資料

ターボチャージャ用セラミック玉軸受の性能
谷本

清

梶原一寿

柳井邦夫

Performance of Hybrid Ceramic Ball Bearings for Turbochargers
K. TANIMOTO

K. KAJIHARA

K. YANAI

Recently, fuel-saving has been required for global environmental protection and energy saving in theautomobile. Turbochargers are used as one of the means to improve the power of automobiles. Acceleration
responsibility and rotational performance (low torque, low vibration and less heat generation) at the highrotational speed, etc. are required on rolling bearings for the turbochargers. "Floating bush bearing", which isa kind of slide bearings, is widely used for supporting the turbine shaft, and ball bearings are sometimes
applied to improve rotational performance, for instance the acceleration responsibility. We developed hybrid
ceramic ball bearings for turbochargers using silicon nitride ceramic balls, which have long life, low power
loss, high seizure resistance and high durability, and started mass-production from 1998. This is the first
adoption of hybrid ceramic ball bearings for passenger car turbochargers in the world.
This paper describes performance of Koyo hybrid ceramic ball bearings for automotive engine
turbocharger application.

1．はじめに
2．セラミック軸受の特性3．性能評価3.1
3.2

評価項目と方法
メカニカルロスの低減性能

3.3

軸受の耐久性・信頼性

1．はじめに

4．おわりにに使用されている

６〜10）．航空機関係，自動車関係

でも実用化のための評価が進められている

11〜14）．

近年，地球環境保全や省エネルギーのため，自我々は，この窒化けい素の優れた特性を生かし，動車には省燃費化が求められている．ターボチャ

玉に窒化けい素セラミックスを適用してターボチ

ージャは少ない排気量で車のパワーを向上させる

ャージャ用セラミック玉軸受を開発した．このセ手段の一つとして使用されている．ターボチャー

ラミック玉軸受の性能や信頼性が評価され，1998

ジャ用軸受には，加速応答性，高速回転時の回転

年には世界で初めて市販の乗用車に採用され15，16）性能（低トルク・低振動・低昇温）
等が要求される．

量産を開始した．

タービン軸の支持軸受は，現在すべり軸受の一種であるフローティングブッシュを用いたジャーナ
ル軸受と動圧または静圧のスラスト軸受を組み合2．セラミック玉軸受の特性わせたものが主流で，一部のエンジンに加速応答

玉の材料として用いた窒化けい素（Si 3N 4）
は焼性等の回転性能向上のために玉軸受が使用されてと酸化アルミニ
結助材に酸化イットリウム（Y2O3）

いる１〜５）．一方，当社が開発した窒化けい素セラを使用し，熱間静水圧加圧
（HIP）
処理
ウム
（Al2O3）

ミックス製転がり軸受は実用化して15年以上になして緻密化した高品質のセラミック材料である．

り，低密度，耐熱性，高硬度，耐食性，耐摩耗性表1にその特徴を高温用軸受鋼AISI-M50と比較等の特性を持っている．

して示す．このセラミック材料をターボチャージ

これらの優れた特性のために，工作機械や半導体製造装置，および高温や腐食環境での各種用途

32

ャ用軸受に適用することにより下記効果が得られる．

KOYO Engineering Journal No.157 (2000)

資料−ターボチャージャ用セラミック玉軸受の性能−

１）低密度のため軸受の軽量化と高速回転下での玉の遠心力低減に効果

表2 ターボチャージャの要求性能と評価項目
Required performance of turbocharger and evaluated items２）共有結合により軸受高速回転時の油膜切れに

要求性能

評価項目

よる焼付きを低減

セラミックスの寿命

３）耐熱特性により高温下での軸受の使用を可能

長寿命

表1 窒化けい素の特徴（AISI-M50との比較）
Characteristics of silicon nitride compared with AISI-M50

メカニカルロスの低減

項

セラミックス目（窒化けい素） （AISI-M50）

耐熱性，

K

密度，

g/cm

1073
3

線膨張係数，

高温用軸受鋼

1/K

ビッカース硬さ， HV

673

3.2

定常回転
レスポンス
耐焼付性

信
頼
性

7.9
−6

軸受寿命

清浄油

負荷繰返し変動耐久性

耐劣化油

負荷繰返し変動耐久性

耐異物油

負荷繰返し変動耐久性

回転ON-OFF繰返し耐久性−6

3.2×1010.6×10

1 400〜1 700

700〜800

図1に試験装置の構造を示す．試験装置は駆動

320

210

部と試験部とからなり，駆動部のエアタービンに

ポアソン比

0.29

0.3

より接続部を介して試験部の試験軸受が回転す

耐食性

良

不良

る．エアタービンに供給する圧縮空気圧を変化さ

磁性

非磁性体

強磁性体

せることにより，試験軸受は最大140 000min で

導電性

絶縁体

導電体

回転できる．なお，潤滑は，オイルジェットとオ

素材の結合状態

共有結合

金属結合

イルミストの２つの方法が使用できる．

縦弾性係数，

GPa

にする．

−1

エアタービンアキシアル負荷円盤

さらに，自動車に使用される軸受には高い信頼電磁石性が要求される．一般的な軸受鋼である高炭素ク
ロム軸受鋼（SUJ2）との比較では，窒化けい素の
転がり疲れ寿命は軸受鋼を上回り，損傷形態は軸受鋼と同じはく離であることが明らかにされてお17）

り ，割損のような一発破壊的な損傷にはならな
い．また，実際にターボチャージャで使用されている寸法の窒化けい素セラミック玉を使用した
試験軸受

696相当の玉軸受の寿命試験では，寿命は計算寿
命を上回り，損傷部位はセラミックスの玉ではな
く，すべて軸受鋼の内輪のはく離であることを確

［駆動部］

18）

認している ．以上のように窒化けい素の優れた［試験部］

図1 試験装置
Test equipment

特徴や寿命から，従来の軸受鋼の玉軸受に比べて，セラミック玉軸受はターボチャージャ用として十分な性能を示すと予測される．

3．性能評価3.1

評価項目と方法

3.2 メカニカルロスの低減性能
3.2.1 定常回転での軸受損失
図2，表3に試験軸受の寸法，構成を示す．試
験軸受は708相当のアンギュラ玉軸受を用いた．
内外輪が高温用軸受鋼（AISI-M50）で，玉に窒化

表2にターボチャージャの要求性能と評価項目

けい素を用いた．玉径は，5/32（3.9688mm），玉の主なものについて示す．寿命については前節で数は７個，保持器は耐熱性を有するポリイミド樹

述べたので，本節では，メカニカルロスと信頼性脂を使用した．表4にオイルジェット潤滑での試に関して代表的な結果を示す．

験条件を示す．給油圧力が同じになるようにして，同等の軸径のフローティングブッシュベアリングとの比較を行った．

KOYO Engineering Journal No.157 (2000)

33

−ターボチャージャ用セラミック玉軸受の性能−

7

資

料

100

φ8

φ22

3

回転速度，×10 min

−1

150

エアタービンのみ

50

セラミック玉軸受

図2 試験軸受708の寸法
708 test bearing dimensions

フローティング
ブッシュベアリング

表3 試験軸受708の構成
Configuration of 708 test bearing
項
内

外

目

直

質

Si3N4

径

5/32（3.9688mm）

数

0.3

図3 回転速度と圧縮空気圧の関係
Relationship between rotational speed andcompressed air pressure

７

器

0.2

0.1

圧縮空気圧，MPa

AISI-M50
材

持0

セラミック玉軸受

輪

玉

保

0

PB ∝ N02−N12

ポリイミド樹脂a

図4に，縦軸を，軸受の損失の相対的な対比が

表4 試験条件
Test conditions

可能なように，回転エネルギに比例するエアター
ビンのみでの回転速度の２乗と軸受部を接続した

120 000min−1

アキシアル予圧0.12kN

雰囲気温度

室温

潤

滑

場合の各軸受の回転速度の２乗の差（以下軸受損max.

油種

エアロシェルタービン500

方法

オイルジェット

圧

力0.3MPa max.

油量3.0r/min max.

温

度

313K

図3に試験結果の代表例を示す．試験装置の駆動部であるエアタービンを駆動させる圧縮空気圧を変化させ，セラミック玉軸受とフローティング
ブッシュベアリングとの回転速度を比較したものである．セラミック玉軸受はフローティングブッ
シュベアリングに対して，10％以上は向上した．
駆動部のエアタービンのみで回転させた場合のデ失相当量と称す）で表示した結果を示す．セラミック玉軸受の軸受損失相当量は，フローティング
ブッシュベアリングの70％以下になった．
60

40

セラミック玉軸受

200ータもプロットした．エアタービンのみの回転速

0.1

0.2

0.3

図4 軸受損失相当量と圧縮空気圧の関係
Equivalent bearing frictional loss vs.
compressed air pressure

失と称す）に相当する．エアタービンの風損等を無視すると，回転速度の２乗が回転エネルギに比例するので，この考え方を用いて図3を整理した．
転速度を N 0 ，軸受試験部を接続したときの回転0

圧縮空気圧，MPa度との差が試験部の軸受の動力損失（以下軸受損軸受試験部を接続しないエアタービンのみでの回

フローティング
ブッシュベアリング

）

回転速度

件

−1 2

条

8

目

軸受損失相当量，×10 （min

項

3.2.2

保持器の材料の影響

速度をN1としたとき，N0 −N1 は軸受の損失に比試験軸受の寸法，構成は前記3.2.1と同一であ

例した値になる．軸受の損失PBとすると，次式でるが保持器のみ表5に示す２種類の材料にて比較示される．

した．ポリイミド樹脂は，高力黄銅に対して密度

2

34

2

KOYO Engineering Journal No.157 (2000)

資料−ターボチャージャ用セラミック玉軸受の性能−は20％以下になる．上記表4に示す試験条件にて場合（図６(a)）と，片側で案内する場合（図6(b)）

実施した．

で比較を行った．表7に試験条件を示す．

図5に同一潤滑条件で比較した試験結果の代表

66

例を示す．試験装置の駆動部であるエアタービンを駆動させる圧縮空気圧を変化させ，ポリイミド
樹脂製の保持器と高力黄銅製の保持器を使用した
場合の軸受損失相当量を比較し，その比で示したものである．ポリイミド樹脂製保持器を使用した

φ8

φ19

φ8

したセラミック玉軸受に対して，約15％動力損失

φ19

セラミック玉軸受は，高力黄銅製の保持器を使用を低減した．ポリイミド樹脂の密度が高力黄銅の器の振れ回りによる押し付け力が1/5に減少した

図6 試験軸受798の寸法
798 test bearing dimensions

ためと考えられる．

表5 保持器材料の特性
Characteristics of cage materials項目

表6 試験軸受798の構成
Configuration of 798 test bearing

ポリイミド樹脂

高力黄銅

密度

g/cm3

1.4

8.2

弾性係数

GPa

3

110

線膨張係数

1/K

41×10

−6

項
内

外

目

セラミック玉軸受

輪

KUJ7

玉

材

20×10−6

直（ポリイミド樹脂／高力黄銅）

保

持

19）

質

Si3N4

径

1/8 （3.175mm）7数

1

軸受損失相当量の比

（ｂ）
片側案内

（ａ）
両側案内

1/5のため，遠心力による外輪肩案内面への保持

ポリベンズイミダゾール樹脂器

表7 試験条件
Test conditions
項
0.5

回転速度

潤

0

0.1

0.2

0.3

図5 軸受損失相当量と圧縮空気圧の関係（保持器材質の影響）
Equivalent bearing frictional loss vs.
compressed air pressure（Influence of cage materials）

−1

max.

0.1kN
室温
油

種

エンジンオイル10W-30

方法

オイルジェット

圧

力0.3MPa max.

油量3.0r/min max.

温

度

333K

図 7 に同一潤滑条件で比較した試験結果を示す．前項と同様に試験装置の駆動部であるエアタービンを駆動させる圧縮空気圧を変化させ，保持器の外径面を外輪の肩の片側で案内する場合と，両側で案内する場合で軸受損失相当量を比較し，保持器の案内の影響

図6，表6に試験軸受の寸法，構成を示す．試
験軸受は798相当のアンギュラ玉軸受を用いた．
19）

内外輪が開発材料の準高温用軸受鋼（KUJ7） で，玉が窒化けい素のセラミック玉軸受である．玉径(=3.175mm)，玉数は７個，保持器は耐熱性を有するポリベンズイミダゾール樹脂を使用した．保持器の外径面を外輪の肩の両側で案内する

KOYO Engineering Journal No.157 (2000)

滑件

120 000min

雰囲気温度

圧縮空気圧，MPaは1/8条

アキシアル予圧

0

3.2.3

目

その比で示したものである．外輪の肩の片側で案内した場合のセラミック玉軸受は，外輪の肩の両側で案内した場合のセラミック玉軸受に対して，軸受損失相当量が約20％以上低減した．保持器の案内面が片側の場合，両側の場合に比べて接触面積が半分になるため，その分損失が少なくなったものと考えられる．

35

−ターボチャージャ用セラミック玉軸受の性能−

前項の結果と合わせて考えると，最適な材質と損失が低減するため，両者の積により0.68倍にな項ることから，30%以上の損失の低減を得ることが

セラミック

目

玉

軸受損失相当量の比（片側の肩案内／両側の肩案内）

AISI-M50

AISI-M50

Si3N4

AISI-M50

3/16

3/16

（4.7625mm）（4.7625mm）

1010

ポリイミド樹脂

ポリイミド樹脂

材質
直径
数

保持器
0.5

表9 試験条件
Test conditions
項

目

条

0.1

0.2

0.3

圧縮空気圧，MPa

図7 軸受損失相当量と圧縮空気圧の関係（保持器の案内の影響）
Equivalent bearing frictional loss vs.
compressed air pressure(Influence of cage guidance)

件
−1

回転速度

0
0

3.2.4

鋼製玉軸受

玉軸受

内外輪

1

料

表8 試験軸受7001の構成
Configuration of 7001 test bearings

保持器案内を選ぶと，それぞれ，0.85倍，0.8倍に

できる．

資

120 000min max.

アキシアル予圧

0.1kN

雰囲気温度

室温

潤

滑

油

種

エアロシェルタービン500

方法

オイルジェット

圧

力0.3MPa max.

油量0.023 〜 3.0r/min.

温

度

313K

図9に試験結果を示す．試験装置の駆動部であるエアタービンを駆動させる圧縮空気圧を一定に潤滑油量の影響

図8，表8に試験軸受の寸法，構成を示す．試
験軸受は7001のアンギュラ玉軸受を用いた．内外輪が高温用軸受鋼（AISI-M50）で，玉に窒化けい素を用いたセラミック玉軸受と，内外輪，玉ともに高温用軸受鋼(AISI-M50)である鋼製の玉軸受である．玉径は3/16（=φ4.7625mm），玉数は10個，保持器は耐熱性を有するポリイミド樹脂を使用した．表9に試験条件を示す．オイルジェット潤滑を用いた．給油圧力が同じになるようにして，同等の軸径のフローティングブッシュベアリングとして給油量を変化させ，セラミック玉軸受と鋼製の玉軸受，フローティングブッシュベアリングの３種類の軸受で回転速度を比較した．低速回転域の代表として圧縮空気圧0.1MPa，高速回転域の代表として圧縮空気圧0.3MPaを示した．給油量を減ずると油による攪拌抵抗が減少するためどの軸受も回転速度が上昇した．セラミック玉軸受と鋼製の玉軸受の回転速度は同等であった．すべり軸受のフローティングブッシュベアリングの回転速度は軸受の動力損失が大きいため明らかに回転速度が上記の転がり軸受を下回った．特に低速回の比較も行った．

転域ではそれらの回転速度の差が大きかった．高8速回転域では，給油量を減じた場合，フローティ
ングブッシュベアリングと鋼製の玉軸受はともに焼付いたのに対して，セラミック玉軸受はフロー
ティングブッシュベアリングの約５%，鋼製の玉軸受の約10％の給油量に減らしても焼付きが発生せず，結局，試験を打ち切った．

φ12

φ28

縦軸を，軸受の損失の相対的な対比が可能なように，軸受損失相当量で表示した結果を図10に示す．圧縮空気圧は代表として0.3MPaの場合を示す．焼付が発生した鋼製の玉軸受とフローティン

図8 試験軸受7001の寸法
7001 test bearing dimensions

36

グブッシュベアリングは焼付き発生条件の給油量の５倍を必要供給油量と仮定する．同様に焼付き

KOYO Engineering Journal No.157 (2000)

資料−ターボチャージャ用セラミック玉軸受の性能−の発生しなかったセラミック玉軸受は最小試験油量を限界油量として，その条件の５倍の給油量を
必要供給油量と仮定する．このように給油量を軸受の種類に応じて適当な量にした場合，セラミッ
ク玉軸受の軸受損失相当量は，フローティングブ
ッシュベアリングの50％以下，鋼製の玉軸受の20％以下になった．

3.2.5

回転速度の変化時の軸受損失

前項までは，定常回転状態での回転速度の比較
から軸受の損失を考察してきた．ここでは，軸受を停止状態から駆動力を与えるエアタービンの圧
縮空気の供給を瞬時に与えて立ち上げる加速応答性と，一定の定常回転状態から駆動力を与えるエ
アタービンの圧縮空気の供給を瞬時に断った時の減速特性についてまとめる．
試験軸受の寸法，構成，試験条件は，それぞれ前述の3.2.1と同一である．試験軸受は708相当

15のアンギュラ玉軸受である．加速応答性は，試験

焼付き
圧縮空気圧
0.3MPa10装置の駆動部であるエアタービンに，電磁バルブの開により0.25MPaの圧縮空気圧を瞬時に供給し，試験軸受の過渡的回転状態，すなわち経過時

3回転速度, ×10 min

−1

損傷なし

フローティングブッシュベアリング
鋼製玉軸受
セラミック玉軸受
5間と回転速度の関係を示したものである．セラミック玉軸受とフローティングブッシュベアリングを比較した．減速特性は，セラミック玉軸受とフローティングブッシュベアリングをそれぞれ0.1MPa0.25MPaの空気圧で定常回転させておき，瞬時に電磁バルブを閉じて空気の供給を断ち，試験軸受が停止するまでの回転状態，すなわち経過時間と

0
0.01

0.1

1

10

給油量, R/min

回転速度との関係を示したものである．いずれも潤滑は，給油圧力を0.3MPa一定にした．

図9 回転速度と給油量の関係
Relationship between rotational speed andoil feed

図11に加速応答性を示す．セラミック玉軸受−1の最高回転速度120 000min の50％の60 000min−1−1

および75％の90 000min に到達する時間を比較すると，セラミック玉軸受はフローティングブッ
シュベアリングに対して，それぞれ，約10％，約

25

20％短縮できた．すなわち，セラミック玉軸受は，フローティングブッシュベアリング
鋼製玉軸受
セラミック玉軸受

フローティングブッシュベアリングに対して，加図12に減速特性を示す．停止するまでの時間を比較すると，セラミック玉軸受は，フローティ

軸受損失相当量, ×10 (min )−1 2

速応答性が優れている．

8

20

15

ングブッシュベアリングに対して60％増加した．
すなわち，セラミック玉軸受の回転抵抗がフロー
10
1/5
5

焼付き

ティングブッシュベアリングに対して，明らかに×5に小さいことを示している．
図11をもとにして回転速度の上昇のために使

1/2

0
0.01

われた動力を算出した．セラミック玉軸受および

×5

損傷なし

焼付き
0.1

フローティングブッシュベアリング，エアタービ
1

給油量, R/min

図10 軸受損失相当量と給油量の関係
Equivalent bearing frictional loss vs.
oil feed

10

ンのみの各回転速度での回転速度の時間微分すな
わち傾きを読み取り，回転速度の上昇に使用された動力を計算した．図13に，図11のデータを利用して，今回の試験装置の軸系固有の定数を使用して得られた回転速度の上昇に使用された動力から求めたセラミック玉軸受とフローティングブッシュベアリングの動力損失を示す．セラミック玉軸
受はフローティングブッシュベアリングに対して，−1

加速時の動力損失は最大で80 000から100 000min

KOYO Engineering Journal No.157 (2000)

37

−ターボチャージャ用セラミック玉軸受の性能−の範囲で約0.2kW減少した．

資

料

0.8

図13の場合と同様に図12をもとにして回転

フローティングブッシュベアリング

速度の下降に使用された動力を算出した．図14

セラミック玉軸受に，図12のデータを利用して，今回の試験装置
下降に使用された動力から求めたセラミック玉軸
受とフローティングブッシュベアリングの動力損
失を示す．セラミック玉軸受はフローティングブ

動力損失, kWの軸径固有の定数を使用して得られた回転速度の

0.6

0.4

ッシュベアリングに対して，減速時の動力損失は0.2

最大で100 000から60 000min−1の範囲で約0.2kW減少した．加速時と比較して減速時の動力損失は，セラミック玉軸受の場合平均で約40%，フローテ

0ィングブッシュベアリングの場合で約20%低下し

0

40

80
3

回転速度, ×10 min

た．
以上より，一定速度での回転時および回転速度

120

−1

図13 加速時の動力損失と回転速度の関係
Bearing frictional losses during acceleration vs.
rotational speed

変化時ともに，セラミック玉軸受使用によるメカ
ニカルロスの低減が実験により示された．
150

0.8
フローティングブッシュベアリング

100

動力損失, kW3

回転速度, ×10 min−1

セラミック玉軸受
0.6

0.4

50
エアタービンのみ

0.2

セラミック玉軸受
フローティングブッシュベアリング
0
0

2

4

6

8

10

40

80

120

−1

時間, s

回転速度, ×10 min

図11 加速応答性
Acceleration response

図14 減速時の動力損失と回転速度の関係
Bearing frictional losses during deceleration vs.
rotational speed

エアタービンのみ

3.3 軸受の耐久性・信頼性
3.3.1 耐焼付き性

セラミック玉軸受
フローティングブッシュベアリング
−1

0

3

150

すでに3.2.4で耐焼付き性に関する内容を含む

100

試験データを示した．ここでは理解を深めるため

3

回転速度, 10 min

0に耐焼付き性の内容に絞って詳細に述べる．
図9より，圧縮空気圧0.3MPaの高速回転域の場合，最大給油量3r/minでは，フローティング

50

ブッシュベアリングの回転速度はセラミック玉軸受に対して約17 000min −1低い回転速度で安定して回転していたのに対して，給油量を減じていっ
0

0

10

20
時間, s

図12 減速特性
Deceleration response

38

30

40

た時，回転速度の上昇が最も早かったため回転速度の差が縮まり，給油量が0.4r/minを下回った
ところで昇温大になり，焼付きを発生した．すべ
り軸受は，転がり軸受に対して接触面積が著しく

KOYO Engineering Journal No.157 (2000)

資料−ターボチャージャ用セラミック玉軸受の性能−大きくなるため，安定な油膜を形成するためには

1.5s

0.6

多量の潤滑油が必要なためと考えられる．鋼製の(kN)

玉軸受は，最大給油量3r/minでは，回転速度がセラミック玉軸受とほぼ同じで安定して回転していたのに対して，給油量を減じていった時，軸受

1.5s

0

昇温大のため，若干回転速度がセラミック玉軸受
3sを上回り，給油量が0.2r/minを下回ったところ

無負荷状態での回転速度−1
120 000min

1サイクルで焼付いた．一方，セラミック玉軸受はフローテ
受の約10％の給油量にしても焼付きが発生せず，

図15 アキシアル負荷の繰返し変動の条件
Cycle of axial loading

試験を打ち切った．セラミック玉軸受は他の軸受

20ィングブッシュベアリングの約５％，鋼製の玉軸に対して，潤滑油量が少ない場合優れた耐焼付き性を有することが示された．このことは，セラミックの特徴である共有結合の玉を使用しているこ属どうしの接触がなく，早期の凝着・摩耗等の発生を防ぐことができるためであると考えられる．

3.3.2

振動, G

とから，高速回転時の微少な油膜切れ時にもに金10

アキシアル負荷繰返し変動に対する耐久性

新油，２万km走行相当使用の劣化油，高速度鋼の異物を混入した油にて，セラミック玉軸受の耐久試験を鋼製の玉軸受と比較して実施した．

0

0

まず，ここでは新油にてセラミック玉軸受のア試験装置の構造および試験軸受の寸法，構成は，それぞれ上記図1，図6（ａ），表6と同一である．
試験軸受は798相当のセラミック玉軸受を用いた．
表10に試験条件を示す．フィルタを通した清浄油のオイルジェットの潤滑を用いた．
図15にアキシアル負荷の繰返し変動の条件を示
す．アキシアル予圧のみの無負荷状態での回転速

100
3

アキシアル負荷ON-OFFサイクル数, ×10 cycles

キシアル負荷を繰り返し変動させた耐久試験（以
下負荷繰返し変動耐久試験と称す）
を行った．

50

図16 負荷繰返し変動耐久試験結果
Repeated axial load on-off durability test results

3.3.3

劣化油中での耐久性

次に，２万km走行相当使用の劣化油にて，鋼製の玉軸受と比較してセラミック玉軸受の負荷繰
返し変動耐久試験を行った．
試験装置の構造および試験軸受の寸法，試験条

度が120 000min になるように圧縮空気圧を調整・件は，それぞれ上記図1，図6（ａ），表10と同一

固定し，１サイクル3sにおいて，ON（0.6kN×1.5s）である．試験軸受の構成はセラミック玉軸受と鋼OFF（０kN×1.5s）の10万サイクルのアキシアル負製の玉軸受の比較のために表11に示す．セラミ

荷変動を与えた．アキシアル負荷を変動させるこック玉軸受は表6と同一である．ここでは，セラ−1とにより，内外輪軌道に対する玉の接触角と転動

ミック玉軸受と，内外輪が準高温用軸受鋼（KUJ7）

体荷重を変化させ，玉のスピンすべりを大幅に変で，玉に高温用軸受鋼（高速度鋼：SKH4）を用い化させることを狙った耐久試験である．本試験条

た鋼製の玉軸受の比較を実施した．しかし，試験

件では，遠心力を考慮した数値計算から接触角の条件で，潤滑油には20 000km走行相当のエンジ変化は最大で8.4deg，転動体荷重は無負荷時に対ン台上試験にて使用して劣化させたエンジンオイ

して負荷時は６倍に変化する．

ルを使ったこと，回転速度は振動が大きくなった

図16に負荷繰返し変動耐久試験結果を示す．

ため100 000min−1にしたことが異なる．

図中には，２回の試験結果を示す．フィルターを

図17に劣化油中での耐久試験結果を示す．図

通した清浄油の条件では，セラミック玉軸受は中には，それぞれの軸受各２回の試験結果を示す．

（0.6kN）
OFF
（0）
の10万
120 000min−1におけるON

鋼製の玉軸受はセラミック玉軸受に対して振動値

サイクルの負荷変動では，セラミック玉軸受を組が早期に上昇し，32 000〜40 000サイクルに達す込んだ試験部の振動値は安定しており，異常は発ると，振動大にて継続使用できなくなった．セラ

生しなかった．

ミック玉軸受は100 000サイクルでも振動値の上昇は50%以下で，継続使用が可能であった．試験

KOYO Engineering Journal No.157 (2000)

39

−ターボチャージャ用セラミック玉軸受の性能−

後の軸受の玉を観察すると，鋼製の玉のみ表面が荒れていたことから，玉の表面のあれが鋼製の玉軸受の振動が早期に大きくなる原因となっていると考えられる．

目

鋼を60ppm混入させたものを使ったこと，回転速−1度は振動が大きくなったため劣化油中での試験と−1

ON：0.6kN，OFF：0

アキシアル荷重（サイクル；図15参照）

雰囲気温度

室

温

油

種

エンジンオイル10W-30

方法

オイルジェット

圧

力0.3MPa max.

油量3.0r/min max.

温

度

343K

セラミック

内外輪
玉

材質
直径
数

保持器

図18に異物油中での耐久試験結果を示す．図中には，それぞれの軸受各２回の試験結果を示す．
鋼製の玉軸受はセラミック玉軸受に対して振動値が早期に上昇し，28 000〜38 000サイクルに達す
値も劣化油中の場合よりも早期に高くなった．セ
ラミック玉軸受は100 000サイクルでも振動値の上昇は50%以下で，継続使用が可能であった．しかし，振動値は，劣化油中の場合よりも約50%高くなった．
図19に耐久試験後の各部品の摩耗量をセラミ

鋼製玉軸受

玉軸受

同一の100 000min にしたことが異なる．

ると，振動大にて継続使用できなくなった．振動表11 試験軸受798の構成
Configuration of 798 test bearings
目

図6
（ａ）
，表10，表11と同一である．ここでも，

法27μm，ビッカース硬さ800~900HVの高速度

件

0.1kN

アキシアル予圧項

試験軸受の寸法，構成，試験条件は，前述の通した清浄なエンジンオイルに異物として平均寸120 000min

滑

異物油中での耐久性た．しかし，試験条件で，潤滑油にはフィルタを

条

回転速度

潤

料

セラミック玉軸受と鋼製の玉軸受の比較を実施し

表10 試験条件
Test conditions
項

3.3.4

資

ック玉軸受と鋼製の玉軸受を比較して示す．ここでは摩耗量は半径での値とした．鋼製の玉軸受はKUJ719）

KUJ7

Si3N4

SKH4

よび内輪が約５μm，外輪が２〜３μmの摩耗量

1/8

1/8

を示したのに対して，セラミック玉軸受は（3.175mm）（3.175mm）

100 000サイクルでもセラミック玉の損傷はまっ

7

7

たくなく，内外輪が１〜２μmの摩耗を示したの

ポリベンズ

ポリベンズ

みであった．玉の外観の比較を図20に示す．鋼

イミダゾール樹脂

イミダゾール樹脂製の玉軸受は，劣化油中での耐久試験の場合と同試験を打ち切った28 000〜38 000サイクルで玉お様に玉表面が荒れるために，玉，内外輪ともに摩20耗したと考えられる．セラミック玉軸受は異物に対して玉の硬度が十分に高いことにより玉の損傷
鋼製玉軸受

がまったく生じなかったため，内外輪軌道に対する攻撃がなかったものと考えられる．さらに，セ振動, G

ラミック玉軸受は，今回の高速度鋼よりさらに硬いビッカース硬さ2 500HVの炭化けい素の異物で10もセラミック玉には損傷を生じないことを確認して
20）
おり ，セラミック玉軸受の異物に対する優位性が示された．
セラミック玉軸受

0

0

50

100
3

アキシアル負荷ON-OFFサイクル数, ×10 cycles

図17 劣化油中での耐久試験結果（２万km使用油）
Durability test results with 20 000km used oil

40

KOYO Engineering Journal No.157 (2000)

資料−ターボチャージャ用セラミック玉軸受の性能−

3.3.5

20

回転ON-OFF繰返しに対する耐久性

試料軸受の寸法，構成は前述の図8，表8と同鋼製玉軸受一である．しかし，セラミック玉軸受と鋼製の玉軸受の差が明確になるように，保持器を使用しな

振動, G

い総玉軸受にて試験した．試験軸受は7001のアン
ギュラ玉軸受を用いた．内外輪が高温用軸受鋼

10（AISI-M50）で，玉に窒化けい素を用いたセラミ
ック玉軸受と，内外輪，玉ともに高温用軸受鋼

セラミック玉軸受(AISI-M50)である鋼製玉軸受である．玉径は3/16（=φ4.7625mm），総玉軸受のため玉数は13個である．表12に試験条件を示す．セラミック玉軸
0

0

50

100

受と鋼製玉軸受の差が明確になるように，オイル
ミスト潤滑を用いた．

3

アキシアル負荷ON-OFFサイクル数, ×10 cycles

図18 異物油中での耐久試験結果（0.027mm高速度鋼）
Durability test results incontaminated oilwith 0.027mm high-speed-steel powder

表12 試験条件
Test conditions
項

摩耗量, μm

10

目

条

内輪

内輪

外輪

外輪

玉

玉

件
−1

回転速度

ON ：120 000min
OFF：0（サイクル：図21参照）
0.12kN

アキシアル予圧
雰囲気温度

鋼製玉軸受

潤

5

セラミック玉軸受

滑

室温
油

種

ベロシティ No. 6

方法

オイルミスト

圧

力0.1MPa

油量0.09r/h

温

度

室

温

図21に回転速度繰返し変動の条件を示す．ON

0
0

50

100

時に回転速度が120 000min−1になるように圧縮空3

アキシアル負荷ON-OFFサイクル数, ×10 cycles

気圧を調整・固定し，電磁バルブの開閉にて，

図19 異物油中での耐久試験による各部品の摩耗量（0.027mm高速度鋼）
Component wear in contaminated oilwith 0.027mm high-speed-steel powder

ON-OFFを繰返した．ONでは，停止状態から試験装置の駆動部であるエアタービンに電磁バルブの開によって調整した圧縮空気圧を瞬時に供給
し，回転を与えた．その後30s間，回転速度が120 000min −1にて安定するまで保持した．OFFでは，120 000 min−1の回転状態から瞬時に電磁バルブを閉じて空気の供給を断ち，試験軸受を停止させた．OFFの時間は完全に回転が停止する時間を考慮して，60sに設定した．したがってON-OFFの１サイクルは90sになる．この耐久試験は，回転速度を急激に変化させることにより，玉の挙動

0.1mm
┣━┫

0.1mm
┣━┫

及び内外輪軌道への玉の当たりを急激に変化させることによって，負荷繰返し変動耐久試験以上に（ａ）
セラミック球

（ｂ）
鋼球

図20

異物油中での耐久試験後の玉の外観（0.027mm高速度鋼）
Photograph of ceramic and steel balls after durability test incontaminated oil with 0.027mm high-speed-steel powder

KOYO Engineering Journal No.157 (2000)

玉のスピンすべりを大幅に変化させることを狙った耐久試験である．

41

−ターボチャージャ用セラミック玉軸受の性能−

資料３）保持器材として，ポリイミド樹脂と高力黄銅
60s

120 000を比較した場合，ポリイミド樹脂の方が軸受−1(min )

損失を約15%低下させた．
４）外輪案内の保持器の案内面が外輪の片側の肩30sのみの場合，両側の肩の場合に比べて約20%0以上軸受損失を低減した．
90s

５）急加速，および減速の試験では，セラミック

1サイクル

玉軸受はフローティングブッシュベアリング

図21 回転速度繰返し変動の条件
Cycle of rotaional speedに対して，ともに約0.2kW動力損失を低減した．

図22に回転ON-OFF繰返し耐久試験結果を示す．図中には，それぞれの軸受各２回の試験結果を示す．鋼製玉軸受では２〜３サイクルで軸受が焼付いたのに対して，セラミック玉軸受では1000サイクルでも軸受にまったく異常なく継続試験が可能であった．これだけの明確な差が出たのは，保持器を使用しなかったために，特に加速時に隣り合う玉どうしが進み遅れにより接触する現象が生じて，油膜切れが生じたためと考えられる．
玉と玉の接触部では，回転方向が逆になるため，すべりが生じる．金属の玉どうしでは油膜切れが生じると凝着が起こり，急激に焼付き状態になると推測される．セラミック玉軸受では金属接触が生じないので，同じように玉どうしが接触しても，焼付きに到らなかったものと考えられる．

６）急加速時に対して，減速時はセラミック玉軸
受で約40％，フローティングブッシュベアリ
ングで約20％動力損失が低下した．
７）セラミック玉軸受は，鋼製の玉軸受の約10％，
フローティングブッシュベアリングの約５％の潤滑油量でも焼付かず耐焼付き性に優れていた．
８）負荷繰返し変動耐久試験ではセラミック玉軸受には異常は発生しなかった．
９）鋼製玉軸受に比べて，劣化油（２万km使用油）
および異物（高速度鋼）
混入に対する耐久性がともに３倍以上向上した．
10）異物油中の方が劣化油中に比べて軸受の耐久性に与える影響は大きく，振動が大きくなる
傾向が高かった．
11）高速度鋼は，鋼製玉軸受では，玉，内外輪す
べてに対して摩耗を引き起こしたのに対し

焼付きて，セラミック玉軸受では，玉にはまったく鋼製玉軸受損傷が生じず，内外輪の摩耗も少なかった．

焼付き12）回転ON-OFF繰返し耐久試験では，鋼製玉軸
損傷なし

受は早期に焼付いたのに対して，セラミック
玉軸受はまったく異常なかった．

セラミック玉軸受
損傷なし
1

10

100

1 000

10 000ON-OFFサイクル数, cycles

図22 回転ON-OFF繰返し耐久試験結果
Repeated ON-OFF rotational speed durability test

以上より，長寿命，低損失，耐焼付き性および耐久性に優れたターボチャージャ用セラミック玉軸受が開発できた．

付記
4．おわりに加速試験時に回転速度の上昇のために使われたターボチャージャ用のセラミック玉軸受の開発において，窒化けい素セラミック玉軸受の各種性能試験を実施した結果をまとめて示す．

動力および減速試験時に回転速度の停止に使われた動力損失は以下の計算にて求めた．
回転系の慣性モーメントをIとし，Iの時間変化

１）定常回転時の軸受損失は，従来のフルフロー

および回転系の風損等を無視する．角速度をω

トブッシュベアリングに比べて，30%以上低，回転速度を上げるために使われたト（rad･s ）減できた．

とする．τAは式aで示される．
ルクをτA（N･m）−1２）給油量を焼付きを生じない適当な量に絞ると，フローティングブッシュベアリングに対しては約50%，鋼製の玉軸受に対しては20%の損τΑ = Idωdta

失低減が可能であった．

42

KOYO Engineering Journal No.157 (2000)

資料−ターボチャージャ用セラミック玉軸受の性能−

回転速度を上げるために使われた動力 P A（W）

d
dω
dθ
∫I
dt
dt
d ω・dω
=I∫
dt= I ω dωdtPΑ =11）竹林博明，Michael T. Johns，六角和夫，s谷本12）谷 本清：SAE 901629 (1990).
清，竹林博明，奥田康一：1995

Yokohama International Gas Turbine
Congress (1995) Ⅲ-237.
13）竹林博明，谷本

角速度ωを回転速度nに置き換えて表わし，ことすると，式aの系に固有な定数をα（ I を含む）

清，服部智哉：日本ガス

タービン学会誌，vol. 26, no. 102 (1998) 55.
14）竹林博明，谷本清，服部智哉：日本ガス

タービン学会誌，vol. 26, no. 102 (1998) 61.

は式dで示すことができる．

dnPΑ = α ndt10）竹 林 博 明 , 増 本 雄 治 , 井 上 浩 一 ： K O Y OEngineering Journal, no. 136 (1989) 12.

は，式sで示される．

15）小 池 篤 史 ， 古 川弘，高橋幸雄，小池尚d昭：日本自動車技術会1999年春季大会学術

セラミック玉軸受およびフローティングブッシ

16）KOYO Engineering Journal, no. 156 (1999) 79.

ュベアリング，エアタービンのみの各回転速度n17）竹 林 博 明 ： K O Y O E n g i n e e r i n g J o u r n a l ,講演会前刷集no. 29-99 (1999) 1.

でのnの時間微分すなわち傾きを読み取り，回転速度の上昇に使用された動力PAを計算することがno. 127 (1985) 59.
18）谷本清，池田哲雄：KOYO Engineering

Journal，no. 156 (1999) 26.

できる．
同じようにして，回転速度の停止に使用された
動力損失を求めることができる．回転速度の減速とすると，τ Dはに使われたトルクをτ D（kg･m）dωdt

151 (1997) 6.
20）谷本

清：トライボロジー会議1999秋予稿集, (1999-10) 401.

式(1')で示される．

τD = I

19）太田敦彦：KOYO Engineering Journal, no.

(1')

従って，回転の停止に使用された動力損失 P D（W）は，式(3')で示される．

PD = α n

dn
dt

(3')

参考文献
１）佐々木祥二，奥山晃英：日本ガスタービン

筆 者

学会誌，vol. 24，no. 96 (1997) 16.
２）鈴木年雄：日本ガスタービン学会誌，vol. 24,
no. 96 (1997) 25.
３）近藤暢宏：日本ガスタービン学会誌，vol. 24,
no. 96 (1997) 29.
４）藤 本 広 司 郎 ， 西 尾 一 生 ， 田 窪 孝 康 ： N T N
Technical Review, no. 61 (1992) 70.
５）NSK Technical Journal, no. 659 (1995) 46.
６）KOYO Engineering Journal, no. 145 (1994) 24.
７）KOYO Engineering Journal, no. 139 (1991) 16.
８）大槻正章：KOYO Engineering Journal, no. 145(1994) 126.
９）竹 林 博 明 , 増 本 雄 治 , 井 上 浩 一 ： K O Y OEngineering Journal, no. 135 (1989) 58.

KOYO Engineering Journal No.157 (2000)

谷本 清*
K. TANIMOTO*

梶原一寿**
K. KAJIHARA

総合技術研究所柳井邦夫***
K. YANAI

基礎技術研究所

軸受技術開発部** 軸受事業本部 軸受技術センター
自動車技術実験部*** 軸受事業本部 軸受技術センター
自動車ユニット技術部

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