(57)【要約】軌道輪のうち少なくとも固定輪の軌道面の中心線平均粗さを０．０２５〜０．０７５μｍＲａとすることにより、転動体の自転滑りを抑制して組織変化を伴う剥離を防止した。このことにより、軸受の長寿命化が可能となった。また、軌道輪のうち少なくとも固定輪を、合金成分として炭素を０．５０〜１．２０質量％、珪素を０．１０〜１．５０質量％、マンガンを０．１〜２．０質量％、クロムを３．０〜６．０質量％、モリブデンを２．０質量％以下、バナジウムを１．０質量％以下の割合で含有するものとすることにより、必要な硬さを得るとともに組織を安定化した。このことにより、軸受の長寿命化が可能となった。
2003062657.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
固定輪と回転輪との間に複数の転動体を配置して用いられる転がり軸受において、前記固定輪と前記回転輪とのうち少なくとも前記固定輪の軌道面の中心線平均粗さが０．０２５〜０．０７５μｍＲａであることを特徴とする転がり軸受。
【請求項２】
前記固定輪と前記回転輪とのうち少なくとも前記固定輪は、合金成分として炭素を０．５０〜１．２０質量％、珪素を０．１０〜１．５０質量％、マンガンを０．１〜２．０質量％、クロムを３．０〜６．０質量％、モリブデンを２．０質量％以下、バナジウムを１．０質量％以下の割合で含有することを特徴とする請求の範囲第１項に記載の転がり軸受。
【請求項３】
固定輪と回転輪との間に複数の転動体を配置して用いられる転がり軸受において、前記固定輪と前記回転輪とのうち少なくとも前記固定輪は、合金成分として炭素を０．５０〜１．２０質量％、珪素を０．１０〜１．５０質量％、マンガンを０．１〜２．０質量％、クロムを３．０〜６．０質量％、モリブデンを２．０質量％以下、バナジウムを１．０質量％以下の割合で含有することを特徴とする転がり軸受。
【請求項４】
ベルト式無段変速機のプーリ支持用に用いることを特徴とする請求の範囲第１項〜第３項の何れかに記載の転がり軸受。
【請求項５】
ベルト式無段変速機のプーリ支持用に用いられ、固定輪と回転輪との間に複数の転動体を配置して用いられる転がり軸受において、前記固定輪、前記回転輪、及び前記転動体のうち少なくとも一つは、合金成分として炭素を０．５０〜１．２０質量％、珪素を０．１０〜１．５０質量％、マンガンを０．１〜２．０質量％、クロムを２．５〜９．５質量％、モリブデンを２．０質量％以下、バナジウムを１．０質量％以下の割合で含有し、且つ炭素の含有量Ｃ％とクロムの含有量Ｃｒ％とモリブデンの含有量Ｍｏ％とバナジウムの含有量Ｖ％とが、下記式を満たす鉄鋼材料で形成されたことを特徴とする転がり軸受。
Ｃ％≦−０．０５×Ｃｒ％−０．１２×（Ｍｏ％＋Ｖ％）＋１．４１
【請求項６】
エンジン補機用に用いられ、固定輪と回転輪との間に複数の転動体を配置して用いられる転がり軸受において、前記固定輪と前記回転輪とのうち少なくとも前記固定輪の軌道面の中心線平均粗さが０．０２５〜０．０７５μｍＲａであることを特徴とする転がり軸受。
【請求項７】
前記固定輪と前記回転輪とのうち少なくとも前記固定輪は、合金成分として炭素を０．５０〜１．２０質量％、珪素を０．６０〜１．５０質量％、マンガンを０．１〜２．０質量％、クロムを２．５〜９．５質量％、モリブデンを２．０質量％以下、バナジウムを１．０質量％以下の割合で含有することを特徴とする請求の範囲第６項に記載の転がり軸受。
【請求項８】
エンジン補機用に用いられ、固定輪と回転輪との間に複数の転動体を配置して用いられる転がり軸受において、前記固定輪と前記回転輪とのうち少なくとも前記固定輪は、合金成分として炭素を０．５０〜１．２０質量％、珪素を０．６０〜１．５０質量％、マンガンを０．１〜２．０質量％、クロムを２．５〜９．５質量％、モリブデンを２．０質量％以下、バナジウムを１．０質量％以下の割合で含有することを特徴とする転がり軸受。
【請求項９】
固定輪と回転輪との間に配設された複数の転動体をグリースで潤滑して用いられる転がり軸受において、前記固定輪及び前記回転輪のうちの少なくとも一方を、合金成分として炭素を０．５０〜１．２０質量％、珪素を０．６０〜１．５０質量％、マンガンを０．１〜２．０質量％、クロムを２．５〜９．５質量％、モリブデンを２．０質量％以下、バナジウムを１．０質量％以下の割合で含有する鉄鋼材料で構成したことを特徴とする転がり軸受。
【請求項１０】
固定輪と回転輪との間に配設された複数の転動体をグリースで潤滑して用いられる転がり軸受において、前記固定輪及び前記回転輪のうちの少なくとも一方を、合金成分として炭素を０．５０〜１．２０質量％、珪素を０．６０〜１．５０質量％、マンガンを０．１〜２．０質量％、クロムを２．５〜９．５質量％、モリブデンを２．０質量％以下、バナジウムを１．０質量％以下の割合で含有する鉄鋼材料で構成し、且つ全量の０．１〜１０質量％の導電性物質を潤滑基油及び増ちょう剤からなるグリースに配合し、且つそのグリースを封入したことを特徴とする転がり軸受。
【請求項１１】
エンジン補機用又はガスエンジンでコンプレッサが駆動されるガスヒートポンプ用に用いられ、固定輪と回転輪との間に配設された複数の転動体をグリースで潤滑して用いられる転がり軸受において、
前記固定輪、前記回転輪、及び前記転動体のうち少なくとも一つは、合金成分として炭素を０．５０〜１．２０質量％、珪素を０．６０〜１．５０質量％、マンガンを０．１〜２．０質量％、クロムを２．５〜１７．０質量％、モリブデンを２．０質量％以下、バナジウムを１．０質量％以下の割合で含有し、且つ炭素の含有量Ｃ％とクロムの含有量Ｃｒ％とモリブデンの含有量Ｍｏ％とバナジウムの含有量Ｖ％とが下記式を満たす鉄鋼材料で形成されたことを特徴とする転がり軸受。
Ｃ％≦−０．０５×Ｃｒ％−０．１２×（Ｍｏ％＋Ｖ％）＋１．４１
【請求項１２】
前記固定輪、前記回転輪、及び前記転動体のうち少なくとも前記固定輪の軌道面の中心線平均粗さが０．０２５〜０．１５μｍＲａであることを特徴とする請求の範囲第１１項に記載の転がり軸受。
【請求項１３】
前記固定輪、前記回転輪、及び前記転動体のうち少なくとも前記固定輪は、焼入れ，焼戻しにより硬さがＨＲＣ５６〜６４に調整されていることを特徴とする請求の範囲第１１項又は第１２項に記載の転がり軸受。
【請求項１４】
固定輪と回転輪との間に配設された複数の転動体をグリースで潤滑して用いられる転がり軸受において、前記固定輪及び前記回転輪のうち少なくとも前記固定輪の軌道面の中心線平均粗さが０．０１〜０．０８μｍＲａであり、スキューネスが−５．０〜−０．５であることを特徴とする転がり軸受。
【請求項１５】
前記グリースに含まれる基油の４０℃における粘度は７０〜２００ｍｍ２／ｓであることを特徴とする請求の範囲第１４項に記載の転がり軸受。
【請求項１６】
前記固定輪、前記回転輪、及び前記転動体のうち少なくとも前記固定輪は、合金成分としてクロムを２．０〜１６．０質量％の割合で含有し、且つ、焼入れ，焼戻しにより硬さがＨＲＣ５６〜６４に調整されていることを特徴とする請求の範囲第１４項又は第１５項に記載の転がり軸受。
【請求項１７】
前記グリースに、該グリース全体に対して０．１〜１０質量％の導電性物質を配合したことを特徴とする請求の範囲第１１項〜第１６項のいずれかに記載の転がり軸受。
【請求項１８】
前記グリースは、基油と、下記の化学式（１）〜（３）のうちの少なくとも一種のジウレア化合物と、ナフテン酸塩と、コハク酸又はその誘導体と、を含有し、
前記ジウレア化合物のグリース全体に対する含有量は、下記式（４）及び（５）で表される条件を満たし、且つ、前記ナフテン酸塩の含有量と前記コハク酸又はその誘導体の含有量とは、グリース全体に対して０．１〜１０質量％であることを特徴とする請求の範囲第１１項に記載の転がり軸受。
2003062657.tif 000047
なお、化学式（１）〜（３）中のＲ１は芳香環を含有する炭化水素基（炭素数は全体で７〜１２）を示し、Ｒ２は２価の芳香環を含有する炭化水素基（炭素数は全体で６〜１５）を示し、Ｒ３はシクロヘキシル基又はアルキルシクロヘキシル基（炭素数は全体で７〜１２）を示す。
また、式（４）及び式（５）中のＷ１，Ｗ２，及びＷ３は、それぞれ化学式（１），（２），及び（３）のジウレア化合物のグリース全体に対する含有量（単位は質量％）である。
【請求項１９】
前記グリースは、下記の化学式（６）〜（１１）のうちの少なくとも一種の金属化合物を含有し、その含有量はグリース全体に対して０．１〜１０質量％であることを特徴とする請求の範囲第１８項に記載の転がり軸受。
2003062657.tif 000048
なお、化学式（６）及び（７）中のＲ４は炭素数１〜１８の炭化水素基を示し、Ｍは金属を示す。また、ｎは２〜４の整数、ｘ及びｙは０〜４の整数、ｚは１〜４の整数をそれぞれ示す。
さらに、化学式（８）〜（１０）中のＲ５は水素又は炭素数１〜１８の炭化水素基を示し、化学式（１１）中のＲ６は炭素数１〜１８の炭化水素基を示す。
【請求項２０】
前記グリースはスルフォン酸塩を含有しないことを特徴とする請求の範囲第１８項又は第１９項に記載の転がり軸受。
【請求項２１】
前記軌道面の凹凸の平均間隔Ｓｍが３〜５０μｍであることを特徴とする請求の範囲第１２項に記載の転がり軸受。
【請求項２２】
内輪と、外輪と、前記内輪と前記外輪との間に転動自在に配設された複数の転動体と、を備える転がり軸受において、
前記内輪，前記外輪，及び前記転動体のうち少なくとも１つを、下記の３つの条件を満たす鋼で構成したことを特徴とする転がり軸受。
条件１：炭素を０．４０〜０．８７質量％、クロムを３．０〜７．０質量％、マンガンを０．１〜２．０質量％、ケイ素を０．１〜２．０質量％、窒素を０．０３〜０．２質量％含有し、残部が鉄及び不可避の不純物である。
条件２：炭素及び窒素の合計の含有量が０．５〜０．９質量％である。
条件３：炭素の含有量Ｃ％とクロムの含有量Ｃｒ％とが、式Ｃ％≦−０．０５×Ｃｒ％＋１．４１を満足する。
【請求項２３】
内輪と、外輪と、前記内輪と前記外輪との間に転動自在に配設された複数の転動体と、を備える転がり軸受において、
前記内輪，前記外輪，及び前記転動体のうち少なくとも１つを、下記の３つの条件を満たす鋼で構成したことを特徴とする転がり軸受。
条件１：炭素を０．４０〜０．８７質量％、クロムを３．０〜７．０質量％、マンガンを０．１〜２．０質量％、ケイ素を０．１〜２．０質量％、窒素を０．０３〜０．２質量％含有するとともに、モリブデン３．０質量％以下とバナジウム２．０質量％以下とタングステン２．０質量％以下とのうち少なくとも１種を合計で１．０質量％以上含有し、残部が鉄及び不可避の不純物である。
条件２：炭素及び窒素の合計の含有量が０．５〜０．９質量％である。
条件３：炭素の含有量Ｃ％，クロムの含有量Ｃｒ％，モリブデンの含有量Ｍｏ％，バナジウムの含有量Ｖ％，及びタングステンの含有量Ｗ％が、式Ｃ％≦−０．０５×Ｃｒ％−０．１２×（Ｍｏ％＋Ｖ％＋Ｗ％）＋１．４１を満足する。
【請求項２４】
内輪と外輪との間に複数の転動体が転動自在に配設された多点接触転がり軸受において、
前記内輪、前記外輪及び前記転動体の内の少なくとも一つが、合金成分として、炭素を０．５０〜１．２０質量％、珪素を０．１０〜１．５０質量％、マンガンを０．１〜２．０質量％、クロムを２．５〜１７．０質量％、モリブデンを２．０質量％以下、及びバナジウムを１．０質量％以下の割合で含有し、且つ炭素の含有量Ｃ％とクロムの含有量Ｃｒ％とモリブデンの含有量Ｍｏ％とバナジウムの含有量Ｖ％とが、下記式を満たす鉄鋼材料で形成されたことを特徴とする多点接触転がり軸受。
Ｃ％≦−０．０５×Ｃｒ％−０．１２×（Ｍｏ％＋Ｖ％）＋１．４１
【請求項２５】
エンジン補機用又はガスエンジンでコンプレッサが駆動されるガスヒートポンプ用に用いられ、固定輪と回転輪との間に配設された複数の転動体をグリースで潤滑して用いられる転がり軸受において、
前記固定輪、前記回転輪、及び前記転動体のうち少なくとも一つは、合金成分として炭素を０．５０〜１．２０質量％、珪素を０．１０〜１．５０質量％、マンガンを０．１〜２．０質量％、クロムを２．５〜１７．０質量％、モリブデンを２．０質量％以下、バナジウムを１．０質量％以下の割合で含有し、且つ炭素の含有量Ｃ％とクロムの含有量Ｃｒ％とモリブデンの含有量Ｍｏ％とバナジウムの含有量Ｖ％とが下記式を満たす鉄鋼材料で形成されたことを特徴とする転がり軸受。
Ｃ％≦−０．０５×Ｃｒ％−０．１２×（Ｍｏ％＋Ｖ％）＋１．４１
【請求項２６】
前記鉄鋼材料は、硫黄の含有量が０．００８質量％以下であるとともに、ＡＳＴＭ  Ｅ４５に規定された方法によるＴｈｉｎタイプのＡ系介在物のレーティングナンバーが１．５以下で且つＨｅａｖｙタイプのＡ系介在物のレーティングナンバーが１．０以下であることを特徴とする請求の範囲第２５項に記載の転がり軸受。
【発明の詳細な説明】
技術分野
本発明は転がり軸受に係り、特に、ベルト式無段変速機のプーリ支持用、エンジン補機用（エンジン補機としては、例えばオルタネータ，電磁クラッチ，中間プーリ，コンプレッサ用プーリ，カーエアコンディショナ用コンプレッサ，水ポンプ等があげられる）、又はガスヒートポンプ用として好適な転がり軸受に関する。
また、本発明は、高温，高速，高振動，高荷重等によって油膜の形成が困難となりやすい潤滑条件下で、しかも水分が侵入するような条件下でも使用可能な転がり軸受に係り、特に、エンジン補機，自動変速機，無段変速機（ＣＶＴ：ｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓｌｙ  ｖａｒｉａｂｌｅ  ｔｒａｎｓｍｉｓｓｉｏｎ），工作機械，コンプレッサ等に好適な転がり軸受に関する。
さらに、本発明は、３点又は４点の多点接触転がり軸受に係り、特に、電磁クラッチ用に好適な４点接触転がり軸受に関する。
背景技術
（Ｉ）  従来、ベルト式無段変速機のプーリ支持用やエンジン補機用を始めとした転がり軸受の軌道輪及び転動体の材料としては、日本工業規格（ＪＩＳ）のＳＵＪ２（高炭素クロム軸受鋼２種）やＳＣＲ４２０（肌焼鋼）が主に使用されている。また、ベルト式無段変速機では異物混入が多いため、表面起点型剥離の対策として軌道輪等の表面改質を施し長寿命化を図ると共に、軸受のシール構造の改造などによって軸受内への異物混入を防止する対策が講じられている。
しかしながら、ベルト式無段変速機のプーリ支持用転がり軸受においては、異物圧痕を起点とした表面起点型剥離や、介在物を起点とした内部起点型剥離以外に、組織変化を伴った早期剥離が発生するようになった。これは、ベルト式無段変速機のプーリを支持している転がり軸受に大きな振動が伝わり、これにより転動体に滑りが生じ、それにより軌道面に新生面が生じ、メカノケミカル的な反応で水素が発生したり、或いはグリースやオイルに剪断力がかかって水素が発生したりすることにより早期剥離を引き起こすというものである。即ち、ベルト式無段変速機のプーリを支持する転がり軸受の寿命は、通常の非金属介在物を起点とする転がり疲れ寿命とは異なる。
また、近年の自動車の小型・軽量化に伴い、エンジン補機にも小型・軽量化と共に高性能・高出力化が求められている。例えばオルタネータ用の軸受には、エンジンの作動と同時に、高速回転に伴う高振動、高荷重（重力加速度で４Ｇ〜２０Ｇ程度）がベルトを介して作用するため、従来のオルタネータ用軸受では、固定輪である外輪の軌道面に組織変化を伴った早期剥離を生じて寿命を短くする原因となっている。また、このようなエンジン補機用軸受でも、前記ベルト式無段変速機のプーリ支持用軸受と同様に、固定輪の入口側で生じる転動体の自転すべりによってグリースに剪断応力がかかり、グリースの分子構造が分解して水素が発生し、早期剥離の原因となっている。
このような組織変化を伴う内部起点型剥離に対応した種々の転がり軸受が提案されている。例えば日本国特許公報第２８８３４６０号には、従来使用されているＳＵＪ２に対して、炭素（Ｃ）の含有量が０．６５〜０．９０質量％と低く、クロム（Ｃｒ）の含有量が２．０〜５．０質量％と高く、窒素（Ｎ）を９０〜２００ｐｐｍ含有し、アルミニウム（Ａｌ）１０〜５００ｐｐｍ及びニオブ（Ｎｂ）５０〜５０００ｐｐｍのうちの一方又は双方を含有する鋼を用いることが記載されている。
また、日本国特許公報第３００９２５４号には、グリースを封入した軸受の固定輪側の軌道輪を１．５〜６質量％のＣｒを含有する鋼で構成し、その転走面に、水素の進入を防止するためのＣｒの酸化膜を形成することが記載されている。また、日本国特許公開公報  平成３年第１７３７４７号には、少なくとも固定輪をマルテンサイト系ステンレス鋼で構成し、１４質量％又は１８質量％Ｃｒ系の高炭素ステンレス鋼からなるグリース封入軸受が記載されている。
また、日本国特許公告公報  平成７年第７２５６５号には、ＳＵＪ２で形成された固定輪に対して通常の焼入れを施した後にサブゼロ処理を施し、その後に高温焼戻し処理を施すことで、固定輪の残留オーステナイト量を１０体積％以下にすることが記載されている。即ち、固定輪の残留オーステナイト量を少なくすることによって固定輪の硬さを高く維持し、高振動、高荷重下における固定輪の軌道面の塑性変形を低減して早期剥離を防止するというものである。
また、日本国特許公開公報  平成１２年第８１０４３号には、固定輪の軌道面の中心線平均粗さを０．０４〜０．０８μｍＲａ、回転輪の軌道面の中心線平均粗さを０．０１〜０．０４μｍＲａとし、且つ後者に対する前者の比を１〜８とすることにより、転動体の自転滑りによる組織変化を伴う剥離を防止することが記載されている。
また、ベルト式無段変速機のプーリ軸は、軸出力を後段に伝達する場合、反力としてスラスト荷重を受け、入力側（プライマリ）プーリと出力側（セカンダリ）プーリとの中心がずれる、所謂芯ずれが起きるとされている。この芯ずれにより、プライマリ並びにセカンダリプーリ支持用軸受の転動体には、内外輪に対して大きな滑りが生じ、高速回転時には発熱が大きくなる。その結果、内輪、外輪、転動体の残留オーステナイトが分解して寸法変化し、隙間が小さくなって焼付きに至るとされている。
その対策として、例えば日本国特許公告公報  平成８年第３０５２６号に記載されるように、内外輪の曲率半径をボール直径に近づけてアキシアル隙間を小さくすることや、複列アンギュラ玉軸受を使用し、予圧をかけた状態で使用することで、アキシアル隙間を“０”とすることが提案されている。また、例えば日本国特許公開公報  平成１０年第２９２８５９号には、ラジアル荷重とスラスト荷重とを受けることが可能な四点接触玉軸受を用い、更に少なくとも内輪及び転動体の残留オーステナイトを５質量％以下として、プーリの芯ずれによる発熱が大きくなっても、寸法安定性に優れ、焼付きを防止する技術が提案されている。
また、一般に、車両用交流発電機、つまりオルタネータでは、エンジンのクランクシャフトから伝達される高速回転運動により、ベルトとプーリとの間に摩擦が生じ、静電気が発生する。通常、軸受回転中は潤滑剤の油膜により内外輪間は絶縁状態になっているが、前記静電気による内外輪間の電位差（約１００〜５００Ｖ）が大きくなると内外輪間で放電現象が生じる。そして、これによりグリース中或いは潤滑油中に混入した水が分解し、水素イオンを発生させ、軸受の軌道面からの水素の侵入によって、前述と同様の組織変化を伴った早期剥離が生じる。
このような問題を解決するために、日本国特許公開公報  平成１１年第１１７７５８号では、オルタネータを始めとするエンジン補機用部材や自動車電装部品用部材において、金属製プーリの代わりに絶縁物質で構成されるハイブリッドプーリを用い、前記静電気による軸受内での放電現象を抑制することが開示されている。
しかしながら、前述のようにベルト式無段変速機のプーリ支持用転がり軸受は、高荷重下で転動体の滑りが増大するため、前記日本国特許公報第２８８３４６０号に記載される転がり軸受のように早期剥離の多発する固定輪の化学成分の最適化だけでは転動体の滑りの制御ができず、固定輪の早期剥離を防止することは事実上困難である。また、前記オルタネータ等の高速回転型エンジン補機用の軸受では、前述のように静電気による水素が早期剥離の原因となっているため、十分な対策とはならない。
また、前記日本国特許公報第３００９２５４号に記載される転がり軸受では、１．５〜６質量％Ｃｒで形成し得るＣｒ酸化被膜（ＦｅＣｒＯ４）の厚さは１〜２ｎｍ程度である。これは、軸受の最終仕上げ工程で、砥石に接触する軌道表面が７００℃程度にもなり、これに伴う高温酸化によってナノオーダの硬くて緻密なＣｒ酸化膜が形成されるためである。しかしながら、この転がり軸受をベルト式無段変速機のプーリ支持に用いた場合には、前記高荷重下での転動体の滑りによってＣｒ酸化被膜が容易に切断され、固定輪の早期剥離を防止することはできない。また、前記オルタネータ等の高速回転型エンジン補機用の軸受では、前述のように静電気によって発生した水素が、前記１〜２ｎｍ程度のＣｒ酸化被膜を通過するため、前記組織変化を伴った早期剥離の根本的な解決にはならない。
また、前記日本国特許公告公報  平成７年第７２５６５号に記載される転がり軸受では、高温焼戻しによって残留オーステナイト量を少なくすることから、軌道輪全体の硬さが低下するという問題がある。また、前記日本国特許公開公報  平成３年第１７３７４７号に記載される転がり軸受では、材料自体のコスト高に加えて、多量の含有Ｃｒに対して既存の熱処理装置で対応ができないため、工程に関してもコスト高になる。
また、前記日本国特許公開公報  平成１２年第８１０４３号に記載される転がり軸受では、転動体の自転滑りを抑制させる効果はあるものの、組織変化を伴う剥離を防止する材料としては更に改善の余地がある。
また、前記日本国特許公告公報  平成８年第３０５２６号に記載される転がり軸受では、内外輪の曲率半径を小さくしてアキシアル隙間を小さくするにも限界があり、十分な効果を得ることが難しい。また、軸の寸法や軸受内径寸法のばらつきがアキシアル隙間に影響を与え、結果としてアキシアル隙間のばらつきが大きくなるため、軸寸法精度、内径寸法精度の厳しい管理が必要となり、コストが増大するという問題もある。また、複列アンギュラ玉軸受を使用する方法は、高い剛性が得られるものの、軸受のコストが高くなるだけでなく、軸方向に大きなスペースが必要となり、実用的でない。
また、前記日本国特許公開公報  平成１０年第２９２８５９号に記載される転がり軸受では、分割プーリの変動に伴う軸受の転動体と内外輪の金属接触により発熱が大きくなる。そして、温度が１５０℃以上となる場合では、焼付きだけでなく潤滑不良による剥離が懸念される。また、この日本国特許公開公報  平成１０年第２９２８５９号に記載される転がり軸受では、１５０℃以上の環境下で軸受に要求される硬さＨＲＣ５８以上を保持することが不可能である。そして、硬度の低下による転がり寿命の低下については考慮されていないため，材料面での対策が必要であると考えられる。
また、前記日本国特許公開公報  平成１１年第１１７７５８号に記載される転がり軸受では、前記静電気による軸受内部での放電現象を抑制し、水素による組織変化を伴う早期剥離に効果的ではあるものの、ハイブリッドプーリ自体が高価であり、コストアップを避けられないという問題がある。
そこで、本発明は前記諸問題を解決すべくなされたものであり、ベルト式無段変速機のプーリ支持用転がり軸受やオルタネータ等のエンジン補機用転がり軸受のような高荷重下、高温下での転動体の自転滑りを抑制すると共に、水素発生やその他の原因による組織変化を伴う早期剥離を防止して寿命延長化を可能とする転がり軸受を提供することを第一の課題とするものである。
（ＩＩ）  自動車のエンジンの各種動力装置の回転部位、例えば自動車電装部品やエンジン補機には、一般に転がり軸受が使用されている。そして、この転がり軸受の軌道輪及び転動体の材料としてはＳＵＪ２が使用され、潤滑は主にグリースにより行われている。
自動車（乗用車）は、小型軽量化を目的としたＦＦ車（ｆｒｏｎｔ  ｅｎｇｉｎｅ  ｆｒｏｎｔ  ｄｒｉｖｅ）の普及と居住空間拡大の要望とにより、エンジンルーム空間の縮小が余儀なくされていて、そのため自動車電装部品やエンジン補機の小型軽量化がより一層進められている。このことに加えて、前記各部品には高性能化，高出力化も求められており、例えばオルタネータ用の軸受には、エンジンの作動と同時に高速回転に伴う高振動、高荷重（重力加速度で４Ｇ〜２０Ｇ程度）がベルトを介して作用する。
しかし、前記各部品は小型化されると出力低下が生じることが避けられないので、例えばオルタネータやカーエアコンディショナ用電磁クラッチでは高速化することにより出力低下を補っており、それに伴ってアイドラプーリも高速化することとなる。
さらに、自動車は静粛性の向上が望まれ、エンジンルームの密閉化が進んでいる。そのため、エンジンルーム内の高温化が促進されるので、前記各部品は高温に耐えることも必要となっている。
このような高温化，高速化，高性能化に伴い、前記各部品用の軸受には水素脆性による白色組織（ｗｈｉｔｅ  ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ）への組織変化を伴った剥離が発生するという問題が顕在化しており、これを防止することが新たな重要課題となっている。また、前記各部品の中には高温領域（例えば１７０〜１８０℃）で使用されるものもあり、高温における耐焼き付き性も重要な要求性能となっている。さらに、このような軸受には、他の部分に使用される軸受の場合と比べて、優れた防錆性を有するグリースを使用することが必要とされる。
このうち高温領域で使用される軸受としては、日本国特許公告公報  平成６年第０３３４４１号に開示の高温における寸法安定性に優れ且つ硬さが低下しにくい軸受がある。この軸受は、炭素の含有量が０．９５〜１．１０質量％、ケイ素又はアルミニウムの含有量が１〜２質量％、マンガンの含有量が１．１５質量％以下、クロムの含有量が０．９０〜１．６０質量％である鋼で構成され、２３０〜３００℃の高温焼戻しが施されて残留オーステナイト量が８体積％以下とされ、且つ硬度がＨＲＣ６０以上とされている。
また、上記のようなグリースとしては、例えば日本国特許公開公報  平成３年第２００８９８号や日本国特許公開公報  平成９年第３４６６号に開示のものがある。前者は、油溶性有機インヒビター（スルホン酸金属塩等），水溶性無機不動態化剤（亜硝酸ナトリウム等），及び非イオン界面活性剤をそれぞれ添加したグリースであり、これらの添加剤により防錆性の改善が図られている。また、後者は増ちょう剤としてジウレア化合物を用いたグリースである。
一方、車両用交流発電機においては、一般にエンジンのクランクシャフトから伝達される高速回転運動により、ベルトとプーリとの間に静電気が発生する。回転中の軸受の内外輪間は、通常は潤滑剤の油膜によって絶縁状態になっているが、内外輪の電位差が大きくなると（約１００〜５００Ｖ）、内外輪間で放電現象が起こる。この放電によりグリース又はグリースに含まれる水分が分解し、水素イオンが発生し、水素原子となって軌道面から侵入する。そして、前述のような組織変化を伴った早期剥離が生じると考えられる。
このような現象の対策が、日本国特許公開公報  平成１１年第１１７７５８号に開示されている。すなわち、オルタネータをはじめとするエンジン補機用部材や自動車電装部品用部材において金属製プーリの代わりに内部を絶縁物質で構成して、前述の静電気による軸受内部での放電現象を抑制したハイブリッドプーリが開示されている。
ところで、転がり軸受の寿命に関する指標として、潤滑の良否に大きく影響する油膜形成の程度を表す油膜パラメータΛという概念が用いられている。そして、軌道輪と転動体の転がり接触面をできるだけ滑らかに加工して、油膜を十分に形成することが軸受の長寿命化を図るために必要な条件であるとされていた。グリース潤滑においても同様であり、軌道輪と転動体の転がり接触面をできるだけ滑らかに加工して、油膜パラメータΛを大きくし、且つ軌道面の表面粗さを良好にすることにより油膜切れを抑えて、剥離の発生を抑制するようにしていた。
しかしながら、例えばグリース潤滑下にて用いられ、高速回転に伴う高温，高振動，高荷重（重力加速度で４〜２０Ｇ）がベルトを介して同時に作用するオルタネータ用軸受においては、油膜パラメータΛが従来よりも小さくなって油膜形成が困難となりやすい。例えば社団法人日本トライボロジー学会のトライボロジー会議予稿集（南部俊和，赤松良信著，「ラジアル荷重を受ける玉軸受の玉自転すべりの計測及び脆性剥離との関係」，トライボロジー会議予稿集（東京  １９９５−５），社団法人日本トライボロジー学会，１９９５年４月２５日発行，５５１〜５５４頁）に、平均自転滑り率が約２５〜３０％と高くなることが記載されているように、滑りが発生しやすい固定輪の負荷域、すなわち外輪においては油膜形成が困難となりやすい。
軌道面及び転走面の表面粗さについては、日本国特許公告公報  平成５年第３２６０２号や日本国特許公報第２５０８１７８号に開示がある。前者には、鋼球の表面粗さを転走面の表面粗さよりも小さくし（鋼球の表面粗さは０．０５μｍＲａよりも大きい）、しかも鋼球の表面粗さを転走面の表面粗さに近くすることにより、転走面間に油膜を形成して鋼球の温度上昇を抑えることが記載されている。このことにより、鋼球の表面の早期剥離が防止され長寿命化が図られる。
また、後者には、内外輪の各軌道面及び転動体の表面のうち少なくとも外輪の軌道面を、深さ０．０００５〜０．０００８ｍｍの多数の溝状凹部と、該溝状凹部で仕切られた表面粗さが０．０８μｍＲａ以下の平滑部とで形成することにより、滑り運動を抑制する旨が記載されている。さらに、前記溝状凹部に油溜まりの機能も副次的に保持させることにより、平滑部での金属凝着を防ぐ旨が記載されている。これらのことにより、軸受の焼き付きが防止され十分な軸受性能が付与される。
さらに、日本国特許公開公報  平成１２年第８１０４３号には、固定輪の軌道面の中心線平均粗さσ１を０．０４〜０．０８μｍＲａとし、回転輪の軌道面の中心線平均粗さσ２を０．０１〜０．０４μｍＲａとし、且つ両者の比σ１／σ２を１〜８とすることにより、剥離が多発しやすい固定輪に潤滑油溜まりが形成されるようにした転がり軸受が記載されている。この転がり軸受は、回転輪の軌道面の表面粗さが固定輪のそれよりも滑らかであるので、高振動が抑制されるとともに、固定輪の早期剥離が防止される。
転がり軸受のうちオルタネータをはじめとするエンジン補機用の軸受においては、一般の軸受よりも高温，高振動，高荷重下で使用されるため、計算寿命に比べて早期に剥離を生じて軸受寿命が極端に短くなる場合がある。このような問題は未だに根本的な解決には至っていない。
この早期剥離現象は、以下のようなメカニズムにより生じるものと考えられている。
（ｉ）高荷重，高振動，回転変動，高温等により油膜形成が困難となって、軌道面と転動体とが接触しやすくなる。
（ｉｉ）潤滑剤又は潤滑剤中に含まれている水分が、軌道輪と転動体との接触面の活性化された新生面で触媒作用により分解して、水素イオンが発生する。
（ｉｉｉ）発生した水素イオンが前記新生面に吸着され、水素原子となって高ひずみ場（最大せん断応力位置近傍）へ集積されることにより、白色組織と呼ばれる組織へ組織変化する。そして、この組織変化によって剥離が生じる。
また、例えば、オルタネータにおいては、エンジンのクランクシャフトから伝達される高速回転運動により、ベルトとプーリとの間に静電気が発生する。回転中の軸受の内外輪間は、通常は潤滑剤の油膜によって絶縁状態になっているが、内外輪の電位差が大きくなると（約１００〜５００Ｖ）、内外輪間で放電現象が起こる。この放電によりグリース又はグリースに含まれる水分が分解し、水素イオンが発生し、水素原子となって軌道面から侵入する。そして、前述のような組織変化を伴った早期剥離が生じると考えられる。
このような高振動，高荷重下で使用される軸受の寿命を向上させる技術が、日本国特許公告公報  平成７年第７２５６５号や日本国特許公告公報  平成６年第８９７８３号に開示されている。前者に記載される転がり軸受は、鋼中の残留オーステナイト量が０．０５〜６体積％とされているため、軌道面下での残留オーステナイトの分解による塑性変形が防止されるので、軸受寿命が優れている。
また、後者に記載されるグリースを内部に封入した転がり軸受は、軌道輪の軌道面に厚さ０．１〜２．５μｍの酸化被膜が形成されているため、グリースからの水素の生成が抑制されるので、早期剥離が生じにくい。
しかしながら、前記前者に記載の軸受は、軌道面下での残留オーステナイトの分解による塑性変形の防止を目的としているので、前述の組織変化を伴う早期剥離が抑制されて寿命が向上することは期待できない。また、前記後者に記載の軸受は、表面に酸化被膜を形成することにより寿命の向上を図ろうとしているものであるが、高振動下又は大きな滑りを伴う場合には、前記酸化被膜が容易に破断される。よって、前記前者に記載の軸受と同様に、前述の組織変化を伴う早期剥離が抑制されて寿命が向上することは期待できず、その効果は限定的である。
さらに、軸受は、一般に、研削工程から組み立て工程までの一貫した製造工程で製造され、酸化被膜を形成する工程を製造工程中に設けることは、大きなコストアップを招くこととなる。
また、日本国特許公開公報  平成４年第２４４６２４号に記載の転がり軸受は、転動体としてセラミックスボールを用いた玉軸受である。転動体がセラミックスで構成されていると、プーリとベルトの摩擦によって発生した静電気が軸を通じて軸受に流れ込むことが防止されるので、潤滑剤の分解が抑制され軸受が長寿命となる。しかしながら、セラミックスボールは非常に高価であるので、現実的ではない。
今後のオルタネータのさらなる高速化に伴って、ベルトとプーリとにより発生する静電気量が多くなることが予想されるため、組織変化を伴う剥離に対しては電気的な対策がますます有効になると考えられる。この対策が、日本国特許公開公報  平成１１年第１１７７５８号に開示されている。すなわち、オルタネータをはじめとするエンジン補機用部材や自動車電装部品用部材において金属製プーリの代わりに内部を絶縁物質で構成して、前述の静電気による軸受内部での放電現象を抑制したハイブリッドプーリが開示されている。しかしながら、このような方法により電気的な対策を行うと軸受のコストアップは避けられないので、さらなる改良が望まれる。
また、今後のオルタネータのさらなる高温化，高速化に伴って、前述の組織変化を伴う剥離とともに、グリースの劣化に伴う焼き付きが生じる可能性が高くなる。また、ＳＵＪ２は高温化においては硬さの低下が起こるため、剥離が生じやすくなる。
このような硬さの低下を抑制する方法としては、日本国特許公告公報  平成６年第０３３４４１号に開示の軸受がある。すなわち、この軸受は、炭素の含有量が０．９５〜１．１０質量％、ケイ素又はアルミニウムの含有量が１〜２質量％、マンガンの含有量が１．１５質量％以下、クロムの含有量が０．９０〜１．６０質量％である鋼で構成され、２３０〜３００℃の高温焼戻しが施されて残留オーステナイト量が８体積％以下とされ、且つ硬度がＨＲＣ６０以上とされている。しかしながら、高温に対する対策はなされているものの、組織変化を伴う早期剥離に対する対策は考慮されていない。
また、エンジン補機用の軸受や自動車電装部品用の軸受に見られる組織変化を伴う早期剥離に対する対策の例としては、例えば、日本国特許公報第２８８３４６０号に記載のものがある。該公報には、従来のＳＵＪ２と比較して、炭素の含有量が低く（０．６５〜０．９０質量％）、クロムの含有量が高く（２．０〜５．０質量％）、窒素を含有し（９０〜２００ｐｐｍ）、さらにアルミニウム（１０〜５００ｐｐｍ）及びニオブ（５０〜５００ｐｐｍ）の一方又は両方を含有する鋼を使用することが提案されている。
しかしながら、早期剥離の発生しやすい固定輪を構成する鋼の化学組成の最適化だけでは、ベルトとプーリの間に発生する静電気の制御は不可能である。よって、静電気により発生する水素によって引き起こされる早期剥離の完全な対策とはなり得ず、固定輪に生じる早期剥離を防止することは困難である。また、焼き付きに関しては何ら考慮されていない。
また、日本国特許公報第３００９２５４号には、クロムを１．５〜６質量％含有する鋼で少なくとも固定輪を構成した軸受が記載されている。そして、軌道輪の表面にクロムの酸化被膜（ＦｅＣｒＯ４）が形成され軌道面が不活性化されているので、グリースの分解により生成した水素が軌道面の内部に侵入することが抑制されると記載されている。
しかしながら、静電気により発生した水素はクロムの酸化被膜を通過することができるため、早期剥離を完全に防止することは困難である。また、焼き付きに関しては何ら考慮されていない。
また、前述の日本国特許公開公報  平成３年第２００８９８号や日本国特許公開公報  平成９年第３４６６号に記載されたグリースを用いても、高温，高速，高荷重という過酷な条件下では、十分な剥離寿命及び焼き付き寿命を得ることは非常に困難である。例えば、日本国特許公開公報  平成３年第２１０３９４号に記載されたグリースのように、防錆剤としてスルホン酸塩等を使用しても、防錆性を維持しつつ十分な剥離寿命を達成することは容易ではない。また、日本国特許公開公報  平成９年第３４６６号に記載されたグリースの場合は、高温領域（例えば１６０℃以上）まで使用可能なものは未だ得られていない。
また、高速回転に伴う高温，高振動，高荷重（重力加速度で４〜２０Ｇ）がベルトを介して同時に作用するオルタネータ用軸受においては、油膜パラメータΛが小さくなって油膜形成が困難となりやすい。そして、滑りが発生しやすい固定輪の負荷域、すなわち外輪に組織変化を伴う早期剥離が生じて、軸受の寿命が短くなるという問題が生じている。
この固定輪の組織変化を伴う早期剥離を防止する対策として、「ＳＡＥテクニカルペーパー：ＳＡＥ９５０９４４（開催日１９９５年２月２７日〜３月２日）」の第１項〜第１４項には、オルタネータ用軸受の疲労メカニズムを解明し、封入グリースをＥグリースからＭグリースに変更することが開示されている。このＭグリースはダンパー効果が高いので、高振動，高荷重下で使用される軸受に用いると、滑りを抑制し、また、振動及び負荷を十分に吸収して軸受の金属接触を防止する。そのため、組織変化を伴う早期剥離が防止される。
しかしながら、前述の本国特許公告公報  平成５年第３２６０２号に開示された技術は、鋼球の長寿命化は図れるものの、鋼球の表面粗さが０．０５μｍＲａと大きいため、振動の増大が予想され軸受の音響性能が問題となってくる。また、日本国特許公報第２５０８１７８号に開示された技術は、固定輪の寿命延長効果は期待できるものの、回転輪の最適な表面粗さが不明であるため、音響性能に問題が生じる可能性がある。
また、前述の日本国特許公開公報  平成１２年第８１０４３号に記載の転がり軸受は、高振動が抑制されるとともに、固定輪の早期剥離が防止されるものの、軌道面の中心線平均粗さをただ単に規定しただけでは不十分な場合もあるので、さらなる改良が必要である。
また、この他にも種々の改善策が考えられ、例えば、軸受を複列化して荷重を低減する方法も考えられる。しかし、今後のエンジンの小型化，軽量化，高性能化に伴って軸受の大きさも制約を受けることが予想されるので、前記方法が根本的な解決策になるとは考えにくい。
一方、ガスエンジンでコンプレッサを駆動し、ヒートポンプサイクルにより冷暖房を行うシステムであるガスヒートポンプエアコンディショナ（ＧＨＰＡ）には、電磁クラッチの部分に転がり軸受が使用されている。そして、この転がり軸受の材料としては、ＪＩＳの高炭素クロム軸受鋼、特にＳＵＪ２が主に使用されている。高炭素クロム軸受鋼には焼入れ，焼戻しが施されて、表面硬さＨＲＣ（ロックウェル硬さ）は約６２とされ、残留オーステナイト量は約１０体積％とされている。
このようなＧＨＰＡの電磁クラッチ用の転がり軸受においても、エンジン補機用の転がり軸受や自動車電装部品用の転がり軸受と同様に、組織変化を伴う早期剥離が発生する傾向がある。この原因は、エンジン補機用の転がり軸受や自動車電装部品用の転がり軸受と同様に、エンジンの振動によるものであると考えられる。
そこで、本発明は、前述のような従来の技術が有する種々の問題点を解決し、静電気が発生して水素が生成するような環境下においても、水素によって引き起こされる組織変化を伴う早期剥離が生じにくく長寿命な転がり軸受を提供することを第二の課題とする。また、焼き付きが生じやすい高温環境下においても焼き付きが生じにくく長寿命な転がり軸受を提供することを併せて第二の課題とする。
（ＩＩＩ）  一般に、転がり軸受においては、その構成部品である軌道輪と転動体との間で転がり運動が行われ、軌道輪及び転動体は繰り返し応力を受ける。そのため、これらの部材を構成する材料には、硬い、負荷に耐える、転がり疲労寿命が長い、滑りに対する耐摩耗性が良好である等の性質が要求される。
そこで、一般的には、これらの部材を構成する材料には、軸受鋼としてはＪＩＳのＳＵＪ２、そして肌焼鋼としてはＪＩＳのＳＣＲ４２０相当の鋼やＳＣＭ４２０相当の鋼等がよく使用されている。
これらの材料は前述のように繰り返し応力を受けるので、転がり疲労寿命等の必要とされる物性を得るために、軸受鋼であれば焼入れ・焼戻しが施され、肌焼鋼であれば浸炭又は浸炭窒化処理後に焼入れ・焼戻しが施されて、硬さをＨＲＣ５８〜６４とされている。
転がり軸受のうち、オルタネータをはじめとするエンジン補機に使用される転がり軸受は、一般の軸受よりも高温下，高振動下，又は高荷重下で使用されるため、計算寿命に比べて早期に剥離を生じて軸受寿命が極端に短くなる場合がある。この早期剥離現象は、高荷重，高振動，回転変動等により油膜形成が困難になって軌道面と転動体とが接触しやすくなり、さらに潤滑剤中に含まれている水分が分解して発生した水素イオンが軌道面上の新生面に吸着され、水素原子となって高ひずみ場（最大せん断応力位置近傍）へ集積されることにより、白色組織と呼ばれる組織への組織変化を伴なって生じるものと考えられている。
このような高振動，高荷重下で使用される軸受の寿命向上を図る従来技術としては、例えば、日本国特許公告公報  平成７年第７２５６５号、日本国特許公告公報  平成６年第８９７８３号等に記載のものがある。前者の技術においては、鋼中の残留オーステナイト量を０．０５％以上６％以下とすることにより、軌道面下での残留オーステナイトの分解による塑性変形が抑制され、軸受寿命が改善されるとしている。そして、後者の技術においては、軸受内にグリースを封止したグリース封入軸受において、軌道輪の軌道面に厚さ０．１〜２．５μｍの酸化被膜を形成することにより、グリースからの水素の分離が抑制され、軸受の早期破損が防止されるとしている。
一方、高速回転に伴う高温，高振動，高荷重下で使用される軸受の早期剥離を防止する対策が、前述したように「ＳＡＥテクニカルペーパー：ＳＡＥ９５０９４４（開催日１９９５年２月２７日〜３月２日）」の第１〜第１４項に記載されている。すなわち、グリースのダンパー効果によって高振動，高荷重を吸収し、且つ金属接触を緩和することにより、早期剥離を防止することができるという報告がなされている。
しかしながら、前述の日本国特許公告公報  平成７年第７２５６５号に記載の技術では、軌道面下における残留オーステナイトの分解による塑性変形を防止することを目的としているので、前記組織変化による剥離を抑制して長寿命とする効果は期待することができない。また、前述の日本国特許公告公報  平成６年第８９７８３号に記載の技術では、表面に酸化被膜を形成することにより寿命延長を図ろうとしているが、高振動下又は大きな滑りを伴なう場合には、容易に酸化被膜が切断されることになる。よって、やはり前述の日本国特許公告公報  平成７年第７２５６５号に記載の技術と同様に、前記組織変化による剥離を抑制して長寿命とする効果は期待することができず、その効果は限定的となる。さらに、前述の「ＳＡＥテクニカルペーパー」に記載の技術についても、グリースのダンパー効果により高振動，高荷重を吸収し且つ金属接触を緩和するものであるから、根本的な解決にはならない。
また、軸受を複列化して荷重条件等を緩和することも一つの改善策となり得ると考えられるが、今後はエンジンの小型化，軽量化，高性能化に伴なって軸受の大きさに関しても制約を受けることが予想され、また、転がり軸受の使用条件がますます過酷化していくことも想定されるので、やはり根本的な解決策になるとは言えない。
さらに、近年、自動変速機やベルト式ＣＶＴ等において油潤滑下で使用される転がり軸受では、エンジン補機等においてグリース潤滑下で使用される転がり軸受に見られる白色組織に類似した組織変化が生じ得ることが分かってきた。
一般に、油潤滑下で使用される転がり軸受においては、スピンドル油，タービン油をはじめとする流動性に優れた潤滑油や、歯車等の軸受周辺部品に使用される潤滑油との共通化を図るべく、ギヤ油，マシン油等が使用されている。
一方、自動車の変速機は、トルクコンバータ，歯車機構，油圧機構，湿式クラッチ等を内蔵する装置であり、これらの機構を円滑に作動させて動力を伝達するために、トラクション係数の高い自動変速機用潤滑油（ＡＴＦ：Ａｕｔｏｍａｔｉｃ  Ｔｒａｎｓｍｉｓｓｉｏｎ  Ｆｌｕｉｄ）や無段変速機用潤滑油（ＣＶＴＦ：Ｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓｌｙ  Ｖａｒｉａｂｌｅ  Ｔｒａｎｓｍｉｓｓｉｏｎ  Ｆｌｕｉｄ）等の潤滑油が使用される。
ＡＴＦやＣＶＴＦには、上記機構を円滑に作動させるために、熱媒体、摩擦材の潤滑、及び適正な摩擦特性の維持等のような多くの機能を有することが求められる。しかし、油潤滑下において使用される転がり軸受の場合は、軌道輪と転動体との間に生じる接線力が増大するので、接触面圧が最も大きい接触楕円中心部ではなく、ＰＶ値（接触面圧と速度との積）が最も大きくなる接触楕円から少し離れた部位で潤滑膜が破壊されやすくなる。そして、それとともに、潤滑油中の水分等が分解して生じた水素が鋼中に侵入するため、その結果、従来の油潤滑条件には見られない組織変化を引き起こすのではないかと考えられる。
そこで、本発明は、このような従来の転がり軸受が有する問題点を解決し、高温，高速，高振動，高荷重等によって油膜の形成が困難となりやすい潤滑条件下で、しかも水分が侵入するような条件下でも長寿命な転がり軸受を提供することを第三の課題とする。
（ＩＶ）  従来、電磁クラッチ用の転がり軸受に使用される材料としては、ＪＩＳに規定された高炭素クロム軸受鋼、特にＳＵＪ２が一般的に用いられている。これらの鋼には焼入れ，焼戻し処理が施されて、表面硬さＨＲＣ（ロックウェル硬さ）が約６２、残留オーステナイト量が約１０体積％とされて使用される。
カーエアコンディショナのコンプレッサは、図１に示すように、エンジン動力がクランクプーリ及びベルト（共に図示せず）を介して電磁クラッチプーリ１０１に伝達される。伝達されたエンジンの動力は電磁クラッチプーリ１０１の端部に形成された摩擦板１０２を電磁コイル１０３の電磁力により吸着させることにより、コンプレッサ１０４に伝達され、該コンプレッサ１０４が駆動される。また、コンプレッサ１０４の駆動軸を覆うようにハウジングＨから突設された筒部１０５には転がり軸受１０８の内輪１０６が固定され、この転がり軸受１０８の外輪１０７が電磁クラッチプーリ１０１に圧入されることで、電磁クラッチプーリ１０１が回転可能に支持されている。
この転がり軸受１０８は電磁クラッチプーリ１０１を作動させるベルトにより張力がかかり、この張力により転がり軸受１０８にラジアル荷重が負荷され、電磁クラッチ作動時にはさらにスラスト荷重が加わる。また、エンジン周りの配置等の制限により電磁クラッチプーリ１０１と転がり軸受１０８の相互の軸方向中心位置がずれており、このずれにより転がり軸受１０８にはモーメント荷重が負荷される。
そのため、転がり軸受１０８に傾きが生じ、この傾きが大きい場合には、電磁コイル１０３の電磁力による吸着力が弱くなり電磁クラッチプーリ１０１と摩擦板１０２との結合ができず、又は摩擦板１０２との結合が弱くなって滑りが発生してエンジンの動力をコンプレッサ１０４に伝達できず、発熱の原因となる。
このような事情から、従来、電磁クラッチ用の転がり軸受には、モーメント荷重を受けたときの軸受の傾きを小さくするため、複列アンギュラ玉軸受或いは２個の単列ラジアル玉軸受が組み合わせて使用されている。
しかしながら、小型化、コストダウンの要求が強いため、ラジアル荷重だけでなくスラスト荷重も受けられる３点或いは４点の多点接触単列玉軸受の使用が検討されている。
このような多点接触単列玉軸受の例としては、日本国特許公開公報  ２００１年第３０４２７３号に記載のものがあげられる。この軸受は、内輪の軌道面の溝曲率半径を玉径の５２〜５３．５％とすると共に、外輪の軌道面の溝曲率半径を玉径の５３．５〜５６％とし、且つ玉と内・外輪との接触角を２０〜３０°の範囲に設定してあるので、モーメント剛性の低下を招くことがなく、玉のスピンに起因する発熱や玉の肩乗り上げの問題が回避されている。
また、別の例として、日本国特許公開公報  平成１１年第３３６７９５号に記載のものがあげられる。この軸受は、内・外輪の軌道面を中心に対して対称にした４点接触の単列玉軸受である。そして、内・外輪の軌道面の溝曲率半径を玉径の５１．５〜５５％とすることにより、玉と内外輪との転動面に発生する接触面圧を小さくし、これにより、滑りによる発熱を低減するとともに、玉の軸回りの公転と、軸とは方向が異なる自転（スピン）により生じる滑りの発生を極小として焼付きを防止している。
しかしながら、前述の日本国特許公開公報  ２００１年第３０４２７３号に記載の軸受は、高温化に対する検討が十分なされていないため、使用温度が今後高温化するコンプレッサに適用した場合にも前述のような問題の回避が可能か不明である。
また、今後のコンプレッサの小型化による雰囲気温度の上昇により、軸受温度が１５０℃以上となる場合では、焼付きだけでなく、使用温度の上昇による硬度の低下に起因する剥離が懸念される。しかしながら、前述の日本国特許公開公報  平成１１年第３３６７９５号に記載の軸受は、材料の成分に関しては何ら言及していない。今後は、軸受として要求される硬さＨＲＣ５８以上を１５０℃以上の環境下でも保持することが必須条件となるため、硬度の低下による転がり寿命の低下に関して、考慮する必要がある。よって、材料面での対策が必要であると考えられる。
本発明はこのような技術的背景に鑑みてなされたものであり、多点接触転がり軸受に特有の転動体のすべりによる金属接触によって発熱が生じる環境下においても、安定した軸受寸法を維持して焼付きを防止することができ、且つ硬さの低下に起因する早期はくりを防止することができる多点接触転がり軸受を提供することを第四の課題とする。
（Ｖ）  前述したように、従来、転がり軸受の軌道輪及び転動体の材料としては、ＪＩＳのＳＵＪ２が主に使用されてきた。また、近年の自動車の小型・軽量化に伴い、エンジン補機にも小型・軽量化とともに高性能化，高出力化が求められている。例えばオルタネータ用の軸受には、エンジンの作動と同時に、高速回転に伴う高振動，高荷重（重力加速度で４〜２０Ｇ程度）がベルトを介して作用する。そのため、従来のオルタネータ用軸受では、固定輪である外輪の軌道面に組織変化を伴った早期剥離が生じて、寿命が短くなる原因となっている。
このような組織変化を伴う早期剥離に対応した種々の転がり軸受が提案されている。例えば日本国特許公報第２８８３４６０号には、従来使用されているＳＵＪ２に対して、炭素（Ｃ）の含有量が０．６５〜０．９０質量％と低く、クロム（Ｃｒ）の含有量が２．０〜５．０質量％と高く、窒素（Ｎ）を９０〜２００ｐｐｍ含有し、アルミニウム（Ａｌ）１０〜５００ｐｐｍ及びニオブ（Ｎｂ）５０〜５０００ｐｐｍのうちの一方又は双方を含有する鋼を用いることが記載されている。
また、日本国特許公報第３００９２５４号には、グリースを封入した軸受の固定輪を１．５〜６質量％のＣｒを含有する鋼で構成し、グリースの分解により生じる水素の侵入を防止するためのＣｒの酸化膜をその転走面に形成することが記載されている。
さらに、高温領域で使用される軸受としては、日本国特許公告公報  平成６年第０３３４４１号に開示の、高温における寸法安定性に優れ且つ硬さが低下しにくい軸受がある。この軸受は、炭素の含有量が０．９５〜１．１０質量％、ケイ素又はアルミニウムの含有量が１〜２質量％、マンガンの含有量が１．１５質量％以下、クロムの含有量が０．９０〜１．６０質量％である鋼で構成され、２３０〜３００℃の高温焼戻しが施されて残留オーステナイト量が８体積％以下とされ、且つ硬度がＨＲＣ６０以上とされている。
今後、オルタネータにおいては、使用条件のさらなる高温化，高速化に伴い、組織変化を伴う早期剥離が生じる可能性がさらに高まると考えられる。よって、鉄鋼材料の合金成分については、ＳＵＪ２では組織変化を遅延させる元素成分の量が不十分であり、また、白色組織の起点となる硫黄系介在物（ＭｎＳ）を少なくする必要がある。
しかしながら、日本国特許公報第２８８３４６０号に記載の軸受においては、組織変化を遅延させる元素であるＣｒの量は考慮されているが、Ｓの量については考慮されていない。
また、日本国特許公報第３００９２５４号に記載の軸受においては、Ｓの量については考慮されていない。また、該軸受の有するＣｒの酸化膜では、Ｃｒの量が不十分であるために、水素の侵入を十分に防止することが困難である。
さらに、日本国特許公告公報  平成６年第０３３４４１号に記載の軸受は、組織変化を遅延させる元素であるＣｒの量が不十分である上、Ｓの量については考慮されていない。
そこで、本発明は、前述のような従来の技術が有する種々の問題点を解決し、水素によって引き起こされる組織変化を伴う早期剥離が生じにくく長寿命な転がり軸受を提供することを第五の課題とする。
発明の開示
（Ｉ）  本発明者等は、例えばベルト式無段変速機のプライマリ並びにセカンダリプーリ支持用軸受やＧＨＰＡの電磁クラッチ用軸受を市場より回収し、不具合品について詳細に調査を行ったところ、以下のような結論を得た。即ち、市場回収品の早期不具合品については焼付きを起こしたものはほとんどなく、剥離が原因であった。そして、剥離が生じた部分の近傍には、エンジン補機用軸受や自動車電装部品用軸受に観察されるものと同様の組織変化が見られた。また、剥離を生じたものの軌道表面に研磨目が存在したものは極僅かであり、軌道面の極表面の硬度は大幅に低下し、Ｈｖで６００以下のものもあった。
このような不具合の原因は、ベルト式無段変速機のプーリ支持用軸受の場合は、転動体と内・外輪との金属接触により発熱して焼付きに至るという従来考えられていた原因だけではないと思われた。そして、転動体と内・外輪との金属接触により発熱し、それに伴って軸受の硬度が低下して剥離に至り、寿命が低下したものであるという新たな結論を得た。
また、エンジン補機用軸受や自動車電装部品用軸受においてはエンジンによる振動が原因であると従来は考えられていたが、ＧＨＰＡの場合はそれだけが原因ではないと考えられた。つまり、ＧＨＰＡの場合はアイドリングが多いため、その電磁クラッチ用軸受はエンジン補機用軸受や自動車電装部品用軸受と比較して低回転速度で使用される。そのため、油膜の形成能力が低くなり、転動体と内・外輪との金属接触が生じやすくなったものと考えられる。そして、転動体と内・外輪との金属接触により発熱し、それに伴って軸受の硬度が低下して組織変化を伴う剥離に至り、寿命が低下したものであるという新たな結論を得た。
ベルト式無段変速機のプーリ支持用軸受，ＧＨＰＡの電磁クラッチ用軸受ともに、金属接触による発熱で軸受の温度が上昇することにより潤滑条件が厳しくなって、さらに金属接触が起こり易くなることも早期剥離が生じることを加速する要因の一つである。そのため、上記不具合の対策として、軸受を耐熱用鋼で構成し、高温時の硬さの低下を防ぐことが有効であるという結論に至った。
耐熱用鋼としてはＭ５０等が考えられるが、Ｍ５０はＣ濃度が高く、素材の段階でＣｒ，Ｍｏ，Ｖの共晶炭化物が存在するため、前処理の加工性が悪い。また、共晶炭化物の存在は炭化物の周りにおいて応力集中が起こり、その部分を起点としてフレーキングが生じ、かえって寿命が低下するという問題がある。
そこで、前記第一の課題を解決するため、本発明は次のような構成からなる。すなわち、本発明の転がり軸受は、固定輪と回転輪との間に複数の転動体を配置して用いられる転がり軸受において、前記固定輪と前記回転輪とのうち少なくとも前記固定輪の軌道面の中心線平均粗さが０．０２５〜０．０７５μｍＲａであることを特徴とする。
この転がり軸受において前記固定輪と前記回転輪とのうち少なくとも前記固定輪は、合金成分として炭素を０．５０〜１．２０質量％、珪素を０．１０〜１．５０質量％、マンガンを０．１〜２．０質量％、クロムを３．０〜６．０質量％、モリブデンを２．０質量％以下、バナジウムを１．０質量％以下の割合で含有することが好ましい。
また、同じく前記第一の課題を解決する本発明の転がり軸受は、固定輪と回転輪との間に複数の転動体を配置して用いられる転がり軸受において、前記固定輪と前記回転輪とのうち少なくとも前記固定輪は、合金成分として炭素を０．５０〜１．２０質量％、珪素を０．１０〜１．５０質量％、マンガンを０．１〜２．０質量％、クロムを３．０〜６．０質量％、モリブデンを２．０質量％以下、バナジウムを１．０質量％以下の割合で含有することを特徴とする。
これらの本発明の転がり軸受は、ベルト式無段変速機のプーリ支持用に用いることができる。
さらに、同じく前記第一の課題を解決する本発明の転がり軸受は、ベルト式無段変速機のプーリ支持用に用いられ、固定輪と回転輪との間に複数の転動体を配置して用いられる転がり軸受において、前記固定輪、前記回転輪、及び前記転動体のうち少なくとも一つは、合金成分として炭素を０．５０〜１．２０質量％、珪素を０．１０〜１．５０質量％、マンガンを０．１〜２．０質量％、クロムを２．５〜９．５質量％、モリブデンを２．０質量％以下、バナジウムを１．０質量％以下の割合で含有し、且つ炭素の含有量Ｃ％とクロムの含有量Ｃｒ％とモリブデンの含有量Ｍｏ％とバナジウムの含有量Ｖ％とが、下記式を満たす鉄鋼材料で形成されたことを特徴とするものである。
Ｃ％≦−０．０５×Ｃｒ％−０．１２×（Ｍｏ％＋Ｖ％）＋１．４１
さらに、同じく前記第一の課題を解決する本発明の転がり軸受は、エンジン補機用に用いられ、固定輪と回転輪との間に複数の転動体を配置して用いられる転がり軸受において、前記固定輪と前記回転輪とのうち少なくとも前記固定輪の軌道面の中心線平均粗さが０．０２５〜０．０７５μｍＲａであることを特徴とするものである。
この転がり軸受において前記固定輪と前記回転輪とのうち少なくとも前記固定輪は、合金成分として炭素を０．５０〜１．２０質量％、珪素を０．６０〜１．５０質量％、マンガンを０．１〜２．０質量％、クロムを２．５〜９．５質量％、モリブデンを２．０質量％以下、バナジウムを１．０質量％以下の割合で含有することが好ましい。
さらに、同じく前記第一の課題を解決する本発明の転がり軸受は、エンジン補機用に用いられ、固定輪と回転輪との間に複数の転動体を配置して用いられる転がり軸受において、前記固定輪と前記回転輪とのうち少なくとも前記固定輪は、合金成分として炭素を０．５０〜１．２０質量％、珪素を０．６０〜１．５０質量％、マンガンを０．１〜２．０質量％、クロムを２．５〜９．５質量％、モリブデンを２．０質量％以下、バナジウムを１．０質量％以下の割合で含有することを特徴とするものである。
さらに、同じく前記第一の課題を解決する本発明の転がり軸受は、固定輪と回転輪との間に配設された複数の転動体をグリースで潤滑して用いられる転がり軸受において、前記固定輪及び前記回転輪のうちの少なくとも一方を、合金成分として炭素を０．５０〜１．２０質量％、珪素を０．６０〜１．５０質量％、マンガンを０．１〜２．０質量％、クロムを２．５〜９．５質量％、モリブデンを２．０質量％以下、バナジウムを１．０質量％以下の割合で含有する鉄鋼材料で構成したことを特徴とするものである。
さらに、同じく前記第一の課題を解決する本発明の転がり軸受は、固定輪と回転輪との間に配設された複数の転動体をグリースで潤滑して用いられる転がり軸受において、前記固定輪及び前記回転輪のうちの少なくとも一方を、合金成分として炭素を０．５０〜１．２０質量％、珪素を０．６０〜１．５０質量％、マンガンを０．１〜２．０質量％、クロムを２．５〜９．５質量％、モリブデンを２．０質量％以下、バナジウムを１．０質量％以下の割合で含有する鉄鋼材料で構成し、且つ全量の０．１〜１０質量％の導電性物質を潤滑基油及び増ちょう剤からなるグリースに配合し、且つそのグリースを封入したことを特徴とするものである。
以下に、前記第一の課題を解決する本発明の臨界的意義について説明する。
〔軌道面の中心線平均粗さについて〕
軌道面の中心線平均粗さが０．０７５μｍＲａを越えると、軌道輪と転動体との金属接触が増大し、温度が上昇し、剥離が発生して、寿命が低下する。また、軌道面の中心線平均粗さが０．０２５μｍＲａ未満であると、転動体の滑りが増加し、新生面の生成によって水素が発生したり、グリース又はオイルに剪断応力がかかって水素が発生したりし、組織変化を伴う剥離が生成する。金属接触の度合いが低く且つ転動体の滑りを抑制することを可能とするためには、軌道面の中心線平均粗さは０．０２５〜０．０７５μｍＲａが好ましく、０．０３０〜０．０６０μｍＲａがより好ましい。
〔炭素の含有量について〕
炭素Ｃは、転がり軸受として要求される硬さを得るために０．５０質量％が必要である。前述したメカノケミカルのような組織変化、具体的には炭素Ｃが拡散して白色化するような組織変化を防止するためには、ミクロ組織での安定化が必要である。そのためにはクロムＣｒと炭素Ｃとの親和力を強固にする必要があり、そのために１．２０質量％以下が必要となる。炭素Ｃが１．２０質量％を越えるとクロムＣｒに炭素Ｃがトラップされなくなり、容易に炭素Ｃの拡散が生じて組織変化を起こす。また、製鋼時に粗大な共晶炭化物を形成し、転がり寿命の低下を引き起こして短寿命となる。清浄度を向上させ、共晶炭化物を防止するために、炭素Ｃ含有量は０．５０質量％以上１．２０質量％以下であることが望ましい。
〔珪素の含有量について〕
珪素Ｓｉは、製鋼時の脱酸剤として作用し、焼入れ性を向上させると共に、素地のマルテンサイトを強化する元素であり、組織変化を遅延させて軸受寿命を長くするために有効な元素である。珪素Ｓｉの含有量が０．１０質量％未満では、これらの効果が十分に得られず、所定の高温硬さが維持できない。また、珪素Ｓｉの含有量が１．５０質量％を越えると、被切削性、鍛造性、冷間加工性が著しく低下する。更に、Ｓｉによる組織変化防止をより確実にするためには、下限を０．５質量％、より好ましくは０．６０質量％とすることが望ましい。
〔マンガンの含有量について〕
マンガンＭｎは、鋼中のフェライトを強化して焼入れ性を向上させる元素であり、含有量が０．１０質量％未満では、その効果が不十分となる。また、マンガンＭｎの含有量が２．０質量％を越えると、焼入後の残留オーステナイト量が多くなって硬さが低下すると共に、冷間加工性も低下する。
〔クロムの含有量について〕
クロムＣｒは、焼入れ性の向上、焼戻し軟化抵抗性の向上、耐摩耗性の向上等の効果を発現する。それと共に、強固な炭化物を形成し、同時にマトリックスに固溶して炭素Ｃの拡散（白色化）を防止し、組織を安定にさせ、組織変化を伴う剥離を防止する元素である。
本発明では、クロムＣｒの含有量を２．５質量％以上とするが、クロムＣｒの含有量が３．０質量％未満であると、これらの効果、特に高温での硬さの低下の防止や組織変化を伴う剥離を防止できない恐れがある。また、本発明では、クロムＣｒの含有量を９．５質量％以下とするが、クロムＣｒの含有量が６．０質量％を越えると、前記高温での硬さの低下を防止する効果や組織変化を伴う剥離を防止する効果が飽和するばかりでなく、巨大炭化物の発生による一般寿命の低下や、被切削性の低下等の問題が生じる。
そこで、クロムＣｒの含有量を６．０質量％以下とすることにより、こうした問題を回避できると共に、焼入温度を１００℃程度低くできるので、熱処理コストも低減できる。また、組織変化を伴う剥離の防止をより確実にするためには、下限を３．５質量％とすることが望ましい。また、巨大炭化物をより確実に防止するためには、上限を５．０質量％とすることが更に望ましい。
〔モリブデンの含有量について〕
モリブデンＭｏは、焼入れ性及び焼戻し軟化抵抗性を著しく増加させる効果があり、また転がり疲労寿命向上に寄与する元素である。しかしながら、過剰に添加すると、靱性並びに加工性を低下させるので、２．０質量％以下とする。
〔バナジウムの含有量について〕
バナジウムＶは微細な炭化物を形成し、耐摩耗性の向上に効果のある元素である。また、炭化物を形成して、前記クロムＣｒと同様の効果を発現する元素でもある。しかしながら、バナジウムＶの含有量が１．０質量％を越えると、これらの効果が飽和するばかりでなく、巨大炭化物の発生や材料コスト高の原因となる。
〔式Ｃ％≦−０．０５×Ｃｒ％−０．１２×（Ｍｏ％＋Ｖ％）＋１．４１について〕
炭素Ｃ並びにクロムＣｒ濃度が高い場合、製鋼時に共晶炭化物が生成することが知られている。この共晶炭化物が存在すると、前処理の加工性が低下する。また、共晶炭化物の存在は、炭化物の周りにおいて応力集中が起こり、その部分を起点としてフレーキングが生じ、かえって寿命が低下するという問題がある。そこで、炭素Ｃ、クロムＣｒの濃度を、モリブデンＭｏ、バナジウムＶの濃度を用いて前記式で限定した。
〔導電性物質の含有量について〕
導電性物質がグリース全体の１０質量％を越えると、グリースのちょう度が低下し、焼付きが発生して寿命が低下する。また、導電性物質がグリース全体の０．１質量％未満であると、導電が確実でなく、内外輪に電位差が生じて放電現象が発生する。そのため、水素が発生し、組織変化を伴う剥離が生じる。本発明においては、焼付きの度合いが少なく且つ導電が確実な範囲として、グリース全体中の導電性物質の含有量を０．１質量％以上１０質量％以下とする。
（ＩＩ）  前記第二の課題を解決するため、本発明は次のような構成からなる。すなわち、本発明の転がり軸受は、エンジン補機用又はガスエンジンでコンプレッサが駆動されるガスヒートポンプ用に用いられ、固定輪と回転輪との間に配設された複数の転動体をグリースで潤滑して用いられる転がり軸受において、前記固定輪、前記回転輪、及び前記転動体のうち少なくとも一つは、合金成分として炭素を０．５０〜１．２０質量％、珪素を０．６０〜１．５０質量％、マンガンを０．１〜２．０質量％、クロムを２．５〜１７．０質量％、モリブデンを２．０質量％以下、バナジウムを１．０質量％以下の割合で含有し、且つ炭素の含有量Ｃ％とクロムの含有量Ｃｒ％とモリブデンの含有量Ｍｏ％とバナジウムの含有量Ｖ％とが下記式を満たす鉄鋼材料で形成されたことを特徴とする。
Ｃ％≦−０．０５×Ｃｒ％−０．１２×（Ｍｏ％＋Ｖ％）＋１．４１
この転がり軸受においては、前記固定輪、前記回転輪、及び前記転動体のうち少なくとも前記固定輪の軌道面の中心線平均粗さを０．０２５〜０．１５μｍＲａすることが好ましい。
また、前記固定輪、前記回転輪、及び前記転動体のうち少なくとも前記固定輪は、焼入れ，焼戻しにより硬さがＨＲＣ５６〜６４に調整されていることが好ましい。
さらに、同じく前記第二の課題を解決する本発明の転がり軸受は、固定輪と回転輪との間に配設された複数の転動体をグリースで潤滑して用いられる転がり軸受において、前記固定輪及び前記回転輪のうち少なくとも前記固定輪の軌道面の中心線平均粗さが０．０１〜０．０８μｍＲａであり、スキューネスが−５．０〜−０．５であることを特徴とする。
この転がり軸受においては、前記グリースに含まれる基油の４０℃における粘度は７０〜２００ｍｍ２／ｓとすることが好ましい。
また、前記固定輪、前記回転輪、及び前記転動体のうち少なくとも前記固定輪は、合金成分としてクロムを２．０〜１６．０質量％の割合で含有し、且つ、焼入れ，焼戻しにより硬さがＨＲＣ５６〜６４に調整されていることが好ましい。
さらに、前記グリースには、該グリース全体に対して０．１〜１０質量％の導電性物質を配合してあることが好ましい。
さらに、前記グリースは、基油と、下記の化学式（１）〜（３）のうちの少なくとも一種のジウレア化合物と、ナフテン酸塩と、コハク酸又はその誘導体と、を含有し、前記ジウレア化合物のグリース全体に対する含有量は、下記式（４）及び（５）で表される条件を満たし、且つ、前記ナフテン酸塩の含有量と前記コハク酸又はその誘導体の含有量とは、グリース全体に対して０．１〜１０質量％であることが好ましい。
2003062657.tif 000003
2003062657.tif 000004
なお、化学式（１）〜（３）中のＲ１は芳香環を含有する炭化水素基（炭素数は全体で７〜１２）を示し、Ｒ２は２価の芳香環を含有する炭化水素基（炭素数は全体で６〜１５）を示し、Ｒ３はシクロヘキシル基又はアルキルシクロヘキシル基（炭素数は全体で７〜１２）を示す。
また、式（４）及び式（５）中のＷ１，Ｗ２，及びＷ３は、それぞれ化学式（１），（２），及び（３）のジウレア化合物のグリース仝体に対する含有量（単位は質量％）である。
さらに、前記グリースは、下記の化学式（６）〜（１１）のうちの少なくとも一種の金属化合物を含有し、その含有量はグリース全体に対して０．１〜１０質量％であることが好ましい。
2003062657.tif 000005
2003062657.tif 000006
なお、化学式（６）及び（７）中のＲ４は炭素数１〜１８の炭化水素基を示し、Ｍは金属を示す。また、ｎは２〜４の整数、ｘ及びｙは０〜４の整数、ｚは１〜４の整数をそれぞれ示す。
さらに、化学式（８）〜（１０）中のＲ５は水素又は炭素数１〜１８の炭化水素基を示し、化学式（１１）中のＲ６は炭素数１〜１８の炭化水素基を示す。
さらに、前記グリースはスルフォン酸塩を含有しないことが好ましい。
さらにまた、前記軌道面の凹凸の平均間隔Ｓｍは３〜５０μｍであることが好ましい。
以下に、前記第二の課題を解決する本発明の臨界的意義について説明する。
〔炭素の含有量について〕
炭素は、基地に固溶して焼入れ，焼戻し後の硬さを向上させ強度を向上させる作用があり、転がり軸受として要求される硬さを得るために０．５０質量％が必要である。前述した組織変化を防止するためには、ミクロ組織での安定化が必要である。そのためにはクロムと炭素との親和力を強固にする必要があり、そのために１．２０質量％以下が必要となる。炭素が１．２０質量％を越えるとクロムに炭素が固定されなくなり、容易に炭素の拡散が生じて組織変化を起こしてしまう。また、炭素の含有量が多すぎると、製鋼時に粗大な共晶炭化物を形成しやすくなって、疲労寿命や強度の著しい低下を引き起こす場合がある。さらに、冷間加工性や被削性が低下して、加工コストの上昇を招く場合がある。
〔珪素の含有量について〕
珪素は、製鋼時の脱酸剤として作用し、焼入れ性を向上させるとともに、素地のマルテンサイトを強化し、組織変化を遅延させて軸受寿命を長くするために有効な元素である。また、焼戻し軟化抵抗性，寸法安定性，耐熱性を高める作用もある。
珪素の含有量が０．１０質量％未満では、これらの効果、特に組織変化を遅延させる作用が十分に得られず、所定の高温硬さが維持できない。また、珪素の含有量が１．５０質量％を越えると、被切削性、鍛造性、冷間加工性が著しく低下する。
〔マンガンの含有量について〕
マンガンは、製鋼時の脱酸剤として必要であり、焼入れ性を向上させる元素である。マンガンの含有量が０．１０質量％未満では、その効果が不十分となる。また、マンガンの含有量が２．０質量％を越えると、マルテンサイト変態開始温度が低下する。そうすると、焼入後の残留オーステナイト量が多くなって硬さが低下するとともに、冷間加工性や被削性も低下する。
〔クロムの含有量について〕
クロムは、基地に固溶して、焼入れ性の向上、焼戻し軟化抵抗性の向上、耐摩耗性や耐食性の向上等の効果を発現する。それとともに、微細な炭化物を形成して熱処理時の結晶粒の粗大化を防止したり、鋼中に侵入した拡散性の水素をトラップする効果を強くする。さらに、強固な炭化物を形成し、組織を安定にさせ、組織変化を伴う剥離を防止する元素である。
クロムの含有量が２．０質量％未満であると、上記の効果が不十分となり、特に拡散性の水素をトラップする効果が低くなることにより、組織変化を伴う剥離を防止する効果が不十分となるおそれがある。また、クロムの含有量が１７．０質量％を越えると、組織変化を伴う剥離を防止する効果が飽和するばかりでなく、巨大炭化物の発生による一般寿命の低下、被切削性の低下、強度の低下等の問題が生じる。このような問題がより生じにくくするためには、クロムの含有量は２．５〜１６．０質量％とすることがより好ましい。
〔モリブデンの含有量について〕
モリブデンは、基地に固溶して、焼入れ性，焼戻し軟化抵抗性，及び耐食性を著しく向上させる効果がある。それとともに、微細な炭化物を形成して熱処理時の結晶粒の粗大化を防止したり、疲労寿命や耐摩耗性を高める作用もある。さらに、組織を安定化して、組織変化を大幅に抑制する作用もある。以上の理由から、モリブデンはコストが許される範囲で選択的に添加される。
ただし、過剰に添加すると、冷間加工性や被削性が低下して著しいコストアップとなったり、粗大な共晶炭化物が生成して疲労寿命や強度を著しく低下する場合がある。よって、モリブデンの含有量は３．０質量％以下とすることが好ましく、良好な加工性と靱性を得るためには２．０質量％以下とすることがより好ましい。
〔バナジウムの含有量について〕
バナジウムは強力な炭化物，窒化物生成元素であり、微細な炭化物を形成して著しく強度や耐摩耗性を向上させる作用がある。また、組織を安定化して、組織変化を大幅に抑制する作用もある。以上の理由から、バナジウムはコストが許される範囲で選択的に添加される。
ただし、過剰に添加すると、冷間加工性や被削性が低下して著しいコストアップとなったり、粗大な共晶炭化物が生成して疲労寿命や強度を著しく低下する場合がある。よって、バナジウムの含有量は２．０質量％以下とすることが好ましく、巨大な炭化物の生成とコスト上昇をより抑制するためには１．０質量％以下とすることがより好ましい。
〔タングステンの含有量について〕
タングステンは強力な炭化物，窒化物生成元素であり、著しく強度や耐摩耗性を向上させる作用がある。また、組織を安定化して、組織変化を大幅に抑制する作用もある。以上の理由から、タングステンはコストが許される範囲で選択的に添加される。
ただし、過剰に添加すると、冷間加工性や被削性が低下して著しいコストアップとなったり、粗大な共晶炭化物が生成して疲労寿命や強度を著しく低下する場合がある。
〔その他の合金成分や不可避の不純物について〕
酸素は酸化物系介在物、チタン（Ｔｉ）はチタン系介在物となって、軸受の寿命を低下させる。よって、その含有量は低い方が好ましく、酸素は２０ｐｐｍ以下、チタンは５０ｐｐｍ以下とすることが好ましい。また、リン（Ｐ）やイオウ（Ｓ）は、その含有量が多いと偏析したり硫化物となって耐食性を低下させたりして、軸受の寿命に悪影響を与えるおそれがある。よって、その含有量はできるだけ低い方が好ましく、いずれも０．０３質量％以下とすることが好ましい。
〔式Ｃ％≦−０．０５×Ｃｒ％−０．１２×（Ｍｏ％＋Ｖ％）＋１．４１について〕
−０．０５×Ｃｒ％−０．１２×（Ｍｏ％＋Ｖ％）＋１．４１の値をα値とすると、α値がＣ％よりも小さいと共晶炭化物が生成するため、軸受の一般寿命が低下する。よって、α値はＣ％以上とする必要がある。
〔導電性物質の含有量について〕
グリースに導電性物質を配合すると、前述の放電現象による水素の生成を抑制できるので、例えばカーボンを０．１〜１０質量％配合するとよい。
導電性物質がグリース全体の１０質量％を越えると、グリースのちょう度が低下し、焼付きが発生して寿命が低下するおそれがある。また、導電性物質がグリース全体の０．１質量％未満であると、導電が確実でなく、内外輪に電位差が生じて放電現象が発生する。そのため、水素が発生し、組織変化を伴う剥離が生じる。焼付きの度合いがより少なく且つ導電をより確実なものとするためには、グリース全体中の導電性物質の含有量を０．５〜５質量％とすることがより好ましい。
〔グリースの基油の粘度について〕
グリースに用いる基油の粘度については、４０℃における粘度が７０ｍｍ２／ｓ以上であれば、軸受の寿命を向上させる作用があり、特に早期剥離が生じた場合の寿命向上が期待できる。そして、低温時の音響性能やトルクを考慮すると、基油の４０℃における粘度は７０〜２００ｍｍ２／ｓであることが好ましい。
〔軌道面の表面粗さについて〕
軌道面の中心線平均粗さが０．０２５μｍＲａ未満であると、転動体の自転滑りを抑制できない。そうすると、前述した組織変化が起きて早期剥離が生じる。また、０．０７５μｍＲａ超過であると、転動体の自転滑りは抑制できるが、軌道面が粗すぎるため油膜が十分に形成されないおそれがある。そうすると、表面起点型の剥離が生じて軸受の寿命が低下する。このような問題がより生じにくくするためには、軌道面の中心線平均粗さは０．０４〜０．０９５μｍＲａであることがより好ましい。
また、軌道輪と転動体の接触面に油を保持する効果や静電気の放電を抑制する効果を高めて、組織変化を伴う早期剥離を抑制するためには、軌道面の中心線平均粗さを０．０１〜０．０８μｍＲａとし、且つ、スキューネスを−５．０〜−０．５という負のスキューネスとすることが好ましい。
これらの条件を両立できない場合には、軌道輪と転動体の接触面に油を保持する効果や静電気の放電を抑制する効果が十分に得られず、組織変化を伴う早期剥離の抑制が十分には期待できない。上記の両効果が最大限に発揮されるようにするためには、軌道面の中心線平均粗さを０．０２〜０．０６μｍＲａとし、且つ、スキューネスを−５．０〜−１．０とすることがより好ましい。
〔軌道輪，転動体の硬さについて〕
固定輪，回転輪，転動体のうち少なくとも固定輪は、その硬さがＨＲＣ５６〜６４であることが好ましい。硬さがＨＲＣ５６未満であると、剥離寿命が低下し、ＨＲＣ６４超過であると加工性が低下する。
（ＩＩＩ）  前記第三の課題を解決するため、本発明は次のような構成からなる。すなわち、本発明の転がり軸受は、内輪と、外輪と、前記内輪と前記外輪との間に転動自在に配設された複数の転動体と、を備える転がり軸受において、前記内輪，前記外輪，及び前記転動体のうち少なくとも１つを、下記の３つの条件を満たす鋼で構成したことを特徴とする。
条件１：炭素を０．４０〜０．８７質量％、クロムを３．０〜７．０質量％、マンガンを０．１〜２．０質量％、ケイ素を０．１〜２．０質量％、窒素を０．０３〜０．２質量％含有し、残部が鉄及び不可避の不純物である。
条件２：炭素及び窒素の合計の含有量が０．５〜０．９質量％である。
条件３：炭素の含有量Ｃ％とクロムの含有量Ｃｒ％とが、式Ｃ％≦−０．０５×Ｃｒ％＋１．４１を満足する。
また、同じく前記第三の課題を解決する本発明の転がり軸受は、内輪と、外輪と、前記内輪と前記外輪との間に転動自在に配設された複数の転動体と、を備える転がり軸受において、前記内輪，前記外輪，及び前記転動体のうち少なくとも１つを、下記の３つの条件を満たす鋼で構成したことを特徴とする。
条件１：炭素を０．４０〜０．８７質量％、クロムを３．０〜７．０質量％、マンガンを０．１〜２．０質量％、ケイ素を０．１〜２．０質量％、窒素を０．０３〜０．２質量％含有するとともに、モリブデン３．０質量％以下とバナジウム２．０質量％以下とタングステン２．０質量％以下とのうち少なくとも１種を合計で１．０質量％以上含有し、残部が鉄及び不可避の不純物である。
条件２：炭素及び窒素の合計の含有量が０．５〜０．９質量％である。
条件３：炭素の含有量Ｃ％，クロムの含有量Ｃｒ％，モリブデンの含有量Ｍｏ％，バナジウムの含有量Ｖ％，及びタングステンの含有量Ｗ％が、式Ｃ％≦−０．０５×Ｃｒ％−０．１２×（Ｍｏ％＋Ｖ％＋Ｗ％）＋１．４１を満足する。
上記のような構成の鋼は、潤滑剤中に混入した水分の分解や潤滑剤自体の分解により発生した水素原子が侵入しても、白色組織が生成しにくい。よって、内輪，外輪，及び転動体のうち少なくとも１つが該鋼で構成された転がり軸受は、高温，高速，高振動，高荷重等によって油膜の形成が困難となりやすい潤滑条件下で、しかも水分が侵入するような条件下で使用されても、白色組織の生成による剥離が抑制されるので長寿命である。
特に、前記第三の課題を解決する２つの転がり軸受のうち後者の転がり軸受は、白色組織の生成を抑制する効果が高い元素であるモリブデン，バナジウム，及びタングステンのうち少なくとも１種を含有する鋼で構成されているので、より長寿命である。
以下に、前述の３つの条件における各数値の臨界的意義について説明する。
〔炭素の含有量について〕
炭素（Ｃ）は、基地に固溶して焼入れ・焼戻し後の硬さを向上せしめて強度を増加させるとともに、クロム（Ｃｒ），モリブデン（Ｍｏ），バナジウム（Ｖ），タングステン（Ｗ）等の炭化物形成元素と結合して炭化物を形成し、耐摩耗性を高める作用がある。
炭素の含有量が０．４０質量％未満であると、基地に固溶する炭素量が不足して、焼入れ・焼戻し後に十分な硬さを確保できなくなる。一方、炭素の含有量が０．８７質量％超過であると、製鋼時に粗大な共晶炭化物が生成しやすくなって疲労寿命や強度を著しく損なう場合があり、また、冷間加工性や被削性が低下してコストの上昇を招く場合がある。このような問題が生じにくくするためには、炭素の含有量は０．５〜０．８質量％とすることがより好ましい。
〔クロムの含有量について〕
クロムは基地に固溶して焼入れ性，焼戻し軟化抵抗性，耐食性などを高め、さらに、微細な炭化物を形成して熱処理時の結晶粒粗大化を防止したり、疲労寿命特性や耐摩耗性も高める作用がある。また、組織を安定化して白色組織への組織変化を大幅に抑制する作用を有する元素でもある。
このような効果を十分に発揮させるためには、クロムの含有量は３．０質量％以上とする必要がある。しかし、クロムの含有量が多すぎると、冷間加工性や被削性が低下して著しいコストアップを招いたり、粗大な共晶炭化物が生成して疲労寿命や強度を著しく損なう場合があるので、７．０質量％以下とする必要がある。より好ましくは３．５〜６．５質量％である。
〔マンガンの含有量について〕
マンガン（Ｍｎ）は製鋼時の脱酸剤として必要な元素であり、０．１質量％以上含有させる必要がある。また、クロムと同様に基地に固溶して焼入れ性を高める作用がある。ただし、多量に添加すると冷間加工性や被削性を低下させるだけでなく、マルテンサイト変態開始温度を低下させて十分な硬さが得られなくなる場合があるので、２．０質量％以下とする必要がある。より好ましくは０．１〜１．５質量％である。
〔ケイ素の含有量について〕
ケイ素（Ｓｉ）は、マンガンと同様に製鋼時の脱酸剤として必要な元素である。また、クロムやマンガンと同様に焼入性を向上させるとともに、基地のマルテンサイトを強化し、軸受寿命を向上させるのに有効な元素である。さらに、焼戻し軟化抵抗性を高める作用もある。このような効果を十分に発揮させるためには、ケイ素の含有量は０．１質量％以上とする必要がある。
しかし、２．０質量％を超えて添加すると、被削性や鍛造性、冷間加工性を低下させる場合がある。より好ましくは０．５〜１．５質量％である。
〔窒素の含有量について〕
窒素（Ｎ）は炭素と同様に、基地に固溶して焼入れ・焼戻し後の硬さを向上せしめて強度を増加させるとともに、耐食性を向上させる作用がある。また、素材に含まれる窒化物は炭化物よりも微細であり、それが焼入れ時に溶け込みやすいうえ、窒素は炭化物を微細化させる作用もあるので、安定した焼入れ硬化性を付与する作用がある。さらに、窒素は残留オーステナイトの生成を促進する元素でもあるので、焼入れ時に安定した残留オーステナイト量を確保できる。このような効果を十分に発揮させるためには、窒素の含有量は０．０３質量％以上とする必要がある。
しかし、多量に添加すると、凝固過程で気泡が生じてインゴット内に多量の気孔が導入され、素材の健全性が損なわれるので、窒素の含有量は０．２０質量％以下とする必要がある。より好ましくは０．０５〜０．１５質量％である。
〔炭素及び窒素の合計の含有量について〕
焼入れ・焼戻し後にＨＲＣ５８以上の表面硬度と十分な耐摩耗性とを得るためには、炭素と窒素の合計の含有量は０．５質量％以上とする必要がある。しかし、炭素と窒素の合計の含有量が高すぎると、特に冷間加工性や被削性が低下してコストアップとなるので、０．９質量％以下とする必要がある。
〔式Ｃ％≦−０．０５×Ｃｒ％＋１．４１について〕
上記の各元素がそれぞれの好適な範囲を満たしていても、炭素の含有量Ｃ％と炭化物形成元素であるクロムの含有量Ｃｒ％とが上記式を満足しない場合には、製鋼時に粗大な共晶炭化物が生成して、疲労寿命や強度が著しく損なわれる場合がある。
〔モリブデンの含有量について〕
モリブデンはクロムと同様に、基地に固溶して焼入性，焼戻し軟化抵抗性，耐食性等を高める作用があり、さらに、微細な炭化物を形成して熱処理時の結晶粒粗大化を防止したり、疲労寿命特性や耐摩耗性も高める作用がある。また、組織を安定化して白色組織への組織変化を大幅に抑制する元素でもある。以上の理由から、コストが許される範囲で選択的に添加される。
しかし、過剰に添加すると、冷間加工性や被削性が低下して著しいコストアップを招いたり、粗大な共晶炭化物が生成して疲労寿命や強度を著しく損なう場合があるので、上限を３．０質量％とする必要がある。
〔バナジウムの含有量について〕
バナジウムは強力な炭化物生成元素且つ窒化物生成元素であり、また、著しく強度や耐摩耗性を向上させる作用がある。さらに、組織を安定化して白色組織への組織変化を大幅に抑制する元素でもある。以上の理由から、コストが許される範囲で選択的に添加される。
しかし、過剰に添加すると、冷間加工性や被削性が低下して著しいコストアップを招いたり、粗大な共晶炭化物が生成して疲労寿命や強度を著しく損なう場合があるので、上限を２．０質量％とする必要がある。
〔タングステンの含有量について〕
タングステンは強力な炭化物生成元素且つ窒化物生成元素であり、また、著しく強度や耐摩耗性を向上させる作用がある。さらに、組織を安定化して白色組織への組織変化を大幅に抑制する元素でもある。以上の理由から、コストが許される範囲で選択的に添加される。
しかし、過剰に添加すると、冷間加工性や被削性が低下して著しいコストアップを招いたり、粗大な共晶炭化物が生成して疲労寿命や強度を著しく損なう場合があるので、上限を２．０質量％とする必要がある。
〔式Ｃ％≦−０．０５×Ｃｒ％−０．１２×（Ｍｏ％＋Ｖ％＋Ｗ％）＋１．４１について〕
上記の各元素がそれぞれの好適な範囲を満たしていても、炭素の含有量Ｃ％と、炭化物形成元素であるクロムの含有量Ｃｒ％と、モリブデン，バナジウム，タングステンの含有量Ｍｏ％，Ｖ％，Ｗ％が上記式を満足しない場合には、製鋼時に粗大な共晶炭化物が生成して、疲労寿命や強度が著しく損なわれる場合がある。
（ＩＶ）  本発明者らは、多点接触転がり軸受の一例として、電磁クラッチ用の４点接触転がり軸受のはくり試験、焼付き試験の試験中断品及び試験終了品について詳細に調査を行ったところ、次のような結論を得た。
即ち、はくり試験、焼付き試験ともに、試験中断品及び試験終了品には軌道表面に研磨目が存在したものはごくわずかであった。また、軌道面の極表面の硬度は大幅に低下し、Ｈｖで６００以下のものもあった。
そこで、本発明者等はこの４点接触転がり軸受の焼付きによる短寿命の原因は、転動体と内・外輪が４点で金属接触するため通常の構造の転がり軸受と比較して多く発熱し、これにより、グリースの劣化で焼付きに至るか、或いは発熱により寸法が著しく変化してすきまの減少により焼付きに至ることを見出した。
また、４点接触転がり軸受のはくりによる短寿命の原因は、同様に転動体と内・外輪が４点接触するため、発熱量が増大し、それに伴い軸受の硬度が低下してはくりに至り、寿命が低下するという結論を得た。
焼付き及びはくりの原因はいずれも、転動体と内・外輪が４点で金属接触して軸受温度が上昇することであるため、上記軸受の早期不具合の対策手段としては、耐熱用鋼を用い、高温時の寸法安定性の向上及び硬さの低下を防ぐことが唯一の手段であることを知見した。
耐熱用鋼としては、Ｍ５０等が考えられるが、Ｍ５０はＣ濃度が高く素材の段階でＣｒ、Ｍｏ、Ｖの共晶炭化物が存在するため前処理の加工性が悪く、また、共晶炭化物の存在は炭化物の周りにおいて応力集中が起こり、その部分を起点としてフレーキングが生じ、かえって寿命が低下するといった問題がある。
また、寸法変化にともなう焼付き防止技術としては、軸受鋼等を高温で焼戻して残留オーステナイト量を低減させることが考えられるが、ＳＵＪ２を始めとした軸受鋼は高温での高度の低下が著しいため、今度は、はくりの問題が生じるため根本的な対策が必要である。
そこで、前記第四の課題を解決するため、本発明は次のような構成からなる。すなわち、本発明の転がり軸受は、内輪と外輪との間に複数の転動体が転動自在に配設された多点接触転がり軸受において、前記内輪、前記外輪及び前記転動体の内の少なくとも一つが、合金成分として、炭素を０．５０〜１．２０質量％、珪素を０．１０〜１．５０質量％、マンガンを０．１〜２．０質量％、クロムを２．５〜１７．０質量％、モリブデンを２．０質量％以下、及びバナジウムを１．０質量％以下の割合で含有し、且つ炭素の含有量Ｃ％とクロムの含有量Ｃｒ％とモリブデンの含有量Ｍｏ％とバナジウムの含有量Ｖ％とが、下記式を満たす鉄鋼材料で形成されたことを特徴とする。
Ｃ％≦−０．０５×Ｃｒ％−０．１２×（Ｍｏ％＋Ｖ％）＋１．４１
以下に、前記第四の課題を解決する本発明の多点接触転がり軸受に用いられる含有元素の作用及び含有量の臨界的意義等について説明する。
〔炭素の含有量について〕
炭素Ｃは、転がり軸受として要求される硬さを得るためには、０．５０質量％が必要である。一方、１．２０質量％を超えて含有すると、製鋼時に粗大な共晶炭化物を形成し、転がり寿命の低下を引き起こすため短寿命となる。従って、清浄度を向上させ、共晶炭化物を防止するために、Ｃ含有量は０．５０質量％以上１．２０質量％以下とする。
〔珪素の含有量について〕
珪素Ｓｉは製鋼時に脱酸剤として作用し、焼入れ性を向上させるとともに、素地のマルテンサイトを強化する元素であり、軸受寿命を長くするために有効な元素である。Ｓｉの含有率が０．１０質量％未満ではこれらの効果が十分には得られず、所定の高温硬さが維持できない。また、Ｓｉの含有率が１．５０質量％を超えると、被切削性、鍛造性、及び冷間加工性が著しく低下する。従って、Ｓｉの含有量は０．１０質量％以上１．５０質量％以下とする。
〔マンガンの含有量について〕
マンガンＭｎは鋼中のフェライトを強化して、焼入れ性を向上させる元素である。Ｍｎの含有率が０．１０質量％未満であると、その効果が不十分となる。一方、Ｍｎの含有率が２．０質量％を超えると、焼入れ後の残留オーステナイト量が多くなって硬さが低下するとともに、冷間加工性も低下する。従って、Ｍｎの含有量は０．１０質量％以上２．０質量％以下とする。
〔クロムの含有量について〕
クロムＣｒは、焼入れ性、耐摩耗性の向上等の効果を発現するとともに、焼戻し軟化抵抗性の向上を図り、高温使用時での硬さの低下を防止する元素であり、また、高温使用時での寸法安定性を図る元素である。Ｃｒの含有率が２．５質量％未満であると、上記の効果、特に高温での硬さの低下防止効果及び寸法安定性効果が少ない。また、Ｃｒの含有率が１７．０質量％を超えると、高温での硬さの低下を防止する効果が飽和するばかりでなく、巨大炭化物の発生による一般寿命の低下や、熱伝導性の低下にともなう軸受内の温度上昇による焼付き等の問題が生じる。従って、Ｃｒの含有量は２．５質量％以上１７．０質量％以下とする。
〔モリブデンの含有量について〕
モリブデンＭｏは、焼入れ性及び焼戻し軟化抵抗性を著しく増加させる効果があり、また、転がり疲労寿命向上に寄与する元素である。しかしながら、過剰に添加すると、靱性及び加工性を低下させるので、２．０質量％以下とする。
〔バナジウムの含有量について〕
バナジウムＶは微細な炭化物を形成し、耐摩耗性の向上に効果のある元素である。また、炭化物を形成して上記の効果を発現する元素でもある。しかしながら、Ｖの含有量が１．０質量％を超えると、これらの効果が飽和するばかりでなく、巨大炭化物の発生や材料のコストが高くなる等の問題が生じる。従って、Ｖの含有量は１．０質量％以下とする。
〔式Ｃ％≦−０．０５×Ｃｒ％−０．１２×（Ｍｏ％＋Ｖ％）＋１．４１について〕
Ｃ及びＣｒの濃度が高い場合、製鋼時に共晶炭化物が生成することが知られている。また、ＭｏとＶの量も共晶炭化物の生成に影響がある。この共晶炭化物が存在すると前処理の加工性が悪くなる。また、共晶炭化物の存在は炭化物の周りにおいて応力集中が起こり、その部分を起点としてフレーキングが生じ、かえって寿命が低下するといった問題がある。そこで、Ｃ量とＣｒ量及びＭｏ量とＶ量が、前記式の関係を満たすことを条件とした。
（Ｖ）  前記第五の課題を解決するため、本発明は次のような構成からなる。すなわち、本発明の転がり軸受は、エンジン補機用又はガスエンジンでコンプレッサが駆動されるガスヒートポンプ用に用いられ、固定輪と回転輪との間に配設された複数の転動体をグリースで潤滑して用いられる転がり軸受において、前記固定輪、前記回転輪、及び前記転動体のうち少なくとも一つは、合金成分として炭素を０．５０〜１．２０質量％、珪素を０．１０〜１．５０質量％、マンガンを０．１〜２．０質量％、クロムを２．５〜１７．０質量％、モリブデンを２．０質量％以下、バナジウムを１．０質量％以下の割合で含有し、且つ炭素の含有量Ｃ％とクロムの含有量Ｃｒ％とモリブデンの含有量Ｍｏ％とバナジウムの含有量Ｖ％とが下記式を満たす鉄鋼材料で形成されたことを特徴とする。
Ｃ％≦−０．０５×Ｃｒ％−０．１２×（Ｍｏ％＋Ｖ％）＋１．４１
この転がり軸受においては、前記鉄鋼材料は、硫黄の含有量が０．００８質量％以下であるとともに、ＡＳＴＭ  Ｅ４５に規定された方法によるＴｈｉｎタイプのＡ系介在物のレーティングナンバーが１．５以下で且つＨｅａｖｙタイプのＡ系介在物のレーティングナンバーが１．０以下であることが好ましい。
白色組織への組織変化を伴う剥離は、従来から水素が原因であると考えられており、潤滑剤に剪断応力が負荷されることにより水素が発生すると考えられていた。しかしながら、従来は白色組織の起点が何であるのかについては特定されていなかった。
そこで、本発明者等はオルタネータ用軸受を市場より回収し、白色組織への組織変化を伴う剥離を生じている不具合品について詳細に調査を行ったところ、以下のような結論を得た。すなわち、材料の欠陥に水素が集積して、そこが白色組織の起点となることが分かった。材料の欠陥としては、例えば粒界，介在物，転移等が考えられるが、本発明者等は介在物、特にＭｎＳに着目した。そして、軸受の寿命試験を行った結果、鋼中のＳ量とＭｎＳの分布とが、白色組織への組織変化を伴う剥離に対して大きく影響を及ぼしていることが分かった。
白色組織への組織変化が発生するメカニズムは、以下の通りである。すなわち、最大せん断応力位置の近傍に存在するＭｎＳが、グリースから発生して鋼中に拡散した水素と化学反応を引き起こして硫化水素を生成し、この硫化水素によって白色組織が生じるのである。このような不具合が生じにくく長寿命な軸受とするためには、組織変化を遅延させる元素であるＣｒを多量に含有し、且つ、白色組織の起点となる欠陥の少ない鋼を用いることが重要である。したがって、鋼中のＳ量とＭｎＳの分布とを規定する必要がある。
なお、高合金鋼としてはＭ５０等があるが、Ｍ５０は炭素の含有量が高く、素材の段階でＣｒ，Ｍｏ，Ｖの共晶炭化物が存在するため、前処理の加工性が悪い。また、共晶炭化物は、その周りで応力集中が起こりフレーキングの起点となるので、寿命低下の原因となる。
以下に、第五の課題を解決する本発明の臨界的意義について説明する。
〔炭素の含有量について〕
炭素は、基地に固溶して焼入れ，焼戻し後の硬さを向上させ強度を向上させる作用があり、転がり軸受として要求される硬さを得るために０．５０質量％が必要である。一方、炭素の含有量が１．２０質量％を超えると、製鋼時に粗大な共晶炭化物を形成しやすくなって、転がり寿命の低下を引き起こす場合がある。
〔珪素の含有量について〕
珪素は、製鋼時の脱酸剤として作用し焼入れ性を向上させるとともに、素地のマルテンサイトを強化するので、軸受寿命を長くするために有効な元素である。また、焼戻し軟化抵抗性，寸法安定性，耐熱性を高める作用もある。
珪素の含有量が０．１０質量％未満では、これらの効果が十分に得られず、所定の高温硬さが維持できない。また、珪素の含有量が１．５０質量％を超えると、被切削性，鍛造性，冷間加工性が著しく低下する。
〔マンガンの含有量について〕
マンガンは、鋼中のフェライトを強化し、焼入れ性を向上させる元素である。マンガンの含有量が０．１０質量％未満では、その効果が不十分となる。また、マンガンの含有量が２．０質量％を超えると、マルテンサイト変態開始温度が低下する。そうすると、焼入後の残留オーステナイト量が多くなって硬さが低下するとともに、冷間加工性や被削性も低下する。
〔クロムの含有量について〕
クロムは、基地に固溶して、焼入れ性，耐摩耗性，耐食性の向上等の効果を発現する。また、焼戻し軟化抵抗性が向上し、高温下での硬さの低下が防止される。
クロムの含有量が２．５質量％未満であると、上記の効果が不十分となり、特に高温で硬さが低下しやすい。また、クロムの含有量が１７．０質量％を超えると、高温下での硬さの低下を防止する効果が飽和するばかりでなく、巨大炭化物の発生による一般寿命の低下や被切削性の低下等の問題が生じる。
〔モリブデンの含有量について〕
モリブデンは、基地に固溶して、焼入れ性，焼戻し軟化抵抗性，及び耐食性を著しく向上させる効果がある。それとともに、疲労寿命や耐摩耗性を高める作用もある。ただし、過剰に添加すると、靱性及び加工性が低下して著しいコストアップとなるので、モリブデンの含有量は２．０質量％以下とすることが好ましい。
〔バナジウムの含有量について〕
バナジウムは強力な炭化物，窒化物生成元素であり、微細な炭化物を形成して著しく強度や耐摩耗性を向上させる作用がある。ただし、過剰に添加すると、これらの効果が飽和するばかりでなく、著しいコストアップとなったり、粗大な共晶炭化物が生成して疲労寿命や強度を著しく低下する場合がある。よって、バナジウムの含有量は１．０質量％以下とすることが好ましい。
〔式Ｃ％≦−０．０５×Ｃｒ％−０．１２×（Ｍｏ％＋Ｖ％）＋１．４１について〕
炭素濃度及びクロム濃度が高い場合、製鋼時に共晶炭化物が生成することが知られている。この共晶炭化物が存在すると、前処理の加工性が低下する。また、共晶炭化物が存在すると、その周りにおいて応力集中が起こり、その部分を起点としてフレーキングが生じ、かえって寿命が低下するという問題がある。そこで、炭素の濃度及びクロムの濃度を、モリブデンの濃度及びバナジウムの濃度を用いて前記式で限定した。
〔硫黄の含有量及びＡ系介在物のレーティングナンバーについて〕
硫黄は鋼中に含まれる不純物であり、通常はＭｎＳ等のＡ系介在物として鋼中に存在する。また、Ａ系介在物はチップブレーカーとして作用し、鋼の被削性を向上させる作用があり、有効利用されることも少なくない。また、これまでＡ系介在物は、Ｂ系介在物やＤ系介在物と比較すると軸受寿命に対してあまり影響を及ぼさないと考えられてきた。
しかしながら、高温，高振動，高速，高荷重等の特定の条件下で軸受が使用される場合には、グリースから発生した水素と最大せん断応力位置に存在するＭｎＳとが化学反応を引き起こして、白色組織が生じて寿命が著しく低下するおそれがある。
本発明者らは、白色組織への組織変化を伴う早期剥離を抑制して軸受を長寿命とするためには、鋼中のＡ系介在物について以下のように規定することが好ましいことを見出した。すなわち、Ａ系介在物のうち、ＡＳＴＭ  Ｅ４５に規定された方法によるＨｅａｖｙタイプのＡ系介在物のレーティングナンバーを１．０以下とすることが好ましいことを見出した。そのためには、鋼中のＳ量を０．００８質量％以下として、Ａ系介在物である硫化物の量を少なくする必要がある。
ただし、Ａ系介在物は大きいほど水素との反応性が高くなる。さらに、Ａ系介在物は軟質で、剪断応力に耐えるような強度を有していないので、Ａ系介在物の近傍は単位面積当たりの剪断応力が高くなって塑性流動しやすくなり、白色組織が生成しやすくなる。よって、ＡＳＴＭ  Ｅ４５に規定された方法によるＴｈｉｎタイプのＡ系介在物のレーティングナンバーが１．５以下で、且つ、ＨｅａｖｙタイプのＡ系介在物のレーティングナンバーが１．０以下であることが好ましい。
発明を実施するための最良の形態
本発明の実施の形態を、図面を参照しながら詳細に説明する。なお、本実施形態は本発明の一例を示したものであって、本発明は本実施形態に限定されるものではない。
（Ｉ）前述の第一の課題を解決する本発明の実施の形態について
まず、ベルト式無段変速機のプーリ支持用として作成した転がり軸受の第１実施形態について説明する。
図２は本実施形態の転がり軸受の断面図である。この転がり軸受は、内輪１を回転輪、外輪２を固定輪とする深溝玉軸受であり、符号３は転動体、符号４は保持器を示す。
この転がり軸受を用い、軌道面の中心線平均粗さを種々に変更して寿命試験を行った。寿命試験には、図３に示す片持ち型寿命試験装置並びに図４に示すベルト式無段変速機を用い、夫々に実施例並びに比較例の転がり軸受を組み込んで寿命試験を行った。実施例並びに比較例の転がり軸受は、共に内輪１、外輪２、転動体３に軸受鋼２種（ＳＵＪ２）を用い、所定の形状に形成した後、８３０〜８８０℃で焼入れ加熱、油冷却後、１８０〜２４０℃で焼戻しを施した。内・外輪、転動体の表面硬さはＨＲＣ５７〜６４、残留オーステナイト量は０〜２０％、転動体の表面粗さは０．００３〜０．０１０μｍＲａとした。
まず、図３に示す片持ち型寿命試験装置について説明する。この片持ち型寿命試験装置は、モータ駆動のシャフト２１と、ハウジング２２とを備え、シャフト２１に転がり軸受５の内輪１を被嵌し、ハウジング２２の貫通孔内に転がり軸受５の外輪２を嵌入する。この状態でシャフト２１を回転すると、内輪１が回転して回転輪となり、外輪２はハウジングに固定されて固定輪となると共に、転動体３が転動する。
転がり軸受５を収納したハウジング２２は、シャフト２３を介してレバー２４に連結されており、レバー２４を水平軸２５回りに回転させると、シャフト２３が上方に引き上げられ、これによりハウジング２２を介して転がり軸受５にラジアル荷重が負荷される。
ハウジング２２はチャンバ２６内に収容されている。潤滑油槽２７内の潤滑油２８は、流量計２９、ポンプ３０、フィルタ３１を介して潤滑油路３２に供給され、チャンバ２６内の潤滑油供給路３３から転がり軸受５に供給される。チャンバ２６内の潤滑油は、戻り路３４から潤滑油槽２７に回収される。
この片持ち型寿命試験装置を用い、回転速度を３９００ｍｉｎ−１として寿命試験を行った。試験軸受はＪＩＳ呼び番号６２０６（内径３０ｍｍ，外径６２ｍｍ，幅１６ｍｍ）とし、軸受隙間を１０〜１５μｍ、荷重条件は負荷荷重／動定格荷重（Ｐ／Ｃ）＝０．３０、試験温度は８０℃一定とした。また、潤滑油には無段変速機用フルード：ＮＳ−１（昭和シェル石油株式会社製）を用いた。
次に、図４に示すベルト式無段変速機について説明する。このベルト式無段変速機は、例えば日本国特許公開公報  平成１０年第２９２８５９号に記載されるように、入力軸４１と出力軸４２との間に掛け渡されたベルト４３をプーリ４４、４５に巻回し、それらプーリ４４、４５の溝幅を連続的に変更することにより、ベルトとプーリとの接触半径を変えて変速比を無段階に変化させるものである。寿命試験には、このベルト式無段変速機の出力側のプーリ（セカンダリプーリ）４５を支持する出力軸４２の図示左側、つまりフロント側に転がり軸受５の内輪１を被嵌して回転輪となし、ハウジング４６の凹部に転がり軸受５の外輪２を嵌入して固定輪とした。これにより、出力軸４２が回転すると転動体３が転動する。
このベルト式無段変速機を用い、回転速度を５００〜３５００ｍｉｎ−１として寿命試験を行った。試験軸受には、内径４０ｍｍ，外径９０ｍｍ，幅１９ｍｍの深溝玉軸受を用い、軸受隙間を１０〜１５μｍ、荷重条件は負荷荷重／動定格荷重（Ｐ／Ｃ）＝０．１７、試験温度は１３０℃一定とした。また、潤滑油には無段変速機用フルード：ＮＳ−１（昭和シェル石油株式会社製）を用いた。なお、潤滑油は所定の潤滑油路を経て転がり軸受５に供給される。
寿命試験は、軌道面の中心線平均粗さが前記推奨範囲内の実施例ａ〜ｆの転がり軸受と、当該推奨範囲から外れる比較例ｇ〜ｊの転がり軸受とを用意し、それぞれ図３の片持ち型寿命試験装置及び図４のベルト式無段変速機に取付けて寿命試験を行った。それらの軌道面の中心線平均粗さと寿命試験の結果を表１に示す（表中のＣＶＴは無段変速機を示す）。
2003062657.tif 000007
このうち、片持ち型寿命試験装置による寿命試験の寿命時間と軌道面の中心線平均粗さとの関係を図５に示す。同図から明らかなように、片持ち型寿命試験装置のような通常の使用条件では、軌道面の中心線平均粗さが小さいほど、長寿命傾向を示す。これは、軌道面を滑らかにすることによって油膜パラメータが大きくなり、油膜切れが抑えられ、内・外輪と転動体との金属接触の度合いが低くなったためであると考えられる。
これに対し、ベルト式無段変速機による寿命試験の寿命時間と軌道面の中心線平均粗さとの関係を図６に示す。同図から明らかなように、軌道面の中心線平均粗さが小さい比較例ｇ（＝０．０１μｍＲａ）、比較例ｈ（＝０．０１５μｍＲａ）と、軌道面の中心線平均粗さが大きい比較例ｉ（＝０．０８μｍＲａ）、比較例ｊ（＝０．１μｍＲａ）とで短寿命であり、その間、つまり軌道面の中心線平均粗さが０．０２５〜０．０７５μｍＲａの各実施例は長寿命である。
このうち、軌道面の中心線平均粗さが０．０２５μｍＲａ未満の領域では、転動体の滑りが増加し、新生面の生成によって水素が発生したり、グリースやオイルに剪断応力が係って水素が発生したりする。そして、これによって組織変化を伴う剥離が生成したため、短寿命になったと考えられる。また、軌道面の中心線平均粗さが０．０７５μｍＲａを越える領域では、内・外輪と転動体との金属接触が増大し、通常の剥離が発生したため、短寿命になったと考えられる。このため、本実施形態では、軌道面の中心線平均粗さを０．０２５〜０．０７５μｍＲａ、好ましくは０．０３〜０．０６μｍＲａとする。
次に、下記表２に示すように、軌道輪の鉄鋼材料の化学成分が本発明の推奨範囲内である実施例Ａ〜Ｈと、本発明の推奨範囲内から外れる比較例Ｉ〜Ｎとを用意し、ベルト式無段変速機による寿命試験用の転がり軸受を作製した。なお、表中の下線を施した数値が本発明の推奨範囲内から外れている成分である。この数値に施した下線の意味は、本明細書中の全ての表について同様である。
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これらの組成の鉄鋼材料をベルト式無段変速機による寿命試験用の転がり軸受の形状に形成し、ずぶ焼入れを施した後、研削を行って仕上げた。その際には、研削条件を変化させて軌道面の中心線平均粗さを表３のように０．０１５〜０．０８μｍＲａの範囲とした。また、転動体にはＳＵＪ２を用い、内・外輪、転動体の表面硬さをＨＲＣ５７〜６４、残留オーステナイト量を０〜２０％、転動体の表面粗さを０．００３〜０．０２０μｍＲａとした。また、転がり軸受に封入するグリースにはＵＭＭグリースを用いた。
寿命試験の結果を表３に併記する。試験条件は前記と同様である。計算寿命は１５６７時間であることから１５００時間を打ち切り時間とし、初期振動の５倍まで振動が増大したときを寿命時間とした。試験体の個数は夫々１０個とし、１０個の試験体の結果からＬ１０寿命を求めた。１０個の試験体全てが打ち切り時間までに焼付きや剥離などの異常が生じなかった場合には、Ｌ１０寿命を１５００時間とした。
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表３のうち、Ｌ１０寿命が打ち切り時間となった実施例２、実施例４〜６は実施例供試材Ｂ、Ｄ〜Ｆで作製したものであり、何れもＣ量が０．５〜０．７質量％、Ｓｉ量が０．５〜１．５質量％、Ｃｒ量が３．５〜５．０質量％の推奨範囲内にあると共に、軌道面の中心線平均粗さが０．０２５〜０．０７５μｍＲａの推奨範囲内にある。
実施例１は、実施例供試材Ａで作製したものであり、Ｃ量が１．０質量％、Ｃｒ量が３．０質量％で、軌道面の中心線平均粗さが０．０４μｍＲａと本発明の推奨範囲内にあるものの、実施例２、４〜６と比較するとＳｉ量並びにＣｒ量が若干低いために、１０個中２個に組織変化を伴う剥離が生じた。しかし、後述するＳＵＪ２（Ｃｒ量：１．５質量％）の比較例２（軌道面の中心線平均粗さ＝０．０４μｍＲａと同等）と比較すると２倍の長寿命を示している。
実施例３は、実施例供試材Ｃで作製したもので、Ｃ量が０．８質量％、Ｃｒ量が４．０質量％、軌道面の中心線平均粗さが０．０５μｍＲａと本発明の推奨範囲内にある。しかし、実施例２、４〜６と比較するとＣ量が高く、Ｃの固定が若干低下するため、１０個中１個に剥離を生じ、Ｌ１０寿命は１４２０時間となった。
実施例７、８は、実施例供試材Ｇ、Ｈで作製したもので、Ｃ量は夫々０．６質量％、１．２質量％、Ｃｒ量は共に６．０質量％、軌道面の中心線平均粗さは夫々０．０７μｍＲａ、０．０５μｍＲａである。これらは、何れもＣｒ量が高いために組織変化を伴う剥離は生じなかったものの、共晶炭化物を起点とする剥離が生じ、Ｌ１０寿命は夫々１４８０時間、１２２０時間となった。
比較例１、２は軸受鋼２種（ＳＵＪ２）で作製したものであり、比較例２は軌道面の中心線平均粗さが０．０４μｍＲａと本発明の推奨範囲内にあるが、比較例１は軌道面の中心線平均粗さが０．０１５μｍＲａと、通常の転がり軸受程度の表面粗さになっている。特に、比較例１は、Ｃｒ量が適正でないこと、軌道面の中心線平均粗さも適正でないことがあって、転動体の自転滑りを抑制できず、組織変化を伴う剥離を起こし、Ｌ１０寿命は３２０時間であった。また、比較例２は、軌道面の中心線平均粗さが本発明の推奨範囲内にあった分だけ長寿命傾向を示し、Ｌ１０寿命は６３０時間となった。
比較例３は、軸受鋼２種（ＳＵＪ２）にＭｏとＶを添加した比較例供試材Ｊで作製したものであり、軌道面の中心線平均粗さを０．０７μｍＲａとして転動体の自転滑りを抑制することができた。しかし、Ｃｒ量が１．４５質量％と低いために組織変化を伴う剥離を生じ、Ｌ１０寿命は４６０時間となった。
比較例４は、比較供試材Ｋで作製したものであり、軌道面の中心線平均粗さを０．０３５μｍＲａとして転動体の自転滑りを抑制することができた。しかし、同じくＣｒ量が２．５質量％と各実施例に比較して低いために、組織変化を伴う剥離を生じＬ１０寿命は７６０時間となった。
比較例５は、比較例供試材Ｌで作製し、軌道面の中心線平均粗さを０．０５μｍＲａとして転動体の自転滑りを抑制することができた。しかし、Ｃｒが６．５質量％と多く、共晶炭化物を起点とする剥離を生じ、Ｌ１０寿命は５８０時間となった。
比較例６は、比較例供試材Ｍで作製し、Ｃ量が０．４０質量％、Ｃｒ量が４．５質量％、軌道面の中心線平均粗さが０．０４μｍＲａである。この軌道面の中心線平均粗さの影響で、転動体の自転滑りを抑制することができたが、Ｃ量が０．４質量％と低いために、軸受として要求される硬さが得られず、Ｌ１０寿命は６１０時間となった。
比較例７は、比較例供試材Ｎで作製し、軌道面の中心線平均粗さを０．０２５μｍＲａとして転動体の自転滑りを抑制することができた。しかし、Ｃ量が高いためにＣの固定が低下し、Ｌ１０寿命は５６０時間となった。
比較例８〜１０は、組成成分が表２に示すように本発明の推奨範囲内にある。しかしながら、比較例８は軌道面の中心線平均粗さが０．０８μｍＲａであるために内・外輪と転動体との金属接触が増大し、剥離が発生して、Ｌ１０寿命は４７０時間となった。また、比較例９、１０は、軌道面の中心線平均粗さが夫々０．０１５μｍＲａ、０．０２μｍＲａであるため、組織変化を伴う剥離を１０個中、夫々２個、３個生じ、Ｌ１０寿命は夫々１０８０時間、９４０時間となった。ただし、ＳＵＪ２製の比較例１と比較すると３〜４倍の長寿命ではあった。
軌道面の中心線平均粗さが本発明の推奨範囲内にあり、且つＣｒ量が本発明の推奨範囲内にある実施例１〜８及び比較例７に関して、Ｃ量と寿命との関係を図７に示す。同図から明らかなように、Ｃ量の最適成分範囲は０．５〜１．２質量％である。Ｃ量がこれより少ないと軸受として要求される硬さが得られず、これより多いと組織の安定性が不足して剥離を生じる。また、図から分かるように、更なる組織安定化のためにはＣ量を０．７質量％以下にすることが望ましい。
次に、本発明の転がり軸受の第２実施形態について説明する。まず、この実施形態で使用した実施例及び比較例の供試材の化学成分を下記表４に示す。下線を施した数値が、本発明の推奨範囲を外れるものである。なお、表中のα値は、前記式（Ｃ％≦−０．０５×Ｃｒ％−０．１２×（Ｍｏ％＋Ｖ％）＋１．４１）の右辺の値であり、比較例Ｍ’、Ｎ’のみ、本発明の推奨範囲から外れている。
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これら供試材の鋼材で、第１実施形態と同じ深溝玉軸受を作成し、同じく第１実施形態と同様に、８３０〜１０５０℃で焼入れ加熱、油冷却後、１８０〜４６０℃で焼戻しを行った。また、第１実施形態と同様に、内・外輪、転動体の表面硬さをＨＲＣ５８〜６４、残留オーステナイト量を０〜２０％、転動体の表面粗さを０．００３〜０．０１０μｍＲａ、内・外輪の表面粗さを０．０１５〜０．０２０μｍＲａとした。そして、ベルト式無段変速機のセカンダリプーリフロント側に試験軸受を組込み、第１実施形態と同様の条件で、寿命試験を行った。
この試験軸受の計算寿命は、第１実施形態と同様に１５６７時間であり、従って試験打ち切り時間を１５００時間とし、初期振動の５倍まで振動が増大した時点で試験を中断した。試験に際しては、実施例Ａ’〜Ｉ’及び比較例Ｊ’〜Ｎ’の供試材鋼材から試験体を夫々１０個ずつ用意し、剥離等の異常が生じるまでの時間を計測して、１０個の試験体の結果からＬ１０寿命を求めた。また、１０個の試験体全てが試験打ち切り時間までに剥離等の異常が生じなかった場合のＬ１０命を１５００時間とした。寿命試験の結果を表５に示す。
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実施例１３〜１５の転がり軸受は、供試材Ｃ’〜Ｅ’から作製したもので、熱処理はずぶ焼入れを行っている。また、実施例１６は、供試材Ｆ’から作製したもので、熱処理は浸炭を行っている。何れも、Ｃ量が０．５〜０．８質量％、Ｃｒ量が４．０〜７．０質量％の本発明の推奨範囲内にあり、且つＣ量がα値以下であるという条件を満足している。そのため、寿命試験において剥離を生じることがなく、Ｌ１０寿命は１５００時間となった。また、試験後の軌道表面の硬度を測定したところ、実施例１３〜１６は全てＨＲＣ６０〜６３であり、軸受鋼として要求される硬さを有していた。
実施例１１は供試材Ａ’から作製したもので、Ｃ量が１．０質量％、Ｃｒ量が２．５質量％であり、本発明の推奨範囲内にある。しかし、実施例１３〜１６に比してＣｒ量が低いために、転動体が自転滑りを起こしたときに発熱し、これにより硬度の低下化が起こり、１０個中２個に剥離を生じた。ただし、後述する比較例、特に比較例１１、１２のＳＵＪ２（Ｃｒ量：１．５質量％）と比較すると３倍以上の長寿命傾向を示した。
実施例１２は供試材Ｂ’から作製したもので、Ｃ量が１．２質量％、Ｃｒ量が３．０質量％であり、本発明の推奨範囲内にある。しかし、実施例１３〜１６に比して、Ｃｒ量が若干低いために硬度が低下したり、Ｃ量が高いために共晶炭化物が析出し、結果としてＬ１０寿命が１４２０時間となった。
実施例１７、１８は、それぞれ供試材Ｇ’、Ｈ’から作製したもので、それぞれＣ量が０．６質量％、０．７５質量％、Ｃｒ量が８．０質量％、９．０質量％と、本発明の推奨範囲内にある。これらは何れもＣｒ量が高いため、硬度の低下による寿命の低下はみられなかったものの、Ｃ量が高いために共晶炭化物が生成された。そして、それが起点となって剥離を生じ、Ｌ１０寿命がそれぞれ１４４０時間、１２５０時間となった。
これに対して、比較例１１、１２は何れもＳＵＪ２から作製したものであり、熱処理条件を変化させて残留オーステナイト（γＲ）を、夫々１０％、３％としたものである。そして、何れもＣｒ量が最適値でないために転動体と内・外輪との金属接触に起因して発熱し、硬度の低下によって寿命が低下した。事実、軸受の軌道面を観察すると、研磨目が存在している箇所がなく、軌道面の硬さは比較例１１、１２ともにＨＲＣ５５以下となっていた。また、残留オーステナイト量の寿命への影響は全くなく、Ｃｒ等の合金成分の最適化が有効な手段であると考えられる。
比較例１３は、ＳＵＪ２にＭｏとＶと添加した供試材Ｊ’から作製したものである。この場合も、Ｃｒ量が最適値でないために硬度の低下によって短寿命におわった。また、比較例１４、１５は双方とも供試材Ｋ’から作製したものであり、Ｃ量が０．８質量％、Ｃｒ量が２．０質量％と、特にＣｒ量が本発明の推奨範囲より低い。熱処理条件の変更によって、比較例１４の残留オーステナイト量γＲを８％、比較例１５の残留オーステナイト量γＲを０％と変化させてみたが、何れもＣｒ量の不足のために、双方とも１０個中７個剥離が生じ短寿命であった。
比較例１６、１７は双方とも供試材Ｌ’から作製したものであり、Ｃ量は０．５５質量％、Ｃｒ量は１０．５質量％であり、特にＣｒ量が本発明の推奨範囲より高い。この場合も、残留オーステナイト量γＲを、夫々２％、１２％と変化させてみた。結果として、Ｃｒ量が高いため、硬度の低下による寿命の低下は見られなかった。しかしながら、Ｃｒ量が高すぎるために共晶炭化物が生成し、それを起点とする剥離が生じたため、Ｌ１０寿命は、夫々６１０時間、７４０時間と短寿命であった。
比較例１８、１９は、それぞれ供試材Ｍ’、Ｎ’から作製したものであり、Ｍｏを除くと、化学成分自体は本発明の推奨範囲内にある。しかしながら、これらは、何れもＧ量が前記α値より大きいため、共晶炭化物が生成した。そして、その周りにおいて応力集中が起こり、その部分を基点としてフレーキングが生じたため、Ｌ１０寿命が夫々４２０時間、３９０時間と短寿命であった。ただし、ＳＵＪ２と比較するとＣｒ量が高いために、試験後の硬度の低下は見られず、軌道表面の硬度は何れもＨＲＣ６２であった。
また、比較例１８、１９を除く実施例１１〜１８並びに比較例１１〜１７のＣｒ量と寿命との関係を図８に示す。同図から明らかなように、Ｃｒ量の最適成分範囲は２．５〜９．５質量％である。Ｃｒ量がこれより少ないと、金属接触によって発熱が生じた場合に軸受として要求される硬さが得られない。また、Ｃｒ量がこれより多いと、共晶炭化物が生成し、剥離が生じて寿命が低下する。更なる長寿命化のためには、Ｃｒ量を４．０〜７．０質量％とすることが望ましい。なお、熱処理に関しては、ずぶ焼入れ、浸炭、浸炭窒化の何れにおいても同様の効果が得られるものと考えられる。
次に、本発明の転がり軸受の第３実施形態について説明する。この実施形態は、エンジン補機用の転がり軸受として、オルタネータに組込んで使用する軸受である。本実施形態では、種々の実施例及び比較例の転がり軸受を、図３に示す片持ち型寿命試験装置及び図９に示すオルタネータ実機のフロント側に組込み、寿命試験を行った。
図９に示すオルタネータの回転子、所謂ロータ部分はハウジング１１の内部に収納され、その回転軸１２は、二つの軸受１３、１４で回転自在に支持されている。回転軸１２の図示左方端部はハウジング１１から突出しており、この突出部分に駆動プーリ１５が取付けられている。つまり、端部に駆動プーリ１５が取付けられた回転軸１２は、片持ち状に二つの軸受１３、１４で支持されている。そして、駆動プーリ１５がエンジンによって回転されることで、回転軸２と共に回転子が回転し、コイルに交流電流が発生する。従って、駆動プーリ１５側の軸受１３の方が振動や負荷を受け易い。前記フロント側とは、この駆動プーリ１５側のことを意味する。
寿命試験に際し、実施例及び比較例の転がり軸受は、内・外輪、転動体に軸受鋼２種（ＳＵＪ２）を用い、所定の形状に形成した後、８３０〜８８０℃で焼入れ加熱、油冷却後、１８０〜２４０℃で焼戻しを施した。内・外輪、転動体の表面硬さはＨＲＣ５７〜６４、残留オーステナイト量γＲは０〜２０％、転動体の表面粗さは０．００３〜０．０１０μｍＲａとした。
そして、図３の片持ち型寿命試験機では、回転速度を３９００ｍｉｎ−１とし、潤滑油にタービン油Ｒ０６８を使用した。また、実施例及び比較例共に試験軸受にはＪＩＳ呼び番号６２０６を用い、軸受隙間は１０〜１５μｍ、荷重条件はＰ（負荷荷重）／Ｃ（動定格荷重）＝０．３０、試験温度は８０℃一定とした。
また、図９のオルタネータ実機試験では、例えば９秒程度の所定時間毎に回転速度を３５００〜１８０００ｍｉｎ−１の間で切替えるという条件で試験を行った。また、実施例及び比較例共に、試験軸受には内径１７ｍｍ，外径４７ｍｍ，幅１４ｍｍの深溝玉軸受を用い、軸受隙間は１０〜１５μｍとし、荷重条件はＰ（負荷荷重）／Ｃ（動定格荷重）＝０．１０、試験温度は８０℃一定とした。グリースにはＥグリースを使用した。
寿命試験は、軌道面の中心線平均粗さが前記推奨範囲内である実施例ａ”〜ｆ”の転がり軸受と、当該推奨範囲から外れた比較例ｇ”〜ｊ”の転がり軸受とを用意した。そして、それぞれ図３の片持ち型寿命試験装置及び図９のオルタネータ実機に取付けて寿命試験を行った。それらの軌道面の中心線平均粗さと寿命試験の結果を表６に示す。表中、下線を施した数値が本発明の推奨範囲を外れるものである。
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このうち、片持ち型寿命試験装置による寿命試験の寿命時間と軌道面の中心線平均粗さとの関係を図１０に示す。同図から明らかなように、片持ち型寿命試験装置のような通常の使用条件では、軌道面の中心線平均粗さが小さいほど、長寿命傾向を示す。これは、軌道面を滑らかにすることによって油膜パラメータが大きくなり、油膜切れが抑えられ、内・外輪と転動体との金属接触の度合いが低くなったためであると考えられる。
一方、オルタネータ実機による寿命試験の寿命時間と軌道面の中心線平均粗さとの関係を図１１に示す。同図から明らかなように、片持ち型寿命試験装置とは異なり、軌道面の中心線平均粗さが小さい領域である０．０１０μｍＲａ、０．０１５μｍＲａにおいて短寿命となっている。これは、軌道面の中心線平均粗さが０．０２５μｍＲａ未満の領域では、転動体の滑りが増加し、新生面の生成によって水素が発生したり、グリースやオイルに剪断応力が係って水素が発生したりし、これによって組織変化を伴う剥離が生成したため、短寿命になったと考えられる。
また、軌道面の中心線平均粗さが０．０７５μｍＲａを越える領域では、内・外輪と転動体との金属接触が増大し、通常の剥離が発生したため、短寿命になったと考えられる。
次に、表７に示すように、軌道輪の鉄鋼材料の化学成分が本発明の推奨範囲内である実施例Ａ”〜Ｈ”と、本発明の推奨範囲内から外れる比較例Ｉ”〜Ｎ”とを用意し、前記オルタネータ実機による寿命試験用の転がり軸受を作製した。なお、表中の下線を施した数値が本発明の推奨範囲内から外れている成分である。
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これらの組成の鉄鋼材料を前記オルタネータ実機による寿命試験用の転がり軸受の形状に形成し、ずぶ焼入れを施した後、研削を行って仕上げた。その際には、研削条件を変化させて軌道面の中心線平均粗さを表８のようにした。また、転動体にはＳＵＪ２を用い、内・外輪、転動体の表面硬さをＨＲＣ５７〜６４、残留オーステナイト量を０〜２０％、転動体の表面粗さを０．００３〜０．０２０μｍＲａとした。
寿命試験の結果を表８に併記する。試験条件は前記と同様である。計算寿命は１７７０時間であることから２０００時間を打ち切り時間とし、初期振動の５倍まで振動が増大したときを寿命時間とした。試験体個数は夫々１０個とし、１０個の試験体の結果からＬ１０寿命を求めた。１０個の試験体全てが打ち切り時間までに焼付きや剥離などの異常が生じなかった場合に、Ｌ１０寿命を２０００時間とした。
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表８から明らかなように、実施例２３〜２７の転がり軸受は、実施例の供試材Ｂ”〜Ｆ”で作製したものであり、熱処理はずぶ焼入れを行っている。但し、本発明はずぶ焼鋼に限定されるものではない。これらは、Ｃ量が０．５〜０．７質量％、Ｃｒ量が３．０〜６．０質量％と本発明の推奨範囲内にあり、また軌道面の中心線平均粗さも０．０４０〜０．０５０μｍＲａと本発明の推奨範囲内にある。そのため、寿命試験においても剥離を起こさず、Ｌ１０寿命が２０００時間となった。
また、実施例２１は実施例の供試材Ａ”から作製したものであり、Ｃ量が１．０質量％、Ｃｒ量が２．５質量％と本発明の推奨範囲内であり、また軌道面の中心線平均粗さも０．０４０μｍＲａと本発明の推奨範囲内である。しかしながら、この実施例２１は、実施例２３〜２７と比較してＣｒ量が低いために、１０個中２個に組織変化を伴う剥離が生じてしまった。ただし、後述する比較例、特にＳＵＪ２（Ｃｒ量：１．５質量％）で作製した比較例２２（軌道面の中心線平均粗さは０．０４０μｍＲａと同じ）と比較すると、３〜５倍の長寿命傾向を示した。
また、実施例２２は実施例の供試材Ｂ”から作製したものであり、Ｃ量が０．６質量％、Ｃｒ量が３．０質量％と本発明の推奨範囲内であり、また軌道面の中心線平均粗さも０．０２５μｍＲａと本発明の推奨範囲内である。この実施例２２は実施例２３と同じ化学成分であるが、軌道面の中心線平均粗さが実施例２３と比較して良好なため、転動体の自転滑りを抑制できなかった。そのため、１０個中２個に組織変化を伴う剥離が生じてしまい、Ｌ１０寿命が１８４０時間となった。
実施例２８、２９は、それぞれ実施例の供試材Ｇ”、Ｈ”から作製したものであり、それぞれＣ量が０．６質量％、１．２質量％で、何れもＣｒ量が６．５質量％である。また、それぞれ軌道面の中心線平均粗さが０．０７０μｍＲａ、０．０５０μｍＲａである。これらは何れも本発明の推奨範囲にあり、特にＣｒ量が高いために、組織変化を伴う剥離は生じなかった。しかしながら、共晶炭化物の生成により当該共晶炭化物を起点とする剥離が生じ、Ｌ１０寿命がそれぞれ１９７０時間、１５２０時間となった。
これらに対し、比較例２１、２２は軸受鋼２種（ＳＵＪ２）から作製したものであり、比較例２１では、軌道面の中心線平均粗さも０．０１５μｍＲａと通常の転がり軸受と同等である。しかしながら、オルタネータ用の軸受としては、軌道面の中心線平均粗さもＣｒ量も本発明の推奨範囲から外れるため、転動体の自転滑りを抑制できなかった。その結果、組織変化を伴う剥離が生じ、比較例２１のＬ１０寿命は２８０時間であった。これに対して比較例２２は、軌道面の中心線平均粗さが大きくなった分だけ長寿命化傾向を示し、Ｌ１０寿命が５４０時間となった。
比較例２３、２４は、それぞれ比較例の供試材Ｊ”、Ｋ”から作製したものであるが、軌道面の中心線平均粗さが、それぞれ０．０５０μｍＲａ、０．０３５μｍＲａであるために、転動体の自転滑りを抑制できた。しかしながら、Ｓｉ量が、それぞれ０．３５質量％、０．５０質量％と本発明の推奨範囲から外れて低いために、組織変化を伴う剥離が発生し、Ｌ１０寿命はそれぞれ４２０時間、８１０時間となった。
比較例２５は比較例の供試材Ｌ”から作製したものであり、軌道面の中心線平均粗さが０．０５０μｍＲａであることから転動体の自転滑りを抑制することができた。しかし、Ｃｒ量が１０．５質量％と、本発明の推奨範囲から外れて高いために共晶炭化物が生成し、その共晶炭化物を起点として剥離が生じて、Ｌ１０命は６８０時間となった。
比較例２６は比較例の供試材Ｍ”から作製したものであり、Ｃ量が０．４０質量％、Ｃｒ量が４．５質量％で、軌道面の中心線平均粗さが０．０４０μｍＲａである。この軌道面の中心線平均粗さによって転動体の自転滑りは抑制できたものの、Ｃ量が０．４０質量％と本発明の推奨範囲から外れて低かったため、軸受として要求される硬さが得られず、Ｌ１０寿命は５２０時間となった。
比較例２７は比較例の供試材Ｎ”から作製したものであり、軌道面の中心線平均粗さを０．０２５μｍＲａとして転動体の自転滑りを抑制することができた。しかし、Ｃ量が本発明の推奨範囲から外れて高いために、Ｃの固定が低下してＬ１０寿命は５１０時間となった。
比較例２８〜３０は、それぞれ実施例の供試材Ｂ”、Ｄ”、Ｇ”から作製したものであり、化学成分は本発明の推奨範囲を満足する。しかしながら、比較例２８は軌道面の中心線平均粗さが０．０８０μｍＲａであるために、内・外輪と転動体との金属接触が増大し、これによる剥離が発生して、Ｌ１０寿命は１１２０時間となった。
比較例２９、３０に関しては、軌道面の中心線平均粗さが、それぞれ０．０１５μｍＲａ、０．０２０μｍＲａであるために、組織変化を伴う剥離が１０個中２〜３個に発生し、Ｌ１０寿命は、それぞれ１２４０時間、１１５０時間となった。ただし、比較例２１と比較すると、３〜４倍の長寿命となった。
次に、実施例２１〜２８並びに比較例２６、２７（軌道面の中心線平均粗さが推奨範囲内で、且つＣｒ量が推奨範囲内）に関して、Ｃ量と寿命との関係を図１２に示す。同図から明らかなように、Ｃ量の最適成分範囲は０．５〜１．２質量％である。Ｃ量がこれより少ないと、軸受として要求される硬さが得られず、これより多いと、組織の安定性が不足して剥離を生じるようになるので、寿命が低下する。更なる組織安定化のためには、Ｃ量は０．７質量％以下にすることが望ましく、更にＣｒ量の最適成分範囲は３．０〜６．０質量％である。また更に、前記最適化学成分の鉄鋼材料を用い、軌道面の中心線平均粗さを０．０２５〜０．０７５μｍＲａに制御することが望ましい。
次に、本発明の転がり軸受の第４実施形態について説明する。本実施形態では、転がり軸受の寿命試験として剥離再現試験と焼付き試験とを行った。剥離再現試験機としては、例えば日本国特許公開公報  平成９年第８９７２４号に記載される急加減速試験機を用いた。そして、例えば９秒程度の所定時間毎に回転速度を９０００ｍｉｎ−１と１８０００ｍｉｎ−１とに切替えるという条件で試験を行った。
また、本発明の実施例並びに比較例共に、試験軸受にはＪＩＳ呼び番号６３０３を用い、軸受隙間を１０〜１５μｍとし、荷重条件をＰ（負荷荷重）／Ｃ（動定格荷重）＝０．１０、試験温度を８０℃一定とした。このときの軸受の計算寿命は１３５０時間であるので、試験打ち切り時間を２０００時間とした。振動値が初期振動の５倍まで上昇したら試験を中断し、剥離の有無を確認した。試験は、１種の軸受について各々１０個行った。
また、焼付き試験にも前記急加減速試験機を用いた。ただし、回転速度は２０００ｍｉｎ−１一定とし、軸受温度を１４０℃、ラジアル荷重を９８Ｎとして、連続的に試験を行った。軸受の条件は、前記剥離再現試験と同じである。そして、焼付きが生じて軸受外輪温度が１５０℃以上となった場合は試験終了とし、また、１０００時間試験しても軸受外輪温度が１５０℃以上とならなかった場合は試験打ち切りとした。試験は、１種の軸受について各々１０個行った。
試験軸受に用いたグリースは以下のようにして調整した。ジイソシアネートを混合した基油とアミンを混合した基油とを混合し攪拌して、ジイソシアネートとアミンとを反応させた。加熱して得られた半固体状物に、予め基油に溶解したアミン系酸化防止剤を加えて十分攪拌した。徐冷後、カーボンブラックを加え、ロールミルに通してグリースを得た。グリースのちょう度は、ＮＬＧＩ  Ｎｏ．１〜Ｎｏ．３とした。グリースの諸特性を表９に示す。
2003062657.tif 000015
前述の各寿命試験に際し、軸受の内・外輪には表１０に示す実施例ａ’〜ｈ’、比較例ｉ’〜ｎ’の供試材を用い、通常の熱処理（８３０〜１０５０℃で焼入れ加熱、油冷却後に１６０〜２４０℃にて焼戻し）を施して使用した。表１０から明らかなように、各実施例ａ’〜ｈ’の供試材は、合金の含有成分が全て本発明の推奨範囲内にある。これに対し、比較例ｉ’はＳｉ量が本発明の推奨範囲から外れて低く、またＣｒ量も本発明の推奨範囲から外れて低い。また、比較例ｊ’及び比較例ｋ’はＳｉ量が本発明の推奨範囲から外れて低い。また、比較例ｌ’はＣｒ量が本発明の推奨範囲から外れて高い。また、比較例ｍ’はＣ量が本発明の推奨範囲から外れて低い。また、比較例ｎ’はＣ量が本発明の推奨範囲から外れて高い。
なお、内・外輪、転動体の表面硬さはＨＲＣ５７〜６３、残留オーステナイト量は０〜２０％、内外輪の軌道面粗さは０．０１０〜０．０４０μｍＲａとした。また、転動体にはＳＵＪ２（軸受鋼２種）を用い、表面粗さを０．００３〜０．０１０μｍＲａとした。
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これら実施例ａ’〜ｈ’の供試材を用いて実施例３１〜３８の転がり軸受を作製し、比較例ｉ’〜ｎ’の供試材を用いて比較例３１〜３６の転がり軸受を作製した。そして、夫々の転がり軸受に対して前述の寿命試験を行った。試験結果を表１１に示す。
2003062657.tif 000017
表１１に示す実施例３３〜３７の転がり軸受は、実施例ｃ’〜ｇ’の供試材から作製したものであり、熱処理にずぶ焼入れを行っている。但し、本発明はずぶ焼入れに限定されない。これらは、何れもＣ量が０．５〜０．７質量％、Ｃｒ量が３．０〜７．５質量％の範囲内にあり、本発明の推奨範囲内である。このため、寿命試験において長寿命傾向を示し、Ｌ１０寿命が計算寿命であり、なお且つ１５００時間以上となった。
また、実施例３６については、Ｃ量が０．６５質量％、Ｃｒ量が６．０質量％であり、剥離を起こさず、Ｌ１０寿命は２０００時間となった。実施例３１は、実施例ａ’の供試材から作製したものであり、Ｃ量が１．２質量％、Ｃｒ量が２．５質量％である。実施例３３〜３７と比較すると、Ｃｒ量が若干低いために、１０個中４個に組織変化を伴う剥離が生じた。しかし、後述する比較例、特にＳＵＪ２（Ｃｒ量：１．５％）で作製した比較例３２（軌道面の中心線平均粗さは０．０４μｍＲａで同じ）と比較すると、３〜５倍の長寿命傾向を示した。また、実施例３２は、実施例ｂ’の供試材から作製したものであり、Ｃ量が０．８質量％、Ｃｒ量が２．８質量％である。この実施例３２は、実施例３１と比較してＣｒ量が多くなったために長寿命傾向を示し、Ｌ１０寿命は１４００時間となった。実施例３８は実施例ｈ’の供試材から作製したものであり、Ｃ量が０．７質量％、Ｃｒ量が９．５質量％である。Ｃｒ量が高いために組織変化を伴う剥離は生じなかったが、共晶炭化物が生成し、それを起点として剥離が生じたため、Ｌ１０寿命は１４９０時間となった。
これに対し、比較例３１は、軸受鋼２種（ＳＵＪ２）から作製したものであり、Ｃｒ量が低いために組織変化を伴う剥離が生じ、Ｌ１０寿命は１７０時間となった。また、比較例３２、３３は、それぞれ比較例ｊ’、比較例ｋ’の供試材から作製したものであり、Ｓｉ量が、それぞれ０．３５質量％、０．５０質量％と、実施例と比較して低い。そのため、組織変化を伴う剥離が生じ、Ｌ１０寿命は、それぞれ６５０時間、５４０時間であった。また、比較例３４は比較例ｌ’の供試材から作製したものであり、Ｃｒ量が１０．５質量％と高かった。そのため、共晶炭化物が生成し、それを起点とする剥離が生じてＬ１０寿命は４２０時間となった。また、比較例３５は比較例ｍ’の供試材から作製したものであり、Ｃ量が０．４０質量％、Ｃｒ量が４．５質量％である。Ｃ量が０．４質量％と低かったために、軸受として要求される硬さが得られず、Ｌ１０寿命は８１０時間となった。また、比較例３６は比較例ｎ’の供試材から作製したものであり、Ｃ量が高いためにＣの固定が低下し、Ｌ１０寿命が５１０時間となった。
実施例３１〜３８及び比較例３５、３６に関し、この寿命試験におけるＣ量と寿命との関係を図１３に示す。同図より明らかなように、Ｃ量の最適成分範囲は０．５〜１．２質量％である。Ｃ量がこれより少ないと軸受として要求される硬さが得られず、これより多いと組織の安定性が不足し、剥離を生じるようになって寿命が低下する。更なる組織安定化のためには、Ｃ量を０．７質量％以下にすることが望ましい。同様に、この寿命試験におけるＣｒ量と寿命との関係を図１４に示す。同図から明らかなように、Ｃｒの最適成分範囲は２．５〜９．５質量％である。Ｃｒ量がこれより少ないと組織変化を伴う剥離が生じ、これより多いと共晶炭化物を起点とする剥離が生じる。更なる長寿命化のためには、Ｃｒ量を３．０〜６．０質量％とすることが望ましい。
次に、前述した表９のグリースに種々の量の導電性物質を配合した。そして、オルタネータ実機のように内・外輪に静電気が発生する環境下において、導電性物質を配合したグリースで潤滑した転がり軸受の剥離試験及び焼付き試験を行った。なお、内・外輪及び転動体は、実施例及び比較例とも軸受鋼２種（ＳＵＪ２）で構成し、通常の熱処理（８３０〜１０５０℃で焼入れ加熱、油冷却後に１６０〜２４０℃にて焼戻）を施した。これにより、内・外輪、転動体の表面硬さをＨＲＣ５７〜６３、残留オーステナイト量を０〜２０％、内外輪の軌道面粗さを０．０１０〜０．０４０μｍＲａとし、転動体の表面粗さを０．００３〜０．０１０μｍＲａとした。
試験の結果を表１２に示す。導電性物質の配合率の推奨範囲は、グリース全量の０．１〜１０質量％であり、各実施例４１〜５０は、導電性物質の配合率がこの推奨範囲内である。
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まず、剥離試験の結果について考察する。実施例４６〜５０は、１０個全てについて、２０００時間に達しても剥離発生は認められなかった。これは、組織変化を伴う剥離が発生する環境において、導電性物質を３．５〜１０質量％配合することにより、軸受回転時に内・外輪を導電させることができたためであると考えられる。例えば、オルタネータのベルトとプーリとの間に発生した静電気を、内・外輪間で放電させることなく容易に除電できたためであると考えられる。
実施例４１〜４５は、１０個中１個又は２個に剥離が生じた。これは、実施例４６〜５０と比較して導電性物質の配合量が少ないために、軸受回転時の導電性が十分ではなかったことが原因と考えられる。
これに対し、比較例４１はグリースに導電性物質が配合されていないので、１０個中全てに剥離が生じた。また、比較例４２は、グリースに導電性物質を０．０５質量％配合してあるので、比較例４１と比較すると長寿命であった。しかし、１０個中全てに剥離を生じ、Ｌ１０寿命は５８０時間と短命であった。これらは、何れも導電性物質の配合量が十分でないために、内・外輪間に電位差が生じ、放電現象が起こったためであると考えられる。これに対し、導電性物質の配合量が十分な比較例４３〜比較例４６では、２０００時間に達しても剥離が発生せず、少なくとも剥離試験においては長寿命傾向を示した。剥離試験の結果を図１５に示す。
次に、焼付き試験の結果について考察する。実施例４１〜４７は、１０個全てについて、１０００時間に達しても焼付きの発生は認められなかった。また、実施例４８、４９、５０は、それぞれ導電性物質を７．０質量％、７．５質量％、１０質量％配合したものであるが、これによりグリースのちょう度が低くなり、１０個中１個又は２個に焼付きが生じた。また、前記剥離試験で良好な結果を残した比較例４２〜４６は、１０個中６個〜１０個に焼付きが生じた。この理由は、実施例４８〜５０と同様に、グリースのちょう度が低くなったためである。焼付き試験の結果を図１６に示す。
これらの試験結果から、グリースに配合する導電性物質の量は、グリース全量の０．１〜１０質量％が好適であることが分かる。導電性物質の配合量がこれより少ないと十分な導電性を発揮することができず、これより多いと、グリースが硬化し、焼付き寿命が低下する恐れがある。導電性及び焼付き寿命をより良好とするには、グリース全量の０．５〜５質量％とすることがより好ましい。
次に、軸受の合金成分が本発明の転がり軸受の推奨範囲である表１０の実施例ｃ’〜ｇ’の供試材を用い、前述と同様に導電性物質の配合量を種々に変えて剥離試験及び焼付き試験を行った。なお、熱処理には通常の熱処理（８３０〜１０５０℃で焼入れ加熱、油冷却後に１６０〜２４０℃にて焼戻し）を施し、内・外輪、転動体の表面硬さをＨＲＣ５７〜６３、残留オーステナイト量を０〜２０％、内外輪の軌道面粗さを０．０１０〜０．０４０μｍＲａとした。また、転動体はＳＵＪ２（軸受鋼２種）で構成し、表面粗さを０．００３〜０．０１０μｍＲａとした。試験結果を表１３に示す。
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表１３に示すように、実施例５１〜５５の転がり軸受は、実施例ｃ’〜ｇ’の供試材から作製したものであり、何れもＣ量が０．５〜０．７質量％、Ｃｒ量が４．０〜７．５質量％と、本発明の転がり軸受の合金成分の推奨範囲内にある。そのため、何れの試験でも長寿命傾向を示し、Ｌ１０寿命が計算寿命となると共に剥離試験では２０００時間に達しても剥離発生が認められなかった。
これに対し、比較例５１、５２から明らかなように、合金成分及び導電性物質配合量の何れかが推奨範囲から外れると、剥離寿命及び焼付き寿命が低下するので、双方の長寿命化を考慮した場合、本発明の推奨範囲にあることが好ましい。さらに、望ましくはＣ量が０．５〜０．７質量％、Ｃｒ量が３．０〜６．０質量％で、グリース中の導電性物質の配合量を０．５〜５．０質量％とすることが望ましい。
（ＩＩ）前述の第二の課題を解決する本発明の実施の形態について
▲１▼エンジン補機用又はガスヒートポンプ用として用いられ、グリースで潤滑される転がり軸受について説明する（第５実施形態）。
本実施形態では、転がり軸受の寿命試験として剥離再現試験と焼付き試験とを行った。剥離再現試験機としては、例えば日本国特許公開公報  平成９年第８９７２４号に記載される急加減速試験機を用いた。そして、例えば９秒程度の所定時間毎に回転速度を９０００ｍｉｎ−１と１８０００ｍｉｎ−１とに切替えるという条件で試験を行った。
また、本発明の実施例，比較例共に、試験軸受にはＪＩＳ呼び番号６２０３を用い、軸受隙間を１０〜１５μｍとし、荷重条件をＰ（負荷荷重）／Ｃ（動定格荷重）＝０．１５、試験温度を８０℃一定とした。このときの軸受の計算寿命は４８０時間であるので、試験打ち切り時間を１０００時間とした。振動値が初期振動の５倍まで上昇したら試験を中断し、剥離の有無を確認した。試験は、１種の軸受について各々１０個行った。
また、焼付き試験にも前記急加減速試験機を用いた。ただし、回転速度は２００００ｍｉｎ−１一定とし、軸受温度を１４０℃、ラジアル荷重を９８Ｎとして、連続的に試験を行った。試験軸受の種類及び条件は、前記剥離再現試験と同じである。そして、焼付きが生じて軸受外輪温度が１５０℃以上となった場合は試験終了とし、また、１０００時間試験しても軸受外輪温度が１５０℃以上とならなかった場合は試験打ち切りとした。試験は、１種の軸受について各々１０個行った。
試験軸受に用いたグリースは以下のようにして調整した。ジイソシアネートを混合した基油とアミンを混合した基油とを混合し攪拌して、ジイソシアネートとアミンとを反応させた。加熱して得られた半固体状物に、予め基油に溶解したアミン系酸化防止剤を加えて十分攪拌した。徐冷後、カーボンブラックを加え、ロールミルに通してグリースを得た。グリースのちょう度は、ＮＬＧＩ  Ｎｏ．１〜Ｎｏ．３とした。グリースの諸特性は前述の表９と同様である。
前述の各寿命試験に際し、軸受の内・外輪には表１４に示す実施例Ａ２〜Ｈ２、比較例Ｉ２〜Ｎ２の供試材を用い、通常の熱処理（８３０〜１０５０℃で焼入れ加熱、油冷却後に１６０〜２４０℃にて焼戻し）を施して使用した。表１４から明らかなように、各実施例Ａ２〜Ｈ２の供試材は、合金の含有成分が全て本発明の推奨範囲内にある。これに対し、比較例Ｉ２〜Ｋ２はＳｉ量が本発明の推奨範囲から外れて低く、またＣｒ量も本発明の推奨範囲から外れて低い。また、比較例Ｌ２はＣｒ量が本発明の推奨範囲から外れて高い。また、比較例Ｍ２はＭｏ量が本発明の推奨範囲から外れて高い。また、比較例Ｎ２はＣ量が本発明の推奨範囲から外れて高い。
なお、転動体はＳＵＪ２（軸受鋼２種）で構成した。また、内・外輪、転動体の表面硬さはＨＲＣ５７〜６３、残留オーステナイト量は０〜２０％とした。そして、軌道面の中心線平均粗さは、外輪（固定輪）は０．０１５〜０．２０μｍＲａ、内輪は０．０２０μｍＲａとし、転動体は０．００３〜０．０１０μｍＲａとした。
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これら実施例Ａ２〜Ｈ２の供試材を用いて実施例１０１〜１０９の転がり軸受を作製し、比較例Ｉ２〜Ｎ２の供試材を用いて比較例１０１〜１０５の転がり軸受を作製した。そして、夫々の転がり軸受に対して前述の剥離再現試験を行った。試験結果を表１５に示す。なお、表中の下線を施した数値は、軌道面の中心線平均粗さが本発明の推奨範囲から外れているものである。
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実施例１０３〜１０６は、１０個全てについて、１０００時間に達しても剥離発生は認められなかった。これは、剥離が多発しやすい固定輪の軌道面の中心線平均粗さが粗いため（通常は０．０２μｍＲａ以下）、油膜パラメータΛが低下する領域であるにもかかわらず転動体の自転滑りが生じにくくなって、寿命が向上したと考えられる。
また、実施例１０１，１０２は長寿命であるが、実施例１０３〜１０７と比較して軌道面が滑らかであるため、転動体の自転滑りが生じにやすくなって寿命が低くなったと考えられる。
また、実施例１０７〜１０９も長寿命であるが、実施例１０３〜１０６と比較して油膜パラメータΛが小さいため金属接触が生じやすくなった。そのため、１０個中１個又は２個に組織変化を伴う早期剥離が生じ、外輪（固定輪）に表面起点型の剥離が生じた。剥離が生じた外輪の軌道面を観察しても、研磨目をほとんど確認できなかったことから、金属接触がかなりの頻度で発生し、表面起点型の剥離に至ったものと考えられる。
これに対して、比較例１０１，１０２は、通常の玉軸受の軌道面と同レベルの表面粗さか、又は、通常の玉軸受の軌道面に超仕上げを施したレベルの表面粗さである。よって、油膜パラメータΛが大きくなって、金属接触が抑制される。しかしながら、エンジン補機用の軸受のような高温や高振動が作用するような環境下では、滑りや金属接触が生じやすい。よって、軌道面の表面粗さを良好としただけではかえって短寿命となり、Ｌ１０寿命は計算寿命の１／４程度であった。
また、実施例１０１〜１０９よりも軌道面が粗い比較例１０３〜１０５は、油膜パラメータΛが小さいので、転動体と内外輪との間で金属接触が生じた。そのため、表面起点型の剥離が生じて短寿命であった。
なお、実施例１０１〜１０９及び比較例１０１〜１０５について、軌道面の中心線平均粗さと前記剥離再現試験における寿命との関係を図１７に示す。
次に、表１６に示すような軸受について、前述と同様に剥離再現試験を行った結果について説明する。
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表１６に示す実施例１１３〜１１６の転がり軸受は、供試材Ｃ２〜Ｆ２から作製したものである。そして、熱処理は、供試材Ｃ２，Ｅ２，Ｆ２についてはずぶ焼入れを、供試材Ｄ２については浸炭処理を行っている。これらは、何れもＣ量が０．５〜０．９質量％、Ｃｒ量が３．０〜１３．０質量％の範囲内にあり、本発明の推奨範囲内である。このため、寿命試験において長寿命傾向を示し、Ｌ１０寿命が１０００時間以上となった。
また、実施例１１１の転がり軸受は、供試材Ａ２から作製したものである。実施例１１１は長寿命であるが、実施例１１３〜１１６と比較してＣｒ量が若干低いため、１０個中２個に組織変化を伴う剥離が生じた。しかし、後述する各比較例と比べると長寿命であった。
また、実施例１１２の転がり軸受は、供試材Ｂ２から作製したものである。実施例１１２は実施例１１１よりもＣｒ量が多いので、若干長寿命であった。
また、実施例１１７，１１８の転がり軸受は、供試材Ｇ２，Ｈ２から作製したものである。実施例１１７，１１８は、Ｃｒ量が高いために組織変化を伴う剥離は生じなかったが、共晶炭化物が生成し、それを起点として剥離が生じたため、実施例１１３〜１１６と比べるとＬ１０寿命が若干短かった。
これに対して、比較例１１１は軸受鋼２種（ＳＵＪ２）から作製したものであるが、Ｃｒ量及びＳｉ量が最適値ではないため、組織変化を伴う剥離が生じて短寿命となった。
また、比較例１１２，１１３は、それぞれ供試材Ｊ２，Ｋ２で作製したものであり、Ｓｉ量が前記各実施例と比べると低い。そのため、組織変化を伴う剥離が生じて短寿命となった。
また、比較例１１４は供試材Ｌ２で作製したものであり、Ｃｒ量が高い。そのため、共晶炭化物が生成し、それを起点とする剥離が生じて短寿命となった。
また、比較例１１５，１１６は、それぞれ供試材Ｍ２，Ｎ２で作製したものであり、Ｃ量がα値よりも大きい。よって、Ｃの固定が低下するとともに共晶炭化物が生成して短寿命となった。
ここで、実施例１１１〜１１８及び比較例１１１〜１１４について、Ｃｒ量と前記剥離再現試験における寿命との関係を図１８に示す。
同図より明らかなように、Ｃｒ量の最適成分範囲は２．５〜１７．０質量％である。Ｃｒ量がこれより少ないと組織の安定性が不足し、組織変化を伴い剥離を生じるようになって寿命が低下する。また、Ｃｒ量がこれより多いと、共晶炭化物が生成するため寿命が低下する。さらなる組織の安定化及び長寿命化のためには、Ｃｒ量を４．０〜１３．０質量％とすることがより好ましい。なお、Ｃの固定が低下することと共晶炭化物が生成することを抑制するためには、α値はＣ量以上である必要がある。
次に、前述したグリース（表９に示したものと同様のもの）に種々の量の導電性物質を配合した。そして、オルタネータ実機のように内・外輪に静電気が発生する環境下において、導電性物質を配合したグリースで潤滑した転がり軸受の剥離試験及び焼付き試験を行った。
なお、内・外輪及び転動体は、実施例及び比較例とも軸受鋼２種（ＳＵＪ２）で構成し、通常の熱処理（８３０〜１０５０℃で焼入れ加熱、油冷却後に１６０〜２４０℃にて焼戻）を施した。これにより、内・外輪、転動体の表面硬さをＨＲＣ５７〜６３、残留オーステナイト量を０〜２０％、内外輪の軌道面粗さを０．０１０〜０．０４０μｍＲａとし、転動体の表面粗さを０．００３〜０．０１０μｍＲａとした。
試験の結果を表１７に示す。導電性物質の配合量の推奨範囲は、グリース全量の０．１〜１０質量％であり、各実施例１２１〜１３０は、導電性物質の配合量がこの推奨範囲内である。
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まず、剥離試験の結果について、表１７と図１９を参照しながら考察する。なお、図１９は、実施例１２１〜１３０及び比較例１２１〜１２６について、導電性物質の配合量と剥離寿命との関係を示したグラフである。
実施例１２５〜１３０は、１０個全てについて、１０００時間に達しても剥離の発生は認められなかった。これは、組織変化を伴う剥離が発生する環境において、グリース中に導電性物質を３．５〜１０質量％配合することにより、軸受回転時に内・外輪を導電させることができたためであると考えられる。その結果、オルタネータのベルトとプーリとの間に発生した静電気を、内外輪間で放電させることなく容易に除電できたものと考えられる。
実施例１２１〜１２４は、１０個中１個又は２個に剥離が生じた。これは、実施例１２５〜１３０と比較して導電性物質の配合量が少ないために、軸受回転時の導電性が十分ではなかったことが原因と考えられる。
これに対し、比較例１２１はグリースに導電性物質が配合されていないので、１０個中全てに剥離が生じた。また、比較例１２２は、グリースに導電性物質を０．０５質量％配合してあるので、比較例１２１と比較すると長寿命であった。しかし、１０個中全てに剥離を生じ短寿命であった。これらは、何れも導電性物質の配合量が十分でないために、内外輪間に電位差が生じ、放電現象が起こったためであると考えられる。
次に、焼付き試験の結果について、表１７と図２０を参照しながら考察する。なお、図２０は、実施例１２１〜１３０及び比較例１２１〜１２６について、導電性物質の配合量と焼付き寿命との関係を示したグラフである。
実施例１２１〜１２８は、１０個全てについて、１０００時間に達しても焼付きの発生は認められなかった。また、実施例１２９，１３０は、それぞれ導電性物質を７．５質量％、１０質量％配合したものであるが、これによりグリースのちょう度が低くなり、１０個中１個又は２個に焼付きが生じた。
これに対して、比較例１２３〜１２６は剥離試験では長寿命であったが、焼き付き試験では１０個中６個〜１０個に焼付きが生じた。この理由は、導電性物質が多量に配合されているので導電性は良好であるものの、グリースのちょう度が低いたためであると思われる。
これら２つの寿命試験結果から、グリースに配合する導電性物質の量は、グリース全量の０．１〜１０質量％が好適であることが分かる。導電性物質の配合量が０．１質量％より少ないと十分な導電性を発揮することができず、１０質量％より多いと、グリースが硬化し、焼付き寿命が低下するおそれがある。導電性及び焼付き寿命をより良好とするには、導電性物質の配合量はグリース全量の０．５〜５質量％とすることがより好ましい。
次に、表１８に示すような実施例１３１〜１４５の軸受について、前述の同様の剥離試験及び焼付き試験を行った（ただし、剥離試験に関しては、試験打ち切り時間は２０００時間とした）。これらの軸受は、軸受を構成する供試材の種類、軌道面の表面粗さ、及びグリースに配合された導電性物質の量という３つの要素を、表１８に示すように種々組み合わせたものである。
なお、熱処理には通常の熱処理（８３０〜１０５０℃で焼入れ加熱、油冷却後に１６０〜２４０℃にて焼戻し）を施し、内・外輪、転動体の表面硬さをＨＲＣ５７〜６３、残留オーステナイト量を０〜２０％、内外輪の軌道面粗さを０．０１０〜０．０４０μｍＲａとした。また、転動体はＳＵＪ２（軸受鋼２種）で構成し、表面粗さを０．００３〜０．０１０μｍＲａとした。
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実施例１３１〜１３３は、それぞれ前述の実施例１０５，１１５，１２７に相当するが、焼付きは１０００時間に至るまで生じず、剥離は１４００〜１５００時間の間で生じた。
また、実施例１３４〜１３６は、Ｃｒ量の多い鋼で構成され且つ軌道面の中心線平均粗さが通常の軸受よりも粗い軸受である。実施例１３７〜１３９は、軌道面の中心線平均粗さが通常の軸受よりも粗く且つ導電性グリースが封入された軸受であり、実施例１４０〜１４２は、Ｃｒ量の多い鋼で構成され且つ導電性グリースが封入された軸受である。これらの軸受は、前述の３つの要素のうちの２つを満たしているので、実施例１３１〜１３３よりも剥離寿命が格段に優れていた。
さらに、実施例１４３〜１４５は、前述の３つの要素の全てを満たしているので、さらに剥離寿命が優れており、２０００時間に至っても剥離が生じなかった。このように、前述の３つの要素のうちより多くの要素を満たしている方が、剥離寿命が優れている。
▲２▼次に、エンジン補機用又はガスヒートポンプ用として用いられ、グリースで潤滑される転がり軸受の別の実施形態（第６実施形態）について、図２１の断面図を参照しながら説明する。
図２１の転がり軸受５１はＪＩＳ呼び番号６３０３の深溝玉軸受であり、外輪５２がハウジング５８に固定されて固定輪となり、内輪５３はシャフト５７に外嵌されて回転輪となっている。また、外輪５２の軌道面５２ａと内輪５３の軌道面５３ａとの間には、保持器５５により保持された多数の転動体５４が配設され、保持器５５の両側位置の外輪５２と内輪５３との間には、シール部材５６，５６が装着されている。
また、シール部材５６，５６によって囲まれる空間にはグリース５９が封入されている。そして、この転がり軸受５１は、シャフト５７の回転に伴って内輪５３が回転し、この回転による振動，荷重は、シャフト５７から内輪５３及び転動体５４を介して外輪５２の負荷圏に作用する。
ここで、内外輪５２，５３は高炭素クロム軸受鋼ＳＵＪ２で構成されている。そして、外輪５３は、所定の形状に成形した鋼材に焼入れ，焼戻しを行った後に、種々の条件で研削仕上げ加工を施すことにより、軌道面の中心線平均粗さ及びスキューネスを種々の値に変化させている（表１９を参照）。また、内輪５３は、外輪５３と同様の熱処理を行った後に研削仕上げ加工を施して、軌道面の中心線平均粗さを０．０１〜０．０３μｍ程度とした。なお、転動体５４は、等級２０相当のＳＵＪ２製の鋼球である。
外輪５２の軌道面の中心線平均粗さを測定した結果の一例（実施例２１１と比較例２０５について）を、図２２に示す。
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これらの深溝玉軸受について、グリース潤滑下での寿命を評価した。このグリース潤滑寿命試験は、図２３に示すような試験機を使用して行った。そして、エンジン補機における使用を想定して、回転速度を所定時間毎（例えば９秒毎）に切り換える（９０００ｍｉｎ−１と１８０００ｍｉｎ−１）急加減速試験とした。
軸受に剥離が生じるまでの時間を寿命とし、比較例２０１の軸受の寿命を１とした場合の相対値で示した。なお、上記の条件での深溝玉軸受の計算寿命が１３５０時間であるため、試験打ち切り時間を前記計算寿命の２倍以上である３０００時間とし、前記試験打ち切り時間までに剥離が生じなかった場合には、寿命は３０００時間とした。
グリース潤滑寿命試験の荷重条件は、Ｐ（動等価荷重）／Ｃ（基本動定格荷重）＝０．１０であり、潤滑剤には、基油の粘度が異なる３種のウレア系グリース（Ｎｏ．Ａ〜Ｎｏ．Ｃ）のうちのいずれか１種を用いた。各グリースの基油の粘度は、Ｎｏ．Ａのグリースが４７．３ｍｍ２／ｓ、Ｎｏ．Ｂのグリースが７９．０ｍｍ２／ｓ、Ｎｏ．Ｃのグリースが１０３．０ｍｍ２／ｓである。
表１９に示した試験結果から分かるように、実施例２０１〜２１８の軸受は、固定輪の軌道面の中心線平均粗さが０．０１〜０．０８μｍＲａであり、且つ、スキューネスが−５．０〜−０．５であるため、長寿命であった。この原因は、軌道面の表面の凹部による潤滑油の保持能力が高いこと、及び、放電が生じやすい突起部分が少ないことにより、接触面内での潤滑剤又は潤滑剤に含まれる水分の分解が抑制されたためであると考えられる。
特に、スキューネスが−５．０〜−１．０である場合に長寿命となり、さらにグリースの基油の粘度が７０ｍｍ２／ｓ以上である軸受は、２０００時間を超えても剥離が全く生じなかった。
これに対して、比較例２０１〜２１０の軸受は、いずれも短寿命であった。例えば、比較例２０９の場合は、軌道面の中心線平均粗さが小さすぎるため油膜が十分に形成されず、振動等が発生する環境下においては転動体の自転滑りが生じる。そうすると、グリースに剪断応力が負荷されて分解し、水素が発生するため、軸受が短寿命となる。
また、比較例２１０の場合は、軌道面の中心線平均粗さが大きすぎるため油膜が十分に形成されず、軌道面と転動体との金属接触が生じる。そうすると、軌道面に剥離が生じるため、軸受が短寿命となる。
図２４に、軌道面の中心線平均粗さが０．０１〜０．０８μｍＲａの場合における、軌道面のスキューネスと軸受の寿命との関係を示す。このグラフからも、軌道面のスキューネスが軸受の寿命に大きな影響を及ぼすことが分かる。
次に、前述の転がり軸受５１と同様の構成で、グリースのみ変更した軸受を用意した。すなわち、表１９のグリースに種々の量の導電性物質（カーボンブラック）を配合したグリースを軸受内部に充填した。そして、オルタネータ実機のように内・外輪に静電気が発生する環境下において、導電性物質を配合したグリースで潤滑した転がり軸受の剥離試験及び焼付き試験を行った。試験条件は、両試験ともに、回転速度は２００００ｍｉｎ−１一定とし、軸受温度を１６０℃、ラジアル荷重を９８Ｎとした。そして、軸受に焼付きが生じて外輪の温度が１６５℃に達した時間を焼付き寿命とし、試験打ち切り時間は３０００時間とした。また、軸受に剥離が生じるまでの時間を剥離寿命とし、試験打ち切り時間は３０００時間とした。
両試験の結果を表２０に示す。なお、この表に示した剥離寿命の数値は、比較例２１１の軸受の剥離寿命を１とした場合の相対値で示した。
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表２０に示した試験結果から分かるように、実施例２１９〜２３０の軸受は、固定輪の軌道面の中心線平均粗さが０．０１〜０．０８μｍＲａであり、且つ、スキューネスが−５．０〜−０．５であるとともに、さらに、グリース中に所定量の導電性物質が配合されているので、組織変化を伴う剥離が生じることなく長寿命であった。特に、導電性物質の配合量が９．９質量％と高い実施例２１９以外は、１０００時間後でも焼付きが生じなかった。そして、表１９の結果との比較から、導電性物質をグリースに配合したことによって寿命が向上することが確認された。
命は優れているが、導電性物質の配合量が多すぎるため焼付き寿命が短寿命であった。
これらの結果から分かるように、固定輪の軌道面の中心線平均粗さ及びスキューネスを前述したような所定の範囲に制御しつつ、グリース中に導電性物質を所定の量だけ配合することによって、焼付き寿命を確保しつつ極めて高い剥離寿命を実現することができる。
次に、Ｃｒを２．０〜１６．０質量％含有する鋼で内外輪を構成した転がり軸受について、前述と同様に剥離試験及び焼付き試験を行った（表２１を参照）。この軸受の構成は、Ｃｒ量以外は前述の転がり軸受５１とほぼ同様であり、導電性物質が配合された前述のグリースが充填されている。
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各実施例の軸受を構成する前記鋼におけるＣｒ以外の合金成分の量は、Ｃが０．６５〜０．７０質量％、Ｓｉが０．５〜１．０質量％、Ｍｎが０．３〜０．５質量％である。また、比較例の軸受は、Ｃｒ量が１．５質量％であるＳＵＪ２又は１７質量％であるＳＵＳ４４０Ｃで構成されている。
内外輪は、鋼材を所定の形状に成形した後に、焼入れ，焼戻しを行って製造した。焼入れ，焼戻しを行った後に内外輪には研削仕上げ加工を施すが、固定輪（外輪）についてのみ、種々の条件で研削仕上げ加工を施すことにより、軌道面の中心線平均粗さ及びスキューネスを種々の値に変化させている（表２１を参照）。回転輪（内輪）については、軌道面の中心線平均粗さは０．０１〜０．０３μｍ程度とした。
剥離試験及び焼付き試験の結果を表２１に示す。なお、両試験の条件は、表２０における両試験の条件と全く同一である。また、表２１に示した剥離寿命の数値は、比較例２１７の軸受の剥離寿命を１とした場合の相対値で示した。
実施例２３１〜２５０の軸受は、軌道面の中心線平均粗さ及びスキューネスが前述の好ましい範囲内であるとともに、固定輪を構成する鋼中のＣｒ量が２．０質量％以上であるので、剥離寿命，焼付き寿命ともに長寿命であった。特に、グリース中に所定量の導電性物質が配合されているものは、剥離寿命が極めて長寿命であった。
これに対して、比較例２１７，２１８の軸受は、スキューネスが前述の好ましい範囲外であるとともに、固定輪を構成する鋼中のＣｒ量が少ないので剥離寿命が短寿命であった。また、比較例２１９の軸受は、固定輪を構成する鋼中のＣｒ量が３．０質量％の例であるが、スキューネスが前述の好ましい範囲外であるので剥離寿命が実施例と比較して劣っていた。さらに、比較例２２０，２２１の軸受は、固定輪を構成する鋼中のＣｒ量が多く、凝固過程で生成した粗大な共晶炭化物が多数存在しているため、軌道面の中心線平均粗さやスキューネスに関係なく短寿命であった。
以上説明したように、固定輪を構成する鋼中のＣｒ量を２．０〜１６．０質量％とするとともに、固定輪の軌道面の中心線平均粗さ及びスキューネスを前述したような所定の範囲に制御しつつ、グリース中に導電性物質を所定の量（０．１〜１０質量％）だけ配合することによって、剥離寿命と焼付き寿命とを極めて長寿命とすることができる。
なお、本実施形態においては、剥離が多発しやすい固定輪が、中心線平均粗さ，スキューネス，Ｃｒ量等に関する前述の各条件を満たしていたが、回転輪についても前述の各条件を満たしていても差し支えない。
▲３▼次に、エンジン補機用又はガスヒートポンプ用の転がり軸受であって、前記用途に特に好適なグリースで潤滑される転がり軸受の実施形態（第７実施形態）について説明する。
まず、グリースを構成する各成分について説明する。
〔基油について〕
グリースに使用可能な基油の種類は特に限定されるものではなく、グリースの基油として一般的に使用されるものであれば問題なく使用することが可能である。ただし、低温下における流動性不足による異音発生や、高温下における油膜不足による焼付きを避けるためには、基油の４０℃における動粘度は、１０〜４００ｍｍ２／ｓであることが好ましく、２０〜２５０ｍｍ２／ｓであることがより好ましく、４０〜１５０ｍｍ２／ｓであることがさらに好ましい。
基油の具体例としては、鉱油系潤滑油，合成油系潤滑油，及び天然油系潤滑油等があげられる。
鉱油系潤滑油としては、パラフィン系鉱物油，ナフテン系鉱物油，及びそれらの混合油等があげられ、これらは減圧蒸留，油剤脱れき，溶剤抽出，水素化分解，溶剤脱ろう，硫酸洗浄，白土精製，水素化精製等のうち少なくとも１つにより精製して用いてもよい。
また、合成油系潤滑油としては、合成炭化水素油（脂肪族系，芳香族系），エステル油，及びエーテル油等があげられる。
脂肪族系の合成炭化水素油としては、ノルマルパラフィン，イソパラフィン，ポリブテン，ポリイソブチレン，１−デセンオリゴマー，１−デセンとエチレンとのコオリゴマー等のポリα−オレフィン又はその水素化物などがあげられる。また、芳香族系の合成炭化水素油としては、モノアルキルベンゼン，ジアルキルベンゼン等のアルキルベンゼン、モノアルキルナフタレン，ジアルキルナフタレン，ポリアルキルナフタレン等のアルキルナフタレンなどがあげられる。
エステル油としては、ジブチルセバケート，ジ−２−エチルヘキシルセバケート，ジオクチルアジペート，ジイソデシルアジペート，ジトリデシルアジペート，ジトリデシルグルタレート，メチルアセチルシノレート等のジエステル油、トリオクチルトリメリテート，トリデシルトリメリテート，テトラオクチルピロメリテート等の芳香族エステル油、トリメチロールプロパンカプリレート，トリメチロールプロパンペラルゴネート，ペンタエリスリトール−２−エチルヘキサノエート，ペンタエリスリトールペラルゴネート等のポリオールエステル油、一塩基酸及び二塩基酸の混合脂肪酸と多価アルコールとのオリゴエステルであるコンプレックスエステル油などがあげられる。
エーテル油としては、ポリエチレングリコール，ポリプロピレングリコール，ポリエチレングリコールモノエーテル，ポリプロピレングリコールモノエーテル等のポリグリコール、モノアルキルトリフェニルエーテル，アルキルジフェニルエーテル，ジアルキルジフェニルエーテル，テトラフェニルエーテル，ペンタフェニルエーテル，モノアルキルテトラフェニルエーテル，ジアルキルテトラフェニルエーテル等のフェニルエーテル油などがあげられる。
上記以外の合成油系潤滑油としては、トリクレジルフォスフェート，シリコーン油，パーフルオロアルキルエーテル油などがあげられる。
また、天然油系潤滑油としては、牛脂，豚脂，大豆油，菜種油，米ぬか油，ヤシ油，パーム油，パーム核油等の油脂系油又はその水素化物などがあげられる。
これらの基油は、単独で用いてもよいし、２種以上を適宜組み合わせて用いてもよい。
〔ジウレア化合物について〕
グリースには、前述の化学式（１）〜（３）のうちの少なくとも一種のジウレア化合物が増ちょう剤として添加される。
化学式（１）及び（２）中のＲ１は芳香環を含有する炭化水素基（炭素数は全体で７〜１２）を示す。具体的には、トルイル基，キシリル基，ｔ−ブチルフェニル基，ベンジル基，メチルベンジル基等があげられる。
また、化学式（１）〜（３）中のＲ２は２価の芳香環を含有する炭化水素基（炭素数は全体で６〜１５）を示す。具体的には、直鎖状又は分岐鎖状のアルキレン基，シクロアルキレン基，芳香族基等があげられる。
さらに、化学式（２）及び（３）中のＲ３はシクロヘキシル基又はアルキルシクロヘキシル基（炭素数は全体で７〜１２）を示す。具体的には、メチルシクロヘキシル基，ジメチルシクロヘキシル基，プロピルシクロヘキシル基，イソプロピルシクロヘキシル基，１−メチル−３−プロピルシクロヘキシル基，ブチルシクロヘキシル基，ペンチルシクロヘキシル基，ペンチルメチルシクロヘキシル基，ヘキシルシクロヘキシル基等があげられる。
また、化学式（１）〜（３）のジウレア化合物のグリース中の含有量は、前述の式（４）で表される条件を満たす必要がある。すなわち、化学式（１）〜（３）のジウレア化合物の合計の含有量は、グリース全体の５〜３５質量％であることが好ましい。
５質量％未満であると増ちょう剤としての効果が不十分となるため、グリースが十分にグリース状とならないか、又は軸受内部から漏出するグリースの量が多くなる。このような問題がより生じにくくするためには、化学式（１）〜（３）のジウレア化合物の合計の含有量は、グリース全体の１０質量％以上であることがより好ましく、１３質量％以上であることがさらに好ましい。
一方、３５質量％超過であるとグリースが硬くなり過ぎるため、潤滑性能が不十分となる。このような問題がより生じにくくするためには、化学式（１）〜（３）のジウレア化合物の合計の含有量は、グリース全体の３０質量％以下であることがより好ましく、２５質量％以下であることがさらに好ましい。
さらに、化学式（１）〜（３）のジウレア化合物のグリース中の含有量は、前述の式（５）で表される条件を満たす必要がある。すなわち、（Ｗ１＋０．５×Ｗ２）／（Ｗ１＋Ｗ２＋Ｗ３）の値は、０〜０．５５であることが好ましい。前記値が０．５５超過であると高温下での焼付き寿命が短寿命となり、高温下での焼付き寿命をより長寿命とするためには、前記値が０．１〜０．４であることがより好ましく、０．２〜０．３であることがさらに好ましい。
〔添加剤であるナフテン酸塩について〕
グリースにはナフテン酸塩が添加剤として添加される。ナフテン酸の種類は特に限定されるものではないが、飽和カルボン酸であることが好ましい。このようなナフテン酸塩の具体例としては、単環式の飽和カルボン酸塩（ＣｎＨ２ｎ−１ＣＯＯＭ）や複環式の飽和カルボン酸塩（ＣｎＨ２ｎ−３ＣＯＯＭ）、及びその誘導体があげられる。また、単環式の飽和カルボン酸塩としては、下記の化学式（１２），（１３）で表されるような化合物が好ましい。
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ここで、化学式（１２），（１３）中のＲ７は、アルキル基，アルケニル基，アリール基，アラルキル基等の炭化水素基を示す。また、Ｍは、Ｃｏ，Ｍｎ，Ｚｎ，Ａｌ，Ｃａ，Ｂａ，Ｌｉ，Ｍｇ，Ｃｕ等の金属元素を示す。このようなナフテン酸塩は、１種類を単独で使用してもよいし、２種類以上を適宜組み合わせて使用してもよい。
なお、ナフテン酸塩の含有量は、グリース全体に対して０．１〜１０質量％であることが好ましい。０．１質量％未満であると、グリースに十分な防錆性を付与することができない。一方、１０質量％超過であると、グリースが軟化して軸受からグリースが漏出しやすくなる。このような問題点がより生じにくくするためには、ナフテン酸塩の含有量は、グリース全体に対して０．２５〜５質量％であることがより好ましい。
〔添加剤であるコハク酸又はその誘導体について〕
グリースには、コハク酸又はその誘導体が添加剤として添加される。その種類は特に限定されるものではないが、コハク酸，アルキルコハク酸，アルキルコハク酸ハーフエステル，アルケニルコハク酸，アルケニルコハク酸ハーフエステル，コハク酸イミド等が例としてあげられる。このようなコハク酸又はその誘導体は、１種類を単独で使用してもよいし、２種類以上を適宜組み合わせて使用してもよい。
なお、コハク酸又はその誘導体の含有量は、グリース全体に対して０．１〜１０質量％であることが好ましい。０．１質量％未満であると、グリースに十分な防錆性を付与することができない。一方、１０質量％超過であると、グリースが軟化して軸受からグリースが漏出しやすくなる。このような問題点がより生じにくくするためには、コハク酸又はその誘導体の含有量は、グリース全体に対して０．２５〜５質量％であることがより好ましい。
〔添加剤である金属化合物について〕
グリースには、剥離寿命及び高温下における焼付き寿命を向上させるために、前述の化学式（６）〜（１１）のうちの少なくとも一種の金属化合物が添加剤として添加される。
ここで、化学式（６）及び（７）中のＲ４は、炭素数１〜１８の炭化水素基を示す。同一分子中のＲ４は同種の炭化水素基であってもよいし、異種の炭化水素基であってもよい。Ｒ４で表される炭化水素基としては、アルキル基，シクロアルキル基，アルケニル基，アリール基，アルキルアリール基，アリールアルキル基等があげられる。さらに具体的には、１，１，３，３−テトラメチルブチル基、１，１，３，３−テトラメチルヘキシル基、１，１，３−トリメチルヘキシル基、１，３−ジメチルブチル基、１−メチルウンデカン基、１−メチルヘキシル基、１−メチルペンチル基、２−エチルブチル基、２−エチルヘキシル基、２−メチルシクロヘキシル基、３−ヘプチル基、４−メチルシクロヘキシル基、ｎ−ブチル基、イソブチル基、イソプロピル基、イソヘプチル基、イソペンチル基、ウンデシル基、エイコシル基、エチル基、オクタデシル基、オクチル基、シクロオクチル基、シクロドデシル基、シクロペンチル基、ジメチルシクロヘキシル基、デシル基、テトラデシル基、ドコシル基、ドデシル基、トリデシル基、トリメチルシクロヘキシル基、ノニル基、プロピル基、ヘキサデシル基、ヘキシル基、ヘプタデシル基、ヘプチル基、ペンタデシル基、ペンチル基、メチル基、第三ブチルシクロヘキシル基、第三ブチル基、２−ヘキセニル基、２−メタリル基、アリル基、ウンデセニル基、オレイル基、デセニル基、ビニル基、ブテニル基、ヘキセニル基、ヘプタデセニル基、トリル基、エチルフェニル基、イソプロピルフェニル基、第三ブチルフェニル基、第二ペンチルフェニル基、ｎ−ヘキシルフェニル基、第三オクチルフェニル基、イソノニルフェニル基、ｎ−ドデシルフェニル基、フェニル基、ベンジル基、１−フェニルメチル基、２−フェニルエチル基、３−フェニルプロピル基、１，１−ジメチルベンジル基、２−フェニルイソプロピル基、３−フェニルヘキシル基、ベンズヒドリル基、ビフェニル基が特に好ましい。これらの炭化水素基は、エーテル結合を有していてもよい。
また、化学式（６）及び（７）中のＭは金属元素を示し、具体的にはＳｂ，Ｂｉ，Ｓｎ，Ｎｉ，Ｔｅ，Ｓｅ，Ｆｅ，Ｃｕ，Ｍｏ，Ｚｎがあげられる。
さらに、化学式（８）〜（１０）中のＲ５は、水素又は炭素数１〜１８の炭化水素基を示す。同一分子中のＲ５は同一の基であってもよいし、異なる基であってもよい。化学式（８）〜（１０）で表される亜鉛化合物の中では、化学式（８）においてＲ５がいずれも水素である化合物であるメルカプトベンゾチアゾール亜鉛、化学式（９）においてＲ５がいずれも水素である化合物であるベンゾアミドチオフェノール亜鉛、及び化学式（１０）においてＲ５がいずれも水素である化合物であるメルカプトベンゾイミダゾール亜鉛が好ましい。
さらに、化学式（１１）中のＲ６は炭素数１〜１８の炭化水素基を示す。
これらの化学式（６）〜（１１）で表される金属化合物は、１種類を単独で使用してもよいし、２種類以上を適宜組み合わせて使用してもよい。ただし、その含有量は、グリース全体に対して０．１〜１０質量％であることが好ましい。０．１質量％未満であると、剥離寿命及び高温下における焼付き寿命を十分に向上させることが困難となる。一方、１０質量％超過であると、金属化合物と軸受材料とが反応するおそれがあるとともに、高温下における焼付き寿命が短寿命となるおそれがある。さらに、これらの金属化合物は比較的高価であるので、グリースのコストを上昇させる要因となる。このような問題点がより生じにくくするためには、金属化合物の含有量は、グリース全体に対して０．５〜１０質量％であることがより好ましい。
〔その他の添加剤について〕
グリースには、各種性能をさらに向上させるため、所望により種々の添加剤を添加してもよい。例えば、金属石けん，ゲル化剤，酸化防止剤，極圧剤，油性剤，防錆剤，金属不活性化剤，粘度指数向上剤など、グリースに一般的に使用される添加剤を、単独又は２種以上組み合わせて用いることができる。
ゲル化剤としては、例えばベントン，シリカゲル等があげられ、酸化防止剤としては、例えばアミン系，フェノール系，イオウ系等の酸化防止剤があげられる。また、極圧剤としては、例えば塩酸系，イオウ系等の極圧剤があげられ、油性剤としては、例えば脂肪酸，動植物油等があげられる。さらに、防錆剤としては、例えばソルビタンエステル等があげられ、金属不活性化剤としては、例えばベンゾトリアゾール，亜硝酸ソーダ等があげられる。さらにまた、粘度指数向上剤としては、例えばポリメタクリレート，ポリイソブテン，ポリスチレン等があげられる。
なお、これら添加剤の合計の含有量は、本発明の目的を損なわない程度であれば特に限定されるものではないが、通常はグリース全体に対して２０質量％以下である。２０質量％を超えて添加しても添加効果の向上が望めない上、基油の量が相対的に少なくなるため潤滑性が低下するおそれがある。
〔グリースの製造方法について〕
グリースを製造する際には、前述のジウレア化合物，ナフテン酸塩，コハク酸又はその誘導体、さらに必要に応じて前述の金属化合物を基油に添加し、均一に混合する。ただし、前述のジウレア化合物は、その原料から基油中で合成することができる。よって、ジウレア化合物を合成した後にナフテン酸塩等を添加することによっても、グリースを製造することができる。
以下に、上記のようなグリースを内部に充填した転がり軸受について説明する。本実施形態では、転がり軸受の寿命試験として剥離再現試験と焼付き試験とを行った。剥離再現試験機としては、例えば日本国特許公開公報  平成９年第８９７２４号に記載される急加減速試験機を用いた。そして、例えば９秒程度の所定時間毎に回転速度を９０００ｍｉｎ−１と１８０００ｍｉｎ−１とに切替えるという条件で試験を行った。
また、本発明の実施例，比較例共に、試験軸受にはＪＩＳ呼び番号６３０３（内径１７ｍｍ，外径４７ｍｍ，幅１４ｍｍ）を用い、軸受隙間を１０〜１５μｍとし、荷重条件をＰ（負荷荷重）／Ｃ（動定格荷重）＝０．１０、試験温度を８０℃一定とした。このときの軸受の計算寿命は１３５０時間であるので、試験打ち切り時間を２０００時間とした。振動値が初期振動の５倍まで上昇したら試験を中断し、剥離の有無を確認した。試験は、１種の軸受について各々１０個行った。
また、焼付き試験にも前記急加減速試験機を用いた。ただし、回転速度は２００００ｍｉｎ−１一定とし、軸受温度を１８０℃、ラジアル荷重を９８Ｎとして、連続的に試験を行った。試験軸受の種類及び条件は、前記剥離再現試験と同じである。そして、焼付きが生じて軸受外輪温度が１９０℃以上となった場合は試験終了とし、また、１０００時間試験しても軸受外輪温度が１９０℃以上とならなかった場合は試験打ち切りとした。試験は、１種の軸受について各々１０個行った。
さらに、軸受の防錆性試験も行った。用いた試験軸受は前述のものと同種であるが、接触式のゴムシールが備えられている。試験方法は以下の通りである。まず、軸受内部にグリースを２．３ｇ封入し、１８００ｍｉｎ−１で１分間回転させる。回転停止後、軸受内部に０．５質量％の塩水を０．５ｍｌ注入して、さらに１８００ｍｉｎ−１で１分間回転させる。この軸受を、５２℃、１００％ＲＨの環境下に４８時間放置した後、軸受の内外輪の軌道面を観察して、発生している錆の量を調査した。そして、錆が発生していなかった場合は「１」、小さい錆が発生していたが、その個数が３個以下である場合を「２」、小さい錆が４個以上発生していた場合を「３」と評価した。
前述の各試験に際し、軸受の内・外輪には表２２に示す実施例Ａ３〜Ｈ３、比較例Ｉ３〜Ｋ３の供試材を用い、通常の熱処理（８３０〜１０５０℃で焼入れ加熱、油冷却後に１６０〜２４０℃にて焼戻し）を施して使用した。なお、転動体はＳＵＪ２（軸受鋼２種）で構成した。また、内・外輪、転動体の表面硬さはＨＲＣ５７〜６３、残留オーステナイト量は０〜２０％とした。そして、内外輪の軌道面の中心線平均粗さは、０．０１０〜０．０４０μｍＲａとし、転動体の表面の中心線平均粗さは０．００３〜０．０１０μｍＲａとした。
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次に、以下に示すような手順に従って、表２３〜２７に示すような組成を有する実施例３０１〜３３６及び比較例３０１〜３１１のグリースを調整した。まず、ジメチルメタンジイソシアネートを混合した基油と、アミン（ｐ−トルイジン及び／又はシクロヘキシルアミン）を混合した基油とを混合し、加熱しながら撹拌して、ジメチルメタンジイソシアネートとアミンとを反応させた。このとき、ジメチルメタンジイソシアネート及びアミンの量が所定のモル比となるようにし、且つ、両者の合計量が所定量となるようにした。こうして得られた半固体状物に、各種添加剤を溶解させた基油を加え十分に撹拌した後、ロールミルを通してグリースを得た。
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基油としては、ポリα−オレフィンの水素化物（４０℃における動粘度は４７ｍｍ２／ｓ）、ジアルキルジフェニルエーテル（４０℃における動粘度は１００ｍｍ２／ｓ）、ペンタエリスリトールテトラエステル（４０℃における動粘度は３３ｍｍ２／ｓ）のいずれかを用いた。なお、表２３〜２７においては、ポリα−オレフィンの水素化物を「ＰＡＯ」、ジアルキルジフェニルエーテルを「エーテル」、ペンタエリスリトールテトラエステルを「エステル」と、それぞれ表記してある。
また、添加剤としては、ナフテン酸亜鉛（亜鉛の含有量：１０質量％）、アルケニルコハク酸ハーフエステル（全酸価：１５５ｍｇＫＯＨ／ｇ）、ジアルキルジチオカルバミン酸亜鉛、ジアルキルジチオリン酸亜鉛、ジアルキルジチオリン酸ニッケル、スルホン酸バリウム（全酸価：３０ｍｇＫＯＨ／ｇ）を用いた。なお、表２３〜２７においては、アルケニルコハク酸ハーフエステルを「コハク酸エステル」、ジアルキルジチオカルバミン酸亜鉛を「ＺｎＤＴＣ」、ジアルキルジチオリン酸亜鉛を「ＺｎＤＴＰ」、ジアルキルジチオリン酸ニッケルを「ＮｉＤＴＣ」と、それぞれ表記してある。
表２３〜２７に示すようなグリースを前述の軸受の内部に充填して、前述した剥離再現試験，焼付き試験，及び防錆性試験を行った。その結果を、表２３〜２７に併せて示すとともに、図２５〜２９のグラフに示す。
図２５は、軸受を構成する鋼中のＣｒ量と軸受の剥離寿命及び焼付き寿命との関係を示すグラフである。グラフから分かるように、Ｃｒ量は２．５〜１７．０質量％であることが好ましい。２．５質量％未満であると、組織変化を伴う剥離が生じやすくなる。一方、１７．０質量％超過であると、組織変化を伴う剥離は生じにくくなるが、巨大な炭化物が発生して一般寿命の低下が生じる。また、Ｃｒ量が１７．０質量％超過であると、鋼の熱伝導性が低下するので、軸受の温度が上昇して焼付きが生じやすくなる。剥離寿命，焼付き寿命，一般寿命をより良好なものとするためには、Ｃｒ量は３．０〜１５．０質量％であることがより好ましく、４．０〜１３．０質量％であることがさらに好ましい。
図２６は、前述の式（５）の値、すなわち（Ｗ１＋０．５×Ｗ２）／（Ｗ１＋Ｗ２＋Ｗ３）の値と焼付き寿命との関係を示すグラフである。グラフから分かるように、前記値が０．５５を超えるとグリースの潤滑性能が不十分となるため、高温下において焼付きが生じやすくなる。
図２７は、ナフテン酸亜鉛の添加量と剥離寿命及び防錆性の評価との関係を示すグラフである。また、図２８は、コハク酸エステルと剥離寿命及び防錆性の評価との関係を示すグラフである。両図から分かるように、ナフテン酸亜鉛，コハク酸エステルともに、その添加量がグリース全体の０．１質量％未満であると防錆性が不十分となる。一方、１０質量％超過であると、グリースが軟化して軸受内部からグリースが漏出しやすくなるため剥離寿命が短寿命となる。
図２９は、ＺｎＤＴＰの添加量と剥離寿命及び焼付き寿命との関係を示すグラフである。
▲４▼次に、エンジン補機用又はガスヒートポンプ用として用いられ、グリースで潤滑される転がり軸受の別の実施形態（第８実施形態）について説明する。
本発明者らは、固定論及び回転輪の軌道面の表面粗さのパラメータに着目して鋭意研究した結果、以下のような知見を得た。なお、該研究においては、軸受の寿命試験として、前述の片持ち型寿命試験装置による寿命試験とオルタネータ実機による寿命試験とを行った。
片持ち型寿命試験装置による寿命試験においては、ＪＩＳ呼び番号６２０６（内径３０ｍｍ，外径６２ｍｍ，幅１６ｍｍ）を試験軸受として用いた。そして、回転速度が３９００ｍｉｎ−１、軸受隙間が１０〜１５μｍ、荷重条件が負荷荷重／動定格荷重（Ｐ／Ｃ）＝０．７２、試験温度が８０℃一定という条件で、寿命試験を行った。また、潤滑油にはＶＧ６８オイルを用いた。
オルタネータ実機試験による寿命試験においては、前述と同様のＪＩＳ呼び番号６２０６を試験軸受として用いた。そして、回転速度は、例えば９秒程度の所定時間毎に９０００ｍｉｎ−１と１８０００ｍｉｎ−１とに切替えるという条件とした。また、荷重条件はＰ（負荷荷重）／Ｃ（動定格荷重）＝０．１０、試験温度は８０℃一定とし、グリースにはＥグリースを用いた。
両試験の結果を表２８に示し、それぞれの結果をグラフ化したものを図３０及び図３１に示す。なお、両寿命試験ともに、１種の軸受について各々１０個行ってＬ１０寿命を求めた。
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通常、転がり軸受の寿命と軌道面の中心線平均粗さとの関係は、図３０に示すように、中心線平均粗さが滑らかな場合は長寿命で、中心線平均粗さが粗くなるにしたがって短寿命となる。
しかしながら、オルタネータ等のような振動が発生する環境下やグリースにせん断応力がかかる環境下においては、図３１に示すように、軌道面の中心線平均粗さが滑らかな場合（図３１においては０．０２５μｍＲａより小さい場合）は短寿命となる。これは、軌道面が滑らかな場合は、転がり軸受の回転中に油膜が十分に形成されないことが原因である。そのため、振動等が発生する環境下においては転動体の自転すべりが生じ、それによってグリースにせん断応力が負荷される。そうすると、水素原子が生じるため、組織変化を伴う早期剥離が生じることとなる。また、軌道面が粗い場合（図３１においては０．０７５μｍＲａを超える場合）も短寿命となる。これは、軌道面に油膜が十分に形成されないため、転動体と内外輪との間に過度の金属接触が生じて、表面を起点とした早期剥離が生じることが原因である。さらに、軌道面が適度に粗い場合（図３１においては０．０２５〜０．０７５μｍＲａの場合）は、適度な金属接触が生じて転動体の自転すべりが抑制されるため、長寿命となる。
ところが、軌道面の中心線平均粗さが０．１μｍＲａである場合のＬ１０寿命は６７０時間であり、１０００時間，１０００時間，１０００時間，９２０時間，８８０時間と長寿命である転がり軸受が存在する一方で、３３０時間と短寿命である転がり軸受も存在した。このような事実から、本発明者らは、寿命に対する重要な因子が軌道面の中心線平均粗さの他にも存在すると考え調査した。その結果、軌道面の凹凸の平均間隔Ｓｍ（ＪＩＳ  Ｂ  ０６０１−１９９４）が重要なパラメータであることを見出した。
すなわち、軌道面の中心線平均粗さが０．１μｍＲａある場合において、凹凸の平均間隔Ｓｍが３μｍより小さいと、転動体と内外輪との間に過度の金属接触が生じて、メカノケミカル的な反応が生じることにより寿命が低下する。一方、凹凸の平均間隔Ｓｍが５０μｍを超えると、転動体と内外輪との間に適度な金属接触が生じないため、転動体の自転滑りが生じて組織変化を伴う早期剥離が発生する。
以下に、軌道面の凹凸の平均間隔Ｓｍを所定の値とした転がり軸受について説明する。本実施形態では、転がり軸受の寿命試験として剥離再現試験と焼付き試験とを行った。剥離再現試験機としては、例えば日本国特許公開公報  平成９年第８９７２４号に記載される急加減速試験機を用いた。そして、例えば９秒程度の所定時間毎に回転速度を９０００ｍｉｎ−１と１８０００ｍｉｎ−１とに切替えるという条件で試験を行った。
また、本発明の実施例，比較例共に、試験軸受にはＪＩＳ呼び番号６３０３（内径１７ｍｍ，外径４７ｍｍ，幅１４ｍｍ）を用い、軸受隙間を１０〜１５μｍとし、荷重条件をＰ（負荷荷重）／Ｃ（動定格荷重）＝０．１０、試験温度を８０℃一定とした。このときの軸受の計算寿命は１３５０時間であるので、試験打ち切り時間を１５００時間とした。振動値が初期振動の５倍まで上昇したら試験を中断し、剥離の有無を確認した。試験は、１種の軸受について各々１０個行った。
また、焼付き試験にも前記急加減速試験機を用いた。ただし、回転速度は２００００ｍｉｎ−１一定とし、軸受温度を１４０℃、ラジアル荷重を９８Ｎとして、連続的に試験を行った。試験軸受の種類及び条件は、前記剥離再現試験と同じである。そして、焼付きが生じて軸受外輪温度が１５０℃以上となった場合は試験終了とし、また、１０００時間試験しても軸受外輪温度が１５０℃以上とならなかった場合は試験打ち切りとした。試験は、１種の軸受について各々１０個行った。
前述の各試験に際し、軸受の内・外輪及び転動体の素材にはＳＵＪ２（軸受鋼２種）を用い、通常の熱処理（８３０〜１０５０℃で焼入れ加熱、油冷却後に１６０〜２４０℃にて焼戻し）を施して使用した。また、内・外輪、転動体の表面硬さはＨＲＣ５７〜６３、残留オーステナイト量は０〜２０％とした。さらに、内輪の軌道面の中心線平均粗さは０．０２０μｍＲａとし、転動体の表面の中心線平均粗さは０．００３〜０．０１０μｍＲａとした。そして、外輪の軌道面の中心線平均粗さ及び凹凸の平均間隔Ｓｍが異なる種々の軸受について、前述した剥離再現試験及び焼付き試験を行った。その結果を、表２９に示す。また、外輪の軌道面の中心線平均粗さと軸受の剥離寿命との関係を、図３２のグラフに示す。
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実施例４０３〜４０７の軸受は、１５００時間に達しても剥離の発生は認められなかった。これは、剥離が多発しやすい固定輪の軌道面の中心線平均粗さが０．０４〜０．０８μｍＲａと粗く（通常は０．０２μｍＲａ以下）、且つ、軌道面の凹凸の平均間隔Ｓｍが５〜２０μｍであるため、油膜パラメータΛが低下する領域であるにもかかわらず転動体の自転滑りが生じにくくなって、寿命が向上したと考えられる。
実施例４０１及び４０２の軸受は長寿命であるが、実施例４０３〜４０７と比較して軌道面が滑らかであるため、転動体の自転滑りが生じにやすくなって寿命が低くなったと考えられる。
また、実施例４０８〜４１０の軸受も長寿命であるが、実施例４０３〜４０７比較して油膜パラメータΛが小さいため金属接触が生じやすくなった。そのため、１０個中１個又は２個に組織変化を伴う早期剥離が生じ、外輪（固定輪）に表面起点型の剥離が生じた。剥離が生じた外輪の軌道面を観察しても、研磨目をほとんど確認できなかったことから、金属接触がかなりの頻度で発生し、表面起点型の剥離に至ったものと考えられる。
これに対して、比較例４０１の軸受は、通常の玉軸受の軌道面と同レベルの表面粗さか、又は、通常の玉軸受の軌道面に超仕上げを施したレベルの表面粗さである。よって、油膜パラメータΛが大きくなって、金属接触が抑制される。しかしながら、エンジン補機用の軸受のような高温や高振動が作用するような環境下では、滑りや金属接触が生じやすい。よって、軌道面の表面粗さを良好としただけではかえって短寿命となり、Ｌ１０寿命は計算寿命の１／４程度であった。
また、実施例４０１〜４１０よりも軌道面が粗い比較例４０２〜４０４は、油膜パラメータΛが小さいので、転動体と内外輪との間で金属接触が生じた。そのため、表面起点型の剥離が生じて短寿命であった。
また、比較例４０５及び４０７の軸受は、軌道面の中心線平均粗さは適切であるが、軌道面の凹凸の平均間隔Ｓｍがそれぞれ１μｍ及び２μｍと小さい。そのため、転動体と内外輪との間に過度の金属接触が生じて、メカノケミカル的な反応が生じることにより寿命が低下した。さらに、比較例４０６及び４０８の軸受は、軌道面の中心線平均粗さは適切であるが、軌道面の凹凸の平均間隔Ｓｍがそれぞれ９０μｍ及び７０μｍと大きい。そのため、転動体と内外輪との間に適度な金属接触が生じず、転動体の自転滑りが生じて組織変化を伴う早期剥離が発生した。
さらに、比較例４０９の軸受は、軌道面の中心線平均粗さが粗く且つ軌道面の凹凸の平均間隔Ｓｍが小さいので、短寿命であった。
次に、外輪（固定輪）のみの軌道面の中心線平均粗さが一定（０．０５μｍＲａ）で、軌道面の凹凸の平均間隔Ｓｍが種々異なる軸受を用意し、前述と同様にして剥離再現試験を行った。その結果を、表３０に示す。また、外輪の軌道面の凹凸の平均間隔Ｓｍと軸受の剥離寿命との関係を、図３３のグラフに示す。
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実施例４１２〜４１５の軸受は、軌道面の凹凸の平均間隔Ｓｍが５〜３０μｍであるため、１５００時間に達しても剥離の発生は認められなかった。また、実施例４１１の軸受は長寿命であるが、軌道面の凹凸の平均間隔Ｓｍが３μｍとやや小さいため、転動体と外輪との金属接触が生じやすくなって若干短寿命であった。さらに、実施例４１６の軸受も長寿命であるが、軌道面の凹凸の平均間隔Ｓｍが５０μｍとやや大きいため、転動体の滑りが生じて若干短寿命であった。
これに対して、比較例４１１及び４１２の軸受は、軌道面の凹凸の平均間隔Ｓｍが小さすぎるので、転動体と外輪との金属接触が生じて短寿命であった。また、比較例４１３及び４１４の軸受は、軌道面の凹凸の平均間隔Ｓｍが大きすぎるので、転動体の滑りにより組織変化を伴う早期剥離を生じて短寿命であった。
▲５▼次に、ガスヒートポンプエアコンディショナ（ＧＨＰＡ）の電磁クラッチ用として用いられ、グリースで潤滑される転がり軸受の実施形態（第９実施形態）について説明する。
本実施形態においては、ＧＨＰＡの実機の電磁クラッチ部分に２個の軸受を組み込んで５００〜７５００ｍｉｎ−１の回転速度で回転させることにより、軸受の剥離試験を行った。使用する試験軸受は、実施例，比較例共に、内径４０ｍｍ，外径８０ｍｍ，幅１８ｍｍの深溝玉軸受である。そして、軸受隙間を１０〜１５μｍとし、荷重条件をＰ（負荷荷重）／Ｃ（動定格荷重）＝０．１５、試験温度を８０℃一定とした。また、潤滑剤として、Ｅグリースを使用した。
このとき、該軸受の計算寿命は１１５０時間であるので、試験打ち切り時間を１５００時間とした。そして、振動値が初期振動の５倍まで上昇したら試験を中断し、剥離の有無を確認した。試験は、１種の軸受について各々１０個行ってＬ１０寿命を求めたが、試験打ち切り時間までに１０個全ての軸受について剥離が生じなかった場合は、Ｌ１０寿命は１５００時間とした。
このような剥離試験に際し、軸受の内・外輪の素材には表３１に示す実施例Ａ４〜Ｈ４、比較例Ｉ４〜Ｎ４の供試材を用い、通常の熱処理（８３０〜１０５０℃で焼入れ加熱、油冷却後に１６０〜２４０℃にて焼戻し）を施して使用した。表３１から明らかなように、各実施例Ａ４〜Ｈ４の供試材は、合金の含有成分が全て本発明の推奨範囲内にある。なお、表３１中の下線を施した数値は、合金の含有成分が本発明の前記推奨範囲から外れているものである。
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転動体はＳＵＪ２（軸受鋼２種）で構成した。また、内・外輪、転動体の表面硬さはＨＲＣ５８〜６４、残留オーステナイト量は０〜２０％とした。そして、内外輪の軌道面の中心線平均粗さは０．０１５〜０．０２０μｍＲａとし、転動体は０．００３〜０．０１０μｍＲａとした。
剥離試験の結果を表３２に示す。
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表３２から分かるように、実施例５０３〜５０６の軸受は、１５００時間に達しても剥離の発生は認められなかった。実施例５０１及び５０２の軸受は長寿命であるが、実施例５０３〜５０６と比較してＣｒ量が少ないため、軸受１０個中１個又は２個に組織変化を伴う剥離が生じた。また、実施例５０７及び５０８の軸受も長寿命であるが、実施例５０３〜５０６と比較してＣｒ量が多いため、共晶炭化物が生成しやすい。その結果、軸受１０個中１個又は２個に共晶炭化物を起点とした剥離が生じた。ただし、組織変化を伴う剥離は生じなかった。
これに対して、比較例５０１の軸受は、ＳＵＪ２（軸受鋼２種）で構成されたものであるが、Ｃｒ量及びＳｉ量が少ないため、組織変化を伴う剥離は生じて短寿命となった。また、比較例５０２の軸受は、Ｓｉ量は好適であるもののＣｒ量が少ないため、組織変化を伴う剥離は生じて短寿命となった。さらに、比較例５０３の軸受は、Ｃｒ量は好適であるもののＳｉ量が少ないため、組織変化を伴う剥離は生じて短寿命となった。
さらに、比較例５０４の軸受は、Ｃｒ量が多いため共晶炭化物が生成した。その結果、共晶炭化物を起点とした剥離が生じ短寿命となった。さらに、比較例５０５及び５０６の軸受は、Ｃ量が前述のα値よりも大きい。よって、Ｃの固定が低下するとともに共晶炭化物が生成して短寿命となった。
ここで、実施例５０１〜５０８及び比較例５０１〜５０４について、Ｃｒ量と前記試験における剥離寿命との関係を図３４に示す。
同図より明らかなように、Ｃｒ量の最適成分範囲は２．５〜１７．０質量％である。Ｃｒ量がこれより少ないと組織の安定性が不足し、組織変化を伴い剥離を生じるようになって寿命が低下する。また、Ｃｒ量がこれより多いと、共晶炭化物が生成するため寿命が低下する。さらなる組織の安定化及び長寿命化のためには、Ｃｒ量を４．０〜１３．０質量％とすることがより好ましい。なお、Ｃの固定が低下することと共晶炭化物が生成することを抑制するためには、α値はＣ量以上である必要がある。
（ＩＩＩ）前述の第三の課題を解決する本発明の実施の形態について
本実施形態（第１０実施形態）の転がり軸受の構造は、前述の第６実施形態の軸受と同様であるので、図２１を参照しながら説明する。
この転がり軸受５１はＪＩＳ呼び番号６３０３の深溝玉軸受であり、外輪５２がハウジング５８に固定されて固定輪となり、内輪５３はシャフト５７に外嵌されて回転輪となっている。また、外輪５２の軌道面５２ａと内輪５３の軌道面５３ａとの間には、保持器５５により保持された多数の転動体５４が配設され、保持器５５の両側位置の外輪５２と内輪５３との間には、シール部材５６，５６が装着されている。
また、シール部材５６，５６によって囲まれる空間にはグリース５９が封入されている。そして、この転がり軸受５１は、シャフト５７の回転に伴って内輪５３が回転し、この回転による振動，荷重は、シャフト５７から内輪５３及び転動体５４を介して外輪５２の負荷圏に作用する。
内外輪５２，５３は、表３３に示す組成の鋼材で構成されている。すなわち、内外輪５２，５３は、所定の寸法に成形した鋼材に８４０〜９６０℃で焼入れを行い、１６０℃で焼戻しを行った後、研削仕上げ加工を施すことにより製造されている。ただし、比較例６０２，６０３は上記のような焼入れ温度では硬さが得られにくかったため、真空炉を用いて９６０〜１０００℃で焼入れを行った。この内外輪５２，５３の表面粗さは０．０１〜０．０４μｍ程度である。また、転動体５４は、等級２０相当のＳＵＪ２製の鋼球である。
なお、表３３には、内外輪５２，５３の軌道面５２ａ，５３ａの硬さ（ＨＲＣ）と、各合金成分の含有量から計算される前記式Ｃ％≦−０．０５×Ｃｒ％−０．１２×（Ｍｏ％＋Ｖ％＋Ｗ％）＋１．４１の右辺の値（α値）と、を併せて示してある。
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次に、これらの深溝玉軸受について、グリース潤滑下での寿命を評価した結果を説明する。このグリース潤滑寿命試験は、図２３に示すような試験機を使用して行った。そして、エンジン補機における使用を想定して、回転数を所定時間毎（例えば９秒毎）に切り換える（９０００ｍｉｎ−１と１８０００ｍｉｎ−１）急加減速試験とした。
荷重条件は、Ｐ（動等価荷重）／Ｃ（基本動定格荷重）＝０．１０とし、潤滑剤にはウレア系グリースに２質量％の割合で水を混合したものを用いた。そして、１種の軸受について１０個ずつ寿命試験を行い、剥離が生じるまでの時間を測定して、Ｌ１０寿命を求めた。なお、この条件での深溝玉軸受の計算寿命は１３５０時間であるため、試験打ち切り時間を１５００時間とした。そして、１０個の試験軸受すべてが、前記試験打ち切り時間までに剥離が生じなかった場合には、Ｌ１０寿命を１５００時間とした。
表３４に、グリース潤滑寿命試験の結果として、Ｌ１０寿命と、軸受１０個のうち剥離が生じた軸受の個数と、剥離が生じた軌道輪の種類と、を示す。なお、表３４には、被検面積を３００ｍｍ２とした場合の長径１０μｍを超える粗大な炭化物の有無も併せて示してある。
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表３４から分かるように、実施例６０１〜６０７の転がり軸受は、外輪及び内輪を構成する鋼材の組成が前述した本発明の条件を満たし、且つ、転がり寿命に有害な粗大な炭化物もないため、比較例６０１〜６０５の転がり軸受と比較して、高振動，高荷重下で且つ水分が侵入するような条件下においても寿命が優れていた。特に、クロムの含有量が３．５質量％以上で、且つ窒素の含有量が０．０５質量％以上である実施例６０２〜６０７の転がり軸受は、寿命が非常に優れていた。
これに対して、比較例６０１はＳＵＪ２製の転がり軸受であるが、組織変化を伴う早期剥離によって１０個すべての転がり軸受が破損した。また、比較例６０２は、式Ｃ％≦−０．０５×Ｃｒ％−０．１２×（Ｍｏ％＋Ｖ％＋Ｗ％）＋１．４１は満足しているが、窒素が添加されておらず、粗大な共晶炭化物が若干残存しているため、各実施例と比較して寿命が劣っていた。
さらに、比較例６０３は前記式を満足していない場合の例であるが、粗大な共晶炭化物が残存しており、各実施例と比較して寿命が劣っていた。さらに、比較例６０４はクロムの含有量が少ないため、各実施例と比較して寿命が劣っていた。さらに、比較例６０５は、炭素と窒素の合計の含有量が０．５質量％に満たず、十分な焼入れ硬さが得られていないため、各実施例と比較して寿命が劣っていた。
なお、本実施形態においては、外輪（固定輪）と内輪（回転輪）とを同種の鋼材で構成したが、剥離が多発しやすい固定輪についてのみ本発明の条件を満たす鋼で構成し、回転輪及び転動体については通常のＳＵＪ２で構成してもよく、そうすれば、コスト上昇を最低限に抑えつつ従来のものよりも長寿命とすることができる。
次に、ＪＩＳ呼び番号６２０６の深溝玉軸受について、油浴潤滑下での寿命を評価した結果を説明する。この深溝玉軸受の内輪と外輪は、前述のＪＩＳ呼び番号６３０３の深溝玉軸受と同様に、表３３に示す組成の鋼材で構成されている。すなわち、内外輪は、所定の寸法に成形した鋼材に８４０〜９６０℃で焼入れを行い、１６０℃で焼戻しを行った後、研削仕上げ加工を施すことにより製造されている。ただし、比較例６０２，６０３は上記のような焼入れ温度では硬さが得られにくかったため、真空炉を用いて９６０〜１０００℃で焼入れを行った。この内外輪の表面粗さは０．０１〜０．０４μｍ程度である。また、転動体は、等級２０相当の浸炭窒化処理を施したＳＵＪ２製の鋼球である。
この油浴潤滑寿命試験は、図３５に示すような試験機を使用して行った。そして、実際のトランスミッションにおける使用を想定して、回転初期に軸受転動面に異物による噛み込み傷をつけてから行なう試験方法を用いた。
詳細な試験方法を、図３５を参照しながら説明する。図３５に示す寿命試験機は、試験軸受６１の外輪６１ａが取り付けられるハウジング６２と、試験軸受６１の内輪６１ｂが取り付けられる軸６３と、試験軸受６１の内部に潤滑油を供給する給油ノズル６４と、を備えている。
ハウジング６２の全体と、軸６３の基端部以外の部分とは囲い部材６５で覆われており、給油ノズル６４は囲い部材６５の内側の上部に設置されている。また、囲い部材６４の外側の上部には、ハウジング６２を介して試験軸受６１に負荷を与える負荷レバー６６が設置されている。
このような構成から、試験軸受６１は、負荷レバー６６から負荷を受け、給油ノズル６４から潤滑剤を給油されながら、軸６３により回転されるようになっている。油浴潤滑寿命試験の条件は、試験荷重Ｆｒ９６００Ｎ、試験温度１１０℃、回転速度３９００ｍｉｎ−１（内輪回転）とした。
なお、給油ノズル６４には、潤滑油を貯留する油タンク６７が配管６８を介して連結されていて、潤滑油が油タンク６７から給油ノズル６４に供給されるようになっている。また、試験軸受６１に供給された潤滑剤は囲い部材６５内に落ち、囲い部材６５の下部に設けられた廃油管６９を通って油タンク６７に戻されるようになっている。さらに、配管６８の上流側には、潤滑油中の異物を除去するフィルター７０が取り付けられていて、清浄な潤滑剤が給油ノズル６４に供給されるようになっている。
潤滑油としては、最大トラクション係数（μ）が４０℃で０．０９、１００℃で０．０７であり、動粘度が４０℃で３０．８ｍｍ２／ｓ、１００℃で５．３１ｍｍ２／ｓである市販のトラクション油に、水道水を５質量％混合したものを用いた。なお、最大トラクション係数は、２円筒試験機を用いて、周速度４．１ｍ／ｓ、すべり率５％の条件で測定した値である。
まず、油タンク６７中の潤滑油１リットルに、硬さがＨｖ５００で粒径が７４〜１４７μｍのステンレス粉を０．００５ｇ添加して撹拌した。そして、フィルター７０を通すことなくこの潤滑油を試験軸受６１に供給しながら３分間回転させ、試験軸受６１の軌道面に初期圧痕を付けた。
次に、配管６８にフィルター７０を取り付けて、再度、潤滑油を供給しながら試験軸受６１を回転させた。そして、回転中に試験軸受６１に生じる振動を測定し、回転中の振動値が初期振動値の５倍となった時点で試験を中断して、試験軸受６１の軌道面にフレーキングが生じているか否かを調べた。１種の軸受について１０個ずつ寿命試験を行い、剥離が生じるまでの時間を測定してＬ１０寿命を求めた。
なお、この条件での深溝玉軸受の計算寿命は４０時間であるため、試験打ち切り時間はその５倍の２００時間とした。そして、１０個の試験軸受すべてが、前記試験打ち切り時間までに剥離が生じなかった場合には、Ｌ１０寿命を２００時間とした。
表３５に、油浴潤滑寿命試験の結果として、Ｌ１０寿命と、軸受１０個のうち剥離が生じた軸受の個数と、剥離が生じた軌道輪の種類と、を示す。なお、表３５においては、表３３，３４に記載の鋼材と同種の鋼材で構成された軸受に対して、表３３，３４と同一の実施例番号及び比較例番号を付してある。また、表３５には、内外輪の軌道面の硬さ（ＨＲＣ），残留オーステナイト量，及び被検面積を３００ｍｍ２とした場合の長径１０μｍを超える粗大な炭化物の有無も併せて示してある。
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表３５から分かるように、実施例６０１〜６０７の転がり軸受は、外輪及び内輪を構成する鋼材の組成が前述した本発明の条件を満たし、且つ、転がり寿命に有害な粗大な炭化物もなく、さらに、十分な量の残留オーステナイトが存在するため、異物の噛み込み圧痕を起点とした表面起点型剥離と、白色組織の生成に起因した内部起点型剥離との両方が軽減されて長寿命となった。
特に、クロムの含有量が３．５質量％以上で、且つ残留オーステナイト量が１０体積％以上である実施例６０２〜６０７の転がり軸受は、寿命が非常に優れていた。また、クロムの含有量が４質量％以上で、さらにモリブデン，バナジウム，及びタングステンのうち少なくとも１種を含有する実施例６０３〜６０６の転がり軸受は、全く破損しなかった。
これに対して、比較例６０１〜６０５の転がり軸受は上記各実施例と比較して短寿命であった。比較例６０１はＳＵＪ２製の転がり軸受であるが、ほぼ全数の軸受から白色組織が確認された。また、比較例６０２，６０３は、ほぼ全数の軸受が粗大な炭化物又は圧痕を起点として破損した。さらに、比較例６０４は、表面起点で破損したものも確認されたが、一部は白色組織に起因する剥離であり、両者が混在した破損形態を示した。さらに、比較例６０５は十分な硬さも得られておらず、表面起点型剥離と内部起点型剥離とが混在した破損形態を示した。
以上のように、本実施形態の転がり軸受は、粗大な共晶炭化物が存在せず、水素侵入による白色組織への組織変化を抑制でき、白色組織に起因する早期フレーキングを抑制できるので、高振動，高荷重下で且つ水分が侵入するような条件下においても長寿命である。
また、残留オーステナイトが安定して存在しているため、異物による圧痕を起点とする表面起点型剥離も軽減できるので、異物が混入した潤滑下でも長寿命である。
さらに、窒素の効果により焼入れ硬化性に優れ、硬度が高いので、生産性にも優れている。
（ＩＶ）前述の第四の課題を解決する本発明の実施の形態について
以下に、実施例（本発明例）及び比較例の４点接触深溝玉軸受の寿命試験について述べる。なお、実施例及び比較例共に、試験軸受には内径３５ｍｍ，外径５０ｍｍ，幅１２ｍｍの４点接触単列深溝玉軸受を用い、内輪，外輪，転動体は同一の供試材とした。
寿命試験に際し、実施例及び比較例の供試材は、表３６に示す化学成分を有する鋼から作製した。
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なお、表３６中の比較例の供試材であるＩ５〜Ｎ５において、下線を施した数値は、本発明の最適成分範囲を外れているものである。各供試材に対しては、熱処理（８３０〜１０５０℃で２時間焼入れ加熱、油冷却後に１８０〜４６０℃にて焼戻し）を施した。なお、内・外輪、転動体の表面硬さはＨＲＣ５８〜６４、平均残留オーステナイト量γＲは０〜１２％、転動体の表面粗さは０．００３〜０．０１０μｍＲａ、内・外輪の表面粗さは０．０１５〜０．０２０μｍＲａとした。また、軸受軌道面の溝の曲率半径（以降は「溝Ｒ」と記す）は内、外輪ともに転動体の直径の５０．５％〜５６．０％とした。
寿命試験としては、剥離試験と焼付き試験と２種の試験を行った。まず、剥離試験は、図３６に示すようなカーエアコンディショナのコンプレッサを用いて行った。
このカーエアコンディショナのコンプレッサは、図３６に示すように、エンジン動力がクランクプーリ及びベルト（共に図示せず）を介して電磁クラッチプーリ８１に伝達される。伝達されたエンジンの動力は電磁クラッチプーリ８１の端部に形成された摩擦板８２を電磁コイル８３の電磁力により吸着させることにより、コンプレッサ８４に伝達され、該コンプレッサ８４が駆動される。また、コンプレッサ８４の駆動軸を覆うようにハウジング８９から突設された筒部８５には玉軸受８８の内輪８６が固定され、この玉軸受８８の外輪８７が電磁クラッチプーリ８１に圧入されることで、電磁クラッチプーリ８１が回転可能に支持されている。
この玉軸受８８は電磁クラッチプーリ８１を作動させるベルトにより張力がかかり、この張力により玉軸受８８にラジアル荷重が負荷され、電磁クラッチ作動時にはさらにスラスト荷重が加わる。また、エンジン周りの配置等の制限により電磁クラッチプーリ８１と玉軸受８８の相互の軸方向中心位置がずれており、このずれにより玉軸受８８にはモーメント荷重が負荷される。
剥離試験の評価は、上記のような電磁クラッチ実機の筒部８５と電磁クラッチプーリ８１との間に実施例及び比較例の４点接触単列深溝玉軸受を組み込み、下記の条件で行った。すなわち、回転速度は１０００〜１５０００ｍｉｎ−１とし、軸受すきまを５〜１５μｍとした。また、荷重条件はＰ（負荷荷重）／Ｃ（動定格荷重）＝０．１５、試験温度は１５０℃一定にした。潤滑剤には、Ｅグリースを使用した。
このとき、軸受の計算寿命は１２８０時間であるので、試験打ち切り時間を１５００時間とした。そして、振動値が初期振動の５倍まで上昇したら試験を中断し、剥離の有無を確認した。試験は、１種の軸受について各々１０個行ってＬ１０寿命を求めたが、１０個の試験軸受すべてが前記試験打ち切り時間までに剥離を生じなかった場合には、Ｌ１０寿命を１５００時間とした。
また、焼付き試験にも前述のカーエアコンディショナのコンプレッサを用いた。ただし、回転速度は２００００ｍｉｎ−１一定とし、軸受温度を１６０℃、ラジアル荷重を９８Ｎとして、連続的に試験を行った。試験軸受の構成等は、前記剥離試験と同じである。そして、焼付きが生じて軸受外輪温度が１６５℃以上となった場合は試験終了とし、また、１０００時間試験しても軸受外輪温度が１６５℃以上とならなかった場合は試験打ち切りとした。試験は、１種の軸受について各々１０個行った。
剥離試験及び焼付き試験の評価結果を表３７にまとめて示す。
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まず、剥離試験の結果について説明する。
表３７に示すように、実施例７０３，７０５，７０６の軸受は、それぞれ供試材Ｃ５，Ｅ５，Ｆ５から作製したもので、熱処理はずぶ焼きを行なっている。また、実施例７０４は供試材Ｄ５から作製したもので、熱処理は浸炭窒化を行っている。Ｃ量が０．５〜０．８質量％、Ｃｒ量が４．０〜１３．０質量％の範囲であり、且つ、Ｃ％≦−０．０５×Ｃｒ％−０．１２×（Ｍｏ％＋Ｖ％）＋１．４１（＝α値）を満たしている。そのため、寿命試験において、実施例７０３〜７０６は剥離を起こさずＬ１０寿命が１５００時間となった。また、試験後の軌道面の硬度を測定したところ、実施例７０３〜７０６はすべてＨＲＣ６０〜６４であり、軸受鋼として要求される硬さを有していた。
実施例７０１の軸受は供試材Ａ５から作製したものであり、Ｃ量が０．９質量％、Ｃｒ量が２．５質量％である。実施例７０１は長寿命であるが、上記実施例７０３〜７０６と比較してＣｒ量が若干低いために、転動体が自転すべりを起こした場合に発熱した。そして、その発熱により硬度の低下が起こり、軸受１０個中２個に剥離が生じた。事実、軌道面の硬さを測定するとＨＲＣ５９であり、初期の硬さと比較してＨＲＣ３程度低下していた。しかし、後述する比較例、特にＳＵＪ２（Ｃｒ量：１．５質量％）で作製した比較例７０１，７０２と比較すると、３倍以上の長寿命であった。
実施例７０２の軸受は供試材Ｂ５から作製したもので、Ｃ量が１．２質量％、Ｃｒ量が３．０質量％である。この場合は、上記実施例７０３〜７０６と比較してＣｒ量が低いため硬度の低下が起こったことや、Ｃ量が１．２質量％と高いため共晶炭化物が析出したことが原因で、Ｌ１０寿命が１４４０時間となった。
実施例７０７，７０８は供試材Ｇ５，Ｈ５から作製したもので、Ｃ量がそれぞれ０．５０質量％、０．５５質量％、Ｃｒ量がそれぞれ１５．０質量％、１７．０質量％である。実施例７０７，７０８共にＣｒ量が高いため、硬度の低下による寿命の低下は見られなかった。しかし、共晶炭化物が生成したために、共晶炭化物を起点とした剥離を生じ、Ｌ１０寿命がそれぞれ１４２０時間、１２８０時間となった。
比較例７０１〜７０３は供試材Ｉ５（ＳＵＪ２）から作製したもので、熱処理を変化させて平均残留オーステナイト量γＲを１０％，１０％，０％としたものである。比較例７０１〜７０３はいずれもＣｒ量が最適値でないために、転動体と内・外輪との金属接触に起因して発熱し、硬度の低下により寿命が低下した。事実、軸受の軌道面を観察すると研磨目が存在している箇所はなく、また、軌道面の硬度を測定したところ、比較例７０１〜７０３はいずれもＨＲＣ５５以下となっていた。
また、比較例７０１，７０２で平均残留オーステナイト量γＲを１０％と固定し、内・外輪の軌道面の溝Ｒを変化させて寿命への影響を調査したが、ほとんど効果はなかった。また、比較例７０１，７０３で平均残留オーステナイト量γＲの影響を調査したが、この場合においても寿命への影響はほとんどなく、Ｃｒ等の合金成分の最適化が唯一の有効な手段であると考えられる。
比較例７０４は、ＳＵＪ２にＭｏとＶを添加した供試材Ｊ５から作製したものである。この場合においてもＣｒ量が最適値でないために硬度の低下により、短寿命であった。
また、比較例７０５，７０６は供試材Ｋ５から作製したのもで、Ｃ量が０．８質量％、Ｃｒ量が２．０質量％である。この場合においても内・外輪ともに軌道面の溝曲率半径（溝Ｒ）を変え、比較例７０５は内輪の溝Ｒを転動体直径の５０．５％、外輪の溝Ｒを転動体直径の５１．０％とし、比較例７０６は内輪の溝Ｒを転動体直径の５１．５％、外輪の溝Ｒを転動体直径の５６．０％とした。しかし、溝Ｒの影響はほとんどなく、比較例７０５，７０６ともに最適成分範囲と比較してＣｒ量が低いために、それぞれ１０個中７個、１０個中８個の軸受に剥離が生じて短寿命であった。
比較例７０７は供試材Ｌ５から作製したもので、Ｃが０．５５質量％、Ｃｒ量が２０．０質量％、平均残留オーステナイト量γＲが１２％である。Ｃｒ量が多いため、硬度の低下による寿命の低下は見られなかった。しかし、最適成分量と比較してＣｒ量が多すぎるために共晶炭化物が生成し、共晶炭化物を起点として剥離を生じたため、Ｌ１０寿命が７２０時間となった。
比較例７０８は供試材Ｍ５から作製したものでＭｏ量が最適成分範囲を超え、比較例７０９は供試材Ｎ５から作製したものでＣ量が最適成分範囲を超えている。また、比較例７０８，７０９共に、Ｃ量がα値（＝−０．０５×Ｃｒ％−０．１２×（Ｍｏ％＋Ｖ％）＋１．４１）より大きいため、共晶炭化物が生成した。そして、共晶炭化物の周りにおいて応力集中が起こり、その部分を起点としてフレーキングが生じ、Ｌ１０寿命がそれぞれ４１０時間，３５０時間と短寿命であった。しかしながら、ＳＵＪ２と比較してＣｒ量が多いために試験後の硬度の低下は見られず、軌道面の硬度はともにＨＲＣ６２であった。
なお、図３７は、Ｃｒ量と軸受の剥離寿命との関係を示すグラフである。
次に、焼付き試験の結果を述べる。
実施例７０２〜７０７に関しては、Ｃｒを３質量％以上含有しているため、転動体の自転滑りにより発熱が起こる場合においても、軸受として要求される硬さが保たれるので、焼付きが全く起こらなかった。また、平均残留オーステナイト量γＲが多量に存在する場合においても、残留オーステナイトの分解が遅延されて寸歩安定性に優れるので、焼付きが全く起こらなかった。
実施例７０１に関しては、実施例７０２〜７０７と比較してＣｒ量が少ないため、硬さの低下及び軸受寸法の膨張により、軸受すきまが減少して１０個中２個の軸受が焼付きを起こし、Ｌ１０寿命が８９０時間となった。実施例７０８に関しては、Ｃｒを１７．０質量％含有しているため、硬さの低下は見られず、寸法安定性にも優れていた。しかしながら、Ｃｒを多量に含有するため、熱伝導性が低下して軸受温度が上昇し、グリースが劣化して１０個中１個の軸受に焼付きが生じた。
比較例７０１〜７０３は、供試材Ｉ５（ＳＵＪ２）から作製したものである。比較例７０１，７０２は共に８４０℃での焼入れ、１８０℃での焼戻しを行ったもので、比較例７０１は内輪の溝Ｒを転動体直径の５０．５％、外輪の溝Ｒを転動体直径の５２．５％とし、比較例７０２は内輪の溝Ｒを転動体直径の５２．０％、外輪の溝Ｒを転動体直径の５４．０％としたものである。この場合においても、残留オーステナイト量γＲが１０％と高いため寸法変化を引起して焼付きが生じた。また、内・外輪の軌道面の溝Ｒを変化させても焼付き寿命に対しては効果がなく、比較例７０１，７０２のＬ１０寿命はそれぞれ２３０時間、２２０時間であった。
比較例７０３に関しては８４０℃での焼入れ、サブゼロ処理、２４０℃での焼戻しを行い、平均残留オーステナイト量γＲを０％としたものである。この場合においては、ＳＵＪ２から作製したため焼付き試験中に硬さが低下して焼付きが生じ、Ｌ１０寿命が２８０時間であった。
比較例７０４は供試材Ｊ５から作製したのもであるが、ほとんど効果はなく、Ｌ１０寿命は２３０時間であった。
比較例７０５，７０６は供試材Ｋ５から作製したもので、比較例７０５は内輪の溝Ｒを転動体直径の５０．５％、外輪の溝Ｒを転動体直径の５１．０％とし、比較例７０６は内輪の溝Ｒを転動体直径の５１．５％、外輪の溝Ｒを転動体直径の５６．０％としたものである。この場合においてはＣｒが２．０質量％と低いために寸法変化及び硬さの低下により焼付きを生じた。
比較例７０７はＣｒ量が２０質量％であるため、硬度の低下及び寸法変化等は起こらなかった。しかしながら、Ｃｒ量が多すぎるために軸受の熱伝導率が悪くなり、軸受温度が上昇して、グリースの劣化による焼付きが生じた。
また、上記実施例７０１〜７０８及び比較例７０１〜７０７（Ｃ％≦α値）は、剥離寿命及び焼付き寿命に関して、Ｃｒ量の最適成分範囲は２．５〜１７．０質量％である。Ｃｒ量が２．５質量％未満であると、金属接触が生じて発熱が発生した場合に軸受として要求される硬さが得られず剥離を起こし、また、硬さの低下及び寸法安定性の低下により焼付きを起こす。一方、Ｃｒ量が１７．０質量％を超えると、共晶炭化物が生成して剥離が生じるとともに、熱伝導性の低下により焼付きが生じるので寿命が低下する。
更なる軸受の長寿命化のためには、Ｃｒ量を４．０〜１３．０質量％以下にすることが望ましい。なお、熱処理に関しては、ずぶ焼、浸炭、浸炭窒化のいずれによっても同様の熱処理効果が得られるものと考えられる。なお、図３８は、Ｃｒ量と軸受の焼付き寿命との関係を示すグラフである。
また、比較例７０７〜７０９は、Ｃ量がα値よりも大きいために寿命が短かった。
（Ｖ）前述の第五の課題を解決する本発明の実施の形態について
本実施形態においては、転がり軸受の寿命試験として剥離再現試験を行った。剥離再現試験機としては、例えば日本国特許公開公報  平成９年第８９７２４号に記載される急加減速試験機を用いた。そして、例えば９秒程度の所定時間毎に回転速度を９０００ｍｉｎ−１と１８０００ｍｉｎ−１とに切替えるという条件で試験を行った。
また、本発明の実施例及び比較例ともに、試験軸受にはＪＩＳ呼び番号６３０３を用い、軸受隙間を１０〜１５μｍとし、荷重条件をＰ（負荷荷重）／Ｃ（動定格荷重）＝０．１０、試験温度を８０℃一定とした。このとき、該軸受の計算寿命は１３５０時間であるので、試験打ち切り時間を１５００時間とした。そして、振動値が初期振動の５倍まで上昇したら試験を中断し、剥離の有無を確認した。試験は、１種の軸受について各々１０個行ってＬ１０寿命を求めたが、試験打ち切り時間までに１０個全ての軸受について剥離が生じなかった場合は、Ｌ１０寿命は１５００時間とした。
このような剥離試験に際し、軸受の内・外輪の素材には表３８に示す実施例Ａ６〜Ｉ６、比較例Ｊ６〜Ｒ６の供試材を用いて、通常の熱処理（８３０〜１０５０℃で焼入れ加熱、油冷却後に１８０〜４６０℃にて焼戻し）を施して使用した。ただし、このようなずぶ焼入れに限らず、浸炭処理，浸炭窒化処理，高周波焼入れ等を施してもよい。表３８から明らかなように、各実施例Ａ６〜Ｉ６の供試材は、合金の含有成分が全て本発明の推奨範囲内にある。なお、表３８中の下線を施した数値は、合金の含有成分が本発明の前記推奨範囲から外れているものである。
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なお、表３８には、鋼中のＡ系介在物のレーティングナンバー（ＡＳＴＭ  Ｅ４５に規定された方法によるＴｈｉｎタイプのＡ系介在物のレーティングナンバー及びＨｅａｖｙタイプのＡ系介在物のレーティングナンバー）と、各合金成分の含有量から計算される前記式Ｃ％≦−０．０５×Ｃｒ％−０．１２×（Ｍｏ％＋Ｖ％＋Ｗ％）＋１．４１の右辺の値（α値）と、を併せて示してある。
また、転動体はＳＵＪ２（軸受鋼２種）で構成した。さらに、内・外輪、転動体の表面硬さはＨＲＣ５８〜６４、残留オーステナイト量は０〜２０％とした。そして、内外輪の軌道面の中心線平均粗さは０．０１５〜０．０２０μｍＲａとし、転動体の中心線平均粗さは０．００３〜０．０１０μｍＲａとした。
剥離再現試験の結果を表３９に示す。
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表３９から分かるように、実施例の転がり軸受は、鋼の組成，α値，及びＡ系介在物のレーティングナンバーのすべてが本発明の条件を満たしているので、剥離が生じにくく寿命が優れていた。特に、実施例８０４〜８０８の転がり軸受は、剥離が全く生じなかった。
ただし、実施例８０３の転がり軸受は、Ｓ量が若干多く且つＡ系介在物のレーティングナンバーが若干大きいので、試験中に発生した水素とＭｎＳとが化学反応し硫化水素が発生した。そのため、白色組織への組織変化を伴う剥離が生じ、寿命が若干短かった。
また、実施例８０１及び８０２の転がり軸受も、白色組織への組織変化を遅延させる作用を有するＣｒの量が若干少ないため、実施例８０３の場合と同様に剥離が生じて寿命が若干短かった。
さらに、実施例８０９の転がり軸受は、Ｓ量が少なくＣｒ量が多いので白色組織への組織変化は生じにくいが、共晶炭化物が生成したために、それを起点とした剥離が生じて寿命が若干短かった。
一方、比較例８０１の転がり軸受は、ＳＵＪ２製である。Ｓ量及びＡ系介在物のレーティングナンバーは本発明の条件を満たしているものの、Ｃｒ量が少ないため、白色組織への組織変化を遅延させることができず短寿命となった。また、比較例８０２の転がり軸受も、同様な理由で短寿命であった。
また、比較例８０３の転がり軸受は、Ｓ量及びＡ系介在物のレーティングナンバーは本発明の条件を満たしているものの、Ｃｒ量が多すぎるため共晶炭化物が生成した。その結果、共晶炭化物を起点とした剥離が生じて短寿命となった。
さらに、比較例８０４，８０６，及び８０７の転がり軸受は、Ｃｒ量は好適であるがＳ量及びＡ系介在物のレーティングナンバーが本発明の条件を満たしていないので、試験中に発生した水素とＭｎＳとが化学反応し硫化水素が発生した。そのため、白色組織への組織変化を伴う剥離が生じ、短寿命であった。
さらに、比較例８０５の転がり軸受は、Ｃｒ量及びＳ量は好適であるがＡ系介在物のレーティングナンバーが本発明の条件を満たしていないので、比較例８０４，８０６，及び８０７と同様の理由により短寿命であった。
さらに、比較例８０８及び８０９の転がり軸受は、Ｃ量がα値よりも大きいので、共晶炭化物が生成した。その結果、共晶炭化物の近傍部分において応力集中が起こり、その部分を起点としてフレーキングが生じて短寿命となった。
なお、前述の各実施形態は本発明の一例を示したものであって、本発明は本実施形態に限定されるものではない。例えば、本実施形態においては転がり軸受として深溝玉軸受等を例示して説明したが、本発明の転がり軸受は、他の種類の様々な転がり軸受に適用可能であることは勿論である。例えば、アンギュラ玉軸受，自動調心玉軸受，円筒ころ軸受，円すいころ軸受，針状ころ軸受，自動調心ころ軸受等のラジアル形の転がり軸受や、スラスト玉軸受，スラストころ軸受等のスラスト形の転がり軸受である。
産業上の利用可能性
以上のように、本発明の転がり軸受は、固定輪と回転輪とのうち少なくとも固定輪について、その軌道面の表面粗さが前述のような所定の値とされ、且つ、合金成分の含有量が前述のような所定の値とされている。また、本発明の転がり軸受は、導電性物質，ジウレア化合物，金属化合物等の添加剤が配合されたグリースが封入されている。よって、本発明の転がり軸受は、剥離や焼付きが抑制され長寿命である。
【図面の簡単な説明】
図１は、従来のカーエアコンディショナのコンプレッサの構造を示す図である。
図２は、第一の課題を解決する本発明の転がり軸受の一実施形態を示す縦断面図である。
図３は、片持ち型寿命試験装置の概略構成図である。
図４は、ベルト式無段変速機の構成図である。
図５は、軌道面の中心線平均粗さと片持ち型寿命試験装置による試験における寿命時間との関係を示す説明図である。
図６は、軌道面の中心線平均粗さとベルト式無段変速機による試験における寿命時間との関係を示すグラフである。
図７は、Ｃ量とベルト式無段変速機による試験における寿命時間との関係を示すグラフである。
図８は、Ｃｒ量とベルト式無段変速機による試験における寿命時間との関係を示すグラフである。
図９は、オルタネータの構成図である。
図１０は、軌道面の中心線平均粗さと片持ち型寿命試験装置による試験における寿命時間との関係を示す説明図である。
図１１は、軌道面の中心線平均粗さとオルタネータによる試験における寿命時間との関係を示すグラフである。
図１２は、Ｃ量とオルタネータによる試験における寿命時間との関係を示すグラフである。
図１３は、Ｃ量と剥離試験における寿命時間との関係を示すグラフである。
図１４は、Ｃｒ量と剥離試験における寿命時間との関係を示すグラフである。
図１５は、導電性物質量と剥離試験における寿命時間との関係を示すグラフである。
図１６は、導電性物質量と焼付き試験における寿命時間との関係を示すグラフである。
図１７は、軌道面の中心線平均粗さと剥離再現試験における寿命時間との関係を示すグラフである。
図１８は、Ｃｒ量と剥離再現試験における寿命時間との関係を示すグラフである。
図１９は、導電性物質の配合量と剥離試験における寿命時間との関係を示すグラフである。
図２０は、導電性物質の配合量と焼付き試験における寿命時間との関係を示したグラフである。
図２１は、第二の課題を解決する本発明の転がり軸受の一実施形態を示す縦断面図である。
図２２は、外輪の軌道面の中心線平均粗さを測定した結果を示すチャートである。
図２３は、グリース潤滑寿命試験機の構成図である。
図２４は、軌道面のスキューネスと軸受の寿命時間との関係を示すグラフである。
図２５は、Ｃｒ量と軸受の剥離寿命及び焼付き寿命との関係を示すグラフである。
図２６は、グリース中のジウレア化合物の含有量と軸受の焼付き寿命との関係を示すグラフである。
図２７は、グリース中のナフテン酸亜鉛の添加量と軸受の剥離寿命及び防錆性との関係を示すグラフである。
図２８は、グリース中のコハク酸エステルの添加量と軸受の剥離寿命及び防錆性との関係を示すグラフである。
図２９は、グリース中のＺｎＤＴＰの添加量と軸受の剥離寿命及び焼付き寿命との関係を示すグラフである。
図３０は、軌道面の中心線平均粗さと片持ち型寿命試験装置による寿命試験における寿命時間との関係を示すグラフである。
図３１は、軌道面の中心線平均粗さとオルタネータ実機試験による寿命試験における寿命時間との関係を示すグラフである。
図３２は、軌道面の中心線平均粗さと軸受の剥離寿命との関係を示すグラフである。
図３３は、軌道面の凹凸の平均間隔Ｓｍと軸受の剥離寿命との関係を示すグラフである。
図３４は、Ｃｒ量と軸受の剥離寿命との関係を示すグラフである。
図３５は、油浴潤滑寿命試験に用いた試験機の構造を示す概略図である。
図３６は、４点接触深溝玉軸受の寿命試験に用いたカーエアコンディショナのコンプレッサの構造を示す図である。
図３７は、Ｃｒ量と軸受の剥離寿命との関係を示すグラフである。
図３８は、Ｃｒ量と軸受の焼付き寿命との関係を示すグラフである。
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
2003062657.tif 000056
【図９】
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【図１０】
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【図１１】
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【図１２】
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【図１３】
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【図１４】
2003062657.tif 000062
【図１５】
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【図１６】
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【図１７】
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【図１８】
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【図１９】
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【図２０】
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【図２１】
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【図２２】
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【図２３】
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【図２４】
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【図２５】
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【図２６】
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【図２７】
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【図２８】
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【図２９】
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【図３０】
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【図３１】
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【図３２】
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【図３３】
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【図３４】
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【図３５】
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【図３６】
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【図３７】
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【図３８】
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【国際調査報告】
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