２は窒素富化層１０１２Ｂを含む。この場合、ころ１０１２において、結晶組織が微細化された窒素富化層１０１２Ｂが形成されることで、長寿命かつ高耐久性を有するころ１０１２を得ることができる。
　＜円錐ころ軸受の製造方法＞
　図９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１０は、図９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１１は、図１０に示した熱処理パターンの変形例を示す模式図である。図１２は、比較例としての軸受部品のミクロ組織、特に旧オーステナイト結晶粒界を図解した模式図である。以下、円錐ころ軸受の製造方法を説明する。
　図９に示すように、まず部品準備工程（Ｓ１１００）を実施する。この工程（Ｓ１１００）では、外輪１０１１、内輪１０１３、ころ１０１２、保持器１０１４などの軸受部品となるべき部材を準備する。なお、ころ１０１２となるべき部材には、まだクラウニングは形成されておらず、当該部材の表面は図４の点線で示した加工前表面１０１２Ｅとなっている。
　次に、熱処理工程（Ｓ１２００）を実施する。この工程（Ｓ１２００）では、上記軸受部品の特性を制御するため、所定の熱処理を実施する。たとえば、外輪１０１１、ころ１０１２、内輪１０１３、のすくなくともいずれか１つにおいて本実施形態に係る窒素富化層１０１１Ｂ、１０１２Ｂ、１０１３Ｂを形成するため、浸炭窒化処理または窒化処理と、焼入れ処理、焼戻処理などを行う。この工程（Ｓ２００）における熱処理パターンの一例を図１０に示す。図１０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（Ｓ１２００）によれば、焼入れ組織となっている窒素富化層１０１１Ｂ、１０１２Ｂ、１０１３Ｂにおいて、旧オーステナイト結晶粒の粒径が、図１２に示した従来の焼入れ組織におけるミクロ組織と比較して２分の１以下となる、図６に示したようなミクロ組織を得ることができる。上記の熱処理を受けた軸受部品は、転動疲労に対して長寿命であり、割れ強度を向上させ、経年寸法変化率も減少させることができる。
　次に、加工工程（Ｓ１３００）を実施する。この工程（Ｓ１３００）では、各軸受部品の最終的な形状となるように、仕上げ加工を行う。ころ１０１２については、図４に示したように切削加工などの機械加工によりクラウニング１０２２Ａおよび面取り部１０２１を形成する。
　次に、組立工程（Ｓ１４００）を実施する。この工程（Ｓ１４００）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１０１０を得る。このようにして、図１に示した円錐ころ軸受１０１０を製造することができる。
（実験例１）
　＜試料＞
　試料として、試料Ｎｏ．１～４までの４種類の円錐ころを試料として準備した。円錐ころの型番は３０２０６とした。円錐ころの材質としてはＪＩＳ規格ＳＵＪ２材（１．０質量％Ｃ－０．２５質量％Ｓｉ－０．４質量％Ｍｎ－１．５質量％Ｃｒ）を用いた。
　試料Ｎｏ．１については、浸炭窒化焼入れを実施した後、図５に示した本実施の形態に係る対数クラウニングを両端部に形成した。浸炭窒化処理温度を８４５℃、保持時間を１５０分間とした。浸炭窒化処理の雰囲気はＲＸガス＋アンモニアガスとした。試料Ｎｏ．２については、試料Ｎｏ．１と同様に浸炭窒化焼入れを実施した後、図８に示した部分円弧クラウニングを形成した。
　試料Ｎｏ．３については、図１０に示した熱処理パターンを実施した後、図５に示した本実施の形態に係る対数クラウニングを両端部に形成した。浸炭窒化処理温度を８４５℃、保持時間を１５０分間とした。浸炭窒化処理の雰囲気は、ＲＸガス＋アンモニアガスとした。最終焼入れ温度は８００℃とした。
　試料Ｎｏ．４については、図１０に示した熱処理パターンを実施した後、図５に示した本実施の形態に係る対数クラウニングを両端部に形成した。試料の最表面から０．０５ｍｍの深さ位置での窒素富化層における窒素濃度を０．１質量％以上とするために、浸炭窒化処理温度を８４５℃、保持時間を１５０分間とした。浸炭窒化処理の雰囲気は、ＲＸガス＋アンモニアガスとした。最終焼入れ温度は８００℃とした。更に、炉内雰囲気を厳密に管理した。具体的には、炉内温度のムラ及びアンモニアガスの雰囲気ムラを抑制した。上述した試料Ｎｏ．３および試料Ｎｏ．４が本発明の実施例に対応する。試料Ｎｏ．１および試料Ｎｏ．２は比較例に対応する。
　＜実験内容＞
　実験１：寿命試験
　寿命試験装置を用いて寿命試験を行った。試験条件としては、試験荷重：Ｆｒ＝１８ｋＮ、Ｆａ＝２ｋＮ、潤滑油：タービン油５６、潤滑方式：油浴潤滑、という条件を用いた。寿命試験装置では、被試験体としての２つの円錐ころ軸受は、支持軸の両端を支持するように配置されている。該支持軸の延在方向の中央部、すなわち２つの円錐ころ軸受の中央部には、該支持軸を介して円錐ころ軸受にラジアル荷重を負荷するための円筒ころ軸受が配置されている。そして、荷重負荷用の円筒ころ軸受にラジアル荷重を負荷することで、被試験体としての円錐ころ軸受にラジアル荷重を負荷する。また、アキシアル荷重は、寿命試験装置のハウジングを介して一方の円錐ころ軸受から支持軸に伝わり、他方の円錐ころ軸受にアキシアル荷重が負荷される。これにより、円錐ころ軸受の寿命試験が行われる。
　実験２：偏荷重時の寿命試験
　上記実験１の寿命試験と同様の試験装置を用いた。試験条件としては、基本的に上記実験１での条件と同様であるが、ころの中心軸について２／１０００ｒａｄの軸傾きを負荷した状態とし、偏荷重が印加された状態で試験を行った。
　実験３：回転トルク試験
　試料Ｎｏ．１～４について、縦型トルク試験機を用いたトルク測定試験を行った。試験条件としては、試験荷重：Ｆａ＝７０００Ｎ、潤滑油：タービン油５６、潤滑方式：油浴潤滑、回転数：５０００ｒｐｍ、という条件を用いた。
　＜結果＞
　実験１：寿命試験
　試料Ｎｏ．４が最も良好な結果を示し、長寿命であると考えられた。試料Ｎｏ．２および試料Ｎｏ．３は、試料Ｎｏ．４の結果には及ばないものの、良好な結果を示し、十分実用に耐え得ると判断された。一方、試料Ｎｏ．１については、最も短い寿命を示す結果となった。
　実験２：偏荷重時の寿命試験
　試料Ｎｏ．４および試料Ｎｏ．３が最も良好な結果を示し、長寿命であると考えられた。次に、試料Ｎｏ．１が試料Ｎｏ．４および試料Ｎｏ．３には及ばないものの、比較的良好な結果を示した。一方、試料Ｎｏ．２は上記実験１の時の結果より悪い結果を示し、偏荷重条件により短寿命化したものと考えられる。
　実験３：回転トルク試験
　試料Ｎｏ．１、試料Ｎｏ．３、試料Ｎｏ．４が十分小さな回転トルクを示し良好な結果となった。一方、試料Ｎｏ．２は回転トルクが他の試料より大きくなっていた。
　以上の結果から、総合的に試料Ｎｏ．４がいずれの試験においても良好な結果を示し、総合的に最も優れた結果となった。また、試料Ｎｏ．３も、試料Ｎｏ．１および試料Ｎｏ．２と比べて良好な結果を示した。
（実験例２）
　＜試料＞
　上記の実験例１における試料Ｎｏ．４を用いた。
　＜実験内容＞
　表面から０．０５ｍｍの深さ位置での窒素濃度測定：
　試料Ｎｏ．４について、窒素濃度の測定と窒素富化層の深さ測定を実施した。測定方法としては、以下のような方法を用いた。すなわち、図３に示した第１～第３測定点において、中心線と垂直な方向に試料としての円錐ころを切断することで切断面を露出させる。当該切断面において、試料の表面から内部に向かって０．０５ｍｍの位置となる複数の測定位置にて、上記ＥＰＭＡにより窒素濃度について分析を行う。第１～第３測定点における断面のそれぞれにて、上記測定位置を５か所決定し、当該５か所での測定データの平均値を各測定点での窒素濃度とした。
　窒素富化層の底部までの距離の測定：
　上記第１～第３測定点での断面において、５００℃×１ｈの焼き戻し処理後の円錐ころ軸受１０１０において、深さ方向に０．５ｍｍ間隔で並ぶ複数の測定点において硬度測定を実施した。そして、ビッカース硬さがＨＶ４５０以上の領域を窒素富化層とし、当該硬度がＨＶ４５０となった位置の深さを窒素富化層の底部とした。
　窒素富化層における粒度番号の測定：
　旧オーステナイト結晶粒径の測定方法は、ＪＩＳ規格Ｇ０５５１：２０１３に規定された方法を用いた。測定を行う断面は、窒素富化層の底部までの距離の測定方法において測定を行った断面とした。
　＜結果＞
　表面から０．０５ｍｍの深さ位置での窒素濃度測定：
　第１測定点については、窒素濃度が０．２質量％となり、第２測定点については窒素濃度が０．２５質量％となり、第３測定点については窒素濃度が０．３質量％となった。いずれの測定点でも、測定結果は本願発明の範囲に入るものとなった。
　窒素富化層の底部までの距離の測定：
　第１測定点については、窒素富化層の底部までの距離が０．３ｍｍとなり、第２測定点については当該距離が０．３５ｍｍとなり、第３測定点については当該距離が０．３ｍｍとなった。いずれの測定点でも、測定結果は本願発明の範囲に入るものとなった。
　窒素富化層における粒度番号の測定：
　第１測定点から第３測定点のいずれにおいても、窒素富化層での旧オーステナイト結晶粒径はＪＩＳ規格の粒度番号が１０番以上となっていた。
　＜円錐ころ軸受の適用例＞
　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１３は、上述した円錐ころ軸受１０１０を使用した自動車のデファレンシャルを示す。このデファレンシャルは、プロペラシャフト（図示省略）に連結され、デファレンシャルケース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１０１０ａ、１０１０ｂで支持されている。
　図１４は、実施の形態に係る円錐ころ軸受を備えるマニュアルトランスミッションの構成を示す概略断面図である。図１４を参照して、マニュアルトランスミッション１００は、常時噛合い式のマニュアルトランスミッションであって、入力シャフト１１１と、出力シャフト１１２と、カウンターシャフト１１３と、ギア（歯車）１１４ａ～１１４ｋと、ハウジング１１５とを備えている。
　入力シャフト１１１は、円錐ころ軸受１０１０によりハウジング１１５に対して回転可能に支持されている。この入力シャフト１１１の外周にはギア１１４ａが形成され、内周にはギア１１４ｂが形成されている。
　一方、出力シャフト１１２は、一方側（図中右側）において円錐ころ軸受１０１０によりハウジング１１５に回転可能に支持されているとともに、他方側（図中左側）において転がり軸受１２０Ａにより入力シャフト１１１に回転可能に支持されている。この出力シャフト１１２には、ギア１１４ｃ～１１４ｇが取り付けられている。
　ギア１１４ｃおよびギア１１４ｄはそれぞれ同一部材の外周と内周に形成されている。ギア１１４ｃおよびギア１１４ｄが形成される部材は、転がり軸受１２０Ｂにより出力シャフト１１２に対して回転可能に支持されている。ギア１１４ｅは、出力シャフト１１２と一体に回転するように、かつ出力シャフト１１２の軸方向にスライド可能なように、出力シャフト１１２に取り付けられている。
　また、ギア１１４ｆおよびギア１１４ｇの各々は同一部材の外周に形成されている。ギア１１４ｆおよびギア１１４ｇが形成されている部材は、出力シャフト１１２と一体に回転するように、かつ出力シャフト１１２の軸方向にスライド可能なように、出力シャフト１１２に取り付けられている。ギア１１４ｆおよびギア１１４ｇが形成されている部材が図中左側にスライドした場合には、ギア１１４ｆはギア１１４ｂと噛合い可能であり、図中右側にスライドした場合にはギア１１４ｇとギア１１４ｄとが噛合い可能である。
　カウンターシャフト１１３には、ギア１１４ｈ～１１４ｋが形成されている。カウンターシャフト１１３とハウジング１１５との間には、２つのスラストニードルころ軸受が配置され、これによってカウンターシャフト１１３の軸方向の荷重（スラスト荷重）が支持されている。ギア１１４ｈは、ギア１１４ａと常時噛合っており、かつギア１１４ｉはギア１１４ｃと常時噛合っている。また、ギア１１４ｊは、ギア１１４ｅが図中左側にスライドした場合に、ギア１１４ｅと噛合い可能である。さらに、ギア１１４ｋは、ギア１１４ｅが図中右側にスライドした場合に、ギア１１４ｅと噛合い可能である。
　次に、マニュアルトランスミッション１００の変速動作について説明する。マニュアルトランスミッション１００においては、入力シャフト１１１に形成されたギア１１４ａと、カウンターシャフト１１３に形成されたギア１１４ｈとの噛み合わせによって、入力シャフト１１１の回転がカウンターシャフト１１３へ伝達される。そして、カウンターシャフト１１３に形成されたギア１１４ｉ～１１４ｋと出力シャフト１１２に取り付けられたギア１１４ｃ、１１４ｅとの噛み合わせ等によって、カウンターシャフト１１３の回転が出力シャフト１１２へ伝達される。これにより、入力シャフト１１１の回転が出力シャフト１１２へ伝達される。
　入力シャフト１１１の回転が出力シャフト１１２へ伝達される際には、入力シャフト１１１およびカウンターシャフト１１３の間で噛合うギアと、カウンターシャフト１１３および出力シャフト１１２の間で噛合うギアとを変えることによって、入力シャフト１１１の回転速度に対して出力シャフト１１２の回転速度を段階的に変化させることができる。また、カウンターシャフト１１３を介さずに入力シャフト１１１のギア１１４ｂと出力シャフト１１２のギア１１４ｆとを直接噛合わせることによって、入力シャフト１１１の回転を出力シャフト１１２へ直接伝達することもできる。
　以下に、マニュアルトランスミッション１００の変速動作をより具体的に説明する。ギア１１４ｆがギア１１４ｂと噛合わず、ギア１１４ｇがギア１１４ｄと噛合わず、かつギア１１４ｅがギア１１４ｊと噛合う場合には、入力シャフト１１１の駆動力は、ギア１１４ａ、ギア１１４ｈ、ギア１１４ｊおよびギア１１４ｅを介して出力シャフト１１２に伝達される。これが、たとえば第１速とされる。
　ギア１１４ｇがギア１１４ｄと噛合い、ギア１１４ｅがギア１１４ｊと噛合わない場合には、入力シャフト１１１の駆動力は、ギア１１４ａ、ギア１１４ｈ、ギア１１４ｉ、ギア１１４ｃ、ギア１１４ｄおよびギア１１４ｇを介して出力シャフト１１２に伝達される。これが、たとえば第２速とされる。
　ギア１１４ｆがギア１１４ｂと噛合い、ギア１１４ｅがギア１１４ｊと噛合わない場合には、入力シャフト１１１はギア１１４ｂおよびギア１１４ｆとの噛合いにより出力シャフト１１２に直結され、入力シャフト１１１の駆動力は直接出力シャフト１１２に伝達される。これが、たとえば第３速とされる。
　上述のように、マニュアルトランスミッション１００は、回転部材としての入力シャフト１１１および出力シャフト１１２をこれに隣接して配置されるハウジング１１５に対して回転可能に支持するために、円錐ころ軸受１０１０を備えている。このように、上記実施の形態に係る円錐ころ軸受１０１０は、マニュアルトランスミッション１００内において使用することができる。そして、長寿命かつ高い耐久性を有する円錐ころ軸受１０１０は、転動体と軌道部材との間に高い面圧が付与されるマニュアルトランスミッション１００内での使用に好適である。
　ところで、自動車の動力伝達装置であるトランスミッション又はデファレンシャル等においては、省燃費化のために、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。このため、自動車用の円錐ころ軸受では、寿命の向上が要求されている。よって、寿命が向上した上記の円錐ころ軸受１０１０をトランスミッション又はデファレンシャルに組み込むことで上記要求を満たすことができる。
　（実施の形態２）
　＜円錐ころ軸受の構成＞
　図１５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１６は、図１５に示した円錐ころ軸受の部分断面模式図である。図１７は、本発明の実施の形態に係る円錐ころ軸受のころの形状を説明するための部分断面図である。図１８は、図１７に示される円錐ころ軸受のころのクラウニング形状を示す図である。図１９は、図１７に示される円錐ころ軸受のころの母線方向座標とドロップ量との関係を表す図である。図２０は、Ｍｉｓｅｓの相当応力の最大値と対数クラウニングパラメータとの関係を表す図である。図２１は、本発明の実施の形態に係る円錐ころ軸受の変形例を示す図である。図２２は、本発明の実施の形態に係る円錐ころ軸受の他の変形例を示す図である。図２３は、図１５に示した円錐ころ軸受の円錐ころの部分断面模式図である。図２４は、図２３に示した円錐ころの拡大部分断面模式図である。図１５～図２４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１５に示す円錐ころ軸受２０１０は、外輪２０１１と、内輪２０１３と、複数の円錐ころ（以下では単に、ころと呼ぶこともある）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。
　ころ２０１２は、外輪２０１１の内周面上に配置されている。ころ２０１２はころ転動面２０１２Ａを有し、当該ころ転動面２０１２Ａにおいて内輪軌道面２０１３Ａおよび外輪軌道面２０１１Ａに接触する。複数のころ２０１２は合成樹脂からなる保持器２０１４により周方向に所定のピッチで配置されている。これにより、ころ２０１２は、外輪２０１１および内輪２０１３の円環状の軌道上に転動自在に保持されている。また、円錐ころ軸受２０１０は、外輪軌道面２０１１Ａを含む円錐、内輪軌道面２０１３Ａを含む円錐、およびころ２０１２が転動した場合の回転軸の軌跡を含む円錐のそれぞれの頂点が軸受の中心線上の１点で交わるように構成されている。このような構成により、円錐ころ軸受２０１０の外輪２０１１および内輪２０１３は、互いに相対的に回転可能となっている。なお、保持器２０１４は樹脂製に限らず、金属製であってもよい。
　外輪２０１１、内輪２０１３、ころ２０１２を構成する材料は鋼であってもよい。当該鋼は、窒素富化層２０１１Ｂ、２０１２Ｂ、２０１３Ｂ以外の部分で、少なくとも炭素を０．６質量％以上１．２質量％以下、珪素を０．１５質量％以上１．１質量％以下、マンガンを０．３質量％以上１．５質量％以下含む。上記鋼は、さらに２．０質量％以下のクロムを含んでいてもよい。
　上記の構成において、炭素が１．２質量％を超えると、球状化焼鈍を行なっても素材硬度が高いので冷間加工性を阻害し、冷間加工を行なう場合に十分な冷間加工量と、加工精度を得ることができない。また、浸炭窒化処理時に過浸炭組織になりやすく、割れ強度が低下する危険性がある。他方、炭素含有量が０．６質量％未満の場合には、所要の表面硬さと残留オーステナイト量を確保するのに長時間を必要としたり、再加熱後の焼入れで必要な内部硬さが得られにくくなる。
　Ｓｉ含有率を０．１５～１．１質量％とするのは、Ｓｉが耐焼戻し軟化抵抗を高めて耐熱性を確保し、異物混入潤滑下での転がり疲労寿命特性を改善することができるからである。Ｓｉ含有率が０．１５質量％未満では異物混入潤滑下での転がり疲労寿命特性が改善されず、一方、Ｓｉ含有率が１．１質量％を超えると焼きならし後の硬度を高くしすぎて冷間加工性を阻害する。
　Ｍｎは浸炭窒化層と芯部の焼入れ硬化能を確保するのに有効である。Ｍｎ含有率が０．３質量％未満では、十分な焼入れ硬化能を得ることができず、芯部において十分な強度を確保することができない。一方、Ｍｎ含有率が１．５質量％を超えると、硬化能が過大になりすぎ、焼きならし後の硬度が高くなり冷間加工性が阻害される。また、オーステナイトを安定化しすぎて芯部の残留オーステナイト量を過大にして経年寸法変化を助長する。さらに、鋼が２．０質量％以下のクロムを含むことにより、表層部においてクロムの炭化物や窒化物を析出して表層部の硬度を向上しやすくなる。Ｃｒ含有率を２．０質量％以下としたのは、２．０質量％を超えると冷間加工性が著しく低下したり、２．０質量％を超えて含有しても上記表層部の硬度向上の効果が小さいからである。
　なお、本開示の鋼は、言うまでもなくＦｅを主成分とし、上記の元素の他に不可避的不純物を含んでいてもよい。不可避的不純物としては、リン（Ｐ）、硫黄（Ｓ）、窒素（Ｎ）、酸素（Ｏ）、アルミ（Ａｌ）などがある。これらの不可避的不純物元素の量は、たとえばそれぞれ０．１質量％以下である。
　また異なる観点から言えば、外輪２０１１および内輪２０１３は、軸受用材料の一例である鋼材、たとえばＪＩＳ規格ＳＵＪ２からなるものであることが好ましい。ころ２０１２は、軸受用材料の一例である鋼材、たとえばＪＩＳ規格ＳＵＪ２により構成されてもよい。また、ころ２０１２は、他の材料、たとえばサイアロン焼結体により構成されていてもよい。
　図１６に示すように、外輪２０１１の軌道面２０１１Ａおよび内輪２０１３の軌道面２０１３Ａには窒素富化層２０１１Ｂ、２０１３Ｂが形成されている。内輪２０１３では、窒素富化層２０１３Ｂが軌道面２０１３Ａから小つば面および大つば面にまで延在している。窒素富化層２０１１Ｂ、２０１３Ｂは、それぞれ外輪２０１１の未窒化部２０１１Ｃまたは内輪２０１３の未窒化部２０１３Ｃより窒素濃度が高くなっている領域である。また、ころ２０１２の転動面２０１２Ａを含む表面には窒素富化層２０１２Ｂが形成されている。ころ２０１２の窒素富化層２０１２Ｂは、ころ２０１２の未窒化部２０１２Ｃより窒素濃度が高くなっている領域である。窒素富化層２０１１Ｂ、２０１２Ｂ、２０１３Ｂは、たとえば浸炭窒化処理、窒化処理など従来周知の任意の方法により形成できる。
　なお、ころ２０１２のみに窒素富化層２０１２Ｂを形成してもよいし、外輪２０１１のみに窒素富化層２０１１Ｂを形成してもよいし、内輪２０１３のみに窒素富化層２０１３Ｂを形成してもよい。あるいは、外輪２０１１、内輪２０１３、ころ２０１２のうちの２つに窒素富化層を形成してもよい。
　次に、図１７～図１９を用いて、ころ２０１２の形状をより詳しく説明する。図１７～図１９に示すように、ころ２０１２における転動面２０１２Ａのクラウニング形成部分において、内輪軌道面２０１３Ａに非接触である非接触部クラウニング部分２０２８の母線の曲率Ｒ８が、内輪軌道面２０１３Ａに接触する接触部クラウニング部分２０２７の母線の曲率Ｒ７よりも小さく設定されている。
　図１７に示すように、内輪２０１３の外周には内輪軌道面２０１３Ａが形成され、この内輪軌道面２０１３Ａの大径側および小径側に大つば部２０４１および小つば部２０４２をそれぞれ有する。内輪軌道面２０１３Ａと大つば部２０４１とが交わる隅部には、研削逃げ部２０４３が形成され、内輪軌道面２０１３Ａと小つば部２０４２との隅部には、研削逃げ部２０４４が形成されている。上記内輪軌道面２０１３Ａは、内輪軸方向に延びる母線が直線となっている。外輪２０１１の内周には、内輪軌道面２０１３Ａに対向する外輪軌道面２０１１Ａが形成されている。外輪２０１１はつば無しとされ、外輪軌道面２０１１Ａは外輪軸方向に延びる母線が直線となっている。
　図１５および図１７に示すように、ころ２０１２の外周のころ転動面にはクラウニングを形成し、ころ２０１２の両端には面取り部２０２１，２０２５が施されている。ころ転動面２０１２Ａのクラウニング形成部分を、図１８に示すように接触部クラウニング部分２０２７と、非接触部クラウニング部分２０２８とに形成している。これらのうち接触部クラウニング部分２０２７は、内輪軌道面２０１３Ａの軸方向範囲にあって内輪軌道面２０１３Ａに接する。非接触部クラウニング部分２０２８は、内輪軌道面２０１３Ａの軸方向範囲から外れて内輪軌道面２０１３Ａに非接触となる。
　これら接触部クラウニング部分２０２７と非接触部クラウニング部分２０２８は、ころ軸方向に延びる母線が、互いに異なる関数で表されかつ互いに接続点Ｐ１で滑らかに連続する線である。上記接続点Ｐ１の近傍において、非接触部クラウニング部分２０２８の母線の曲率Ｒ８を、接触部クラウニング部分２０２７の母線の曲率Ｒ７よりも小さく設定している。
　ところで、円錐ころ軸受においては、内輪２０１３側の接触部と外輪２０１１側の接触部とでは、内輪２０１３側の方が周方向の等価半径が小さいから面圧が高くなる。したがって、クラウニングの設計においては、内輪２０１３側の接触について検討すれば良い。
　円錐ころ軸受、呼び番号３０３１６に基本動定格荷重の３５％のラジアル荷重が作用し、ミスアライメントが１／６００である場合について検討する。このとき、ミスアライメントは、ころ２０１２の小径側でなく大径側で面圧が高くなる方向に傾くとする。上記基本動定格荷重とは、内輪２０１３を回転させ外輪２０１１を静止させた条件で、一群の同じ軸受を個々に運転したとき、定格寿命が１００万回転になるような、方向と大きさが変動しない荷重をいう。上記ミスアライメントは、外輪２０１１を嵌合した図示外のハウジングと、内輪２０１３を嵌合した軸との心ずれであり、傾き量として上記のような分数にて表記する。
　上記接触部クラウニング部分２０２７の母線は、対数クラウニングで表されてもよい。接触部クラウニング部分２０２７のドロップ量の和は、円錐ころであるころ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を円錐ころであるころ２０１２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。
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　つまり、接触部クラウニング部分２０２７の母線は上記式（１）で表される対数クラウニングの対数曲線により形成されていてもよい。
　クラウニングの加工精度を確保するためには、ころ２０１２の外周に、ころ全長Ｌ１の１／２以上のストレート部分が存在することが望ましい。そこで、ころ全長Ｌ１の１／２をストレート部分とし、ころ軸方向中央を基準として、小径側の部分と大径側の部分とで対称のクラウニングであるとすれば、対数クラウニング式（１）中の設計パラメータのうち、Ｋ２は固定され、Ｋ１とｚｍが設計の対象となる。
　ところで、後述の数理的最適化手法を用いてクラウニングを最適化すると、本条件では、図１９の「対数」のようなクラウニングとなる。このとき、ころ２０１２のクラウニングの最大ドロップ量は６９μｍである。ところが、図１９中のＧの領域は、図１７の内輪２０１３の研削逃げ部２０４３，２０４４と相対するＥの領域であり内輪２０１３とは接触しない。このため、ころ２０１２の上記Ｇの領域は、対数クラウニングである必要はなく、直線もしくは円弧あるいはその他の関数としても差し支えない。ころ２０１２の上記Ｇの領域が直線、円弧、その他の関数であっても、ころ全体が対数クラウニングの場合と同一の面圧分布となり、機能上何ら遜色はない。
　対数クラウニングの数理的最適化手法について説明する。
　対数クラウニングを表す関数式（１）中のＫ１、ｚｍを適切に選択することによって、最適な対数クラウニングを設計することができる。
　クラウニングは一般的に接触部の面圧もしくは応力の最大値を低下させるように設計する。ここでは，転動疲労寿命はＭｉｓｅｓの降伏条件にしたがって発生すると考え，Ｍｉｓｅｓの相当応力の最大値を最小にするようにＫ１、ｚｍを選択する。
　Ｋ１、ｚｍは適当な数理的最適化手法を用いて選択することが可能である。数理的最適化手法のアルゴリズムには種々のものが提案されているが、その一つである直接探索法は、関数の微係数を使用せずに最適化を実行することが可能であり、目的関数と変数が数式によって直接的に表現できない場合に有用である。ここでは，直接探索法の一つであるＲｏｓｅｎｂｒｏｃｋ法を用いてＫ１、ｚｍの最適値を求める。
　円錐ころ軸受、呼び番号３０３１６に基本動定格荷重の３５％のラジアル荷重が作用し、ミスアライメントが１／６００である場合では、Ｍｉｓｅｓの相当応力の最大値ｓＭｉｓｅｓ＿ｍａｘと対数クラウニングパラメータＫ１、ｚｍは図２０のような関係にある。Ｋ１、ｚｍに適当な初期値を与え、Ｒｏｓｅｎｂｒｏｃｋ法の規則にしたがってＫ１、ｚｍを修正していくと、図２０中の最適値の組合せに到達し，ｓＭｉｓｅｓ＿ｍａｘは最小となる。
　ころ２０１２と内輪２０１３との接触を考える限りにおいては、図１９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良いが、外輪２０１１との接触や加工時の砥石の成形性を考慮すれば、対数クラウニング部との接続点Ｐ１において、対数クラウニング部の勾配より小さな勾配となることは望ましくない。Ｇの領域のクラウニングについて、対数クラウニング部の勾配より大きな勾配を与えることは、ドロップ量が大きくなるため、これも望ましくない。すなわち、Ｇの領域のクラウニングと対数クラウニングは、その接続点Ｐ１で勾配が一致して滑らかに繋がるように設計されることが望ましい。図１９において、ころ２０１２のＧの領域のクラウニングを、直線とした場合を点線にて例示し、円弧とした場合を太実線にて例示する。Ｇの領域のクラウニングを直線とした場合、ころ２０１２のクラウニングのドロップ量Ｄｐは例えば３６μｍとなる。Ｇの領域のクラウニングを円弧とした場合、ころ２０１２のクラウニングのドロップ量Ｄｐは例えば４０μｍとなる。
　以上説明した円錐ころ軸受２０１０によると、ころ２０１２の外周の転動面２０１２Ａにクラウニングを形成したため、内輪軌道面２０１３Ａのみにクラウニングを形成する場合よりも、転動面２０１２Ａに砥石を必要十分に作用させ得る。よって転動面２０１２Ａに対する加工不良を未然に防止できる。ころの転動面２０１２Ａに形成したクラウニングにより、面圧や接触部の応力を低減し円錐ころ軸受２０１０の長寿命化を図ることができる。さらに、接触部クラウニング部分２０２７と、非接触部クラウニング部分２０２８との接続点Ｐ１の近傍において、非接触部クラウニング部分２０２８の母線の曲率Ｒ8が、接触部クラウニング部分２０２７の母線の曲率Ｒ７よりも小さいため、ころ２０１２の両端部のドロップ量Ｄｐの低減を図ることができる。したがって、例えば従来の単一円弧クラウニングのものより研削量を抑え、ころ２０１２の加工効率の向上を図り、製造コストの低減を図ることができる。
　非接触部クラウニング部分２０２８の母線は、大径側の部分および小径側の部分のいずれか一方または両方が円弧であっても良い。この場合、ころ転動面全体の母線を例えば対数曲線で表すものより、ドロップ量Ｄｐの低減を図ることができる。したがって、研削量の低減を図れる。図２１に示すように、上記非接触部クラウニング部分２０２８の母線は、大径側の部分および小径側の部分のいずれか一方または両方が直線であっても良い（図２１の例では大径側の部分のみ直線）。この場合、非接触部クラウニング部分２０２８の母線を円弧とする場合よりもさらにドロップ量Ｄｐの低減を図ることができる。
　接触部クラウニング部分２０２７の母線の一部または全部が対数クラウニングで表されても良い。この対数クラウニングで表される接触部クラウニング部分２０２７により、面圧や接触部の応力を低減し円錐ころ軸受２０１０の長寿命化を図ることができる。
　図２２に示すように、接触部クラウニング部分２０２７の母線が、ころ軸方向に沿って平坦に形成されたストレート部分２０２７Ａと、対数クラウニングの対数曲線で形成された部分２０２７Ｂとによって表されても良い。
　この発明の他の実施の形態として、円錐ころ軸受において、クラウニングを、ころ２０１２に設けると共に内輪２０１３にも設けても良い。この場合、ころ２０１２のドロップ量と内輪２０１３のドロップ量との和が、上記の最適化されたドロップ量と等しくなるようにする。これらクラウニングにより、面圧や接触部の応力を低減し円錐ころ軸受の長寿命化を図ることができる。さらに、従来の単一円弧クラウニングのものより研削量を抑え、ころ２０１２の加工効率の向上を図り、製造コストの低減を図ることができる。
　次に、ころ２０１２の窒素富化層２０１２Ｂについて説明する。図１５、図１６および図２３に示すように、ころ２０１２の転動面２０１２Ａは、クラウニング部２０２２、２０２４と中央部２０２３とを含む。なお、このクラウニング部２０２２、２０２４は、図２２に示した非接触部クラウニング部分２０２８および部分２０２７Ｂに対応する。また、中央部２０２３は図２２に示したストレート部分２０２７Ａに対応する。つまり図２３に示したころ２０１２は、本実施の形態に係る円錐ころ軸受のころの一例である図２２に示した構成のころに対応する。クラウニング部２０２２、２０２４は転動面２０１２Ａの両端部に位置し、クラウニングが形成されている。中央部２０２３は、クラウニング部２０２２、２０２４の間を繋ぐように配置されている。中央部２０２３にはクラウニングは形成されておらず、ころ２０１２の回転軸である中心線２０２６に沿った方向での断面における中央部２０２３の形状は直線状である。ころ２０１２の小端面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。大端面２０１６とクラウニング部２０２４との間にも面取り部２０２５が形成されている。
　ここで、ころ２０１２の製造方法において、窒素富化層２０１２Ｂを形成する処理（浸炭窒化処理）を実施するときには、ころ２０１２にはクラウニングが形成されておらず、ころ２０１２の外形は図２４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２４の矢印に示すようにころ２０１２の側面が加工され、図２３および図２４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。
　窒素富化層の厚さ：
　ころ２０１２における窒素富化層２０１２Ｂの深さ、すなわち窒素富化層２０１２Ｂの最表面から窒素富化層２０１２Ｂの底部までの距離は、０．２ｍｍ以上となっている。具体的には、面取り部２０２１とクラウニング部２０２２との境界点である第１測定点２０３１、小端面２０１７から距離Ｗが１．５ｍｍの位置である第２測定点２０３２、ころ２０１２の転動面２０１２Ａの中央である第３測定点２０３３において、それぞれの位置での窒素富化層２０１２Ｂの深さＴ１、Ｔ２、Ｔ３が０．２ｍｍ以上となっている。ここで、上記窒素富化層２０１２Ｂの深さとは、ころ２０１２の中心線２０２６に直交するとともに外周側に向かう径方向における窒素富化層２０１２Ｂの厚さを意味する。なお、窒素富化層２０１２Ｂの深さＴ１、Ｔ２、Ｔ３の値は、面取り部２０２１、２０２５の形状やサイズ、さらに窒素富化層２０１２Ｂを形成する処理および上記仕上げ加工の条件などのプロセス条件に応じて適宜変更可能である。たとえば、図２４に示した構成例では、上述のように窒素富化層２０１２Ｂが形成された後にクラウニング２０２２Ａが形成されたことに起因して、窒素富化層２０１２Ｂの深さＴ２は他の深さＴ１、Ｔ３より小さくなっているが、上述したプロセス条件を変更することで、上記窒素富化層２０１２Ｂの深さＴ１、Ｔ２、Ｔ３の値の大小関係は適宜変更することができる。
　また、外輪２０１１および内輪２０１３における窒素富化層２０１１Ｂ、２０１３Ｂについても、その最表面から窒素富化層２０１１Ｂ、２０１３Ｂの底部までの距離である窒素富化層２０１１Ｂ、２０１３Ｂの厚さは０．２ｍｍ以上である。ここで、窒素富化層２０１１Ｂ、２０１３Ｂの厚さは、窒素富化層２０１１Ｂ、２０１３Ｂの最表面に対して垂直な方向における窒素富化層２０１１Ｂ，２０１３Ｂまでの距離を意味する。
　クラウニングの形状：
　ころ２０１２のクラウニング部２０２２、２０２４に含まれる接触部クラウニング部分２０２７に形成されたクラウニングの形状は、上述したように式（１）で表されてもよい。図２５は、接触部クラウニング部分のクラウニング形状の一例を示すｙ－ｚ座標図である。図２５では、ころ２０１２の母線をｙ軸とし、ころ２０１２の母線上であって内輪２０１３又は外輪２０１１ところ２０１２との有効接触部の中央部に原点Ｏをとると共に、母線直交方向（半径方向）にｚ軸をとったｙ－ｚ座標系に、上記式（１）で表されるクラウニングの一例を示している。図２５において縦軸はｚ軸、横軸はｙ軸である。有効接触部は、ころ２０１２にクラウニングを形成していない場合の内輪２０１３又は外輪２０１１ところ２０１２との接触部位である。また、円錐ころ軸受２０１０を構成する複数のころ２０１２の各クラウニングは、通常、有効接触部の中央部を通るｚ軸に関して線対称に形成されるので、図２５では、一方のクラウニング２０２２Ａのみを示している。
　荷重Ｑ、有効接触部の母線方向長さＬ、および、等価弾性係数Ｅ’は、設計条件として与えられ、原点から有効接触部の端部までの長さａは、原点の位置によって定められる値である。
　上記式（１）において、ｚ（ｙ）は、ころ２０１２の母線方向位置ｙにおけるクラウニング２０２２Ａのドロップ量を示しており、クラウニング２０２２Ａの始点Ｏ１の座標は（ａ－Ｋ２ａ，０）であるから、式（１）におけるｙの範囲は、ｙ＞（ａ－Ｋ２ａ）である。また、図２５では、原点Ｏを有効接触部の中央部にとっているので、ａ＝Ｌ／２となる。さらに、原点Ｏからクラウニング２０２２Ａの始点Ｏ１までの領域は、クラウニングが形成されていない中央部（ストレート部）であるから、０≦ｙ≦（ａ－Ｋ２ａ）のとき、ｚ（ｙ）＝０となる。
　設計パラメータＫ１は荷重Ｑの倍率、幾何学的にはクラウニング２０２２Ａの曲率の程度を意味している。設計パラメータＫ２は、原点Ｏから有効接触部の端部までの母線方向長さａに対するクラウニング２０２２Ａの母線方向長さｙｍの割合を意味している（Ｋ２＝ｙｍ／ａ）。設計パラメータｚｍは、有効接触部の端部におけるドロップ量、即ちクラウニング２０２２Ａの最大ドロップ量を意味している。
　ここで、後述する図２８に示したころのクラウニングは、設計パラメータＫ２＝１であってストレート部の無いフルクライニングであり、エッジロードが発生しない十分なドロップ量が確保されている。しかしながら、ドロップ量が過大であると、加工時に、材料取りされた素材から生じる取代が大きくなり、コスト増大を招くこととなる。そこで、以下のように、設計パラメータＫ１，Ｋ２，ｚｍの最適化を行う。
　設計パラメータＫ１，Ｋ２，ｚｍの最適化手法としては種々のものを採用することができ、例えば、Ｒｏｓｅｎｂｒｏｃｋ法等の直接探索法を採用することができる。ここで、ころの転動面における表面起点の損傷は面圧に依存するので、最適化の目的関数を面圧とすることにより、希薄潤滑下における接触面の油膜切れを防止するクラウニングを得ることができる。
　保持器の形状：
　図２６および図２７に示すように、上記保持器２０１４は、円錐ころ２０１２の小径端面側で連なる小環状部２１０６と、円錐ころ２０１２の大径端面側で連なる大環状部２１０７と、これらの小環状部２１０６と大環状部２１０７を連結する複数の柱部２１０８とからなり、円錐ころ２０１２の小径側を収納する部分が狭幅側、大径側を収納する部分が広幅側となる台形状のポケット２１０９が形成されている。ポケット２１０９の狭幅側と広幅側には、それぞれ両側の柱部２１０８に２つずつ切欠き２１１０ａ、２１１０ｂが設けられている。各切欠き２１１０ａ、２１１０ｂの寸法は、いずれも深さ１．０ｍｍ、幅４．６ｍｍとされている。柱面２０１４ｄは、柱部２１０８において、上記切欠きが形成されていない部分のポケット２１０９に面している面である。柱面２０１４ｄの窓角θは所定の角度に設定されている。
　円錐ころ２０１２の大端面２０１６の曲率半径Ｒと、Ｏ点から内輪２０１３の大鍔面２０１８までの距離ＲBASEとの比Ｒ／ＲBASE：
　内輪２０１３の小つば面は、軌道面２０１３Ａに配列された円錐ころ２０１２の小端面２０１７と平行な研削加工面に仕上げられている。
　図２８に示すように、円錐ころ２０１２と、外輪２０１１および内輪２０１３の各軌道面２０１１Ａ、２０１３Ａの各円錐角頂点は、円錐ころ軸受２０１０の中心線上の一点Ｏで一致し、円錐ころ２０１２の大端面２０１６の曲率半径Ｒと、Ｏ点から内輪２０１３の大鍔面２０１８までの距離ＲBASEとの比Ｒ／ＲBASEは、０．７５以上０．８７以下の範囲となるように製造されている。また、大鍔面２０１８は、例えば０．１２μｍ以下の表面粗さＲａに研削加工されている。
　窒素富化層の結晶組織：
　図２９は、本実施の形態に係る円錐ころ軸受を構成する軸受部品のミクロ組織、特に旧オーステナイト結晶粒界を図解した模式図である。図３０は、窒素富化層２０１２Ｂにおけるミクロ組織を示している。本実施の形態における窒素富化層２０１２Ｂにおける旧オーステナイト結晶粒径はＪＩＳ規格の粒度番号が２０１０以上となっており、従来の一般的な焼入れ加工品と比べても十分に微細化されている。
　＜各種特性の測定方法＞
　窒素濃度の測定方法：
　外輪２０１１、ころ２０１２、内輪２０１３などの軸受部品について、それぞれ窒素富化層２０１１Ｂ，２０１２Ｂ、２０１３Ｂが形成された領域の表面に垂直な断面について、ＥＰＭＡ（Ｅｌｅｃｔｒｏｎ　Ｐｒｏｂｅ　Ｍｉｃｒｏ　Ａｎａｌｙｓｉｓ）により深さ方向で線分析を行う。測定は、各軸受部品を測定位置から表面に垂直な方向に切断することで切断面を露出させ、当該切断面において測定を行う。たとえば、ころ２０１２については、図２３に示した第１測定点２０３１～第３測定点２０３３のそれぞれの位置から、中心線２０２６と垂直な方向にころ２０１２を切断することで切断面を露出させる。当該切断面において、ころ２０１２の表面から内部に向かって０．０５ｍｍの位置となる複数の測定位置にて、上記ＥＰＭＡにより窒素濃度について分析を行う。たとえば、上記測定位置を５か所決定し、当該５か所での測定データの平均値をころ２０１２の窒素濃度とする。
　また、外輪２０１１および内輪２０１３については、軌道面２０１１Ａ、２０１３Ａにおいて軸受の中心軸方向における中央部を測定位置として、中心軸および当該中心軸に直交する径方向に沿った断面を露出させた後、当該断面について上記と同様の手法により窒素濃度の測定を行う。
　最表面から窒素富化層の底部までの距離の測定方法：
　外輪２０１１および内輪２０１３については、上記窒素濃度の測定方法において測定対象とした断面につき、表面から深さ方向において硬度分布を測定する。測定装置としてはビッカース硬さ測定機を用いることができる。５００℃×１ｈの焼き戻し処理後の円錐ころ軸受２０１０の外輪２０１１および内輪２０１３において、深さ方向に並ぶ複数の測定点、たとえば０．５ｍｍ間隔に配置された測定点において硬度測定を実施する。そして、ビッカース硬さがＨＶ４５０以上の領域を窒素富化層とする。
　また、ころ２０１２については、図２３に示した第１測定点２０３１での断面において、上記のように深さ方向での硬度分布を測定し、窒素富化層の領域を決定する。
　粒度番号の測定方法：
　旧オーステナイト結晶粒径の測定方法は、ＪＩＳ規格Ｇ０５５１：２０１３に規定された方法を用いる。測定を行う断面は、窒素富化層の底部までの距離の測定方法において測定を行った断面とする。
　クラウニング形状の測定方法：
　ころ２０１２のクラウニング形状について、任意の方法により測定できる。たとえば、ころ２０１２の形状を表面性状測定器により測定することにより、クラウニング形状を測定してもよい。
　＜円錐ころ軸受の作用効果＞
　以下一部重複する部分もあるが、上述した円錐ころ軸受の特徴的な構成を列挙する。
　本開示に従った円錐ころ軸受２０１０は、外輪２０１１と内輪２０１３と複数の円錐ころであるころ２０１２とを備える。外輪２０１１は、内周面において外輪軌道面２０１１Ａを有する。内輪２０１３は、外周面において内輪軌道面２０１３Ａを有し、外輪２０１１の内側に配置される。複数のころ２０１２は、外輪軌道面２０１１Ａと内輪軌道面２０１３Ａとの間に配列され、外輪軌道面２０１１Ａおよび内輪軌道面２０１３Ａと接触する転動面２０１２Ａを有する。外輪２０１１、内輪２０１３および複数のころ２０１２のうちの少なくともいずれか１つは、外輪軌道面２０１１Ａ、内輪軌道面２０１３Ａまたは転動面２０１２Ａの表面層に形成された窒素富化層２０１１Ｂ、２０１３Ｂ、２０１２Ｂを含む。表面層の最表面から窒素富化層の底部までの距離は０．２ｍｍ以上である。最表面から０．０５ｍｍの深さ位置での窒素富化層２０１１Ｂ、２０１３Ｂ、２０１２Ｂにおける窒素濃度が０．１質量％以上である。ころ２０１２の転動面２０１２Ａにはクラウニングが形成される。ころ２０１２の転動面２０１２Ａにおいてクラウニングが形成されたクラウニング形成部分を、内輪軌道面２０１３Ａの軸方向範囲にあって内輪軌道面２０１３Ａに接する接触部クラウニング部分２０２７と、内輪軌道面２０１３Ａの軸方向範囲から外れて内輪軌道面２０１３Ａに非接触となる非接触部クラウニング部分２０２８とに形成する。接触部クラウニング部分２０２７と非接触部クラウニング部分２０２８は、ころ軸方向に延びる母線が、互いに異なる関数で表されかつ互いに接続点Ｐ１で滑らかに連続する線である。接続点Ｐ１の近傍において、非接触部クラウニング部分２０２８の母線の曲率Ｒ８が、接触部クラウニング部分２０２７の母線の曲率Ｒ７よりも小さい。
　上記「滑らかに連続する」とは、角を生じずに連続することであり、理想的には、接触部クラウニング部分の母線と、非接触部クラウニング部分の母線とが、互いの連続点において、共通の接線を持つように続くことで、すなわち上記母線が上記連続点で連続的微分可能な関数であることである。
　このようにすれば、外輪２０１１、内輪２０１３、円錐ころとしてのころ２０１２の少なくともいずれか１つにおいて旧オーステナイト結晶粒径が十分微細化された窒素富化層２０１１Ｂ、２０１２Ｂ、２０１３Ｂが形成されているので、高い転動疲労寿命を有した上で、シャルピー衝撃値、破壊靭性値、圧壊強度などを向上させることができる。また、上記構成によると、ころ２０１２の転動面２０１２Ａに形成したクラウニングにより、面圧や接触部の応力を低減し円錐ころ軸受の長寿命化を図ることができる。
　さらに、ころ２０１２の外周の転動面２０１２Ａにクラウニングを形成したため、内輪軌道面２０１３Ａのみにクラウニングを形成する場合よりも、ころ２０１２の転動面２０１２Ａに砥石を必要十分に作用させ得る。よって転動面２０１２Ａに対する加工不良を未然に防止できる。また、接触部クラウニング部分２０２７と、非接触部クラウニング部分２０２８との接続点Ｐ１の近傍において、非接触部クラウニング部分２０２８の母線の曲率Ｒ８が、接触部クラウニング部分２０２７の母線の曲率Ｒ７よりも小さいため、ころ２０１２の両端部のドロップ量の低減を図ることができる。したがって、例えば従来の単一円弧クラウニングのものより研削量を抑え、ころ２０１２の加工効率の向上を図り、製造コストの低減を図ることができる。
　また、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％以上となっている。このため、窒素富化層２０１１Ｂ、２０１２Ｂ，２０１３Ｂの最表面における窒素濃度を十分な値とできることから、窒素富化層２０１１Ｂ、２０１２Ｂ、２０１３Ｂの最表面の硬度を十分高くすることができる。また、上述した旧オーステナイト結晶粒径の粒度、窒素富化層の底部までの距離、窒素濃度といった条件は、図２３の第１測定点２０３１において少なくとも満足されていることが好ましい。
　上記円錐ころ軸受２０１０において、窒素富化層２０１１Ｂ、２０１３Ｂ、２０１２Ｂにおける旧オーステナイト結晶粒径はＪＩＳ規格の粒度番号が１０以上である。
　この場合、外輪２０１１、内輪２０１３、円錐ころとしてのころ２０１２の少なくともいずれか１つにおいて旧オーステナイト結晶粒径が十分微細化された窒素富化層２０１１Ｂ、２０１２Ｂ、２０１３Ｂが形成されているので、高い転動疲労寿命を有した上で、シャルピー衝撃値、破壊靭性値、圧壊強度などを向上させることができる。
　上記円錐ころ軸受２０１０において、非接触部クラウニング部分２０２８の母線は、大径側の部分および小径側の部分のいずれか一方または両方が円弧であってもよい。この場合、ころ転動面全体の母線を例えば対数曲線で表すものより、ドロップ量の低減を図ることができる。したがって、研削量の低減を図れる。
　上記円錐ころ軸受２０１０において、非接触部クラウニング部分２０２８の母線は、大径側の部分および小径側の部分のいずれか一方または両方が直線であってもよい。この場合、非接触部クラウニング部分の母線を円弧とする場合よりもさらにドロップ量の低減を図ることができる。
　上記円錐ころ軸受２０１０において、接触部クラウニング部分２０２７の母線の一部または全部が対数クラウニングで表されてもよい。この対数クラウニングで表される接触部クラウニング部分２０２７により、面圧や接触部の応力を低減し円錐ころ軸受の長寿命化を図ることができる。
　上記円錐ころ軸受２０１０において、接触部クラウニング部分２０２７の母線が、ころ軸方向に沿って平坦に形成されたストレート部分と、対数クラウニングの対数曲線で形成された部分とによって表されてもよい。
　上記円錐ころ軸受２０１０において、非接触部クラウニング部分２０２８の母線のうち、対数クラウニングの対数曲線で形成された部分との接続部を、対数曲線の勾配と一致させてもよい。この場合、接触部クラウニング部分２０２７の母線と非接触部クラウニング部分２０２８の母線とを、接続点Ｐ１でより滑らかに連続させ得る。
　上記円錐ころ軸受２０１０において、接触部クラウニング部分２０２７の母線が対数クラウニングで表されてもよい。接触部クラウニング部分２０２７のドロップ量の和は、円錐ころであるころ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を円錐ころであるころ２０１２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。
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　なお、荷重Ｑ、有効接触部の母線方向長さＬ、および等価弾性係数Ｅ’は設計条件として与えられ、原点から有効接触部の端部までの長さａは原点の位置に応じて定められる値である。
　この場合、ころ２０１２の転動面２０１２Ａの接触部クラウニング部分２０２７に上記式（１）によりドロップ量の和が表されるような、輪郭線が対数関数で表されるクラウニング（いわゆる対数クラウニング）を設けているので、従来の部分円弧で表されるクラウニングを形成した場合より局所的な面圧の上昇を抑制でき、ころの転動面における摩耗の発生を抑制できる。
　ここで、上述した対数クラウニングの効果についてより詳細に説明する。図３１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３２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３１および図３２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３１および図３２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３１および図３２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３２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、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３１に示すように、図３２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３１及び図３２には、ころの母線方向を横軸とすると共に母線直交方向を縦軸とする直交座標系に、内輪又は外輪ところの有効接触部の中央部に横軸の原点Ｏを設定してころの輪郭線を示すと共に、面圧を縦軸として接触面圧を重ねて示している。このように、上述のような構成を採用することで長寿命かつ高い耐久性を示す円錐ころ軸受２０１０を実現できる。
　上記円錐ころ軸受２０１０において、上記式（１）における設計パラメータＫ１，ｚｍについて数理的最適化手法を利用して最適設計してもよい。
　上記円錐ころ軸受２０１０において、窒素富化層２０１１Ｂ、２０１２Ｂ、２０１３Ｂが形成された外輪２０１１、内輪２０１３、およびころ２０１２のうちの少なくともいずれか１つは鋼により構成される。当該鋼は、窒素富化層２０１１Ｂ、２０１２Ｂ、２０１３Ｂ以外の部分、つまり未窒化部２０１１Ｃ、２０１２Ｃ、２０１３Ｃにおいて、少なくとも炭素（Ｃ）を０．６質量％以上１．２質量％以下、珪素（Ｓｉ）を０．１５質量％以上１．１質量％以下、マンガン（Ｍｎ）を０．３質量％以上１．５質量％以下含む。上記円錐ころ軸受において、鋼は、さらに２．０質量％以下のクロムを含んでいてもよい。この場合、本実施の形態において規定する構成の窒素富化層２０１１Ｂ、２０１２Ｂ、２０１３Ｂを後述する熱処理などを用いて容易に形成できる。
　上記円錐ころ軸受２０１０において、上記式（１）における設計パラメータＫ１，Ｋ２，ｚｍのうちの少なくとも１つが、ころ２０１２と外輪２０１１またはころ２０１２と内輪２０１３との接触面圧を目的関数として最適化されていてもよい。
　上記設計パラメータＫ1，Ｋ2，ｚmは、接触面圧、応力及び寿命のうちのいずれかを目的関数として最適化して定められるところ、表面起点の損傷は接触面圧に依存する。ここで、上記実施の形態によれば、接触面圧を目的関数として最適化して設計パラメータＫ1，Ｋ2，ｚmを設定するので、潤滑剤が希薄な条件においても接触面の摩耗を防止できるクラウニングが得られる。
　上記円錐ころ軸受２０１０において、外輪２０１１または内輪２０１３の少なくともいずれか１つは、窒素富化層２０１１Ｂ、２０１３Ｂを含む。この場合、外輪２０１１または内輪２０１３の少なくともいずれかにおいて、結晶組織が微細化された窒素富化層２０１１Ｂ、２０１３Ｂが形成されることで、長寿命かつ高耐久性を有する外輪２０１１または内輪２０１３を得ることができる。
　上記円錐ころ軸受２０１０において、ころ２０１２は窒素富化層２０１２Ｂを含む。この場合、ころ２０１２において、結晶組織が微細化された窒素富化層２０１２Ｂが形成されることで、長寿命かつ高耐久性を有するころ２０１２を得ることができる。
　内輪軌道面にクラウニングが施されており、この内輪軌道面のクラウニングのドロップ量と、ころの外周のクラウニングのドロップ量との和が所定の値となるものであっても良い。
　内輪２０１３の小鍔面を円錐ころ２０１２の小端面と平行な面で形成したのは、以下の理由による。内輪２０１３の小鍔面２０１９を、軌道面２０１３Ａに配列された円錐ころ２０１２の小端面２０１７と平行な面とすることにより、前述した初期組立状態での円錐ころ２０１２大端面２０１６と内輪２０１３の大鍔面２０１８の第１隙間（円錐ころ２０１２が正規の位置に落ち着いたときの小端面２０１７と内輪２０１３の小鍔面２０１９の隙間に等しい）に対する円錐ころ２０１２の小端面２０１７の面取り寸法、形状のばらつきの影響を排除することができる。すなわち、小端面２０１７の面取り寸法、形状が異なっても、初期組立状態において、互いに平行な小端面２０１７と小鍔面２０１９とは面接触するため、このときの大端面２０１６と大鍔面２０１８の第１隙間は常に一定となり、各円錐ころ２０１２が正規の位置に落ち着くまでの時間のばらつきをなくし、馴らし運転時間を短縮することができる。
　＜円錐ころ軸受の製造方法＞
　図３３は、図１５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３４は、図３３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３５は、図３４に示した熱処理パターンの変形例を示す模式図である。図３０は、比較例としての軸受部品のミクロ組織、特に旧オーステナイト結晶粒界を図解した模式図である。以下、円錐ころ軸受の製造方法を説明する。
　図３３に示すように、まず部品準備工程（Ｓ２１００）を実施する。この工程（Ｓ２１００）では、外輪２０１１、内輪２０１３、ころ２０１２、保持器２０１４などの軸受部品となるべき部材を準備する。なお、ころ２０１２となるべき部材には、まだクラウニングは形成されておらず、当該部材の表面は図１８の点線で示した加工前表面２０１２Ｅとなっている。
　次に、熱処理工程（Ｓ２２００）を実施する。この工程（Ｓ２２００）では、上記軸受部品の特性を制御するため、所定の熱処理を実施する。たとえば、外輪２０１１、ころ２０１２、内輪２０１３、のすくなくともいずれか１つにおいて本実施形態に係る窒素富化層２０１１Ｂ、２０１２Ｂ、２０１３Ｂを形成するため、浸炭窒化処理または窒化処理と、焼入れ処理、焼戻処理などを行う。この工程（Ｓ２２００）における熱処理パターンの一例を図３４に示す。図３４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３５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（Ｓ２２００）によれば、焼入れ組織となっている窒素富化層２０１１Ｂ、２０１２Ｂ、２０１３Ｂにおいて、旧オーステナイト結晶粒の粒径が、図３０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２９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（Ｓ２３００）を実施する。この工程（Ｓ２３００）では、各軸受部品の最終的な形状となるように、仕上げ加工を行う。ころ２０１２については、図１８に示したように切削加工などの機械加工によりクラウニング２０２２Ａおよび面取り部２０２１を形成する。
　次に、組立工程（Ｓ２４００）を実施する。この工程（Ｓ２４００）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１５に示した円錐ころ軸受２０１０を得る。このようにして、図１５に示した円錐ころ軸受２０１０を製造することができる。
　（実験例３）
　＜試料＞
　試料として、試料Ｎｏ．１～４までの４種類の円錐ころを試料として準備した。円錐ころの型番は３０２０６とした。円錐ころの材質としてはＪＩＳ規格ＳＵＪ２材（１．０質量％Ｃ－０．２５質量％Ｓｉ－０．４質量％Ｍｎ－１．５質量％Ｃｒ）を用いた。
　試料Ｎｏ．１については、浸炭窒化焼入れを実施した後、図２５に示した本実施の形態に係る対数クラウニングを両端部に形成した。浸炭窒化処理温度を８４５℃、保持時間を１５０分間とした。浸炭窒化処理の雰囲気はＲＸガス＋アンモニアガスとした。試料Ｎｏ．２については、試料Ｎｏ．１と同様に浸炭窒化焼入れを実施した後、図３２に示した部分円弧クラウニングを形成した。
　試料Ｎｏ．３については、図３４に示した熱処理パターンを実施した後、図２５に示した本実施の形態に係る対数クラウニングを両端部に形成した。浸炭窒化処理温度を８４５℃、保持時間を１５０分間とした。浸炭窒化処理の雰囲気は、ＲＸガス＋アンモニアガスとした。最終焼入れ温度は８００℃とした。
　試料Ｎｏ．４については、図３４に示した熱処理パターンを実施した後、図２５に示した本実施の形態に係る対数クラウニングを両端部に形成した。試料の最表面から０．０５ｍｍの深さ位置での窒素富化層における窒素濃度を０．１質量％以上とするために、浸炭窒化処理温度を８４５℃、保持時間を１５０分間とした。浸炭窒化処理の雰囲気は、ＲＸガス＋アンモニアガスとした。最終焼入れ温度は８００℃とした。更に、炉内雰囲気を厳密に管理した。具体的には、炉内温度のムラ及びアンモニアガスの雰囲気ムラを抑制した。上述した試料Ｎｏ．３および試料Ｎｏ．４が本発明の実施例に対応する。試料Ｎｏ．１および試料Ｎｏ．２は比較例に対応する。
　＜実験内容＞
　実験１：寿命試験
　寿命試験装置を用いて寿命試験を行った。試験条件としては、試験荷重：Ｆｒ＝１８ｋＮ、Ｆａ＝２ｋＮ、潤滑油：タービン油５６、潤滑方式：油浴潤滑、という条件を用いた。寿命試験装置では、被試験体としての２つの円錐ころ軸受は、支持軸の両端を支持するように配置されている。該支持軸の延在方向の中央部、すなわち２つの円錐ころ軸受の中央部には、該支持軸を介して円錐ころ軸受にラジアル荷重を負荷するための円筒ころ軸受が配置されている。そして、荷重負荷用の円筒ころ軸受にラジアル荷重を負荷することで、被試験体としての円錐ころ軸受にラジアル荷重を負荷する。また、アキシアル荷重は、寿命試験装置のハウジングを介して一方の円錐ころ軸受から支持軸に伝わり、他方の円錐ころ軸受にアキシアル荷重が負荷される。これにより、円錐ころ軸受の寿命試験が行われる。
　実験２：偏荷重時の寿命試験
　上記実験１の寿命試験と同様の試験装置を用いた。試験条件としては、基本的に上記実験１での条件と同様であるが、ころの中心軸について２／１０００ｒａｄの軸傾きを負荷した状態とし、偏荷重が印加された状態で試験を行った。
　実験３：回転トルク試験
　試料Ｎｏ．１～４について、縦型トルク試験機を用いたトルク測定試験を行った。試験条件としては、試験荷重：Ｆａ＝７０００Ｎ、潤滑油：タービン油５６、潤滑方式：油浴潤滑、回転数：５０００ｒｐｍ、という条件を用いた。
　＜結果＞
　実験１：寿命試験
　試料Ｎｏ．４が最も良好な結果を示し、長寿命であると考えられた。試料Ｎｏ．２および試料Ｎｏ．３は、試料Ｎｏ．４の結果には及ばないものの、良好な結果を示し、十分実用に耐え得ると判断された。一方、試料Ｎｏ．１については、最も短い寿命を示す結果となった。
　実験２：偏荷重時の寿命試験
　試料Ｎｏ．４および試料Ｎｏ．３が最も良好な結果を示し、長寿命であると考えられた。次に、試料Ｎｏ．１が試料Ｎｏ．４および試料Ｎｏ．３には及ばないものの、比較的良好な結果を示した。一方、試料Ｎｏ．２は上記実験１の時の結果より悪い結果を示し、偏荷重条件により短寿命化したものと考えられる。
　実験３：回転トルク試験
　試料Ｎｏ．１、試料Ｎｏ．３、試料Ｎｏ．４が十分小さな回転トルクを示し良好な結果となった。一方、試料Ｎｏ．２は回転トルクが他の試料より大きくなっていた。
　以上の結果から、総合的に試料Ｎｏ．４がいずれの試験においても良好な結果を示し、総合的に最も優れた結果となった。また、試料Ｎｏ．３も、試料Ｎｏ．１および試料Ｎｏ．２と比べて良好な結果を示した。
（実験例４）
　＜試料＞
　上記の実験例１における試料Ｎｏ．４を用いた。
　＜実験内容＞
　表面から０．０５ｍｍの深さ位置での窒素濃度測定：
　試料Ｎｏ．４について、窒素濃度の測定と窒素富化層の深さ測定を実施した。測定方法としては、以下のような方法を用いた。すなわち、図２３に示した第１～第３測定点において、中心線と垂直な方向に試料としての円錐ころを切断することで切断面を露出させる。当該切断面において、試料の表面から内部に向かって０．０５ｍｍの位置となる複数の測定位置にて、上記ＥＰＭＡにより窒素濃度について分析を行う。第１～第３測定点における断面のそれぞれにて、上記測定位置を５か所決定し、当該５か所での測定データの平均値を各測定点での窒素濃度とした。
　窒素富化層の底部までの距離の測定：
　上記第１～第３測定点での断面において、５００℃×１ｈの焼き戻し処理後の円錐ころ軸受２０１０において、深さ方向に０．５ｍｍ間隔で並ぶ複数の測定点において硬度測定を実施した。そして、ビッカース硬さがＨＶ４５０以上の領域を窒素富化層とし、当該硬度がＨＶ４５０となった位置の深さを窒素富化層の底部とした。
　窒素富化層における粒度番号の測定：
　旧オーステナイト結晶粒径の測定方法は、ＪＩＳ規格Ｇ０５５１：２０１３に規定された方法を用いた。測定を行う断面は、窒素富化層の底部までの距離の測定方法において測定を行った断面とした。
　＜結果＞
　表面から０．０５ｍｍの深さ位置での窒素濃度測定：
　第１測定点については、窒素濃度が０．２質量％となり、第２測定点については窒素濃度が０．２５質量％となり、第３測定点については窒素濃度が０．３質量％となった。いずれの測定点でも、測定結果は本願発明の範囲に入るものとなった。
　窒素富化層の底部までの距離の測定：
　第１測定点については、窒素富化層の底部までの距離が０．３ｍｍとなり、第２測定点については当該距離が０．３５ｍｍとなり、第３測定点については当該距離が０．３ｍｍとなった。いずれの測定点でも、測定結果は本願発明の範囲に入るものとなった。
　窒素富化層における粒度番号の測定：
　第１測定点から第３測定点のいずれにおいても、窒素富化層での旧オーステナイト結晶粒径はＪＩＳ規格の粒度番号が１０番以上となっていた。
　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。したがって、実施の形態１に係る円錐ころ軸受と同様に、図１３に示した自動車のデファレンシャルに本実施形態に係る円錐ころ軸受を適用することができる。すなわち、図１３のデファレンシャルにおける円錐ころ軸受１０１０ａ、１０１０ｂに代えて、本実施の形態に係る円錐ころ軸受２０１０を適用してもよい。
　また、本実施の形態に係る円錐ころ軸受は、図１４に示したマニュアルトランスミッションに適用することができる。すなわち、図１４のマニュアルトランスミッションにおける円錐ころ軸受１０１０に代えて、本実施の形態に係る円錐ころ軸受２０１０を適用してもよい。長寿命かつ高い耐久性を有する円錐ころ軸受２０１０は、転動体と軌道部材との間に高い面圧が付与されるマニュアルトランスミッション１００内での使用に好適である。
　（実施の形態３）
　＜円錐ころ軸受の構成＞
　図３６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３７は、図３６に示した円錐ころ軸受の部分断面模式図である。図３８は、図３６に示した円錐ころ軸受の円錐ころの部分断面模式図である。図３９は、図３８に示した円錐ころの拡大部分断面模式図である。図３６～図３９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３６に示す円錐ころ軸受３０１０は、外輪３０１１と、内輪３０１３と、複数の円錐ころ（以下では単に、ころと呼ぶこともある）３０１２と、保持器３０１４とを主に備えている。外輪３０１１は、環形状を有し、その内周面に外輪軌道面３０１１Ａを有している。内輪３０１３は、環形状を有し、その外周面に内輪軌道面３０１３Ａを有している。内輪３０１３は、この内輪軌道面３０１３Ａの大径側および小径側に大つば部３０４１および小つば部３０４２をそれぞれ有する。内輪３０１３は、内輪軌道面３０１３Ａが外輪軌道面３０１１Ａに対向するように外輪３０１１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３０１０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３０１２は、外輪３０１１の内周面上に配置されている。ころ３０１２はころ転動面３０１２Ａを有し、当該ころ転動面３０１２Ａにおいて内輪軌道面３０１３Ａおよび外輪軌道面３０１１Ａに接触する。複数のころ３０１２は合成樹脂からなる保持器３０１４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３０１２は、外輪３０１１および内輪３０１３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３０１０は、外輪軌道面３０１１Ａを含む円錐、内輪軌道面３０１３Ａを含む円錐、およびころ３０１２が転動した場合の回転軸の軌跡を含む円錐のそれぞれの頂点が軸受の中心線上の１点で交わるように構成されている。このような構成により、円錐ころ軸受３０１０の外輪３０１１および内輪３０１３は、互いに相対的に回転可能となっている。なお、保持器３０１４は樹脂製に限らず、金属製であってもよい。
　外輪３０１１、内輪３０１３、ころ３０１２を構成する材料は鋼であってもよい。当該鋼は、窒素富化層３０１１Ｂ、３０１２Ｂ、３０１３Ｂ以外の部分で、少なくとも炭素を０．６質量％以上１．２質量％以下、珪素を０．１５質量％以上１．１質量％以下、マンガンを０．３質量％以上１．５質量％以下含む。上記鋼は、さらに２．０質量％以下のクロムを含んでいてもよい。
　上記の構成において、炭素が１．２質量％を超えると、球状化焼鈍を行なっても素材硬度が高いので冷間加工性を阻害し、冷間加工を行なう場合に十分な冷間加工量と、加工精度を得ることができない。また、浸炭窒化処理時に過浸炭組織になりやすく、割れ強度が低下する危険性がある。他方、炭素含有量が０．６質量％未満の場合には、所要の表面硬さと残留オーステナイト量を確保するのに長時間を必要としたり、再加熱後の焼入れで必要な内部硬さが得られにくくなる。
　Ｓｉ含有率を０．１５～１．１質量％とするのは、Ｓｉが耐焼戻し軟化抵抗を高めて耐熱性を確保し、異物混入潤滑下での転がり疲労寿命特性を改善することができるからである。Ｓｉ含有率が０．１５質量％未満では異物混入潤滑下での転がり疲労寿命特性が改善されず、一方、Ｓｉ含有率が１．１質量％を超えると焼きならし後の硬度を高くしすぎて冷間加工性を阻害する。
　Ｍｎは浸炭窒化層と芯部の焼入れ硬化能を確保するのに有効である。Ｍｎ含有率が０．３質量％未満では、十分な焼入れ硬化能を得ることができず、芯部において十分な強度を確保することができない。一方、Ｍｎ含有率が１．５質量％を超えると、硬化能が過大になりすぎ、焼きならし後の硬度が高くなり冷間加工性が阻害される。また、オーステナイトを安定化しすぎて芯部の残留オーステナイト量を過大にして経年寸法変化を助長する。さらに、鋼が２．０質量％以下のクロムを含むことにより、表層部においてクロムの炭化物や窒化物を析出して表層部の硬度を向上しやすくなる。Ｃｒ含有率を２．０質量％以下としたのは、２．０質量％を超えると冷間加工性が著しく低下したり、２．０質量％を超えて含有しても上記表層部の硬度向上の効果が小さいからである。
　なお、本開示の鋼は、言うまでもなくＦｅを主成分とし、上記の元素の他に不可避的不純物を含んでいてもよい。不可避的不純物としては、リン（Ｐ）、硫黄（Ｓ）、窒素（Ｎ）、酸素（Ｏ）、アルミ（Ａｌ）などがある。これらの不可避的不純物元素の量は、それぞれ０．１質量％以下である。
　また異なる観点から言えば、外輪３０１１および内輪３０１３は、軸受用材料の一例である鋼材、たとえばＪＩＳ規格ＳＵＪ２からなるものであることが好ましい。ころ３０１２は、軸受用材料の一例である鋼材、たとえばＪＩＳ規格ＳＵＪ２により構成されてもよい。また、ころ３０１２は、他の材料、たとえばサイアロン焼結体により構成されていてもよい。
　図２に示すように、外輪３０１１の軌道面３０１１Ａおよび内輪３０１３の軌道面３０１３Ａには窒素富化層３０１１Ｂ、３０１３Ｂが形成されている。内輪３０１３では、窒素富化層３０１３Ｂが軌道面３０１３Ａから小鍔面および大鍔面にまで延在している。窒素富化層３０１１Ｂ、３０１３Ｂは、それぞれ外輪３０１１の未窒化部３０１１Ｃまたは内輪３０１３の未窒化部３０１３Ｃより窒素濃度が高くなっている領域である。また、ころ３０１２の転動面３０１２Ａを含む表面には窒素富化層３０１２Ｂが形成されている。ころ３０１２の窒素富化層３０１２Ｂは、ころ３０１２の未窒化部３０１２Ｃより窒素濃度が高くなっている領域である。窒素富化層３０１１Ｂ、３０１２Ｂ、３０１３Ｂは、たとえば浸炭窒化処理、窒化処理など従来周知の任意の方法により形成できる。
　なお、ころ３０１２のみに窒素富化層３０１２Ｂを形成してもよいし、外輪３０１１のみに窒素富化層３０１１Ｂを形成してもよいし、内輪３０１３のみに窒素富化層３０１３Ｂを形成してもよい。あるいは、外輪３０１１、内輪３０１３、ころ３０１２のうちの２つに窒素富化層を形成してもよい。また、窒素富化層３０１１Ｂ、３０１２Ｂ，３０１３Ｂに関して、最表面から０．０５ｍｍの深さ位置での窒素富化層における窒素濃度が０．１質量％以上であってもよい。
　図３８に示すように、ころ３０１２の転動面３０１２Ａ（図２参照）は、クラウニング部３０２２、３０２４と中央部３０２３とを含む。クラウニング部３０２２、３０２４は転動面３０１２Ａの両端部に位置し、クラウニングが形成されている。中央部３０２３は、クラウニング部３０２２、３０２４の間を繋ぐように配置されている。中央部３０２３にはクラウニングは形成されておらず、ころ３０１２の回転軸である中心線３０２６に沿った方向での断面における中央部３０２３の形状は直線状である。ころ３０１２の小端面３０１７とクラウニング部３０２２との間には面取り部３０２１が形成されている。大端面３０１６とクラウニング部３０２４との間にも面取り部３０２５が形成されている。
　ここで、ころ３０１２の製造方法において、窒素富化層３０１２Ｂを形成する処理（浸炭窒化処理）を実施するときには、ころ３０１２にはクラウニングが形成されておらず、ころ３０１２の外形は図３９の点線で示される加工前表面３０１２Ｅ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３９の矢印に示すようにころ３０１２の側面が加工され、図３８および図３９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３０２２、３０２４が得られる。
　窒素富化層の厚さ：
　ころ３０１２における窒素富化層３０１２Ｂの深さ、すなわち窒素富化層３０１２Ｂの最表面から窒素富化層３０１２Ｂの底部までの距離は、０．２ｍｍ以上となっている。具体的には、面取り部３０２１とクラウニング部３０２２との境界点である第１測定点３０３１、小端面３０１７から距離Ｗが１．５ｍｍの位置である第２測定点３０３２、ころ３０１２の転動面３０１２Ａの中央である第３測定点３０３３において、それぞれの位置での窒素富化層３０１２Ｂ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３０１２Ｂの深さとは、ころ３０１２の中心線３０２６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３０１２Ｂの厚さを意味する。なお、窒素富化層３０１２Ｂの深さＴ１、Ｔ２、Ｔ３の値は、面取り部３０２１、３０２５の形状やサイズ、さらに窒素富化層３０１２Ｂ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３９に示した構成例では、上述のように窒素富化層３０１２Ｂが形成された後にクラウニング３０２２Ａが形成されたことに起因して、窒素富化層３０１２Ｂ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３０１２Ｂ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３０１１および内輪３０１３における窒素富化層３０１１Ｂ、３０１３Ｂについても、その最表面から窒素富化層３０１１Ｂ、３０１３Ｂの底部までの距離である窒素富化層３０１１Ｂ、３０１３Ｂの厚さは０．２ｍｍ以上である。ここで、窒素富化層３０１１Ｂ、３０１３Ｂの厚さは、窒素富化層３０１１Ｂ、３０１３Ｂの最表面に対して垂直な方向における窒素富化層３０１１Ｂ，３０１３Ｂまでの距離を意味する。
　クラウニングの形状：
　ころ３０１２のクラウニング部３０２２、３０２４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３０１２の転動面３０１２Ａ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３０１２における転動面３０１２Ａ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３０１２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-M000007
　図４０は、クラウニング形状の一例を示すｙ－ｚ座標図である。図４０では、ころ３０１２の母線をｙ軸とし、ころ３０１２の母線上であって内輪３０１３又は外輪３０１１ところ３０１２の有効接触部の中央部に原点Ｏをとると共に、母線直交方向（半径方向）にｚ軸をとったｙ－ｚ座標系に、上記式（１）で表されるクラウニングの一例を示している。図４０において縦軸はｚ軸、横軸はｙ軸である。有効接触部は、ころ３０１２にクラウニングを形成していない場合の内輪３０１３又は外輪３０１１ところ３０１２との接触部位である。また、円錐ころ軸受３０１０を構成する複数のころ３０１２の各クラウニングは、通常、有効接触部の中央部を通るｚ軸に関して線対称に形成されるので、図４０では、一方のクラウニング３０２２Ａ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３０１２の母線方向位置ｙにおけるクラウニング３０２２Ａのドロップ量を示しており、クラウニング３０２２Ａの始点Ｏ１の座標は（ａ－Ｋ２ａ，０）であるから、式（１）におけるｙの範囲は、ｙ＞（ａ－Ｋ２ａ）である。また、図４０では、原点Ｏを有効接触部の中央部にとっているので、ａ＝Ｌ／２となる。さらに、原点Ｏからクラウニング３０２２Ａ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３０２２Ａ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３０２２Ａ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３０２２Ａの最大ドロップ量を意味している。
　ここで、後述する図４３に示したころのクラウニングは、設計パラメータＫ２＝１であってストレート部の無いフルクライニングであり、エッジロードが発生しない十分なドロップ量が確保されている。しかしながら、ドロップ量が過大であると、加工時に、材料取りされた素材から生じる取代が大きくなり、コスト増大を招くこととなる。そこで、以下のように、設計パラメータＫ１，Ｋ２，ｚｍの最適化を行う。
　設計パラメータＫ１，Ｋ２，ｚｍの最適化手法としては種々のものを採用することができ、例えば、Ｒｏｓｅｎｂｒｏｃｋ法等の直接探索法を採用することができる。ここで、ころの転動面における表面起点の損傷は面圧に依存するので、最適化の目的関数を面圧とすることにより、希薄潤滑下における接触面の油膜切れを防止するクラウニングを得ることができる。
　また、ころに対数クラウニングを施す場合、ころの加工精度を確保するためには転動面の中央部分に全長の１／２以上の長さのストレート部（中央部３０２３）を設けるのが好ましい。この場合は、Ｋ２を一定の値とし、Ｋ１，ｚｍについて最適化すればよい。
　ころ係数：
　図３６および図４１に示すように、内輪３０１３は、円錐状の軌道面３０１３Ａを有し、この軌道面３０１３Ａの大径側に大つば部３０４１、小径側に小つば部３０４２を有する。円錐ころ軸受３０１０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４２に示すように、上記保持器３０１４は、円錐ころ３０１２の小径端面側で連なる小環状部３１０６と、円錐ころ３０１２の大径端面側で連なる大環状部３１０７と、これらの小環状部３１０６と大環状部３１０７を連結する複数の柱部３１０８とからなり、円錐ころ３０１２の小径側を収納する部分が狭幅側、大径側を収納する部分が広幅側となる台形状のポケット３１０９が形成されている。ポケット３１０９の狭幅側と広幅側には、それぞれ両側の柱部３１０８に２つずつ切欠き３１１０ａ、３１１０ｂが設けられており、各切欠き３１１０ａ、３１１０ｂの寸法は、いずれも深さ１．０ｍｍ、幅４．６ｍｍとされている。
　窒素富化層の結晶組織：
　図４８は、本実施の形態に係る円錐ころ軸受を構成する軸受部品のミクロ組織、特に旧オーステナイト結晶粒界を図解した模式図である。図４８は、窒素富化層３０１２Ｂにおけるミクロ組織を示している。本実施の形態における窒素富化層３０１２Ｂにおける旧オーステナイト結晶粒径はＪＩＳ規格の粒度番号が１０以上となっており、従来の一般的な焼入れ加工品と比べても十分に微細化されている。
　＜各種特性の測定方法＞
　窒素濃度の測定方法：
　外輪３０１１、ころ３０１２、内輪３０１３などの軸受部品について、それぞれ窒素富化層３０１１Ｂ，３０１２Ｂ、３０１３Ｂが形成された領域の表面に垂直な断面について、ＥＰＭＡ（Ｅｌｅｃｔｒｏｎ　Ｐｒｏｂｅ　Ｍｉｃｒｏ　Ａｎａｌｙｓｉｓ）により深さ方向で線分析を行う。測定は、各軸受部品を測定位置から表面に垂直な方向に切断することで切断面を露出させ、当該切断面において測定を行う。たとえば、ころ３０１２については、図３８に示した第１測定点３０３１～第３測定点３０３３のそれぞれの位置から、中心線３０２６と垂直な方向にころ３０１２を切断することで切断面を露出させる。当該切断面において、ころ３０１２の表面から内部に向かって０．０５ｍｍの位置となる複数の測定位置にて、上記ＥＰＭＡにより窒素濃度について分析を行う。たとえば、上記測定位置を５か所決定し、当該５か所での測定データの平均値をころ３０１２の窒素濃度とする。
　また、外輪３０１１および内輪３０１３については、軌道面３０１１Ａ、３０１３Ａ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３０１１および内輪３０１３については、上記窒素濃度の測定方法において測定対象とした断面につき、表面から深さ方向において硬度分布を測定する。測定装置としてはビッカース硬さ測定機を用いることができる。５００℃×１ｈの焼き戻し処理後の円錐ころ軸受３０１０の外輪３０１１および内輪３０１３において、深さ方向に並ぶ複数の測定点、たとえば０．５ｍｍ間隔に配置された測定点において硬度測定を実施する。そして、ビッカース硬さがＨＶ４５０以上の領域を窒素富化層とする。
　また、ころ３０１２については、図３８に示した第１測定点３０３１での断面において、上記のように深さ方向での硬度分布を測定し、窒素富化層の領域を決定する。
　粒度番号の測定方法：
　旧オーステナイト結晶粒径の測定方法は、ＪＩＳ規格Ｇ０５５１：２０１３に規定された方法を用いる。測定を行う断面は、窒素富化層の底部までの距離の測定方法において測定を行った断面とする。
　クラウニング形状の測定方法：
　ころ３０１２のクラウニング形状について、任意の方法により測定できる。たとえば、ころ３０１２の形状を表面性状測定器により測定することにより、クラウニング形状を測定してもよい。
　＜円錐ころ軸受の作用効果＞
　以下一部重複する部分もあるが、上述した円錐ころ軸受の特徴的な構成を列挙する。
　本開示に従った円錐ころ軸受３０１０は、外輪３０１１と内輪３０１３と複数の円錐ころであるころ３０１２とを備える。外輪３０１１は、内周面において外輪軌道面３０１１Ａを有する。内輪３０１３は、外周面において内輪軌道面３０１３Ａを有し、外輪３０１１の内側に配置される。複数のころ３０１２は、外輪軌道面３０１１Ａと内輪軌道面３０１３Ａとの間に配列され、外輪軌道面３０１１Ａおよび内輪軌道面３０１３Ａと接触する転動面３０１２Ａを有する。外輪３０１１、内輪３０１３および複数のころ３０１２のうちの少なくともいずれか１つは、外輪軌道面３０１１Ａ、内輪軌道面３０１３Ａまたは転動面３０１２Ａの表面層に形成された窒素富化層３０１１Ｂ、３０１３Ｂ、３０１２Ｂを含む。表面層の最表面から窒素富化層３０１１Ｂ、３０１２Ｂ、３０１３Ｂの底部までの距離Ｔ１は０．２ｍｍ以上である。ころ係数γは０．９０を超えている。ころ３０１２の転動面３０１２Ｂにはクラウニング３０２２Ａが形成されている。クラウニング３０２２Ａのドロップ量の和は、ころ３０１２の転動面３０１２Ｂ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３０１２における転動面３０１２Ａ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３０１２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-M000008
　なお、荷重Ｑ、有効接触部の母線方向長さＬ、および等価弾性係数Ｅ’は設計条件として与えられ、原点から有効接触部の端部までの長さａは原点の位置に応じて定められる値である。
　このようにすれば、外輪３０１１、内輪３０１３、円錐ころとしてのころ３０１２の少なくともいずれか１つにおいて窒素富化層３０１１Ｂ、３０１２Ｂ、３０１３Ｂが形成されているので、転動疲労に対して長寿命な円錐ころ軸受３０１０を実現できる。
　また、ころ３０１２の転動面３０１２Ａ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３０１２の転動面３０１２Ａにおける摩耗の発生を抑制できる。
　また、ころ係数γが０．９０を超えているので、円錐ころ軸受３０１０の負荷容量がアップするばかりでなく、軌道面３０１２Ａ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。特に、近年では、円錐ころ軸受が組み込まれる装置（例えば、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３０１０を長寿命化することができる。
　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４３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４４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４３および図４４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４３および図４４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４３および図４４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４４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、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４３に示すように、図４４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４３及び図４４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３０１０を実現できる。
　上記円錐ころ軸受３０１０において、窒素富化層３０１１Ｂ、３０１２Ｂ、３０１３Ｂ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。
　このようにすれば、外輪３０１１、内輪３０１３、円錐ころとしてのころ３０１２の少なくともいずれか１つにおいて旧オーステナイト結晶粒径が十分微細化された窒素富化層３０１１Ｂ、３０１２Ｂ、３０１３Ｂが形成されているので、高い転動疲労寿命を有した上で、シャルピー衝撃値、破壊靭性値、圧壊強度などを向上させることができる。
　上記円錐ころ軸受３０１０において、最表面から０．０５ｍｍの深さ位置での窒素富化層３０１１Ｂ、３０１２Ｂ、３０１３Ｂにおける窒素濃度が０．１質量％以上である。この場合、窒素富化層３０１１Ｂ、３０１２Ｂ，３０１３Ｂの最表面における窒素濃度を十分な値とできることから、窒素富化層３０１１Ｂ、３０１２Ｂ、３０１３Ｂの最表面の硬度を十分高くすることができる。また、上述した旧オーステナイト結晶粒径の粒度、窒素富化層の底部までの距離、窒素濃度といった条件は、図３８の第１測定点３０３１において少なくとも満足されていることが好ましい。
　上記円錐ころ軸受３０１０において、窒素富化層３０１１Ｂ、３０１２Ｂ、３０１３Ｂが形成された外輪３０１１、内輪３０１３、およびころ３０１２のうちの少なくともいずれか１つは鋼により構成される。当該鋼は、窒素富化層３０１１Ｂ、３０１２Ｂ、３０１３Ｂ以外の部分、つまり未窒化部３０１１Ｃ、３０１２Ｃ、３０１３Ｃにおいて、少なくとも炭素（Ｃ）を０．６質量％以上１．２質量％以下、珪素（Ｓｉ）を０．１５質量％以上１．１質量％以下、マンガン（Ｍｎ）を０．３質量％以上１．５質量％以下含む。上記円錐ころ軸受において、鋼は、さらに２．０質量％以下のクロムを含んでいてもよい。この場合、本実施の形態において規定する構成の窒素富化層３０１１Ｂ、３０１２Ｂ、３０１３Ｂを後述する熱処理などを用いて容易に形成できる。
　上記円錐ころ軸受３０１０において、上記式（１）における設計パラメータＫ１，Ｋ２，ｚｍのうちの少なくとも１つが、ころ３０１２と外輪３０１１またはころ３０１２と内輪３０１３との接触面圧を目的関数として最適化されていてもよい。
　上記設計パラメータＫ1，Ｋ2，ｚmは、接触面圧、応力及び寿命のうちのいずれかを目的関数として最適化して定められるところ、表面起点の損傷は接触面圧に依存する。ここで、上記実施の形態によれば、接触面圧を目的関数として最適化して設計パラメータＫ1，Ｋ2，ｚmを設定するので、潤滑剤が希薄な条件においても接触面の摩耗を防止できるクラウニングが得られる。
　上記円錐ころ軸受３０１０において、外輪３０１１または内輪３０１３の少なくともいずれか１つは、窒素富化層３０１１Ｂ、３０１３Ｂを含む。この場合、外輪３０１１または内輪３０１３の少なくともいずれかにおいて、結晶組織が微細化された窒素富化層３０１１Ｂ、３０１３Ｂが形成されることで、長寿命かつ高耐久性を有する外輪３０１１または内輪３０１３を得ることができる。
　上記円錐ころ軸受３０１０において、ころ３０１２は窒素富化層３０１２Ｂを含む。この場合、ころ３０１２において、結晶組織が微細化された窒素富化層３０１２Ｂが形成されることで、長寿命かつ高耐久性を有するころ３０１２を得ることができる。
　＜円錐ころ軸受の製造方法＞
　図４５は、図３６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４６は、図４５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４７は、図４６に示した熱処理パターンの変形例を示す模式図である。図４９は、比較例としての軸受部品のミクロ組織、特に旧オーステナイト結晶粒界を図解した模式図である。以下、円錐ころ軸受の製造方法を説明する。
　図４５に示すように、まず部品準備工程（Ｓ３１００）を実施する。この工程（Ｓ１００）では、外輪３０１１、内輪３０１３、ころ３０１２、保持器３０１４などの軸受部品となるべき部材を準備する。なお、ころ３０１２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３９の点線で示した加工前表面３０１２Ｅとなっている。
　次に、熱処理工程（Ｓ３２００）を実施する。この工程（Ｓ３２００）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３０１１、ころ３０１２、内輪３０１３、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３０１１Ｂ、３０１２Ｂ、３０１３Ｂ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（Ｓ３２００）における熱処理パターンの一例を図４６に示す。図４６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４７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（Ｓ３２００）によれば、焼入れ組織となっている窒素富化層３０１１Ｂ、３０１２Ｂ、３０１３Ｂにおいて、旧オーステナイト結晶粒の粒径が、図４９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４８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（Ｓ３３００）を実施する。この工程（Ｓ３３００）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３０１２については、図３９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３０２２Ａおよび面取り部３０２１を形成する。
　次に、組立工程（Ｓ３４００）を実施する。この工程（Ｓ３４００）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３６に示した円錐ころ軸受３０１０を得る。このようにして、図３６に示した円錐ころ軸受３０１０を製造することができる。
　（実験例５）
　＜試料＞
　試料として、試料Ｎｏ．１～４までの４種類の円錐ころを試料として準備した。円錐ころの型番は３０２０６とした。円錐ころの材質としてはＪＩＳ規格ＳＵＪ２材（１．０質量％Ｃ－０．２５質量％Ｓｉ－０．４質量％Ｍｎ－１．５質量％Ｃｒ）を用いた。
　試料Ｎｏ．１については、浸炭窒化焼入れを実施した後、図４０に示した本実施の形態に係る対数クラウニングを両端部に形成した。浸炭窒化処理温度を８４５℃、保持時間を１５０分間とした。浸炭窒化処理の雰囲気はＲＸガス＋アンモニアガスとした。試料Ｎｏ．２については、試料Ｎｏ．１と同様に浸炭窒化焼入れを実施した後、図４４に示した部分円弧クラウニングを形成した。
　試料Ｎｏ．３については、図４６に示した熱処理パターンを実施した後、図４０に示した本実施の形態に係る対数クラウニングを両端部に形成した。浸炭窒化処理温度を８４５℃、保持時間を１５０分間とした。浸炭窒化処理の雰囲気は、ＲＸガス＋アンモニアガスとした。最終焼入れ温度は８００℃とした。
　試料Ｎｏ．４については、図４６に示した熱処理パターンを実施した後、図４０に示した本実施の形態に係る対数クラウニングを両端部に形成した。試料の最表面から０．０５ｍｍの深さ位置での窒素富化層における窒素濃度を０．１質量％以上とするために、浸炭窒化処理温度を８４５℃、保持時間を１５０分間とした。浸炭窒化処理の雰囲気は、ＲＸガス＋アンモニアガスとした。最終焼入れ温度は８００℃とした。更に、炉内雰囲気を厳密に管理した。具体的には、炉内温度のムラ及びアンモニアガスの雰囲気ムラを抑制した。上述した試料Ｎｏ．３および試料Ｎｏ．４が本発明の実施例に対応する。試料Ｎｏ．１および試料Ｎｏ．２は比較例に対応する。
　＜実験内容＞
　実験１：寿命試験
　寿命試験装置を用いて寿命試験を行った。試験条件としては、試験荷重：Ｆｒ＝１８ｋＮ、Ｆａ＝２ｋＮ、潤滑油：タービン油５６、潤滑方式：油浴潤滑、という条件を用いた。寿命試験装置では、被試験体としての２つの円錐ころ軸受は、支持軸の両端を支持するように配置されている。該支持軸の延在方向の中央部、すなわち２つの円錐ころ軸受の中央部には、該支持軸を介して円錐ころ軸受にラジアル荷重を負荷するための円筒ころ軸受が配置されている。そして、荷重負荷用の円筒ころ軸受にラジアル荷重を負荷することで、被試験体としての円錐ころ軸受にラジアル荷重を負荷する。また、アキシアル荷重は、寿命試験装置のハウジングを介して一方の円錐ころ軸受から支持軸に伝わり、他方の円錐ころ軸受にアキシアル荷重が負荷される。これにより、円錐ころ軸受の寿命試験が行われる。
　実験２：偏荷重時の寿命試験
　上記実験１の寿命試験と同様の試験装置を用いた。試験条件としては、基本的に上記実験１での条件と同様であるが、ころの中心軸について２／１０００ｒａｄの軸傾きを負荷した状態とし、偏荷重が印加された状態で試験を行った。
　実験３：回転トルク試験
　試料Ｎｏ．１～４について、縦型トルク試験機を用いたトルク測定試験を行った。試験条件としては、試験荷重：Ｆａ＝７０００Ｎ、潤滑油：タービン油５６、潤滑方式：油浴潤滑、回転数：５０００ｒｐｍ、という条件を用いた。
　＜結果＞
　実験１：寿命試験
　試料Ｎｏ．４が最も良好な結果を示し、長寿命であると考えられた。試料Ｎｏ．２および試料Ｎｏ．３は、試料Ｎｏ．４の結果には及ばないものの、良好な結果を示し、十分実用に耐え得ると判断された。一方、試料Ｎｏ．１については、最も短い寿命を示す結果となった。
　実験２：偏荷重時の寿命試験
　試料Ｎｏ．４および試料Ｎｏ．３が最も良好な結果を示し、長寿命であると考えられた。次に、試料Ｎｏ．１が試料Ｎｏ．４および試料Ｎｏ．３には及ばないものの、比較的良好な結果を示した。一方、試料Ｎｏ．２は上記実験１の時の結果より悪い結果を示し、偏荷重条件により短寿命化したものと考えられる。
　実験３：回転トルク試験
　試料Ｎｏ．１、試料Ｎｏ．３、試料Ｎｏ．４が十分小さな回転トルクを示し良好な結果となった。一方、試料Ｎｏ．２は回転トルクが他の試料より大きくなっていた。
　以上の結果から、総合的に試料Ｎｏ．４がいずれの試験においても良好な結果を示し、総合的に最も優れた結果となった。また、試料Ｎｏ．３も、試料Ｎｏ．１および試料Ｎｏ．２と比べて良好な結果を示した。
　（実験例６）
　＜試料＞
　上記の実験例５における試料Ｎｏ．４を用いた。
　＜実験内容＞
　表面から０．０５ｍｍの深さ位置での窒素濃度測定：
　試料Ｎｏ．４について、窒素濃度の測定と窒素富化層の深さ測定を実施した。測定方法としては、以下のような方法を用いた。すなわち、図３８に示した第１～第３測定点において、中心線と垂直な方向に試料としての円錐ころを切断することで切断面を露出させる。当該切断面において、試料の表面から内部に向かって０．０５ｍｍの位置となる複数の測定位置にて、上記ＥＰＭＡにより窒素濃度について分析を行う。第１～第３測定点における断面のそれぞれにて、上記測定位置を５か所決定し、当該５か所での測定データの平均値を各測定点での窒素濃度とした。
　窒素富化層の底部までの距離の測定：
　上記第１～第３測定点での断面において、５００℃×１ｈの焼き戻し処理後の円錐ころ軸受３０１０において、深さ方向に０．５ｍｍ間隔で並ぶ複数の測定点において硬度測定を実施した。そして、ビッカース硬さがＨＶ４５０以上の領域を窒素富化層とし、当該硬度がＨＶ４５０となった位置の深さを窒素富化層の底部とした。
　窒素富化層における粒度番号の測定：
　旧オーステナイト結晶粒径の測定方法は、ＪＩＳ規格Ｇ０５５１：２０１３に規定された方法を用いた。測定を行う断面は、窒素富化層の底部までの距離の測定方法において測定を行った断面とした。
　＜結果＞
　表面から０．０５ｍｍの深さ位置での窒素濃度測定：
　第１測定点については、窒素濃度が０．２質量％となり、第２測定点については窒素濃度が０．２５質量％となり、第３測定点については窒素濃度が０．３質量％となった。いずれの測定点でも、測定結果は本願発明の範囲に入るものとなった。
　窒素富化層の底部までの距離の測定：
　第１測定点については、窒素富化層の底部までの距離が０．３ｍｍとなり、第２測定点については当該距離が０．３５ｍｍとなり、第３測定点については当該距離が０．３ｍｍとなった。いずれの測定点でも、測定結果は本願発明の範囲に入るものとなった。
　窒素富化層における粒度番号の測定：
　第１測定点から第３測定点のいずれにおいても、窒素富化層での旧オーステナイト結晶粒径はＪＩＳ規格の粒度番号が１０番以上となっていた。
　（実施の形態４）
　実施の形態４に係る円錐ころ軸受は、基本的に実施の形態３に係る円錐ころ軸受３０１０と同様の構成を備えるが、ころ転動面のクラウニング形成部分において内輪軌道面３０１３Ａに非接触である非接触部クラウニング部分３０２８の母線の曲率Ｒ８が、内輪軌道面３０１３Ａに接触する接触部クラウニング部分３０２７の母線の曲率Ｒ７よりも小さく設定している点で異なる。
　実施の形態４に係る円錐ころ軸受は、図３６および図５０に示すように、内輪３０１３と、外輪３０１１と、これら内外輪間に介在する複数個のころ３０１２とを備えている。内輪３０１３の外周には内輪軌道面３０１３Ａが形成され、この内輪軌道面３０１３Ａの大径側および小径側に大つば部３０４１および小つば部３０４２をそれぞれ有する。内輪軌道面３０１３Ａと大つば部３０４１とが交わる隅部には、研削逃げ部３０４３が形成され、内輪軌道面３０１３Ａと小つば部３０４２との隅部には、研削逃げ部３０４４が形成されている。上記内輪軌道面３０１３Ａは、内輪軸方向に延びる母線が直線となっている。外輪３０１１の内周には、内輪軌道面３０１３Ａに対向する外輪軌道面３０１１Ａが形成され、鍔無しとされ、外輪軌道面３０１１Ａは外輪軸方向に延びる母線が直線となっている。
　図５０、図５１に示すように、ころ３０１２の外周のころ転動面にはクラウニングを形成し、ころ３０１２の両端には面取り部３０２１，３０２５が施されている。ころ転動面のクラウニング形成部分を、接触部クラウニング部分３０２７と、非接触部クラウニング部分３０２８とに形成している。これらのうち接触部クラウニング部分３０２７は、内輪軌道面３０１３Ａの軸方向範囲にあって内輪軌道面３０１３Ａに接する。非接触部クラウニング部分３０２８は、内輪軌道面３０１３Ａの軸方向範囲から外れて内輪軌道面３０１３Ａに非接触となる。
　これら接触部クラウニング部分３０２７と非接触部クラウニング部分３０２８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３０２８の母線の曲率Ｒ８を、接触部クラウニング部分３０２７の母線の曲率Ｒ７よりも小さく設定している。
　ところで、円錐ころ軸受においては、内輪３０１３側の接触部と外輪３０１１側の接触部とでは、内輪３０１３側の方が周方向の等価半径が小さいから面圧が高くなる。したがって、クラウニングの設計においては、内輪３０１３側の接触について検討すれば良い。
　円錐ころ軸受、呼び番号３０３１６に基本動定格荷重の３５％のラジアル荷重が作用し、ミスアライメントが１／６００である場合について検討する。このとき、ミスアライメントは、ころ３０１２の小径側でなく大径側で面圧が高くなる方向に傾くとする。上記基本動定格荷重とは、内輪３０１３を回転させ外輪３０１１を静止させた条件で、一群の同じ軸受を個々に運転したとき、低格寿命が１００万回転になるような、方向と大きさが変動しない荷重をいう。上記ミスアライメントは、外輪３０１１を嵌合した図示外のハウジングと、内輪３０１３を嵌合した軸との心ずれであり、傾き量として上記のような分数にて表記する。
　上記接触部クラウニング部分３０２７の母線は、上記式（１）で表される対数クラウニングの対数曲線により形成されている。
　クラウニングの加工精度を確保するためには、ころ３０１２の外周に、ころ全長Ｌ１の１／２以上のストレート部分が存在することが望ましい。そこで、ころ全長Ｌ１の１／２をストレート部分とし、ころ軸方向中央を基準として、小径側の部分と大径側の部分とで対称のクラウニングであるとすれば、対数クラウニングの式（１）中の設計パラメータのうち、Ｋ２は固定され、Ｋ１とｚｍが設計の対象となる。
　ところで、後述の数理的最適化手法を用いてクラウニングを最適化すると、本条件では、図５２の「対数」のようなクラウニングとなる。このとき、ころ３０１２のクラウニングの最大ドロップ量は６９μｍである。ところが、図５２中のＧの領域は、図５０の内輪３０１３の研削逃げ部３０４３，３０４４と相対するＥの領域であり内輪３０１３とは接触しない。このため、ころ３０１２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３０１２の上記Ｇの領域が直線、円弧、その他の関数であっても、ころ全体が対数クラウニングの場合と同一の面圧分布となり、機能上何ら遜色はない。
　対数クラウニングの数理的最適化手法について説明する。
　対数クラウニングを表す関数式である式（１）中のＫ１、ｚｍを適切に選択することによって，最適な対数クラウニングを設計することができる。
　クラウニングは一般的に接触部の面圧もしくは応力の最大値を低下させるように設計する。ここでは，転動疲労寿命はＭｉｓｅｓの降伏条件にしたがって発生すると考え，Ｍｉｓｅｓの相当応力の最大値を最小にするようにＫ１、ｚｍを選択する。
　Ｋ１、ｚｍは適当な数理的最適化手法を用いて選択することが可能である。数理的最適化手法のアルゴリズムには種々のものが提案されているが、その一つである直接探索法は、関数の微係数を使用せずに最適化を実行することが可能であり、目的関数と変数が数式によって直接的に表現できない場合に有用である。ここでは，直接探索法の一つであるＲｏｓｅｎｂｒｏｃｋ法を用いてＫ１、ｚｍの最適値を求める。
　円錐ころ軸受、呼び番号３０３１６に基本動定格荷重の３５％のラジアル荷重が作用し、ミスアライメントが１／６００である場合では、Ｍｉｓｅｓの相当応力の最大値ｓＭｉｓｅｓ＿ｍａｘと対数クラウニングパラメータＫ１、ｚｍは図５３のような関係にある。Ｋ１、ｚｍに適当な初期値を与え，Ｒｏｓｅｎｂｒｏｋ法の規則にしたがってＫ１、ｚｍを修正していくと，図５３中の最適値の組合せに到達し，ｓＭｉｓｅｓ＿ｍａｘは最小となる。
　ころ３０１２と内輪３０１３との接触を考える限りにおいては、図５２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良いが、外輪３０１１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５２において、ころ３０１２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３０１２のクラウニングのドロップ量Ｄｐは例えば３６μｍとなる。Ｇの領域のクラウニングを円弧とした場合、ころ３０１２のクラウニングのドロップ量Ｄｐは例えば４０μｍとなる。
　以上説明した円錐ころ軸受によると、ころ３０１２の外周のころ転動面にクラウニングを形成したため、内輪軌道面３０１３Ａのみにクラウニングを形成する場合よりも、ころ転動面に砥石を必要十分に作用させ得る。よって転動面に対する加工不良を未然に防止できる。ころ転動面に形成したクラウニングにより、面圧や接触部の応力を低減し円錐ころ軸受の長寿命化を図ることができる。さらに、接触部クラウニング部分３０２７と、非接触部クラウニング部分３０２８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３０２８の母線の曲率Ｒ8が、接触部クラウニング部分３０２７の母線の曲率Ｒ７よりも小さいため、ころ３０１２の両端部のドロップ量Ｄｐの低減を図ることができる。したがって、例えば従来の単一円弧クラウニングのものより研削量を抑え、ころ３０１２の加工効率の向上を図り、製造コストの低減を図ることができる。
　非接触部クラウニング部分３０２８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良い。この場合、ころ転動面全体の母線を例えば対数曲線で表すものより、ドロップ量Ｄｐの低減を図ることができる。したがって、研削量の低減を図れる。図５４に示すように、上記非接触部クラウニング部分３０２８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良い（図５４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３０２８の母線を円弧とする場合よりもさらにドロップ量Ｄｐの低減を図ることができる。
　接触部クラウニング部分３０２７の母線の一部または全部が対数クラウニングで表されても良い。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３０２７により、面圧や接触部の応力を低減し円錐ころ軸受の長寿命化を図ることができる。図５５に示すように、接触部クラウニング部分３０２７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３０２７Ａと、対数クラウニングの対数曲線で形成された部分３０２７Ｂとによって表されても良い。
　この発明の他の実施形態として、円錐ころ軸受において、クラウニングを、ころ３０１２に設けると共に内輪３０１３にも設けても良い。この場合、ころ３０１２のドロップ量と内輪３０１３のドロップ量との和が、上記の最適化されたドロップ量と等しくなるようにする。これらクラウニングにより、面圧や接触部の応力を低減し円錐ころ軸受の長寿命化を図ることができる。さらに、従来の単一円弧クラウニングのものより研削量を抑え、ころ３０１２の加工効率の向上を図り、製造コストの低減を図ることができる。
　＜作用効果＞
　この発明に従った円錐ころ軸受３０１０は、外輪３０１１、内輪３０１３、およびころ３０１２を含む円錐ころ軸受３０１０であって、少なくともころ３０１２の外周のころ転動面３０１２Ａにクラウニングを形成し、ころ転動面３０１２Ａのクラウニング形成部分を、内輪軌道面３０１３Ａの軸方向範囲にあって内輪軌道面３０１３Ａに接する接触部クラウニング部分３０２７と、内輪軌道面３０１３Ａの軸方向範囲から外れて内輪軌道面３０１３Ａに非接触となる非接触部クラウニング部分３０２８とに形成し、これら接触部クラウニング部分３０２７と非接触部クラウニング部分３０２８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り、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３０２８の母線の曲率Ｒ８が、接触部クラウニング部分３０２７の母線の曲率Ｒ７よりも小さいことを特徴とする。
　上記「滑らかに連続する」とは、角を生じずに連続することであり、理想的には、接触部クラウニング部分３０２７の母線と、非接触部クラウニング部分３０２８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３０１２の外周のころ転動面３０１２Ａにクラウニングを形成したため、内輪軌道面３０１３Ａのみにクラウニングを形成する場合よりも、ころ３０１２の転動面３０１２Ａに砥石を必要十分に作用させ得る。よって転動面３０１２Ａに対する加工不良を未然に防止できる。転動面３０１２Ａに形成したクラウニングにより、面圧や接触部の応力を低減し円錐ころ軸受３０１０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３０２７と、非接触部クラウニング部分３０２８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３０２８の母線の曲率Ｒ８が、接触部クラウニング部分３０２７の母線の曲率Ｒ７よりも小さいため、ころ３０１２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３０１２の加工効率の向上を図り、製造コストの低減を図ることができる。
　上記非接触部クラウニング部分３０２８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良い。この場合、ころ転動面３０１２Ａ全体の母線を例えば対数曲線で表すものより、ドロップ量の低減を図ることができる。したがって、研削量の低減を図れる。
　上記非接触部クラウニング部分３０２８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良い。この場合、非接触部クラウニング部分３０２８の母線を円弧とする場合よりもさらにドロップ量の低減を図ることができる。
　上記接触部クラウニング部分３０２７の母線の一部または全部が対数クラウニングで表されても良い。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３０２７により、面圧や接触部の応力を低減し円錐ころ軸受３０１０の長寿命化を図ることができる。
　上記接触部クラウニング部分３０２７の母線が、ころ軸方向に沿って平坦に形成されたストレート部分と、対数クラウニングの対数曲線で形成された部分とによって表されても良い。
　上記非接触部クラウニング部分３０２８の母線のうち、対数クラウニングの対数曲線で形成された部分との接続部を、同対数曲線の勾配と一致させても良い。この場合、接触部クラウニング部分３０２７の母線と非接触部クラウニング部分３０２８の母線とを、接続点Ｐ１でより滑らかに連続させ得る。
　上記接触部クラウニング部分３０２７の母線を、上記式（１）で表される対数クラウニングの対数曲線により形成しても良い。
　上記式（１）のうち、少なくともＫ１、ｚｍについて数理的最適化手法を利用して最適設計しても良い。
　内輪軌道面３０１３Ａにクラウニングが施されており、この内輪軌道面３０１３Ａのクラウニングのドロップ量と、ころ３０１２の外周のクラウニングのドロップ量との和が所定の値となるものであっても良い。
　（実施の形態５）
　実施の形態５に係る円錐ころ軸受は、実施の形態３に係る円錐ころ軸受３０１０と基本的に同様の構成を備えるが、図４１に示される柱面３０１４ｄの窓角θが４６度以上６５度以下であることが特定されている点で、異なる。柱面３０１４ｄは、柱部３１０８において、上記切欠きが形成されていない部分のポケット３１０９に面している面である。
　上述した円錐ころ軸受の特徴的な構成を要約すれば、円錐ころ軸受３０１０は、図４１に示すように保持器３０１４をさらに備える。保持器３０１４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を含み、複数の円錐ころ３０１２の各々を複数のポケットの各々に収容保持している。ポケットの窓角θは４６度以上６５度以下である。
　窓角θの下限である下限窓角θｍｉｎを４６度以上としたのは、ころ３０１２と保持器３０１４との良好な接触状態を確保するためであり、窓角θが４６度未満ではころ３０１２と保持器３０１４との接触状態が悪くなる。すなわち、窓角θを４６度以上とすると、保持器３０１４の強度を確保した上でころ係数γ＞０．９０として、かつ、良好な接触状態を確保できるのである。また、窓角θの上限である上限窓角θｍａｘを６５度以下としたのは、これ以上窓角θが大きくなると半径方向への押し付け力が大きくなり、自己潤滑性の樹脂材により保持器３０１４を形成しても円滑なころ３０１２の回転が得られなくなる危険性が生じるからである。なお、窓角θは、保持器３０１４が外輪３０１１から離間している典型的な保持器付き円錐ころ軸受では、大きくて約５０度である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000009
　表１に軸受の寿命試験の結果を示す。表１中、「軸受」欄の「試料Ｎｏ．７」が保持器と外輪とが離れた典型的な従来の円錐ころ軸受、「試料Ｎｏ．５」が本発明の円錐ころ軸受のうち従来品に対してころ係数γのみを０．９０超えとした円錐ころ軸受、「試料Ｎｏ．６」がころ係数γを０．９０超えとし、かつ、窓角θ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１より明らかなように、「試料Ｎｏ．５」は「試料Ｎｏ．７」の２倍以上の長寿命となる。さらに、「試料Ｎｏ．６」の軸受はころ係数が「試料Ｎｏ．５」と同じ０．９６であるが、寿命時間は「試料Ｎｏ．５」の約５倍以上にもなる。なお、「試料Ｎｏ．７」、「試料Ｎｏ．５」および「試料Ｎｏ．６」の寸法はφ４５×φ８１×１６（単位ｍｍ）、ころ本数は２４本（「試料Ｎｏ．７」）、２７本（「試料Ｎｏ．５」、「試料Ｎｏ．６」）、油膜パラメータΛ＝０．２である。
　＜円錐ころ軸受の適用例＞
　上記実施の形態３～５に係る円錐ころ軸受の用途の一例について説明する。実施の形態３～５に係る円錐ころ軸受３０１０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、上記実施の形態３～５に係る円錐ころ軸受３０１０は、自動車用円錐ころ軸受として用いると好適である。したがって、実施の形態１に係る円錐ころ軸受と同様に、図１３に示した自動車のデファレンシャルに上記実施の形態３～５に係る円錐ころ軸受３０１０を適用することができる。すなわち、図１３のデファレンシャルにおける円錐ころ軸受１０１０ａ、１０１０ｂに代えて、上記実施の形態３～５に係る円錐ころ軸受３０１０を適用してもよい。
　また、上記実施の形態３～５に係る円錐ころ軸受は、図１４に示したマニュアルトランスミッションに適用することができる。すなわち、図１４のマニュアルトランスミッションにおける円錐ころ軸受１０１０に代えて、上記実施の形態３～５に係る円錐ころ軸受３０１０を適用してもよい。トルク損失が低減され、かつ耐焼付き性および寿命が向上した円錐ころ軸受３０１０は、転動体と軌道部材との間に高い面圧が付与されるマニュアルトランスミッション１００内での使用に好適である。
　すでに述べたように、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、円錐ころ軸受において、十分な油膜が形成され難いことがある。また、トランスミッション又はデファレンシャルが低温環境下（例えば、－４０℃～－３０℃）で使用されると、潤滑油の粘度が上がるため、特に始動時には、当該潤滑油が円錐ころ軸受に十分に供給されないことがある。このため、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に使用される円錐ころ軸受には、耐焼き付き性および寿命の向上が要求されている。よって、耐焼き付き性および寿命が向上した上記実施の形態３～５に係る円錐ころ軸受３０１０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６）
　以下、本実施の形態の円錐ころ軸受について、図５６および後述の図６４を中心に、段階的に説明する。まず図５６～図５９を用いて、本実施の形態の円錐ころ軸受のうち、後述の図６４にて初出する特徴を除く部分の特徴について説明する。
　図５６に示す円錐ころ軸受４０１０は、外輪４０１１と、内輪４０１３と、複数の円錐ころとしてのころ４０１２と、保持器４０１４とを主に備えている。外輪４０１１は、環形状を有し、内周面に外輪軌道面としての軌道面４０１１Ａを有している。内輪４０１３は、環形状を有し、外周面に内輪軌道面としての軌道面４０１３Ａを有している。内輪４０１３は、軌道面４０１３Ａが軌道面４０１１Ａに対向するように外輪４０１１の内径側に配置されている。なお以下の説明において、円錐ころ軸受４０１０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４０１２は、外輪４０１１の内周面上に配置されている。ころ４０１２はころ転動面としての転動面４０１２Ａを有し、当該転動面４０１２Ａにおいて軌道面４０１３Ａおよび軌道面４０１１Ａに接触する。複数のころ４０１２は合成樹脂からなる保持器４０１４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４０１２は、外輪４０１１および内輪４０１３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４０１０は、軌道面４０１１Ａを含む円錐、軌道面４０１３Ａを含む円錐、およびころ４０１２が転動した場合の回転軸の軌跡を含む円錐のそれぞれの頂点が軸受の中心線上の１点で交わるように構成されている。このような構成により、円錐ころ軸受４０１０の外輪４０１１および内輪４０１３は、互いに相対的に回転可能となっている。なお、保持器４０１４は樹脂製に限らず、金属製であってもよい。
　外輪４０１１、内輪４０１３、ころ４０１２を構成する材料は鋼であってもよい。当該鋼は、窒素富化層４０１１Ｂ、４０１２Ｂ、４０１３Ｂ以外の部分で、少なくとも炭素を０．６質量％以上１．２質量％以下、珪素を０．１５質量％以上１．１質量％以下、マンガンを０．３質量％以上１．５質量％以下含む。上記鋼は、さらに２．０質量％以下のクロムを含んでいてもよい。
　上記の構成において、炭素が１．２質量％を超えると、球状化焼鈍を行なっても素材硬度が高いので冷間加工性を阻害し、冷間加工を行なう場合に十分な冷間加工量と、加工精度を得ることができない。また、浸炭窒化処理時に過浸炭組織になりやすく、割れ強度が低下する危険性がある。他方、炭素含有量が０．６質量％未満の場合には、所要の表面硬さと残留オーステナイト量を確保するのに長時間を必要としたり、再加熱後の焼入れで必要な内部硬さが得られにくくなる。
　Ｓｉ含有率を０．１５～１．１質量％とするのは、Ｓｉが耐焼戻し軟化抵抗を高めて耐熱性を確保し、異物混入潤滑下での転がり疲労寿命特性を改善することができるからである。Ｓｉ含有率が０．１５質量％未満では異物混入潤滑下での転がり疲労寿命特性が改善されず、一方、Ｓｉ含有率が１．１質量％を超えると焼きならし後の硬度を高くしすぎて冷間加工性を阻害する。
　Ｍｎは浸炭窒化層と芯部の焼入れ硬化能を確保するのに有効である。Ｍｎ含有率が０．３質量％未満では、十分な焼入れ硬化能を得ることができず、芯部において十分な強度を確保することができない。一方、Ｍｎ含有率が１．５質量％を超えると、硬化能が過大になりすぎ、焼きならし後の硬度が高くなり冷間加工性が阻害される。また、オーステナイトを安定化しすぎて芯部の残留オーステナイト量を過大にして経年寸法変化を助長する。さらに、鋼が２．０質量％以下のクロムを含むことにより、表層部においてクロムの炭化物や窒化物を析出して表層部の硬度を向上しやすくなる。Ｃｒ含有率を２．０質量％以下としたのは、２．０質量％を超えると冷間加工性が著しく低下したり、２．０質量％を超えて含有しても上記表層部の硬度向上の効果が小さいからである。
　なお、本開示の鋼は、言うまでもなくＦｅを主成分とし、上記の元素の他に不可避的不純物を含んでいてもよい。不可避的不純物としては、リン（Ｐ）、硫黄（Ｓ）、窒素（Ｎ）、酸素（Ｏ）、アルミ（Ａｌ）などがある。これらの不可避的不純物元素の量は、それぞれ０．１質量％以下である。
　また異なる観点から言えば、外輪４０１１および内輪４０１３は、軸受用材料の一例である鋼材、たとえばＪＩＳ規格ＳＵＪ２からなるものであることが好ましい。ころ４０１２は、軸受用材料の一例である鋼材、たとえばＪＩＳ規格ＳＵＪ２により構成されてもよい。また、ころ４０１２は、他の材料、たとえばサイアロン焼結体により構成されていてもよい。
　図５７に示すように、外輪４０１１の軌道面４０１１Ａおよび内輪４０１３の軌道面４０１３Ａには窒素富化層４０１１Ｂ、４０１３Ｂが形成されている。内輪４０１３では、窒素富化層４０１３Ｂが軌道面４０１３Ａから、後述する小鍔面および大鍔面にまで延在している。窒素富化層４０１１Ｂ、４０１３Ｂは、それぞれ外輪４０１１の未窒化部４０１１Ｃまたは内輪４０１３の未窒化部４０１３Ｃより窒素濃度が高くなっている領域である。また、ころ４０１２の転動面４０１２Ａを含む表面には窒素富化層４０１２Ｂが形成されている。ころ４０１２の窒素富化層４０１２Ｂは、ころ４０１２の未窒化部４０１２Ｃより窒素濃度が高くなっている領域である。窒素富化層４０１１Ｂ、４０１２Ｂ、４０１３Ｂは、たとえば浸炭窒化処理、窒化処理など従来周知の任意の方法により形成できる。
　なお、ころ４０１２のみに窒素富化層４０１２Ｂを形成してもよいし、外輪４０１１のみに窒素富化層４０１１Ｂを形成してもよいし、内輪４０１３のみに窒素富化層４０１３Ｂを形成してもよい。あるいは、外輪４０１１、内輪４０１３、ころ４０１２のうちの２つに窒素富化層を形成してもよい。
　図５８に示すように、ころ４０１２の転動面４０１２Ａ（図５７参照）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４０２２、４０２４と、このクラウニング部４０２２、４０２４の間を繋ぐ中央部４０２３とを含む。中央部４０２３にはクラウニングは形成されておらず、ころ４０１２の回転軸である中心線４０２６に沿った方向での断面における中央部４０２３の形状は直線状である。ころ４０１２の左側の端面である小端面４０１７とクラウニング部４０２２との間には面取り部４０２１が形成されている。右側の端面である大端面４０１６とクラウニング部４０２４との間にも面取り部４０２５が形成されている。
　ここで、ころ４０１２の製造方法において、窒素富化層４０１２Ｂを形成する処理（浸炭窒化処理）を実施するときには、ころ４０１２にはクラウニングが形成されておらず、ころ４０１２の外形は図５９の点線で示される加工前表面４０１２Ｅ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５９の矢印に示すようにころ４０１２の側面が加工され、図５８および図５９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４０２２、４０２４が得られる。
　ころ４０１２における窒素富化層４０１２Ｂの深さ、すなわち窒素富化層４０１２Ｂの最表面から窒素富化層４０１２Ｂの底部までの距離は、０．２ｍｍ以上となっている。具体的には、面取り部４０２１とクラウニング部４０２２との境界点である第１測定点４０３１、小端面４０１７から距離Ｗが１．５ｍｍの位置である第２測定点４０３２、ころ４０１２の転動面４０１２Ａの中央である第３測定点４０３３において、それぞれの位置での窒素富化層４０１２Ｂ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４０１２Ｂの深さとは、ころ４０１２の中心線４０２６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４０１２Ｂの厚さを意味する。なお、窒素富化層４０１２Ｂの深さＴ１、Ｔ２、Ｔ３の値は、面取り部４０２１、４０２５の形状やサイズ、さらに窒素富化層４０１２Ｂ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５９に示した構成例では、上述のように窒素富化層４０１２Ｂが形成された後にクラウニング４０２２Ａが形成される。このため図５９に示すように窒素富化層４０１２Ｂの深さＴ２は他の深さＴ１、Ｔ３より小さくなっている。しかし上述したプロセス条件を変更することで、上記窒素富化層４０１２Ｂ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４０１１および内輪４０１３における窒素富化層４０１１Ｂ、４０１３Ｂについても、その最表面から窒素富化層４０１１Ｂ、４０１３Ｂの底部までの距離である窒素富化層４０１１Ｂ、４０１３Ｂの厚さは０．２ｍｍ以上である。ここで、窒素富化層４０１１Ｂ、４０１３Ｂの厚さは、窒素富化層４０１１Ｂ、４０１３Ｂの最表面に対して垂直な方向における窒素富化層４０１１Ｂ，４０１３Ｂまでの距離を意味する。
　ころ４０１２のクラウニング部４０２２、４０２４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４０１２の転動面４０１２Ａ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４０１２における転動面４０１２Ａ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４０１２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-M000010
　図６０では、ころ４０１２の母線をｙ軸とし、ころ４０１２の母線上であって内輪４０１３又は外輪４０１１ところ４０１２の有効接触部の中央部に原点Ｏをとると共に、母線直交方向（半径方向）にｚ軸をとったｙ－ｚ座標系に、上記式（１）で表されるクラウニングの一例を示している。図６０において縦軸はｚ軸、横軸はｙ軸である。有効接触部は、ころ４０１２にクラウニングを形成していない場合の内輪４０１３又は外輪４０１１ところ４０１２との接触部位である。また、円錐ころ軸受４０１０を構成する複数のころ４０１２の各クラウニングは、通常、有効接触部の中央部を通るｚ軸に関して線対称に形成されるので、図６０では、一方のクラウニング４０２２Ａ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４０１２の母線方向位置ｙにおけるクラウニング４０２２Ａのドロップ量を示しており、クラウニング４０２２Ａの始点Ｏ１の座標は（ａ－Ｋ２ａ，０）であるから、式（１）におけるｙの範囲は、ｙ＞（ａ－Ｋ２ａ）である。また、図６０では、原点Ｏを有効接触部の中央部にとっているので、ａ＝Ｌ／２となる。さらに、原点Ｏからクラウニング４０２２Ａの始点Ｏ１までの領域は、クラウニングが形成されていない中央部（ストレート部分）であるから、０≦ｙ≦（ａ－Ｋ２ａ）のとき、ｚ（ｙ）＝０となる。
　設計パラメータＫ１は荷重Ｑの倍率、幾何学的にはクラウニング４０２２Ａ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４０２２Ａ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４０２２Ａの最大ドロップ量を意味している。
　ここで、後述する図６２に示したころのクラウニングは、設計パラメータＫ２＝１であってストレート部の無いフルクラウニングであり、エッジロードが発生しない十分なドロップ量が確保されている。しかしながら、ドロップ量が過大であると、加工時に、材料取りされた素材から生じる取代が大きくなり、コスト増大を招くこととなる。そこで、以下のように、式（１）の設計パラメータＫ１，Ｋ２，ｚｍの最適化を行う。
　設計パラメータＫ１，Ｋ２，ｚｍの最適化手法としては種々のものを採用することができ、例えば、Ｒｏｓｅｎｂｒｏｃｋ法等の直接探索法を採用することができる。ここで、ころの転動面における表面起点の損傷は面圧に依存するので、最適化の目的関数を面圧とすることにより、希薄潤滑下における接触面の油膜切れを防止するクラウニングを得ることができる。
　また、ころに対数クラウニングを施す場合、ころの加工精度を確保するためには転動面の中央部分にストレート部分（中央部４０２３）を設けるのが好ましい。この場合は、Ｋ２を一定の値とし、Ｋ１，ｚｍについて最適化すればよい。
　図６１は、窒素富化層４０１２Ｂにおけるミクロ組織を示している。本実施の形態における窒素富化層４０１２Ｂ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４０１０以上となっており、従来の一般的な焼入れ加工品と比べても十分に微細化されている。
　ここで窒素濃度の測定方法について説明する。外輪４０１１、ころ４０１２、内輪４０１３などの軸受部品について、それぞれ窒素富化層４０１１Ｂ，４０１２Ｂ、４０１３Ｂが形成された領域の表面に垂直な断面について、ＥＰＭＡ（Ｅｌｅｃｔｒｏｎ　Ｐｒｏｂｅ　Ｍｉｃｒｏ　Ａｎａｌｙｓｉｓ）により深さ方向で線分析を行う。測定は、各軸受部品を測定位置から表面に垂直な方向に切断することで切断面を露出させ、当該切断面において測定を行う。たとえば、ころ４０１２については、図５８に示した第１測定点４０３１～第３測定点４０３３のそれぞれの位置から、中心線４０２６と垂直な方向にころ４０１２を切断することで切断面を露出させる。当該切断面において、ころ４０１２の表面から内部に向かって０．０５ｍｍの位置となる複数の測定位置にて、上記ＥＰＭＡにより窒素濃度について分析を行う。たとえば、上記測定位置を５か所決定し、当該５か所での測定データの平均値をころ４０１２の窒素濃度とする。
　また、外輪４０１１および内輪４０１３については、軌道面４０１１Ａ、４０１３Ａ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４０１１および内輪４０１３については、上記窒素濃度の測定方法において測定対象とした断面につき、表面から深さ方向において硬度分布を測定する。測定装置としてはビッカース硬さ測定機を用いることができる。５００℃×１ｈの焼き戻し後の円錐ころ軸受４０１０において、深さ方向に並ぶ複数の測定点、たとえば０．５ｍｍ間隔に配置された測定点において硬度測定を実施する。そして、ビッカース硬さがＨＶ４５０以上の領域を窒素富化層とする。
　また、ころ４０１２については、図５８に示した第１測定点４０３１での断面において、上記のように深さ方向での硬度分布を測定し、窒素富化層の領域を決定する。
　旧オーステナイト結晶粒径の測定方法は、ＪＩＳ規格Ｇ０５５１：２０１３に規定された方法を用いる。測定を行う断面は、窒素富化層の底部までの距離の測定方法において測定を行った断面とする。これにより旧オーステナイト結晶の粒度番号が測定できる。
　ころ４０１２のクラウニング形状について、任意の方法により測定できる。たとえば、ころ４０１２の形状を表面性状測定機により測定することにより、クラウニング形状を測定してもよい。
　以上のようにすれば、外輪４０１１、内輪４０１３、円錐ころとしてのころ４０１２の少なくともいずれか１つにおいて旧オーステナイト結晶粒径が十分微細化された窒素富化層４０１１Ｂ、４０１２Ｂ、４０１３Ｂが形成されているので、高い転動疲労寿命を有した上で、シャルピー衝撃値、破壊靭性値、圧壊強度などを向上させることができる。
　また、ころ４０１２の転動面４０１２Ａ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４０１２の転動面４０１２Ａにおける摩耗の発生を抑制できる。
　ここで、上述した対数クラウニングの効果についてより詳細に説明する。図６２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６３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６２および図６３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６２および図６３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６２および図６３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６３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６２に示すように、図６３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６２及び図６３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４０１０を実現できる。
　上記円錐ころ軸受４０１０において、最表面から０．０５ｍｍの深さ位置での窒素富化層４０１１Ｂ、４０１２Ｂ、４０１３Ｂにおける窒素濃度が０．１質量％以上である。この場合、窒素富化層４０１１Ｂ、４０１２Ｂ，４０１３Ｂの最表面における窒素濃度を十分な値とできることから、窒素富化層４０１１Ｂ、４０１２Ｂ、４０１３Ｂの最表面の硬度を十分高くすることができる。また、上述した旧オーステナイト結晶粒径の粒度、窒素富化層の底部までの距離、窒素濃度といった条件は、図５８の第１測定点４０３１において少なくとも満足されていることが好ましい。
　上記円錐ころ軸受４０１０において、窒素富化層４０１１Ｂ、４０１２Ｂ、４０１３Ｂが形成された外輪４０１１、内輪４０１３、およびころ４０１２のうちの少なくともいずれか１つは鋼により構成される。当該鋼は、窒素富化層４０１１Ｂ、４０１２Ｂ、４０１３Ｂ以外の部分、つまり未窒化部４０１１Ｃ、４０１２Ｃ、４０１３Ｃにおいて、少なくとも炭素（Ｃ）を０．６質量％以上１．２質量％以下、珪素（Ｓｉ）を０．１５質量％以上１．１質量％以下、マンガン（Ｍｎ）を０．３質量％以上１．５質量％以下含む。上記円錐ころ軸受４０１０において、鋼は、さらに２．０質量％以下のクロムを含んでいてもよい。この場合、本実施の形態において規定する構成の窒素富化層４０１１Ｂ、４０１２Ｂ、４０１３Ｂを後述する熱処理などを用いて容易に形成できる。
　上記円錐ころ軸受４０１０において、上記式（１）における設計パラメータＫ１，Ｋ２，ｚｍのうちの少なくとも１つが、ころ４０１２と外輪４０１１またはころ４０１２と内輪４０１３との接触面圧を目的関数として最適化されている。
　上記設計パラメータＫ１，Ｋ２，ｚｍは、接触面圧、応力及び寿命のうちのいずれかを目的関数として最適化して定められるところ、表面起点の損傷は接触面圧に依存する。ここで、上記実施の形態によれば、接触面圧を目的関数として最適化して設計パラメータＫ１，Ｋ２，ｚｍを設定するので、潤滑剤が希薄な条件においても接触面の摩耗を防止できるクラウニングが得られる。
　上記円錐ころ軸受４０１０において、外輪４０１１または内輪４０１３の少なくともいずれか１つは、窒素富化層４０１１Ｂ、４０１３Ｂを含む。この場合、外輪４０１１または内輪４０１３の少なくともいずれかにおいて、結晶組織が微細化された窒素富化層４０１１Ｂ、４０１３Ｂが形成されることで、長寿命かつ高耐久性を有する外輪４０１１または内輪４０１３を得ることができる。
　上記円錐ころ軸受４０１０において、ころ４０１２は窒素富化層４０１２Ｂを含む。この場合、ころ４０１２において、結晶組織が微細化された窒素富化層４０１２Ｂが形成されることで、長寿命かつ高耐久性を有するころ４０１２を得ることができる。
　図６４は図５６の基本的構成を前提として、より本実施の形態に近い特徴を有する態様として図示している。図６４を参照して、本実施の形態の円錐ころ軸受４０１０は、内輪４０１３の軌道面４０１３Ａの大径側に大鍔面４０１８、小径側に小鍔面４０１９が設けられている。ころ４０１２の大径側には大鍔面４０１８と接触する大端面４０１６が設けられ、ころ４０１２の小径側には小鍔面４０１９と接触する小端面４０１７が設けられている。
　大鍔面４０１８は、軌道面４０１３Ａの大径側端部と研削ぬすみ部を介して形成されている。大鍔面４０１８は、円錐ころ軸受４０１０の使用時にころ４０１２の大端面４０１６と接触することで、当該ころ４０１２を案内する。小鍔面４０１９は、軌道面４０１３Ａの小径側端部と研削ぬすみ部を介して形成されている。
　また図６５に拡大して示すように、内輪４０１３の小鍔面４０１９は、ころ４０１２の小端面４０１７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４０１２の小端面４０１７と面接触している。小端面４０１７は、ころ４０１２の小鍔面４０１９との間に隙間を有している。実線で示すころ４０１２が正規の位置に落ち着いた状態、すなわち、ころ４０１２の大端面４０１６が内輪４０１３の大鍔面４０１８と接触した状態にて形成される、内輪４０１３の小鍔面４０１９ところ４０１２の小端面４０１７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４０１２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。
　本実施の形態の円錐ころ軸受４０１０においては、大鍔面４０１８の算術平均粗さＲａが０．１μｍ以上０．２μｍ以下であり、大鍔面４０１８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４０１８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４０１０の外輪４０１１または内輪４０１３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４０１８の算術平均粗さＲａが０．１μｍ以上０．２μｍ以下とする。
　粗さ曲線のスキューネスＲｓｋは、以下の式（２）に示すように、断面曲線の二乗平均平方根粗さＲｑの三乗によって無次元化した基準長さにおけるｚ（ｘ）の三乗平均である。粗さ曲線のスキューネスＲｓｋは、輪郭曲線の確率密度関数の非対称性の度合いを示す数値であり、突出した山または谷の影響を強く受けるパラメータである。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000011
　図６６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６６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４０１８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６６の紙面上方へ急激に突出した山の尖りが比較的に少ない傾向の表面形状となるため、油膜が破れにくくなり、焼き付きの防止に有利である。スキューネスＲｓｋの負の値が大きくなるほど、谷の幅が図６６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４０１０においては、ころ４０１２の大端面４０１６と接触する内輪４０１３の大鍔面４０１８）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４０１３の大鍔面４０１８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４０１８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６６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６６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４０１８の表面は滑らかな山を広範囲に有する形状となる。
　さらに、粗さ曲線のクルトシスＲｋｕは、以下の式（３）に示すように、断面曲線の二乗平均平方根粗さＲｑの四乗によって無次元化した基準長さにおけるｚ（ｘ）の四乗平均である。粗さ曲線のクルトシスＲｋｕは、輪郭曲線の確率密度関数のとがり（鋭さ）の度合いを示す数値であり、突出した山または谷の影響を強く受けるパラメータである。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000012
　図６７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４０１８は適度に金属と接触することができ、円錐ころ軸受４０１０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４０１８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４０１３の大鍔面４０１８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４０１８は、低速回転時における回転トルクの安定化を図るための粗さの突起をもった表面性状となる。
　以上のように大鍔面４０１８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４０１０の回転トルクの安定化と耐焼付き性との両立を実現することができる。
　以上に述べた粗さ特性を有する内輪４０１３の大鍔面４０１８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４０１８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４０１３の大鍔面４０１８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４０１２の大端面４０１６の粗さは内輪４０１３の大鍔面４０１８の粗さよりも、円錐ころ軸受４０１０の機能に与える影響が少ない。このためころ４０１２の大端面４０１６の粗さの条件は大鍔面４０１８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４０１２の大端面４０１６の算術平均粗さＲａが０．１μｍ以下とすればよい。また、ころ４０１２の大端面４０１６と内輪４０１３の大鍔面４０１８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４０１８が凹凸を有する母線形状である場合、当該大鍔面４０１８の凹凸の高さの最大値は１μｍ以下であることが好ましい。
　以上をまとめると、たとえば図６４に示す本実施の形態の円錐ころ軸受４０１０は、外輪４０１１と、内輪４０１３と、複数のころ４０１２とを備える。外輪４０１１は内周面において軌道面４０１１Ａを有する。内輪４０１３は外周面において軌道面４０１３Ａと軌道面４０１３Ａよりも大径側に配置された大鍔面４０１８とを有し、外輪４０１１に対して径方向内側に配置される。ここで、大鍔面４０１８の算術平均粗さＲａは、０．１μｍ以上０．２μｍ以下である。複数のころ４０１２は、軌道面４０１１Ａと軌道面４０１３Ａとの間に配列され、軌道面４０１１Ａおよび軌道面４０１３Ａと接触する転動面４０１２Ａを有する。外輪４０１１、内輪４０１３および複数のころ４０１２のうちの少なくともいずれか１つは、軌道面４０１１Ａ、軌道面４０１３Ａまたは転動面４０１２Ａの表面層に形成された窒素富化層４０１１Ｂ，４０１２Ｂ，４０１３Ｂを含む。表面層の最表面から窒素富化層４０１１Ｂ，４０１２Ｂ，４０１３Ｂの底部までの距離は０．２ｍｍ以上である。ころ４０１２の転動面４０１２Ａにはクラウニング部４０２２，４０２４が形成される。クラウニング部４０２２，４０２４のドロップ量の和は、円錐ころの転動面の母線をｙ軸とし、母線直交方向をｚ軸とするｙ－ｚ座標系において、Ｋ１，Ｋ２，ｚｍを設計パラメータ、Ｑを荷重、Ｌを円錐ころにおける転動面の有効接触部の母線方向長さ、Ｅ’を等価弾性係数、ａを円錐ころの転動面の母線上にとった原点から有効接触部の端部までの長さ、Ａ＝２Ｋ１Ｑ／πＬＥ’としたときに、上記の式（１）で表される。ここまでの説明およびこれ以降の説明ともにすべて、本実施の形態の円錐ころ軸受４０１０は本段落の上に記載した特徴を有することを前提としている。
　また図６８および図６９に示すように、本実施の形態の円錐ころ軸受は、軌道面４０１３Ａと大鍔４０４１とが交わる隅部には、第１研削逃げ部４０４３が形成され、軌道面４０１３Ａと小鍔４０４２との隅部には、第２研削逃げ部４０４４が形成されている。上記軌道面４０１３Ａは、内輪軸方向に延びる母線が直線となっている。外輪２の内周には、軌道面４０１３Ａに対向する軌道面４０１１Ａが形成され、鍔無しとされ、軌道面４０１１Ａは外輪軸方向に延びる母線が直線となっている。
　図６８、図６９に示すように、ころ４０１２の外周の転動面４０１２Ａにはクラウニング部４０２２としてのクラウニング４０２２Ａ，４０２２Ｂと、クラウニング部４０２４としてのクラウニング４０２４Ａ，４０２４Ｂとを形成し、ころ４０１２の両端には面取り部４０２１，４０２５が施されている。転動面４０１２Ａのクラウニング部４０２２，４０２４を、クラウニングが形成されたクラウニング形成部分と考えることができる。ここではクラウニング形成部分は具体的には、接触部クラウニング部分４０２７と、非接触部クラウニング部分４０２８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４０２７は、軌道面４０１３Ａの軸方向範囲にあって軌道面４０１３Ａに接する。非接触部クラウニング部分４０２８は、軌道面４０１３Ａの軸方向範囲から外れて軌道面４０１３Ａに非接触となる。
　これら接触部クラウニング部分４０２７と非接触部クラウニング部分４０２８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４０２８の母線の曲率Ｒ８を、接触部クラウニング部分４０２７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４０２７の母線と、非接触部クラウニング部分４０２８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４０１２の外周の転動面４０１２Ａにクラウニング部を形成したため、軌道面４０１３Ａのみにクラウニング部を形成する場合よりも、転動面４０１２Ａに砥石を必要十分に作用させ得る。よって転動面４０１２Ａに対する加工不良を未然に防止できる。転動面４０１２Ａに形成したクラウニング部４０２２，４０２４により、面圧や接触部の応力を低減し円錐ころ軸受４０１０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４０２７と、非接触部クラウニング部分４０２８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４０２８の母線の曲率Ｒ８が、接触部クラウニング部分４０２７の母線の曲率Ｒ７よりも小さいため、ころ４０１２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４０１２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４０２７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-M000013
　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４０２７により、面圧や接触部の応力を低減し円錐ころ軸受４０１０の長寿命化を図ることができる。
　ところで、上記の式（１）のＫ１、ｚｍについて数理的最適化手法を用いてクラウニングを最適化すると、本条件では、図７０の「対数」のようなクラウニングとなる。このとき、ころ４０１２のクラウニングの最大ドロップ量は６９μｍである。ところが、図７０中のＧの領域は、図６８の内輪４０１３の第１研削逃げ部４０４３および第２研削逃げ部４０４４と相対するクラウニング部４０２４Ｂであり内輪４０１３とは接触しない。このため、ころ４０１２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４０１２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４０１２の全体が対数クラウニングの場合と同一の面圧分布となり、機能上何ら遜色はない。
　対数クラウニングの数理的最適化手法について説明する。
　対数クラウニングを表す関数式中のＫ１，ｚｍを適切に選択することによって、最適な対数クラウニングを設計することができる。
　クラウニングは一般的に接触部の面圧もしくは応力の最大値を低下させるように設計する。ここでは，転動疲労寿命はMisesの降伏条件にしたがって発生すると考え、Misesの相当応力の最大値を最小にするようにＫ１，ｚｍを選択する。
　Ｋ１，ｚｍは適当な数理的最適化手法を用いて選択することが可能である。数理的最適化手法のアルゴリズムには種々のものが提案されているが、その一つである直接探索法は、関数の微係数を使用せずに最適化を実行することが可能であり、目的関数と変数が数式によって直接的に表現できない場合に有用である。ここでは、直接探索法の一つであるRosenbrock法を用いてＫ１，ｚｍの最適値を求める。
　上記条件、つまり円すいころ軸受、呼び番号３０３１６に基本動定格荷重の３５％のラジアル荷重が作用し、ミスアライメントが１／６００である場合では、Misesの相当応力の最大値sMises_maxと対数クラウニングパラメータＫ１，ｚｍは図７１のような関係にある。Ｋ１，ｚｍに適当な初期値を与え、Rosenbrok法の規則にしたがってＫ１，ｚｍを修正していくと、図７１中の最適値の組合せに到達し、sMises_maxは最小となる。
　ころ４０１２と内輪４０１３との接触を考える限りにおいては、図７０におけるＧの領域のクラウニングは、どのような形状でもよいが、外輪２との接触や加工時の砥石の成形性を考慮すれば、対数クラウニング部との接続点Ｐ１において、対数クラウニング部の勾配より小さな勾配となることは望ましくない。Ｇの領域のクラウニングについて、対数クラウニング部の勾配より大きな勾配を与えることは、ドロップ量が大きくなるため、これも望ましくない。すなわち、Ｇの領域のクラウニングと対数クラウニングは、その接続点Ｐ１で勾配が一致して滑らかに繋がるように設計されることが望ましい。図７０において、ころ４０１２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４０１２のクラウニングのドロップ量Ｄｐは例えば３６μｍとなる。Ｇの領域のクラウニングを円弧とした場合、ころ４０１２のクラウニングのドロップ量Ｄｐは例えば４０μｍとなる。
　非接触部クラウニング部分４０２８の母線は、大径側の部分および小径側の部分のいずれか一方または両方が円弧であってもよい。この場合、ころ転動面全体の母線を例えば対数曲線で表すものより、ドロップ量Ｄｐの低減を図ることができる。したがって、研削量の低減を図れる。図７２に示すように、上記非接触部クラウニング部分４０２８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７２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４０２８の母線を円弧とする場合よりもさらにドロップ量Ｄｐの低減を図ることができる。
　接触部クラウニング部分４０２７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４０２７により、面圧や接触部の応力を低減し円すいころ軸受の長寿命化を図ることができる。
　図７３に示すように、接触部クラウニング部分４０２７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４０２７Ａ（図５８の中央部４０２３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４０２７Ｂとによって表されてもよい。
　クラウニングの加工精度を確保するためには、ころ４０１２の外周に、ストレート部分４０２７Ａが存在することが望ましい。そこでころ軸方向中央を基準として、小径側の部分と大径側の部分とで対称のクラウニング部４０２２，４０２４であるとすれば、対数クラウニング式（１）中の設計パラメータのうち、Ｋ２は固定され、Ｋ１とｚｍが設計の対象となる。
　以下、図７４～図７７を用いて、円錐ころ軸受の製造方法を説明する。
　図７４に示すように、まず部品準備工程（Ｓ４１００）を実施する。この工程（Ｓ４１００）では、外輪４０１１、内輪４０１３、ころ４０１２、保持器４０１４などの軸受部品となるべき部材を準備する。なお、ころ４０１２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５９の点線で示した加工前表面４０１２Ｅとなっている。また図６４に示すような大端面４０１６および小端面４０１７を有するようにころ４０１２が形成され、かつ図６４に示すような大鍔面４０１８および小鍔面４０１９を有するように内輪４０１３が形成される。
　次に、熱処理工程（Ｓ４２００）を実施する。この工程（Ｓ４２００）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４０１１、ころ４０１２、内輪４０１３、の少なくともいずれか１つにおいて本実施形態に係る窒素富化層４０１１Ｂ、４０１２Ｂ、４０１３Ｂ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（Ｓ４２００）における熱処理パターンの一例を図７５に示す。図７５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７６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（Ｓ４２００）によれば、焼入れ組織となっている窒素富化層４０１１Ｂ、４０１２Ｂ、４０１３Ｂにおいて、旧オーステナイト結晶粒の粒径が、図７７に示した従来の焼入れ組織におけるミクロ組織と比較して２分の１以下となる、図６１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（Ｓ４３００）を実施する。この工程（Ｓ４３００）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４０１２については、図５９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４０２２Ａおよび面取り部４０２１を形成する。
　次に、組立工程（Ｓ４４００）を実施する。この工程（Ｓ４４００）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６４に示した円錐ころ軸受４０１０を得る。このようにして、図５６に示した円錐ころ軸受４０１０を製造することができる。
　（実験例７）
　回転駆動力を検証する観点から、内輪の大鍔面の異なる複数種類の円錐ころ軸受のそれぞれに対し、回転トルク試験を実施した。円錐ころ軸受４０１０の試験型番は３０３０７Ｄであり、防錆油は、４０℃での動粘度が１６．５ｍｍ２／ｓであり、かつ、１００℃での動粘度が３．５ｍｍ２／ｓであるものを使用した。
　試験対象物である円錐ころ軸受としては、本実施の形態に係る、大鍔面４０１８の算術平均粗さＲａが０．１４９μｍであり、粗さ曲線のスキューネスＲｓｋが－０．９６であり、粗さ曲線のクルトシスＲｋｕが４．００５である円錐ころ軸受４０１０のサンプルが用いられた。一方、比較用の従来技術サンプルとして、大鍔面４０１８の算術平均粗さＲａが０．２μｍであるサンプルと、大鍔面の算術平均粗さＲａが０．０８μｍであるサンプルとの２種類が用いられた。なお大鍔面の算術平均粗さＲａ、スキューネスＲｓｋおよびクルトシスＲｋｕはいずれも、表面粗さ測定機によって測定可能である。
　試験は、円錐ころ軸受の回転数を、０ｒ／ｍｉｎから２００ｒ／ｍｉｎまで変化させたときの回転トルクを測定することによりなされた。その測定結果を図７８に示す。
　図７８に示すように、本実施の形態のサンプルである本件発明品は、Ｒａが０．２μｍである従来品とほぼ同等の安定したトルク特性を有する。これは、２００ｒ／ｍｉｎ以下の低回転速度の領域においては潤滑油の楔効果が小さく、潤滑油の油膜が薄く２００ｒ／ｍｉｎの条件まで境界潤滑となるためである。
　一方、Ｒａが０．０８μｍである従来品は、５０ｒ／ｍｉｎ以下の回転速度においても急激に回転トルク値が低下する。これは大鍔面の粗さが他に比べて細かいために５０ｒ／ｍｉｎに達する前に十分な油膜厚さが形成された結果である。Ｒａが０．０８μｍである従来品においては、５０ｒ／ｍｉｎ以上の場合には転動面の転がり抵抗が支配的となる。
　実機組立後の予圧管理（あるいはトルクチェック）は、１０ｒ／ｍｉｎ以上５０ｒ／ｍｉｎ以下の範囲の回転数の条件下で行なわれることが多い。この範囲でのトルクを安定化できる本件発明品は、実機組立性が良好であるといえる。
　（実験例８）
　耐焼付き性を検証する観点から、回転トルク試験を実施した円錐ころ軸受と同一種類、すなわち同一ロットサンプルの試験対象物に対し、昇温試験を実施した。円錐ころ軸受４０１０の試験型番は３０３０７Ｄであり、ラジアル荷重を１７ｋＮ、ラジアル荷重を１．５ｋＮとした。また昇温用の湯浴としては、タービン油ＶＧ５６を用いた。そして各サンプルの外輪の温度を測定し、昇温を確認した。試験結果は以下の表１に示すとおりである。なお表中の「Ａ」は外輪の温度が１２０℃以下であったことを示し、「Ｂ」は外輪の温度が１２０℃以上１５０℃未満であったことを示す。さらに「Ｃ」は外輪の温度が１５０℃以上であったことを示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000014
　表２より、本件発明品は、Ｒａが０．０８μｍの従来品と同等の耐焼付き性を有する結果となった。
　なおこのような特性を有するためには、円錐ころの大端面と内輪の大鍔面との接触関係を「球と平面との接触関係」とすることが好ましい。この観点から、本実施の形態の内輪４０１３の大鍔面４０１８は、工業製品で得られる程度の概略ストレート平面であることが好ましい。
　（実験例９）
　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２～表５に示す。なお各表中、「Ｓ」は非常に良好であることを示し、「Ａ」は良好であることを、「Ｂ」は良好ではないが不良ではないことを、「Ｃ」は不良であることを示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000015
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000016
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000017
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000018
　表２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３および表４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５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３および表４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４０１８の算術平均粗さＲａは０．１μｍ≦Ｒａ≦０．２μｍである場合、大鍔面４０１８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４０１８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。
　（実験例１０）
　＜試料＞
　試料として、試料Ｎｏ．１～４までの４種類の円錐ころを試料として準備した。円錐ころの型番は３０２０６とした。円錐ころの材質としてはＪＩＳ規格ＳＵＪ２材（１．０質量％Ｃ－０．２５質量％Ｓｉ－０．４質量％Ｍｎ－１．５質量％Ｃｒ）を用いた。
　試料Ｎｏ．１については、浸炭窒化焼入れを実施した後、図６０に示した本実施の形態に係る対数クラウニングを両端部に形成した。浸炭窒化処理温度を８４５℃、保持時間を１５０分間とした。浸炭窒化処理の雰囲気はＲＸガス＋アンモニアガスとした。試料Ｎｏ．２については、試料Ｎｏ．１と同様に浸炭窒化焼入れを実施した後、図６３に示した部分円弧クラウニングを形成した。
　試料Ｎｏ．３については、図７５に示した熱処理パターンを実施した後、図６０に示した本実施の形態に係る対数クラウニングを両端部に形成した。浸炭窒化処理温度を８４５℃、保持時間を１５０分間とした。浸炭窒化処理の雰囲気は、ＲＸガス＋アンモニアガスとした。最終焼入れ温度は８００℃とした。
　試料Ｎｏ．４については、図７５に示した熱処理パターンを実施した後、図６０に示した本実施の形態に係る対数クラウニングを両端部に形成した。試料の最表面から０．０５ｍｍの深さ位置での窒素富化層における窒素濃度を０．１質量％以上とするために、浸炭窒化処理温度を８４５℃、保持時間を１５０分間とした。浸炭窒化処理の雰囲気は、ＲＸガス＋アンモニアガスとした。更に、炉内雰囲気を厳密に管理した。具体的には、炉内温度のムラ及びアンモニアガスの雰囲気ムラを抑制した。最終焼入れ温度は８００℃とした。上述した試料Ｎｏ．３および試料Ｎｏ．４が本発明の実施例に対応する。試料Ｎｏ．１および試料Ｎｏ．２は比較例に対応する。
　＜実験内容＞
　実験１：寿命試験
　寿命試験装置を用いた。試験条件としては、試験荷重：Ｆｒ＝１８ｋＮ、Ｆａ＝２ｋＮ、潤滑油：タービン油５６、潤滑方式：油浴潤滑、という条件を用いた。寿命試験装置では、被試験体としての２つの円錐ころ軸受は、支持軸の両端を支持するように配置されている。該支持軸の延在方向の中央部、すなわち２つの円錐ころ軸受の中央部には、該支持軸を介して円錐ころ軸受にラジアル荷重を負荷するための円筒ころ軸受が配置されている。そして、荷重負荷用の円筒ころ軸受にラジアル荷重を負荷することで、被試験体としての円錐ころ軸受にラジアル荷重を負荷する。また、アキシアル荷重は、寿命試験装置のハウジングを介して一方の円錐ころ軸受から支持軸に伝わり、他方の円錐ころ軸受にアキシアル荷重が負荷される。これにより、円錐ころ軸受の寿命試験が行われる。
　実験２：偏荷重時の寿命試験
　上記実験１の寿命試験と同様の試験装置を用いた。試験条件としては、基本的に上記実験１での条件と同様であるが、ころの中心軸について２／１０００ｒａｄの軸傾きを負荷した状態とし、偏荷重が印加された状態で試験を行った。
　実験３：回転トルク試験
　試料Ｎｏ．１～４について、縦型トルク試験機を用いたトルク測定試験を行った。試験条件としては、試験荷重：Ｆａ＝７０００Ｎ、潤滑油：タービン油５６、潤滑方式：油浴潤滑、回転数：５０００ｒｐｍ、という条件を用いた。
　＜結果＞
　実験１：寿命試験
　試料Ｎｏ．４が最も良好な結果を示し、長寿命であると考えられた。試料Ｎｏ．２および試料Ｎｏ．３は、試料Ｎｏ．４の結果には及ばないものの、良好な結果を示し、十分実用に耐え得ると判断された。一方、試料Ｎｏ．１については、最も短い寿命を示す結果となった。
　実験２：偏荷重時の寿命試験
　試料Ｎｏ．４および試料Ｎｏ．３が最も良好な結果を示し、長寿命であると考えられた。次に、試料Ｎｏ．１が試料Ｎｏ．４および試料Ｎｏ．３には及ばないものの、比較的良好な結果を示した。一方、試料Ｎｏ．２は上記実験１の時の結果より悪い結果を示し、偏荷重条件により短寿命化したものと考えられる。
　実験３：回転トルク試験
　試料Ｎｏ．１、試料Ｎｏ．３、試料Ｎｏ．４が十分小さな回転トルクを示し良好な結果となった。一方、試料Ｎｏ．２は回転トルクが他の試料より大きくなっていた。
　以上の結果から、総合的に試料Ｎｏ．４がいずれの試験においても良好な結果を示し、総合的に最も優れた結果となった。また、試料Ｎｏ．３も、試料Ｎｏ．１および試料Ｎｏ．２と比べて良好な結果を示した。
　＜円錐ころ軸受の適用例＞
　以下では、本実施の形態に係る円錐ころ軸受４０１０の用途の一例について説明する。上述した円錐ころ軸受４０１０は、たとえば、自動車のデファレンシャルまたはトランスミッションに好適である。すなわち円錐ころ軸受４０１０を自動車用円錐ころ軸受として用いると好適である。したがって、実施の形態１に係る円錐ころ軸受と同様に、図１３に示した自動車のデファレンシャルに本実施の形態に係る円錐ころ軸受４０１０を適用することができる。すなわち、図１３のデファレンシャルにおける円錐ころ軸受１０１０ａ、１０１０ｂに代えて、本実施の形態に係る円錐ころ軸受４０１０を適用してもよい。
　また、本実施の形態に係る円錐ころ軸受は、図１４に示したマニュアルトランスミッションに適用することができる。すなわち、図１４のマニュアルトランスミッションにおける円錐ころ軸受１０１０に代えて、本実施の形態に係る円錐ころ軸受４０１０を適用してもよい。トルク損失が低減され、かつ耐焼付き性および寿命が向上した円錐ころ軸受４０１０は、転動体と軌道部材との間に高い面圧が付与されるマニュアルトランスミッション１００内での使用に好適である。自動車用の円錐ころ軸受では、耐焼き付き性および寿命の向上が要求されている。よって、耐焼き付き性および寿命が向上した上記の円錐ころ軸受４０１０をトランスミッション又はデファレンシャルに組み込むことで上記要求を満たすことができる。
　以上に述べた実施の形態に含まれる各例に記載した特徴を、技術的に矛盾のない範囲で適宜組み合わせるように適用してもよい。たとえば、上述した実施の形態１に係る円錐ころ軸受１０１０では、実施の形態２に係る円錐ころ軸受のように、円錐ころ１０１２の転動面１０１２Ａにおいてクラウニングが形成されたクラウニング形成部分を、内輪軌道面１０１３Ａの軸方向範囲にあって内輪軌道面１０１３Ａに接する接触部クラウニング部分と、内輪軌道面１０１３Ａの軸方向範囲から外れて内輪軌道面１０１３Ａに非接触となる非接触部クラウニング部分とに形成してもよい。接触部クラウニング部分と非接触部クラウニング部分は、ころ軸方向に延びる母線が、互いに異なる関数で表されかつ互いに接続点で滑らかに連続する線であってもよい。接続点の近傍において、非接触部クラウニング部分の母線の曲率は、接触部クラウニング部分の母線の曲率よりも小さくてもよい。
　上述した実施の形態１に係る円錐ころ軸受１０１０において、非接触部クラウニング部分の母線は、大径側の部分および小径側の部分のいずれか一方または両方が円弧であってもよい。あるいは、上述した実施の形態１に係る円錐ころ軸受１０１０において、非接触部クラウニング部分の母線は、大径側の部分および小径側の部分のいずれか一方または両方が直線であってもよい。また、上述した実施の形態１に係る円錐ころ軸受１０１０において、接触部クラウニング部分の母線の一部または全部が対数クラウニングで表されてもよい。
　また、上述した実施の形態１に係る円錐ころ軸受１０１０では、実施の形態３～５のいずれかに係る円錐ころ軸受と同様に、ころ係数γが０．９０を超えてもよい。この場合、さらに、円錐ころ１０１２の転動面１０１２Ａにおいてクラウニングが形成されたクラウニング形成部分は、内輪軌道面１０１３Ａの軸方向範囲にあって内輪軌道面１０１３Ａに接する接触部クラウニング部分と、内輪軌道面１０１３Ａの軸方向範囲から外れて内輪軌道面１０１３Ａに非接触となる非接触部クラウニング部分とを含んでいてもよい。接触部クラウニング部分と非接触部クラウニング部分とにおいては、ころ軸方向に延びる母線が、互いに異なる関数で表されかつ互いに接続点で滑らかに連続する線であってもよい。接続点の近傍において、非接触部クラウニング部分の母線の曲率は、接触部クラウニング部分の母線の曲率よりも小さくてもよい。さらに、接触部クラウニング部分の母線の一部または全部が対数クラウニングで表されてもよい。また、上記円錐ころ軸受１０１０は、保持器１０１４を備える。保持器１０１４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３１０９を含み、複数の円錐ころ１０１２の各々を複数のポケット３１０９の各々に収容保持している。保持器１０１４においてポケット３１０９の窓角が４６度以上６５度以下であってもよい。
　また、上述した実施の形態１に係る円錐ころ軸受１０１０では、実施の形態６に係る円錐ころ軸受と同様に、大鍔面の算術平均粗さＲａが０．１μｍ以上０．２μｍ以下であってもよい。この場合、さらに、円錐ころ１０１２の転動面１０１２Ａにおいてクラウニングが形成されたクラウニング形成部分は、内輪軌道面１０１３Ａの軸方向範囲にあって内輪軌道面１０１３Ａに接する接触部クラウニング部分と、内輪軌道面１０１３Ａの軸方向範囲から外れて内輪軌道面１０１３Ａに非接触となる非接触部クラウニング部分とを含んでいてもよい。接触部クラウニング部分と非接触部クラウニング部分とにおいては、ころ軸方向に延びる母線が、互いに異なる関数で表されかつ互いに接続点で滑らかに連続する線であってもよい。さらに、接続点の近傍において、非接触部クラウニング部分の母線の曲率は、接触部クラウニング部分の母線の曲率よりも小さくてもよい。大鍔面の粗さ曲線のスキューネスＲｓｋが－１．０以上－０．３以下であってもよく、大鍔面の粗さ曲線のクルトシスＲｋｕは３．０以上５．０以下であってもよい。さらに、円錐ころ１０１２は、大鍔面に当接する大端面をさらに有し、円錐ころ１０１２に含まれる大端面の算術平均粗さＲａが０．１μｍ以下であってもよい。さらに、大鍔面の凹凸の高さの最大値は１μｍ以下であってもよい。
　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、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。
　１０１０，２０１０，３０１０，４０１０　円錐ころ軸受、１０１１，２０１１，３０１１，４０１１　外輪、１０１１Ａ　外輪転走面、１０１２，２０１２，３０１２，４０１２　ころ、１０１２Ａ　転動面、１０１３，２０１３，３０１３，４０１３　内輪、１０１３Ａ　内輪転走面、１０１４　保持器、１０１１Ｂ，１０１２Ｂ，１０１３Ｂ　窒素富化層、１０１１Ｃ，１０１２Ｃ，１０１３Ｃ　未窒化部、１０１２Ｅ　加工前表面、１０１６　大端面、１０１７　小端面、１０１８　大鍔面、１０１９　小鍔面、　１０２１，１０２５　面取り部、１０２２，１０２４　クラウニング部、１０２２Ａ　クラウニング、１０２３　中央部、１０２６　中心線、１０３１　第１測定点、１０３２　第２測定点、１０３３　第３測定点、１００　マニュアルトランスミッション、１０６　小環状部、１０７　大環状部、１０８　柱部、１０９　ポケット、１１１　入力シャフト、１１２　出力シャフト、１１３　カウンターシャフト、１１４ａ～１１４ｋ　ギア、１１５　ハウジング、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 (20)

  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、
    　前記外輪軌道面と前記内輪軌道面との間に配列され、前記外輪軌道面および前記内輪軌道面と接触する転動面を有する複数の円錐ころとを備え、
    　前記外輪、前記内輪および前記複数の円錐ころのうちの少なくともいずれか１つは、前記外輪軌道面、前記内輪軌道面または前記転動面の表面層に形成された窒素富化層を含み、
    　前記窒素富化層における旧オーステナイト結晶粒径はＪＩＳ規格の粒度番号が１０以上であり、
    　前記表面層の最表面から前記窒素富化層の底部までの距離は０．２ｍｍ以上であり、
    　前記円錐ころの前記転動面にはクラウニングが形成され、
    　前記クラウニングのドロップ量の和は、前記円錐ころの前記転動面の母線をｙ軸とし、母線直交方向をｚ軸とするｙ－ｚ座標系において、Ｋ１，Ｋ２，ｚｍを設計パラメータ、Ｑを荷重、Ｌを前記円錐ころにおける前記転動面の有効接触部の母線方向長さ、Ｅ’を等価弾性係数、ａを前記円錐ころの前記転動面の前記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. 　前記最表面から０．０５ｍｍの深さ位置での前記窒素富化層における窒素濃度が０．１質量％以上である、請求項１に記載の円錐ころ軸受。
  3. 　前記窒素富化層が形成された前記外輪、前記内輪、および前記円錐ころのうちの少なくともいずれか１つは鋼により構成され、
    　前記鋼は、前記窒素富化層以外の部分で、少なくとも炭素を０．６質量％以上１．２質量％以下、珪素を０．１５質量％以上１．１質量％以下、マンガンを０．３質量％以上１．５質量％以下含む、請求項１または２に記載の円錐ころ軸受。
  4. 　前記鋼は、さらに２．０質量％以下のクロムを含む、請求項３に記載の円錐ころ軸受。
  5. 　前記式（１）における前記設計パラメータＫ１，Ｋ２，ｚｍのうちの少なくとも１つが、前記円錐ころと前記外輪または前記内輪との接触面圧を目的関数として最適化されている、請求項１～４のいずれか１項に記載の円錐ころ軸受。
  6. 　前記外輪または前記内輪の少なくともいずれか１つは、前記窒素富化層を含む、請求項１～５のいずれか１項に記載の円錐ころ軸受。
  7. 　前記円錐ころは前記窒素富化層を含む、請求項１～６のいずれか１項に記載の円錐ころ軸受。
  8. 　前記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を、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、前記内輪軌道面の前記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に形成し、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１～７のいずれか１項に記載の円錐ころ軸受。
  9. 　前記非接触部クラウニング部分の前記母線は、大径側の部分および小径側の部分のいずれか一方または両方が円弧である、請求項８に記載の円錐ころ軸受。
  10. 　前記非接触部クラウニング部分の前記母線は、大径側の部分および小径側の部分のいずれか一方または両方が直線である、請求項８に記載の円錐ころ軸受。
  11. 　前記接触部クラウニング部分の母線の一部または全部が対数クラウニングで表される、請求項８～１０のいずれか１項に記載の円錐ころ軸受。
  12. 　ころ係数γが０．９０を超える、請求項１～７のいずれか１項に記載の円錐ころ軸受。
  13. 　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、前記内輪軌道面の前記軸方向範囲から外れて前記内輪軌道面に非接触となる非接触部クラウニング部分とを含み、
    　前記接触部クラウニング部分と前記非接触部クラウニング部分とにおいては、ころ軸方向に延びる前記母線が、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１２に記載の円錐ころ軸受。
  14. 　前記接触部クラウニング部分の前記母線の一部または全部が対数クラウニングで表される、請求項１３に記載の円錐ころ軸受。
  15. 　周方向に所定の間隔で配置されている複数のポケットを含み、前記複数の円錐ころの各々を前記複数のポケットの各々に収容保持している保持器をさらに備え、
    　前記ポケットの窓角が４６度以上６５度以下である、請求項１２～１４のいずれか１項に記載の円錐ころ軸受。
  16. 　前記内輪は、前記内輪軌道面よりも大径側に配置された大鍔面を有し、
    　前記大鍔面の算術平均粗さＲａが０．１μｍ以上０．２μｍ以下である、請求項１～７のいずれか１項に記載の円錐ころ軸受。
  17. 　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、前記内輪軌道面の前記軸方向範囲から外れて前記内輪軌道面に非接触となる非接触部クラウニング部分とを含み、
    　前記接触部クラウニング部分と前記非接触部クラウニング部分とにおいては、ころ軸方向に延びる前記母線が、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１６に記載の円錐ころ軸受。
  18. 　前記大鍔面の粗さ曲線のスキューネスＲｓｋが－１．０以上－０．３以下であり、前記大鍔面の粗さ曲線のクルトシスＲｋｕは３．０以上５．０以下である、請求項１６または１７に記載の円錐ころ軸受。
  19. 　前記円錐ころは、前記大鍔面に当接する大端面をさらに有し、
    　前記円錐ころに含まれる前記大端面の算術平均粗さＲａが０．１μｍ以下である、請求項１６～１８のいずれか１項に記載の円錐ころ軸受。
  20. 　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１８または１９に記載の円錐ころ軸受。
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