(57)【要約】【課題】高速回転に伴う発熱量を抑制して焼付きを防止し、転がり疲労寿命を長くすることができるとともに低コスト化を図ることのできる玉軸受を提供する。【解決手段】内側軌道溝１５の幅方向断面の曲率半径を玉１３の直径Ｄａに対して０．５３５Ｄａ〜０．５４５Ｄａに設定するとともに、外側軌道溝１６の幅方向断面の曲率半径を玉１３の直径Ｄａに対して０．５１５Ｄａ〜０．５４５Ｄａに設定し、かつ内側軌道溝１５および外側軌道溝１６に対する玉１３の接触角度を１７°〜２６°に設定するとともに、玉１３の直径を軸受断面高さＨ（外輪１２の外径から内輪１１の内径を差し引いた値の１／２）に対して０．４Ｈ〜０．５６Ｈに設定する。【選択図】　図１
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
外周面に内側軌道溝を有する内輪と、前記内側軌道溝に対向する外側軌道溝を内周面に有する外輪と、前記内側軌道溝と前記外側軌道溝との間に配設された複数の玉とを備えてなり、前記内側軌道溝および前記外側軌道溝の幅方向断面を円弧状に形成した玉軸受であって、
前記内側軌道溝の幅方向断面の曲率半径をＲｉ、前記外側軌道溝の幅方向断面の曲率半径をＲｏ、前記玉の直径をＤａ、前記外輪の外径から前記内輪の内径を差し引いた値の１／２を軸受断面高さＨとしたとき、前記内側軌道溝の幅方向断面の曲率半径をＲｉ＝０．５３５Ｄａ〜０．５４５Ｄａに設定するとともに、前記外側軌道溝の幅方向断面の曲率半径をＲｏ＝０．５１５Ｄａ〜０．５４５Ｄａに設定し、かつ前記内側軌道溝および前記外側軌道溝に対する前記玉の接触角度を１７°〜２６°に設定するとともに、前記玉の直径をＤａ＝０．４Ｈ〜０．５６Ｈに設定したことを特徴とする玉軸受。
【請求項２】
前記玉をセラミックで形成したことを特徴とする請求項１記載の玉軸受。
【請求項３】
前記内輪および前記外輪のうち少なくとも一方は、重量比Ｃを０．２〜１．２％、Ｓｉを０．４〜１．５％、Ｍｏを０．５〜１．５％、Ｃｒを０．５〜２．０％、残部Ｆｅ及び不可避的不純物元素を含有する鉄鋼材料からなり、かつ浸炭窒化処理を施すことにより、表面炭素濃度が０．８〜１．３％の範囲に設定されていると共に、表面窒素濃度が０．２〜０．８％の範囲に設定されていることを特徴とする請求項２記載の玉軸受。
【請求項４】
予圧荷重を負荷されて使用されることを特徴とする請求項１乃至３のいずれかに記載の玉軸受。
【請求項５】
ｄｍｎ１００万以上で使用されることを特徴とする請求項４記載の玉軸受。
【請求項６】
工作機械主軸用スピンドルに使用されることを特徴とする請求項４又は５記載の玉軸受。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、各種の工作機械などに用いられる玉軸受に関する。
【０００２】
【従来の技術】
近年、各種の工作機械は、その生産性を向上させるために、マシニングセンタを中心として、主軸の回転や周辺機器の送りにおいて高速化が進んでいる。これに伴い、前述した主軸や周辺機器の回転軸等を支持する軸受として用いられる玉軸受も高速化を余儀なくされているため、高速化に伴う様々な要求、例えば発熱量の低減、温度上昇の抑制、焼付きの防止、高剛性の確保などが玉軸受に求められている。
【０００３】
従来、この種の玉軸受は、リング状に形成された内輪と、この内輪の外周に同心円状に配置された外輪と、この外輪と内輪との間に転動自在に組み込まれた複数の玉とを備えており、内輪の外周面には内側軌道溝が形成されている。この内側軌道溝は外輪の内周面に形成された外側軌道溝と対向しており、これらの軌道溝は幅方向断面が円弧状に形成されている。
【０００４】
このような玉軸受は、内輪または外輪の回転に伴って玉が軌道溝上を転動すると摩擦熱が玉と軌道溝との間に発生する。このような玉軸受の回転に伴う発熱量は、内輪及び外輪それぞれの軌道溝と玉との接触面における接触圧力と前述した溝と玉の接触面における滑り速度の積が小さいほど低い値を示すことが明らかとなっている。
【０００５】
前述した従来の玉軸受は、玉の直径をＤａとすると内側軌道溝および外側軌道溝の幅方向断面の曲率半径が０．５２Ｄａ程度に設定されているとともに、軸受断面高さ（外輪の外径から内輪の内径を差し引いた値の１／２）をＨとすると玉の直径がＤａ＝０．５７Ｈ程度に設定されている。
さらに、玉に作用する遠心力を軽減するために、玉の直径をＤａ＝０．４０Ｈ〜０．５０Ｈに設定した玉軸受や、あるいはジャイロモーメントを軽減するために、内側軌道溝および外側軌道溝に対する玉の接触角度を１５°とした玉軸受などが商品化され使用されている。
【０００６】
工作機械主軸の支持用玉軸受は、微量油潤滑下において、高速回転で用いられることが多い。このため、油膜破断が生じ易く、軸受の温度上昇や遠心力の影響により玉と軌道溝との接触面圧が増大することがある。
一方、前述した高速化によって、玉軸受には焼付きがより生じ易くなる。この焼付きを防止するために、従来、玉軸受の潤滑は、グリース潤滑などの微量油潤滑から潤滑油を霧状にして軸受に吹付けるオイルミスト潤滑、微量の潤滑油を定量ピストンで間欠的に吐出し、ミキシングバルブによって圧縮空気中に潤滑油を引き出し、連続的な流れとして軸受に供給するオイルエア潤滑へと変化してきた。
【０００７】
さらに、一つまたは複数のノズルから潤滑油を軸受内部に一定の圧力で噴射するジェット潤滑や、内側軌道溝に設けたノズルから潤滑油を軸受内部に供給するアンダーレース潤滑などの大流量潤滑へと潤滑方法が変わってきた。前述したように、潤滑方法を微量油潤滑から大流量潤滑へと変更することによって、軸受内に十分な潤滑油を供給し、軸受の焼付きを抑制して長寿命化を図ってきた。
【０００８】
また、玉軸受などの転がり軸受は、互いに同軸上に並設されて用いられることがある。このとき、各軸受の軸方向の相対位置が使用中でも変化しないように、従来から間座などを用いた定位置予圧によって、各軸受間に隙間が生じないようにしていた。
しかし、軸受の高速回転に伴う遠心力や温度上昇で定位置予圧による予圧荷重が過大になることによって玉と軌道溝との接触面圧が増大し、焼付きが生じ易くなる。そこで、温度変化を伴っても、バネや空圧、油圧を用いて軸受間の荷重を略一定に保つ定圧予圧を用いて、軸受の焼付きを抑制して長寿命化を図ってきた。
【０００９】
さらに、玉軸受の剛性を確保し、高速回転に伴う遠心力や温度上昇（内輪と外輪の温度差による影響）による予圧の増加を軽減するために、予圧切替スピンドルも使用されている。
また、軸受の仕様面では、例えば、
▲１▼ＰＶ値（Ｐ；接触面圧、Ｖ；滑り速度）や発熱を抑えるために、内側軌道溝の幅方向断面の曲率半径を外側軌道溝の幅方向断面の曲率半径よりも大きく設定したもの（特許文献１参照）、
▲２▼上記の内容に加え、内輪および外輪のうち少なくとも一方が重量比でＣを０．２〜１．２％、Ｓｉを０．７〜１．５％、Ｍｏを０．５〜１．５％、Ｃｒを０．５〜２．０％、残部Ｆｅ及び不可避的不純物元素を含有する鉄鋼材料からなり、かつ浸炭窒化処理した後に焼入れ焼戻し処理することにより、表面炭素濃度を０．８〜１．３％とし、かつ表面窒素濃度を０．２〜０．８％とした低摩擦材料を使用してさらなる低発熱化を図ったもの（特許文献２参照）、
▲３▼ＰＶ値と発熱を抑えるために、内側軌道溝の幅方向断面の曲率半径を外側軌道溝の幅方向断面の曲率半径よりも大きく設定し、さらに玉径と玉数の関係より剛性、発熱、ＰＶ値の最適なパラメータを導き出すようにしたもの（特許文献３参照）、
▲４▼内輪の放熱性を良くして外輪との温度差を軽減するために、内輪の幅を外輪の幅より大きく設定し、さらに玉のピッチ円径ＰＣＤ（（内輪内径＋外輪外径）／２）を従来の軸受より小さく設定することにより玉の自転及び公転速度を下げ、軸受の発熱を低減させたもの（特許文献４参照）、
▲５▼温度上昇を低減させるために、内輪及び外輪のうち少なくとも一方を硬度がＨＲＣ６５以上の粉末高速度鋼で形成し、その粉末高速度鋼で形成した場合の軌道溝の曲率半径を軸受鋼で形成した場合の１．０〜１．１２倍にし、ヘルツ弾性接触面の中に生じるスピン滑り、ジャイロ滑りを減少させ、軸受の温度上昇を低減させるとともに、軌道溝の曲率半径が大きくなったことによる接触面圧の増大による寿命低下を改善したもの（特許文献５参照）、
▲６▼低速時には剛性を確保し、高速時にはトルク発熱を低減して高速および高剛性の両方を満足する仕様とするために、内輪の外周面と外輪の内周面に形成された軌道溝の曲率半径を連続的に変化させたもの（特許文献６参照）、
▲７▼玉に作用する遠心力とジャイロモーメントを軽減して発熱の抑制と高速化を図るために、玉の直径を軸受断面高さ（外輪の外径から内輪の内径を差し引いた値の１／２）に対して３２〜３５％に設定したもの（特許文献７参照）、
▲８▼内部予圧の軽減を図ると共に高速化を達成するために、外輪の溝底肉厚を薄くし、ｄｍｎ値（ｄｍ；玉のピッチ円径、ｎ；回転数）が２００万を超える領域で軸受の内部予圧が増加した際に外輪が膨張変形するようにしたもの（特許文献８参照）などが提案されている。
【００１０】
【特許文献１】
特開平１１−２７０５６４号公報
【特許文献２】
再公表特許第ＷＯ００／３７８１３号公報
【特許文献３】
特開２０００−１４５７９４号公報
【特許文献４】
特開平１０−２６１３２号公報
【特許文献５】
実用新案登録第２５２６５７９号公報
【特許文献６】
特開平９−１７７７９５号公報
【特許文献７】
特開平１０−２７４２４４号公報
【特許文献８】
特開平１１−８２４９９号公報
【００１１】
【発明が解決しようとする課題】
しかし、工作機械主軸などで使用される玉軸受は、高速低発熱の要求に加え、近年、難削材の切削加工も増えてきており、高速高剛性の要求も強くなってきている。また、低コスト化の要求もますます強くなってきている。このため、玉軸受の潤滑に関しては、大型の潤滑剤給排装置を必要とするジェット潤滑やアンダーレース潤滑よりもオイルエア潤滑やオイルミスト潤滑、更にはグリース潤滑が低コスト化の観点から望ましい。
【００１２】
また、複数の軸受を軸線に沿って並設する際の予圧方法に関しては、定圧予圧よりも予圧機構の簡略化が可能な定位置予圧が剛性および低コスト化の観点から望ましい。
玉軸受の高速高剛性化のため、軸受自体が高剛性でかつ焼付きに強く、回転による発熱量が低ければ、前述した低コストな潤滑方法や予圧方法を用いても、更なる軸受の高速化を図ることができる。
【００１３】
前述した特許文献１や特許文献２に記載されているように、軸受の発熱を下げ、内輪のＰＶ値を低減させるためには、内側軌道溝の幅方向断面の曲率半径を大きくすればよいが、工作機械の主軸支持用として実際に使用する場合、玉軸受に要求される性能としては、発熱の抑制や高速化のみではなく、剛性や耐久寿命も当然のことながら挙げられ、さらには工具を主軸から外す際にアンクランプ力として軸受に作用する過大な静的アキシアル荷重に対する負荷容量も要求され、このため、内側軌道溝の幅方向断面の曲率半径を玉の直径に対して５２．５〜６０％以下という広い範囲の中で実際に設定するに当たり、曲率半径の上限についても上記使用条件を考慮する必要が生じる。
【００１４】
特許文献３に開示された玉軸受の場合も同様である。玉軸受の静的な許容アキシアル荷重の考え方としては、玉軸受にアキシアル荷重を負荷した際に玉が内側軌道溝または外側軌道溝のいずれかの肩部に乗り上げる乗り上げ荷重と接触面圧が基本静定格荷重相当となる面圧限界との２種類があり、通常は値の低いほうを限界アキシアル荷重として設定している。ただし、乗り上げ荷重の場合は、軸受の製作誤差や公差範囲のバラ付きや安全率を考慮し、限界アキシアル荷重の７０％を許容アキシアル荷重としている。
【００１５】
面圧限界に関しては、一般的な目安として、次式に示す静許容荷重係数ｆｓが用いられている。
ｆｓ＝Ｃｏ／Ｐｏ
Ｃｏ；基本静定格荷重（Ｎ）
Ｐｏ；静等価荷重（Ｎ）
ここで、玉軸受を工作機械主軸支持用として使用する場合には、静許容荷重係数ｆｓを１．５以上で設定することが望ましく、最大応力を受けている接触部において、転動体の永久変形量と軌道の永久変形量との和が、転動体の直径のほぼ０．０００１倍となる最大応力４２００ＭＰａ（基本静定格荷重：静的許容アキシアル荷重なのでＣｏａ）の８５％、３５７０ＭＰａとすることによりｆｓを１．７〜１．８程度に設定することができるので、最大応力３５７０ＭＰａを静許容面圧としている。
【００１６】
図１４に、玉軸受の仕様を内輪内径；Ｄｉ＝７０ｍｍ、外輪外径；Ｄｏ＝１１０ｍｍ、玉径；Ｄａ＝８．７３１ｍｍ、玉数；２５個、外側軌道溝の幅方向断面の曲率半径；Ｒｏ＝０．５２Ｄａ、内側軌道溝および外側軌道溝に対する玉の接触角；１５°、内外輪材質；ＳＵＪ２、玉材質；Ｓｉ３Ｎ４とした場合における内側軌道溝の幅方向断面の曲率半径Ｒｉと静的許容アキシアル荷重との関係を示す。
【００１７】
高速用途向けにセラミックからなる玉を使用することは、現在では常識の範囲になってきているが、荷重を受ける場合はセラミックの縦弾性係数が軸受鋼に比べて大きいため、同じ荷重を受けても玉と軌道溝との接触応力が大きくなり、静的許容アキシアル荷重も低下してしまう。
静的許容アキシアル荷重は、乗り上げ荷重の前に許容応力により制限されてしまう。図１４に示すように、内側軌道溝の幅方向断面の曲率半径ＲｉをＲｉ＝０．５２Ｄａに設定した従来の玉軸受と比較した場合、内側軌道溝の幅方向断面の曲率半径を大きくすると静的許容アキシアル荷重が大幅に低下してしまうことがわかる。
【００１８】
内側軌道溝の幅方向断面の曲率半径Ｒｉを０．５８Ｄａに設定すると、静的許容アキシアル荷重が従来の玉軸受に対して６５％のダウンとなり、工作機械主軸としては、容量不足になるという問題が生じる。
内側軌道溝および外側軌道溝の幅方向断面の曲率半径を大きくすると、軌道溝に接触する玉の接触部（以下「接触楕円」という。）が軸受回転時に小さくなる。これにより、玉の滑りを抑えることが可能となり、ＰＶ値や発熱を低減できるが、当然のことながら接触楕円が小さくなる。このため、接触部の応力が従来の玉軸受に比較して大きくなってしまうため、転がり疲れ寿命も当然低下してしまう。
【００１９】
また、発熱、高速性、剛性に重要なパラメータとして、▲１▼軌道溝の幅断面の幅方向断面の曲率半径、▲２▼玉径、▲３▼接触角が挙げられる、従来例であげた内容は全てにおいて接触角のパラメータを考慮していないものである。
また、工作機械主軸の最近の傾向は、高速化のみでなく変種変量生産に対応するため、様々な回転域での加工が多く、工具変換の頻度が増加している。このような加工条件下で高効率加工を実現するためには、高速回転が可能であることと、主軸の発停時間（急加減速時間）の短縮が不可欠となっている。この急激な回転変動過渡期には、周囲環境変化（モータの発熱、外筒冷却等）が著しく、主軸用軸受は過酷な熱負荷条件下に晒される。簡単に言えば、内外輪温度差がつき軸受の内部予圧が急激に増加し焼付きを起こしてしまうことがある。そのような条件下でも安定した性能を維持する必要があり、軸受のＰＶ値に関して鈍感な設計をする必要がある。
【００２０】
本発明は上述した問題点に鑑みてなされたものであり、その目的とするところは、高速回転に伴う発熱量を抑制しかつ高剛性で焼付きを防止し、転がり疲労寿命を長くすることができると共に工作機械主軸用軸受として用いる場合の静的アキシアル負荷容量を確保し、低コスト化を図ることのできる玉軸受を提供しようとするものである。
【００２１】
【課題を解決するための手段】
本発明のうち請求項１の発明は、外周面に内側軌道溝を有する内輪と、前記内側軌道溝に対向する外側軌道溝を内周面に有する外輪と、前記内側軌道溝と前記外側軌道溝との間に配設された複数の玉とを備えてなり、前記内側軌道溝および前記外側軌道溝の幅方向断面を円弧状に形成した玉軸受であって、前記内側軌道溝の幅方向断面の曲率半径をＲｉ、前記外側軌道溝の幅方向断面の曲率半径をＲｏ、前記玉の直径をＤａ、前記外輪の外径から前記内輪の内径を差し引いた値の１／２を軸受断面高さＨとしたとき、前記内側軌道溝の幅方向断面の曲率半径をＲｉ＝０．５３５Ｄａ〜０．５４５Ｄａに設定するとともに、前記外側軌道溝の幅方向断面の曲率半径をＲｏ＝０．５１５Ｄａ〜０．５４５Ｄａに設定し、かつ前記内側軌道溝および前記外側軌道溝に対する前記玉の接触角度を１７°〜２６°に設定するとともに、前記玉の直径をＤａ＝０．４Ｈ〜０．５６Ｈに設定したことを特徴とする。
【００２２】
本発明のうち請求項２の発明は、請求項１記載の玉軸受において、前記玉をセラミックで形成したことを特徴としている。
本発明のうち請求項３の発明は、請求項２記載の玉軸受において、前記内輪および前記外輪のうち少なくとも一方が、重量比Ｃを０．２〜１．２％、Ｓｉを０．４〜１．５％、Ｍｏを０．５〜１．５％、Ｃｒを０．５〜２．０％、残部Ｆｅ及び不可避的不純物元素を含有する鉄鋼材料からなり、かつ浸炭窒化処理を施すことにより、表面炭素濃度が０．８〜１．３％の範囲に設定されていると共に、表面窒素濃度が０．２〜０．８％の範囲に設定されていることを特徴としている。
【００２３】
本発明のうち請求項４の発明は、請求項１乃至３のいずれかに記載の玉軸受において、予圧荷重が負荷されて使用されることを特徴としている。
本発明のうち請求項５の発明は、請求項４記載の玉軸受において、ｄｍｎ１００万以上で使用されることを特徴としている。
本発明のうち請求項６の発明は、請求項４又は５記載の玉軸受において、工作機械主軸用スピンドルに使用されることを特徴としている。
【００２４】
ここで、上述した各成分元素の有効範囲について説明する。
（１）Ｓｉ；０．４〜１．５重量％
Ｓｉは焼戻し軟化抵抗性に効果のある元素であり、高温強度を向上させると共に高温環境下において圧痕起点型剥離の防止に有効な残留オーステナイトの分解を遅滞させる効果がある。Ｓｉ含有量が０．４重量％を下回ると高温強度が不足すると共に圧痕起点型剥離が生じるようになるので、その下限値を０．４重量％とした。一方、Ｓｉ含有量が１．５重量％を超えると機械的強度が低下すると共に浸炭を阻害するようになるので、その上限値を１．５重量％とした。
（２）Ｍｏ；０．５〜１．５重量％
ＭｏはＳｉと同様に焼戻し軟化抵抗性に効果のある元素であり、高温強度を向上させる効果がある。また、Ｍｏは浸炭窒化された表面に微小な炭化物を形成する炭化物形成元素として作用する。Ｍｏ含有量が０．５重量％を下回ると高温強度が不足すると共に、表面に析出する炭化物が不足するようになるので、その下限値を０．５重量％とした。一方、Ｍｏ含有量が１．５重量％を超えると素材の段階で巨大炭化物が生成され、炭化物の脱落を招来して軸受の転がり疲労寿命を低下させるので、その上限値を１．５重量％とした。
（３）Ｃｒ；０．５〜２．０重量％
ＣｒはＭｏと同様の作用効果を奏する添加元素である。Ｃｒ含有量が０．５重量％を下回ると高温強度が不足すると共に、表面に析出する炭化物の量が不足するようになるので、その下限値を０．５重量％とした。一方、Ｃｒ含有量が２．０重量％を超えると素材の段階で巨大炭化物が生成され、炭化物の脱落を招来して軸受の転がり疲労寿命を低下させるので、その上限値を２．０重量％とした。
（４）Ｃ；０．２〜１．２重量％
上述のように、残留オーステナイト量が多すぎると残留オーステナイトが分解して形状の経時変化が発生し、軸受の寸法安定性が損なわれる。一方、内輪表面および外輪表面における残留オーステナイトの存在は圧痕起点型剥離の防止に有効である。したがって、表面に残留オーステナイトを存在させた状態で、軸受全体に占める残留オーステナイトの量を抑制する必要がある。このような観点から表面および芯部を含めて平均残留オーステナイトの鋼中に占める量を５体積％以下とするのが好ましく、そのためには残留オーステナイトが依存する炭素濃度を１．２重量％以下にする必要があるので、その上限値を１．２重量％とした。一方、炭素濃度が０．２重量％を下回ると浸炭窒化処理で所望の浸炭深さを得るのに長時間を要し、全体的なコスト上昇を招来するようになるので、その下限値を０．２重量％とした。
（５）表面炭素濃度；０．８〜１．３重量％
浸炭窒化処理により表面に炭素を付加すると、マトリックスとなるマルテンサイト組織を固溶強化できると共に、極表層部において圧痕起点型剥離の防止に有効な多量の残留オーステナイトを形成することができる。表面炭素濃度が０．８重量％を下回ると表面硬さが不足して転がり疲労寿命や耐摩耗性が低下するので、その下限値を０．８重量％とした。一方、表面炭素濃度が１．３重量％を超えると浸炭窒化処理時に巨大炭化物が析出し、転がり疲労寿命を低下させることになるので、その上限値を１．３重量％とした。
（６）表面窒素濃度；０．２〜０．８重量％
浸炭窒化処理により表面に窒素を付加すると焼戻し抵抗が向上して高温強度が増大し、耐摩耗性が向上すると共に極表層部において圧痕起点型剥離の防止に有効な多量の残留オーステナイトを存在させることができる。表面窒素濃度が０．２重量％を下回ると高温強度が低下して耐摩耗性が向上するので、その下限値を０．２重量％とした。一方、表面窒素濃度が０．８重量％を超えると軸受製造時における研削仕上げが困難になり、難研削のために軸受の生産性が低下するので、その上限値を０．８重量％とした。
（７）その他の成分元素
その他の成分元素として微量のＴｉを添加することが好ましい。Ｔｉを添加すると微細なチタン炭化物（ＴｉＣ）や炭化窒化物（Ｔｉ（Ｃ＋Ｎ））がマトリックス中に析出分散し、耐摩耗性および耐焼付き性を向上させるからである。この場合にＴｉ含有量は０．１〜０．３重量％とすることが望ましい。Ｔｉ含有量が０．１重量％を下回ると炭化物の析出効果が得られなくなるので、その下限値を０．１重量％とする。一方、Ｔｉ含有量が０．３重量％を超えると巨大な析出物が形成されやすくなり、これが欠陥となって転がり疲労寿命を逆に低下させることがあるので、その上限値を０．３重量％とする。因みに、チタン析出物（ＴｉＣ，Ｔｉ（Ｃ＋Ｎ））の大きさが０．１μｍ以下であると、耐摩耗性や耐焼付き性の向上に寄与する。
【００２５】
【発明の実施の形態】
以下、図面を参照して本発明の実施の形態について説明するが、本発明の実施の形態を説明する前に本発明に係る玉軸受を発明するに至った経緯について説明する。
工作機械の主軸支持用として最適な玉軸受の仕様を見出すために、本発明者らは、内輪内径を７０ｍｍ、外輪外径を１１０ｍｍ、玉径を８．７３１ｍｍ、玉数を２５個、接触角を１８°、内外輪材質をＳＵＪ２、玉材質をＳｉ３Ｎ４とし、内側軌道溝および外側軌道溝の幅方向断面の曲率半径Ｒｉ，Ｒｏを玉径Ｄａに対して表１に示すような組合せとした場合のアキシアル剛性、内輪ＰＶ値、外輪ＰＶ値、発熱量、転がり疲労寿命、静的許容アキシアル荷重について計算した。なお、ここでの計算は、回転数；２５０００ｍｉｎ−１、背面組合せ（間座幅２０ｍｍ）、軸嵌め合い；Ｔ２１（しまり嵌め、嵌め合いタイト量；２１μｍ）、ハウジング嵌め合い；Ｌ８（すきま嵌め、嵌め合いルーズ量；８μｍ）、潤滑；オイルエア潤滑、組込み時予圧荷重；アキシアルばね定数１００Ｎ／μｍになる予圧荷重（この組込み時のアキシアルばね定数１００Ｎ／μｍは切削加工可能な剛性目安として使用）、温度条件；外輪温度上昇２４℃、内外輪温度差１６℃の条件で計算した。
【００２６】
【表１】
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【００２７】
表１に番号１〜２５で示される各玉軸受の回転時（２５０００ｍｉｎ−１）のアキシアルばね定数を図１に示す。同図に示すように、番号１〜２５の中で回転時のアキシアルばね定数が最も高い玉軸受は番号１の玉軸受であり、逆に回転時のアキシアルばね定数が最も低い玉軸受は番号２５の玉軸受である。
番号１の玉軸受と番号２５の玉軸受とを比較すると、番号１の玉軸受は玉の直径をＤａとすると内側軌道溝および外側軌道溝の幅方向断面の曲率半径Ｒｉ，Ｒｏが０．５２Ｄａであるのに対し、番号２５の玉軸受は内側軌道溝および外側軌道溝の幅方向断面の曲率半径Ｒｉ，Ｒｏが０．６０Ｄａであることから、内側軌道溝および外側軌道溝の幅方向断面の曲率半径Ｒｉ，Ｒｏが大きいほど回転時のアキシアルばね定数が低下し、回転時のアキシアル剛性が低くなることがわかる。
【００２８】
表１に番号１〜２５で示される各玉軸受の回転時（２５０００ｍｉｎ−１）の内輪ＰＶ値を図２に示す。同図に示すように、番号１〜２５の中で回転時の内輪ＰＶ値が最も高い玉軸受は番号１の玉軸受であり、逆に回転時の内輪ＰＶ値が最も低い玉軸受は番号２０及び２５の玉軸受であり、番号５、１０及び１５の玉軸受も同様である。
【００２９】
番号５、１０、１５、２０及び２５の玉軸受は玉の直径をＤａとすると内側軌道溝の幅方向断面の曲率半径Ｒｉが０．６０Ｄａであり、このことから、外側軌道溝の幅方向断面の曲率半径Ｒｏが変わっても内側軌道溝の幅方向断面の曲率半径Ｒｉが同じ値であれば内輪ＰＶ値は変化しないことがわかり、さらに内側軌道溝の幅方向断面の曲率半径Ｒｉが大きいほど内輪ＰＶ値を低く抑えられることがわかる。
【００３０】
表１の番号１〜２５で示される各玉軸受の内輪を２５０００ｍｉｎ−１で回転させた時の内輪ＰＶ値と外輪ＰＶ値を図３に示す。同図に示すように、玉軸受の内輪を２５０００ｍｉｎ−１の高速で回転させた場合には、外輪ＰＶ値よりも内輪ＰＶ値のほうが大きくなる。これは、高速回転になると外輪コントロール（外輪と玉とが純転がりに近い状態）になり、玉の自転軸が外輪側の接触角を基準になるため、内輪側の滑りが大きくなり、ＰＶ値が増大するからである。したがって、焼付きを判断するための指標としては、内輪ＰＶ値を採用することが望ましい。
【００３１】
表１の番号１〜２５で示される各玉軸受の回転時（２５０００ｍｉｎ−１）の発熱量を図４に示す。同図に示すように、番号１〜２５の中で発熱量が最も高い玉軸受は番号１の玉軸受であり、逆に発熱量が最も低い玉軸受は番号１０，１５，２０，２５の玉軸受である。番号１０，１５，２０，２５の玉軸受は内側軌道溝の幅方向断面の曲率半径ＲｉがＲｉ＝０．６０Ｄａであり、このことから、内側軌道溝の幅方向断面の曲率半径Ｒｉが大きいほど高速回転時の発熱量が低下し、焼付きを抑制できることがわかる。
【００３２】
表１に番号１〜２５で示される各玉軸受の回転時（２５０００ｍｉｎ−１）の転がり疲労寿命を図５に示す。同図に示すように、番号１〜２５の中で転がり疲労寿命が最も長い玉軸受は番号６の玉軸受であり、逆に転がり疲労寿命が最も短い玉軸受は番号２５の玉軸受である。
番号６の玉軸受と番号２５の玉軸受とを比較すると、番号６の玉軸受は内側軌道溝の幅方向断面の曲率半径ＲｉがＲｉ＝０．５２Ｄａ、外側軌道溝の幅方向断面の曲率半径ＲｏがＲｏ＝０．５４Ｄａであるのに対し、番号２５の玉軸受は内側軌道溝の幅方向断面の曲率半径ＲｉがＲｉ＝０．６０Ｄａ、外側軌道溝の幅方向断面の曲率半径ＲｏがＲｏ＝０．６０Ｄａであることから、内側軌道溝および外側軌道溝の幅方向断面の曲率半径Ｒｉ，Ｒｏが大きいほど転がり疲労寿命が低下することがわかる。
【００３３】
表１に番号１〜２５で示される各玉軸受の回転時（２５０００ｍｉｎ−１）の静的許容アキシアル荷重を図６に示す。同図に示すように、番号１〜２５の中で静的許容アキシアル荷重が最も高い玉軸受は番号１の玉軸受であり、逆に静的許容アキシアル荷重が最も低い玉軸受は番号５，１０，１５，２０，２５の玉軸受である。
【００３４】
番号５，１０，１５，２０，２５の玉軸受は内側軌道溝の幅方向断面の曲率半径ＲｉがＲｉ＝０．６０Ｄａであり、このことから、内側軌道溝の幅方向断面の曲率半径Ｒｉが大きいほど静的許容アキシアル荷重が低下してしまうことがわかる。
したがって、玉軸受の発熱量やＰＶ値を低減するためには、内側軌道溝および外側軌道溝の幅方向断面の曲率半径を大きくすれば良いが、内側軌道溝および外側軌道溝の幅方向断面の曲率半径を大きくすると軸受の剛性や寿命が低下すると共に静的許容アキシアル荷重が低下してしまう。これと反対に、内側軌道溝および外側軌道溝の幅方向断面の曲率半径を小さくすると発熱量やＰＶ値が上昇してしまう。
【００３５】
工作機械主軸支持用としては、焼付き指標、発熱量、アキシアル剛性、転がり疲労寿命、静的許容アキシアル荷重の全てにおいてバランスの良好な軸受が求められており、このような観点から、本発明者らは、番号１〜２５で示される各玉軸受のアキシアルばね定数、内輪ＰＶ値、発熱量、転がり疲労寿命、静的許容アキシアル荷重の計算結果を絶対値評価で比較した。ここでの絶対値評価は、各条件において最も優れる値を１００、最も劣る値を０とし、その差分を指数化して絶対値評価を行った。また、高速条件下で最も重要となる焼付き指標−内輪ＰＶ値は重要度を上げ、ランクを２倍として計算した。
【００３６】
上記の絶対値評価で使用した計算式を下記に示す。
（１）剛性（Ｋａ）
ＫａＲａｎｋ＝１００−（ＫａＭａｘ−Ｋａ）／（（ＫａＭａｘ−ＫａＭｉｎ）／１００）
ＫａＭａｘ；図１の中で最大値を示すアキシアルばね定数
ＫａＭｉｎ；図１の中で最小値を示すアキシアルばね定数
（２）内輪ＰＶ値（Ｐｖ）
ＰｖＲａｎｋ＝（ＰｖＭａｘ−Ｐｖ）／（（ＰｖＭａｘ−ＰｖＭｉｎ）／１００）
ＰｖＭａｘ；図２の中で最大値を示す内輪ＰＶ値
ＰｖＭｉｎ；図２の中で最小値を示す内輪ＰＶ値
（３）発熱量（Ｗ）
ＷＲａｎｋ＝（ＷＭａｘ−Ｗ）／（（ＷＭａｘ−ＷＭｉｎ）／１００）
ＷＭａｘ；図４の中で最大値を示す発熱量
ＷＭｉｎ；図４の中で最小値を示す発熱量
（４）転がり疲れ寿命（Ｌ）
ＬＲａｎｋ＝１００−（ＬＭａｘ−Ｌ）／（（ＬＭａｘ−ＬＭｉｎ）／１００）
ＬＭａｘ；図５の中で最大値を示す転がり疲れ寿命
ＬＭｉｎ；図５の中で最小値を示す転がり疲れ寿命
（５）静的許容アキシアル荷重（Ｆａ）
ＦａＲａｎｋ＝１００−（ＦａＭａｘ−Ｆａ）／（（ＦａＭａｘ−ＦａＭｉｎ）／１００）
ＦａＭａｘ；図６の中で最大値を示す静的許容アキシアル荷重
ＦａＭｉｎ；図６の中で最小値を示す静的許容アキシアル荷重
（６）ＴＯＴＡＬ−Ｒａｎｋ
ＫａＲａｎｋ＋（ＰｖＲａｎｋ×２）＋ＷＲａｎｋ＋ＬＲａｎｋ＋ＦａＲａｎｋ
上述したＫａＲａｎｋ、ＰｖＲａｎｋ、ＷＲａｎｋ、ＬＲａｎｋ、ＦａＲａｎｋ、ＴＯＴＡＬ−Ｒａｎｋの計算結果を表２に示す。
【００３７】
【表２】
2004124953.tif 000004
【００３８】
ＴＯＴＡＬ−Ｒａｎｋの評価点は、番号２及び７の玉軸受が最も優れており、最適な仕様と言える。番号２及び７のＴＯＴＡＬ−Ｒａｎｋは、ほぼ同じ値である。
表２のＲａｎｋ係数からいずれかの指標が１００点を取るような軸受仕様は、いずれかの値が０もしくは０に近い値になり、両極端となる。このため、工作機械主軸用としては、あまり良い仕様とは言えない。
【００３９】
表２に示される計算結果から、工作機械主軸支持用として最も適している玉軸受は玉の直径をＤａとすると内側軌道溝の幅方向断面の曲率半径ＲｉがＲｉ＝０．５４Ｄａであり、また外側軌道溝の幅方向断面の曲率半径ＲｏがＲｏ＝０．５２Ｄａもしくは０．５４Ｄａであることがわかる。しかし、軸受を実際に製作する際には製作誤差も含まれるため、内側軌道溝の幅方向断面の曲率半径ＲｉをＲｉ＝０．５３５Ｄａ〜０．５４５Ｄａ、外側軌道溝の幅方向断面の曲率半径ＲｏをＲｏ＝０．５１５Ｄａ〜０．５４５Ｄａの範囲とするのが望ましい。
【００４０】
次に、本発明者らは、玉の接触角の影響を確認するために、内輪内径を７０ｍｍ、外輪外径を１１０ｍｍ、玉径をＤａ＝８．７３１ｍｍ、玉数を２５個、内側軌道溝および外側軌道溝の幅方向断面の曲率半径をＲｉ＝Ｒｏ＝０．５４Ｄａ、内外輪材質をＳＵＪ２、玉材質をＳｉ３Ｎ４とし、玉の接触角をα＝１２°、１５°、１８°、２０°、２２°、２５°、３０°とした場合の内輪ＰＶ値、外輪ＰＶ値、発熱量について計算した。なお、ここでの計算は、回転数；２５０００ｍｉｎ−１、ＤＢ組合せ（間座幅２０ｍｍ）、軸嵌め合い；Ｔ２１（しまり嵌め、嵌め合いタイト量；２１μｍ）、ハウジング嵌め合い；Ｌ８（すきま嵌め、嵌め合いルーズ量；８μｍ）、潤滑；オイルエア潤滑、組込み時予圧荷重；アキシアルばね定数１００Ｎ／μｍになる予圧荷重（この組込み時のアキシアルばね定数１００Ｎ／μｍは切削加工可能な剛性目安として使用）、温度条件；外輪温度上昇２４℃、内外輪温度差１６℃の条件で計算した。その計算結果を図７乃至図９に示す。
【００４１】
図７に示すように、内側軌道溝および外側軌道溝に対する玉の接触角がα＝３０°の場合には、ジャイロモーメントの影響により玉の滑りが大きくなるため、内輪ＰＶ値が急激に上昇する。したがって、内輪ＰＶ値を低く抑えるためには、内側軌道溝および外側軌道溝に対する玉の接触角を３０°より小さい角度にする必要があるが、内側軌道溝および外側軌道溝に対する玉の接触角を例えば１２°にするとアキシアル剛性が小さくなり、組込み時のアキシアルばね定数を１００Ｎに設定しようとした場合に過大な予圧荷重をかけなくてはならず、回転時の予圧も大きくなる。このため、図７に示すように、内側軌道溝および外側軌道溝に対する玉の接触角を１５°とした玉軸受よりも内輪ＰＶ値が増大するため、内側軌道溝および外側軌道溝の幅方向断面の曲率半径を表１に示す番号７のようにＲｉ，Ｒｏ＝０．５４Ｄａと設定した場合には、内側軌道溝および外側軌道溝に対する玉の接触角を１５°〜２５°とすることが望ましい。
【００４２】
また、図８に示すように、内側軌道溝および外側軌道溝に対する玉の接触角がα＝３０°の場合には、ジャイロモーメントの影響により玉の滑りが大きくなるため、発熱量が急激に上昇する。したがって、発熱量を低く抑えるためには、内側軌道溝および外側軌道溝に対する玉の接触角を３０°より小さい角度にする必要があるが、内側軌道溝および外側軌道溝に対する玉の接触角が１５°の場合には、内側軌道溝および外側軌道溝に対する玉の接触角が１８°の場合よりも発熱量が増大する。このため、内側軌道溝および外側軌道溝の幅方向断面の曲率半径を表１に示す番号７のようにＲｉ，Ｒｏ＝０．５４Ｄａと設定した場合には、内側軌道溝および外側軌道溝に対する玉の接触角を１８°〜２５°とすることが望ましい。
【００４３】
さらに、図９に示すように、内側軌道溝および外側軌道溝に対する玉の接触角がα＝１５°以下の場合には、上記と同様の理由により、外輪ＰＶ値が増大する。したがって、外輪ＰＶ値を低く抑えるためには、内側軌道溝および外側軌道溝に対する玉の接触角を１５°より大きい角度にする必要があるが、内側軌道溝および外側軌道溝に対する玉の接触角が３０°の場合には、ジャイロモーメントの影響により玉の滑りが大きくなり、内側軌道溝および外側軌道溝に対する玉の接触角が２５°の場合よりも外輪ＰＶ値が上昇する。このため、内側軌道溝および外側軌道溝の幅方向断面の曲率半径を表１に示す番号７のようにＲｉ，Ｒｏ＝０．５４ａと設定した場合には、内側軌道溝および外側軌道溝に対する玉の接触角を１８°〜２５°とすることが望ましい。
【００４４】
以上、図７乃至図９の結果より内側軌道溝及び外側軌道溝に対する玉の接触角は１８°〜２５°とすることが望ましいと言えるが、軸受を実際に製作する際には製作誤差も含まれるため、内側軌道溝及び外側軌道溝に対する玉の接触角は１７°〜２６°とすることが望ましい。
次に、本発明者らは、玉径の確認するために、内輪内径を７０ｍｍ、外輪外径を１１０ｍｍ、内側軌道溝および外側軌道溝の幅方向断面の曲率半径をＲｉ＝Ｒｏ＝０．５４Ｄａ、内側軌道溝および外側軌道溝に対する玉の接触角を１８°、内外輪材質をＳＵＪ２、玉材質をＳｉ３Ｎ４とし、玉径、玉数および断面比（＝玉径／（外輪外径−内輪内径）／２）×１００）を表３に示す組合せとした場合の内輪ＰＶ値を計算した。なお、ここでの計算は、回転数；２５０００ｍｉｎ−１、ＤＢ組合せ（間座幅２０ｍｍ）、軸嵌め合い；Ｔ２１（しまり嵌め、嵌め合いタイト量；２１μｍ）、ハウジング嵌め合い；Ｌ８（すきま嵌め、嵌め合いルーズ量；８μｍ）、潤滑；オイルエア潤滑、組込み時予圧荷重；アキシアルばね定数１００Ｎ／μｍになる予圧荷重（この組込み時のアキシアルばね定数１００Ｎ／μｍは切削加工可能な剛性目安として使用）、温度条件；外輪温度上昇２４℃の条件で計算した。その計算結果を図１０に示す。
【００４５】
【表３】
2004124953.tif 000005
【００４６】
図１０から明らかなように、玉の直径を７．１４４ｍｍ、７．９３８ｍｍとした場合には、内輪と外輪との温度差が大きくなると内輪ＰＶ値が急激に上昇し、内輪と外輪との温度差が３０°付近では内輪ＰＶ値が１９００〜２１００ＭＰａ・ｍ／ｓ程度となる。また、玉の直径を１１．９０６ｍｍ、１２．７ｍｍとした場合は、内輪ＰＶ値の変化は緩やかであるが、元々のＰＶ値自体が高く、内輪と外輪の温度差が３０°付近は、前述の７．１４４ｍｍ、７．９３８ｍｍと同じく内輪ＰＶ値が１９００〜２１００ＭＰａ・ｍ／ｓ程度となる。これに対し、玉の直径を８．７３１ｍｍ、９．５２５ｍｍ、１０．３１９ｍｍ、１１．１１２ｍｍとした場合には、内輪と外輪との温度差が大きくなると内輪ＰＶ値も上昇するが、内輪と外輪との温度差が３０°付近では内輪ＰＶ値が１８００ＭＰａ・ｍ／ｓ程度となる。したがって、軸受断面高さ（外輪の外径から内輪の内径を差し引いた値の１／２）をＨとすると玉の直径ＤａがＤａ＝０．４３７Ｈ〜０．５５６Ｈである場合には、内輪と外輪との温度差に対する内輪ＰＶ値の変化率がほぼ同等となるので、玉の直径ＤａをＤａ＝０．４３７Ｈ〜０．５５６Ｈに設定することにより、内輪と外輪との間に温度差があってもＰＶ値を低くすることができる。
【００４７】
図１１は、本発明の一実施形態に係る玉軸受の部分断面図である。同図に示すように、本発明の一実施形態に係る玉軸受１０は、リング状に形成された内輪１１と、この内輪１１の外周に同心円状に配置された外輪１２とを備えており、内輪１１及び外輪１２のうち少なくとも一方は、重量比でＣを０．２〜１．２％、Ｓｉを０．４〜１．５％、Ｍｏを０．５〜１．５％、Ｃｒを０．５〜２．０％、残部Ｆｅ及び不可避的不純物元素を含有する鉄鋼材料からなり、表面炭素濃度が０．３〜１．３％、表面窒素濃度が０．２〜０．８％となるように、浸炭窒化処理が施されている。また、玉軸受１０は内輪１１と外輪１２との間に転動自在に組み込まれた複数の玉１３と、これらの玉１３を保持する保持器１４とを備えており、内輪１１の外周面には内側軌道溝１５が形成されている。この内側軌道溝１５は外輪１２の内周面に形成された外側軌道溝１６と対向しており、これらの軌道溝１５，１６は幅方向断面が円弧状に形成されている。また図１２は、本発明の一実施形態に係る玉軸受の玉と軌道溝との関係を示す図である。図に示すように、内輪１１の外径面には、その円周方向に沿って所定曲率半径の内側軌道溝１５が形成され、外輪１２の内径面には、その円周方向に沿い且つ上記内側軌道溝１５と径方向で対向した所定曲率半径の外側軌道溝１６が形成され、その内側軌道溝１５と外側軌道溝１６とによって形成される空間内に、複数の玉１３が円周方向に並んで介挿されている。そして、各玉１３は、上記軌道溝１５，１６にそれぞれ転がり接触する。そして、本実施の形態では、上記玉１３の直径をＤａとし、上記外側軌道溝１６の曲率半径をＲｏ、上記内側軌道溝１５の曲率半径をＲｉとした場合に、Ｒｉ＝０．５３５Ｄａ〜０．５４５Ｄａ、Ｒｏ＝０．５１５Ｄａ〜０．５４５Ｄａを満足するように、転動体である玉１３の直径Ｄａや各軌道溝１５，１６の曲率半径Ｒｉ，Ｒｏを決定したものである。
【００４８】
（実施例）
図１１に示した構成に基づく本発明の実施例と比較例を表４に示す。また、表４の比較例Ａ、Ｂおよび実施例Ａ、Ｂの内輪を下記の評価条件で５０００ｍｉｎ−１〜３１０００ｍｉｎ−１の速度で回転させたときの外輪の温度変化を図１３に示す。
【００４９】
【表４】
2004124953.tif 000006
【００５０】
［評価条件］
組合せ　　２列背面組合せ（背面組合せ定位置予圧）
潤滑　　　オイルエア　給油量　０．０３ｃｃ／４ｍｉｎ／１Ｂｒｇ
組込時アキシアルぱね定数　　１００Ｎ／μｍ
（予圧の影響を受けないように同じばね定数に設定）
駆動方法　　ベルト
冷却方法　　外筒冷却　冷却油温室温＋３℃（室温２２℃）、６ＮＬ／ｍｉｎ
評価方法　　温度上昇、焼き付き限界
図１３に示すように、玉径を７．９３８ｍｍ、玉数を２６個、内側軌道溝および外側軌道溝の幅方向断面の曲率半径をＲｉ，Ｒｏ＝０．５４Ｄａ、内側軌道溝および外側軌道溝に対する玉の接触角を１５°、内外輪材質をＳＵＪ２、玉材質をセラミックとした玉軸受（比較例Ａ）の場合には、内輪の回転速度が２４０００ｍｉｎ−１を超えると外輪温度が急激に上昇し、内輪の回転速度が２７０００ｍｉｎ−１に達すると焼付きを起こすことがわかる。これに対し、玉径を８．７３１ｍｍ、玉数を２５個、内側軌道溝の幅方向断面の曲率半径をＲｉ＝０．５８Ｄａ、外側軌道溝の幅方向断面の曲率半径をＲｏ＝０．５４Ｄａ、内側軌道溝および外側軌道溝に対する玉の接触角を１８°、内外輪材質をＳＨＸ（日本精工株式会社商品名、Ｃ；０．２〜１．２重量％、Ｓｉ；０．７〜１．５重量％、Ｍｏ；０．５〜１．５重量％、Ｃｒ；０．５〜２．０重量％、残部Ｆｅ及び不可避的不純物元素を含有する鉄鋼材料、表面炭素濃度：０．８〜１．３％、表面窒素濃度：０．２〜０．８％）、玉材質をセラミックとした玉軸受（比較例Ｂ）の場合には、内輪の回転速度が３１０００ｍｉｎ−１に達しても焼付きを起さないことがわかる。
【００５１】
また、玉径を８．７３１ｍｍ、玉数を２５個、内側軌道溝および外側軌道溝の幅方向断面の曲率半径をＲｉ，Ｒｏ＝０．５４Ｄａ、内側軌道溝および外側軌道溝に対する玉の接触角を１８°、内外輪材質をＳＵＪ２、玉材質をセラミックとした玉軸受（実施例Ａ）の場合や、玉径を８．７３１ｍｍ、玉数を２５個、内側軌道溝および外側軌道溝の幅方向断面の曲率半径をＲｉ，Ｒｏ＝０．５４Ｄａ、内側軌道溝および外側軌道溝に対する玉の接触角を１８°、内外輪材質をＳＨＸ、玉材質をセラミックとした玉軸受（実施例Ｂ）の場合も比較例Ｂと同様に、内輪の回転速度が３１０００ｍｉｎ−１に達しても焼付きを起さないことがわかる。
【００５２】
以上のことから、内側軌道溝の幅方向断面の曲率半径をＲｉ＝０．５３５Ｄａ〜０．５４５Ｄａ、外側軌道溝の幅方向断面の曲率半径をＲｏ＝０．５１５Ｄａ〜０．５４５Ｄａ、内側軌道溝および外側軌道溝に対する玉の接触角を１７°〜２６°、玉の直径を軸受断面高さＨ（外輪の外径から内輪の内径を差し引いた値の１／２）に対して０．４Ｈ〜０．５６Ｈに設定することにより、高速回転に伴う発熱量を抑制して焼付きを防止できると共に転がり疲労寿命を長くすることができ、かつ低コスト化を図ることができる。
【００５３】
【発明の効果】
以上説明したように、本発明によれば、低コストで高速回転での低温度上昇、高剛性、耐荷重性、耐焼き付き性、耐摩耗性に優れた玉軸受を提供できる。
【図面の簡単な説明】
【図１】玉軸受の回転時のアキシアルばね定数を示す図である。
【図２】玉軸受の回転時の内輪ＰＶ値を示す図である。
【図３】玉軸受の回転時の内輪ＰＶ値と外輪ＰＶ値を示す図である。
【図４】玉軸受の発熱量を示す図である。
【図５】玉軸受の転がり疲労寿命を示す図である。
【図６】玉軸受の静的許容アキシアル荷重を示す図である。
【図７】玉軸受の内輪ＰＶ値と接触角との関係を示す図である。
【図８】玉軸受の発熱量と接触角との関係を示す図である。
【図９】玉軸受の外輪ＰＶ値と接触角との関係を示す図である。
【図１０】玉軸受の内輪ＰＶ値と内外輪温度差との関係を示す図である。
【図１１】本発明の一実施形態に係る玉軸受の部分断面図である。
【図１２】本発明の一実施形態に係る玉軸受の玉と軌道溝との関係を示す図である。
【図１３】玉軸受の外輪温度と内輪回転数との関係を示す図である。
【図１４】玉軸受の静的許容アキシアル荷重と内側軌道溝曲率半径との関係を示す図である。
【符号の説明】
１１　　内輪
１２　　外輪
１３　　玉
１４　　保持器
１５　　内側軌道溝
１６　　外側軌道溝
【図１】
2004124953.tif 000007
【図２】
2004124953.tif 000008
【図３】
2004124953.tif 000009
【図４】
2004124953.tif 000010
【図５】
2004124953.tif 000011
【図６】
2004124953.tif 000012
【図７】
2004124953.tif 000013
【図８】
2004124953.tif 000014
【図９】
2004124953.tif 000015
【図１０】
2004124953.tif 000016
【図１１】
2004124953.tif 000017
【図１２】
2004124953.tif 000018
【図１３】
2004124953.tif 000019
【図１４】
2004124953.tif 000020