(57)【要約】【課題】アルミナ−ジルコニア系セラミックス製の転動体を備える転がり軸受の更なる長寿命化を図り、特に液化天然ガスと接触する装置の回転支持部に好適な転がり軸受を提供する。【解決手段】金属製の軌道輪と、セラミックス製の転動体とを有する転がり軸受において、転動体は、ＺｒＯ２と、Ｙ２Ｏ３、ＳｉＯ２、ＣｅＯ２、ＴｉＯ２、ＣａＯまたはＭｇＯから選ばれる酸化物焼結助剤とを主成分とする第１構成相と、Ａｌ２Ｏ３からなる第２構成相とが、質量比で、第１構成相：第２構成相＝５５：４５〜９５：５の割合であり、かつ、１０〜３０μｍのジルコニア塊の個数が１５個／３００ｍｍ２以下である。【選択図】図１
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
金属製の軌道輪と、セラミックス製の転動体とを有する転がり軸受において、
転動体は、ＺｒＯ２と、Ｙ２Ｏ３、ＳｉＯ２、ＣｅＯ２、ＴｉＯ２、ＣａＯまたはＭｇＯから選ばれる酸化物焼結助剤とを主成分とする第１構成相と、Ａｌ２Ｏ３からなる第２構成相とが、質量比で、第１構成相：第２構成相＝５５：４５〜９５：５の割合であり、かつ、１０〜３０μｍのジルコニア塊の個数が１５個／３００ｍｍ２以下であることを特徴とする転がり軸受。
【請求項２】
第１構成相の酸化物焼結助剤の含有量が、第１構成相に対して３ｍｏｌ％〜１０ｍｏｌ％であることを特徴とする請求項１記載の転がり軸受。
【請求項３】
−２００℃〜−５０℃環境下での各温度における線膨張係数比（転動体／軌道輪）が０．６〜０．８であり、かつ、
転動体におけるアルミナ粒子及びジルコニア粒子の各平均結晶粒径が０．５μｍ以下で、アスペクト比（ａ：長径部長さ、ｂ：短径部長さ）が０．４≦ｂ／ａ≦０．８であることを特徴とする請求項１または２記載の転がり軸受。
【請求項４】
液化天然ガスと接触する装置の回転支持部に使用されることを特徴とする請求項１〜３の何れか１項に記載の転がり軸受。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、セラミックス製の転動体を備える転がり軸受に関する。
【背景技術】
【０００２】
低温での液化天然ガス（メタン、エタン、液体水素、窒素）や水環境中など、潤滑条件の良くない環境下において使用される転がり軸受の転動体として、窒化珪素製の転動体が採用される場合がある。窒化珪素は、転動体の素材として一般的に採用される鋼に比べて耐摩耗性や耐食性に優れる。このため、潤滑条件の良くない環境下における機械性能向上を目的として、近年は窒化珪素を使用するケースが増加している。
【０００３】
しかし、窒化珪素はコスト高という問題点と、鋼材料よりもヤング率が高いために、軸受の転動体に用いた際、面圧が高くなり、相手材である鋼の寿命を低下させてしまう。また、線膨張係数が鋼に対して低いので、ラジアル隙間が減少し、トルク上昇して焼付きが発生しやすいという問題があった。
【０００４】
このような問題に対して、アルミナ系セラミックスで転動体を形成して低コスト化を図ったり、更にはアルミナとジルコニアとを複合化したセラミックス材料で転動体や軌道輪を形成することも行われている。例えば、特許文献１では、アルミナとジルコニアからなる複合セラミック材料を転動体、軌道輪に用いることでアルミナの靭性を向上し、転動寿命を向上させている。しかし、結晶粒径についての規定がなく、転動体材料としては十分な寿命を確保できない可能性がある。セラミック転動体材料の寿命の決定的な支配要因は欠陥であり、材料の組成の規定、結晶粒度を微細にしても長寿命化の効果は必ずしも最適にはならない。
【０００５】
また、特許文献２でもアルミナとジルコニアからなる複合セラミック材料を転動体に用いているが、材料組成に関する詳細な記述がなく、組成によっては線膨張係数が鋼と大きく異なることがある。また、粒径・欠陥に関する規定もなく、安定した転がり寿命を確保することが困難になる可能性もある。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００６】
【特許文献１】特開２００２−５１８０号公報
【特許文献２】特開２００７−１２７２７７号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００７】
本発明はこのような状況に鑑みてなされたものであり、アルミナ−ジルコニア系セラミックス製の転動体を備える転がり軸受の更なる長寿命化を図り、特に液化天然ガスと接触する装置の回転支持部に好適な転がり軸受を提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【０００８】
上記課題を解決するために本発明は、下記の転がり軸受を提供する。
（１）金属製の軌道輪と、セラミックス製の転動体とを有する転がり軸受において、
転動体は、ＺｒＯ２と、Ｙ２Ｏ３、ＳｉＯ２、ＣｅＯ２、ＴｉＯ２、ＣａＯまたはＭｇＯから選ばれる酸化物焼結助剤とを主成分とする第１構成相と、Ａｌ２Ｏ３からなる第２構成相とが、質量比で、第１構成相：第２構成相＝５５：４５〜９５：５の割合であり、かつ、１０〜３０μｍのジルコニア塊の個数が１５個／３００ｍｍ２以下であることを特徴とする転がり軸受。
（２）第１構成相の酸化物焼結助剤の含有量が、第１構成相に対して３ｍｏｌ％〜１０ｍｏｌ％であることを特徴とする上記（１）記載の転がり軸受。
（３）−２００℃〜−５０℃環境下での各温度における線膨張係数比（転動体／軌道輪）が０．６〜０．８であり、かつ、
転動体におけるアルミナ粒子及びジルコニア粒子の各平均結晶粒径が０．５μｍ以下で、アスペクト比（ａ：長径部長さ、ｂ：短径部長さ）が０．４≦ｂ／ａ≦０．８であることを特徴とする上記（１）または（２）記載の転がり軸受。
（４）液化天然ガスと接触する装置の回転支持部に使用されることを特徴とする上記（１）〜（３）の何れか１項に記載の転がり軸受。
【発明の効果】
【０００９】
本発明の転がり軸受で用いる転動体は、特定の焼結助剤を用いることにより、ジルコニアの破壊靭性値を最適にできる部分安定化ジルコニアの状態にすることができ、アルミナの緻密化を促進する効果が得られる。また、粗大なジルコニア塊の発生が抑えられる。そのため、はく離の発生が抑制されて長寿命となる。
【００１０】
また、低温（−２００〜−５０℃）環境下における転動体と軌道輪との線膨張係数が近く、ラジアル隙間の減少や、トルク上昇、焼付きが窒化珪素よりも抑制され、軸受の滑らかな長期稼働が実現できる。
【００１１】
更には、アルミナ粒子及びジルコニア粒子が微細であるため、単斜晶の発生を抑えて曲げ強度・転がり寿命を向上でき、アスペクト比を規定範囲内にすることにより耐摩耗性、破壊靭性を同時に確保できる。
【００１２】
このように、本発明の転がり軸受は低温環境下での作動時のトルク上昇を抑制でき、滑らかな回転が長期にわたり維持できるため、特に液化天然ガスと接触する装置の回転支持部に好適である。
【図面の簡単な説明】
【００１３】
【図１】本発明の転がり軸受の一例を示す断面図である。
【図２】焼結助剤（イットリアまたはセリア）の添加量と曲げ強度との関係を示すグラフである。
【図３】アルミナ添加量と寿命比との関係を示すグラフである。
【図４】表３に示す各材料の温度毎の線膨張係数を示すグラフである。
【図５】線膨張係数比（玉／内外輪）と摩擦トルクとの関係を示すグラフである。
【図６】コード法による平均結晶粒径の算出方法を説明するための模式図である。
【図７】ジルコニア粒子及びアルミナ粒子の平均結晶粒径と、曲げ強度との関係を示すグラフである。
【図８】粒子のアスペクト比を説明するための模式図である。
【図９】粒子のアスペクト比と破壊靭性値との関係を示すグラフである。
【図１０】１０〜３０μｍのジルコニア塊の３００ｍｍ２当りの個数と、寿命比との関係を示すグラフである。
【図１１】実施例で得られた、セリア添加量と曲げ強度との関係を示すグラフである。
【図１２】実施例で得られた、アルミナ添加量と寿命比との関係を示すグラフである。
【図１３】実施例で得られた、線膨張係数比（玉／内外輪）と摩擦トルクとの関係を示すグラフである。
【図１４】実施例で得られた、粒径と曲げ強度との関係を示すグラフである。
【図１５】実施例で得られた、粒子のアスペクト比と破壊靭性値との関係を示すグラフである。
【図１６】実施例で得られた、１０〜３０μｍのジルコニア塊の３００ｍｍ２当りの個数と、寿命比との関係を示すグラフである。
【発明を実施するための形態】
【００１４】
以下、本発明に関して図面を参照して詳細に説明する。
【００１５】
本発明において、転がり軸受の構造には制限はなく、例えば図１に断面図で示すような玉軸受を例示することができる。図示される玉軸受は、外輪１と内輪２との間に、玉３が転動自在に介装してあり、玉３は保持器４により所定間隔に維持するようになっている。外輪１及び内輪２の両側部には、それぞれシール溝１１，１２が形成しており、外輪１のシール溝１１には、芯金部材２１と一体化したシール部材２０が装着されており、シールリップ２２の接触面２２ａが内輪２のシール溝１２に接触するように構成されている。また、内輪２とシールリップ２２との間の空間ｓに潤滑剤が封入される。
【００１６】
本発明では、玉３を後述する特定のアルミナ−ジルコニア製とし、外輪１及び内輪２をＳＵＪ２鋼、ＳＵＳ鋼、１３Ｃｒ鋼、ＳＵＳ４４０Ｃ鋼等の金属製とする。そのため、外輪１及び内輪２と、玉３とが金属接触にならず、金属凝着による損傷を防止することもできる。
【００１７】
玉３はアルミナ−ジルコニア製であるが、ジルコニア成分（第１構成相）は、ジルコニア（ＺｒＯ２）と、イットリア（Ｙ２Ｏ３）、シリカ（ＳｉＯ２）、セリア（ＣｅＯ２）、チタニア（ＴｉＯ２）、カルシア（ＣａＯ）またはマグネシア（ＭｇＯ）から選ばれる酸化物焼結助剤とを主成分とする。また、アルミナ成分（第２構成相）との割合は、質量比で、第１構成相：第２構成相＝５５；４５〜９５：５である。この比率範囲にすることにより、長寿命化を図ることができる。
【００１８】
アルミナとジルコニアの異種セラミック粉末を複合化させることで粒子同士の拡散、成長が抑制され、粒子の緻密化が促進されるため、玉３として使用したときの長寿命化が達成される。また、応力が作用した際に、ジルコニアの相転移（正方晶⇒単斜晶）によるアルミナ粒子への圧縮応力が負荷され、亀裂進展が防止される。
【００１９】
ジルコニアは、焼結から室温まで冷却した際に正方晶⇒単斜晶への変態による体積膨張に伴い、クラックが発生して材料強度が低下する問題がある。そこで、正方晶を室温でも準安定的に存在させた部分安定化ジルコニアの状態とするため、上記した特定の酸化物焼結助剤を添加する。特に、シリカ及びセリアを用いることにより、高い温度安定性が得られる。
【００２０】
（酸化物焼結助剤の添加量の検証）
第１構成相における酸化物焼結助剤の添加量を検討するために、下記試験を行った。
【００２１】
表１に示すように、ジルコニア−イットリアのイットリア添加量、またはジルコニア−セリアのセリア添加量を変えてテストピース（ＴＰ）となる各ロット（Ｎ＝１０）作製した。なお、材料成分は同一粉末ロットのＴＰを用いてＩＣＰ発光分析法で測定した。
【００２２】
【表１】
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【００２３】
そして、下記に示す条件で低温曲げ強度試験を実施し、各ロットでの平均強度を求めた。
＜曲げ強度試験条件＞
・試験温度：−１９６℃（冷媒：液体窒素）
・３点曲げ試験
・ＪＩＳ  Ｒ１６０１に準拠して実施
【００２４】
結果を図２に示すが、焼結助剤であるイットリアまたはセリアの添加量が３〜１０ｍｏｌ％の範囲であれば曲げ強度が最適になる。しかし、３ｍｏｌ％未満または１０ｍｏｌ％超では曲げ強度が低下している。これは、３ｍｏｌ％未満ではジルコニアの結晶構造の単斜晶が残存しているため強度が劣化した状態となっていること、一方１０ｍｏｌ％超では正方晶が完全に安定な状態となり、応力が負荷された際の相転移（正方晶⇒単斜晶）による応力緩和効果が発現されないためである。
【００２５】
このことから、酸化物焼結助剤の添加量が３〜１０ｍｏｌ％の場合に最適な曲げ強度が得られることがわかる。但し、セリアは、添加量が２．２〜１２ｍｏｌ％でも曲げ強度が高くなっているため、セリアの添加量は２．２〜１２ｍｏｌ％が好ましい。また、セリア以外の上記した酸化物焼結助剤でも、添加量が３〜１０ｍｏｌ％の範囲が好ましい。
【００２６】
（第１構成相と第２構成相との割合の検証）
第１構成相と第２構成相との割合について検討するため、表２に示すようにアルミナ原料粉末の添加量を変えて試作球を作製した。なお、ジルコニアの酸化物焼結助剤はセリアを３ｍｏｌ％とした。
【００２７】
【表２】
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【００２８】
そして、下記に示す試験条件で各ロットの試作球の寿命試験をそれぞれ１０回（Ｎ＝１０）行い、各ロットのＬ１０寿命を求めた。
＜転がり寿命試験条件＞
・荷重：４４１０Ｎ
・玉サイズ：３／８ｉｎ
・玉数：３球
・回転数：１０００ｍｉｎ−１
・軸受：５１３０５
・内輪・外輪：ＳＵＳ４４０Ｃ
・潤滑：ＲＯ６８油浴潤滑
【００２９】
結果を図３に示すが、アルミナ添加量が５〜４５質量％の場合に計算寿命を満足しており、寿命の向上効果が大きいことがわかる。これは複合化による粒子成長の抑制、また残留圧縮応力の効果などが原因としてあげられる。
【００３０】
（−２００−５０℃における各温度の線膨張係数比（転動体／軌道輪）の検証）
表３に示すように、窒化珪素の線膨張係数は、一般的なステンレス軸受鋼であるＳＵＳ４４０Ｃの線膨張係数に比べて３分の１から４分の１程度と低いため、ラジアル隙間が減少し、トルク上昇して軸受が滑らかに回転しないという可能性があった。そこで、玉３の線膨張係数を内外輪の金属材料の線膨張係数に近づけ、具体的には０．６〜０．８にすることにより、低トルクで、滑らかな回転を実現させる。特に、液体天然ガスと接触する装置への適用を考慮して、−２００−５０℃の低温環境下における線膨張係数比を０．６〜０．８の範囲にする。
【００３１】
玉３の線膨張係数は、ジルコニアとアルミナとの配合割合によって異なるため、表３に示すように、ジルコニア（酸化物焼結助剤はセリア３ｍｏｌ％）とアルミナとの配合割合の異なるテストピースを作製した。そして、ＪＩＳ  Ｒ１５１６に準拠して各温度における線膨張係数を測定した。また、内外材料としてＳＵＳ４４０Ｃを想定し、ＳＵＳ４４０Ｃの各温度の線膨張係数を測定した。更に、比較のために、窒化珪素の各温度における線熱膨張係数を測定した。それぞれの材料の各温度における線膨張係数を表３及び図４に示す。また、−５０〜−２００℃における、ＳＵＳ４４０Ｃに対する線膨張率係数比を表４に示す。
【００３２】
【表３】
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【００３３】
【表４】
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【００３４】
表４に示すように、各温度での線膨張係数比は、材料ごとにある一定の範囲に落ち着くことがわかる。
【００３５】
また、ＳＵＳ４４０Ｃ製の内外輪に、表５に示す材料からなる玉を組み込み、下記に示す試験条件にて一定時間（３００ｈｒ）軸受を稼働させた後にトルク測定を行った。
＜試験条件＞
・軸受：６２０６
・潤滑：液体窒素循環供給
・試験時間：３００ｈｒ
・回転数：３９００ｍｉｎ−１
・玉数：９球
・内輪・外輪：ＳＵＳ４４０Ｃ
【００３６】
【表５】
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【００３７】
結果を表５及び図５に示すが、線膨張係数比が０．６〜０．８の範囲であれば、摩擦トルクは０．２Ｎ・ｍ未満の低いレベルに落ち着く。これに対し線膨張係数比が０．６未満で、線膨張係数比が小さくなるのに従ってトルクが上昇している。また、線膨張係数比は１．０に近づくことが望ましいが、本発明材料で達成しうる線膨張係数の上限レベルが８．５×１０−６／℃であることから、線膨張係数比は０．８を上限とした。
【００３８】
（アルミナ粒子及びジルコニア粒子の平均結晶粒径の検証）
ジルコニア（セリア３ｍｏｌ％)：アルミナ＝７０：３０の組成からなるテストピース（Ｎ＝１０）を作製した。その際、製造条件を調整して、表６に示すように、アルミナ粒子及びジルコニア粒子の平均結晶粒径を制御した。粒径の測定は、大気雰囲気中、１３００℃×２ｈｒの熱処理を行い、テストピース表面に結晶粒界を現出させ、日本電子（株）製のＳＥＭを用いて１００００倍で写真を撮影した。粒径はテストピース表面の任意の位置で、図６に示すようにコード法に基づいて合計３０μｍとなるように１０μｍの線を３本任意に引き、結晶粒と線との交点をカウントして、平均結晶粒径を算出した。
【００３９】
また、下記に示す条件にて低温曲げ強度試験を行い、各テストピースの平均曲げ強度を測定した。
＜曲げ強度試験条件＞
・試験温度：−１９６℃（冷媒：液体窒素）
・３点曲げ試験
・ＪＩＳ  Ｒ１６０１に準拠して実施
【００４０】
【表６】
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【００４１】
結果を表６及び図７に示すが、粒径が微細であるほど曲げ強度が向上し、粒径が０．５μｍ以下で曲げ強度が飽和して最適な状態となる。これは、微細化によって粒子全体の表面積が増大し、粒界強度が上昇して粒界に作用する応力を緩和できるためである。
【００４２】
（粒子のアスペクト比の検証）
平均結晶粒径が０．５μｍであるジルコニア（セリア３ｍｏｌ％)：アルミナ＝８０：２０の組成で、表７に示すように、粒子のアスペクト比を変化させた種々のテストピースを作製した。なお、アスペクト比は、図８に示すように、粒子の長径部の長さをａ、短径部の長さをｂとし、（ｂ／ａ）をアスペクト比と定義する。そして、断面を鏡面研磨し、ＪＩＳ−Ｒ１６０７に規定されるＩＦ法により破壊靭性値を測定した。破壊靭性値の測定試験条件、また、靭性値の算出に用いたＮｉｉｈａｒａの式を下記に示す。
＜破壊靭性値測定条件＞
・試験条件：荷重１９６Ｎ、保持時間３０秒
・Ｎｉｉｈａｒａの式：
Ｋｃ＝１０．４・Ｅ０．４・Ｐ０．６・ａ０．８・Ｃ−１．５
（ここで、Ｋｃ：破壊靭性値（ＭＰａ・ｍ１/２）、Ｅ:ヤング率（ＧＰａ）、ａ：圧痕の対角線長さの平均の半分（μｍ）、Ｐ:押込荷重（ｋｇｆ）、Ｃ：クラック長さの平均の半分（μｍ）である。）
【００４３】
【表７】
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【００４４】
結果を表７及び図９に示すが、アスペクト比が０．４以上０．８以下であれば、破壊靭性値７．０ＭＰａ・ｍ１／２以上を確保できる。これは、粒径の形状が円に近い等軸の結晶粒よりも、異方性を持った結晶粒のほうがクラックを迂回させる効果が発現されるためである。
【００４５】
（１０〜３０μｍのジルコニア塊の個数の検証）
ジルコニア（セリア３ｍｏｌ％）：アルミナ＝８０：２０の組成からなるセラミック球を試作し、転がり寿命試験を行ったところ、計算寿命未達で短寿命はく離が発生した。はく離の起点を解析したところ、ジルコニア塊が起点であった。そこで、ジルコニア塊の発生を抑制できれば、寿命を改善できると考え、粉砕条件をそれぞれ変更してジルコニア塊の分布の異なる種々のロット球を試作した。なお、ジルコニア塊の粒径は、光学顕微鏡を用いて２００倍でサーチし、１０００倍で写真を撮影してその粒径を測定した。また、ジルコニア塊の視認性の問題から全数検査は困難であったため、抜取検査で寿命に有害なジルコニア塊の個数を予測するべく、統計的な手法により抜取検査面積を３００ｍｍ２と算出した。そして、この面積中で出現頻度の高いサイズであった１０〜３０μｍの塊に着目すれば、製造条件の違いによるジルコニア塊のレベルを正しく把握できることがわかった。表８に、１０〜３０μｍのジルコニア塊の３００ｍｍ２当りの個数を示す。
【００４６】
また、下記に示す試験条件にて各ロット球の寿命試験をそれぞれＮ＝１０行い、各ロット球のＬ１０寿命を求めた。
＜転がり寿命試験条件＞
・荷重：４４１０Ｎ
・玉サイズ：３／８ｉｎ
・玉数：３球
・回転数：１０００ｍｉｎ−１
・軸受：５１３０５
・内輪・外輪：ＳＵＳ４４０Ｃ
・潤滑：ＲＯ６８油浴潤滑
【００４７】
【表８】
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【００４８】
図１０に示すように、１０〜３０μｍのジルコニア塊の３００ｍｍ２当たりの個数が１５個以下であれば、Ｌ１０寿命は計算寿命以上であり、安定して長寿命を達成できる。
【実施例】
【００４９】
上記の結果を基に下記実施例を行ったが、本発明はこれにより何ら制限されるものではない。
【００５０】
第１構成相としてジルコニア及びセリア、第２構成相としてアルミナからなるセラミックスからなる３／８ｉｎの転動体を作製した。第１構成相と第２構成相との割合は、表９に示すとおりである。また、比較のために、窒化珪素による３／８ｉｎの転動体を作製した（比較例４）。
【００５１】
また、内輪及び外輪はＳＵＳ４４０Ｃ製として試験軸受を組み立て、下記の条件にて低温曲げ強度測定、転がり寿命試験、線膨張係数測定、粒径測定、破壊靭性値測定、低温環境転がりトルク測定を行った。それぞれの結果を表９、並びに図１１〜図１６にグラフ化して示す。
【００５２】
（曲げ強度試験条件）
・試験温度：−１９６℃（冷媒：液体窒素）
・３点曲げ試験
・ＪＩＳ  Ｒ１６０１に準拠して実施
【００５３】
（転がり寿命試験条件）
・荷重：４４１０Ｎ
・玉サイズ：３／８ｉｎ
・玉数：３球
・回転数：１０００ｍｉｎ−１
・軸受：５１３０５
・内輪・外輪：ＳＵＳ４４０Ｃ
・潤滑：ＲＯ６８油浴潤滑
【００５４】
（破壊靭性値測定条件）
・ＪＩＳ  Ｒ１６０７に準拠して実施
・玉サイズ：３／８ｉｎ
・試験条件：荷重１９６Ｎ、保持時間３０秒
・Ｎｉｉｈａｒａの式：
Ｋｃ＝１０．４・Ｅ０．４・Ｐ０．６・ａ０．８・Ｃ−１．５）
（ここで、Ｋｃ：破壊靭性値（ＭＰａ・ｍ１/２）、Ｅ:ヤング率（ＧＰａ）、ａ：圧痕の対角線長さの平均の半分（μｍ）、Ｐ:押込荷重（ｋｇｆ）、Ｃ：クラック長さの平均の半分（μｍ）である。）
【００５５】
（線膨張係数測定）
・熱機械分析装置による、ＪＩＳ  Ｒ１６１８に準拠
【００５６】
（低温環境転がりトルク測定）
・軸受：６２０６
・潤滑：液体窒素循環供給
・試験時間：３００ｈｒ
・回転数：３９００ｍｉｎ−１
・玉数：３球
・内輪・外輪：ＳＵＳ４４０Ｃ
【００５７】
【表９】
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【００５８】
実施例が示すように、酸化物焼助剤としてセリアを用い、第１構成相（ジルコニア）：第２構成相（アルミナ）＝５５；４５〜９５：５の割合であり、かつ、１０μｍ以上のジルコニア塊の個数が５個／３００ｍｍ２以下である転動体を備えることにより、高強度、長寿命及び低トルクとなる。特に、実施例１〜１０では、２２００ＭＰａ前後の曲げ強度及び７．０ＭＰａ・ｍ１／２以上の破壊靭性値が得られており、特に好ましい。
【００５９】
但し、実施例１４〜１６のように、平均結晶粒径が０．５μｍ超になると曲げ強度が最適にはならない。また、実施例１７〜１９のように、粒子のアスペクト比が０．８超になると破壊靭性値が最適にはならない。
【００６０】
これに対し、比較例１〜4のように、材料組成が本発明範囲外であれば、曲げ強度は最適なものにはならない。また、比較例２〜４に示すように、低温領域での線膨張係数の比が０．６未満であれば摩擦トルクが増大する。更に、比較例５〜７に示すように、１０〜３０μｍのジルコニア塊の個数が３００ｍｍ２当たり１５個より多くなると寿命は計算寿命に満たない。
【００６１】
以上の結果が示すように、本発明の転がり軸受は、低温環境下での特性にも優れることから、液化天然ガス用転がり軸受として好適である。
【符号の説明】
【００６２】
１  外輪
２  内輪
３  玉
４  保持器
２０  シール部材
２１  芯金部材
２２  シールリップ
２２ａ  接触面
【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】
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【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】
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【図１５】
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【図１６】
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