大分工業高等専門学校紀要

第 43 号(平成 18 年 11 月)

すべり軸受の油膜形成状態

福 永 圭 悟12・ 麻 生 宜 農・ 川 野 紘 平

3・ 藤 井 定

41,4 機械工学科，2 機械・環境システム工学専攻，3 大分高専機械工学科平成 17 年度卒業生

減速機部ギヤケースの一部に構成されるすべり軸受によって，直接，ジャーナルを支持するために，接触率測定法を用いてすべり面油膜形成状態を測定し，潤滑状態を調べた．直径32mm，幅20mmのFC200製すべり軸受，および同じ直径32mmのS45C製ジャーナルを，Li石けんグリースNLGI 0号およびギヤ油ISO VG150を用いて潤滑した．測定条件はすべり速度v=0.034～1.01m/s，垂直荷重W=0.314～6.51kNでおこなった．グリース，ギヤ油潤滑いずれの場合も，油膜形成状態の良否を示す分離度βはvの1/2乗に比例し，Wに反比例することがわかった．また，摩擦係数μはvに比例し，Wの1/2乗に反比例することもわかった．さらに本実験条件範囲内での潤滑は流体潤滑および混合潤滑であることがわかった．

Key Words : plain bearing ，oil film formation， grease lubrication，coefficient of friction

１．緒論の変形ともいえるもので，抵抗の絶対値のかわりに二面の接触，分離に伴う電気抵抗値の変化を測定することに一般に，ギヤードモータ減速機部分の出力軸および歯よって接触率を知ろうというものである 1)．

車軸の回転支持には玉軸受やスリーブ軸受などが使われる．立体駐車場駆動用ギヤードモータでは，出力軸反負荷側支持の一部にはすべり軸受が適用されているが潤滑特性の解明には至っていない．減速機1台に4～6個の軸受が必要であるが，玉軸受を使うことでギヤードモータの構造が複雑になり，製造コストが高くなる．そこで，出力軸や歯車軸のジャーナル部をギヤケースで直接支持する技術を確立できれば減速機構造の簡素化および製造コストの低減が実現できる．しかし，そのためにはすべり軸受部の油膜形成状態解明，潤滑剤の温度上昇，焼付き条件解明，グリース潤滑特性の解明，トルク変動による摩擦特性の変化，など様々な設計上の課題がある．特にFig. 1 Measuring circuit figure of separating voltage

油膜形成状態の解明は信頼できるすべり軸受設計条件確立につながると考えられ，重要な設計アイテムである．
実際のギヤードモータ減速機部では，ジャーナル回転数がN=20～600r/minで運転されることが多い．本研究ではギヤケース材料と同じFC200製すべり軸受を用いて実験した．ここでは，油膜形成状態，すべり速度，摩擦係数などの相互関係がわかったので報告する．

２．油膜形成状態測定方法
すべり軸受とジャーナル間の分離電圧を測定することによって油膜形成状態の良否がわかる．分離電圧測定には，接触率測定法を用いた．接触率測定法は電気抵抗法- 7 -Fig. 2

Measuring circuit of separating voltage

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接触率測定法を用いてジャーナルとすべり軸受間の油v=0.034～1.01m/sでジャーナルが回転する．ジャーナル

膜形成状態を測定した．図 1 は，測定に用いた回路図でには内径32mm，幅20mmのFC200製すべり軸受が組みある．図 2 は回路の接続状態を示す．

込まれ，負荷おもり⑤によってW=0.314～6.51kNの垂直電源には直流電圧 E=1.5V の電池を用いた．電池に荷重が作用する．このときすべり軸受に作用する接触圧

R1=1kΩ および R2=10kΩ の抵抗を直列に接続する．ジャ力はP=0.490～10.2MPaとなる．回転速度と摩擦トルクーナルとすべり軸受間に発生する接触抵抗 Rx を抵抗 R2はトルク検出器②を介してトルクコンバータに表示され，に並列に接続する． 発生する分離電圧 VAB の値は随時レレコーダ，パソコンディスプレイに出力される．油膜コーダーおよびパソコンのディスプレイに表示される．
ジャーナルとすべり軸受間分離電圧 VAB を求めるには
まず，全体の合成抵抗 R を考える．Rx と R2 の抵抗は並列結合しており，それに R1 の抵抗が直列に結合されているので，合成抵抗は式(1)のようになる．
R = R1 +R2 R x
10 × 10 3 × R x= 1 × 10 3 +R2 + Rx
10 × 10 3 + R x

L (1)

分離電圧 VAB は，AB 間の分圧を考えると
R2 Rx
V AB = E ×

R2 + R x E R2 R x=⋅R
R R2 + Rx

L(2)Fig. 3 Experimental apparatus

式(2)を式(1)に代入すると式(3)が得られる．
V AB =

E
R2 R xE⋅=R2 Rx R2 + Rx
R1 R1R1 +++1R2 + R xRx R2L(3)ジャーナルとすべり軸受が油膜によって完全に分離されたとき，すなわち金属同士の接触がない場合には抵抗は Rx=∞になり，その時に最大分離電圧 VABmax を示す．
式(3)と図 1 から最大分離電圧 VABmax を求めると式(4)が得られる．
V ABmax =1 × 10 3∞

1.5= 1.36 V
1 × 10 3++
110 × 10 3

L(4)式 (3) お よ び 式 (4) か ら わ か る よ う に ， 最 大 分 離 電 圧
VABmax，分離電圧VABの大小は電源となる直流電圧Eの大きさによって左右される．よって各実験条件の油膜形成状態の良否の比較は，分離電圧ではなく式(5)に示す分離Fig. 4 Plans of experimental apparatus

度β(%)を用いた．
レコーダによりプロットされる分離電圧 V AB
分離度β ==直流電圧が生じさせ得る最大分離電圧 V ABmax
L(5)

これにより，電源となる1.5V電池の容量が実験ごとに異なっても油膜形成状態の良否を把握できる．

Outletthermocouple

３．実験装置Bottomthermocouple

図3に実験装置の概略図を示す．汎用インバータによって回転数を調整されたモータ①（最大出力0.75kW）は，トルク検出器②を挟んで軸受ボックス③内の直径32mmのS45C製ジャーナル④を回転させる．軸受ボックス内には，Li石けんグリースNLGI 0号あるいはギヤ油ISO VG
150がジャーナルが十分沈むほど入っており，すべり速度- 8 -Inletthermocouple
Fig.5 Plain bearing and journal大分工業高等専門学校紀要

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形成状態測定回路は⑥のように取り付けられる．図4は実験装置の概略図である．
温度は，室温およびすべり面温度について銅－コンスタンタン熱電対を用いて測定した．すべり面温度は，ジ温度と出口(Outlet)温度，接触が起こらないと考えられる下側(Bottom)温度を測定した(図5)．なお，実験はすべりβ，%ャーナルとすべり軸受の接触が起こる潤滑剤入口(Inlet)

面温度及び摩擦トルクがいずれも平衡状態になるまでおFig. 6 Normal separating voltages change example

こない，各条件での運転時間は2～3時間であった．実際のギヤードモータ減速機部で使用される軸の材料はS45Cであり，ギヤケース材料はFC200であることから，ジャーナルもS45C，すべり軸受もFC200とした．
減速機の潤滑には密閉性に優れていて，保全が簡単なグリースが多く使われている．しかし，すべり軸受のグリース潤滑性能を示す報告はほとんどない．このため，
本研究ではグリースに加えてギヤ油でも実験した．双方を比較することで，グリース潤滑がギヤ油潤滑に比べどのような潤滑特性を持っているかが示されると考えられ
β，%る．参考のために，表1にグリース潤滑とギヤ油潤滑の一般的な潤滑特性の比較を示す．
Table 1 Comparison of grease lubrication with gear oillubrication2)

Fig. 7 Example which becomes undulation with torque change

グリース潤滑漏洩小油潤滑
大密封装置

容易

複雑

補給間隔

比較的長い

比較的短い

必要油量

小

大

回転速度

対応に限界あり

あらゆる速度に対応可

回転抵抗

回転初期は比較的大

小

冷却効果

小大

異物の除去

困難

容易

β，%

潤滑剤

Fig. 8 Example which becomes gradually good

４．実験結果な油膜形成状態が最も理想的であると考えられる．

（１）いくつかの油膜形成状態
図6は，グリース潤滑，すべり速度v=1.01m/s，垂直荷

図7は実験中に油膜形成状態が変化した例であり，グリ重W=0kNの条件下で得られたデータである．実験開始とース潤滑，v=1.01m/s，W=6.51kNでの実験結果である．

ともにすべり面温度tが上昇し，それに伴って摩擦トルク

実験開始後約120分でトルク変動が起きた．分離度はトルTが減少している．摩擦トルクTが減少するのは式(6)のニク変動が起きる前まではほぼβ=80%以上と比較的高い位

ュートンの粘性の法則3)から理解できる．

置で推移していた．しかし，トルク変動発生とほぼ同時U
τ =ηY

L(6)に不安定になり，β=70%となった．このとき図7からわかるようにすべり面温度も上昇している．このことから，

ここでτはすべり面せん断応力，ηは潤滑剤の絶対粘トルク変動発生と同時にすべり面温度が上昇し，潤滑膜度，Uはすべり速度，Yはジャーナルとすべり軸受間半径の絶対粘度の低下により，潤滑油膜が薄くなったためにすきまを表す．すべり面温度tが上昇し，潤滑剤絶対粘度βが小さくなったと考えられる．

ηが低下するとせん断応力τも減少する．よってすべり

図8は油膜形成状態が時間の経過とともに改善された例

面摩擦トルクTは減少することがわかる．図6において分である．グリース潤滑，v=0.682m/s，W=3.52kNの場合

離電圧VABは終始最大分離電圧を示しており，分離度で考である．実験開始直後からβは除々に上昇し，開始180分えるとβ=100%である．すべり軸受においては図6のよう後にβ=80%以上となりほぼ安定した．この原因は，実験- 9 -大分工業高等専門学校紀要

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開始後にはなんらかの原因で，すべり面に十分な潤滑剤がわかった．ギヤ油潤滑の場合においても同様の傾向が供給が阻止され，時間経過とともに少しずつ供給できる見られた．

ようになったためであると考えられる．
図6から図8はグリース潤滑時に得られた油膜形成状態（３）βとv，μとvの関係の例であるが，ギヤ油潤滑においても実験条件によって図9から図11によって，すべり速度v=一定の場合，垂直は不安定な油膜形成状態が観測された．しかし，全体と荷重Wが増加すれば，すべり面の油膜形成状態の良否をしてギヤ油潤滑時よりグリース潤滑時の方が不安定な油示す分離度βは減少することがわかった．ここではすべ膜形成状態が多かった．したがってギヤ油よりグリースり軸受の重要な設計アイテムであるβと摩擦係数μおよの方が潤滑剤として機械的安定性に欠けることがわかる． びvの関係を求めてみる．本論文において各実験のβは，すべり面温度が平衡状態に達したときに得られたβを用（２）油膜形成状態と負荷条件いた.

図9から図11はすべり速度v=一定の場合，垂直荷重Wの

図12は，グリース潤滑およびギヤ油潤滑で得られたvと増加に伴って油膜形成状態がどのように変化するかを調βの関係を各すべり速度について示したものである．図

べたものである．いずれもv=0.417m/s，グリース潤滑下12の各点は，おのおののvごとにW=0.314～6.51kNで得で の 実 験 結 果 で あ る ． 図 9 は W=0.314kN ， 図 10 はられたβを平均して図示したものである．例えば，ギヤW=3.52kNおよび図11はW=5.01kNである．図10で分離油潤滑においてv=0.208m/sではWの変化に伴ってβ=98，度は終始β=100%に近い位置で安定している．図10に示98，61，44，38%が得られた．これらを平均するとβすW=3.52kN で は ， 油 膜 形成 状 態 は 不 安定 に な り約β=67.8%となる．これは図12のA点に示される．グリース，=75%と減少している．図11に示すW=5.01kNでは，実験ギヤ油いずれもβは式(7)に示すようにおおよそvの1/2乗開始直後から不安定な油膜形成状態を示しており，分離に比例することがわかった．また，全体としてグリース度は約β=50%を示した．このようにグリース潤滑におい100て，Wが増加すると油膜形成状態は次第に悪くなること

β，%Separating degree β, %90807060

Approximately

50

β∝ v

40A30

Grease20

Gear oil

10Fig. 9 Small load000.20.40.60.8Sliding velocity v, m/s

1Fig. 12 Sliding velocity and deparating degree

Coefficient of friction μβ，%0.03

β，%Fig. 10 Middle load

Grease0.025

Gear oil

0.02 μ = 0.0219v + 0.0041
0.015
0.01
μ = 0.0106v + 0.0041

0.005
00Fig. 11 Big load

0.2
0.4
0.6
0.8
Sliding velocity v, m/s

1Fig. 13 Sliding velocity and coefficient of friction- 10 -大分工業高等専門学校紀要

第 43 号(平成 18 年 11 月)の方がβが大きかった．

ヤ油より大きいことがわかる．さらにμは，グリース潤
β∝ v

L(7)

同様にして，図13にvとμの関係を示した．図13に示す

滑ではμ=0.0065，ギヤ油潤滑ではμ=0.00517を漸近線として収束している．

μは実験終了時に得られた摩擦トルクTを用いて式(8)から求めた．

（５）潤滑領域
μ=FWL(8)図164)は油潤滑における油膜厚さと摩擦係数μの関係を示す．図16下図の縦軸の油膜厚さは，本研究の分離度β式(8)において F は接線力である．接線力 F は，トルクと考えた．横軸はいずれも潤滑状態を表す軸受特性値で検出器によって検出した摩擦トルク T をジャーナル半径あり，無次元量である．ηは油の絶対粘度，Nは回転速度，r(=16mm)で割ったものである．図 13 から，式(9)に示す

Pm は荷重による軸受圧力である．Nをすべり速度v，Pmように，μは v の増加に伴って直線的に増加することがを垂直荷重Wに置き換え，本実験範囲の属する潤滑領域わかる．

を考察する．

μ∝ v

L (9)

本実験条件範囲内では，グリース潤滑，ギヤ油潤滑い

また，グリース潤滑における直線の傾きはギヤ油の場

ずれもβおよびμについて（４）の式(11)，式(13)が成り合の約 2 倍(=0.0219/0.0106)である．これは，グリースの立つ．このことを考慮すると，図16より本実験条件範囲

μの増加率は，ギヤ油と比較して約 2 倍大きいことを示

は流体潤滑域および混合潤滑域に属すると考えられる．

している．さらに，グリースとギヤ油のμの差が最も大

すなわち，W=一定であればvが小さい間は混合潤滑域，v

きかったのは v=1.01m/s であり，1.8 倍(=0.0255/0.0138)

が大きくなると流体潤滑域に属すると考えられる．また，グリースの方が大きいことがわかった．
（４）βとW，μとWの関係
図14はグリースおよびギヤ油潤滑における垂直荷重Wと分離度βの関係を示したものである．例えば，ギヤ油潤滑においてW=5.01kNではvの変化に伴ってβ=13，17，44，64，83，96，98%が得られた．これらを平均すると
β=59.3%となる．これは図14のB点に示される．図14よりグリース，ギヤ油いずれの場合も，βはWの増加に伴って直線的に減少することがわかる．よって式(10)が成りSeparating degree β, %100立つ．
1β∝W9080

β= －1.37W + 78.570

B6050

β=－5.59W + 88.7

4030
Grease2010Gear oil

00

L(10)

1L(11)

0.04の約4倍(=5.59/1.37)であることがわかった．これは，グリース油膜はギヤ油の油膜に比べて耐荷重性に優れていることを示している．
同様にして図15にWとμの関係を示す．図15より，グリース，ギヤ油いずれもμはおおよそWの1/2乗に反比例することがわかった．すなわち，式(12)が成り立つ．
1W

L(12)

式(9)を考慮すると，μについて式(13)が成り立つことがわかる．

Coefficient of friction μまた，図14からグリース潤滑のβの減少率は，ギヤ油

μ∝567Grease0.035

Gear oil

0.03

0.47030.470= 0.0134W－μμ=0.0134/W

0.025
0.020.477 0.477
μ=0.0105/W
μ = 0.0105W－

0.015
0.01
0.005
00v
μ∝W4Fig. 14 Vertical load and separating degree

いて，式(11)のような関係式が成り立つことがわかる．
v
W

3

Vertical load W, kN

式(7)を考慮すると，油膜形成状態の良否を示すβにつ

β∝2L(13)

また，図15よりμは，全実験条件でグリースの方がギ- 11 -1234567

Vertical load W, kNFig. 15 Vertical load and coefficient of friction大分工業高等専門学校紀要

第 43 号(平成 18 年 11 月)

v=一定であればWが大きいときは混合潤滑域，Wが小さはすべり速度 v=0.034～1.01m/s，垂直荷重 W=0.314～

くなると流体潤滑領域に属すると考えられる．

6.51kN であった．油膜形成状態の良否を示す分離度βやしかし，図15からわかるようにWが大きくなってもμは摩擦係数μがすべり速度 v および垂直荷重 W の変化に伴増加の傾向を示さず，一定の値に収束しているため，本ってどのように変化するかを調べた．本研究で得られた実験での混合潤滑域は流体潤滑域に近いと考えられる．

成果をまとめると次のようになる．
(1) 油膜形成状態は，垂直荷重 W の増加に伴って不安定になっていくことがわかった．
(2) 分離度βはすべり速度 v の 1/2 乗に比例し，垂直荷重 W に反比例することがわかった．すなわち，
β∝vW(3) 摩擦係数μはすべり速度 v に比例し，垂直荷重 W の1/2 乗に反比例することがわかった．つまり，μ∝vW(4) グリースはギヤ油よりも，高速および高荷重条件で良好な油膜形成状態を示した．
(5) 本実験条件範囲内におけるグリース潤滑およびギヤ油潤滑は，流体潤滑域および混合潤滑域に属するこ
Fig. 16 Oil film and friction at oil lubricationとがわかった．

参考文献
1)相原了：潤滑，第 24 巻，第 12 号(1979)775.

５．結論

2)株式会社日本礦油，グリース潤滑基礎講座 HP
3)岡本ほか，トライボロジー入門，幸書房，(1990)59.

直径 32mm，幅 20mm の FC200 製すべり軸受と S45C

4)文献 3)，4.

製ジャーナルをグリースとギヤ油で潤滑した．実験条件(2006.8.2 受付)

Oil Film Formation of Plain Bearing
Keigo FUKUNAGA1 ・Noritaka ASO2・Kouhei KAWANO3・Sadamu FUJII4
1,4Department of Mechanical Enginerring
2Mechanical-Environmental System’s Major
3Graduate of the Department of Mechanical Enginering in the Class of 2005

Abstract
We measured oil film formation at the slipping surface with the contact rate mensuration to study thelubrication state of the journal directly supported by a plain bearing in the gearcase of a reducer. A
FC200 plain bearing of diameter 32mm and width 20mm and a S45C journal of diameter 32mm werelubricated with NLGI 0 Li soap grease and ISO VG150 gear oil. They were tested under themeasurement condition of sliding velocity v = 0.034 - 1.01m/s and vertical load W = 0.314 - 6.51kN. It isfound that, in both cases of grease lubrication and gear oil lubrication, separating degree β, whichshows whether the oil formation is good or bad, is in proportion to 1/2 power of v and in inverse
proportion to W. It is also found that coefficient of friction μ is in proportion to v and in inverse
proportion to 1/2 power of W. In addition, it is found that lubrication under the experimental conditions
is categorized as hydrodynamic or mixed lubrication.

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