(57)【要約】【課題】低温下、更には無潤滑環境下で使用されても優れた潤滑性を示し、耐摩耗性を向上した長寿命の転がり軸受を提供する。また、前記転がり軸受を備え、長寿命の液化ガス用ポンプを提供する。【解決手段】液化ガスと接触する環境で使用される転がり軸受において、ガラス繊維を１０〜２０質量％、ＭｏＳ２を４．５〜５．５質量％含有し、残部がポリテトラフルオロエチレンからなる樹脂組成物製の保持器を用いる。また、液化ガス用ポンプは、前記転がり軸受を備える。【選択図】図１
2016075386.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
内輪と外輪との間に、保持器を介して複数の転動体を保持してなり、液化ガスと接触する環境、もしくは液化ガスにより極低温下で使用される転がり軸受において、
前記保持器が、ガラス繊維を１０〜２０質量％、ＭｏＳ２を４．５〜５．５質量％含有し、残部がポリテトラフルオロエチレンからなる樹脂組成物製であることを特徴とする転がり軸受。
【請求項２】
前記保持器が、その周方向に２分割された分割保持器であり、かつ、該分割保持器がリベットにより一体に締結されてい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】
前記リベットのリベットヘッドと前記分割保持器との間に、ワッシャーが挿入されていることを特徴とする請求項２記載の転がり軸受。
【請求項４】
前記転動体が、アルミナ−ジルコニアを主成分とするセラミックス製で、平均粒径が０．５μｍ以下の焼結粒子からなり、単斜晶量が１０％以下であることを特徴とする請求項１〜３の何れか１項に転がり軸受。
【請求項５】
内輪と外輪との間に、保持器を介して複数の転動体を保持してなり、液化ガスと接触する環境、もしくは液化ガスにより極低温下で使用される転がり軸受の製造方法であって、
前記転動体の製造に際し、アルミナ原料粉末と、ジルコニア原料粉末とを混合し、成形して成形球とした後、前記成形球を焼結温度１２００〜１４００℃にて焼結し、焼結粒子の平均粒径を０．５μｍ以下、単斜晶量を全組織の１０％以下にすることを特徴とする転がり軸受の製造方法。
【請求項６】
前記成形球の表面を、該成形球の外径の１／１００以上の厚さで研磨した後、焼結することを特徴とする請求項５記載の転がり軸受の製造方法。
【請求項７】
請求項１〜４の何れか１項に記載の転がり軸受を備えることを特徴とする液化ガス用ポンプ。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、液体窒素や液体酸素、液体天然ガス等の液化ガスを圧送する液化ガス用ポンプに使用されるような、極低温環境下で使用される転がり軸受に関する。
【背景技術】
【０００２】
液化ガスを圧送するポンプ（液化ガス用ポンプ）では、液化ガスを圧送するインペラーが取り付けられた主軸を支持するために、深溝玉軸受や円筒ころ軸受等の転がり軸受を備えている。この転がり軸受は液化ガスと接触するため、軸受を構成する鋼材が液化ガスにより腐食を受けて劣化するおそれがある。また、潤滑油やグリース等の潤滑剤を軸受内部に配して転がり軸受の潤滑を行うことができないため、転がり軸受は無潤滑環境下で回転することになり、摩耗が生じて寿命が低下するおそれがある。
【０００３】
そこで、内輪及び外輪を高窒素ステンレス鋼で構成することにより、高い耐腐蝕性を付与することが提案されている（例えば、特許文献１参照）。また、低摩擦係数を有する固体潤滑膜を備える保持器（例えば、特許文献２参照）や、固体潤滑剤を含有する樹脂組成物製とした保持器（例えば、特許文献３参照）を組み込むことにより、無潤滑環境下における耐摩耗性を付与することも提案されている。
【０００４】
また、液化ガス用ポンプでは、省エネのためにインバータ制御されることが多いが、インバータ回路から高周波の電流が発生してモータ内の軸受の内外輪や転動体にも流れ込むことがあり、それにより転動面（レース面）に電食が発生することがある。電食を防止するために様々な提案がなされており、セラミックス製の転動体を用いた転がり軸受を用いることも行われている。しかし、セラミックスとして一般的な窒化珪素は加工精度や機械強度が高いという利点があるものの、線膨張係数が約２．８×１０−６／℃であり、例えば外・内輪の材料であるステンレス鋼（ＳＵＳ４４０Ｃ）の１０×１０−６／℃と大きく異なっており、常温時の転動体と外・内輪とのクリアランス（軸受すきま）が低温時（−１６０℃程度）では大きく変化して転がり性能が低下する欠点がある。
【０００５】
セラミックスとしてジルコニアや、イットリアを添加して安定化させたイットリア安定化ジルコニア（以下、総称して「ジルコニア」ともいう。）と、アルミナとを複合化したアルミナ−ジルコニア系セラミックスも使用されている。アルミナを含むことにより、ジルコニアの高強度、高靭性を活かすことができ、更には線膨張係数が約９．０×１０−６／℃で、外・内輪を形成するステンレス鋼等の線膨張係数と極めて近い。そのため、アルミナ−ジルコニア系セラミックス製の転動体を用いることにより、常温時と低温時との軸受すきまの変化量の値が小さくなり、軸受の転がり性能が低下することを小さくすることができる。アルミナ−ジルコニア系セラミックスで転動体を形成した転がり軸受について、例えば特許文献４を参照することができる。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００６】
【特許文献１】特開２００７−１２７２７７号公報
【特許文献２】特開２００６−２２０２４０号公報
【特許文献３】特開２００２−２１３４５５号公報
【特許文献４】特開２００２−１０６５７０号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００７】
液化ガスとして、液化石油ガスや液化天然ガス、液化窒素ガス等が挙げられるが、液化ガスの沸点（１気圧）は、例えば液体窒素が約−１９６℃、液体酸素が約−１８３℃、液化メタンガスが約−１６４℃であり、何れも極低温であるため、液化ガス用ポンプに組み込まれる転がり軸受も極低温環境下で使用されることが多い。その結果、転がり軸受を構成する内輪、外輪、転動体及び保持器が低温化により寸法変化を起こして軸受の回転に不具合が生じるようになる。例えば、低温化により軸受内部隙間が大きくなり、振動が大きくなって摩耗しやすくなる。このような問題に対して、特許文献１のように高耐食性を高めた鋼材で軸受を形成しただけでは対応できない。
【０００８】
また、無潤滑環境下で使用されるため、特許文献２、３のように潤滑膜や固体潤滑剤により耐摩耗性を付与した保持器においても、更なる耐摩耗性の向上が強く望まれている。
【０００９】
更に、従来のアルミナ−ジルコニア系セラミックスからなる転動体では，上記した極低温環境での使用において、必ずしも十分な耐久性能が得られていない状況にあり、更なる耐久性向上が望まれている。
【００１０】
そこで、本発明は上記のような従来技術が抱える問題点を解決し、低温環境（１℃以下）、特に極低温環境（−３０℃以下）、更には無潤滑環境下で使用されても優れた潤滑性を示し、耐摩耗性を向上した長寿命の転がり軸受を提供することを目的とする。また、前記転がり軸受を備え、長寿命の液化ガス用ポンプ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】
【００１１】
上記目的を達成するために本発明は、下記の転がり軸受及びその製造方法、並びに液化ガス用ポンプを提供する。
（１）内輪と外輪との間に、保持器を介して複数の転動体を保持してなり、液化ガスと接触する環境、もしくは液化ガスにより極低温下で使用される転がり軸受において、
前記保持器が、ガラス繊維を１０〜２０質量％、ＭｏＳ２を４．５〜５．５質量％含有し、残部がポリテトラフルオロエチレンからなる樹脂組成物製であることを特徴とする転がり軸受。
（２）前記保持器が、その周方向に２分割された分割保持器であり、かつ、該分割保持器がリベットにより一体に締結されていることを特徴とする上記（１）記載の転がり軸受。
（３）前記リベットのリベットヘッドと前記分割保持器との間に、ワッシャーが挿入されていることを特徴とする上記（２）記載の転がり軸受。
（４）前記転動体が、アルミナ−ジルコニアを主成分とするセラミックス製で、平均粒径が０．５μｍ以下の焼結粒子からなり、単斜晶量が１０％以下であることを特徴とする上記（１）〜（３）の何れか１項に転がり軸受。
（５）内輪と外輪との間に、保持器を介して複数の転動体を保持してなり、液化ガスと接触する環境、もしくは液化ガスにより極低温下で使用される転がり軸受の製造方法であって、
前記転動体の製造に際し、アルミナ原料粉末と、ジルコニア原料粉末とを混合し、成形して成形球とした後、前記成形球を焼結温度１２００〜１４００℃にて焼結し、焼結粒子の平均粒径を０．５μｍ以下、単斜晶量を全組織の１０％以下にすることを特徴とする転がり軸受の製造方法。
（６）前記成形球の表面を、該成形球の外径の１／１００以上の厚さで研磨した後、焼結することを特徴とする上記（５）記載の転がり軸受の製造方法。
（７）上記（１）〜（４）の何れか１項に記載の転がり軸受を備えることを特徴とする液化ガス用ポンプ。
【発明の効果】
【００１２】
本発明の転がり軸受は、保持器がガラス繊維により補強されるとともに、ＭｏＳ２により潤滑性が付与され、更には母材のＰＴＦＥも潤滑性を有するため、潤滑油やグリースを使用しない無潤滑環境下でも十分な潤滑寿命を示すため、液化ガス用ポンプ等の極低温に晒される用途に好適となる。更に、焼結粒子サイズ及び単斜晶量を規定したアルミナ−ジルコニア系セラミックス製の転動体を用いることにより、耐久性能をより高めることができる。また、本発明の液化ガス用ポンプも長寿命となる。
【図面の簡単な説明】
【００１３】
【図１】本発明の転がり軸受の一例である深溝玉軸受を示す断面図である。
【図２】スラスト研磨機を示す概略図である。
【図３】本発明の液化ガス用ポンプの一例である液化ガスサブマージドポンプを示す断面図である。
【図４】試験−１で用いたすべり摩擦・摩耗試験装置Ａを示す断面図である。
【図５】試験−１で用いた軸受試験装置を示す断面図である。
【図６】試験−１で用いたリベット被締結性評価試験装置を示す断面図である。
【図７】図６に示す試験装置において、押し型を閉じた状態を示す図である。
【図８】試験−１で得られた、ガラス繊維含有量の検証結果を示すグラフである。
【図９】試験−１で得られた、ＭｏＳ２含有量の検証−１の結果を示すグラフである。
【図１０】試験−１で得られた、ＭｏＳ２含有量の検証−２の結果を示すグラフである。
【図１１】試験−１で得られた、ガラス繊維及びＭｏＳ２含有保持器を備える転がり軸受と、ガラス繊維含有・ＭｏＳ２非含有保持器を備える転がり軸受との耐久性能の比較結果を示すグラフである。
【図１２】試験−１で得られた、リベット締結性評価−１における、リベットくぼみ深さの変化を示すグラフである。
【図１３】試験−１で得られた、リベット締結性評価−１における、受圧面積比とリベットくぼみ深さ比との関係を示すグラフである。
【図１４】試験−１で得られた、リベット締結性評価−２の結果を示すグラフである。
【図１５】試験−２で用いたすべり摩擦・摩耗試験装置Ｂを示す断面図である。
【図１６】図１５に示す試験装置のボール周辺を拡大して示す断面図である。
【図１７】試験−２で得られた、ガラス繊維含有量の検証結果を示すグラフである。
【図１８】試験−２で得られた、ＭｏＳ２含有量の検証−１の結果を示すグラフである。
【図１９】試験−２で得られた、ＭｏＳ２含有量の検証−２の結果を示すグラフである。
【図２０】試験−２で得られた、ボールの素材による耐久性能の比較結果を示すグラフである。
【図２１】試験−２において、成形球の表面を２０μｍ（転動体外径の２／５００）研磨して得た転動体の表層部断面を撮影した写真である。
【図２２】試験−２において、成形球の表面を４０μｍ（転動体外径の４／５００）研磨して得た転動体の表層部断面を撮影した写真である。
【図２３】試験−２において、成形球の表面を５０μｍ（転動体外径の５／５００）研磨して得た転動体の表層部断面を撮影した写真である。
【図２４】試験−２において、成形球の表面を７０μｍ（転動体外径の７／５００）研磨して得た転動体の表層部断面を撮影した写真である。
【発明を実施するための形態】
【００１４】
以下、図面を参照して本発明について詳細に説明する。
【００１５】
本発明において転がり軸受の種類には制限はなく、液化ガス用ポンプのように極低温環境下で使用される装置に組み込まれる転がり軸受が対象になる。例えば、図１に示す深溝玉軸受１０を例示することができるが、図示される深溝玉軸受１０は、内輪１と外輪２との間に、転動体である玉３を保持器４により転動自在に保持したものである。
【００１６】
また、保持器４は、その周方向に２分割されていてもよく、その場合、２つの分割保持器はスプリングピン７で連結されて、最後にリベット５をかしめて締結されている。具体的には、図示されるように、その周方向に二分割された一対の環状部品４Ａ，４Ｂが、内輪１及び外輪２と同心に配置されるとともに、玉３を軸方向両側から挟んで対向配置されている。玉３を挟む両環状部品４Ａ，４Ｂの軸方向端面は相互に対向しており、これら対向面にはそれぞれ、複数の球面状凹部が等間隔を空けつつ周方向に並んで形成されている。そして、両対向面に形成された球面状凹部の数は同数であり、全て対向配置されているので、対向する２つの球面状凹部によって、保持器４を径方向に貫通する円形のポケットが構成され、各ポケット内に玉３が保持されている。
【００１７】
両環状部品４Ａ，４Ｂの対向面のうち球面状凹部が形成されていない部分４０ａ，４０ｂは、相互に突き合わされていて（以下「突き合わせ面４０ａ，４０ｂ」と記す）、これにより保持器４の柱が構成されている。すなわち、ポケットとポケットの間に柱が形成されており、等間隔を空けつつ周方向に並んでいる。そして、両環状部品４Ａ，４Ｂの対向面が突き合わされた部分（柱部分）には、軸方向に延びる貫通孔４２ａ，４２ｂがそれぞれ設けられている。
【００１８】
また、両環状部品４Ａ，４Ｂには、インロー継手構造が構成されている。すなわち、両環状部品４Ａ，４Ｂの突き合わせ面４０ａ，４０ｂのうち一方（図１の例では、環状部品４Ａの突き合わせ面４０ａ）に、インロー凸部４４ａが形成され、他方（図１の例では、環状部品４Ｂの突き合わせ面４０ｂ）にインロー凸部４４ａと係合するインロー凹部４４ｂが形成されている。インロー凸部４４ａをインロー凹部４４ｂに嵌合することにより、両環状部品４Ａ，４Ｂの内周面及び外周面の位置合わせが行われて、両環状部品４Ａ，４Ｂの接合部分に段差が生じないようになっているとともに、対向する貫通孔４２ａ，４２ｂの位置合わせが行われて、両貫通孔４２ａ，４２ｂの開口位置が合致するようになっている。
【００１９】
対向する貫通孔４２ａ，４２ｂの開口位置が合致しているため、両貫通孔４２ａ，４２ｂは一直線状に連続しており、連続する両貫通孔４２ａ，４２ｂから直線状孔が形成されている。そして、この直線状孔内に、該直線状孔の両端にわたってリベット５が挿通されていることにより、両環状部品４Ａ，４Ｂが結合され、一体化されている。なお、リベット５は、複数の柱に形成された直線状孔の全てに挿通してもよいし、一部に挿通してもよい。また、インロー凸部４４ａとインロー凹部４４ｂは、全ての柱に設けてもよいし、一部（１つ又は複数）の柱に設けてもよい。
【００２０】
両環状部品４Ａ，４Ｂはリベット５で連結されており、このリベット５を環状部品４Ａの貫通孔４２ａに保持器４の軸方向端面側（図１では左側）の開口から挿通すると、鋲頭部５１が形成されていない側の端部が環状部品４Ｂの貫通孔４２ｂの軸方向端面側（図１では右側）の開口から突出するので、この突出した端部を加締めることにより両環状部品４Ａ，４Ｂを結合することができる。図１の例では、突出した端部を加締めることにより、半球状の加締め鋲頭部５２が形成されている。
【００２１】
また、ワッシャー６により、リベット５の鋲頭部５１、加締め鋲頭部５２による環状部品４Ａ，４Ｂの軸方向端面への応力の負荷が分散されるため、環状部品４Ａ，４Ｂの鋲頭部５１、加締め鋲頭部５２との接触部が前記応力により損傷することが抑制される。尚、深溝玉軸受１０が取り付けられる装置（例えば液化ガス用ポンプ）において、深溝玉軸受１０の周囲のスペースが小さく、深溝玉軸受１０の軸方向長さをできる限り小さくしたい場合には、鋲頭部５１及び加締め鋲頭部５２が深溝玉軸受１０の側面から軸方向外側に突出することを防ぐために、貫通孔４２ａ，４２ｂの開口部分に座ぐり穴を設けてもよい。鋲頭部５１、加締め鋲頭部５２及びワッシャー６を座ぐり穴内に収容すれば、鋲頭部５１及び加締め鋲頭部５２が深溝玉軸受１０の側面から軸方向外側に突出しないので、深溝玉軸受１０の軸方向長さを小さくすることができる。
【００２２】
更に、スプリングピン７内にリベット５を挿通することにより、リベット５の端部を加締める際に加えられる力によりリベット５が湾曲することを抑制することができる。さらに、低温化に際しては、保持器４の収縮によりリベット５が変形するおそれがあるが、スプリングピン７を用いることにより保持器４の収縮量よりもスプリングピン７の収縮量の方が小さいので、スプリングピン７によりリベット５の変形が抑制される。
【００２３】
尚、スプリングピンとは、弾性を有する板を円筒状に丸めた中空管であり、周上の１箇所に長手方向に延びるスリットを有して断面Ｃ字状（長手方向に直交する平面で切断した断面）をなす部材である。その外径は直線状孔の内径よりも大きく、長さは直線状孔の長さと等しい。
【００２４】
リベット５、ワッシャー６、スプリングピン７を構成する素材は特に限定されるものではないが、何れもステンレス鋼（例えばオーステナイト系ステンレス鋼やマルテンサイト系ステンレス鋼）、炭素鋼、銅、アルミニウムが好ましい。
【００２５】
また、本発明では、保持器４を、ガラス繊維を１０〜２０質量％、ＭｏＳ２を４．５〜５．５質量％含有し、残部がポリテトラフルオロエチレン（ＰＴＦＥ）からなる樹脂組成物製とする。尚、ＰＴＦＥの含有量は樹脂組成物全量の７５〜８５質量％が好ましい。
【００２６】
ガラス繊維には制限はないが、平均繊維径が１〜１０μｍで、平均繊維長が１０〜１００μｍのものが強度や分散性の観点から好ましい。また、ガラス繊維は、母材となるＰＴＦＥとの接着性を高めるために、カップリング剤で表面処理されていることが好ましい。カップリング剤の種類は特に限定されるものではないが、シラン系カップリング剤やチタネート系カップリング剤等が適当である。
【００２７】
また、ガラス繊維の含有量が１０質量％未満であると、保持器４としての強度が不足し、耐摩耗性も十分ではなくなる。また、ガラス繊維の含有量が２０質量％を超えると、強度や耐摩耗性は高まるものの、相手材と摺動してガラス繊維が相手材を摩耗させてしまう。更には、保持器４を製造する際の成形性に劣るようになる。成形方法としては、生産性から射出成形が好ましいが、ガラス繊維が多くなるほど相対的に樹脂量が減って流動性が悪くなり、成形性が低下する。このような不都合を生じにくくするためには、ガラス繊維の含有量を１３．５〜１６．５質量％にすることが好ましい。
【００２８】
ＭｏＳ２は、保持器４に潤滑性を付与する添加剤であり、潤滑油やグリースを使用しない無潤滑環境下での潤滑性を向上させる。従って、ＭｏＳ２の含有量が４．５質量％未満では、潤滑性付与に寄与できない。但し、ＭｏＳ２の含有量が５．５質量％を超えると、潤滑性が飽和するだけでなく、保持器中での分散性が悪くなり、成形性も低下する。このような不都合を生じにくくするためには、ＭｏＳ２の含有量を４．７〜５．３質量％とすることが好ましい。また、ＭｏＳ２は、平均粒子径が０．１〜１０μｍのものが好ましい。
【００２９】
残部は、ＰＴＦＥであるが、ＰＴＦＥも潤滑性を有するため、ＭｏＳ２との組合せにより、保持器４の潤滑性をより向上させる。
【００３０】
尚、樹脂組成物には、その他にも、熱や光による劣化を防止するために、ヨウ化化合物等の熱安定剤、アミン化合物やフェノール化合物等の酸化防止剤、光安定化剤等を必要に応じて添加することができる。
【００３１】
保持器４を製造するには、上記の樹脂組成物を用いて通常の成形法により製造する。好ましくは、生産性の高さから射出成形が好ましい。
【００３２】
また、保持器は上記した通りであるが、内輪１、外輪２及び玉３を下記に示す各材料で形成することが好ましい。
【００３３】
転がり軸受は、国際標準化機構の国際規格ＩＳＯ  ４９２により規定された精度等級がＮｏｒｍａｌ  ｃｌａｓｓ以上であることが好ましく、内輪１及び外輪２は、サブゼロ処理が施された鋼、例えばステンレス鋼や高速度工具鋼、軸受鋼、浸炭鋼とすることができる。また、玉３は、サブゼロ処理が施された鋼またはセラミック製とすることができる。鋼には、上記したステンレス鋼や高速度工具鋼、軸受鋼、浸炭鋼を使用できる。
【００３４】
上記のステンレス鋼は、日本工業標準調査会の日本工業規格により規定されたマルテンサイト系ステンレス鋼、フェライト系ステンレス鋼、オーステナイト系ステンレス鋼、析出硬化系ステンレス鋼が好ましい。また、マルテンサイト系ステンレス鋼はＳＵＳ４０３、ＳＵＳ４２０、ＳＵＳ４４０Ｃがより好ましく、フェライト系ステンレス鋼はＳＵＳ４３０がより好ましく、オーステナイト系ステンレス鋼はＳＵＳ３０３、ＳＵＳ３０４、ＳＵＳ３０５、ＳＵＳ３１６、ＳＵＳ３１７がより好ましく、析出硬化系ステンレス鋼はＳＵＳ６３０又はＳＵＳ６３１がより好ましい。
【００３５】
高速度工具鋼は、アメリカ鉄鋼協会のＡＩＳＩ規格により規定された高速度工具鋼Ｍ５０または日本工業標準調査会の日本工業規格により規定された高速度工具鋼ＳＫＨ４が好ましい。
【００３６】
軸受鋼は、日本工業標準調査会の日本工業規格により規定された高炭素クロム軸受鋼ＳＵＪ２、ＳＵＪ３、ＳＵＪ４、ＳＵＪ５が好ましい。
【００３７】
浸炭鋼は、日本工業標準調査会の日本工業規格により規定されたＳＣｒ４２０、ＳＣＭ４２０、ＳＮＣＭ４２０が好ましい。
【００３８】
一方、セラミックスとしては、安価であることから金属酸化物系セラミックスが好ましく、中でもジルコニア系セラミックスが好ましく、ジルコニア−アルミナや部分安定化ジルコニアが特に好ましい。例えば、アルミナ成分と、安定化ジルコニア成分との比率を、質量比で、アルミナ成分：安定化ジルコニア成分＝５〜５０：５０〜９５としたジルコニア−アルミナが好ましい。尚、安定化ジルコニア成分は、イットリアやカルシア、マグネシア、セリア等の安定化剤を含有する。また、正方晶系ジルコニアと単斜晶系ジルコニアからなり、（イットリア／ジルコニア）モル比が２．０／９８．０〜４．０／９６．０で、アルミナを０．０１〜５．０質量％含有するジルコニア−イットリア系ジルコニアも好ましい。
【００３９】
また、各成分とも高純度であることが好ましく、例えばアルミナ成分ではＳｉＯ２、Ｆｅ２Ｏ３、Ｎａ２Ｏを極力減少させることにより、焼結性が向上してより緻密化され、更には不純物に起因する早期剥離も抑えることができる。具体的には、ＳｉＯ２、Ｆｅ２Ｏ３、Ｎａ２Ｏの含有量はそれぞれ０．３質量％以下であることが好ましく、より好ましくは０．１質量％以下、さらに好ましくは０．０２質量％以下である。
【００４０】
玉３を製造するには、アルミナ原料粉末と、ジルコニア原料粉末とを所定比率で混合し、この混合粉体を成形して成形球とし、この成形球を焼結し、ＨＩＰ成形処理を施し、仕上げ研磨を行う。尚、成形方法は圧縮成形が一般的である。また、各原料粉末が均一に混合せず、それぞれの焼結粒子が偏析すると、転がり疲労寿命が低下するようになる。偏析を防止する方法として、均一に混合するだけでなく、強く粉砕する機能を持った混合を実施することが好ましく、ボールミル混合機も可能であるが、粉砕メディアがφ１ｍｍ以下のジルコニア系のビ−ズを使用したビ−ズミル混合機が最も有効である。
【００４１】
焼結粒子は微細であることが好ましく、平均粒径を０．５μｍ以下にする。ジルコニアは７０℃を超える温度で単斜晶に相変態を起こすが、０．５μｍ以下の微粒子にすることにより単斜晶が生成してもその発生量を少なくでき、具体的には１０％以下にすることにより、玉表面の脱粒を防止して−１６０℃を下回るような極低温での耐久性を大きく向上させる。
【００４２】
焼結粒子を平均粒径０．５μｍ以下の微粒子にするには、従来の焼結温度よりも低い温度で焼結する。具体的には、従来は１６００℃程度で焼結していたが、本発明では１２００〜１４００℃で焼結する。但し、低温で焼結することにより空孔が発生しやすくなり、焼結前の成形時に成形圧がかかり難い表層部に空孔が発生しやすい。
【００４３】
そこで、焼結を行う前に、成形球を研磨して表層部を所定厚さで取り除いておく。研磨量は、成形球の外径の１／１００以上である。但し、研磨代を必要以上に多くしても材料コストが高まるだけであり、成形球の外径の５／１００以下とすることが好ましい。
【００４４】
尚、研磨機には制限はなく、例えば図２に示すスラスト研磨機の他、バレル研磨機やホールミル等を用いればよい。
【００４５】
以上、本発明の転がり軸受について深溝玉軸受１０を例示して説明したが、深溝玉軸受１０の他にも、転がり軸受としてはアンギュラ玉軸受や、円筒ころ軸受等にも適用可能である。
【００４６】
また、本発明の転がり軸受は、上記したように無潤滑環境での使用が可能であり、耐久性を向上させたものであるため、特に液化ガス用ポンプの主軸を支持するために使用することが好ましい。液化ガス用ポンプとしては、例えば図３に示すような液化ガスサブマージドポンプを例示することができる。
【００４７】
この液化ガスサブマージポンプは、吸込口と吐出口を備えたポンプケーシング内にモータを備えており、吸込口から吸い込んだ低温液体を吐出口からポンプ外に吐き出すように構成されている。本発明では、このモータのロータに嵌合するシャフトを支持するための上部軸受及び下部軸受に、上記転がり軸受を用いる。
【実施例】
【００４８】
以下に、保持器を形成する樹脂組成物のガラス繊維、ＭｏＳ２の各含有量を検証するための試験方法及びその結果を示す。先ず、試験装置について説明する。
【００４９】
（試験−１）
（１）すべり摩擦・摩耗試験装置Ａ
図４に示すように、本試験装置ではモータ１０１がカップリング１０２を介してトルクメータ１０３の軸と接続されている。トルクメータ１０３の軸の反対側には、駆動軸１０６が直動ジョイント１０４（回転力は伝達するが、軸方向にスライドする機構により軸方向の力は伝達しない）を介して接続されている。駆動軸１０６はサポート軸受１０７に支持されていて、サポート軸受１０７はサポート軸受シリンダ１０８に支持されている。サポート軸受シリンダ１０８は円筒形状で、サポート軸受ハウジング１１０にすきまばめで直動自在に支持されているが、キー１０９によりサポート軸受シリンダ１０８が駆動軸周りに回転することはない。サポート軸受シリンダ１０８のモータ側端部にはウエイト１０５が配置されていて、ウエイト１０５の重量を調整することで後述する試料１２３への試料相手軸１２２スラスト荷重を所定の大きさに設定することができるようになっている。駆動軸１０６の反モータ側に端面が設けられていて、断熱コネクティングプレート１１１を介して回転軸１１２の端面と接続されている。断熱コネクティングプレート１１１は熱伝導率の小さいセラミックス（Ｓｉ０２・Ａｌ２Ｏ３、ＺｒＯ２等）で製作されているため、回転軸１１２からの熱は駆動軸１０６に伝導しにくいようになっている。回転軸１１２の反モータ側先端は液体窒素によって冷却されるため、軸長を大きく設定して駆動軸１０６に極力熱が伝導しない（冷却されない）ようになっている。サポート軸受ハウジング１１０に同軸的に接続された第１ケーシング１１５、第２ケーシング１１６を介して試料ハウジング１１７が接続されている。試料ハウジング１１７の反モータ側端面から試料台１２４が挿入、接続されていて、試料台１２４の中央の凹部に円盤形状の試料１２３が装填されている。試料１２３は試料台１２４の凹部に勘合する試料端面と反対面を試料押さえ１２５と接していて、試料外周近傍に配置されたバネ１２６の力によって、試料台１２４の凹部の底面に押し付けられて支持されている。バネ１２６は液体窒素中の低温でもバネ定数上影響の小さいＳＵＳ３０４製になっている。試料１２３の試料台１２４に勘合した端面と反対の端面には円筒形状の試料相手軸１２２の端面が接触している。試料相手軸１２２の試料１２３とは反対側の端面には試料相手軸１２２の円筒部と同軸的に中実軸が形成されていて、リジッドカップリング１２１（弾性構造を持っていない、変形しないカップリング）を介して回転軸１１２と同軸的に接続されている。
【００５０】
スラスト荷重上は、駆動軸１１６からサポート軸受シリンダ１０８、サポート軸受１０７等、断熱コネクティングプレート１１１等、回転軸１１２、リジッドカップリング１２１、試料相手軸１２２は一体的になっているため、試料端面には上記部材の自重と前述したウエイト重量の合計荷重がスラスト荷重となって負荷されることになる。所定のスラスト荷重を負荷した状態でモータ１０１を回転させれば、試料１２３の端面と試料相手軸１２２の端面とが相対回転して摺動するため、すべり摩擦・摩耗試験を行うことができる。液体窒素によって試料１２３の周辺が冷却されて、部材が熱収縮して軸方向に縮む現象が生じても、直動ジョイント１０４が機能して収縮を吸収するため、スラスト荷重は変化することなく、安定して試料１２３に負荷される構造になっている。
【００５１】
試料ハウジング１１７をデュワー容器１１９の開口部１２０から挿入し、合成樹脂製の天板１１８で密閉し、天板１１８に外から挿入された液体窒素供給ノズル１１４によって液体窒素をデュワー容器１１９の内部に注入し、試料相手軸１２２のレベルまでを浸漬して試験を行うことで、液体窒素中でのすべり摩擦・摩耗試験を構築できる。デュワー容器１１９の液体窒素の液面レベルは、液体窒素液面センサ１１３により監視されていて、液体窒素が蒸発等で少なくなり、液面が所定の位置（センサ先端１１３Ａ上に５段階程度に配置されたレベルの中の所定の位置）より降下した場合は、図示しない液体窒素自動供給装置が作動して、液体窒素供給ノズル１１４の先端１１４Ａから液体窒素が補充される。それにより、試験相手軸１２２（正しくは、試験相手軸１１２と試料１２３との接触面）は常に液体窒素中に置かれて、試験が継続される。
【００５２】
試料相手軸１２２の回転中は、トルクメータ１０３によって動摩擦トルクが測定できる。但し、測定値にはサポート軸受１０７の動摩擦トルクも含まれるが、サポート軸受１０７の動摩擦トルク値は一定として、測定値から減じた残りの値を摩擦・摩耗試験の動摩擦トルク値とする。
【００５３】
試料相手軸１２２を所定総回転数、回転させた後、試料１２３を取り出して、試験後の重量値を測定し、試験前重量値から減じることで試料１２３の摩耗重量を求めることができる。
【００５４】
（２）軸受試験装置
本試験装置は、上記したすべり摩擦・摩耗試験装置Ａから試料ハウジング１１７の周辺を交換し、残りの大部分は共通仕様であるため、その変更点のみを示す。図５に示すように、本装置は、トルクメータと駆動軸とは直動ジョイントではない通常のカップリング２３０で接続されている。サポート軸受シリンダは、サポート軸受ハウジングに勘合しているのは同一であるが、セットスクリュー２３１が配置されていて、相互に軸方向に動くことはなく固定されている。
【００５５】
試験軸受２３５は上下同一の形式の軸受で、試験軸受軸２３８の両端に勘合された後、試験軸受ハウジング２３６に装填され、軸受押さえ２３４を介してバネ２３３の予圧荷重を負荷されて、予圧状態のスピンドル構造で支持されている。試験軸受ハウジング２３６は試料ハウジングの反モータ側開口部から装填され締結される。
【００５６】
試験軸受軸２３８のモータ側端部は、直動ジョイント２３２によって回転軸と接続されている。液体窒素浸漬による冷却の影響で試験軸受軸２３８と試料ハウジングとが軸方向に相対的に変位したとしても、直動ジョイント２３２の機能により軸方向の変位は吸収されて試験軸受２３５に軸方向の荷重は、予圧荷重を除いて発生しないようになっている。予圧用のバネ２３３は、液体窒素からの冷却の影響によるばね定数変化を受けにくいＳＵＳ３０４製とする。
【００５７】
下側の試験軸受近傍には、エンドキャップが配置されている。エンドキャップ中央には大きく開口部２３９が設けられているので、そこを通して液体窒素の出入りは自由になっている。試験軸受２３５を装着した試料ハウジングをデュワー容器内に挿入し、所定の位置に固定した後、液体窒素を注入して上側の試験軸受より上位まで浸漬させる。その後、モータを回転させれば、液体窒素中で軸受の回転試験が実施できる。回転中の試験軸受２３５の状況はトルクメータで動摩擦トルク変化をモニタする他、試験軸受外輪に接触させて配置した熱電対２３７によっても試験軸受２３５に急激な温度変化が生じた場合は感知できる。
【００５８】
液体窒素液面センサと、図示しない液体窒素自動供給装置との働きにより、液体窒素の液面レベルが降下した場合は、液体窒素が供給ノズルより補充され、常に試料ハウジング（試験軸受２３５）が液体窒素中に浸漬された状態を保つことは同一である。
【００５９】
（３）リベット被締結性評価試験装置
図６に示すように、本試験装置は、支持リング４４２の開口部口元周辺から複数の支柱４４３が支持リング４４２の端面に垂直に配置されていて、支柱４４３の反支持リング端面が下方に位置している。支柱４４３の反支持リング端面には二段円柱形状の試料台４４４が締結されていて、支持リング穴上方から俯瞰すると、試料台４４４の端面が支持リング穴の中央位置、下方に配置されているのが確認できる。
【００６０】
試料は２種あり、小径試料４４９は円盤、大径試料４５０はリング形状をなしている。両試料４４９，４５０を同軸的に重ね、重なり部分の３等配位置に貫通穴を設けて、そこにスプリングピン４４８を挿入し、スプリングピン４４８の内径穴か、あるいは貫通穴に直接、リベット４４６を挿入し、両側からかしめてリベットヘッドを形成し、両試料４４９，４５０を締結する。試験条件によっては、リベットヘッドと試料４４９，４５０との間にワッシャー４４７を挿入する。尚、ワッシャー４４７を挿入したり、スプリングピン４４８は挿入せずにリベット４４６か、リベット４４６とワッシャー４４７のみで締結する場合がある。
【００６１】
尚、小径試料４４９は約φ４０ｍｍ×５ｍｍ、大径試料４５０は約φ５５〜６０ｍｍ×φ３０ｍｍ×５ｍｍである、また、リベット４４６、ワッシャー４４７及びスプリングピン４４８は、何れもＳＵＳ３０４製であり、リベット４４６の形状は中央ストレート部直径がφ１ｍｍ、リベットヘッド直径がφ２ｍｍであり、ワッシャー４４７の形状は外径φ３ｍｍ×内径φ１ｍｍであり、スプリングピン４４８の形状は外径φ２〜２．２５ｍｍである。
【００６２】
二分割した両試料４４９，４５０をリベット４４６のみで締結するものと、スプリングピン４４８を挿入して一体化した後、ワッシャー４４７を装着したリベット４４６をスプリングピン４４８に挿入して締結したものとの２種の試料を製作した。同様にして、同一形状の純ＰＴＦＥ試料を製作した。
【００６３】
大径試料４５０の内径は試料台４４４の端面部分が勘合するように設定されていて、締結された両試料４４９，４５０を勘合させると、小径試料４４９の端面が試料台端面と接することになる。小径試料４４９に設けられた３等配貫通穴にねじを挿入して小径試料４４９と試料台４４４とを締結すれば、試料４４３を試料台４４４に固定することができる。この時、ねじ頭部と小径試料４４９の端面との間に押さえ板４４５を挿入して小径試料４４９の背板とし、締結力が小径試料４４９のねじ頭部対応部位に集中せず、小径試料４４９の押さえ板対応領域に均一に作用するようにする。
【００６４】
押し型４４１の内径は小径試料４４９の外径が勘合するようになっていて、押し型４４１を小径試料４４９に勘合させると、図７に示すように、押し型端面４５１は大径試料４５０の端面の小径試料４４９に重なっていない領域（外周よりのリング形状部分）と接触する。この時、押し型４４１を、球面座４４０を介して上方から押し下げてやれば，押し型端面４５１が大径試料４５０の外周よりのリング形状部分を押し下げることになる。小径試料４４９は試料台４４４の端面に固定されているため、押し型４４１が下降して大径試料４５０を押し下げて、大径試料４５０が下方に変位しても小径試料４４９は元の位置にとどまろうとするため、両試料４４９，４５０は相対的に引き剥がされる荷重が負荷されることになる。
【００６５】
押し下げ荷重をどんどん大きくすると、荷重に試料４４９，４５０、あるいはリベット４４６が耐えられなくなり、いずれは試料４４９，４５０かリベット４４６，あるいはその両方が破断して両試料４４９，４５０は分離してしまう。破断する前に押し下げ荷重の負荷をやめれば、試料厚み途中までリベット４４６が食い込んだ状態になる。押し下げ荷重値を一定として、そのリベット４４６が食い込んだ深さ、あるいはワッシャー４４７が食い込んだ深さを測定することで、試料４４９，４５０のリベット締結性を定量的に評価することができる。尚、食い込む箇所は試料表裏で合計６箇所あるので、その６箇所の食い込み深さの平均値を「くいこみ深さ」とする。
【００６６】
支持リング４４２の外径を図示しないデュワー容器開口部直径より大きく設定し、支持リング４４２より下方の部分をデュワー容器内に挿入し、支持リング４４２をデュワー容器開口部口元で支持し、試料位置上まで液体窒素を図示しない液体窒素供給装置と同液体窒素供給ノズルから注入して試料４４９，４５０を浸漬することにより、試料材料による液体窒素中のリベット締結性の比較評価を行うことができる。
【００６７】
上記の各試験装置を用いて、次の検証を行った。
【００６８】
（ガラス繊維含有量の検証）
ここでは、ＭｏＳ２を含有せず、ガラス繊維のみを含有する保持器について、ガラス繊維の含有量と、液体窒素中での摩擦量との関係を調べた。
【００６９】
先ず、ＰＴＦＥ粉末に、ガラス繊維を０〜４０質量％で変化させて添加して混練し、溶融・押し出し成形して紐状とし、裁断してペレットを作製した。このペレットを再度、溶融・圧縮押し出し成形して丸棒を製作し、それを機械加工して所定の試料形状（約φ４０ｍｍ×５ｍｍ）とした。尚、試料の表面粗さ（試験端面）を３．２μＲａより良好とした。
【００７０】
そして、図４に示したすべり摩擦・摩耗試験装置Ａ（試料相手軸：ＳＵＳ４４０Ｃ熱処理品、ＨｒＣ５８以上、試料相手軸面粗さ（試料対向端面）：０．１μＲａ）に試料を装着し、液体窒素（約−１９６℃）で冷却した状態で１００００ｍｉｎ−１にて回転させ、初期摩耗を充分過ぎると考えられる総回転数１×１０７回転まで走行させて試験を終了し、試料を取り出して試験前後の重量変化（重量減量）を測定した。純ＰＴＦＥ（ガラス繊維添加なし）についても同様に試験を行い、純ＰＴＦＥの重量減量との比（比摩耗量）を求めた。
【００７１】
結果を図８に示すが、ガラス繊維添加量が１０〜２０質量％の時に比摩耗量が著しく小さくなっており、特に１３．５〜１６．５質量%の時に最少となる。これに対し、ガラス繊維添加量が２０質量％を超えると、逆に比摩耗量が大きくなる。これは、試料相手軸と試料が摺動する時に、ガラス繊維が試料相手軸を摩耗させ、その摩耗粉の残りが試料相手軸と試料との境界でさらに試料の摩耗を促進させることになるものと推定される。
【００７２】
（ＭｏＳ２含有量の検証−１）
ここでは、ガラス繊維を含有せず、ＭｏＳ２のみを含有する場合について、ＭｏＳ２含有量と、液体窒素中での動摩擦トルクとの関係を調べた。
【００７３】
先ず、ＰＴＦＥ粉末に、ＭｏＳ２粉末を所定量添加して混錬し、溶融・押し出し成形して紐状にし、裁断してペレットを作製した。このペレットを再度、溶融・圧縮押し出し成形して丸棒を製作し，それを機械加工して所定の試料形状（約φ４０ｍｍ×５ｍｍ）とした。尚、試料の表面粗さ（試験端面）を３．２μＲａより良好とした。また、ＭｏＳ２を含有しない純ＰＴＦＥ粉末を用いて、同様の試料を作製した。
【００７４】
そして、図４に示したすべり摩擦・摩耗試験装置Ａ（試料相手軸：ＳＵＳ４４０Ｃ熱処理品、ＨｒＣ５８以上、試料相手軸面粗さ（試料対向端面）：０．１μＲａ）に試料を装着し、液体窒素で冷却した状態で１００００ｍｉｎ−１にて回転させ、動摩擦トルク値を連続して測定した。尚、動摩擦トルク値にはサポート軸受の動摩擦トルクも含まれているが、全試験に共通の底上げ分としてそれを含んだ値を本試験の動摩擦トルク値とした。その際、初期摩耗状態であると考えられる総回転数１×１０６回転時の動摩擦トルク値と、充分初期摩耗状態を過ぎたと考えられる総回転数１×１０７回転時の動摩擦トルク値とを測定した。純ＰＴＦＥについて同様の試験を行い、１×１０６回転時の動摩擦トルク値を測定した。そして、この純ＰＴＦＥの動摩擦トルク値との比（比動摩擦トルク値）を求めた。
【００７５】
結果を図９に示すが、総回転数１×１０７回転では、比動摩擦トルク値は、ＭｏＳ２添加量が５質量％の時に最も小さくなっている。また、総回転数１×１０６回転時点では、純ＰＴＦＥの方がＭｏＳ２を添加した試料よりも比動摩擦トルク値が大きいが、走行距離が進んで総回転数１×１０７回転になると、純ＰＴＦＥよりもＭｏＳ２を添加した試料の方が比動摩擦トルク値が小さくなる。これは、ＰＴＦＥの摩耗形態が砂糖や塩のような細かい粒の摩耗粉で脱粒していくのではなく、それよりも格段に大きい塊で脱粒するので、摩耗が進むと試料面粗さが格段に大きくなり、その結果、動摩擦トルク値が大きくなるためと推測される。
【００７６】
（ＭｏＳ２含有量の検証−２）
ここでは、ガラス繊維及びＭｏＳ２を含有する場合の、ＭｏＳ２の含有量と、液体窒素中での動摩擦トルクとの関係を調べた。
【００７７】
先ず、ＰＴＦＥ粉末に、ガラス繊維を１５質量％で一定、ＭｏＳ２粉末を所定量添加して混錬し、溶融・押し出し成形して紐状にし、裁断してペレットを作製した。このペレットを再度、溶融・圧縮押し出し成形して丸棒を製作し、それを機械加工して所定の試料形状（約φ４０ｍｍ×５ｍｍ）とした。尚、試料の表面粗さ（試験端面）を３．２μＲａより良好とした。また、同様にして、ガラス繊維を１５質量％含有し、ＭｏＳ２を含有しない比較用試料を作製した。
【００７８】
そして、上記のＭｏＳ２含有量の検証−１と同様にして動摩擦トルク値を連続して測定し、比較用試料の総回転数１×１０６回転時の動摩擦トルク値との比（比動摩擦トルク値）を求めた。
【００７９】
結果を図１０に示すが、総回転数１×１０７回転では、ＭｏＳ２添加量が４．５〜５．５質量％の時に比動摩擦トルク値が最も小さくなっている。また、総回転数１×１０６回転時点では、比較用試料の方がＭｏＳ２を添加した試料よりも比動摩擦トルク値が大きいが、走行距離が進んで総回転数１×１０７回転になると、比較用試料よりもＭｏＳ２を添加した試料の方が比動摩擦トルク値が小さくなっている。これは、ＰＴＦＥの摩耗形態が砂糖や塩のような細かい粒の摩耗粉で脱粒していくのではなく、それよりも格段に大きい塊で脱粒するので、摩耗が進むと試料面あらさが格段に大きくなり、その結果、動摩擦トルク値が大きくなるためと推測される。
【００８０】
（ガラス繊維及びＭｏＳ２含有保持器を備える転がり軸受と、ガラス繊維含有、ＭｏＳ２非含有保持器を備える転がり軸受との耐久性能比較）
上記の結果を踏まえ、ガラス繊維及びＭｏＳ２含有保持器を備える転がり軸受と、ガラス繊維を含有し、ＭｏＳ２を含有しない保持器を備える転がり軸受との液体窒素中での耐久性能を比較した。
【００８１】
先ず、ＰＴＦＥ粉末に、ガラス繊維を１５質量％、ＭｏＳ２粉末を５質量％添加して混錬し、溶融・押し出し成形して紐状にし、裁断してペレットを作製した。このペレットを再度、溶融・圧縮押し出し成形して丸棒を製作し、それを機械加工してアンギュラ玉軸受（内径２５ｍｍ）用のもみ抜き保持器（ガラス繊維及びＭｏＳ２含有保持器）を作製した。また、ＰＴＦＥ粉末に、ガラス繊維を１５質量％添加し、ＭｏＳ２未添加にして同様の保持器（ガラス繊維含有・ＭｏＳ２非含有保持器）を作製した。
【００８２】
そして、各保持器、並びに何れもＳＵＳ４４０Ｃの熱処理品（ＨｒＣ５８以上）からなる内外輪及びボールを用いてアンギュラ玉軸受を組み立て、図５に示した軸受試験装置に装着した。尚、試験装置において、試験軸受軸をＳＵＳ４４０Ｃ（熱処理品、ＨｒＣ５８以上）とし、試験軸受ハウジングを同材料にすることにより、両者の熱膨張係数を同一にした。試験は、スピンドル構造に組み上げた試験軸受を液体窒素で冷却した状態とし、１００００ｍｉｎ−１にて回転させながら、動摩擦トルク値・軸受外輪温度を連続して測定した。動摩擦トルク値にはサポート軸受の動摩擦トルクも含まれているが、全試験に共通の底上げ分としてそれを含んだ値を本試験の動摩擦トルク値とした。そして、動摩擦トルク値が急激に大きくなったり、軸受外輪温度が急激に高くなったり、異音が発生したり、その他軸受の損傷が原因とされる現象が発生した場合に試験を中断して試料ハウジンングを試験装置から取り外し、軸受を手回し・観察して軸受損傷の有無を同定した。その時、軸受損傷と確認された場合、それまでの総回転数をその軸受の耐久性能とした。尚、ガラス繊維及びＭｏＳ２含有保持器を備える転がり軸受については２セット（図１１に＃１、＃２と表記）、ガラス繊維含有・ＭｏＳ２非含有保持器を備える転がり軸受については１セットのみ試験を行った。
【００８３】
結果を図１１に示すが、ガラス繊維含有・ＭｏＳ２非含有保持器を備える軸受が総回転数１×１０７回転に到達せずに耐久性能で試験終了となったのに対し、ガラス繊維及びＭｏＳ２含有保持器を備える軸受は、２セットとも総回転数１×１０８回転を超えて走行し、試験打ち切りとなった。即ち、ガラス繊維を１５質量％並びにＭｏＳ２を５質量％含有するＰＴＦＥ製の保持器を備える軸受は、ガラス繊維を同じく１５質量％含有するものの、ＭｏＳ２を含有しないＰＴＦＥ製の保持器を備える軸受に比べて、液体窒素中で１０倍以上の耐久性能を有する。このことから、本発明の転がり軸受は、低温液化ガス中で使用する軸受として好適であると言える。
【００８４】
（リベット締結性評価−１）
ここでは、リベット及びワッシャーを用いて締結したときと、スプリングピン、リベット及びワッシャーを用いて締結したときの締結効果を評価した。
【００８５】
先ず、ＰＴＦＥ粉末に、ガラス繊維を１５質量％、ＭｏＳ２粉末を５質量％添加して混錬し、溶融・押し出し成形して紐状にし、裁断してペレットを作製した。このペレットをを再度、溶融・圧縮押し出し成形して丸棒を製作し、それを機械加工して図６、７に示したリベット被締結性評価試験装置用の小径試料及び大径試料を製作した。また、純ＰＴＦＥ製の小径試料及び大径試料を作製した。
【００８６】
そして、何れもＳＵＳ３０４製のリベットを用いて小径試料及び大径試料を、液体窒素で冷却された状態の同試験装置（試料台及び押し型：ＳＵＳ３０４）に装着し、締結された両試料を引き剥がす方向に一定荷重を負荷した後、締結部分に残存するリベットヘッドの食い込み深さを、計６箇所で測定してその平均値を求め、それによって試料の被締結性能を比較した。また、スプリングピンを挿入し、さらにリベットヘッドと試料との間にワッシャー（ＳＵＳＵ３０４製）を挿入した場合も同様の試験を行い、ワッシャーの有無の違いによる試料の被締結性能を比較した。
【００８７】
結果を図１２に示すが、ガラス繊維及びＭｏＳ２を含有するＰＴＦＥは、純ＰＴＦＥに比べてリベット被締結性能は約２倍であり、更にリベットにワッシャーを挿入することにより約３倍にすることができる。
【００８８】
また、ガラス繊維及びＭｏＳ２含有ＰＴＦＥについて、リベット断面積に対するリベットヘッド面積比、並びにワッシャー面積（リング形状の）比の影響についても検討した。尚、リベットの形状は中央ストレート部直径がφ１ｍｍ、リベットヘッド直径がφ２ｍｍであり、ワッシャーの形状は外径φ３ｍｍ×内径φ１ｍｍであるため、下記に示すように、リベット断面積に対するリベットヘッド受圧面積比は３、リベット断面積に対するワッシャー受圧面積比は５となるが、その時のくぼみ深さ比は図１２に示すようにそれぞれ約０．５と約０．３となるため、受圧面積比が大きくなるとくぼみ深さ比は小さくなることが分かる。即ち、ワッシャーを挿入して受圧面積を大きくした方が、ガラス繊維及びＭｏＳ２含有ＰＴＦＥの被締結性能がより発揮されることになり、言い換えればワッシャー挿入構造に有利な材質と言える。図１３に、この結果を基に、リベット断面積とリベットくぼみ深さとの関係をグラフ化して示す。
リベット断面積：π（１２）／４
リベットヘッド受圧面積：π（２２−１２）／４
スプリングワッシャー端面積：π（２２−１２）／４
ワッシャー面積：π（３２−１２）／４
ワッシャー受圧面積：π（３２−２２）／４
リベット断面積に対するリベットヘッド受圧面積：（２２−１２）／（１２）＝３
リベット断面積に対するワッシャー受圧面積：（３２−２２）／（１２）＝５
【００８９】
（リベット締結性評価−２）
ここでは、上記のリベット締結性評価−１の結果を踏まえ、ガラス繊維及びＭｏＳ２含有ＰＴＦＥ製保持器と、純ＰＴＦＥ製保持器とのリベット被締結性能を比較した。
【００９０】
先ず、ＰＴＦＥ粉末に、ガラス繊維を１５質量％、ＭｏＳ２粉末を５質量％添加して混錬し、溶融・押し出し成形して紐状にし、裁断してペレットを作製した。このペレットを再度、溶融・圧縮押し出し成形して丸棒を製作し、それを機械加工して深溝玉軸受（内径２５ｍｍｍ）用の二分割もみ抜き保持器を製作した。また、純ＰＴＦＥ製の同保持器を作製した。
【００９１】
そして、それぞれの材質からなる二分割保持器を用い、リベットのみで締結したものと、スプリングピンを挿入して一体化した後、ワッシャーを装着したリベットをスプリングピンに挿入して締結したものとの２種の保持器を作製し、それを用いて深溝玉軸受を組み立て試験軸受とした。内外輪及びボールにはＳＵＳ４４０Ｃの熱処理品（ＨｒＣ５８以上）を用いた。その際、試験軸受が必ずリベット締結部分で破損するようにリベット個数を３個に制限し、保持器円周上３等配位置で締結した。それ以外の部品では二分割保持器を締結せず、保持器は上記３個のリベットのみで締結されている特殊保持器となる。
【００９２】
そして、試験軸受を図５に示した軸受試験装置（試験軸受軸及び試験軸受ハウジングを、共にＳＵＳ４４０Ｃの熱処理品（ＨｒＣ５８以上）として熱膨張係数を一致させている）に装着し、液体窒素で冷却した状態とし、１００００ｍｉｎ−１にて回転させ、リベット締結部分が破損して回転不能になるまでの総回転数を測定した。その際、加速試験を目的として、保持器が比較的大きな荷重を受けるようにバネで予圧荷重を調整した。また、試験は同一保持器につき、各４回行った。
【００９３】
結果を図１４に示すが、液体窒素中で、ガラス繊維及びＭｏＳ２含有ＰＴＦＥ製保持器を備える試験軸受は、純ＰＴＦＥ保持器を備える試験軸受に対して、（１）リベットのみ、ワッシャーなしの時に３倍以上、（２）リベット及びワッシャーありの時に５倍以上のリベット被締結性能（耐久性能）があることがわかる。このことからも、ガラス繊維及びＭｏＳ２を含有するＰＴＦＥ樹脂組成物は、低温液化ガス中で使用する軸受の保持器材料として好適であると言える。
【００９４】
（試験−２）
本試験−２では、好ましい転動体材料であるアルミナージルコニア系セラミックスについて試験−１と同様の検証を行った。先ず、保持器中のガラス繊維、ＭｏＳ２の影響について、図１５及び図１６（図１５の部分拡大図）に示すすべり摩擦・摩耗試験装置Ｂを用いて調べた。
【００９５】
図示される試験装置は、図４に示したすべり摩擦・摩耗試験装置Ａに類似する構成を有しおり、共通の部材には同一の符号で示して説明を省略する。即ち、図４に示したすべり摩擦・摩耗試験装置Ａでは試験相手軸１２２が試料１２３と接していたが、すべり摩擦・摩耗試験装置Ｂではボールホルダ５００に保持されたボール５０１が試料１２３と接するように構成されている。
【００９６】
図１６にボール５０１の周辺を拡大して示すが、ボールホルダ５００の試料１２３に対向する端面にボールホルダテーパ部５１０が設けられていて、そこにボール５０１が収容される。ボール５０１はボール押さえ５１１によって試料側からボールホルダテーパ部５１０に押し付けられている。ボール押さえ５１１のボール側端面にはボール押さえテーパ部５３０が設けられているため、ボール押さえ５１１とボールホルダ５００とをねじで締結することでボール５０１がボールホルダテーパ部５１０に押し付けられる。ボール押さえ５１１の試料側端面には開口部５３２が設けられていて、そこからボール押さえ５１１の端面位置を越えて試料寄りにボール５０１の一部が突出し、試料端面とボール表面とが接触できるようになっている。前述のとおり、ボールホルダテーパ部５１０のテーパは、試料１２３と反対側に設けられたボールホルダカップリング用軸部５３１に同軸的に成形されているため、ボール５０１はリジッドカップリング１２１を介して回転軸１１２と同軸的一体的に回転させることができる。
【００９７】
上記において、ボール５０１として、焼結粒子の平均粒径が０．５μｍ以下で、単斜晶量が１０％以下に調整したアルミナ−ジルコニア系複合セラミック製で、表面粗さが０．０５μｍＲａのボールを用い、上記（試験−１）の（ガラス繊維含有量の検証）と同様にしてガラス繊維含有量の影響を調べた。
【００９８】
結果を図１７に示すが、摩耗量が少ない範囲は、図８に示した（試験−１）での結果と同様に、ガラス繊維添加量が１０〜２０質量％の範囲であり、１３．５〜１６．５質量％が特に好ましいといえる。
【００９９】
また、すべり摩擦・摩耗試験装置Ｂを用い、（試験−１）の（ＭｏＳ２含有量の検証−１）と同様にして、ＭｏＳ２添加量と動摩擦トルクとの関係を調べた。結果を図１８に示すが、図９に示した（試験−１）での結果と同様に５質量％で動摩擦トルクが最少になっており、同様の傾向が見られた。
【０１００】
更に、すべり摩擦・摩耗試験装置Ｂを用い、（試験−１）の（ＭｏＳ２含有量の検証−２）と同様にして、ＭｏＳ２添加量と動摩擦トルクとの関係を調べた。結果を図１９に示すが、図１０に示した（試験−１）での結果と同様に４．５〜５．５質量％で動摩擦トルクが最少になっており、同様の傾向が見られた。
【０１０１】
（ボール材質による耐久性能比較）
ガラス繊維及びＭｏＳ２含有保持器を組み込んだ軸受において、ボール素材による耐久性能を比較した。
【０１０２】
先ず、ＰＴＦＥ粉末に、ガラス繊維（直径１〜１０μｍ、長さ１０〜１００μｍ）を１５質量％、ＭｏＳ２（粒径０．１〜１０μｍ）を５質量％添加して混錬し、溶融・押し出し成形して紐状にし、裁断してペレットを作製した。このペレットを再度、溶融・圧縮押し出し成形して丸棒を製作し、それを機械加工してアンギュラ玉軸受（内径２５ｍｍ）用のもみ抜き保持器を作製した。
【０１０３】
そして、（１）ＳＵＳ４４０Ｃ（熱処理品、ＨｒＣ５８以上）製のボール、（２）窒化珪素製ボール、（３）アルミナ成分：ジルコニア成分＝２０：８０のアルミナ−ジルコニア系複合セラミックス製ボールと、上記保持器並びにＳＵＳ４４０Ｃ（熱処理品、ＨｒＣ５８以上）製内外輪を用いて試験軸受を組み立てた。
【０１０４】
上記試験軸受（２個１セット）を図５に示した試験装置に装着し、動摩擦トルク値・軸受外輪温度を連続して測定した。動摩擦トルク値にはサポート軸受の動摩擦トルクも含まれているが、全試験に共通の底上げ分としてそれを含んだ値を本試験の動摩擦トルク値とする。動摩擦トルク値が急激に大きくなったり、軸受外輪温度が急激に高くなったり、異音が発生したり、その他軸受の損傷が原因とされる現象が発生した場合に試験を中断して、試料ハウジンングを試験装置から取り外し、軸受を手回し・観察し、軸受損傷の有無を同定した。その時、軸受損傷と確認された場合、それまでの総回転数をその軸受の耐久性能とした。
【０１０５】
尚、評価試験を加速するためにボール個数を規定個数の約３０％に減数し、ボール1個あたりに負荷される荷重を規定個数の場合に対して格段に大きくして試験を行った。ボールに負荷される荷重が大きくなると、保持器に対する摩擦力が大きくなり、保持器が変形しやすくなったり、摩耗しやすくなったりするので、軸受走行距離（総回転数）を小さくして試験を加速することが可能となる。
【０１０６】
結果を図２０に示すが、ＳＵＳ４４０Ｃ製ボールを用いた試験軸受が総回転数６．２×１０６で試験終了となったのに対し、窒化珪素製ボールを用いた試験軸受では総回転数４．２×１０７まで耐久性能が向上した。更に、アルミナ−ジルコニア系複合セラミックス製ボールを用いた試験軸受では、総回転数８．５×１０７まで耐久性能を更に向上させることができた。従って、液体窒素中で、ＰＴＦＥにガラス繊維を１５質量％及びＭｏＳ２を５質量％添加した保持器を有する転がり軸受は、ボールを窒化珪素製にした場合はＳＵＳ４４０Ｃ製ボールの約７倍、アルミナ−ジルコニア系複合セラミックス製にした場合はＳＵＳ４４０Ｃ製ボールの約１４倍の耐久性能を有する。このことから、ガラス繊維及びＭｏＳ２含有保持器と、アルミナ−ジルコニア系複合セラミックス製ボールとを備える転がり軸受は、低温液化ガス中で使用する軸受として好適であると言える。
【０１０７】
（転動体における焼結粒子の平均粒径及び単斜晶量の検証）
アルミナ原料粉末と、ジルコニア原料粉末とを、アルミナ：ジルコニア＝２：８となるように調合し、ボ−ルミルにてイオン交換水中で２４時間の湿式混合を行なった。混合後、成形バインダ−を添加しスプレドライヤ−にて乾燥造粒を行い、成形プレス用の粉末を作製した。得られた成形プレス用粉末を用いてφ１１ｍｍの玉を成形した。成形は、１．５ｔｏｎ／ｃｍ２の成形圧にて一軸油圧プレスにて行った。
【０１０８】
そして、成形球を焼結温度１２００℃、１３００℃、１４００℃、１５００℃、１６００℃または１７００℃にて焼結した。次いで、ＨＩＰ処理を各焼結温度に対し−１００℃に設定して行った後、得られた素球を研磨し、低温（約−１９６℃、液体窒素中）条件にて２４時間放置して試験球を作製した。
【０１０９】
作製した試験球について、単斜晶量をＸ線回折により求めた。また、焼結粒子の平均粒径を、フルマンの式にてして求めた。結果を表１に示す。
【０１１０】
また、試験球を用いて図１５に示したすべり摩擦・摩耗試験装置Ｂによりボールオンディスク試験を実施した。ディスク（円盤試料）にはＳＵＳ４４０Ｃ製で、焼入れ焼戻しを施した後に、ボール対向面を研磨後にラップ仕上げを施し、面粗さを０．０５μｍＲａとしたものを用いた。結果を表１に示す。摩耗の進行によって試験後のディスクの面粗さの値は当初の０．０５μｍより大きくなるが、その値が０．１μｍＲａ未満を「○」、０．１μｍＲａ以上を「×」とした。
【０１１１】
【表１】
2016075386.tif 000003
【０１１２】
表１に示すように、焼結粒子の平均粒径が０．５μｍ以下であれば、単斜晶量が１０％以下であり、耐摩耗性能に優れることが分かる。
【０１１３】
（転送体表面の研磨量の検証）
上記の（転動体における焼結粒子の平均粒径及び単斜晶量の検証）と同様にしてφ５ｍｍの成形球を作製した後、図２に示すスラスト研磨機を用いて成形球の表面を２０μｍ（外径の２／５００）、４０μｍ（外径の４／５００）、５０μｍ（外径の５／５００）、７０μｍ（外径の７／５００）の厚さで研磨した。
【０１１４】
次いで、研磨後の成形球を焼結温度１４００℃にて焼結し、１３００℃にてＨＩＰ処理した後、得られた素球を研磨し、低温（約−１９６℃、液体窒素中）条件にて２４時間放置した。この低温下での放置後、各試験球について表層部断面の顕微鏡写真を撮影した。
【０１１５】
撮影した写真を図２１〜２４に示すが、成形球を研磨する際の研磨量が成形球の外径の１／１００以上である５０μｍ及び７０μｍでは、組織中に欠陥が観察されず均一組織であった。
【符号の説明】
【０１１６】
１  内輪
２  外輪
３  玉
４  保持器
５  リベット
６  ワッシャー
７  スプリングピン
【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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【図１７】
2016075386.tif 000020
【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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