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For New Technology NetworkR

TECHNICAL REVIEW No.81
特集
corporation

環境保護のため再生紙を使用しています。

November 2013

自動車商品・技術

http://www.ntn.co.jp

特集●自動車商品・技術

ISSN 0915-0528 OSAKA, JAPAN

**表紙_レイアウト 1 13/11/01 10:20 ページ 2

超小型コミュータEVの実証事業を通じ，インホイールモータ駆動車両の実用性を検証

NTNはインホイールモータシステムを採用した電気自動車の早期普及を目指し，インホイールモータで駆動する超小型コミュータ※を試作し，実証事業を開始しました。
三重県／伊勢市では『電気自動車等の活用による伊勢市低炭素社会創造協議会』に参画し，伊勢市公用車
や，伊勢商工会議所，伊勢市観光協会など協議会メンバーの業務用車両として利用します。また，協議会メンバーと連携して観光事業へ活用し，利便性や環境への影響などを検証します。
さらに，世界遺産登録された富士山で開催されたEVフェスタに参加すると共に，静岡県／磐田市とも連携して，公道実証事業を進める一方，海外ではフランス／アヌシー市と連携し，地元中小企業と共に欧州の超小型車両規格に適合する車両を製作し，実証事業を進めています。
これらの事業を通じ，空間設計自由度が高いインホイールモータ駆動車両の性能や使われ方を検証し，地球環境にやさしい電気自動車の普及を目指します。
※軽自動車よりコンパクトで小回りが利き，環境性能に優れ，地域の手軽な移動の足となる1人〜2人乗り程度の車両▲伊勢市車両貸与式（2013年9月30日）（中，鈴木伊勢市長
右，朴協議会会長
左，NTN鈴木会長）

NTN TECHNICAL REVIEW No.81▲富士山EVフェスタ（2013年8月1日）（右，川勝静岡県知事
左，田嶋電気自動車普及協議会代表幹事）

印 刷・発 行

編 集 人
発 行 人
アヌシー国際アニメーション映画祭のオープニングイベント（2013年6月10日）

発行所

2013年 11月20日

萩本 幸好
孝橋 宏二

【禁無断転載】大阪市西区京町堀1丁目3番17号

印刷所

NTN株式会社

京都市中京区壬生花井町3

日本写真印刷株式会社

*01-目次-巻頭言_*01/目次/巻頭言 13/11/20 15:22 ページ 1

NTN TECHNICAL REVIEW No.81
自動車商品・技術特集号 ● 目 次

巻頭言【 寄稿文 】

【展望】

自動車商品・技術特集号に寄せて

常務執行役員

萩本幸好

神奈川工科大学創造工学部自動車システム開発工学科

安部正人

インテリジェント制御としての自動車の運動制御の動向と今後の展望
自動車のエネルギー効率向上に貢献するNTNのモジュール技術
執行役員

自動車事業本部／EVモジュール事業本部

梅本武彦

1

2

12

●EV・HEV商品【解説】自動車用インホイールモータの技術動向

香代

22

誠
唯

30

シャシー技術部 川口隼人／数野恵介

36

自動車事業本部 パワートレーン技術部 香田 毅
自動車事業本部 ドライブトレーン技術部 和久田貴裕
EVモジュール事業本部 駆動システム技術部 魚住朋久

40

日本科学冶金（株）技術部 小田貴之／宮崎真二
先端技術研究所 島津英一郎

46

自動車事業本部 シャシー技術部 西川健太郎
商品開発研究所 高橋 亨
NTN-SNR ROULEMENTS Research & Innovation Mechatronics Christophe DURET

52

EVモジュール事業本部

牧野智昭／石川愛子／伊桐千浪／堺

駆動システム技術部【製品紹介】パーキングブレーキ付き電動ブレーキユニット

EVモジュール事業本部 シャシーシステム技術部 山崎達也／村松EVモジュール事業本部 制御システム技術部 増田【製品紹介】電動油圧ブレーキ用ボールねじ駆動モジュール
自動車事業本部【製品紹介】EV・HEV用低トルク深溝玉軸受【解説】HEV昇圧装置用リアクトルコア●高機能，低燃費技術・商品【解説】高分解能回転センサ内蔵ハブベアリング【製品紹介】PCS-H/J（プレスコネクトスプライン ハブジョイント）自動車事業本部 シャシー技術部

勉

58

藤尾輝明

64

乗松孝幸／永田【製品紹介】次世代高効率固定式等速ジョイント「CFJ」
自動車事業本部【製品紹介】自動車の変速機用低トルクシールリングの開発

ドライブトレーン技術部

NTN精密樹脂（株）技術部 筧 幸三／近藤 巧
複合材料商品事業部 複合材料技術部 石井卓哉
先端技術研究所 吉野真人

68

NTN特殊合金（株）技術部 山下智典
複合材料商品事業部 複合材料技術 園嵜智和74

【製品紹介】自動車用焼結部品の新商品紹介●論文【論文】表面窒素濃度を高くしたJIS-SUJ2の転動疲労寿命

力78

先端技術研究所 田口陽介／板橋恵梨子／三上英信

85

先端技術研究所 川村光生／佐藤則秀／坂口智也
自動車事業本部 CAE技術部 和泉麻理子

92

先端技術研究所【論文】表面処理剤としての天然抗酸化剤の効果【論文】複列アンギュラ玉軸受の耐グリース漏えい技術【論文】転がり軸受のクリープメカニズム佐藤大介／大木健

100

佐藤則秀／川村光生／坂口智也

104

NTN-SNR ROULEMENTS Reserch & Innovation Mechatronics Herve LENON
EVモジュール事業本部 事業推進部 浅野英一
EVモジュール事業本部 駆動システム技術部 後藤知美／友田香織

105

自動車事業本部

CAE技術部 丹羽●受賞案件の紹介《2012年度 日本トライボロジー学会 技術賞受賞》

保持器の形状変更による玉軸受の耐グリース漏えい技術

先端技術研究所《EMM2012 メカトロニクスアワード グランプリ受賞》

インテリジェント・インホイールモータ・システム《Automechanika 2012 イノベーションアワード受賞》

インホイールモータ・システム

NTN-SNR ROULEMENTS Reserch & Innovation Mechatronics Herve LENON
EVモジュール事業本部 事業推進部 浅野英一

《2013年度 精密工学会 春季大会学術講演会 ベストプレゼンテーション賞受賞》
商品開発研究所 磯部浩／ 西尾幸宏／曽根啓助／山田裕之／藤川芳夫
パラレルリンク型高速角度制御装置

新商品紹介

106

107

108

*01-目次-巻頭言_*01/目次/巻頭言 13/11/20 15:28 ページ 2

NTN TECHNICAL REVIEW No.81
CONTENTS
Preface
Contribution

Yukiyoshi HAGIMOTO

Trends of Intelligent Vehicle Dynamics Controls and Their Future
Masato ABE Professor, Department of Vehicle System Engineering, Kanagawa Institute of Technology

Perspective

NTN Module Technology Contributes to Energy Efficiency and CO2 Reduction in Automobiles
Takehiko UMEMOTO

1

2

12

● Special Issue for EV/HEV Products
Recent Technology Trends of In-Wheel Motor System for Automotive
Tomoaki MAKINO, Aiko ISHIKAWA, Chinami ITOU and Kayo SAKAIElectro-mechanical Brake Unit with Parking Brake
Tatsuya YAMASAKI, Makoto MURAMATSU and Yui MASUDA

Ball Screw Drive Module for Electric Hydraulic Brake

22
30

Hayato KAWAGUCHI and Keisuke KAZUNO

36

Low Torque Deep Groove Ball Bearings for EV and HEV

40

Tsuyoshi KODA, Takahiro WAKUDA and Tomohisa UOZUMIThe Reactor Core for HEV Boost Converter
Takayuki ODA, Shinji MIYAZAKI and Eiichirou SHIMAZU

46● Special Issue for Advanced Function and Fuel-efficient Products
Hub Bearing with an Integrated High-Resolution Rotation Sensor
Kentaro NISHIKAWA, Toru TAKAHASHI and Christophe DURET

52

Press Connect Spline Hub Joint

58

Takayuki NORIMATSU and Tsutomu NAGATA

Next-generation High Efficiency Fixed Type Constant Velocity Joint "CFJ"Teruaki FUJIO

Development of Low Torque Seal Ring for Automotive Transmission
Kouzou KAKEHI, Takumi KONDOU, Takuya ISHII and Masato YOSHINOThe Introduction of Sintered New Products for Automobile
Tomonori YAMASHITA, Tomokazu SONOZAKI

64
68
74

● Technical Papers
Rolling Contact Fatigue Life of Highly-carbonitrided JIS-SUJ2
Daisuke SATO and Chikara OHKI

Effect of Naturally Derived Antioxidants as Surface Treatment
Yosuke TAGUCHI, Eriko ITAHASHI and Hidenobu MIKAMI

Grease Leakage Prevention for Double-Row Angular Ball Bearings

78
85

Mitsuo KAWAMURA, Norihide SATO, Tomoya SAKAGUCHI and Mariko IZUMI92

A Creep Mechanism of Rolling Bearings

100

Tsuyoshi NIWA

● Our Line of Award Winning Products
The Japanese Society of Tribologists "2012 Technology Award"

Prevention of Grease Leakage from Ball Bearings Due to Cage Shape Improvement

104

Norihide SATO, Mitsuo KAWAMURA and Tomoya SAKAGUCHII
European Mechatronics Meeting (EMM) 2012 "Grand Prix of Mechatronics Award"Intelligent In-wheel Motor System

105

Herve LENON, Eiichi ASANO, Tomomi GOTOU and Kaori TOMODA
Automechanika 2012 "Innovation Award"

In-wheel Motor System

106

Herve LENON and Eiichi ASANOThe Japan Society of Precision Engineering of the 2013 Spring Semestrial Meeting "Best Presentation Award"

Parallel Link High Speed Angle Control Equipment

107

Hiroshi ISOBE, Yukihiro NISHIO, Keisuke SONE, Hiroyuki YAMADA and Yoshio FUJIKAWA

Our Line of New Products108

*01-目次-巻頭言_*01/目次/巻頭言 13/11/01 10:25 ページ 3

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）[ 巻頭言 ]

自動車商品・技術特集号に寄せて

常務執行役員萩本 幸好

成長国でのモータリゼーションの本格化を迎え、自動車業界では地球温暖化ガスの排出量削減や石油を代表とする化石燃料の使用量削減を目的とした自動車の低燃費化が最重要課題となっています。そのため、エンジンの低燃費化やハイブリッド
車、電気自動車の開発が精力的に進められています。また、次世代自動車としては
2015年の実用化を目指して燃料電池車の開発が活発化しています。
このような状況に対し、NTNでは2012年10月に自動車事業本部の技術部隊を再編し、自動車の省エネ化を支えるユニット、モジュール商品の開発を加速すると共に、2013年4月にEVモジュール事業本部を新設し、電気自動車の駆動、操舵、制御に関わる部品、モジュールおよびシステムの開発を推進しています。
2013年11月22～12月1日に「世界にまだない未来を競え。」をテーマとする
第43回東京モーターショーが開催され、NTNからも数多くの新商品を展示させていただくのに合わせ、最先端の自動車向け商品・技術を特集したNTNテクニカルレビ
ューNo.81を発行する運びとなりました。本誌では、初めに自動車の運動制御の権威である神奈川工科大学創造工学部自動車システム開発工学科の安部正人教授に寄稿文「インテリジェント制御としての自動車の運動制御の動向と今後の展望」をご執筆いただきました。「EV・HEV商品小特集」では、NTNの電気自動車用インホイ
ールモータシステムをはじめ、自動化運転につながる駆動モジュール、制動システ
ムなどについて紹介いたします。また、｢高機能、低燃費技術・商品小特集｣では、これまでNTNがグローバル展開してきたハブベアリング、等速ジョイントに関して、さらなる高機能化や低燃費化に貢献する新商品や、樹脂や焼結金属を主体とする複合材料商品について紹介いたします。
NTNは 2017年 度 に 創 業 100周 年 を 迎 え ま す 。「 For New Technology
Network：新しい技術の創造と新商品の開発を通じて国際社会に貢献する」の理念のもと、環境にやさしい商品開発をこれまで以上に推進し、社会の持続的発展に貢献してまいります。

-1-

*02-寄稿文_*02/寄稿文 13/11/01 10:27 ページ 1

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）[ 寄稿文 ]

インテリジェント制御としての自動車の運動制御の動向と今後の展望
Trends of Intelligent Vehicle Dynamics Controls and Their Future

安部 正人

Masato ABE

神奈川工科大学教授 工学博士

創造工学部自動車システム開発工学科

これまでの車両運動のアクティブ制御を概観した上で，電動車両を前提に，究極のインテリジェント化された統合アクティブ運動制御車両の可能性について述べる．そして，それが単に絵に描いた餅ではないことを実車を用いた実験で検証した結果を紹介する．究極のインテリジェント化されたアクティ
ブ運動制御により，これまでに考えられないような運動制御が可能となり，車両の限界性能を確実に向上させることが可能であると共に，運動中のすべりによるタイヤの摩耗を大幅に低減することも可能になる．
Following to a survey of recent trends of active motion control of the vehicles, a possibility of the vehicle active motion
control of electric powered vehicles is discussed and the experimental substantiation of the possibility by using theexperimental vehicle is introduced. It is found that the vehicle motion controls which are not available for the ordinary
vehicles so far will become available by an ultimate intelligent active motion control of electric powered vehicles. A vehicle
limit performance is dramatically extended and the tire wear of the vehicle during controlled vehicle motion is significantly
reduced by the controls.

の安全性や，運動性の向上に大きく寄与している．と

1. はじめにりわけ，今後，自動車の動力の電動化が進行するに従

環境問題，エネルギー問題を見据えての次世代自動い，これまでには必ずしも容易ではなかった運動制御

車の柱である動力の電動化と共に，次世代自動車を支が現実的になるため，インテリジェント化技術を基盤える大きな技術分野に，いわゆる，自動車のインテリとした運動のアクティブ制御に対する期待が高まってジェント化，知能化の分野がある．図1は，一つの見いる．

方としての，次世代自動車を支える技術分野のイメージである．広く「環境，交通システム」の中で，電動化した「動力」を「構造物」に搭載して「運動」する
次世代自動車という切り口であり，こうした中の主要インテリジェント化
カーエレクトロニクス
制御・情報・通信分野

なキーテクノロジーの一つが自動車の「インテリジェ
動力ント化」であると言って良いと思われる．このなかの電気自動車システム分野

具体的な技術要素としては，カーエレクトロニクスや

電気自動車
ハイブリッド車
燃料電池車

情報，通信，制御などが占めることになる．

ITS

運動
先進自動車運動性能分野

構 造

アクティブ制御運転支援
予防安全

スマートストラクチャ分野

このように，自動車のインテリジェント化といえば，軽量・高効率構造
衝突安全

ほとんど自動車技術の全てに関連する技術になるはず

環境・交通システム

であるが，とりわけ，予防安全をめざした自動車の運動のアクティブ制御分野においては，単なる個別の自動車の運動制御のみならず，交通空間における相互の

図1 次世代自動車を支える技術分野
Technologies supporting a vehicle for new era

自動車の運動制御までを対象に，必要不可欠な技術になっている．そして，これまでも既に，様々な運動のアクティブ制御技術が市販の自動車に搭載されて，そ-2-*02-寄稿文_*02/寄稿文 13/11/01 10:27 ページ 2

インテリジェント制御としての自動車の運動制御の動向と今後の展望

そこで本稿では，特に，制御される側の自動車の運モーメントを利用した運動の制御の総称である．この

動力学的性質という視座に立ち，とりわけ予防安全にための前後力は，駆動力の左右配分や，ブレーキ力の強く関連してくるドライバーが直接制御に関わる自動

配分あるいは片輪のブレーキなどによって得ることが車の水平面内の運動制御に限って，これまで提案され，出来る．このようなヨーモーメントによる運動の制御

取り入れられてきた運動のアクティブ制御を概観する

は，デファレンシャル制御によるパッシブな制御としとともに，電動化していく新しい時代の運動のアクテて古くから有ったともいえるが，積極的にヨーモーメ

ィブ制御の動向や可能性を，少し具体的に述べる．特ントを作り出して運動をアクティブに制御しようとすに，現在NTNと進めている共同研究の結果なども合わる研究開発が数多く見られるようになったのは，せて述べる．

1990年代以降である．
横すべりにより発生する横力は，制御しようとする
車両の横方向の運動や，荷重，前後力などの影響を大

2. これまでの運動のアクティブ制御きく受ける．これに対して，前後方向の力は基本的に

2. 1 後輪アクティブ操舵

車両の横方向の運動の影響は受けない．いや，前後力

かなり旧くなるが，1980年代，行き詰まっていたも，荷重や横力，つまりは横運動の影響を受けるはず

車両運動性能向上の分野に，そのブレークスルーとなだと言うかもしれない．しかし，制御に必要な前後力った技術として登場したのが，後輪のアクティブ操舵のコマンドは，タイヤの回転運動に対する，ブレーキ制御である．それまでも全くなかったわけではないが，圧によるブレーキトルクや，駆動トルクである．タイ

比較的高い速度域で後輪アクティブ操舵により運動性

ヤの回転運動そのものは，車両の横運動とは独立であを向上させようとしたのがこの時期である．初めは，り，タイヤは指令トルクに従い回転運動を行って，縦操舵角や操舵力などに比例して後輪を操舵し，例えばすべりを生じ，指令トルクに釣り合う前後力を発生す

横すべりをゼロあるいは出来るだけ小さくするなどのる．従って，横運動の影響を直接受けることはなく，運動性向上の提案があった．さらに，車両のヨー運動

必要な力で横運動を制御することが出来る．もちろん，をモデル応答に追従させるフィードフォワード型の制

そのコマンドに相当する大きさの前後力を出しうるた

御や，ヨーレートを検出してフィードバック制御を追めの十分なタイヤ荷重がある場合の話である．このこ

加した，よりインテリジェント化されたモデル追従型とが，もちろん，運動を安定化させるためには減速すの制御の提案がなされた．そのような成果を背景に，ることが効果的ということもあるが，DYCの一つで

後輪アクティブ操舵制御を搭載した市販車が登場した

あ る 横 す べ り 防 止 装 置 ESC (Electric Stabilityのである．

Control) が標準化，義務化されようとしていることの根底にある，技術的な特徴と思われる．

後輪操舵制御は操舵による横すべり角に従って発生するタイヤのコーナリングフォースに依存した制御で操舵及び外部からのヨーモーメントに対する，水平ある．従って横すべり角が小さい，タイヤ特性が線形

面内の車両の運動は，基本的に横すべりとヨーの2変な領域では，例えば線形2自由度モデルを用いて導か数の運動方程式で記述される．これを眺めてみると，れた制御則が効果的であるが，タイヤの横すべりに対人は前輪を操舵するものとして，後輪アクティブ操舵する横力の非線形域では，急激に目的とする機能を発でも，DYCでも，基本的には，操舵に対して同じ運動揮することができなくなる．また，タイヤの横力は荷を呈する運動のアクティブ制御を実現することが出来

重や前後力の影響が大きいから，横加速度の大きなとることが簡単にわかる．これを利用して，それぞれ，

ころでの運動制御の正確さが失われると共に，加減速

後輪アクティブ操舵とDYCで，ヨーレイトが操舵に対が伴う運動ではそれが外乱になってしまう，という問する1次遅れの応答になるような制御をしたときの結題も抱えている．

果を比べたのが図2である 1)．1周期のサイン状の操舵に対する運動を横すべりとヨーレイトの状態面で見て2. 2 DYC

いるが，どの程度の横すべりを生じながらサイン状の次に登場したのが直接ヨーモーメント制御DYC

ヨー運動が終了しているかを比較することが出来る．

（Direct Yaw-moment Control）である．DYCとは，運動中の前後方向の加速，減速を外乱としてその影それぞれのタイヤに働く前後方向の力が作り出すヨー

響を見ている図であるが，DYCによる制御のほうが-3-

*02-寄稿文_*02/寄稿文 13/11/01 10:27 ページ 3

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）

Initial Vehicle Speed 100km/h
Single Sine Wave Steering Input-30

Yaw Rate
Feed-back DYC

-6

-6

-6

0

6

Sideslip Angle [deg](Electric Power Steering) に な ろ う と し て お り ，
操舵反力の制御がより容易になってきている．ある人によれば，操舵応答性に関するドライバーの感覚的な

0

30
0

Feed-foward DYC

0

6

0

-30

0

6

評価の50％は，車両の運動性能を一切変えることな
しに，操舵反力の調整で制御することが出来るという．

-30

Yaw rate [deg/s]

Yaw rate [deg/s]

30

Without Control

Yaw rate [deg/s]Longitudinal Acceleration-0.45〜0.30 [G]30

Feed-foward 4WS

Yaw Rate
Feed-back 4WS

このように，操舵反力の設定は重要で，直接的な運動のアクティブ制御ではないが，インテリジェント化さ

-6

0

6

-6

0

れる自動車の運動制御の中で，無視できない事柄であ6り，注目されている領域である．

2. 4 その他の制御

Sideslip Angle [deg]図2 後輪アクティブ操舵(4WS)とDYCの効果
Effects of rear wheel active steer and DYC

乗り心地に関わる車両の運動制御としてのアクティ
ブサスペンションにはここでは触れないが，その中のアクティブスタビライザーは，車両の横方向の運動制

外乱に対してロバストであり，横すべりの大きなタイ

御に使われる．これは，直接横力を用いた制御ではな

ヤの非線形域でもより運動は安定している．後輪アクいが，横方向の力を左右するタイヤの荷重を制御してティブ操舵の場合はとくに，ヨーレイトをフィードバ

結果として横運動を制御するものである．

ックして無理にモデル応答に追従させようとしても，

車両そのものの運動を直接制御するものではない

タイヤ横力の限界などにより逆効果が出てしまっていが，重要な制御にABSやTCSがある．これは，車両

ることもわかる．

運動を支えるタイヤの機能を制御するコンポーネント

このように，後輪アクティブ操舵より，DYCが優の制御であり，結果としての車両運動性能向上に大きれている点は多い．しかし，DYCは，ヨー運動を直く寄与している．

接制御するには向いているが，横力を直接出す制御で

2. 5 統合制御ないから，横すべり角や，横加速度の制御には必ずしも適してはいないと言う欠点がある 2)．

ところで，仮に加速や減速をしていても，前後方向の速度は一定あるいはその間変化するパラメータとし

2. 3 前輪アクティブ制御とステアリング制御て与えてよければ，操舵に対する車両の水平面内の運前輪を人が操舵した上に，さらにアクティブに操舵

動は，基本的に横すべりとヨーの2自由度で記述でき制御をすることによる運動制御も提案され，実現してる．従って，これまでの，前輪アクティブ操舵，後輪いる．操舵角による横力に依存した制御という点ではアクティブ操舵あるいはDYCのいずれか二つを用い

後輪アクティブ操舵と同様の問題を持つと思われる

れば，理論的には，操舵に対し任意の横すべりとヨーが，実現するための機構という点からは，後輪をわざ運動を行う車両を実現することが出来る．このようなわざ操舵可能にするよりは，簡易であるという利点が観点から，2つ（以上）のアクティブ制御を同時に用ある．なお，水平面内の横すべりとヨー運動の前輪操

いて，好ましい運動性を得ようというのが，統合制御

舵あるいは後輪操舵に対する応答の運動方程式あるいのひとつの考え方ということができる．

は伝達関数から，それぞれのアクティブ制御の理論的また，これまで述べたように，それぞれのアクティな利点，不利な点を読み取ることが出来る．

ブ制御の単独での利用には，限界がありそうである．

前輪と，ステアリングホイールの機械的な結合を取その限界とは，おそらく，タイヤ特性の非線形性により去った前輪アクティブ操舵は，完全なSBW (Steer-

るものであり制御中に極端に負担のかかるタイヤが生

By-Wire) になる．この実現もそう遠い将来ではなくじることになるからではないかと考えられる．このとなったようである．こうなれば，制御の自由度はさらき，2つ以上の制御を用いるとこれが解消し，相乗効に増し，とりわけ，操舵反力は任意に設定することが果によりそれぞれの限界を補う効果が生じる．つまり，出来るようになる．

統合制御とは，2つ以上の制御を同時に行い，4つの一 方 ， い ま 殆 ど の パ ワ ー ス テ ア リ ン グ が EPS

タイヤ力を合理的に使用して，車両の運動性とその限-4-

*02-寄稿文_*02/寄稿文 13/11/01 10:27 ページ 4

インテリジェント制御としての自動車の運動制御の動向と今後の展望

界を向上すること，ということも出来る3)，4)，5)．

3. 動力の電動化と運動のインテリジェント制御

図3は，後輪アクティブ操舵と前後のスタビライザーによるRDC (Roll-moment Distribution Control) の

3. 1 8変数制御

統合制御の効果を，サイン状の操舵に対する横すべり

さて，自動車の動力が電動化しようとしている．もとヨーレイトの状態面上で比較したものである6)．後

ちろん，電動化の第一のモチベーションは，環境・エ輪アクティブ操舵は，定常横すべりがゼロとなるよう

ネルギー問題の解決ではあるが，もし，その電動車両

な，前輪舵角比例制御であり，RDCは，前後輪の横が4つのイン・ホイール・モータを装着しているとすすべりが，ドライバーの意図に一致するように前後輪れば，4つのタイヤの前後方向の力は，それぞれ独立のスタビライザー剛性をトータルのロール剛性を保持に自由に決めることが出来る．また，駆動軸がなくなしたまま制御するものである．小さな横すべりで一定るから，容易に4つの車輪をそれぞれ独立に操舵するのヨー運動が出来るほど運動は安定である．後輪アクことが可能になり，横方向の力も，自由，独立に決め

ティブ操舵だけでは，高速時に後輪の負担が大きくなることが出来る．つまり，車両の運動を決める8つのったところでは運動が安定化せず，横すべりが制御な力を基本的にはそれぞれ独立に決めることが出来るこ

し以上に大きくなってしまうのに対して，RDCと同とになる．もちろん，「Full Drive by Wire」である．

時に制御を用いることにより，後輪の過度の左右荷重

これは，自動車の運動力学的立場から見たら大変な可移動が抑制されて横力の限界が向上し，後輪アクティ

能性である．

ブ操舵が狙った運動が，高速域まで実現している．そさて，このように自由に，独立に決めることが出来の効果はRDCのみで得られる効果以上であることもるといっても，車両が平面内で操舵に対してある決め分かる．

られた応答を示すためには，その車両には，定められ統合制御が市販車に適用された例は既にいくつかあた横方向の力とヨーモーメントが時々刻々働く必要がる．このように，4つのタイヤの能力をより合理的にある．これらは，目標の応答が与えられれば，逆問題

使えば，車両の運動性や，限界性能はまだまだ向上さとして求めることが出来る．また，ドライバーのアクせることが出来そうである．このような意味からも，

セルまたはブレーキに応じた運動をするためには，そ

統合制御はこれからも車両運動制御における重要なキのコマンドに応じた前後方向の力が必要である．従っーワードの一つになるものであると思われる．

て，8つの力の横方向成分の総和と前後方向成分の総

10
-8.0

140km/h-4.0

20120km/h
100km/h

10
4.0

8.0

-8.0

-4.0

-10

-20

-20

-30

-30

-8.0

-4.0

120km/h
100km/h4.0

一方，このようにして力を決めることが出来るのだから，基本的には操舵に対するどのような運動でも実現することが出来るということになる．従って，操舵に対してどのような横すべりとヨーレイトの応答が好Yaw rate [deg/s]

10

る．

ましいかさえ決めれば，その目標とする好ましい運動

4WS

140km/hYaw rate [deg/s]

20

8.0

RDC Only

30

120km/h
100km/h

ることの出来る変数に対する3つの制約条件を構成す
4.0

-10

Without Control
4WS

値を保っている必要がある．これは8つの自由に決めSideslip Angle [deg]Sideslip Angle [deg]140km/h

常に目標とする車両の応答から定められた時々刻々の

Yaw rate [deg/s]

20120km/h
100km/hYaw rate [deg/s]

140km/h

和及び8つの力が作り出すヨーモーメントの総和は，

30

30

8.0

Sideslip Angle [deg]

-8.0

-4.0

を呈する車両運動のアクティブ制御が実現する．

4.0

3. 2 配分制御とノルム

8.0

ところで，8変数に対して3つの拘束条件だから，Sideslip Angle [deg]-10

変数の確定には，まだ5自由度の冗長度が残る．従っ-20て，さらになにか決定のための規範がなければ，8変-30

Rear Wheel Steer Only

数全てを確定することが出来ない．つまり，例えば8Rear Wheel Steer and RDC

つのタイヤ力をどのように使うかということに関する

図3 後輪アクティブ操舵とRDCの統合制御
Integrated control of rear wheel active steer and RDC

ノルムである．どのようなノルムでも良いわけである-5-

*02-寄稿文_*02/寄稿文 13/11/01 10:27 ページ 5

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）

が，容易に考えつくのは，例えば，①それぞれのタイ

Sharing X, Y & M with eight variables of four
wheels to minimize the cost function J

ヤの負担を全体として出来るだけ小さくなるようにタイヤを使うというノルムである．この結果，各タイヤ

X, Y & M
Y1の負担が均一化し，運動の限界性能も向上することが

Y3
X1

X3

期待できる．

8 variables !!

また，例えば，②運動中のタイヤのすべりによるエx
Y4

ネルギーの散逸を全体として小さくするようにタイヤ

Y2
X4の力を使って運動を制御するようなノルムも考えられる．この結果，タイヤのすべりによる摩耗が均一化す

X2

then, Ti and δi to steering inputδh are determined.

ると共に，タイヤのすべりによるエネルギー消費の小Y1
Y3

さな運動制御の実現が期待される．結果として，タイ

X1

X3

δ3

ヤの摩耗を最小化できるものと考えられる．

T3

ノルム①の評価関数を，各タイヤの水平面内の合力

T1
Y2

Y4

をタイヤ荷重で割った値の自乗和とすれば，結局それ

X4

δ4

δh

X2

δ2

T4

は，配分される各タイヤの前後力と横力の2次形式でδ1T2表すことが出来る．また，ノルム②の評価関数を各タ

図4

イヤのすべりによるエネルギー消費率の自乗和とする

8変数としてのタイヤ力配分のイメージ
Concept of 8 tire force distributionと，同じように，それは配分される各タイヤの前後力と横力の自乗和で表されることになる．ただしこのときの各係数は，運動中の各タイヤのすべり力とすべりい拘束条件を付加し，より好ましい運動を実現するた速度から，タイヤモデルを用いて時々刻々推定されるめの8個の力の配分を決定することが出来る．このよ

値にしなければならない．

うに変数の冗長度を利用して，現実的な範囲で，運動

ノルム①，②いずれの場合にも，評価関数は8変数の拘束条件を追加して運動を制御することが出来る．

としての各タイヤに働く力の2次形式で与えられるか3. 3 タイヤエネルギー消費の推定

ら，先の3つの拘束条件の下にこれを最小にする条件
は，8－3＝5変数の一次の代数方程式になり，簡単

適当なタイヤモデルを用いれば，タイヤの前後力やに解くことが出来る．かくして，8つの変数が最終的

横力ばかりでなく，すべり力やすべり速度などを時々に確定され，この力を各タイヤが発生するように，各刻々オンラインで推定が可能である．また，すべり速

タイヤに対し駆動あるいはブレーキとステアの指令を度とすべり力からすべりによるエネルギーの消費率が出せば良いということになる．これが，8個の力の配推定され，それを積分すればそれがすべりによるタイ分制御である．以上の様子のイメージを描いたものがヤの消費エネルギーになる．

図4である．

例えば，物理モデルとしてよく登場するブラッシュ

ところで，これまでは，目的の運動を実現するため

タイヤモデルを用いれば，縦すべり率，横すべり角，に8つの変数に対して最低限必要な3つの拘束条件を

走行速度，荷重を入力として，接地面のそれぞれ粘着課した．しかしまだ5自由度の冗長度があるから，さ域，すべり域における前後力と横力が，解析的な数式

らに何か 好ましい運動を実現する拘束条件を課す余裕

で与えることが出来る．縦及び横方向のすべり速度もがある．タイヤに働く前後力は，サスペンションの設同様である．従って，その物理モデルのパラメータを，定次第で，車体に対する上下力を作り出すことは良く実測に合う様に調整すれば，かなり良くタイヤ力を推知られている．従って例えば，この上下力で，車体の定することが可能である．

ロールを抑制するロールモーメントを発生するというこのモデルベースのオンライン推定法をノルム②の条件を数式で設定することが出来る．これを4番目の配分制御に用いると共に，運動中のタイヤのすべりに

拘束条件とすれば，先の2次形式で与えられた評価関よるエネルギー消費の評価に使うことが出来る．

数を最小にする条件は，4変数の1次方程式となり，
より簡単に解くことが出来る．このようにして，新し-6-

*02-寄稿文_*02/寄稿文 13/11/01 10:27 ページ 6

インテリジェント制御としての自動車の運動制御の動向と今後の展望

3. 4 究極のインテリジェント運動制御とその効果（1）タイヤ負荷率最小化配分制御の効果

以上述べたような考え方による各タイヤへの8つの先にも述べたように，この車両運動制御では，基本力の配分を用いた運動のアクティブ制御を，ブロック

的に操舵に対してどのような応答も実現可能である

線図でまとめてみると図5のようになる．実は，電動が，制御の効果を，制御をしない通常の車両と比較す車両の特徴を利用して，8つの力を自由に制御して，るために，実現する応答を，横すべりとヨーの平面2

より知能化された車両の運動制御を実現しようとする

自由度モデルから得られる通常の車両の応答に設定し研究・開発がすでに世界各地で始まっている7)，8)，9)．

ている．このような設定で，先に述べた，ノルム①の

このような，Full Drive by Wireによる電動車両の運配分制御がどのような効果があるかを見るために，図動のアクティブ制御は，インテリジェント化された究

7に示すようなコース上で，前後加速度－0.4Gの制極の統合アクティブ運動制御車両ということになるの

動レーンチェンジ実験を行った．
その結果を図8に示す．制御がない場合は，特に，ではあるまいか．
我々も，これを机上の空論ではなく実際に実現可能

カウンターステアを行うレーンチェンジの後半に，多であることを，実車を用いて検証したのがNTNとの共分，後輪の特定のタイヤの負荷率が極端に大きくなっ同研究である 10)，11)，12)．図6はそのための実験車でて限界を超えるために，運動が不安定になっている．

あり，4輪にそれぞれイン・ホイール・モータが装着

これに比較してこの制御がある場合は，運動中のタイされ，4輪がそれぞれ独立にステア制御されるステア

ヤの負荷率が，均一化し，特定のタイヤだけに負担がリング系が装備されている．さらに図5に示すインテ

過度にかかりすぎるようなことがなくなるためと予想

リジェント化された運動のアクティブ制御システムをインストールしたマイクロオートボックスが，車両運

Lane change length

動の計測システムと共に搭載されている．

21, 17, 15, 12.5 m

50m

ヨー
モーメント

配分
制御

4輪 舵角
指令

自動車

車両運動

2.5m

図7

すべり力
すべり速度

タイヤ
モデル

タイヤ
消費エネルギー

Without distribution control120

図5 タイヤ力配分制御
Tire force distribution control

レーンチェンジコース
Lane change course

4

90
60

3

0

2

-60

1

30
-30
-90
-120

0

1

2

3

4

5

0

Lateral Displacement [m]横力Distribution control minimizing tire workload

図6 実験車両
Experimental vehicle

120

4

60

3

0

2

-60

1

90
30

-30
-90
-120

0

1

2

Time [s]

3

4

5

0

Lateral Displacement [m]

目標
車両
応答

Steering Angle [deg]

アクセル
ブレーキ

2.5m

4輪 駆動/
制動指令

前後力

Steering Angle [deg]

ハンドル角

50m

図8 タイヤ負荷率均一化配分制御の効果
Effects of distribution control minimizing tire workload-7-

*02-寄稿文_*02/寄稿文 13/11/01 10:27 ページ 7

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）（2）すべりによるタイヤエネルギー消費最小化

されるが，何回か繰り返したレーンチェンジが全て安配分制御の効果

定であることが分かる．
このように，タイヤ負荷率を均一化する配分制御の同じコースを用い，先のノルム②の配分制御車両も効果が顕著である．例えば，左右で逆向きでかつ前後含めてレーンチェンジ実験を行い，これらの配分制御でも逆向きの同じ大きさの前後方向の力で車体のローが，とりわけ，運動中のタイヤのすべりによるエネル

ルを制御しようとすれば，そのままでは，ロールは制

ギー消費にどのような影響があるかを調べてみた．

御されるが，タイヤの負荷率にかなりのアンバランス

図10は，速度60km／h一定の速度で，横加速度が生じ，運動が不安定化する恐れがある．このようなのピーク値が0.4Ｇ程度のレーンチェンジを行ったと場合こそ，負荷率均一化のノルムの配分制御が効果をきの車両の運動で，制御の有り無しに関わらず，ほと発揮すると思われる．

んど同じような運動をしていることが分かる．このとこれを確認するために，適当なドライバモデルで，きのレーンチェンジ開始から終了までの運動による，小型の乗用車による，120km/hからの人－自動車系

各タイヤのすべりによる消費エネルギーと全タイヤのの－0.4Ｇの制動レーンチェンジシミュレーションをエネルギー消費の和が，制御によりどのように変わる試みた例が図9である．予想通り，ロール制御の拘束かを見たものが，図11である．また，図12が同じく条件を追加した「負荷率均一化配分制御＋ロール制御」

横加速度のピークが0.6Ｇになるようなより厳しいレ

で始めて，ロールの小さい安定した車両運動が得られーンチェンジのときの車両の運動で，図13がそのとる．このことも実車を用いて検証したいと思っている．

きのタイヤの消費エネルギーである．
レーンチェンジの横加速度が0.4Ｇから0.6Ｇになると急激にタイヤのすべりによる消費エネルギーが増

5

40

4

20

3

0

2

-20

1

-40
-60

0

2

4

6

大するが，どの場合も，ノルム②，つまりタイヤのす
Lateral Displacement [m]Steering Angle [deg]60

べりによるエネルギー消費率の自乗和を時々刻々最小化しながら力を各タイヤに配分する制御が，すべりによる消費エネルギー低減には最も効果的である．とりわけこの制御のときには，各タイヤによるエネルギー
消費が均等化され，全てのタイヤで同程度のエネルギ

0

ー消費になっている．運動によるタイヤの摩耗が，制御により4輪で均一化されることが期待できる．

Roll Angle [deg]2

これに対して，タイヤ負荷率均一化制御は，当初，エネルギー消費の上からも効果的であると考えられた

1

が，効果は逆で，むしろ制御なしに比べても，すべり0によるタイヤの全消費エネルギーは大きくなってしま-1-2っている．これは，負荷率を各タイヤで均一化するた
0

Without control
Roll control only

2

Time [s]4めに，荷重の大きなタイヤで，大きな水平面内の力を6出すような配分制御になり，その大きな力によるタイヤのすべりによる大きなエネルギー消費が寄与して，Distribution control only
Roll and distribution control

結局全消費エネルギーが制御なしに比べても大きくな

図9 負荷率均一化配分制御とロール制御の相乗効果
Combined effects of both distribution and roll controlsっているからである．従ってこの制御は，運動の安定化には寄与するが，タイヤ摩耗のアンバランスを助長してしまうものと思われる．すべりによるタイヤの消費エネルギーが小さくタイヤの摩耗も小さくなるような運動を実現するためには，タイヤモデルを用いて，すべりによる各タイヤのエネルギー消費率を時々刻々推定しながらタイヤ力を配分する制御が必要であると言うことである．
-8-

*02-寄稿文_*02/寄稿文 13/11/01 10:27 ページ 8

インテリジェント制御としての自動車の運動制御の動向と今後の展望

-20

1

-40

3

20
0

2

-20

1

-40
-60

0.8

70

0.8

70

0.6

60

0.6

60

2

3

4

0.4

50

0.2

40

0

30

-0.2

20

-0.4
-0.6

10

-0.8

0

0

1

2

3

Time [s]4Lateral Acceleration [m/s2]

0

1

0

0

1

40
30

-0.2
-0.4

20

-0.6

10
0

1

Time [s]340

図12 ピーク横加速度0.6Ｇのレーンチェンジ
Lane change with peak lateral acceleration 0.6G

Without control

Exact energy squaresum control

Tire workroad control
180

5

600

160

35
30

3

25
20

2

15
10

Dissipation energy of each tire [J]

4

1

500

140
120

400

100
300

80

200

60
40

Total tire energy dissipation [J]40Total tire energy dissipation [J]Dissipation energy of each tire [J]2Without control
Tire workroad control
Exact energy square sum control

45

100

20

5
0

0

50

0

Exact energy squaresum control

50

4

0.2

-0.8

図10 ピーク横加速度0.4Ｇのレーンチェンジ
Lane change with peak lateral acceleration 0.4G

Tire workroad control

3

0.4

Tire workroad control
Without control
Exact energy square sum control

Without control

2

Lateral Displacement [m]

2

0

40

Vehicle Speed [km/h]

20

Steering Angle [deg]

3

4

60

Lateral Displacement [m]

40

-60

Lateral Acceleration [m/s2]

4

Vehicle Speed [km/h]

Steering Angle [deg]

60

FL

FR

RL

RR

TOTAL

0

0

図11 各タイヤと全タイヤのすべりによるエネルギー
消費に及ぼす配分制御の効果（0.4Ｇレーンチェンジ）
Effects of distribution controls on tire energy dissipation

FL

FR

RL

RR

TOTAL

0

図13 各タイヤと全タイヤのすべりによるエネルギー
消費に及ぼす配分制御の効果（0.6Ｇレーンチェンジ）
Effects of distribution controls on tire energy dissipation-9-*02-寄稿文_*02/寄稿文 13/11/01 10:27 ページ 9

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）

極めて興味のあるところであるが，このドライバーモ

4. 今後の課題

デルを用いた方法を適用することなどを含めて，操舵

これまでの車両運動のアクティブ制御を概観した上トルクをどのように設定するかも，究極のインテリジ

で，電動車両を前提に，究極のインテリジェント化さ

ェント化された統合アクティブ運動制御車両についてれた統合アクティブ運動制御車両について述べ，それの今後の重要な課題の一つであろう．

が単に絵に描いた餅ではないことを示してきた．
しかし，その制御によれば，基本的に操舵に対して
どのような応答でも実現できるが，では，どのような応答を実現すべきかについては，未だ一般的に議論で参考文献きる手法が，提案，確立されているとは言い難い．こ

1) Y. Furukawa and M. Abe “Advanced chassis control
systems for vehicle handling and active safety”
Vehicle System Dynamics, Vol. 28, pp. 59-86, 1997.
2) M. Abe “Vehicle dynamics and control for improving
handling and active safety: from four-wheel steering
to direct yaw moment control” In proceeding of
IMechE, Vol. 213, part K, pp. 87-101, 1999.
3) G. Mastinu, E. Babbel, P. Lugner, D Margolis, D.
Mittermayr and B. Richiter “Integrated controls of
lateral vehicle dynamics” Vehicle System Dynamics,
Supplement 23, Vol.23, pp.358-377, 1994.
4) S. Sato, H. Inoue, M. Tabata and S. Inagaki“Integrated chassis control system for improved
vehicle dynamics” In proceedings of the AVEC92,
pp.413-418, 1992.
5) T. Gordon, M. Howell and F. Brandao “Integrated
control methodologies for road vehicles” Vehicle
System Dynamics, Vol.40, pp157-187, 2003.
6) M. Abe “A Study on Effects of Roll Moment
Distribution Control in Active Suspension on
Improvement of Limit Performance of Vehicle
Handling” JSAE Review Vol.12, No.3, July 1991
7) O. Mokhiamar and M. Abe “Simultaneous optimal
distribution of lateral and longitudinal tire forces forthe model following control” Transactions of the
ASME, Journal of Dynamic System, Measurement
and Control, Vol.126, pp753-763, December 2004
8) P. Reinold, V. Nachtigal and A. Traechtler “Anadvanced electric vehicle for development and test of
new vehicle dynamics control strategies”
Proceedings of IFAC AAC2010, Munich, July 2010 inCD9) N. Bajcinca and Y. Kouhi “Distributed optimization forfeed-forward global chassis control” Proceedings of
IFAC AAC2010, Munich, July 2010 in CD10) M. Abe “Evaluation of active vehicle motion controls
from tire energy dissipation points of view” Keynote
presentation of AVEC2012, Proceedings of 11th
International Symposium on Advanced Vehicle
Control Seoul, Korea, August 2012 in CD

れは，ドライバーの車両の操舵特性に対する主観的な評価と，客観的な車両の運動性能との関係に関する旧
くからの課題である．結局はドライバーのフィーリン
グに依存した方法が，まだ車両の運動性能設計の一般的な手法に還元された状態になったとはいえないと言うことである．自動車が自動車であるためには，ドラ
イバーにとって制御しやすく，評価が高いことが必須であり，車両運動性能設計は安全と共に所謂Fun to
Drive に寄与しなければならない．
最近我々は，簡単な操舵角制御のドライバーモデル
を用いて，実際のドライバーの振る舞いと車両運動から，モデルの主要なパラメータを同定して車両運動性能の評価を行うという方法を提案している 13)，14)．こうして同定されたドライバーパラメータは，車両の運動性能を反映するから，この方法によれば，客観的な運動性能とドライバーの評価の間の関係に合理的論理を提供することになる．この方法による運動性能の評
価が，ドライバーの感覚的評価とよく一致する多くの例を見出している．例えばこのような方法をベースに，どのような操舵応答の車両を究極の車両運動のアクティブ制御で実現すべきかを模索して行くことが，今後の大きな課題の一つと思われる．
また，Steer by Wire あるいは Drive by Wireになれば，先にもちょっと触れたように，操舵反力をどのように設定すべきかが大問題になる．そのための一般的な手法が確立されているとはほとんど言えない状況である．操舵反力は，直接は車両の運動性能の問題
ではなく，もっぱら，ドライバーの評価の問題である．
運動性能そのものの問題ではないにもかかわらず，
我々の最近の研究で，上に述べた，操舵角制御のドラ
イバーモデルパラメータが，車両側の運動特性を一切変えずに操舵トルクの特性を変えただけで，あたかも車両自体の運動性能が変化したかのように，感覚的な評価と呼応するように変化することを見出している 15)．
-10-

*02-寄稿文_*02/寄稿文 13/11/01 10:27 ページ 10

インテリジェント制御としての自動車の運動制御の動向と今後の展望

11) M. Abe et al. “Tire Force Distribution Control toReduce Energy Dissipation Due to Tire Slip During
Vehicle Motion for Full Drive-by-Wire Electric”
Vehicle Proceedings of Chassis tech – plus, Munich
Germany, June 2013 in CD12) M. Abe et al. “A study on active vehicle chassis
control reducing dissipation energy by tire slip for fulldrive-by-wire electric vehicle” to be presented at 23rd
IAVSD symposium, Qingdao, China, August 201313) Jun ISHIO et al. “Vehicle Handling Quality Evaluation
through Model Based Driver Steering Behavior”
Proceeding of 20th IAVSD Symposium, Berkeley
August 2007
14) Yasuhiro Aoki, Yoshio Kano and Masato Abe“Variable Stability Vehicle with Response Parameters
Controlled by Active Chassis Control Devices”
Proceedings of 22nd IAVSD symposium, August
2011, in CD15) M. Hibi et al. “A study on steering reactive torque forsteer-by-wire vehicle using driving simulator”
Proceedings of FISITA2012, F2012-G04-006,
Beijing, China, November 2012, in CD〈著者紹介〉

安 部 正 人（あべ まさと）
神奈川工科大学教授

工学博士

創造工学部自動車システム開発工学科

1971年

東京大学大学院工学系研究科

1980年

神奈川工科大学工学部機械工学科

博士課程修了

工学博士

1987年

神奈川工科大学工学部機械システム工学科

1995-1996年

英国リーズ大学工学部機械工学科

2006年

神奈川工科大学創造工学部自動車システム開発工学科

助教授
教授

客員教授
教授

【専門分野】
車両運動力学，車両運動のアクティブ制御，人間－自動車系，運転支援，予防安全分野【主な学会等の活動】
1992年-現在

Editorial Board Member of VSD Journal - Official Organ of International Association for Vehicle System Dynamics

1995-2005年

Trustee of International Association for Vehicle System Dynamics (affiliated to IUTAM)

1995年-現在

Editorial Board Member of Proceedings for I.Mech.E. Part D

1996-2002年

自動車技術会論文集編集委員会委員長

1998-2004年

自動車技術会技術担当理事，総務担当理事

2001-2006年

Co-editor of VSD Journal

2006-2011年

Vice president of International Association for Vehicle System Dynamics

その他，自動車技術会評議員，代議員，各種委員会委員，委員長，国際会議General Chairmanなどを歴任
自動車技術会フェロー-11-*03_展望_*03_展望 13/11/01 10:28 ページ 1

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）[展

望]自動車のエネルギー効率向上に貢献するNTNのモジュール技術
NTN Module Technology Contributes to Energy Efficiency and CO2 Reduction in Automobiles

梅 本 武 彦* Takehiko UMEMOTO
近年，自動車におけるCO2削減のための低燃費化やエネルギーの再利用による環境性能の向上，さらには高度な電気制御による安全性・快適性の追求が急速に進んでいる．当社では軸受をはじめ，摩擦による発熱やエネルギー損出を低減させる機械要素商品を数多く開発し販売しているが，最近では複数の部品を組み合わせ，エネルギー効率を向上させたモジュール商品も自動車メーカにご採用いただ
いている．本稿では，自動車のエネルギー効率向上の一役を担う当社モジュール
商品群について紹介する．

In recent years the pursuit of environmental performance, through fuel efficiency improvements for CO2
reduction and the re-use of energy, together with the pursuit of advanced electronic controls for safety andcomfort, is progressing rapidly in the automotive sector.
NTN are traditionally developing and supplying mechanical components such as bearings that reduce heatgeneration, friction and energy loss. More recently NTN is supplying automotive manufacturers with Energy
Efficiency Improved Module products that comprise of several different component parts.
This article introduces NTN Module Product lines which are a significant contributor to the improvements seenin automotive energy efficiencies.

せたモジュール商品を開発し，自動車メーカに供して

1. はじめにいる．これらのモジュール商品は，低燃費化，エネル

近年，国産自動車では低燃費化が格段に進み，ギーの再利用による環境性能の向上，さらには高度な

2013年9月現在JC08モード燃費（国土交通省審査

電気制御による安全性・快適性の追求に貢献している．

値）で36.4km/Lの燃費に至る車種も販売されている．

以下では，ハブ，ブレーキ，AMT自動マニュアル

低燃費化は自動車自体の軽量化も含め，ハイブリッド

トランスミッション，エンジン可変動弁機構，CVT無システム，アイドリングストップ装置，CVT無段変段変速機，エンジン・チェーンシステムに用いられてい速機，可変バルブタイミング，気筒休止他，様々な改る当社モジュール商品とその技術について紹介する．

善対策が盛り込まれた結果である．
自動車には100個を超える軸受が採用され，各部2. NTNのモジュール技術の摩擦によるエネルギー損失や発熱の低減に貢献して現在量産中あるいは開発を完了した当社の自動車用

いる．NTNでは，高度な解析技術を駆使した高効率・モジュール商品群例を表1に示す．

高機能化，材料の高清浄度化，特殊熱処理の採用など
により，軸受自体の薄肉軽量化，高負荷容量化，長寿モジュール化はエンジン，ブレーキ，ハブ，変速機命化を図っており，高機能な次世代軸受として構などあらゆる部位に拡がっており，部品同士や周辺ULTAGE（アルテージ）シリーズ*1を発表し販売して部品との組み合せにより，軽量化・コンパクト化・高いる．

効率化に貢献している．
表1の各モジュール商品群の用途・特長について

一方，これらの高機能軸受に加え，ボールねじ，等は，次項で紹介する．

速ジョイント，歯車，モータ他を周辺部品と組み合わ*1

ULTAGE(アルテージ)とは，究極を意味するULTIMATEとあらゆる場面での活躍を意味するSTAGEを組み合わせた造語で，世界最高水準のNTN新世代軸受のシリーズ総称．

*執行役員

自動車事業本部／EVモジュール事業本部-12-

*03_展望_*03_展望 13/11/01 10:28 ページ 2

自動車のエネルギー効率向上に貢献するNTNのモジュール技術

表1 モジュール商品群
NTN Module product lines
使用部位

ドライブトレーン

モジュール
商品名

プレスコネクトスプライン・
ハブジョイント

電動油圧ブレーキ用
ボールねじ駆動モジュール

パーキングブレーキ付
電動ブレーキユニット

コンパクト化
軽量化

高効率回生機構
小型軽量化

環境負荷軽減高効率回生機構
小型軽量化

特長

ブレーキ

商品外観

使用部位

マニュアルトランスミッション

エンジン

モジュール
商品名

ギヤシフトユニット用
ボールねじアクチュエータ

連続可変動弁機構用
ボールねじアクチュエータ

燃費改善
快適性向上
高レスポンス

燃費改善
排ガスのクリーン化
エンジン出力向上

使用部位

CVT 無段変速機

エンジン・チェーンシステム

モジュール
商品名

プーリ駆動用中空ボールねじユニット

低フリクション
チェーンレバー・チェーンガイド

高効率
軽量コンパクト
高レスポンス

摩擦損失減少
燃費改善
商品外観

特長

シフト側

商品外観
セレクト側

特長

レバー
商品外観

ガイド

-13-

*03_展望_*03_展望 13/11/01 10:28 ページ 3

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）

ブジョイント（PCS-H/J）では，外輪ステムに特殊ス

3. プレスコネクトスプライン・ハブジョイント
PCS-H/J

プライン（凹凸溝）を設け，H/B内径には，図2(b)に示すように，外輪より歯幅の小さいスプラインを予エンジンの動力は，図1に示すように，ドライブシャめ形成する．両者をボルト締結により強制圧入し，フトを経由しハブベアリング，タイヤへと伝達される．

H/B内径面のわずかな切削代と弾性変形で嵌合する．

現在，ハブベアリング（以下H/B）と等速ジョイン

NTNでは，この結合方式を「プレスコネクト方式」

ト（以下CVJ）の接合は図2(a)に示すように，CVJと呼称している．プレスコネクト方式は嵌合部が完全ステムとH/B内径部の両方に設けられたスプラインで密着し，歯面全域でトルクを均一に受けるため，スプ嵌合している．

ライン嵌合長さを短縮できる．この方式は，弾性変形

トルク伝達は，このスプライン歯面で行なわれるが，での嵌合状態であるため，何度組み直しても同じ結合

加工精度による歯のピッチ相互差から完全密着させる

状態を得ることができる．この長所を活用し，ハブ輪ことは難しい．このため，歯面間にはすきまが存在し，内径部の肉抜き，およびボルト締結などのコンパクト

ガタが生じるため，スプライン嵌合長を長くしトルク化を進め，足回りの軽量化（約12％/台）を実現した．

容量を得る必要がある．

H/BとCVJをモジュール化し，締結を高効率化する
ことで可能になった技術である．

一方，新技術であるプレスコネクトスプライン・ハ

ドライブシャフト：等速ジョイント（CVJ）
ハブベアリング（H/B）
タイヤ

図1

ドライブトレーン
Drivetrain(b) プレスコネクトスプライン・ハブジョイント
PCS-H/J(a) 現構造3 世代ハブベアリング（H/B）+ 等速ジョイント（CVJ）
100
45

100

φ80

φ80

45

ナット締結
ボルト締結

100

35
H/B

スプライン境界

W1
W2

空隙

H/B

CVJ ステム長短縮
W2W1

W1 ＞ W2

W1 ＜ W2

歯面すきまなし

歯面すきまあり

質量 *2 : 4.35kg

質量：3.88kg [ 軽量効果：0.94kg/ 台 ]*2：H/B+ アウトボード CVJ 外輪 + ナットまたはボルトの質量

図23世代ハブベアリング（H/B）+等速ジョイント（CVJ）とプレスコネクトスプライン・ハブジョイント（PCS-H/J）の比較
Comparison with “Gen 3H/B+CVJ” and PCS-H/J-14-

*03_展望_*03_展望 13/11/01 10:28 ページ 4

自動車のエネルギー効率向上に貢献するNTNのモジュール技術

4. 電動油圧ブレーキ用
ボールねじ駆動モジュール

ドライバ

DC モータ電気自動車やハイブリッド車のブレーキには，車両制動時に運動エネルギーを電気エネルギーとして回収

ECU
液圧ブレーキ力

ボールねじ駆動モジュール

する回生方式が採用されている．極限まで電気エネル

ブレーキペダル操作量

回生ブレーキ力

インバータ
キャリパ

油圧シリンダ

ギーを回収するため，図3に示すように，ドライバーのブレーキ動作に対し，モータ制動力(回生ブレーキ)

キャリパ

を最大限活用し，不足分を油圧制動力で補う機構が必

モータ

要になる．
その際，変化する制動力に瞬時に追従できるよう，
回生ブレーキと油圧ブレーキの協調制御も重要である．

図4 電動油圧ブレーキシステム構成
Constitution of electric hydraulic brake

この回生協調制御機構を持つ電動油圧ブレーキシス
テム（ＥＨＢ：Electro Hydraulic Brake）の構成を図4に示すが，当社の「電動油圧ブレーキ用ボールねIN

じ駆動モジュール」（図5）が量産車に採用された．
図4のシステム構成でメカニズムを説明する．ドラ

アルミケースDC モータ回転トルク

イバーがブレーキを踏み込むと，ペダルストローク信

ボールねじ号がECUに送られ，最適制動力と油圧発生量が算出

ボルト
アイドラギヤ

アウトプットギヤ

される．ECUは，DCモータで電動油圧ブレーキ用ボスリーブ

ールねじ駆動モジュールを作動させ，油圧シリンダのピストンを最適量移動させる．この時発生する油圧シ
リンダの油圧が，各車輪キャリパへ伝達され，制動力を発生する機構である．

OUT

ボールねじ駆動モジュールを使用することで，迅速推力発生（油圧シリンダを押す）

かつ緻密な制御，さらにはエネルギー回収の最大化を可能にする．従来システムより大幅に燃費を向上させ，
世界最高水準の燃費達成を可能にしている．

制動力

図5 ボールねじ駆動モジュール断面構造
Cross section structure of ball screw drive module

ドライバの要求制動力
油圧による制動力

モータによる制動力（回生ブレーキ）

制動開始

支持軸受

停止

図3 回生協調ブレーキ
Regeneration cooperative brake-15-

*03_展望_*03_展望 13/11/01 10:28 ページ 5

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）

ングブレーキ付電動ブレーキユニット」を開発し提案

5. パーキングブレーキ付
電動ブレーキユニット

している．
図6の電動ブレーキユニット概略図で電動ブレーキ

車両制動時に運動エネルギーを電気エネルギーとしとパーキングブレーキのメカニズムを説明する．ユニて回収し，燃費改善を行う回生ブレーキ技術は，ハイットに付けられたDCモータが歯車減速機を介して，ブリッド車や電気自動車を中心に普及している．

電動ブレーキユニット内のサンローラを回転駆動す

現在，市販される車両には油圧ブレーキシステムがる．このサンローラの駆動力は，当接する遊星ローラ

採用されており，効率良くエネルギーを回収する手法

を自転および公転させ，遊星ローラとアウターリング

として前項で紹介したようなEHBが採用され高効率間に設けられたねじが，アウターリング自体を軸方向の回生に貢献している．

に移動させる．このアウターリングの軸方向移動力がブレーキパッドに伝えられ制動力を発生させる．

一方，現行の油圧ブレーキシステムそのものを改善
し，高効率のエネルギー回収を行うシステムとして，

一方，パーキングブレーキ機構は，中間歯車直下に摩擦ブレーキを直接操作する電動ブレーキシステム

設けられている．ソレノイド内部のピンが，中間歯車（EMB：Electro-mechanical Brake）がある．

裏面に設けられたラチェット溝に挿入されることでパーキングブレーキが作動し，離脱することで解除され当社では既に電動ブレーキシステムを開発しておるメカニズムである．

り，これにパーキングブレーキ機構を加えた「パーキアウターリング
キャリパ

直動機構

Y

X サンローラ

107m

m

Z

歯車

62mm

ブレーキパッド

遊星ローラ

回転

突出

モータ
84.5mm

ブレーキディスク

モータ

X

Y
ソレノイド

断面 Y-YSECTION Y-Y

Z

断面 X-XSECTION X-X

中間歯車

ON

断面 Z-Z（パーキングブレーキ機構）
SECTION Z-Z

OFF

図6

電動ブレーキユニット概略図
Schematic of EMB unit

-16-

*03_展望_*03_展望 13/11/01 10:28 ページ 6

自動車のエネルギー効率向上に貢献するNTNのモジュール技術

用ボールねじの外観を図10に示す．

6. 自動マニュアルトランスミッション・
ギヤシフトユニット用ボールねじアクチュエータ

図9のギヤシフトユニット構造図で作動メカニズムを説明する．ユニット内部のセレクト側ボールねじア

燃費改善や快適性向上を目的に，自動マニュアルト

クチュエータがストライカを軸方向に移動させた後，

ラ ン ス ミ ッ シ ョ ン （ AMT : Automated Manual

シフト側ボールねじアクチュエータがストライカを揺Transmission）の搭載車が増加している．AMTに動させ，所定ギヤに変速する．直交するモータ付ボーは様々な構造があるが，当社開発のボールねじアクチ

ルねじアクチュエータが協調制御されることで変速動

ュエータが採用されたギヤシフトユニット付AMTに作が行われる．動作時間はシフト側で0.06秒，セレついて紹介する．

クト側で0.08秒と高レスポンスである．

同ギヤシフトユニットは，発進頻度の多い中小型ト

通常のマニュアルトランスミッション上部にギヤシ

ラックに2004年から採用されている．図7にAMTのフトユニットを搭載し，構造を大きく変更することな

外観，図8にギヤシフトユニットの搭載状態を示した．

くコンパクトにAMT化できる点が特長である．

ギヤシフトユニットの構造を図9，アクチュエータ

シフト側

セレクト側

図7

シフトセンサ

図8 ギヤシフトユニット外観
Gear shift unit

自動マニュアルトランスミッション
Automated manual transmission

リンクアームセレクトセンサ

ストライカ

シフト側

セレクト側

IN
シフト側ボールねじ

セレクト側ボールねじ

図10 アクチュエータ用ボールねじ
Actuator for ball screw

ボールねじアクチュエータ

図9ギヤシフトユニット
Gear shift unit

-17-

*03_展望_*03_展望 13/11/01 10:29 ページ 7

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）

本機構は，ボールねじアクチュエータを採用したこ

7. エンジン連続可変動弁機構用
ボールねじアクチュエータとで，瞬時かつ緻密な制御を可能にし，エンジン出力

地球環境改善や出力の向上を目的に，運転条件に合ガスのクリーン化を実現している．

およびレスポンスの向上，約10％の燃費の改善，排わせてエンジンをきめ細かく最適制御する技術開発が図11に連続可変動弁機構，図12にボールねじアク

進んでいる．最適制御を行う技術の一つが，連続可変チュエータ構造を示した．DCモータと直結されたボ動弁機構（VEL : Variable Valve Event & Lift）でールねじアクチュエータ・ナットの直進運動がコント

ある．エンジン頭部のバルブ開閉タイミングや上下距

ロールシャフトの回転位相を制御し，バルブリフター

離（リフト量）を最適化させ，燃費改善，さらに出力の上下動に変換される．

向上を図っている．当社ボールねじアクチュエータがボールねじアクチュエータ・ナットの移動量を，ポ採用されたエンジン連続可変動弁機構が2007年から

ジションセンサーによりきめ細かく制御することで，乗用車，スポーツカー，RV車向けに量産され，市場

バルブリフト量およびバルブイベントを連続的に可変展開されている．

制御するメカニズムである．

アクチュエータ部
ポジションセンサ
ボールスクリューナット

DC モータ

ボールねじ軸ロッカーアーム
リンク A

支持軸受

ボールねじ

コントロールシャフト
アウトプットカム
リンク B

偏心シャフトドライブシャフト

バルブリフターバルブ

図11 連続可変動弁機構の外観
Appearance of VEL system
ヨーク
コントロールシャフト
カップリングDC モータ

ナット
ハウジング

ボールねじ軸4 点接触玉軸受

図12 ボールねじアクチュエータ構造
Structure of ball screw actuator

-18-

深溝玉軸受

*03_展望_*03_展望 13/11/01 10:29 ページ 8

自動車のエネルギー効率向上に貢献するNTNのモジュール技術

構と同軸配置が可能である．ボールねじ部の循環機構

8. CVT無段変速機構プーリ用
中空ボールねじユニットとして，ねじ軸側でボールの循環を行う世界初の技術である．

燃費に貢献し，滑らかな変速を実現するCVT*3無段

図14に示した構造事例は，DCモータからの回転力

変速機の機構は，現在多くの自動車に採用されている．

を中空ねじ軸に伝達し，ハウジングに固定したナット

CVT変速機構のプーリ駆動方式は，従来の油圧式が，駆動プーリ付ねじ軸を軸方向に移動させ変速を図から，電子制御式に置き換えられ，細かな変速制御とる機構である．

共に動力損失低減が図られている．しかし，改善され「中空ボールねじユニット」の採用で，プーリ駆動

た現在の電子制御式もプーリ駆動に滑りねじを採用しに伴う動力や電力の損失を低減しDCモータを小型化ているため，動力損失の点では更なる改善の余地があできると同時に，電子制御式CVT駆動機構全体の小る．

型化が可能である．

当社が開発した「中空ボールねじユニット」（図13）*3 CVT：Continuously Variable Transmissionの略．

は，DCモータ回転力をプーリの軸方向推力に70％以プーリ駆動機構がプーリ幅を調整し変速制御する
機構．

上の高効率で変換するユニットであり，軽量薄肉でコンパクトな中空軸のボールねじの採用でプーリ駆動機

DC モータ
ボール
ナット

ギヤ 1

ボール循環溝

ギヤ 2
中空ねじ軸

駆動プーリ

ねじ軸

固定プーリ
ギヤ 3
ベルト

図14 CVT機構
CVT mechanism

ボール循環機構部詳細
Ball circulation mechanism
図13 中空ボールねじユニット
Hollow ball screw unit

-19-

ナット

*03_展望_*03_展望 13/11/01 10:29 ページ 9

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）

各部で発生する損失の割合は，ピストンを含むクラ9. 低フリクションチェーンレバー・
チェーンガイド

ンクシャフト部で80％，カムシャフトで4％，チェ

エンジンの高性能化のためには，発生した動力をタ

2番目に大きいチェーンシステム損出の内訳をみる

イミングチェーンで伝達し，カムシャフトを緻密に駆と，チェーンレバー部で27％，チェーンガイド部で動し，正確なバルブタイミングを生み出すことが重要13％であり，チェーンとレバー・ガイドのしゅう動である．動力伝達には，同期精度と耐久性が必要であによる摩擦損失が大きな割合を占める1) ．

ーンシステムで16％の割合である1) ．

り，図15に示すように「タイミングチェーン」，「ス

そこで，当社では図16に示すように，樹脂レバ

プロケット」，「テンショナ」，「チェーンレバー」，「チー・ガイドのしゅう動滑りを転がり化した低フリクシェーンガイド」が一つのチェーンシステムとして形成ョンチェーンレバー・チェーンガイドを開発し，市場される．

に提案している．

一方，発生した動力を有効に活用するためには，エン

低フリクションチェーンレバー・チェーンガイド

ジン各部の摩擦損失を可能な限り低減する必要がある．

は，現在の樹脂製レバー・ガイドに小型高剛性の軸受
ローラユニットを組み付けたものである．図17に示すように，チェーンがレバーやガイドと直接接触する

スプロケット

タイミングチェーンことはなく，軸受ローラユニット上部を転がることにより，摩擦損失を22％減少させる．
この低フリクションチェーンレバー・チェーンガイ
ドの採用は，自動車全体として1％ *4の燃費改善に繋がり，低燃費化が可能である．

カム軸
*4

チ
ェ
ー
ン
レ
バ
ー

チ
ェ
ー
ン
ガ
イ
ド

テンショナ

実験データに基づく計算値

低フリクション品

現行品
レ
バ
ー
側
ガ
イ
ド
側

クランク軸

図15 チェーンシステム
Timing chain system

図16 チェーンレバー・チェーンガイド
Chain lever and guide

レバー

軸受ローラユニットガイド

図17

低フリクションチェーンレバー・チェーンガイド
Low friction chain lever and guide-20-*03_展望_*03_展望 13/11/01 10:29 ページ 10

自動車のエネルギー効率向上に貢献するNTNのモジュール技術

10. おわりに自動車のエネルギー効率向上に貢献する当社のモジュール技術とその商品群について，既に量産採用いただいている商品および，開発を完了し各社に提案している技術を紹介した．
従来から，軸受，CVJ，ボールねじといった単体要素を高機能化し，エネルギー高効率化で貢献してきたが，周辺部品を組み合せたモジュール化技術によるさらなる改善，改良，高機能化が今後益々重要と考えている．また，低燃費化追求に留まらず，自動車社会における安全性や快適性への追求も非常に重要になってきている．
当社の持つトライボロジー技術，機械技術，メカト
ロ技術を組み合せた開発を進め，低燃費化が進むエン
ジン搭載自動車に加え，EV・HEV・FCVなどの次世代自動車への貢献も進めていく所存である．

参考文献
1）出展：自動車技術会 学術講演会前刷り集 No.55-00

執筆者近影

梅本

武彦

執行役員
自動車事業本部
EVモジュール事業本部-21-

*04_1_03 13/11/01 10:33 ページ 1

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）[解説]

自動車用インホイールモータの技術動向
Recent Technology Trends of In-Wheel Motor System for Automotive

牧 野 智 昭*石 川 愛 子*
伊 桐 千 浪*堺
香 代*

Tomoaki MAKINO
Aiko ISHIKAWA
Chinami ITOU
Kayo SAKAI

インホイールモータ方式の電気自動車は，ドライブシャフトなどの駆動系に起因するレ
イアウト上の制約がなく，車両設計の自由度が高い．また，各輪それぞれの駆動力を高速かつ正確に制御できるため，車両の操縦安定性を大幅に向上させることができる．
本稿では，次世代電気自動車用の駆動方式として期待されるインホイールモータの技術動向について紹介する．

In the electric vehicles equipped with in-wheel motors, the degrees of freedom for vehicle design are highbecause there is no restriction of drivetrain layouts such as drive shaft. Moreover, independent, quick andprecise control of driving force of each wheel can be realized by in-wheel motor system, meaning that the driving
stability can be improved significantly. This paper describes the technology trends of in-wheel motor system
expected to be powertrain for new generation electric vehicle.

1. はじめに

2. インホイールモータ電気自動車の黎明期

近年，地球温暖化や大気汚染などの環境問題や化石インホイールモータ方式の車両の歴史は古く，燃料枯渇に代表されるエネルギー問題への対策とし1899年にフェルデナンド・ポルシェ博士により，搭て，電気自動車が注目されている．

載エンジンで発電して前輪をモータで駆動するシリー

電気自動車のうちインホイールモータ方式では，駆ズハイブリッド車が開発されている．ポルシェ博士が動モータがホイール内に取り付けられ，ディファレン

取得した特許のインホイールモータの構造を図1に示

シャルおよびドライブシャフトを介さずにタイヤに動す．減速機を持たないダイレクト駆動方式であり，基力が伝達される．そのため，これらの駆動系に起因す
るレイアウト上の制約がなく，車両設計の自由度が高い．また，各輪それぞれの駆動力を高速かつ正確に制御できるため，車両の操縦安定性を大幅に向上させることができる．
NTNは，主に乗用車ならびに小型コミュータをター
ゲットに，各輪の独立駆動制御や独立操舵と組み合わせた高度な運動機能とともに，軽量化に有効な減速機
方式のインホイールモータシステムの開発を進めてきた．
本稿では，NTNの開発内容を含め，次世代電気自動車用の駆動方式として期待されるインホイールモータの技術動向について紹介する．
図1 初期のインホイールモータの構造1）
Structure of the first in-wheel motor*EVモジュール事業本部

駆動システム技術部-22-

*04_1_03 13/11/01 10:33 ページ 2

自動車用インホイールモータの技術動向

3. 1 ダイレクト駆動方式

本的に同構造のインホイールモータが先述の車両に搭載されている．

今までに開発されたダイレクト駆動方式の多くは，

当時はバッテリ，モータともに性能が低く，航続距

固定子の半径方向外側に回転子を配置するアウターロ

離が短いなど，車両性能としては不十分なものであっータ型の構造を採用する2）～4）．その構造の一例を図3た．石油資源の開発が進むとともにガソリンの入手がに示す．また，本方式のインホイールモータを搭載す容易になったこと，さらには，1908年のT型フォーる車両開発の事例も報告されている3）．その車両の外ド量産開始を起点とする内燃機関車の価格低下の影響観を図4に示す．

を受け，電気自動車は競争力を失っていった．
その後，内燃機関車による本格的なモータリゼーシ
ョン発展の時代を向かえるが，1970年代にはオイルショックに代表される石油資源の供給不安や，排気ガ

回転子スによる大気汚染などの環境問題が顕在化する．それホイールらの問題の対策手段として電気自動車が着目されたが，バッテリの性能などの問題により，普及には至ら

固定子

なかった．
1990年代以降，①従来の鉛バッテリよりもエネル

ブラケット②

ギー・出力密度が高いリチウムイオン電池，②ネオジ

ブラケット①

ブレーキディスク

車軸ハブ

ウム磁石を用いた永久磁石式同期モータ，③インバー
タによるモータ制御技術，が開発され，電気自動車の

図3 ダイレクト駆動方式インホイールモータの構造の一例2）
An example of the structure of direct driving type in-wheel motor

性能が大幅に向上した．CO2などの温室効果ガスによる地球温暖化問題が広く認識されるとともに，近年，再び電気自動車への関心が高まり，インホイールモー
タの開発も注目されている．

3. インホイールモータの構造
図2に示すように，電気自動車の駆動方式は，モータを車体側に設置しドライブシャフトなどでタイヤに動力を伝達するオンボード方式と，ホイール内にモータを設置するインホイールモータ方式に大別される．

図4

ダイレクト駆動方式インホイールモータを搭載する開発車両3）
Developed vehicle equipped with direct driving typein-wheel motors

さらにインホイールモータ方式は，減速機を持たない
ダイレクト駆動方式と減速機を併用する方式に分類できる．

3. 2 減速機方式
減速機を使用することは，部品点数が増加し，かつ

電気自動車
インホイールモータ方式

構造が複雑になるという短所を有するが，モータに要求されるトルクが低減するため，モータサイズを小型

オンボード方式にでき，結果的に小型軽量なインホイールモータの構築を可能にする．

減速機方式

本方式のインホイールモータに関しては様々な開発

ダイレクト駆動方式

事例が報告されおり5）～9），その一例を図5および図6

図2 電気自動車の駆動方式による分類
Classification of electric vehicle by driving typeに示す．図5では遊星歯車減速機が採用されており，
図6では遊星歯車減速機と平行軸歯車減速機が併用さ
れている．
-23-

*04_1_03 13/11/01 10:33 ページ 3

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）

K-H-V型遊星歯車減速機であるサイクロイド減速機

内径部に位置する出力軸に，偏心揺動運動する外歯車の基本構造ならびにこの減速機を適用してNTNが開発の自転運動のみが伝達される．サイクロイド減速機はしたインホイールモータ 10），11）の構造を，それぞれ１段で大きな減速比を取ることが可能なため，モータ

図7および図8に示す．この減速機は，エピトロコイの小型軽量化の点で他の減速機方式よりも優位であ

ド曲線歯形を持つ外歯車と，円周方向に複数の円筒部

る．

材を等間隔に配置した内歯車で構成される．外歯車の

モータ

内歯車
外歯車

ブレーキ

ハブ

ギヤ

出力軸

入力軸

図7

サイクロイド減速機
Cycloid reducer

ホイール

図5 減速機方式インホイールモータの構造の一例 8）
An example of the structure of reducer type in-wheel motor
サイクロイド減速機
減速機ハウジング

モータハウジング

冷却フィン

ホイール
モータステータ

ブレーキディスク

モータロータレゾルバ
カウンターギヤ

スプライン
プラネタリギヤハブ

ハブベアリング
ポンプ

出力軸

ロータ軸

減速機入力軸ロアアーム
ボールジョイント

図6 減速機方式インホイールモータの構造の一例 9）
An example of the structure of reducer type in-wheel motor

ハブ部

図8

-24-

ロータ
オイルポンプ
ステータ

減速機部

モータ部

サイクロイド減速機を適用したインホイールモータ11）
In-wheel motor with cycloid reducer

*04_1_03 13/11/01 10:33 ページ 4

自動車用インホイールモータの技術動向

4. ばね下質量の影響

5. 車両運動制御

一般に，インホイールモータ方式はオンボード方式

電動モータによる駆動力制御は，内燃機関に対し下と比べてばね下質量が増加するため，乗り心地やタイ記の利点を有する．

ヤ接地性が悪化する傾向にある．

（1）高いトルク応答性（2）高精度なトルク制御

懸架系の基本的な振動モデルとして，ばね上とばね
下質量を考慮した2自由度振動モデルがある．この振（3）制動力を発生させる制御が可能

動モデルに基づくばね上加速度を図9に示す．ばね下（4）モータの分散配置により各輪の駆動力を独立して制御することが可能

質量の増加に伴い，ばね下共振周波数が低下し，低周
波数帯域におけるばね上加速度が増加する 12)．人間

さらにインホイールモータ方式では，ドライブシャの振動感受性として，上下方向では4～8Hzが最も敏

フトに代表される駆動系の共振の影響を受けないた感な帯域である 13)．そのため，ばね下質量増加によ

め，さらに高応答なトルク制御が可能である 12)．まりこの帯域のばね上加速度が増加すると，人間が感じた ， 内 燃 機 関 車 に お け る ABS（ Anti-lock Brake

る乗り心地が大きく悪化する．また，路面の凹凸変化

System）やトラクション制御のためのデバイスとしに対するばね下質量の追従性が低下し，タイヤ接地性て利用されている油圧ブレーキと比較しても，より高が悪化する．

い応答性で制動力を制御できる17)．

インホイールモータ適用の際のばね下質量増加の影

上記の特性を活用することにより，特にインホイー

響に関しては幾つか報告されており14), 15)，その影響

ルモータ方式電気自動車では，内燃機関車では困難な低減のため，インホイールモータの軽量化が重要課題

高度な車両運動制御が可能となる．

である．さらに，このばね下質量の問題を機構によっ

5. 1 スリップ防止制御て解決する取り組みがなされている．例えば，モータをナックルに対して上下方向に可動状態で設置し，モ

タイヤと路面の間に作用する前後力（駆動力またはータ質量を可動質量としたダイナミックダンパを構成制動力）と横力の特性を図10に示す．図10の特性は，することで乗り心地悪化を防ぐ機構が開発されている 16)．

4.0

NTNでは前述のようにサイクロイド減速機を内蔵す

鉛直荷重 3.8kN

ることにより，インホイールモータの大幅な軽量化を
達成した．

2.4

横すべり角
5˚

横
力 1.6
kN

20˚

10˚ 3˚

0.8

基準

1˚

ばね下質量増加-4.0

ばね下共振点

-3.2

-2.4

-1.6

制動力 kN

-0.8

0

0.8

1.6

2.4

3.2

4.0

駆動力 kN(a)

ばね上共振点4.0

乗り心地良化領域

ば
ね
上
加
速
度

前
後
力
・
横
力

乗り心地悪化領域kN

ばね下質量の増大により共振周波数が低下
0

30˚

10

3.2

3˚

5˚

前後力

10˚

20˚

2.4
1.6
0.8
0

20

鉛直荷重 3.8kN

1˚

1˚

3˚

5˚

0.2

10˚

20˚

30˚

30˚

横すべり角
横力

0.4

0.6

0.8

1.0

縦すべり率

(b)

加振周波数 Hz

図10 駆動や制動を伴うタイヤの特性18）
Tire characteristics with driving and braking

図9
Effect of unsprung mass on vehicle sprung acceleration

車両のばね上加速度に与えるばね下質量の影響12）-25-

*04_1_03 13/11/01 10:33 ページ 5

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）

タイヤを周方向に独立した無数の弾性体からなると考えるモデルにより理論的に算出される．タイヤに発生する前後力はすべり率に伴い増加し，最大値に達した
後，減少する．一方，横力はすべり率の増加に伴い減少する18)．
路面状況の変化に伴いタイヤに過大なスリップが生じると駆動力とともに横力が低下するため，加速性能が低下するだけでなく，方向安定性が失われる可能性が生じる．よって，不安定な車両挙動を回避するためには，タイヤの過大なスリップを防止することが重要

図11 4輪独立の駆動と操舵機能を有する試験車両
Test vehicle with four wheel independent driving
and steeringである．
先述のモータ駆動特性を利用することにより，電気自動車は内燃機関車より優れたスリップ防止制御を実表1 試験車両の主要諸元
Main specifications of test vehicle

現できる．なかでもインホイールモータ方式は最も安定した制御が可能である．インホイールモータ方式に

車体寸法

2600×1560×1350mm（全長×全幅×全高）

おけるスリップ防止制御に関しては様々な研究がなさ

質

619kg

れており，車輪速度を用いたフィードバック制御や制駆動力の最大化を目的としたスリップ率制御などが報

量

駆動方式

4輪駆動（インホイールモータ）

操舵方式

4輪独立操舵（ステアバイワイヤ）

告されている19)〜21)．
造であるため，駆動力により懸架機構を介して発生す

5. 2 車両の姿勢制御
タイヤのスリップ率が比較的小さく，制駆動力制御

る上下方向荷重がドライブシャフト駆動の場合よりもの自由度が比較的高い条件では，各輪の制駆動力を独大きくなる 12)．この特性を利用すると，駆動力作用立に制御するにより，車両の走行安定性を高めることによる車体上下運動をドライブシャフト駆動の場合よができる．例えば，左右輪の駆動力に差を与えることりも効果的にかつ各輪独立に制御することができ，ロでヨーモーメントを直接的に制御できるため，ステアール運動やヨー運動の応答性を向上させることができ

リング操作の際のヨーレート追従性など車両の操縦安る 28)．また，車両のロール運動やピッチ運動の抑制

定性が向上する22)，23)．

により，乗り心地の改善も可能である24)．

また，各輪の駆動力を適切に制御することにより，走行性能を高めることができる．例えば，タイヤのグ

6. 次世代モビリティ

リップに余裕のある車輪へ大きな駆動力を配分させる
ことで，旋回性能が向上する24)，25)．このような性能

インホイールモータ方式は，動力伝達においてドラ

向上は駆動力と操舵をともに制御することによってさ

イブシャフトなどの駆動系を必要としない．そのため，らに向上する．

従来の車両では困難であった車両構造や運動を実現できる．

NTNが製作した試験車両の外観および主要諸元を図11と表1に示す。本車両は4輪にインホイールモータ

中近距離移動用の二人乗りコミュータにインホイーを装着し，さらに4輪を独立に転舵する機能を有してルモータを適用した例を図12に示す29)．駆動モータ

いる．NTNと神奈川工科大学は図11の試験車両を用をホイール内に設置することにより，コンパクトな車

い，駆動力と転舵角を独立制御することによりタイヤ体にも拘わらず，乗員もしくは荷室の空間を広く取る

における消費エネルギーが低減すること 26)，さらにことができる．2013年2月に国土交通省より軽自動

はタイヤ負荷率が軽減され車両の限界性能が向上する

車より小さい二人乗りの車両規格「超小型モビリティ」

ことを明らかにした27)．

の認定制度開始が発表された．高齢者，子育て支援や，さらに，インホイールモータ方式では，インホイー

観光・地域振興などへの適用が期待される新たな車両

ルモータを支持するナックルがトルク反力を受ける構規格の制定のための試行措置であるが，将来，専用規-26-

*04_1_03 13/11/01 10:33 ページ 6

自動車用インホイールモータの技術動向

格の制定をきっかけとして本カテゴリーの車両普及にまた，本車両での各走行モードにおける操舵の状態を拍車がかかることが期待される．

図14に示す．「その場回転」を行う際，各輪の回転軸

また，インホイールモータと各輪独立の操舵機構をが車両中央に向かうように操舵させる．「横方向移動」

組み合わせることにより，「横方向移動」や「その場の際には，全車輪を通常の前進方向に対し直角に操舵回転」が可能となる．そのような車両の例を図13に，させる30)．

(a) カウル無し29）
Without cowl

図13 インホイールモータ型電動モビリティ
In-wheel motor type electric mobility(b) カウル付き登録車両
Registered vehicle with cowl
図12 インホイールモータ型二人乗りコミュータ
In-wheel motor type two-seat commuter

左前輪(a) 通常直進(b) その場回転：転舵回転中心

図14 走行モードにおける操舵状態30）
Steering status at each running mode-27-(c) 横方向移動

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）12）吉田裕明：進化するインホイールモータシステム，

7. おわりに

自動車技術，65，3（2011）80．
13）自動車技術会編：自動車技術ハンドブック

本稿では，近年の開発動向を中心に，代表的なイン

１基

礎・理論編，（1990）269．

ホイールモータの構造，主要な課題であるばね下質量14）M. ANDERSON et al.：Unsprung Mass with

増加の影響を低減するための取り組み，およびインホ

In-Wheel Motors – Myths and Realities，

イールモータによる車両運動制御に関する技術動向を

Proc. AVEC’10，（2010）261．

解説した．インホイールモータは従来の自動車では困15）R. ROEL et al.：Influence of in-wheel motors

難な車両運動を実現でき，次世代電気自動車に相応し

on the ride comfort of electric vehicles，い駆動方式である．NTNでは，早期の実用化を目指し，

Proc. AVEC’10，（2010）835．
16）長屋豪・若尾泰通・阿部明彦：ダイナミックダン

機構および制御の両面において今後ともさらなる改良

パ型インホイールモータの開発，自動車技術会学を進めていく．

術講演会前刷集，No.83-02（2002）9．
17）F. BOTTIGLIONE, A. SORNIOTTI & L.
SHEAD：The Effect of half-shaft torsion
dynamics on the performance of a traction

参考文献

control system for electric vehicles，Proc

1）F. PORSCHE：Improvements in or relating to

IMechE PartD : J Automobile Engineering，
226，9（2012）1145．

Electrically Driven Road Vehicles，G. B.

18）安部正人：自動車の運動と制御（第2版），東京電

Patent 18099 (1900)．

機大学出版局（2012）38．

2）岡本吉弘・桐谷知明・野田幸宏：20インチホイー

19）堀洋一：電気と制御で走る近未来車両の研究，生

ル組込形高効率インホイールモータシステムの開産研究，56，2（2004）131．

発，東洋電機技報，117（2008）12．
3）眞貝知志20）小竹元基・大島紀明・永井正夫：駆動性向上を目

他：電気自動車SIM-WILの開発，自動指した超小型電気自動車の車輪速度制御，日本機車技術，66，9（2012）84．

械学会論文集C編，70，694（2004）1680．

4）A. WATTS et al.：Integrating In-Wheel21）藤本博志・吉村雅貴：電気自動車におけるスリッMotors into Vehicles-Real-World

プ率制御に基づく駆動力制御法，自動車技術会学

Experiences，SAE Int. J. Alt. Power，5，1

術講演会前刷集，No.3-11（2011）11．

（2012）289．
5）松ヶ浦史郎・河上清源・清水浩：電気自動車の車台

22）蒲池誠・K. WALTERS・吉田裕明：インホイール構造の提案と性能評価，自動車技術会論文集，35，

モーターによる車両性能の向上，三菱自動車テク3（2004）117．

ニカルレビュー，18（2006）107．
23）F. BRAGHIN & E. SABBIONI：Development

6）田原安晃 他：インホイールモータユニットの開発，
自動車技術会学術講演会前刷集，No.131-06

of a control strategy for improving vehicle（2006）9．

safety in a hybrid vehicle with four
independently driven in-wheel motors，Proc.

7）R. S. ZHOU & F. HASHIMOTO：Highly

AVEC’10，（2010）91．

Compact Electric Drive for Automotive24）赤穂大輔

Applications，SAE Technical Paper 2004-

制御開発，自動車技術会学術講演会前刷集，

01-3037．
8）金子雄太郎

No.120-10（2010）1．

他：小型高出力インホイールモータユ

25）J. KANG, Y. KYONGSU & H. HEO：Control

ニットの開発，自動車技術会学術講演会前刷集，

Allocation based Optimal Torque Vectoring

No.7-09（2009）11．

for 4WD Electric Vehicles，SAE Technical9）村田智史：インホイールモータ駆動ユニットの開発，

Paper 2012-01-0246．

自動車技術会学術講演会前刷集，No.28-10

26）中嶋玲二（2010）5．
10）鈴木稔他：インホイールモータ車の車両運動

他：すべりによるタイヤ消費エネルギに及ぼすタイヤ力配分制御の効果，自動車技術会

他：インホイールモータユニットの開発，

学術講演会前刷集，No.30-13（2013）21．

NTN TECHNICAL REVIEW，75（2007）46．

27）鈴木雄大11）伊藤雄一・堺香代・牧野祐介：インホイールモー

他：Full-Drive-By-Wire-EVを用いたタ

タシステム，NTN TECHNICAL REVIEW，79

イヤ力配分制御による車両運動制御，自動車技術（2011）22．

会学術講演会前刷集，No.30-13（2013）25．

-28-

*04_1_03 13/11/01 10:33 ページ 8

自動車用インホイールモータの技術動向

28）勝山悦生：インホイールモータによる非連成３Dモーメント制御の開発，自動車技術会学術講演会前
刷集，No.3-11（2011）1．
29）山本哲也・石川愛子・山田航：電動コミュータ用
インホイールモータシステムの開発，NTN
TECHNICAL REVIEW，79（2011）29．
30）山形哲

他：インホイールモータ搭載二人乗り電動モビリティの開発，NTN TECHNICALREVIEW，79（2011）51．

執筆者近影 （所属は開発当時のもの）

牧野

智昭

EVモジュール事業本部
駆動システム技術部

石川愛子

EVモジュール事業本部
駆動システム技術部

伊桐

千浪

EVモジュール事業本部
駆動システム技術部

-29-

堺

香代

EVモジュール事業本部
駆動システム技術部

*05_03 13/11/01 10:37 ページ 1

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）[ 製品紹介 ]パーキングブレーキ付き電動ブレーキユニット
Electro-mechanical Brake Unit with Parking Brake

山 崎 達 也* Tatsuya YAMASAKI村松
誠* Makoto MURAMATSU
増田唯** Yui MASUDA

車両の低燃費化や利便性向上などの要求に応えるため，回生ブレーキや電動パーキングブレーキ（EPB）などの新しいブレーキ関連技術が普及してきている．今後，ブレーキの更なる高機能化を達成するためには，その最終形態である電動ブレーキの実用化が必要となる．
NTNでは，パーキングブレーキ機能を有する電動ブレーキユニットを開発した．

The new brake technology such as regenerative braking and Electric Parking Brake (EPB) has been spreading inorder to meet the demands to improve the fuel economy and convenience of vehicles. It needs to utilize Electromechanical Brake (EMB) which is the final form for the further advanced features of brake.
NTN has developed the EMB unit which has parking brake function.

ーキを使って効率良くエネルギーを回収するために

1. はじめには，制動時に摩擦力によって制動力を得るサービスブ

近年，ブレーキ関連技術の中で，電動アクチュエー

レーキとの協調制御技術が重要であり，市販車両は電タによってパーキングブレーキを動作させるEPB1）動の油圧アクチュエータを用いてサービスブレーキを(Electric Parking Brake)，およびモータなどによっ制御している2）～5）．しかし，現行の油圧システムは，て車両の運動エネルギーを電気エネルギーとして回収

環境負荷の高いブレーキオイルを使用しているだけでする回生ブレーキが普及しつつある．

なく，応答性が不足するため運動エネルギーを最大限

EPBは，油圧ブレーキキャリパに専用の電動アク回収することが難しい．この課題を解決する手段としチュエータを搭載するタイプと，従来のパーキングブて，モータの回転運動により機械的にブレーキピスト

レーキ機構のワイヤを電動アクチュエータで牽引するンを制御しサービスブレーキを操作する電動ブレーキ

タイプの2種類が市販されている．EPBには，坂道発(EMB，Electro-mechanical Brake）があり，各ブ

進補助など自動制御による利便性の向上，パーキング

レーキメーカで開発が進められている．

ブレーキレバーのスイッチ化による車内空間の有効活NTNでは，これまでに独自の直動機構を用いた小型・軽量な電動ブレーキ用アクチュエータを開発し，用などのメリットがある．
回生ブレーキは，制動時に車両の運動エネルギーを提案してきた 6）～9）．今回，パーキングブレーキ機能

電気エネルギーとして回収し，車両の燃費（電費）改を新たに追加すると共に，内部設計を見直すことで更善に貢献する技術であり，ハイブリッド車や電気自動に小型化および性能向上を図った電動ブレーキユニッ

車などモータを駆動源として走行する車両を中心に普トを開発した．本稿では，改良したアクチュエータの及してきた．また最近では，オルタネータなどによっ構造およびユニットの特性について紹介する．

て車両の運動エネルギーを回収し補機などの電源として利用するエンジン車両も市販されている．回生ブレ**EVモジュール事業本部**EVモジュール事業本部

シャシーシステム技術部
制御システム技術部-30-

*05_03 13/11/01 10:37 ページ 2

パーキングブレーキ付き電動ブレーキユニット

め，直動機構にはNTNが独自に考案した遊星ローラね

2. パーキングブレーキ付き電動ブレーキ
ユニットの構造じ機構6）を採用した．本機構は，単体での荷重変換率（入力トルクに対し出力される押圧力の比率）が高い

2. 1 電動ブレーキユニット

ため，歯車列に必要な減速比が小さくでき，ユニット
全体の小型化が可能である．

1500ccクラスの車両の後輪用として開発した電動ブレーキユニットの外観を図1に，内部構造を図2

今回，各要素の設計見直しを行うことで，アクチュに示す．併せて，ユニットおよび使用するモータの仕エータの占有体積を従来品（2011年開発品）に対し様を表1および2に示す．

約30%削減し，後述するように応答性も改善した．

本ユニットは直動機構とモータを並列に配置し，そ更に，新たな機能としてパーキングブレーキ機構を歯の間のトルク伝達には平行軸歯車を用いている．モー車部に追加した．これにより，車両として別途パーキ

タによって発生したトルクは歯車を介して直動機構に

ングブレーキを設ける必要がなくなり，組付性やコス伝達され，パッドをディスクに押し付ける荷重（以下，

ト面での改善が期待できる．パーキングブレーキ機構

押圧力）に変換される．ユニット全体を小型化するたについては，次節にて詳細に説明する．

キャリパ

直動機構

モータ

上面
Top view

歯車部

背面
Back view

斜め上面
Isometric view

側面
Side view
図1

電動ブレーキユニット外観
EMB unit-31-

*05_03 13/11/01 10:37 ページ 3

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）

キャリパ

ブレーキパッド

直動機構

Y

X

107m

m

入力歯車

62mm

出力歯車

Z

モータ
X

84.5mmY

ブレーキディスク

断面 X-XSECTION X-X

断面 Y-YSECTION Y-Y

モータ

Z

ソレノイド
中間歯車

中間歯車
（背面にパーキング
ブレーキ機構を配置）

ロックピン
断面 Z-Z（パーキングブレーキ機構）
SECTION Z-Z

図2

表１電動ブレーキユニット概略図
Schematic of EMB unit

電動ブレーキユニット仕様（1500ccクラス後輪用）
Specification of EMB unit

項 目

仕 様

備 考

サービスブレーキ押圧力

12kN以上油圧ブレーキ（シリンダ径φ33），液圧14MPa相当

パーキングブレーキ押圧力

9.3kN以上

パッドμ=0.15，勾配20%相当保持可

アクチュエータサイズ

107×62×84.5

従来(2011年開発品)比 -30%（占有体積）

重量（パッド，マウントを除く） 2.8kg

従来(2011年開発品)比 -0.4kg

表2 モータ仕様
Specification of motor
項 目<パーキングブレーキ制御フロー>【(a)作動】

仕 様
DCブラシレス①モータにより，押圧力を規定値まで付加する．

サ イ ズ

φ46×52②ソレノイドを駆動し，ロックピンを前進させる．

電源電圧

12V

最大出力

140W

③モータへの電力供給を停止する．パッドからの反力に形

式

より，押圧力が減少する方向へ中間歯車が回転する．
④ロックピンと係止穴が係合し，中間歯車の押圧力減
少方向への回転が規制される．ソレノイドへの電力を遮断し，動作完了．

2. 2 パーキングブレーキ機構【(b)解除】図3にパーキングブレーキ機構の概略構造を示す．
パーキングブレーキ機構は，中間歯車に設けた係止穴①モータを押圧力増加方向へ駆動する．

とモータハウジング内に固定されたソレノイドおよび②ロックピンに作用していた摩擦力が解放され，中間歯車とロックピンの係合状態が解放される．

ロックピンで構成される．パーキングブレーキの制御③ソレノイド内のリターンスプリングにより，ロック

フローを，図4を用いて以下に説明する．

ピンが後退する．
④ブレーキペダル操作量に応じてモータを駆動する(解除動作完了)．
-32-

*05_03 13/11/01 10:37 ページ 4

パーキングブレーキ付き電動ブレーキユニット

ブレーキディスク

モータ

キャリパ

ソレノイド
ロックピン
直動機構

出力歯車

図3

中間歯車

ロックピン

中間歯車

入力歯車

パーキングブレーキ機構概略
Schematic of parking brake

係止穴

PCD 断面

①作動指令 ON，モータ駆動②ソレノイド駆動③モータ電力供給停止④ロックピン係合，動作完了③ロックピン後退④解除完了(a) 作動①解除指令 ON，モータ駆動②係合解除(b) 解除図4

パーキングブレーキ制御フロー
Control-flow of parking brake-33-

*05_03 13/11/01 10:37 ページ 5

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）

3. 2 パーキングブレーキ

3. 応答性

図6に，サービスブレーキの押圧力指令0kN（クリユニットの重要特性の一つである応答性の評価結果

アランス0.1mm）の状態で，パーキングブレーキをについて説明する．なお，本評価を実施するに当たり，作動（解除）させた場合の押圧力の変化を示す．

電動ブレーキユニット専用にインバータを設計，製作

パーキングブレーキを作動させる場合，前節で説明

し，ユニット内蔵の荷重センサにて検出する押圧力のしたように一定以上の押圧力が発生した状態でソレノ

フィードバック制御を構築した．

イドを駆動しロックピンを前進させる．その状態で押圧力を減少させ，中間歯車側面に設けた係止穴とロッ3. 1 サービスブレーキ

クピンの位相が一致したところで中間歯車がロックさ

サービスブレーキの応答性評価結果の一例を図5にれる（図中A）．パーキングブレーキを解除する場合

示す．矩形状の押圧力指令（0kN⇔12kN）を与え，には，ロックピンに作用している摩擦力を解放するた

実際の押圧力がどのように追従するか示している．なめ，モータで一旦押圧力を上昇させ（図中B），そのお，パッドとディスクの初期クリアランスは0mmで後押圧力を解除する．パーキングブレーキの作動，解ある．昇圧，減圧とも従来品に対し30%程度応答性

除共に，指令から0.3秒以内で動作が完了している．

が改善している．

また，サービスブレーキが動作中（ブレーキペダルを踏んでいる状態）も，同様に約0.3秒以内で動作が完了することを確認した．

15

15

押 10

押 10

圧

圧

力
kN

力
5

0

0

時間

0.1

5

kN

指令
改良品
従来品

0

0.2

sec

指令
改良品
従来品
0

時間

(a) 昇圧時（初期クリアランス：0mm）

0.1

0.2

sec

(b) 減圧時

図5 サービスブレーキ応答性
Response of service brake

15

15

押 10
力
kN

5

0
-0.1

押 10

作動 パ

圧

パーキングブレーキ指令
押圧力
0

0.1

0.2

時間

sec

0.3

0.4

パーキングブレーキ指令
押圧力

ー
キ
ン
グ
ブ
レ
ー
キ
指
解除 令

作動 パ

圧
力

kN

5

0
-0.1

0.5

0

(a) パーキング作動時（初期クリアランス：0.1mm）

0.1

0.2

時間

sec

0.3

(b) パーキング解除時

図6 パーキングブレーキ応答性
Response of parking brake

-34-

0.4

ー
キ
ン
グ
ブ
レ
ー
キ
指
解除 令

0.5

*05_03 13/11/01 10:37 ページ 6

パーキングブレーキ付き電動ブレーキユニット07）山崎，江口，牧野：電動ブレーキ用アクチュエータ，NTN TECHNICAL REVIEW，77(2009)40-44．
08）Tatsuya Yamasaki：Linear Motion
Actuator for Electromechanical Brake，World Tribology Congress 2009
Extended-Abstract，No.90745(2009)．
09）山崎：電動ブレーキ用アクチュエータの開発，
月刊トライボロジー，285(2011)34-36．
10）足立智彦：スタビリティコントロールシステム(ESC)に関する動向，自動車技術，Vol.60，
No.12(2006) 28-33．
11）成波，波多野忠，廣瀬敏也：緊急時のブレーキアシスト装置の効果評価について，自動車技術会学術講演会前刷集，No.20065894(2006)．
12）小西康夫，服部雅仁，杉沢雅和，西井理治：ア
クティブブレーキ制御用油圧ブースタの開発，
自動車技術会学術講演会前刷集，No.9739075(1997)．
13）田中博久，児玉博之，松崎善樹，坪内薫：ブレーキにおける革新的な技術，自動車技術，
Vol59，No.1(2005)69-74．

4. おわりに
本稿では，パーキングブレーキ機能を有し1500ccクラスの後輪用として適用可能な小型の電動ブレーキ
ユニットについて紹介した．本ユニットは，内部設計を見直すことで，従来品に対し小型化と性能向上を果たしている．
ブレーキの性能向上は車両の燃費だけでなく安全性改善の面でも効果があり10）～13），今後電動ブレーキに対する期待も高まってくると予想する．引き続き，ユ
ニットや制御技術を改良し，電動ブレーキの実用化に向け開発を進める．

参考文献
01）野口裕，竹川学：電動パーキングブレーキシス
テムの紹介，スバル技報，No.36(2009)7072．
02）小畑卓也，大谷行雄，伊藤義徳，後藤進之介，
小池雄一：回生協調対応電動型制御ブレーキア
クチュエータの開発，自動車技術会学術講演会
前刷集，No.20115172(2011)．
03）大久保直人，西岡崇，赤峰宏平，波多野邦道：
電動サーボブレーキシステムの開発，HONDA
R&D Technical Review，Vol.25，
No.1(2013)47-51．
04）青木康史，鈴木健二，中野博士，野尻欣主：ハ
イブリッド車用油圧サーボブレーキシステムの開発，HONDA R&D Technical Review，Vol.18，No.2(2006)60-66．
05）Christain von Albrichsfeld， Jurgen
Karner：Brake System for Hybrid andElectric Vehicle，SAE Paper，2009-011217(2009)．
06）山崎，江口，牧野：電動ブレーキユニットの開発，NTN TECHNICAL REVIEW，75(2007)53-61．

執筆者近影

山崎

達也

EVモジュール事業本部
シャシーシステム技術部

村松誠

EVモジュール事業本部
シャシーシステム技術部

増田唯EVモジュール事業本部
制御システム技術部-35-

*06_03 13/11/01 10:42 ページ 1

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）[ 製品紹介 ]電動油圧ブレーキ用ボールねじ駆動モジュール
Ball Screw Drive Module for Electric Hydraulic Brake

川 口 隼 人* Hayato KAWAGUCHI
数 野 恵 介* Keisuke KAZUNO

近年，低燃費化およびCO2排出量削減の要求から，ハイブリッド車，電気自動車の普及が進んでいる．これらの車両には航続距離の延伸，即ち，電費向上のため回生協調ブレーキ
システムが採用されている．
NTNは回生協調ブレーキシステムに用いられる電動油圧ブレーキに適用する軽量，コンパ
クトなボールねじ駆動モジュールを開発したので，本モジュールの特長を紹介する．

Recently, EV and Hybrid Vehicle percentage is getting higher at the automotive market main caused by the low
fuel consumption requirement and CO2 emission reduction requirement. Those vehicles have the regenerative
braking system, in order to obtain the vehicle running range expansion and the highest electric efficiency. NTN
have developed the compact lightweight ball screw drive module for regeneration cooperative brake system.
This report introduces the development result and the typical feature for it.

るためには，回生ブレーキを最大限作動させる必要が

1. はじめにあり，刻々と変化する必要制動力に瞬時に追従できる
よう，回生ブレーキと油圧ブレーキの協調制御が重要

ハイブリッド車，電気自動車の回生ブレーキシステとなる．

ムでは，制動時に駆動用モータを発電機として利用し，運動エネルギーを電気エネルギーとして回収する．しNTNは，回生協調ブレーキシステム用として，油圧

かし，モータの回転抵抗による制動力だけでは運転者

ブレーキを瞬時かつ任意に制御可能な，高レスポンス，が意図する十分な制動力が得られないため，図1斜線

高推力，小型軽量な「電動油圧ブレーキ用ボールねじ部に示す不足分の制動力を油圧ブレーキにより補う必

駆動モジュール」を開発した．

要がある．できるだけ多くの電気エネルギーを回収す

2. 電動油圧ブレーキの構成
制動力

回生協調ブレーキシステムに用いられる電動油圧ブ

ドライバの要求制動力

レーキの構成を図2に示す．各車輪キャリパに油圧が油圧による制動力

送られる仕組みは以下の通りである．
ドライバがブレーキペダルを踏み込むと，ペダル操作量がECUに送信される．その信号と車両速度などモータによる制動力（回生ブレーキ）の車両の走行情報から，ECUはドライバが要求する制動力と発生可能な回生ブレーキ力を勘案し，不足す

制動開始

る制動力を発生させるために必要な油圧発生量を算出

停止

する．ECUはこの算出結果に基づき，DCモータを駆

図1 回生協調ブレーキシステム
Regenerative brake system**自動車事業本部

動する．DCモータによりボールねじ駆動モジュール

シャシー技術部-36-

*06_03 13/11/01 10:42 ページ 2

電動油圧ブレーキ用ボールねじ駆動モジュールが作動し，油圧シリンダのピストンを押して適切な油IN圧を発生さ，各車輪キャリパで制動力を発生させる．
ボールねじ駆動モジュールを採用することで要求にアルミケースボルト

DC モータ回転トルク応じた細やかな制御が可能となり，制動開始時と終了

アイドラギヤボールねじ

時に回生効率が低下する領域でも多くのエネルギーがアウトプットギヤ

回生できる．

スリーブ

ドライバ

DC モータブレーキペダル
操作量

ECU
液圧ブレーキ力

ボールねじ駆動モジュール

OUT

回生ブレーキ力
推力発生（油圧シリンダを押す）

インバータ

支持軸受

キャリパ

油圧シリンダキャリパ

図3 ボールねじ駆動モジュール断面構造
Cross section structure of ball screw drive module

モータ

アイドラギヤ＋シェル型ニードル軸受

支持軸受

図2 電動油圧ブレーキの構成
Constitution of electric hydraulic brake

3. ボールねじ駆動モジュールの特長
3. 1 小型・軽量のシンプル設計
ボールねじ駆動モジュールは，小型・軽量化するた
め，図3に示す部品点数の少ないシンプルな構造とした．
サイドワッシャ

DCモータの回転トルクを減速機用ギヤ列を介して

図4 アイドラギヤ構造
Idle gear structure

ボールねじナットに伝達し，ボールねじ軸を直線運動させる．
主要な構成部品は，ボールねじ，それを支持する軸
受，ボールねじの回転止めであるスリーブ，モータか

内径にシェル形ニードル軸受を圧入し，フリクション

らの回転トルクを伝達する減速用ギヤ列，アルミケー

ロスを低減した．
アルミケース合わせ部は，液体ガスケットでシール

スハウジングである．
ボールねじ駆動モジュールは，DCモータの回転トした．弾性皮膜，粘着性の薄膜を形成する液体ガスケ

ルクを軸方向推力に変換するための根幹部品であるボットの採用により，接合部の弾性変形にも追従し，高ールねじとそれを支持する軸受はもちろんのこと，焼い気密性の確保を可能とした．

結部材など，NTNが保有する独自技術を結集したモジ

3. 2 長寿命，高強度，耐環境性仕様

ュール商品である．

（1）ボールねじの長寿命，高推力化

各部の詳細構造を以下に説明する．
減速用アイドラギヤ部詳細を図4に示す．支持軸にボールねじの長寿命化には，軸径，ボールサイズおアイドラギヤユニットを挿入し，両サイドにワッシャ

よびボール数の増加による高負荷容量化が考えられを配置した．アイドラギヤユニットは，アイドラギヤ

る．一方，モータの回転トルクを軸方向推力にボール-37-

*06_03 13/11/01 10:42 ページ 3

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）（2）アルミケースの高強度化

ねじで変換するとき，リードは小さいほど高推力化できる．しかし，通常の設計によるボールねじにリード

ボールねじ駆動モジュールのケースは，アルミダイ

を超えるボールサイズを適用すると，隣り合う溝のボ

カスト品を採用している．ダイカスト製造法の長所は，ール同士が接触してしまうためボールねじの機能が成

薄肉品の鋳造が可能で寸法精度が高い点や，サイクル

立しない．

タイムが短く量産性に優れる点，急冷凝固に伴う組織

そこで，こま式循環の特長“1周せずにこま部に引の微細化および表層へのチル層（内部密度が高い層）き込まれる”に着目し，リードを超えるボールサイズの形成により材料強度が高い点である．

が適用可能な長寿命ボールねじを開発し，本モジュー

ボールねじ駆動モジュールのアルミケースの強度

ルに採用した．図5に従来設計と長寿命設計品の概略

は，事前にFEM解析し，アルミケース最弱部の最大図を示す．

応力を確認した上で最適肉厚を選定し，十分な安全率

従来設計と長寿命設計のボールねじ諸元比較を表1を確保した．

に示す．ボールサイズを大きくし，ねじ溝諸元を最適（3）耐環境性化した結果，ナット全長，外径，リードを大きくすることなく，負荷容量を従来比約2倍とし，コンパクト

ボールねじ駆動モジュールは，自動車重要部品であで，長寿命，高推力なボールねじの開発に成功した．

るブレーキシステムに採用されるため，様々な環境下

耐久性確認のため，-30℃の低温から110℃の高温で，長期間の性能維持が要求される．車外に露出しての雰囲気下，所定荷重を負荷した状態でボールねじ軸いるため，高温放置，湿度放置，塩水噴霧の耐環境性を往復運動させる試験をおこなった．

を評価した．

試験完了後にボールねじ駆動モジュールの性能確試験完了後にボールねじ駆動モジュールの性能確

認，分解調査をおこなった結果，効率，気密性など試

認，分解調査をおこなった結果，全ての試験で，機能

験前後で大きな変化はなく，機能を満足した．ボールに問題となる劣化や寸法変化はなく，十分な耐環境性

ねじ，ギヤなど全ての部品において異常はなく，十分があることを確認した．

な耐久性があることを確認した．

図6に塩水噴霧試験後のケース合わせ部の様子を示す．塩水噴霧試験では，アルミケースのシール面より内側に腐食の侵入がないことを確認した．

長寿命設計

従来設計

高温没水試験では，高温に放置したボールねじ駆動
ボールサイズ
アップ

モジュールを水没させた後，アルミケースのシール面より内側に浸水がないことを確認した．

ケース合わせ面リード

リード

図5 長寿命ボールねじ概略図
Schematic of long life ball screw

ケース内部に腐食なし

液体ガスケット

表1 ボールねじ緒元比較
Ball screw specifications comparison
諸

元

長寿命設計

従来設計

軸径 [mm]16

リード [mm]4

ボール径 [/従来設計]

1

1.33

動定格荷重 Ca [/従来設計]

1

2.06

静定格荷重 Coa [/従来設計]

1

2.06

図6 塩水噴霧試験後のケース合わせ部
Aluminum case after cyclic corrosion test-38-

*06_03 13/11/01 10:42 ページ 4

電動油圧ブレーキ用ボールねじ駆動モジュール

4. おわりに
本稿では電動油圧ブレーキに採用されたボールねじ駆動モジュールを紹介した．
自動車のバイワイヤ化，電動化が進む中，小型・軽量なボールねじ駆動モジュールは，今後更なる市場拡大が期待される．
NTNは本開発により，ボールねじを主体としたモジュール商品の自動車の重要部品への適用に成功した．
今後更にモジュール商品の軽量化，および機能向上を図るため，ボールねじ単体の技術開発に留まらず，ケースや減速機，モータといった周辺部品の技術開発・改良に取り組む所存である．

参考文献
1）数野，他：VEL用ボールねじユニット，NTN TECHNICALREVIEW No.75（2007）72～77
2）社団法人 日本アルミニウム協会 アルミニウムハ
ンドブック（第7版）

執筆者近影

川口

隼人

自動車事業本部
シャシー技術部

数野恵介

自動車事業本部
シャシー技術部-39-

*07_03 13/11/01 10:48 ページ 1

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）[ 製品紹介 ]EV・HEV用低トルク深溝玉軸受
Low Torque Deep Groove Ball Bearings for EV and HEV

香 田
毅* Tsuyoshi KODA
和久田 貴 裕** Takahiro WAKUDA
魚 住 朋 久*** Tomohisa UOZUMIEVやHEVは，走行可能距離を延長するため，各部品の省電費化や小型軽量化に向けた様々な取り組みがなされている．また，EVモータに用いられる軸受に関しても，一層の低トルク性能が求められている．
本稿では，NTNのEV・HEV用高速低トルク深溝玉軸受（油潤滑仕様）と低トルク
密封形深溝玉軸受（グリース潤滑仕様）の特長と性能を紹介する．

In order to improve mileage per charge, various approaches for EV and HEV parts to achieve low electricity
consumption, weight reduction, and downsizing are attempted. And also, for bearings to be utilized in EV motors,
further low torque performance is a strong demand. This paper introduces High Speed and Low Torque Deep
Groove Ball Bearing for EV/HEV as Oil Lubrication Type and Low Torque Sealed Ball Bearing as Grease
Lubrication Type from NTN, and explains its features and performances.

車用に使用される既存軸受のdmn値は0.5×106程度

１．まえがきであり，高dmn条件下では発熱や保持器の変形などの問題が発生する．

EV・HEVモータには，変速機用の油で潤滑する仕様とグリースで潤滑する仕様の2種類の転がり軸受が開発品は，内部諸元の最適化と新たに開発した保持使用されている．油潤滑仕様は，小型モータ用として器の採用により，低トルク化を達成した．保持器の強高速回転で使用される．一方，グリース潤滑仕様は，度向上により，高dmn条件下でも使用が可能である.

大型モータ用として比較的低速回転で使用される傾向

※1

がある．

軸受転動体ピッチ円径と回転速度の積2. 2 開発品の特長

今回，モータの省電費化に貢献可能な油潤滑用高速低トルク深溝玉軸受とグリース潤滑用低トルク密封形

従来品と開発品の比較を，表1に示す．新開発の深溝玉軸受の2種類を開発したので，以下に紹介する．

「合わせ樹脂保持器」は，図1のように同形状2個1組の部品を嵌合により組み合わせた構造の保持器である．
dmn値0.5×106を超える条件下では，保持器が遠2. 高速低トルク深溝玉軸受（油潤滑）

心力で変形し，外輪や転動体と接触したり，軸受転走

2. 1 コンセプト

面の発熱により軸受が破損する場合がある．本開発品

EV・HEVの省電費化のためには，モータの小型軽量は，深溝玉軸受の内部諸元を最適化して発熱を抑える化が求められる．しかし，単にモータを小型化するだとともに，遠心力による変形が小さい合わせ樹脂保持

けではモータ単体の出力トルクが足りなくなるため，器を採用した．さらに，この保持器側面の鍔と内外輪

その不足分を高速回転で補う必要がある．現状，軸受の鍔溝の働きにより，油の流入と攪拌抵抗を低減し，の高速回転要件は最大でdmn値※11.6×106程度で運

高速回転時の軸受温度の上昇を抑制した．

転できることが求められている．しかし，一般の自動***自動車事業本部 パワートレーン技術部***自動車事業本部 ドライブトレーン技術部***EVモジュール事業本部 駆動システム技術部-40-

*07_03 13/11/01 10:48 ページ 2

EV・HEV用低トルク深溝玉軸受

表1 従来品と開発品の比較
Comparison between ordinary and developed
従来品

開発品

軸受材質

SUJ2

SUJ2

保持器材質

SPCC, PA66

PA66

従来品
（波型鉄板保持器）
従来品（片持ち樹脂保持器）
開発品（合わせ樹脂保持器）
50％以上低減
ト
ル
ク

保持器形式

鉄板

片持ち樹脂

合わせ樹脂
500

1000

3000

5000

回転速度

6000

min-1

図2 トルク測定結果
Torque measurement results

鍔溝

2）耐久性
表3に試験条件を示す．dmn値1.6×106下で1,000
時間運転したが，開発品には焼き付きや保持器の破損
鍔は発生しなかった．図3に試験後軸受の各部品の外観を示す．開発品の内外輪軌道面および転動体に，ピー

図1 合わせ樹脂保持器の特長
Feature of combined type resin cage

リング・フレーキングなどの損傷は見られなかった.

表3 耐久試験条件
Durability test conditions

2. 3 開発品の性能
1）回転トルク

軸受サイズ

6008

表2に測定条件，図2に測定結果を示す．

保持器仕様

開発品合わせ樹脂保持器

開発品は，3,000min-1以上の回転速度で，従来品

潤に対して50％以上低いトルクを示す．

ATF

滑

回転速度

30,000min-1

負荷荷重

ラジアル 1,000N

運転時間

1,000h表2 トルク測定条件
Torque measurement conditions
軸受サイズ

6909ベース定格荷重アップ品

保持器仕様

従来品片持ち樹脂保持器

従来品波型鉄板保持器
開発品合わせ樹脂保持器
回転速度

最大 6,000min-1

負荷荷重

ラジアル 100N

温

度

40℃

潤

滑

ATF

油面高さ

内輪

外輪

鋼球

保持器

最下転動体ピッチ円径

図3 耐久試験後品
Sample after durability testing-41-

*07_03 13/11/01 10:48 ページ 3

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）3）保持器強度3. 低トルク密封形深溝玉軸受（グリース潤滑）

dmn値1.6×106条件下での遠心力により保持器に発生する応力の解析結果を図4に示す．開発品の保持

3. 1 コンセプト

器応力は材料の疲労限度以下であり，問題ないことをグリースを密封した深溝玉軸受のトルク要因は，図確認した．また，この際の径方向変形については1％6に示すように6要因存在する．ここで，項目①②⑤

以下と十分小さな値であった.

⑥は軸受内部諸元によって決まり，計算で求めること

保持器が破損する原因のひとつに，転動体の遅れ進ができる．

みによる応力の発生がある．そこで，無潤滑状態でモ

項目③のグリースの粘性による撹拌トルクは，グリーメント荷重を負荷し，強制的に転動体に遅れ進みをースの性状に大きく影響を受ける．また，項目④の保与えて保持器強度を確認した．表4に試験条件を，図

持器-転動体間のグリースのせん断トルクは，保持器5に試験結果を示す．従来品は短時間でポケット部が形状による影響を受ける．本開発軸受では項目③，④

破断したが，開発品は破損せず，従来品と比較して強に着目し，グリース性状および保持器形状を改良する

度的に優位であることが確認できた．

ことにより低トルク化を図った．
① 転走面の転がり粘性トルク② 転動体の弾性変形トルク

19③ グリースの粘性による撹拌トルク15④ 保持器-転動体間のグリースのせん断トルク⑤ 転動体-軌道輪間の差動すべりによるトルク⑥ 転動体-軌道輪間のスピンすべりによるトルク｛MPa｝

図4 保持器強度解析結果
Cage centrifugal force analysis results①②③

表4 保持器強度試験条件
Cage strength test condition
6008⑤

従来品片持ち樹脂保持器

⑥

軸受サイズ
保持器仕様
潤

開発品合わせ樹脂保持器

滑

無潤滑

回転速度

4,000min-1

モーメント荷重19.6N・m

800
破
損
ま
で
の
時
間

④

図6 トルク要因
Torque factors

3. 2 特長

平均：600sec（サスペンド）6001）新開発グリースの採用
3.1項③の「グリースの粘性による撹拌トルク」を

400

sec 2000低減するため，新開発のグリースは，微細化した増ちょう剤および低粘度の基油で構成した．表5にグリースの性状を示す．図7のように増ちょう剤組織を微細

平均：36.3sec

従来品（片持ち樹脂保持器）

化したことにより，基油を保持する能力が向上し，増開発品（合わせ樹脂保持器）

ちょう剤の含有量を削減することが可能となった．これにより軸受転動体のグリース撹拌による増ちょう剤

図5 保持器強度試験結果
Cage strength test resultsの抵抗を，また低粘度基油の採用により基油の抵抗をそれぞれ低減した．
-42-

*07_03 13/11/01 10:48 ページ 4

EV・HEV用低トルク深溝玉軸受

3. 3 開発品の性能

表5 グリース性状表
Grease property table

1）回転トルク

従来品

開発品

増ちょう剤

ウレア系

ウレア系

基

合成油

合成油

た結果を図10に示す．開発品は従来品に対して50％以上，トルクが低いことを確認した．

油

基油粘度

40˚C

40.6

33.4

mm2/s

100˚C

7.1

5.8

ちょう度

243

280

低温トルク

起動

350

250

-40˚C mNm

回転

80

70

図9の測定装置および試験条件で，トルクを測定し

評価軸受

ロードセル

1µm

1µm

静圧テーブル

開発品

従来品

負荷

図7 増ちょう剤組織
Thickener structure2）新開発保持器の採用

軸受サイズ

6203LLB

回転速度

4,000min-1

負荷荷重

200N

温

度

室 温

グリース封入量0.8g

図9 トルク測定装置・試験条件
Torque measurement equipment and conditions

3.1項④の「保持器—転動体間のグリースのせん断トルク」を低減させるためには，保持器—転動体間へ余分なグリースを流入させず，必要最小限の油分を供給することが肝要である．
開発保持器では，余分なグリースの流入を防ぐため，

50% 以上低減

図8のように保持器ポケット外径部にグリース掻き取トル
ク

り機構を追加し，トルクを低減した．

グリースを掻き取る
従来品

開発品

図10 トルク試験結果
Torque comparison results

従来品

開発品

図8 従来品と開発品の比較
Comparison between ordinary and developed-43-

*07_03 13/11/01 10:48 ページ 5

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）2）グリース寿命｛MPa｝

図11の試験機および試験条件で，グリース寿命を評価した結果を図12に示す．開発品は従来品に対し20.8て約3倍の長寿命を示す．

19.5

負荷荷重
評価軸受

評価軸受

開発品

従来品

図13 保持器遠心力解析結果
Cage centrifugal force analysis results

試供品
カートリッジヒータ

軸受サイズ

6204LLB

回転速度

10,000min-1

負荷荷重2,000N

温度

150℃

グリース封入量

1.0g

荷重方向

図11 グリース寿命試験機・試験条件
Grease life evaluation tester and conditions
200

保持器仕様

開発保持器ポケットすきま下限品

封入グリース

開発グリース

回転速度

5,000min-1

モーメント荷重
試験時間

グ 150
リ
ー
ス 100
寿
命
h

11.8Ｎ・ｍ89h（負荷回数1×107回）

図14 モーメント荷重試験機・試験条件
Moment load tester and conditions

50

0

従来品

開発品

図12 グリース寿命試験結果
Grease life evaluation test results
破損・クラックなどの異常は認められない

3）保持器強度

図15 保持器強度試験結果
Moment load test results

遠心力下で保持器に発生する応力の解析結果を図13に示す．遠心力が付加された場合の保持器発生応力は従来品同等であり，問題ないレベルである．
転動体の遅れ進みにより保持器で発生する応力への耐力を調べるため，軸受にモーメント荷重を負荷し，強制的に転動体に遅れ進みを与えて保持器強度を確認した．保持器に発生する応力が最大となるよう，保持器ポケットのすきまは下限値とした．図14にモーメ
ント荷重試験機および試験条件を，図15に強度試験結果を示す．
開発品の保持器耐久性に問題が無いことを確認した．
-44-

*07_03 13/11/01 10:48 ページ 6

EV・HEV用低トルク深溝玉軸受

4）音響特性

4. まとめ駆動源がエンジンからモータに変わることにより，軸受の静粛性に対する要求も厳しくなる．開発軸受で本稿で紹介した開発品は，以下の特長を有する．市は，増ちょう剤の組織を微細化することで，従来軸受場拡大が見込まれるEV・HEVモータの小型化・省電よりも音響性能を向上させている．

費化に貢献するため，これらの開発品を積極的に市場

図16に音響試験機および試験条件を，図17に音響

展開していく．

試験結果を示す．
開発品は従来軸受に対して静粛性に優れることがわ【EV・HEV用高速低トルク深溝玉軸受】

かる．

高速回転
dmn値 1.6×106の条件下で使用可能［

マイクロフォン
振動板］

軸受ピッチ円径54.0ｍｍの場合，回転速度30,000min-1

回転トルク
45˚

当社従来品比 50％以上低減【低トルク密封形深溝玉軸受】
軸受サイズ

6203LLB

回転速度

1,800min-1

アキシアル荷重

20N

温

室温

度

回転トルク
当社従来品比 50％以上低減

音響当社従来品と同等以上

JIS B 1548に準拠

寿

図16 音響試験条件
Acoustic test conditions

命

当社従来品と同等以上

約 3dBA 低減

参考文献

音
圧
値

1）2001年度精密工学会秋季大会学術講演会講演論文
集・転がり軸受の油浴潤滑下における攪拌トルク（第1報，第2報）
2）日本トライボロジー学会編 トライボロジーハンドブ
ック, 養賢堂, 2001, 173
開発品

従来品

図17 音響試験結果
Acoustic test results

執筆者近影

香田

毅

自動車事業本部
パワートレーン技術部

和久田

貴裕

自動車事業本部
ドライブトレーン技術部

魚住朋久

EVモジュール事業本部
駆動システム技術部-45-

*08_03 13/11/01 10:56 ページ 1

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）[解説]

HEV昇圧装置用リアクトルコア
The Reactor Core for HEV Boost Converter

小 田 貴 之* Takayuki ODA
宮 崎 真 二* Shinji MIYAZAKI
島津 英一郎** Eiichirou SHIMAZUNTNグループの日本科学冶金株式会社では，主にアモルファス合金を用い，高飽和磁束密度で低鉄損，かつ周波数特性が良好な磁性材商品を開発している 1）．本報では，大電流で用いられるハイブリッド車昇圧装置用リアクトル向けの小型化が可能なアモ
ルファス合金製コアについて紹介する．

Nippon Kagaku Yakin Co.,Ltd., as one of the NTN group companies, develops various types of magnetic material
products1). The major product is the Amorphous core which has characteristics of high saturation magnetic fluxdensity, low core loss and superior frequency characteristics.
This article introduces the Amorphous reactor core to meet high current and compact for Hybrid electric vehicle.

Fe-Si系合金を使用する場合と比べて，電流を流した

1．はじめに際にコアで発生する損失（以後，鉄損）を減らすことが可能である．

車にはバッテリーや多くの電装品が搭載されており，電圧をそれぞれの機器に合わせて制御する必要が

本稿では高飽和磁束密度で低鉄損，かつ良好な周波あることから，直流電圧変換装置であるDC-DCコン数特性を有するアモルファス合金製コアについて紹介

バータが利用されている 2）．DC-DCコンバータに使する．

用されるリアクトルは，スイッチング回路の中で電気エネルギーを磁気エネルギーに変換して蓄積／放出すエンジン

る電磁気部品であり，電圧の昇降圧や，電流の平滑化に利用されている．ハイブリッド車（HEV）におけ

バッテリ
発電機

る主な電力制御部品と，昇圧回路に使用されるリアク

昇圧回路

トルの代表的な構成を図1に示す．
HEVのDC-DCコンバータは，大出力の駆動用モー

モータ

インバータ

タへの電力供給を行うことから，リアクトル用コアにリアクトルa）リアクトル使用箇所
Reactor application in electric vehicle

は数十～数百Ａという大電流への対応が求められている．また本リアクトルは車載用であることから小型化の要求も強い．リアクトルの小型化にはスイッチング
周波数の高周波化が有効であるため，高周波化への対応も重要である．
NTNのグループ会社である日本科学冶金では，これb）リアクトル形状
Reactor configuration

らの課題に対して，主にアモルファス合金を用いてコ
ア材料を開発している．一般的なフェライトを使用す

図1 昇圧回路用リアクトル
The reactor for booster circuit

る場合と比べてリアクトルを小型化できる．また，**日本科学冶金（株）技術部**先端技術研究所-46-

*08_03 13/11/01 10:56 ページ 2

HEV昇圧装置用リアクトルコア

2. アモルファス合金コアの種類と特性
2. 1 開発コア材の種類と特長
アモルファス合金は優れた磁気特性を有する一方で，極めて硬いため，圧縮成形や射出成形の際に金型の摩耗や設備への負荷が大きく，大量生産が困難であった．これに対し，アモルファス合金粉に配合するバ
インダ組成や製造設備，金型構造の工夫，成形条件の最適化など，独自の材料や製造技術の開発で，この難題を解決した．
日本科学冶金が開発したコアの代表例を図2に示す．

a）AL60 圧縮成形コア
Compression molding core AL60

開発した材料は，圧縮成形用の「AL60」と射出成形用の「AS10」の2種類である．両材料共に周波数特性が良好で，高い周波数まで磁気特性が低下しない特長を示す．AL60は比透磁率が高く，鉄損も小さい．一方，
AS10は，比透磁率はAL60より低いが，高電流時のインダクタンス低下がAL60より小さい．また，AS10は射出成形が可能であるため，設計の自由度が高い．な
お，インダクタンスとは，電流から磁束を発生させるコイルの能力の大きさであり，リアクトルなどのコイ
ルでは電流値により変化しないことが重要である．
これらの特長を活かして，日本科学冶金では顧客が求める電流値やサイズなどの仕様に応じて，2種類のb）AS10 射出コア
Injection molding core AS10

いずれかの材料を用いたコア，または双方を組み合わせた複合コアを設計，提案している．

AS10

AL60

2. 2 アモルファス合金の特性
アモルファス合金粉のSEM写真を図3に示す．ア
モルファス合金は，溶融状態から毎秒100万℃以上の速度で急冷させて造られ，原子配列に規則性がない
非結晶性の金属である．結晶構造を持たないことから以下の特性を示す3）．

・異方性がないため，等方的な物性を示す．
・結晶粒界，双晶，積層欠陥，あるいは転位などの組織上の不均一性がない．

c）複合コア (AL60+AS10)
Composite core (AL60+AS10)・結晶上のすべり面もないため，変形し難い．

図2 各種製法によるコア
Core of various processes

これらの特性から，一般的な軟磁性の金属とは異なり，アモルファス合金は磁気特性に異方性が無く，また磁壁の移動を妨げる結晶粒界が存在しないため，透磁率が高くて，鉄損や保磁力が低く，軟磁性材料として優れている．さらに，非常に高硬度で耐食性もある．
表１に各種磁性材との特性比較を示す．
-47-

*08_03 13/11/01 10:56 ページ 3

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）

一方，射出成形用のAS10は，優れた耐熱性を有す
るポリフェニレンサルファイド（PPS）を母材とした．ＨＥＶ用リアクトルのように大電流で使用される
場合，コイルやコアでの発熱が大きくなる．PPSを母材とすることで200℃まで耐えるようにした．な
お，配合する磁粉を高充填すると成形時の材料の流動性が低下し，金型への安定した充填が困難になるが，AS10ではアモルファス合金粉の粒度や形状，混練の際の添加剤を最適化することで，高充填と高流動性を両立させている．
図3 アモルファス合金粉
Amorphous magnetic powder

3. 2 製造技術
アモルファス合金は，ビッカース硬さ1000以上であり，フェライトと比べて約10倍の高硬度を有する．

表１
Comparison of material characteristics

各種磁性材の材料特性比較4）5）

AL60製コアの製造法である圧縮成形法は，材料粉

アモルファス合金

Fe-Si合金

フェライト

○
○
○
○
×
○
○

○
○
△
△
△
×
×

○
×
○
○
△
△
○

透磁率
磁束密度
鉄損
保磁力
加工性
耐摩耗性
耐食性

末を金型に充填し，圧縮成形した後に焼成する．一般
的な金属粉末を圧縮成形する場合は，500MPa程度のプレス圧力で成形できるが，アモルファス合金は，高硬度で塑性変形性に乏しいため，2000MPa程度の極めて大きなプレス圧力を要する．このため，成形金型を構成する各部品やプレス機にわずかな芯ずれや傾きがあると，部分的に非常に大きな圧力が発生し，○：優れている △：やや劣る ×：劣る

金型の早期摩耗を招いたり，付帯設備への負荷が大きくなる．これに対して，プレス機にリニアガイドを設けるなど，装置の改良でプレスの精度を向上させ，ま3. 開発技術た金型も1/1000ｍｍの高精度を実現することで超3. 1 材料技術

高圧成形技術を確立した．

アモルファス合金は，加熱すると500℃付近から

AS10製コアの製造法である射出成形法は，アモル結晶化が起こり，アモルファスの持つ優れた特長を失ファス合金の硬さに対応するため，混練機や成形機，うため，圧縮成形用の材料に用いられるバインダには，金型に摩耗対策が必要である．混錬・ペレット化およ

成形後，低い焼成温度で硬化する性質が必要である．

び射出成形時に，硬いアモルファス合金粉が研磨剤とまた，磁気特性の向上を目的として成形・焼成後に行して作用するため，混練機や成形機の各部品や金型がわれる450℃程度での焼鈍処理にも耐える必要があ

摩耗しやすい傾向がある．部品材質や表面処理，金型

る．

構造，成形条件を最適化することで量産製造技術を確立した．

ボンド磁石などのバインダとして使用される熱硬化性樹脂は，低温で硬化するが，製品強度を確保するた
めには比較的多量の樹脂分を添加する必要があるた
め，磁粉の充填率が下がりHEV用のリアクトルコアに要求される高い磁気特性に対応することが困難であった．また，バインダ成分の耐熱性が低いことから焼鈍処理もできなくなるという問題があった．
そこで，AL60では独自バインダ材の開発により，微量のバインダ配合量でも成形・低温焼成が可能で，かつ450℃の焼鈍処理も可能な材料技術を確立した．
-48-

*08_03 13/11/01 10:56 ページ 4

HEV昇圧装置用リアクトルコア

4. 開発コアの性能

磁気飽和

magnetic saturation

4. 1 大電流特性

400

出力が数百Ｗ以下の低出力機器用のリアクトルで350

は，一般に，酸化鉄を主成分としたフェライトコアが

磁
束
密
度

用いられる．フェライトコアは，比透磁率が数千と，アモルファスコアの数十に比べて非常に高いが，飽和
磁束密度は低い．

300
250
200

フェライトコア

150

AS10 射出コア

mT 100

HEVのDC-DCコンバータのような大電流用途で

AL60 圧縮成形コア

50は，磁気エネルギーが大きくなり，コアを通る磁束は0

磁気飽和しやすくなる．磁気飽和するとコイルのイン

Fe-Si 系圧縮成形コア
0

1000

2000

3000

4000

磁界の強さ

ダクタンスが急激に低下し，リアクトルとしての特性

5000

A/m

6000

7000

図4 B-H特性
B-H characteristicsを維持できなくなる．このため，飽和磁束密度の小さいフェライトコアで磁気飽和を防止するには，断面積を増やして発生する磁束密度を下げる必要があり，小120型化が求められる自動車部品には適さない．
図4に，開発したAL60，AS10のアモルファス合

イ
ン
ダ
ク
タ
ン
ス
変
化
率

金製コアと，一般的なフェライトコアおよびFe-Si系
圧縮成形コアの磁束密度と磁界の強さの関係を示す．
フェライトコアやFe-Si系圧縮成形コアは傾きが大き
く，特にフェライトコアは小さな磁界で飽和して磁束％密度が増加しなくなることがわかる．一方，AL60圧

80
60
40

縮 成 形 コ ア は 2000A/ｍ 程 度 ， AS10射 出 コ ア は

20

7000A/ｍ程度まで磁界を強くしても磁気飽和しな00いことから，大電流での使用が求められるHEV用のAS10 射出コア
AL60 圧縮成形コア
Fe-Si 系圧縮成形コア
フェライトコア

100

DC-DCコンバータに適応できる．

50

100

150

電流値

A

200

250

300

図5 直流重畳特性
DC bias characteristics

またアモルファスコアは，直流重畳特性と呼ばれる
直流電流値の変化に対するインダクタンスの変化率も小さい．図5に示すように，フェライトコアは50Aでインダクタンスが約80％低下するが，AS10は120

100Aでも約10％の低下にとどまり，優れた直流重

イ
ン
ダ
ク
タ
ン
ス
変
化
率

畳特性を示す．

4. 2 高周波数特性
HEV用のリアクトルは，大電流のほか，小型化の％要求から高いスイッチング周波数に対応することが求められる．
図6に各種コアの周波数とインダクタンス変化率の

100
80
60

AL60 圧縮成形コア

40

Fe-Si 系圧縮成形コア200関係を示す．フェライトコアでは数kHz，Fe-Si系圧

AS10 射出コア

フェライトコア
1

10

100

周波数

縮成形コアでは数百kHzの周波数でインダクタンスがkHz

図6 周波数特性
Frequency characteristics低下する．一方，開発したアモルファスコアは，AL60，
AS10共に1000kHz程度までインダクタンスの低下がほとんどなく，高周波帯域でも安定している．

-49-

1000

*08_03 13/11/01 10:56 ページ 5

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）

大電流で使用する用途では飽和磁束密度の大きい

NTNでは，有限要素法による電磁界解析に加え，熱Fe-Si系圧縮成形コアが採用される場合が多い．しか解析との連成解析も行っている．図9にリアクトルのし，Fe-Si系圧縮成形コアはフェライトコアと比較す

発熱状態解析の一例を示す．熱伝達係数などの解析条ると鉄損が大きい（図7）．日本科学冶金のアモルフ

件の最適化により，製品使用時の温度分布が精度良く

ァス合金は，特殊絶縁被覆処理を施すことで鉄損をフ解析でき，耐熱性や放熱性の検証および対策に役立っェライトコアと同等まで低減している．

ている．

以上から，開発したAL60およびAS10アモルファ
ス合金製コアは，飽和磁束密度が大きく，優れた周波数特性および直流重畳特性を有し，かつ低鉄損を実現したことから，大電流・高周波でのニーズに対し，小磁束密度分布 T

さな体積のコアで応えることができる．

8.00e - 01
7.50e - 01
7.00e - 01
6.50e - 01
6.00e - 01
5.50e - 01

6000

4000

損

3000

kW/m3

4.50e - 01
4.00e - 01

AL60 圧縮成形コア

5000

鉄

5.00e - 01

AS10 射出コア

3.50e - 01
3.00e - 01

Fe-Si 系圧縮成形コア

2.50e - 01
2.00e - 01

フェライトコア

1.50e - 01
1.00e - 01
0.50e - 02
0.00e - 00

2000

図8 リアクトルの磁束密度のベクトル分布
Magnetic flux density vector distribution of a reactor

1000
0

0

20

40

60

周波数

80

100

120

AS10

kHz

AL60

図7 鉄損特性（50mT）Core loss characteristics

温度
コンタープロット：deg C
35.0
31.8

5. シミュレーションによる最適設計

26.3
23.1

リアクトルコアの小型化，高出力化へ対応するため

コイル

20.0

には，駆動周波数を高める必要がある．コイルの交流

最大：34.14
最小：20.00

抵抗やコアの鉄損は，周波数が高くなるにつれて増加する．このため，コイルの銅損による発熱やコアの鉄20℃冷却板損による発熱に対し，放熱を考慮した設計が必要となる．
このような設計のための実験や試作には時間が掛か

発熱温度（℃）

るため，開発のスピードアップや，実験では確認が困

実験値

解析値

コイル

42

35

コ

40

34

ア

図9 リアクトルの発熱状態の解析例
The temperature distribution analysis of reactor

難な特性の推定には，電磁界解析シミュレーションが有効な設計ツールとなる．
図8に電磁界解析による磁束密度のベクトル分布図の例を示す．コイルに流れる電流や，発生する磁界の大きさ，磁束密度の解析により，磁気回路の構成や，異常発熱の原因となる磁束密度分布の偏りの有無を確認するなど，コア形状の最適設計に活用している．
-50-

*08_03 13/11/01 10:56 ページ 6

HEV昇圧装置用リアクトルコア

6. まとめ日本科学冶金（株）では，優れた磁気特性を有する，
アモルファス合金を開発した．

＜開発コアの特長＞① 飽和磁束密度が高く，高電流でも特性低下が少ない．
② 高い周波数でも特性低下が少ない．
③ 鉄損が少ない．
電磁界・熱解析による最適設計や独自製造技術を駆使して，HEV用リアクトルコアをターゲットに顧客へ提案し，HEVやEVの走行性能向上に貢献したいと
考える．

参考文献
1）原野拓治，宮崎真二，勝浦肇：磁性材料商品の紹介 ，
NTN TECHNICAL REVIEW No. 80（2012）
87-91
2）森本雅之，金村聖志ら：電気自動車の最新制御技術，
エヌ・ティー・エス（2011）78
3）社団法人日本電子材料工業会 編：ソフトマグネテ
ィック金属材料のはなし
4）未踏加工技術協会 編：新時代の磁性材料
5）広田：日本応用磁気学会，第4回研究会資料

執筆者近影

小田

貴之

日本科学冶金（株）
技術部

宮崎

真二

日本科学冶金（株）
技術部

島津

英一郎

先端技術研究所-51-

*09_*09 13/11/01 10:59 ページ 1

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）[解説]

高分解能回転センサ内蔵ハブベアリング
Hub Bearing with an Integrated High-Resolution Rotation Sensor

西 川 健太郎*
Kentaro NISHIKAWA
高橋亨**
Toru TAKAHASHI
Christophe DURET***
自動車の車輪用軸受に搭載され，ホイールの回転速度を検出する車輪速センサは，ABS制御だ
けでなく車両の様々な制御に利用される重要なセンサである．NTNグループでは，その分解能を従来よりも飛躍的に高めた磁気センサを開発し，ハブベアリングに組み込んで高分解能な車
輪速センシングを実現した．
本解説では，高分解能回転センサを内蔵したハブベアリングについて，実車での走行データ分
析例とともに紹介する．

Wheel Speed Sensor is one of the most important sensors on a vehicle and used not only for ABS but also forvarious control systems. We have developed a new sensor device for high-resolution rotation sensing application andnow the sensor can be integrated on hub bearings. In this article, we present the function of the high-resolution
rotation sensor hub bearings along with some of the novel data measured on the test vehicle.

1. はじめにホイールの回転を検出する車輪速センサは，ABS（アンチロックブレーキシステム）だけでなく，ESC（横滑り防止装置）などの制御装置にも広く利用されており，車両の安全制御には欠かせないセンサである．
ピックアップコイルとパルサリングで構成されたパッシブセンサ方式から，ホール素子やMR素子（磁気図1 ABSセンサ内蔵ハブベアリング
ABS sensor integrated HUB bearings

抵抗素子）などの磁気センサを用いたアクティブセン
サ方式に切り替わり，停止状態から高速走行状態まで

磁気センサ（ホール IC）

安定した回転検出が可能になった．
NTNでは，ハブベアリングのシールに磁気エンコー
ダを組み込むとともに，センサも一体化したユニット
開発を推進し，図1に示すABSセンサ内蔵ハブベアリ

センサ基本構成

ングや，信頼性を向上させた密封型センサ内蔵ハブベ
アリングを商品化している1)．

磁界
Bz

一方，図2に示した回転センサ付き軸受は産業機械分野で使用され，１回転あたり数十パルスの出力分解

ホール IC

能を備えているが，制御システムの高度化に伴い要求

磁気エンコーダ（NS 極交互着磁）される分解能が高まっている．この要求に対し，磁気エンコーダの着磁ピッチを微細化して分解能を上げる

図2 回転センサ付き軸受
Rotation Sensor Bearing

方法ではエンコーダの磁力低下が問題となる．そのた***自動車事業本部 シャシー技術部***商品開発研究所***NTN-SNR ROULEMENTS Research & Innovation Mechatronics-52-

*09_*09 13/11/01 10:59 ページ 2

高分解能回転センサ内蔵ハブベアリング

め，NTN-SNRではセンサ側の能力向上に取り組み，逓倍

駆動輪用

従動輪用

検出機能を備えた高分解能センサ（MPS40S）を開発
した2)．この技術により，従来の磁気エンコーダとの組
み合わせでも，従来の40倍の分解能で回転検出することが可能になった．さらに，NTN-SNRでは次世代磁気センサとして高感度のトンネル磁気効果（TMR）素子も開発しており，大きなエアギャップで動作可能な磁気センサとして，自動車用途への応用も期待されている3), 4)．
図3 高分解能回転センサ内蔵ハブベアリング
High-resolution rotation sensor HUB bearings

開発した高分解能センサ（MPS40S）は自動車に要求される耐環境スペックを備え，NTNではハブベア
リングへの適用を進めている．本解説では，高分解能回転センサを内蔵したハブベアリングの概要と，セン

高分解能センサ（IC，処理回路）

サ搭載車両で測定した高分解能信号の分析例を紹介す樹脂モールドる．

2. 高分解能回転センサの概要
シール
磁気エンコーダ

2. 1 構造・構成
高分解能回転センサを内蔵したハブベアリングの外

磁気エンコーダ付シール

観を図3に示す．駆動輪用では，図4に示すように検出部を固定用芯金と一体で樹脂モールドし，ハブベア

図4 高分解能回転センサの組み込み例
Integration of the high-resolution sensor

リングの固定輪（外輪）に圧入固定している．従動輪用では，防水キャップ内部に検出部が固定されている．
いずれの場合でも，ハブベアリングと一体化すること

表1 高分解能回転センサの電気的仕様
Electrical specification of the rotation sensor

によって磁気エンコーダと検出部との位置関係が管理項されているため，自動車へのセンサ組み付け，および調整工程が省略できる．

値

Vdd[V]

5±0.5

消費電流

Ic [mA]
VH[V]
VL[V]

40以下
Vdd×0.8
0.4 以下Iout [mA]±15最大出力電流車両に搭載されているABSセンサは2線式インター

数

電源電圧
出力電圧

2. 2 電気的仕様・出力信号

目

起動時間

500μs 以下

フェースを採用したものが主流で，9～15Vのバッテ

出力パルス数リー電源を供給し，回転に伴って変化する14mAま

逓倍数設定

mx

x40, x20, x10, x5,x32, x16, x8, x4, x2

I/O配線

Vdd
GND
VoA
VoB
VABS

電源入力
ＧＮＤ
A相出力
B相出力
ABS信号出力*

たは7mAの動作電流値を検出している．一方，開発した高分解能センサでは電源電圧を5Vとし，独立した信号線にデジタル電圧信号を出力する構成としているため，自動車の各制御ユニット（ECU）が標準的

エンコーダ磁極対数(PP)×逓倍数(mx)*オプション設定可能 （逓倍なしの出力信号）に備えているデジタル入力端子に，変換回路なしで接続することができる．

2. 3 回転速度検出の分解能と精度高分解能センサ内蔵ハブベアリングの主な電気的仕様を表1に示した．一般的なロータリーエンコーダの高分解能回転センサでは，図5に示すような逓倍処

出力信号と同様にAB相出力を備えているため，回転理を実現している．すなわち，磁気エンコーダの１磁方向の検出，AB相エッジを利用した4逓倍処理，な極対の長さ（周期）を電気的に内挿して，1/（逓倍どが可能である．これらの電気的仕様はセンサICの仕数mx）の周期を持つパルスが生成される．このとき，様に準拠している5)．

内挿された出力信号には，入力磁界の歪みや逓倍回路-53-*09_*09 13/11/01 10:59 ページ 3

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）の特性によって若干の誤差が重畳する．そのため，一高分解能回転センサ信号の用途例を表3にまとめ定速度で回転している状態でも，磁気エンコーダの磁た．以下の節では，実験車両の走行データを紹介する．

極周期に同期してわずかながらパルス幅の揺らぎが発

3. 2 センサを搭載した実験車両

生する．揺らぎの大きさは，１磁極対の周期に対して0.5%以下で，磁極周期で繰り返す特性がある．した

高分解能回転センサを実験車両に搭載して走行しがって，逓倍パルスを用いて回転速度を検出する場合

た．搭載したセンサおよび車両の仕様を表4に示す．

には，１磁極対分に相当する個数のパルスデータを使

回転パルスの分解能を，従来品の10倍である480パ

用したフィルタ処理を適用することにより，逓倍誤差

ルス／回転に設定して後輪駆動車両の四輪に搭載し，の影響を効果的に低減できる．

駆動輪と従動輪の回転状態の違いを調べられるようにした．

出力

表2 出力分解能の比較
Comparison of output resolutions

複数のホール素子により磁界分布を高精度に検出

出力パルス数 移動検出の 1km/h走行時の（1回転あたり） 分解能
出力パルス間隔

ホール素子
逓倍処理
磁極間を精密に細分割
高分解能センサ
磁気エンコーダ
従来出力
高分解能品出力

図5

従来のABSセンサ

48

40mm

150ms

高分解能回転センサ

1,920

1mm

3.7ms

タイヤ半径：305mmとして換算
48 極対分解能 7.5°
分解能 0.18°

表3 高分解能回転センサ信号の用途例
Application of high-resolution signals

高分解能回転センサの逓倍処理（最大40倍）
Interpolated signal of the developed sensor

検知対象とする車両状態

用

駆動・制動

3. 高分解能車輪速センサの出力信号
3. 1 高分解能回転信号の用途
従来の車輪速センサでは，１回転あたり48パルス

タイヤの状態程度が出力されている．これを走行距離に換算すると，約40mm毎に１パルスを出力する分解能に相当する．

路面の状態

一方，高分解能回転センサを搭載した場合には，走行

途

自動運転/駐車ヒルホールド1km/h以下での
タイヤ回転
回転方向判別ヒルホールド駆動/制動トルク

TCS*の高度化

左右輪回転差の高精度，高応答化

ESC**の高度化

空気圧変化

間接式TPMS***

形状変化
異常摩耗

車両制御全般
安全警告装置ドライ／ウェット
（μ推定）

車両制御全般*Traction Control System（タイヤの空転防止システム）**Electronic Stability Control（横滑り防止装置）***Tire Pressure Monitoring System（タイヤ空気圧監視システム）

距離1mm毎にパルスを出力する分解能が得られる．
表2に1km/hの極低速走行における出力パルス周期を示した．従来のセンサ出力ではパルス間隔が150ms

表4 実験車両の主な仕様
Specification of the test vehicleであるため，回転しているかどうかを検出するのに最大150ms必要であるが，高分解能回転センサの出力

項

信号を用いると3.7msで検出できる．そのため極低

車

速でも十分に高速なデータ更新レートを確保できる．

目

両 駆動方式

タイヤ サイズ

このように，高分解能回転センサを使用するメリッ

搭載場所

トは空間分解能および時間分解能の向上にある．

センサ

従来品と比較したメリットは次のようになる．
(1）極低速でも十分な頻度で回転信号が得られる

測(2）短距離走行でも分析に十分なデータ数が得られる(3）回転スタート直後またはストップ寸前の回転状態を正確に検出できる-54-

定

磁気エンコーダ

仕

様

RWD

備

考

Rear Wheel Drive

225/55R17
全輪

4輪共通仕様48極対/回転逓倍数

10倍

480パルス/回転

出力信号

A相，B相

90度位相差出力

パルス検出方法

パルスエッジ間の時間を測定

サンプリング周波数80MHz

*09_*09 13/11/01 10:59 ページ 4

高分解能回転センサ内蔵ハブベアリング
400

3. 3 走行データ（1）～路面状態の推定～

350

走行中の車輪回転信号から速度の変動成分を抽出
Frequency Hz

し，その周波数特性を分析することによって路面の状態などを推定する手法が提案されている6), 7)．回転速
度の変化からタイヤ‐路面間の状態を推定する例を図6に示す．このような周波数特性を分析する手法においては，走行速度の変化によってスペクトルの分解能

300

細砂利あり路面

250
200
150
100
50

が低下するため，速度一定の条件でデータを抽出する

0必要がある．また，低速走行中に従来のセンサを使っ

0て十分な速度変動情報を抽出するのは容易ではない．

T(1)

T(2)

T(3)

図7

100

150

200

Run m

250

300

走行中の速度変動スペクトル変化
Time-domain spectral diagram（縦軸は振動数[Hz]）T(959) T(960)
50

出力信号

速度計算
ω (n)

速度変動
の分析

Wavenumber 1/m

タイヤ 1 回転（480 パルス）

パルス測定
T (n)

50

タイヤ̶路面間の状態推定

図6 回転パルス信号の処理例
Signal processing using the rotation signal40

細砂利あり路面

30
20
10
0

0

50

100

150

200

Run m

250

300

図8 走行中の速度変動スペクトル変化
Spatial-domain spectral diagram（縦軸は空間周波数―波数[1/m]で表記）

この抽出条件を緩和する方法として，NTN-SNRでは高分解能センサ信号を利用して回転角度基準で速度をサンプリングする手法を採用し，速度変動成分の次数分析によって路面の状態を推定する方法にも取り組

走行中の速度変動スペクトルには，細かい砂利が撒んでいる 8)．ここでは回転速度変動の抽出例として，

かれた路面に対応した部分に変化が表れており，この試験車両での走行データ処理例を紹介する．
走行開始後30mほど加速した後，25～30km/h

領域では速度変動が増加するとともに，変動成分が高でアスファルト路面を走行しながら，細かな砂利が薄い周波数領域に広がっていることが確認できる．分解

く撒かれているアスファルト路面に3回進入した．フ

能の高い回転パルスを利用しているため，従来よりもロント右側輪の回転パルス信号から抽出した速度変動

高い周波数成分まで抽出できている．また，短時間の成分の周波数分析結果を図7および図8に示す．

走行でも十分なデータ数が得られるため，走行速度が一定でない走行状況であっても，高い次数成分まで抽

これらの図は，各時刻における車輪一回転分の速出できることが示されている．

度情報を使ったFFT処理結果を示しており，約0.2mの走行距離に相当する車輪の1/10回転毎にスペクト

3. 4 走行データ（2）～加減速時の回転検出～

ルを算出し，走行距離を横軸にして順に並べている．
図7は縦軸を周波数（振動数）とし，図8では縦軸を滑りやすい路面での走り始めや加減速時には車輪の空間周波数（波数）として表現している．グラフ右スリップが発生するため，車両の姿勢が不安定になり側のカラーバーは強度と色の対応を示し，カラーバ

やすい．高分解能回転センサを使用することにより，ーの上部に配置された色ほど強度が高いことを表し

極低速での車輪の挙動をより細かく観測して，スリッている．なお，図7では100次までの成分をプロッ

プ発生を早期に検出すること，あるいは停止寸前の車トしているため，それ以上の周波数部分は空白のま

輪のロック有無を判別することが可能となる．
一例として，信号待ちのためブレーキをかけて停止

まになっている．
-55-

*09_*09 13/11/01 10:59 ページ 5

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）

した状態から，ブレーキを解除して車両が進み始めた

れる低μ路面（滑りやすい路面）でのトラクション制時の前輪（従動輪）の回転速度データを図9に示した．

御などに対して，有効な情報を提供することが可能で

図の矢印で示した部分で回転変動が観測されている

ある．

が，制動時に入力された荷重によってサスペンション

3. 5 走行データ（3）～非繰返し現象の観測例～

が歪んだ状態で車両が停止し，ブレーキが解除された
ときにフロント輪が前方に押し出されて回転する様子

回転センサの信号には，路面の状態が反映される．

が観測されている．一方，同時に収集したABSセン

3.3節で紹介した例は，一定時間内に観測した回転速

サの出力信号では，このような様子は観測されておら度の変動を分析して利用するものだったが，ここではず，回転開始の検出も約0.28秒遅れている．

単発で入力された路面外乱の検出例を紹介する．

また，別の例として滑りやすい路面における発進時

橋梁上の道路を約20km/hで走行し，道路の継ぎの後輪（駆動輪）の挙動データを図10に示した．横目を通過したときの四輪の回転速度変化を図11に示軸の時間が0.65秒付近でスリップが発生しているが，した．継ぎ目によって15～35Hz程度の振動波形が高分解能回転センサ信号では，回転速度が急上昇する

発生しているが，従動輪と駆動輪では波形や振動数に様子がスムーズな波形として観測されている．また，違いが現れている．路面状態および車輪の駆動状態がABS信号の速度データと比較すると，約0.05秒早く

回転速度信号に反映されていると考えられる．

スリップ現象が捉えられており，速度の変化率を求めて加速度を算出するのにも十分な点数のデータが得られている．したがって，繊細なトルク制御が必要とさ

6.4
6.35
6.3
6.25
6.2
6.15
6.1
6.05
6
5.95

28.8

High-Resolution Sensor
ABS Sensor

0.20

Speed m/s

Rotation speed s-1

0.25

高分解能センサ

0.15
0.10

6.35
6.3
6.25
6.2
6.15
6.1
6.05
6
5.95

28.8

6.3
6.25
6.2
6.15
6.1
6.05
6
5.95
5.9

28.8

6.3
6.25
6.2
6.15
6.1
6.05
6
5.95
5.9

ABS センサ

0.05
0
0

0.1

図9

0.6

0.2

0.3

0.4

0.5

Time s

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

28.8

x10
ABS

29.0

29.2

29.0

29.2

29.0

29.2

29.0

29.2

Time s

29.6

29.8

29.4

29.6

29.8

29.4

29.6

29.8

29.4

29.6

29.8

図11 道路の継ぎ目通過時の波形
Rotation signals at a road joint

ブレーキ解除から回転開始までの様子
Rotation signal after releasing brake

High (x10)ABS

4. おわりに

Rotation speed s-1

0.5

本稿では高分解能回転センサ内蔵ハブベアリングの0.4

概要を解説し，試験車両での走行データの例を紹介した．車輪の回転速度を高い分解能で検出することによ

0.3

高分解能センサ

0.2

り，センシングの応答性向上や抽出情報の精度向上が可能になる．電動車両における制御用途への展開を含

0.1
0
0.1

め，車両の安全性向上に寄与する技術として，広く発ABS センサ
0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

Time s

0.7

0.8

0.9

展させていきたい．

1.0

図10 滑りやすい路面での回転開始
Slipping on the low-friction surface-56-

*09_*09 13/11/01 10:59 ページ 6

高分解能回転センサ内蔵ハブベアリング

参考文献
1）船橋英治, 「ハブベアリングの変遷と最近の技術」，
NTN TECHNICAL REVIEW No.70 pp52-57（2002）.
2）P.Desbiolles, A.Friz,“Development of High
Resolution Sensor Element MPS40S andDual Track Magnetic Encoder for Rotational
Speed and Position Measurement”, NTN
TECHNICAL REVIEW No.75 pp36-41 (2007).
3）C.Duret, S.Ueno,「TMR効果を利用した最先端磁
気センシング」, NTN TECHNICAL REVIEW
No.80 pp64-71 (2012).
4）C.Duret, J.Paul, B.Negulescu, M.Hehn,“TMR:
A New Frontier for Magnetic Sensing”, Proc.
of 11th MR Symposium, Wetzlar, 2011.
5）H.Ito, T.Takahashi, P.Desbiolles,
C.Peterschmitt, S.Ueno,「原点信号出力タイプ高分解能回転センサ付軸受」, NTN TECHNICALREVIEW No.78 pp70-76 (2010) .
6）浅野勝宏，小野英一，梅野孝治，菅井賢，渡辺良利，「路面摩擦状態の推定」，自動車技術，Vol.61 No.2
pp50-55 (2007).
7）梅野孝治，「タイヤ回転振動モデルを用いたタイヤ 路面摩擦状態の推定」， 豊田中央研究所R&Dレビュ
ー，R&D Review of Toyota CRDL, Vol.37
No.3 pp53-58 (2002).
8） NTN-SNR，特許第4777347号

執筆者近影

西川

健太郎

自動車事業本部
シャシー技術部

高橋亨

商品開発研究所

Christophe DURETNTN-SNR ROULEMENTS
Research & Innovation
Mechatronics-57-

*10_*09 13/11/01 11:03 ページ 1

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）[ 製品紹介 ]PCS-H/J（プレスコネクトスプライン ハブジョイント）Press Connect Spline Hub Joint

乗 松 孝 幸*永田勉*

Takayuki NORIMATSU
Tsutomu NAGATA

世界の自動車業界において，低燃費化は重要な課題である．その解決策のひとつである
軽量化は，自動車を構成するあらゆる部品に求められている．NTNでは，これらの要求に応えハブベアリングおよび等速ジョイントの軽量化開発を進めている．
本稿では，ハブベアリングと等速ジョイントをNTN独自技術である「プレスコネクト方式」で結合することで軽量化した『PCS-H/J』を紹介する．

In the automotive industry in the world, low fuel consumption is an important issue , the lightening to become one of
the solution is demanded from every part constituting a car. NTN developed the lightening of a hub bearing and theCVjoint in order to meet these demands.
This report introduces "PCS-hub joint" which is lightening by connecting a hub bearing and CVjoint by "the press
connect method" that is NTN original technology.

るため，今回開発した『PCS-H/J』は，スプライン

1. まえがきの圧入荷重を低減すると同時にH/BとCVJのボルト締結を可能とした（図1c）．

自動車業界において，低燃費化は重要な課題であり，その解決策のひとつである軽量化は自動車を構成

2. 1 各構造の結合方法

するあらゆる部品に求められている．

図1を用いてH/BとCVJの結合方法を説明する．

本稿では，ハブベアリング（以下H/B）と等速ジョa) 従来構造（3世代H/B+CVJ）

イント（以下CVJ）を，自動車メーカの組立工程の変更が不要なNTNの独自技術「プレスコネクト方式」でCVJ外輪ステム外径部および，H/B内径部にスプ結合し，当社従来品比12%の軽量化とスプライン結ラインが設けられ，双方を嵌合させることでトルクを合部のガタ“ゼロ”を実現した『PCS-H/J（プレス

伝達している．CVJからH/Bへのトルク伝達は，ス

コネクトスプライン ハブジョイント）』について紹

プラインの歯面接触部で行なうが，互いの加工精度介する．

（歯のピッチ相互差）から両者を密着嵌合させることは難しい．このため，図の中段に示すように歯面にすきまが発生し，円周方向にガタが生ずる．これによ2. 構造と特長

り，スプライン全体でトルクを受けることができず，スプライン嵌合長を長くする必要があった．

NTNは，これまでH/BとCVJをナットで締結した3b) V-H/J

世代H/B+CVJ（図1a）に加え，H/BとCVJを「プレスコネクト方式」で結合し，さらにCVJの外輪ステ

CVJ外輪ステムに特殊スプライン（凹凸溝）を設

ム先端を加締めて一体化した『Vシリーズハブジョイ

け，熱処理で硬化して，H/Bに圧入する．これによント（以下V-H/J）』1)を開発してきた（図1b）．V-H/J

り，外輪H/B内径部にスプラインを形成し，CVJとは，H/BとCVJが非分離のため，自動車メーカでのH/Bを結合する．NTNでは，この結合方式を「プレス

車両組立工程を変更する必要があった．これを解決す

コネクト方式」と称している．

*自動車事業本部 シャシー技術部-58-

*10_*09 13/11/01 11:03 ページ 2

PCS-H/J（プレスコネクトスプライン ハブジョイント）c) PCS-H/J

この方式では，CVJ外輪ステムのスプラインによりH/Bの内径面が弾性変形を伴って切削されるため，

PCS-H/Jは，H/B内径に外輪ステムスプラインよ外輪ステムの凸部とH/B内径に形成される凹部は，密り歯幅の小さいスプライン（プレスプライン，図2）

着嵌合した状態となる．このため入力トルクを歯面全を予め形成し，さらにステム歯先とH/B側の歯底に空域で均一に受けることができ，従来構造 a)と比較し隙を設けることにより，結合に必要な荷重を低減し，てスプライン嵌合長を短縮することができる．

両者をボルト締結する構造とした．これにより，自動

但し，歯面全面が切削されるため，加工時の負荷荷車メーカ車両組立ラインで，組立工程を変更すること

重が大きく，結合には，プレス機などの加工機を用いなく，PCS-H/Jを組み付けることが可能となった．

る必要があり，課題であった．

a) 従来構造（3 世代 H/B+CVJ）
L1b) V-H/J
L2c) PCS-H/J
L3

構
造

X

X

加締め

X

H/B

歯︵
面 X
の
接 X
触断
状面
態︶

歯面すきまありボルト

X

スプライン境界

CVJ

H/B

歯面すきまなし

W1
W2

X

CVJ

W2

歯面すきま

スプライン境界W1 ＜ W2

締め代

空隙 H/B

歯面すきまなし
W2

W1

W1 ＞ W2X

W1

空隙
W1 ＜ W2

締め代

W1：H/B スプライン弧歯隙（赤），W2：CVJ ステムスプライン弧歯厚（青）
ス
プ
ラ
イ
ン

嵌
合
長

L1 ＞ L2 ＝ L3

図1 各構造の結合方法
Contact condition of teeth

ハブベアリング（H/B）

等速ジョイント（CVJ）

ハブベアリング（H/B）
プレスプライン
締結用ボルトステムスプライン

プレスコネクト結合部

等速ジョイント（CVJ）

締結用ボルト

図2 PCS-H/Jの構造
Structure of PCS-H/J

-59-

CVJ

*10_*09 13/11/01 11:03 ページ 3

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）

2. 2 特長

従来構造に対して，PCS-H/Jは，入力トルクを歯PCS-H/Jは，プレスコネクト方式の採用で，大幅

面 全 域 で 均 一 に 受 け る た め ， CVJス テ ム 長 さ を 約な軽量化とスプライン嵌合部のガタゼロを実現してい65%短縮でき，また，ハブ輪内径部の肉抜きおよる．図3にCセグメントの乗用車に試験的に適用した

び，ナットのボルト化などにより，0.94kg/台（約事例を示す．

12％）の軽量効果を実現した．

従来構造（3 世代 H/B+CVJ）
ハブ輪
内径部肉抜き

100

45

φ80

100

φ80

45

PCS-H/J

加締め

100

ナット：M22×1.5

質量※1: 4.35kg

CVJ ステム長短縮

35

ボルト：M12×1.25

質量：3.88kg [ 軽量効果：0.94kg/ 台 ]※1：H/B+ アウトボード CVJ 外輪 + ナット又はボルトの質量

図3 Cセグメント車へのPCS-H/Jの適用例
Example of the application of PCS-H/J

W2

3. 機能評価試験【プレスコネクト締め代：W2−W1】

W1

W1 :H/B スプライン弧歯厚（赤）3. 1 スプライン圧入荷重

W2 :CVJ ステムスプライン弧歯厚（青）PCS-H/Jは，ボルト締結でCVJ外輪ステムをH/B

締め代

内径に引き込む．図4に示すプレスコネクト締め代上

図4

下限品を用いてスプライン圧入荷重を測定した例を図

プレスコネクト締め代
Interference5に示す．
図5より，プレスコネクト締め代上下限のスプライ

締め代規格

ン圧入荷重は，設定したボルト軸力の下限値以下であ

ス
プ
ラ
イ
ン
圧
入
荷
重

り，H/BとCVJは，全締め代域で引き込み可能であることがわかる．

kN

ボルト軸力下限
上限

下限

プレスコネクト締め代 mm

図5

-60-

スプライン圧入荷重測定結果
Spline press fit test

*10_*09 13/11/01 11:03 ページ 4

PCS-H/J（プレスコネクトスプライン ハブジョイント）3. 2 スプライン嵌合部の強度試験

3. 3 分解/再組立確認

PCS-H/Jにより短縮されたスプライン嵌合部に対市場での部品交換を想定し，一度組立てたPCS-

して，静捩じりと両振り捩じり疲労強度試験を実施

H/JをH/BとCVJに分解後再組立した際のスプライン

し，従来品と同等以上の強度であることを確認した．

圧入荷重および，分解/再組立品のスプライン強度を

3. 2. 1 静捩じり強度試験

確認した．

スプライン嵌合部に一方向の捩じりトルクを負荷し3. 3. 1 分解/再組立時のスプライン圧入荷重測定た際の破損トルクを測定する静捩じり強度試験を行っ

試験は，表1に示すように，新品同士および，新品た．試験結果を図6に示す．

と再利用のH/B又はCVJを使用し，その時のスプラ

PCS-H/Jは，スプライン嵌合長が短いが，従来品

イン圧入荷重を測定し，再利用品のスプライン嵌合部と同等以上の強度を有している．

に締め代が残存しているかを確認した．測定結果を図8に示す．
表1 サンプル組合せ
Sample combination
CVJ

破
損
ト
ル
ク

H/B

再利用回数

新品

再利用5回

新品

①

②

再利用5回

③

④

kN・m

PCS-H/J

従来品①H/B 新品 -CVJ 新品

ス
プ
ラ
イ
ン
圧
入
荷
重

図6 静捩じり強度試験結果
Static torsional strength test

3. 2. 2 両振り捩じり疲労強度試験②H/B 新品 -CVJ 再利用 5 回③CVJ 新品 -H/B 再利用 5 回④H/B 再利用 5 回 -CVJ 再利用 5 回

kN

スプライン嵌合部に正逆回転方向の捩じりトルクを①

負荷し，破損までの繰り返し回数を測定する両振り捩②
図8

じり疲労強度試験を行った．試験結果を図7に示す．
車両での高トルクと低トルクの繰り返し入力を想定③④

分解再組立荷重試験結果
Re-assembly load test

し，負荷トルク大小で評価した，PCS-H/Jは，スプ新品同士でのスプライン圧入荷重（図8①）と比較

ライン嵌合長が短いが，従来品保証値以上の結果であした結果，CVJのみ再利用品（図8②）は，新品と同り，十分な疲労強度を有している．

程度の圧入荷重となった．一方，H/Bのみ再利用品（図8③）では，新品に対し，約半分の圧入荷重とな
PCS-H/Jった．これは，CVJ圧入時にH/B内径面が，CVJス
プラインにより切削されることにより，締め代が減少

負
荷
ト
ル
ク

し，圧入荷重が低下したためである．さらに，H/BとCVJの両者再利用品（図8④）は，新品に対して約1/3

従来品保証値の圧入荷重となった．

kN・m

以上より，H/Bを再利用した場合，新品に比べ圧入繰返し数

荷重が低下するが荷重ゼロとはならず，スプライン嵌

回合部には締め代が残存している．また，嵌合部のガタ

図7 両振り捩じり疲労強度試験結果
Bi-directional torsional fatigue strength testも確認されず，再利用品でも嵌合に問題ない．
-61-

*10_*09 13/11/01 11:03 ページ 5

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）

3. 3. 2 分解/再組立品の両振り捩じり疲労強度試験

プレスコネクト締め代

分解/再組立を行ったPCS-H/Jのスプライン嵌合部

上

限

下

限

強度を確認するため，分解/再組立を5回行ったサン
プ
レ
ス
コ
ネ
ク
ト
前

プルを上述の3. 2. 2で実施した両振り捩じり疲労強度試験を行った．結果を図9に示す．
3. 2. 2と同様に負荷トルク大小で評価した．分解/
再組立品は，１回組立品（新品）と同レベルの強度を有している．
以上より，H/BおよびCVJを再利用しても組立および強度に問題は認められない．

5 回再組立品（表 1④）

kN・m

真円度 1.4μm

真円度 1.6μm

図10 軌道面真円度測定結果
Circularity measurement of raceway surface

従来品保証値

繰返し数

真円度 1.1μm

プ
レ
ス
コ
ネ
ク
ト
後

1 回組立品（表 1①）

負
荷
ト
ル
ク

真円度 0.8μm

回

図9 両振り捩り疲労強度試験結果
Bi-directional torsional fatigue strength test回
転回
数

3. 4 H/Bへの影響確認

rev

プレスコネクトによるH/Bへの影響確認として，軌
道面の形状測定と軸受寿命試験を実施した．

3. 4. 1 軌道面真円度測定
プレスコネクト締め代（図4）上下限品のスプライ

従来品ンを圧入し，圧入前後の内輪軌道面真円度を測定しPCS-H/J

図11 0.8G旋回寿命試験結果
Turning (0.8G) durability test

た．結果を図10に示す．
スプライン圧入後の真円度は，約0.5μm大きくなったが，軌道面の多角歪みなどの影響は認められず，
また，プレスコネクト締め代による差も認められない．

3. 4. 2 0.8G旋回寿命試験
PCS-H/Jの軸受部に車両の急旋回走行時を想定

軸
力
残
存
率

し，0.8G相当の荷重を負荷した旋回寿命試験を実施した．結果を図11に示す．
軸受寿命は，従来品と同等で，差は認められない．

％

3. 5 ボルト軸力測定
PCS-H/Jは，従来のナット締結に対して，ボルト

従来品による締結を採用している（図1）ことから，使用中

PCS-H/J

図12 軸力残存率
Axial force residual ratioのボルト緩みが懸念される．

-62-

*10_*09 13/11/01 11:03 ページ 6

PCS-H/J（プレスコネクトスプライン ハブジョイント）そこで，PCS-H/Jのスプライン嵌合部に正逆回転
方向の捩じりトルクを規定回数負荷して，試験前後のボルト軸力を測定し，ボルト緩みを確認した．結果を図12に示す．
試験後のボルトの回転緩みも認められず，ボルト軸力残存率も従来ナット締結の約80%に対し，PCSH/Jは86%以上あり，使用上問題ないと考える．

4. あとがき
H/Bの内径に，予めCVJステムのスプラインより
歯幅を小さくしたプレスプラインを形成し，H/BとCVJをボルトで締結する，軽量で嵌合部にガタのない
PCS-H/Jを開発した．
PCS-H/Jは，自動車メーカの車両組立ラインにおいて，従来の組立工程で組み付けることが可能である．PCS-H/Jは，現代の自動車に求められる軽量化を追求したもので，低燃費化に大いに貢献することが可能と考える．
今後，本PCS-H/Jをシリーズ化し，モジュール商品の開発に取り組んでいく．

参考文献
1) 梅木田光，淺野祐一，Vシリーズハブジョイント，NTN TECHNICAL REVIEW No.77，p65-70，
2009

執筆者近影

乗松

孝幸

自動車事業本部
シャシー技術部

永田勉

自動車事業本部
シャシー技術部-63-

*12_*09 13/11/01 11:05 ページ 1

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）[ 製品紹介 ]次世代高効率固定式等速ジョイント「CFJ」
Next-generation High Efficiency Fixed Type Constant Velocity Joint "CFJ"

藤 尾 輝 明*Teruaki FUJIO

昨今，環境への配慮から自動車への低燃費化の要求が一層高まってきている．NTN
では，ドライブシャフトのさらなる高効率化を実現するため，独自の設計を採用
し，トルク損失率を低減した固定式ジョイントCFJを開発した．本稿では開発品の特長と性能について紹介する．

The demand of low fuel consumption to the car from consideration of environment has increased in recent year. In
NTN, in order to realize high efficiency of drive shaft, we developed a fixed constant velocity joint which reduced
torque loss by original design. This paper introduces the feature and performance of the CFJ.

定式CVJに比べて小さく，0.2％程度である．

1. まえがき

本稿は，固定式CVJおいて内部の摩擦損失を低減する独自設計を採用し，EBJに対しトルク損失率を半世界の自動車業界の共通課題である「低燃費化」を減した，『CFJ』の特長と性能を紹介する．

実現するためには，駆動系を構成する部品のロス低減が不可欠である．
エンジンからの動力は，変速機,作動装置,駆動軸であるドライブシャフトを経てタイヤに伝達される．このドライブシャフトは，入力軸であるディファレンシ

タイヤ

ャルギア軸とタイヤ側の出力軸が角度を取り回転して作動装置
ドライブシャフト （ディファレンシャルギア）も，常に同じ速度で滑らかにトルク伝達を行なうことから，等速ジョイント（Constant Velocity Joint：
以下CVJ）と呼ばれる．CVJは一般的に，ジョイン

出力軸

入力軸

ト角は大きく取れるが軸方向にスライドしない固定式
CVJと，ジョイント角は小さいがスライド可能なしゅ

しゅう動式CVJ

う動式CVJをシャフトで連結して構成する．
（図1）

シャフト

CVJは，表1に示すように動力伝達部品のなかでは固定式CVJ

もともとトルク損失が小さいが，低燃費化のため，さ図1らなる効率向上が求められるようになった．

ドライブシャフトの配置1）
Layout of drive shaft

図2に，NTNにおける固定式等速ジョイントの軽量化と高効率化の変遷を示す．NTNは固定式CVJの改表1

良を重ね，軽量・コンパクトで高効率なEシリーズ3）

動力伝達部品の一般的なトルク損失2）Torque loss of drive-train部をいち早く開発し，自動車の燃費低減に貢献してき位トルク損失率

た．一方，しゅう動式CVJは，従来から転がり軸受を

変速機

1〜5%

作動装置

1〜5%

内蔵したトリポード型が主流であり，トルク損失は固駆動軸（CVJ）

1%*自動車事業本部

ドライブトレーン技術部-64-*12_*09 13/11/01 11:05 ページ 2

次世代高効率固定式等速ジョイント「CFJ」

100％

従来品 !

（6個ボール）

10％

(%)
100

20％

開発品

90％

従来品 @

80％

（6個ボール）

高効率：Eシリーズ

次世代
高効率CVJ（8個ボール）

重
量
比
︵

99.5

伝
達
効
率
︵
︶

99.0

高強度シャフト
高性能グリース
によるサイズダウン︶

1990 s2000 s
年

2011

2012

代

図2 NTN固定式等速ジョイントの軽量化と効率化の変遷
Transition of the weight saving and increase in efficiency of NTN’s fixed constant velocity joint.

2. CFJの構造と特長
2. 1 CFJの構造
CFJは，ボールの軌道溝(トラック)を備えた内輪・外輪，回転トルクを伝達する8個のボール，およびボールを保持するケージで構成される（図3）．

外

輪

外

輪

内

輪

図4 トラック形状図
Configuration of track form

ボール

ケージ
内

内輪トラック

外輪トラック輪

図3 CFJの構成図
Configuration of CFJ

ボール

2. 2 CFJの特長
トルク損失を抑えるため，CVJ内の各接触部の摩擦力を低減する独自構造を採用した．

図5 トラックとボールの配置
Layout of track and ball

特長1：内輪と外輪の円弧状トラックを軸方向に傾斜させ，隣り合うトラックを鏡面対称に配置（図4）
特長2：内輪トラックと外輪トラックの傾斜を互いに交差させ，交点にボールを配置（図5）-65-*12_*09 13/11/01 11:05 ページ 3

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）

振り分けることができる．F1，F2は大きさが同じ

3. トルク損失低減のしくみ

で，かつ逆向きであるため互いに相殺され，ケージの軸方向変位が抑制される．その結果，ケージと外輪，

CVJのトルク損失は，各接触部の摩擦によるエネ

およびケージと内輪間に発生する球面部接触力を大幅

ルギーロスに起因する．

に低減することができる．

図6は，現行品EBJの接触状態を示す．内輪・外輪のトラックを円弧上に形成し，それら円弧の中心をジ
ョイント中心より互いに反対方向にずらしてある．動力を伝達するボールは，くさび角τを形成する内･外輪のトラックに抱えられ，ケージにより保持される．
ジョイントにトルクが負荷されると，内輪と外輪のトラックとボールが接触し，くさび角の影響でボールにはケージを押す力（F）が発生する．さらにこの荷重とつりあう荷重が，ケージ外球面と外輪内球面間および ケージ内球面と内輪外球面間に発生する．
CFJの開発にあたり，接触部位のなかで，すべり運F1

動する球面部（図6 ④，⑤）の摩擦抵抗の低減に着目

F2した．
図7に，発生する内部力を示す．2項で述べたよう

外輪
負荷側
トラック

外輪
負荷側
トラック

に，CFJは隣り合う円弧状トラックを鏡面対称に配置している．このためボールがケージを押す力（F）の図7 CFJの内部力
Contact force of CFJ

向きを，外輪の開口側（F1）と奥側（F2）の交互に

4. 解析による検証
図8は，CFJとEBJの球面部接触力を機構解析により求め，比較したものである．CFJは，いずれのジョイント
角度においても球面接触力が極めて低いことがわかる．
外

独自構造によるトルク損失低減のしくみが狙いどおボール

輪り働いていることが，解析結果からも確認できた．

①

なお，ケージと内輪についても同様の結果が得られ

⑤

ケージ

ている．

τ
③
輪

④

CFJ
EBJ（Eシリーズ）

(

内

ケ
ー
ジ
外
球球
面面
と部
外接
輪触
内力
球
面
間

②
内輪トラック中心

外輪トラック中心
ジョイント中心)[接触部位]①外輪トラックとボール②内輪トラックとボール③ケージとボール④ケージ内球面と内輪外球面（⑤ケージ外球面と外輪内球面（

部）
部）

0

（簡略化のため，トラックとボールの接触点をトラック底に示す．）

2

4

6

8

10

12

14

ジョイント角度 °図6 現行品EBJの構造
Composition of EBJ

図8 球面部接触力の解析結果
Analysis result of contact force of spherical part-66-

*12_*09 13/11/01 11:05 ページ 4

次世代高効率固定式等速ジョイント「CFJ」

5. 2 温度上昇

5. 各種性能特性

CFJとEBJの温度上昇特性の比較を図10に示す．

5. 1 伝達効率(トルク損失率)

CFJはトルク損失のみならず自己発熱も抑えることが

図9は，CFJ，EBJおよび，従来ジョイントとしてでき，EBJに対しジョイント表面温度を約50％低減

世界中で広く使われているBJのトルク損失率を比較できる．これにより高速回転の使用領域の拡大が可能したものである．

となる．

現行品EBJは，BJよりもトルク損失率が小さく高効率であることがわかる．CFJは，ジョイント角度

6. まとめ

6°以上でEBJのトルク損失率を大幅に下まわる特性を示すことが確認できた．

ジョイント作動角6°以上の角度領域において，現一般的に，ジョイント角度が増加すると内部部品の行のEシリーズに対してトルク損失率を半減できる次相対運動が大きくなり，トルク損失は悪化する傾向に世代高効率固定式CVJ『CFJ』を開発した．独自設計あるが，CFJはジョイント角度の影響も受けにくく，により，内部に発生する摩擦力を大幅に低減し，業界トルク損失は低い状態を維持している．このため，最高水準の高効率，低発熱を達成した．

SUVなど車高が高くジョイント取り付け角度が比較

今後，さらなる燃費向上要求が高まるなかで，伝達的大きくなる車両へCFJを適用することで，より一層効率に優れた次世代の固定式CVJとしてグローバルにの損失低減効果が得られる．

市場展開し，より一層の地球環境保全に貢献したい．

2.0

ト
ル
ク
損
失
率

1.5

％

0.5

CFJ

参考文献

EBJ（Eシリーズ）

1）星野 学，船橋 雅司：超高作動角（54°）固定式
CVJ（TUJ），NTN TECHNICAL REVIEW No.75（2007），16-19．
2）社団法人 自動車技術会編：新編・自動車工学ハンド
ブック，図書出版社，東京（1979），3-35．
3）曽根 啓助，穂積 和彦：高性能コンパクト固定式等速ジョイント（EBJ），NTN TECHNICAL REVIEW
No.66（1997），28-31．

BJ（従来ジョイント）

1.0

0

0

2

4

6

8

10

12

14

ジョイント角度 °図9 トルク損失率比較
Comparison of torque loss rate

120

ジ
ョ
イ
ン
ト
温
度
℃

100

執筆者近影

約50％低減

80
60
40
20
0

CFJ

EBJ(Eシリーズ)

藤尾

図10 ジョイント表面温度の比較
Comparison of joint surface temperature

輝明

自動車事業本部
ドライブトレーン技術部-67-

*13_*09 13/11/01 11:14 ページ 1

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）[ 製品紹介 ]自動車の変速機用低トルクシールリングの開発
Development of Low Torque Seal Ring for Automotive Transmission

筧
幸 三*
近藤
巧*
石 井 卓 哉**
吉 野 真 人***Kouzou KAKEHI
Takumi KONDOU
Takuya ISHII
Masato YOSHINO

自動車の燃費基準は今後益々厳しくなるため，自動変速機，無段階変速機のシールリン
グには，さらなる低トルク，低オイルリークが求められている．そのため，NTNはPEEK樹脂製シールリングに射出成形にて特殊形状の潤滑溝を設けることで，NTN従来品と比較して低トルク（60％低減），低摩耗，同等の低オイルリーク特性を示す「低トルクシールリング」を開発した．
本稿では，「低トルクシールリング」の特長，性能を紹介する．

Further lower level of torque and oil leak is required of seal rings used in AT and CVT as fuel economy standards ofcars is higher in the future. Therefore, NTN developed “Low Torque Seal Ring”, which is made of PEEK resin andequipped with specially-shaped lubrication grooves by injection molding, keeps low torque (60% reduction) and low
wear properties in comparison with NTN conventional products and keep its oil leakage characteristic equal toconventional one. This article introduces the characteristic and performance of “Low Torque Seal Ring”.

シールリングの要求性能は低トルク，低オイルリー

1. はじめにク，低摩耗特性である．トルクを低減すると，変速機

自動車の自動変速機（AT），無段変速機（CVT）にの効率が向上し省エネルギーとなる．また，オイルリは，外径15～60ｍｍの樹脂製シールリングが4～ークを抑えると，油圧ポンプの高効率化，小型化を図10個使用されている．自動車の燃費基準が今後益々ることが可能となり，省エネルギー化につながる．低厳しくなる中で，シールリングには一層の低トルク，

トルク，低オイルリークを長期間維持し，長寿命とす

低オイルリークが求められている．

るためには，シールリングの摩耗が小さいこと，しゅう動する相手部材を摩耗損傷させないことが必要とな

本稿では，ポリエーテルエーテルケトン（PEEK）

る．

樹脂製シールリング1），2）に特殊形状の潤滑溝を設け

シールリングの材質は主に四ふっ化エチレン

ることで高機能化した「低トルクシールリング」を紹（PTFE）樹脂やPEEK樹脂である．PTFE樹脂は圧介する．

2. シールリングの役割と課題
2. 1 シールリングの役割
シールリング

シールリングはしゅう動しながらオイルを密封する
運動シールである．シールリングは，図1に示す自動変速機（AT）やCVTの油圧回路内で相対運動する軸とハウジング間に組み付けられる．油圧によりハウジングと軸の両方に押し付けられ，しゅう動しながら，

図1 自動変速機（AT）の構造
Structure of automatic transmissions

オイルを密封し，油圧回路内の圧力を保持する．
***NTN精密樹脂（株）技術部***複合材料商品事業部 複合材料技術部***先端技術研究所-68-*13_*09 13/11/01 11:14 ページ 2

自動車の変速機用低トルクシールリングの開発

縮成形素材を機械加工して，一方PEEK樹脂は射出成

3. V溝シールリングの特長

形してシールリングにする．射出成形時に合い口（切り割）を複雑形状にしたPEEK樹脂製シールリング

V溝シールリングの構造を図3に示す．長方形シー

は，合い口が単純なストレート形状のPTFE樹脂製よ

ルリングの幅面にV字状の潤滑溝を射出成形時に設けりオイルリークが少ない．

ることで，長方形シールリングよりも軸溝側面との接触面積を小さくすると共に，V字状潤滑溝形状を最適

2. 2 シールリングの課題化することによりしゅう動面に油を供給し，低トルク

一般的なシールリングの断面形状は，長方形と台形

かつ低摩耗を可能としている．

の２種類がある．それぞれの作動状態を図2に示す．

開発品の材料はPEEK樹脂に特殊充填剤を配合した

長方形シールリングは，油圧によりハウジング内径

ベアリーPK5301である．

面と軸溝側面に押し付けられる．シールリングと軸溝開発品であるV溝シールリングと長方形および台形

側面の接触面積はハウジング内径面との接触面積より

シールリングの比較を表1に示す．V溝シールリング

も小さいため，ハウジングまたは軸が回転すると，しは，性能バランスが良く，長方形シールリング（NTN

ゅう動抵抗がより小さい軸溝側面とシールリング側面従来品）と比較し以下の特長がある．

間がしゅう動する．軸溝側面との接触面積が大きいた（特長）

め，オイルリークは少ないがトルクは高い．

① トルク60％低減

台形シールリングは長方形シールリングと同様に軸② 摩耗量1／10

溝側面としゅう動するが，シールリング側面と軸溝側③ 同等の低オイルリーク特性

面に隙間があり，軸溝側面の側からも油圧が加わるた
め，長方形シールリングに比べて，トルクが低くなる．しかし，軸溝側面との接触面積が小さいため，オ

合い口

イルリークが多く，安定しない．また，シールリングの摩耗に伴い接触幅が大きくなり，徐々にトルクが上V 字状潤滑溝

昇し長方形シールリングの値に近づく．このため，トルク，オイルリークが安定しやすい長方形シールリングの方が多く使用されている．
双方の課題を解決するため，NTNはシールリング側

図3 V溝シールリングの溝形状
Groove shape of low torque seal ring

面にV字状溝を形成することで，高い密封性と低トルクを両立したシールリング（以下，V溝シールリング）を開発した．

潤
滑油表1 各種シールリングの比較
Comparison of features various seal rings

長方形シールリング

台形シールリング

ハウジング

ハウジング

シール
リング

軸

潤
軸 滑
溝 油
側
面

シール
リング

長方形
シールリング

台形
シールリングＶ溝シールリング

長方形

台形

長方形

幅面潤滑溝

なし

なし

軸溝側面
との接触

全面接触

線接触

Ｖ字状
溝以外の
全面接触

トルク

△

◎〜△

○

オイルリーク

◎

△

◎

摩耗特性

○

△

◎

性能バランス

○

△

◎

項目
断面形状
部分断面図

軸
溝
側
面

軸

図2 シールリングの作動状態
Operating state of seal ring

◎：優

-69-

○：良

△：可

*13_*09 13/11/01 11:14 ページ 3

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）
表3 試験片の材質
Material of test pieces

4. V溝シールリングの性能材

試験片

4. 1 試験シールリング
V字状潤滑溝の性能を確認するため，表2に示すような3種類の試験シールリングを評価した．V溝シー

質

シールリングPEEK樹脂材（ベアリーPK5301）

ハウジング

S45C

軸

S45C

ルリングは潤滑溝部が軸溝側面と接触しないため，台形シールリングと同様に長方形シールリングと比較しトルクが低くなる．さらに，潤滑溝をV字状にするこ

4. 3 トルクとで，他の潤滑溝形状よりトルク，摩耗特性が向上す

4. 3. 1 油圧依存性

る．そこで，本評価では溝形状の差を見るために，軸表4に示す試験条件で油圧を変化させトルク（シー

溝側面との接触面積がV溝シールリングと同じで，潤

ルリング2本分）を測定した．油圧とトルクの関係を

滑溝が角状の角溝シールリングについても評価した．

図5，6に示す．
いずれの回転数，油圧においても，V溝シールリン

表2

グのトルクは長方形シールリングに対して60～70％

試験シールリング
Test seal rings

試験シールリング

低く，油圧依存性も比較的小さい．V溝シールリング
では，油圧が高いほど潤滑溝からしゅう動面に油が入

幅面の潤滑溝の形状

Ｖ溝シールリング

Ｖ字状

角溝シールリング

角状

長方形シールリング−(溝なし)

り込むため，トルクの面圧依存性が小さいと考える．
また，溝形状の差では，V溝シールリングの方が角溝
シールリングよりも20％程度低い．
表4 試験条件
Test condition項

シールリング寸法：外径50mm，肉厚1.6mm，幅1.5mm

油

4. 2 試験機および試験条件

内

目

圧

容

0.5〜2.0MPa

回転数

4,000min-1 または 7,000min-1

潤滑油

ATF（温度110℃）

トルク，オイルリーク，摩耗を評価する試験機概略
ト 1.5
ル
ク
︵
シ 1.0
ー
ル
リ
ン
グ 0.5
二
本
分
︶
N・m 0

を図4に示す．
軸溝に取り付けた2本のシールリングの間に油を循
環させながら加圧し，ハウジングを回転させた．この時のトルク，オイルリークを測定した．シールリン
グ，ハウジングおよび軸材質を表3に示す．
シールリングハウジング（回転）長方形シールリング
角溝シールリング
Ｖ溝シールリング

0

図5
モータ

軸

トルク計

油圧ユニット（油循環）

オイルリーク

図4

試験機の概略図
Test machine

-70-

0.5

1.0

1.5

油圧 MPa2.0

トルクの油圧依存性（4,000min-1）
Torque versus oil pressure

2.5

*13_*09 13/11/01 11:14 ページ 4

自動車の変速機用低トルクシールリングの開発

ト 1.5
ル
ク
︵
シ
ー 1.0
ル
リ
ン
グ 0.5
二
本
分
︶
N・m 0

4. 4 オイルリーク
長方形シールリング
角溝シールリング
Ｖ溝シールリング

V溝シールリングと長方形シールリングについて，
表6に示す試験条件で油温を変化させオイルリーク量を測定した．油温とオイルリーク量の関係を図8に示す．潤滑油の粘度が低下するため，油温上昇とともにオイルリークは増加する．V溝シールリングのオイル
リーク量は長方形シールリングと同等で非常に少な
い．

0

0.5

図6

1.0

1.5

2.0

油圧 MPa2.5

表6 試験条件
Test condition

トルクの油圧依存性（7,000min-1）
Torque versus oil pressure項油

4. 3. 2 油温依存性
表5に示す試験条件で油温を変化させトルク（シー

内

目

圧

容

2.0MPa回転数

4,000min-1

潤滑油

ATF（温度30〜150℃）

ルリング2本分）を測定した．油温とトルクの関係を図7に示す．V溝シールリングのトルクは，長方形シ30

ールリングに対していずれの温度でも60％低い．また，溝形状の差では，V溝シールリングの方が角溝シールリングよりも20％程度低い．

表5 試験条件
Test condition
項
油

内

目

圧

25

ml/min5

Ｖ溝シールリング
長方形シールリング

20
15
10

0

容

0

40

2.0MPa

80

120

160

温度 ℃

回転数

4,000min-1

潤滑油

ATF（温度30〜150℃）

ト 2.0
ル
ク
︵ 1.5
シ
ー
ル
リ 1.0
ン
グ
二 0.5
本
分
︶
N・m 0 0

オ
イ
ル
リ
ー
ク
量

図8 オイルリーク量の油温依存性
Oil leak versus oil temperature

長方形シールリング
角溝シールリング
Ｖ溝シールリング4. 5 摩耗特性
表7に示す高圧，高速，高温の試験条件で，シールリングの摩耗量を測定した．シールリングの幅面摩耗量を図9に示す．
潤滑溝付きで低トルクのV溝および角溝シールリングの方が，長方形シールリングより摩耗量が小さい．

40

80

120

また，溝形状の差では，V溝シールリングの方が低摩160

耗で，長方形シールリングの1／10の摩耗量である．

油温 ℃

潤滑溝を付けることで幅しゅう動面の潤滑状態が良

図7 トルクの油温依存性
Torque versus oil temperature

くなり摩耗量も低減できる．低トルクの溝形状の方が摩耗も低いことがわかる．

-71-

*13_*09 13/11/01 11:14 ページ 5

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）
表8 解析条件
Analysis condition

表7 試験条件
Test condition
項
油

目

内

容

項

内

目

容

3.0MPa

しゅう動部

回転数7,000min-1

油膜厚さ

5μm

潤滑油

ATF（温度150℃）

軸回転数

4,000min-1

時

圧

間

1h

軸溝側面のみ

油

圧

2MPa

油

温

20℃

80

摩
耗
量

Ｖ溝シールリング

60
40

μm

軸回転方向

20
0

Ｖ溝
シールリング

角溝
シールリング長方形
シールリング

角溝シールリング

図9 シールリングの摩耗量
Wear of test seal rings
軸回転方向

4. 6 流体解析

低←圧力 -4000Pa

開発したV溝シールリングのV字状溝はトルク低減に有効であることを試験で確認した．これは潤滑溝を→高6.72e+51.35e+6

2.02e+62.70e+6

図10 幅しゅう動面の静圧分布
Static pressure distributions of sliding width slide surfaces

付けることで軸溝側面との接触面積が小さくなり，かつ幅面の潤滑状態が良くなることでトルクが低減したと考える．溝形状によるトルク差は潤滑状態の違いと推測されるが，理論的に検証するために，V溝シール
リング，角溝シールリングの2種類について，潤滑溝
１つ分の流体領域を抽出してモデル化し，流体解析した．
解析条件を表8に，解析結果を図10に示す．V溝シールリングではV字状溝の端部が動圧効果により高圧となっている．この力は，油圧によりシールリングに加わる軸溝側面への押し付け力と反対向きであり，接触部の面圧低下に寄与する．また，潤滑溝の端部から
しゅう動面に油を供給する補助にもなるため，低トル
クになったと考える．一方，角溝シールリングの溝端
部ではV字状溝のような高圧が生じておらず，この差が潤滑溝形状によるトルクの差をもたらしたと考え
る．

-72-

*13_*09 13/11/01 11:14 ページ 6

自動車の変速機用低トルクシールリングの開発

5. まとめ長方形シールリングのトルク特性，摩耗特性を大幅に向上させ，かつオイルリークを低減したV溝シール
リングを開発した．現在，自動車および変速機メーカ
ーで評価して頂いており，低燃費化に貢献できると確信している．
今後はこの潤滑溝の設計技術を流体潤滑下で使用される軸受などに応用し，さらなる低トルク化，長寿命化を進めていく所存である．

参考文献
1）林豊，松本二郎，梅本昇：精密樹脂製シールリング
およびチップシール，NTN TECHNICAL REVIEW
No.65（1996）54．
2）沖芳郎，林工，石井卓哉：スーパーエンジニアリン
グプラスチックの特性と使い方，トライボロジスト
49巻7号（2004）31

執筆者近影

筧

幸三

NTN精密樹脂（株）
技術部

近藤

巧

NTN精密樹脂（株）
技術部

石井

卓哉

吉野

複合材料商品事業部
複合材料技術部-73-

真人

先端技術研究所

*14_*09 13/11/01 11:18 ページ 1

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）[ 製品紹介 ]自動車用焼結部品の新商品紹介
The Introduction of Sintered New Products for Automobile

山 下 智 典* Tomonori YAMASHITA
園 嵜 智 和** Tomokazu SONOZAKI
近年，焼結機械部品の高強度化が進み自動車用途での採用が増えている．焼結部品は，複雑形状の部品を高い生産性で製造できるという特長があるが，空孔を有するため，溶製材に比べ強度が劣るという欠点があった．そこで，NTNでは材料，成形・焼結プロセスを見直し，高密度化による高強度焼結材を開発したので紹介する．
また，腐食環境や潤滑油が使用できない特殊環境用の焼結材についても併せて紹介する．

The sintered machine part becomes high-strength, and the adoption of the automobile use increases recently.
A sintered part had characteristic that it could produce the parts of a complicated shape with high productivity, but
securing of strength of the part was difficult to have the porous compared to cast alloy. Therefore, NTN reviewed thematerial and process of forming and sintering at first, and developed that raises the strength of sintered materials by
doing it densely. In addition, NTN introduces about the sintered materials for the special environment as corrosion
environment or keeping away lubricant.

案されている．図1に代表的な手法における密度とコ

1. はじめにストの関係を示す．

近年，自動車向けに焼結機械部品の採用が増えてい図1に示す粉末鍛造は，空孔を完全につぶすためる．国内生産高は，1998年の約7万トンに対して，に，焼結体に熱間鍛造を施して高密度化する手法であ2012年には約8万4千トンと，2割ほど増加している．銅溶浸は，焼結体に溶融した銅を浸透させて，内る．自動車１台あたりに搭載されている焼結部品の重部の空孔に充填する手法である．また，温間成形は，量は，1998年には約6kgであったが，2011年には粉末と金型を加熱し，特殊な潤滑剤を使用することで約9kgと1.5倍になった1）．本稿では自動車の各用途

成形体の密度を向上させる手法である．これらの従来で適用が可能な高密度・高強度焼結機械部品や腐食環の高密度化手法では特殊な工程が必要となり，高コス

境や油が使用できない環境でも適用可能な焼結軸受をトとなる課題があった．

紹介する．

高

2. 高密度・高強度焼結材

粉末鍛造

自動車用途で使用される焼結部材はエンジン，駆動部分に多く採用されており，焼結製品には，高強度のコス
トほか，高い信頼性，品質が要求される．ここでは高密

銅溶浸

度で高強度な焼結材の開発について述べる．
低2. 1 高密度化による焼結材の高強度化

従来の製造法
１回成形
１回焼結

温間成形

開発材

高

低

材料内部に空孔を有する焼結体は，溶解・鍛造法で密度製作した材料に比べて機械的性質が劣る．このため，

図1 密度とコストの関係
Relationship for density and costs

高密度化により焼結体の強度を上げる様々な手法が提**NTN特殊合金（株）技術部**複合材料商品事業部 複合材料技術部-74-

*14_*09 13/11/01 11:18 ページ 2

自動車用焼結部品の新商品紹介

そこで一般的な従来の焼結製造方法とほぼ同じ工程

2500

で高密度焼結体を得ることを目的とし，材料組成および成形・熱処理などの製造条件を最適化し，高密度・圧 2000環
強さ

高強度焼結材を開発した．

MPa

2. 2 機械的特性

1500
1000

図2に，開発材を含む各種材料の密度とヤング率の

従来
高密度品

関係を示す．開発材は，密度が7.5g/cm3であり，鉄の密度7.85g/cm3に対する真密度比では95%以上

開発材

開発材
＋
冷間加工

図3 圧環強さ
Radial crushing strengthを達成した．ヤング率は，高炭素クロム軸受鋼SUJ2に匹敵する180〜190GPaを示す．冷間加工を加え

荷 重

ると，密度，ヤング率ともにさらに向上する．
図3に圧環強さを示す．圧環強さは，図4に示すように円環状の試験片に圧縮応力を負荷し，次式によりもとめた．従来の高密度品の圧環強さが1300MPa
であるのに対し，開発材は2000MPa以上の強度を示す．

K=K : 圧環強さ（MPa）
F : 破壊した時の最大荷重（N）
L : 中空円筒の長さ（mm）
D : 中空円筒の外径（mm）
e : 中空円筒の壁厚（mm）

F
（D−e）
L・e2

図4 圧環強さの測定方法
Method for radial crushing strength

図5に開発品のリング圧縮疲労試験により求めた疲労限を示す．リング圧縮疲労強度は，図6に示すよう

8.0に，円環状の試験片に応力比0.1（最大圧縮荷重と最

600

7.8

500

疲労限

小圧縮荷重の比が10:1）で繰り返し荷重を負荷し，

密 7.6

疲労限を求める試験である．リング圧縮疲労試験の結

度 7.4

疲
労
300 限

果は，一般に通常の曲げ疲労試験で得られる疲労強度

g/cm3 7.2の約0.8倍の値となることが経験的に分かっている．

7.0

200 MPa

6.8

従来高密度品の疲労限が150MPaであるのに対し，開発材は約2倍である300MPaを示す．

400

100

従来
高密度品

以上より，開発材は従来焼結部品が使用できなかっ

開発材

開発材
＋
冷間加工

SUJ2

0

図5 密度と疲労限Density and fatigue limit

た大きな繰返し荷重を受ける箇所に使用が可能である．

固定側
応力比0.1

240
220

ロードセル

SUJ2

開発材

200

リング試験片

ヤ
ン 180
グ
率 160

GPa

従来
高密度品

繰
返
し
荷
重

開発材
＋
冷間加工

140
120

7.0

7.2

7.4

密

7.6

度

7.8

8.0

g/cm3

可動側

図2 密度とヤング率の関係
Relationship for density and Young’s modulus

図6 圧縮疲労限の測定方法
Method for fatigue limit-75-

*14_*09 13/11/01 11:18 ページ 3

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）

試験の結果，耐有機酸腐食性は同等，耐硫化腐食性

3. 耐腐食性焼結軸受

は開発材が優れる．

自動車のモータ式燃料ポンプには，一般的に青銅系

3. 3 摩擦・摩耗特性

焼結軸受が使用される．近年，新興国を中心に粗悪な摩擦係数および比摩耗量を表2に示す．

燃料が使用されることがあり，従来の青銅系焼結軸受＜試験条件＞

では燃料に含まれる硫黄や有機酸によって腐食される

①摩擦試験
・荷
重：35N
・回転速度：3,160min-1
・試料寸法：内径5×外径10×幅7mm
・相 手 材：SUS304
・試験時間：30min

場合があった．この対策として，耐腐食性に優れる白銅系焼結軸受が使用されているが，材料にニッケルを含有するため非常に高価であるという課題があった．
そこで材料にアルミニウム青銅を採用し，白銅系材料と同等以上の耐腐食性を有する安価な焼結軸受を開
発した．

②摩耗試験
・荷
重：64N
・回転速度：3,000min-1
・試料寸法：内径6×外径12×幅6mm
・相 手 材：SUS304
・試験時間：500h

3. 1 アルミニウム青銅の特長と課題
アルミニウム青銅は優れた耐腐食性を示すが，高温下で表面に酸化物を形成するため，粉末冶金の焼結工程に適さない材料とされてきた．また，一般的な青銅

開発材の摩擦係数は，白銅系と同等であった．一系材料に比べ摩擦係数が大きいという課題があった．

方，開発材の比摩耗量は，白銅系の約1/10である．

この解決策として，材料組成を最適化するととも開発材は，白銅系より優れた耐摩耗性を有しており，に，製造方法，特に焼結方法を工夫し，焼結性を改良

置き換えが可能である．

することで，白銅系材料と同等以上の耐腐食性を実現した．さらに黒鉛を最適配合することで，摩擦特性，

表2 摩擦係数および比摩耗量
Specific wear rate and coefficient of friction

耐摩耗性を大幅に向上させた．

開発材
摩擦係数

3. 2 耐腐食性

比摩耗量 m3/(N・ｍ)

有機酸と硫黄に対する耐腐食性の試験結果を表1に

白銅系

0.14

0.14

3.2×10-13

30.0×10-13示す．比較対象として白銅系材料も試験した．

＜試験条件＞

4. 自己潤滑性焼結軸受①耐有機酸腐食試験
・試 験 液：有機酸濃度 2%・温度：50℃
・試験時間：100h

自動車や事務機器に用いられる焼結含油軸受の中には，周辺がカバーなどで密閉され，高温雰囲気で使用されるものがある．この場合，軸受内部に保持した潤②耐硫化腐食試験
・試 験 液：硫黄300ppm添加ガソリン
・温度：80℃
・試験時間：300h

滑油が蒸発し周辺を汚染させることがある．今回開発した自己潤滑性焼結軸受は，特殊黒鉛を固体潤滑剤として採用した軸受であり，油が使用できない高温環境にも適用可能である．

各温度に設定した試験液中に試料を浸漬し，所定の通常の黒鉛は他の金属粉末に比べ流動性が劣るため，

時間放置した．放置前後の重量差から重量変化率を算

添加量を増すと成形性が悪化し，複雑形状が成形できな出した．

かったり，圧粉体強度が低いといった課題があった．
このため，金属粉末の配合を変更するとともに，流表1 耐腐食性試験結果
Result of anti-corrosion examination
重量変化率

動性の高い特殊黒鉛を採用して黒鉛の添加量を増やし

%

開発材

白銅系

① 耐有機酸腐食試験

0.14

0.15

② 耐硫化腐食試験

0.10

0.40

た．これらにより，高い生産性を確保しながら，潤滑油を使用しない状態でも優れたしゅう動特性，耐摩耗性を示す自己潤滑性焼結軸受を開発した（図7）．
-76-

*14_*09 13/11/01 11:18 ページ 4

自動車用焼結部品の新商品紹介

自己潤滑性軸受の摩擦係数は，無含油状態で青銅系の約半分の値を示す．比摩耗量も青銅系材の約1/3であり，優れた耐摩耗性を有する．無含油で耐摩耗性が必要な部位に使用可能と考える．
a）自動車部品しゅう動部材b）事務機用軸受

5. まとめ図7 自己潤滑性焼結軸受例
Self-lubricating BEARPHITE

本稿では，新たに開発した自動車用高密度・高強度
焼結機械部品および特殊環境用焼結軸受を紹介した．
今後，ここで紹介した開発商品の拡販を推進すると

4. 1 自己潤滑性材料の構造と特長

ともに，さらなる高機能化を目指し，開発を継続する．

自己潤滑性材料は，流動性を改善した特殊黒鉛を使用することと，材料粉の配合割合を最適化すること
で，一般青銅材の約5倍の黒鉛を添加した．表3に開【高密度・高強度焼結材】

発材および，一般青銅系材の化学成分を示す．

・鉄に対する真密度比が95％で，SUJ2に匹敵するヤング率を達成・従来の高密度焼結材と比べ，圧環強度は約1.5倍，

表3 自己潤滑性焼結材の化学成分
Chemical component of Self-lubricating BEARPHITE
材

疲労限は約2倍

化学成分 %

質

Cu

Sn

C

開発材

残

7〜11

4〜17

青銅系

残

7〜11

1〜12

【耐腐食性焼結軸受】
・白銅系焼結軸受と比べ，耐腐食性および摩擦係数は同等以上，比摩耗量は約1/10【自己潤滑性焼結軸受】
・青銅系焼結軸受に比べ，無潤滑での摩擦係数は約4. 2 摩擦・摩耗特性

1/2，比摩耗量は約1/3

無含油状態の摩擦係数および比摩耗量を表4に示す．
表4 摩擦係数および比摩耗量
Specific wear rate and coefficient of friction
開発材

青銅系

摩擦係数

0.2〜0.30.45

比摩耗量 m3/(N・ｍ)

0.8×10-14

2.9×10-14

参考文献
１）一般財団法人 素形材センタ―
素形材 2013 MAY vol.54 №5
特集 平成24年の素形材産業年報＜試験条件＞
①摩擦試験
・荷

重：98N

・回転速度：1,000min-1
・試料寸法：内径6×外径12×幅6mm

執筆者近影・軸 材 質：SUJ2
・試験時間：90min
②摩耗試験
・荷

重：15N

・回転速度：450min-1
・試料寸法：内径6×外径12×幅6mm
・相 手 材：SUJ2

山下・試験時間：1h

智典

NTN特殊合金（株）
技術部

-77-

園嵜

智和

複合材料商品事業部
複合材料技術部

*15_*15 13/11/01 11:22 ページ 1

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）[論文]

表面窒素濃度を高くしたJIS-SUJ2の転動疲労寿命
Rolling Contact Fatigue Life of Highly-carbonitrided JIS-SUJ2

佐 藤 大 介*大木
力*

Daisuke SATO
Chikara OHKI

軸受鋼への浸炭窒化処理は転がり軸受の清浄油潤滑下や異物混入潤滑下での長寿命化に有効であることが知られているが，表面窒素濃度と寿命の関係は明らかではない．このため，様々な表面窒素濃度のJIS-SUJ2(SAE52100, 100Cr6相当)製転がり軸受を準備し，寿命を評価した．転動疲労寿命試験は，(1)内輪転走面にロックウェル圧痕を付与した試験，(2)潤滑油に硬質異物の微粒子を加えた試験，(3)清浄油試験の3種類である．試験(1)は異物混入潤滑下を模した寿命評価方法である．その結果，試験(1)の表面窒素濃度0.4mass%品の平均寿命はSUJ2従来窒化品の2倍，SUJ2普通焼入品の3倍程度となった．試験(2)，(3)では共に，表面窒素濃度0.4mass%品が長寿命を示すことが分かった．浸炭窒化処理により，表面窒素濃度を0.4mass%にする事は転がり軸受の性能向上に有効と言える．

Carbonitriding for rolling bearings has been known to prolong rolling contact fatigue lives under both clean anddebris contaminated lubrication conditions. However, a relationship between surface nitrogen concentrations
and RCF lives has not yet been clarified. To this end, we prepared carbonitrided rolling bearings with various
concentrations of surface nitrogen. The kind of steel was JIS-SUJ2 (52100 and 100Cr6 equivalent). We
conducted three types of RCF tests; (1) with Rockwell indentations on the inner ring raceways, (2) with oil
containing hard steel particles, and (3) with clean oil. Test (1) emulates to evaluate RCF lives under debris
contaminated conditions.Test (1) exhibited the following results; the average RCF life of 0.4 mass % surface
nitrogen concentration was about 2 and 3 times longer than that of conventional carbonitrided and nitrogen free,respectively. Both tests (2) and (3) also demonstrated that an RCF life with 0.4 mass % surface nitrogenconcentration was longer than that of the others. Hence, it has been proven conclusively that carbonitriding withhigh surface nitrogen concentrations brings about excellent bearing performances.

とって重要な性能である圧痕起点型はく離寿命，清浄

1. はじめに

油潤滑寿命，および耐圧痕形成性である．

転がり軸受の内部起点はく離寿命1)におよぼす浸炭
窒化処理の影響については，古くは倉部らが，最近で2. 圧痕起点型はく離寿命試験

は例えばDommarcoらが残留オーステナイト量の増

2. 1 人工圧痕付与による軸受寿命試験

加などによる延命効果を確認している2), 3)．また，自動車のトランスミッションや自動車用ハブ，減速機な

人工圧痕付与による軸受寿命試験（以下，人工圧痕どで使われる転がり軸受では異物混入潤滑下での寿命寿命試験と呼称する）は，軸受内輪転走面にあらかじ（以下，圧痕起点型はく離寿命と呼称する）が重要でめ圧痕を形成し，清浄油中で運転するもので，圧痕起あり，ここでも残留オーステナイト量を増加させる浸点型はく離寿命を適切に判定するのに有効な方法であ

炭窒化処理が有効である4) ,5)．一方，表面窒素濃度をる6)．

正確に管理したSUJ2材の寿命試験結果は，大木が行

2. 1. 1 軸受形式と材質

った圧痕起点型はく離寿命6)のみであり，他のデータ試験軸受には深溝玉軸受（呼び番号：6206, 内径はまだ報告されていない．
本報では表面窒素濃度を正確に管理したSUJ2材の30mm, 外径62mm, 幅16ｍｍ, 転動体9個）を用い各種評価結果を紹介する．評価内容は，転がり軸受にた．表1に軌道輪の素材であるJIS SUJ2の化学成分*先端技術研究所-78-

*15_*15 13/11/01 11:22 ページ 2

表面窒素濃度を高くしたJIS-SUJ2の転動疲労寿命を示す．内輪の浸炭窒化処理は赤外線分析器でCO,

図3に寿命試験機の模式図を示す．2個の試験軸受

CO2分圧，および未分解NH3分圧を把握して行った．

に均等にラジアル荷重を負荷する構造である．表3に圧痕を付与しない外輪は内輪よりも必ず長寿命になる

試験条件を示す．はく離の検知には振動監視計を用いため，浸炭窒化処理は施さず，通常の焼入れ焼戻しをた．正常時の試験中の振動加速度は約1.5m/s2であ施 し た ． い ず れ も 加 熱 温 度 は 850℃と し ， 焼 戻 はったので，振動加速度が4倍の6m/s2になった時点を180℃×2hとした．

はく離発生と判定し，試験を停止する設定とした．

普通焼入れ，および浸炭窒化処理後の試験片の中から無作為に1個ずつ抽出し，内輪軌道面溝底部中央に

表2 X線回析による残留オーステナイト量
Retained austenite measured by X-ray diffraction

おける鋼中の炭素，窒素濃度分布をElectron Probe
Micro Analyzer(EPMA)の線分析で求めた．図1に結0.4mass%N

研削後表面から0.05mm深さの残留オーステナイト量（％）
29.60.1mass%N

20.1

普通焼入品

9.0

材

果を示す．得られた窒素濃度分布から，表面窒素濃度が狙い値になるように内輪軌道面の研削加工取代を調整した．なお，試験軸受の内部隙間は全て同一になる質

ように，外輪の溝径で調整した．
800

表2にX線回析法による残留オーステナイト量の測定結果を示す．ここで，0.4mass%N，0.1mass

750%Nはそれぞれ仕上げ加工後の表面窒素濃度が0.4

硬mass%，0.1mass%である試験片のことを示す．

度

残留オーステナイト量は窒素濃度の高い順に多くなっ

700

HV

た．

0.4mass%N

650

図2に熱処理完了後の断面硬度分布を示す．本実験

0.1mass%N
普通焼入品の熱処理条件の範囲内では断面硬度に大きな差はなか600った．以上より，各々の試験片の材質の主な違いは表

0

0.10

0.20

0.30

表面からの距離面窒素濃度と残留オーステナイト量の2点と言える．

mm

0.40

0.50

図2 断面硬度分布
Hardness distribution profiles

2. 1. 2 試験方法
試験対象は内輪であり，人工圧痕は内輪軌道面溝底部中央に円すい形ダイアモンドのロックウェル硬さ測

Load spring

定用圧子を196Nの荷重で押し付けて形成した．付与
した圧痕は内輪１個当たり12°等配の30個とした．

Support bearing 6312

圧痕サイズは直径200μm，深さ15μm程度である．

Test bearing 6206

Test bearing 6206

Pulley

表1 SUJ2材の化学成分
Chemical compositions of JIS-SUJ2 used (mass%)
C

Si

Mn

P

S

Ni

Cr

Mo

Cu

Al Ti (ppm) O (ppm)

0.99 0.24 0.40 0.012 0.006 0.06 1.36 0.03 0.10 0.011 0.24 0.04

炭
素
・
窒
素
濃
度

1.9
1.7

普通焼入品

1.5
1.3
1.1
0.9
0.7
0.5

炭素

0.1
-0.1
0

窒素

％ 0.3

0.1 0.2 0.3 0.4％

0.5 0.6 0.7 0.8

表面からの距離

炭
素
・
窒
素
濃
度

mm

1.9
1.7

図3 6206用寿命試験機の模式図
Schematic drawing of rolling contact fatigue life tester
for ball bearing

浸炭窒化処理品

1.5
1.3
1.1

表3 人工圧痕寿命試験の条件
Test conditions of scratched contact life test

0.9
0.7

炭素

0.5
0.3
0.1
-0.1

ラジアル荷重窒素
00.1 0.2 0.3 0.4

0.5 0.6 0.7 0.8

表面からの距離

接触面圧

mm

潤滑油
計算寿命

-79-

µm

Pmax GPa

内輪の回転速度

図1 熱処理後の炭素・窒素濃度分布
Carbon and Nitrogen concentration distribution profiles
after heat treatment

6.86

kN

ラジアル内部すきま

min-1

20
3.1
3,000
タービンオイル（VG56）

h

127.6

*15_*15 13/11/01 11:22 ページ 3

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）

2. 1. 3 試験結果個)を用いた．0.4mass%N品は，軌道輪，および転動体の仕上げ加工後の表面窒素濃度が全て0.4mass

本試験での寿命はLundberg-Palmgrenの理論7)に%である．SCr420浸炭品は市販品を使用した．

より2パラメータのワイブル分布関数に従うものとして求めた．図4に人工圧痕寿命試験のワイブル分布図

2. 2. 2 試験方法を示し，表4に試験結果の一覧を示す．L50 寿命でみると SUJ2普 通 焼 入 品 は 69.0h， 0.1mass%Nは

図5に寿命試験機の模式図を示す．2個の試験軸受

121.3h，0.4mass%Nは223.7hとなり，L10 ，L50に均等にラジアル荷重，およびアキシアル荷重を負荷

寿命ともに表面窒素濃度が高いほど長寿命となった．

する構造である．表5に試験条件を示す．試験軸受に

本試験は前報 6)の再試験に相当するが，前報と同様所定の荷重を加え，ハウジングの中に硬質異物を含んに，高窒素濃度であれば圧痕起点型はく離寿命は延命

だ油を約30ml注入し，2000min-1で軸受内輪を回されることが確認できた．

転させて試験を行った．はく離の検知は2.1.2の人工圧痕寿命試験と同様である．

99
80

Test bearing
30206

Pulley

累
積 50
破
損
確 20
率
％

Support bearing

Load spring

10

0.4mass%N
普通焼入品

5

普通焼入品 6）0.1mass%N6）

1
101

102

寿命

103

h

図5 30206用寿命試験機の模式図
Schematic drawing of rolling contact fatigue life tester
for tapered roller bearing

図4 人工圧痕寿命のワイブル分布
Weibull distributions of scratched contact life test

表5 異物混入潤滑寿命試験の条件
The conditions of life test under contaminated lubrication

表4 人工圧痕寿命試験の試験結果
Results of scratched contact life test
ワイブルスロープkN

試験個数0.4mass%N

8

119.9

223.7

3.5

接触面圧

0.1mass%N6）

12

81.7

121.3

4.8

内輪の回転速度

普通焼入品

12

40.6

69.0

3.6

質

L50寿命

荷重

L10寿命

材

潤

前述した人工圧痕寿命試験により，表面窒素濃度が高いSUJ2材の圧痕起点型はく離寿命が長くなることが確認できた．実際の油中の硬質異物に対しても同様の傾向が得られるかどうかを確かめるため，従来の圧痕起点型はく離寿命の評価方法である異物混入潤滑寿
命試験を行った．また，従来品のSCr420浸炭品とも性能を比較した．

2. 2. 1 軸受形式と材質
試験軸受には円すいころ軸受(呼び番号：30206,
内径30mm, 外径62mm, 幅17.25mm, 転動体17
-80-

17.64

Fa

1.5

Pmax GPa
min-1

2.5
2,000
タービンオイル（VG56）
油浴給油，油量約 30ml

滑異物量2. 2 異物混入潤滑寿命試験

Fr

1.0 g/L

異物の種類

KHA30相当材のガスアトマイズ粉
大きさ：108〜180μm
硬 さ：HV800程度

計算寿命

168.8

h

*15_*15 13/11/01 11:22 ページ 4

表面窒素濃度を高くしたJIS-SUJ2の転動疲労寿命

2. 2. 3 試験結果

3. 2 試験方法

図6に試験結果のワイブル分布を示す．表6に試験

図5に示した試験機を使用した．表7に清浄油寿命

結果の一覧を示す．L50 寿命でみると従来品のSCr420

試験の試験条件を示す．試験軸受に所定の荷重を加浸炭品は37.5h，SUJ2普通焼入品は70.3h，0.4

え，ハウジングに油を供給し続けながら，内輪を

mass%Nは149.1hとなった．人工圧痕寿命試験と2000 min-1で回転させた．

同様に，内・外輪，転動体に浸炭窒化処理を施すこと

3. 3 試験結果

で，長寿命が得られることが確認できた．軸受鋼へ高濃度窒化し，表面窒素濃度を0.4mass%にした軸受

7個の0.4mass%Nを試験した結果，全数7300hの異物混入潤滑下での寿命は，清浄油寿命潤滑下にお以上で未はく離となった．図7にワイブル分布を示けるSUJ2普通焼入品の計算寿命より少し短い程度にす．矢印は打ち切りを意味する．

おさまると考えられる．

打ち切り時間とLn 寿命の関係を式（1）に示す8）．

｛

Ln = T

99

切り時間 T に7300h，試験個数 N に7個，n に10，
ワイブルスロープe はころ軸受の一般的な値9/8 9）を式（1）に代入すると，90%の信頼確率でL10 寿命は

1052600h以上になることが分かった．これは，清浄油

0.4mass%N
普通焼入品

寿命潤滑下での計算寿命の15倍以上であり，十分な

SCr420 浸炭品

1
101

102

寿命

寿命と考えられる．

103

h

図6 異物混入潤滑寿命のワイブル分布
Weibull distributions of life test under contaminated lubrication

表7 清浄油潤滑寿命試験の条件
The conditions of life test under clean lubrication
荷重

表6 異物混入潤滑寿命試験の試験結果
Results of life test under contaminated lubrication

接触面圧

17.64

Fa

1.5

Pmax GPa

2.5

内輪の回転速度

試験個数

L10寿命

L50寿命

ワイブルスロープ

6

107.7

149.1

5.8

潤

普通焼入品

6

44.0

70.3

4.0

計算寿命

SCr420浸炭品

6

17.7

37.5

2.5

質

Fr

kN

0.4mass%N材｝

目標寿命をL10 寿命，信頼水準 C を90%とし，打ち

80

累
積 50
破
損
確 20
率
％

e
l（
n 1−0.01C）…………………（1）N（
ln 1−0.01n）

min-1

2,000
タービンオイル（VG56）

滑

168.8

h

注）普通焼入品の材料は別ロットである．
99
80

累
積 50
破
損
確 20
率

3. 清浄油潤滑寿命試験
前述した結果から，表面窒素濃度を高くすれば軸受の圧痕起点型はく離寿命が延命されることが分かっ％た．しかし，軸受は異物のない清浄油潤滑下での使用

1050.4mass%N
普通焼入品

が普通であるため，清浄油潤滑下でも長寿命であるこ1101とを確認しておく必要がある．

102

103

寿命 h

104

図7 清浄油潤滑寿命のワイブル分布
Weibull distributions of life test under clean oil

3. 1 軸受形状と材質
試験軸受は2.2項と同じものを使用した．

-81-

105

*15_*15 13/11/01 11:22 ページ 5

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）

図中で，例えば，「240℃-0.4mass%N」は焼戻

4. 圧痕形成性試験

温度が240℃，仕上げ加工後の表面窒素濃度が0.4

上述までの結果より，表面窒素濃度を高めること

mass%であることを示す．180℃-0.4mass%Nはで，圧痕起点型はく離寿命，および清浄油寿命を延命

従来長寿命品のSCr435浸炭窒化品より圧痕深さが浅できることが分かった．次に，静的負荷容量の評価のく，静的負荷容量が増加すると考えられる．

ため，試験片にセラミック球を一定の面圧で押し付け

なお，圧痕深さは焼戻温度が高いほど浅く，表面窒て，形成された圧痕の深さを評価する圧痕形成性試験

素濃度が高いほど深くなる傾向がある．通常，窒化をを行った．

すると圧痕深さは深くなるが，窒化後に240℃で焼戻するとSUJ2普通焼入品よりも圧痕深さは浅くなる

なお，本圧痕形成性試験での圧痕の大きさは前述しことが分かった．

た人工圧痕と異なり，降伏応力前後の応力で圧痕を形成しており，多くは深さが1μm以下の微小圧痕であ
る．

5. 考

察

5. 1 寿命試験

4. 1 試験片形状と試験方法
図8に試験片形状を示す．圧痕を付ける試験面を鏡本研究でSUJ2に高濃度窒化することで，圧痕起点

面に磨き，直径9.525mmの窒化ケイ素セラミック型はく離寿命，および清浄油寿命が延命されることが球を押し付けることで圧痕を形成した．圧痕深さは，分かった．ここでは0.4mass%N品の圧痕起点型は三次元表面形状測定装置で測定した．

く離寿命が延命された要因について考察する．要因としては，残留オーステナイト量の増加と窒素の固溶強化が考えられる．これら要因の軸受寿命への影響を確

4. 2 試験結果
図9に各試験片の最大接触面圧と圧痕深さの関係を認するため，残留オーステナイトをSUJ2普通焼入品

示す．本試験では，表面窒素濃度だけでなく，焼戻温と同等とした高濃度窒化品の240℃-0.4mass%N品

度も変化させた．

と，残留オーステナイトをSUJ2普通焼入品の半分以下とした普通焼入の240℃焼戻品の人工圧痕寿命試
験を行った．

φ40

240℃-0.4mass%N品はL10 寿命が47.4h，L50 寿命が87.7hでSUJ2普通焼入品と同等か僅かに長寿命

4と な っ た ． 普 通 焼 入 の 2 4 0 ℃ 焼 戻 品 は L 10 寿 命 が17.5h，L50 寿命が46.0hでSUJ2普通焼入品よりも

図8 圧痕形成性試験片形状
Shape of specimen that is added the dent

短寿命となった．これらの結果から，窒素の固溶強化のみでなく残留オーステナイト量も圧痕起点型はく離寿命に影響を与えていると考えられる．

1.2
1.0

圧
痕
深
さ

0.8

μm

0.4

180˚C-0.4mass%N
210˚C-0.4mass%N
240˚C-0.4mass%N
180˚C-0.1mass%N
普通焼入品
SCr435 浸炭窒化品

5. 2 圧痕深さの予測
大荷重が負荷される時でも圧痕の付きにくい材料を使えば，軸受に瞬間的な過大荷重が付加されても耐え0.6

ることができる．そこで，材料の性状データと形成される圧痕深さの関係を把握し，大荷重に耐えられる軸

0.2
0
3.0

受材料の設計指針を模索した．
3.5

4.0

4.5

面圧

GPa

5.0

5.5

SUJ2普 通 焼 入 品 ， SUJ2浸 炭 窒 化 品 ， お よ び

6.0

SCr435浸炭窒化品に直径9.525mmの窒化ケイ素
セラミックをPmax=5GPaになる荷重で押し付け，

図9 荷重と圧痕深さの関係
Relations between maximum contact pressureand dent depth

その圧痕の深さを測定した．表8に各材質の圧痕深さと性状の一覧を示す．この結果を用いて従属変数を圧-82-

*15_*15 13/11/01 11:22 ページ 6

表面窒素濃度を高くしたJIS-SUJ2の転動疲労寿命

表8 各材質の圧痕深さと性状データ
Dents depth and material properties of specimen
材

圧痕深さ 残留オーステナイト 平均結晶粒径（実測）（vol%）（µm）

質

表面窒素濃度（mass%）

圧痕深さ（予測）

SCr435浸炭窒化品

1.14

29.6

27.2

0.1

1.15

普通焼入品

0.52

9.0

14.1

0.0

0.45

180˚C-0.1mass%N

0.63

20.1

12.7

0.1

0.67

180˚C-0.4mass%N

0.85

29.6

12.3

0.4

0.88

210˚C-0.4mass%N

0.79

21.9

12.3

0.4

0.71

240˚C-0.4mass%N

0.31

7.6

12.3

0.4

0.39

痕深さとし，独立変数を残留オーステナイト量，平均
結晶粒径，および表面窒素濃度として重回帰分析を行

6. まとめった．表面窒素濃度は圧痕深さへの寄与が小さいた

本報ではSUJ2の表面窒素濃度を高濃度にして各種

め，重回帰分析の独立変数から除外した．式（2）に寿命試験を行った結果を紹介した．

重回帰分析から算出した圧痕深さの予測式を，図10に圧痕深さの実測値と予測値の関係を示す．

1）圧痕起点型はく離寿命を評価するために，玉軸受6206の内輪の転走面に人工圧痕を付け，寿命試

圧痕深さ（μm）

験を行った．L50 寿命では，SUJ2高濃度窒化品は=－0.005 + 0.022×残留オーステナイト量（vol%）+ 0.018×平均結晶粒径（μm）………………（2）SUJ2普通焼入品の約3.2倍，SUJ2従来窒化品の約1.8倍の寿命となった．
2）硬質異物が混入した潤滑油を用い，内・外輪，転予測式の自由度二重調整済寄与率R**2は0.92であ動体の全てに高濃度窒化した円すいころ軸受

り，残留オーステナイト量と平均結晶径が圧痕深さに

30206の寿命試験を行った．SUJ2高濃度窒化寄与していることが分かった．残留オーステナイト量

品はSUJ2普通焼入品の約2.1倍，SCr435浸炭が多い程，平均結晶粒径が大きい程，圧痕は大きくな

窒化品の約1.4倍のL50 寿命となった．

る．従って，結晶粒が微細化され，残留オーステナイ

3）円すいころ軸受30206でSUJ2高濃度窒化品のト量を減らした材料が過大荷重を負荷される軸受に適

清浄油潤滑寿命試験を行った結果，全数7300h

していると考えられる．

以上で未はく離となり，統計学的な計算によれば90％の信頼確率で計算寿命の15倍以上になった．

1.2

SCr435 浸炭窒化品

R**2=0.92

4）転がり軸受に瞬間的な過大荷重が負荷される場合を想定し，転動体と転動輪の接触による圧痕の付

1.0

圧
痕
深
さ
実
測
値

き易さを評価した．その結果，SUJ2高濃度窒化

180℃-0.4mass%N
0.8

0.6

μm

品は現行長寿命品であるSCr435浸炭窒化品よりも圧痕が付きにくくなることが分かった．SUJ2

210℃-0.4mass%N

高濃度窒化品の焼戻温度を高めるとその効果は更180℃-0.1mass%N
普通焼入品

に高まる．

0.4
240℃-0.4mass%N
0.2
0.2

0.4

0.6

0.8

圧痕深さ予測値

1.0

1.2

μm

図10 圧痕深さの実測値と予測値
The measured values and predicted values of dents depth-83-

*15_*15 13/11/01 11:22 ページ 7

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）

参考文献
1）A. P. Voskamp：MICROSTRUCTURALCHANGES DURING ROLLING CONTACT
FATIGUE ,CHAPTER 3 (1996) 15.
2）倉部兵次郎, 荒木透 : 鉄と鋼, vol.53 (1967)
1305.
3）R. C. Dommarco, K. J. Kozaczek, P. C. Bstias,
G. T. Hahn, C. A. Rubin: Wear, 257 (2004)
1081.
4）前田喜久男：工業加熱, vol.38 (2001) 2.
5）C.Ohki : SAE Technical Paper Series (2004)
2004-01-0634.
6）大木力：鉄と鋼, vol.95 (2009) 695.
7）清水茂夫：機械系のための信頼設計入門, 数理工学者,
東京,(2006) 34.
8）日本信頼性学会：信頼性ハンドブック(1997) 209.
9）G. Lundberg, A. Palmgren：IVA
Handlinger,(1952) 210.

執筆者近影

佐藤

大介

先端技術研究所

大木

力

先端技術研究所-84-

*16_*15 13/11/01 11:26 ページ 1

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）[論文]

表面処理剤としての天然抗酸化剤の効果
Effect of Naturally Derived Antioxidants as Surface Treatment

田 口 陽 介*
Yosuke TAGUCHI
板 橋 恵梨子* Eriko ITAHASHI
三 上 英 信*Hidenobu MIKAMI

トライボロジー特性や耐食性を向上させる手法のひとつに表面処理がある．例
えば，DLCなどの乾式処理，めっきや黒染めなどの湿式処理が機械部品に施されてきた．しかし，湿式処理の中には廃液に環境汚染物質を含むものがあるた
め，環境に優しい表面処理が望まれている．本報では，「天然抗酸化剤」を処理剤とした表面処理による摩擦特性や軸受耐久性の向上について紹介する．

Surface treatment is one of the techniques of improving the tribology characteristic and corrosion resistance.
For example, dry processings such as DLC and wet processings such as plating and black oxide have beenused to machine parts. However, since some wet processings contain an environmental pollutant in waste fluid,
an environment-friendly surface treatment is desired. In this paper, we introduce improvement of friction
characteristic and bearing endurance by a surface treatment which used "natural derived antioxidants" asprocessing agent.

た被膜を表面分析し，構成元素や化学構造を詳細に調

1. はじめに査した．

近年，様々な分野で環境負荷低減への対応が要求されている．表面処理の分野でも同様であり，省エネル

2. 天然抗酸化剤

ギー化や長寿命化などに貢献できる環境に優しい処理

天然抗酸化剤とは，分子内に複数のフェノール性水が望まれている．
従来から，めっきや化成処理などの耐食性や防錆性

酸基（ベンゼン環，ナフタレン環などの芳香環に結合に優れた処理が使用されている．しかし，これらの表したヒドロキシル基）をもつ化合物（ポリフェノール）面処理は廃液に規制物質を含むことがあるため，環境や，緑黄色野菜などに多く含まれているC40H56を基への悪影響が懸念されている．

本構造とするカロテノイド類などの植物成分の総称でそこで，筆者らは環境に優しい表面処理として植物ある．図1に天然抗酸化剤の分類を示す．具体的な化由来の天然抗酸化剤による処理に着目した．天然抗酸

合物としてはクルクミン，ケルセチン，イソフラボン，化剤を用いた表面処理例として，柿などに含まれるタ

クロロゲン酸，カロテン，アスタキサンチンなどが有ンニン酸は，鋼表面に被膜を形成することが知られて名であり，人体に摂取されると抗酸化物として有効にいる1), 2), 3).しかし，これら表面処理のトライボロジー

働くことが明らかになっている4)．
本報では種々の天然抗酸化剤の中から，水溶性で鋼特性は，ほとんど評価されていない．
本報では，植物由来の天然抗酸化剤としてコーヒーとの反応速度が比較的速いクロロゲン酸を処理剤に選豆などに含まれるクロロゲン酸を用いて表面処理を行定した．表1にクロロゲン酸およびその分解物である

い，摩擦特性，高温軸受耐久性など，各種特性に及ぼ

キナ酸とコーヒー酸の構造式を示す．

す影響について評価した．また，クロロゲン酸を用い**先端技術研究所-85-

*16_*15 13/11/01 11:26 ページ 2

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）

クロロゲン酸は，コーヒー豆に5-10%含有され，キナ酸とコーヒー酸が脱水縮合した構造を持つ化合物である．

ポリフェノール

クルクミノイド

クルクミン

フラボノイドケルセチン

天然抗酸化剤

撹拌羽根

イソフラボンクロロゲン酸水溶液 0.5wt%

クロロゲン酸
カロテノイドSUJ2 平板

カロテン

図2 クロロゲン酸処理の概略図
Schematic view of chlorogenic acid processing

アスタキサンチン

図1 天然抗酸化剤の分類
Classification of natural derived antioxidants
処理時間

0（無処理）

1h4h8h

表1 表面処理剤の構造式
Structural formula of a surface treatment
名

称

構造式

外観写真
OH

O

HO

O

クロロゲン酸

OH

O

HO

処理時間
HO

OH
O

HO

キナ酸

OH

外観写真

HO
HO
OH
OH

10mm

コーヒー酸
HO

O

図3 クロロゲン酸処理SUJ2平板
Chlorogenic acid processing SUJ2 plateOH

3. 処理方法

4. 各種性能評価

図2にクロロゲン酸処理の概略図を示す．アルカリ

クロロゲン酸処理したSUJ2材の摩擦特性，グリース封入軸受の高温耐久性，防錆性を評価した．

および酸洗浄による予備洗浄したSUJ2平板や深溝玉
軸受用波型鉄板保持器をクロロゲン酸0.5wt%水溶液に浸漬して，室温下，撹拌しながら所定時間処理した．

4. 1 摩擦特性

図3に処理後のSUJ2平板の外観写真を示す．

無処理，1，4，および8hクロロゲン酸処理をした

SUJ2平板は処理時間が長くなるにつれて色が濃くな

SUJ2平板と無処理11/16インチSUJ2鋼球を用いっており，クロロゲン酸処理により鋼表面に被膜が形てBall-on-Disk型往復動試験機で摩擦係数を測定し成されていることが分かる．

た．図4に試験の概略図を，表2に試験条件を示す．
潤滑剤にはLi石けん/エステル油グリースを用いた．
図5に摩擦係数の測定結果を示す．試験開始直後，クロロゲン酸処理平板の摩擦係数は無処理平板と同じ-86-

*16_*15 13/11/01 11:26 ページ 3

表面処理剤としての天然抗酸化剤の効果

4. 2 グリース封入軸受の高温耐久性

であるが，すぐに低下し始め，無処理平板よりも約0.02低下した．また，処理時間に関係なく，クロロ

クロロゲン酸処理した鉄板保持器を組み込んだ深溝

ゲン酸処理平板は無処理平板よりも低摩擦を示した．

玉軸受を用いて，ASTM D 3336に準拠した試験機

なお，クロロゲン酸処理の有無による摩耗量の差は見でグリース封入軸受の耐久性を評価した．

られなかった．

図6に試験機の概略図を，表3に試験条件を示す．
寸法安定化処理した6204 ZZ軸受（内径20mm×
外径47mm×幅17mm）に無処理，1，および4hク

往復運動

ロロゲン酸処理した鉄板保持器を組み込んだ．Li石けん/エステル油グリースを0.71g封入し，ラジアル，ア
キシアル荷重を67N負荷して，150℃，
10,000min-1

鋼球

での焼き付き寿命を評価した．試験は処理時間ごとに3回行い，n=3の平均寿命として評価した．

グリース

図7にクロロゲン酸処理した鉄板保持器の外観を，
表4にクロロゲン酸処理保持器表面のSEM（走査型電子顕微鏡，Scanning Electron Microscope）写真

SUJ2 平板と算術平均粗さRaを示す．保持器表面は処理時間が

図4 往復動試験要部概略図
Principal part schematic view of a reciprocation test

長くなるにつれて表面が粗くなった．
図8に高温軸受耐久試験結果を示す．1h処理保持器は寿命への効果は見られない．4h処理保持器は無

表2 往復動試験条件
Reciprocation test condition

処理保持器と比べ，2倍以上の長寿命であった．

SUJ2（φ24，t=8）

平板試験片

0.02〜0.05

平板表面粗さ, Ra
相手材

11/16インチ SUJ2鋼球

グリース

Li石けん/エステル油

周波数

10 Hz

温

度

40 ℃

コイルばね

振

幅

1.2 mm

支持軸受

荷

重

15 N

最大接触面圧

0.8 GPa

試験時間

30 min

ヒータ
試験軸受

プーリ
モータへ

熱電対

0.30
無処理

図6 高温軸受耐久試験装置
High temperature bearing endurance test equipment

1h

0.25

4h

摩
擦
0.20
係
数

8h

表3 高温軸受耐久試験条件
High temperature bearing endurance test condition

0.15
0.10
0

軸
5

10

15

20

25

30

試験時間 min

図5 摩擦係数の経時変化
Variation per hour of a coefficient of friction

-87-

受

深溝玉軸受 6204ZZ
内径20mm × 外径47mm × 幅17mm

封入グリース

Li石けん/エステル油

グリース封入量0.71 g

軸受温度

150 ℃

回転速度

10,000 min-1

ラジアル荷重

67N

アキシアル荷重67N

*16_*15 13/11/01 11:26 ページ 4

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）

4. 3 防錆性JIS K 2246に準じて湿潤さび試験をした．図9に試験の概略図を，表5に試験条件を示す．4hクロロゲ
ン酸処理した80×60×1.2mm のSPCC材を試験片とした．比較として，無処理および鋼表面に黒染め処理をした試験片を用いた．これらの試験片を，さび止め油などの油脂類を塗布しない乾燥状態のまま試験片架台に吊るし，49℃，相対湿度95%以上の雰囲気に

図7 クロロゲン酸処理4h後の保持器
Retainer after chlorogenic acid processing 4 hour

さらした．24h毎に試験片のさびの有無を調べた．
表6に湿潤さび試験結果を示す．無処理試験片は試

表4 鉄板保持器の電子顕微鏡写真
SEM images of steel retainer surfaces
処理時間, h Ra, μm

験開始24h後からさびが発生し始めた．一方，クロロ
ゲン酸処理試験片は，1ヵ月経過した時点では，さび電子顕微鏡写真の発生がほとんど確認されなかったが，2ヵ月経過す
るとさびが発生した．黒染め処理試験片は3ヵ月経過
後もさびの発生は見られなかった．クロロゲン酸被膜
は黒染めには劣るものの，さび発生を抑制する効果が0（無処理） 0.15あることが分かった．

試験片架台

100μm

試験片

1

0.15

空気

純水

図9 湿潤さび試験の概略図
Schematic view of a moistness rust test
100μm

表5 湿潤さび試験条件
Moistness rust test condition
項
4

0.26

100μm

h

0.33mm-1（2）試験片つり下げ位置の温度

49±1 ℃（3）相対湿度

95％以上（4）空気流量装置内容積の3倍/h（5）水槽の温度（2）および（3）の条件に適合するように調節

（6）水

600

焼
き
付
き
寿
命

500

純水

表6 湿潤さび試験結果
Moistness rust test result

400
300

試験時間

200
100
0

試験条件

目

（1）試験片架台の回転数

0

1

2

3

処理時間

4

5

6

h

無処理

黒染め

クロロゲン酸処理

24h

×

○

○

1ヵ月

×

○

○

2ヵ月

×

○

△

3ヵ月

図8 高温軸受耐久試験結果
High temperature bearing endurance test result

-88-

表面処理

×

○

×

○：さび未発生△：一部さび発生

×：全面さび*16_*15 13/11/01 11:26 ページ 5

表面処理剤としての天然抗酸化剤の効果

C-O

5. 表面分析

8000

C-C
C-Fe

7000

クロロゲン酸被膜には摩擦低減効果，グリースの焼

0 min

6000

き付き寿命の延命効果および防錆効果が見られた．そ5 min

強 5000

こで，これらの効果が得られる理由を明確にするため，

10 min度 4000SUJ2平板に処理した被膜の表面を分析した．

15 mincps 30002000

5. 1 XPS分析

1000
0
290

クロロゲン酸処理表面の構成元素および結合状態を

288

XPS（ X線 光 電 子 分 光 法 ， X-ray Photoelectron

286

284

282

Binding Energy eV

280

278

図11 クロロゲン酸被膜のC1sスペクトルC1s spectrum of cholorogenic acid film

Spectroscopy）を用いて調査した．

5. 1. 1 定性分析（サーベイ分析）
図10にSUJ2平板に4h処理した表面の構成元素を示す．被膜表面から，C，O，Feが検出された．

X10
2.0
1.8

強
度
cps

1.6
1.4

4

O KLL

1.2
1.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0
1100 1000 900

C1s

O1s

強

Fe2O3

C-O

9000
8000

0 min

7000

5 min

6000

10 min5000

15 min度 4000cps 3000

Fe2p3

2000
1000
0
544
800

700

600

500

400

Binding Energy eV

300

200

100

540

0

536

532

Binding Energy eV

528

524

図12 クロロゲン酸被膜のO1sスペクトルO1s spectrum of cholorogenic acid film

図10 被膜表面のXPSスペクトル
XPS spectrum on the surface of a film

50000

5. 1. 2 深さ方向分析

Fe
C-Fe

Fe2O3
0 min

図11～13にSUJ2平板に4h処理した表面のC，O，

40000

Feのナロースペクトルを示す．図に示すスパッタに強 30000

よるエッチング時間は0，5，10，および15 minで，エッチング速度はSiO2の標準試験片で30nm/minに

度

相当する．

cps

C1sスペクトルはピーク位置に変化が見られ，被5 min
10 min15 min

20000
10000

膜の最表面はC-OおよびC-C結合で，深くなるに従い

0730

C - F e の 結 合 に シ フ ト し て い く （ 図 1 1 ）． O 1 s ，Fe2p3スペクトルから，最表面のFeはFe2O3で，深

725

720

715

710

Binding Energy eV705

図13 クロロゲン酸被膜のFe2p3スペクトルFe2p3 spectrum of cholorogenic acid film

くなるに従いC-FeあるいはFeが増えていくことが分かった（図12，13）．

-89-

700

*16_*15 13/11/01 11:26 ページ 6

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）

5. 2 TOF-SIMS分析

図14にSUJ2平板に4h処理した表面の組成比を示す．最表面はCが最も多く，Feはほとんど見られない．

XPS分析結果から，クロロゲン酸被膜の表層はC-

深くなると，Cが減少するとともに，Feの割合が増加

O，C-C結合を含む有機物であると考えられるため，した．

TOF-SIMS（飛行時間二次イオン質量分析計，Time

図15に処理時間ごとのC濃度を示す．無処理およof Flight Secondary ion Mass Spectrometer）

び1h処理した場合，Cは最表面のみしか検出されなか分析をした．

ったが，4h以上の処理では約25～30分間のスパッ

図16にクロロゲン酸試薬のマススペクトルを示す．

タ後もCが検出された．このXPS装置で約25～30分

図16の主ピーク（m/z=353）から，クロロゲン酸
イオン（C16H17O9-）が検出された．

間スパッタした時のエッチング深さは，約0.7～0.9μmである．

図17に4hクロロゲン酸処理SUJ2平板のマススペ

XPS分析により，クロロゲン酸処理被膜は，厚さ0.7～0.9μmであり，C，O，Feで構成されることがクトルを示す．図17（a）より，m/z=353に相当するクロロゲン酸イオン（C16H17O9-）は検出されなか分かった．最表層は，CリッチでC-OおよびC-C結合

った．しかし，図17（b）および（c）に示すようにを含む化合物層と少量のFe2O3から成る．内部へ行くに従い，C，Oは減少し，Feが増す．表層にあったFe2O3

ク ロ ロ ゲ ン 酸 処 理 SUJ2平 板 か ら ， キ ナ 酸 イ オ ン（C7H9O4Fe-）やコーヒー酸イオン（C9H7O5Fe-）には減少し，C-Fe結合を持つ化合物が増える．

類似したフラグメントイオンを検出した．
よって，クロロゲン酸被膜は表層にクロロゲン酸分解物であるキナ酸やコーヒー酸が被膜の一部を形成していることが分かった．

100

摩擦低減メカニズムの追及は今後の課題であるが，80

クロロゲン酸による処理は表層にクロロゲン酸の分解

原
子 60
数
濃
度 40
%

C1s

物であるキナ酸，コーヒー酸を含むCリッチの軟質膜

O1sが形成されており，これらの「なじみ効果」により低Fe2p3摩擦になったと推測される．

20
0

0

10

20

30

40

スパッタによるエッチング時間 min

図14 クロロゲン酸被膜の組成比
Compositional ratio of a chlorogenic acid film

100
無処理

80

原
子
数 60
濃
度 40
%

1h
C1s
4h
O1s
8h
Fe2p3

20
0

0

10

20

30

40

スパッタによるエッチング時間 min

図15 C1sのクロロゲン酸処理時間の影響
Influence of chlorogenic acid processing time-90-

*16_*15 13/11/01 11:26 ページ 7

表面処理剤としての天然抗酸化剤の効果

X104

強

2.0

度

1.5

cps 1.0
0.5
320

340

360

380

400

Mass m/z

420

440

460

480

図16 クロロゲン酸試薬のマススペクトル
Mass spectrum of a chlorogenic acid agent
X104

強

2.0

度

1.5

(a)

cps 1.0
0.5
320

340

360

380

400

420

440

460

480

Mass m/z
X102

強

(b)

0.8
0.6

度
cps 0.4

キナ酸

0.2
212.0

212.5

213.0

Mass m/z

213.5

214.0

X102

(c)

1.0

強

0.8

度

0.6

コーヒー酸

cps 0.4
0.2
250.0

250.5

251.0

Mass m/z

251.5

252.0

図17 クロロゲン酸処理SUJ2平板のマススペクトル
Mass spectra of a chlorogenic acid processing SUJ2 plate

参考文献

6. まとめ1) 柴田芳昭, 城元孝之, 湯浅真, 関根功, 今濱敏信, 和気敏治,“中性水溶液での没食子酸による軟鋼の腐食抑制，表面技
術，44，4（1993）347
2) 加藤正義，黒田孝一，山本大輔 共著：金属表面工業全書
13，金属腐食防食技術（槇書店，1969）
3) 腐食防食協会編：防食技術便覧（日刊工業新聞社，1986）
4) 西野輔翼,”フリーラジカル理論の発展と老化予防食品”,
CMCテクニカルライブラリー, pp.14-21, （1999）

クロロゲン酸を表面処理剤として適用すると，摩擦特性，グリース封入軸受の焼き付き寿命および防錆性が向上することが分かった．
SUJ2平板に処理したクロロゲン酸被膜の膜厚は4h以上で一定となる．また，被膜の最表面は有機物で，基材に近づくに従いC-Feの化合物であることが分かった．さらに，キナ酸やコーヒー酸などのクロロ
ゲン酸分解物が被膜表面に存在することが分かった．

執筆者近影（所属は開発当時のもの）

この被膜が各種特性に影響したと考える．
クロロゲン酸処理は，今回紹介した特性以外にも，
省エネルギー化，長寿命化など高機能処理として利用することが期待できる．また，処理後の廃液にクロロゲン
酸しか含まないため，環境負荷に優しい処理である．
今後は，クロロゲン酸処理被膜が及ぼす各種特性メ
カニズムを解明するとともに，この表面処理を各種用田口途に適用し，環境負荷低減に努めていきたい．

陽介

先端技術研究所

-91-

板橋

恵梨子

先端技術研究所

三上英信

先端技術研究所

*17_*15 13/11/01 11:30 ページ 1

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）[論文]

複列アンギュラ玉軸受の耐グリース漏えい技術
Grease Leakage Prevention for Double-Row Angular Ball Bearings

川 村 光 生* Mitsuo KAWAMURA
佐 藤 則 秀* Norihide SATO
坂 口 智 也* Tomoya SAKAGUCHI
和 泉 麻理子** Mariko IZUMI
グリース密封玉軸受からのグリース漏れは，軸受の寿命低下や周囲の汚染を引き起こす．グリース漏れは相対回転する内輪シール溝とシールのリップ部との間から生じる．そこで，内
輪シール部へのグリース付着を抑制できる特殊形状の波形保持器を開発し，耐グリース漏えい性の向上を図ってきた．
本報では，波形保持器で確立した耐グリース漏えい技術を冠形保持器に適用し，本保持器が組み込まれる複列アンギュラ玉
軸受の耐グリース漏えい性の向上を試みた．その結果，本保持器を組み込んだ軸受は優れた耐グリース漏えい性を有することがわかった．また，本保持器の構造解析を行い，実用上十分な強度を有することを確認した．

Grease leakage from sealed bearings filled with grease makes bearing lives shortened and the peripheral
parts polluted. The grease leakage generally occurs between relatively rotating inner seal grooves and seal rips.
Hence, the authors had developed shape modified ribbon cages which suppress the grease transfer to the seal
grooves and improved grease leakage prevention performance of ball bearings.
By adapting the approach of grease leakage prevention for ribbon cages to snap cages, grease leakage
prevention performance of double-row angular ball bearings was examined. These experimental results
revealed that the bearings with the modified snap cages have excellent grease leakage prevention performance.
In addition, structure analyses of the cage were conducted and the modified snap cage was confirmed to bestrong enough in practical use.

グリース漏れが生じやすい軸受の運転条件は，外輪

1. はじめに回転で起動停止が多い場合である4，5）．代表的な事例

グリース密封軸受からのグリース漏れは，寿命の低として，自動車電装補機用の複列アンギュラ玉軸受が下や周囲の汚染を引き起こす．グリース漏れ軽減のた挙げられる．軸受から漏れたグリースが補機ベルトにめ，内輪シール溝へのシールリップの押し付け力の増付着すると，ベルトが滑り，電装補機を十分に駆動で加 1）や，シールリップの形状変更 2）などの対策が採きない場合がある．そのため，軸受自体でのグリース

られるが，回転トルクの増加や，高コスト化に繋がる．

漏れの対策が求められている．

また，グリース封入量の削減もグリース漏れ低減に有

上記の複列玉軸受には，2列の軌道溝を有する軸受効であるが，グリース潤滑寿命の低下が避けられないの構造上の制約から，2つの冠形保持器が軸受両端面ため，漏れない範囲でできるだけ多量のグリースを封側から挿入されている．
本報では，波形保持器において確立した耐グリース

入することが多い3）．

漏えい技術を冠形保持器に適用し，複列玉軸受の耐グ

そこで，軸受からのグリース漏れは内輪シール溝と

リース漏えい性の向上を試みた．

シールのリップ部との間から生じることから，内輪のシール溝部へのグリース付着を抑制できる特殊形状の波形保持器を考案し，本保持器がグリース漏えいの抑制に効果があることを確認した4), 5)．

**先端技術研究所**自動車事業本部 CAE技術部-92-

*17_*15 13/11/01 11:31 ページ 2

複列アンギュラ玉軸受の耐グリース漏えい技術

Ⅲ）内輪外径部のグリースGo が増加すると，これに2. 波形保持器の耐グリース漏えい技術 4), 5)

対峙する保持器の内径面にグリースが付着する．

軸受からのグリース漏れは内輪シール溝とシールの

ただし，この位置は軸方向に最も膨らんでいるポリップ部との間から生じるため，内輪シール溝部へのケット中央部であり，結果として図1c）のGtr のグリース付着がグリース漏れの必要条件である．グリ

ようなグリース付着が生じる．

ース漏れが生じやすい外輪回転で運転した場合の転動Ⅳ）グリースGtr が増加する際，その一部のグリース体から内輪シール溝へのグリース移動経路は，実物のは内輪シール溝へも押し出され，図1d）のGg の観察結果から以下のように推定される（図1）．

ように付着する．本現象が続くと，内輪シール溝Ⅰ）自転する転動体に付着しているグリースは，保持全周にわたりグリースが付着する．
標準の波形保持器および以前に開発した耐グリース器ポケットの内径側エッジでかき取られ，図1a）

漏えい性を有する波形保持器，ならびにこれらの保持の Gwr のようにポケットの縁に付着する．
Ⅱ）ポケットの縁のグリース Gwr の堆積量が増すと，器を組み込んだ軸受を外輪回転させた場合のグリース

図1b）のGo のように内輪外径部にもグリースがの付着状況を図2にそれぞれ示す．図2a）は標準とし付着する．

た一般的な波形保持器であり，外輪回転させると内輪シール溝に多量のグリースが付着する．図2b）は耐グリース漏えい性を有する波形保持器であり，ポケッ
ト内径面の2箇所が凹んでいる．外輪回転させても，内輪シール溝にグリースが付着しない．シールを付けて運転した場合にも，軸受からのグリース漏れが大幅に軽減することを確認した．

a) Wiping stepb) Grease transfer step to outer surface of inner ring
Grease on inner ring seal groovea) Conventional ribbon cagec) Grease transfer step to pocket center area

No grease on inner ring seal grooveb) Cage of recessed pocket at diagonal positionsd) Grease shift step to inner seal groove

図2 保持器形状と外輪回転後のグリース挙動
Shape of cages and location of grease of ball bearings
after outer ring rotation

図1 転動体から内輪シール溝へのグリース挙動
Grease behavior from ball surface to inner ring seal groove-93d

*17_*15 13/11/01 11:31 ページ 3

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）

法の一つであるVolume of fluid法を用いた．周期対

3. 冠形保持器におけるグリース挙動

称性を有するため1ポケット分の領域のみを対象とし，図3に示すように，複列玉軸受では，冠形保持器の非圧縮かつ層流仮定で非定常解析を行った．なお，簡ポケット反開口側は軸受の端面側を向く．よって，ポ単化のため流体の温度および密度は一定とし，計算上ケット反開口側のシール溝へのグリース移動を抑制すの制約から玉と軌道面の間にわずかなすきまを設けた．

れば，軸受からのグリース漏れを防ぐことができると軸受の回転に伴い移動したグリースの付着状況の解析例を図5に示す．赤と黄色はともに軸受内部のグリ

考える．

Cage insert
Seal

Outer ring rotation

Counter-opening side of pocket

Outer ring

Load direction on inner ring

Cage insert
Steel Ball

Cage

Inner ringa) 0˚b) 180˚
Grease on cage outside
Grease on the cage edge
Grease on cage bore

図3 複列アンギュラ玉軸受の断面構造
Cross section view of double-row angular bearings

冠形保持器を組み込んだ深溝玉軸受6203のポケッ
ト反開口側のグリース挙動を調査した．グリース付着
状態の視認性向上のため，グリースは赤色，保持器は白色に着色した．グリースの増ちょう剤はウレア系で，混和ちょう度は280である．軌道面に0.5ｇのグリー

c) 360˚

スを封入し，7.8Nのアキシアル予圧下で外輪を右方d) 720˚

Grease on inner seal groove

向に極低速度で回転させた．
外輪の回転角度が0，180，360，720，1080
および1800゜の時点のグリース付着状態を図4に示す．図4のb）とc）では，保持器と軌道輪との間にグリースが確認され，回転直後に転動体に付着したグリースが保持器にかき取られていることがわかる．図4d）ではポケット反開口側の保持器端部にグリースe) 1080˚が認められる．図4e）では，内輪の外径部とシールf) 1800˚

図4 深溝玉軸受のポケット反開口側のグリース挙動
Grease behavior in a deep groove ball bearing fin theclosed side view of cage pocket

溝の境界部にグリースが付着し，図4f）ではこのグリースが増加し，シール溝部に付着し始めている．

Grease on the cage edge

上記のシール溝部へのグリース付着は，図4d）に示すポケット反開口側の保持器端部のグリース付着により引き起こされると推定する．そこで，ポケット反開口側の保持器端部のグリース付着の発生過程を確認するため，数値流体力学（CFD）解析を用いてグリース挙動を検討した．
CFD解析では，グリースのレオロジー特性を導入

Ball

した流体と空気を軸受内部の空間に配置した．グリー

図5 グリース挙動の数値計算例
Result of numerical simulation of grease behavior
in deep groove ball bearings

スの界面位置の計算には，混相流の界面を計算する方-94-

*17_*15 13/11/01 13:42 ページ 4

複列アンギュラ玉軸受の耐グリース漏えい技術ースを表し，黄色はシールの表面に付着した部分を表す．

Ⅲ）回転に伴って上記Ⅰ)とⅡ)が繰り返され，図6c）

解析結果図5においても図4d）と同様の傾向がみのグリースGis やGo のように，保持器内径およびられ，本解析の過程において，玉に付着したグリース

内輪外径の全周にわたってグリースが付着する．

が，ポケットの端でかき取られ保持器内径面に堆積し，Ⅳ）さらにグリースGws の増加や軌道と玉の間に挟まその量が増加すると，ポケット反開口側の端部にグリれ軸方向に押し出されたグリースにより，グリーースが移動することを確認した．

スGo およびGis が押し出され，図6d）のグリース以上の観察および解析の結果より，冠形保持器のポ

Gg のようにシール溝へ付着する．保持器と内輪ケット反開口側における内輪シール溝へのグリース移とは相対回転するため，グリースGg は全周に広動経路を図6のように推定した．

がる．

Ⅰ）転動体に付着したグリースの一部が保持器の内径アキシアル荷重を逆方向に負荷した場合においても部でかき取られ，図6a）のグリースGws のようにグリースの付着状況に大きな変化はなく，内輪シール

堆積する．

溝部にグリース付着が生じた．

Ⅱ）保持器の内径部でかき取られたグリースGws が増加し，図6b）のグリースGo のように内輪外径部4. 耐グリース漏えい性を有する冠形保持器に付着する．

図7a）に示す標準の冠形保持器に対して，前章のグリース移動経路の推定および2章の結果に基づき，
図7b）に示す形状の保持器を考案した（以降，形状変更保持器と称す）．形状変更保持器のポケット内径部には，波形保持器の場合と同様の位置に凹みを設けOpen sidea) Wiping stepAb) Grease transfer step to outer surface of inner ringa) Conventional cagec) Growing step of grease Gis and Go
B

ConcaveCd) Grease move step to inner seal groove

図6 冠形保持器を組み込んだ玉軸受における玉表面から内輪シール溝へのグリース移動経路
Grease behavior from ball surface to inner seal groovein ball bearings with snap cagesb) Shape modified cage

図7 冠形保持器の形状
Snap cage shape-95-*17_*15 13/11/01 13:42 ページ 5

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）

た．これは保持器内径部でのかき取りの抑制を意図す

6. 耐グリース漏えい性の評価結果と考察るものである．また，図7a）のA部は，図6c）のGis のようなグリースが堆積しやすいため，図7b）のB部の

6. 1 グリース挙動試験結果

ように保持器の剛性が低下しない範囲で肉ぬすみを施

グリース挙動試験において外輪回転した後のグリーした．また，保持器強度を確保するため，最小断面積

スの付着状態を図8に示す．図8a）の標準保持器では，となるポケット底部に，図7b）のC部のような円環状

ポケット反開口側に多量のグリースが付着した．これの補強部を設けた．保持器の強度は7章で検討する．

は保持器内径側でかき取られた図6のグリースGws がなお，ポケット同士の間にある軸方向への円柱状の突多いためと考えられる．図8b）は形状変更した保持

起は，軸受組み立て時の製造上の理由によるものである．

器を組み込んだ場合である．保持器内径側にわずかにグリースが付着しているのみで，保持器ポケットの反開口側，内輪の外径面やシール溝にはグリースが付着

5. 耐グリース漏えい性の評価方法

していない．

考案した保持器の性能を評価するために，グリース
挙動への影響および軸受からの耐グリース漏えい性を確認した．

5. 1 グリース挙動試験
保持器の形状変更によるグリース挙動の変化を確認するため，複列アンギュラ玉軸受を表1に示す条件でGrease on edge of cage bore

運転し，内輪シール溝のグリース付着状態を観察した．

a) Double-row angular bearing with conventional cage

この観察では，保持器ポケットの反開口側でのグリー
ス挙動の差異を詳細に確認する必要があるため，運転前のグリースは全て，ポケット開口側から封入した．
そのため，軌道輪を軸方向中央で切断し，単列とした
アンギュラ玉軸受を用いた．
表1 形状変更保持器の効果確認条件
Examination condition of shape modified cage effect
Bearing typeDouble-row angular bearing

Bearing size, mm
Outer ring rotation speed，min-1
Rotating time，sAxial load，Nb) Double-row angular bearing with shape modified cage

φ35×φ50×20

図8 外輪回転後のグリース付着状態
Location of grease after outer ring rotation

1,800
10
39.2

5. 2 グリース漏れ試験

6. 2 グリース漏れ試験結果

軸受状態での耐グリース漏えい性を定量的に評価す

グリース漏れ試験で得られたグリースの封入率と軸るため，種々のグリース封入量においてグリース漏れ

受の質量減少量との関係を図9に示す．図中の塗りつ量を確認した．試験条件を表2に示す．試験に用いた

ぶし記号は試験後に目視でグリース漏れが認められたグリースは3章で用いたものと同じである．

軸受を表す．グリースの封入率は，軸受内部において玉と保持器が回転してもグリースが静止できる空間容

表2 グリース漏れ試験条件
Condition of grease leakage test
Bearing type積に対する比率である．この比率が100％を超えるとグリースが絶えず撹拌され，漏れやすくなる．

Double-row angular bearing
with contact rubber seals
φ35×φ50×20

図9より，標準保持器はグリース封入率65％以上

Outer ring rotation speed，min-1

13,500でグリース漏れが発生したのに対し，形状変更保持器

Axial load，NTemperature

1,470

は，グリース封入率90％までグリースが漏れていな

Test time，h2Bearing size, mm

R.T.

いことがわかる．
-96-*17_*15 13/11/01 11:31 ページ 6

複列アンギュラ玉軸受の耐グリース漏えい技術

7. 1 遠心力に対する保持器強度

グリース漏れが目視で確認できる最小の質量減少量はおよそ0.07ｇであった．この0.07ｇ以上のグリー

標準保持器と形状変更保持器において遠心力によりス漏れを生じさせないグリース封入率の限界値は，標生じる最大主応力の分布を図10に示す．保持器に生準保持器では65％，形状変更保持器では90％である．

じる最大の主応力の発生個所は，標準保持器がポケッ

この場合，形状変更保持器を使用することで，軸受のグリース封入量の限界値を25％増加させることがで

Low stress

きる※．

High stress

以上の結果から，形状変更保持器では耐グリース漏
えい性が向上し，さらに漏れることなく利用できる軸受のグリース封入量も増加することがわかる．

Weightloss of bearing g

0.10

Amount of visible grease leakage

Maximum stress

Inner side

0.08
0.06
0.04

Conventional cage
Shape modified cage

0.02
0.00
50

Filled plot : grease leakage isvisually inspected
60

70

80

90

Ratio of filled grease to static volume %Maximum stress100

Inner side

図9 グリース漏れ試験結果
Result of grease leakage testa) Conventional cageLow stress※形状変更保持器では，標準保持器に比べ，ポケット底の断面積が増加するため，グリースが静止できる空間が狭い．この静止空間
容積の変化率は2％であり，図9上では無視できる程度である．

High stressMaximum stress

7. 形状変更保持器の強度検討
形状変更保持器は標準保持器と形状が異なるため，

Inner side

運転時における発生応力の大きさや変位量が変化すると予想される．そこで有限要素法による静的な構造解
析を用い，保持器強度を検討した．
冠形保持器は，軸受が高速回転すると，ポケット爪先端が外径側へ変形する．その際，ポケット爪先端とMaximum stress

外輪との接触や，これにともなう玉とポケットの接触荷重の増加が懸念される．また，軸受にミスアライメ
ントが生じると玉の公転速度が変動し（以降，玉の公Inner side

転速度変動と称す），保持器には比較的大きな力が玉から作用する6), 7)．

b) Shape modified cage

以上のことから，遠心力および玉の公転速度変動に

図10 遠心力による保持器の最大主応力
Maximum principal stress of cages due to centrifugal force

対する保持器強度を検討した．
-97-

*17_*15 13/11/01 11:31 ページ 7

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）
Speed of faster ball

ト底部の内径側であるのに対し，形状変更保持器ではSpeed of slower ball

外径側へ移動した．最大の主応力の発生個所の変化は，内径側に設けた2つの凹みとポケット同士の間の一部
領域の削除により，保持器全体の変形のしやすさが変化したことによる．
Contact loads by balls

両保持器の最大主応力を整理した結果を図11に示a) Loads acting on cage due to orbital speed variation of balls

す．形状変更保持器の最大主応力は，標準保持器の2分の1に低下した．前述の変形のしやすさのバランス変化に加え，ポケット底部の断面積が増したことによるものである．

Displacement constraint

また，最大変位も図11に併記したが，形状変更保
持器の最大変位は標準保持器の2分の1に減少した．
最大変位が生じる外径側の爪先端部の変形にはポケッ
ト底部の強度が大きく影響するため，図7のC部の補Constraint of circumferential direction

強による効果が大きいと考える．

図12 玉の公転速度変動に対する保持器の応力解析の境界条件
Boundary condition of cage stress analysis due to orbital
speed variation of balls

Conventional cage
Shape modified cage

1.2
1.0

Ratio

b) Boundary condition of cage stress analysis

0.8
Low stress

0.6

High stress

0.4
0.2
0.0

StressDeformation

Cut section

図11

遠心力による保持器の応力および変位の最大値の変化率
Ratio of maximum stress and deformation of cages
due to centrifugal force

Maximum stress
Inner sidea) Conventional cage

7. 2 玉の公転速度変動に対する保持器強度
玉の公転速度変動が生じた場合の玉と保持器の運動

Maximum stress

状態を図12a）に示す．公転速度が速い玉と遅い玉がそれぞれポケット面と接触し，両ポケットの間の領域
は引張状態になる．この条件下の保持器応力を解析す
Cut section

るために，図12b）に示すように，全体の半周分の保持器に対して，分割した断面には周期対称の境界条件を与え，端のポケット面には玉からの接触荷重に相当

Inner side

する強制変位を与えた．

b) Shape modified cage

玉の公転速度変動により保持器に生じる最大主応力

図13 玉の公転速度変動により生じる保持器の最大主応力
Maximum principal stress of cagedue to orbital speed variation of ballsの分布を図13に示す．左側の切断面が拘束されている面で，中央のポケットの右側面に玉からの荷重が作用している状態である．図13に示すように，この玉の公転速度変動による力は，いずれの保持器においてもポケット底部で最大の主応力を発生させた．ただし，-98-

*17_*15 13/11/01 11:31 ページ 8

複列アンギュラ玉軸受の耐グリース漏えい技術

最大の主応力の発生位置は，標準保持器は内径側，形

1）グリース挙動の観察より，形状変更保持器は保持状変更保持器は外径側と異なる．これは変形のしやす

器内径面に付着するグリース量を軽減でき，そのさのバランスが変化したためである．大きなモーメン

結果，複列玉軸受の内輪シール溝へのグリース移

ト荷重が負荷した軸受を運転すると保持器がポケット動を抑制できることがわかった．

底部で破断する場合があるが，これと一致する部分に

2）形状変更保持器を組み込んだ複列玉軸受は，軸受最大の主応力が認められた．

内の静止空間容積比で90％のグリースを封入し最大主応力の変化率を図14に示すが，形状変更保ても，グリース漏れが発生しなかった．一方，標持器の最大の主応力は，標準保持器に比べ28%低下

準保持器では65％封入すると漏れ始める．

した．

3）遠心力により生じる形状変更保持器の最大の主応以上の解析より，高速回転下による遠心力および玉力は，標準保持器の2分の1に低下した．また，の公転速度の変動により生じる玉からの力のいずれがその際のポケットの爪先端の変位量も2分の1に作用しても，形状変更保持器の発生応力は標準保持器減少した．また，玉の公転速度の変動により生じよりも低く，実用上十分な保持器の単体強度を有してる形状変更保持器の最大の主応力は，標準保持器いると考える．

に対し28％低い．よって，形状変更保持器は実用上十分な強度を有すると推定する．

1.2

Stress ratio

1.0
0.8

参考文献

0.6

1）野崎・岡阪・久保田・赤部：電装補機用軸受の技術動向，NTN TECHNICAL REVIEW No.65,(1996), 65
2）NTN ボールベアリング/シールド形・シール形 カタ
ログ：CAT.No.3015-Ⅲ/J, (2000), 33）友部・上松：シールド軸受のグリース封入量について，潤滑, 19, 4, 261, 1974,
4）佐藤・坂口：波形保持器の形状変更による玉軸受の耐グリース漏えい性の向上, NTN TECHNICALREVIEW, 78 , 91, 2010.
5）佐藤・坂口：保持器の形状変更による玉軸受のグリース漏えいの抑制, トライボロジスト, 57, 4, 281,2012.
6）角田：玉軸受の保持器に作用する力（第1報，内外輪が互いに平行変位して軸受荷重を受ける場合），日
本機械学会論文集（第3部），32，1161，1966．
7）角田：玉軸受の保持器に作用する力（第2報，内外輪が互いに傾けられて軸受荷重を受ける場合），日本機械学会論文集（第3部），32，1176，1966．

0.4
0.2
0.0

Conventional
cage

Shape modified
cage

図14 玉の公転速度変動による保持器の最大主応力の変化率
Ratio of maximum principal stress of cage due to orbital
speed variation of balls

8. まとめ波形保持器用に開発した保持器の設計手法を複列玉
軸受用の冠形保持器に適用し，耐グリース漏えい性を評価した．また，高速回転下での遠心力およびミスア
ライメント下で玉の公転速度の変動により生じる保持器の応力を有限要素解析し，形状変更保持器の強度を検討した．以下に結論を記す．

執筆者近影

川村 光生

佐藤 則秀

先端技術研究所

先端技術研究所

坂口

智也

和泉

先端技術研究所

麻理子

自動車事業本部
CAE技術部-99-

*18_*15 13/11/01 11:32 ページ 1

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）[論文]

転がり軸受のクリープメカニズム
A Creep Mechanism of Rolling Bearings

丹羽

健* Tsuyoshi NIWA

軸受の軌道輪が軸あるいはハウジングに対して移動していくクリープ現象は，十分に解明されていない．本稿では，回転と同方向へ軌道輪がクリープするメカニズムとして，新たに表面に発生する進行波による自己移送現象を数値実験的に見出したので報告する．
合わせて，この進行波型クリープを抑制するための設計要件についても報告する．

The mechanism of creep phenomena, in which a bearing ring gradually moves circumferentially to thestationary shaft or housing mating with the ring, has not been clarified yet. The author found a “surface travelingwave creep” mechanism based on a numerical analysis and theoretical consideration. The creep is featured by
movement in the same direction as the bearing rotation. In addition to the creep mechanism, this paper
proposes a design requirement to prevent the creep.

ムの存在を実験的にも立証しているが,曾田は図2に示

1. はじめにすようなゴム輪を茶筒に嵌めて転がす例を挙げ「負荷1. 1 回転方向と逆方向のクリープ

面の下のある箇所でゴム輪と茶筒のあいだにわずかの曾田1）は，回転方向と逆方向への軸受軌道輪のクリ

すべりがおこり，これが回転により前進蓄積されるかープ現象に関して，2つのメカニズムを説明している．

らである．」と説明している．最初，茶筒の荷重によ

１つは比較的良く知られた，図1に示す軌道輪とハりゴム輪が変形し周方向に伸びる．この時，変形は左

ウジングあるいは軸との間のすきまに起因するもので右対称におこり，すべりも左右同じであるので一方向ある．即ち，回転する荷重が作用するとき，荷重の向への運動であるクリープとはならないはずである．しきの変化に応じて軌道輪がハウジングのはめあい面上

かし，茶筒が回転すると，前のすべりによっておこっを転がる．はめあい面と軌道輪とのすきまを c とするた変形が残っているため左右非対称となり，片方へのと，軌道輪は軸受一回転あたりπc 遅れ，相対的に軸すべりが大きくなることでクリープが生じると考えら

受回転と逆方向にクリープする．

れている．ゴム輪は，茶筒の回転方向と逆方向にクリープする．

もう1つは，すきまがない場合の，軌道輪の弾性変形とすべりによるものである．今井2）がこのメカニズ
すきま c
転動体
軌道輪

ゴム輪

荷重方向

茶筒

荷重方向

回転荷重方向茶筒移動方向軸受回転方向茶筒回転方向机

軌道輪クリープ方向

ゴム輪クリープ方向

ハウジング

図1

*自動車事業本部

図2

すきまによるクリープ
Creep by clearance

CAE技術部-100-

ゴム輪のすべりによるクリープ
Creep by rubber band slip

*18_*15 13/11/01 11:32 ページ 2

転がり軸受のクリープメカニズム

1. 2 回転方向と同方向のクリープ

2. 進行波型クリープのメカニズム

一方，実際の軸受では，しばしば回転方向と同方向のクリープが発生することがある.この現象を説明す

2. 1 超音波モータの移送

るためには，転動体の進行方向へ軌道輪がクリープす

超音波モータの作動原理を引用する．円環型超音波るメカニズムを示せばよい．

モータでは圧電素子などで弾性体表面に進行波が励起

展ら3）によれば，「転動体が通過するたびに発生す

され，弾性体表面では進行波と逆方向への楕円運動がる歪の変化から外輪を円周方向に回す力が生じ，それ生じる5）．

によって外輪がわずかずつ前進しクリープが発生した

図4に超音波モータの移送メカニズムを示す．押しと考える」と説明されている．模式図を図3に示す．

付けられたロータは表面の楕円運動により進行波と逆

この円周方向へのひずみの前進蓄積によるとするメカ

方向に移送される．

ニズムの提案は，曾田の説明と合致しており，実際に生じるものと考えられる．しかし，坂尻ら4）が外輪外径の波打ち変形について興味深い指摘を行っているものの，展らの説明にはこの影響が十分に盛り込まれて押付け力

進行波移動方向

ロータ移送方向

表面の楕円運動ロータ

おらず，現象の全貌が明らかにされていないと思われ
る．

荷重方向

転動体回転方向

軸受回転方向転動体移動方向軌道輪クリープ方向

軌道輪伸び

ステータ（弾性体）

図4 超音波モータの移送メカニズム
Mechanism of ultrasonic motor

軌道輪縮み

2. 2 軌道輪における進行波による自己移送

転動体

軸受では以下のように進行波が生じる．坂尻ら4）が軌道輪指摘したように，転動体荷重が軌道面に作用すると，その直下のはめあい面が突出し荷重によっては数μｍオーダーで表面が波打つ．軸受が回転すると転動体も
ハウジング

図3

移動するため，この表面の波打ちが進行波となる．

ひずみによるクリープ
Creep by strain

超音波モータではステータに発生した進行波がロータを移送するが，図5に示すように軌道輪クリープでは軌道輪自体に進行波が発生し，その進行波が軌道輪

1. 3 本研究からの提起

自身を移送させる．クリープの方向については，軌道

本研究では，軌道輪表面に進行波が発生し，この進輪がハウジングを転動体進行方向と逆方向に移送しよ

行波が軌道輪を移送しクリープを発生させると仮定しうとするがハウジングが固定されているため逆に押した．
FEM解析を行えば比較的容易にクリープを再現できる．しかし，過去に，クリープは進行波による移送現象であるとの指摘はなされていない．これは先ず現

転動体荷重

転動体移動方向

転動体回転方向

表面の楕円運動

軌道輪クリープ方向

象が特異であることに加え，挙動の説明自体が困難で転動体あることも一因であろう．そこで本稿では身近な装置
軌道輪のメカニズムを用いた説明から始める．更に進行波生成の原理に基づき，クリープが抑制される条件についハウジングても考察する．

図5 軌道輪の進行波型クリープ
Traveling-wave creep of bearing ring-101-

*18_*15 13/11/01 11:32 ページ 3

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）

戻される形となり，結果，軌道輪は転動体進行方向，
すなわち軸受回転と同方向に回転することになる．

3. 2 Bussinesqの式による評価
平面ひずみを想定したBussinesqの変位式 6）を用

軌道輪の表面に発生する進行波は，負荷圏にわたりい物体内部の点の挙動を調べた．

円周方向および半径方向へのぜん動運動的な挙動をと解析モデルを図7に示す．今井2）を範にとり転動体

り，転動体直下のはめあい面における進行波と逆方向

荷重 qi は正弦関数状に分布するものとして簡略化しへの回転運動が特徴的といえる．

た．負荷圏中央の深さ y の位置に， i 番目の荷重が影

本研究では，このメカニズムによる軌道輪の移送現

響し生じる変位は式(1)，(2)となる．転動体5個の荷象を「進行波型クリープ」と呼ぶこととする.

重を移動させながら，各荷重による変位を重ね合わせて求めた物体内部の点の動きを示すリサージュ図を図8に示す．

3. 進行波型クリープが抑制される条件
展ら3）は局部的なひずみ変化を減らす観点から，転L

動体数増による荷重分散化や軌道厚さ増加の有効性をxi指摘している．しかし，クリープを根本的に抑制するw
qi

条件は示されていない．以下に進行波を抑制する観点
で必要となる設計要件について考察する．
v

3. 1 物体内部の点の挙動

図 7 解析モデル
Analytical model

図6に示すように，物体表面に移動する転動体荷重が加わるとき，比較的浅い領域では物体内部の点はルui =通過するときには押し下げられ，③転動体ピッチ中央にあるときは相対的に上昇し，間の②④では転動体とi反対側に移動する．この微小な挙動が繰り返される．

w
y

②

qi

xi y

｛x y
q
x
v =
｛x y
2πG

ープ状の軌道を描くと考えられる．①転動体が直上を

①

y

u

2πG

2

i ＋

i

2

i

i ＋

− (1−2ν)tan2＋ 2(1−ν)log

2xi（ y ）｝………（1）

2

-1

（

xi 2＋ y 2
B

……（2）
）｝

L : Length of load zone
qi : Load of rolling element ixi : Position of rolling element iu, v : Displacement
G : Shear modulusν : Poisson’s ratio
B : Integral Constantw : Pitch between rolling elements

w：転動体ピッチ間隔
y：深さ

y

③

y
y

④

y

A

A

A

① y/w =0.25（拡大率 ×1）② y/w =0.5
（拡大率 ×2）③ y/w =0.63（拡大率 ×4）

図 8 物体内部の点の軌跡
Locus of internal point

図6 物体内部の点の挙動
Behavior of internal point under loading

式(1)，(2)の形から，転動体ピッチ w と深さ y の比率が一定，即ち条件が相似形の関係であれば，リサー
ジュ図のループの形状や大きさは同じとなる．式(1)の B は便宜的に1としたが，ループの形状や大きさへの影響はない．
-102-

*18_*15 13/11/01 11:32 ページ 4

転がり軸受のクリープメカニズム

本研究では，図6および図8で示す楕円運動状の動
きが，進行波によるクリープの駆動源となると考え，
次に楕円運動の指標として図8の振幅 A を評価する．

4. まとめ(1) 軸受回転と同方向へ軌道輪がクリープする現象を解明し，「進行波型クリープ」と呼ぶメカニズム

3. 3 進行波が抑制される条件を提起した．

図8の振幅 A の挙動について調べた結果を図9に示(2) 軌道輪厚さ／転動体ピッチ間隔＞0.6で進行波型

す．振幅 A は転動体荷重総和∑qi に比例する一方で，クリープが抑制されるメカニズムを提起した．

深さ y ／ピッチ間隔 w ＞0.6 の条件で収束していく．
軌道輪とハウジングや軸は接触関係にある．従って，

なお，はめあい面では進行波による更に複雑な接触

前記の連続体を想定した考察は一概には当てはまらな挙動が生じることも判ってきており7），今後，詳細にい．しかし，深さ y を軌道輪厚さ t と見ると検討する予定である．
本記事は原著予稿資料 8） を基に編集したものであ

軌道輪厚さ t ／転動体ピッチ間隔 w ＞0.6 …（3）る．掲載を許可下さった日本トライボロジー学会のごの条件で，移送現象の主体となる進行波が収束するこ

好意に感謝致します．

とからクリープが抑制されると考えられる．このイメージを図10に示す．
以上により，進行波型クリープの発生有無を分ける
要件は，荷重や軸受部品寸法よりむしろ軌道輪厚さと

参考文献

ピッチ間隔の比率にあると考えられる．

1) 曾田：軸受 岩波書店 (1964) 196.
2) 今井：潤滑，4 (1959) 307.
3) 展・坂尻・武村・湯川：NSK Technical Journal
No.680 (2006) 13.
4) 坂尻・武村：日本トライボロジー会議予稿集(2003-5) 103.
5) 金沢・月本・前野・三宅：トライボロジスト，38，2(1993) 21.
6) 例えば，中原：材料力学 下巻 養賢堂 (1966) 122.
7) 丹羽：日本トライボロジー会議予稿集 (2012-9) 141.
8) 丹羽：日本トライボロジー会議予稿集 (2012-5) 253.

Σqi=0.5Σqi=1.0Σqi=2.0

振
幅

A

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

深さ y / ピッチ間隔 w

図9 軌跡の振幅
Amplitude of locus

t/w＜0.6wtt/w＞0.6

t

執筆者近影

A
w

A≒0
丹羽

図10 軌道輪厚さと進行波
Thickness of bearing ring and traveling-wave

健

自動車事業本部
CAE技術部-103-

*19_22受賞案件_*18,19_受賞案件 13/11/01 11:34 ページ 1

NTN TECHNICAL REVIEW No. 81（2013）

受賞案件の紹介2012年度 日本トライボロジー学会 技術賞受賞

保持器の形状変更による玉軸受の耐グリース漏えい技術
Prevention of Grease Leakage from Ball Bearings Due toCage Shape Improvement
佐藤 則秀，

川村 光生，

坂口 智也

Norihide SATO,

Mitsuo KAWAMURA,

Tomoya SAKAGUCHI

表 1 グリース漏えい試験の結果
Results of grease leakage test from sealed ball bearings

接触シール形のグリース密封深溝玉軸受からのグリース
漏れは,相対回転する内輪シール溝とシールのリップ部との間から生じる．そこで，当該部位へのグリース付着を抑えれば，グリース漏れも抑制できると考え，内輪シール溝へのグリース付着を抑制できる新形状の保持器を開発し，軸受の耐グリース漏えい性の向上に成功した1), 2), 3)．
この度，本技術は，トライボロジーに関する優れた新技術に対して与えられる『日本トライボロジー学会2012年度
技術賞』を受賞した．本報では，その技術の概要を紹介する．

2. 内輪シール溝部へのグリース付着挙動
玉軸受の外輪を回転させたり，内輪を低速で回転させると，玉に付着したグリースが保持器でかき取られ，図1の①部にグリースが付着する．その後，内輪外径部の②，ポケッ
トの中央部の③，そして内輪シール溝部の④へとグリースが移動する．
本技術では，上記のグリース移動経路を抑制できる図2に示す形状の保持器を開発した．

①

1／15
0／15

0.10
0.08
0.06
0.04

Base cage
Developed cage

0.02

Filled plot: grease leakage isvisually inspected
50

60

70

80

90

100

Ratio of filled grease to static volume %%図3 冠形保持器の開発品を組み込んだ軸受のグリース漏えい性
Grease leakage characteristics of bearings with developed snap cage

4. まとめ
本技術を適用した軸受を用いれば，グリース漏れを抑制できるだけでなく，グリース封入量を高めることによって寿命を延長させることも可能である．寿命延長により軸受のダ
ウンサイジングが可能になれば，回転トルクの低減や軽量化も期待できる．現在，自動車の電装・補機用途に採用されているが，適用範囲を広げ，さらに種々の機械の省エネルギー化に貢献していきたい．

④

図1 内輪シール溝部へのグリース移動順
Path of grease transfer to inner seal groove(a)

Leakages／Total
6／15

Press cage of narrow pocket width(Fig.2 (b))

0

③

②

Cage shape
Base cage
Press cage of diagonally recessedpocket inner surfaces (Fig.2 (a))

Weight loss of bearing g

1. はじめに参考文献(b)1) 佐藤・坂口：波形保持器の形状変更による玉軸受の耐グリース漏えい性の向上，NTN TECHNICAL REVIEW No.78 (2010) 91.
2) 佐藤・坂口：保持器の形状変更による玉軸受のグリース漏えいの抑制，トラ
イボロジスト，57，4（2012）281．
3) 川村・佐藤・坂口：複列アンギュラ玉軸受の耐グリース漏えい性の向上，ト
ライボロジー会議予稿集 福井 2010-9, （2009）283．

(C)

図2 開発保持器の形状
Shape of developed cages

執筆者近影3. 耐グリース漏えい性の評価結果
表1に示すように，図2の(a)と(b)に示す形状の波形保持器を組み込んだ軸受では，標準の波形保持器に比べグリース
漏れの頻度が大幅に減少する．
さらに，図2(c)の冠形保持器を組み込んだ軸受において，種々のグリース封入量でグリース漏れ性を評価したと
ころ，図3に示すように，標準の冠形保持器に比べてグリースが漏れにくいことが実証された．

-104-

佐藤 則秀

川村 光生

先端技術研究所

先端技術研究所

坂口智也

先端技術研究所

*19_22受賞案件_*18,19_受賞案件 13/11/01 11:34 ページ 2

NTN TECHNICAL REVIEW No. 81（2013）

受賞案件の紹介
EMM2012 メカトロニクスアワード グランプリ受賞

インテリジェント・
インホイールモータ・システム
Intelligent In-wheel Motor System
Herve LENON*，浅野 英一**，後藤 知美***，友田香織***
Eiichi ASANO

1. まえがき
フランス東部のオートサヴォワ県で，2012年6月6日，7日 に 開 催 さ れ た 「 European Mechatronics Meeting（EMM）2012」において，NTNのインテリジェントイン
ホイールモータシステムが，メカトロニクスアワードのグランプリを受賞しました．
ＥＭＭ2012は，オートサヴォワ県の産業支援機関であるテザム開発公社が主催するメカトロニクスに関する国際会
議です．フランス国内外から20社，約300名が参加し，自然エネルギーやEV・HEVなど，環境保全に関するメカトロ技術を中心とした展示と会議が行われました．

Tomomi GOTOU

Kaori TOMODA

同時に開催された国際会議では，「インホイールモータとバイワイヤシステム適用によるEVのエネルギー効率最適化」というテーマで技術プレゼンを行い，EVシステム商品のプレゼンス向上を図りました．
本展示会では毎年優れた開発品を表彰しており，ノミネートされた6社のうちNTNのインテリジェントインホイール
モータシステムが最上位のグランプリを受賞しました．
本インホイールモータシステムは，ホイールの回転，モータ，減速機，インバータ，ブレーキや関連センサを制御するために革新的なメカトロ技術が集積されていることが高く評価され，審査員の満場一致で選出されました．

3. まとめ2. 発表概要

EVの普及が進む欧州市場で，NTNグループのEV最新技術を紹介，発信することで，EVシステム商品の早期普及を推進します．

NTNはフランスに拠点を持つ欧州子会社のNTN-SNRとともに本会議に参加し，欧州市場のＥＶ関連ビジネス獲得に向け日仏技術連携をPRしました．
展示ブースでは，「電動コミュータ用インホイールモータ
システム」などを動態展示したほか，センサ技術などを紹介しました．
特設エリアでは，左右後輪に「インホイールモータシス
テム」を搭載した二人乗り電動コミュータと，「4輪独立駆動操舵システム」を搭載したコンセプト車両「Q'mo(キューモ)」を公開しました．さらに，「Q'mo」は，「真横移動」
や「その場回転」など，インホイールモータ駆動ならではの動きをデモ走行で披露し，多くの来場者の注目を集めました．

***NTN-SNR ROULEMENTS Reserch & Innovation Mechatronics***EVモジュール事業本部 事業推進部***EVモジュール事業本部 駆動システム技術部-105-

*19_22受賞案件_*18,19_受賞案件 13/11/01 11:34 ページ 3

NTN TECHNICAL REVIEW No. 81（2013）

受賞案件の紹介
Automechanika 2012 イノベーションアワード受賞

インホイールモータ・システム
In-wheel Motor System
Herve LENON*， 浅野 英一**
Eiichi ASANO

1. まえがき

3. まとめ

NTNが開発したインホイールモータシステムが，2012
年9月11日から16日まで，ドイツのフランクフルトで開催された世界最大規模の自動車アフターマーケット展示会「Automechanika 2012」（オートメカニカ2012）において，部品部門のイノベーションアワードを受賞しました．
Automechanikaは，自動車アフターマーケットにおける世界最大規模の展示会で，隔年開催されています．
2012年は74ヶ国から4,500社を超える企業が出展し，世界各地から約15万人が来場しました．

インホイールモータは次世代電気自動車用駆動システムとして注目度が高く，安全性，および車両安定性の向上，温室効果ガス削減への貢献が期待されています．今後ますますEVの普及が進む欧州市場を含め，次世代EVの早期普及に向けた活動をグローバルに展開します．

2. 発表概要
Automechanika 2012には，NTNの欧州子会社である
NTN-SNRが「イノベーションとR&D」をテーマに出展しました．インホイールモータシステムを搭載したコンセプトカ
ー「Q'mo(キューモ)」と「二人乗り電動コミュータ」のほか，アフターマーケット商品として，センサ付ホイールベア
リングをはじめ，エンジンタイミングベルト，補機用ブーツ，
オートテンショナ，ウォーターポンプキットなどを幅広く紹介しました．
会場では部門ごとに最も優れた新技術が表彰され，部品部門では，NTNのインホイールモータシステムがイノベー
ションアワードを受賞しました．
欧州の自動車関連企業13社がエントリーする中，インホ
イールモータシステムは，ハブベアリングとモータ，減速機をホイール内に収めた世界最軽量・コンパクト設計で，セン
サ情報に連動した左右輪の独立制御を含めた車両安定制御シ
ステムを実現したことが高く評価されました．
展示会や受賞式の様子はテレビ，雑誌，インターネット
でも紹介され，自動車アフターマーケット市場およびＥＶ市
場におけるNTNグループのプレゼンスの向上につながりま
した．

**NTN-SNR ROULEMENTS Reserch & Innovation Mechatronics**EVモジュール事業本部 事業推進部-106-

表彰されるNTN-SNR関係者
ウルリシ自動車事業本部 副社長（左から2番目）
ギュンター自動車補修営業部長（中央）マラバジ自動車補修・物流 副社長（右から2番目）

*19_22受賞案件_*18,19_受賞案件 13/11/01 11:34 ページ 4

NTN TECHNICAL REVIEW No. 81（2013）

受賞案件の紹介2013年度 精密工学会 春季大会学術講演会 ベストプレゼンテーション賞受賞

パラレルリンク型高速角度制御装置
Parallel Link High Speed Angle Control Equipment
磯部 浩， 西尾 幸宏， 曽根 啓助， 山田 裕之， 藤川 芳夫
Hiroshi ISOBE,

1. 概

Yukihiro NISHIO,

Keisuke SONE,

要

Hiroyuki YAMADA, Yoshio FUJIKAWA

駆動機構

回転2自由度の特殊なパラレルリンク機構を応用したパラレルリンク型高速角度制御装置（以後，高速角度制御装1), 2), 3) を開発し，本装置をグリース塗布へ展開した．本
置）

パラレル
リンク機構

装置の主な特長は，高速動作が可能なこと，および可動範囲が広いことである．
この度，2013年度精密工学会春季大会学術講演会におけ

先端側リンクハブ

る本装置に関する発表4) が，若手研究者を対象とし，研究の図1 高速角度制御装置
Parallel link high speed angle control equipment

新規性，発表内容，質疑応答の内容などを考慮して選考される「ベストプレゼンテーション賞」を受賞した．本報では，その発表内容の概要を紹介する．

0°

2．高速角度制御装置について

φ

図1にグリース塗布用として開発した高速角度制御装置を

θ

第 3 リンク系

第 1 リンク系

γ示す．本装置は，図2に示す折れ角θ，旋回角φで表される4節3リンクのパラレルリンク機構の姿勢を位置決めする．3つ

基端側
アーム

第 2 リンク系の基端側アームのアーム回転角βn（n=1,2,3）のうち2つが

δ3決まれば，姿勢が一意的に定まる．その関係式を式（1）に示す．

β1
β2

cos(θ/2)sinβ1 - sin(θ/2)sin(φ+δ1)cosβ1 + sin(γ/ 2)=0
cos(θ/2)sinβ2 - sin(θ/2)sin(φ+δ2)cosβ2 + sin(γ/ 2)=0
cos(θ/2)sinβ3 - sin(θ/2)sin(φ+δ3)cosβ3 + sin(γ/ 2)=0……………式（1）

δ1=0°

δ2

図2 パラレルリンク機構
Parallel link mechanism

3リンクすべてをモータで制御し，3つの基端側アームを軽く干渉させて駆動機構のバックラッシュを打ち消し，繰り返し位置決め精度2) を±0.03mm以下まで向上させた．

高速角度制御装置

3．グリース塗布への応用
図3に本装置を使用したグリース塗布装置の構成例を示す．
本構成では，XYステージでワークを移動させると同時にジェットディスペンサ（高圧エアを電磁バルブで制御してグリースを遠方に飛ばす方式）の姿勢を制御する．本構成により，

架
ワーク

台

ディスペンサXY ステージ

ワークに対して様々な方向から角度をつけてグリースを塗布
でき，真上から塗布できない部位や柱状部の垂直側面へのグ

図3 グリース塗布装置の構成例
System configuration example of grease dispensing

リース塗布，および，約0.1s/pointの高速塗布を実現した．

執筆者近影（代表）参考文献
1) 曽根啓助, 磯部浩, 山田耕嗣, 高角アクティブリンク装置,
NTN TECHNICAL REVIEW, NO.71, 70-73, 20032) 磯部浩, 西尾幸宏,パラレルリンク型高速角度制御装置, NTN
TECHNICAL REVIEW, NO.80, 42-47, 20123) 磯部浩,パラレルリンク型高速角度制御装置‐基本構成とグリース塗布への応用‐, 機械と工具, 2月号, 83-87, 20134) 磯部浩, 西尾幸宏, 曽根啓助, 山田裕之, 藤川芳夫, パラレル
リンク型高速角度制御装置, 2013年度精密工学会春季大会
学術講演会講演論文集, 809-810, 2013磯部浩

商品開発研究所-107-

*23_28製品紹介_*20_26製品紹介 13/11/01 11:35 ページ 1

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）[ 新商品紹介 ]高負荷容量円筒ころ軸受
転動体セパレータ採用により世界最高水準の負荷容量と高速回転性能を両立，長寿命を実現！
転動体セパレータ

Nタイプ

特

NUタイプ

長

構

造

① 高負荷容量と高速回転を両立

保持器の強度確保のため，ころ本数が制限される

セパレータにより，ころの接触を防ぎ，高い負荷容量を確保

② 軽量・コンパクト
・ころの最適設計で，歯車内径面や回転軸を軌道面として使用可能

用

保持器付

開発品

・定格寿命 保持器付円筒ころ軸受比1.5倍
・高速回転性能 総ころ形比1.5倍

途

総ころ

ころ同士が逆回転で接触し摩擦抵抗が大きい¡風力発電機の増速機や産業機械の変速機
荷重負荷能力
低速軸

入力主軸側

開発品

高速軸

保持器付
総ころ

遊星歯車

歯車内径を軸受軌道面として利用した遊星歯車構成例

耐スミア
リング性

出力
発電機側
遊星部

許容
回転速度

中速軸

風力発電装置増速機レイアウト
定格寿命

-108-

*23_28製品紹介_*20_26製品紹介 13/11/01 11:35 ページ 2

新商品紹介

高負荷容量樹脂すべりねじ
業界初！黄銅と樹脂を一体化した，耐久性・耐摩耗性に優れるすべりねじ！
ねじ軸

一体化ナット

特

長

構

造
黄銅

金属と樹脂のハイブリッド構造により，① 耐荷重性能 ⇒ 従来比2倍②耐

久性 ⇒ 従来比3倍③ 無潤滑で使用が可能で ⇒ 低騒音・低発熱

用PPS 樹脂摺動材料

途¡クリーン環境用途（医療機器・食品機械 など）

試験条件
・ストローク 180mm
・2000 回後の摩耗量≦0.1mm
1,800
1,500

許 1,200
容
荷 900
重
N

600

開発品

従来品

300
0

100

200

回転数 rpm

-109-

300

*23_28製品紹介_*20_26製品紹介 13/11/01 11:35 ページ 3

NTN TECHNICAL REVIEW No.81（2013）

複層焼結含油軸受
世界初！二種類の材料を一体成形！！
高強度で耐摩耗性に優れる焼結含油軸受

特

長

構

造

二種類の材料を一体成形する二色成形法により，高強度と優れた耐摩耗性を両立

・内層軸受面に高硬度材，外層に高強度構造材を採用⇒ 軸受特性と成形性を確保① 圧環強度 ⇒ 500ＭＰa以上
含 油 率 ⇒ 17vol％以上

・二種類の材料を同時に成形・焼結⇒ 焼結時に界面が拡散することにより，強固に接合② 軸受の内径および外径寸法精度
含 油 率 ⇒ 径不同50μｍ以下
外層

用

高強度構造

途

¡建設機械間接部用軸受など

内層軸受部
内層軸受部
高強度・耐摩耗性材料

部⇒適用箇所
固層・液層焼結状態-110-

*23_28製品紹介_*20_26製品紹介 13/11/01 11:35 ページ 4

新商品紹介

ハイブリッドベアファイトHP
業界初！従来品の10倍以上の高PV領域で使用可能な，
ハイブリッドベアファイト

特

長

構

高分子量樹脂材料の採用により，造
高分子樹脂材料

高分子樹脂材料① 高PV領域に適用可能
・従来品比 ⇒ 10倍以上② 転がり軸受と同寸法で成形可能
・そのまま置換えが可能

焼結金属③ 低摩擦，高回転精度，軟質軸対応

用

途

¡事務機器

複写機，LBP用軸受

軸受寸法：φ8×φ16×5
軸 材 質：軸受鋼
試験温度：常温など

トレイ

×10 -8 mm/N/m
25

樹脂材料の高分子
量化により，高 PV対応を可能にした

20

摩
擦 15
係
数

現像部

転写部

焼結金属

アンカー効果により強固に結合・高性能でアルミ軸や樹脂軸へも使用可能

μ

感光部

10
5
0

給紙トレイ

0

5

10

PV 値

搬送部

-111-

従来材
開発材

15

20

MPa・m/min2530

*23_28製品紹介_*20_26製品紹介 13/11/01 11:35 ページ 5

ご照会・技術相談は…… 下記支社・営業所にお申し付けください。
●技術相談は下記営業技術へ

東 京 地 区：03（6713）3624

大 阪 地 区：06（6449）6715

名古屋地区：052（222）3336

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東 北 地 区：022（262）6201

広 島 地 区：082（568）1470

九 州 地 区：093（513）3166

FAX. 022（262）6205

FAX. 082（568）5913

FAX. 093（513）3190【自動車事業本部】
関東自動車支社

403（6713）3605 603（6713）3685

西 関 東 支 社

4042（757）1011 6042（758）2150

宇都宮自動車支社

4028（632）0511 6028（632）0576

沼 津 営 業 所

4055（962）7573 6055（951）6427

北関東自動車支社

40276（22）4231 60276（25）5379

名 古 屋 支 社

4052（222）3301 6052（222）3341

東海自動車支社

40566（72）2030 60566（72）2420〒446-0056 愛知県安城市三河安城町1丁目4番地4（カリツービル6階）

大 阪 支 社406（6449）6712 606（6448）7296

浜松自動車支社

4053（454）2586 6053（454）2589

神 戸 営 業 所

4078（917）1201 6078（917）1205

大阪自動車支社

406（6449）6711 606（6443）1578

北 陸 営 業 所

4076（263）8673 6076（263）8628

広島自動車支社

4082（568）5912 6082（568）5913

広 島 支 社4082（568）1470 6082（568）5913

福 山 営 業 所

4084（925）2202 6084（926）2593

水 島 営 業 所

4086（425）6311 6086（425）6322

九 州 支 社4093（513）3167 6093（513）3190〒108-0075 東京都港区港南2丁目16番2号（太陽生命品川ビル）〒320-0026 栃木県宇都宮市馬場通り2丁目1番1号（NOF宇都宮ビル6階）〒373-0026 群馬県太田市東本町22番31号〒430-0928 静岡県浜松市中区板屋町110番地の5（浜松第一生命日通ビル7階）〒550-0003 大阪市西区京町堀1丁目3番17号〒732-0824 広島市南区的場町1丁目2番19号（アーバス広島7階）【産業機械事業本部】
東 北 支 社4022（262）6201 6022（262）6205〒980-0014 宮城県仙台市青葉区本町1丁目5番28号（カーニープレイス仙台駅前通9階）

東 京 支 社403（6713）3606 603（6713）3681

北 海 道 駐 在4011（822）8788 6011（822）8835〒108-0075 東京都港区港南2丁目16番2号（太陽生命品川ビル）〒252-0239 神奈川県相模原市中央区中央3丁目14番7号（セントラルビル2階）〒410-0801 静岡県沼津市大手町3丁目8番23号（ニッセイスタービル3階）〒460-0003 名古屋市中区錦2丁目3番4号（名古屋錦フロントタワー11階）〒550-0003 大阪市西区京町堀1丁目3番17号〒673-0892 兵庫県明石市本町2丁目2番20号（朝日生命明石ビル6階）〒920-0024 石川県金沢市西念2丁目37番18号〒732-0824 広島市南区的場町1丁目2番19号（アーバス広島7階）〒720-0811 広島県福山市紅葉町2番35号（福山DSビル11階）〒710-0057 岡山県倉敷市昭和2丁目4番6号（住友生命倉敷ビル3階）〒802-0003 福岡県北九州市小倉北区米町1丁目1番7号（甲南アセット小倉ビル7階）〒003-0809 札幌市白石区菊水九条2丁目2番37号

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© NTN株式会社2013

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超小型コミュータEVの実証事業を通じ，インホイールモータ駆動車両の実用性を検証

NTNはインホイールモータシステムを採用した電気自動車の早期普及を目指し，インホイールモータで駆動する超小型コミュータ※を試作し，実証事業を開始しました。
三重県／伊勢市では『電気自動車等の活用による伊勢市低炭素社会創造協議会』に参画し，伊勢市公用車
や，伊勢商工会議所，伊勢市観光協会など協議会メンバーの業務用車両として利用します。また，協議会メンバーと連携して観光事業へ活用し，利便性や環境への影響などを検証します。
さらに，世界遺産登録された富士山で開催されたEVフェスタに参加すると共に，静岡県／磐田市とも連携して，公道実証事業を進める一方，海外ではフランス／アヌシー市と連携し，地元中小企業と共に欧州の超小型車両規格に適合する車両を製作し，実証事業を進めています。
これらの事業を通じ，空間設計自由度が高いインホイールモータ駆動車両の性能や使われ方を検証し，地球環境にやさしい電気自動車の普及を目指します。
※軽自動車よりコンパクトで小回りが利き，環境性能に優れ，地域の手軽な移動の足となる1人〜2人乗り程度の車両▲伊勢市車両貸与式（2013年9月30日）（中，鈴木伊勢市長
右，朴協議会会長
左，NTN鈴木会長）

NTN TECHNICAL REVIEW No.81▲富士山EVフェスタ（2013年8月1日）（右，川勝静岡県知事
左，田嶋電気自動車普及協議会代表幹事）

印 刷・発 行

編 集 人
発 行 人
アヌシー国際アニメーション映画祭のオープニングイベント（2013年6月10日）

発行所

2013年 11月20日

萩本 幸好
孝橋 宏二

【禁無断転載】大阪市西区京町堀1丁目3番17号

印刷所

NTN株式会社

京都市中京区壬生花井町3

日本写真印刷株式会社